李紅喆，廖達(dá)雄，叢成華

（中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 空氣動(dòng)力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽(yáng) 621000）

0 引 言

隨著大飛機(jī)項(xiàng)目的啟動(dòng)，為解決我國(guó)急需發(fā)展的先進(jìn)飛行器研制問(wèn)題，除依靠提高風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)量精度和改進(jìn)試驗(yàn)技術(shù)的途徑外，必須盡快建立大型連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞，解決飛行器風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)M能力和精細(xì)化模擬問(wèn)題。目前，中國(guó)正在運(yùn)行的跨聲速風(fēng)洞相對(duì)較少，需要進(jìn)一步研究連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞設(shè)計(jì)技術(shù)，這對(duì)風(fēng)洞合理設(shè)計(jì)和成功運(yùn)行有著重要的意義。

在連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞中，為了降低氣流速度，獲得較大的收縮比，一般設(shè)置有擴(kuò)散段，擴(kuò)散段過(guò)長(zhǎng)將使得風(fēng)洞建造和運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性同時(shí)降低。合理選擇和設(shè)計(jì)大開(kāi)角擴(kuò)散段及整流裝置，不僅可以降低壓縮機(jī)能耗，還能夠提高風(fēng)洞性能。

1 大開(kāi)角擴(kuò)散段在連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞中的作用

對(duì)于連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞，試驗(yàn)段氣流均勻性要求很高，通常會(huì)通過(guò)增加收縮比來(lái)提高風(fēng)洞流場(chǎng)品質(zhì)。為實(shí)現(xiàn)大收縮比，必須相應(yīng)地進(jìn)行部段面積的擴(kuò)張，風(fēng)洞中采用的主要擴(kuò)散方式有擴(kuò)散段和擴(kuò)散拐角。

由于常規(guī)擴(kuò)散段的當(dāng)量擴(kuò)散角一般不超過(guò)5°～6°［1］。無(wú)限制地采用常規(guī)擴(kuò)散段，會(huì)大大增加風(fēng)洞尺寸，風(fēng)洞尺寸的增加對(duì)應(yīng)著風(fēng)洞造價(jià)的大幅度提升和運(yùn)轉(zhuǎn)功率的大幅度提升。此外，風(fēng)洞擴(kuò)散段長(zhǎng)度的增加，也對(duì)風(fēng)洞內(nèi)各部段的合理布局帶來(lái)難度。

大開(kāi)角擴(kuò)散段的使用，減少了風(fēng)洞回路長(zhǎng)度，在較短的距離內(nèi)實(shí)現(xiàn)了大的風(fēng)洞擴(kuò)散比，給以上問(wèn)題提供了一種行之有效的解決方法。大開(kāi)角擴(kuò)散段是連續(xù)式風(fēng)洞中優(yōu)化設(shè)計(jì)的重要部段，其性能的優(yōu)劣直接影響風(fēng)洞流場(chǎng)的質(zhì)量。

2 國(guó)外大開(kāi)角擴(kuò)散段的應(yīng)用情況

2.1 國(guó)外應(yīng)用情況

（1）國(guó)家跨聲速設(shè)備

NTF（National Transonic Facility）是美國(guó)蘭利研究中心的一座連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞（圖1）。試驗(yàn)段為2.4m×2.4m 的正方形截面，試驗(yàn)運(yùn)行馬赫數(shù)為0.1～1.2。NTF 風(fēng)洞設(shè)置有大開(kāi)角擴(kuò)散段，位于低速擴(kuò)散段和第四拐角段之后、換熱器之前，實(shí)現(xiàn)了較大面積比的擴(kuò)張［2-3］。大開(kāi)角段采用具有一定曲率的型面壁設(shè)計(jì)，沿壁面具有一個(gè)小逆向靜壓梯度。當(dāng)氣流沿著彎曲型面流動(dòng)時(shí)，隨大開(kāi)角段面積的增加，作用在氣流上的離心力被氣流減速時(shí)所產(chǎn)生的壓升所平衡，可以減輕邊界層分離。

（2）歐洲跨聲速風(fēng)洞

ETW （European Transonic Wind tunnel）是為了實(shí)現(xiàn)全尺寸飛行器試驗(yàn)時(shí)高雷諾數(shù)的模擬，于1975年開(kāi)始設(shè)計(jì)建造的歐洲跨聲速風(fēng)洞。其試驗(yàn)段尺寸為2.4m×2m，試驗(yàn)運(yùn)行馬赫數(shù)為0.15～1.3（圖2）。根據(jù)試驗(yàn)段參數(shù)，在第四拐角段下游、穩(wěn)定段前布置總擴(kuò)散比為2.4、總擴(kuò)散角50°的兩級(jí)大開(kāi)角擴(kuò)散段。兩級(jí)擴(kuò)散的擴(kuò)散半角分別為12.5°和25°。擴(kuò)散段中布置兩層阻尼網(wǎng)，一層位于兩級(jí)擴(kuò)散段的連接處，另一層位于擴(kuò)散段的出口。為同時(shí)滿足結(jié)構(gòu)形式和氣動(dòng)性能，采用球形阻尼網(wǎng)，兩層阻尼網(wǎng)的參數(shù)均為118 孔每米，網(wǎng)絲直徑2.34mm，損失系數(shù)為1.447。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，多級(jí)擴(kuò)開(kāi)角的大開(kāi)角擴(kuò)散段有效地避免了流動(dòng)分離的產(chǎn)生［4］。（3）4.8m 跨聲速風(fēng)洞

蘭利研究中心的4.8m 跨聲速風(fēng)洞是一座閉口單回路風(fēng)洞，能提供0.1～1.3的試驗(yàn)馬赫數(shù)（圖3）。在換熱器和常規(guī)擴(kuò)散段之間布置有擴(kuò)散半角為6°的較短大開(kāi)角擴(kuò)散段［5］。

（4）國(guó)家風(fēng)洞群

圖1 NTF風(fēng)洞Fig.1 NTF wind tunnel

圖2 ETW 風(fēng)洞Fig.2 ETW wind tunnel

圖3 4.8m 跨聲速風(fēng)洞Fig.3 4.8mtransonic wind tunnel

圖4 NWTC跨聲速風(fēng)洞大開(kāi)角段試驗(yàn)裝置Fig.4 NWTC wide-angle diffuser test device

NWTC（National Wind Tunnel Complex）是美國(guó)于1996年設(shè)計(jì)的一座單回路、閉口連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞（圖4），馬赫數(shù)范圍為0.1～1.5。風(fēng)洞氣動(dòng)設(shè)計(jì)為錐形擴(kuò)散段連接大開(kāi)角擴(kuò)散段，大開(kāi)角擴(kuò)散段由三級(jí)擴(kuò)散組成，第一、二部分長(zhǎng)6m，當(dāng)量擴(kuò)散角24°。第三部分長(zhǎng)3m，采用凸圓壁面，當(dāng)量擴(kuò)散角達(dá)到41°。為研究大開(kāi)角擴(kuò)散段內(nèi)的流場(chǎng)，于1995年建造1／23的縮比尺寸模型進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，未設(shè)置整流裝置時(shí)，錐形擴(kuò)散段內(nèi)邊界層不穩(wěn)定且在大開(kāi)角擴(kuò)散段內(nèi)出現(xiàn)了嚴(yán)重的氣流分離。在大開(kāi)角擴(kuò)散段內(nèi)3個(gè)部分的結(jié)合處分別安裝一層開(kāi)孔率51%的阻尼網(wǎng)后，分離得到了有效地抑制。如果在錐形擴(kuò)散段內(nèi)再安裝一層較為粗糙的網(wǎng)，流場(chǎng)質(zhì)量將會(huì)進(jìn)一步得到改善［6］。

2.2 大開(kāi)角擴(kuò)散段布置位置

從上可知，由于風(fēng)洞中面積最大的兩個(gè)部段為穩(wěn)定段和換熱器段，應(yīng)用于連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞中的大開(kāi)角擴(kuò)散段通常有兩種布置位置。第一種位于風(fēng)洞中第四拐角與穩(wěn)定段間，實(shí)現(xiàn)大面積比的過(guò)渡。大開(kāi)角擴(kuò)散段內(nèi)布置整流裝置可以有效地抑制分離，均勻氣流，提高穩(wěn)定段入口質(zhì)量，有利于穩(wěn)定段內(nèi)整流裝置的設(shè)計(jì)。美國(guó)的NTF、歐洲的ETW、德國(guó)的TWG等都采用該種布置形式。

另一種是將大開(kāi)角擴(kuò)散段布置在風(fēng)洞的第二擴(kuò)散段與換熱器間。通常連續(xù)式風(fēng)洞需要布置換熱器段。由于換熱器堵塞度大，需要增大沿流向的截面積以降低氣流速度，從而減小換熱器的壓力損失。設(shè)計(jì)大開(kāi)角擴(kuò)散段，可以很好地完成較小截面積風(fēng)洞管路與大截面積換熱器的過(guò)渡，縮減風(fēng)洞尺寸。此外，合理設(shè)計(jì)大開(kāi)角擴(kuò)散段內(nèi)整流裝置，可以有效提高換熱器入口速度的均勻性，降低溫度隨氣流的擾動(dòng)，提高換熱效率。大多數(shù)風(fēng)洞選擇采用這種布局方式，如美國(guó)的NWTC，NASA 艾姆斯研究中心的11ft跨聲速風(fēng)洞，NASA 蘭利研究中心的4.8m 跨聲速風(fēng)洞，波音公司的BTWT 等。

3 大開(kāi)角擴(kuò)散段主要的整流方式

3.1 分離產(chǎn)生的原因

由于開(kāi)口面積的突然增加，大開(kāi)角擴(kuò)散段內(nèi)常常伴隨嚴(yán)重的流動(dòng)分離現(xiàn)象。常規(guī)擴(kuò)散段的設(shè)計(jì)中，要求控制擴(kuò)散角小于5°，面積比小于3。這是由于當(dāng)擴(kuò)散角大于5°，或者面積比大于3時(shí)，逆壓梯度會(huì)使得擴(kuò)散段內(nèi)出現(xiàn)明顯的氣流分離。此外，大開(kāi)角擴(kuò)散段前接一個(gè)常規(guī)擴(kuò)散段的布置形式是一種十分常用的布置方式。在這種情況下，由于常規(guī)擴(kuò)散段邊界層的發(fā)展和大開(kāi)角段氣流逆壓梯度的影響，氣流分離點(diǎn)通常會(huì)前移，分離現(xiàn)象會(huì)更加嚴(yán)重。

3.2 主要的整流方式

氣流分離不僅對(duì)擴(kuò)散段本身，也會(huì)對(duì)位于擴(kuò)散段下游的各部段性能造成不良的影響，同時(shí)影響風(fēng)洞試驗(yàn)段流場(chǎng)品質(zhì)和風(fēng)洞總體性能。幾十年來(lái)，大量的國(guó)內(nèi)外研究人員致力于整流裝置的研究，提出了多種整流思想，設(shè)計(jì)了數(shù)十種大開(kāi)角段內(nèi)的整流裝置，有效地抑制了氣流分離，提高了出口速度的均勻性［7］。

在暫沖式跨超聲速風(fēng)洞中，為抑制調(diào)壓閥后來(lái)流的旋轉(zhuǎn)與分離，通常在大開(kāi)角擴(kuò)散段內(nèi)布置中心錐和孔板，我國(guó)建造的FL-22、FL-24、FL-26 跨超聲速風(fēng)洞的大開(kāi)角擴(kuò)散段均采用這種方式整流。文獻(xiàn)［8］對(duì)擴(kuò)開(kāi)角、中心錐角和孔板布置情況進(jìn)行了詳細(xì)的研究。

連續(xù)式風(fēng)洞中，氣流較平穩(wěn)，大開(kāi)角段收縮比大，沖擊載荷小，一般安裝一層或多層金屬網(wǎng)作為防止氣流分離的裝置，稱為阻尼網(wǎng)整流。

除此之外，還可以采用分離隔板、多級(jí)擴(kuò)開(kāi)角、旋渦發(fā)生器、開(kāi)孔中心錐、棱錐形網(wǎng)、可動(dòng)壁、吸氣槽壁面、捕獲渦以及多種整流裝置結(jié)合使用的復(fù)合方法等對(duì)擴(kuò)散段進(jìn)行整流。

3.3 阻尼網(wǎng)防分離的優(yōu)勢(shì)

連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞中，大多數(shù)大開(kāi)角擴(kuò)散段都采用阻尼網(wǎng)整流，抑制分離，其他方法遠(yuǎn)不如阻尼網(wǎng)采用普遍［9］。阻尼網(wǎng)均勻性好，采用阻尼網(wǎng)，不僅可以防止或抑制分離，還能有效地均勻氣流，降低湍流度，穩(wěn)定氣流，提升流場(chǎng)質(zhì)量。

大多數(shù)其他裝置，比如分離隔板和導(dǎo)流片，由于尾跡使得氣流的湍流度增加。阻尼網(wǎng)還可以有效地減小邊界層厚度，提高邊界層承載逆壓梯度的能力。阻尼網(wǎng)相對(duì)其他整流裝置而言，來(lái)流均勻程度對(duì)出口速度型的影響較小。此外，阻尼網(wǎng)易于拆卸，成本較低［7］。

有研究表明，擴(kuò)散角小于60°，擴(kuò)散面積比小于5時(shí)，布置整流阻尼網(wǎng)，可以有效地改善流場(chǎng)品質(zhì)，達(dá)到令人滿意的要求［9］。還有文獻(xiàn)指出當(dāng)面積比和擴(kuò)散角很大時(shí)，只要合理布置阻尼網(wǎng)的層數(shù)及位置，仍然可以很好地避免流動(dòng)分離［10］。六七十年來(lái)，眾多研究者通過(guò)試驗(yàn)、數(shù)值計(jì)算、工程估算等手段，致力于阻尼網(wǎng)設(shè)計(jì)方法的研究。

4 阻尼網(wǎng)防分離的設(shè)計(jì)方法

阻尼網(wǎng)的性能由包含阻尼網(wǎng)層數(shù)、損失系數(shù)、安裝位置、網(wǎng)絲直徑、開(kāi)孔率在內(nèi)的多個(gè)參數(shù)決定。其中最為關(guān)注的3個(gè)參數(shù)為：阻尼網(wǎng)層數(shù)，阻尼網(wǎng)的安裝位置，每層阻尼網(wǎng)的損失系數(shù)。各種設(shè)計(jì)方法均圍繞這3個(gè)參數(shù)的確定展開(kāi)。

1948年，Schubauer等人提出犧牲靜壓恢復(fù)抑制流動(dòng)分離的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。由于擴(kuò)散段面積大，速度低，設(shè)計(jì)中可以不重視大開(kāi)角段的效率η，通過(guò)犧牲靜壓恢復(fù)來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)流動(dòng)分離的抑制［11］。

基于這種思想，Mehta和Farell和Smith先后完善了阻尼網(wǎng)設(shè)計(jì)方法。

4.1 Mehta設(shè)計(jì)方法

1976年，Mehta收集了100個(gè)風(fēng)洞中大開(kāi)角擴(kuò)散段的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并逐一進(jìn)行分析?？偨Y(jié)得到了大開(kāi)角段阻尼網(wǎng)的經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，在大開(kāi)角擴(kuò)散段設(shè)計(jì)中為設(shè)計(jì)師廣泛采用，獲得了較為理想的效果。

圖5為面積比與擴(kuò)散角之間的關(guān)系圖線，規(guī)定了每一種配置所需要的網(wǎng)數(shù)。如圖，描繪出了0、1、2、3層網(wǎng)組合使用成功的光滑曲線。直線AB是Kline等人于1957年提出的無(wú)網(wǎng)時(shí)近似無(wú)分離流動(dòng)的界限。

圖5 面積比與擴(kuò)散角關(guān)系圖Fig.5 The relation between area ratio and diffuser angle

圖6是所有網(wǎng)的壓降系數(shù)總和與面積比的關(guān)系。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的研究，Mehta提出優(yōu)化的EF包絡(luò)線，包含了最多的成功配置方案。圖中的虛線和點(diǎn)劃線分別表示Schubauer（1948）及Squire（1944）的公式。

圖6 壓降系數(shù)與面積比關(guān)系圖Fig.6 The relation between pressure drop coefficient and area ratio

對(duì)于任意形狀確定的大開(kāi)角擴(kuò)散段，Mehta提供的兩張圖表可以分別查出所需阻尼網(wǎng)數(shù)目和總的損失系數(shù)?？蛇M(jìn)一步參考以下擬合公式，確定阻尼網(wǎng)的布置位置。

其中，K為阻尼網(wǎng)損失系數(shù)，L為擴(kuò)散段長(zhǎng)度，Xr為阻尼網(wǎng)與擴(kuò)散段入口距離，M1為網(wǎng)位置權(quán)數(shù)，M2為網(wǎng)間距權(quán)數(shù)。通過(guò)大量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證得到結(jié)論，M1的最佳值約為0.5，M2的最佳值約為0.17，采取曲線整流時(shí)，M2推薦的最佳值為0.04。

Mehta設(shè)計(jì)準(zhǔn)則通常對(duì)50°以內(nèi)的擴(kuò)散角效果較好，最好使用損失系數(shù)在1～2之間的多層阻尼網(wǎng)代替損失系數(shù)很大的單層阻尼網(wǎng)。阻尼網(wǎng)通常安裝在壁面角度突然變化處，該處流動(dòng)易發(fā)生分離。一般在沒(méi)有角度突變時(shí)，在入口安裝阻力系數(shù)較大的網(wǎng)，其后加裝1或2張網(wǎng)。此外，網(wǎng)的具體安裝位置還與壁面形狀密切相關(guān)。

Mehta提出的基于經(jīng)驗(yàn)的設(shè)計(jì)方法，雖然在工程設(shè)計(jì)中應(yīng)用廣泛，但究其根本，大多都是依靠經(jīng)驗(yàn)估算，缺少理論分析作指導(dǎo)。查圖及擬合公式計(jì)算，均得到比較保守的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，不能確保獲得絕對(duì)成功的大開(kāi)角段設(shè)計(jì)［1，7，9］。

4.2 Farell設(shè)計(jì)方法

1990年，F(xiàn)arell等人基于流體動(dòng)力學(xué)和試驗(yàn)結(jié)果提出了一種設(shè)計(jì)方法，和Mehta的方法相比，該方法有較為可靠的理論作支撐，是一種較為成熟可靠的設(shè)計(jì)途徑。

對(duì)于真實(shí)流體，基于不可壓縮流動(dòng)簡(jiǎn)化后的一維機(jī)械能量方程，沿阻尼網(wǎng)方向順流而下，在截面i（面積Ai）和i+1（面積Ai+1）可以寫成：

其中，p是平均壓力，假設(shè)從入口到出口橫截面壓力都是連續(xù)變化的，U是橫截面上平均速度縱向分量，α是動(dòng)能修正系數(shù)，ρ是質(zhì)量密度，Ed是機(jī)械能耗散率，Ks是阻尼網(wǎng)i+1的壓頭損失系數(shù)。

設(shè)Cp為擴(kuò)散段中截面i和i+1之間的壓力恢復(fù)系數(shù)，如圖7，則方程可化簡(jiǎn)為：

基于零靜壓恢復(fù)思想，得到：

常規(guī)設(shè)計(jì)思路為阻尼網(wǎng)之間擴(kuò)散段的面積比小于等于1.4。面積比越小，則需要的Ks越小，需要的阻尼網(wǎng)數(shù)量越多。如果總擴(kuò)散面積比是A2／A1，可以通過(guò)暫時(shí)假定一個(gè)連續(xù)阻尼網(wǎng)之間的面積比Ai+1／Ai接近1.4的常數(shù)，選擇阻尼網(wǎng)數(shù)量n和阻尼網(wǎng)的位置，滿足（Ai+1／Ai）n=A2／A1。阻尼網(wǎng)的開(kāi)孔率可從常用的阻尼網(wǎng)壓力損失系數(shù)的圖表或公式中取得。研究中還發(fā)現(xiàn)，阻尼網(wǎng)開(kāi)孔率小于57%時(shí)，由于通過(guò)網(wǎng)孔射流的不均勻混合，阻尼網(wǎng)下游氣流的湍流度變大，增加了氣流的不均勻程度。

圖7 擴(kuò)散段面積比與壓力恢復(fù)系數(shù)圖Fig.7 Pressure recovery coefficient Cpfor conical diffusers

通過(guò)這種思路設(shè)計(jì)大開(kāi)角擴(kuò)散段的阻尼網(wǎng)，在大開(kāi)角段出口獲得了理想的速度型。另外，在實(shí)現(xiàn)無(wú)分離的情況下，可以通過(guò)估算和數(shù)值模擬計(jì)算設(shè)計(jì)壓升，從而減少能量損失、提高效率，實(shí)現(xiàn)無(wú)分離條件下的最大壓力恢復(fù)，優(yōu)化擴(kuò)散段的設(shè)計(jì)［12］。

4.3 Smith設(shè)計(jì)方法

Mehta和Farell設(shè)計(jì)方法的約束條件為面積比小于5，擴(kuò)散角不超過(guò)55°。面積比增加時(shí)，則依靠增加阻尼網(wǎng)數(shù)目來(lái)均勻氣流，并且Mehta方法中并沒(méi)有提供流動(dòng)均勻的定義，只是采用成功或者不成功對(duì)阻尼網(wǎng)的使用效果進(jìn)行了定性描述。擴(kuò)散段的面積比大于6時(shí)，以上的研究結(jié)論便不再適用。

針對(duì)這種情況，很多研究人員對(duì)大開(kāi)角擴(kuò)散段展開(kāi)了進(jìn)一步的研究，研究結(jié)果擴(kuò)展了Mehta及Farell設(shè)計(jì)方法所限定的面積比范圍［13-14］。研究成果還顯示，如果合理選擇阻尼網(wǎng)的開(kāi)孔率和布置位置，兩層阻尼網(wǎng)就足以很好地控制擴(kuò)散段出口的速度分布［14］。

Smith等人于1991年對(duì)面積比大于5的擴(kuò)散段整流情況進(jìn)行了試驗(yàn)研究，在試驗(yàn)中，將表示截面速度分布情況的RMS%值作為流動(dòng)均勻性的量度。參考美國(guó)工業(yè)氣體凈化研究所提供的擴(kuò)散段出口速度均勻性的判斷標(biāo)準(zhǔn)，美國(guó)和英國(guó)均采用該標(biāo)準(zhǔn)。

Smith主要研究了兩層阻尼網(wǎng)在面積比為10的大開(kāi)角擴(kuò)散段中對(duì)速度型的控制情況，擴(kuò)散角分別為45°和60°。阻尼網(wǎng)開(kāi)孔率為42%和51%，孔板的開(kāi)孔率在40%和58%之間。如圖8所示，每層阻尼網(wǎng)有六種布置位置，每次試驗(yàn)采用一種組合方式。

圖8 擴(kuò)散段中阻尼網(wǎng)安裝位置示意圖Fig.8 The location of screens in diffuser

分析試驗(yàn)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)由于阻尼網(wǎng)的開(kāi)孔率和布置的位置不同，得到了3種典型的出口速度型。（1）壁面處高速，中心區(qū)低速；（2）形成高速十字形區(qū)，拐角處速度低；（3）均勻的出口速度型。

45°擴(kuò)散角得到的最小RMS%為8.75，60°擴(kuò)散角得到的最小RMS%為15.67。兩者的測(cè)量結(jié)果都顯示了均勻的出口速度型，均很好地滿足了流動(dòng)均勻標(biāo)準(zhǔn)。最后得到結(jié)論，當(dāng)擴(kuò)散段面積比為10，擴(kuò)散角45°時(shí)推薦使用開(kāi)孔率40%左右的阻尼網(wǎng)，以及開(kāi)孔率40%或者50%的孔板。上游阻尼網(wǎng)X／N（X／N為阻尼網(wǎng)距大開(kāi)角入口長(zhǎng)度和總長(zhǎng)度之比）在0.27和0.47之間，下游阻尼網(wǎng)X／N為0.85。擴(kuò)散角60°時(shí)，和45°時(shí)采用相同的阻尼網(wǎng)和布置位置，仍然采用相同開(kāi)孔率的孔板，孔板布置X／N為0.27和1。 研究結(jié)果提供了面積比為10的情況下，可以有效均勻氣流的阻尼網(wǎng)參數(shù)設(shè)置，擴(kuò)展了Mehta關(guān)于兩層網(wǎng)所能使用的面積比5為上限的結(jié)論。研究結(jié)果還顯示出，相同條件下，使用孔板會(huì)較使用阻尼網(wǎng)時(shí)的RMS%值增加。另外，合理布置時(shí)，兩層阻尼網(wǎng)即可有效抑制分離，均勻氣流。這些結(jié)論可作為進(jìn)一步的研究參考和基礎(chǔ)［10］。

5 對(duì)大開(kāi)角擴(kuò)散段設(shè)計(jì)的幾點(diǎn)建議

中國(guó)正在論證并將建設(shè)大型連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞。根據(jù)前面提到的幾種大開(kāi)角擴(kuò)散段阻尼網(wǎng)設(shè)計(jì)方法，在設(shè)計(jì)連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞中大開(kāi)角段阻尼網(wǎng)時(shí)，可以遵循以下幾個(gè)步驟和原則：

（1）根據(jù)大開(kāi)角擴(kuò)散段的幾何參數(shù)，查圖1、2確定總的損失系數(shù)和網(wǎng)數(shù)。網(wǎng)數(shù)盡量不超過(guò)兩層，第一層的損失系數(shù)較大，且每層的損失系數(shù)在1～2之間； （2）根據(jù)Farell設(shè)計(jì)原則，確定擴(kuò)散段中阻尼網(wǎng)位置。兩層之間的面積比不超過(guò)1.4，阻尼網(wǎng)開(kāi)孔率不超過(guò)57%；

（3）對(duì)空擴(kuò)散段進(jìn)行計(jì)算，大致確定出氣流分離位置。阻尼網(wǎng)應(yīng)布置在氣流分離處或是角度突變（采用兩級(jí)擴(kuò)散時(shí)）處；

（4）根據(jù)以上3個(gè)步驟確定出兩種布置方案；

（5）對(duì)兩種方案進(jìn)行數(shù)值模擬，并計(jì)算各自的M1、M2值。分析對(duì)比以獲得更加接近大量試驗(yàn)中獲得的優(yōu)化值；

（6）確定最終方案，并對(duì)阻尼網(wǎng)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化以提高效率。在無(wú)分離情況下，遵照以上原則，減小損失，獲得最大壓力恢復(fù)。

大開(kāi)角擴(kuò)散段是連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞的一個(gè)重要部段，內(nèi)部氣流多出現(xiàn)分離，抑制分離、均勻氣流、降低損失是該部段設(shè)計(jì)的關(guān)鍵核心。介紹了國(guó)外連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞中大開(kāi)角段兩種常見(jiàn)的布局和現(xiàn)有的多種整流方式。主要針對(duì)最為常用的阻尼網(wǎng)整流，分析比較了幾種阻尼網(wǎng)的設(shè)計(jì)方法，并總結(jié)出了一套優(yōu)化的阻尼網(wǎng)設(shè)計(jì)方法和設(shè)計(jì)中應(yīng)該遵守的原則。

［1］ MEHTA R D.The design of wide-angle diffusers［R］.I.C.Aero Report 76-03，1976.

［2］ KILGORE W A，BALAKRISHNA S，BOBBITT C W，et al.Recent enchancements to the national transonic facility［R］.AIAA 2003-0754.

［3］ WAHLS R A.The national transonic facility：a research retrospective［R］.AIAA 2001-0754.

［4］ BOUIS X，PRIEUR J，TIZARD J，et al.A ETW aerodynamic design［C］.Aerodynamics of Wind Tunnel Circuits and Their Components，Moscow，Russia，published in CP-585，1996.

［5］ CAPONE F J，BANGERTL S，ASBURY S C，et al.The NASA Langley 16-foot transonic wind tunnel［R］.NASA-TP-3521，1995.

［6］ YASTE D M，MEHTA R D，WATMUFF J H，et al.NWTC back-leg modle tests［R］.AIAA 1997-0093.

［7］ MEHTA R D.The aerodynamic design of blower tunnels with wide-angle diffusers［J］.Prog.Aerospace Sci.，1977，18：59-120.

［8］ 叢成華，陳振華，彭強(qiáng).跨超聲速風(fēng)洞大開(kāi)角段設(shè)計(jì)技術(shù)研究［J］.空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)，2011，29（1）：85-90.

［9］ MEHTA R D，BRADSHAW P.Design rules for small low speed wind tunnels［J］.Aeronaut.J.，1979，83：443-449.

［10］WARD-SMITH A J，LANE D L，REYNOLDS A J，et al.Flow regimes in wide-angle screened diffusers［J］.Int.J.Mech.Sci.，1991，33：41-54.

［11］SCHUBAUER G B，SPANGENBERG W G.Effects of screens in wide-angle diffusers［R］.NACA Tech.Rep.949，1947.

［12］FARELL C，XIA Lunxi.A note on the design of screenfilled wide-angle diffusers［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1990，33：479-486.

［13］SAHIN B，WARD-SMITH A J.The use of perforated plates to control the flow emerging from a wide-angle diffuser with application to electrostatic precipitator design［J］.Int.J.Heat Fluid Flow，1987，8：124-131.

［14］SAHIN B，WARD-SMITH A J.Effect of perforated plates on wide-angle diffuser-exit velocity profiles［J］.J.Wind Engng Ind.Aerodyn.，1990，34：1-13.