---

by 张洪民

Wang, Shaojie, Shengming Yin, Weifan Hu, 等. 《MHz-rate laser absorption spectroscopy for temperature and N2O concentration measurements in laser-induced ADN propellant decomposition》. Applications in Energy and Combustion Science 26 (2026年6月): 100469.

---

创新点

MHz速率激光吸收光谱（LAS）与高速摄影结合

文章主要是将MHz速率激光吸收光谱（LAS）与高速摄影结合，借助 10.6 μm CO₂激光引发 ADN 推进剂快速热分解，通过带偏置三通电路的带间级联激光器（ICL） 提升扫描深度。

主要装置如下图

加热腔采用不锈钢材质，两侧安装硒化锌（ZnSe）窗口，供红外激光穿过；加热腔前端设置蓝宝石窗口，便于高速摄影记录热分解过程；后端设有进、出气管路，用于通入环境气体和排出废气；加热腔正上方还安装有一个硒化锌窗口，供 10.6 μm 二氧化碳激光器对 ADN 样品进行加热。

问题点

但是我们需要注意到，在其对于N2O测量的数据图，如下面两个图中，其纵坐标温度为470k多一点，而对于一个作为高能量密度的新型含能材料这显然是不符合实际情况的。

究其原因，是因为测量N2O这一个中间产物的环境是密封的采用了吸收池，因为本实验的研究对象需要一个加热的温度较高的环境，因此采用的密封吸收池导致实验测量产物N2O大量聚集，而我们采用激光测量谱线的时候，通常是固定的波数测量范围，因此在激光测量时测量的N2O遍布整个吸收池，这就导致测量数据图并不是真实的分解温度而是激光光程内的温度的平均拟合值，因此出现这种情况。

具体的解决方法也很简单，只需要保证环境不密封或者其中N2O可以及时快速的流出即可，快速的吹扫积累的N2O，保证测量环境的准确性减少对于真实实验环境温度的影响。

点评：本质上，这还是 TDLAS的空间分辨率问题。 在腔体里面用TDLAS测燃烧产生的N2O，很容易就测到的是扩散到环境中的，这是常见的误区。

---

Dharmaputra B , Nagpure P , Impagnatiello M ,et al.Flame transfer function measurement of a sequential combustor fuelled with natural gas and hydrogen[J].Combustion and Flame, 2025, 274(000).

by 赵殿虎

---

作者在通过扬声器对火焰施加已知频率和幅值的速度干扰，用多麦克风法接收火焰上下游的声学速度与压力波动，同时运用紫外镜头和窄带滤光片（310 nm）的高速增强相机，捕捉第二级火焰的OH*化学发光图像，通过图像处理后计算火焰的质心位置和特征宽度，通过TDLAS-WMS测量温度波动，发现温度无显著波动，简化模型，基于声学守恒定律，反推火焰传递矩阵间接求出FTF。

上游部分：第一级预混燃烧器、声学激励扬声器、稀释空气注入点混合通道：X型叶瓣燃料喷射器（距离出口178 mm）、TDLAS测量位置、麦克风阵列游部分：第二级燃烧室、OH* 化学发光拍摄窗口、下游扬声器作者从OH*化学发光图像中提取两个关键参数：

$$ \\mu\_f = \\frac{\\int x I(x) dx}{\\int I(x) dx},\\quad \\sigma\_f^2 = \\frac{\\int (x - \\mu\_f)^2 I(x) dx}{\\int I(x) dx} $$

$\mu_f$：火焰质心位置，表示火焰的平均轴向位置。$\sigma_f$：火焰特征宽度，表示火焰在轴向上的分布范围。$I(x)$：OH*发光强度沿垂直方向的积分

上图是OH*化学发光图像，红色区域为火焰核心，下图是垂直积分后得到的轴向强度分布曲线 $I(x)$。竖线标注中黑色虚线表示火焰质心 ，红色虚线表示特征宽度范围$\mu_f \pm \sigma_f$，这一量化方法将火焰图像转化为可比较的数值参数。

创新点1 实现第二级火焰FTF的实验测量

$$ \frac{\dot{Q}^{\prime}}{\bar{Q}} = F_p\frac{p_{\mathrm{us}}^{\prime}}{\bar{p}*{\mathrm{us}}} + F_u\frac{u*{\mathrm{us}}^{\prime}}{\bar{u}*{\mathrm{us}}} + F_T\frac{T*{\mathrm{us}}^{\prime}}{\bar{T}_{\mathrm{us}}} $$$$p\_{\\mathrm{us}}^{\\prime}/\\bar{p}*{\\mathrm{us}}$$$$u*{\\mathrm{us}}^{\\prime}/\\bar{u}*{\\mathrm{us}}$$$$T*{\\mathrm{us}}^{\\prime}/\\bar{T}\_{\\mathrm{us}}$$$$F\_p, F\_u, F\_T$$$$F\_T$$$$F\_u$$

速度-放热率火焰传递函数。

$$ u\_{\\mathrm{ds}}^{\\prime} = \\gamma \\theta M\_{\\mathrm{us}}(F\_p - 1)\\frac{p\_{\\mathrm{us}}^{\\prime}}{(\\bar{\\rho}\\bar{c})*{\\mathrm{us}}} + (1 + \\theta F\_u)u*{\\mathrm{us}}^{\\prime} $$$$ \\theta = \\frac{\\bar{T}*{\\mathrm{ds}}}{\\bar{T}*{\\mathrm{us}}} - 1 $$$$u\_{\\mathrm{ds}}^{\\prime}$$$$F\_{22} = 1 + \\theta F\_u$$

，进而解出$F_u$速度-放热率火焰传递函数：

$$ F\_u = \\frac{F\_{22} - 1}{\\theta} $$

创新点2 发现氢气掺混对FTF影响不同

作者通过对第一级氢气掺混比例和第二级氢气掺混比例的变化，发现第二级氢气的掺混比例可以显著改变火焰的形态，而第一级氢气掺混比例对火焰形态的影响不大。作者分析是第一级火焰功率恒定，其出口温度和组分基本不变，因此第二级火焰的来流环境未受影响。

---

Liu D, Peng Y, Xiao H, Xu L, Wang G, Qi F. Experimental investigation of thermoacoustic instability in inhomogeneous hydrogen swirling flames with adjustable mixing levels[J]. Combustion and Flame, 2026, 286: 114875.

by 冉佳兴

---

这篇论文主要通过可调混合长度的旋流燃烧器系统研究氢 - 空混合水平对纯氢旋流火焰热声特性的影响，填补了现有研究中未定量分析混合长度这一基础几何参数对纯氢旋流火焰热声稳定性作用的空白，为零碳燃烧器设计中氢燃烧不稳定性的控制提供了实验依据和理论支撑。

论文相关问题解决办法

创新点

实验装置与控制维度的创新：搭建混合长度可精准调控的旋流燃烧室实验平台，实现对氢气旋流火焰混合长度这一核心几何参数的单独量化研究。本研究设计 10~100mm 可调混合长度区间，直接分离出混合长度对火焰动力学特性、热声耦合过程的独立调控作用，填补了固定几何参数下，混合不均对热声不稳定性影响的研究空白。

火焰结构与响应机制的创新：通过 OH发光强度特征，将氢气旋流火焰定量划分为下部扩散主导区（高 OH占比）与上部部分预混区（低 OH占比）；首次发现混合长度可通过改变两个区域的占比特征，调控火焰对声激励的响应模式，其中下部扩散主导区主导火焰低频声学响应，上部部分预混区主导高频声学响应，从火焰微观结构层面，为阐释火焰 - 声学相互作用机制提供了新的分析思路。

热声耦合理论的创新：热声耦合理论的创新完善火焰传递函数（FTF）的相位跨度调控机制，首次揭示长混合长度下氢气旋流火焰的多耦合点振荡机制。研究发现，短混合长度下火焰传递函数相位跨度仅为 0~-π，而长混合长度可将相位跨度拓宽至 0~-6π，这一变化使热声耦合过程出现多个共振耦合点，进而引发自激振荡过程中的频率与振幅切换现象，且该现象均发生在 1/4 波长共振的主导模态下；

问题 一：像增强器校正流程缺失的解决办法

论文未明确像增强器校正流程。而其增益不均、光子损耗等问题会导致火焰亮度比例偏离真实值，需校正。 像增强器成像存在空间不均匀性系统误差，可参考王雅瑶硕士论文中方法，采用均匀红光入射获得矫正视场分布。

点评：这篇文章主要研究的就是不同火焰的位置和亮度变化，没有做像增强器的矫正，就会导致所有的数据都不对，底部亮度偏低。

问题 二：Abel 反演及 Fig4 归一化相关疑问的解决办法

论文未说明 Abel 反演算法、噪声处理策略，也未明确 Fig4 归一化后相同流量下亮度差异的含义，仅验证混合长度 > 30 mm 时全局 OH 强度变化 < 5% 可作为 HRR 标记。

原文采用 “单工况最大值归一化”，仅突出空间分布但掩盖全局亮度差异。如需对比总 HRR，可采用 “全局标准归一化”，以基准工况为参考缩放亮度，亮度差异直接反映总 HRR 差异（混合长度 > 30 mm、OH 与 HRR 线性相关）；如需保留空间特征，可在单工况最大值归一化显示图像的同时，标注全局 OH 积分强度以说明总 HRR 差异。 相同质量流量下，混合长度 <30 mm 时的亮度差异主要源于混合程度，混合越差 OH 强度越低，直接对应总 HRR 差异；混合长度> 30 mm 时若仍出现明显亮度差异，需排查像增强器系统误差、当量比波动、燃烧不稳定性，并结合 PMT 数据修正。 Abel 反演可采用基于模型拟合的 Flippid 方法，预设强度分布模型拟合 2D 投影图像，避免伪影；反演前对原始图像进行高斯滤波（σ=1~2 像素），消除噪声以提升反演精度。

问题 三：OH 化学发光与 HRR 定量关联缺失的解决办法

论文仅定性说明混合长度 > 30 mm 时 OH 强度可表征 HRR，未建立定量模型及验证线性相关性，可通过以下方案完善。 全局层面同步测量热量计总 HRR 与 PMT 全局 OH 积分强度，拟合得到线性关系 HRR_total = a×I_OH + b；局部层面结合 Abel 反演 3D OH 分布与 CFD 模拟局部 HRR，建立 HRR (x,y,z)=c×I_OH (x,y,z)，若分区结果不一致则进行分区标定。 可进一步补充 CH、C₂ 信号，建立多元回归模型 HRR = a×I_OH + b×(I_OH/I_C₂*) + c，提升不同燃烧模式下的定量精度。最后选取 5~8 个典型工况进行验证，保证模型预测 HRR 与实测值误差在 ±5% 以内，并引入当量比 φ 优化模型为 HRR = (a×φ + d)×I_OH + b，提升不同当量比工况下的精度。

---

NISHIHARA M, TAKASHIMA K, JIANG N, 等. Development of a Mach 5 Nonequilibrium-Flow Wind Tunnel[J/OL]. AIAA Journal, 2012, 50(10): 2255-2267.

by 高寅斌

---

本文搭建了一台小型吹吸式风洞，用来解决大型短脉冲高超声速设备测试时间短、诊断数据不足的问题，创新主要是在非平衡高超声速流场的高帧率光学诊断，为高超声速流动测试平台，实验通过纳秒脉冲 + 直流叠加放电生成非平衡流，结合气体喷射实现流场非平衡特性调控，再利用多光学诊断技术对流传场进行可视化与定量测量，同时通过三维 CFD 模拟对实验结果进行验证。

所使用的气体为 N₂/ 干空气，压力范围0.5-1.0atm，测试段设计马赫数 5；喷管为laval喷管，喉道直径 1.6mm，测试段内置 5mm 直径石英圆柱模型，石英柱作为钝体模型，能在 马赫数5的超声速流中稳定产生弓形激波和激波层，下游搭配真空罐和真空泵，使测试段静压可接近真空，在放电区与喷管喉道间的亚声速段设置节流式喷射器（20 个 1mm 直径喷射口），喷射气体为稀释于 N₂的 O₂、NO、H₂、CO₂，注入 NO：为 NO PLIF 诊断提供示踪粒子，摩尔分数 0.3%；注入 O₂：将 N₂流转化为振动激发的合成空气流；注入 CO₂/H₂/NO：通过分子间碰撞，快速降低放电后处于高振动激发态 N₂的振动温度，从而主动调控流场的非平衡特性。下面是装置的示意图：

采用纹影成像、NO 平面激光诱导荧光（PLIF）、发射光谱、皮秒相干反斯托克斯拉曼散射（CARS） 四种手段，其中 NO PLIF 为核心诊断技术，使用226nm 激光器，脉冲重复频率 10-20kHz，相机门控 1ms，可累积 10 个激光脉冲的荧光信号；通过不同转动线（J=5.5/16.5，v’=0→v’’=0）荧光强度比推断转动温度，通过 v’=1→v’’=1 转动线推断NO 振动温度；同时使用cfd方法，采用混合隐式非结构有限体积求解器 US3D，求解三维可压缩 Navier-Stokes 方程，预测测试段马赫数、静压、激波结构、温度分布，与实验的纹影成像、NO PLIF、静压测量结果对比。

PLIF 测试核心结果围绕流场结构可视化、二维转动温度定量推断、NO 振动温度测量三大方向展开，首先是激光激发 NO 多转动线吸收，冷流 N₂流（0.3~1% NO 摩尔分数）：可清晰捕捉 5mm 石英柱前弓形激波、激波层及模型尾部低密度尾流，尾流区因密度较激波层低约 50 倍，在 PLIF 图像中呈明显暗区；在 3% NO 摩尔分数冷流条件下，可实现单脉冲 PLIF 成像，单次实验可获取多达 10 帧 PLIF 图像，虽空气环境中 NO 的淬灭速率比 N₂中高很多，但生成的 NO 量仍足以实现弓形激波可视化；该条件下出现特殊现象 ，激波层后方 PLIF 荧光强度未随流场数密度升高而增加，反而会下降。激光调谐至 NO X(v’=0)→A(v’’=0) 的两条特征转动线（，通过两条线的荧光强度比推断流场二维转动温度，冷流（无放电）：石英柱滞止点转动温度为300±30K，与室温一致，流场整体温度分布均匀；与cfd预期相符。

对于放电非平衡流：滞止点转动温度升至500±190K，温度不确定性显著升高；该结果直接证实放电激发的 N₂振动能在激波层内转化为平动能，是高超声速非平衡流的核心特征。尾流区因双线路信号均极低，没有测试到有效温度数据。激光调谐至 NO X(v’=1)→A(v’’=1) 的 J=3.5 转动线（223.83nm），可以定量推断放电非平衡流中的 NO 振动温度（P₀=370torr，0.3% NO 摩尔分数），具体结果：流场自由流中心线上的平均 NO 振动温度为 1000±170K，是本次测试的定量结果。PLIF 图像中 v’=1 的荧光信号强度分布近乎均匀，表明 NO 振动温度在自由流和激波层内无明显梯度，二者温度值接近。流场结构：CFD 准确预测了弓形激波的形状、脱体距离（1.2mm）、尾流的尺寸与位置，与宽带 PLIF 可视化结果定性完全一致。转动温度分布：冷流（300K）和放电流（500K）的滞止点温度、流场温度梯度的 CFD 预测值，与单线 PLIF 的定量测量值定量吻合；CFD 模拟中设置 P₀=370torr、放电区 T₀=500K、Tᵥ₀=1700K 时，与实验温度分布可以匹配。下图是实验结果反演得到的温度场分布：

CFD 模拟结合 PLIF 测量结果，证实放电加载到 N₂中的振动能在整个超声速流动过程中近似 “冻结”，仅在激波层内转化为平动，没有在喷管膨胀和超声速传播过程中损失，为高超声速非平衡流的物理建模提供了实验验证，同时确定NO 的引入方式不影响流场诊断效果：无论是亚声速段主动注入还是放电原位生成，均可实现有效 PLIF 成像，拓展了该诊断技术的应用。

---

WANG F, WU Q, HUANG Q X, et al. Simultaneous measurement of 2-dimensional H₂O concentration and temperature distribution in premixed methane/air flame using TDLAS based tomography technology[J]. Optics Communications, 2015, 346:53-63.

by 惠昊

---

一、创新点

（一）提出低成本、多光束的 TDLAS 层析测量系统，突破传统线视向测量局限 设计了由单台低成本 1397nm 分布反馈激光器为光源的测量系统，将原激光束精准分割为24 路子光束，从不同角度穿透火焰区域，同时搭配 24 个光电探测器实现透射激光信号的快速采集，采集速度达 1 微秒 / 次，较前期工作提升 100 倍，具备湍流火焰动态诊断潜力。 系统摒弃了传统 TDLAS 仅能获取光路上平均温度 / 浓度的缺陷，也克服了现有扫描式 TDLAS 层析系统结构复杂、同步性差的问题，通过固定多光束布局实现多角度吸收信号的同时采集，避免了非稳态燃烧下的异步测量误差。

（二）改进 ART 重建算法并完成系统鲁棒性验证，适配非均匀火焰诊断 对代数重建技术进行参数优化，通过模拟确定松弛系数 λ=0.5、收敛阈值 10⁻⁸、最大迭代次数 105，平衡了重建收敛速度与精度，解决了松弛系数过小收敛慢、过大易偏离最优解的问题； 将火焰截面离散为子网格，假设单网格内温度与浓度均匀，通过多光束光程离散化与 ART 算法迭代求解网格内吸收系数，进而重建二维分布； 开展不同噪声强度的数值模拟，验证系统在吸收信号含 3% 噪声时仍能有效重建温度与 H₂O 浓度分布，峰值误差和均方根误差虽随噪声升高略有增加，但整体与假设值吻合度高，具备良好的抗干扰鲁棒性。

二、问题

（一）高温环境下重建精度显著下降，谱线温度灵敏度存在局限性 实验发现，当火焰温度超过 2000K 时，系统重建精度明显不足：重建平均温度较理论值低 5.9%，H₂O 浓度分布离散性增大。 （二）人工非均匀环境中存在分布失真，受流场扰动与测量区域影响 在放置金属遮挡物的人工非均匀火焰实验中，遮挡区域的温度与 H₂O 浓度重建结果虽能区分无火焰特征，但存在局部分布失真问题。 主要原因包括：

1. 遮挡物导致预混气流动速度骤增，火焰产物快速向空中扩散，无法及时填充遮挡区域，造成测量截面的实际分布非稳态；
2. 测量区域的网格离散化处理（4×4 子网格）存在空间分辨率限制，无法精准捕捉遮挡物边缘的精细分布特征，导致边缘区域重建结果模糊。

---

Effect of confinement ratio on flame structure and blow-off characteristics of swirl flames

by 王硕

---

创新点一

量化揭示了约束比对旋流火焰吹熄极限的调控规律与量化特征 研究首次针对旋流 + 钝体双稳燃结构，完成了无约束（CR=∞）与多梯度有约束（CR=2、2.5、3）燃烧室的吹熄极限全维度量化对比，明确了约束比与贫燃吹熄当量比的定量关系：无约束时贫燃吹熄当量比 Φ≈0.52，CR=2 时降至 0.47，CR=3 时进一步降至 0.46，且约束比越大，火焰稳定范围拓宽越显著。

创新点二

首次按约束条件 + 当量比梯度，明确无约束 / 不同约束比火焰从稳定到近吹熄的结构演化路径与核心稳燃机制，不同约束条件下演化特征差异显著： 无约束（CR=∞）：稳定 V 形火焰（剪切层 + 内回流区稳燃）→近吹熄倒 V 形火焰（仅内回流区稳燃）

中等约束（CR=2）：稳定 M 形火焰（外回流区 / 外剪切层 + 内回流区 / 内剪切层稳燃）→V 形→气泡形→近吹熄抬升柱状形

高约束（CR=3）：稳定 M 形火焰→管状 - M 形过渡态→近吹熄 M - 柱状抬升火焰（上下游外回流区 / 外剪切层 + 内回流区 / 内剪切层稳燃）

厘清了约束比通过改变回流区结构，调控火焰稳燃机制的内在逻辑。

创新点三

提出了基于 ORZ 火焰存在概率（PORZ）的火焰稳定 - 不稳定过渡判据 研究首次定义了外回流区火焰存在概率 PORZ，将 PORZ 从 1 到 0 的变化作为火焰从稳定（M 形，ORZ 持续有火焰）到不稳定（V 形 / 抬升形，ORZ 无火焰）的定量过渡判据，并发现：约束比越大，PORZ 从 1 降至 0 的当量比区间越宽（CR=3 最宽），即火焰从稳定到不稳定的过渡过程越平缓，抗扰动能力越强。

该判据为定量评价旋流火焰的稳燃过渡特性提供了新的实验指标，突破了以往仅通过视觉观察判断火焰稳定性的定性方法。

---

KOSIWCZUK W, CESSOU A, TRINITÉ M, et al. Simultaneous velocity field measurements in two-phase flows for turbulent mixing of sprays by means of two-phase PIV[J/OL]. Experiments in Fluids, 2005, 39(5): 895-908.

by 王晨

---

瑞利-泰勒不稳定性广泛存在于天体物理、惯性约束聚变等领域，实际多为多层结构，但传统单示踪剂平面激光诱导荧光仅能测量单层体积分数，且需假设两层流体密度相同，无法获取三层混合的完整统计量，成为相关研究与应用的关键阻碍。该文献提出了双示踪剂平面激光诱导荧光与粒子图像测速结合的新型非侵入式诊断方法，首次实现三层瑞利-泰勒不稳定性气相混合中各流体层体积分数与速度场的同步平面测量，为变密度湍流模型开发提供了关键实验数据。

创新点一

针对传统单示踪剂平面激光诱导荧光仅能测量单层体积分数、无法同步获取速度场，且需假设两层流体密度相同才能计算混合密度的问题，研究首次将双示踪剂平面激光诱导荧光与粒子图像测速结合，实现三层瑞利 - 泰勒不稳定性混合中各流体层体积分数与速度场的同步平面非侵入式测量，打破了传统方法对密度分层的研究限制，无需依赖流体密度假设即可完成全层体积分数测算。 该方法的实现依托专属实验装置与光学设计：搭建三层吹气式气体风洞构建三层瑞利 - 泰勒不稳定性实验体系，其实验装置示意图如图1所示。

设计三相机同步测量系统，测量系统示意图如图2所示，

将丙酮、苯甲醚分别注入上下层流体，利用二者在 266 纳米激光激发下的光谱特征差异，结合专属滤光片实现两种示踪剂信号无串扰分离，中层体积分数则由三层体积分数之和为1的关系直接推导得出（，首次实现三层流体体积分数的全维度精准测量。

创新点二

优化双示踪剂平面激光诱导荧光技术，此前气相多组分混合研究中，双示踪剂平面激光诱导荧光技术始终面临光谱冲突、示踪剂信号相互干扰的难题，且缺乏适用于等温气相低压力变化实验的专用示踪剂对。本研究通过技术优化与实验验证，解决了上述核心问题。筛选出丙酮 - 苯甲醚新型示踪剂对，通过实验验证二者荧光信号呈线性且相互独立，如图3所示，在研究设定的体积分数范围内，二者荧光强度仅与自身体积分数成正比，无碰撞猝灭现象。

---

Kourmatzis, A., A. Lowe和A. R. Masri. 《Combined Effervescent and Airblast Atomization of a Liquid Jet》. Experimental Thermal and Fluid Science 75 (2016年7月): 66～76.

by 赵鑫浩

---

创新点一

高效雾化 有两个雾化破碎阶段：

1. 内部气液混合阶段：液体与略高压的雾化气体在混合室相遇，形成均匀的气液两相泡状混合物。
2. 外部膨胀破碎阶段：混合物喷出后，环境压力骤降，气泡因压力差迅速膨胀甚至 “爆炸”，液带在气动作用下进一步破碎为细小液滴。

创新点二

1.核心部件尺寸：由液体入口、气体入口、混合室和出口孔构成简洁结构，整体尺寸小巧（常规总长约 100mm、直径约 50mm）；混合室：直径 5–25 mm，出口孔：直径 0.1–2.5 mm 充气孔：多孔设计，核心尺寸经大量实验验证形成明确范围；此外出口孔直径远大于传统雾化器

下面列举一些尺寸计算公式，假设水的流量ml=0.089，油的流量ml=0.031，空气密度等于1.2kg/m3

A（孔的面积）=ml/[cdl x（2p）0.5] CDL=0.2

A/Aa=GLRx6.3

p为液体密度

设出气孔的直径为1mm 那么Aa=1.76x10-6m2

GLRmax（气液比） =4.6×ρL /ρg

2.气体注入方式分为 “外进内”（适配高液流）和 “内进外”（适配低液流），满足不同流量场景需求；

创新点三

1.气液质量比（GLR）很低情况下即可实现高效雾化；

2.适用范围极广：对液体粘度不敏感，可处理牛顿液体、非牛顿液体及含固体颗粒的多相液体，单一雾化器无需改装即可适配多种液体；

问题一

气体的流量设定很小 但是最后实验配置了气体供给系统，增加成本和设计时间可以直接用气瓶用阀来控制大小；

问题二

气泡雾化的核心优势依赖气泡膨胀破碎，混合室充气孔出口孔液体管道气体管道的设计并没有完完全全讲明白展示出来 他们之间的尺寸关系对雾化的影响也没有展示例如混合室直径分别为70mm 80mm对出口孔雾化的影响有多少；如何通过结构参数精准调控气泡大小以优化雾化效果

问题三

研究指出液体粘度对雾化粒径影响远小于传统雾化，但高粘度牛顿液体在高压下出现的特例，这种工况转换的临界粘度值及内在机理未进一步阐释，那这背后的原因呢