王 壯，胡錦華，楊建文，金 丹，李炎棟，霍世慧

(西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710100)

0 引言

進(jìn)入21世紀(jì)以來(lái)，大規(guī)模探索宇宙的航天活動(dòng)對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性能提出了很高的要求，因此對(duì)大推力、高性能、高可靠性、可重復(fù)使用的液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的需求愈加迫切，于是，具有高性能、高可靠性的全流量補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)自1986年問(wèn)世以來(lái)便備受關(guān)注。作為分級(jí)燃燒循環(huán)的產(chǎn)物，全流量補(bǔ)燃循環(huán)是將全部氧化劑和燃料先經(jīng)預(yù)燃室燃燒，分別產(chǎn)生富氧燃?xì)夂透蝗既細(xì)猓S后富氧燃?xì)夂透蝗既細(xì)饨?jīng)氣—?dú)鈬娮⑵鲊娙胫魅紵疫M(jìn)行補(bǔ)燃，產(chǎn)生推力。作為主燃燒室的重要組成部分，氣—?dú)鈬娮⑵鞯慕Y(jié)構(gòu)與性能直接影響推進(jìn)劑燃燒流場(chǎng)的組織，從而影響燃燒效率與燃燒穩(wěn)定性，進(jìn)而影響推力室的性能。

氣—?dú)鈬娮⑵鲝慕Y(jié)構(gòu)上可以分為氣—?dú)馔S直流式噴注器、氣—?dú)馔S離心噴注器以及同軸雙剪切噴注器。同軸直流式噴注器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、排布緊湊，適用范圍較廣。離心噴注器結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，結(jié)構(gòu)尺寸較大，不利于其在頭部的排布；另外，由于氣—?dú)鈬娮⑵鲀?nèi)部推進(jìn)劑組元無(wú)需經(jīng)歷霧化環(huán)節(jié)，因此離心噴注器的優(yōu)勢(shì)會(huì)被大大減弱。同軸雙剪切噴注器結(jié)構(gòu)尺寸較小，但是結(jié)構(gòu)相對(duì)復(fù)雜，加工難度較大。

國(guó)外對(duì)氣—?dú)鈬娮⑵髟谌髁垦a(bǔ)燃發(fā)動(dòng)機(jī)上應(yīng)用的研究相對(duì)較早，由于推進(jìn)劑組元以氣態(tài)噴入燃燒室，推進(jìn)劑無(wú)需經(jīng)歷霧化以及汽化過(guò)程，因此推進(jìn)劑組元的混合過(guò)程在很大程度上控制著燃燒過(guò)程。噴注器表面以及噴注盤(pán)的熱環(huán)境相對(duì)嚴(yán)峻。在早期通過(guò)大量中、小型燃燒室的冷流試驗(yàn)和熱試驗(yàn)，對(duì)噴注器性能、燃燒性能、燃燒穩(wěn)定性以及噴注器表面的傳熱問(wèn)題進(jìn)行了研究。但是早期試驗(yàn)研究燃燒室的壓力相對(duì)較低，與發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際工作狀態(tài)相差較遠(yuǎn)。Farhangi等設(shè)計(jì)了氣氫/富氧燃?xì)鈬娮⑵鳎⒃?.6～13 MPa的室壓范圍內(nèi)進(jìn)行了大量熱試驗(yàn)，對(duì)燃燒穩(wěn)定性以及噴注器的熱負(fù)荷進(jìn)行檢測(cè)，為后續(xù)的設(shè)計(jì)提供了豐富的數(shù)據(jù)庫(kù)。

國(guó)內(nèi)北京航空航天大學(xué)的蔡國(guó)飆團(tuán)隊(duì)在這方面的研究較為突出：金平等通過(guò)冷流實(shí)驗(yàn)對(duì)同軸直流式、同軸離心式氣—?dú)鈬娮⑵鳉饬鞯牧鲌?chǎng)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)觀測(cè)，基于射流理論揭示了這兩種噴注器的內(nèi)部流場(chǎng)特征以及推進(jìn)劑組元的混合機(jī)理；李茂、WANG、杜正剛等對(duì)同軸直流式以及同軸雙剪切式噴注器進(jìn)行了大量單噴嘴燃燒試驗(yàn)，研究了推進(jìn)劑混合比、壓降比、速度比等參數(shù)對(duì)燃燒室燃燒性能以及噴嘴和燃燒室表面熱負(fù)荷的影響，并且通過(guò)量綱分析得到燃燒室換熱特性的相似準(zhǔn)則；在前人研究的基礎(chǔ)上，汪小衛(wèi)等進(jìn)行了大量多噴注器的燃燒試驗(yàn)，研究了噴注單元相互作用下的燃燒特性以及噴注流量與噴注單元排布對(duì)頭部熱環(huán)境的影響。

在氣—?dú)馔S直流式噴注器氣體組元的混合以及燃燒特性方面，前人做了大量研究工作，但是在噴注器結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)燃燒性能影響方面的系統(tǒng)研究較少。本文通過(guò)對(duì)某型號(hào)的氣—?dú)鈬娮⑵鬟M(jìn)行二維簡(jiǎn)化，氧噴嘴入口為富氧燃?xì)?主要成分為O)，燃料噴嘴入口為富燃燃?xì)?主要成分為CH)，通過(guò)對(duì)燃燒流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，來(lái)分析氧噴嘴直徑、燃料噴嘴寬度、氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚以及中心噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度這4方面結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對(duì)燃燒性能的影響。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 數(shù)值方法

本文研究的幾何模型(如圖1所示)和流場(chǎng)結(jié)構(gòu)是軸對(duì)稱的，因此采用的是二維軸對(duì)稱多組分—方程，數(shù)值求解時(shí)，對(duì)流項(xiàng)離散采用的是二階迎風(fēng)格式，擴(kuò)散項(xiàng)離散采用的是二階中心差分格式，湍流模型采用的是標(biāo)準(zhǔn)-湍流模型，該模型對(duì)求解剪切流、混合流以及分離流動(dòng)有很好的適應(yīng)性。

圖1 三維幾何模型Fig.1 3D geometric model

燃燒采用概率密度模型(以下簡(jiǎn)稱PDF模型)。PDF模型自提出以來(lái)，國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者從實(shí)驗(yàn)以及數(shù)值仿真兩方面對(duì)其進(jìn)行了大量的研究以及修正。PDF模型采用化學(xué)平衡假設(shè)，即假設(shè)燃燒系統(tǒng)一直處于平衡狀態(tài)，燃燒速率由混合速率控制。對(duì)于一個(gè)特定的燃燒系統(tǒng)，該模型根據(jù)最小吉布斯自由能法，將復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)減少為一個(gè)(或者兩個(gè))守恒的混合分?jǐn)?shù)，而對(duì)應(yīng)為所有熱化學(xué)標(biāo)量(組分濃度、密度、溫度等)的單值函數(shù)；再通過(guò)概率密度函數(shù)法將湍流和化學(xué)反應(yīng)的相互作用結(jié)合起來(lái)。于是，燃燒可以被簡(jiǎn)化為一個(gè)混合問(wèn)題，這樣便大大簡(jiǎn)化了運(yùn)算，并且可以嚴(yán)格考慮湍流和化學(xué)反應(yīng)的相互作用。

1.2 邊界條件

燃燒室設(shè)計(jì)壓力為25 MPa；富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)馊肟诰鶠橘|(zhì)量入口，富氧燃?xì)庥蒓、CO與HO組成，富燃燃?xì)庥蒀H、CO與HO組成，富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)飧髯粤髁恳约叭細(xì)庑再|(zhì)如表1與表2所示。

表1 富氧燃?xì)馊肟趨?shù)Tab.1 Inlet parameters of oxygen enriched gas

表2 富燃燃?xì)馊肟趨?shù)Tab.2 Inlet parameters of rich fuel gas

本文計(jì)算模型的邊界條件如圖1所示，入口采用的是質(zhì)量流量入口邊界條件，具體參數(shù)見(jiàn)表1和表2。噴管出口是超音速的，本文采用的是壓力外推條件，通過(guò)上游參數(shù)根據(jù)特征線法外推獲得。

1.3 計(jì)算工況

本文從氧化劑噴嘴直徑、燃料噴嘴寬度、氧噴嘴與燃料噴嘴之間壁厚以及中心氧噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度這4方面來(lái)探究氣—?dú)馔S直流式噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃燒室燃燒性能的影響，這4個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)的表示如圖2所示。其中，表示氧噴嘴直徑，Δ表示燃料噴嘴內(nèi)外徑之差，此處定義為燃料噴嘴寬度，表示氧噴嘴與燃料噴嘴之間壁厚，表示氧噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度。

圖2 噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of nozzle structure

本文選定初始基準(zhǔn)尺寸參數(shù)如表3所示，后續(xù)在基準(zhǔn)尺寸的基礎(chǔ)上，每次只改變、Δ、與這4個(gè)參數(shù)中的一個(gè)。

表3 基準(zhǔn)尺寸參數(shù)Tab.3 Benchmark size parameters 單位：mm

1.4 評(píng)價(jià)方法

通過(guò)對(duì)比燃燒室流場(chǎng)的最高溫度、組分均勻性、火焰長(zhǎng)度以及燃燒效率，來(lái)分析結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃燒性能的影響。本文定義火焰長(zhǎng)度為高溫燃?xì)鈹U(kuò)散到中心軸的位置與噴注面板(如圖2所示)的距離。燃燒效率用來(lái)表征單位質(zhì)量推進(jìn)劑能量在燃燒室中轉(zhuǎn)化為熱能的完善程度，其計(jì)算方法很多，本文用喉部截面處O的消耗量與噴入燃燒室的O總質(zhì)量的比值來(lái)表征燃燒效率，即

(1)

2 計(jì)算結(jié)果比較與分析

2.1 計(jì)算方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，利用本文前面論述的計(jì)算方法與文獻(xiàn)[25]中的試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比。由圖3可以看出，燃燒室壓力計(jì)算值與試驗(yàn)值相比稍微偏小，但基本吻合，可以認(rèn)為本文的計(jì)算方法滿足精度要求。

圖3 計(jì)算模型驗(yàn)證結(jié)果Fig.3 Verification results of calculation model

2.2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

本文計(jì)算采用的是結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對(duì)壁面、氣氣剪切等區(qū)域進(jìn)行了加密。為保證計(jì)算精度，進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。本文劃分了4套網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量分別為4.5×10、6.7×10、8.9×10以及10.9×10，4套網(wǎng)格下計(jì)算得到的富氧燃?xì)馊肟趬毫Ψ謩e為25.302 MPa、25.299 MPa、25.301 MPa和25.301 MPa。可以看出，8.9×10和10.9×10兩套網(wǎng)格下計(jì)算得到的壓力值相同。因此，可認(rèn)為網(wǎng)格數(shù)量增加到8.9×10后，計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無(wú)關(guān)。

2.3 流場(chǎng)特征分析

在探究結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃燒室燃燒性能的影響規(guī)律之前，先對(duì)基準(zhǔn)尺寸參數(shù)下燃燒室流場(chǎng)進(jìn)行分析，圖4、圖5分別為噴注面板附近的速度云圖、流線圖以及基準(zhǔn)尺寸參數(shù)下燃燒室的溫度云圖(由于計(jì)算域?yàn)榧?xì)長(zhǎng)結(jié)構(gòu)，為了更加清楚地展示流場(chǎng)細(xì)節(jié)，因此本文將所有云圖在徑向上進(jìn)行3倍放大)。

由圖4可以看出，在噴嘴出口處，富燃燃?xì)馑俣容^高，富氧燃?xì)馑俣容^低。但是富氧燃?xì)饬髁看?，因此富氧燃?xì)獾牧黧w慣性較大。一方面，由于流體慣性作用，富氧燃?xì)鈱?duì)富燃燃?xì)庥写惦x作用；另一方面，富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)庵g存在較大的速度差，因此會(huì)產(chǎn)生較強(qiáng)的剪切力。另外，由圖5可以看出，燃燒室內(nèi)部明顯存在兩個(gè)較強(qiáng)的回流區(qū)：A區(qū)與B區(qū)，這是因?yàn)樵趪娮斐隹诟浇嬖谳^大的速度梯度，因此兩股流體會(huì)在剪切力作用下產(chǎn)生較強(qiáng)的卷吸作用，從而在圖5中A區(qū)產(chǎn)生回流渦；另外，在卷吸作用下兩股流體摻混均勻，從而在A區(qū)產(chǎn)生一穩(wěn)定的高溫區(qū)以穩(wěn)定火焰(如圖5所示)；由于富燃燃?xì)饬黧w慣性較小，富氧燃?xì)鈱?duì)富燃燃?xì)庥写惦x作用，因此流線壓縮，在B區(qū)產(chǎn)生回流區(qū)。

圖4 基準(zhǔn)尺寸參數(shù)下流線圖Fig.4 Velocity contour and streamline under benchmark size parameters

圖5 基準(zhǔn)尺寸參數(shù)下溫度場(chǎng)云圖Fig.5 Temperature contour under benchmark size parameters

由圖5可以看出，沿軸向越靠下游燃?xì)鉁囟仍礁?。這是因?yàn)樵诩羟凶饔孟?，富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)膺M(jìn)行摻混，從而發(fā)生燃燒反應(yīng)，并且沿軸向向下游發(fā)展。在上游，由于富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)鈩傞_(kāi)始摻混，摻混效果較差，因此反應(yīng)不完全，燃?xì)鉁囟容^低；燃燒區(qū)域隨流場(chǎng)沿軸向向下游發(fā)展的同時(shí)，亦沿徑向向中心軸以及壁面擴(kuò)散，在流動(dòng)過(guò)程中，二者逐漸摻混均勻，因此燃?xì)鉁囟壬摺?/p>

2.4 氧噴嘴直徑的影響

在保證其余參數(shù)不變的情況下，只改變氧噴嘴直徑，分別對(duì)為6.6 mm、7.1 mm、7.6 mm、8.1 mm時(shí)燃燒室的流場(chǎng)進(jìn)行仿真模擬，其溫度云圖如圖6所示，內(nèi)部組分云圖如圖7、圖8所示，燃燒效率如表4所示。

圖6 不同do參數(shù)下燃燒室的溫度云圖Fig.6 Temperature contour under different do

圖7 不同do參數(shù)下O2摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.7 Mole fraction contour of O2 under different do

圖8 不同do參數(shù)下CH4摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.8 Mole fraction contour of CH4 under different do

表4 不同do參數(shù)下的燃燒效率Tab.4 Combustion efficiency under different do

由圖6可以看出，當(dāng)=6.6 mm時(shí)，火焰長(zhǎng)度為300 mm；當(dāng)=7.1 mm時(shí)，火焰長(zhǎng)度為340 mm；當(dāng)=7.6 mm時(shí)，火焰長(zhǎng)度為410 mm；當(dāng)=8.1 mm時(shí)，火焰超過(guò)喉部。即：隨著中心氧噴嘴直徑的增加，火焰長(zhǎng)度明顯增加。另外，從圖7與圖8可以看出，隨著的增加，中心區(qū)域O的消耗量明顯下降，并且B回流區(qū)CH的摩爾濃度明顯增加。從表4可以看出，隨著增加，燃燒效率降低。

這是因?yàn)樵诟谎跞細(xì)饬髁颗c富燃燃?xì)饬髁坎蛔兊那闆r下，隨著中心氧噴嘴直徑的增加，富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)獾膭?dòng)量比減小，二者的剪切作用減弱；另外，由于中心氧噴嘴直徑增加，富燃燃?xì)庀蛑行妮S線的擴(kuò)散距離增大，從而減緩了富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)獾膿交爝^(guò)程。因此在B回流區(qū)CH的摩爾濃度增加，中心區(qū)域O的消耗量明顯下降。從而導(dǎo)致燃燒區(qū)域在徑向擴(kuò)散減緩，火焰長(zhǎng)度增加，燃燒效率降低。

2.5 燃料噴嘴寬度的影響

在保證其余參數(shù)不變的情況下，只改變?nèi)剂蠂娮鞂挾圈?，分別對(duì)Δ為0.6 mm、0.7 mm、0.8 mm、0.9 mm時(shí)燃燒室的流場(chǎng)進(jìn)行仿真模擬，其溫度云圖如圖9所示，內(nèi)部CH組分云圖如圖10所示，燃燒效率如表5所示。

圖9 不同Δdf參數(shù)下燃燒室的溫度云圖Fig.9 Temperature contour under different Δdf

圖10 不同Δdf參數(shù)下CH4摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.10 Mole fraction contour of CH4 under different Δdf

表5 不同Δdf參數(shù)下的燃燒效率Tab.5 Combustion efficiency under different Δdf

由圖9與表5可以看出，隨著燃料噴嘴寬度增加，火焰長(zhǎng)度有微弱增加，燃燒效率有微弱降低。但是由圖10可以看出，CH摩爾濃度在B回流區(qū)的變化較為明顯。

這是因?yàn)榕c富氧燃?xì)庀啾?，富燃燃?xì)饬髁枯^小，并且限于結(jié)構(gòu)原因，燃料噴嘴寬度變化較小，因此火焰長(zhǎng)度以及燃燒效率變化微弱。另外，隨著燃料噴嘴寬度增加，在燃料流量不變的前提下，雖然富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)獾膭?dòng)量比增加，但是富燃燃?xì)獾牧黧w慣性減小，富氧燃?xì)鈱?duì)富燃燃?xì)獾拇惦x作用增加，因此在B回流區(qū)的CH的摩爾濃度增加，從而造成燃燒效率微弱降低。

2.6 燃料噴嘴與氧噴嘴之間壁厚的影響

在保證其余參數(shù)不變的情況下，只改變?nèi)剂蠂娮炫c氧噴嘴之間的壁厚，分別對(duì)為0.8 mm、1.05 mm、1.3 mm時(shí)燃燒室的流場(chǎng)進(jìn)行仿真模擬，其溫度云圖、內(nèi)部組分云圖分別如圖11～圖13所示，燃燒效率如表6所示。

表6 不同δ參數(shù)下的燃燒效率Tab.6 Combustion efficiency under different δ

燃料噴嘴與氧噴嘴之間的壁厚不僅起到將富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)飧綦x開(kāi)的作用，富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)庥捎诰砦饔眠€會(huì)在A回流區(qū)形成穩(wěn)火點(diǎn)，起到穩(wěn)定火焰的作用。由圖11可以看出，當(dāng)為0.8 mm時(shí)，穩(wěn)火點(diǎn)的最高溫度為3 521 K；當(dāng)為1.05 mm時(shí)，穩(wěn)火點(diǎn)的最高溫度為3 405 K；當(dāng)為1.3 mm時(shí)，穩(wěn)火點(diǎn)的最高溫度為3 281 K。顯然，隨著的增加，穩(wěn)火點(diǎn)的溫度顯著降低。

圖11 不同δ參數(shù)下燃燒室的溫度云圖Fig.11 Temperature contour under different δ

由表6可以看出，隨著的增加，燃燒效率降低。另外，由圖12與圖13可以看出，隨著增加，中心區(qū)域的O消耗量下降，B回流區(qū)的CH質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加。這是因?yàn)殡S著增加，富燃燃?xì)庀蛑行妮S線的擴(kuò)散距離增加，并且使得燃料噴嘴的面積增大，從而導(dǎo)致富燃燃?xì)獾牧魉俳档?。這二者使得中心富氧燃?xì)鈱?duì)富燃燃?xì)獾拇惦x作用增強(qiáng)，富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)庵g的摻混作用減弱，從而導(dǎo)致B回流區(qū)的CH質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加，火焰長(zhǎng)度明顯增加。

圖12 不同δ參數(shù)下O2摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.12 Mole fraction contour of O2 under different δ

圖13 不同δ參數(shù)下CH4摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.13 Mole fraction contour of CH4 under different δ

2.7 縮進(jìn)距離的影響

在保證其余參數(shù)不變的情況下，只改變氧噴嘴縮進(jìn)距離，分別對(duì)為0 mm、2 mm、3 mm、7 mm時(shí)燃燒室的流場(chǎng)進(jìn)行仿真模擬，其溫度云圖、內(nèi)部組分云圖分別如圖14與圖15所示，燃燒效率如表7所示。

圖14 不同Lr參數(shù)下燃燒室的溫度云圖Fig.14 Temperature contour under different Lr

由圖14可以看出，縮進(jìn)距離對(duì)火焰長(zhǎng)度的影響較為微弱，但是當(dāng)縮進(jìn)距離為0時(shí)，很明顯可以看出回流區(qū)A的穩(wěn)火點(diǎn)溫度較低，并且回流區(qū)A較小，會(huì)造成火焰不穩(wěn)定。由圖15可以看出，對(duì)富氧燃?xì)馀c富燃燃?xì)獾膿交煊绊戄^大，當(dāng)縮進(jìn)距離為0時(shí)，回流區(qū)B內(nèi)CH的摩爾濃度大幅度增加；后續(xù)隨著縮進(jìn)距離的增加，回流區(qū)內(nèi)甲烷的濃度雖有減小，但是作用比較微弱。由表7可以看出，隨著縮進(jìn)距離的增加，燃燒室燃燒效率逐漸增加。由此可以看出，一定的縮進(jìn)距離有助于組元的摻混，提高燃燒效率。

圖15 不同Lr參數(shù)下CH4摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.15 Mole fraction contour of CH4 under different Lr

表7 不同Lr參數(shù)下的燃燒效率Tab.7 Combustion efficiency under different Lr

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)氧噴嘴直徑、燃料噴嘴寬度、氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚以及中心噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度這4方面的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃燒室燃燒性能的影響進(jìn)行仿真分析，得到以下結(jié)論。

1)氧噴嘴直徑以及氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚對(duì)火焰長(zhǎng)度影響較大，隨著氧噴嘴直徑以及氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚增大，燃燒室內(nèi)火焰長(zhǎng)度明顯增加，燃燒效率明顯降低；另外，氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚對(duì)穩(wěn)火點(diǎn)的溫度影響較大，隨著壁厚增加，穩(wěn)火點(diǎn)溫度明顯降低。

2)燃料噴嘴寬度對(duì)火焰長(zhǎng)度影響較小，隨著燃料噴嘴寬度的增加，火焰長(zhǎng)度微弱增加；但是燃料噴嘴寬度對(duì)組元摻混影響較大，燃料噴嘴寬度越大，靠近噴注面的回流區(qū)內(nèi)燃料組分濃度越大，混合越差。

3)縮進(jìn)距離對(duì)火焰長(zhǎng)度影響微弱，但是設(shè)計(jì)一定的縮進(jìn)距離可以明顯增強(qiáng)推進(jìn)劑組元之間的混合，并且提高穩(wěn)火點(diǎn)的溫度。