白曉，曹鵬進，李清廉，成鵬

國防科技大學 空天科學學院， 長沙 410073

探索浩瀚宇宙，建設航天強國，必須具備一流的火箭發(fā)動機為各類航天飛行器提供強大的“心臟”。當前，中國正大力發(fā)展新一代大推力液體火箭發(fā)動機技術，以液氫/液氧、液氧/甲烷為代表的雙組元液體火箭發(fā)動機技術是發(fā)展重點。為了獲得良好的霧化、混合及燃燒性能，這類發(fā)動機普遍采用氣液同軸離心式噴嘴。其中，俄羅斯和中國的氫氧火箭發(fā)動機普遍采用了液體中心式氣液同軸離心（Liquid-Centered Swirl Coaxial，LCSC）噴嘴，例如俄羅斯的RD-57、RD-0120 發(fā)動機以及中國的YF-73 和YF-75 等發(fā)動機。

然而正是由于劇烈的氣液相互作用，該類型噴嘴在一定的結構和工況下會發(fā)生自激振蕩現象。目前在所有類型的氣液同軸噴嘴中均出現過自激振蕩［1-3］。自激振蕩發(fā)生時噴嘴出口的壓力和流量會發(fā)生周期性振蕩［4］，同時伴隨著尖銳的噴嘴嘯叫［5］，典型的自激振蕩噴霧呈“圣誕樹”型，振蕩頻率在1～10 kHz 之間［6］。研究發(fā)現自激振蕩引起的壓力和流量的振蕩會引起火焰振蕩，某些工況下自激振蕩會引起燃燒室壓力發(fā)生大幅度周期性振蕩［7］。分析認為自激振蕩很可能是液體火箭發(fā)動機出現不穩(wěn)定燃燒的關鍵誘因。

自激振蕩最早于20 世紀70 年代被發(fā)現于蘇聯的液體中心式氣液同軸式噴嘴中［8］。國內外對自激振蕩的研究主要集中于自激振蕩特性及自激振蕩機理等方面。Bazarov 和Yang V［9-11］開創(chuàng)性地研究了液體中心式氣液同軸離心式噴嘴的自激振蕩現象，率先對自激振蕩的產生原因以及影響自激振蕩強弱的關鍵因素進行了探索，認為減小或顯著增大噴嘴的縮進長度、增大氣體環(huán)縫的尺寸以及分散液相與氣相的撞擊位置等可減弱甚至消除自激振蕩。進一步研究發(fā)現噴嘴動力學特性會直接影響發(fā)動機的燃燒穩(wěn)定性［12］，此后，出現了大量關于此類現象的研究［13-16］。

自激振蕩特性受噴注工況和噴嘴結構影響較大，與自激振蕩相關的噴注參數主要有：液體及氣體的噴注速度、質量流率、氣液動量比、流體物性和環(huán)境反壓等，關鍵的噴嘴結構參數則主要包括：縮進長度、環(huán)縫寬度和氣核尺寸［4］。工況參數影響方面，Im 等［4］認為液相動量是慣性項抑制自激振蕩，但隨著液相噴注壓降的增大，自激振蕩轉變至高頻，而氣相動量以及縮進長度均促進自激振蕩的產生并會增加自激振蕩強度。自激振蕩的頻率隨液體的雷諾數增加近似于線性增大，且自激振蕩頻率主要決定于液體雷諾數［5，17］?；诜磯涸囼炑芯?，發(fā)現反壓對自激振蕩起抑制作用并會減小自激振蕩產生區(qū)域［9，18］。進一步分析認為反壓并非僅僅抑制自激振蕩，當在常壓條件下縮進室內部流動為外混流動模態(tài)時，隨反壓增加，自激振蕩先增強后被抑制［19］。

至于噴嘴結構的影響，縮進長度被認為是影響氣液同軸離心式噴嘴自激振蕩的最關鍵結構參數［11，14，20-23］。Bazarov［10］和Sasaki［14］等通過試驗研究均發(fā)現當內噴嘴有縮進時氣液同軸離心式噴嘴會發(fā)生自激振蕩，而無縮進噴嘴的噴霧均處于穩(wěn)定狀態(tài)?；谠囼灪屠碚摲治觯琘ang L J 等［20］將包括縮進長度在內的多個結構參數用“縮進角”來衡量，根據縮進角的大小將縮進室內部的流動分為內混流動、臨界流動以及外混流動模態(tài)。Kang 等［6，21］提出了臨界縮進長度的概念，并認為當流動處于臨界流動狀態(tài)時自激振蕩最強，而當流動偏離臨界流動狀態(tài)時自激振蕩則會被抑制。雖然大量研究表明只有當氣液同軸式噴嘴發(fā)生縮進時才會出現自激振蕩現象，但是Eberhart 等［24-25］對無縮進的噴嘴進行試驗研究依舊發(fā)現了自激振蕩現象，并認為噴嘴嘯叫是由自激振蕩產生的。Fu 和Yang L J［26］發(fā)現小混合比、大質量流量、高反壓、小縮進與出口直徑比、大結構尺寸可以減小噴嘴對質量波動響應的振幅，但是這些參數對相頻特性的影響很小。隨著噴嘴結構參數A的增加，自激振蕩的頻率逐漸減小。Im［18］和Kang［21，27］等分別對離心式噴嘴內部的氣核尺寸對自激振蕩的影響進行了研究。Im 和Yoon［18］認為當氣核尺寸比較小時之所以會出現自激振蕩是因為由錐形液膜產生的主導表面波與環(huán)縫氣體接觸并發(fā)生強烈的相互作用，自激振蕩噴霧由于液絲或液塊周期性地產生并在噴嘴軸線位置發(fā)生碰撞及聚合從而表現出“串”型。Kang 等［21，27］發(fā)現當氣核尺寸較大時噴霧并未出現液膜的快速斷裂及液絲的碰撞聚合現象，錐形液膜在噴嘴下方周期性地產生環(huán)形的液膜狀態(tài)，進而自激振蕩噴霧呈“圣誕樹”型。總體來看，學者對于自激振蕩特性已形成了較深入的認識。

目前對于液體中心式氣液同軸離心式噴嘴自激振蕩的產生機理，學界有多種說法。Bazarov 和Yang V［9-10］認為自激振蕩是由氣液相互作用的時滯反饋引起的，并提出了一個“花瓣閥”的線性理論模型。Huang 等［15-16］從聲學角度對自激振蕩特性進行了理論分析，認為自激振蕩的產生源于環(huán)縫氣體進入噴嘴時由于轉彎產生的壓力振蕩與離心式噴嘴中心氣核的固有頻率的共振。Im 等［5，18］系統地研究了氣液同軸離心式噴嘴的自激振蕩現象，認為自激振蕩是由錐形液膜上的主導表面波引起的。針對無縮進的氣液同軸式噴嘴，Eberhart等［25］認為液膜上的Kelvin-Helmholtz（K-H）不穩(wěn)定是激發(fā)噴嘴自激振蕩的本質原因。更進一步地，Eberhart和Frederick［28-30］分析認為液體中心式氣液同軸離心式噴嘴中存在3 種固有不穩(wěn)定：氣體環(huán)縫的固有聲學不穩(wěn)定、離心式噴嘴中心氣核的固有聲學不穩(wěn)定和離心式噴嘴液膜的水力不穩(wěn)定，自激振蕩的振蕩源是離心式噴嘴內液膜的水力不穩(wěn)定。當離心式噴嘴內部液膜的水力不穩(wěn)定對噴嘴出口附近的壓力/質量流量波動敏感時，自激振蕩就會發(fā)生。Eberhart 和Frederick［31］指 出 水力/氣動不穩(wěn)定會從錐形液膜上剝離出液體，而液體剝離現象在自激振蕩的發(fā)生中起著重要作用。噴嘴縮進的作用是將噴霧組織成明顯的波動形式，從而使得液滴更容易剝離，自激振蕩便更容易發(fā)生。Kang 等［21］基于對自激振蕩發(fā)生時縮進室內部流動模態(tài)的深入分析，認為自激振蕩與氣液界面上的K-H 不穩(wěn)定有關，當K-H 渦能量足夠克服液體慣性時自激振蕩就會發(fā)生，噴嘴縮進使得K-H 渦能量增加。

前期研究發(fā)現對于縮進長度較大的液體中心式氣液同軸離心噴嘴，隨著氣體流量增加，自激振蕩會出現“間斷”現象［32］，具體指的是當噴嘴結構一定時，在恒定的液體流量下，隨氣體流量的增加噴霧先發(fā)生自激振蕩，之后自激振蕩消失噴霧處于穩(wěn)態(tài)，但隨著氣體流量的進一步增大，噴霧又從穩(wěn)態(tài)轉變?yōu)樽约ふ袷帬顟B(tài)。對于無縮進噴嘴、縮進較小噴嘴或較大縮進噴嘴但在“間斷跳躍”前出現的自激振蕩，研究發(fā)現，液膜的周期性堵塞作用是該類自激振蕩產生的關鍵原因［17］。隨著認識的逐漸深入，認為液膜周期性堵塞作用更可能是自激振蕩自維持的機理所在，而自激振蕩的振蕩源及起振過程還需進一步深入探究。對于氣液同軸離心式噴嘴，液體經切向孔旋轉進入旋流室，由于離心力作用在噴嘴內部會形成中心氣核以及環(huán)形的旋轉液膜，之后在噴嘴外部則形成錐形液膜進而發(fā)生破碎霧化。綜合分析發(fā)現氣液同軸離心式噴嘴內部氣體環(huán)縫、離心式噴嘴內部氣核以及縮進室內部的流動不穩(wěn)定與噴霧自激振蕩密切相關。同時，有研究表明，噴嘴的自激振蕩過程可能與旋流腔內的液膜流動過程和氣渦流動過程的耦合作用有關［33-34］?；诖耍疚膭t通過試驗及數值仿真研究對自激振蕩過程中LCSC 噴嘴內部擾動的產生及發(fā)展過程進行深入分析，明晰擾動在噴嘴內部的傳遞機制，有助于進一步認識自激振蕩的產生與發(fā)展過程，加深對噴嘴非定常破碎霧化過程及機理的理解。

1 試驗及數值仿真方法

1.1 試驗方法

1.1.1 試驗系統及工況

研究所采用的霧化試驗系統如圖1 所示，為傳統的擠壓式供應系統，采用高壓氮氣進行增壓。主要包括模擬介質的供應系統、液體中心式氣液同軸離心式噴嘴、收集排出系統、壓力流量測量系統、光學測量系統以及數據采集系統等。

圖1 試驗系統示意圖Fig. 1 Schematic diagram of experimental facilities and setup

液體中心式氣液同軸收口型離心式噴嘴結構示意圖如圖2 所示，主要包括內部的離心式噴嘴和外部的氣體環(huán)縫。液體經4 個周向均勻排布的切向孔旋轉進入旋流室，經過收縮段及等直段后在離心力作用下呈錐形液膜噴出，在縮進室內部與周圍高速噴注的環(huán)縫氣體發(fā)生劇烈的相互作用，進而完成霧化過程。具體的結構尺寸如表1所示。

表1 LCSC 噴嘴主要結構尺寸Table 1 Main geometrical parameters of LCSC injector

圖2 LCSC 噴嘴結構示意圖Fig. 2 Schematic diagram of LCSC injector

為獲得自激振蕩發(fā)生時縮進室內部氣液的相互作用流場結構，采用石英玻璃設計加工了縮進長度為5 mm 的透明縮進室，為便于光學觀測，采用內圓外方的設計理念，透明外噴嘴實物如圖3（a）所示。由于采用石英玻璃加工復雜的結構難度較大，為測量縮進室內部壓力的波動情況，單獨設計了可以安裝高頻壓力傳感器的外噴嘴，具體結構如圖3（b）所示。

圖3 透明外噴嘴及可安裝高頻壓力傳感器的外噴嘴Fig. 3 Transparent outer injector and outer injector ca pable of installing high-frequency pressure sensor

試驗采用水和干燥空氣模擬實際的推進劑，基準工況液體流量（m?l）160 g/s，氣體流量（m?g）5 g/s。之所以選擇該工況進行研究，是因為噴嘴縮進長度為5 mm 的噴嘴在該工況下自激振蕩最強［6］，以便于較清晰地研究噴嘴內部的流動情況。

1.1.2 試驗測量方法

試驗基于高亮背景光成像方法以獲得縮進室內部液膜的流動形態(tài)。背景光型號為OPTAPA3024-2，光源面積為100 mm×200 mm，最大功率為72 W。高速相機采用黑白相機（SAZ），拍攝幀頻為30 kHz，曝光時間0.8 μs。

試驗過程中除了常規(guī)的壓力、流量測量外，由于自激振蕩發(fā)生時噴霧會發(fā)生周期性的高頻振蕩，常規(guī)的測量系統無法獲得高頻振蕩信息，因此，采用高頻壓力傳感器（Kulite，XCQ-080-7BARA）分別測量常壓條件下噴霧試驗過程中縮進室內部壓力以及集液腔的壓力，縮進室內部傳感器安裝中心位置距噴嘴出口2.5 mm，傳感器響應頻率＜8 μs。

1.2 數值仿真方法

自激振蕩發(fā)生時縮進室內部會發(fā)生劇烈的氣液相互作用，同時流場分布會發(fā)生較大變化。由于透明縮進室試驗僅能通過高速攝影進行光學觀測，獲得的結果相對有限，為了更加清楚地獲得自激振蕩產生過程中噴嘴內部流場結構特征，采用旋轉軸對稱模型求解耦合Volume of Fluid （VOF）方程和能量方程的Navier-Stokes方程組進行二維數值模擬。

計算區(qū)域包括離心式噴嘴內部區(qū)域、氣體環(huán)縫區(qū)、縮進區(qū)以及噴嘴下游區(qū)，為減小計算量，僅模擬1/2 噴嘴區(qū)域，具體的網格劃分以及邊界條件（Boundary Condition， BC）設置如圖4 所示。離心式噴嘴液體的4 個切向孔對應于二維物理模型中的一條線，相應的邊界條件為液體速度入口邊界條件。由于實際噴嘴工作時，液體推進劑經4 個周向均勻排布的切向孔旋轉進入旋流室，流經切向孔時徑向速度非常小。因此，為更加接近真實的流動條件，數值仿真中將液體速度入口長度設置為1.5Dt以盡可能減小入口的徑向速度。根據質量守恒方程和角動量守恒方程，入口徑向速度的求解式為：vr=m?l/（2ρπDkLi），其中ρ為液體密度，Li=1.5Dt為入口尺寸。切向速度求解式為：ω=m?l/（ρπDt2）。氣體入口設置為氣體質量流量入口邊界條件，出口設置為壓力出口邊界條件，噴嘴中心為軸對稱邊界條件，所有的壁面均設置為無滑移壁面邊界條件，具體的計算模型及網格無關性驗證結果見文獻［17］。

圖4 物理模型與邊界條件Fig. 4 Physical model and boundary conditions

整個求解區(qū)域共設置了11 個監(jiān)測點，實時監(jiān)測流動過程中壓力以及速度隨時間的變化情況，監(jiān)測點1～監(jiān)測點3（P1～P3）等間距分布于氣體環(huán)縫的中心軸線上，監(jiān)測點4～監(jiān)測點7（P4～P7）設置于縮進室內部區(qū)域。對于內部的離心式噴嘴，由于液體的旋轉作用，在噴嘴中心會產生一個中心氣核，而監(jiān)測點8～監(jiān)測點11（P8～P11）則等間距分布于離心式噴嘴內部以監(jiān)測氣核的流場變化信息，監(jiān)測點距噴嘴中心軸線的徑向距離為1 mm。

2 結果和討論

2.1 錐形液膜的非定常流動過程

研究發(fā)現自激振蕩僅發(fā)生于特定的噴嘴結構及噴注工況下，當發(fā)生自激振蕩時，噴霧形態(tài)及縮進室內部氣體壓力發(fā)生相同頻率的周期性振蕩，同時伴隨著尖銳的噴嘴嘯叫［17］。進一步分析發(fā)現，縮進室內部的流動模態(tài)直接決定了自激振蕩的產生與否以及自激振蕩的強弱［19］。而不同噴注工況下噴霧振蕩特性以及噴霧型態(tài)各異，這與縮進室內部的氣液相互作用密切相關。

以縮進室內部高頻壓力傳感器監(jiān)測到的壓力振蕩時間序列為參考對象，試驗及數值仿真獲得的一個周期（T）內的縮進室內部及下游瞬時的噴霧圖像如圖5 所示，其中，紅色線條標注的是內部離心式噴嘴及外噴嘴的邊界。由于玻璃的折射作用，使得拍攝出的圖像中存在大片的黑色區(qū)域，這在實際試驗過程中無可避免，在不影響觀測對象的前提下，本文對此不做特殊處理。

圖5 一個周期內瞬時的自激振蕩噴霧圖像Fig. 5 Transient self-pulsation flow patterns in one cycle

自激振蕩發(fā)生時，一個周期內液膜以一定的噴注角周期性地靠近并遠離縮進室壁面，整個噴霧近似呈軸對稱分布特征。由于氣液動量通量比較小，從離心式噴嘴噴出后由于液膜具有較大的動量，足以抵擋環(huán)縫氣體的擾動作用。因此，自激振蕩發(fā)生時縮進室內部靠近噴霧上游液膜角基本保持不變，僅靠近噴嘴出口處，液膜才發(fā)生一定幅度的振蕩變形，周期性地堵塞氣體通道導致縮進室內部液膜外側氣體壓力發(fā)生周期性振蕩。由于縮進室內部氣液相互作用較強，從液膜上剝離出大量小液滴，并分布于內噴嘴出口的回流區(qū)中，使得獲得的噴霧圖像逐漸變得模糊不清。

基于試驗及數值仿真研究結果，可以很清晰地獲得液體中心式氣液同軸離心式噴嘴自激振蕩的產生過程。從離心式噴嘴噴出的錐形液膜由于具有一定的徑向速度逐漸向縮進室壁面靠近，當運動至一定位置時與環(huán)縫高速噴出的氣體相遇，從而開始逐漸擠占氣體的流動通道，致使氣體的流動受到堵塞并引起縮進室內部液膜外側氣體壓力升高。在整個運動過程中，液膜主要受到離心力、表面張力以及內外表面氣體的靜壓力作用。隨著液膜外側被堵塞的氣體逐漸聚集且壓力不斷上升，在一定時刻后液膜所受的合力由促使液膜沿徑向擴張的動力轉變?yōu)橐种破鋽U張的阻力，從而會使得液膜逐漸減速直至運動至縮進室壁面或者徑向速度減小至0。而液膜在縮進室內部運動的過程中還受到液膜表面上主導表面波及K-H 不穩(wěn)定波的小擾動作用，這使得液膜在多種外力的作用下始終無法達到平衡狀態(tài)。之后，液膜在其外側高壓氣體的擠壓、推動作用下向噴嘴中心軸線方向運動。此后，氣體通道打開，縮進室內部壓力迅速降低，自此，液膜完成了一個振蕩周期，如此反復，形成自激振蕩噴霧。在這個過程中，液膜同時受到氣液之間劇烈的剪切力作用，下游液體不斷向波峰位置移動，液膜逐漸變薄。當液膜厚度減小到一定程度時，液膜在靠近中心軸線處發(fā)生一次破碎，形成大尺寸的液絲，在向下游繼續(xù)發(fā)展的過程中，液絲進一步發(fā)生二次霧化并逐漸破碎形成小尺寸液滴。具體的流場結構詳見文獻［17］。

針對數值仿真所得的流場信息，筆者開展了相同噴注工況不同環(huán)縫寬度下的試驗及數值仿真研究［1］，發(fā)現自激振蕩均由液膜周期性堵塞氣體通道作用所致，如此，進一步證實了該結論的通用性。

2.2 縮進室內部壓力振蕩特性

自激振蕩發(fā)生過程中，縮進室內部壓力會發(fā)生周期性振蕩，試驗測量及數值仿真所得的縮進室內部氣體的壓力振蕩時間序列及振蕩頻譜圖如圖6 所示，其中f為自激振蕩頻率。

圖6 試驗測量與數值仿真所得的縮進室內部壓力振蕩時間序列及振蕩頻譜圖Fig. 6 Time series of pressure oscillations and frequency spectrum in recess chamber by experiments and numerical simulation

考慮到試驗測量誤差以及仿真模型簡化導致的數值計算誤差，對比發(fā)現，無論是壓力振蕩幅值還是自激振蕩主頻，數值仿真結果與試驗結果吻合較好，振蕩幅值基本一致，振蕩頻率相差小于2.6%，這進一步證實了數值仿真結果的正確可靠性。伴隨著液膜逐漸靠近縮進室壁面位置，縮進室內部氣體壓力逐漸升高，該工況下壓力可增加至0.22 MPa 左右，壓力增加幅值約為環(huán)境壓力（0.1 MPa）的120%。當液膜被外側高壓氣體擠壓推至中心軸線位置時，氣體通道打開，壓力迅速降低，降低幅值約為環(huán)境壓力的20%。當縮進室內部氣體通道打開后，氣體從噴嘴噴出時具有較高的速度，而此時噴霧下游液膜在氣體作用下會發(fā)生一次破碎及二次破碎過程，錐形霧場中生成較多的液絲及液滴。從而會對氣體的噴注產生一定的阻礙作用，環(huán)縫氣體與下游液絲或大粒徑液滴碰撞時會引起局部氣體壓力升高，高壓區(qū)域會向周圍擴張，從而使得上游縮進室內部壓力存在小幅度的擾動。這也就是為什么試驗傳感器測量以及數值仿真監(jiān)測的壓力時間序列在谷值位置處存在較大波動的原因。

基于試驗及數值仿真結果表明噴嘴所發(fā)生的自激振蕩與錐形液膜周期性堵塞環(huán)縫氣體的流動通道過程密切相關，縮進室內部的周期性壓力振蕩是維持下游噴霧振蕩的根源所在。除此之外，這個振蕩源頭是否會引起噴嘴內部其他區(qū)域流體的振蕩還需進一步探究，這對深入認識自激振蕩現象并分析其對霧化過程的影響具有重要意義。

縮進室內部P4、P5、P6及P7處的壓力變化時間序列如圖7 所示，而圖8 則展示了各監(jiān)測點的壓力振蕩頻譜圖對比結果。根據仿真測點設置，沿著氣體流動方向，P4、P5及P6等間距地分布于縮進室內部氣體環(huán)縫的中心軸線上，P7則分布于內噴嘴出口附近的回流區(qū)位置處，P4與P7軸向位置一致。壓力振蕩頻譜圖顯示由各個測點所得的壓力振蕩主頻完全一致。整體來看，由于各測點均分布于液膜的外表面，自激振蕩過程中壓力振蕩幅值非常接近，而內噴嘴出口回流區(qū)位置P7的壓力峰值及谷值相對較低。同時，只有當液膜與環(huán)縫氣體接觸時，錐形液膜才會對環(huán)縫氣體的流動產生堵塞作用，靠近下游的氣體最先受到堵塞并使得當地位置處氣體壓力迅速升高，隨著氣體流動通道逐漸減小，氣體不斷在縮進室聚集，下游的擾動不斷向上游傳遞，從而使得靠近上游的氣體壓力依次升高并達到峰值。擾動從下游向上游傳遞過程中存在一定的相位差，具體與擾動的傳遞速度有關。

圖7P4、P5、P6及P7處的壓力振蕩時間序列Fig. 7 Time series of pressure oscillations of P4， P5， P6 and P7

圖8P4、P5、P6及P7的壓力振蕩頻譜圖Fig. 8 Pressure oscillation frequency spectrum of P4， P5， P6 and P7

P5和P8處壓力變化的時間序列如圖9 所示，其中，P5和P8分別位于縮進室內部液膜的外側和內側氣體區(qū)域。對比來看，錐形液膜的周期性堵塞作用會引起縮進室內部所有區(qū)域氣體壓力發(fā)生相同頻率的振蕩，但液膜外側氣體壓力振蕩幅值約為內側氣體壓力振幅的2 倍。同時，液膜內側氣體壓力振蕩相位比液膜外側壓力振蕩相位滯后約T/6。

圖9P5和P8的壓力振蕩時間序列Fig. 9 Time series of pressure oscillations of P5 and P8

2.3 氣體環(huán)縫中壓力振蕩及傳遞機制

自激振蕩發(fā)生時由于縮進室內部錐形液膜周期性堵塞環(huán)縫氣體的流動通道，致使縮進室內部氣體壓力發(fā)生相同頻率的振蕩。而縮進室內部的周期性壓力擾動則會通過流體向上游傳遞，從而對環(huán)縫氣體、中心氣核、離心式噴嘴內部液膜甚至集氣/液腔產生較大影響。若擾動強度足夠大，則會對上游管路及供應系統產生破壞，因此分析自激振蕩對上游流動的影響規(guī)律非常必要。

圖10 則顯示了位于氣體環(huán)縫以及縮進室內部4 個監(jiān)測點處的壓力變化情況，其中P1、P2和P3從上游向下游依次等間距分布于氣體環(huán)縫的中軸線上。對比發(fā)現，當液膜完全堵塞氣體流動通道，縮進室內部P5的壓力最先達到峰值，此后，擾動通過氣體逆著氣體噴注方向從下游向上游傳遞，使得環(huán)縫氣體壓力發(fā)生相同頻率的周期性振蕩。但受到環(huán)縫壁面等阻尼作用，擾動在向上游傳遞過程中振蕩幅值逐漸衰減，在整個自激振蕩過程 中，P1、P2和P3處的壓力振蕩幅值約為P5的34%、57%以及77%，壓力振蕩近似于等幅值衰減。此外，P1位于氣體環(huán)縫入口位置，自激振蕩發(fā)生時依舊存在一定強度的振蕩，這就意味著擾動可能會引起集氣腔甚至上游氣體供應管路的振蕩。但同時擾動不斷被阻尼衰減，也可能對上游影響較小，此次試驗及仿真未對集氣腔及上游管路的壓力波動情況進行監(jiān)測，該問題在今后需進一步探究。

圖10P1、P2、P3和P5的壓力振蕩時間序列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場壓力的振蕩外（見圖11（a）），對速度及馬赫數同樣會產生較大影響，如圖11（b）和圖11（c）所示。當液膜堵塞氣體流動通道時，環(huán)縫氣體速度降低，而在高壓氣體作用下液膜被推向噴嘴中心從而氣體流動通道打開后， 環(huán)縫氣體速度增大。尤其從環(huán)縫高速噴出后，氣體流通面積迅速增大，從而使得氣體密度、壓力及溫度降低，而速度增加。馬赫數云圖與氣體流動速度直接相關，在環(huán)縫中氣體基本處于亞聲速狀態(tài)，馬赫數＜1。當氣體從噴嘴噴出后，在液膜未堵塞流動通道前，氣體速度繼續(xù)增大，馬赫數＞1 發(fā)展為超聲速流動狀態(tài)。當錐形液膜逐漸向縮進室壁面靠近，不斷堵塞氣體流動通道時，氣體流道尺寸不斷縮小，流道相當于一個倒置的拉瓦爾噴管，入口為超聲速氣流，流經收縮段后經連續(xù)地微弱壓縮，氣流不斷減速，之后流動變?yōu)閬喡曀贍顟B(tài)，具體流場結構如圖11 中T/2 時刻所示。

圖11 一個周期內環(huán)縫氣體及縮進室內部壓力變化云圖Fig. 11 Gas pressure contours at air annulus and recess chamber in one cycle

2.4 離心式噴嘴內部壓力振蕩及傳遞機制

離心式噴嘴內部中心氣核分布區(qū)域P8、P10和P12的壓力變化時間序列如圖12 所示。擾動起源于縮進室錐形液膜的周期性振蕩，因此液膜內表面壓力伴隨著液膜振蕩發(fā)生同頻率振蕩。此后，擾動通過中心氣核在噴嘴內部向上游傳遞，壓力振蕩峰值依次經過P8、P10和P12位置處。對比圖12 和圖9，中心氣核氣體壓力波動幅值較小，且隨著擾動在噴嘴內部傳遞，幅值同樣存在一定程度的衰減。

對于氣液同軸離心式噴嘴的穩(wěn)態(tài)噴霧，在離心式噴嘴內部會形成穩(wěn)定的氣核，氣體從噴嘴出口流入，并隨著液體在氣液表面流出，同時，抽吸作用在噴霧錐內會形成穩(wěn)定的回流區(qū)。但對于自激振蕩噴霧，伴隨著縮進室內部液膜的周期性振蕩，中心氣核在噴嘴內部上下運動，處于振蕩狀態(tài)［17］。

仿真過程中未對液膜所處位置進行流場監(jiān)測，但簡單分析可知下游液膜的劇烈自激振蕩必定會對上游液體的流場參數產生影響。試驗過程中采用高頻壓力傳感器測量了部分工況下噴嘴集液腔里的壓力變化情況，典型工況下的噴霧自激振蕩頻譜圖與集液腔壓力振蕩頻譜圖對比如圖13 所示。

圖12P8、P10和P12的壓力變化時間序列Fig. 12 Time series of pressure oscillations of P8， P10 and P12

圖13 集液腔壓力及噴霧振蕩特性（Lr=2 mm，m? l=120 g/s，m? g=30 g/s）Fig. 13 Oscillation characteristics of pressure at liquid manifold and spray （Lr=2 mm， m? l=120 g/s， m? g=30 g/s）

考慮到傳感器及高速相機獲取圖像存在的固有分辨率問題，可以判定自激振蕩發(fā)生時會引起液體噴前壓力的振蕩，且振蕩頻率與自激振蕩頻率一致。但并非所有出現自激振蕩的工況均會引起液體噴前壓力振蕩，對比分析發(fā)現，只有當自激振蕩強度較高的工況，噴前壓力才存在明顯振蕩。因此，實際發(fā)動機工作時，要堅決避免自激振蕩較強工況，以保證上游供應系統及下游燃燒室工作的穩(wěn)定可靠性。

3 結 論

借助試驗及數值仿真手段，對液體中心式氣液同軸離心式噴嘴自激振蕩的產生過程及壓力擾動在噴嘴內部的傳遞路徑進行了深入研究，主要結論如下：

1）基于深入的研究結合前人相關研究認為，自激振蕩機理應包括自激振蕩的振蕩源、起振過程以及自維持機制。研究發(fā)現自激振蕩起始于噴嘴縮進室內部，而液膜周期性堵塞氣體通道過程則是自激振蕩可自維持的根本原因。

2）自激振蕩過程中壓力振蕩最先發(fā)生于縮進室內部液膜外側區(qū)域，此后，壓力擾動以一定的相位差迅速傳遞至噴嘴各個流體區(qū)域，從而引起環(huán)縫氣體、中心氣核壓力發(fā)生相同頻率的振蕩，擾動傳遞過程中由于阻尼作用強度不斷衰減。液膜外側氣體壓力振蕩幅值約為內側氣體壓力振幅的2 倍，同時，液膜內側氣體壓力振蕩相位比液膜外側壓力振蕩相位滯后約T/6。冷態(tài)試驗過程中當自激振蕩強度足夠大時，噴嘴內部的壓力擾動會引起液體噴前壓力發(fā)生相同頻率振蕩。

氣液同軸離心式噴嘴的自激振蕩是一個非常復雜的氣液相互作用湍流流動過程，通過本文研究基本可以確定縮進室內部的流體動力學很可能是自激振蕩的根源所在，下一步計劃研究自激振蕩起振過程中高速氣體與錐形液膜的耦合作用關系，揭示自激振蕩機理。