表面介質阻擋放電對擴散火焰燃燒特性的影響

陳慶亞，車學科，仝毅恒，陳川，朱楊柱，聶萬勝，*

(1.航天工程大學 宇航科學與技術系，北京101416； 2.西安衛星測控中心，西安710043）

非平衡等離子體因其富含大量化學活性物質，當作用于火焰參與燃燒化學反應時，可有效增大火焰傳播速度、改善火焰結構、增強燃燒穩定性、拓寬熄滅極限，成為強化燃燒的重要技術途徑［1-3］。介 質 阻 擋 放 電(Dielectric Barrier Discharge，DBD）作為激發非平衡等離子體的主要方式之一，具有結構簡單、響應快、作用頻帶寬等優勢，是等離子體輔助燃燒技術中使用的重要放電形式。其中，表面介質阻擋放電(Surface Dielectric Barrier Discharge，SDBD）除活化效應外，同時具備顯著氣動效應(輸運效應），可形成近壁面射流對主流產生擾動，增強氧化劑/燃料摻混，能夠更充分發揮氣動效應在強化燃燒中的作用。

在SDBD等離子體強化燃燒研究中，分析其氣動效應對燃燒器射流形態的影響具有重要意義。目前國內外學者在SDBD增強射流摻混方面已經開展了初步研究，現有研究主要集中于對單股射流施加等離子體氣動激勵，基于矩形和圓形等不同截面的噴嘴構型，分別從二維和三維流場方面分析了等離子體氣動激勵下的射流特性變化，并驗證了SDBD增強射流摻混的可行性。Kozato等［4］開展了矩形單噴嘴射流等離子體流動控制研究，在噴嘴上下內表面同時敷設SDBD激勵器，分析了等離子體正向射流對矩形單股流射流發展特性的影響。結果表明，放電電壓能夠明顯影響對射流傳播的控制效果。Benard等［5］在圓柱擴散單噴嘴上敷設環狀SDBD激勵器，分析了等離子體氣動激勵在射流速度10～40 m/s范圍內對射流流場的影響，實驗表明等離子體氣動激勵會誘導出渦結構從而增大射流湍動能，并通過這些渦結構容易將射流的高速核心區轉入到周圍空氣中，從而增強射流與周圍空氣的摻混。李亮等［6］實驗研究同樣驗證了SDBD等離子體氣動激勵可有效增強射流摻混，并進一步分析了電源激勵參數對摻混控制效果的影響。結果表明，該實驗條件下放電電壓和脈沖頻率的提高均會增強摻混效果，增大射流寬度，而占空比則存在最優區間。對于同軸剪切氣-氣噴注雙股射流形式，周思引等［7］已開展的介質阻擋體放電研究表明等離子體氣動激勵可顯著增強同軸剪切噴注兩股射流之間的摻混，并認為這主要由誘導射流的徑向速度分量增大造成，此外控制效果與射流的初始速度密切相關。

目前國內外基于多種構型燃燒器開展了大量的等離子體強化燃燒研究，包括高頻交流、微秒脈沖和納秒脈沖等多種電源激勵模式，主要從活化效應方面分析了等離子體對預混/非預混火焰燃燒特性的影響，同時放電形式以介質阻擋體放電為主，而采用SDBD的研究還相對較少。為分析等離子體對火焰吹熄極限的影響，Giorgi等［8］在本生燈燃燒器外噴嘴環縫電離產生等離子體，通過對甲烷/空氣擴散火焰和反擴散火焰施加控制表明，在等離子體放電功率25 W時，在燃料流量較高和較低情況下分別可使吹熄極限的空氣流量增大10%和30%。李騰等［9］實驗研究表明，等離子體可以有效抑制擴散火焰的根部抬升，增強火焰在噴嘴出口駐留能力，但對火焰的空間作用距離有限，并認為這與等離子體活性粒子壽命有關。在SDBD控制火焰燃燒方面，Kimura等［10-11］在單噴嘴燃燒器內壁面基于高頻交流正向激勵對火焰施加控制，實驗發現等離子體誘導射流會改變噴嘴出口速度分布曲線，從而影響火焰面形狀，同時該氣動效應有利于增強火焰在噴嘴處的附著能力。Li等［12］將多組SDBD激勵器在單噴嘴內壁面沿軸向平行布置，分析了等離子體對甲烷預混火焰的影響，實驗表明，這種控制方案會形成明顯的周向旋流，發揮旋流器作用，能有效提高火焰亮度和降低火焰長度。當前，對于同軸剪切燃燒器的SDBD等離子體強化燃燒研究僅有少量公開發表的文獻，尚處于早期研究階段，同軸剪切噴注是航天動力系統中噴嘴主要噴注形式之一，由于增強燃燒穩定性、提高燃燒效率和縮短火焰長度對火箭發動機性能提升具有重要意義，因此有必要深入開展SDBD等離子體對同軸剪切燃燒火焰影響的研究，以探索等離子體強化燃燒在航天推進系統中的應用效能。

本文基于高頻交流放電模式，采用SDBD等離子體誘導射流與來流方向相反的逆向氣動激勵方式，對同軸剪切噴注的空氣/甲烷擴散火焰施加控制，根據實驗獲取的射流紋影圖、火焰圖像和CH*自發輻射，分析了等離子體對火焰射流流場和燃燒特性的影響。

1 實驗裝置和研究參數

實驗系統及燃燒器結構如圖1所示，圖中φ為直徑，燃燒器為同軸剪切噴嘴構型，采用內噴嘴甲烷/外噴嘴空氣的噴注形式，均使用集氣瓶作為供氣氣源，通過玻璃轉子流量計調節氣體流量。為保證高壓放電等離子體穩定施加，燃燒器內噴嘴和外噴嘴均使用絕緣材質加工，內噴嘴為Al2O3陶瓷材料，出口內壁面直徑(di）為15 mm，外側直徑為25 mm；外噴嘴為石英玻璃材質，內側直徑為30 mm，外噴嘴環縫寬度為2.5 mm，其壁面厚度為1 mm。內噴嘴出口端面相對外噴嘴出口端面縮進6 mm。SDBD激勵器兩電極均為環狀結構銅箔，以石英玻璃管作為介質阻擋層。

圖1 實驗系統原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

敷設在外噴嘴內外兩側，電極寬度均為10 mm。高壓電極位于外噴嘴內側，其上沿距離外噴嘴出口端面為10 mm；地電極在高壓電極下方位于外噴嘴外側，兩電極間隙為0 mm。等離子體放電使用CTP-2000K型電源，輸出為高頻高壓正弦交流激勵，頻率調節范圍為1～100 kHz，電壓輸出范圍0～30 kV。激勵器上的電壓、電流信號分別使用Tektronix P6015A高壓探頭和Pearson線圈進行測量，并通過Agilent DSO3024A示波器進行采集顯示，采樣頻率為200 MHz。當激勵器工作時，外噴嘴環縫空氣射流會電離產生等離子體，并在近壁面產生誘導射流，其射流方向與空氣射流相反。

為獲取火焰圖像，實驗使用Cannon 600D相機沿水平方向對火焰進行拍攝，并用灰度圖顯示火焰亮度圖像以便于觀察火焰形態。CH*激發態自由基輻射圖像通過相機配合使用光學窄帶濾鏡的方法拍攝獲?。?3］，濾鏡中心波長為430 nm，帶寬10 nm，測量的CH*輻射帶為A2Δ→X2II(0，0）。在獲取火焰亮度圖像和CH*自發輻射圖像時，均采用4 s長時曝光以得到火焰時均形態，感光度ISO值100，光圈分別為F/22、F/14。實驗基于紋影測量技術獲取噴嘴空氣/甲烷同軸剪切射流的流場形態，具體將燃燒器置于紋影儀的兩球面鏡水平中央位置，燃燒器噴嘴出口位于鏡面反射光路底部位置以盡可能多的顯示射流流場，兩球面鏡焦距為1.5 m，鏡面直徑為140 mm，燃燒器外噴嘴出口端面位于鏡面縱向高度13 mm處。在獲取紋影圖像時，相機參數設定為曝光時長1/320 s，ISO值100，光圈F/2。

實驗中電源中心頻率設定為10 kHz保持不變，通過改變放電電壓和火焰燃燒工況，以分析不同因素下SDBD等離子體對火焰燃燒特性的影響。具體地，電壓峰-峰值Upp變化范圍為12～22 kV，空氣流量V·air分別設定為10、15、20、25 L/min，在每種空氣流量下通過調節甲烷流量使全局當量比(下稱當量比）Φoverall分別為0.6、1.0和1.4，以實現火焰在貧燃、恰當比和富燃3種狀態下的燃燒。實驗不同燃燒條件下對應射流速度u、射流雷諾數Re和空氣-甲烷動量比(O/F）mon(簡稱動量比）等多種參數如表1所示。

表1 實驗不同燃燒條件Table 1 Different combustion conditions inexperiment

2 實驗結果與分析

2.1 火焰形態和射流紋影

為分析在不同當量比下，等離子體對火焰的控制效果以及放電電壓的影響，圖2給出了在空氣流量V·air=10 L/min，Φoverall=0.6、1.0、1.4三種當量比下放電后的火焰灰度圖，0 kV指未施加等離子體的無控制狀態，燃燒器內噴嘴出口端面在縱向坐標0 mm處，并用白色實線標出。對于空氣/甲烷同軸剪切燃燒，空氣由于速度高、動量大，在其射流根部形成了低壓區，從而將甲烷夾帶到空氣中發生卷吸作用，該作用是剪切層發生初始摻混的主要機制［13］。其中，反擴散火焰由于卷吸作用會在火焰根部附近位置形成火焰頸，從而將火焰分成2個部分，一是頸部上方的細長火焰；二是頸部下方的基火焰，基火焰附著于噴嘴出口，軸向距離較短，此處甲烷與空氣發生撞擊形成初始摻混，是發生卷吸的主要區域［14-15］。由于擴散火焰和反擴散火焰的理論火焰外形在數學模型上具有一致性［16］，在圖2中可以看到，以出口內壁面直徑di為長度單位，其縱向位置約在di處，擴散火焰根部同樣存與反擴散火焰結構類似的火焰頸，用白色虛線予以標注。

根據圖2可知，在無控制狀態下，空氣流量一定時，隨著當量比的增大火焰長度逐漸增大，這與文獻［14］的變化規律一致。在施加等離子體激勵后，可以看出，相比無控制時火焰形態發生明顯變化?；鹧娓叨仍?種當量比下均有不同程度降低，對應在Φoverall=0.6、1.4時該現象更為顯著，且隨放電電壓增大整體降幅更為明顯；在火焰高度降低的同時，下游火焰寬度明顯增大，火焰形態變得更加“矮胖”。在噴嘴附近處可以看出，3種當量比下火焰上游區域的亮度均有明顯增大，可知等離子體可有效提高火焰上游燃燒強度，在Upp=12、16 kV時火焰右側亮度提高更為明顯，這可能與介質阻擋放電的不均勻性有關［17］，增大至Upp=20 kV時火焰上游整個區域亮度均得到提高，這說明火焰上游燃燒強度得到進一步增大。此外，放電后的火焰邊緣輪廓變得更為模糊，這表明火焰的抖動劇烈程度有所增強。結合以上圖2所述火焰形態變化特征，為分析SDBD氣動效應對火焰的影響機制，圖3給出了圖2對應工況下的空氣/甲烷剪切射流的流場紋影圖，將放電開啟后的射流包絡線夾角定義為射流角。

通過圖3可以看出，在未施加等離子體氣動激勵時，由于射流雷諾數較小，3種當量比下射流的湍流形態較低，在縱坐標約40 mm以內的火焰上游區域未形成渦結構，流場接近層流流動，可知空氣/甲烷在上游的摻混能力較低。射流在向下游進一步發展時盡管湍流度增大形成了渦結構，但射流寬度并未顯著增大，因此圖2中無控制時的火焰形態也較為細長。在SDBD激勵器開啟后，可以看出，等離子體氣動效應對射流形態存在明顯影響，一是增強了射流湍流強度，射流自噴嘴出口起始即湍流特征明顯，形成了連續的渦結構，并且隨著激勵電壓提高流場渦結構尺度更小，分布更為密集，這說明湍流強度逐漸增大［18］，可知等離子體通過提高剪切射流的湍流強度有利于增強空氣/甲烷摻混。二是增大了空氣/甲烷剪切射流角，在0 k V未放電狀態下，不同當量比下的射流兩側輪廓包絡線接近平行，射流寬度無明顯增大，放電后射流形成擴張式發展，并且其射流角隨放電電壓提高不斷增大。

圖2 不同當量比下火焰圖像隨激勵電壓的變化(r=10 L/min）Fig.2 Variation of flame images with excitation voltage under different equivalence ratios( V·air=10 L/min）

結合圖2、圖3等離子體分別對火焰形態、射流流場的影響分析可知，SDBD等離子體對火焰產生的控制效果中其氣動效應發揮了重要作用，射流角的增大和摻混度的提高會擴大火焰下游燃燒寬度，同時寬范圍的燃燒會促進火焰高度降低，這與圖2中放電后火焰變得“矮胖”現象一致。此外，放電后火焰輪廓變得模糊，這可能與放電增大了流場湍流強度導致脈動流振幅增大有關。

圖3 不同當量比下射流紋影圖隨激勵電壓的變化(ir=10 L/min）Fig.3 Variation of schlieren images of jet flow with excitation voltage under different equivalence ratios( air=10 L/min）

為分析不同空氣流量下，等離子體對火焰形態和射流流場的影響，電壓峰-峰值Upp根據前文實驗結果設定為控制效果最為明顯的20 kV，選取當量比Φoverall=0.6、1.4兩種邊界條件，在air=15、20、25 L/min 3種流量下獲得的火焰圖像和射流紋影圖分別如圖4、圖5所示。

根據圖4可以看出，在火焰高度方面，SDBD等離子體對火焰高度的控制能力與產生等離子體的外噴嘴噴注的空氣流量密切相關。在空氣流量air=15L/min與圖2的air=10L/min的現象較為一致，放電后火焰高度均發生明顯降低，當增大至air=20、25L/min時火焰高度已無明顯變化，此外3種流量下的火焰寬度也無顯著變化，可知氣體流量增大使等離子體對火焰形態的控制能力減弱。在火焰對應的流場方面，從圖5可以看出，無控制時隨著射流雷諾數的增大，流場湍流形態逐漸增強，形成了明顯的擴張射流且射流角逐漸增大，這一變化使SDBD氣動效應作用效果逐漸減弱，在air=15 L/min時相比無控制時湍流強度和射流角均有明顯增大，至air=25 L/min時射流角和流場渦的結構尺寸放電后并無明顯變化，由此可知，隨著空氣流量增大等離子體對火焰形態的控制能力減弱這一現象，主要與等離子體氣動效應對射流的控制能力減弱有關。

圖4 不同空氣流量下放電對火焰圖像的影響(U pp=20 kV）Fig.4 Influence of discharge on flame images at different air flow rates(U pp=20 k V）

在火焰上游值得注意的是，根據圖5可以看到，在無等離子體時，由于初始射流在轉化為湍流流動時需要經歷充分發展的階段［6］，當空氣流量由15 L/min增大至25 L/min時盡管下游湍流強度不斷增大，但在火焰上游距離噴嘴約40 mm以內的范圍流場湍流形態依然較低，而等離子體誘導射流的逆向擾動使空氣射流在噴嘴內就已具備較高湍動能，因此即使射流速度增大后等離子體仍可有效增強火焰上游的空氣/甲烷摻混，提高火焰上游的燃燒強度，這與圖4中的火焰圖像變化一致，可以看到上游區域縱坐標約在di至40 mm之間的火焰，3種流量下放電后的火焰亮度均有不同程度提高。此外，位于縱坐標di以下的基火焰，相比無控制時火焰亮度顯著提高，且具有兩方面特征：①亮度增幅與其di以上的細長火焰相比存在明顯的不連續性；②在同一空氣流量下，對較低當量比(Φoverall=0.6）的基火焰亮度增強程度明顯高于高當量比(Φoverall=1.4）條件。結合這2個特征進行分析，本文認為基火焰亮度的提高主要與等離子體活化效應有關，這是因為活性粒子壽命短、衰減快，附著在燃燒器出口的基火焰是受等離子體活化效應影響最強的區域，此外，基火焰是空氣對甲烷產生卷吸作用的主要區域，Φoverall=0.6時對應空氣-甲烷動量比較高使卷吸作用較強，可以獲得更多的甲烷與空氣摻混，在活性粒子作用下使其燃燒更為劇烈，因此火焰亮度明顯高于Φoverall=1.4。

圖5 不同空氣流量下放電對射流紋影圖的影響(U pp=20 kV）Fig.5 Influence of discharge on schlieren images of jet flow at different air flow rates(U pp=20 kV）

2.2 CH*自發輻射圖像

對于甲烷燃燒火焰，其CH*輻射強度可用于表征燃燒釋熱速率［19］，實驗研究中在不需要精確定量分析時可將CH*輻射強度與火焰釋熱速率近似為正比關系［20］。CH*自發輻射圖像在表征輻射強度的同時也代表了粒子濃度的空間分布狀態［13］，本文對圖像采用云圖顯示。為分析在不同當量比下放電電壓對火焰CH*輻射特性的影響，圖6給出了圖2對應工況下的CH*自發輻射圖像。

根據圖6可知，3種當量比下放電后火焰CH*空間分布高度隨著電壓增高逐漸降低，這與圖2相同工況下火焰圖像高度變化趨勢相同，這主要是由于等離子體氣動效應增強了射流摻混，加之空氣放電生成的不同能態O原子、O3等粒子的活化效應，促進了燃料提前燃燒所致。此外，在Φoverall=1.4下，Upp=20 kV時火焰下游CH*輻射強度相比無控制時明顯增大，可知等離子體激勵能夠增強火焰下游釋熱強度，促進甲烷充分燃燒，而在Φoverall=0.6、1.0時無明顯變化可能是因為甲烷含量相對較低，甲烷在上游提前燃燒使下游含量降低所致。

圖6 不同當量比下CH*自發輻射圖像隨激勵電壓的變化Fig.6 Variation of CH*chemiluminescence images with excitation voltage under different equivalence ratios

為分析不同空氣流量時，等離子體對火焰CH*輻射特性的影響，對應圖4空氣流量air=15～25 L/min下的實驗工況，圖7給出了放電前后的火焰CH*自發輻射圖像?？梢钥闯?，不同燃燒條件下放電后火焰下游區域的CH*輻射強度均有不同程度增大，這與V ·air=10 L/min的影響規律相同，由此可知，盡管圖3結果表明在空氣流量增大后，等離子體氣動效應對火焰下游射流流場和火焰形態的控制能力減弱，但等離子體仍能有效增大火焰下游釋熱速率，提高甲烷燃燒效率，這一結果可能主要與等離子體活化效應有關，這是因為在火焰上游空氣放電產生的活性粒子有部分并未接觸到甲烷完全反應，并和上游燃燒反應不完全的中間產物一同傳遞到火焰下游從而促進了下游的燃燒［21］。在火焰上游區域，不同燃燒條件下放電后的空氣/甲烷剪切燃燒層的CH*輻射強度均有一定程度增大，這與對應火焰圖像表明的上游燃燒強度得到增大的變化規律一致。

圖7 不同空氣流量下放電對CH*自發輻射圖像的影響Fig.7 Influence of discharge on CH*chemiluminescence images at different air flow rates

2.3 CH*輻射強度徑向分布

根據2.1節可知，由于等離子體氣動效應對火焰上游流場存在明顯影響，為進一步分析在不同燃燒條件下等離子體對火焰上游釋熱強度的影響，圖8給出了空氣流量ir由10～25 L/min，在Φoverall=0.6、1.4兩種當量比下無控制和放電電壓Upp=20 kV時的CH*輻射強度徑向分布曲線，分別距內噴嘴出口端面為di、2di、3di共3種高度。橫坐標為橫向距離r和di的比值?？梢钥闯?，CH*輻射強度曲線呈“M”形，以噴注器中心軸線為基準兩側峰值近似對稱分布，這由中心甲烷注入到兩側空氣射流后形成的流場特征決定。無等離子體激勵時，在不同燃燒條件下對于同一火焰，若以CH*輻射強度值0作為其徑向分布寬度截止范圍，可以看到曲線位置由di升高到3di，CH*分布寬度不斷增大，可知隨著射流向下游發展，剪切層甲烷不斷向空氣一側擴散摻混，使剪切層的燃燒厚度逐漸增大。此外，對于Φoverall=0.6、1.4兩種不同當量比下的火焰CH*輻射分布曲線，Φoverall=1.4的曲線峰值均明顯大于Φoverall=0.6，而當從峰值位置向兩側空氣方向移動時，對于大部分 工 況(di，air=10～25 L/min；2di～3di，動量比(O/F）mon相對較低，使空氣對甲烷的卷吸能力減弱［13］，導致擴散能力降低，因此相比Φoverall=0.6，曲線向空氣一側移動時其CH*輻射強度又快速減小。

施加等離子體激勵后，根據圖8觀察可知，等離子體對CH*輻射強度曲線的影響規律與曲線di～3di范圍內的所在高度有關，同一高度時在4種空氣流量下的影響趨勢基本一致，圖中，從左至右依次距離內噴嘴出口距離為di，2di，3di。其中，曲線在火焰頸對應的縱坐標di時，不同工況下在放電前后難以獲得一致性的變化規律，這可能是由于此處流動劇烈，使得實驗裝置安裝誤差和隨機環境擾動對流場形成較強干擾所致，在激勵器開啟后可以看出，不同空氣流量下對應Φoverall=0.6的曲線左側峰值和Φoverall=1.4的兩側峰值均發生降低，此外在air=15、20 L/minair=20～25 L/min）可以看到Φoverall=1.4的CH*輻射強度則又明顯小于Φoverall=0.6。這一現象的產生是因為在經歷基火焰的初始卷吸之后，空氣與甲烷速度差有所減小使卷吸作用減弱，在空氣和甲烷的剪切層可形成清晰的接觸面，當量比更高時剪切層附近的甲烷局部濃度更高，因此燃燒產生了更多CH*，以致高當量比時CH*輻射強度峰值更大。由于甲烷向空氣一側的擴散主要與卷吸作用有關，而Φoverall=1.4時空氣-甲烷時，2種當量比下放電后峰值外側的CH*輻射強度有所增大，且CH*分布寬度有一定拓展，這表明放電后火焰頸內側的釋熱速率有所降低，同時等離子體的氣動效應有利于促進甲烷向空氣一側的摻混，從而提高了外側的燃燒強度并擴大了燃燒范圍。由于火焰頸下方是基火焰，根據2.1節可知放電后基火焰燃燒強度有顯著提高，由此分析，放電后火焰頸部釋熱峰值降低可能是因為火焰基處與空氣摻混的甲烷在等離子體作用下快速燃燒消耗，使中心主流處的甲烷沒有及時向空氣一側進行擴散摻混所致。此外，根據放電增強了火焰頸部甲烷與外側空氣摻混這一變化可知，盡管基火焰區域是空氣對甲烷卷吸的初始作用區，本身流場變化較為劇烈，但等離子體氣動效應仍可有效增強該處的空氣/甲烷摻混。

當CH*輻射強度曲線對應縱坐標2di、3di時，曲線位于火焰頸上方的細長火焰區域，根據圖8可知，與縱坐標di對應現象不同的是，在2di、3di時CH*輻射強度峰值在所有燃燒條件下放電后均得到顯著提高，表明等離子體可有效增大火焰頸上方剪切層的燃燒釋熱速率，同時CH*分布寬度得到擴大，這與縱坐標為di時影響趨勢一致，可有效拓寬燃燒的徑向分布寬度。值得注意的是，等離子體對CH*分布的拓寬效果在Φoverall=0.6時更加明顯，而Φoverall=1.4時僅在V ·air=10 L/min有一定效果，其他大部分燃燒工況下現象并不明顯，由于空氣/甲烷摻混過程受等離子體氣動效應影響，可知同軸剪切射流在氧-燃動量比較高，本身卷吸摻混更為劇烈的條件下，更有利于發揮等離子體氣動效應的強化摻混作用。此外，在Φoverall=1.4時可知，盡管等離子體對射流的氣動摻混能力減弱，但仍可有效增大CH*輻射強度峰值，顯著提高剪切層燃燒釋熱速率，且在縱坐標3di時，air=10～15 L/min部分工況下增幅明顯高于Φoverall=0.6，這表明盡管火焰頸上方的細長剪切層距噴嘴出口有一定距離，活性粒子在傳播過程中濃度有一定衰減，但對提高剪切層的燃燒釋熱速率仍起到重要作用。

圖8 不同空氣流量下放電對CH*自發輻射強度徑向分布曲線的影響Fig.8 Influence of discharge on CH*chemiluminescence radiation intensity radial distribution profiles at different air flow rates

3 結 論

1）對于空氣/甲烷同軸剪切氣-氣噴注，SDBD等離子體逆向氣動激勵可有效增大射流流場湍流強度，強化空氣和甲烷摻混，擴大下游射流范圍，并且對下游流場的作用效果隨射流速度增大明顯減弱。

2）等離子體對火焰形態的影響主要與其氣動效應對火焰下游流場的作用效果有關，全局當量比一定時，在空氣流量較低條件下，施加等離子體后火焰高度降低且寬度增大，形態更加“矮胖”，隨著空氣流量增大，等離子體對火焰形態的控制能力逐漸減弱。

3）等離子體氣動激勵在火焰上游區域可顯著提高火焰基和細長剪切層的燃燒釋熱速率，這主要與其活化效應有關，同時其氣動效應有助于剪切層增強摻混實現更寬范圍的燃燒。此外，等離子體可促進火焰下游區域甲烷充分燃燒，在全局當量比或射流速度較高時，會顯著提高下游CH*輻射強度。