盛立勇，李清廉，白 曉，康忠濤，成 鵬

(1.國防科技大學(xué) 空天科學(xué)學(xué)院，湖南 長沙 410073；2.國防科技大學(xué) 高超聲速沖壓發(fā)動機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410073；3.中國空氣動力研究與發(fā)展中心 高超聲速沖壓發(fā)動機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽 621000)

0 引言

液體火箭發(fā)動機(jī)一直是人類進(jìn)入太空，開展航天事業(yè)的主要動力。發(fā)動機(jī)工作時，噴嘴起著重要作用。推進(jìn)劑經(jīng)過噴嘴霧化成細(xì)小液滴以快速蒸發(fā)、混合和燃燒[1]。

在某些型號的燃?xì)獍l(fā)生器中，煤油和液氧均以液態(tài)形式噴入燃燒室，常采用液液同軸離心式噴嘴[2]，如我國多個型號的雙組元液體火箭發(fā)動機(jī)以及俄羅斯的RD-120、RD-180等。燃料和氧化劑均由切向孔進(jìn)入噴嘴，兩股推進(jìn)劑在噴嘴內(nèi)部形成兩股旋轉(zhuǎn)錐形液膜并從噴嘴出口噴出后，內(nèi)外旋轉(zhuǎn)液膜相互作用，從而加劇液膜破碎霧化成細(xì)小液滴。液液同軸離心式噴嘴結(jié)構(gòu)上比較簡單，但在火箭發(fā)動機(jī)上的工作過程非常復(fù)雜，其霧化過程受到結(jié)構(gòu)參數(shù)、工況參數(shù)等多種因素影響，因此還有很多問題有待解決。

目前國內(nèi)外眾多學(xué)者對液液同軸離心式噴嘴開展了很多研究，但還沒有進(jìn)行深入總結(jié)，本文從液膜的流動特性、破碎霧化過程、噴霧特性角度綜述了國內(nèi)外關(guān)于液液同軸離心式噴嘴的研究進(jìn)展，以加深對其工作過程的認(rèn)識。

1 液液同軸離心式噴嘴液膜流動特性

1.1 內(nèi)部流動

液液同軸離心式噴嘴可以看做是兩個離心式噴嘴組合而成，如圖1所示[3]。離心式噴嘴內(nèi)流動的相關(guān)研究工作一般都是針對單個離心式噴嘴進(jìn)行的，因此對于單離心式噴嘴，其內(nèi)部流動特性研究非常深入，發(fā)表的相關(guān)文獻(xiàn)很多[4-12]，有學(xué)者對其進(jìn)行了深入細(xì)致的總結(jié)[1， 13]，本文不再贅述。對于擁有環(huán)形流道的外路離心式噴嘴的內(nèi)部流動，學(xué)界關(guān)注較少，受噴嘴空間和試驗(yàn)觀測手段限制，內(nèi)部流動特性的研究以仿真居多。Vasque[14]基于OpenFOAM和層流VOF模型分別開展了收口型的內(nèi)噴嘴以及外噴嘴三維仿真，給定恒定的入口和出口壓力，將仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)數(shù)值仿真能很好地預(yù)測內(nèi)、外噴霧錐角，然而得到的流量系數(shù)與實(shí)驗(yàn)值存在一定誤差。Ronceros Rivas[7]等人則用VOF方法和RNGk-ε湍流模型對收口型內(nèi)噴嘴和敞口型外噴嘴組成的液液噴嘴開展不同工況的數(shù)值仿真，結(jié)果表明仿真流場和試驗(yàn)吻合較好，而敞口型噴嘴和收口型噴嘴因?yàn)樾魇医Y(jié)構(gòu)差異，導(dǎo)致內(nèi)流場壓力、速度上存在較大差異。汪鳳山[15]使用大渦模擬(LES)研究液液噴嘴流量系數(shù)、噴霧錐角以及外部液膜的霧化過程，給定入口和出口壓力邊界條件，發(fā)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)方向相同的內(nèi)外兩路同時噴射時，兩路相互影響，霧化錐角較兩路均有所增加，隨著噴嘴等直段長度的增加，內(nèi)、外噴嘴的液膜速度和流量系數(shù)均逐漸減小，噴嘴流量系數(shù)、噴霧錐角和出口液膜速度隨著噴注壓降的增加而增加。宋大亮[16]采用VOF方法，將內(nèi)噴嘴替換為堵頭，改變堵頭長度及直徑。研究內(nèi)噴嘴對收口型外噴嘴流動特性的影響，仿真得到的錐角和壓降與試驗(yàn)吻合較好，顯示了仿真的準(zhǔn)確性，通過仿真得出內(nèi)噴嘴對于外噴嘴流場有干擾，內(nèi)噴嘴直徑過大情況下，外噴嘴液膜流動并不會出現(xiàn)氣核，應(yīng)控制內(nèi)噴嘴直徑不大于外噴嘴出口氣渦直徑，這樣設(shè)計(jì)出的噴嘴更優(yōu)。吳寶元[17]則研究了噴嘴幾何特性和結(jié)構(gòu)參數(shù)對敞口型噴嘴流量系數(shù)的影響，并對基于動量原理的流量系數(shù)進(jìn)行了修正，提高了其精度。

圖1 液液同軸離心式噴嘴示意圖Fig.1 Diagram of liquid-liquid coaxial swirl injector

對于液液同軸離心式噴嘴，根據(jù)噴嘴縮進(jìn)長度的不同，整個噴嘴內(nèi)外流動可以分為外混流動、臨界流動和內(nèi)混流動3種，如圖2所示[18]。噴嘴內(nèi)部流動主要研究臨界流動和內(nèi)混流動兩種狀態(tài)下液膜在噴嘴內(nèi)部的流動特性。內(nèi)噴嘴縮進(jìn)的液液同軸離心式噴嘴內(nèi)部流動特性主要包括內(nèi)噴嘴液膜撞擊外噴嘴液膜、噴嘴內(nèi)部液膜表面波的發(fā)展、液膜厚度的變化以及燃料與氧化劑的混合特性等。也有部分學(xué)者研究了內(nèi)外噴嘴液膜互擊、液膜厚度、液膜表面波波長和頻率等方面。隨著噴嘴縮進(jìn)長度的增加，內(nèi)噴嘴產(chǎn)生的液膜會撞擊外噴嘴液膜。Kim[18]指出噴嘴縮進(jìn)主要影響噴嘴內(nèi)部液膜撞擊點(diǎn)位置，有縮進(jìn)時液膜在噴嘴內(nèi)部混合，當(dāng)內(nèi)噴嘴液膜撞擊外噴嘴壁面時會產(chǎn)生一種“撞擊波”，由于黏性的存在，波的振幅隨著縮進(jìn)長度的增加呈指數(shù)遞減，縮進(jìn)越大，噴嘴出口這種波的振幅就越小。關(guān)于縮進(jìn)室內(nèi)部流場，受試驗(yàn)測量手段限制，目前試驗(yàn)研究較少，而仿真研究更多關(guān)注內(nèi)外噴嘴單獨(dú)噴注時的流場狀況。Kim[19]使用電導(dǎo)率法測量了8個不同縮進(jìn)長度的組合噴霧出口液膜厚度，其中內(nèi)噴嘴為收口型，外噴嘴為敞口型，他指出縮進(jìn)會增加噴嘴的內(nèi)混程度，縮進(jìn)室內(nèi)部液膜厚度存在低頻振蕩，這種低頻振蕩與質(zhì)量流量的時空振蕩以及縮進(jìn)室內(nèi)的混合過程有關(guān)，燃?xì)獍l(fā)生器和燃燒室內(nèi)的低頻振蕩和液膜之間的相互作用以及推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)的振蕩有關(guān)。反向旋轉(zhuǎn)的液膜與同向旋轉(zhuǎn)的液膜相比，內(nèi)部混合增強(qiáng)(縮進(jìn)增加)都使得液膜表面波頻率增加，但是液膜表面波振幅卻表現(xiàn)出相反的趨勢。

圖2 不同縮進(jìn)長度下液液同軸離心式噴嘴液膜流動狀態(tài)Fig.2 Liquid film flow state of a liquid-liquid coaxial swirl injector under different indentation lengths

1.2 外部流動

液液同軸離心式噴嘴的外部流動主要包括內(nèi)外液膜的相互作用(聚合與分離)、液膜的形態(tài)與破碎機(jī)理等。

理論分析是研究液膜破碎機(jī)理的重要手段，但由于其復(fù)雜性，當(dāng)前的研究較少。丁佳偉[20]在其博士論文中基于線性穩(wěn)定性理論建立了描述液液同軸圓環(huán)旋轉(zhuǎn)射流表面波穩(wěn)定性的色散方程，實(shí)現(xiàn)了時間模式下該色散方程的數(shù)值求解，結(jié)果表明近反對稱波形的擾動對液膜破碎過程起到支配作用，此外，作者還研究了流速比、氣液密度比、表面張力以及液膜曲率等對射流穩(wěn)定性的影響規(guī)律，為三維擾動下的液液同軸圓環(huán)旋轉(zhuǎn)射流表面波穩(wěn)定性研究奠定了基礎(chǔ)。

不少學(xué)者研究了不同條件下的同軸射流噴霧形態(tài)，其中Sivakumar做了開創(chuàng)性的工作。研究者們使用高速相機(jī)拍攝得到瞬態(tài)噴霧圖像，典型的內(nèi)外噴嘴液膜聚合和分離的噴霧如圖3所示。Ramamurthi[21]采用試驗(yàn)研究了不同壓降下的噴霧形態(tài)和破碎特性，發(fā)現(xiàn)郁金香形的噴霧形態(tài)對環(huán)境和噴注工況微小改變非常敏感，當(dāng)噴嘴出口的離心力超過表面張力兩個數(shù)量級，噴霧從郁金香形轉(zhuǎn)變?yōu)榉稚⒌腻F形。Sivakumar[22]根據(jù)內(nèi)外噴嘴液膜韋伯?dāng)?shù)的不同，將兩液膜的流動狀態(tài)分為聚合狀態(tài)(狀態(tài)Ⅰ)、分離狀態(tài)(狀態(tài)Ⅱ)、滯后狀態(tài)(狀態(tài)Ⅲ)以及自激振蕩狀態(tài)(狀態(tài)Ⅳ)，如圖4所示，對于狀態(tài)Ⅳ，Sivakumar指出該狀態(tài)存在于外噴嘴韋伯?dāng)?shù)小于50的工況條件下，且振蕩頻率隨內(nèi)噴嘴韋伯?dāng)?shù)的增加而增大。

圖3 聚合液膜的形成和分離Fig.3 Formation and separation of merged liquid film

注：Weim-外噴嘴韋伯?dāng)?shù)恒定時，內(nèi)外液膜發(fā)生穩(wěn)定聚合的內(nèi)噴嘴臨界流動韋伯?dāng)?shù)；Weis-外噴嘴韋伯?dāng)?shù)恒定時，內(nèi)外液膜發(fā)生穩(wěn)定分離的內(nèi)噴嘴臨界流動韋伯?dāng)?shù)；Wei,cri-外噴嘴韋伯?dāng)?shù)恒定時，內(nèi)外液膜從穩(wěn)定聚合到周期性聚合分離的內(nèi)噴嘴臨界流動韋伯?dāng)?shù)。圖4 不同外噴嘴Weo和內(nèi)噴嘴Wei典型液液同軸離心式噴嘴流動模態(tài)Fig.4 Flow regimes of liquid-liquid coaxial swirling injector under different outer injector Weo and inner injector Wei

Kim[18]通過改變縮進(jìn)長度從而導(dǎo)致3種不同的液膜混合方式：外混、臨界混合和內(nèi)混，他研究了不同縮進(jìn)狀態(tài)下工況參數(shù)對液膜流動形態(tài)的影響，如圖5所示。其中，對于無縮進(jìn)的外混流動，可以明顯看到同軸噴霧從分離到聚合的狀態(tài)。而對于有縮進(jìn)的內(nèi)混流動，同樣的韋伯?dāng)?shù)下，液膜始終處于聚合狀態(tài)。

圖5 不同內(nèi)、外噴嘴韋伯?dāng)?shù)下同軸噴霧形態(tài) Fig.5 Coaxial spray shapes under different Weber numbers of inner and outer injectors

值得注意的是，液液噴嘴的自激振蕩現(xiàn)象鮮有學(xué)者研究，而一般認(rèn)為自激振蕩與燃燒不穩(wěn)定關(guān)系密切，因此值得深入探討。對于內(nèi)外液膜的聚合和分離過程，Sivakumar[23-24]指出即使沒有發(fā)生聚合，內(nèi)、外錐形液膜之間也存在明顯的相互作用，推測兩個液膜之間的壓力波動是造成這種現(xiàn)象的主要原因，液膜的聚合是由于內(nèi)、外液膜間負(fù)壓區(qū)的存在而形成，這一點(diǎn)在其他學(xué)者的仿真研究中得到證實(shí)。此外，液膜的聚合與分離過程存在滯后性，該滯后現(xiàn)象會強(qiáng)烈影響燃燒效率。

2 液液同軸離心式噴嘴噴霧特性

2.1 分布特性

噴霧錐角是液液同軸離心式噴嘴外部最直觀的流動特性，錐形液膜的聚合和分離對噴嘴整體的噴霧錐角具有重要影響。內(nèi)外兩個噴霧相互作用形成聚合噴霧，聚合噴霧的噴霧錐角介于內(nèi)噴嘴和外噴嘴的噴霧錐角之間，錐角的大小與內(nèi)外路射流的動量比有關(guān)[25]。而國內(nèi)外眾多學(xué)者的仿真和理論分析表明，理論與仿真得到的噴嘴整體的噴霧錐角，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好[13， 25-28]，研究表明液體物性和幾何參數(shù)對于噴霧錐角有重要影響。當(dāng)忽略了黏性影響，理論噴霧錐角值與試驗(yàn)值往往有較大誤差。

同離心式噴嘴一樣，液液同軸離心式噴嘴的噴霧錐角受工況和結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響顯著。工況參數(shù)方面，Rashid[29]發(fā)現(xiàn)噴注壓降相同時，外噴嘴噴霧錐角比內(nèi)噴嘴的噴霧錐角更大。徐順[30]、王堯[31-32]發(fā)現(xiàn)內(nèi)外噴嘴單獨(dú)工作時，噴霧錐角隨噴注壓降增加而增加；內(nèi)外噴嘴同時工作時，噴霧錐角隨內(nèi)噴嘴噴注壓降的增加而減小，隨外噴嘴噴注壓降的增加而增加，如圖6所示。Eberhart[33]用冷流實(shí)驗(yàn)研究了不同反壓對噴霧錐角的影響，結(jié)果表明，噴霧錐角隨室壓增加而減小，當(dāng)燃燒室壓力增大時，測量得到的噴霧錐角明顯偏離理論值。結(jié)構(gòu)參數(shù)方面，Kim[18]分析了噴嘴縮進(jìn)對噴霧錐角的影響，發(fā)現(xiàn)隨著縮進(jìn)長度的增大，噴霧錐角減小(圖7)。Alves[34]研究了切向孔數(shù)量對液液噴嘴的霧化和混合特性的影響。發(fā)現(xiàn)切向孔增多，噴霧分布更加均勻，而混合效率和噴霧錐角基本不變。

圖6 試驗(yàn)中噴霧錐角變化Fig.6 Variation of spray cone angle in experiment

圖7 噴霧錐角隨縮進(jìn)數(shù)變化Fig.7 Variation of spray cone angle with the recess number

液膜破碎是液液同軸離心式噴嘴外部流動特性的重要方面，而破碎長度是液膜破碎最重要的特征參數(shù)。在工況參數(shù)的影響方面，Rashid[29]研究了噴注壓降對液液同軸離心式噴嘴破碎長度的影響，指出隨著噴注壓力的增加，液膜破碎長度變小。Eberhart[33]用冷流實(shí)驗(yàn)研究反壓影響，結(jié)果表明液膜破碎長度與室壓成反比。Ahn[35]發(fā)現(xiàn)對于同軸噴嘴，反壓越大，破碎長度越小，噴注壓降越大，破碎長度也越小。Kim[18，36-37]指出液膜撞擊點(diǎn)離噴嘴出口越遠(yuǎn)，破碎長度也就越大。對于內(nèi)混狀態(tài)下的噴嘴，因?yàn)轲ば缘拇嬖?，使得撞擊波的能量隨著縮進(jìn)的增加逐漸減小，造成撞擊波的振幅減小，液膜受到的擾動減小(圖8)。Kim還發(fā)現(xiàn)隨著內(nèi)噴嘴韋伯?dāng)?shù)增加，無論是否存在縮進(jìn)，內(nèi)噴嘴破碎長度均減小，而隨著外噴嘴韋伯?dāng)?shù)增加，破碎長度先迅速增加，到一個最大值后又逐漸減小。丁佳偉[38]研究了噴嘴直徑及長度等結(jié)構(gòu)參數(shù)對液液同軸離心式噴嘴霧化特性的影響，發(fā)現(xiàn)增大外噴嘴直徑，減小外噴嘴及內(nèi)噴嘴長度可以減小射流破碎長度。

圖8 破碎長度隨縮進(jìn)數(shù)變化Fig.8 Variation of breakup length with the recess number

2.2 霧化特性

霧化特征包括SMD和速度等，均是評價噴嘴性能的重要標(biāo)準(zhǔn)。

圖9 液液同軸離心式噴嘴出口5 cm處液滴直徑 Fig.9 Droplet diameter at the outlet 5 cm of liquid-liquid coaxial swirl injector

由于內(nèi)外錐形液膜的聚合和分離與噴嘴的噴注壓降等工況參數(shù)密切相關(guān)，因此工況參數(shù)對噴嘴霧化特性的影響規(guī)律尤為重要。Soltani[41]研究了不同質(zhì)量流量下噴嘴的噴霧特性，指出內(nèi)噴嘴流量對SMD具有顯著影響，隨著噴霧遠(yuǎn)離噴口，最大SMD向外周移動并不斷增大。丁佳偉[42]研究了噴注壓降對噴霧的影響，發(fā)現(xiàn)表面波頻率隨著噴注壓降增加而增加。單獨(dú)的內(nèi)噴嘴表面波頻率比同軸噴霧更高，說明更不穩(wěn)定，因此更容易破碎，而單獨(dú)的外噴嘴噴霧是最穩(wěn)定的，更進(jìn)一步指出SMD隨著內(nèi)噴嘴壓降增加而減小。內(nèi)噴嘴對同軸噴霧SMD的影響更大。對于內(nèi)噴嘴壓降較低時的同軸噴霧，液膜厚度是SMD的主導(dǎo)因素。郭志輝[43]對比了脈沖和穩(wěn)態(tài)噴霧，發(fā)現(xiàn)脈沖的存在導(dǎo)致霧化惡化，其噴霧中心區(qū)域直徑分布不均，SMD在某個值附近脈動。脈沖時間減小，粒徑的不均勻性增加(圖10)。Eberhart[33]用冷流實(shí)驗(yàn)研究了不同反壓對噴霧特性的影響。結(jié)果表明，當(dāng)燃燒室壓力增大時，一次霧化區(qū)域內(nèi)的液滴直徑與室壓成反比，如圖11所示。

圖10 z=30 mm處脈沖噴霧和穩(wěn)態(tài)噴霧液滴平均直徑對比Fig.10 Average diameter comparison of droplets for stable spray and pulse spray at z=30 mm

圖11 一次霧化區(qū)PDPA在所有PR下測量的SMDFig.11 Measured SMD of the primary atomization zone PDPA under all PR conditions

也有一些學(xué)者使用理論公式、仿真等方法對SMD進(jìn)行研究，Han[44]將Lefebvre和Jone的SMD經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)合得到的SMD與測量值很接近。Ghorbanian[45]采用廣義回歸神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)來預(yù)測噴嘴任何軸向或徑向位置處的SMD，結(jié)果表明，神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)預(yù)測的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。

速度分布也是霧化特性的重要方面，Soltani[41]研究了不同質(zhì)量流量下噴嘴的噴霧特性，內(nèi)噴嘴流量對速度具有顯著影響，隨著噴霧遠(yuǎn)離噴口，液滴最大速度減小。脈動速度的分布特點(diǎn)是相同的，但脈沖噴霧中心區(qū)域液滴脈動速度大于平均速度。Eberhart[33]用冷流實(shí)驗(yàn)研究了不同反壓對噴霧特性的影響。結(jié)果表明，當(dāng)燃燒室壓力增大時，一次霧化區(qū)域內(nèi)液滴的平均速度與室壓成反比。Ghorbanian[46]采用廣義回歸神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)來預(yù)測噴嘴任何軸向或徑向位置處的液滴速度，結(jié)果表明，神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)預(yù)測的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。郭志輝[43]發(fā)現(xiàn)穩(wěn)態(tài)噴霧切向速度小，軸向?yàn)榈湫偷碾p峰分布，如圖 12所示。

圖12 z=30 mm處脈沖噴霧和穩(wěn)態(tài)噴霧液滴速度對比 Fig.12 Velocity comparison of droplets for stable spray and pulse spray at z=30 mm

2.3 混合特性

混合特性也是噴霧特性的重要方面，對燃燒過程有重要影響。Radke[47]向水里面添加碘化鉀配成溶液，用CT進(jìn)行噴霧質(zhì)量分布研究，發(fā)現(xiàn)噴霧錐明顯不均勻，由幾個質(zhì)量濃度隨噴注壓力變化的小塊組成。Kim[48]研究了縮進(jìn)對混合和霧化的影響，如圖13所示，發(fā)現(xiàn)在軸向位置超過3 cm后，內(nèi)混的混合效率比臨界混合和外混的效率高10%，而外混有更好的霧化，因此在混合效率和霧化性能上存在一個折中方案。他認(rèn)為實(shí)際用于火箭發(fā)動機(jī)的噴嘴，混合效率比霧化質(zhì)量重要，因?yàn)槿绻F化不好，大液滴可以在高溫和高壓環(huán)境下燃燒掉，因此內(nèi)混是最優(yōu)的，但也有學(xué)者認(rèn)為臨界混合是最優(yōu)的。Han[44]發(fā)現(xiàn)質(zhì)量分布和混合效率對縮進(jìn)比SMD更敏感，縮進(jìn)5.25 mm時，有最大混合效率；同時也指出存在一個最佳的噴嘴縮進(jìn)，它就是使混合效率最高的時候。Woodward[49]指出采用噴嘴縮進(jìn)形成的縮進(jìn)室作為混合室是解決液氧性能不好的合理方式。大縮進(jìn)的噴注器由于混合良好使得噴注器性能顯著提高并且沒有造成結(jié)構(gòu)損失和較大的壓力損失。Seol[50]研究了縮進(jìn)對霧化和混合的影響?；旌闲蔬_(dá)到最大時的縮進(jìn)對SMD的影響不大，然而，質(zhì)量分布和混合效率改變了很多。因此可以推論，最佳縮進(jìn)數(shù)存在，就是當(dāng)混合效率達(dá)到最大的時候。除縮進(jìn)外，Alves[34],Long[51]研究了切向孔個數(shù)對推進(jìn)劑混合比的影響，發(fā)現(xiàn)切向孔數(shù)量增加，提高了噴霧周向質(zhì)量分布均勻性，而混合效率沒有隨著切向通道數(shù)量的增加呈現(xiàn)出顯著的變化。

圖13 使用目前光學(xué)方法和測量裝置得到的液液同軸離心式噴嘴混合效率 Fig.13 Mixing efficiencies of liquid-liquid coaxial swirl injectors using present optical method and measuring equipment (MP)

3 結(jié)束語

本文從液液同軸離心式噴嘴內(nèi)部流動過程、液膜流動與破碎霧化過程、噴霧特性等幾個方面對國內(nèi)外研究現(xiàn)狀進(jìn)行了綜述。受噴嘴內(nèi)部狹小空間的限制，試驗(yàn)技術(shù)手段有限，內(nèi)部流動過程的研究較少，以仿真為主，主要研究了流量系數(shù)、液膜厚度和氣核半徑，少量研究涉及內(nèi)外噴嘴液膜互擊、液膜表面波振幅和頻率等方面。液膜流動與破碎霧化過程的研究主要觀測了不同工況、結(jié)構(gòu)參數(shù)下內(nèi)外液膜聚散模態(tài)，極少數(shù)學(xué)者使用理論方法分析液膜破碎機(jī)理。對噴霧特性的研究主要是獲得了特定噴嘴噴霧錐角、破碎長度、液膜振蕩頻率等的變化規(guī)律，以及特定噴嘴的SMD、速度、混合特性等的變化規(guī)律。

從當(dāng)前的研究來看，對于液液噴嘴的研究集中在宏觀規(guī)律的獲取上，對于液膜破碎機(jī)理，噴霧參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式、預(yù)測模型等的研究相當(dāng)不足。內(nèi)部流動過程中，對于內(nèi)外噴嘴氣核的非定常運(yùn)動特性、縮進(jìn)室內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)等還不明確，需要繼續(xù)通過高精度仿真和透明噴嘴試驗(yàn)展開研究。外部流動及霧化特性的研究主要集中在對霧化性能參數(shù)的測量分析上，而對射流破碎前的噴霧模態(tài)轉(zhuǎn)換、表面波發(fā)展和液膜破碎機(jī)理的理論研究較少，對液液同軸離心式噴嘴液膜模態(tài)及轉(zhuǎn)換機(jī)制還不明確。另一方面，當(dāng)前的研究大多關(guān)注液膜的穩(wěn)態(tài)霧化過程，對液膜的非穩(wěn)態(tài)霧化過程的研究不夠，僅初步研究了液膜的聚合與分離現(xiàn)象，而對液液同軸離心式噴嘴自激振蕩產(chǎn)生機(jī)理、關(guān)鍵結(jié)構(gòu)和工況參數(shù)對液液同軸離心式噴嘴自激振蕩的影響研究很少，還有待深入研究。