推進劑質量流量對三維非預混氫氧旋轉爆轟波傳播模態的影響

康朝輝,翁春生,武郁文,徐 高,丁陳偉,雷 特,邱彥銘

(南京理工大學 瞬態物理國家重點實驗室,江蘇 南京 210094)

燃燒分為爆燃和爆轟兩種模式,其中爆燃是一種等壓燃燒,而爆轟近似為等容燃燒。研究表明,爆轟能夠在短時間內釋放出巨大能量,與等壓燃燒模式相比,理論熱循環效率最高可提升近50%[1]。爆轟推進技術可應用在航空航天領域,其中,連續旋轉爆轟發動機(continuous rotating detonation engine,CRDE)由于結構簡單緊湊、僅需單次點火起爆和能適用于從低速到高超聲速來流范圍的優勢,成為了國內外學者研究的熱點[2]。CRDE不僅適用于火箭基和沖壓基,還能與渦輪等發動機組合起來使用,將來在飛機、導彈及臨近空間飛行器等領域都有較好的發展前景。

關于CRDE的研究最早可追溯到上世界五六十年代,俄羅斯的VOITSEKHOVSKII[3]首次在盤式燃燒室中利用乙烯/氧氣的推進劑組合實現了連續旋轉爆轟,并研究了旋轉爆轟波的波系結構。此后,研究人員針對不同燃料和氧化劑組合的推進劑開展了大量的研究。固體燃料發生爆轟所需條件較為苛刻,但是DUNN等[4]通過實驗發現使用納米級炭黑顆?？梢栽诳諝庵谐晒崿F旋轉爆轟。在液體燃料方面,在航空發動機領域使用最為廣泛的是煤油,然而氣液兩相旋轉爆轟過程存在燃料霧化和兩相摻混等諸多難點,實驗研究中主要通過在燃料中摻入微量氫氣[5]、將富氧空氣作為氧化劑使用[6]以及提高推進劑的噴注溫度[7]等方法實現旋轉爆轟波的觸發。

在氣態燃料方面,LIU等[8]在小尺寸燃燒室內實現了甲烷/空氣的推進劑組合的旋轉爆轟波穩定傳播,但工作范圍較窄。PENG等[9]分別使用甲烷、乙烯、氫氣與空氣的推進劑組合開展了CRDE實驗。實驗結果表明,旋轉爆轟波隨著當量比的增加呈現出由不穩定傳播向穩定自持傳播變化的趨勢,其中,僅在氫氣/空氣的推進劑組合實驗中出現了雙波模態,且氫氣/空氣推進劑組合的工作可調范圍比乙烯和甲烷更寬。MA等[10]使用氫氣/空氣推進劑組合開展了CRDE實驗。實驗結果表明,在燃燒室內同時存在爆燃和爆轟現象,并在實驗中首次分析了單-雙-單波的躍遷現象。李寶星等[11]開展氫氣/空氣CRDE實驗研究,發現隨推進劑總質量流量的增加,旋轉爆轟波會發生傳播方向的改變以及單波向多波轉變等過程。劉世杰等[12]對氫氣/空氣推進劑在大范圍質量流量條件下開展了實驗研究,發現模態轉變所需工作條件存在極限邊界,在邊界范圍之內,工作條件的調節并不會改變旋轉爆轟波的傳播模態?？諝庾鳛檠趸瘎r,由于空氣中的氮氣作為惰性氣體降低了化學反應速率,并且在相同的燃料流量條件下,空氣作為氧化劑比氧氣的流速更大,所以旋轉爆轟波的穩定性更高。

以氧氣為氧化劑時,化學反應活性的急劇提升會導致復雜的旋轉爆轟波的行為模式。LIN等[13]對甲烷/氧氣的推進劑組合進行了CRDE實驗研究,發現在較低的質量流量下旋轉爆轟波無法維持穩定傳播,而在高流量條件下發現了旋轉爆轟波的多波傳播模態。由于氫氣與純氧燃燒獲得的比沖比烴類燃料高約45%[14],將氫氣/氧氣的推進劑組合應用于火箭基連續旋轉爆轟發動機中,能進一步提升火箭發動機的性能。SOSA等[15]通過在氫氣中引入示蹤劑,成功捕捉到了五波同向的工作模態,證明了氫氣/氧氣的推進劑組合在火箭基連續旋轉爆轟發動機中的應用潛力。

由于在純氧環境下氫氣的反應速率快,可能對實驗設備造成毀壞,現階段主要開展氫氧旋轉爆轟數值仿真研究。如GAILLARD等[16]通過限制噴注段的化學反應,對非預混氫氧旋轉爆轟進行準三維仿真,詳細地探究了氫氧旋轉爆轟波的流場結構。孫健等[17]在此種方法的基礎上對氫氣/氧氣預混氣進行了二維數值模擬,發現由于氫氣/氧氣的推進劑組合活性較高,爆轟波傳播的不穩定性更高,且傳播速度和頻率遠高于氫氣/空氣組合的CRDE。FAN等[18]通過對氫氧CRDE的實驗和仿真研究發現,在氫氣/氧氣的推進劑組合的CRDE燃燒室內極易形成多波模態,且爆轟波波頭數目的增加會引起爆轟波波速的損失。

針對CRDE的仿真模擬研究通常采用預混噴注模型,即忽略燃料和氧化劑在噴注腔內的摻混過程,燃料和氧化劑提前以均勻混合的狀態直接進入燃燒室。目前已有SWIDERSKI[19]、WU等[20]分別針對不同燃料和空氣的推進劑組合進行了研究分析,揭示了旋轉爆轟波的傳播特性。但在實驗條件下,為了防止回火,CRDE大多采用非預混噴注結構,燃料和氧化劑分別噴注進入混合腔,在燃燒室內邊摻混邊燃燒。孫健等[21]對非預混噴注的氫氣/空氣推進劑組合CRDE進行數值模擬,發現空氣噴注喉道變大時,需要提高推進劑總質量流量來維持旋轉爆轟波的持續傳播。馬虎等[22]針對氫氣/空氣的推進劑組合,研究了噴注壓力等條件對非預混CRDE爆轟性能的影響,并闡述了旋轉爆轟波向上游噴注擴張段傳播的行為模式?？紤]到氫氣/氧氣的推進劑組合化學反應極其劇烈,STECHMANN發現采用氫氣/氧氣預混氣噴注的設置方式時,燃燒室內更傾向于形成爆燃燃燒[23]。

從國內外研究現狀可以看出,目前的研究結果大多局限于預混噴注或二維流場,無法掌握發動機內真實流動條件下氫氧旋轉爆轟波傳播特性及傳播模態,氣動參數等對氫氧旋轉爆轟波傳播機理的影響尚未明晰。因此,本文擬針對三維非預混小孔-環縫噴注構型連續旋轉爆轟發動機,采用詳細化學反應機理,開展氫氧旋轉爆轟流場數值模擬,獲得旋轉爆轟波穩定傳播時燃燒室內流場結構,并在此基礎上探索推進劑總質量流量對氫氧旋轉爆轟波傳播模態的影響,本文研究結果可為闡明氫氧旋轉爆轟波傳播機理提供一定的理論基礎。

1 計算方法與物理模型

1.1 數值方法

在旋轉爆轟數值模擬中,相對于對流項,耗散項的影響較小[24],為了兼顧計算效率,在本文計算中忽略黏性耗散項、熱傳導和擴散等輸運效應的影響,基于理想氣體假設,使用密度基求解器來求解三維帶化學反應的多組分氣體Euler方程。

在三維笛卡爾坐標系下的微分守恒形式的多組分氣體化學非平衡流Euler方程的表達式為[25]

式中:U為守恒變量;F,G,H為無黏對流通量;S為化學反應源項。各符號的表達式為

U=(ρρuρvρwEρwi)T
F=(ρuρu2+pρuvρuw(E+p)uρwiu)T
G=(ρvρuvρv2+pρvw(E+p)vρwiv)T
H=(ρwρuwρvwρw2+p(E+p)wρwiw)T
S=(0 0 0 0 0ωi)T

式中:ρ為混合氣體密度;u,v,w分別為3個方向速度;p為混合氣體壓力,wi(i=1,2,…,N-1)為i組分的質量分數;N為總組分數;E為混合氣體單位體積的總能。

式中:h為混合氣體單位質量焓;各組分的質量反應生成率ωi由基元反應的動力學模型給出:

式中:Mi為第i種組分的摩爾質量;βij,αij分別為第j個基元反應中生成物及反應物的化學計量數;Rf,j,Rb,j分別為摩爾濃度表示的第j個基元反應的正反應和逆反應的速率。

1.2 計算模型

圖1給出了簡化后的連續旋轉爆轟發動機三維模型,燃燒室的內徑為66 mm,外徑為76 mm,計算域總長度為50 mm,噴注結構采用小孔環縫構型,其中氧氣噴注環縫的喉道寬度為1 mm,90個氫氣噴注孔均勻分布在拉法爾噴管擴張段中部,噴注孔直徑為1 mm。計算域采用結構化網格劃分,燃燒室主流區保持統一的網格精度,軸向方向上網格尺度為0.4 mm,徑向方向上網格尺度為0.25 mm,周向方向上網格尺度為0.25 mm,在噴注段附近進行局部網格加密,氫氣噴注孔附近及氧氣噴注環縫喉部附近最小網格尺度均為0.05 mm,計算域的網格數量約為300萬。

圖1 計算域及網格加密Fig.1 Computational domain

氫氣噴孔和氧氣環縫的進口采用質量流量入口條件,出口采用壓力出口邊界,分兩種情況:①當出口為超聲速時,所有守恒變量由內部流場外推得到;②當出口為亞聲速時,邊界點壓力等于外部背壓,而其他守恒變量由內部流場外推得到,外部背壓設置為0。采用AUSM失通量分裂法分解物理通量,化學反應有限速率模型使用Arrhenius9組分21步的基元反應模型[26]。

對于非預混進氣方式下的旋轉爆轟點火起爆過程,首先仿真獲得穩定的氫氧冷態流場,然后僅保留燃燒室頭部部分區域的氫氧推進劑,其余區域填充不參與反應的N2,并在燃燒室頭部設置高溫高壓的點火區域,誘導燃燒室內形成沿單向傳播的初始爆轟波。

1.3 模型驗證

1.3.1 求解方法驗證

為驗證該求解方法的可行性,首先采用該求解方法計算二維旋轉爆轟波(rotating detonation wave,RDW)結構,計算結果如圖2所示。圖2(a)中仿真計算所得旋轉爆轟波結構與圖中BYKOVSKII等[27]實驗觀測到的結構基本吻合;圖2(b)為仿真計算中燃燒室入口壓力及溫度監測曲線,由計算可得爆轟波波速為1 827.0 m/s,與在同等靜溫260 K靜壓0.08 MPa條件下通過CEA軟件[5]計算出來的CJ理論值1 965.1 m/s的誤差為7.03%。因此可認為該計算方法能實現旋轉爆轟波的計算。

圖2 仿真計算結果與實驗結果對比Fig.2 Comparison between calculated results and experimental results

1.3.2 網格無關性驗證

當氫氣質量流量為10 g/s,氧氣質量流量為80 g/s,總溫為300 K時,對網格的無關性進行檢驗。對該小孔-環縫噴注結構燃燒室計算域分別采用最大網格尺度為0.2 mm、0.4 mm和0.6 mm的網格進行計算,在噴注段小孔和環縫附近進行網格局部加密,燃燒室主流區保持統一的網格精度,最終計算域的網格量分別為469萬、300萬和263萬。表1為不同網格分辨率下計算所得平均爆轟波(detonation wave,DW)波速以及與CJ理論值相比的速度損失,當網格分辨率大于300萬時,繼續提高網格分辨率對計算結果影響較小,可認為300萬網格分辨率已滿足計算需要。因此,本文所有算例均采用該網格分辨率進行。

表1 不同網格分辨率下爆轟波的速度損失Table 1 Velocity deficit of different grid resolutions

2 結果分析

保持當量比為化學恰當比,開展了氫氧旋轉爆轟波傳播特性研究,分析推進總質量流量對爆轟波傳播模態的影響,計算工況如表2所示。

表2 計算工況Table 2 Calculation conditions

圖3給出了工況1下950 μs時刻,燃燒室中心切面的溫度二維展開云圖。其中,旋轉爆轟波沿圓周方向傳播,爆轟產物經過膨脹沿軸向排出。在爆轟波波后附近,氫氣和氧氣的噴注受到阻塞,新鮮燃料無法噴入;在爆轟波波后較遠的位置,新鮮燃料進入燃燒室,逐漸形成三角形的新鮮燃料填充區。其中,由于氫氣和氧氣化學反應的活性非常高,在燃燒室入口附近出現了氫氣的預燃燒現象,在該區域部分氫氣和氧氣剛接觸就被燃燒消耗掉。另外,爆轟波和下游斜激波之間的溫度間斷為滑移線,此線為兩次循環中爆轟產物的接觸面。爆轟波、斜激波、滑移線的交匯結構保持了流場的穩定性。

圖3 溫度分布云圖(工況1,t=950 μs)Fig.3 Temperature distribution in Case 1 at 950 μs

如圖4所示,在拉法爾噴管的擴張段上,爆轟波向喉道延伸并向波后方向彎曲,在噴管擴張段壁面的約束下形成反射激波,該反射激波在壁面作用以及氫氣噴注出流的影響下發生變形。此外,在旋轉爆轟波的傳播過程中,集氣腔內會形成一道上游斜激波,與旋轉爆轟波同向傳播。

圖4 壁面壓力分布云圖(工況1,t=950 μs)Fig.4 Pressure distribution on combustion chamber wall in Case 1 at 950 μs

2.1 RDW穩定單波傳播模態

如圖5所示,在工況1下,點火起爆950 μs后,燃燒室內形成了穩定單波傳播11～12個周期的RDW,爆轟壓力為1.1 MPa,爆轟波波速為2 596.1 m/s,相較同等條件下CJ理論值的波速損失為8.48%,這是在非預混噴注條件下燃料和氧化劑的不均勻摻混導致的。從燃燒室入口處監測點的壓力曲線局部放大圖可見,圖4中的反射激波在爆轟波波峰之后形成了第二個尖峰。

圖5 燃燒室入口壓力監測及局部放大圖(工況1,t=0～950 μs)Fig.5 Pressure at combustor inlet in Case 1 from 0 to 950 μs and enlarged view

如圖6所示,點火起爆的初始階段,產生了沿順時針方向傳播的爆轟波(DW1),而在反方向上由于缺乏推進劑的支持,僅有一道激波(shock wave,SW)1沿逆時針方向傳播。DW1再次傳播至初始點火區域附近時與SW1發生對撞,此時新鮮推進劑已填充足夠高度,使DW1在接觸上一輪的高溫燃燒產物后仍能持續傳播。而SW1由于缺乏新鮮推進劑支持,并未能增強為新的爆轟波。最終燃燒室中形成了穩定單波傳播模態。

圖6 壓力及溫度分布云圖(工況1,t=10～300 μs)Fig.6 Pressure and temperature distribution in Case 1 from 10 to 300 μs

2.2 RDW穩定雙波同向傳播模態

工況2及工況4下,經過一段時間燃燒室內形成了穩定的雙波同向模態。如圖7所示,在工況2中,燃燒室形成了沿順時針方向傳播的爆轟波同向雙波模態,平均爆轟壓力為0.9 MPa,單個爆轟波平均傳播速度為2 458.3 m/s,與CJ理論值相比波速損失13.6%。

圖7 燃燒室入口壓力監測(工況2,t=0～2 700 μs)Fig.7 Pressure at combustor inlet in Case 2 from 0 to 2 700 μs

如圖8所示,1 200 μs時燃燒室內DWA和DWC沿順時方向同向傳播。在1 286 μs時,燃燒室內發生了再起爆,在DWC前形成了沿順時針方向傳播的DWB,而沿反方向傳播的激波與DWC對撞后,由于新鮮燃料及氧化劑被消耗殆盡(如圖9所示),爆轟波前無法形成三角形新鮮混氣區域,導致爆轟波無法維持傳播,進而衰減并最終湮滅,燃燒室內又再度形成爆轟波雙波同向的傳播模態。此后,燃燒室內均維持爆轟波雙波同向傳播模態,但由圖明顯可見兩爆轟波的強度并不相等。

圖9 H2和O2組分分布云圖(工況2,t=1 296 μs)Fig.9 H2 and O2 distribution in Case 2 at 1 296 μs

實際上該RDW穩定雙波同向傳播模態中,兩爆轟波強度處于此消彼長的狀態。為分析這種強弱交替現象,通過爆轟波波速vDW來代表爆轟波強度的相對大小。如圖10所示,取50 μs時間內爆轟波的平均速度代表爆轟波波速。在爆轟波實現穩定傳播后,DWA的波速在一段時間內大于DWB,而在下一時間段內DWA的波速又小于DWB。其中,兩爆轟波速度差值最大為515 m/s。產生這種現象的原因可能為:在同向雙波模態下,當爆轟波A傳播速度較快,爆轟波B與爆轟波A之間的距離變長,使得爆轟波B的波前新鮮混氣區域變大,從而增大了爆轟波B的強度;而爆轟波A的波前新鮮混氣區域變小,反過來抑制了爆轟波A的強度。

圖10 DWA和DWB波速分布(工況2,t=2 000～2 600 μs)Fig.10 Speed of DWA and DWB in Case 2 from 2 000 to 2 600 μs

在工況4下,推進劑總質量流量提高至157.5 g/s,相比于工況2,此時氫氣和氧氣的噴注速度較大。如圖11所示,燃燒室內形成了沿逆時針方向傳播的RDW穩定同向雙波模態,爆轟壓力為0.8 MPa,單個爆轟波平均傳播速度為2 303.0 m/s,相較同等條件下CJ理論值的波速損失為19.9%。

圖11 燃燒室入口壓力監測(工況4,t=0～2 500 μs)Fig.11 Pressure at combustor inlet in Case 4 from 0 to 2 500 μs

如圖12所示,燃燒室經歷復雜的非穩態過程后,在1 300 μs時可以觀察到燃燒室內存在一道沿逆時針方向傳播的爆轟波DWB和數道向不同方向傳播的激波,其中激波SWA經過發展,增強為爆轟波DWA,形成了兩道較為穩定的逆時針方向傳播的爆轟波DWA和DWB,而其他激波逐漸消散。最終,在1 570 μs時刻的云圖中燃燒室內的弱激波均已消散,僅有兩道穩定自持的旋轉爆轟波DWA和DWB,且兩個爆轟波的強度接近。

圖12 壓力及溫度分布云圖(工況4,t=1 300～1 750 μs)Fig.12 Pressure and temperature distribution in Case 4 from 1 300 to 1 750 μs

圖13給出了工況4下爆轟波實現穩定傳播后的波速隨時間變化圖,DWA和DWB的波速變化趨勢相同,爆轟波波速的差值最大僅為37 m/s。

圖13 DWA和DWB波速分布(工況4,t=1 650～2 050 μs)Fig.13 Speed of DWA and DWB in Case 4 from 1 650 to 2 050 μs

結合圖11的壓力曲線可知,在爆轟波實現穩定傳播后,穩定雙波同向傳播模態中的兩個爆轟波爆轟壓力基本相等,爆轟波波速變化趨勢一致,波速相近,說明該工況下兩爆轟波的強度基本相等。在工況4更大的質量流量條件下,燃燒室內爆轟波波速變化幅度更小,說明該同向雙波傳播模態更加穩定。

2.3 RDW穩定四波同向傳播模態

在工況5及工況6下,在燃燒室內均形成了4個同向傳播的旋轉爆轟波。以工況6為例,如圖14所示,此時燃燒室內形成了4個沿逆時針方向傳播的同向爆轟波,爆轟壓力為0.70 MPa。從壁面壓力云圖中可見,爆轟波波頭位置靠近喉道且明顯向氧氣噴注面傾斜,燃燒室內部存在伴隨激波跟隨爆轟波傳播。

圖14 壁面壓力分布云圖(工況6,t=2 440 μs)Fig.14 Pressure distribution on combustion chamber wall in Case 6 at 2 440 μs

如圖15所示,在壓力曲線圖中可見明顯的壓力尖峰,以及在尖峰之后較低的壓力脈動,即該伴隨激波掃過測點時引起的壓力脈動。在四波同向模態下,單個旋轉爆轟波的平均傳播速度為1 722.9 m/s,相較同等條件下CJ理論值的波速損失為40.5%。

圖15 燃燒室入口壓力監測(工況6,t=1 600～2 600 μs)Fig.15 Pressure at combustor inlet in Case 6 from 1 600 to 2 600 μs

圖16為2 380～2 440 μs時刻內爆轟流場結構。由圖可見4個沿逆時針方向傳播的爆轟波DW1、DW2、DW3、DW4,爆轟波波頭之間相位差基本相等。

圖16 壓力及溫度分布云圖(工況6,t=2 380～2 440 μs)Fig.16 Pressure and temperature distribution in Case 6 from 2 380 to 2 440 μs

如表3所示,隨著推進劑質量流量的增加,爆轟波波數增加時,爆轟波波速損失增加。工況2和工況4在同一RDW傳播模態下,隨推進劑質量流量增加,爆轟波波速損失也會增加。這是由于推進劑流量的增加,噴注速度加快,導致爆轟波向噴注面傾斜,從而引起爆轟波波速在圓周方向上分量減小,即爆轟波波速損失增加。

表3 仿真計算結果Table 3 Calculation results

2.4 RDW不穩定傳播模態

在工況3下,推進劑總質量流量為135 g/s,從圖17可以看出,經過較長時間燃燒室內仍不能形成穩定的爆轟波傳播模態,爆轟波壓力和波速等仍在不斷變化。實際上,在該工況下燃燒室內爆轟波處于單波和三波對撞交替的不穩定傳播模態。

如圖18所示,在1 750 μs時,燃燒室內存在一個沿順時針方向傳播的爆轟波DW1和一對向相反方向傳播的爆轟波DW2、DW3。在1 770 μs時DW1與DW2發生對撞,由于在透射激波SW1和SW2的波前區域的新鮮燃料及氧化劑被消耗殆盡,爆轟波前無法形成三角形新鮮混氣區域,導致爆轟波無法維持傳播,進而衰減并最終湮滅。由于氫氣和氧氣的化學反應活性較高,經過一段時間會發生局部再起爆,又形成一對向相反方向傳播的爆轟波DW4、DW5。在1 830 μs時DW3會與DW4產生新一輪的對撞過程,由于同樣的原因使得爆轟波再次處于單波傳播模態。

圖18 壓力及溫度分布云圖(工況3,t=1 750～1 840 μs)Fig.18 Pressure and temperature distribution in Case 3 from 1 750 to 1 840 μs

為探究不同推進劑質量流量下形成的RDW傳播模態的穩定性,對各工況下爆轟波峰值壓力進行統計,并進一步計算平均壓力及其標準差以衡量旋轉爆轟波傳播穩定性。

如圖19所示,在推進劑質量流量為90 g/s的工況下RDW平均壓力最高,標準差最小,而在推進劑質量流量為135 g/s工況下RDW的平均壓力最低,標準差最大。RDW傳播模態穩定性呈先下降后上升的趨勢,這是由于在推進劑質量流量增加的過程中,RDW傳播模態首先由穩定單波轉向雙波同向傳播模態,然后由雙波同向傳播模態轉向多波對撞的不穩定傳播模態,又轉變成雙波同向傳播模態,最后轉化成四波同向傳播模態。其中,在多波對撞傳播模態下爆轟波的穩定性最低。

圖19 各工況平均壓力及標準差分布Fig.19 Average pressure and standard deviation for various cases

3 結束語

本文以氫氣為燃料,氧氣為氧化劑在小孔/環縫噴注結構下對三維非預混旋轉爆轟燃燒室進行數值模擬,在不同工況下獲得多種RDW傳播模態,對旋轉爆轟流場進行分析,得到如下結論:

①當推進劑總質量流量為90 g/s時,在燃燒室內形成了穩定單波傳播模態;當推進劑總質量流量為112.5 g/s和157.5 g/s時,均在燃燒室內形成了穩定雙波同向傳播模態,其中在112.5 g/s的入口條件下形成的兩個爆轟波是強弱交替的,而推進劑總質量流量為157.5 g/s時兩個爆轟波的強度接近;當推進劑總質量流量為180 g/s和270 g/s時,燃燒室內存在爆轟波穩定四波同向傳播模態;推進劑總質量流量為135 g/s時,燃燒室內爆轟波處于單波和三波對撞交替的不穩定傳播模態。

②小孔-環縫噴注結構下,爆轟波在傳播過程中,會在燃燒室入口擴張段彎折并形成反射激波。此外,在旋轉爆轟波的傳播過程中,在爆轟波壓力作用下,集氣腔內會形成一道激波,與旋轉爆轟波同向傳播。隨著推進劑質量流量的增加,爆轟波波數增多,會引起爆轟波波速損失增加。爆轟波波數不改變時,推進劑質量流量的增加會導致爆轟波向噴注端面的傾斜程度增加,使爆轟波速度沿圓周方向速度分量減少,引起速度虧損增加。

③通過對各工況平均壓力及標準差的分析,發現工況1中獲得的RDW穩定單波傳播模態下RDW平均壓力最高,工況3中不穩定傳播模態的RDW平均壓力最低。結果表明,隨著推進劑質量流量增加,RDW傳播模態穩定性呈先下降后上升的趨勢,其中,在多波對撞傳播模態下爆轟波的穩定性最低。