康忠濤，李向東，毛雄兵，李清廉

1. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心 超高速空氣動力研究所 高超聲速沖壓發(fā)動機技術重點實驗室，綿陽 621000 2. 國防科技大學 高超聲速沖壓發(fā)動機技術重點實驗室，長沙 410073

液體火箭發(fā)動機具有推力大、比沖高、可適用多種環(huán)境等優(yōu)點，在航天技術的發(fā)展上長期占據(jù)重要地位[1]。在液體火箭發(fā)動機工作過程中，推進劑需要霧化成細小液滴以快速蒸發(fā)，之后進行混合和燃燒。在推進劑霧化、蒸發(fā)、混合和燃燒過程中，噴嘴起著重要作用，因此研究噴嘴的霧化機理和工作特性對發(fā)動機設計具有重要指導意義。

在雙組元液體火箭發(fā)動機中，一種推進劑通常會被用于冷卻燃燒室，或者用于形成富氧燃氣以驅動渦輪，其進入燃燒室前會變成氣相。由于氣液相互作用能夠顯著增強噴嘴的霧化性能，這種發(fā)動機普遍采用氣液同軸式噴嘴。例如，美國航天飛機主發(fā)動機(SSME)、RS-68、RL-10、J-2、Vulcain、HM60、LE7等發(fā)動機就采用了氣液同軸直流式噴嘴，如圖1[2]所示(圖中x和r分別為軸向和徑向，Ug為氣體速度，Ul為液體速度，ρg為氣體密度，ρl為液體密度，Do為內噴嘴直徑，D1為外噴嘴直徑)。

氣液同軸直流式噴嘴工作時，液體射流通過中心圓孔噴注進入燃燒室，在環(huán)縫氣流的作用下逐漸失穩(wěn)破碎形成大液滴，大液滴在氣流作用下二次霧化，生成許多細小液滴，液滴在高溫環(huán)境中迅速蒸發(fā)并與環(huán)縫噴注的氣體推進劑相互摻混形成可燃混氣。通常，可燃混氣燃燒形成的火焰鋒面會駐定在噴嘴出口附近，并以一定擴張角向下游延伸。在真實發(fā)動機中，高溫和高壓對噴嘴霧化和燃燒火焰均有重要影響。當不穩(wěn)定燃燒發(fā)生時，燃燒室壓力振蕩也對噴嘴霧化和燃燒火焰影響顯著。由此可知雖然氣液同軸直流式噴嘴結構非常簡單，但在液體火箭發(fā)動機中其工作過程是非常復雜的。

對于圓柱射流，Rayleigh[3-4]最早在1878年利用線性不穩(wěn)定理論對初始穩(wěn)定的無限長圓柱射流進行了較為全面和完整的研究，指出射流速度較低時表面張力是射流破碎的主要原因，射流呈現(xiàn)軸對稱破碎模式。從那之后，國內外針對圓柱射流開展了大量的理論研究。這些研究考慮了液體黏性[5-9]、重力和氣體可壓縮性[10-17]以及燃燒室高溫環(huán)境熱傳遞的影響[18-22]。后來Ashgriz[23]對圓柱射流的理論分析進行了較為詳細的綜述。在試驗方面，學界重點關注了射流破碎過程，主要分析了破碎長度和表面波振幅[24-25]，發(fā)現(xiàn)圓柱射流有5種典型的破碎模式：滴落模式、Rayleigh模式、一次風聲破碎模式、二次風聲破碎模式和霧化模式。在Rayleigh模式和一次風聲破碎模式下，射流由表面張力主導，并在毛細不穩(wěn)定作用下斷裂破碎。在這兩種模式的臨界點處，氣動力是表面張力的10%。而在二次風聲破碎和霧化模式下，射流由氣動力主導，表面張力會抑制液滴的生成。Dumouchel[26]對圓柱射流的一次破碎過程進行了詳細的綜述，給出了這5種破碎模式的產生條件。此外，針對射流內部流動特性的影響[27-28]、發(fā)動機高溫高壓環(huán)境引起的超臨界噴注[29-31]、不穩(wěn)定燃燒時反壓振蕩的影響[32-34]以及供應系統(tǒng)振蕩的影響[35-38]也開展了大量的研究。

綜上所述，在液體火箭發(fā)動機中氣液同軸直流式噴嘴的工作過程非常復雜。目前學界對圓柱射流開展了大量研究，并做了深入總結。對氣液同軸直流式噴嘴也開展了大量研究，但還沒有進行全面的總結，特別是將噴嘴的霧化機理、霧化特性與噴嘴的燃燒特性相結合的總結，制約了對液體火箭發(fā)動機中氣液同軸直流式噴嘴工作原理的深入理解。本文針對液體火箭發(fā)動機中氣液同軸直流式噴嘴的霧化機理、霧化特性以及燃燒特性，綜述國內外的研究進展，特別是真實發(fā)動機燃燒室高溫高壓環(huán)境及不穩(wěn)定燃燒時壓力振蕩環(huán)境的影響，以加深對氣液同軸直流式噴嘴工作過程的認識。

1 霧化機理與霧化特性

氣液同軸直流式噴嘴霧化過程的本質是圓柱射流在環(huán)縫氣流作用下失穩(wěn)、破碎以及液滴的二次霧化。在氣流作用下，射流的破碎模式及霧化特性與圓柱射流呈現(xiàn)出顯著的不同。此外，在一定的噴嘴結構和工況條件下，氣液同軸直流式噴嘴還會出現(xiàn)自激振蕩現(xiàn)象。在真實發(fā)動機環(huán)境中，由于外側氣流的隔離，霧化過程對高溫、高壓以及壓力振蕩的響應也呈現(xiàn)出與圓柱射流不同的特征。

1.1 射流破碎

射流表面波的不斷發(fā)展一直被認為是射流失穩(wěn)、破碎的真正原因。雖然同軸氣流作用下圓柱射流不穩(wěn)定與靜止環(huán)境中圓柱射流不穩(wěn)定有一些相同的特征，如射流表面張力會促進長波模式的不穩(wěn)定，而抑制短波模式的不穩(wěn)定[39-40]，液體黏性會抑制射流不穩(wěn)定[41]。但是環(huán)縫氣流也會顯著影響射流表面波的發(fā)展，使其呈現(xiàn)出許多不同的特點。在噴嘴結構參數(shù)的影響方面，Liu等[39]發(fā)現(xiàn)氣液噴嘴直徑比的增加會顯著增加主導表面波的增長率和波長、縮短射流破碎長度、減小液滴直徑。在工況參數(shù)的影響方面，F(xiàn)unada等[42]發(fā)現(xiàn)隨著環(huán)縫氣體馬赫數(shù)Ma的增加，最不穩(wěn)定表面波的波長迅速減小。Ibrahim等[41]指出增加氣液密度比能夠增強氣液相互作用，從而增強霧化。Xiao等[43]通過數(shù)值仿真發(fā)現(xiàn)液體湍流渦對射流表面不穩(wěn)定的發(fā)展和霧化過程具有主導作用。

液體推進劑的物性會對射流的破碎霧化過程產生重要影響。按照液體推進劑物性的不同可以將推進劑分為牛頓流體和非牛頓流體兩種。不同牛頓流體的主要區(qū)別在于密度和黏性的不同。密度對射流破碎霧化的影響主要通過射流噴注速度反映出來，而黏性則主要通過影響射流表面波發(fā)展體現(xiàn)出來。Ibrahim[5]指出對于無黏氣體中的黏性圓柱射流，在高韋伯數(shù)(We)下，非對稱擾動起主導作用，增加氣液密度比或減小Oh會增強非對稱擾動的主導作用。黏性能夠減小表面波增長率，當雷諾數(shù)(Re)足夠大時黏性的影響就不再顯著了[6]。而對于黏性氣體中的黏性射流，嚴春吉等[7]指出射流破碎與霧化過程存在一個臨界We，當We小于臨界We時，We增加抑制表面波發(fā)展，當We大于臨界We時，增加We促進表面波發(fā)展。液體Re和氣液密度比始終促進表面波發(fā)展。杜青等[8]進一步指出，Rayleigh模式下Re和We的增加使主導表面波頻率和增長率增加，密度比的影響不大。而在Taylor模式下Re和密度比的增加使得主導表面波頻率和增長率增加，We則起相反作用。

對于非牛頓流體，目前主要用冪律模型或黏彈性模型來描述非牛頓流體的本構方程。Liu[49]和Brenn[50]等指出黏彈性射流的不穩(wěn)定特性由黏性和彈性共同決定，黏性會抑制不穩(wěn)定而彈性會增強不穩(wěn)定。因此，黏彈性流體比牛頓流體不穩(wěn)定，但比無黏流體穩(wěn)定[49]。We是控制黏彈性射流穩(wěn)定性的關鍵參數(shù)，隨著We的增加，擾動波的不穩(wěn)定范圍和增長率顯著增加[49]。Yang等[51]分析了旋流空氣中黏彈性圓柱射流的線性穩(wěn)定性，指出空氣旋轉起著穩(wěn)定射流的作用。在高We、低Re下射流由非軸對稱模式主導，但是當空氣旋轉強度足夠大時，射流將變?yōu)橛奢S對稱模式主導。隨著液體彈性的增加，射流主導表面波增長率逐漸增加。對于弱黏彈性射流，氣體密度和射流速度是影響穩(wěn)定性的主要因素[52]。Li等[53]發(fā)現(xiàn)電場可能會引起帶電黏彈性圓柱射流軸對稱模式和非軸對稱模式的絕對不穩(wěn)定。彈性對軸對稱模式的絕對不穩(wěn)定和對流不穩(wěn)定都起促進作用，而對非軸對稱模式的影響較小。對于冪律流體，Chang等[54]發(fā)現(xiàn)冪律圓柱射流破碎可以分為Rayleigh模式和Taylor模式，Rayleigh模式下，表面張力促進射流破碎而液體黏性抑制射流破碎，Taylor模式下，表面張力和黏性均抑制射流破碎。冪指數(shù)較小的流體更容易失穩(wěn)破碎。

1.2 霧化特性

不論氣液同軸式噴嘴處于何種破碎模式，對發(fā)動機性能影響最大的還是其霧化特性。霧化特性包含噴霧錐角、液滴粒徑分布、速度分布、液體質量流率分布等，受噴嘴結構和工況參數(shù)的影響顯著。

工況參數(shù)主要有氣液比、氣液速度比和氣液動量比等，通常這3個參數(shù)是相互關聯(lián)的，對于特定結構的噴嘴，增加氣液比也會增加氣液速度比和氣液動量比。從噴霧空間分布上看，增加氣液比對噴嘴霧化性能不利，因為它使得噴霧空間分布范圍減小。具體表現(xiàn)為噴嘴出口處噴霧的寬度隨氣液速度比的增加而減小[55-56]。對于低溫推進劑，有同軸氣流時噴霧錐角顯著減小，并且隨著氣流速度的增加，噴霧錐角會繼續(xù)減小[48]。但是從噴嘴霧化質量上看，增加氣液比或氣液速度比又會顯著提高噴嘴的霧化性能[55-56]。因為小氣液密度比和速度比、小液體We對射流起穩(wěn)定作用[57]。此外，其他工況參數(shù)如液體噴注速度、氣體We和液體Re等也會對噴嘴的霧化性能產生影響。Liu等[58]指出固定氣液比時，索太爾平均直徑(Sauter Mean Diameter, SMD)隨液體射流直徑、液體噴注速度、氣體We和液體Re呈先減小后增加趨勢。總的看來，氣液同軸直流式噴嘴的霧化特性主要由工況參數(shù)決定，如噴嘴SMD主要由噴注壓降決定[59]。

噴嘴結構參數(shù)主要包括內噴嘴直徑和縮進長度。一般認為內噴嘴直徑越小則噴嘴霧化性能越好。Hardalupas和Whitelaw[55-56]發(fā)現(xiàn)在相同的氣液速度比下，液體噴嘴直徑減小一半，噴嘴霧化性能提高25%，但是噴霧寬度減小20%。此外，內噴嘴直徑的這種影響還與工況參數(shù)有關，當氣液比較小時，內噴嘴直徑的影響顯著，當氣液比較大時，內噴嘴直徑沒有顯著影響[58]。同內噴嘴直徑一樣，內噴嘴縮進同樣對噴嘴的霧化性能有重要影響。內噴嘴縮進能夠顯著增加噴霧寬度[55-56]，同時減小霧化后的液滴粒徑[60]，增強噴嘴霧化性能[2, 47]。因為縮進會限制縮進室內部的流動，縮進對流動的限制作用越強，射流表面波增長率越大[57]。當這種限制作用很強時，系統(tǒng)表現(xiàn)為絕對不穩(wěn)定，當限制作用較弱時，系統(tǒng)轉變?yōu)閷α鞑环€(wěn)定[57]。內噴嘴縮進的這種影響同樣與工況參數(shù)有關，當氣體噴注壓降較大時，內噴嘴縮進的影響不大，并且SMD隨縮進長度的變化規(guī)律與氣體噴注壓降較小時相反[59]。Hu等[59]指出當氣體噴注壓降和噴嘴縮進都非常大時，液體分布會顯著減小并出現(xiàn)振蕩，因此大的噴嘴縮進可能會對發(fā)動機工作不利。

在實際噴霧中，還比較關心的是SMD和平均速度在空間中的分布情況。對于氣液同軸直流式噴嘴，典型的SMD分布呈“實心錐”形分布，如圖4所示[55](圖中VR為氣液速度比,Z為測量平面距噴嘴出口的距離)。這是因為在噴霧中心是由射流一次破碎、二次霧化形成的液滴，液滴粒徑較大。而在噴霧的外側是氣液相互作用生成的液滴，由于氣液相互作用非常劇烈，液滴尺寸要顯著小于噴霧中心。氣液同軸直流式噴嘴產生的噴霧場液滴軸向平均速度呈“馬鞍”形分布，如圖5[61]所示。因為要提高噴嘴的霧化性能，環(huán)縫氣體的噴注速度通常遠大于中心圓柱射流的噴注速度，這就使得在噴霧場中心液滴平均軸向速度較小，而在外側的氣液相互作用區(qū)域液滴速度顯著提高。

1.3 噴嘴自激振蕩

氣液同軸直流式噴嘴在一定的結構和工況條件下會發(fā)生自激振蕩現(xiàn)象。自激振蕩通常是指氣液相互作用的時滯反饋引起的壓力和流量振蕩[62]。如圖6所示[63],自激振蕩發(fā)生時，噴霧隨之周期性振蕩。學界普遍認為自激振蕩可以造成不穩(wěn)定燃燒，因此自激振蕩必須得到抑制[64-65]。

由于自激振蕩通常發(fā)生在有縮進的氣液同軸直流式噴嘴中，縮進室內部的流動特征對自激振蕩的發(fā)生起著重要作用。Tsohas等[66-69]通過二維數(shù)值仿真再現(xiàn)了自激振蕩發(fā)生時縮進室內部流動，發(fā)現(xiàn)自激振蕩受噴嘴水力不穩(wěn)定影響顯著。他指出噴嘴內部水力不穩(wěn)定主要有3種來源：液氧噴嘴出口的脫落渦、液氧噴嘴的聲學不穩(wěn)定和氣液同軸直流式噴嘴出口的脫落渦。液氧噴嘴出口脫落的渦在縮進室內部隨流動逐漸合并成大渦。厚的液氧噴嘴生成的渦更大、脫落頻率更低，這些脫落渦的能量會逐漸超過液氧噴嘴聲學不穩(wěn)定的擾動能量，進而對整個噴嘴起主導作用。相反，薄的液氧噴嘴出口的脫落渦更小、脫落頻率更高，并且脫落渦的能量也較小，不足以克服液氧噴嘴的聲學不穩(wěn)定引起的擾動，此時液氧噴嘴的聲學不穩(wěn)定起主導作用。隨著液氧噴嘴長度的減小，噴嘴固有聲學頻率增加，在縮進室內部質量流率的振蕩頻率也相應地增加。當噴嘴總流量固定時，氣液動量比的增加會使液氧噴嘴出口脫落渦的尺寸和能量更大。

在氣液同軸直流式噴嘴自激振蕩的產生機理上，目前主要有兩種觀點：壅塞和K-H不穩(wěn)定。Nunome等[63, 70]研究了氣液同軸直流式噴嘴產生的噴霧由穩(wěn)態(tài)向自激振蕩的轉變過程，發(fā)現(xiàn)自激振蕩發(fā)生時，流動從非壅塞變?yōu)檑杖?。內噴嘴縮進是誘發(fā)噴嘴自激振蕩的關鍵參數(shù)，隨著內噴嘴縮進長度的增加，縮進室內部流動逐漸從未完全發(fā)展形態(tài)變化為完全發(fā)展形態(tài)和壅塞形態(tài)。當壅塞發(fā)生時，噴霧形態(tài)變得蜿蜒曲折，即出現(xiàn)自激振蕩。并且射流破碎模式從纖維破碎轉變?yōu)镾uper-pulsating破碎。自激振蕩的發(fā)生存在一個臨界參數(shù)Fcr，只有當工況參數(shù)Rel/(Weg)0.5

Kim等[71-75]對氣液同軸直流式噴嘴縮進室內部流動進行了三維數(shù)值仿真，認為自激振蕩是由射流表面的K-H不穩(wěn)定造成的。氣液密度比和氣液速度比是對自激振蕩影響最大的工況參數(shù)，增加氣液密度比和氣液速度比能夠增加射流振蕩頻率和振幅。內噴嘴直徑、厚度和縮進長度是對自激振蕩影響最大的結構參數(shù)，射流不穩(wěn)定振幅隨射流直徑的增加而減小，隨縮進長度的增加而增加。液氧噴嘴厚度對射流穩(wěn)定性影響很大，薄噴嘴相比無厚度的噴嘴，振蕩的振幅和頻率顯著增加，但是繼續(xù)增加噴嘴厚度又會減小振蕩振幅。當燃燒室壓力振蕩時，射流振蕩由壓力振蕩主導，射流振蕩的振幅與壓力振幅成正比，但與燃燒室壓力振蕩頻率呈反比。

1.4 超臨界狀態(tài)對噴注霧化的影響

真實的發(fā)動機燃燒室是高溫高壓的，這種環(huán)境對氣液同軸直流式噴嘴霧化過程最大的影響是它能夠使推進劑處于超臨界狀態(tài)。超臨界狀態(tài)下推進劑的物性與液體和氣體都不同，是介于兩者之間的一種狀態(tài)，會對霧化過程產生重要影響。

超臨界狀態(tài)下氣液同軸直流式噴嘴的噴霧顯著區(qū)別于亞臨界狀態(tài)，如圖7[30]所示。在超臨界條件下射流霧化過程不能再視作常規(guī)霧化，它更像是一個混合過程，并且對壓力、溫度、混合物濃度、初始狀態(tài)等小擾動非常敏感[30, 76]。這種混合過程受內外射流速度影響顯著，外部射流與內部射流的速度比越大，內側射流對外側射流的卷吸作用就越強，速度核心區(qū)就更短，外部射流剪切層的分布角就更大[77]。并且，在這種狀態(tài)下剪切層渦脫落的頻率與噴嘴出口回流區(qū)的特征頻率一致[77]。此外，其他發(fā)動機燃燒室環(huán)境如反壓和壓力振蕩也會對超臨界噴注過程產生重要影響。反壓會使速度核心區(qū)減小，外側射流剪切層分布角減小[77]。在橫向壓力擾動下，超臨界射流會在擾動速度垂直的方向上呈現(xiàn)正弦型的結構[77]。

1.5 供應系統(tǒng)壓力振蕩對噴注霧化的影響

對于氣液同軸直流式噴嘴，當供應系統(tǒng)振蕩時，噴嘴的噴注霧化過程會發(fā)生顯著變化，因為此時射流的噴注速度和流動狀態(tài)會隨供應系統(tǒng)振蕩而振蕩。Heister等[35-36]采用邊界元方法(BEM)研究了供應系統(tǒng)振蕩時圓柱射流的形態(tài)，發(fā)現(xiàn)射流會出現(xiàn)的Klystron效應，如圖8所示。這種效應是由于噴嘴壓降的振蕩引起液體噴注速度的振蕩，當后噴注液體速度大于先噴注液體速度時就會追趕先噴注液體，從而出現(xiàn)射流聚集、擠壓的現(xiàn)象。Heister等[35-36]進一步指出射流對其本征頻率處的擾動響應最強，對于低速圓柱射流，增加擾動振幅和頻率會使得射流的霧化性能提高。Srinivasan等[37]對供應振蕩下圓柱射流的仿真結果表明相同Strouhal數(shù)下振蕩振幅的變化會對射流破碎過程產生顯著影響，增加振蕩振幅和頻率能夠增加射流的噴霧錐角。在試驗方面，Chigier[38]也發(fā)現(xiàn)了Klystron效應，并且指出在射流本征頻率附近施加供應振蕩能夠增加液滴的尺寸均勻性。

1.6 反壓振蕩對霧化過程的影響

當不穩(wěn)定燃燒發(fā)生時，燃燒室壓力的振蕩也會對氣液同軸直流式噴嘴的霧化過程產生顯著影響，如圖9所示[34](圖中Pac為聲壓振幅)。反壓振蕩的影響主要表現(xiàn)為對噴霧形態(tài)、液核長度和噴霧錐角的影響。這些影響與噴嘴的噴注狀態(tài)(亞臨界、近臨界或超臨界)和噴嘴所處位置(壓力擾動波波腹、壓力擾動波波節(jié))有關。此外，還受工況參數(shù)(氣液動量比)和結構參數(shù)(內外噴嘴噴注面積比)的影響。在燃燒室中，反壓振蕩會引起速度場的振蕩，從而形成速度擾動波。對于壓力擾動駐波而言，擾動波的波節(jié)位置就是壓力擾動為零、速度擾動最大的位置，也是速度擾動波的波腹位置。而壓力擾動波的波腹位置就是壓力擾動最大、速度擾動為零的位置，也是速度擾動波的波節(jié)位置。

當噴嘴位于壓力擾動波波腹位置時，在亞臨界狀態(tài)下，只有在同軸氣體作用下聲壓波動才對射流破碎過程有顯著影響，只有在氣流動壓低于聲壓振幅時聲壓波動才對射流液核有顯著的影響，因為聲壓波動對射流的影響是由聲波引起氣流周期性振蕩產生的[34]。此時聲壓波動使得中心射流生成一些大渦結構，從而顯著增強了混合效率[78]。在近臨界或超臨界狀態(tài)下，相比噴嘴位于壓力擾動波波節(jié)位置，聲壓波動使射流的液核長度顯著減小，并且氣液比越大，聲壓波動的影響越小[78]。

當噴嘴位于壓力擾動波波節(jié)位置時，在亞臨界狀態(tài)下，聲波擾動顯著加速了射流的不穩(wěn)定和破碎過程，并使射流呈現(xiàn)正弦形，并在一個波長位置破碎斷裂[79]。在近臨界或超臨界狀態(tài)下，射流核心區(qū)域變得短且薄，此時射流對外部擾動不敏感，射流振蕩會減弱[80-81]。Davis等[81]認為射流對聲波擾動的響應特性與射流的聲阻有關，聲阻越大則對擾動的響應也就越強。Davis和Chehroudi[82]還發(fā)現(xiàn)氣液速度比越大，射流振蕩越弱。這可能是發(fā)動機采用高氣液速度比工作時具有更好的燃燒穩(wěn)定性的原因[80]。

除了影響射流形態(tài)，反壓振蕩還會顯著影響噴霧錐角和液核長度。在近臨界或超臨界狀態(tài)、中等動量比下，射流分布角對橫向擾動的響應最劇烈，射流分布角隨動量比的增加而增加，射流對聲波擾動的響應得到了增強[83]。聲波擾動使噴霧錐角增加的同時，也使射流呈現(xiàn)出正弦形，這種正弦形的波與射流出口動量與聲波動量的比值有關[79]。對于液核長度，Richecoeur等[84]發(fā)現(xiàn)橫向振蕩能夠減小完整液核長度，射流出現(xiàn)彎曲、褶皺。Hardi等[85]發(fā)現(xiàn)在一階橫向擾動下，當壓力振幅為8%時，完整液核長度減小30%。液核長度的減小是由于橫向的擾動氣流對液核產生的剝離作用造成的，隨著壓力擾動幅值的增加，液核長度呈線性減小。Méry等[86]指出當燃燒室壓力高強度振蕩時，液核破碎過程加速使得液核長度變短，霧化和蒸發(fā)過程得到增強。

噴嘴結構會影響射流對聲波擾動的響應特性，但是目前對其影響機制的研究還不夠充分，認識還很不清楚。特別是結構參數(shù)的影響還往往與工況參數(shù)的影響相互關聯(lián)[87]。Rodriguez等[88]對比了兩種噴嘴對橫向擾動的響應特性，其中對比噴嘴是通過在基準噴嘴的基礎上增加內噴嘴直徑、減小噴嘴壁厚得到的。試驗結果表明在亞臨界、近臨界條件下，對比噴嘴生成的射流在壓力擾動波波腹處對聲波擾動響應最明顯。而基準噴嘴生成的射流在壓力擾動波波節(jié)處響應最明顯。這表明噴嘴結構參數(shù)會對射流的響應特性和聲學擾動混合增強機理產生重要影響。

2 燃燒特性

燃燒特性是噴嘴研究的重要內容，它指的是特定構型的噴嘴所形成的火焰形態(tài)、火焰穩(wěn)定方式、火焰的振蕩特性以及噴霧火焰對供應系統(tǒng)和燃燒室壓力擾動的響應特性等。

2.1 火焰結構

火焰的駐定位置是火焰結構最重要的一個參數(shù)，氣液同軸直流式噴嘴噴霧火焰的OH*自發(fā)輻射信號經過Abel變換就可以得到火焰結構，典型的火焰結構如圖10所示[89]，圖中橫坐標x/Do為采用內噴嘴直徑進行無量綱化后的軸向位置，顏色表示自發(fā)輻射強度，中心方框包含的區(qū)域為疊加的射流圖像。Mayer和Tamura[76]指出氣液同軸直流式噴嘴的火焰駐定在噴嘴出口處，從噴嘴出口形成的回流區(qū)中發(fā)展而來，火焰將燃料與氧化劑分開。Juniper等[89]進一步指出當燃燒室壓力較低時，火焰駐定在液氧噴嘴出口。當燃燒室壓力較高時火焰膨脹減弱，對氣液動量比的依賴程度減弱，因為高壓下燃燒主要由大尺度的湍流混合控制，而低壓下則由射流破碎霧化和蒸發(fā)控制。Singla等[90]則發(fā)現(xiàn)要使火焰駐定在氣液同軸直流式噴嘴出口，液氧噴嘴出口回流區(qū)的厚度要大于火焰面的厚度。而火焰面厚度與回流區(qū)橫向尺度在一個量級上，當火焰面厚度大于回流區(qū)橫向尺度之后，火焰對高速噴注的氫氣非常敏感。

工況參數(shù)、推進劑物性以及反壓等會對火焰駐定位置產生影響。Herding等[91]發(fā)現(xiàn)最重要的兩個無量綱數(shù)是氣液動量比和氣體We，氣液動量比主要決定液氧射流的初次霧化，而We主要影響液滴的二次霧化?；旌媳群腿紵覊毫κ橇硗鈨蓚€重要的參數(shù)，混合比決定了釋熱率和化學反應時間。當液氧噴注速度較低時，火焰駐定在噴嘴出口處，當液氧噴注速度較高時，火焰抬舉。氣液動量比雖然會顯著影響火焰形態(tài)，但是對火焰穩(wěn)定影響不大。從結果中可以看出氫氧擴散火焰的火焰面厚度約為1 mm。Singla等[92]對比分析了液氧/氫氣和液氧/甲烷火焰的穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)兩種火焰都在液氧噴嘴出口的回流區(qū)內穩(wěn)定，但是液氧/氫氣火焰的駐定位置更靠近噴嘴出口，并且駐點位置振蕩幅值更小。液氧/氣體甲烷的火焰面厚度比液氧/氫氣的火焰面厚度更厚，因此火焰穩(wěn)定對氣體噴注速度更加敏感，在液氧噴嘴出口處液氧/氣體甲烷火焰不是很穩(wěn)定，與液氧/氫氣火焰相比需要更厚的液氧噴嘴來穩(wěn)定火焰。Vaidyanathan等[93]對火焰進行OH*-PLIF(Planar Laser Induced Fluorescence)測量，指出當燃燒室壓力為1 MPa時，火焰駐定在液氧噴嘴出口，而其他反壓下形成抬舉火焰。1.0～2.7 MPa反壓下火焰的褶皺、跳動是由于Re增加造成湍流度增加和液氧噴嘴出口回流區(qū)的尺寸、動力學特性引起的射流不穩(wěn)定共同作用產生的。

火焰結構的其他參數(shù)包括火焰膨脹角、火焰面厚度、反應區(qū)尺寸以及湍流火焰的瞬態(tài)特性等。Kawashima等[94]發(fā)現(xiàn)當不穩(wěn)定發(fā)生時，火焰呈現(xiàn)出環(huán)狀渦結構。Kendrick等[95-96]發(fā)現(xiàn)噴嘴縮進能夠增強火焰的穩(wěn)定性，縮進之后火焰在噴嘴縮進室內部駐定，火焰的膨脹角增加，火焰面厚度增加，反應區(qū)尺寸增加。因為縮進后，在縮進室內部的燃燒產物會占據(jù)一定的空間，使得氫氣加速、氣液動量比增加。氣液動量比的增加使得液核破碎更快、一次霧化性能提高，相應的火焰擴張角和反應區(qū)域增加。Lux和Haidn[97]也認為噴嘴縮進之后火焰膨脹得到增強，但是增強效果隨著動量比的增加而減小。噴嘴縮進使得燃燒整體更加平穩(wěn)，但也增加了燃燒室的聲學頻率來源。當燃料的噴注壓降小于燃燒室壓力的10%～12%時容易激發(fā)低頻不穩(wěn)定燃燒，噴嘴縮進能夠提高發(fā)動機的穩(wěn)定工作邊界，即激發(fā)不穩(wěn)定燃燒的臨界壓力有所增加，因此當燃料的噴注壓降逐漸減小時，有縮進的噴嘴先出現(xiàn)低頻不穩(wěn)定燃燒。Nunome等[98]分析了兩種火焰模式，發(fā)現(xiàn)抬舉火焰造成噴注壓降的振蕩較弱，駐定火焰造成噴注壓降的振蕩較強，同時駐定火焰受液氧噴嘴固有聲學頻率的影響很大。

2.2 超臨界狀態(tài)對燃燒火焰的影響

真實發(fā)動機高溫高壓環(huán)境會對燃料狀態(tài)產生重要影響，而燃料的狀態(tài)又會對火焰結構產生重要影響，不同推進劑狀態(tài)下氣液同軸直流式噴嘴火焰形態(tài)如圖11[99]所示。Locke等[100]分析了燃燒和冷態(tài)條件下同軸射流的霧化和燃燒特性，發(fā)現(xiàn)燃燒條件下液核呈正弦波形，之后破碎成稠密氧氣團狀結構，并迅速被消耗掉。冷態(tài)條件下，亞臨界和超臨界的噴霧呈現(xiàn)出顯著的差別，亞臨界類似霧化過程，而超臨界類似于混合過程。Singla等[99]發(fā)現(xiàn)當兩種推進劑均處于跨臨界狀態(tài)時，存在兩個火焰面，分布在燃料射流兩側，外側火焰面非常穩(wěn)定，與跨臨界狀態(tài)下燃料射流中存在較大的密度差有關，這種密度差減小了不穩(wěn)定的增長率。同時，兩個火焰面將發(fā)生抬舉，不會像甲烷為氣態(tài)、液氧為亞臨界和超臨界一樣駐定在噴嘴出口燃燒。中間火焰起始處的直徑要小于噴嘴出口直徑，外側火焰是由高速噴注的跨臨界甲烷卷吸夾帶而來的部分氧與跨臨界的氣態(tài)甲烷燃燒形成的。此外，Nicola[101]和de Giorgi[102]等對超臨界條件下液氧甲烷同軸火焰進行了數(shù)值仿真。Matsuyama等[103-104]對液氧氣氫同軸射流火焰進行了數(shù)值模擬。

雖然超臨界狀態(tài)下火焰的結構呈現(xiàn)出顯著的區(qū)別，但是火焰駐定的位置還是在液氧噴嘴出口的回流區(qū)內。Zong等[105-106]發(fā)現(xiàn)擴散火焰駐定在液氧噴嘴出口形成的回流區(qū)內，并且沿著液氧射流邊界向下游發(fā)展。整體流動受較輕的甲烷流動影響較大，液氧噴嘴外邊界的大尺度渦脫落將甲烷卷入回流區(qū)內與氧氣進行反應。渦脫落頻率與臺階的渦脫落頻率一致。液氧和甲烷之間的密度分層流動使得軸向湍流強度增加，徑向湍流強度減小。Ruiz等[107]對隔板后的超臨界氫氧火焰結構進行了數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)火焰在氧射流外側發(fā)展并駐定在隔板回流區(qū)內?；鹧嬷胁糠诸A混區(qū)域斷斷續(xù)續(xù)地出現(xiàn)，部分預混區(qū)域的溫度要高于非預混區(qū)域，反應區(qū)主要由各種拉伸的非預混火焰組成。Oefelein[108]指出超臨界條件下，在噴嘴出口附近由于燃料和氧化劑存在巨大的熱物性梯度，會形成一個擴散燃燒區(qū)域，火焰駐定在噴嘴出口形成的回流區(qū)內。

2.3 燃燒不穩(wěn)定

燃燒穩(wěn)定性是噴嘴燃燒特性的重要指標，在一定的結構和工況條件下燃燒過程會發(fā)生不穩(wěn)定。對于采用氣液同軸直流式噴嘴的液氫液氧火箭發(fā)動機，不穩(wěn)定燃燒的頻率與液氧內噴嘴的本征頻率相當，表明供應系統(tǒng)與液氧噴嘴固有頻率相耦合造成了噴注壓降的振蕩[98]。并且噴注壓降的振蕩強度與火焰形態(tài)有關，抬舉火焰造成的噴注壓降振蕩較弱，駐定火焰造成的噴注壓降振蕩較強，駐定火焰受液氧噴嘴固有聲學頻率的影響很大[98]。當燃料的噴注溫度低于某個臨界值(50 K)后就會出現(xiàn)不穩(wěn)定燃燒，并且這個臨界值隨著液氧噴嘴直徑的減小而減小[98]。而對于液氧甲烷火箭發(fā)動機，不穩(wěn)定燃燒的主頻主要受液氧噴注溫度的影響，燃料狀態(tài)的影響不大[94]。液氧噴嘴厚度決定是否出現(xiàn)不穩(wěn)定燃燒，并且在不穩(wěn)定燃燒發(fā)生時捕捉到了渦環(huán)狀的火焰結構[94]，如圖12所示。由于液氧噴嘴固有聲學頻率與不穩(wěn)定燃燒頻率一致，這種高頻不穩(wěn)定燃燒被認為是由燃燒過程與噴注過程的耦合產生的[94]。但是這種機理不能解釋其他噴嘴結構參數(shù)和噴注參數(shù)對不穩(wěn)定燃燒的影響，因此這種不穩(wěn)定燃燒不僅僅由燃燒過程與噴注過程耦合產生，K-H不穩(wěn)定可能是不穩(wěn)定燃燒產生的重要原因[94]。此外，F(xiàn)eng等[109]對液氧甲烷發(fā)動機的低頻不穩(wěn)定燃燒進行了數(shù)值仿真，并與液氧氫發(fā)動機進行了對比，結果表明燃燒室內部低頻縱向不穩(wěn)定主要發(fā)生在發(fā)動機工作的早期。

對于氣氣同軸直流式噴嘴，袁磊[110]進行了數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)大尺度渦結構的形成、合并、碰撞是燃燒室內釋熱脈動的主要原因；燃料與氧化劑的速度比越小，燃燒振蕩的能量向各階主頻振蕩分配得越多，各階主頻振蕩越明顯；因此，燃料與氧化劑之間的速度比越大越有利于削弱燃燒振蕩；即便外加激勵頻率不是燃燒室聲學頻率，燃燒室壓力平穩(wěn)后，振蕩特性仍然體現(xiàn)為燃燒室聲學振蕩特性。

2.4 供應系統(tǒng)壓力振蕩對燃燒火焰的影響

燃燒不穩(wěn)定通常發(fā)生在大尺寸的發(fā)動機中，而研究用的模型發(fā)動機卻很少發(fā)生燃燒不穩(wěn)定。因此，要研究燃燒不穩(wěn)定需要首先激發(fā)不穩(wěn)定燃燒。目前主要有3種不穩(wěn)定燃燒激發(fā)方法：噴嘴偏置法[111-113]、供應系統(tǒng)激勵法、燃燒室橫向/縱向擾動激勵法。對于供應系統(tǒng)振蕩下噴嘴燃燒過程的響應特性，目前主要圍繞預混火焰開展，對于擴散火焰研究得還很少。并且針對擴散火焰的研究中，沒有采用氣液同軸直流式噴嘴的，而是采用氣體旋流噴嘴的。Yi和Santavicca[114]通過在液體燃料管路上施加擾動，分析火焰對擾動的響應特性。發(fā)現(xiàn)當擾動振幅較小(<2%平均質量流率)且擾動頻率小于一個特定值(燃燒室固有頻率減去60 Hz)時，火焰的幅頻特性和相頻特性呈線性變化。燃燒釋熱的振蕩主要受脈動流量的影響，而不是液滴粒徑及粒徑分布振蕩造成的。當供應系統(tǒng)振蕩頻率與燃燒室固有聲學頻率接近時，供應系統(tǒng)振蕩誘發(fā)的燃燒室聲學反饋與釋熱振蕩的相互作用就不能忽略，此時火焰的傳遞函數(shù)就不再是開環(huán)且線性的了。

對于預混火焰而言，按照火焰穩(wěn)定的方式可以分為預混射流火焰、鈍體穩(wěn)定的預混火焰和旋流穩(wěn)定的預混火焰，如圖13所示。對于預混射流火焰，Birbaud等[115]分析了火焰上游的新鮮混氣速度場對供應系統(tǒng)振蕩的響應特性，指出當斯特勞哈爾數(shù)St≤1時，擾動波通過對流傳播；當1

對于鈍體穩(wěn)定的預混火焰，Durox等[116]研究了火焰對供應振蕩的響應特性，發(fā)現(xiàn)上游擾動以對流的形式傳播?；鹧婷骜薨櫴怯深A混氣流與周圍環(huán)境氣體相互剪切產生的渦引起的?；鹧婷骜薨檿T發(fā)火焰強烈地卷升，造成火焰面面積迅速變化。Chaudhuri和Cetegen[117-118]發(fā)現(xiàn)供應系統(tǒng)擾動以對流的形式傳播。鈍體穩(wěn)定火焰對供應系統(tǒng)振蕩的響應傳遞函數(shù)呈現(xiàn)出低通濾波特性，其截斷斯特勞哈爾數(shù)在0.08～0.12之間。即當供應振蕩頻率較低時，火焰對供應振蕩的響應表現(xiàn)為放大特性，并且隨著預混氣流速度的增加，放大程度逐漸增加。此外，火焰的響應特性受預混氣體當量比徑向分布影響顯著。Birbaud等[119]分析了空間受限的火焰對供應系統(tǒng)振蕩的響應特性，指出壁面與火焰面的相互作用對火焰動力學特性具有顯著影響。Chaparro和Cetegen[120]分析了供應系統(tǒng)振蕩時，鈍體穩(wěn)定火焰的吹熄特性，指出火焰的吹熄當量比與供應系統(tǒng)振蕩頻率有關。當預混氣流速度較低時(5 m/s)，供應系統(tǒng)振蕩使得火焰的吹熄當量比減小，即使得火焰穩(wěn)定性增加。當預混氣流速度較高時(10 m/s和15 m/s)，隨著供應系統(tǒng)振蕩頻率的增加，圓盤和錐形鈍體穩(wěn)定火焰的穩(wěn)定性減弱。而棒狀鈍體穩(wěn)定火焰的穩(wěn)定性仍隨供應系統(tǒng)振蕩頻率的增加而增強。

對于旋流穩(wěn)定的預混火焰，Palies等[121-123]采用火焰描述函數(shù)來表征火焰的非線性特性，研究火焰對供應系統(tǒng)振蕩引起速度場振蕩的響應。并通過圖像處理得到火焰的釋熱區(qū)域分布，從而研究火焰的熱聲不穩(wěn)定。他發(fā)現(xiàn)供應系統(tǒng)振蕩引起的軸向速度擾動會在旋流器處激發(fā)一個周向速度擾動，使得火焰和釋熱對供應系統(tǒng)振蕩的響應特性由聲學擾動和周向速度擾動共同主導，擾動通過對流和聲波共同傳播。噴嘴出口的渦脫落會使火焰面卷曲，卷曲的火焰會顯著改變旋流數(shù)并最終導致火焰面沿周向的周期性振蕩。Thumuluru和Lieuwen[124]指出旋流穩(wěn)定的預混火焰的動力學特性由多個物理過程共同決定：① 供應系統(tǒng)振蕩引起的預混氣流振蕩；② 湍流火焰面的發(fā)展；③ 火焰穩(wěn)定；④ 后向臺階、預混氣體射流、旋流和剪切流動等引起的流動不穩(wěn)定。這幾個過程相互競爭，具體哪個過程起主導作用與供應系統(tǒng)振蕩的頻率和振幅以及火焰穩(wěn)定機理有關。

2.5 燃燒室壓力振蕩對燃燒火焰的影響

當燃燒室壓力振蕩時，燃燒條件下氣液同軸射流的霧化與燃燒過程都表現(xiàn)出不同的特征。Hardi等[125]分析了一階橫向和一階縱向振蕩對燃燒過程的影響，發(fā)現(xiàn)橫向速度場振蕩能夠顯著減小完整液核長度。Li等[126]通過調節(jié)流量來連續(xù)調節(jié)混合比，分析了氣液同軸式噴嘴的燃燒特性。采用了兩種混合比調節(jié)方式：減小燃料流量和增加氧氣流量。結果表明燃燒效率和特征速度隨著混合比的增加而增加，但是不同的調節(jié)方式下，燃燒效率和特征速度的增加程度不同，增加氧氣的調節(jié)方式下，燃燒效率和特征速度增加更快。這可能是因為增加氧氣能夠增加噴霧錐角、減小液滴平均粒徑而造成的。Méry等[86]發(fā)現(xiàn)橫向壓力振蕩可以改變燃燒過程。中等強度振蕩下，液核變平，同時二次霧化得到增強，使得蒸發(fā)率增大。平面液核附近氧氣濃度的增大使得液膜上下兩側的火焰面厚度增加。高強度振蕩下，液核破碎過程加速使得液核長度更短，霧化和蒸發(fā)過程得到增強。這又使得火焰長度減小，單位體積的釋熱率增加。壓力振蕩使得燃燒強度得到增強，同時壁面溫度顯著增加。高強度橫向壓力振蕩下產生的小液滴跟隨著橫向振蕩的速度場，它們的蒸發(fā)和釋熱過程與壓力場振蕩同步，釋熱區(qū)域也在橫向振蕩。

在火焰的響應特性方面，Richecoeur等[84, 127-128]在0.9、3和6 MPa 3種反壓條件下分析火焰對橫向擾動的響應。發(fā)現(xiàn)燃燒室一階橫向擾動足以激發(fā)燃燒過程與燃燒室聲學過程的耦合，當施加燃燒室一階橫向擾動時，火焰的擴張程度增加、發(fā)光強度增加、軸向速度減小，燃燒室壁面溫度迅速增加，釋熱率最大的區(qū)域以擾動頻率在燃燒室內橫向振蕩。壓力振蕩和釋熱率振蕩在燃燒室內分布相似。Richecoeur等[129]分析了溫度振蕩對燃燒室聲學振蕩的影響。發(fā)現(xiàn)與冷態(tài)試驗相比，熱試時燃燒室的品質因子(對擾動的響應特性，響應頻率越集中品質因子越高)減小。這與燃燒室內溫度振蕩的強度和空間范圍有關。溫度振蕩造成燃燒室內聲速的振蕩，進一步造成系統(tǒng)特征頻率的變化，最終改變系統(tǒng)的響應特性。當燃燒室特征頻率振蕩時，系統(tǒng)耗散程度增加，使得燃燒室品質因子減小。即燃燒條件下，在某個頻率的擾動下，發(fā)動機會在一個寬頻范圍內振蕩。而在冷態(tài)條件下，發(fā)動機的振蕩頻率與激勵頻率一致。David等[130]發(fā)現(xiàn)燃燒條件下火焰對壓力振蕩的響應與冷態(tài)條件下噴霧對壓力振蕩的響應類似，當把噴嘴放在壓力波節(jié)上時，火焰呈現(xiàn)出平面振蕩，而當噴嘴置于壓力波腹處時，火焰呈現(xiàn)出螺旋形結構。Hardi等[125]發(fā)現(xiàn)橫向速度場振蕩能夠顯著減小完整液核長度，相應地燃燒區(qū)域逐漸向噴注面板移動。在一階縱向模態(tài)下，對流不是特別顯著，燃燒過程對激勵的響應系數(shù)為0.8。雖然這與壓力振蕩耦合能夠增強釋熱率，但是還不足以激發(fā)自維持的高頻不穩(wěn)定燃燒。由此可以推斷，橫向擾動下，速度場與壓力場的耦合是產生自維持高頻不穩(wěn)定燃燒的真正原因。

3 綜合評價與發(fā)展趨勢

氣液同軸直流式噴嘴在液體火箭發(fā)動機中得到了廣泛應用。雖然這種噴嘴的結構相比其他噴嘴更加簡單，但是由于液體火箭發(fā)動機燃燒室環(huán)境非常復雜(高溫高壓，并且不穩(wěn)定燃燒發(fā)生時存在壓力振蕩)，導致氣液同軸直流式噴嘴的工作過程也非常復雜。雖然近年來在近真實條件下開展了大量的研究，對復雜環(huán)境中氣液同軸直流式噴嘴工作原理有了初步的認識。但是為了深入認識氣液同軸直流式噴嘴在液體火箭發(fā)動機中的工作原理，仍有大量工作要做。

在氣液同軸直流式噴嘴穩(wěn)態(tài)霧化機理和霧化特性方面，學界開展的研究最多，認識也最充分。這里“穩(wěn)態(tài)”主要指供應系統(tǒng)壓力和燃燒室反壓保持恒定，沒有擾動。研究結果表明同軸環(huán)縫氣流作用下圓柱射流破碎存在瑞利軸對稱、瑞利非軸對稱、剪切破碎、薄膜破碎和纖維破碎5種破碎模式。噴霧場SMD呈“實心錐”形分布，平均軸向速度呈“馬鞍”形分布。氣液比、氣液速度比和氣液動量比增大能夠增強噴嘴的霧化性能。結構參數(shù)上，噴嘴直徑減小和噴嘴縮進長度增加能夠增加噴嘴的霧化性能。外部環(huán)境的恒定并不一定意味著噴霧的穩(wěn)定，氣液同軸直流式噴嘴在一定的結構和工況條件下會發(fā)生自激振蕩。目前的研究表明噴嘴縮進是誘發(fā)自激振蕩的重要結構參數(shù)，并且提出了兩種自激振蕩的產生機理：① 由噴嘴縮進造成縮進室內部流動發(fā)生壅塞引起的;② 由氣液界面上的K-H不穩(wěn)定造成的。雖然針對氣液同軸直流式噴嘴的自激振蕩已經開展了一定的研究，但是對其發(fā)展規(guī)律和產生機理的認識還不夠深入。下一步應繼續(xù)開展自激振蕩現(xiàn)象分析與規(guī)律總結，找到自激振蕩產生的臨界工況條件，即自激振蕩邊界。進一步分析噴嘴結構參數(shù)(縮進長度、內噴嘴厚度、氣體環(huán)縫寬度等)對自激振蕩的影響規(guī)律。研究自激振蕩發(fā)生后對噴嘴霧化特性的影響。結合數(shù)值仿真，從理論上建立自激振蕩的分析模型，找到自激振蕩產生的根源。

在供應系統(tǒng)振蕩情況下氣液同軸直流式噴嘴的霧化機理和霧化特性方面，目前開展的研究還很少。雖然針對圓柱射流開展了供應系統(tǒng)振蕩情況下的霧化機理研究，發(fā)現(xiàn)了射流霧化過程中存在Klystron效應，并分析了Klystron對射流破碎過程的影響。但是在同軸氣體作用下，氣液相互作用會顯著影響射流形態(tài)，供應系統(tǒng)振蕩會對氣液同軸直流式噴嘴的霧化過程和霧化特性產生什么影響目前還不清楚。下一步需要從試驗和仿真兩個方面對這個問題開展深入研究。

在反壓振蕩情況下氣液同軸直流式噴嘴霧化機理和霧化特性方面，雖然已經開展了一定的研究，對這一過程有了初步的認識。發(fā)現(xiàn)壓力振蕩一方面會造成射流形態(tài)出現(xiàn)扭曲或發(fā)展成液膜，另一方面會顯著減小完整液核的長度。但是從已有的試驗結果看，試驗噴嘴數(shù)量偏少，很多結構參數(shù)的影響都還沒有考慮到。從而造成得出的研究結論存在部分矛盾和無法解釋的地方。例如：Davis等[79-81]的試驗中發(fā)現(xiàn)當噴嘴位于壓力擾動波波節(jié)(速度擾動波波腹)時，聲波擾動會使射流呈現(xiàn)出正弦形。而Baillot等[34]的試驗結果卻表明當噴嘴位于壓力擾動波波節(jié)位置時，非線性壓力輻射效應會使射流壓縮成液膜。因此在氣液比很低的時候，中心射流也應為扁平液膜形。此外，噴嘴直徑的微小變化造成了射流對聲波擾動響應特性的顯著差異[81-82]。這些問題的存在都表明目前對于反壓振蕩情況下氣液同軸直流式噴嘴霧化過程的研究還很不充分,還需要在更大的工況范圍內，采用更多的噴嘴進行試驗，以進一步分析射流形態(tài)隨結構和工況參數(shù)的變化規(guī)律。同時，還需要測量反壓擾動情況下噴嘴的霧化特性以分析噴嘴的霧化機理。

同霧化機理和霧化特性一樣，對氣液同軸直流式噴嘴穩(wěn)態(tài)燃燒特性的研究也最多，認識也最充分。在供應系統(tǒng)壓力和燃燒室反壓無振蕩的穩(wěn)態(tài)情況下，氣液同軸直流式噴嘴形成的火焰通常駐定在直流式噴嘴出口形成的回流區(qū)內。并且回流區(qū)的厚度需大于火焰面的厚度，否則火焰對高速環(huán)縫氣體非常敏感，當氣流速度較高時容易出現(xiàn)火焰抬舉。噴嘴縮進能夠增加火焰膨脹角、火焰面厚度和反應區(qū)尺寸，從而提高了發(fā)動機的穩(wěn)定工作邊界，使得燃燒的粗暴程度減弱。當一種推進劑處于超臨界狀態(tài)時，火焰仍然駐定在噴嘴出口形成的回流區(qū)內。而當兩種推進劑都處于超臨界狀態(tài)時，出現(xiàn)兩個火焰面，分別位于燃料射流的兩側，同時兩個火焰面均發(fā)生抬舉。下一步，還需要研究自激振蕩噴霧的火焰結構和燃燒特性。首先，要回答燃燒條件下自激振蕩是否會發(fā)生；其次，自激振蕩噴霧的火焰結構(火焰駐定位置、火焰形態(tài)等)有何特征；這些特征是否會與燃燒室聲學特性相互耦合最終激發(fā)不穩(wěn)定燃燒。

對于氣液同軸直流式噴嘴燃燒特性與發(fā)動機不穩(wěn)定燃燒的關系，目前普遍采用在供應系統(tǒng)或燃燒室上施加激勵的方法，并已經開展了一定的研究。結果表明當燃燒室壓力振蕩時，二次霧化和蒸發(fā)過程得到增強，使得火焰面厚度增加、火焰長度減小，從而使得燃燒強度和壁面溫度顯著增加。當把噴嘴放在壓力波節(jié)上時，火焰呈現(xiàn)出平面振蕩，而當噴嘴置于壓力波腹處時，火焰呈現(xiàn)出螺旋形結構。壓力振蕩引起的火焰振蕩能夠與燃燒室聲學特性相互耦合形成不穩(wěn)定燃燒。下一步，需要在不施加外部激勵的條件下研究不穩(wěn)定燃燒，找到不穩(wěn)定燃燒的產生根源。其中，噴嘴自激振蕩發(fā)生時的噴霧火焰振蕩、噴嘴嘯叫和燃燒室聲學特性之間的相互關系是一個可以考慮的方向。

4 結束語

本文針對液體火箭發(fā)動機的工作特點，從噴嘴的霧化機理、霧化特性、自激振蕩以及發(fā)動機燃燒室環(huán)境的影響等幾個方面綜述了氣液同軸直流式噴嘴的霧化過程；從火焰駐定位置、火焰結構以及發(fā)動機燃燒室環(huán)境的影響等幾個方面綜述了噴嘴的燃燒特性。對氣液同軸直流式噴嘴霧化機理、霧化特性和燃燒特性的研究現(xiàn)狀和發(fā)展趨勢做了簡要評述。加深了對液體火箭發(fā)動機中氣液同軸直流式噴嘴的工作原理的認識。需要說明的是，由于作者研究工作的局限，文中引述的資料不夠全面，對發(fā)展趨勢的看法也可能帶有個人的偏好。