隆永勝, 胡振震, 袁 竭, 李海燕

(中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心, 四川 綿陽 621000)

橢圓噴管設(shè)計(jì)與數(shù)值模擬

隆永勝, 胡振震, 袁 竭*, 李海燕

(中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心, 四川 綿陽 621000)

提出了一種橢圓噴管的設(shè)計(jì)思路，并對(duì)橢圓噴管流場(chǎng)與矩形噴管流場(chǎng)進(jìn)行了對(duì)比分析。通過數(shù)值計(jì)算表明,在相同的駐室參數(shù)、相同的長(zhǎng)度和出口面積條件下，橢圓噴管出口馬赫數(shù)略高于矩形噴管。湍流和高溫真實(shí)氣體效應(yīng)均降低了噴管的有效面積比，改變了噴管流場(chǎng)的膨脹波系，通過選擇合適的噴管出口位置可以獲得較好的試驗(yàn)均勻區(qū)。橢圓噴管作為高超聲速風(fēng)洞特種試驗(yàn)裝置，可以有效利用加熱器的能量，提高設(shè)備的參數(shù)模擬能力，可適用于大尺寸扁平狀前緣、舵、翼等模型的防熱試驗(yàn)和大寬高比的沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)研究。

電弧風(fēng)洞；熱結(jié)構(gòu)試驗(yàn)；橢圓噴管；流場(chǎng)；數(shù)值模擬

0 引 言

在開展高超聲速飛行器熱結(jié)構(gòu)地面風(fēng)洞模擬試驗(yàn)時(shí)，常常利用燃?xì)?、電阻、電弧?duì)試驗(yàn)空氣進(jìn)行預(yù)加熱，加熱的高溫氣體經(jīng)過穩(wěn)定段后進(jìn)入噴管進(jìn)行試驗(yàn)。常規(guī)的噴管采用圓形或矩形截面，噴管的型面一般為錐形和二維型面。隨著工程應(yīng)用研究的深入，為了降低風(fēng)險(xiǎn)，地面試驗(yàn)的模型越來越接近真實(shí)飛行器，尺寸越來越大。另外，一些試驗(yàn)項(xiàng)目的尺度效應(yīng)特別顯著，無法采用縮比模型。如飛行器熱結(jié)構(gòu)試驗(yàn)中，模型尺寸通常需要做到1∶1才能真實(shí)地模擬結(jié)構(gòu)的傳熱、溫度梯度、熱應(yīng)力和熱應(yīng)變等特征[1-4]；沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流試驗(yàn)也通常采用1∶1的模型進(jìn)行試驗(yàn)。這使得風(fēng)洞噴管的出口直徑不斷擴(kuò)大，隨之推動(dòng)了大型高超聲速高溫風(fēng)洞等設(shè)施的建設(shè)，但設(shè)備的建設(shè)規(guī)模無法滿足不斷發(fā)展的試驗(yàn)研究需求。在電弧風(fēng)洞熱結(jié)構(gòu)試驗(yàn)中，國內(nèi)外所有的電弧風(fēng)洞都無法對(duì)高超聲速飛行器的整體模型進(jìn)行試驗(yàn)，一般采用飛行器局部的1∶1模型，如對(duì)飛行器進(jìn)行分解，分別對(duì)空氣舵/翼、頭部、機(jī)身拐角、接縫、大面積區(qū)、觀察或通信窗口等部件進(jìn)行試驗(yàn)[5-9]。如果采用50MW量級(jí)的電弧風(fēng)洞模擬飛行馬赫數(shù)6～7、高度20～30km的飛行熱環(huán)境參數(shù)，噴管出口也僅為Φ400～500mm。噴管出口要增大到直徑Φ1000mm，電弧加熱器的功率將超過200MW，其電源設(shè)備將建造到約400MW。通常風(fēng)洞熱結(jié)構(gòu)考核試驗(yàn)時(shí)間在100s以上，甚至長(zhǎng)達(dá)3000s以上，其相應(yīng)的氣源、冷卻水系統(tǒng)、真空和引射系統(tǒng)就更為龐大。美國建有8英尺高溫燃?xì)怙L(fēng)洞，并計(jì)劃研制400MW的電弧加熱設(shè)備[10-17]，但到目前為止，世界上還沒有一個(gè)國家具備對(duì)高超聲速飛行器進(jìn)行整機(jī)、長(zhǎng)時(shí)間試驗(yàn)的能力。因此，還需發(fā)展一些新的試驗(yàn)技術(shù)和試驗(yàn)方法，采用現(xiàn)有的設(shè)備解決高超聲速飛行器存在的防熱問題。

根據(jù)高超聲速飛行器的外形特點(diǎn)，帶尖銳前體、翼、帶舵和機(jī)身扁平是該類飛行器的典型特征[18-19]。在風(fēng)洞上進(jìn)行前緣類、翼、舵熱結(jié)構(gòu)試驗(yàn)時(shí)，模型的尺寸在寬度方向往往超過500mm，而厚度方向通常小于100mm。若采用軸對(duì)稱圓形噴管，其截面圓的直徑應(yīng)大于模型的寬度，導(dǎo)致出口面積較大，現(xiàn)有很多設(shè)備不能滿足試驗(yàn)參數(shù)的要求。即使有大型風(fēng)洞可以勝任，采用軸對(duì)稱圓形噴管依然面臨著設(shè)備能耗大，能量利用率低的問題。目前大多采用矩形型面噴管，如圖1所示[20],能夠有效利用能量，克服上述問題。但矩形噴管的寬高比較小時(shí)，橫向壓力梯度使氣流在噴管內(nèi)形成二次流動(dòng)，造成平壁中心處的邊界層增厚，導(dǎo)致流場(chǎng)均勻性較差，同時(shí)還存在矩形噴管角部結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中、冷卻不充分等問題。

本文提出了一種橢圓噴管設(shè)計(jì)思路[21]。通過設(shè)計(jì)合適的長(zhǎng)、短半軸，以應(yīng)用到大尺寸扁平狀或前緣狀模型試驗(yàn)，也可開展發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道及整體發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)研究。通過該噴管配套相應(yīng)的鈍楔試驗(yàn)裝置，可開展平板試驗(yàn)[22]。從而解決風(fēng)洞能量利用率低、流場(chǎng)均勻性較差等問題。如圖2所示，如果開展相同尺寸的模型試驗(yàn)，圓形噴管的出口面積是橢圓和矩形噴管的1.67倍，采用圓形噴管的加熱器功率是橢圓噴管的2.8倍。因此，利用橢圓噴管開展試驗(yàn)可極大地節(jié)省能量，提高風(fēng)洞的試驗(yàn)?zāi)芰Α?/p>

圖1 NASA Langley AHSTF Ma6噴管馬赫數(shù)分布

圖2 三種噴管出口面積對(duì)比

1 噴管設(shè)計(jì)

由于橢圓噴管主要用于高溫風(fēng)洞，開展熱結(jié)構(gòu)試驗(yàn)或發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)才能夠展現(xiàn)其優(yōu)勢(shì)。在這種特定的使用條件下，噴管的型面采用了錐形設(shè)計(jì)，主要考慮了以下因素：

(1) 噴管使用的焓值范圍變化寬(1～20MJ/kg)，總壓變化大(1～10MPa)，沒有固定的設(shè)計(jì)點(diǎn)。

高焓時(shí)，氣流在噴管內(nèi)流動(dòng)溫度劇烈變化，高溫真實(shí)氣體效應(yīng)對(duì)噴管流場(chǎng)的影響較大，將極大地改變了噴管流動(dòng)中的速度、密度、壓力、溫度和馬赫數(shù)，常規(guī)高超風(fēng)洞噴管的設(shè)計(jì)方法將不再適用。文獻(xiàn)[23-24]研究了變比熱比的設(shè)計(jì)方法，但不同的馬赫數(shù)比熱比變化引起的噴管型面的變化較大，對(duì)噴管附面層的修正也不好把握。如果噴管的型面設(shè)計(jì)不好，流場(chǎng)將會(huì)出現(xiàn)比錐形噴管流場(chǎng)還差的現(xiàn)象。國外Zeitoun，Hannemann[25-27]，國內(nèi)黃華，曾明，董維中等人[28-30]都對(duì)高溫真實(shí)氣體效應(yīng)對(duì)高超聲速噴管流場(chǎng)影響進(jìn)行了數(shù)值分析。Eitelerg[31-32]等人對(duì)HEG高焓風(fēng)洞型面噴管的校核結(jié)果中發(fā)現(xiàn)：型面噴管出口的流場(chǎng)存在均勻性比錐型噴管差的情況。美國AEDC HEAT-H2電弧加熱設(shè)備的2套噴管就設(shè)計(jì)為錐形型面[33]。

(2) 防熱試驗(yàn)的模型長(zhǎng)度短，對(duì)噴管流向方向的均勻性要求沒有測(cè)力風(fēng)洞噴管高。

錐形噴管存在一定的徑向流動(dòng)，導(dǎo)致馬赫數(shù)在軸向存在一定的梯度，對(duì)氣動(dòng)力的測(cè)試影響較大。橢圓噴管不用于測(cè)力試驗(yàn)，且試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵话銥榍绑w、翼、舵類，展向尺寸大于流向(軸向)尺寸，因此這種不均勻性對(duì)熱結(jié)構(gòu)試驗(yàn)表現(xiàn)不明顯。

(3) 防熱試驗(yàn)中，馬赫數(shù)不是模擬的關(guān)鍵參數(shù)，也不需精確修正噴管附面層。

在防熱試驗(yàn)中，模擬的參數(shù)主要為焓值、模型表面熱流、表面壓力、溫度等熱物理參數(shù)，大多數(shù)情況無法模擬真實(shí)飛行馬赫數(shù)，噴管馬赫數(shù)只是一個(gè)參考參數(shù)。因此，試驗(yàn)噴管的馬赫數(shù)大小也變得沒有焓值、熱流等參數(shù)重要。

對(duì)于異形截面，采用常規(guī)風(fēng)洞工程計(jì)算法來修正邊界層已經(jīng)不適用，而采用CFD對(duì)邊界層的流動(dòng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析更為可靠。在實(shí)際應(yīng)用中，可針對(duì)每條流線進(jìn)行邊界層修正，獲得噴管的邊界層厚度，從而確定噴管馬赫數(shù)等參數(shù)的設(shè)計(jì)。對(duì)于防熱試驗(yàn)用的錐形噴管，一般不需精確修正噴管的附面層。

(4) 設(shè)計(jì)的錐形噴管的出口需具有較大的菱形均勻區(qū)，便于開展模型試驗(yàn)。

由于駐室壓力和溫度的變化，噴管出口的波系會(huì)發(fā)生一定變化，但設(shè)計(jì)的錐形噴管出口要能夠提供較大的菱形試驗(yàn)區(qū)，滿足試驗(yàn)流場(chǎng)均勻性的要求。

(5) 由于試驗(yàn)?zāi)康募疤囟ㄐ枰?，同時(shí)還考慮了制造成本。三維異形型面加工異常困難，狀態(tài)適用性差，其型面、喉道和出口一經(jīng)設(shè)計(jì)就不能任意更換，而錐形噴管可以采用不同規(guī)格的喉道和出口組合，滿足不同試驗(yàn)流場(chǎng)參數(shù)的需求。

基于以上考慮，本文將橢圓噴管的收縮母線和擴(kuò)張母線型面均采用錐形設(shè)計(jì)，噴管總長(zhǎng)較短。通過更換喉道、出口尺寸以匹配電弧加熱器不同的電弧電流、電弧電壓、弧室壓力等運(yùn)行參數(shù)及滿足寬范圍氣流溫度和壓力等試驗(yàn)參數(shù)的需要。

錐形噴管的設(shè)計(jì)要注意喉部曲率半徑的選取，不同的喉部結(jié)構(gòu)對(duì)流場(chǎng)的影響研究見文獻(xiàn)[34-35]。噴管的擴(kuò)張半錐角的選擇也很關(guān)鍵，半錐角太小會(huì)造成噴管長(zhǎng)度過長(zhǎng)，附面層厚度增加；太大容易造成氣流分離和徑向流動(dòng)加大，一般選擇5°～8°為宜。

根據(jù)CARDC電弧風(fēng)洞的運(yùn)行能力和熱結(jié)構(gòu)防熱試驗(yàn)參數(shù)特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了一套橢圓噴管。為了對(duì)比分析橢圓噴管的流場(chǎng)，設(shè)計(jì)了一套對(duì)應(yīng)的矩形噴管。初步設(shè)計(jì)的2套噴管的幾何型面如圖3所示，2套噴管的喉道面積和出口面積相等，面積比為138.4，設(shè)計(jì)的噴管名義馬赫數(shù)約為7。

2套噴管的入口段直徑相等，都通過直徑130mm的圓三維過渡到相應(yīng)的喉道截面，收縮段的收縮比為0.867，喉部采用5mm直段加圓滑過渡，避免了喉部的尖角對(duì)噴管流場(chǎng)造成氣流分離等不良影響。

2套噴管長(zhǎng)度也相等。為兼顧噴管內(nèi)流動(dòng)的平行性和狀態(tài)參數(shù)的損耗衰減，噴管擴(kuò)張段半錐角均設(shè)計(jì)為5°～8°。噴管長(zhǎng)邊的半錐角均為8°，短邊的錐角更小，矩形為5.05°，橢圓為6.44°。

噴管的入口段與足夠長(zhǎng)的穩(wěn)定段連接后再與加熱器出口連接。在進(jìn)行流場(chǎng)對(duì)比時(shí)，不考慮電弧加熱器氣流旋轉(zhuǎn)、電弧參數(shù)波動(dòng) 造成來流參數(shù)不均勻?qū)姽艹隹诰鶆蛐缘挠绊?，假設(shè)來流都是均勻的。

圖3 矩形和橢圓噴管示意圖

2 數(shù)值模擬及結(jié)果分析

數(shù)值模擬主要考慮低溫低壓、中溫高壓和高溫高壓3個(gè)不同的狀態(tài)。

狀態(tài)1：總溫900K，總壓2MPa；

狀態(tài)2：總溫2200K，總壓10MPa；

狀態(tài)3：總溫5000K，總壓10MPa。

計(jì)算均采用假設(shè)的等溫壁物面和非催化壁邊界條件，噴管入口的流場(chǎng)假設(shè)為均勻分布的亞聲速入流邊界條件。在噴管出口由于是超聲速出流，直接采用外推邊界條件。對(duì)狀態(tài)1和2的計(jì)算采用CFD++軟件，三維計(jì)算網(wǎng)格僅考慮四分之一噴管截面，噴管出口截面網(wǎng)格量為40×80，流場(chǎng)中心采用對(duì)稱面邊界條件。狀態(tài)1計(jì)算采用量熱完全氣體假設(shè)。狀態(tài)2計(jì)算分別考慮量熱完全氣體和平衡化學(xué)反應(yīng)氣體2種模型。

狀態(tài)3采用自行編寫的熱化學(xué)非平衡流模型計(jì)算代碼。采用數(shù)值求解三維層流Navier-Stokes方程的方法[32]，在計(jì)算中采用MUSCL插值結(jié)合Steger-Warming矢通量分裂方法構(gòu)造無粘通量。氣體模型是5組分化學(xué)反應(yīng)空氣(包括N2、O2、NO、N和O)?？紤]化學(xué)反應(yīng)時(shí)采用了Dunn-Kang化學(xué)反應(yīng)模型[34]。分析熱力學(xué)非平衡效應(yīng)時(shí)采用了兩溫度模型，主要考慮振動(dòng)能平動(dòng)能松弛過程以及化學(xué)反應(yīng)引起的振動(dòng)能量變化，并根據(jù)Landau-Teller理論來獲得振動(dòng)能平動(dòng)能交換速率。網(wǎng)格設(shè)計(jì)時(shí)采用多塊結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，分別在喉道和壁面附近進(jìn)行了加密。

圖4～6為狀態(tài)1條件下，采用完全氣體，k-ε湍流模型對(duì)2種噴管計(jì)算的結(jié)果。以短邊為特征尺寸，矩形噴管的模擬雷諾數(shù)為Re=1.24×106，橢圓噴管模擬雷諾數(shù)為Re=1.6×106。

圖4 矩形噴管出口壓強(qiáng)分布(狀態(tài)1)

圖中靠近壁面的紅色曲線為邊界層外邊界，在層流或湍流的情況下，噴管出口截面壓強(qiáng)分布規(guī)律存在明顯區(qū)別，矩形噴管在層流時(shí)的壓強(qiáng)在靠近上壁面高，而湍流時(shí)則相反。橢圓噴管趨勢(shì)一樣(見圖5)，這說明盡管2個(gè)噴管雖長(zhǎng)度一致，但其流動(dòng)過程中的膨脹波系位置是明顯不同的。

從矩形噴管的壓強(qiáng)云圖(圖4)看，壓強(qiáng)偏差3.5%以內(nèi)的流場(chǎng)區(qū)域覆蓋了除邊界層外的所有區(qū)域，且湍流與層流的分布規(guī)律完全不同，這是由于湍流狀態(tài)下較厚的邊界層改變了膨脹波系的位置。

圖5為橢圓噴管出口壓強(qiáng)云圖，圖中給出的等值線的壓強(qiáng)值與中心值偏差從1%到5%，湍流明顯減少了均勻區(qū)面積。圖6為橢圓噴管出口馬赫數(shù)云圖，橢圓噴管的湍流流動(dòng)使得邊界層增厚，馬赫數(shù)減小，噴管有效面積比減小了5%(偏差1%時(shí))到45%(偏差5%時(shí))。

圖5 橢圓噴管壓強(qiáng)分布

圖6 橢圓噴管馬赫數(shù)分布(狀態(tài)1)

圖7為橢圓噴管和矩形噴管完全氣體流動(dòng)的有效面積比較曲線(其中橫坐標(biāo)表示開展風(fēng)洞考核試驗(yàn)所允許的流場(chǎng)參數(shù)偏差范圍，以噴管出口中心點(diǎn)流場(chǎng)參數(shù)為參考；縱坐標(biāo)表示噴管出口流場(chǎng)中有效流場(chǎng)面積與噴管出口面積之比)。

圖7 噴管出口有效流場(chǎng)面積比較(狀態(tài)1)

在層流情況下，橢圓噴管的有效面積明顯大于矩形噴管。而在湍流情況橢圓噴管的有效面積則小于矩形噴管。這顯然與膨脹波系位置的改變有關(guān)。圖8示意了錐形噴管的膨脹波系(用p表示膨脹波區(qū)，u表示非膨脹波區(qū))。錐形噴管流動(dòng)中，存在一些膨脹波區(qū)p區(qū)，其內(nèi)部流動(dòng)參數(shù)變化相對(duì)劇烈，而u區(qū)則相對(duì)均勻。從圖4～6可以看出，在層流時(shí)，橢圓噴管的出口處于相對(duì)均勻的u區(qū)，而在湍流時(shí)由于邊界層變化，波系位置發(fā)生變化，出口明顯處于p區(qū)；而矩形噴管在湍流時(shí)，出口處于流場(chǎng)參數(shù)相對(duì)均勻的區(qū)域，所以有效面積反而比橢圓噴管要大一些。

根據(jù)錐形噴管膨脹波系分析，出口流動(dòng)參數(shù)的均勻性，與噴管出口所取位置有關(guān)，當(dāng)出口位置選在非膨脹波系區(qū)域，則流動(dòng)參數(shù)均勻性好。

圖8 錐形噴管膨脹波系示意圖

圖9給出了矩形噴管不同位置的橫截面壓強(qiáng)云圖，在x=2.85m位置流場(chǎng)很均勻，壓強(qiáng)偏差0.5%的均勻區(qū)占除邊界層外噴管面積的100%，在x=2.32m處，偏差1%的均勻區(qū)面積僅占12%；而在噴管出口處，偏差1%的均勻區(qū)面積占17.95%。可以看到錐形噴管流動(dòng)中不同位置的橫截面的均勻性是不一樣的，在適當(dāng)位置可以獲得流場(chǎng)參數(shù)非常均勻的橫截面。

圖9 矩形噴管不同橫截面壓強(qiáng)分布(狀態(tài)1)

在狀態(tài)2條件下，壓力和溫度更高，圖10給出了橢圓噴管平衡氣體層流，完全氣體層流，完全氣體湍流，矩形噴管平衡氣體層流有效面積對(duì)比曲線。橢圓噴管完全氣體湍流和完全氣體層流相比，因?yàn)檫吔鐚釉龊衩黠@改變膨脹波系位置，湍流的有效面積明顯小于層流。圖11中，橢圓噴管平衡氣體層流和完全氣體層流相比，邊界層厚度相當(dāng)，噴管出口處，2種流動(dòng)明顯處于均勻性不同的狀態(tài)，且壓力相差較大，說明高溫真實(shí)氣體效應(yīng)明顯改變了流場(chǎng)的膨脹波系位置。

圖12為噴管軸線上的馬赫數(shù)和溫度分布曲線，對(duì)于橢圓噴管，完全氣體層流馬赫數(shù)高于平衡氣體湍流和完全氣體湍流馬赫數(shù)。而從圖13的馬赫數(shù)云圖看，橢圓噴管的出口平均馬赫數(shù)略高于矩形噴管馬赫數(shù)，說明橢圓噴管比矩形噴管膨脹得更為充分。另外，橢圓噴管沒有尖銳的四角，其邊緣均為光滑過渡，其角部的局部流動(dòng)更加均勻，對(duì)噴管核心區(qū)的影響減小，核心區(qū)位置的均勻性更好。

圖10 噴管出口有效流場(chǎng)面積比較(狀態(tài)2)

圖11 橢圓噴管壓強(qiáng)分布(狀態(tài)2)

圖12 噴管沿軸線上參數(shù)比較(狀態(tài)2)

圖13 噴管馬赫數(shù)分布(狀態(tài)2)

圖14為5組分熱化學(xué)非平衡流模型計(jì)算結(jié)果。圖中標(biāo)識(shí)“Rrat_u”、“Rrat_t”分別代表基于速度和溫度參數(shù)偏差的均勻區(qū)面積比例?？梢钥吹皆诰嚯x喉道較近的地方，由于徑向距離較小，膨脹流動(dòng)引起的膨脹波在壁面和噴管中心對(duì)稱面間發(fā)生相互反射現(xiàn)象較為明顯，該現(xiàn)象導(dǎo)致壓力波動(dòng)較大，進(jìn)而引起密度及溫度的變化，隨著向下游的流動(dòng)，流動(dòng)參數(shù)均勻性更好。在噴管下游大部分區(qū)，橢圓噴管相比矩形噴管，其速度均勻區(qū)要大，越往下游，這種優(yōu)勢(shì)就愈加明顯。

圖14 速度與溫度均勻區(qū)比例分布(狀態(tài)3)(實(shí)線：橢圓；短劃線：矩形)

3 結(jié) 論

橢圓噴管作為高超聲速風(fēng)洞特種試驗(yàn)裝置，可以有效利用加熱器的能量，提高了設(shè)備的參數(shù)模擬能力，適用于多種大尺寸扁平狀或鈍楔、前緣狀模型熱結(jié)構(gòu)防熱試驗(yàn)和大高寬比的沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)研究。

橢圓噴管采用錐形型面設(shè)計(jì)，可適用于寬范圍試驗(yàn)狀態(tài)及高溫化學(xué)非平衡流場(chǎng)，滿足防熱試驗(yàn)要求。相比矩形噴管，橢圓噴管沒有尖銳的四角，其邊緣均為光滑過渡，其角部的局部流動(dòng)更加均勻，對(duì)噴管核心區(qū)的影響減小，相同長(zhǎng)度和出口面積的橢圓噴管邊界層面積更小，均勻區(qū)面積更大，其中狀態(tài)1層流時(shí)橢圓噴管的均勻區(qū)面積比矩形噴管最大高20%以上，出口馬赫數(shù)更高。

流動(dòng)中湍流和高溫真實(shí)氣體效應(yīng)均會(huì)降低噴管的有效面積比，改變噴管流場(chǎng)的膨脹波系。試驗(yàn)前需通過對(duì)噴管流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算和測(cè)試校準(zhǔn)，選擇合適的出口位置，以便將試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭糜趪姽茌^大的均勻區(qū)內(nèi)開展試驗(yàn)。

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(編輯：李金勇)

Design and numerical simulation of an elliptical nozzle

Long Yongsheng, Hu Zhenzhen, Yuan Jie*, Li Haiyan
(China Aerodynamics Research and Development Center, Mianyang Sichuan 621000, China)

A method is proposed for the design of an elliptical nozzle. The flow fields of the elliptical nozzle and the rectangle one are analyzed and compared. The numerical simulations indicate that the exit Mach number of the elliptical nozzle is greater than that of the rectangle one under the same conditions, i.e. the same reservoir parameters, length and exit area. The turbulence and high temperature real gas effects reduce the effective area ratio and change the expansion waves. A fine uniform outflow can be obtained by choosing an appropriate location of the exit. As a special device for the hypersonic wind tunnel experiments, the elliptical nozzle can improve the simulation ability of the wind tunnel by its high efficiency in using the energy of the heater. This nozzle can be applied to perform the thermal protection experimental researches on large-scale models with flat-like leading edge, helm or wing and on large length-width ratio scramjet engines.

arc heated wind tunnel;thermal structure test;the elliptical nozzle; flow field; numerical simulation

1672-9897(2015)03-0080-07

10.11729/syltlx20150045

2015-03-22;

2015-05-22

LongYS,HuZZ,YuanJ,etal.Designandnumericalsimulationofanellipticalnozzle.JournalofExperimentsinFluidMechanics, 2015, 29(3): 80-86. 隆永勝, 胡振震, 袁 竭, 等. 橢圓噴管設(shè)計(jì)與數(shù)值模擬, 2015, 29(3): 80-86.

V211.73

A

隆永勝(1972-)，男，重慶豐都人，碩士，研究員。研究方向：電弧加熱器研制及其試驗(yàn)技術(shù)。通信地址：四川省綿陽市二環(huán)路南段6號(hào)(621000). E-mail: lyscardc@163.com

*通信作者 E-mail: yuanjie2005@163.com