中心線(xiàn)偏置對(duì)隔離段性能的影響研究

熊　冰，范曉檣，陶　淵，李騰驥

（國(guó)防科學(xué)技術(shù)大學(xué)高超聲速?zèng)_壓發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙410073）

中心線(xiàn)偏置對(duì)隔離段性能的影響研究

熊冰，范曉檣，陶淵，李騰驥

（國(guó)防科學(xué)技術(shù)大學(xué)高超聲速?zèng)_壓發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙410073）

在隔離段入口馬赫數(shù)2.0條件下對(duì)二維中心線(xiàn)偏置隔離段流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，并與直隔離段結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，分析了兩種偏置方式對(duì)隔離段流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及性能特征的影響，重點(diǎn)研究了隔離段的總壓恢復(fù)性能和抗反壓性能，并考察了管道擴(kuò)張角對(duì)結(jié)果的影響。結(jié)果表明，出口反壓較低時(shí)，直隔離段總壓恢復(fù)性能優(yōu)于折線(xiàn)隔離段；反壓較高時(shí)，兩者總壓恢復(fù)性能大致相當(dāng)。S彎隔離段總壓恢復(fù)性能介于兩者之間。對(duì)相同擴(kuò)張比隔離段而言，直隔離段抗反壓性能最強(qiáng)，折線(xiàn)隔離段次之，S彎隔離段最差。擴(kuò)張隔離段的抗反壓性能增強(qiáng)，但在同一反壓條件下的總壓恢復(fù)性能下降。

隔離段；中心線(xiàn)偏置；總壓恢復(fù)性能；抗反壓性能

0　引言

隔離段是超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的重要組成部件，其性能好壞對(duì)進(jìn)氣道正常起動(dòng)以及發(fā)動(dòng)機(jī)的穩(wěn)定工作有重要影響。發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火后，燃燒室壓力不斷升高，當(dāng)反壓大于隔離段所能承受的最大反壓時(shí)，隔離段內(nèi)激波串將不斷前移甚至進(jìn)入進(jìn)氣道，導(dǎo)致進(jìn)氣道無(wú)法起動(dòng)。因此，隔離段的設(shè)計(jì)要求之一是能夠抵抗燃燒室的高反壓，保證進(jìn)氣道正常起動(dòng)；同時(shí)，隔離段的設(shè)計(jì)還要求能夠在高反壓條件下組織內(nèi)部預(yù)燃激波串，高效地向燃燒室提供一定壓力、速度和流量的空氣，并追求最大限度的總壓恢復(fù)。抗反壓性能和總壓恢復(fù)性能成為隔離段性能評(píng)價(jià)的重要指標(biāo)［1-2］。

在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)中，隔離段通常為橫截面積相等或近似微擴(kuò)且中心線(xiàn)為直線(xiàn)的管道［3-5］。隨著超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)的逐步工程化，以往設(shè)計(jì)的直隔離段已難以滿(mǎn)足飛行器總體需要，工程實(shí)踐中已采用了中心線(xiàn)彎曲或偏置的管道［6-7］。彎曲管道進(jìn)出口氣流發(fā)生轉(zhuǎn)向，如高超聲速雙模態(tài)發(fā)動(dòng)機(jī)的亞燃進(jìn)氣道，譚慧俊等［6，8］利用數(shù)值和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方式對(duì)彎曲管道內(nèi)激波串特性進(jìn)行了初步研究，預(yù)估了彎曲流道內(nèi)激波串長(zhǎng)度和壓力分布特性。偏置管道進(jìn)出口氣流方向仍保持平行，進(jìn)出口中心線(xiàn)在水平高度存在偏移。

從目前公開(kāi)文獻(xiàn)來(lái)看，關(guān)于直線(xiàn)隔離段已有較為充分的研究［9-13］，部分結(jié)論在工程實(shí)踐中也得到了驗(yàn)證。目前對(duì)于偏置隔離段內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及其性能特征研究較少。本文針對(duì)二維中心線(xiàn)偏置隔離段的性能展開(kāi)了相關(guān)研究。

1　物理和計(jì)算方法

1.1物理模型

在偏置隔離段設(shè)計(jì)之初，有必要將研究對(duì)象從工程中抽象出來(lái)，并進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化和參數(shù)化。圖1給出了本文研究的兩種偏置隔離段構(gòu)型示意圖，圖1（b）是中心線(xiàn)為折線(xiàn)的管道，其中心線(xiàn)由三條直線(xiàn)段構(gòu)成，設(shè)計(jì)參數(shù)為管道總長(zhǎng)L，進(jìn)出口高度hi、ho，折轉(zhuǎn)點(diǎn)距離a和偏心量b；圖1（c）所示管道中心線(xiàn)由相切于O2點(diǎn)的雙圓弧構(gòu)成，稱(chēng)為“S彎”管道，氣流在管道中能夠連續(xù)轉(zhuǎn)向，設(shè)計(jì)參數(shù)為管道總長(zhǎng)L，進(jìn)出口高度hi、ho，圓弧半徑R和偏心量b。圖1（a）為常規(guī)的等直隔離段，用于對(duì)比研究。隔離段總長(zhǎng)及進(jìn)口高度由飛行器總體需求確定，本文的工程背景中取值為L(zhǎng)=800 mm，hi=56 mm。

圖1　二維隔離段構(gòu)型示意圖Fig.1　Shapes of two-dimensional isolators

表1　隔離段設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1　Design parameters of isolators

為分析管道擴(kuò)張角對(duì)隔離段內(nèi)流場(chǎng)的影響，本文還研究了橫截面積微擴(kuò)的管道，對(duì)管道擴(kuò)張采用線(xiàn)性擴(kuò)張方式，即沿來(lái)流方向，橫截面 （與中心線(xiàn)垂直）面積對(duì)x的偏導(dǎo)為常數(shù)。定義管道擴(kuò)張比，表征隔離段的擴(kuò)張程度。表1給出了隔離段的具體設(shè)計(jì)參數(shù)。

1.2計(jì)算方法

數(shù)值計(jì)算對(duì)全流場(chǎng)采用Navier-Stokes（N-S）方程數(shù)值求解，湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。隔離段入口設(shè)置為壓力入口條件，出口設(shè)置為壓力出口邊界條件，出口截面馬赫數(shù)大于1時(shí)壓力外推，馬赫數(shù)小于1時(shí)設(shè)定反壓為pb。壁面設(shè)為絕熱、無(wú)滑移條件。對(duì)于三種構(gòu)型隔離段的計(jì)算均采用二維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，壁面附近網(wǎng)格采用1.1的等比率增長(zhǎng)，第一層網(wǎng)格高度0.024 mm，網(wǎng)格總量92 800.

為驗(yàn)證上述數(shù)值方法的正確性，采用已有的Kawatsu風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)［14］對(duì)數(shù)值方法進(jìn)行驗(yàn)證。Kawatsu等在反壓pb/pi=3.8，隔離段入口馬赫數(shù)2.3，總溫298 K，總壓100 kPa條件下，針對(duì)入口高h(yuǎn)i=30 mm，長(zhǎng)L=290 mm的等直管道進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)。本文采用上述數(shù)值方法在相同來(lái)流條件下對(duì)同尺寸管道進(jìn)行了計(jì)算。圖2給出了壁面壓力分布的計(jì)算結(jié)果與Kawatsu實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比曲線(xiàn)。由圖2可知，數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合，且壁面壓力突升位置與出口壓力吻合較好，滿(mǎn)足本文研究需要。

圖2　本文數(shù)值結(jié)果與Kawatsu結(jié)果［14］對(duì)比Fig.2　Comparison of numerical results with Kawatsu data［14］

另外，在部分反壓條件下隔離段內(nèi)流場(chǎng)可能具有非定常特性，出現(xiàn)激波串自激振蕩等現(xiàn)象［14-15］。計(jì)算時(shí)在出口設(shè)置壓力監(jiān)測(cè)截面，若壓力不能穩(wěn)定，認(rèn)為此時(shí)為非定常流場(chǎng)，進(jìn)行非定常計(jì)算，最終將性能參數(shù)的時(shí)均值作為該條件下的性能指標(biāo)。本文非定常計(jì)算的迭代時(shí)間步長(zhǎng)10-7s，小于流向最小網(wǎng)格長(zhǎng)度除以來(lái)流速度的1/3。本文應(yīng)用雙時(shí)間步進(jìn) （Dual-time Stepping）隱式的時(shí)間離散方法求解。本文數(shù)值計(jì)算均在入口Mai=2.0，總溫T0=298 K，總壓p0=391.2 kPa的條件下進(jìn)行。

2　計(jì)算結(jié)果與分析

2.1中心線(xiàn)偏置隔離段流場(chǎng)結(jié)構(gòu)

研究了在反壓升高過(guò)程中激波串的演化過(guò)程，簡(jiǎn)要分析了偏置管道內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)特征。圖3給出了在反壓升高過(guò)程中三種隔離段流場(chǎng)的馬赫數(shù)等值圖。

由圖3（a）可知，在Mai=2.0的來(lái)流條件下，直管道內(nèi)的激波串結(jié)構(gòu)具有良好的對(duì)稱(chēng)性，隨出口反壓升高激波串不斷向入口移動(dòng)，隔離段內(nèi)依次出現(xiàn)分叉激波、激波串、混合區(qū)等典型流場(chǎng)結(jié)構(gòu)；當(dāng)管道發(fā)生偏置時(shí)，其內(nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)明顯差異。由圖3（b）可知，在Case B中，由于壁面曲率的突變，超聲速來(lái)流在折轉(zhuǎn)角處產(chǎn)生斜激波和膨脹波，激波/膨脹波交叉反射在管道內(nèi)形成斜激波系。反壓pb/pi=3.0時(shí)，Case B內(nèi)流動(dòng)大分離區(qū)出現(xiàn)在管道上壁面p1位置，反壓pb/pi=3.6時(shí)，流動(dòng)大分離區(qū)出現(xiàn)在管道下壁面p2位置，在反壓pb/pi=4.1時(shí)，流動(dòng)大分離區(qū)出現(xiàn)在管道上壁面p3位置，大分離區(qū)位置在管道上下壁面的交替出現(xiàn)正是由斜激波系導(dǎo)致的。對(duì)于Case C而言，其內(nèi)流場(chǎng)與Case B具有相似的特點(diǎn)，隨反壓增加流動(dòng)大分離區(qū)在上下壁面交替出現(xiàn)，如圖3（c）所示。對(duì)比圖3（a）和圖3（c）可以發(fā)現(xiàn)，在連續(xù)轉(zhuǎn)彎而到Case C管道內(nèi)，相鄰激波節(jié)間距加大，出現(xiàn)了更長(zhǎng)的混合區(qū)，這與文獻(xiàn) ［10］描述的彎曲管道內(nèi)激波串結(jié)構(gòu)類(lèi)似。

2.2中心線(xiàn)偏置對(duì)隔離段性能的影響

主要分析中心線(xiàn)偏置對(duì)隔離段總壓恢復(fù)性能和抗反壓性能的影響。圖4和圖5分別給出了擴(kuò)張比ψ=0，10%的Case A，B，C的總壓恢復(fù)系數(shù)σ隨反壓pb的變化曲線(xiàn)。需要指出的是，在某些反壓條件下，Case B內(nèi)出現(xiàn)激波串的自激振蕩，即在來(lái)流和反壓條件不變的情況下，激波串位置前后振蕩，使得出口總壓隨時(shí)間變化。對(duì)于這種情況，建立非定常數(shù)值計(jì)算，并對(duì)時(shí)變結(jié)果進(jìn)行時(shí)均處理，將得到的時(shí)均值作為隔離段的平均總壓恢復(fù)系數(shù)。

圖3　等截面Case A，B，C流場(chǎng)馬赫數(shù)等值圖Fig.3　Counter diagram for flow field Mach number of uniform section Case A，B，C

由圖4曲線(xiàn)可知，對(duì)等截面Case A，B，C而言，反壓pb/pi=2.2條件下，σA分別是σB和σC的109.8%和101.1%；反壓pb/pi=4.2條件下，σA分別是σB和σC的100.4%和100.1%。由圖5曲線(xiàn)可知，對(duì)擴(kuò)張比ψ=10%的Case A，B，C而言，反壓 pb/pi=2.2條件下，σA分別是 σB和 σC的112.2%和104.0%；反壓pb/pi=4.5條件下，σA分別是σB和σC的99.6%和99.5%。由此看出，對(duì)相同擴(kuò)張比管道而言，出口反壓較低時(shí)，σA＞σB＞σC，說(shuō)明低反壓條件下，直隔離段總壓恢復(fù)性能最優(yōu)，折線(xiàn)隔離段最差，S彎隔離段介于兩者之間，且擴(kuò)張比越大差距越顯著。隨出口反壓升高，σA，σB，σC逐漸接近，在較高反壓時(shí)達(dá)到大致相當(dāng)，相差僅0.5%以?xún)?nèi)。

圖4　Case A，B，C σ隨反壓變化曲線(xiàn)，ψ=0Fig.4 Variation of σ of Case A，B，C with back pressure as ψ=0

圖5　Case A，B，C σ隨反壓變化曲線(xiàn)，ψ=10%Fig.5 Variation of σ of Case A，B，C with back pressure as ψ=10%

結(jié)合圖2所示Case A，B，C的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，可分析認(rèn)為：對(duì)ψ=0的三種隔離段，出口反壓較低時(shí)，隔離段激波串區(qū)域所含激波節(jié)數(shù)量較少，流動(dòng)在激波串區(qū)域的總壓損失較少，而Case B中流動(dòng)在經(jīng)歷激波串之前還要經(jīng)歷一系列斜激波，總壓損失相對(duì)較大，因此低反壓時(shí)Case B總壓恢復(fù)性能最差；隨出口反壓升高，Case B內(nèi)的激波串不斷前移，來(lái)流經(jīng)過(guò)斜激波數(shù)量減少，總壓損失增加的較為緩慢，因此σB逐漸與σA接近，反壓 pb/pi=4.0，4.2條件下，σB分別達(dá)到 σA的97.0%和99.9%。

極限反壓pbmax是激波串不被推出隔離段入口時(shí)，管道所能承受的最大反壓，這對(duì)進(jìn)氣道正常起動(dòng)具有重要意義。在高反壓條件下，通過(guò)逐漸增加反壓的方式獲得隔離段的極限反壓范圍。以ψ=0的Case A為例，在來(lái)流Mai=2.0，出口反壓pb/pi=4.4條件下，激波串被推出管道入口；在反壓pb/pi=4.3條件下，激波串穩(wěn)定在管道內(nèi)部，因此認(rèn)為ψ=0的Case A的極限反壓比范圍為pbmax/ pi=4.3～4.4。采用此方法，可以得到不同隔離段的極限反壓比，表2給出了ψ=0及ψ=37%不同隔離段的極限反壓比。

表2　Case A，B，C的極限反壓比較Tab.2 Comparison of limit back-pressure of Case A，B，C

由表2可知，ψ=0，37%的Case B極限反壓比分別為pbmax/pi=4.3～4.4和pbmax/pi=4.8～4.9，均大于同擴(kuò)張比Case C的極限反壓pbmax/pi=4.2～4.3和pbmax/pi=4.7～4.8，由此得出結(jié)論，在Mai=2.0條件下，相同擴(kuò)張比的折線(xiàn)隔離段的抗反壓性能要優(yōu)于S彎隔離段。

由表2可知，ψ=0的Case A，B的極限反壓比均為pbmax/pi=4.3～4.4，為了進(jìn)一步比較，圖6給出了兩者在反壓pb/pi=4.3條件下的流場(chǎng)馬赫數(shù)等值圖。由圖6可知，反壓pb/pi=4.3條件下，Case B內(nèi)激波串比Case A更靠近入口，因此判斷ψ=0的直隔離段極限反壓要大于ψ=0的折線(xiàn)隔離段。由此得出結(jié)論：在Mai=2.0條件下，對(duì)相同擴(kuò)張比隔離段而言，直隔離段抗反壓性能最強(qiáng)，折線(xiàn)隔離段次之，S彎隔離段最差。

圖6　pb/pi=4.3條件下的Case A，B流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，ψ=0Fig.6　Flow field structure of Case A，B as ψ=0，pb/pi=4.3

2.3擴(kuò)張比對(duì)隔離段性能的影響

考察了管道擴(kuò)張角對(duì)隔離段總壓恢復(fù)性能以及抗反壓性能的影響。圖7給出了帶不同擴(kuò)張角的Case A，B，C總壓恢復(fù)系數(shù)σ隨出口反壓pb的變化曲線(xiàn)。對(duì)比圖7（a），7（b），7（c）曲線(xiàn)可知，對(duì)于不同構(gòu)型隔離段而言，其總壓恢復(fù)系數(shù)σ隨反壓變化規(guī)律有相似之處：

1）對(duì)帶擴(kuò)張角的管道而言，σ隨反壓升高呈現(xiàn)先下降后升高的趨勢(shì)，如擴(kuò)張比為ψ=10%的Case A曲線(xiàn)，當(dāng)反壓pb/pi＜4.2時(shí)，σ隨反壓升高而下降，當(dāng)反壓pb/pi＞4.2時(shí)，σ隨反壓升高而上升；這是由于在反壓pb/pi=4.2附近，隔離段內(nèi)混合區(qū)的出現(xiàn)，使得總壓稍有回升。另外，在本文算例當(dāng)中，收縮隔離段的σ未表現(xiàn)出回升的趨勢(shì)，如Case B，C的ψ=-10%曲線(xiàn)；

2）對(duì)同一構(gòu)型隔離段而言，擴(kuò)張比ψ越大，高反壓時(shí)隔離段總壓恢復(fù)越多，例如Case B的ψ=10%曲線(xiàn)，在較高反壓時(shí)，σ由最小值0.66回升至0.70，回升了6.06%；對(duì)Case B的ψ=37%曲線(xiàn)而言，σ由最小值0.60回升至0.70左右，回升了16.7%；

3）在相同反壓條件下，擴(kuò)張比大的隔離段總壓恢復(fù)系數(shù)σ較小，即擴(kuò)張比大的隔離段總壓恢復(fù)性能較低，如Case C在反壓pb/pi=3.4的條件下，擴(kuò)張比ψ=-10%，0，10%，37%隔離段對(duì)應(yīng)的σ分別為0.795，0.736，0.698，0.647，σ隨ψ增加呈下降趨勢(shì)；

由于管道中心線(xiàn)的偏置，其總壓恢復(fù)性能也出現(xiàn)了相應(yīng)差異。由圖7（a）和7（b）可知，隨反壓升高，Case A的總壓恢復(fù)系數(shù)σ下降較快，變化范圍較寬，而Case B的σ變化范圍相對(duì)較窄，如ψ=10%的Case A，其σ變化范圍是0.67～0.81，ψ=10%的Case B的σ變化范圍是0.66～0.72。這說(shuō)明折線(xiàn)偏置管道的總壓恢復(fù)性能受反壓影響相對(duì)較小，S彎管道介于兩者之間；另外，在較高反壓條件下，擴(kuò)張管道的σ會(huì)有回升，但偏置管道σ的回升量相對(duì)較大，甚至超過(guò)低反壓條件下的σ，如ψ=37%的Case B在反壓pb/pi=4.6的σ要大于其在反壓pb/pi=2.2時(shí)的σ，意味著折線(xiàn)偏置管道在高反壓下的總壓恢復(fù)性能可能超過(guò)低反壓下的總壓恢復(fù)性能，Case A，C內(nèi)并不出現(xiàn)該現(xiàn)象。

對(duì)同一構(gòu)型隔離段而言，管道擴(kuò)張角對(duì)其抗反壓性能也有影響。圖8給出了Case A的極限反壓比pbmax/pi隨管道擴(kuò)張比的變化曲線(xiàn)。由圖8可知，Case A擴(kuò)張比由ψ=-6%增加至ψ=15%時(shí)，其極限反壓比由pbmax/pi=4.2～4.3逐漸增加至pbmax/ pi=4.6～4.7，即直隔離段極限反壓隨管道擴(kuò)張比增加而升高。

采用相同方式得到Case B，C內(nèi)極限反壓pbmax/pi隨管道擴(kuò)張比的變化曲線(xiàn)，如圖9所示。由圖9曲線(xiàn)得出與直隔離段相似的結(jié)論：折線(xiàn)隔離段和S彎隔離段極限反壓pbmax隨管道擴(kuò)張比增加而升高。由圖9還發(fā)現(xiàn)，對(duì)相同擴(kuò)張比的CaseB，C而言，Case B的pbmax始終大于Case C的pbmax。這與表2得出的結(jié)論是一致的，即相同擴(kuò)張比的折線(xiàn)隔離段的抗反壓性能要優(yōu)于S彎隔離段。

圖9　Case B，C的pbmax-ψ曲線(xiàn)Fig.9　The pbmax-ψ curves of Case B，C

3　結(jié)論

在來(lái)流馬赫數(shù)2.0，總壓391.2 kPa的條件下對(duì)二維偏置隔離段流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，分析了不同偏置方式隔離段的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)與性能特征，得到以下結(jié)論：

1）低反壓條件下，折線(xiàn)隔離段總壓恢復(fù)性能劣于直隔離段；隨反壓升高，兩者總壓恢復(fù)性能差距縮小，最終大致相當(dāng)。S彎隔離段介于兩者之間。

2）來(lái)流Mai=2.0條件下，對(duì)相同擴(kuò)張比隔離段而言，直隔離段抗反壓性能最優(yōu)，折線(xiàn)隔離段次之，S彎隔離段最差。

3）擴(kuò)張隔離段的總壓恢復(fù)性能隨出口反壓升高呈現(xiàn)先降低后升高的規(guī)律，且擴(kuò)張比越大，高反壓時(shí)總壓恢復(fù)量越大。

4）對(duì)直、折線(xiàn)和S彎隔離段而言，帶擴(kuò)張角隔離段的抗反壓性能提高；但同一反壓條件下的總壓恢復(fù)性能降低。

［1］HEISER W H，PRATT D T.Hypersonic airbreathing propulsion［M］.USA：AIAA Education Series，1994.

［2］WEI S，MICHAEL J，RYCROFT.The scramjet engine processes and characteristics［M］.New York：Cambridge University Press，2009.

［3］CARROLL B F，DUTTON J C.Characteristics of multiple shock wave/turbulent boundary-layer interactions in rectangular ducts［J］.Juornal of propulsion power，1990，6（2）：186-193.

［4］王成鵬.非對(duì)稱(chēng)來(lái)流條件下超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)隔離段氣動(dòng)特性研究［D］.南京：南京航空航天大學(xué)，2005.

［5］曹學(xué)斌.矩形隔離段流動(dòng)特性及控制規(guī)律研究［D］.南京：南京航空航天大學(xué)，2011.

［6］譚慧俊，郭榮偉.二維彎曲等截面管道中的激波串特性研究［J］.航空學(xué)報(bào)，2006，27（6）：1039-1045.

［7］郭善廣，王振國(guó)，趙玉新.超聲速轉(zhuǎn)彎流道內(nèi)的遲滯現(xiàn)象［J］.國(guó)防科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，36（4）：10-14.

［8］TAN H J，SUN S.Preliminary study of shock train in a curved variable-section diffuser［J］.Journal of propulsion and power，2008，24（2）：245-252.

［9］KAZUYASU M Y M，HEUY-DONG K.Shock train and pseudo-shock phenomena in internal gas flows［J］.Progress in aerospace scienes，1999，35（1）：33-100.

［10］IKUI T，MATSUO K.The mechanism of pseudo-shock waves［J］.Journal of Japanese Society of Mechanical Engineers，1974，17（109）：737-739.

［11］IKUI T，MATSUO K，SASAGUCHI K.Modified diffusionmodelofpseudo-shockwavesconsidering upstreamboundarylayers［J］.JournalofJapaneseSociety of Mechanical Engineers，1981，24（197）：1920-1927.

［12］WALTRUP P J，BILLIG F S.Structure of shock waves in cylindrical ducts［J］.AIAA journal，1973，11（10）：1404-1408.

［13］李博，袁化成，梁德旺.高超聲速進(jìn)氣道等直隔離段的反壓特性研究［J］.宇航學(xué)報(bào)，2008，29（1）：78-83.

［14］KAWATSU K，KOIKE S，KUMASAKA T，et al.Pseudo-shock wave produced by back pressure in straight and diverging rectangular ducts，AIAA 2005-2585［R］.USA：AIAA，2005.

［15］YAMANE R，KONDO E，TOMITA Y，et al.Vibration of pseudo-shock in straight duct，1st report，fluctuation of static pressure［J］.Journal of Japanese Society of Mechanical Engineers，1984，27（229）：1385-1392.

［16］MATSUO K，MOCHIZUKI H，MIYAZATO Y，et al. Oscillatory characteristics of a pseudo-shock wave in a rectangular straight duct［J］.Journal of Japanese Society of Mechanical Engineers，1993，36（2）：222-229.

（編輯：王建喜）

Influence of deflected center-line on performance of isolator

XIONG Bing，F(xiàn)AN Xiaoqiang，TAO Yuan，LI Tengji
（Key Laboratory for Technology of Scramjet，National University of Defense Technology，Changsha 410073，China）

The flow field in two-dimension deflected center-line isolator was numerically computed at 2.0 Mach number at the inlet of the isolator and the result was compared with that of straight isolator.The effects of the two-types of the deflected modes on flow field structure and performance of the isolator were analyzed.More attention was paid to the research of total-pressure recoveryand back pressure resistance performances.The effects of expanded angle of pipe on the result were also taken into consideration.The result indicates that the straight isolator has better total-pressure recovery performance than the turning isolator when the back-pressure at outlet is low，and the total-pressure recovery performance of the two modes is almost the same when the back-pressure is higher.The total-pressure recovery performance of the S-shape isolator falls in between of the two modes.As for the isolators with same expanded angle，the straight isolator has the best pressure resistance performance，the turningisolator takes second place，and the S-shape isolator is the worst.Inaddition，the expanded isolator has better total-pressure recovery performance，but its total-pressure recoveryperformance declines under the condition ofthe same back-pressure.

isolator；deflected center-line；total-pressure recovery performance；back pressure resistance performance

V434-34

A

1672-9374（2016）02-0035-07

2015-12-10；

2016-01-25

國(guó)家自然科學(xué)基金（項(xiàng)目批準(zhǔn)號(hào)11372347）

熊冰（1991—），男，碩士研究生，研究領(lǐng)域?yàn)楦叱曀偻七M(jìn)技術(shù)