李紅喆，廖達(dá)雄，叢成華

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

連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞大開角段整流裝置設(shè)計數(shù)值模擬

李紅喆1，＊，廖達(dá)雄1，2，叢成華1，2

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

采用阻尼網(wǎng)對大開角段內(nèi)的氣流分離進(jìn)行控制，并合理設(shè)置其參數(shù)，是工程上有效的方法之一。為驗證阻尼網(wǎng)工程設(shè)計方法的可靠性，以0.6m連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞為背景，通過數(shù)值模擬，對工程設(shè)計方法的初步結(jié)果進(jìn)行了驗證，并在此基礎(chǔ)上結(jié)合大開角段布置環(huán)境對阻尼網(wǎng)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。由計算結(jié)果知，采用方案3-4（兩層阻尼網(wǎng)損失系數(shù)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(huán)境影響，調(diào)整兩層阻尼網(wǎng)損失系數(shù)至0.8和1.0時，RMS值為16.2%。研究結(jié)果表明，阻尼網(wǎng)工程設(shè)計方法結(jié)合數(shù)值模擬可以有效地應(yīng)用于大開角段整流裝置的設(shè)計，達(dá)到了抑制大開角段內(nèi)氣流分離，降低壓力損失，提高出口速度均勻性的設(shè)計目標(biāo)。

連續(xù)式風(fēng)洞；跨聲速；大開角段；阻尼網(wǎng)；數(shù)值模擬；流場品質(zhì)

0 引 言

我國國防現(xiàn)代化建設(shè)和航天航空事業(yè)的飛速發(fā)展，對風(fēng)洞試驗設(shè)備提出了更高的要求。跨聲速風(fēng)洞試驗設(shè)備是高速空氣動力學(xué)研究的主要手段，建設(shè)大型連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞將大大提高我國跨聲速領(lǐng)域試驗?zāi)M能力。連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞通常采用較大的收縮比提高試驗段流場品質(zhì)，需要設(shè)計擴散段實現(xiàn)較大收縮比并降低風(fēng)洞壓力損失。若采用常規(guī)擴散段，其長度將占到風(fēng)洞回路長度的50%，而采用大開角段可以有效減少風(fēng)洞回路長度，節(jié)約風(fēng)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(fā)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(yán)重影響試驗段的氣流品質(zhì)。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(xiàn)邊界層分離。氣流分離將會產(chǎn)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(zhì)。恰當(dāng)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(shè)計的核心。

阻尼網(wǎng)在連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞大開角段整流中應(yīng)用最為廣泛且整流效果最好［2-3］。有較多學(xué)者對阻尼網(wǎng)設(shè)計方法進(jìn)行了研究，如Mehta、Farell、Smith等人，得出了一些結(jié)論，但并未形成完整的理論設(shè)計方法，大多仍需要依靠工程經(jīng)驗完成設(shè)計［4-6］。在前期的研究中，基于零靜壓恢復(fù)思想總結(jié)形成了一套較為完整的阻尼網(wǎng)工程設(shè)計方法［7］。本文以0.6m連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞大開角段為應(yīng)用背景，采用阻尼網(wǎng)工程設(shè)計方法設(shè)計大開角段內(nèi)阻尼網(wǎng)布置參數(shù)，通過數(shù)值模擬驗證并優(yōu)化阻尼網(wǎng)工程設(shè)計結(jié)果，同時研究前后部段對阻尼網(wǎng)設(shè)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(dāng)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(biāo)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(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)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(wǎng)格約230萬。阻尼網(wǎng)及換熱器區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理，以更準(zhǔn)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(nèi)阻尼網(wǎng)設(shè)計基于零壓力恢復(fù)思想，依據(jù)阻尼網(wǎng)工程設(shè)計方法進(jìn)行設(shè)計［7］。阻尼網(wǎng)網(wǎng)絲直徑為0.5mm，開孔率β由Wieghardt及Cornell公式計算，阻尼網(wǎng)層數(shù)、安裝位置、損失系數(shù)通過阻尼網(wǎng)工程設(shè)計方法確定［7-8］。

1.2 計算條件

風(fēng)洞采用干燥空氣作為試驗介質(zhì)，設(shè)計點試驗段馬赫數(shù)Ma＝0.9，穩(wěn)定段總壓p0＝2.5×105Pa，當(dāng)?shù)卮髿鈮簆a＝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(wǎng)的壓力損失［9］。換熱器段僅考慮壓損影響，不計熱傳導(dǎo)，在換熱器段入口處將換熱器段等效為阻尼網(wǎng)進(jìn)行計算，換熱器的當(dāng)?shù)負(fù)p失系數(shù)為30。

1.3 評價指標(biāo)

進(jìn)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(fù)系數(shù)C＊p衡量擴散段性能優(yōu)劣［10-12］。取大開角段出口截面中心區(qū)域35×35個點計算氣流軸向速度的均方根偏差RMS值，中心區(qū)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(fēng)洞設(shè)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(fù)系數(shù)C＊p。

1.4 數(shù)值驗證

采用TWG風(fēng)洞縮比大開角段模型進(jìn)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(jié)果與風(fēng)洞試驗結(jié)果、文獻(xiàn)計算結(jié)果吻合程度較高。另外，還進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，限于篇幅這里不再贅述。

圖2 TWG風(fēng)洞縮比大開角段模型加網(wǎng)后計算及實驗結(jié)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(wǎng)設(shè)計

圖3為大開角段對角面速度分布，從入口開始出現(xiàn)氣流分離，分離區(qū)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(qū)。出口截面軸向速度RMS值為111.9%，大開角段總壓力恢復(fù)系數(shù)C＊p為0.1。由于大開角段為圓變方構(gòu)型，角區(qū)附近的邊界層為兩個壁面邊界層的疊加，因此角區(qū)附近的邊界層增長快，較之圓形壁面更容易出現(xiàn)流動分離。大開角段出口速度分布十分不均勻，需要設(shè)計阻尼網(wǎng)以消除內(nèi)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(wǎng)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(shè)計

根據(jù)阻尼網(wǎng)工程設(shè)計方法可知，0.6m風(fēng)洞大開角段構(gòu)型布置兩層阻尼網(wǎng)較為合理，確定方案3-4（指第一層阻尼網(wǎng)安裝在與大開角段入口面積比為1.3處，第二層阻尼網(wǎng)安裝位置與第一層阻尼網(wǎng)安裝位置截面面積比為1.4）為初步設(shè)計結(jié)果，另選取了15種阻尼網(wǎng)布置方案作為設(shè)計對比，各方案參數(shù)見表1。Ks為阻尼網(wǎng)當(dāng)?shù)負(fù)p失系數(shù)，β為開孔率，下標(biāo)1、2表示層數(shù)。

圖4給出了16種方案的阻尼網(wǎng)設(shè)計參數(shù)。從出口截面軸向速度RMS看，加入兩層阻尼網(wǎng)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(wǎng)位置后移，有助于提高出口速度的均勻程度，但尚未達(dá)到高品質(zhì)流場標(biāo)準(zhǔn)。由此可見，根據(jù)工程設(shè)計方法得到的阻尼網(wǎng)損失系數(shù)略小，應(yīng)適當(dāng)增加損失系數(shù)。從總壓力恢復(fù)系數(shù)C＊p可以得到相似結(jié)論，大開角段較大的面積比導(dǎo)致大開角段前后流速變化大，當(dāng)?shù)貕毫p失相同的阻尼網(wǎng)后移壓損減小，同時，隨著阻尼網(wǎng)位置后移，擴散段內(nèi)因氣流分離所引起的靜壓損失減小，壓力恢復(fù)系數(shù)呈上升趨勢。

圖5為第二層阻尼網(wǎng)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(wǎng)后，氣流分離得到了較好的抑制，分離區(qū)域明顯減小，僅在四個角區(qū)存在小范圍分離。由于阻尼網(wǎng)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(fā)生分離。計算結(jié)果顯示，在保持間距不變的情況下，阻尼網(wǎng)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(wǎng)前分離區(qū)域擴大，出口分離區(qū)域減小，為此必須進(jìn)一步改進(jìn)阻尼網(wǎng)設(shè)計以消除分離。

表1 16組阻尼網(wǎng)初步設(shè)計參數(shù)Table 1 Preliminary design coefficients of 16kinds of screen arrangements

圖4 16組阻尼網(wǎng)計算結(jié)果Fig.4 Simulation results of 16kinds of screen arrangements

圖5 布置阻尼網(wǎng)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(yōu)化設(shè)計

增大第一層阻尼網(wǎng)損失系數(shù)可以有效減弱網(wǎng)前氣流分離，對抑制網(wǎng)間、網(wǎng)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(wǎng)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(wǎng)損失系數(shù)。

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

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

表2 四種優(yōu)化方案的RMS及值Table 2RMSandvalue of 4optimized schemes

表2 四種優(yōu)化方案的RMS及值Table 2RMSandvalue of 4optimized schemes

方案編號優(yōu)化方案1優(yōu)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(yōu)化方案3優(yōu)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(yōu)化方案5優(yōu)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(yōu)化阻尼網(wǎng)布置后大開角段內(nèi)最大分離速度，可以看到，增加第一層網(wǎng)損失系數(shù)，分離速度減小。對比四種阻尼網(wǎng)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(wǎng)損失系數(shù)后，優(yōu)化方案1、2的分離區(qū)域和分離速度顯著減小。繼續(xù)增加第一層網(wǎng)損失系數(shù)（優(yōu)化方案3、4、5、6）對分離區(qū)域和分離速度的改變很小，但壓力恢復(fù)系數(shù)急劇降低。

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

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

圖7 阻尼網(wǎng)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(wǎng)的損失系數(shù)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(wǎng)損失系數(shù)后RMS有所下降，但壓力恢復(fù)系數(shù)降低。方案7與4相比，適當(dāng)減小第一層網(wǎng)損失系數(shù)，同時增加第二層網(wǎng)損失系數(shù)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(fù)系數(shù)，減小了擴散段損失。

圖8 四組優(yōu)化方案計算結(jié)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(yōu)化阻尼網(wǎng)布置方式。若需要進(jìn)一步減小網(wǎng)前分離，可以繼續(xù)增加第一層網(wǎng)的損失系數(shù)，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(wǎng)損失系數(shù)的方式實現(xiàn)。

3 一體化模型阻尼網(wǎng)設(shè)計

大開角段內(nèi)部流場直接受到前后部段的影響，考慮前后部段進(jìn)行模擬，能夠獲得更真實的流場分布，更有針對性地對其內(nèi)部的整流裝置進(jìn)行設(shè)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(xiàn)氣流分離，分離區(qū)域主要集中在四個角區(qū)，并逐漸向后發(fā)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(qū)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(chǎn)生逆壓梯度，使邊界層變厚，導(dǎo)致氣流分離，對流場品質(zhì)產(chǎn)生不良影響。大開角段出口截面RMS值為122.4，壓力恢復(fù)系數(shù)為-0.01，兩個參數(shù)均有相當(dāng)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(qū)域向后發(fā)展，使分離集中在大開角段內(nèi)。大開角段出口截面RMS為76.2%，擴散段總壓力恢復(fù)系數(shù)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(fù)。也要看到，由于換熱器阻力過大，導(dǎo)致氣流在靠近壁面附近出現(xiàn)了過沖現(xiàn)象［14］。由于大開角段內(nèi)壁面附近邊界層剝離嚴(yán)重，產(chǎn)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(qū)域低。換熱器損失系數(shù)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(xiàn)了速度過沖。損失系數(shù)越大，則過沖現(xiàn)象越顯著。在阻尼網(wǎng)設(shè)計時，如果阻力系數(shù)過大，也會出現(xiàn)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(qū)域集中出現(xiàn)在大開角段內(nèi)。

對一體化模型的阻尼網(wǎng)設(shè)計，采用方案2-4、3-4及優(yōu)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(nèi)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(wǎng)后計算結(jié)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(wǎng)損失系數(shù)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(shè)計要求；總壓力恢復(fù)系數(shù)C＊p為-0.03，有效降低了壓力損失，與零壓力恢復(fù)設(shè)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(wǎng)前四個角區(qū)存在微小的回流區(qū)，達(dá)到了抑制大開角段內(nèi)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(jié) 論

通過數(shù)值模擬對0.6m連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞大開角段內(nèi)阻尼網(wǎng)的工程設(shè)計結(jié)果進(jìn)行了優(yōu)化，結(jié)論如下：

（1）阻尼網(wǎng)工程設(shè)計方法是可行的。其設(shè)計基礎(chǔ)是前無其它過渡部段的圓形截面擴散段，在實際設(shè)計時，應(yīng)根據(jù)實際的大開角段構(gòu)型，對阻尼網(wǎng)的設(shè)計損失系數(shù)進(jìn)行調(diào)整。對于0.6m風(fēng)洞，3-4組合是較為合理的方案，兩層阻尼網(wǎng)損失系數(shù)為1.6和1.0時可有效抑制氣流分離。

（2）阻尼網(wǎng)設(shè)計應(yīng)充分考慮大開角段布置環(huán)境對其性能的影響。換熱器段有利于抑制大開角段內(nèi)氣流分離沿軸向發(fā)展，第二擴散段和壓縮機尾罩段則加劇了分離的產(chǎn)生。根據(jù)0.6m風(fēng)洞布局，確定了方案3-4，兩層阻尼網(wǎng)損失系數(shù)分別為0.8、1.0。該方案實現(xiàn)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(shè)計目標(biāo)。

研究中發(fā)現(xiàn)，使用損失系數(shù)較大的阻尼網(wǎng)時，氣流在洞壁附近出現(xiàn)了速度過沖現(xiàn)象，未來工作中將考慮洞壁邊界層效應(yīng)，研究變目數(shù)阻尼網(wǎng)對整流效果的影響。下一步還將在0.6m連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞形成試驗?zāi)芰r獲得大開角擴散段試驗數(shù)據(jù)，與計算結(jié)果進(jìn)行對比，完善設(shè)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(fēng)洞氣動設(shè)計及數(shù)值模擬研究.E-mail：cardc.lhz＠gmail.com

李紅喆，廖達(dá)雄，叢成華.連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞大開角段整流裝置設(shè)計數(shù)值模擬［J］.空氣動力學(xué)學(xué)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.