自激振荡过程中喷嘴内部扰动的产生及传递机制

白晓，曹鹏进，李清廉，成鹏

国防科技大学 空天科学学院， 长沙 410073

探索浩瀚宇宙，建设航天强国，必须具备一流的火箭发动机为各类航天飞行器提供强大的“心脏”。当前，中国正大力发展新一代大推力液体火箭发动机技术，以液氢/液氧、液氧/甲烷为代表的双组元液体火箭发动机技术是发展重点。为了获得良好的雾化、混合及燃烧性能，这类发动机普遍采用气液同轴离心式喷嘴。其中，俄罗斯和中国的氢氧火箭发动机普遍采用了液体中心式气液同轴离心（Liquid-Centered Swirl Coaxial，LCSC）喷嘴，例如俄罗斯的RD-57、RD-0120 发动机以及中国的YF-73 和YF-75 等发动机。

然而正是由于剧烈的气液相互作用，该类型喷嘴在一定的结构和工况下会发生自激振荡现象。目前在所有类型的气液同轴喷嘴中均出现过自激振荡［1-3］。自激振荡发生时喷嘴出口的压力和流量会发生周期性振荡［4］，同时伴随着尖锐的喷嘴啸叫［5］，典型的自激振荡喷雾呈“圣诞树”型，振荡频率在1～10 kHz 之间［6］。研究发现自激振荡引起的压力和流量的振荡会引起火焰振荡，某些工况下自激振荡会引起燃烧室压力发生大幅度周期性振荡［7］。分析认为自激振荡很可能是液体火箭发动机出现不稳定燃烧的关键诱因。

自激振荡最早于20 世纪70 年代被发现于苏联的液体中心式气液同轴式喷嘴中［8］。国内外对自激振荡的研究主要集中于自激振荡特性及自激振荡机理等方面。Bazarov 和Yang V［9-11］开创性地研究了液体中心式气液同轴离心式喷嘴的自激振荡现象，率先对自激振荡的产生原因以及影响自激振荡强弱的关键因素进行了探索，认为减小或显著增大喷嘴的缩进长度、增大气体环缝的尺寸以及分散液相与气相的撞击位置等可减弱甚至消除自激振荡。进一步研究发现喷嘴动力学特性会直接影响发动机的燃烧稳定性［12］，此后，出现了大量关于此类现象的研究［13-16］。

自激振荡特性受喷注工况和喷嘴结构影响较大，与自激振荡相关的喷注参数主要有：液体及气体的喷注速度、质量流率、气液动量比、流体物性和环境反压等，关键的喷嘴结构参数则主要包括：缩进长度、环缝宽度和气核尺寸［4］。工况参数影响方面，Im 等［4］认为液相动量是惯性项抑制自激振荡，但随着液相喷注压降的增大，自激振荡转变至高频，而气相动量以及缩进长度均促进自激振荡的产生并会增加自激振荡强度。自激振荡的频率随液体的雷诺数增加近似于线性增大，且自激振荡频率主要决定于液体雷诺数［5，17］。基于反压试验研究，发现反压对自激振荡起抑制作用并会减小自激振荡产生区域［9，18］。进一步分析认为反压并非仅仅抑制自激振荡，当在常压条件下缩进室内部流动为外混流动模态时，随反压增加，自激振荡先增强后被抑制［19］。

至于喷嘴结构的影响，缩进长度被认为是影响气液同轴离心式喷嘴自激振荡的最关键结构参数［11，14，20-23］。Bazarov［10］和Sasaki［14］等通过试验研究均发现当内喷嘴有缩进时气液同轴离心式喷嘴会发生自激振荡，而无缩进喷嘴的喷雾均处于稳定状态。基于试验和理论分析，Yang L J 等［20］将包括缩进长度在内的多个结构参数用“缩进角”来衡量，根据缩进角的大小将缩进室内部的流动分为内混流动、临界流动以及外混流动模态。Kang 等［6，21］提出了临界缩进长度的概念，并认为当流动处于临界流动状态时自激振荡最强，而当流动偏离临界流动状态时自激振荡则会被抑制。虽然大量研究表明只有当气液同轴式喷嘴发生缩进时才会出现自激振荡现象，但是Eberhart 等［24-25］对无缩进的喷嘴进行试验研究依旧发现了自激振荡现象，并认为喷嘴啸叫是由自激振荡产生的。Fu 和Yang L J［26］发现小混合比、大质量流量、高反压、小缩进与出口直径比、大结构尺寸可以减小喷嘴对质量波动响应的振幅，但是这些参数对相频特性的影响很小。随着喷嘴结构参数A的增加，自激振荡的频率逐渐减小。Im［18］和Kang［21，27］等分别对离心式喷嘴内部的气核尺寸对自激振荡的影响进行了研究。Im 和Yoon［18］认为当气核尺寸比较小时之所以会出现自激振荡是因为由锥形液膜产生的主导表面波与环缝气体接触并发生强烈的相互作用，自激振荡喷雾由于液丝或液块周期性地产生并在喷嘴轴线位置发生碰撞及聚合从而表现出“串”型。Kang 等［21，27］发现当气核尺寸较大时喷雾并未出现液膜的快速断裂及液丝的碰撞聚合现象，锥形液膜在喷嘴下方周期性地产生环形的液膜状态，进而自激振荡喷雾呈“圣诞树”型。总体来看，学者对于自激振荡特性已形成了较深入的认识。

目前对于液体中心式气液同轴离心式喷嘴自激振荡的产生机理，学界有多种说法。Bazarov 和Yang V［9-10］认为自激振荡是由气液相互作用的时滞反馈引起的，并提出了一个“花瓣阀”的线性理论模型。Huang 等［15-16］从声学角度对自激振荡特性进行了理论分析，认为自激振荡的产生源于环缝气体进入喷嘴时由于转弯产生的压力振荡与离心式喷嘴中心气核的固有频率的共振。Im 等［5，18］系统地研究了气液同轴离心式喷嘴的自激振荡现象，认为自激振荡是由锥形液膜上的主导表面波引起的。针对无缩进的气液同轴式喷嘴，Eberhart等［25］认为液膜上的Kelvin-Helmholtz（K-H）不稳定是激发喷嘴自激振荡的本质原因。更进一步地，Eberhart和Frederick［28-30］分析认为液体中心式气液同轴离心式喷嘴中存在3 种固有不稳定：气体环缝的固有声学不稳定、离心式喷嘴中心气核的固有声学不稳定和离心式喷嘴液膜的水力不稳定，自激振荡的振荡源是离心式喷嘴内液膜的水力不稳定。当离心式喷嘴内部液膜的水力不稳定对喷嘴出口附近的压力/质量流量波动敏感时，自激振荡就会发生。Eberhart 和Frederick［31］指 出 水力/气动不稳定会从锥形液膜上剥离出液体，而液体剥离现象在自激振荡的发生中起着重要作用。喷嘴缩进的作用是将喷雾组织成明显的波动形式，从而使得液滴更容易剥离，自激振荡便更容易发生。Kang 等［21］基于对自激振荡发生时缩进室内部流动模态的深入分析，认为自激振荡与气液界面上的K-H 不稳定有关，当K-H 涡能量足够克服液体惯性时自激振荡就会发生，喷嘴缩进使得K-H 涡能量增加。

前期研究发现对于缩进长度较大的液体中心式气液同轴离心喷嘴，随着气体流量增加，自激振荡会出现“间断”现象［32］，具体指的是当喷嘴结构一定时，在恒定的液体流量下，随气体流量的增加喷雾先发生自激振荡，之后自激振荡消失喷雾处于稳态，但随着气体流量的进一步增大，喷雾又从稳态转变为自激振荡状态。对于无缩进喷嘴、缩进较小喷嘴或较大缩进喷嘴但在“间断跳跃”前出现的自激振荡，研究发现，液膜的周期性堵塞作用是该类自激振荡产生的关键原因［17］。随着认识的逐渐深入，认为液膜周期性堵塞作用更可能是自激振荡自维持的机理所在，而自激振荡的振荡源及起振过程还需进一步深入探究。对于气液同轴离心式喷嘴，液体经切向孔旋转进入旋流室，由于离心力作用在喷嘴内部会形成中心气核以及环形的旋转液膜，之后在喷嘴外部则形成锥形液膜进而发生破碎雾化。综合分析发现气液同轴离心式喷嘴内部气体环缝、离心式喷嘴内部气核以及缩进室内部的流动不稳定与喷雾自激振荡密切相关。同时，有研究表明，喷嘴的自激振荡过程可能与旋流腔内的液膜流动过程和气涡流动过程的耦合作用有关［33-34］。基于此，本文则通过试验及数值仿真研究对自激振荡过程中LCSC 喷嘴内部扰动的产生及发展过程进行深入分析，明晰扰动在喷嘴内部的传递机制，有助于进一步认识自激振荡的产生与发展过程，加深对喷嘴非定常破碎雾化过程及机理的理解。

1 试验及数值仿真方法

1.1 试验方法

1.1.1 试验系统及工况

研究所采用的雾化试验系统如图1 所示，为传统的挤压式供应系统，采用高压氮气进行增压。主要包括模拟介质的供应系统、液体中心式气液同轴离心式喷嘴、收集排出系统、压力流量测量系统、光学测量系统以及数据采集系统等。

图1 试验系统示意图Fig. 1 Schematic diagram of experimental facilities and setup

液体中心式气液同轴收口型离心式喷嘴结构示意图如图2 所示，主要包括内部的离心式喷嘴和外部的气体环缝。液体经4 个周向均匀排布的切向孔旋转进入旋流室，经过收缩段及等直段后在离心力作用下呈锥形液膜喷出，在缩进室内部与周围高速喷注的环缝气体发生剧烈的相互作用，进而完成雾化过程。具体的结构尺寸如表1所示。

表1 LCSC 喷嘴主要结构尺寸Table 1 Main geometrical parameters of LCSC injector

图2 LCSC 喷嘴结构示意图Fig. 2 Schematic diagram of LCSC injector

为获得自激振荡发生时缩进室内部气液的相互作用流场结构，采用石英玻璃设计加工了缩进长度为5 mm 的透明缩进室，为便于光学观测，采用内圆外方的设计理念，透明外喷嘴实物如图3（a）所示。由于采用石英玻璃加工复杂的结构难度较大，为测量缩进室内部压力的波动情况，单独设计了可以安装高频压力传感器的外喷嘴，具体结构如图3（b）所示。

图3 透明外喷嘴及可安装高频压力传感器的外喷嘴Fig. 3 Transparent outer injector and outer injector ca pable of installing high-frequency pressure sensor

试验采用水和干燥空气模拟实际的推进剂，基准工况液体流量（ṁl）160 g/s，气体流量（ṁg）5 g/s。之所以选择该工况进行研究，是因为喷嘴缩进长度为5 mm 的喷嘴在该工况下自激振荡最强［6］，以便于较清晰地研究喷嘴内部的流动情况。

1.1.2 试验测量方法

试验基于高亮背景光成像方法以获得缩进室内部液膜的流动形态。背景光型号为OPTAPA3024-2，光源面积为100 mm×200 mm，最大功率为72 W。高速相机采用黑白相机（SAZ），拍摄帧频为30 kHz，曝光时间0.8 μs。

试验过程中除了常规的压力、流量测量外，由于自激振荡发生时喷雾会发生周期性的高频振荡，常规的测量系统无法获得高频振荡信息，因此，采用高频压力传感器（Kulite，XCQ-080-7BARA）分别测量常压条件下喷雾试验过程中缩进室内部压力以及集液腔的压力，缩进室内部传感器安装中心位置距喷嘴出口2.5 mm，传感器响应频率＜8 μs。

1.2 数值仿真方法

自激振荡发生时缩进室内部会发生剧烈的气液相互作用，同时流场分布会发生较大变化。由于透明缩进室试验仅能通过高速摄影进行光学观测，获得的结果相对有限，为了更加清楚地获得自激振荡产生过程中喷嘴内部流场结构特征，采用旋转轴对称模型求解耦合Volume of Fluid （VOF）方程和能量方程的Navier-Stokes方程组进行二维数值模拟。

计算区域包括离心式喷嘴内部区域、气体环缝区、缩进区以及喷嘴下游区，为减小计算量，仅模拟1/2 喷嘴区域，具体的网格划分以及边界条件（Boundary Condition， BC）设置如图4 所示。离心式喷嘴液体的4 个切向孔对应于二维物理模型中的一条线，相应的边界条件为液体速度入口边界条件。由于实际喷嘴工作时，液体推进剂经4 个周向均匀排布的切向孔旋转进入旋流室，流经切向孔时径向速度非常小。因此，为更加接近真实的流动条件，数值仿真中将液体速度入口长度设置为1.5Dt以尽可能减小入口的径向速度。根据质量守恒方程和角动量守恒方程，入口径向速度的求解式为：vr=ṁl/（2ρπDkLi），其中ρ为液体密度，Li=1.5Dt为入口尺寸。切向速度求解式为：ω=ṁl/（ρπDt2）。气体入口设置为气体质量流量入口边界条件，出口设置为压力出口边界条件，喷嘴中心为轴对称边界条件，所有的壁面均设置为无滑移壁面边界条件，具体的计算模型及网格无关性验证结果见文献［17］。

图4 物理模型与边界条件Fig. 4 Physical model and boundary conditions

整个求解区域共设置了11 个监测点，实时监测流动过程中压力以及速度随时间的变化情况，监测点1～监测点3（P1～P3）等间距分布于气体环缝的中心轴线上，监测点4～监测点7（P4～P7）设置于缩进室内部区域。对于内部的离心式喷嘴，由于液体的旋转作用，在喷嘴中心会产生一个中心气核，而监测点8～监测点11（P8～P11）则等间距分布于离心式喷嘴内部以监测气核的流场变化信息，监测点距喷嘴中心轴线的径向距离为1 mm。

2 结果和讨论

2.1 锥形液膜的非定常流动过程

研究发现自激振荡仅发生于特定的喷嘴结构及喷注工况下，当发生自激振荡时，喷雾形态及缩进室内部气体压力发生相同频率的周期性振荡，同时伴随着尖锐的喷嘴啸叫［17］。进一步分析发现，缩进室内部的流动模态直接决定了自激振荡的产生与否以及自激振荡的强弱［19］。而不同喷注工况下喷雾振荡特性以及喷雾型态各异，这与缩进室内部的气液相互作用密切相关。

以缩进室内部高频压力传感器监测到的压力振荡时间序列为参考对象，试验及数值仿真获得的一个周期（T）内的缩进室内部及下游瞬时的喷雾图像如图5 所示，其中，红色线条标注的是内部离心式喷嘴及外喷嘴的边界。由于玻璃的折射作用，使得拍摄出的图像中存在大片的黑色区域，这在实际试验过程中无可避免，在不影响观测对象的前提下，本文对此不做特殊处理。

图5 一个周期内瞬时的自激振荡喷雾图像Fig. 5 Transient self-pulsation flow patterns in one cycle

自激振荡发生时，一个周期内液膜以一定的喷注角周期性地靠近并远离缩进室壁面，整个喷雾近似呈轴对称分布特征。由于气液动量通量比较小，从离心式喷嘴喷出后由于液膜具有较大的动量，足以抵挡环缝气体的扰动作用。因此，自激振荡发生时缩进室内部靠近喷雾上游液膜角基本保持不变，仅靠近喷嘴出口处，液膜才发生一定幅度的振荡变形，周期性地堵塞气体通道导致缩进室内部液膜外侧气体压力发生周期性振荡。由于缩进室内部气液相互作用较强，从液膜上剥离出大量小液滴，并分布于内喷嘴出口的回流区中，使得获得的喷雾图像逐渐变得模糊不清。

基于试验及数值仿真研究结果，可以很清晰地获得液体中心式气液同轴离心式喷嘴自激振荡的产生过程。从离心式喷嘴喷出的锥形液膜由于具有一定的径向速度逐渐向缩进室壁面靠近，当运动至一定位置时与环缝高速喷出的气体相遇，从而开始逐渐挤占气体的流动通道，致使气体的流动受到堵塞并引起缩进室内部液膜外侧气体压力升高。在整个运动过程中，液膜主要受到离心力、表面张力以及内外表面气体的静压力作用。随着液膜外侧被堵塞的气体逐渐聚集且压力不断上升，在一定时刻后液膜所受的合力由促使液膜沿径向扩张的动力转变为抑制其扩张的阻力，从而会使得液膜逐渐减速直至运动至缩进室壁面或者径向速度减小至0。而液膜在缩进室内部运动的过程中还受到液膜表面上主导表面波及K-H 不稳定波的小扰动作用，这使得液膜在多种外力的作用下始终无法达到平衡状态。之后，液膜在其外侧高压气体的挤压、推动作用下向喷嘴中心轴线方向运动。此后，气体通道打开，缩进室内部压力迅速降低，自此，液膜完成了一个振荡周期，如此反复，形成自激振荡喷雾。在这个过程中，液膜同时受到气液之间剧烈的剪切力作用，下游液体不断向波峰位置移动，液膜逐渐变薄。当液膜厚度减小到一定程度时，液膜在靠近中心轴线处发生一次破碎，形成大尺寸的液丝，在向下游继续发展的过程中，液丝进一步发生二次雾化并逐渐破碎形成小尺寸液滴。具体的流场结构详见文献［17］。

针对数值仿真所得的流场信息，笔者开展了相同喷注工况不同环缝宽度下的试验及数值仿真研究［1］，发现自激振荡均由液膜周期性堵塞气体通道作用所致，如此，进一步证实了该结论的通用性。

2.2 缩进室内部压力振荡特性

自激振荡发生过程中，缩进室内部压力会发生周期性振荡，试验测量及数值仿真所得的缩进室内部气体的压力振荡时间序列及振荡频谱图如图6 所示，其中f为自激振荡频率。

图6 试验测量与数值仿真所得的缩进室内部压力振荡时间序列及振荡频谱图Fig. 6 Time series of pressure oscillations and frequency spectrum in recess chamber by experiments and numerical simulation

考虑到试验测量误差以及仿真模型简化导致的数值计算误差，对比发现，无论是压力振荡幅值还是自激振荡主频，数值仿真结果与试验结果吻合较好，振荡幅值基本一致，振荡频率相差小于2.6%，这进一步证实了数值仿真结果的正确可靠性。伴随着液膜逐渐靠近缩进室壁面位置，缩进室内部气体压力逐渐升高，该工况下压力可增加至0.22 MPa 左右，压力增加幅值约为环境压力（0.1 MPa）的120%。当液膜被外侧高压气体挤压推至中心轴线位置时，气体通道打开，压力迅速降低，降低幅值约为环境压力的20%。当缩进室内部气体通道打开后，气体从喷嘴喷出时具有较高的速度，而此时喷雾下游液膜在气体作用下会发生一次破碎及二次破碎过程，锥形雾场中生成较多的液丝及液滴。从而会对气体的喷注产生一定的阻碍作用，环缝气体与下游液丝或大粒径液滴碰撞时会引起局部气体压力升高，高压区域会向周围扩张，从而使得上游缩进室内部压力存在小幅度的扰动。这也就是为什么试验传感器测量以及数值仿真监测的压力时间序列在谷值位置处存在较大波动的原因。

基于试验及数值仿真结果表明喷嘴所发生的自激振荡与锥形液膜周期性堵塞环缝气体的流动通道过程密切相关，缩进室内部的周期性压力振荡是维持下游喷雾振荡的根源所在。除此之外，这个振荡源头是否会引起喷嘴内部其他区域流体的振荡还需进一步探究，这对深入认识自激振荡现象并分析其对雾化过程的影响具有重要意义。

缩进室内部P4、P5、P6及P7处的压力变化时间序列如图7 所示，而图8 则展示了各监测点的压力振荡频谱图对比结果。根据仿真测点设置，沿着气体流动方向，P4、P5及P6等间距地分布于缩进室内部气体环缝的中心轴线上，P7则分布于内喷嘴出口附近的回流区位置处，P4与P7轴向位置一致。压力振荡频谱图显示由各个测点所得的压力振荡主频完全一致。整体来看，由于各测点均分布于液膜的外表面，自激振荡过程中压力振荡幅值非常接近，而内喷嘴出口回流区位置P7的压力峰值及谷值相对较低。同时，只有当液膜与环缝气体接触时，锥形液膜才会对环缝气体的流动产生堵塞作用，靠近下游的气体最先受到堵塞并使得当地位置处气体压力迅速升高，随着气体流动通道逐渐减小，气体不断在缩进室聚集，下游的扰动不断向上游传递，从而使得靠近上游的气体压力依次升高并达到峰值。扰动从下游向上游传递过程中存在一定的相位差，具体与扰动的传递速度有关。

图7P4、P5、P6及P7处的压力振荡时间序列Fig. 7 Time series of pressure oscillations of P4， P5， P6 and P7

图8P4、P5、P6及P7的压力振荡频谱图Fig. 8 Pressure oscillation frequency spectrum of P4， P5， P6 and P7

P5和P8处压力变化的时间序列如图9 所示，其中，P5和P8分别位于缩进室内部液膜的外侧和内侧气体区域。对比来看，锥形液膜的周期性堵塞作用会引起缩进室内部所有区域气体压力发生相同频率的振荡，但液膜外侧气体压力振荡幅值约为内侧气体压力振幅的2 倍。同时，液膜内侧气体压力振荡相位比液膜外侧压力振荡相位滞后约T/6。

图9P5和P8的压力振荡时间序列Fig. 9 Time series of pressure oscillations of P5 and P8

2.3 气体环缝中压力振荡及传递机制

自激振荡发生时由于缩进室内部锥形液膜周期性堵塞环缝气体的流动通道，致使缩进室内部气体压力发生相同频率的振荡。而缩进室内部的周期性压力扰动则会通过流体向上游传递，从而对环缝气体、中心气核、离心式喷嘴内部液膜甚至集气/液腔产生较大影响。若扰动强度足够大，则会对上游管路及供应系统产生破坏，因此分析自激振荡对上游流动的影响规律非常必要。

图10 则显示了位于气体环缝以及缩进室内部4 个监测点处的压力变化情况，其中P1、P2和P3从上游向下游依次等间距分布于气体环缝的中轴线上。对比发现，当液膜完全堵塞气体流动通道，缩进室内部P5的压力最先达到峰值，此后，扰动通过气体逆着气体喷注方向从下游向上游传递，使得环缝气体压力发生相同频率的周期性振荡。但受到环缝壁面等阻尼作用，扰动在向上游传递过程中振荡幅值逐渐衰减，在整个自激振荡过程 中，P1、P2和P3处的压力振荡幅值约为P5的34%、57%以及77%，压力振荡近似于等幅值衰减。此外，P1位于气体环缝入口位置，自激振荡发生时依旧存在一定强度的振荡，这就意味着扰动可能会引起集气腔甚至上游气体供应管路的振荡。但同时扰动不断被阻尼衰减，也可能对上游影响较小，此次试验及仿真未对集气腔及上游管路的压力波动情况进行监测，该问题在今后需进一步探究。

图10P1、P2、P3和P5的压力振荡时间序列Fig. 10 Time series of pressure oscillations of P1， P2， P3 and P5

液膜的周期性堵塞作用除了引起流场压力的振荡外（见图11（a）），对速度及马赫数同样会产生较大影响，如图11（b）和图11（c）所示。当液膜堵塞气体流动通道时，环缝气体速度降低，而在高压气体作用下液膜被推向喷嘴中心从而气体流动通道打开后， 环缝气体速度增大。尤其从环缝高速喷出后，气体流通面积迅速增大，从而使得气体密度、压力及温度降低，而速度增加。马赫数云图与气体流动速度直接相关，在环缝中气体基本处于亚声速状态，马赫数＜1。当气体从喷嘴喷出后，在液膜未堵塞流动通道前，气体速度继续增大，马赫数＞1 发展为超声速流动状态。当锥形液膜逐渐向缩进室壁面靠近，不断堵塞气体流动通道时，气体流道尺寸不断缩小，流道相当于一个倒置的拉瓦尔喷管，入口为超声速气流，流经收缩段后经连续地微弱压缩，气流不断减速，之后流动变为亚声速状态，具体流场结构如图11 中T/2 时刻所示。

图11 一个周期内环缝气体及缩进室内部压力变化云图Fig. 11 Gas pressure contours at air annulus and recess chamber in one cycle

2.4 离心式喷嘴内部压力振荡及传递机制

离心式喷嘴内部中心气核分布区域P8、P10和P12的压力变化时间序列如图12 所示。扰动起源于缩进室锥形液膜的周期性振荡，因此液膜内表面压力伴随着液膜振荡发生同频率振荡。此后，扰动通过中心气核在喷嘴内部向上游传递，压力振荡峰值依次经过P8、P10和P12位置处。对比图12 和图9，中心气核气体压力波动幅值较小，且随着扰动在喷嘴内部传递，幅值同样存在一定程度的衰减。

对于气液同轴离心式喷嘴的稳态喷雾，在离心式喷嘴内部会形成稳定的气核，气体从喷嘴出口流入，并随着液体在气液表面流出，同时，抽吸作用在喷雾锥内会形成稳定的回流区。但对于自激振荡喷雾，伴随着缩进室内部液膜的周期性振荡，中心气核在喷嘴内部上下运动，处于振荡状态［17］。

仿真过程中未对液膜所处位置进行流场监测，但简单分析可知下游液膜的剧烈自激振荡必定会对上游液体的流场参数产生影响。试验过程中采用高频压力传感器测量了部分工况下喷嘴集液腔里的压力变化情况，典型工况下的喷雾自激振荡频谱图与集液腔压力振荡频谱图对比如图13 所示。

图12P8、P10和P12的压力变化时间序列Fig. 12 Time series of pressure oscillations of P8， P10 and P12

图13 集液腔压力及喷雾振荡特性（Lr=2 mm，ṁ l=120 g/s，ṁ g=30 g/s）Fig. 13 Oscillation characteristics of pressure at liquid manifold and spray （Lr=2 mm， ṁ l=120 g/s， ṁ g=30 g/s）

考虑到传感器及高速相机获取图像存在的固有分辨率问题，可以判定自激振荡发生时会引起液体喷前压力的振荡，且振荡频率与自激振荡频率一致。但并非所有出现自激振荡的工况均会引起液体喷前压力振荡，对比分析发现，只有当自激振荡强度较高的工况，喷前压力才存在明显振荡。因此，实际发动机工作时，要坚决避免自激振荡较强工况，以保证上游供应系统及下游燃烧室工作的稳定可靠性。

3 结 论

借助试验及数值仿真手段，对液体中心式气液同轴离心式喷嘴自激振荡的产生过程及压力扰动在喷嘴内部的传递路径进行了深入研究，主要结论如下：

1）基于深入的研究结合前人相关研究认为，自激振荡机理应包括自激振荡的振荡源、起振过程以及自维持机制。研究发现自激振荡起始于喷嘴缩进室内部，而液膜周期性堵塞气体通道过程则是自激振荡可自维持的根本原因。

2）自激振荡过程中压力振荡最先发生于缩进室内部液膜外侧区域，此后，压力扰动以一定的相位差迅速传递至喷嘴各个流体区域，从而引起环缝气体、中心气核压力发生相同频率的振荡，扰动传递过程中由于阻尼作用强度不断衰减。液膜外侧气体压力振荡幅值约为内侧气体压力振幅的2 倍，同时，液膜内侧气体压力振荡相位比液膜外侧压力振荡相位滞后约T/6。冷态试验过程中当自激振荡强度足够大时，喷嘴内部的压力扰动会引起液体喷前压力发生相同频率振荡。

气液同轴离心式喷嘴的自激振荡是一个非常复杂的气液相互作用湍流流动过程，通过本文研究基本可以确定缩进室内部的流体动力学很可能是自激振荡的根源所在，下一步计划研究自激振荡起振过程中高速气体与锥形液膜的耦合作用关系，揭示自激振荡机理。