甲烷/富氧空氣同軸噴嘴燃燒性能研究

田 亮，羅嘉欣，袁稼辀，張世毅，王恩宇

（1.河北工業大學能源與環境工程學院，天津 300401；2.河北省熱科學與能源清潔利用技術重點實驗室，天津 300401）

0 引言

目前，對超燃沖壓發動機的研究以地面試驗為主，利用空氣加熱器產生高焓、高馬赫數的氣流模擬發動機的來流[1]。根據加熱方式的不同，加熱器可分為：電阻加熱、電弧加熱、激波加熱、燃燒加熱和蓄熱加熱等，其中以燃燒加熱方式應用最為廣泛[2-3]。燃燒加熱器通過燃燒一定的燃料來加熱空氣，并補充氧氣以保證燃氣中氧含量與空氣相等[4]。加熱器噴注面板常采用氣/氣同軸剪切噴嘴，該結構簡單[5]、燃燒穩定性好、燃燒效率高[6]。

國內外研究人員通過試驗和數值仿真的手段對氣/氣同軸噴嘴開展了大量的研究[7-9]。Rajkumar等[10]對同軸撞擊噴嘴和同軸直流噴嘴進行了研究。國內北京航空航天大學在氣/氣同軸噴嘴的研究中獲得了大量的研究成果。杜正剛等[11]研究了氣氫/氣氧同軸噴嘴出口型面對燃燒效率的影響，發現直口型噴嘴出口能形成穩定的回流區，提高了燃燒效率。高玉閃等[12]針對同軸噴嘴撞擊角度對燃燒效率的影響開展了試驗研究，結果表明隨著氫向氧撞擊角度的增大，燃燒效率降低。李茂等[13]以富氫/富氧燃氣為推進劑研究了噴嘴出口壁厚對氣/氣同軸噴嘴燃燒性能的影響，發現增大噴嘴壁厚有利于火焰的附著，起到穩定燃燒的作用。金平等[14]對5種不同構型的同軸剪切噴嘴進行了試驗研究，結果表明中心體式同軸噴嘴和三通道同軸噴嘴的燃燒效率較高，撞擊角式噴嘴和膨脹角式噴嘴對燃燒效率和壁溫影響較小。戴健等[15]利用PLIF技術、高速攝像和紅外攝像等多種非接觸式測量手段對不同構型的同軸剪切噴嘴燃燒性能進行了試驗研究，研究結果表明：較大的氧噴嘴壁厚有利于提高燃燒效率；噴嘴縮進使火焰根部更靠近噴嘴出口位置，提高了火焰的穩定性。

氫/氧推進劑組合比沖高，但氫密度小，推重比較低，研制成本高。相比于氫燃料，甲烷來源廣、成本低、安全性高，是未來極具發展前景的燃料，研究人員相繼對以氣氧/甲烷為推進劑的同軸噴嘴開展了研究[16-19]。高玉閃等[20]針對氣氧/甲烷同軸噴嘴的氧噴嘴壁厚和縮進對燃燒效率的影響進行了數值模擬研究，發現噴嘴壁厚的增加有利于提高推進劑的燃燒效率，噴嘴縮進對燃燒效率的影響存在最佳值，呈先增大后減小的變化趨勢。韓樹燾等[21]通過數值模擬研究了噴嘴間距對同軸剪切雙噴嘴燃燒流場的影響。

上述研究主要集中于氣氫/氣氧同軸噴嘴構型對燃燒性能的探索，以甲烷為燃料開展的研究較少。甲烷燃燒反應同氫/氧燃燒均屬于鏈式反應，但由于甲烷燃燒反應速率慢、火焰傳播速度低等特點，在燃燒性能方面與氫燃燒有差異。本文基于甲烷空氣加熱器設計總溫1 200 K的工況，研究一個同軸噴注單元，即研究不同噴嘴構型和氧濃度對同軸噴嘴燃燒性能的影響，為后續加熱器的設計提供指導。

1 試驗系統

1.1 供氣系統

圖1為試驗系統示意圖，由供氣系統和測控系統組成。供氣系統主要包括空氣系統及甲烷系統。空氣系統包括空氣源和氧氣源，主要為同軸噴注器工作提供氧化劑，由高壓空氣壓縮機產生的空氣和高壓氧氣瓶中的氧氣分別經各自管路的減壓閥、電磁閥及音速噴嘴后進入空氧混合腔形成富氧空氣，簡單均流后從外噴嘴噴出。甲烷系統為同軸噴注器提供燃料，甲烷從高壓甲烷氣瓶出來經過減壓閥、甲烷閥及音速噴嘴后從中心噴嘴噴出。每個管路的音速噴嘴前均安裝壓力傳感器，用來監測管路壓力，通過調節音速噴嘴前壓力實現同軸噴注器工作過程中空氣、氧氣及甲烷質量流量的控制。

圖1 試驗系統示意圖Fig.1 Schematic of the test system

1.2 測控系統

圖2 為本課題組自行研制的8 通道測控系統，能夠同時實現控制和測量。控制系統主要控制電磁閥的開閉及電火花的開閉，電磁閥型號為DC24V-6.0MPa直立式電磁閥，測量系統通過壓力傳感器監測音速噴嘴前管路的壓降以及燃燒室的壓力，壓力傳感器量程為0～4 MPa，精度為0.5%FS。

圖2 測控系統實物圖Fig.2 Measurement and control system

1.3 試驗設計

圖3為自行設計的同軸噴嘴結構示意圖（不含燃燒室），同軸噴嘴外殼采用304 不銹鋼，絕緣套筒以及均流器均使用聚四氟乙烯，其中均流器的作用為保證外噴嘴出口處富氧空氣流速均勻。噴注方式采用燃料中心式，即中心高速噴射的甲烷與空氣在剪切層內發生摻混、燃燒。噴嘴主要結構參數：中心噴嘴內徑為1.5 mm，外噴嘴內徑為5.5 mm、外徑為7.5 mm。噴嘴無縮進，出口外接燃燒室，燃燒室特征長度111 mm，內徑為20 mm，圓柱段長90 mm。在燃燒室壁面設計有壓力傳感器接孔，測量點距離同軸噴嘴出口37 mm。

圖3 同軸噴嘴構示意圖Fig.3 Schematic of coaxial injector

一般的點火方式是在燃燒室身部或尾部進行點火，燃料與氧化劑在燃燒室混合后被點燃，火焰由燃燒室末端向同軸噴嘴前端傳遞，點火過程完全依賴于燃燒室[22]。本文采用了一種新型點火方式，將電火花發生器的兩極分別連接在甲烷管路和空氣管路的末端（圖3中甲烷和空氣入口位置處），利用電極間最短距離放電的性質，在外噴嘴出口處產生電火花。相比于燃燒室身部或尾部點火，該點火方式可以擺脫燃燒室的限制，并且能夠直接觀測到剪切層火焰燃燒狀態（如圖4 所示）。同時，該點火方式還可以借助于透明燃燒室觀測受限空間內的剪切火焰產生和發展。

圖4 剪切層火焰燃燒狀態Fig.4 Shear layer flame combustion state

圖5 a）、b）、c）分別為3 種中心噴嘴結構示意圖。其中，圖a）為直口型噴嘴；圖b）為擴口型噴嘴，擴口深1mm，擴角為90°；圖c）為十字型噴嘴。

圖5 中心噴嘴構型Fig.5 Structure of center injector

2 試驗過程

加熱器設計總溫1 200 K，推進劑總流量500 g/s，全部甲烷及部分空氣、氧氣由9個同軸噴嘴提供，其余空氣和氧氣由若干數量的補氧噴嘴補充，即每個同軸噴嘴的甲烷流量固定，空氣和氧氣流量根據試驗結果確定。同軸噴嘴作為加熱器噴注面板上的一個單元，能否穩定高效燃燒直接影響到加熱器的正常工作。預試驗發現，富氧空氣中的氧濃度越低，燃燒穩定性越差。為確保同軸噴嘴在設計工況下始終能夠點火成功，通過試驗探究甲烷/富氧空氣同軸噴嘴穩定燃燒對應的氧濃度極限值，具體試驗設計參數見表1。表中：mf為甲烷流量；ma為空氣流量；mo為氧氣流量；ρ為氧濃度；φ為當量比。

表1 同軸噴嘴試驗設計參數Tab.1 Parameters of coaxial injector

氧濃度ρ計算公式為

mf、ma和mo通過控制音速噴嘴喉部面積和上游壓力來調節，計算公式為：

式中：Ci為工質流量系數；pi為音速噴嘴上游壓力；Ai為音速噴嘴喉部流通面積；T為工質溫度；k和R分別為工質比熱比和氣體常數。

噴嘴出口速度計算公式為

式中：V1和V2分別為中心噴嘴出口速度和外噴嘴出口速度；A1和A2分別為中心噴嘴出口面積和外噴嘴出口面積；pc為燃燒室實際壓力。速度比Rv的定義為中心噴嘴出口處的速度V1與外噴嘴出口處的速度V2之比，即Rv=V1V2。

整個試驗過程共計4.5 s，如圖6所示。為方便描述時序，將電火花開啟時刻記為t=0 s。由于富氧空氣流速較大，為防止電火花被吹脫導致點火失敗，采用先通入氧氣再通入空氣的操作時序。甲烷與氧氣燃燒形成先鋒火焰，空氣與氧氣摻混后從外噴嘴噴出，此時先鋒火焰將甲烷與富氧空氣引燃，該操作時序極大提高了點火成功率。3.0 s時刻關閉電火花，待甲烷與富氧空氣穩定燃燒2.5 s 后同時關閉空氣和氧氣閥門，即甲烷有效燃燒時間為2.5 s。

圖6 試驗操作時序Fig.6 Experimental operation sequence

3 試驗結果及分析

3.1 氧濃度對燃燒穩定性的影響

圖7a）、b）分別為直口型和擴口型噴嘴對應的氧濃度為39%（質量分數）的壓力曲線圖。由圖可知，甲烷先進入燃燒室，0.5 s后氧氣閥開啟，甲烷與氧氣摻混、燃燒，燃燒室的壓力開始上升，由于氧氣流量較小，僅有少量甲烷燃燒產生的燃燒室壓升較小。甲烷與氧氣穩定燃燒0.5 s后空氣閥門開啟，氧氣與空氣在混合腔中混合，經均流器后從外噴嘴噴出與甲烷摻混燃燒，此時，燃燒室壓力迅速增大隨后逐漸趨于穩定。試驗過程中，甲烷/氧氣向甲烷/富氧空氣燃燒狀態過渡迅速且穩定，燃燒室出口由較短的藍色火焰轉變為黃色火焰，說明空氣通入的瞬間甲烷與富氧空氣摻混不夠均勻，導致甲烷不完全燃燒，火焰溫度較低；隨后迅速變成較長的藍色火焰，說明甲烷與富氧空氣進一步摻混、燃燒，此時火焰的溫度較高。關閉電火花后，燃燒室壓力保持穩定，說明燃燒室中的燃料能夠穩定燃燒，與試驗現象吻合。

圖7 氧濃度為39%的壓力曲線圖Fig.7 Pressure curves with 39%oxygen concentration

當氧濃度為41%時，兩種噴嘴構型對應的燃燒室壓力曲線與氧濃度為39%的壓力曲線變化趨勢基本一致，且試驗現象也基本相同，這里不再贅述。

圖8a）為直口型噴嘴對應的氧濃度為38.4%的壓力曲線圖，從圖中可以看出，甲烷與氧氣燃燒過程，燃燒室壓升較小，但壓力曲線較平穩，火焰穩定性較好。當空氣通入時，燃燒室壓力呈現高頻率、大幅度振蕩的現象，3.0 s時刻后以較低壓力值趨于穩定。這是因為氧濃度較低，甲烷與富氧空氣燃燒不充分，燃燒室內發生燃燒不穩定現象，始終沒有形成穩定的火焰，待電火花關閉后火焰完全熄滅。圖8b）為擴口型噴嘴對應的氧濃度為38.2%的壓力曲線圖，燃燒室壓力變化趨勢為先振蕩后穩定（火焰熄滅），與圖8a）基本一致。該結果表明氧濃度低于能夠穩定燃燒的臨界值，試驗發現繼續降低氧濃度，燃燒室內不再發生燃燒不穩定現象，火焰直接被吹熄。此處直口型噴嘴和擴口型噴嘴對應的氧濃度值不完全一致，這是由于試驗過程中流量調節存在誤差，并非兩個不同的燃燒極限。

圖8 氧濃度分別為38.4%、38.2%的壓力曲線圖Fig.8 Pressure curves with 38.4%and 38.2%oxygen concentration

綜上可知，隨著氧濃度的降低，甲烷/富氧空氣燃燒穩定性降低，當氧濃度低于39%時，燃燒室內不能形成穩定的火焰，將會影響加熱器的正常啟動；在相同氧濃度下，兩種噴嘴構型對燃燒穩定性的影響較小。為分析其原因，在下一節中采用數值仿真的方法進行了深入研究。

試驗過程中十字型噴嘴頭部燒蝕嚴重（見圖9），原因是十字型噴嘴與直口型、擴口型噴嘴結構不同，燃燒狀態也不相同。直口型噴嘴的火焰屬于擴散燃燒，火焰根部穩定在噴嘴出口端面上，噴嘴高溫區范圍為中心噴嘴出口端面的面積；對于十字型噴嘴構型，甲烷與富氧空氣在外噴嘴中提前摻混、燃燒，屬于部分預混燃燒，化學反應熱釋放速率更快，且穩焰回流區占據了整個噴嘴端面，同時噴嘴出口壁厚L較大，噴嘴頭部與火焰接觸面積更大，長時間熱試導致了噴嘴燒蝕。因此，針對十字型噴嘴存在的熱載問題，可以通過減小出口噴嘴壁厚加強熱防護。

圖9 燒蝕的十字型噴嘴Fig.9 Ablated cross injector

3.2 噴嘴構型對燃燒效率的影響

燃料燃燒效率的大小代表了燃料能量利用率的高低，是評價燃燒性能的一個重要指標。通過試驗獲得的特征速度與理論特征速度相比得到燃燒效率，計算公式為[22]：

式中：為試驗特征速度；Pc為試驗獲取的燃燒室壓力；At為喉部面積；為理論特征速度；kth為理論平衡常數；Rth為理論氣體常數；Tth為理論計算溫度；ηC*為燃燒效率。

選取氧濃度為39%的試驗工況進行燃燒效率分析，每種噴嘴構型進行了3次試驗，由于流量是通過壓力計算得到，壓力微小波動導致流量與設計值略有偏差。本文所使用的燃燒室體積較小，燃燒室內壓力分布較均勻，故試驗中測得一點處的室壓即可反映整個燃燒室壓力，燃燒效率見表2。可知，直口型噴嘴的燃燒效率略高于擴口型噴嘴，分析原因是：同軸剪切噴嘴中，燃燒發生在甲烷空氣接觸的剪切層，電火花為甲烷燃燒提供初始能量，關閉電火花后，一方面燃料燃燒釋放熱能，另一方面燃料需要吸收熱量使其達到著火點。若化學反應釋放的熱量大于吸收的熱量，則甲烷能夠充分燃燒達到較高的燃燒效率，反之燃燒效率較低[11]。火焰根部穩定在噴嘴出口回流區，由于兩種構型的中心噴嘴內徑相等，直口型噴嘴出口壁厚較大，回流區的面積更大，為火焰燃燒提供足夠的能量，形成穩定持續的點火源，使甲烷與氧化劑持續燃燒，進而提高了燃燒效率。與其他文獻相比[13]，本文所使用的燃燒室整體特征尺度較小，即使實際喉部面積與理論值存在較小的差異，也會導致計算試驗特征速度偏高，燃燒效率整體偏高。

表2 同軸噴嘴燃燒效率Tab.2 Efficiency of coaxial injector experiment

4 仿真計算

4.1 數值方法

為對比甲烷/富氧空氣與甲烷/氧氣燃燒特性的異同，分析氧濃度對燃燒穩定性的影響，本文通過Fluent軟件對同軸噴嘴的燃燒流動過程進行數值模擬。求解選用基于壓力的穩態三維求解器，采用realizablek-ε湍流模型，標準壁面函數。化學動力學模型采用GRI Mech 3.0甲烷反應機理，該機理包含53種組分325個反應[23]，湍流與化學反應相互作用采用非預混燃燒穩態火焰面模型考慮。

4.2 網格及邊界條件

數值模擬過程不考慮空氣與氧氣摻混均勻性對燃燒性能的影響，計算域不包括空氧混合腔及均流器，采用一個氧化劑（空氣）入口，噴嘴長度6 mm。采用ICEM CFD對整個計算域進行結構化網格劃分，為保證計算精度，盡可能捕獲到流場內的燃燒和流動的細節，將燃燒室壁面、噴嘴出口以及剪切層附近區域的網格進行適當加密，如圖10所示。

圖10 計算網格Fig.10 Computation mesh of injector

邊界條件設定如下：甲烷、空氣入口均采用質量流量入口，其中空氣入口組分為富氧空氣或氧氣（以39%的氧濃度計算），給定入口質量流量、初始壓力、溫度；燃燒室出口為壓力出口，給定出口壓力、溫度；壁面設置為絕熱、無滑移邊界，采用標準壁面函數法計算近壁面區域流動。具體參數如表3所示。

表3 邊界條件Tab.3 Boundary conditions

4.3 網格無關性驗證

選取氧濃度為39%的直口型噴嘴試驗工況進行網格無關性驗證，共繪制4 套網格，分別為Coarse（70 萬）、Medium（110 萬）、Fine（176 萬）、Superfine（263 萬）。保證網格整體結構不變，在X、Y、Z3個方向同時增加網格數量，且保證4套網格壁面邊界層厚度一致。

圖11給出了4套網格仿真得到的燃燒室X方向以及Z方向噴嘴出口處溫度分布，Coarse 網格的溫度計算結果與其他三者差異較大，Medium 網格在變化趨勢上與后兩者一致，但數值略有差異，Fine 和Superfine結果差距很小，為了節約計算資源選用Fine網格作為計算網格。

4.4 模型驗證

表4給出了仿真計算和試驗測得的壓力對比結果，穩態仿真計算值與試驗值基本吻合，驗證了本文使用的模型及計算方法的有效性。

表4 仿真與試驗壓力對比Tab.4 Pressure comparison between simulation and experiment

5 仿真結果及分析

相對于壓力、組分濃度等參數，溫度參數更能直觀地反映燃燒室內火焰的結構和位置，圖12為甲烷/富氧空氣燃燒對應的燃燒室Z=0 mm截面溫度分布云圖。由圖可知，直口型和擴口型噴嘴對應溫度云圖的燃燒狀態基本一致。中心噴嘴出口端面的高溫區，為火焰的發源，由于燃料與氧化劑之間存在速度差，致使兩者之間產生強烈的剪切作用，在剪切層中進行摻混、燃燒。隨著軸向距離的增加燃燒范圍逐漸擴大，在燃燒室等直段末端，剪切燃燒層的火焰外沿緊貼燃燒室壁面，燃燒溫度也達到最大值。

圖13 為甲烷/氧氣燃燒對應的燃燒室Z= 0 mm溫度分布云圖。對比圖12 可知，甲烷/氧氣燃燒溫度更高，但噴嘴出口處高溫區范圍較小，有利于噴嘴頭部熱防護。溫度最高值位于燃燒室中部近壁面處，火焰長度較短，這是因為對甲烷化學反應而言，增大氧氣濃度，化學反應速率增大，相同當量比下，純氧的氧濃度高于富氧空氣，前者能夠在更短的距離內進行摻混燃燒；此外，氧氣質量流量約為富氧空氣流量的2/5，燃氧速度比更大，相應的湍流強度更強，促進了燃料與氧化劑的摻混，火焰長度更短。同時，沿燃燒室軸向相同位置處，甲烷/氧氣剪切燃燒層厚度明顯更大。

圖13 甲烷/氧氣燃燒的溫度云圖Fig.13 Temperature distribution for methane/oxygen combustion

圖14為甲烷/富氧空氣燃燒對應的燃燒室OH組分濃度分布，OH是燃燒的中間產物，OH的濃度反映了甲烷燃燒的劇烈程度。中心噴嘴出口端面存在一個明顯的高濃度OH區域，說明該區域內燃燒反應較為劇烈，起到穩定火焰的作用，所以富氧空氣條件下是一種回流區穩焰模式。在這種模式下，兩種噴嘴構型對應的OH組分分布位置基本一致，而分布范圍與噴嘴出口壁厚有關，較大的壁厚OH分布范圍較廣。

圖14 甲烷/富氧空氣燃燒OH 組分云圖Fig.14 Concentration distribution of OH component for methane/oxygen-enriched air combustion

圖15為甲烷/氧氣燃燒對應的燃燒室OH組分濃度分布。整體來看，甲烷/氧氣燃燒時OH濃度遠遠高于甲烷/富氧空氣燃燒，表明甲烷/氧氣燃燒狀態更加劇烈。兩者最大的區別在于，甲烷/氧氣燃燒過程中噴嘴出口端面處OH高濃度區范圍較小，這是因為噴嘴出口燃氧速度比較大，剪切作用較強導致甲烷和氧氣在此處反應時間相對較短，OH聚集較少[5]，因此可以認為氧氣條件下是一種剪切層穩焰模式。直口型噴嘴的火焰根部位于中心噴嘴出口處，而擴口型噴嘴的火焰根部位于噴嘴擴張段，說明該穩焰模式下中心噴嘴端面的回流區起到了輸運氧氣的作用。

圖15 甲烷/氧氣燃燒OH 組分云圖Fig.15 Concentration distribution of OH component for methane/oxygen combustion

為了更直觀地對比兩種穩焰模式的差別，圖16給出了Z=0 mm 截面噴嘴出口處Y軸方向上的OH 摩爾分數。甲烷富氧空氣燃燒時，噴嘴出口不同位置處OH 濃度差距較小，整體濃度偏低，直口型噴嘴端面的OH 濃度略高于擴口型噴嘴。在回流區穩焰模式下，富氧空氣被回流區卷吸至甲烷氣流中，由于氧濃度較低，化學反應的劇烈程度較弱，火焰需要依靠噴嘴出口回流區穩定；噴嘴壁厚越大，回流區范圍越大，更多的甲烷在回流區內燃燒，火焰結構更加穩定。甲烷氧氣燃燒時OH 主要分布在靠近中心噴嘴一側，形成兩個明顯的尖峰，而靠近外噴嘴一側的OH濃度幾乎為0，這是因為甲烷與氧氣混合后在剪切內劇烈燃燒，火焰能夠依靠氣流的剪切作用穩定在噴嘴出口，而出口回流區內甲烷含量較少，產生的OH 較少。由于擴口型噴嘴的火焰根部穩定在出口擴張段，故噴嘴出口處的剪切層比直口型噴嘴的更厚。隨著氧濃度降低，穩焰模式逐漸由剪切層穩焰轉換為回流區穩焰，化學反應速率逐漸降低，甲烷燃燒需要更長的反應時間，不能及時對火焰進行能量補充，導致火焰穩定性降低。當氧濃度低于極限值時，火焰根部難以穩定于噴嘴出口端面，導致燃燒不穩定甚至熄火。

圖16 Z=0 mm 噴嘴出口處OH 摩爾分數Fig.16 Mole fraction of OH at the injector outlet of Z=0 mm

圖17為甲烷/富氧空氣燃燒對應的近噴嘴出口區域流場結構。由圖可見，中心噴嘴出口端面存在一個穩定的渦結構，這是因為氣流在進入燃燒室時受到中心噴嘴外沿和外噴嘴內沿之間的微觀剪切效應，誘發流場內渦結構的產生。渦結構促使甲烷與富氧空氣在此處進行摻混燃燒，起到維持火焰穩定的作用，即回流區穩焰模式。回流區靠近中心噴嘴一側，直口型噴嘴的壁面溫度略高于擴口型噴嘴，而壁溫升高一定程度上有利于提高燃燒效率。

圖17 甲烷/富氧空氣的燃燒流場Fig.17 Flow field of methane/oxygen-enriched air combustion

圖18給出了Z=0 mm截面噴嘴出口處Y軸方向上的速度。兩種噴嘴構型的外噴嘴出口速度大小基本一致，但噴嘴端面0.75 mm至1.75 mm區間內，擴口型噴嘴的氣流速度大于直口型噴嘴。一方面，回流區內的氣流速度越小，燃料與氧化劑在回流區停留時間越長，能夠進行更加充分的摻混、燃燒；另一方面，回流區內的高溫燃氣對被卷吸進來的新鮮氧化劑進行預熱，提高了化學反應速度，而直口型噴嘴出口壁厚較大，回流區的面積更大，釋放更多的熱量，為燃料與氧化劑持續燃燒提供足夠的點火能量，因此達到更高的燃燒效率。

圖18 Z=0 mm 噴嘴出口處速度分布Fig.18 Velocity distribution at the injector outlet of Z=0mm

6 結論

本文以同軸噴嘴作為甲烷空氣加熱器的一個噴注單元，基于加熱器設計總溫1 200 K 的工況，在單個同軸噴嘴甲烷流量確定的前提下，對不同構型的同軸噴嘴進行試驗和數值模擬研究，得到以下結論。

1）直口型噴嘴的出口壁厚較大，回流區的面積更大，為甲烷持續燃燒提供了足夠的點火能量，燃燒效率最大為99.98%。

2）氧濃度對甲烷/富氧空氣同軸噴嘴燃燒穩定性影響較大，隨著氧濃度降低，化學反應速率下降，甲烷燃燒需要更長的反應時間，火焰得不到及時的能量補充，導致燃燒穩定性降低，當氧濃度低于39%時，燃燒室不能形成穩定的火焰，將會影響到加熱器的正常啟動；噴嘴構型對燃燒穩定性影響較小。

3）采用十字型噴嘴結構，噴嘴頭部與火焰接觸面積較大，長時間熱試造成噴嘴燒蝕，加強噴嘴熱防護應減小噴嘴出口壁厚。

4）甲烷/氧氣化學反應迅速，火焰穩定模式為剪切層穩焰，而甲烷/富氧空氣燃燒相對緩慢，需要依靠噴嘴出口回流區穩定火焰；隨著氧濃度降低，穩焰模式由剪切層穩焰轉變為回流區穩焰，火焰穩定性逐漸降低；噴嘴構型對近噴嘴出口區域的燃燒流場結構影響較小，穩焰回流區大小與噴嘴壁厚有關。

本研究結果顯示：隨著氧濃度降低，穩焰模式由剪切層穩焰轉變為回流區穩焰；但這兩種穩焰模式轉換臨界值及相關機制的研究工作還在進行，后續將進一步探討。