連續式跨聲速風洞大開角段整流裝置設計數值模擬

李紅喆，廖達雄，叢成華

（1.中國空氣動力研究與發展中心設備設計及測試技術研究所，四川綿陽 621000；2.中國空氣動力研究與發展中心空氣動力學國家重點實驗室，四川綿陽 621000）

連續式跨聲速風洞大開角段整流裝置設計數值模擬

李紅喆1，＊，廖達雄1，2，叢成華1，2

（1.中國空氣動力研究與發展中心設備設計及測試技術研究所，四川綿陽 621000；2.中國空氣動力研究與發展中心空氣動力學國家重點實驗室，四川綿陽 621000）

采用阻尼網對大開角段內的氣流分離進行控制，并合理設置其參數，是工程上有效的方法之一。為驗證阻尼網工程設計方法的可靠性，以0.6m連續式跨聲速風洞為背景，通過數值模擬，對工程設計方法的初步結果進行了驗證，并在此基礎上結合大開角段布置環境對阻尼網參數進行了優化。由計算結果知，采用方案3-4（兩層阻尼網損失系數分別為1.6和1.0）時，大開角段出口截面的速度均方根偏差值（RMS）為14.5%；考慮布置環境影響，調整兩層阻尼網損失系數至0.8和1.0時，RMS值為16.2%。研究結果表明，阻尼網工程設計方法結合數值模擬可以有效地應用于大開角段整流裝置的設計，達到了抑制大開角段內氣流分離，降低壓力損失，提高出口速度均勻性的設計目標。

連續式風洞；跨聲速；大開角段；阻尼網；數值模擬；流場品質

0 引 言

我國國防現代化建設和航天航空事業的飛速發展，對風洞試驗設備提出了更高的要求?？缏曀亠L洞試驗設備是高速空氣動力學研究的主要手段，建設大型連續式跨聲速風洞將大大提高我國跨聲速領域試驗模擬能力。連續式跨聲速風洞通常采用較大的收縮比提高試驗段流場品質，需要設計擴散段實現較大收縮比并降低風洞壓力損失。若采用常規擴散段，其長度將占到風洞回路長度的50%，而采用大開角段可以有效減少風洞回路長度，節約風洞占地，減少造價及運行成本。

通常，擴散段擴散全角大于5°、面積比大于2就可能發生氣流分離［1］，這將使出口氣流分布十分不均勻，造成較大的壓力損失，并嚴重影響試驗段的氣流品質。大開角段的擴散角度大，氣流流動需要克服較大的逆壓梯度，因此，壁面附近邊界層增長迅速，容易出現邊界層分離。氣流分離將會產生較大分離壓損，造成出口氣流的不均勻分布，影響下游換熱器效率，甚至是試驗段流場品質。恰當布置整流裝置，以減小氣流分離，提高出口氣流均勻性是大開角擴散段（下文簡稱為大開角段）設計的核心。

阻尼網在連續式跨聲速風洞大開角段整流中應用最為廣泛且整流效果最好［2-3］。有較多學者對阻尼網設計方法進行了研究，如Mehta、Farell、Smith等人，得出了一些結論，但并未形成完整的理論設計方法，大多仍需要依靠工程經驗完成設計［4-6］。在前期的研究中，基于零靜壓恢復思想總結形成了一套較為完整的阻尼網工程設計方法［7］。本文以0.6m連續式跨聲速風洞大開角段為應用背景，采用阻尼網工程設計方法設計大開角段內阻尼網布置參數，通過數值模擬驗證并優化阻尼網工程設計結果，同時研究前后部段對阻尼網設計的影響。

1 計算模型及計算條件

1.1 計算模型

如圖1所示，大開角段采用圓變方過渡，入口尺寸Φ2 600mm，出口尺寸3 500mm×3 500mm，總長2 500mm，當量擴散全角30.2°，面積比為2.31。選取大開角段入口截面中心點為坐標原點，沿流向為x軸正方向。計算時，入口前增加5 000mm的平直段，出口增加11 700mm的平直段。采用結構網格，網格約140萬。在研究大開角段前后部段的影響時，計算模型包含了壓縮機尾罩、第二擴散段、大開角段、換熱器段，網格約230萬。阻尼網及換熱器區域網格進行了加密處理，以更準確地捕捉流場特征。

圖1 計算模型氣動布局示意圖（mm）Fig.1 Aerodynamic layout of simulation model（mm）

大開角段內阻尼網設計基于零壓力恢復思想，依據阻尼網工程設計方法進行設計［7］。阻尼網網絲直徑為0.5mm，開孔率β由Wieghardt及Cornell公式計算，阻尼網層數、安裝位置、損失系數通過阻尼網工程設計方法確定［7-8］。

1.2 計算條件

風洞采用干燥空氣作為試驗介質，設計點試驗段馬赫數Ma＝0.9，穩定段總壓p0＝2.5×105Pa，當地大氣壓pa＝96 980Pa，大開角段入口截面氣流速度為13.2m/s，壓縮機尾罩段入口截面氣流速度為64.5m/s。

計算采用不可壓N-S方程，分離隱式算法，邊界條件為速度入口和壓力出口，采用SSTk-ω湍流模型。使用多孔跳躍邊界條件模擬流體通過阻尼網的壓力損失［9］。換熱器段僅考慮壓損影響，不計熱傳導，在換熱器段入口處將換熱器段等效為阻尼網進行計算，換熱器的當地損失系數為30。

1.3 評價指標

進行擴散段性能分析時，通常采用大開角段出口截面速度均方根偏差值RMS和大開角段總壓力恢復系數C＊p衡量擴散段性能優劣［10-12］。取大開角段出口截面中心區域35×35個點計算氣流軸向速度的均方根偏差RMS值，中心區域占出口截面積的94.4%，排除了邊界層速度劇烈變化的影響。風洞設計中，部段出口速度均方根偏差RMS一般小于15時即可視為均勻流場。采用大開角段入口截面動壓計算總壓力恢復系數C＊p。

1.4 數值驗證

采用TWG風洞縮比大開角段模型進行了計算方法驗證［13］。該模型入口截面直徑420mm，面積比為3.26，擴散全角46.6°。圖2為該模型大開角段出口截面中線速度分布，本文計算結果與風洞試驗結果、文獻計算結果吻合程度較高。另外，還進行了網格無關性驗證，限于篇幅這里不再贅述。

圖2 TWG風洞縮比大開角段模型加網后計算及實驗結果對比Fig.2 Comparison of computational result and experimental result about wide angle diffuser with screens of the scaled TWG wind tunnel

2 阻尼網設計

圖3為大開角段對角面速度分布，從入口開始出現氣流分離，分離區域較大，主要集中在大開角段截面由圓變方過渡的四個角區。出口截面軸向速度RMS值為111.9%，大開角段總壓力恢復系數C＊p為0.1。由于大開角段為圓變方構型，角區附近的邊界層為兩個壁面邊界層的疊加，因此角區附近的邊界層增長快，較之圓形壁面更容易出現流動分離。大開角段出口速度分布十分不均勻，需要設計阻尼網以消除內部氣流分離，提高出口氣流均勻性。

圖3 大開角段未布置阻尼網時對角面速度分布Fig.3 Velocity distribution of diagonal surface in wide angle diffuser without screens

2.1 初步設計

根據阻尼網工程設計方法可知，0.6m風洞大開角段構型布置兩層阻尼網較為合理，確定方案3-4（指第一層阻尼網安裝在與大開角段入口面積比為1.3處，第二層阻尼網安裝位置與第一層阻尼網安裝位置截面面積比為1.4）為初步設計結果，另選取了15種阻尼網布置方案作為設計對比，各方案參數見表1。Ks為阻尼網當地損失系數，β為開孔率，下標1、2表示層數。

圖4給出了16種方案的阻尼網設計參數。從出口截面軸向速度RMS看，加入兩層阻尼網后大開角段出口速度均勻性大幅提高，從第1組到第4組，氣流均勻性呈上升趨勢，且每組中，出口速度RMS也逐漸降低。阻尼網位置后移，有助于提高出口速度的均勻程度，但尚未達到高品質流場標準。由此可見，根據工程設計方法得到的阻尼網損失系數略小，應適當增加損失系數。從總壓力恢復系數C＊p可以得到相似結論，大開角段較大的面積比導致大開角段前后流速變化大，當地壓力損失相同的阻尼網后移壓損減小，同時，隨著阻尼網位置后移，擴散段內因氣流分離所引起的靜壓損失減小，壓力恢復系數呈上升趨勢。

圖5為第二層阻尼網與第一層位置面積比為1.4時對角面速度流線圖。加入阻尼網后，氣流分離得到了較好的抑制，分離區域明顯減小，僅在四個角區存在小范圍分離。由于阻尼網后，邊界層厚度減小，壁面附近靜壓降低，氣流流向壁面，使邊界層可以重新承受較大的逆壓梯度，有效防止氣流發生分離。計算結果顯示，在保持間距不變的情況下，阻尼網位置后移則壓力損失減小，出口速度均勻性提高。但從局部看，網前分離區域擴大，出口分離區域減小，為此必須進一步改進阻尼網設計以消除分離。

表1 16組阻尼網初步設計參數Table 1 Preliminary design coefficients of 16kinds of screen arrangements

圖4 16組阻尼網計算結果Fig.4 Simulation results of 16kinds of screen arrangements

圖5 布置阻尼網后大開角段對角面速度分布Fig.5 Velocity distribution of diagonal surface in wide angle diffuser with screens

2.2 優化設計

增大第一層阻尼網損失系數可以有效減弱網前氣流分離，對抑制網間、網后分離也十分重要。但大開角段截面面積變化引起出、入口較大的速度變化，增加第二層阻尼網損失帶來的壓力損失相對較小，且對提高擴散段出口速度均勻性有重要作用。因此，需合理分配兩層阻尼網損失系數。

為消除網前分離，在第二層網損失系數不變的情況下增加第一層阻尼網損失系數，分別將第一層阻尼網的損失系數增加至0.8、1.2、1.6、2.0、3.0、4.0（分別對應優化方案1～6）。

從表2可以看到，隨著第一層阻尼網損失系數的增加，出口速度分布均勻性提高，但壓力恢復系數有所下降。

表2 四種優化方案的RMS及值Table 2RMSandvalue of 4optimized schemes

表2 四種優化方案的RMS及值Table 2RMSandvalue of 4optimized schemes

方案編號優化方案1優化方案2RMS/%C＊pRMS/%C＊p1-4 24.3-0.17 21.9-0.50 2-4 21.3-0.03 18.9-0.31 3-4 19.7 0.09 17.3-0.14 4-4 19.5 0.16 16.7 0.07方案編號優化方案3優化方案4RMS/%C＊pRMS/%C＊p1-4 20.8-0.83 20.0-1.16 2-4 17.5-0.59 16.6-0.75 3-4 15.9-0.37 15.1-0.60 4-4 15.4-0.23 14.6-0.33方案編號優化方案5優化方案6RMS/%C＊pRMS/%C＊p1-4 15.6-1.95 14.4-2.77 2-4 11.0-1.54 9.5-2.23 3-4 9.2-1.17 7.9-1.74 4-4 8.7-0.93 7.8-1.43

圖6為優化阻尼網布置后大開角段內最大分離速度，可以看到，增加第一層網損失系數，分離速度減小。對比四種阻尼網組合，1-4、2-4逆向速度較小，3-4有所增加，4-4大幅增加。初始方案中，分離在-3m/s左右。增加第一層網損失系數后，優化方案1、2的分離區域和分離速度顯著減小。繼續增加第一層網損失系數（優化方案3、4、5、6）對分離區域和分離速度的改變很小，但壓力恢復系數急劇降低。

阻尼網前移有助于減小網前分離，但壓力損失急劇增加，阻尼網后移則增加網前分離，并導致最大逆向速度跳躍增加。為此，確定優化方案3、4為合理設計方案，能有效抑制網前分離。2-4、3-4方案為較為優化的阻尼網組合，阻尼網位置如圖7所示。

圖6 六組優化方案的大開角段內最大分離速度Fig.6 Max adverse velocity of 6optimized schemes in wide angle diffuser

圖7 阻尼網布置位置示意圖Fig.7 Schematic of screens location

基于方案3增加第二層阻尼網的損失系數形成方案7，Ks1和Ks2分別為1.6和1.0，基于方案4形成方案8，Ks1和Ks2分別為2.0和1.0。

從圖8可以看出，增加第二層網損失系數后RMS有所下降，但壓力恢復系數降低。方案7與4相比，適當減小第一層網損失系數，同時增加第二層網損失系數后，在降低擴散段出口截面RMS的同時，提高了擴散段的壓力恢復系數，減小了擴散段損失。

圖8 四組優化方案計算結果Fig.8 Simulation results of 4kinds of optimized schemes

由此，方案7的3-4組合為針對本文所研究大開角段模型的合理優化阻尼網布置方式。若需要進一步減小網前分離，可以繼續增加第一層網的損失系數，但改善幅度很小，會帶來較大的壓損。如需獲得RMS小于15%的出口速度分布，可通過增加第二層網損失系數的方式實現。

3 一體化模型阻尼網設計

大開角段內部流場直接受到前后部段的影響，考慮前后部段進行模擬，能夠獲得更真實的流場分布，更有針對性地對其內部的整流裝置進行設計。

圖9給出了布置壓縮機尾罩和第二擴散段后空大開角段對角面速度分布，從大開角段入口開始出現氣流分離，分離區域主要集中在四個角區，并逐漸向后發展。與圖3比較可以看出，布置壓縮機尾罩和第二擴散段后，分離區域明顯向下游擴展。由于尾罩的存在，壓縮機尾罩段呈擴散狀，和第二擴散段均會產生逆壓梯度，使邊界層變厚，導致氣流分離，對流場品質產生不良影響。大開角段出口截面RMS值為122.4，壓力恢復系數為-0.01，兩個參數均有相當程度的降低。

圖9 布置壓縮機尾罩及第二擴散段后模型對角面速度分布Fig.9 Velocity distribution of diagonal surface in wide angle diffuser with compressor tail cone and 2nd diffuser without screens

從圖10可以看出，布置換熱器能有效減小分離尺度，限制分離區域向后發展，使分離集中在大開角段內。大開角段出口截面RMS為76.2%，擴散段總壓力恢復系數C＊p為0.33。與未加換熱器時相比，加入換熱器有利于均勻出口氣流和壓力恢復。也要看到，由于換熱器阻力過大，導致氣流在靠近壁面附近出現了過沖現象［14］。由于大開角段內壁面附近邊界層剝離嚴重，產生較大的分離損失，因此分離后，壁面附近的氣流靜壓較中心區域低。換熱器損失系數較大時，為保持通過流量不變，氣流在換熱器后的壁面附近出現了速度過沖。損失系數越大，則過沖現象越顯著。在阻尼網設計時，如果阻力系數過大，也會出現這一問題。

圖11為一體化模型對角面速度分布。一體化模型大開角段出口截面RMS值為81.5%，C＊p為0.3，分離區域集中出現在大開角段內。

對一體化模型的阻尼網設計，采用方案2-4、3-4及優化方案7。從表3可以看出兩種方案均可有效抑制大開角段內的大范圍氣流分離，獲得均勻程度高的出口截面速度分布。

圖10 布置換熱器后對角面速度分布Fig.10 Velocity distribution of diagonal surface in wide angle diffuser with heat exchanger

圖11 一體化模型對角面速度分布Fig.11 Velocity distribution of diagonal surface in integrative model

表3 一體化模型布置阻尼網后計算結果Table 3 Results of the integrative model with screens

為抑制氣流分離，盡量降低壓力損失，確定3-4方案為最終方案?？紤]前后部段的影響，將兩層阻尼網損失系數減小為0.8、1.0后出口RMS為16.2%，有效提高了出口速度均勻性，基本滿足設計要求；總壓力恢復系數C＊p為-0.03，有效降低了壓力損失，與零壓力恢復設計思想相吻合。圖12為采用最終方案計算得到的一體化模型流場流線顯示圖，氣流分布十分均勻，僅在大開角段入口至第一層網前四個角區存在微小的回流區，達到了抑制大開角段內大范圍氣流分離的目的。

圖12 方案3-4一體化模型流線圖Fig.12 Streamlines of the integrative model with screens scheme 3-4

4 結 論

通過數值模擬對0.6m連續式跨聲速風洞大開角段內阻尼網的工程設計結果進行了優化，結論如下：

（1）阻尼網工程設計方法是可行的。其設計基礎是前無其它過渡部段的圓形截面擴散段，在實際設計時，應根據實際的大開角段構型，對阻尼網的設計損失系數進行調整。對于0.6m風洞，3-4組合是較為合理的方案，兩層阻尼網損失系數為1.6和1.0時可有效抑制氣流分離。

（2）阻尼網設計應充分考慮大開角段布置環境對其性能的影響。換熱器段有利于抑制大開角段內氣流分離沿軸向發展，第二擴散段和壓縮機尾罩段則加劇了分離的產生。根據0.6m風洞布局，確定了方案3-4，兩層阻尼網損失系數分別為0.8、1.0。該方案實現了高性能大開角段無明顯氣流分離，降低壓力損失，提高出口速度均勻性的設計目標。

研究中發現，使用損失系數較大的阻尼網時，氣流在洞壁附近出現了速度過沖現象，未來工作中將考慮洞壁邊界層效應，研究變目數阻尼網對整流效果的影響。下一步還將在0.6m連續式跨聲速風洞形成試驗能力時獲得大開角擴散段試驗數據，與計算結果進行對比，完善設計方法。

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Numerical simulation of flow conditioning device design in wide angle diffuser of continuous transonic wind tunnels

Li Hongzhe1，Liao Daxiong1，2，Cong Chenghua1，2
（1.FacilityDesignandInstrumentationInstituteofChinaAerodynamicsResearchandDevelopmentCenter，Mianyang621000，China2.StateKeyLaboratoryofAerodynamics，ChinaAerodynamicsResearchandDevelopmentCenter，Mianyang621000，China）

Large area expansion can be achieved effectively by wide angle diffusers in wind tunnels，while the airflow separation may occur at the same time.In order to ensure the flow field quality，the separation must be suppressed.Utilizing damp-screens with reasonable parameters is a valid method in engineering.With the background of 0.6mcontinuum transonic wind tunnel，so as to test the engineering design method of damp-screens，we verify the preliminary result by the method through the way of numerical simulation.From the calculation，by taking the scheme 3-4，loss coefficients for two screens are 1.6and 1.0respectively，theRMSvalue at the outlet of the wide angle diffuser will be 14.5%；considering the influence by the environment and adjusting the two coefficients to 0.8and 1.0，theRMSvalue will be 16.2%.The research indicates that，the engineering design method，in addition to numerical simulations，can be effectively applied in the design of wide angle diffusers.Suppressing the airflow separation，reducing the pressure loss，and improving the exit velocity uniformity can be achieved simultaneously.

continuous wind tunnel；transonic；wide angle diffuser；screen；numerical simulation；flow quality

V211.74

：Adoi：10.7638/kqdlxxb-2013.0078

0258-1825（2015）02-0198-06

2013-07-20；

：2013-10-30

李紅喆＊（1987-），女，陜西寶雞人，碩士，工程師，從事風洞氣動設計及數值模擬研究.E-mail：cardc.lhz＠gmail.com

李紅喆，廖達雄，叢成華.連續式跨聲速風洞大開角段整流裝置設計數值模擬［J］.空氣動力學學報，2015，33（2）：198-203.

10.7638/kqdlxxb-2013.0078 Li H Z，Liao D Xi，Cong C H.Numerical simulation of flow conditioning device design in wide angle diffuser of continuous transonic wind tunnels［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2015，33（2）：198203.