鄧海均，熊 波，羅新福，洪少尊，李 強(qiáng)，王偉仲，劉 俊

（中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心高速空氣動(dòng)力研究所，綿陽(yáng) 621000）

一直以來(lái)，風(fēng)洞試驗(yàn)都是對(duì)飛行器進(jìn)行空氣動(dòng)力學(xué)研究最為有效的手段之一?？缏曀亠L(fēng)洞試驗(yàn)馬赫數(shù)范圍通常為0.4～1.4，是現(xiàn)代戰(zhàn)機(jī)進(jìn)行空戰(zhàn)的主要速度范圍，其他如火箭、導(dǎo)彈等雖然速度遠(yuǎn)大于聲速，但在其加速過(guò)程中仍然必須經(jīng)過(guò)跨聲速范圍［1］。所有這些飛行器必須要在跨聲速風(fēng)洞中開(kāi)展大量的試驗(yàn)研究，從而獲取準(zhǔn)確的氣動(dòng)特性數(shù)據(jù)，為研發(fā)設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)支持。風(fēng)洞優(yōu)良的流場(chǎng)品質(zhì)是飛行器獲得高質(zhì)量試驗(yàn)數(shù)據(jù)的前提，更是評(píng)判其性能的重要指標(biāo)。新建跨聲速風(fēng)洞在投入試驗(yàn)運(yùn)行前應(yīng)按要求完成速度場(chǎng)、方向場(chǎng)、跨聲速通氣壁消波特性、洞壁邊界層、氣流噪聲、湍流度等項(xiàng)目的流場(chǎng)校測(cè)內(nèi)容［2?3］，當(dāng)風(fēng)洞進(jìn)行洞體大修、測(cè)控系統(tǒng)改造、測(cè)量設(shè)備有重大更改、發(fā)現(xiàn)模型試驗(yàn)質(zhì)量有問(wèn)題且懷疑與流場(chǎng)品質(zhì)有關(guān)時(shí)，均應(yīng)進(jìn)行相應(yīng)的流場(chǎng)校測(cè)，其中速度場(chǎng)是最為核心的項(xiàng)目。

常規(guī)速度場(chǎng)校測(cè)通常采用軸探管測(cè)得的靜壓與風(fēng)洞總壓計(jì)算得到試驗(yàn)段中心線（核心流）上的馬赫數(shù)，最終獲得核心流馬赫數(shù)軸向分布特性和風(fēng)洞試驗(yàn)馬赫數(shù)與駐室馬赫數(shù)的修正關(guān)系。為減小頭錐對(duì)測(cè)壓點(diǎn)的干擾，通常將軸探管前伸至收縮段，為確保試驗(yàn)安全，保證軸探管中心線與風(fēng)洞軸線重合以及軸探管的強(qiáng)度和剛度，需要在噴管或試驗(yàn)段多個(gè)位置用鋼繩將軸探管拉緊固定（圖1），設(shè)備安裝工序復(fù)雜且耗時(shí)較長(zhǎng)，對(duì)試驗(yàn)段的流場(chǎng)也存在一定的干擾［4?7］。同時(shí)，張線和固定工裝需在噴管段和試驗(yàn)段開(kāi)孔或開(kāi)槽，對(duì)洞體結(jié)構(gòu)也存在一定不利的影響。短軸探管作為一種流場(chǎng)檢測(cè)的有效工具，在國(guó)外的大型跨聲速風(fēng)洞流場(chǎng)測(cè)試中受到較高的重視，日本JAXA 中心連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞JT?WT、美國(guó)波音跨聲速風(fēng)洞BTWT 和AMES 研究中心跨聲速風(fēng)洞UPWT 的研究人員均利用短軸探管開(kāi)展了相關(guān)研究性試驗(yàn)［8?10］。為進(jìn)一步探索短軸探管在跨聲速試驗(yàn)段中的應(yīng)用效果，文中設(shè)計(jì)了一種頭部位于試驗(yàn)段內(nèi)的新型短軸探管，無(wú)需張線和固定工裝，安裝相對(duì)方便、簡(jiǎn)單，測(cè)量區(qū)域可覆蓋整個(gè)試驗(yàn)段模型區(qū)核心流馬赫數(shù)范圍。同時(shí)，依據(jù)研究計(jì)劃開(kāi)展了短軸探管數(shù)值仿真計(jì)算工作，并在CARDC 0.6 m連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞中進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)。

圖1 某跨聲速風(fēng)洞中的長(zhǎng)軸探管Fig.1 Long centerline probe in a transonic wind tunnel

1 數(shù)值仿真

1.1 計(jì)算模型建立

為研究短軸探管頭部在不同馬赫數(shù)下對(duì)流場(chǎng)的影響規(guī)律，針對(duì)馬赫數(shù)0.95，1.0，1.2 三個(gè)典型馬赫數(shù)狀態(tài)開(kāi)展了數(shù)值模擬研究。

數(shù)值計(jì)算所采用的短軸探管直徑為30 mm，柱段長(zhǎng)度為1 200 mm，頭部為與8°尖錐型頭部等長(zhǎng)的改型圓弧頭部。采用Gridgen 軟件生成六面體的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖2 所示。為提高計(jì)算精度，在短軸探管頭部最尖點(diǎn)處截取直徑為0.4 mm 的平臺(tái)進(jìn)行處理，以避免極性軸網(wǎng)格的出現(xiàn)。短軸探管柱體長(zhǎng)度一直延伸至遠(yuǎn)場(chǎng)邊界，靠近壁面的區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，以更好地捕捉近壁區(qū)域的邊界層。計(jì)算域的入口和出口條件均設(shè)為壓力遠(yuǎn)場(chǎng)邊界條件。

圖2 短軸探管計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Calculation grid of short centerline probe

1.2 控制方程及湍流模型

在求解N?S 方程時(shí)，F(xiàn)luent 使用有限體積法：首先將計(jì)算區(qū)域劃分為網(wǎng)格，使各個(gè)網(wǎng)格點(diǎn)四周的控制體積保持不重復(fù)的狀態(tài)，然后將待求解的微分方程對(duì)每個(gè)控制體積積分求解。

湍流模型的作用是使方程組可以采用封閉的計(jì)算方法。湍流模擬采用k?ωSST 湍流模型，該模型使用混合函數(shù)從壁面附近的標(biāo)準(zhǔn)k?ω模型逐漸過(guò)渡到邊界層外部高雷諾數(shù)k?ω模型，模型中包含修正的湍流黏性公式用以解決湍流剪應(yīng)力引起的輸運(yùn)效果，并且湍流黏度考慮了湍流剪應(yīng)力的傳播。

1.3 計(jì)算求解

計(jì)算模型建立后，利用Fluent 求解器進(jìn)行求解［11］，采用基于密度的耦合隱式求解法，壁面條件為無(wú)滑移條件，所有其他標(biāo)量采用不可滲透壁面條件，動(dòng)量選擇二階迎風(fēng)格式，湍流動(dòng)能及湍流耗散率選用一階迎風(fēng)格式，數(shù)值仿真計(jì)算中按照Y+=1的原則模擬壁面第一層網(wǎng)格高度為8.6e-3，分別以68 萬(wàn)個(gè)、300 萬(wàn)個(gè)、680 萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，判斷依據(jù)為參考測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)相差值小于0.01，驗(yàn)證結(jié)果表明68 萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格數(shù)足夠滿足仿真要求。

2 風(fēng)洞試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)平臺(tái)

試驗(yàn)風(fēng)洞是一座由AV90?3 型軸流式壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)的連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞，水平布置全鋼結(jié)構(gòu)。風(fēng)洞氣動(dòng)輪廓如圖3 所示。風(fēng)洞本體主要包括風(fēng)洞主回路和風(fēng)洞輔助系統(tǒng)。風(fēng)洞主回路由穩(wěn)定段、收縮段、噴管段、試驗(yàn)段、模型支架段、二喉道段、再導(dǎo)入段、動(dòng)力段、冷卻器以及第一、二擴(kuò)散段和4 個(gè)拐角段等部段組成［12］。

2.2 性能參數(shù)

0.6 m 連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞主要性能參數(shù)為［13?15］：

（1）試驗(yàn)段尺寸：0.6 m（寬）×0.6 m（高）×1.85 m（長(zhǎng)）；

（2）試驗(yàn)段馬赫數(shù)：0.2～1.6；

（3）馬赫數(shù)控制精度：≤0.002；

（4）穩(wěn)定段總壓：（0.15～2.5）×105Pa；

（5）總壓控制精度：≤0.2%；

（6）氣流總溫：273～323 K；

（7）試驗(yàn)雷諾數(shù)：Re·c＝（0.1～2.25）×106（c＝0.06 m）；

（8）風(fēng)洞試驗(yàn)時(shí)間：連續(xù)運(yùn)行不小于2 h；

（9）試驗(yàn)段模型區(qū)截面氣流溫度均勻性：|ΔT0|≤1～2 K；

（10）試驗(yàn)段氣流溫度穩(wěn)定性：?jiǎn)螚l極曲級(jí)|ΔT0|≤1 K ；

（11）風(fēng)洞壓縮機(jī)軸功率：主壓縮機(jī)軸功率Nm≤3.8 MW；

（12）輔壓縮機(jī)軸功率Na≤1.5 MW。

2.3 試驗(yàn)條件及測(cè)試設(shè)備

試驗(yàn)全部采用常壓方式運(yùn)行，穩(wěn)定段總壓控制在100 kPa。分別選用孔壁試驗(yàn)段和槽壁試驗(yàn)段開(kāi)展試驗(yàn)，如圖4、5 所示?？妆谠囼?yàn)段的開(kāi)孔方式為：距離試驗(yàn)段入口120～520 mm，6%；距離試驗(yàn)段入口520～1 600 mm，4%；距離試驗(yàn)段入口1 600～1 850 mm，6%。槽壁試驗(yàn)段的開(kāi)槽方式為：6 條槽，開(kāi)閉比為6%。

圖5 槽壁試驗(yàn)段Fig.5 Test section of groove wall

軸探管各測(cè)點(diǎn)的壓力信號(hào)通過(guò)掃描閥進(jìn)行測(cè)量，為了保證壓力測(cè)量的同步性，將穩(wěn)定段總壓引至掃描閥模塊進(jìn)行采集。常壓工況時(shí)，掃描閥模塊量程為±15 psi；掃描閥測(cè)量精度為0.05%。

試驗(yàn)采用代號(hào)C?T 的長(zhǎng)軸探管，其主要由測(cè)壓段、延伸段以及頭錐組成，頭錐位于收縮段低速來(lái)流中，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果基本無(wú)影響。直徑d=40 mm，在風(fēng)洞中堵塞度為0.35%，試驗(yàn)結(jié)果可作為短軸探管的參照標(biāo)準(zhǔn)。長(zhǎng)軸探管尾部固定安裝在流場(chǎng)校測(cè)專用中部支架上，在收縮段入口設(shè)置有上下兩根鋼絲繩以提高軸探管的剛度并實(shí)現(xiàn)管體沿風(fēng)洞軸線方向的調(diào)節(jié)功能。如圖6、7 所示，C?T 在風(fēng)洞中安裝完成后全長(zhǎng)5 350 mm，測(cè)點(diǎn)覆蓋距離試驗(yàn)段入口520～1 850 mm 的核心流區(qū)域，其中模型區(qū)前后（距離試驗(yàn)段入口640～1 690 mm 區(qū)域）進(jìn)行了加密處理，測(cè)點(diǎn)間距為25 mm，其他區(qū)域測(cè)點(diǎn)間距為40 mm，測(cè)壓孔徑0.5 mm，測(cè)點(diǎn)50 個(gè)，采用上下交錯(cuò)開(kāi)孔形式，模型區(qū)定義為距離試驗(yàn)段入口960～1 560 mm 區(qū)域。

圖6 長(zhǎng)軸探管C-T 尺寸示意圖Fig.6 Dimension diagram of long centerline probe C-T

圖7 風(fēng)洞長(zhǎng)軸探管C-TFig.7 Long centerline probe C-T in wind tunnel

為方便對(duì)比，代號(hào)DYH?T 的短軸探管采用同一測(cè)壓段，頭部以8°尖錐形頭部長(zhǎng)度為基準(zhǔn)設(shè)計(jì)了等長(zhǎng)的圓弧型頭部（圖8），實(shí)現(xiàn)與柱段光滑過(guò)渡，可在一定程度上減小對(duì)試驗(yàn)段高速流場(chǎng)的擾動(dòng)。短軸探管安裝完成后總長(zhǎng)1 881 mm，在風(fēng)洞中如圖9 所示。

圖8 短軸探管DYH-T 尺寸示意圖Fig.8 Dimension diagram of short centerline probe DYH-T

圖9 風(fēng)洞短軸探管DYH-TFig.9 Short centerline probe DYH-T in wind tunnel

2.4 數(shù)據(jù)處理方法

在亞跨聲速，軸探管測(cè)點(diǎn)和駐室測(cè)點(diǎn)的靜壓通過(guò)靜壓管接到掃描閥進(jìn)行測(cè)量，根據(jù)穩(wěn)定段總壓及各測(cè)點(diǎn)靜壓，依據(jù)馬赫數(shù)計(jì)算公式得出相應(yīng)的馬赫數(shù)

由式（8）可知，當(dāng)均值為0 時(shí)表示兩次測(cè)值曲線完全重合。

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

對(duì)馬赫數(shù)0.95，1.0，1.2 三個(gè)典型馬赫數(shù)狀態(tài)開(kāi)展了數(shù)值計(jì)算，得到了遠(yuǎn)場(chǎng)工況下短軸探管靜壓及馬赫數(shù)分布情況，如圖10～15 所示，統(tǒng)一選取X?Y截面進(jìn)行分析。

圖10 馬赫數(shù)0.95 的短軸探管靜壓分布Fig.10 Static pressure distribution of short centerline probe with Ma=0.95

圖11 馬赫數(shù)0.95 的短軸探管馬赫數(shù)分布Fig.11 Mach number distribution of short centerline probe with Ma=0.95

圖12 馬赫數(shù)1.0 的短軸探管靜壓分布Fig.12 Static pressure distribution of short centerline probe with Ma=1.0

圖13 馬赫數(shù)1.0 的短軸探管馬赫數(shù)分布Fig.13 Mach number distribution of short centerline probe with Ma=1.0

圖14 馬赫數(shù)1.2 的短軸探管靜壓分布Fig.14 Static pressure distribution of short centerline probe with Ma=1.2

圖15 馬赫數(shù)1.2 的短軸探管馬赫數(shù)分布Fig.15 Mach number distribution of short centerline probe with Ma=1.2

馬赫數(shù)0.95時(shí)來(lái)流總壓和靜壓分別為100 000 Pa和55 946 Pa。從數(shù)值計(jì)算結(jié)果中可以看出：在圓弧形頭部區(qū)靜壓值升高，馬赫數(shù)降低，自肩部以后靜壓逐漸降低然后升高，馬赫數(shù)逐步升高然后降低，頭部對(duì)靜壓和馬赫數(shù)的影響從前往后遞減，最終很快恢復(fù)至來(lái)流馬赫數(shù)水平。柱段馬赫數(shù)與來(lái)流馬赫數(shù)差量＜0.001 5 時(shí)靜壓值為55 852 Pa，位置距離肩部3.4 倍管徑左右。

馬赫數(shù)1.0時(shí)來(lái)流總壓和靜壓分別為100 000 Pa和52 828 Pa。從數(shù)值計(jì)算結(jié)果中可以看出：該馬赫數(shù)下頭部產(chǎn)生與來(lái)流幾乎垂直的激波和膨脹波，影響區(qū)域略擴(kuò)大。柱段馬赫數(shù)與來(lái)流馬赫數(shù)差量＜0.001 5 時(shí)靜壓值為52 736 Pa，位置距離肩部3.5 倍管徑左右。

馬赫數(shù)1.2時(shí)來(lái)流總壓和靜壓分別為100 000 Pa和41 238 Pa。從數(shù)值計(jì)算結(jié)果中可以看出：該馬赫數(shù)下頭部產(chǎn)生了較強(qiáng)的斜激波和膨脹波，頭部對(duì)馬赫數(shù)的影響從前往后遞減。柱段馬赫數(shù)與來(lái)流馬赫數(shù)差量＜0.001 5 時(shí)靜壓值為41 158 Pa，位置距離肩部8.5 倍管徑左右。

數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，在馬赫數(shù)1.0 以下時(shí)，短軸探管頭部在流場(chǎng)中引起的干擾相對(duì)較小，馬赫數(shù)很快就能恢復(fù)到來(lái)流馬赫數(shù)水平，短軸探管頭部在流場(chǎng)中不會(huì)產(chǎn)生激波和膨脹波。當(dāng)馬赫數(shù)等于1.0 時(shí)，頭部產(chǎn)生的激波和膨脹波強(qiáng)度相對(duì)較弱且波系方向接近垂直于來(lái)流方向。當(dāng)馬赫數(shù)大于1.0 時(shí)，短軸探管頭部在低超聲速來(lái)流中會(huì)產(chǎn)生相對(duì)較強(qiáng)的激波和膨脹波，頭部干擾區(qū)域相對(duì)于馬赫數(shù)1.0 及以下?tīng)顟B(tài)急劇增加，干擾區(qū)域隨著馬赫數(shù)增大而增大，從而引起流場(chǎng)產(chǎn)生較大變化，馬赫數(shù)恢復(fù)到與來(lái)流馬赫數(shù)相當(dāng)?shù)乃叫枰木嚯x也越長(zhǎng)。

由于孔壁/槽壁試驗(yàn)段條件的跨聲速流場(chǎng)難以精確模擬，文中僅考慮遠(yuǎn)場(chǎng)邊界條件進(jìn)行數(shù)值仿真，仿真定量分析結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果存在一定差異，可為風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析提供一定參考。

4 風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果分析

在孔壁試驗(yàn)段和槽壁試驗(yàn)段中分別使用長(zhǎng)軸探管和短軸探管開(kāi)展風(fēng)洞試驗(yàn)，試驗(yàn)馬赫數(shù)范圍為0.8～1.4，長(zhǎng)軸探管試驗(yàn)結(jié)果作為參照值。表1給出了短軸探管與長(zhǎng)軸探管在模型區(qū)各對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)差量的平均值數(shù)據(jù)。試驗(yàn)結(jié)果表明，在孔壁試驗(yàn)段和槽壁試驗(yàn)段中長(zhǎng)、短軸探管的測(cè)值差異均隨著馬赫數(shù)上升而增大，且在馬赫數(shù)1.0 以上時(shí)，其差異幅度迅速擴(kuò)大。相對(duì)而言，孔壁試驗(yàn)段條件下的平均值差異幅度整體上明顯低于槽壁試驗(yàn)段結(jié)果。

Table 1 模型區(qū)馬赫數(shù)測(cè)點(diǎn)差異均值結(jié)果Table 1 Mean difference of Mach number in model region

為進(jìn)一步具體分析二者的差異特性，圖16～19 給出了馬赫數(shù)0.95 和1.1 條件下短軸探管與長(zhǎng)軸探管的全區(qū)域測(cè)點(diǎn)分布差異曲線。

圖16 孔壁試驗(yàn)段核心流馬赫數(shù)分布曲線差異（Ma=0.95）Fig.16 Difference of Mach number distribution curves of core flow in test section of hole wall（Ma=0.95）

圖17 槽壁試驗(yàn)段核心流馬赫數(shù)分布曲線差異（Ma=0.95）Fig.17 Difference of Mach number distribution curves of core flow in test section of groove wall（Ma =0.95）

在Ma=0.95 時(shí)，長(zhǎng)、短軸探管的測(cè)值呈現(xiàn)的流場(chǎng)波動(dòng)規(guī)律一致性較好，孔壁試驗(yàn)段及槽壁試驗(yàn)段條件下模型區(qū)馬赫數(shù)測(cè)點(diǎn)差異均值較小，從測(cè)值曲線上看均無(wú)明顯變化。說(shuō)明在該馬赫數(shù)下短軸探管頭部引起的干擾對(duì)試驗(yàn)段模型區(qū)流場(chǎng)影響較小，核心流馬赫數(shù)測(cè)量結(jié)果準(zhǔn)度和精度無(wú)明顯差異。

圖18 孔壁試驗(yàn)段核心流馬赫數(shù)分布曲線差異（Ma =1.1）Fig.18 Difference of Mach number distribution curves of core flow in test section of hole wall（Ma =1.1）

圖19 槽壁試驗(yàn)段核心流馬赫數(shù)分布曲線差異（Ma=1.1）Fig.19 Difference of Mach number distribution curves of core flow in test section of groove wall（Ma=1.1）

在Ma=1.1 時(shí)，孔壁試驗(yàn)段條件下長(zhǎng)、短軸探管的全部測(cè)值呈現(xiàn)的流場(chǎng)波動(dòng)規(guī)律仍具有較好的一致性，但局部流場(chǎng)的細(xì)節(jié)存在一定差異，模型區(qū)馬赫數(shù)測(cè)點(diǎn)差異均值為0.003 4。槽壁試驗(yàn)段條件下短軸探管的測(cè)值曲線與長(zhǎng)軸探管差異明顯，模型區(qū)馬赫數(shù)測(cè)點(diǎn)差異均值為0.004 8，顯著高于孔壁試驗(yàn)段結(jié)果。

圖20、21 給出了孔壁試驗(yàn)段和槽壁試驗(yàn)段條件下長(zhǎng)、短軸探管模型區(qū)內(nèi)馬赫數(shù)均方根偏差對(duì)比結(jié)果。從模型區(qū)均方根偏差指標(biāo)來(lái)看，長(zhǎng)、短軸探管在孔壁試驗(yàn)段和槽壁試驗(yàn)段中的測(cè)試結(jié)果均隨馬赫數(shù)增加呈上升趨勢(shì)，在Ma≤0.95 時(shí)，長(zhǎng)、短軸探管測(cè)值結(jié)果中均方根偏差指標(biāo)差異≤0.000 2，整體上無(wú)明顯差異；在Ma=1.0 時(shí)，孔壁試驗(yàn)段和槽壁試驗(yàn)段中長(zhǎng)、短軸探管的均方根偏差均存在較小差異，相對(duì)于亞音速狀態(tài)小幅增加，主要原因是Ma=1.0 時(shí)主要產(chǎn)生正激波和膨脹波，由于激波角激波呈90°使得在較短的軸向距離內(nèi)，激波就可以形成多次壁面反射，而通氣壁具有一定的消波能力，因此經(jīng)過(guò)一定軸向距離后，通氣壁較好地消除了模型頭部和肩部產(chǎn)生的大部分激波和膨脹波；而當(dāng)1.0＜Ma≤1.4 時(shí)，隨著馬赫數(shù)的增加，激波角的減小及激波強(qiáng)度的增加，經(jīng)過(guò)頭部和肩部所產(chǎn)生的激波和膨脹波沿風(fēng)洞軸線方向傳遞的距離更遠(yuǎn)，這些波系經(jīng)過(guò)壁面反射的現(xiàn)象也是如此，但隨著軸線方向通氣壁對(duì)波系的消波作用，使得頭部產(chǎn)生的激波和膨脹波對(duì)風(fēng)洞速度場(chǎng)的影響呈現(xiàn)先強(qiáng)后弱的規(guī)律。要想削弱這些波系對(duì)流場(chǎng)的擾動(dòng)，需要風(fēng)洞試驗(yàn)段具有更長(zhǎng)的消波區(qū)域，且馬赫數(shù)越高，長(zhǎng)度越長(zhǎng)。而對(duì)于風(fēng)洞來(lái)說(shuō)，模型旋轉(zhuǎn)中心是固定的，即用于風(fēng)洞試驗(yàn)的模型區(qū)是固定的。因此相同長(zhǎng)度的通氣壁，馬赫數(shù)越高，消波能力越低，模型頭部產(chǎn)生的激波和膨脹波對(duì)模型區(qū)速度場(chǎng)的擾動(dòng)增加，相對(duì)于長(zhǎng)軸探管的測(cè)量結(jié)果差異就越大，速度場(chǎng)的均勻性越差。在低超聲速時(shí)，相同長(zhǎng)度孔壁試驗(yàn)段的消波特性要明顯優(yōu)于槽壁試驗(yàn)段，因此風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果中孔壁試驗(yàn)段長(zhǎng)、短軸探管的模型區(qū)各測(cè)點(diǎn)均方根偏差量差異明顯低于槽壁試驗(yàn)段。

圖20 孔壁試驗(yàn)段模型區(qū)均方根偏差對(duì)比Fig.20 Comparison of root mean square deviation of Mach number in model area of hole wall test section

圖21 槽壁試驗(yàn)段模型區(qū)均方根偏差對(duì)比Fig.21 Comparison of root mean square deviation of Mach number in model area of slot wall test section

5 結(jié)論

（1）Ma≤0.95 時(shí)，仿真結(jié)果表明短軸探管頭部在流場(chǎng)中不會(huì)產(chǎn)生激波和膨脹波，頭部在流場(chǎng)中引起的干擾相對(duì)較小，從風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看孔壁試驗(yàn)段和槽壁試驗(yàn)段條件下長(zhǎng)、短軸探管的測(cè)值結(jié)果均未發(fā)生明顯變化，試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)論與數(shù)值仿真結(jié)論一致，該條件下可以采用短軸探管來(lái)進(jìn)行流場(chǎng)校測(cè)試驗(yàn)。

（2）1.0≤Ma≤1.4 時(shí)，仿真結(jié)果中短軸探管頭部在低超聲速來(lái)流中會(huì)產(chǎn)生逐漸增強(qiáng)的激波和膨脹波，影響區(qū)域和干擾強(qiáng)度明顯大于亞聲速條件下的結(jié)果。風(fēng)洞試驗(yàn)中隨著馬赫數(shù)的增加，激波角的減小和激波強(qiáng)度的增加，以及洞壁反射波的影響，短軸探管頭部產(chǎn)生的頭波對(duì)流場(chǎng)擾動(dòng)進(jìn)一步增大，使得孔壁試驗(yàn)段和槽壁試驗(yàn)段條件下長(zhǎng)、短軸探管的測(cè)值結(jié)果差異較亞音速狀態(tài)均明顯擴(kuò)大。

（3）1.0≤Ma≤1.4 時(shí)，由于孔壁試驗(yàn)段的消波特性明顯優(yōu)于槽壁試驗(yàn)段，因此孔壁試驗(yàn)段條件下長(zhǎng)、短軸探管的模型區(qū)各測(cè)點(diǎn)馬赫數(shù)差異量均值和均方根偏差量差異明顯低于槽壁試驗(yàn)段的試驗(yàn)結(jié)果。