基于预爆轰点火方式的连续旋转爆轰发动机起爆过程分析

褚 驰,翁春生,武郁文,孟豪龙,徐 高

(南京理工大学 瞬态物理国家重点实验室,江苏 南京 210094)

目前,传统的航空航天发动机的动力系统所采用的燃烧放热过程都是等压燃烧。但此类发动机的发展已经达到了比较成熟的阶段,基于等压燃烧的传统动力系统的性能难以进一步提高。爆轰波是一道超声速传播的激波,扫过气相反应物后其热力学状态参数急剧上升,同时爆轰燃烧也是一种化学反应动力学过程,相比爆燃燃烧具有更高的热循环效率和热量释放速率[1-2]。连续旋转爆轰发动机(continuous rotating detonation engine,CRDE)只需一次点火,便可产生稳定自持传播的旋转爆轰波,且拥有能量转换效率高、可适应多种来流工况等优点[3-6],已成为国内外的研究热点。

CRDE研究始于20世纪50年代,苏联Voitsekhovskii等[7-8]以乙炔/氧气为反应物,并在燃烧室内设计特殊结构以防止爆轰波向多个方向发展,实现了圆盘形燃烧室内的短时间连续旋转爆轰。1966年,Nicholls等[9]采用直接起爆方式,以电火花为点火源,并在点火源一侧安装了防止产生两道对撞爆轰波的隔板装置,成功起爆了CRDE。这样的起爆结构设计提高了CRDE点火起爆的成功率,但同时增加了多次重复试验的拆装难度。为了解决这个问题,美国德州大学CRDE研究小组于2006年提出了一种旋流起爆方式[10],即在燃烧室周向位置布置多处旋流喷注出口,并在旋流喷注出口附近沿喷注方向设置点火点,通过精确的时序控制实现旋转爆轰波初始传播方向的操纵。但这种沿周向的喷注方式导致推进剂沿燃烧室轴向的传播速度较小,使得预混层的形成效果较差,故旋转爆轰波难以在燃烧室内稳定自持传播。20世纪90年代,Bykovskii等[11-12]针对CRDE开展了大量的试验研究,这些试验包括尝试使用火花塞、电雷管、爆炸丝和预爆轰管等多种起爆方式,成功实现了旋转爆轰波的稳定自持传播。徐灿等[13]采用沿发动机径向垂直安装的火花塞点火,成功起爆了氢气/空气组合的CRDE,对其点火、稳定传播以及熄火过程进行了分析。

预爆轰管点火是目前工作最可靠、应用最为广泛的点火方式。2011年,Thomas等[14]采用间接起爆方式,使用预爆轰管中产生的初始爆轰波实现CRDE的点火起爆。此外,他们还对起爆装置进行了改进,即通过在预爆轰管中增加促进爆燃转爆轰(deflagration to detonation transition,DDT)进程的装置和预爆轰管末端增加阀装置来提高起爆CRDE的成功率以及实现CRDE的多次重复起爆。2013年,Stevens等[15]采用纹影手段对爆轰波的衍射以及起爆过程开展了试验研究,并对爆轰波再起爆过程的影响因素进行了研究。2015年,Frolov等[16]开展了一系列针对燃烧室结构设计参数的试验研究,发现从预爆轰管中产生初始爆轰波到燃烧室中建立稳定传播的旋转爆轰波之间存在时间间隔。2016年,George等[17]成功起爆了氢气/空气组合的CRDE,并对点火时刻到形成稳定传播的旋转爆轰波时刻之间的时间间隔影响因素进行了研究,结果表明:提高总质量流量以及采取在燃烧室出口增设收敛喷管的手段可显著缩短旋转爆轰波形成时间。

Ma等[18]基于氢气/空气组合的预爆轰式CRDE对点火起爆—熄火—再起爆过程开展了研究,发现再起爆过程与推进剂喷注压力相关,增大喷注压力可以有效提高再起爆成功率。刘世杰等[19-20]在2套CRDE模型基础上,采用环缝-喷孔对撞式喷注模型以热射流切向喷注的起爆方式开展了氢气/空气组合的CRDE试验研究,发现热射流进入燃烧室后并没有直接形成旋转爆轰波,从点火到形成自持传播的旋转爆轰波之间存在时间间隔。杨成龙等[21]采用不同点火能量的火花塞作为氢气/空气组合的CRDE点火起爆装置开展了旋转爆轰波建立过程试验研究,发现增大点火能量能够大幅缩短旋转爆轰波建立时间。

此外,由于实验观测手段存在一定的局限性,通过数值模拟可以展示旋转爆轰内部的三维流场结构,从而揭示旋转爆轰的起爆及传播机理。Braun等[22]验证了基于OpenFOAM的非稳态雷诺时均N-S方程求解器ddtFoam模拟连续旋转爆轰流场的可行性,并分析了不同尾喷管对CRDE流场非定常特性的影响。Yao等[23]针对二维流体域中单个到多个点火源时点火起爆产生旋转爆轰波的过程开展了数值模拟研究,结果中的多波传播过程与试验研究的多波传播模态有相似的结论。Yamada等[24]通过数值模拟计算了面积、点火能量对旋转爆轰极限的影响,以及点火能量对比冲的影响。Wang等[25]采用一种改进的CE/SE方法对不同喷注温度和喷注面积下煤油/空气的CRDE开展了数值研究工作,揭示了煤油/空气组合的CRDE在高喷注总温条件下的流场结构特性和爆轰参数。

David等[26]分别计算了氢气、甲烷和天然气燃料在空气、氧气中于不同压力下的点火延迟时间,说明了点火延迟时间对燃烧室流场的影响。Xia等[27]基于OpenFOAM平台进行了连续旋转爆轰发动机传播模态二维数值研究,并分析了模态转换机制。Zheng等[28]基于FLUENT软件对预爆轰式CRDE起爆过程开展了三维数值模拟研究,对比了不同喷注方式对起爆过程内流场结构分布的影响。

基于当前的研究背景,尽管已提出多种启动旋转爆轰的方法,并针对不同起爆方式对旋转爆轰特性的影响开展了研究,但对于预爆轰式CRDE中初始爆轰波的衰减规律、旋转爆轰的起爆机理和形成条件尚不清楚。本文通过实验手段,对基于预爆轰点火方式的CRDE起爆过程进行研究。首先对初始爆轰波由预爆轰管进入环形燃烧室后的传播过程开展试验研究,总结初始爆轰波的衰减规律;在此基础上,以氢气/空气为工质开展CRDE起爆特性试验,对比不同工况下CRDE起爆过程的差异,分析旋转爆轰波的起始条件和形成机理;最后,对初始爆轰波由预爆轰管进入环形燃烧室的过程进行数值模拟研究,分析燃烧室三维流场结构变化,细致刻画燃烧室内压力波系发展历程,对初始爆轰波传播和衰减过程进行分析。

1 实验系统

图1和图2分别为实验系统示意图和实物图。CRDE环形燃烧室的内径为78 mm,外径为88 mm,长为130 mm。推进剂喷注为非预混喷注结构,环形燃烧室内壁面沿周向均匀布置了60个直径为0.8 mm的圆形氢气喷孔,总喷注面积为30.18 mm2。空气和氢气的静态压力传感器分别位于燃烧室头部集气腔和氢气喷孔入口腔体。预爆轰管式CRDE采用氢氧预爆轰管作为起爆装置。氢气和氧气通过对撞式喷注进入预爆轰管右侧,待氢气和氧气在预爆轰管中充分预混后,采用电火花点火的方式点燃预混气,即在预爆轰管中产生初始爆轰波。

图1 实验系统示意图

图2 试验系统实物图

试验共设置了4个高频压力传感器,分别命名为PCB1、PCB2、PCB3和PCB4。PCB1置于预爆轰管上,以监测预爆轰管内强热射流的压力;PCB3、PCB4与PCB2之间的夹角分别为60°和120°,且位于同一圆周,圆周距离燃烧室头部15 mm,传感器具体安装位置如图3所示。

图3 传感器位置示意图

本文试验所采用的时序[29]如图4所示。其中图4(a)为预爆轰管点火试验时序图。在供给系统触发之前,先打开数据采集系统。t=0 ms至t=200 ms时向预爆轰管内注入氢气和氧气,并于t=250 ms时刻触发点火开关至t=300 ms,此时预爆轰管内产生初始爆轰波。一段时间后(t=2 000 ms),打开CRDE空气供给管路,吹除燃烧室内剩余的燃料和燃烧产物;t=5 000 ms时,关闭CRDE空气供给管路电磁阀,结束实验。

图4(b)为CRDE点火起爆试验时序图。同样先开启数据采集系统。t=0 ms时开始向预爆轰管内注入氢气和氧气,同时开始向CRDE喷注空气;t=100 ms时开启CRDE氢气喷注,t=200 ms时停止预爆轰管氢气和氧气的喷注。此后,点火开关同样在t=250 ms时触发并于t=300 ms时关闭。t=500 ms时,关闭CRDE氢气喷注管路电磁阀,此时CRDE仍然持续喷注空气;一段时间后(t=5 000 ms),关闭CRDE空气喷注,发动机完全熄火,试验结束。

图4 时序控制图

2 计算模型

本文数值模拟工作采用开源CFD软件OpenFOAM进行计算[30]。本文所采用的ddtFoam求解器[31],其湍流模型采用RANS剪切应力输运k-OMEGA模型,氢气和氧气的化学反应机理采用基于Conaire等[32]的氢气/空气9组分19步详细化学反应机理求解。时间项采用欧拉离散,梯度项采用中心差分的高斯积分计算,对流项采用高斯理论一阶迎风格式离散,空间离散采用二阶精度HLLC离散格式,能够准确地捕捉激波、接触间断和稀疏波[33]。

如图5所示,采用同轴圆环空腔作为CRDE的燃烧室结构,燃烧室内径Din=78 mm,外径Dout=88 mm,轴向长度La=130 mm,与实验装置保持一致;预爆轰管长度L=200 mm,内径为5 mm。为满足ddtFoam求解器对网格偏斜度(skewness)的适应性,将预爆轰管切向布置方式改为垂直连接环形燃烧室。由文献[14]可知,改变预爆轰管的布置方式对于初始爆轰波的起爆特性无明显影响,故预爆轰管垂直连接环形燃烧室的方式是合理的。初始时刻,在预爆轰管填充当量比为1,初始温度为300 K,初始压力为0.1 MPa的H2/O2预混气体。同时,在预爆轰管固壁端设置温度为2 448 K,压力为1 MPa的点火区域。此外,环形燃烧室内填充空气,温度为293 K,压力为0.1 MPa。

图5 预爆轰式CRDE模型图

3 CRDE点火起爆过程试验

预爆轰管内产生的初始爆轰波对于能否成功起爆旋转爆轰发动机并获得稳定自持传播的旋转爆轰波起关键作用。因此,研究初始爆轰波由预爆轰管进入环形燃烧室的传播过程具有重要意义。本节首先在CRDE试验平台上开展预爆轰管点火试验研究,通过预爆轰管点火起爆形成初始爆轰波,研究初始爆轰波进入CRDE环形燃烧室的传播及衰减过程,为CRDE点火起爆试验打下基础。

3.1 初始爆轰波进入环形燃烧室过程试验

图6为试验中得到的PCB2、PCB3、PCB4处初始爆轰波进入环形燃烧室的压力曲线。

图6 初始爆轰波进入环形燃烧室试验高频压力曲线

在t=0.029 ms时,PCB2捕捉到一个峰值压力为0.54 MPa的压力信号,该压力是预爆轰管内产生的初始爆轰波进入环形燃烧室,在周向沿逆时针方向传播,波阵面到达PCB2处所引起的。t=0.077 ms时,波阵面传至PCB3位置处,高频压力传感器捕捉到该时刻压力峰值为0.14 MPa。t=0.121 ms时,波阵面到达PCB4监测点,此时的压力峰值为0.09 MPa。此外,3个监测点处,在观察到首道激波到达引起的压力峰值明显上升之后,压力曲线均渐渐趋于平缓。由此可知,初始爆轰波进入环形燃烧室后,在逆时针方向传播的过程中强度逐渐减弱,由PCB2至PCB3阶段的衰减率为74.1%,由PCB2至PCB4阶段的衰减率为83.3%。对应的物理过程是:初始爆轰波在进入环形燃烧室后并没有维持爆轰波的形态继续传播,而是迅速并持续衰减。文献[15]对初始爆轰波由预爆轰管向相对无约束空间的传播过程进行了试验研究,发现初始爆轰波在到达预爆轰管出口处迅速膨胀解耦,这与本节试验结果相符。此外,在预爆轰管点火试验中,由于燃烧室内没有喷注氧化剂和燃料,初始爆轰波在衰减为燃烧波后很快湮灭。

3.2 起爆过程分析

基于3.1节初始爆轰波进入环形燃烧室的传播过程研究分析,开展了CRDE的点火起爆实验研究。文献[19,34]指出,发动机质量流量条件会对旋转爆轰波的传播稳定性产生影响,当质量流量减小时,旋转爆轰波会出现不稳定特性。因此,以氢气/空气为反应物,选取总质量流量在380.1～389.47 g/s范围,当量比分别为0.65,0.87和0.95的工况条件进行了3组试验;降低总质量流量至300 g/s左右,在当量比为0.82和0.95的工况下进行了2组试验。在此基础上研究旋转爆轰发动机在小流量工况下的点火起爆特性。具体试验工况见表1。

表1 试验工况

在氢气质量流量为7 g/s,空气质量流量为375 g/s,当量比为0.65时,成功起爆连续旋转爆轰发动机,得到PCB2(0°)处动压压力曲线、氢气集气腔静态压力曲线及空气集气腔静态压力曲线,如图7所示。

图7 工况1 CRDE工作压力曲线

由图7可知,770 ms时,PCB2采集到了第1个压力峰值,即初始爆轰波由预爆轰管进入环形燃烧室后经过PCB2监测位置,引起压力上升。1 070 ms时,高频压力信号开始衰减,发动机逐渐熄火。在整个试验过程中,高频压力信号持续存在并稳定波动,说明本次试验成功起爆,并实现了连续旋转爆轰波的自持传播。

使用OMEGA静态压力传感器在相同工况下对空气和氢气集气腔的静态压力分别进行监测,得到图7中的静态压力曲线。试验过程中,主管路和喷前集气腔压力保持稳定。在t=450 ms时,同时喷注氢气和空气,集气腔压力与环形燃烧室内压力随之升高,由于此时还未点火,CRDE处于冷流状态,气流经过环形燃烧室后由尾部排出。t=770 ms时开始点火,初始爆轰波在预爆轰管中产生并进入环形燃烧室,使得环形燃烧室内压力升高。受此影响,集气腔内的气体无法持续向环形燃烧室内喷注,引起集气腔内压力升高。在t=1 070 ms时,切断氢气供给信号,保留空气供给,燃烧室内混气活性大幅降低,发动机迅速熄火,集气腔内的静态压力下降。

图8为连续旋转爆轰发动机在工况1(氢气质量流量为7 g/s,空气质量流量为375 g/s,当量比为0.65)时PCB2所采集到的起爆过程高频压力曲线。

图8 工况1 PCB2起爆过程压力曲线

约770 ms时,PCB2采集到第1个压力峰值,该峰值压力信号即为预爆轰管所产生的初始爆轰波进入CRDE后引起的压力突跃。大致在770 ms到793 ms之间,压力波系在燃烧室内发生长时间的转变,但始终未能在压力监测点引起大幅度的信号波动。这段压力曲线表现出的现象是:初始爆轰波由预爆轰管进入燃烧室后,由于边界条件发生改变,爆轰波向无受限方向发生衍射,导致爆轰波解耦;又因为初始爆轰波及预爆轰管内燃烧产物的进入,燃烧室进气端环缝和喷孔处压力升高,阻塞集气腔内气体的喷入,导致燃烧室头部无法形成预混层,波阵面化学反应速率降低,爆轰波迅速衰减为激波。t=793 ms时,高频压力曲线捕捉到第2次压力峰值,爆轰波重新建立,其原因是:①随着波系的衰减,反应产物由燃烧室尾部喷出,集气腔内混气压缩,燃烧室进气端环缝和喷孔处内外压力达到动态平衡,燃烧室内开始喷入新鲜燃料与氧化剂;②随着激波的压缩及燃烧室曲率和燃烧室表面粗糙度等因素的影响,连续旋转爆轰发动机燃烧室内的压缩波系汇合增加,不断点燃燃烧室内的燃料,逐渐形成前导激波,诱导引爆可燃混合气体。最终爆轰波重新建立[35]。

如图9所示,对比PCB2、PCB3 2处爆轰波起始阶段压力曲线,可以通过观察压力信号上升沿出现的先后顺序判断旋转爆轰波的传播方向。

图9 工况1局部压力曲线

由图9可知,初始爆轰波在进入环形燃烧室后,压力峰值迅速衰减,在一段时间内压力曲线仅在小范围内波动;在重新起爆阶段,压力曲线开始出现峰值压力约为0.2 MPa的上升沿,并于某一时刻突然出现峰值压力约为0.5 MPa的压力尖峰,并维持一定的频率稳定出现。由上文分析可知,燃烧室内化学反应速率的下降导致燃料堆积,但在燃烧室表面粗糙度和壁面曲率的作用下,燃烧室内的湍流度依然很高,局部的扰动会加快反应速率,形成热点。随着几个局部热点的形成,燃烧室内温度升高,而反应物也在这个过程中逐渐累积,某一时刻,便发生了突然的爆轰。在已有实验[18,34]中也观察到了类似的过程。值得一提的是,在旋转爆轰波重新建立的过程中,大多数时间内发生的都是爆燃燃烧,此期间反应物燃烧速率具有较强的波动性,流场结构非常紊乱复杂。因此,旋转爆轰波重新建立后,其传播方向与初始爆轰波进入环形燃烧室的方向不存在相关性。此外,参照文献[13]对工况1CRDE自持传播阶段的压力信号进行处理,可得旋转爆轰波的平均传播速度为1 393.4m/s,与CEA计算所得理论CJ波速1 672.9m/s相比,本试验获得的旋转爆轰波平均传播速度为理论值的83.3%。试验数据与理论计算结果产生误差的原因包括:①试验中氢气与空气采用分开喷注方式,故燃料与氧化剂并未充分预混;②试验中环形燃烧室表面粗糙度产生影响。以上因素使得旋转爆轰波产生一定速度亏损。

在总质量流量为389.47 g/s,当量比为0.87以及总质量流量为380.1 g/s,当量比为0.95的工况下,成功起爆连续旋转爆轰发动机,PCB2处得到的起爆阶段压力曲线如图10所示。

图10 工况2、工况3 PCB2起爆过程压力曲线

在不同当量比的工况下,旋转爆轰波的建立都要经历一个复杂的转变过程,但其表现出的压力波形不同,转变过程维持的时间也长短不一。在当量比为0.87和当量比为0.95的工况下,从初始爆轰波进入环形燃烧室到旋转爆轰波重新建立所经历的时间分别为1.71 ms和1.96 ms,与当量比为0.65的工况下重新建立旋转爆轰波所需时间23.13 ms相比,当量比的提高有助于缩短爆轰波重新建立所需时间。这是因为:在当量比较低时,反应速率较慢,导致反应物的燃烧和爆轰特性变差;随着当量比的增加,反应物的可爆性增强,促进了爆轰波的形成。

在总质量流量为287.65 g/s,当量比为0.95(工况4)和总质量流量为301.95 g/s,当量比为0.82(工况5)时进行了2组试验,PCB2处的高频压力曲线如图11所示。

图11 工况4、工况5 PCB2起爆过程压力曲线

由图11可见,在降低总质量流量后,CRDE仍成功起爆,虽然没有出现压力曲线的间断,但峰值压力起伏很大,甚至在短暂时期内低于起爆压力,同时也存在突然的强爆轰波引起的高峰值压力。这说明在总质量流量相对较低时,起爆过程中燃烧室内的反应速率有较大波动。文献[34]也对试验中出现的旋转爆轰波不稳定传播过程进行了研究,结果表明:当燃烧速率降低时,反应物消耗速率减慢,燃料仍以相对稳定的速率进入燃烧室,导致燃料局部堆积。此时燃烧室内的湍流度依然很高,一些小的扰动会加速局部的燃烧速率,燃烧室内堆积的燃料会剧烈反应,从而产生一个峰值压力很高的爆轰波,这与本文研究发现的规律基本符合。

4 初始爆轰波进入环形燃烧室过程数值模拟

3.1节采用实验手段对初始爆轰波进入环形燃烧室的传播及衰减过程进行了研究,在分析压力曲线的基础上总结了初始爆轰波的衰减规律,但实验观测手段存在一定的局限性。因此,本节通过数值模拟方法对初始爆轰波由预爆轰管进入环形燃烧室的传播过程进行分析,展示燃烧室内部的三维流场结构,对试验结果进行补充。

初始时刻在预爆轰管的封闭端设置高温高压区域,点燃氢气/氧气预混气形成快速火焰,并在发展过程中经历DDT过程转捩成爆轰波,爆轰波由预爆轰管出口传入环形燃烧室。

为形象地表征波阵面在进入环形燃烧室阶段的变化过程,对数值模拟得到的压力梯度分布云图进行了处理,图中,红色曲线代表压力梯度带在某一时刻的位置。图12中曲线分别对应t=0.001 ms,0.002 ms,0.003 ms,0.004 ms时的波阵面位置。由图中可以看出,在初始爆轰波进入环形燃烧室的过程中,波阵面由狭小的圆管向燃烧室内扩张,压力波发生衍射,波阵面面积不断增加,但受到初始爆轰波传播方向的影响,轴向扩张速度略高于周向扩张速度。

图12 波阵面变化趋势

图13为不同时刻压力梯度云图。由图13可知,初始爆轰波在进入环形燃烧室后逐渐衰减,形成首道激波。该激波在燃烧室内向无受限方向扩张,随后于燃烧室内壁面发生反射,形成一道反射激波。这道反射激波与首道激波沿周向扩张的部分重合,最终伴随着首道激波持续向下游传播,并在燃烧室内外壁面上均形成一道不断发展的环状压力梯度带。

图13 不同时刻压力梯度云图

图14为0.05 ms,0.06 ms,0.074 ms,0.084 ms,0.116 ms,0.154 ms时的压力梯度切面图、压力梯度云图正视图和温度分布云图。在t=0.06 ms时,初始爆轰波由预爆轰管进入环形燃烧室所产生的首道激波沿周向传播约60°。同时,由同时刻的压力梯度云图的正视图可知,在首道激波靠近燃烧室固壁端的位置处对称地分布着2道激波。结合图15可知,初始爆轰波进入环形燃烧室后形成环状波阵面,波阵面扩张至燃烧室固壁端时发生反射,形成一道反射激波。

图14 环形燃烧室内初始爆轰波传播过程的压力梯度及温度云图

图14(a)和图14(b)为t=0.05 ms时和t=0.06 ms时的流场分布图,可以看出反射激波在发展过程中与首道激波不断交汇融合。t=0.084 ms时,如图14(d)所示,这道反射激波仅在靠近燃烧室固壁端处有残留,因此同时刻的切面图上可以观察到一道紧随着首道激波的一条压力梯度带。在t=0.116 ms时(图14(e)),该反射激波在周向约90°位置处衰减至消失,故此时的压力梯度切面云图中仅存在一道持续沿周向发展的压力梯度带。最终,在t=0.154 ms时,环形燃烧室内的压力波系在不断交汇融合中变得非常复杂,压力梯度带绝大部分已不再连续,仅在靠近燃烧室出口端可以观察到由初始时刻起便持续发展的首道激波仍在持续扩张。

图15所示即为该反射波形成时的压力梯度云图,可以观察到,t=0.03 ms时,反射激波正向燃烧室出口端扩张。

图15 0.03 ms时压力梯度云图

5 结论

本文对预爆轰管式连续爆轰发动机点火起爆过程进行研究。首先进行了初始爆轰波从预爆轰管进入环形燃烧室后的传播过程试验研究;在此基础上,开展了以氢气/空气为工质的连续旋转爆轰发动机点火起爆特性试验;最后对初始爆轰波由预爆轰管进入环形燃烧室的过程进行数值模拟研究,得到以下结论:

①通过试验对预爆轰管内初始爆轰波进入环形燃烧室传播过程进行研究。试验发现,初始爆轰波在预爆轰管出口发生衍射,峰值压力立即下降,由于没有可燃混气的支持,压力波迅速衰减,3个监测点处的压力峰值依次为0.54 MPa,0.14 MPa,0.09 MPa,衰减率为74.1%和83.3%;

②采用试验手段对预爆轰式CRDE点火起爆过程开展研究,发现入口端面初始爆轰波进入环形燃烧室后,并未直接形成旋转爆轰波,而是存在“初始爆轰波解耦—DDT—触发旋转爆轰波”过程。在总质量流量为380 g/s左右时,随着当量比从0.65提高至0.95,DDT时间迅速从20 ms以上降至2 ms以下。当总质量流量下降至280 g/s附近时,出现了旋转爆轰波峰值压力大幅波动等旋转爆轰波不稳定传播现象。

③通过数值模拟手段,结合压力梯度云图和温度云图,细致刻画了燃烧室内初始爆轰波的衰减过程。初始爆轰波进入环形燃烧室后逐渐衰减,形成首道激波;该激波在燃烧室内壁面反射后形成反射激波,并伴随首道激波传播;而后首道激波在传播过程中在燃烧室进口端面发生反射形成反射激波,该反射激波最终在周向约90°位置处衰减至消失。