0 引言

在风洞中，为在试验段获得湍流度较低的、近似各向同性的湍流流动，往往在上游面积较大的稳定段内布置一系列的整流装置，以促使风洞上游产生的大尺度的、非各向同性的旋涡在惯性力的作用下向小尺度旋涡转化，小尺度涡又在粘性耗散的作用下形成充分发展的湍流^[1]。

蜂窝器是一种能将大尺度旋涡分割成小尺度涡的整流装置。在过去的风洞设计中，往往通过增加蜂窝器单元的长径比L/D，通过增加惯性力和粘性耗散作用来降低旋涡的尺度和能量，来提高蜂窝器的整流效果，也取得了一定的进步，但与此同时也带来了总压损失增加等负面影响^[2-4]。由于蜂窝器单元之间往往是互不相通的固壁边界，难以进行压力交换和压力平衡，因此上游大尺度涡造成的压力不均匀现象难以在蜂窝器内得到改善，同时，又因无法进行压力交换，蜂窝器出口下游的小尺度旋涡的能量分布也得不到改善，从而限制了蜂窝器的整流效果。

Ahmad D.Vakili^[5]的研究成果表明，一种新型的开孔壁蜂窝器能有效地改善其下游的湍流度、涡量分布状况，并降低湍流度的绝对值，从而为获得试验段低湍流度的各向同性湍流流动创造了良好的初始条件。其研究结果显示，开孔率为20%～40%是较为合适的开孔壁蜂窝器设计参数，但其对开孔壁蜂窝器的研究仅局限于开孔率对整流特性的影响上，对其它因素如开孔数量、开孔位置、间距等未做进一步的研究。

开孔壁蜂窝器就是通过在蜂窝器单元壁面上打出一组具有一定开孔率的小孔单元，如图 1所示，从而可以造成蜂窝器内部的压力交换，便于各单元内涡能量的传递，使得蜂窝器下游压力、湍流度分布更均匀，从而增强蜂窝器的整流效果，降低阻尼网入口的湍流度。这对风洞的设计，特别是以风扇、压缩机驱动的风洞设计尤为重要。阻尼网整流装置入口处湍流度更低，意味着在相同的试验段湍流度指标的前提下，可以减少阻尼网的数量，从而降低风洞回路的总压损失，进而降低风扇或压缩机的运行功率。同时，更低的阻尼网入口湍流度，意味着可以不必通过增加收缩比(增加稳定段尺寸)的方式来降低试验段的湍流度。这样，既可以有效地降低风洞的整体尺寸，减小建设规模，又可以在稳定段内安装网丝直径更细、整体面积更小的阻尼网，从而可以有效地降低阻尼网自身产生的湍流及因阻尼网受力变形造成的气流偏角，提高阻尼网的整流效果。这对未来设计湍流度低至0.05%、局部气流偏角小于±0.1°的高流场品质的低速及跨声速风洞都显得尤为重要^[6-9]。

1 实验装置及测试方法 1.1 蜂窝器设计参数

对于实壁蜂窝器来说，决定蜂窝器整流性能的主要参数为蜂窝器的长径比L/D和蜂窝器单元的壁厚。对于开孔壁蜂窝器来说，影响其性能的主要参数包括长径比L/D、开孔率、开孔数量、开孔间距及开孔在流向上的位置等。其中，开孔壁蜂窝器开孔率的定义为每个单元四壁或六壁开孔面积的总和与单元入口截面积之比。

本实验研究中，在相同开孔率的条件下，重点对开孔数量、开孔间距及开孔位置对整流特性的影响进行了研究。

为适应0.55m×0.40m低噪声航空声学风洞闭口试验段的尺寸，同时为了减少所加工的蜂窝器的单元格数量并降低制造难度，试验中所用的蜂窝器单元格截面形状为正方形，单元格对边距为15mm，长径比为10，壁厚均为0.5mm，蜂窝器在垂直和水平方向分别有20个单元格，试验件总单元格数为400，外廓尺寸为300mm(高)×300mm(宽)×150mm(长)，开孔壁蜂窝器单元格壁面上的开孔为单排开孔，如图 2所示，开孔率为50%，其它设计参数如表 1所示。

为防止蜂窝器壁面上的开孔产生横向流动影响蜂窝器的整流特性，在蜂窝器开孔段的后部留出一定距离的静流段，以消除开孔对下游流动造成的扰动影响。

1.2 测试设备及方法

蜂窝器试验件安装在0.55m×0.40m低噪声航空声学风洞的闭口试验段内。0.55m×0.4m低噪声航空声学风洞是5.5m×4m声学风洞的引导风洞(缩比为1:10)。该风洞是一座低湍流度回流式风洞，配置有开口、闭口2个试验段，该风洞的气动轮廓如图 3所示。

该风洞闭口试验段最高风速130m/s，开口试验段最高风速100m/s，试验段模型区中心湍流度小于0.05%，模型区动压场系数为0.2%～0.3%^[10]。

为了在蜂窝器入口上游生成较强的湍流流动，在蜂窝器上游设置一个直径为35mm的圆柱形扰流体，蜂窝器入口距离扰流体350mm，移测架安装在扩散段壁面上，单点热线探头安装在移测架支杆头部，热线探头距离蜂窝器出口700mm, 热线探头可以在垂直于试验段轴线的竖直方向运动。各试验件及测试装置在试验段内的安装及相对位置如图 4所示。

使用Dantec公司的热线风速仪对蜂窝器下游湍流度和速度进行测量，所使用的热线探头为二维探头，可分别对气流的横向及流向速度及速度脉动进行测量^[11-12]。热线探头及其在风洞试验段中的安装如图 5所示。

在蜂窝器出口下游700mm的截面上，测量沿垂直方向一条直线上的湍流度(流向和横向)及速度(流向和横向)。测点等间距分布，间距为10mm，从上至下一共测量13个点，测量区域总高度120mm，测量区域沿风洞轴线对称分布。

在测试过程中，热线风速仪的采样频率为20kHz；试验段入口风速分别为8、13和18m/s。

通过不同风速条件下实壁蜂窝器、开孔壁蜂窝器及无蜂窝器3种不同状态下的实验研究，对比测量截面上的湍流度、速度及气流偏角，以此来判断蜂窝器的整流效果。

2 试验结果及分析 2.1 速度分布测试结果

图 6给出了在风速为13m/s条件下，各个蜂窝器试验件下游截面上的流向速度V_x的分布曲线与无蜂窝器状态的比较。从图中可以看出，由于扰流体尾流的影响，y向截面速度分布呈现中间低、两边高的现象；在实壁蜂窝器(mod1)状态下，蜂窝器下游的流向速度分布为不对称分布状态，流向速度的最低点为中心线向下偏移20mm，这是由于圆柱绕流下游不对称的卡门涡街在运动至蜂窝器入口处时，旋涡中心恰好位于蜂窝器轴线下方所致。在采用开孔壁蜂窝器后，流向速度分布的不对称分布现象得到了明显改善。其中，mod3对流向速度分布的改善效果最好。来流风速对流向速度分布没有影响。

图 7给出了在风速为13m/s条件下，无蜂窝器及使用蜂窝器时下游截面上的横向速度V_y的分布曲线。从图中可以看出，采用了开孔壁蜂窝器后，横向速度分量得到了明显降低。不同开孔参数的开孔壁蜂窝器对横向速度的整流效果也不相同。由于气流的横向速度决定了气流偏角，可以计算出，蜂窝器下游气流平均气流偏角的绝对值的平均值分别为：mod1: 1.32°，mod2: 0.612°，mod3: 0.516°，mod4: 0.662°，mod5: 0.338°。此可以判断，采用开孔壁蜂窝器后，气流偏角得到了明显改善。

2.2 湍流度分布测试结果

图 8分别给出了使用二维热线风速仪测量得到的mod3型开孔壁蜂窝器下游截面上的流向及横向速度脉动的频谱特性。从图中可以看出，测量结果中没有出现明显的干扰，可以认为测量方法和测试结果是准确可靠的。流向速度的脉动量要明显高于横向速度的脉动量，但横向速度脉动的频率范围更宽，高频部分的速度脉动量更大。

图 9和10分别给出了流向速度为13m/s，不同蜂窝器试验件下游截面上的流向及横向湍流度分布曲线，图中还同时给出了无蜂窝器状态下扰流体下游的湍流度分布。从图中可以看出，蜂窝器对于降低流向和横向湍流度的能力是不同的。对于流向湍流度来说，蜂窝器可使其降至原有水平的80%左右，而对于横向湍流度来说蜂窝器可使其降至原有水平的30%左右，这与文献[2-3]中所给出的结论是一致的，即蜂窝器对于降低气流的横向湍流度具有较好的效果。

从图中可以看出，无论是对于轴向湍流度还是对于横向湍流度来说，各种不同蜂窝器的整流效果基本是一致的。在使用了开孔壁蜂窝器后，下游截面上湍流度的对称性得到了明显改善。

对测试区域中心位置±20mm范围内的湍流度测量值进行平均，得到的结果如表 2所示，图 11给出了不同蜂窝器下游流向及横向湍流度平均值随来流速度变化的趋势。可以看出，随着来流速度的增加，所得到的蜂窝器下游的横向及流向湍流度呈现逐渐下降的趋势，这是因为随着来流速度的提高，风洞试验段的流场品质得到改善、来流湍流度降低。

从表 2及图 11可以看出，采用开孔壁蜂窝器后，下游的湍流强度明显降低，mod3降低幅度最大，其整流效果最佳。与实壁蜂窝器相比，在风速为13m/s时，mod3试验件后的流向湍流度降低了约14.9%，横向湍流度降低了约12.6%，综合降低了约13.8%，且气流速度越低，改善的幅度越大。在风洞整流装置设计中，阻尼网前来流湍流度降低10%，意味着在相同的试验段湍流度条件下，阻尼网的层数至少可以减少1层。

开孔的设计参数对蜂窝器的整流效果产生了明显的影响，在4个开孔壁试验件中，以mod3的整流效果最好，mod4、mod5次之，mod2效果最差。

3 结论

设计加工了多套不同参数的开孔壁蜂窝器，在0.55m×0.40m低噪声航空声学风洞中对其整流性能进行了实验研究，得到以下结论：

(1) 与普通的实壁蜂窝器相比，开孔壁蜂窝器能更好地改善下游的流动均匀性，同时还可以减小局部气流偏角；

(2) 在不同风速条件下，与普通的实壁蜂窝器相比，开孔壁蜂窝器的整流效果更佳，其下游湍流度可比实壁蜂窝器低10%以上；

(3) 开孔壁蜂窝器技术可以应用于对流场品质有较高要求的低速及跨超声速风洞整流装置的设计中，但由于影响开孔壁蜂窝器性能的参数较多，因此，其性能优化及设计具有较高的难度。