CN106570254B - 基于完全ccw理论环形通道防爆震回传结构的设计方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种基于完全CCW理论环形通道防爆震回传结构的设计方法，首先入射激波轴向传播，遇到第一段折转面AB，在壁面发生反射，入射激波马赫数为1.6，第一段折转面的起始楔面角为25°，入射激波遇到第二段折转面BC，在壁面发生反射，入射激波马赫数为1.913，第二段折转面的起始楔面角为35°，当入射激波遇到第三段折转面CN，在壁面发生反射，入射激波马赫数Mw2为2.31，第三段折转面的起始楔面角为30°。本发明环形通道出口处的激波强度比初始入射激波增强68.1％，与直接折转90°突转型环形通道相比，激波聚焦时刻提前了8μs，凹面腔底部由激波聚焦所致的峰值压力与峰值温度提高了76.5％和32.1％。
Description
技术领域
本发明属于脉冲爆震发动机研究领域的流场控制和防爆震波回传技术，具体涉及设计一种基于完全CCW理论的环形通道防爆震回传结构，目的用于控制流场和防爆震波回传。
背景技术
脉冲爆震发动机（Pulse Detonation Engine，简称PDE）是一种新概念发动机。爆震燃烧不同于常见的等压燃烧。爆震燃烧产物的压力和温度比缓燃波高，爆震波速度快，一般在1000m/s的量级。相比于等压燃烧，爆震燃烧的热效率高出30%～40%左右。并且PDE相对于传统动力装置而言有很多优点。PDE结构简单、重量轻、工作范围广、耗油率低、推重比和比冲大。
目前PDE还存在DDT的距离较长，需要快速响应的阀门，在使用液态燃料时爆震管尺寸较大和爆震频率低等问题。2001年，俄罗斯研究人员Levin等提出了一种后来被称之为两级PDE（2-Stage Pulse Detonation Engine）新型的PDE。据报道，两级PDE的工作频率可达24～25kHz，采用气动阀门，无需额外的起爆装置，并且可以使用常规液态燃料等优点，较好的解决了传统直管形式的PDE存在的问题。
然而，对于两级PDE而言也存在一些问题。如爆震波在凹面腔内起爆后，会通过环形喷口向上游反传，一方面带来很大的压力脉动，极易造成一级预燃室熄火；另一方面，可能使富含活化基团和中间产物的可爆混合物在进入凹面腔之前就燃烧殆尽，导致第二个爆震循环无法进行。因此，必须设计可靠的防 爆震回传机构才能确保2-stage PDE连续、高频的工作。
事实上，早在1951年，Prerry和Kantrowitz在研究激波聚心碰撞时最早遇到过这个问题，采用的是90°突转型通道。这种方案不但没有任何理论依据，而且效果很不理想。这种设计结构对折转后的激波稳定性以及波后流场的均匀性有很大影响，会出现过大的压力梯度和气流滞止区，引起爆震波提前起爆，直接影响到激波聚焦的效果。
接着，Takayama通过试验比较了90°直角和带不同直径圆倒角的6种折转面，但由于理论依据不足，仅通过有限的试验很难找到真正的最优型面。
后来，Wu等人根据简化了的CCW理论，利用三段折转面分段将激波的入射方向进行折转，收到了良好的效果。但他在计算和设计时进行了诸多简化，比如，假设入射激波马赫数无穷大，这显然与实际情况有很大差别。此外，他的设计受限于通道最终的出口尺寸，因此并没有完全遵从CCW理论。
因此，设计一种基于完全CCW理论的环形通道，用于稳定流场和防爆震回传显得十分重要。
发明内容
本发明的目的是提供一种基于完全CCW理论环形通道防爆震回传结构的设计方法，用于控制流场和防爆震波回传。
本发明所采用的技术方案是，
基于完全CCW理论环形通道防爆震回传结构的设计方法，其特征在于：包括以下步骤：
步骤1，
1.1首先入射激波Io轴向向右传播，当遇到第一段折转面AB后，入射激波Io在壁面发生反射，入射激波Io马赫数Mo为1.6，第一段折转面的起始楔面角θ1取为25°，根据以下公式
其中，Mw0为第一段折转面内马赫干的马赫数；
利用遗传算法在有根区间［1，3］内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw0=1.913；
1.2将Mw0=1.913代入下式：
得到χ1=9.4357°，其中χ1为第一段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角；也就是入射激波在通过第一段折转面的过程中，三波点将沿着虚线AA'，以与AB面成9.4357°角的轨迹运动至A'点；在此过程中，马赫干Mw0不断增长，到了A'点，已增长至环形通道A'B段的高度；
1.3马赫干Mw0将作为下一段A'B'段的入射激波I1继续向下游推进，且强度较Io相比明显提高；优于平直段的高度MM'=200mm，因此，AA'段的水平 距离为：
步骤2，
2.1当入射激波I1遇到第二段折转面BC，入射激波I1在壁面发生反射，入射激波I1马赫数Mw0为1.913，第二段折转面的起始楔面角θ2取为35°，根据以下公式
其中，Mw2为第二段折转面内马赫干的马赫数，利用遗传算法在有根区间［1，3］内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw2=2.31；
2.2将Mw2=2.31代入下式：
得到χ2=10.382°，其中χ2为第二段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角；也就是入射激波I1在通过第二段折转面的过程中，三波点将沿着虚线BB'，以与BC面成10.382°角的轨迹运动至B'点；在此过程中，马赫干Mw2不断增 长，到了B'点，已增长至环形通道B'C段的高度；
2.3马赫干Mw2将作为下一段B'C'段的入射激波I2继续向下游推进，且强度较I1相比明显提高；BB'段沿I1入射方向上的长度为：
为了让入射激波I1稳定一段距离，A'B段沿I1的入射方向上取30mm；同样的，为了让Mw2稳定传播一段距离，取B'C沿I3传播方向上的长度为30mm；
步骤3，
3.1当入射激波I2遇到第三段折转面CN，入射激波I2在壁面发生反射，入射激波I2马赫数Mw2为2.31，第三段折转面的起始楔面角θ3取为30°，根据以下公式
其中，Mw3为第三段折转面内马赫干的马赫数，利用遗传算法在有根区间［1,3］内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw3=2.81；
1.2将Mw3=2.81代入下式：
得到χ3=11.7737°，其中χ3为第三段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角；也就是入射激波I2在通过第三段折转面的过程中，三波点将沿着虚线CC'，以与CN面成11.7737°角的轨迹运动至N'点；在此过程中，马赫干Mw3不断增长，到了N'点；
3.3CC'段沿I3入射方向上的长度为：
由此得出的环形喷口宽度为：
本发明的有益效果是：
（1）根据完全的CCW理论计算得到的环形通道型面可以使轴向运动的激波分三段折转，在每段折转面的末端，Shock-Shock结构都能被消除，进而消除了流动分离和前导激波后出现的强压力梯度，并使得激波每到达一个折转角处， 强度和长度均不断增大的马赫干都正好作为入射激波继续向下游运动。最终，在环形通道出口处得到的入射激波波阵面平整，强度较破膜后产生的初始入射激波明显增强，波后流场均匀，流动损失小。
（2）通过数值模拟对比，根据CCW理论优化的环形通道，出口处的激波强度比初始入射激波增强68.1%。与直接折转90°的突转型环形通道相比，激波聚焦时刻提前了8μs，凹面腔底部由激波聚焦所致的峰值压力与峰值温度分别提高了76.5%和32.1%。
附图说明
图1是本发明基于完全CCW理论的环形通道型面设计原理图；
图2a是入射激波到达第一段折转面末端时，流场的压力（上）、温度（下）云图；图2b是入射激波到达第一段折转面末端时，数值纹影图（右）；
图3是90°折转面和本发明基于CCW理论的环形通道对激波聚焦效果的影响对比图（图3a是凹面腔底部顶点处的压力时序对比图，图3b是凹面腔底部顶点处的温度时序对比图）；
图4是本发明基于渐转型环形通道构建抑制爆震波回转结构的计算模型；
图5a是本发明环形通道防爆震回转结构凹面腔内部的压力（上）和温度（下）云图（t=300.505μs）；图5b是本发明环形通道防爆震回转结构凹面腔内部数值纹影及95%的OH浓度等值线（t=300.505μs）；
图6a是本发明环形通道防爆震回转结构，爆震锋面已接近凹面腔出口的压力云图（上）和温度云图（下）（t=313.891μs）；图6b是本发明环形通道防爆震回转结构，爆震锋面已接近凹面腔出口的数值纹影及95%的OH浓度等值线 （t=313.891μs）；
图7a是本发明环形通道防爆震回转结构，爆震波到达凹面腔出口附近时的压力云图（上）和温度云图（下）（t=314.398μs）；图7b是本发明环形通道防爆震回转结构，爆震波到达凹面腔出口附近时的数值纹影及95%的OH浓度等值线（t=314.398μs）；
图8a是本发明环形通道防爆震回转结构，爆震波通过凹面腔出口与环形通道入口构成的突扩结构时的压力云图（上）和温度云图（下）（t=320.371μs）；图8b是本发明环形通道防爆震回转结构，爆震波通过凹面腔出口与环形通道入口构成的突扩结构时的数值纹影及95%的OH浓度等值线（t=320.371μs）；
图9（a-1）为t=320.371μs时刻，流场温度沿图8a中1号参考线的变化曲线图；图9（a-2）为t=320.371μs时刻，流场温度沿图8a中2号参考线的变化曲线图；图9（a-3）为t=320.371μs时刻，流场温度沿图8a中3号参考线的变化曲线图；图9（a-4）为t=320.371μs时刻，流场温度沿图8a中4号参考线的变化曲线图；图9（a-5）为t=320.371μs时刻，流场温度沿图8a中5号参考线的变化曲线图；
图9（b-1）为t=320.371μs时刻，压力沿图8a中1号参考线的变化曲线图；图9（b-2）为t=320.371μs时刻，压力沿图8a中2号参考线的变化曲线图；图9（b-3）为t=320.371μs时刻，压力沿图8a中3号参考线的变化曲线图；图9（b-4）为t=320.371μs时刻，压力沿图8a中4号参考线的变化曲线图；图9（b-5）为t=320.371μs时刻，压力沿图8a中5号参考线的变化曲线图；
图9（c-1）为t=320.371μs时刻，密度沿图8a中1号参考线的变化曲线图； 图9（c-2）为t=320.371μs时刻，密度沿图8a中2号参考线的变化曲线图；图9（c-3）为t=320.371μs时刻，密度沿图8a中3号参考线的变化曲线图；图9（c-4）为t=320.371μs时刻，密度沿图8a中4号参考线的变化曲线图；图9（c-5）为t=320.371μs时刻，密度沿图8a中5号参考线的变化曲线图；
图9（d-1）为t=320.371μs时刻，以H2O表征的化学反应进程变量沿图8a中1号参考线的变化曲线图；图9（d-2）为t=320.371μs时刻，以H2O表征的化学反应进程变量沿图8a中2号参考线的变化曲线图；图9（d-3）为t=320.371μs时刻，以H2O表征的化学反应进程变量沿图8a中3号参考线的变化曲线图；图9（d-4）为t=320.371μs时刻，以H2O表征的化学反应进程变量沿图8a中4号参考线的变化曲线图；图9（d-5）为t=320.371μs时刻，以H2O表征的化学反应进程变量沿图8a中5号参考线的变化曲线图；
图10a是本发明环形通道防爆震回转结构，t=324.359μs时，压力云图（上）和温度云图（下）；图10b是本发明环形通道防爆震回转结构，t=324.359μs时，数值纹影及95%的OH浓度等值线图；
图11a是本发明环形通道防爆震回转结构，t＝451.243μs时，压力云图(上)和温度云图(下)；图11b是本发明环形通道防爆震回转结构，t＝451.243μs时，数值纹影及30％的OH浓度等值线图；
图12为不同位置监测点P6、P8、P10、P11、P12、P13在本发明环形通道防爆震回转结构中的位置分布图；
图13（1）是图12中P6监测点的温度随时间的变化曲线图；图13（2）是图12中P8监测点的温度随时间的变化曲线图；图13（3）是图12中P10监测 点的温度随时间的变化曲线图；图13（4）是图12中P11监测点的温度随时间的变化曲线图；图13（5）是图12中P12监测点的温度随时间的变化曲线图；图13（6）是图12中P13监测点的温度随时间的变化曲线图；
图14（1）是图12中P6监测点的压力随时间的变化曲线图；图14（2）是图12中P8监测点的压力随时间的变化曲线图；图14（3）是图12中P10监测点的压力随时间的变化曲线图；图14（4）是图12中P11监测点的压力随时间的变化曲线图；图14（5）是图12中P12监测点的压力随时间的变化曲线图；图14（6）是图12中P13监测点的压力随时间的变化曲线图；
图15(1)是图12中P6监测点以H2O表征的化学反应进程变量随时间的变化曲线图；图15(2)是图12中P8监测点以H2O表征的化学反应进程变量随时间的变化曲线图；图15(3)是图12中P10监测点以H2O表征的化学反应进程变量随时间的变化曲线图；图15(4)是图12中P11监测点以H2O表征的化学反应进程变量随时间的变化曲线图；
图16是图12中P15监测点的压力和温度随时间的变化曲线图；
图17是图12中P15监测点的化学反应进程随时间的变化曲线图。
具体实施方式
下面结合附图对本发明进行详细说明：
CCW理论是Chester、Chisnell和Whitham分别于1953,1957和1958年通过三种不同的方法得到的运动激波马赫数M随通道截面面积A的变化关系，即
其中，
dM为马赫数微元；
dA为面积微元；
K(M)是关于自变量马赫数M的函数：
γ为绝热指数；
参数μ也是关于自变量马赫数M的函数，
根据2-stage PDE的工作特点，防爆震回传机构的设计有如下要求：第一，顺流时流动损失小，逆流时流动损失大；第二，爆震波回传距离尽可能短，要尽早熄爆；第三，当反应区与前导激波解耦后，前导激波衰减要快，对一级预燃室造成的压力脉动要小。
本发明提供一种基于完全CCW理论环形通道防爆震回传结构的设计方法，首先设计了突台阵列式防爆震回传结构和带末端渐缩型环形通道的防爆震回传结构。此后，又基于完全的CCW理论设计了渐转型的环形通道并在此基础上设计了新的防爆震回传结构。最后，采用H2/O2/N2的9组分48步反应机理，块结构自适应加密网格和MUSCL-Roe/HLL混合算法及半隐式的龙格-库塔算法求解了带化学反应的多组分欧拉方程，分析了爆震波在通过抑制回传结构时的传播规律和流场演化特征，对比了三种形式防爆震回传结构的优劣，揭示了抑制爆震波回传的机理。
本发明防爆震回传结构的设计方法，具体步骤如下：
如图1所示，在进入连续折转通道ABCNA'B'C'N'之前为一段平直通道MAM'A'。此时，入射激波I0从左向右沿轴向向右传播。
步骤1，当遇到第一段折转面AB后，入射激波在壁面发生反射，反射类型取决于入射激波马赫数和起始楔面角θw。根据文献，在入射马赫数为1～2的范围内，只要θw＜23.7°就不会出现规则反射。因此，在第一段折转面内，且入射激波强度不大的情况下，宜采用较小的θw，以保证入射激波在折转面上的反射为马赫反射。对于M0＝1.6的入射激波，取θ1＝25°，可以得到：
其中，取M0和Mw0分别为初始入射激波马赫数和第一段折转面内马赫干的马赫数，θ1为第一段折转面的起始楔面角。利用遗传算法在有根区间[1,3]内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw0＝1.913，将其代入下式：
得到χ1＝9.4357°，其中χ1为第一段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角。入射激波在通过第一段折转面的过程中，三波点将沿着虚线AA'，与AB面成9.4357°角的轨迹运动至A'点。在此过程中，马赫干Mw0不断增长，到了A'点，已增长至环形通道A'B段的高度。此后，马赫干Mw0将作为下一段A'B'段的入射激波I1继续向下游推进，且强度较I0相比明显提高。优于平直段的高度MM'=200mm，因此，AA'段的水平距离为：
步骤2，当入射激波I1遇到第二段折转面BC，入射激波I1在壁面发生反射，入射激波I1马赫数Mw0为1.913，第二段折转面的起始楔面角θ2取为35°，根据以下公式
其中，Mw2为第二段折转面内马赫干的马赫数，利用遗传算法在有根区间［1,3］内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw2=2.31；
将Mw2=2.31代入下式：
得到χ2=10.382°，其中χ2为第二段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角；也就是入射激波I1在通过第二段折转面的过程中，三波点将沿着虚线BB'，与BC面成10.382°角的轨迹运动至B'点；在此过程中，马赫干Mw2不断增长， 到了B'点，已增长至环形通道B'C段的高度；
马赫干Mw2将作为下一段B'C'段的入射激波I2继续向下游推进，且强度较I1相比明显提高；BB'段沿I1入射方向上的长度为
为了让入射激波I1稳定一段距离，A'B段沿I1的入射方向上取30mm；同样的，为了让Mw2稳定传播一段距离，取B'C沿I3传播方向上的长度为30mm；
步骤3，当入射激波I2遇到第三段折转面CN，入射激波I2在壁面发生反射，入射激波I2马赫数Mw2为2.31，第三段折转面的起始楔面角θ3取为30°，根据以下公式
其中，Mw3为第三段折转面内马赫干的马赫数，利用遗传算法在有根区间［1,3］内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw3=2.81；
将Mw3=2.81代入下式：
得到χ3=11.7737°，其中χ3为第三段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角；也就是入射激波I2在通过第三段折转面的过程中，三波点将沿着虚线CC'，与CN面成11.7737°角的轨迹运动至N'点；在此过程中，马赫干Mw3不断增长，到了N'点；
CC'段沿I3入射方向上的长度为
由此得出的环形喷口宽度为
如图2所示，依据CCW理论设计的第一段折转面可使入射激波折转25°而不产生局部过高的温度和压力。高温、高压区集中在反射激波之后，最高压力0.39MPa，最高温度为482K。一方面避免了燃料在凹面腔之前提前点燃，同时也确保了流场的均匀性。
图3a、图3b分别是新实验装置的计算模型（本发明基于CCW理论的环形通道）、旧实验装置的计算模型（90°折转面）凹面腔底部顶点处的压力和温度时序对比图。可以看出，本发明基于渐转型环形通道的计算模型中，激波聚焦时刻提前了8μs，峰值压力为3.49MPa，比旧计算模型的1.96MPa提高了76.5%；峰值温度为1155K，比旧计算模型的874K提高了32.1%。
下面对本发明基于渐转型环形通道的防爆震回传结构进行数值模拟分析：
基于渐转型环形通道（d＝4.228mm）和凹面腔出口直径，D＝50mm，构建了本发明抑制爆震波回传结构，建立了如图4所示的计算模型。
激波在凹面腔底部聚焦后，形成了能量密度极高的热点，几乎立即起爆了过驱爆震。随后，爆震波向截面积迅速增大的凹面腔出口传播，逐渐衰减为C-J爆震。图5a是凹面腔内部的温度和压力云图。从图中可见，上半部分的前导激波锋面与下半部分的反应区锋面是紧密耦合的。图5b给出了相应的密度梯度云图及95%的OH浓度等值线，可见，以95%的OH浓度等值线为标志的反应区锋面与前导激波锋面是紧密耦合的。
在图6，爆震锋面已接近凹面腔出口。在凹面腔横截面面积迅速增大以及环形喷口出口内侧涡流区的双重作用下，爆震波变得更加不稳定。从图6b中清晰可见褶皱的爆震锋面，以及被分割成若干不连续弧段的95%OH浓度等值线，这些现象都是爆震波不稳定性增强的表现。爆震波在凹面腔壁面上产生的反射激波在爆震锋面的反应区中产生弱压缩波，这些压缩波不断的被爆震锋面反应区中释放的热加强，最终叠加为横向激波。从图6a中的温度和压力云图可见，爆震锋面之后拖曳着若干道较长的深色迹线，这些便是横向激波。
当爆震波到达凹面腔出口附近时，与环形通道出口处的涡流区相互作用。由于涡流区为低温、低压区（图7a），故此处的反应锋面滞后于前导激波，爆震波开始解耦，如图7b所示。
如图1所示，环形通道是一个尺寸相对于凹面腔出口直径更大的相对非受限区域。因此，凹面腔出口与环形通道入口构成了一个突扩结构，爆震波靠近壁面的部分将通过这个拐角向环形喷口上游衍射。
由于拐角处膨胀波的作用和截面突扩导致的流管发散，最终决定了爆震波在凹面腔出口截面的衍射为亚临界衍射，爆震波逐渐解耦，如图8a和8b所示。
图9（a-1）～图9（d-5）给出了t=320.371μs时刻，流场温度、压力、密度及反应进程变量沿参考线1～5（图8a）的变化曲线。沿1#参考线各热力学参数的峰值仍然是最大的。注意到，沿着4#和5#参考线，温度、压力和密度都会出现一个较大的突降，这是由于穿过涡流区所致。在相应的位置附近，以H2O表征的化学反应进程变量也降低至0，这表明在涡流区附近的爆震波已完全熄灭，化学反应终止。随后，这些热力学参数又出现一个突跃，在密度和压力曲线图中尤为明显，这是因为穿越了二次激波与爆震波相干的高温、高压区域所致。通过化学反应进程变量曲线可知，在此区域内的化学反应剧烈且完全。
在t=324.359μs时刻，由图10b可见，95%OH等值线仅剩下几段很短的弧段零星的散布在爆震锋面上，由图10a可见，波后压力和温度也下降很多，爆震波已明显衰减。从纹影图中可以清晰的看到，向环形喷口上游反传的爆震波已经完全解耦，前导激波和反应区锋面完全分离。而此时，在对称轴附近，反应区也已经跟不上前导激波的运动，爆震锋面开始解耦。
由于环形通道的截面积沿上游方向是发散的，激波会迅速衰减，解耦的前导激波和火焰锋面在进入环形通道后不会再次耦合，如图11a和图11b所示。从图11b中的30%OH等值线可见，反应区与前导激波已经完全解耦。
图13（1）～图13（6）为不同位置监测点P6、P8、P10、P11、P12、P13（具***置见图12）的温度随时间的变化曲线。注意到P12和P13两个监测点，他们的峰值温度不到750K，说明爆震波到达此处时已经熄爆。
图14（1）～图14（6）为图12中监测点P6、P8、P10、P11、P12、P13处压力随时间的变化曲线，图中可见压力的两次大幅跃升，第一次为入射激波所致，第二次为回传波所致。左下角的放大图为回传波区域，可以发现，位于环形喷口出口截面上游的P13处的峰值压力已经很小，约为0.25MPa。
图15（1）～图15（4）是图12中监测点P6、P8、P10、P11处以H2O表征的化学反应进程变量随时间的变化曲线。显然，化学反应进程变量在监测点P12和监测点P13处始终为0。通过分析表明，化学反应已经在P11和P12之间终止，即火焰已经在环形喷口出口截面上游0mm至8mm的某处熄灭。
图16是图12中监测点P15的压力和温度随时间的变化曲线。P15位于第一段折转面入口上游，距环形喷口出口截面中心的水平距离为46mm，垂直距离为56mm。显然，回传的前导激波于t=319.7μs时刻到达P15处，此时的峰值压力已经衰减到0.13MPa，为起爆点峰值压力13.59MPa的0.9%，峰值温度不超过550K。同时，从图17中监测点P15处的化学反应进程变量随时间的变化曲线可以看出，分别以H2O和OH表征的化学反应进程变量始终为0。这表明距环形喷口出口截面中心水平距离46mm，垂直距离为56mm处无火焰回传。
基于渐转型环形通道，采用出口直径远小于临界管径的凹面腔（D=50mm）设计的防爆震回传结构能够有效的抑制爆震波回传。
（1）数值模拟中，位于上游，距环形喷口出口截面中心点水平距离46mm，垂直距离56mm处监测点的数据表明无火焰回传，回传激波后的峰值压力已衰减到0.13MPa，为起爆点峰值压力13.59MPa的0.9%，峰值温度不超过550K，以OH和H2O表征的化学反应进程变量始终为0，表明无火焰回传。
（2）这种防爆震回传结构能够有效抑制爆震波回传的作用机理可归纳为如下四点：第一，凹面腔出口直径远小于临界管径；第二，环形喷口出口处，射流诱导的涡流区温度和压力较低，导致化学反应速率降低，甚至终止反应；第三；基于CCW理论设计的渐转型环形通道在驱动压力很低的条件下即可起爆爆震，因此，爆震波的过驱动值较低，在衍射过程中易于熄爆；第四，由于环形通道沿上游方向的截面积是发散的，解耦的爆震锋面在环形通道中的传播相当于一个发散的柱面爆震，前导激波迅速衰减，化学反应速率迅速下降，故解耦的爆震锋面始终衰减而不会重新耦合。
Claims (1)
1.基于完全CCW理论环形通道防爆震回传结构的设计方法，其特征在于：包括以下步骤：
步骤1，
1.1首先入射激波Io轴向向右传播，当遇到第一段折转面AB后，入射激波Io在壁面发生反射，入射激波Io马赫数Mo为1.6，第一段折转面的起始楔面角θ1取为25°，根据以下公式
其中，Mw0为第一段折转面内马赫干的马赫数；
利用遗传算法在有根区间[1，3]内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw0＝1.913；
1.2将Mw0＝1.913代入下式：
得到χ1＝9.4357°，其中χ1为第一段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角；也就是入射激波在通过第一段折转面的过程中，三波点将沿着虚线AA'，以与AB面成9.4357°角的轨迹运动至A'点；在此过程中，马赫干Mw0不断增长，到了A'点，已增长至环形通道A'B段的高度；
1.3马赫干Mw0将作为下一段A'B'段的入射激波I1继续向下游推进，且强度较Io相比明显提高；优于平直段的高度MM'＝200mm，因此，AA'段的水平距离为：
步骤2，
2.1当入射激波I1遇到第二段折转面BC，入射激波I1在壁面发生反射，入射激波I1马赫数Mw0为1.913，第二段折转面的起始楔面角θ2取为35°，根据以下公式
其中，Mw2为第二段折转面内马赫干的马赫数，利用遗传算法在有根区间[1，3]内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw2＝2.31；
2.2将Mw2＝2.31代入下式：
得到χ2＝10.382°，其中χ2为第二段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角；也就是入射激波I1在通过第二段折转面的过程中，三波点将沿着虚线BB'，以与BC面成10.382°角的轨迹运动至B'点；在此过程中，马赫干Mw2不断增长，到了B'点，已增长至环形通道B'C段的高度；
2.3马赫干Mw2将作为下一段B'C'段的入射激波I2继续向下游推进，且强度较I1相比明显提高；BB'段沿I1入射方向上的长度为：
为了让入射激波I1稳定一段距离，A'B段沿I1的入射方向上取30mm；同样的，为了让Mw2稳定传播一段距离，取B'C沿I3传播方向上的长度为30mm；
步骤3，
3.1当入射激波I2遇到第三段折转面CN，入射激波I2在壁面发生反射，入射激波I2马赫数Mw2为2.31，第三段折转面的起始楔面角θ3取为30°，根据以下公式
其中，Mw3为第三段折转面内马赫干的马赫数，利用遗传算法在有根区间[1,3]内以8.5e-6的精度搜索得到唯一解Mw3＝2.81；
3.2将Mw3＝2.81代入下式：
得到χ3＝11.7737°，其中χ3为第三段折转面内三波点轨迹与楔面的夹角；也就是入射激波I2在通过第三段折转面的过程中，三波点将沿着虚线CC'，以与CN面成11.7737°角的轨迹运动至N'点；在此过程中，马赫干Mw3不断增长，到了N'点；
3.3CC'段沿I3入射方向上的长度为：
由此得出的环形喷口宽度为：
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