康忠濤，李向東，毛雄兵，李清廉

1. 中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 超高速空氣動(dòng)力研究所 高超聲速?zèng)_壓發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，綿陽(yáng) 621000 2. 國(guó)防科技大學(xué) 高超聲速?zèng)_壓發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410073

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)具有推力大、比沖高、可適用多種環(huán)境等優(yōu)點(diǎn)，在航天技術(shù)的發(fā)展上長(zhǎng)期占據(jù)重要地位[1]。在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中，推進(jìn)劑需要霧化成細(xì)小液滴以快速蒸發(fā)，之后進(jìn)行混合和燃燒。在推進(jìn)劑霧化、蒸發(fā)、混合和燃燒過(guò)程中，噴嘴起著重要作用，因此研究噴嘴的霧化機(jī)理和工作特性對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)具有重要指導(dǎo)意義。

在雙組元液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中，一種推進(jìn)劑通常會(huì)被用于冷卻燃燒室，或者用于形成富氧燃?xì)庖则?qū)動(dòng)渦輪，其進(jìn)入燃燒室前會(huì)變成氣相。由于氣液相互作用能夠顯著增強(qiáng)噴嘴的霧化性能，這種發(fā)動(dòng)機(jī)普遍采用氣液同軸式噴嘴。例如，美國(guó)航天飛機(jī)主發(fā)動(dòng)機(jī)(SSME)、RS-68、RL-10、J-2、Vulcain、HM60、LE7等發(fā)動(dòng)機(jī)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(nèi)噴嘴直徑，D1為外噴嘴直徑)。

氣液同軸直流式噴嘴工作時(shí)，液體射流通過(guò)中心圓孔噴注進(jìn)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(xì)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(jìn)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(huì)駐定在噴嘴出口附近，并以一定擴(kuò)張角向下游延伸。在真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)中，高溫和高壓對(duì)噴嘴霧化和燃燒火焰均有重要影響。當(dāng)不穩(wěn)定燃燒發(fā)生時(shí)，燃燒室壓力振蕩也對(duì)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(jié)構(gòu)非常簡(jiǎn)單，但在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中其工作過(guò)程是非常復(fù)雜的。

對(duì)于圓柱射流，Rayleigh[3-4]最早在1878年利用線性不穩(wěn)定理論對(duì)初始穩(wěn)定的無(wú)限長(zhǎng)圓柱射流進(jìn)行了較為全面和完整的研究，指出射流速度較低時(shí)表面張力是射流破碎的主要原因，射流呈現(xiàn)軸對(duì)稱(chēng)破碎模式。從那之后，國(guó)內(nèi)外針對(duì)圓柱射流開(kāi)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(lái)Ashgriz[23]對(duì)圓柱射流的理論分析進(jìn)行了較為詳細(xì)的綜述。在試驗(yàn)方面，學(xué)界重點(diǎn)關(guān)注了射流破碎過(guò)程，主要分析了破碎長(zhǎng)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(fēng)聲破碎模式、二次風(fēng)聲破碎模式和霧化模式。在Rayleigh模式和一次風(fēng)聲破碎模式下，射流由表面張力主導(dǎo)，并在毛細(xì)不穩(wěn)定作用下斷裂破碎。在這兩種模式的臨界點(diǎn)處，氣動(dòng)力是表面張力的10%。而在二次風(fēng)聲破碎和霧化模式下，射流由氣動(dòng)力主導(dǎo)，表面張力會(huì)抑制液滴的生成。Dumouchel[26]對(duì)圓柱射流的一次破碎過(guò)程進(jìn)行了詳細(xì)的綜述，給出了這5種破碎模式的產(chǎn)生條件。此外，針對(duì)射流內(nèi)部流動(dòng)特性的影響[27-28]、發(fā)動(dòng)機(jī)高溫高壓環(huán)境引起的超臨界噴注[29-31]、不穩(wěn)定燃燒時(shí)反壓振蕩的影響[32-34]以及供應(yīng)系統(tǒng)振蕩的影響[35-38]也開(kāi)展了大量的研究。

綜上所述，在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中氣液同軸直流式噴嘴的工作過(guò)程非常復(fù)雜。目前學(xué)界對(duì)圓柱射流開(kāi)展了大量研究，并做了深入總結(jié)。對(duì)氣液同軸直流式噴嘴也開(kāi)展了大量研究，但還沒(méi)有進(jìn)行全面的總結(jié)，特別是將噴嘴的霧化機(jī)理、霧化特性與噴嘴的燃燒特性相結(jié)合的總結(jié)，制約了對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中氣液同軸直流式噴嘴工作原理的深入理解。本文針對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中氣液同軸直流式噴嘴的霧化機(jī)理、霧化特性以及燃燒特性，綜述國(guó)內(nèi)外的研究進(jìn)展，特別是真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室高溫高壓環(huán)境及不穩(wěn)定燃燒時(shí)壓力振蕩環(huán)境的影響，以加深對(duì)氣液同軸直流式噴嘴工作過(guò)程的認(rèn)識(shí)。

1 霧化機(jī)理與霧化特性

氣液同軸直流式噴嘴霧化過(guò)程的本質(zhì)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(jié)構(gòu)和工況條件下，氣液同軸直流式噴嘴還會(huì)出現(xiàn)自激振蕩現(xiàn)象。在真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)境中，由于外側(cè)氣流的隔離，霧化過(guò)程對(duì)高溫、高壓以及壓力振蕩的響應(yīng)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(rèn)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(huì)促進(jìn)長(zhǎng)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(huì)抑制射流不穩(wěn)定[41]。但是環(huán)縫氣流也會(huì)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(diǎn)。在噴嘴結(jié)構(gòu)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(huì)顯著增加主導(dǎo)表面波的增長(zhǎng)率和波長(zhǎng)、縮短射流破碎長(zhǎng)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(zhǎng)迅速減小。Ibrahim等[41]指出增加氣液密度比能夠增強(qiáng)氣液相互作用，從而增強(qiáng)霧化。Xiao等[43]通過(guò)數(shù)值仿真發(fā)現(xiàn)液體湍流渦對(duì)射流表面不穩(wěn)定的發(fā)展和霧化過(guò)程具有主導(dǎo)作用。

液體推進(jìn)劑的物性會(huì)對(duì)射流的破碎霧化過(guò)程產(chǎn)生重要影響。按照液體推進(jìn)劑物性的不同可以將推進(jìn)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(duì)射流破碎霧化的影響主要通過(guò)射流噴注速度反映出來(lái)，而黏性則主要通過(guò)影響射流表面波發(fā)展體現(xiàn)出來(lái)。Ibrahim[5]指出對(duì)于無(wú)黏氣體中的黏性圓柱射流，在高韋伯?dāng)?shù)(We)下，非對(duì)稱(chēng)擾動(dòng)起主導(dǎo)作用，增加氣液密度比或減小Oh會(huì)增強(qiáng)非對(duì)稱(chēng)擾動(dòng)的主導(dǎo)作用。黏性能夠減小表面波增長(zhǎng)率，當(dāng)雷諾數(shù)(Re)足夠大時(shí)黏性的影響就不再顯著了[6]。而對(duì)于黏性氣體中的黏性射流，嚴(yán)春吉等[7]指出射流破碎與霧化過(guò)程存在一個(gè)臨界We，當(dāng)We小于臨界We時(shí)，We增加抑制表面波發(fā)展，當(dāng)We大于臨界We時(shí)，增加We促進(jìn)表面波發(fā)展。液體Re和氣液密度比始終促進(jìn)表面波發(fā)展。杜青等[8]進(jìn)一步指出，Rayleigh模式下Re和We的增加使主導(dǎo)表面波頻率和增長(zhǎng)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(dǎo)表面波頻率和增長(zhǎng)率增加，We則起相反作用。

對(duì)于非牛頓流體，目前主要用冪律模型或黏彈性模型來(lái)描述非牛頓流體的本構(gòu)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(huì)抑制不穩(wěn)定而彈性會(huì)增強(qiáng)不穩(wěn)定。因此，黏彈性流體比牛頓流體不穩(wěn)定，但比無(wú)黏流體穩(wěn)定[49]。We是控制黏彈性射流穩(wěn)定性的關(guān)鍵參數(shù)，隨著We的增加，擾動(dòng)波的不穩(wěn)定范圍和增長(zhǎng)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(zhuǎn)起著穩(wěn)定射流的作用。在高We、低Re下射流由非軸對(duì)稱(chēng)模式主導(dǎo)，但是當(dāng)空氣旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度足夠大時(shí)，射流將變?yōu)橛奢S對(duì)稱(chēng)模式主導(dǎo)。隨著液體彈性的增加，射流主導(dǎo)表面波增長(zhǎng)率逐漸增加。對(duì)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(chǎng)可能會(huì)引起帶電黏彈性圓柱射流軸對(duì)稱(chēng)模式和非軸對(duì)稱(chēng)模式的絕對(duì)不穩(wěn)定。彈性對(duì)軸對(duì)稱(chēng)模式的絕對(duì)不穩(wěn)定和對(duì)流不穩(wěn)定都起促進(jìn)作用，而對(duì)非軸對(duì)稱(chēng)模式的影響較小。對(duì)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(jìn)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)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(zhì)量流率分布等，受?chē)娮旖Y(jié)構(gòu)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(dòng)量比等，通常這3個(gè)參數(shù)是相互關(guān)聯(lián)的，對(duì)于特定結(jié)構(gòu)的噴嘴，增加氣液比也會(huì)增加氣液速度比和氣液動(dòng)量比。從噴霧空間分布上看，增加氣液比對(duì)噴嘴霧化性能不利，因?yàn)樗沟脟婌F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(duì)于低溫推進(jìn)劑，有同軸氣流時(shí)噴霧錐角顯著減小，并且隨著氣流速度的增加，噴霧錐角會(huì)繼續(xù)減小[48]。但是從噴嘴霧化質(zhì)量上看，增加氣液比或氣液速度比又會(huì)顯著提高噴嘴的霧化性能[55-56]。因?yàn)樾庖好芏缺群退俣缺?、小液體We對(duì)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(huì)對(duì)噴嘴的霧化性能產(chǎn)生影響。Liu等[58]指出固定氣液比時(shí)，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(shì)?？偟目磥?lái)，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(jié)構(gòu)參數(shù)主要包括內(nèi)噴嘴直徑和縮進(jìn)長(zhǎng)度。一般認(rèn)為內(nèi)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(nèi)噴嘴直徑的這種影響還與工況參數(shù)有關(guān)，當(dāng)氣液比較小時(shí)，內(nèi)噴嘴直徑的影響顯著，當(dāng)氣液比較大時(shí)，內(nèi)噴嘴直徑?jīng)]有顯著影響[58]。同內(nèi)噴嘴直徑一樣，內(nèi)噴嘴縮進(jìn)同樣對(duì)噴嘴的霧化性能有重要影響。內(nèi)噴嘴縮進(jìn)能夠顯著增加噴霧寬度[55-56]，同時(shí)減小霧化后的液滴粒徑[60]，增強(qiáng)噴嘴霧化性能[2, 47]。因?yàn)榭s進(jìn)會(huì)限制縮進(jìn)室內(nèi)部的流動(dòng)，縮進(jìn)對(duì)流動(dòng)的限制作用越強(qiáng)，射流表面波增長(zhǎng)率越大[57]。當(dāng)這種限制作用很強(qiáng)時(shí)，系統(tǒng)表現(xiàn)為絕對(duì)不穩(wěn)定，當(dāng)限制作用較弱時(shí)，系統(tǒng)轉(zhuǎn)變?yōu)閷?duì)流不穩(wěn)定[57]。內(nèi)噴嘴縮進(jìn)的這種影響同樣與工況參數(shù)有關(guān)，當(dāng)氣體噴注壓降較大時(shí)，內(nèi)噴嘴縮進(jìn)的影響不大，并且SMD隨縮進(jìn)長(zhǎng)度的變化規(guī)律與氣體噴注壓降較小時(shí)相反[59]。Hu等[59]指出當(dāng)氣體噴注壓降和噴嘴縮進(jìn)都非常大時(shí)，液體分布會(huì)顯著減小并出現(xiàn)振蕩，因此大的噴嘴縮進(jìn)可能會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作不利。

在實(shí)際噴霧中，還比較關(guān)心的是SMD和平均速度在空間中的分布情況。對(duì)于氣液同軸直流式噴嘴，典型的SMD分布呈“實(shí)心錐”形分布，如圖4所示[55](圖中VR為氣液速度比,Z為測(cè)量平面距噴嘴出口的距離)。這是因?yàn)樵趪婌F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(cè)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(chǎn)生的噴霧場(chǎng)液滴軸向平均速度呈“馬鞍”形分布，如圖5[61]所示。因?yàn)橐岣邍娮斓撵F化性能，環(huán)縫氣體的噴注速度通常遠(yuǎn)大于中心圓柱射流的噴注速度，這就使得在噴霧場(chǎng)中心液滴平均軸向速度較小，而在外側(cè)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(jié)構(gòu)和工況條件下會(huì)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(shí)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(shí)，噴霧隨之周期性振蕩。學(xué)界普遍認(rèn)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(jìn)的氣液同軸直流式噴嘴中，縮進(jìn)室內(nèi)部的流動(dòng)特征對(duì)自激振蕩的發(fā)生起著重要作用。Tsohas等[66-69]通過(guò)二維數(shù)值仿真再現(xiàn)了自激振蕩發(fā)生時(shí)縮進(jìn)室內(nèi)部流動(dòng)，發(fā)現(xiàn)自激振蕩受?chē)娮焖Σ环€(wěn)定影響顯著。他指出噴嘴內(nèi)部水力不穩(wěn)定主要有3種來(lái)源：液氧噴嘴出口的脫落渦、液氧噴嘴的聲學(xué)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(jìn)室內(nèi)部隨流動(dòng)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(huì)逐漸超過(guò)液氧噴嘴聲學(xué)不穩(wěn)定的擾動(dòng)能量，進(jìn)而對(duì)整個(gè)噴嘴起主導(dǎo)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(xué)不穩(wěn)定引起的擾動(dòng)，此時(shí)液氧噴嘴的聲學(xué)不穩(wěn)定起主導(dǎo)作用。隨著液氧噴嘴長(zhǎng)度的減小，噴嘴固有聲學(xué)頻率增加，在縮進(jìn)室內(nèi)部質(zhì)量流率的振蕩頻率也相應(yīng)地增加。當(dāng)噴嘴總流量固定時(shí)，氣液動(dòng)量比的增加會(huì)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(chǎn)生機(jī)理上，目前主要有兩種觀點(diǎn)：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(chǎn)生的噴霧由穩(wěn)態(tài)向自激振蕩的轉(zhuǎn)變過(guò)程，發(fā)現(xiàn)自激振蕩發(fā)生時(shí)，流動(dòng)從非壅塞變?yōu)檑杖?。?nèi)噴嘴縮進(jìn)是誘發(fā)噴嘴自激振蕩的關(guān)鍵參數(shù)，隨著內(nèi)噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度的增加，縮進(jìn)室內(nèi)部流動(dòng)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(dāng)壅塞發(fā)生時(shí)，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(zhuǎn)變?yōu)镾uper-pulsating破碎。自激振蕩的發(fā)生存在一個(gè)臨界參數(shù)Fcr，只有當(dāng)工況參數(shù)Rel/(Weg)0.5

Kim等[71-75]對(duì)氣液同軸直流式噴嘴縮進(jìn)室內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行了三維數(shù)值仿真，認(rèn)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(duì)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(nèi)噴嘴直徑、厚度和縮進(jìn)長(zhǎng)度是對(duì)自激振蕩影響最大的結(jié)構(gòu)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(jìn)長(zhǎng)度的增加而增加。液氧噴嘴厚度對(duì)射流穩(wěn)定性影響很大，薄噴嘴相比無(wú)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(huì)減小振蕩振幅。當(dāng)燃燒室壓力振蕩時(shí)，射流振蕩由壓力振蕩主導(dǎo)，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(duì)噴注霧化的影響

真實(shí)的發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室是高溫高壓的，這種環(huán)境對(duì)氣液同軸直流式噴嘴霧化過(guò)程最大的影響是它能夠使推進(jìn)劑處于超臨界狀態(tài)。超臨界狀態(tài)下推進(jìn)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(huì)對(duì)霧化過(guò)程產(chǎn)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(guò)程不能再視作常規(guī)霧化，它更像是一個(gè)混合過(guò)程，并且對(duì)壓力、溫度、混合物濃度、初始狀態(tài)等小擾動(dòng)非常敏感[30, 76]。這種混合過(guò)程受內(nèi)外射流速度影響顯著，外部射流與內(nèi)部射流的速度比越大，內(nèi)側(cè)射流對(duì)外側(cè)射流的卷吸作用就越強(qiáng)，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(dòng)機(jī)燃燒室環(huán)境如反壓和壓力振蕩也會(huì)對(duì)超臨界噴注過(guò)程產(chǎn)生重要影響。反壓會(huì)使速度核心區(qū)減小，外側(cè)射流剪切層分布角減小[77]。在橫向壓力擾動(dòng)下，超臨界射流會(huì)在擾動(dòng)速度垂直的方向上呈現(xiàn)正弦型的結(jié)構(gòu)[77]。

1.5 供應(yīng)系統(tǒng)壓力振蕩對(duì)噴注霧化的影響

對(duì)于氣液同軸直流式噴嘴，當(dāng)供應(yīng)系統(tǒng)振蕩時(shí)，噴嘴的噴注霧化過(guò)程會(huì)發(fā)生顯著變化，因?yàn)榇藭r(shí)射流的噴注速度和流動(dòng)狀態(tài)會(huì)隨供應(yīng)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(yīng)系統(tǒng)振蕩時(shí)圓柱射流的形態(tài)，發(fā)現(xiàn)射流會(huì)出現(xiàn)的Klystron效應(yīng)，如圖8所示。這種效應(yīng)是由于噴嘴壓降的振蕩引起液體噴注速度的振蕩，當(dāng)后噴注液體速度大于先噴注液體速度時(shí)就會(huì)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(jìn)一步指出射流對(duì)其本征頻率處的擾動(dòng)響應(yīng)最強(qiáng)，對(duì)于低速圓柱射流，增加擾動(dòng)振幅和頻率會(huì)使得射流的霧化性能提高。Srinivasan等[37]對(duì)供應(yīng)振蕩下圓柱射流的仿真結(jié)果表明相同Strouhal數(shù)下振蕩振幅的變化會(huì)對(duì)射流破碎過(guò)程產(chǎn)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(yàn)方面，Chigier[38]也發(fā)現(xiàn)了Klystron效應(yīng)，并且指出在射流本征頻率附近施加供應(yīng)振蕩能夠增加液滴的尺寸均勻性。

1.6 反壓振蕩對(duì)霧化過(guò)程的影響

當(dāng)不穩(wěn)定燃燒發(fā)生時(shí)，燃燒室壓力的振蕩也會(huì)對(duì)氣液同軸直流式噴嘴的霧化過(guò)程產(chǎn)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(duì)噴霧形態(tài)、液核長(zhǎng)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(dòng)波波腹、壓力擾動(dòng)波波節(jié))有關(guān)。此外，還受工況參數(shù)(氣液動(dòng)量比)和結(jié)構(gòu)參數(shù)(內(nèi)外噴嘴噴注面積比)的影響。在燃燒室中，反壓振蕩會(huì)引起速度場(chǎng)的振蕩，從而形成速度擾動(dòng)波。對(duì)于壓力擾動(dòng)駐波而言，擾動(dòng)波的波節(jié)位置就是壓力擾動(dòng)為零、速度擾動(dòng)最大的位置，也是速度擾動(dòng)波的波腹位置。而壓力擾動(dòng)波的波腹位置就是壓力擾動(dòng)最大、速度擾動(dòng)為零的位置，也是速度擾動(dòng)波的波節(jié)位置。

當(dāng)噴嘴位于壓力擾動(dòng)波波腹位置時(shí)，在亞臨界狀態(tài)下，只有在同軸氣體作用下聲壓波動(dòng)才對(duì)射流破碎過(guò)程有顯著影響，只有在氣流動(dòng)壓低于聲壓振幅時(shí)聲壓波動(dòng)才對(duì)射流液核有顯著的影響，因?yàn)槁晧翰▌?dòng)對(duì)射流的影響是由聲波引起氣流周期性振蕩產(chǎn)生的[34]。此時(shí)聲壓波動(dòng)使得中心射流生成一些大渦結(jié)構(gòu)，從而顯著增強(qiáng)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(dòng)波波節(jié)位置，聲壓波動(dòng)使射流的液核長(zhǎng)度顯著減小，并且氣液比越大，聲壓波動(dòng)的影響越小[78]。

當(dāng)噴嘴位于壓力擾動(dòng)波波節(jié)位置時(shí)，在亞臨界狀態(tài)下，聲波擾動(dòng)顯著加速了射流的不穩(wěn)定和破碎過(guò)程，并使射流呈現(xiàn)正弦形，并在一個(gè)波長(zhǎng)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(shí)射流對(duì)外部擾動(dòng)不敏感，射流振蕩會(huì)減弱[80-81]。Davis等[81]認(rèn)為射流對(duì)聲波擾動(dòng)的響應(yīng)特性與射流的聲阻有關(guān)，聲阻越大則對(duì)擾動(dòng)的響應(yīng)也就越強(qiáng)。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(dòng)機(jī)采用高氣液速度比工作時(shí)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(huì)顯著影響噴霧錐角和液核長(zhǎng)度。在近臨界或超臨界狀態(tài)、中等動(dòng)量比下，射流分布角對(duì)橫向擾動(dòng)的響應(yīng)最劇烈，射流分布角隨動(dòng)量比的增加而增加，射流對(duì)聲波擾動(dòng)的響應(yīng)得到了增強(qiáng)[83]。聲波擾動(dòng)使噴霧錐角增加的同時(shí)，也使射流呈現(xiàn)出正弦形，這種正弦形的波與射流出口動(dòng)量與聲波動(dòng)量的比值有關(guān)[79]。對(duì)于液核長(zhǎng)度，Richecoeur等[84]發(fā)現(xiàn)橫向振蕩能夠減小完整液核長(zhǎng)度，射流出現(xiàn)彎曲、褶皺。Hardi等[85]發(fā)現(xiàn)在一階橫向擾動(dòng)下，當(dāng)壓力振幅為8%時(shí)，完整液核長(zhǎng)度減小30%。液核長(zhǎng)度的減小是由于橫向的擾動(dòng)氣流對(duì)液核產(chǎn)生的剝離作用造成的，隨著壓力擾動(dòng)幅值的增加，液核長(zhǎng)度呈線性減小。Méry等[86]指出當(dāng)燃燒室壓力高強(qiáng)度振蕩時(shí)，液核破碎過(guò)程加速使得液核長(zhǎng)度變短，霧化和蒸發(fā)過(guò)程得到增強(qiáng)。

噴嘴結(jié)構(gòu)會(huì)影響射流對(duì)聲波擾動(dòng)的響應(yīng)特性，但是目前對(duì)其影響機(jī)制的研究還不夠充分，認(rèn)識(shí)還很不清楚。特別是結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響還往往與工況參數(shù)的影響相互關(guān)聯(lián)[87]。Rodriguez等[88]對(duì)比了兩種噴嘴對(duì)橫向擾動(dòng)的響應(yīng)特性，其中對(duì)比噴嘴是通過(guò)在基準(zhǔn)噴嘴的基礎(chǔ)上增加內(nèi)噴嘴直徑、減小噴嘴壁厚得到的。試驗(yàn)結(jié)果表明在亞臨界、近臨界條件下，對(duì)比噴嘴生成的射流在壓力擾動(dòng)波波腹處對(duì)聲波擾動(dòng)響應(yīng)最明顯。而基準(zhǔn)噴嘴生成的射流在壓力擾動(dòng)波波節(jié)處響應(yīng)最明顯。這表明噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)會(huì)對(duì)射流的響應(yīng)特性和聲學(xué)擾動(dòng)混合增強(qiáng)機(jī)理產(chǎn)生重要影響。

2 燃燒特性

燃燒特性是噴嘴研究的重要內(nèi)容，它指的是特定構(gòu)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(duì)供應(yīng)系統(tǒng)和燃燒室壓力擾動(dòng)的響應(yīng)特性等。

2.1 火焰結(jié)構(gòu)

火焰的駐定位置是火焰結(jié)構(gòu)最重要的一個(gè)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(hào)經(jīng)過(guò)Abel變換就可以得到火焰結(jié)構(gòu)，典型的火焰結(jié)構(gòu)如圖10所示[89]，圖中橫坐標(biāo)x/Do為采用內(nèi)噴嘴直徑進(jìn)行無(wú)量綱化后的軸向位置，顏色表示自發(fā)輻射強(qiáng)度，中心方框包含的區(qū)域?yàn)榀B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(lái)，火焰將燃料與氧化劑分開(kāi)。Juniper等[89]進(jìn)一步指出當(dāng)燃燒室壓力較低時(shí)，火焰駐定在液氧噴嘴出口。當(dāng)燃燒室壓力較高時(shí)火焰膨脹減弱，對(duì)氣液動(dòng)量比的依賴(lài)程度減弱，因?yàn)楦邏合氯紵饕纱蟪叨鹊耐牧骰旌峡刂疲蛪合聞t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(gè)量級(jí)上，當(dāng)火焰面厚度大于回流區(qū)橫向尺度之后，火焰對(duì)高速?lài)娮⒌臍錃夥浅Ｃ舾小?/p>

工況參數(shù)、推進(jìn)劑物性以及反壓等會(huì)對(duì)火焰駐定位置產(chǎn)生影響。Herding等[91]發(fā)現(xiàn)最重要的兩個(gè)無(wú)量綱數(shù)是氣液動(dòng)量比和氣體We，氣液動(dòng)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。混合比和燃燒室壓力是另外兩個(gè)重要的參數(shù)，混合比決定了釋熱率和化學(xué)反應(yīng)時(shí)間。當(dāng)液氧噴注速度較低時(shí)，火焰駐定在噴嘴出口處，當(dāng)液氧噴注速度較高時(shí)，火焰抬舉。氣液動(dòng)量比雖然會(huì)顯著影響火焰形態(tài)，但是對(duì)火焰穩(wěn)定影響不大。從結(jié)果中可以看出氫氧擴(kuò)散火焰的火焰面厚度約為1 mm。Singla等[92]對(duì)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(nèi)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(diǎn)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(duì)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(lái)穩(wěn)定火焰。Vaidyanathan等[93]對(duì)火焰進(jìn)行OH*-PLIF(Planar Laser Induced Fluorescence)測(cè)量，指出當(dāng)燃燒室壓力為1 MPa時(shí)，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(dòng)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(dòng)力學(xué)特性引起的射流不穩(wěn)定共同作用產(chǎn)生的。

火焰結(jié)構(gòu)的其他參數(shù)包括火焰膨脹角、火焰面厚度、反應(yīng)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(dāng)不穩(wěn)定發(fā)生時(shí)，火焰呈現(xiàn)出環(huán)狀渦結(jié)構(gòu)。Kendrick等[95-96]發(fā)現(xiàn)噴嘴縮進(jìn)能夠增強(qiáng)火焰的穩(wěn)定性，縮進(jìn)之后火焰在噴嘴縮進(jìn)室內(nèi)部駐定，火焰的膨脹角增加，火焰面厚度增加，反應(yīng)區(qū)尺寸增加。因?yàn)榭s進(jìn)后，在縮進(jìn)室內(nèi)部的燃燒產(chǎn)物會(huì)占據(jù)一定的空間，使得氫氣加速、氣液動(dòng)量比增加。氣液動(dòng)量比的增加使得液核破碎更快、一次霧化性能提高，相應(yīng)的火焰擴(kuò)張角和反應(yīng)區(qū)域增加。Lux和Haidn[97]也認(rèn)為噴嘴縮進(jìn)之后火焰膨脹得到增強(qiáng)，但是增強(qiáng)效果隨著動(dòng)量比的增加而減小。噴嘴縮進(jìn)使得燃燒整體更加平穩(wěn)，但也增加了燃燒室的聲學(xué)頻率來(lái)源。當(dāng)燃料的噴注壓降小于燃燒室壓力的10%～12%時(shí)容易激發(fā)低頻不穩(wěn)定燃燒，噴嘴縮進(jìn)能夠提高發(fā)動(dòng)機(jī)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(dāng)燃料的噴注壓降逐漸減小時(shí)，有縮進(jìn)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(qiáng)，同時(shí)駐定火焰受液氧噴嘴固有聲學(xué)頻率的影響很大。

2.2 超臨界狀態(tài)對(duì)燃燒火焰的影響

真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)高溫高壓環(huán)境會(huì)對(duì)燃料狀態(tài)產(chǎn)生重要影響，而燃料的狀態(tài)又會(huì)對(duì)火焰結(jié)構(gòu)產(chǎn)生重要影響，不同推進(jìn)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(tuán)狀結(jié)構(gòu)，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(lèi)似霧化過(guò)程，而超臨界類(lèi)似于混合過(guò)程。Singla等[99]發(fā)現(xiàn)當(dāng)兩種推進(jìn)劑均處于跨臨界狀態(tài)時(shí)，存在兩個(gè)火焰面，分布在燃料射流兩側(cè)，外側(cè)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(guān)，這種密度差減小了不穩(wěn)定的增長(zhǎng)率。同時(shí)，兩個(gè)火焰面將發(fā)生抬舉，不會(huì)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(cè)火焰是由高速?lài)娮⒌目缗R界甲烷卷吸夾帶而來(lái)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(duì)超臨界條件下液氧甲烷同軸火焰進(jìn)行了數(shù)值仿真。Matsuyama等[103-104]對(duì)液氧氣氫同軸射流火焰進(jìn)行了數(shù)值模擬。

雖然超臨界狀態(tài)下火焰的結(jié)構(gòu)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(nèi)。Zong等[105-106]發(fā)現(xiàn)擴(kuò)散火焰駐定在液氧噴嘴出口形成的回流區(qū)內(nèi)，并且沿著液氧射流邊界向下游發(fā)展。整體流動(dòng)受較輕的甲烷流動(dòng)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(nèi)與氧氣進(jìn)行反應(yīng)。渦脫落頻率與臺(tái)階的渦脫落頻率一致。液氧和甲烷之間的密度分層流動(dòng)使得軸向湍流強(qiáng)度增加，徑向湍流強(qiáng)度減小。Ruiz等[107]對(duì)隔板后的超臨界氫氧火焰結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)火焰在氧射流外側(cè)發(fā)展并駐定在隔板回流區(qū)內(nèi)。火焰中部分預(yù)混區(qū)域斷斷續(xù)續(xù)地出現(xiàn)，部分預(yù)混區(qū)域的溫度要高于非預(yù)混區(qū)域，反應(yīng)區(qū)主要由各種拉伸的非預(yù)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(huì)形成一個(gè)擴(kuò)散燃燒區(qū)域，火焰駐定在噴嘴出口形成的回流區(qū)內(nèi)。

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(biāo)，在一定的結(jié)構(gòu)和工況條件下燃燒過(guò)程會(huì)發(fā)生不穩(wěn)定。對(duì)于采用氣液同軸直流式噴嘴的液氫液氧火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，不穩(wěn)定燃燒的頻率與液氧內(nèi)噴嘴的本征頻率相當(dāng)，表明供應(yīng)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(qiáng)度與火焰形態(tài)有關(guān)，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(qiáng)，駐定火焰受液氧噴嘴固有聲學(xué)頻率的影響很大[98]。當(dāng)燃料的噴注溫度低于某個(gè)臨界值(50 K)后就會(huì)出現(xiàn)不穩(wěn)定燃燒，并且這個(gè)臨界值隨著液氧噴嘴直徑的減小而減小[98]。而對(duì)于液氧甲烷火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，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(shí)捕捉到了渦環(huán)狀的火焰結(jié)構(gòu)[94]，如圖12所示。由于液氧噴嘴固有聲學(xué)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(rèn)為是由燃燒過(guò)程與噴注過(guò)程的耦合產(chǎn)生的[94]。但是這種機(jī)理不能解釋其他噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)和噴注參數(shù)對(duì)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(guò)程與噴注過(guò)程耦合產(chǎn)生，K-H不穩(wěn)定可能是不穩(wěn)定燃燒產(chǎn)生的重要原因[94]。此外，F(xiàn)eng等[109]對(duì)液氧甲烷發(fā)動(dòng)機(jī)的低頻不穩(wěn)定燃燒進(jìn)行了數(shù)值仿真，并與液氧氫發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果表明燃燒室內(nèi)部低頻縱向不穩(wěn)定主要發(fā)生在發(fā)動(dòng)機(jī)工作的早期。

對(duì)于氣氣同軸直流式噴嘴，袁磊[110]進(jìn)行了數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)大尺度渦結(jié)構(gòu)的形成、合并、碰撞是燃燒室內(nèi)釋熱脈動(dòng)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(lì)頻率不是燃燒室聲學(xué)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(xué)振蕩特性。

2.4 供應(yīng)系統(tǒng)壓力振蕩對(duì)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(dòng)機(jī)中，而研究用的模型發(fā)動(dòng)機(jī)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(yīng)系統(tǒng)激勵(lì)法、燃燒室橫向/縱向擾動(dòng)激勵(lì)法。對(duì)于供應(yīng)系統(tǒng)振蕩下噴嘴燃燒過(guò)程的響應(yīng)特性，目前主要圍繞預(yù)混火焰開(kāi)展，對(duì)于擴(kuò)散火焰研究得還很少。并且針對(duì)擴(kuò)散火焰的研究中，沒(méi)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(guò)在液體燃料管路上施加擾動(dòng)，分析火焰對(duì)擾動(dòng)的響應(yīng)特性。發(fā)現(xiàn)當(dāng)擾動(dòng)振幅較小(<2%平均質(zhì)量流率)且擾動(dòng)頻率小于一個(gè)特定值(燃燒室固有頻率減去60 Hz)時(shí)，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(dòng)流量的影響，而不是液滴粒徑及粒徑分布振蕩造成的。當(dāng)供應(yīng)系統(tǒng)振蕩頻率與燃燒室固有聲學(xué)頻率接近時(shí)，供應(yīng)系統(tǒng)振蕩誘發(fā)的燃燒室聲學(xué)反饋與釋熱振蕩的相互作用就不能忽略，此時(shí)火焰的傳遞函數(shù)就不再是開(kāi)環(huán)且線性的了。

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

對(duì)于鈍體穩(wěn)定的預(yù)混火焰，Durox等[116]研究了火焰對(duì)供應(yīng)振蕩的響應(yīng)特性，發(fā)現(xiàn)上游擾動(dòng)以對(duì)流的形式傳播。火焰面褶皺是由預(yù)混氣流與周?chē)h(huán)境氣體相互剪切產(chǎn)生的渦引起的?；鹧婷骜薨檿?huì)誘發(fā)火焰強(qiáng)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(yīng)系統(tǒng)擾動(dòng)以對(duì)流的形式傳播。鈍體穩(wěn)定火焰對(duì)供應(yīng)系統(tǒng)振蕩的響應(yīng)傳遞函數(shù)呈現(xiàn)出低通濾波特性，其截?cái)嗨固貏诠枖?shù)在0.08～0.12之間。即當(dāng)供應(yīng)振蕩頻率較低時(shí)，火焰對(duì)供應(yīng)振蕩的響應(yīng)表現(xiàn)為放大特性，并且隨著預(yù)混氣流速度的增加，放大程度逐漸增加。此外，火焰的響應(yīng)特性受預(yù)混氣體當(dāng)量比徑向分布影響顯著。Birbaud等[119]分析了空間受限的火焰對(duì)供應(yīng)系統(tǒng)振蕩的響應(yīng)特性，指出壁面與火焰面的相互作用對(duì)火焰動(dòng)力學(xué)特性具有顯著影響。Chaparro和Cetegen[120]分析了供應(yīng)系統(tǒng)振蕩時(shí)，鈍體穩(wěn)定火焰的吹熄特性，指出火焰的吹熄當(dāng)量比與供應(yīng)系統(tǒng)振蕩頻率有關(guān)。當(dāng)預(yù)混氣流速度較低時(shí)(5 m/s)，供應(yīng)系統(tǒng)振蕩使得火焰的吹熄當(dāng)量比減小，即使得火焰穩(wěn)定性增加。當(dāng)預(yù)混氣流速度較高時(shí)(10 m/s和15 m/s)，隨著供應(yīng)系統(tǒng)振蕩頻率的增加，圓盤(pán)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(yīng)系統(tǒng)振蕩頻率的增加而增強(qiáng)。

對(duì)于旋流穩(wěn)定的預(yù)混火焰，Palies等[121-123]采用火焰描述函數(shù)來(lái)表征火焰的非線性特性，研究火焰對(duì)供應(yīng)系統(tǒng)振蕩引起速度場(chǎng)振蕩的響應(yīng)。并通過(guò)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(yīng)系統(tǒng)振蕩引起的軸向速度擾動(dòng)會(huì)在旋流器處激發(fā)一個(gè)周向速度擾動(dòng)，使得火焰和釋熱對(duì)供應(yīng)系統(tǒng)振蕩的響應(yīng)特性由聲學(xué)擾動(dòng)和周向速度擾動(dòng)共同主導(dǎo)，擾動(dòng)通過(guò)對(duì)流和聲波共同傳播。噴嘴出口的渦脫落會(huì)使火焰面卷曲，卷曲的火焰會(huì)顯著改變旋流數(shù)并最終導(dǎo)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(yù)混火焰的動(dòng)力學(xué)特性由多個(gè)物理過(guò)程共同決定：① 供應(yīng)系統(tǒng)振蕩引起的預(yù)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(tái)階、預(yù)混氣體射流、旋流和剪切流動(dòng)等引起的流動(dòng)不穩(wěn)定。這幾個(gè)過(guò)程相互競(jìng)爭(zhēng)，具體哪個(gè)過(guò)程起主導(dǎo)作用與供應(yīng)系統(tǒng)振蕩的頻率和振幅以及火焰穩(wěn)定機(jī)理有關(guān)。

2.5 燃燒室壓力振蕩對(duì)燃燒火焰的影響

當(dāng)燃燒室壓力振蕩時(shí)，燃燒條件下氣液同軸射流的霧化與燃燒過(guò)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(duì)燃燒過(guò)程的影響，發(fā)現(xiàn)橫向速度場(chǎng)振蕩能夠顯著減小完整液核長(zhǎng)度。Li等[126]通過(guò)調(diào)節(jié)流量來(lái)連續(xù)調(diào)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(diào)節(jié)方式：減小燃料流量和增加氧氣流量。結(jié)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(diào)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(diào)節(jié)方式下，燃燒效率和特征速度增加更快。這可能是因?yàn)樵黾友鯕饽軌蛟黾訃婌F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?nèi)紵^(guò)程。中等強(qiáng)度振蕩下，液核變平，同時(shí)二次霧化得到增強(qiáng)，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(cè)的火焰面厚度增加。高強(qiáng)度振蕩下，液核破碎過(guò)程加速使得液核長(zhǎng)度更短，霧化和蒸發(fā)過(guò)程得到增強(qiáng)。這又使得火焰長(zhǎng)度減小，單位體積的釋熱率增加。壓力振蕩使得燃燒強(qiáng)度得到增強(qiáng)，同時(shí)壁面溫度顯著增加。高強(qiáng)度橫向壓力振蕩下產(chǎn)生的小液滴跟隨著橫向振蕩的速度場(chǎng)，它們的蒸發(fā)和釋熱過(guò)程與壓力場(chǎng)振蕩同步，釋熱區(qū)域也在橫向振蕩。

在火焰的響應(yīng)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(duì)橫向擾動(dòng)的響應(yīng)。發(fā)現(xiàn)燃燒室一階橫向擾動(dòng)足以激發(fā)燃燒過(guò)程與燃燒室聲學(xué)過(guò)程的耦合，當(dāng)施加燃燒室一階橫向擾動(dòng)時(shí)，火焰的擴(kuò)張程度增加、發(fā)光強(qiáng)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(dòng)頻率在燃燒室內(nèi)橫向振蕩。壓力振蕩和釋熱率振蕩在燃燒室內(nèi)分布相似。Richecoeur等[129]分析了溫度振蕩對(duì)燃燒室聲學(xué)振蕩的影響。發(fā)現(xiàn)與冷態(tài)試驗(yàn)相比，熱試時(shí)燃燒室的品質(zhì)因子(對(duì)擾動(dòng)的響應(yīng)特性，響應(yīng)頻率越集中品質(zhì)因子越高)減小。這與燃燒室內(nèi)溫度振蕩的強(qiáng)度和空間范圍有關(guān)。溫度振蕩造成燃燒室內(nèi)聲速的振蕩，進(jìn)一步造成系統(tǒng)特征頻率的變化，最終改變系統(tǒng)的響應(yīng)特性。當(dāng)燃燒室特征頻率振蕩時(shí)，系統(tǒng)耗散程度增加，使得燃燒室品質(zhì)因子減小。即燃燒條件下，在某個(gè)頻率的擾動(dòng)下，發(fā)動(dòng)機(jī)會(huì)在一個(gè)寬頻范圍內(nèi)振蕩。而在冷態(tài)條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)的振蕩頻率與激勵(lì)頻率一致。David等[130]發(fā)現(xiàn)燃燒條件下火焰對(duì)壓力振蕩的響應(yīng)與冷態(tài)條件下噴霧對(duì)壓力振蕩的響應(yīng)類(lèi)似，當(dāng)把噴嘴放在壓力波節(jié)上時(shí)，火焰呈現(xiàn)出平面振蕩，而當(dāng)噴嘴置于壓力波腹處時(shí)，火焰呈現(xiàn)出螺旋形結(jié)構(gòu)。Hardi等[125]發(fā)現(xiàn)橫向速度場(chǎng)振蕩能夠顯著減小完整液核長(zhǎng)度，相應(yīng)地燃燒區(qū)域逐漸向噴注面板移動(dòng)。在一階縱向模態(tài)下，對(duì)流不是特別顯著，燃燒過(guò)程對(duì)激勵(lì)的響應(yīng)系數(shù)為0.8。雖然這與壓力振蕩耦合能夠增強(qiáng)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(dòng)下，速度場(chǎng)與壓力場(chǎng)的耦合是產(chǎn)生自維持高頻不穩(wěn)定燃燒的真正原因。

3 綜合評(píng)價(jià)與發(fā)展趨勢(shì)

氣液同軸直流式噴嘴在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中得到了廣泛應(yīng)用。雖然這種噴嘴的結(jié)構(gòu)相比其他噴嘴更加簡(jiǎn)單，但是由于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室環(huán)境非常復(fù)雜(高溫高壓，并且不穩(wěn)定燃燒發(fā)生時(shí)存在壓力振蕩)，導(dǎo)致氣液同軸直流式噴嘴的工作過(guò)程也非常復(fù)雜。雖然近年來(lái)在近真實(shí)條件下開(kāi)展了大量的研究，對(duì)復(fù)雜環(huán)境中氣液同軸直流式噴嘴工作原理有了初步的認(rèn)識(shí)。但是為了深入認(rèn)識(shí)氣液同軸直流式噴嘴在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)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(jī)理和霧化特性方面，學(xué)界開(kāi)展的研究最多，認(rèn)識(shí)也最充分。這里“穩(wěn)態(tài)”主要指供應(yīng)系統(tǒng)壓力和燃燒室反壓保持恒定，沒(méi)有擾動(dòng)。研究結(jié)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(duì)稱(chēng)、瑞利非軸對(duì)稱(chēng)、剪切破碎、薄膜破碎和纖維破碎5種破碎模式。噴霧場(chǎng)SMD呈“實(shí)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(dòng)量比增大能夠增強(qiáng)噴嘴的霧化性能。結(jié)構(gòu)參數(shù)上，噴嘴直徑減小和噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)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(jié)構(gòu)和工況條件下會(huì)發(fā)生自激振蕩。目前的研究表明噴嘴縮進(jìn)是誘發(fā)自激振蕩的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)，并且提出了兩種自激振蕩的產(chǎn)生機(jī)理：① 由噴嘴縮進(jìn)造成縮進(jìn)室內(nèi)部流動(dòng)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(duì)氣液同軸直流式噴嘴的自激振蕩已經(jīng)開(kāi)展了一定的研究，但是對(duì)其發(fā)展規(guī)律和產(chǎn)生機(jī)理的認(rèn)識(shí)還不夠深入。下一步應(yīng)繼續(xù)開(kāi)展自激振蕩現(xiàn)象分析與規(guī)律總結(jié)，找到自激振蕩產(chǎn)生的臨界工況條件，即自激振蕩邊界。進(jìn)一步分析噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)(縮進(jìn)長(zhǎng)度、內(nèi)噴嘴厚度、氣體環(huán)縫寬度等)對(duì)自激振蕩的影響規(guī)律。研究自激振蕩發(fā)生后對(duì)噴嘴霧化特性的影響。結(jié)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(chǎn)生的根源。

在供應(yīng)系統(tǒng)振蕩情況下氣液同軸直流式噴嘴的霧化機(jī)理和霧化特性方面，目前開(kāi)展的研究還很少。雖然針對(duì)圓柱射流開(kāi)展了供應(yīng)系統(tǒng)振蕩情況下的霧化機(jī)理研究，發(fā)現(xiàn)了射流霧化過(guò)程中存在Klystron效應(yīng)，并分析了Klystron對(duì)射流破碎過(guò)程的影響。但是在同軸氣體作用下，氣液相互作用會(huì)顯著影響射流形態(tài)，供應(yīng)系統(tǒng)振蕩會(huì)對(duì)氣液同軸直流式噴嘴的霧化過(guò)程和霧化特性產(chǎn)生什么影響目前還不清楚。下一步需要從試驗(yàn)和仿真兩個(gè)方面對(duì)這個(gè)問(wèn)題開(kāi)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(jī)理和霧化特性方面，雖然已經(jīng)開(kāi)展了一定的研究，對(duì)這一過(guò)程有了初步的認(rèn)識(shí)。發(fā)現(xiàn)壓力振蕩一方面會(huì)造成射流形態(tài)出現(xiàn)扭曲或發(fā)展成液膜，另一方面會(huì)顯著減小完整液核的長(zhǎng)度。但是從已有的試驗(yàn)結(jié)果看，試驗(yàn)噴嘴數(shù)量偏少，很多結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響都還沒(méi)有考慮到。從而造成得出的研究結(jié)論存在部分矛盾和無(wú)法解釋的地方。例如：Davis等[79-81]的試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)當(dāng)噴嘴位于壓力擾動(dòng)波波節(jié)(速度擾動(dòng)波波腹)時(shí)，聲波擾動(dòng)會(huì)使射流呈現(xiàn)出正弦形。而B(niǎo)aillot等[34]的試驗(yàn)結(jié)果卻表明當(dāng)噴嘴位于壓力擾動(dòng)波波節(jié)位置時(shí)，非線性壓力輻射效應(yīng)會(huì)使射流壓縮成液膜。因此在氣液比很低的時(shí)候，中心射流也應(yīng)為扁平液膜形。此外，噴嘴直徑的微小變化造成了射流對(duì)聲波擾動(dòng)響應(yīng)特性的顯著差異[81-82]。這些問(wèn)題的存在都表明目前對(duì)于反壓振蕩情況下氣液同軸直流式噴嘴霧化過(guò)程的研究還很不充分,還需要在更大的工況范圍內(nèi)，采用更多的噴嘴進(jìn)行試驗(yàn)，以進(jìn)一步分析射流形態(tài)隨結(jié)構(gòu)和工況參數(shù)的變化規(guī)律。同時(shí)，還需要測(cè)量反壓擾動(dòng)情況下噴嘴的霧化特性以分析噴嘴的霧化機(jī)理。

同霧化機(jī)理和霧化特性一樣，對(duì)氣液同軸直流式噴嘴穩(wěn)態(tài)燃燒特性的研究也最多，認(rèn)識(shí)也最充分。在供應(yīng)系統(tǒng)壓力和燃燒室反壓無(wú)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(nèi)。并且回流區(qū)的厚度需大于火焰面的厚度，否則火焰對(duì)高速環(huán)縫氣體非常敏感，當(dāng)氣流速度較高時(shí)容易出現(xiàn)火焰抬舉。噴嘴縮進(jìn)能夠增加火焰膨脹角、火焰面厚度和反應(yīng)區(qū)尺寸，從而提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的穩(wěn)定工作邊界，使得燃燒的粗暴程度減弱。當(dāng)一種推進(jìn)劑處于超臨界狀態(tài)時(shí)，火焰仍然駐定在噴嘴出口形成的回流區(qū)內(nèi)。而當(dāng)兩種推進(jìn)劑都處于超臨界狀態(tài)時(shí)，出現(xiàn)兩個(gè)火焰面，分別位于燃料射流的兩側(cè)，同時(shí)兩個(gè)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(jié)構(gòu)和燃燒特性。首先，要回答燃燒條件下自激振蕩是否會(huì)發(fā)生；其次，自激振蕩噴霧的火焰結(jié)構(gòu)(火焰駐定位置、火焰形態(tài)等)有何特征；這些特征是否會(huì)與燃燒室聲學(xué)特性相互耦合最終激發(fā)不穩(wěn)定燃燒。

對(duì)于氣液同軸直流式噴嘴燃燒特性與發(fā)動(dòng)機(jī)不穩(wěn)定燃燒的關(guān)系，目前普遍采用在供應(yīng)系統(tǒng)或燃燒室上施加激勵(lì)的方法，并已經(jīng)開(kāi)展了一定的研究。結(jié)果表明當(dāng)燃燒室壓力振蕩時(shí)，二次霧化和蒸發(fā)過(guò)程得到增強(qiáng)，使得火焰面厚度增加、火焰長(zhǎng)度減小，從而使得燃燒強(qiáng)度和壁面溫度顯著增加。當(dāng)把噴嘴放在壓力波節(jié)上時(shí)，火焰呈現(xiàn)出平面振蕩，而當(dāng)噴嘴置于壓力波腹處時(shí)，火焰呈現(xiàn)出螺旋形結(jié)構(gòu)。壓力振蕩引起的火焰振蕩能夠與燃燒室聲學(xué)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(lì)的條件下研究不穩(wěn)定燃燒，找到不穩(wěn)定燃燒的產(chǎn)生根源。其中，噴嘴自激振蕩發(fā)生時(shí)的噴霧火焰振蕩、噴嘴嘯叫和燃燒室聲學(xué)特性之間的相互關(guān)系是一個(gè)可以考慮的方向。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文針對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的工作特點(diǎn)，從噴嘴的霧化機(jī)理、霧化特性、自激振蕩以及發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室環(huán)境的影響等幾個(gè)方面綜述了氣液同軸直流式噴嘴的霧化過(guò)程；從火焰駐定位置、火焰結(jié)構(gòu)以及發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室環(huán)境的影響等幾個(gè)方面綜述了噴嘴的燃燒特性。對(duì)氣液同軸直流式噴嘴霧化機(jī)理、霧化特性和燃燒特性的研究現(xiàn)狀和發(fā)展趨勢(shì)做了簡(jiǎn)要評(píng)述。加深了對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中氣液同軸直流式噴嘴的工作原理的認(rèn)識(shí)。需要說(shuō)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(duì)發(fā)展趨勢(shì)的看法也可能帶有個(gè)人的偏好。