压比对文氏管汽蚀动态过程演变的影响

梁涛，崔朋，成鹏，李清廉，张彬，宋杰

国防科技大学 空天科学学院 高超声速冲压发动机技术重点实验室，长沙 410073

汽蚀是当液体局部压力降低到饱和蒸气压时发生的一种相变现象，广泛存在于涡轮泵、螺旋桨、文氏管等水力机械中。大多数情况下，汽蚀会产生消极影响，原因是汽蚀会产生局部高压、振动和噪声，这不仅会影响流场，还会损坏材料；但汽蚀也能产生积极效果，在水处理、化学工艺和生物等行业有着广泛的应用。

目前研究文氏管汽蚀现象，大多是探究汽蚀数和压比对汽蚀动态特性的影响。汽蚀数和压比的定义分别为

(1)

(2)

式中：和分别为文氏管的入口和出口静压；为流体的饱和蒸气压；为流体密度；为喉部的流速。

为明确汽蚀数和压比两个无量纲参数对汽蚀动态特性的影响，国内外学者进行了广泛而深入的研究。Sato等对水的汽蚀特性进行了试验研究，发现高汽蚀数时，气泡将首先出现在文氏管壁面，低汽蚀数时气泡将塞满喉部，并且汽蚀云团的脱落和移动会造成汽蚀区振荡；Rudolf等认为不同汽蚀数下，汽蚀存在着3种模式：部分汽蚀、充分汽蚀、超级汽蚀，前两种模式下汽蚀区会发生云团的脱落；Abdulaziz指出压比减小，汽蚀区面积增大，上下壁面的汽蚀区会从分离到交汇；Sayyaadi测量了文氏管汽蚀区瞬时长度，发现同一汽蚀数下，汽蚀区长度随时间呈正弦函数关系；朱佳凯等测量了同一压比下的液氮汽蚀区瞬时长度，结果表明汽蚀区长度与时间呈线性关系，且长度呈现周期性变化；Tomov等基于标准差法研究了不同汽蚀数下的矩形文氏管汽蚀区长度，结果表明汽蚀数越小，汽蚀区长度越长；龙新平等基于同样方法研究了三维文氏管汽蚀区长度，结果表明汽蚀区长度与压比成线性关系，且存在转折点。可见，汽蚀数或压比的不同导致了汽蚀区域形态的不同，并且汽蚀区会出现振荡现象，汽蚀区长度也会随之改变。

汽蚀区的振荡由不同的机制主导。Knapp为明晰云团脱落机理，针对半矩形文氏管开展了水的汽蚀试验，发现折返射流主导了汽蚀云团的脱落，而Kawanami等通过在折返射流经过的地方设置障碍，发现云团并不会脱落，这进一步证实了折返射流的存在；而Ganesh等针对楔形体开展汽蚀试验，发现高汽蚀数时流域内折返射流和低汽蚀数时流域内气泡溃灭产生的冲击波都会导致云团脱落；Sayyaadi和王炯等分析了三维文氏管汽蚀云团脱落机理，指出高汽蚀数时冲击波将主导汽蚀区动态行为，而低汽蚀数时折返射流占据主导地位，这与Jahangir等针对扩散角较大文氏管展开的汽蚀试验所得到的结论相反，同时Jahangir等指出从文氏管上方、下方和前方所拍摄的汽蚀现象并没有明显的区别，因此汽蚀动态行为三维效应不明显。朱佳凯等、赵东方针对低温流体汽蚀现象，搭建了一套液氮汽蚀可视化试验台，研究表明，文氏管内强烈的湍流脉动和二次射流将会导致空化云团脱落。此外，Tomov等针对矩形文氏管汽蚀展开了试验和仿真研究，指出矩形文氏管内旁入射流也会对云团脱落产生影响。因此目前来看折返射流、冲击波、旁入射流以及湍流将会影响汽蚀区的动态特性，但尚不明确是否还存在其他机制，同时结构参数尤其是不同扩散角也会对流场造成影响。

汽蚀区的振荡会造成压力的振荡。陈广豪等发现只有汽蚀才会产生压力振荡，且压力振荡强弱与汽蚀发展程度有关；龙新平等指出文氏管汽蚀云团脱落规律与扩散段压力脉动有很强的联系；吴雄军、王畅畅等测量了半矩形文氏管汽蚀产生的高频压力振荡，发现扩散段的折返射流向上游移动时，压力波动较小，而冲击波上移时，压力却有较大的波动；王炯等指出，越靠近气泡溃灭区，压力振荡越剧烈；朱佳凯等、赵东方指出压比越小，文氏管扩散段出口的压力振荡幅度呈指数型增长，将带来更大的破坏力；刘上等针对液体火箭发动机供应系统展开汽蚀试验，研究表明汽蚀文氏管会与下游管路产生自激振荡现象。可见，压力振荡特性会因汽蚀条件不同而相异，但流域内压力振荡演变与流场结构的关系尚未完全阐释清楚。

从以上文献可看出，目前研究集中于汽蚀内部流场形态和主导汽蚀区振荡特性的机制，但汽蚀区压力振荡特性研究还不充分。由于不同试验装置构型结构参数尤其是不同扩散角会影响汽蚀区动态特性，有必要对所关注的研究对象进行针对性研究。液体火箭发动机常用流量控制组件文氏管喉部直径及扩散角均较小，研究往往集中于精确控制流量和压力恢复特性，该构型下文氏管汽蚀区的动态行为和压力振荡特性鲜有人研究，刘上等虽然提出文氏管汽蚀产生的压力振荡会对发动机工作产生不利影响，但未明确流场结构与压力振荡的关系。考虑到文氏管的汽蚀动态行为三维效应不明显，故二维文氏管的汽蚀特性与之相似。基于此，本文依据液体火箭发动机文氏管构型，针对半矩形文氏管开展不同工况的汽蚀试验，以期获得汽蚀区演变规律和压力振荡特性，进而全面评估汽蚀文氏管在液体火箭发动机的作用。

1 试验系统

1.1 试验装置

半矩形文氏管的结构如图1所示。流域通道高度9.8 mm, 宽度10.0 mm，喉部高度和长度分别为0.8 mm和0.7 mm，喉部入口有半径为1.0 mm 的圆角，扩散段水平距离=128.7 mm，收敛角和扩散角分别为30°和4°。半矩形文氏管的主体由不锈钢制造，观察窗由有机玻璃制作。为测量壁面压力，在扩散段和出口管路安装了4个高频压力传感器，分别为测点、、、。

试验系统如图2所示。试验系统主要由氮气增压系统、输送管路、试验设备、废液收集装置和测量设备组成。管路流量采用涡轮流量计测量，即。半矩形文氏管出入口压力由低频压力传感器测量，图中表示储箱压力，表示文氏管入口压力，表示文氏管出口压力。Photron Fastcam SA X2高速相机用来捕捉汽蚀动态行为，采样频率为20 000 frame/s。高频压力传感器为Kulite XCQ-080系列传感器，采集系统为ART USB-8710，采样频率为100 kHz。背景光源布置在相机的对面，以照亮流域。

图1 半矩形文氏管构型Fig.1 Schematic of tested semi-rectangular Venturi tube

图2 试验系统简图Fig.2 Sketch of experimental rig

1.2 试验方法

本次试验工作介质为纯酒精，饱和蒸气压8 kPa，密度785 kg/m。试验用到的无量纲参数为压比，定义如式(2)。改变汽蚀条件的方法为手动调节阀门2以调节下游压力，进而改变压比。采集的数据为文氏管出入口静压、流量和高频压力。具体的试验工况如表1所示。

表1 半矩形文氏管试验工况

续表1

2 数据处理方法

图像本质上是一个包含亮度信息的二维矩阵。当汽蚀发生时，流域内气泡含量的改变会导致亮度变化，矩阵内数值也会变化。因此基于这一原理可以处理图像信息。

2.1 空间时间灰度水平图

空间时间灰度水平图(-diagram)处理过程如图3所示。白色虚线框住区域为半矩形文氏管流域，在未汽蚀时，流域全为液体，透光性较好，最窄处为喉部，如图3(a)所示，该图定义为背景图，灰度为；图3(b)为典型的汽蚀图，灰度为，可发现气泡将充满喉部及其下游部分区域，但在这部分区域之后，流域逐渐变亮，这是因为气泡含量减少，透光性增加。为了排除流域以外信息的干扰，采用=-计算灰度水平，区域越暗，气泡越多，灰度水平越高，如图3(c)所示，图中流域内黑色区域为汽蚀区，而其他与背景图中相同的信息已被减去。在流域内，定义扩散段入口为原点，横轴为轴。该汽蚀图的灰度水平如图3(d) 所示，横轴表示实际物理位置，纵轴表示流域内横轴上每列的平均灰度值。可以看到灰度水平与气泡含量趋势相符。

因为每个时刻的图像都能转化成一条灰度水平数据线，故将灰度水平值映射至0～255，且把所有数据线叠加在一起时，就能得到伪彩图。从蓝色到红色的渐变表示灰度水平从低到高，得到的空间时间灰度水平图如图3(e)所示。横轴表示实际物理位置，纵轴表示时间，不同的颜色表示

图3 空间时间灰度水平图处理过程Fig.3 Procedure of x-t dragram processing

不同的灰度水平，图中标示出了7.5 ms时刻的灰度水平。

2.2 汽蚀区长度

在流域内，很容易辨别汽蚀起始位置，但汽蚀区尾部气相与液相的边界较为模糊，并且汽蚀区处于非稳态，导致尾部难以定位，如图3(b)所示。故定义汽蚀区尾部为流域内汽蚀区波动最剧烈的位置，相应位置的灰度值也随之波动。可应用标准差法定位不同压比下的汽蚀区尾部。方法如下：

1) 对采集到的张图片，运用以下表达式计算各像素位置的灰度标准差：

(3)

式中：=1 000以保证收敛；表示第个像素处第张图片对应的灰度值，本质上代表气泡含量大小。最后将各个位置处的标准差合成一张标准差(STD)图，如图4(a)所示，颜色越亮，标准差越大。

2) 自扩散段入口起，计算垂直于来流方向不同截面平均标准差，平均标准差越大代表波动越剧烈，最大平均标准差的位置即为该工况下的汽蚀区尾部，如图4(b)所示。从扩散段入口起点至汽蚀区尾部的长度即为该工况下的汽蚀区长度。

图4 汽蚀区长度处理过程Fig.4 Procedure of cavitating area length processing

3 结果与讨论

3.1 压比对汽蚀区的影响

3.1.1 压比对汽蚀区长度的影响

汽蚀区长度是衡量汽蚀状态的主要参数，本次试验的汽蚀区长度如图5所示。可以发现汽蚀区长度与压比成负相关关系，压比越小，汽蚀区越长，而当压比<0.300时，汽蚀区长度随压比变化幅度增大。原因是压比越小，背压越低，流体静压越接近饱和蒸气压，使得气泡不易溃灭。

图5 汽蚀区长度随压比变化Fig.5 Cavitating area length vs pr

3.1.2 压比对汽蚀区压力振荡现象的影响

为研究不同压比下汽蚀区的压力脉动特性，选取测点和测点所在区域的压力数据进行快速傅里叶(FFT)分析，如图6所示，图中为频率，Amp为振幅。

从测点的压力FFT分析知，随着压比减小，压力振荡主频频带中心数值和分布区间逐渐变大，而振幅总体上呈现变小的趋势，但是当压比<0.220时，测点压力几乎没有振荡，具体结果如表2所示。

图6 压力信号FFT结果随压比变化Fig.6 FFT results of pressure signals vs pr from transducers

表2 测点p1压力FFT变换与压比的关系

对测点所在区域而言，随着压比减小，压力振荡主频频带会经历单频带到双频带再到单频带的变化，压力振荡主频频带的中心数值会变大，分布区间和振荡幅度也会变大。值得注意的是，当=0.513时压力振荡主频频带仅为0～100 Hz，而当=0.176时的振荡主频频带分布区间扩大到100～500 Hz，振幅也明显变大。

为研究测点和测点所在区域压力振荡趋势相反的原因，选取了6组不同工况的某一时刻汽蚀图，如图7所示。可发现，随着压比减小，汽蚀区发展更充分，流域内气泡大大增多，云团脱落位置也相应下移，并且当<0.264时，扩散段出口的大量气泡因静压低而未溃灭。因此汽蚀区的动态变化可能会造成流域内压力脉动差异。

为分析云团脉动特征与压力振荡的关系，分别选取工况=0.454与=0.220中云团脉动剧烈的位置进行灰度值FFT分析，选取位置如红色矩形框所示，因工况=0.220的脱落云团体积大，故选取区域较大。压力和灰度水平信号FFT分析如图8所示。

图7 不同压比下的汽蚀区域对比Fig.7 Comparisons of images of cavitating area at different pressure ratios

可以发现，当=0.454时，云团脉动特征与测点和测点压力脉动特征十分相似，振荡主频均在0～250 Hz和2 300～2 800 Hz区间，区别在于测点的振幅较低，这也说明扩散段出口压力脉动主要源于上游云团消散传递过来的压力波。当=0.220时，测点压力脉动特征与云团脉动特征相似，主频频带均分布在200～300 Hz区间，而测点振荡主频频带在100 Hz以下。这是因为压比减小时，测点与云团脱落位置变近，压力波能量耗散变小，同时扩散段出口残留气泡的溃灭也会产生振荡，故测点压力振荡主频和幅度较大。而测点会逐渐被发展区完全覆盖，意味着气泡含量增大，同时测点区域观察不到任何流场脉动，说明测点处于稳态的发展区。

根据两相流中经典声速公式，即Wallis公式：

(4)

图8 压力信号与灰度信号FFT结果的对比Fig.8 Comparison of FFT results between gray signals and pressure signals

式中：=+为混合物密度，为气相体积含量，为液相体积含量，为气相密度，为液相密度；为声速；为液相中声速；为气相中声速。可知，气泡含量增大，声速会减小，进而压力波传播速度减小。使得压力波向上游传递较为困难，因此测点几乎没有振荡。这也证明发展区能有效抑制下游压力波向上游的传递。

测点和的压力振荡趋势表明，压比越小，汽蚀区发展越充分，发展区面积越大，这能有效抑制下游压力波向上游的传递，但云团脱落位置也会下移，而当背压足够低时，气泡会超出扩散段，云团脱落位置区域及其下游的压力振荡变得频繁而剧烈，若下游没有缓冲段管路，会给下游部组件的工作带来额外影响。

3.2 湍流脉动主导的汽蚀动态过程

3.2.1 汽蚀区域演变规律

工况=0.406时，典型的汽蚀图像如图9所示。白色虚线内的区域为流域，白色虚线外的黑色区域为实体。对=0 ms时刻的图像进行分析可知，由于低压和高流速，气泡自扩散段入口处不断产生与发展，并将充满扩散段入口后方部分流域(A～B)，使得流域透光性变差，观察不到任何信息。而自B处之后的区域，流体流通面积变大，流速变低，静压将升高，使得气泡不再发展并发生溃灭，流域变亮，但因小气泡聚集而形成的云团清晰可见，图中红色虚线圆圈区域即为云团。值得注意的是，图中白色箭头所指位置为气泡发展与溃灭的分界线，定义为发展溃灭分界线，但大量气泡的存在使得这条分界线较为模糊，这与水的汽蚀特性相似，与液氮的汽蚀特性相异。这是因为液氮的液气密度比相对于水和酒精的液气密度比小两个数量级，汽蚀过程中由液态转化为气态的质量占比大，使得汽蚀区汽化吸热效应明显，温度会降低，使得饱和蒸气压变低，进一步抑制了汽蚀的发生，因此液氮汽蚀的气液分界面清晰。但酒精与水的液气密度比大，汽蚀时，仅需蒸发少量液体就可弥补低压，热效应不明显，可忽略不计。

可以看到，汽蚀区域周期性演变十分迅速，空化云团脱落周期小于0.5 ms，这表明湍流脉动非常强烈。同时气泡发展溃灭分界线所在位置并不固定，而是在生长到一定位置后，会突然缩短，这是因为过大的湍流黏度将“撕裂”空化区域，造成空化云团的脱落，图中红色箭头表示汽蚀云团开始脱落的位置，可以看到该界面并不整齐，这是因为湍流强度极大，气泡间将互相作用，情况十分复杂。而在云团下行过程中，云团内聚集的气泡会因高背压而迅速溃灭，进而使得云团不断消散，产生压力波动，图中蓝色箭头表示云团的运动轨迹。强烈的湍流脉动是汽蚀区发展、收缩的根本原因。同时也能看到，气泡发展溃灭分界线十分整齐，这是因为云团消散位置与汽蚀区距离较近，气泡溃灭产生的压力波将影响汽蚀区尾部，而压力波会向四周传播，因此气泡发展溃灭线较为整齐。

图10展示了10 ms的空间时间灰度水平图。可知在0～0.14区域，相同时刻的颜色沿横轴从蓝到红渐变，说明气泡的产生与发展导致了灰度水平持续上升，且同一位置颜色始终不变，因此该区域十分稳定，定义该区为发展区。同时定义0.14～0.42区域为融合区，在该区同一时刻颜色不仅会沿横轴波动，且同一位置颜色会随时间变化。在融合区前段，主要发生发展溃灭分界线的移动和云团的生成与脱落，气泡含量较大，颜色以红色为主；而黄色条状区域表示云团与汽蚀区尾部的间隙，云团移动造成了间隙的移动，如图中白色小箭头所示。在融合区后段，局部气泡含量较大云团的移动造成了灰度水平的波动，使得融合区后段形成了不规则锯齿形状，但气泡含量沿横轴始终减小。因此在该区主要发生云团的脱落和下移以及云团的消散。图中黑色长箭头表示同一云团下行轨迹的示意，云团完全消散位置不一致造成了轨迹长短不一。在0.42下游区域，颜色从绿色至蓝色渐变，说明小气泡在高背压下不断溃灭成液体，定义该区为溃灭区，如图10所示。

图9 工况pr =0.406的汽蚀区域演变Fig.9 Temporal evolution of cavitating area at pr =0.406

图10 工况pr =0.406时汽蚀区域的空间时间灰度水平图Fig.10 x-t diagram of dynamic behaviors of cavitating area at pr =0.406

3.2.2 汽蚀导致的压力振荡现象

该工况下压力振荡曲线如图11所示。从图11(a) 可知，4个测点均监测到了压力振荡，但离喉部越远，振荡越平缓。其中测点所在区域压力振荡频繁而剧烈，压力最大值超过了0.40 MPa，大于其他测点压力。相反，测点和所在区域压力几乎无波动。这是因为汽蚀区域较小，且背压远高于饱和蒸气压，使得汽蚀产生的气泡到达测点和区域前已经完全溃灭，压力波动较小。同时从4个测点压力信号来看，压力并没有发现明显的陡升陡降现象，表明这是湍流脉动导致汽蚀云团脱落，在消散过程中造成的正常压力波动。从图11(b)知，离喉部越远，平均压力越大，且从扩散段3个测点的压力增长幅度可知，越往下游，逆压梯度越大。

图11 工况pr =0.406时4个测点压力信号随时间的变化Fig.11 Time evolution of pressure signals from 4 transducers when pr=0.406

各测点压力信号的FFT变换如图12所示。各测点压力振荡均无明显的主频，而是呈现出明显的频带特征，且测点离喉部越远，振荡主频频带中心数值和分布区间越小，振幅越小。结合汽蚀图像进行分析，测点位于融合区前部，会经历发展区尾部断裂和云团气泡含量急剧变小的过程，因此气泡溃灭最为频繁，压力振荡幅度远大于其他测点，且主频频带分布在160～180 Hz和2 000～2 450 Hz两个区间。测点主频频带分布在100～400 Hz和2 200～2 500 Hz两个区间，低频振幅明显比高频振幅大。同时测点和也有两个频带，但越往下游，压力振荡幅度越低，这是因为下游区域几乎无气泡溃灭，压力振荡主要来源于融合区大量气泡的溃灭，但传递过程的能量耗散使得振荡幅度大大减小。

图12 工况pr=0.406时4个压力测点压力信号的FFT结果Fig.12 FFT results of pressure signals from 4 transducers when pr=0.406

3.3 折返射流主导的汽蚀动态过程

压比较低时，汽蚀区域将延伸至离喉部更远位置，汽蚀区域尾部湍流脉动强度将减弱；同时由于流体沿流动方向的流通面积不断变大，流速变低，流体静压升高，将形成较大逆压梯度，扩散段局部将形成回流区。在试验中观察到，当压比较小时，在扩散段中下游位置发生了汽蚀云团的逆行，如图13红色和黄色箭头所指小云团向上游移

图13 工况pr=0.264时汽蚀区域演变Fig.13 Temporal evolution of cavitating area at pr=0.264

动轨迹，据此可确定回流区的折返射流主导了汽蚀区动态特性。

3.3.1 汽蚀区域演变规律

工况=0.264时，典型的汽蚀图像如图13所示。与工况=0.406相比，可发现扩散段后方流域明显变暗，气泡含量大大增加，脱落云团体积也明显变大，但云团的周期性脱落明显变慢，使得汽蚀区域周期性演变的时间变长。同时由于低背压更加接近流体的饱和蒸气压，使得大量气泡在超出扩散段时仍然未液化，流入了下游出口管路。也要看到，气泡发展溃灭线并不整齐，如图中白色箭头所示，这是因为折返射流将会入侵上方流域，造成当地静压升高，进而导致云团的脱落。

该工况下15 ms的空间时间灰度水平图如图14 所示。根据0～0.28区域颜色特征，可知该区域与工况=0.406的发展区特征相似，区别在于面积更大，这是因为背压低，汽蚀发展更充分，气泡生成更多，定义该区为发展区。0.28～0.78区域为回流区，该区主要发生折返射流的上行和云团的脱落。同时可以看到，在回流区，脱落云团体积较大，下行速度较工况=0.406时的脱落云团慢，且云团与云团间隙并不明显。原因是折返射流会带动小云团的上行，进而填充云团间的间隙，而且折返射流会打散云团，使得区域间气泡含量差异小。图中白色虚线附近区域颜色较浅，表示云团与云团的间隙，白色虚线之间为云团运动轨迹，可发现云团消散位置较为一致。0.78以后的区域为溃灭区，该区灰度值仍处于较高水平，且沿横轴变化不大，故该区存在着大量的小气泡，但气泡溃灭不明显，如图14 所示。

图14 工况pr =0.264时汽蚀区域的空间时间灰度水平图Fig.14 x-t diagram of dynamic behaviors of cavitating area at pr =0.264

3.3.2 汽蚀导致的压力振荡现象

从图15(a)的压力振荡曲线可知，4个测点均有振荡，且离喉部越远，压力振荡越平缓，压力的平均值越大；从局部看，测点处于发展区与回流区交界线附近，折返射流入侵频繁，云团脱落频繁，因此振荡最为剧烈，最大值超过了0.35 MPa；而分析图15(b)，并对比工况=0.406各测点的平均压力信号，可发现此工况下各测点压力平均值变小，但是扩散段的逆压梯度更大。

各测点压力的FFT分析如图16所示。与工况=0.406不同的是，测点仅有一个主频频带，分布在2 000～4 000 Hz区间，频带更为分散，振幅也较小。测点振荡主频分布在218～575 Hz区间，低频振幅比测点的高频振幅大，这说明云团脱落位置已经下移，使得测点更接近气泡溃灭核心区。同时云团脱落位置下移和气泡因低背压不易液化的特性导致了测点所处区域气泡增多，压力振幅也变大，约工况=0.406 相应测点两倍，但测点振幅仍然没有变化。

图15 pr=0.264时4个测点压力信号随时间的变化Fig.15 Time evolution of pressure signals from 4 transducers when pr=0.264

图16 pr=0.264时4个压力测点的压力信号FFT结果Fig.16 FFT results of pressure signals from 4 transducers when pr=0.264

4 结 论

本文依据液体火箭发动机中常用流量控制组件文氏管构型，设计了半矩形文氏管试验装置，利用酒精开展了汽蚀试验，基于标准差法研究了不同压比下的汽蚀区长度，基于图像和高频压力信号明确了汽蚀区动态行为，揭示了汽蚀导致的压力振荡特性，得到了以下结论：

1) 压比越小，汽蚀区发展越充分，且汽蚀区长度与压比呈负相关关系，但压比=0.300为分界点，且当压比<0.264时，扩散段出口的气泡因背压低未液化而继续存在，而这可能会给下游部组件的工作带来影响。

2) 当压比较小时，强烈湍流脉动将主导汽蚀区的动态行为，汽蚀区域小，可划分为发展区、融合区和溃灭区；当压比较大时，折返射流主导了汽蚀区的动态行为，汽蚀区明显变大，汽蚀区分为发展区、回流区和溃灭区。发展区是气泡产生与发展的区域，汽蚀形态稳定；湍流脉动将产生过大的湍流黏度，在剪切力作用下导致融合区汽蚀云团的脱落；回流区发生折返射流的上行，这将导致体积较大云团的脱落；溃灭区主要发生气泡的液化。

3) 汽蚀区域的发展区能抑制压力波往上游传播，但脱落云团的脉动会造成云团断裂位置及其下游压力的脉动，两者主频频带数值相似，频域上表现为频带特征。压比减小，发展区面积变大，气体含量增加，声速变低，这会抑制压力波向上游的传递，但同时断裂云团体积将变大，消散位置会下移，使得云团脉动强度大大增强，而这会给云团断裂位置及其下游区域带来显著的压力振荡。

4) 低背压时，脱落的云团将流入扩散段中下游位置，较大逆压梯度的存在使得云团逆行，扩散段将形成局部回流区。低背压时，气泡不易液化，云团脱落的体积更大，云团将流入扩散段中下游，然而越往下游，压力恢复幅度越大，逆压梯度越大，较大逆压梯度将导致折返射流的生成，进而带动下行云团的逆行;同时，折返射流会与发展溃灭线相互作用，导致了新云团脱落，这一过程是持续且重复的。

致 谢

感谢国防科技大学空天科学学院张冬冬老师对本论文的耐心指导。