CN114280220A - 一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，应用于基础燃烧研究及对冲火焰实验装置领域。喷管从气流入口至气流出口划分为：喷管扩散段、喷管过渡段、喷管收缩段；包括：根据喷管收缩段的几何参数确定喷管扩散段、喷管过渡段；对喷管收缩段的轮廓进行约束，得到喷管收缩段的轮廓表达式；根据喷管收缩段的轮廓表达式计算喷管收缩段的评估参数；判断喷管收缩段的评估参数是否符合要求，若符合，则得到喷管收缩段模型；若不符合，则返回调整对喷管收缩段的轮廓约束，直到符合要求，得到喷管收缩段模型为止。该方法不仅使实验区域内形成均匀的出口速度分布，并且有效降低了边界层厚度，从而保证了对冲火焰实验数据的有效性。
Description
技术领域
本发明涉及基础燃烧研究及对冲火焰实验装置领域，特别涉及一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管的设计和优化方法。
背景技术
对冲火焰能够对扩散、预混以及部分预混燃烧进行研究，为实际工程领域中的湍流燃烧提供基础数据和参考。并且对冲火焰模型可以采用准一维假设进行数值仿真，相比于高维仿真计算量大大降低。由于上述优势，对冲火焰的仿真和实验研究受到燃烧领域内的广泛关注。
在对冲火焰实验研究中，对置喷管的结构是影响流场质量的关键因素。不均匀的出口速度分布和较厚的边界层都会对冲火焰的实验数据产生较大影响。目前对冲火焰实验装置多采用直喷管或直线型收缩喷管，但这样的喷管结构容易导致出口边界层过厚、流动分离以及层流到湍流的转捩，因而无法保证实验数据的有效性。
为此，如何提供一种能够在实验区域内形成均匀的出口速度分布以及有效降低边界层厚度的对冲火焰喷管是本领域技术人员亟需解决的问题。
发明内容
有鉴于此，本发明提供了一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管的设计和优化方法，该方法通过一个八阶多项式对喷管收缩段的轮廓进行约束，并对得到的轮廓表达式通过评估参数包括边界层动量厚度、边界层厚度、可表征边界层转捩的参数进行评估，从而最终得到符合评估参数要求的喷管收缩段模型。使得两对置喷管出口处，即两对置喷管的收缩段出口处形成平坦的轴向速度剖面、避免流动分离以及层流到湍流的转捩，并降低了出口边界层厚度，从而保证了对冲火焰实验数据的有效性。
为了实现上述目的，本发明采用如下技术方案：
一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，喷管从气流入口至气流出口划分为：喷管扩散段、喷管过渡段、喷管收缩段；
包括：
步骤(1)根据喷管收缩段的几何参数确定喷管扩散段、喷管过渡段；
步骤(2)对喷管收缩段的轮廓进行约束，得到喷管收缩段的轮廓表达式；
步骤(3)根据喷管收缩段的轮廓表达式计算喷管收缩段的评估参数；
步骤(4)判断喷管收缩段的评估参数是否符合要求，若符合，则得到喷管收缩段模型；若不符合，则返回调整步骤(2)中对喷管收缩段的轮廓约束，直到符合要求，得到喷管收缩段模型为止。
可选的，上述步骤(1)中，喷管收缩段的几何参数包括喷管收缩段的出口直径、喷管收缩段的面积收缩比、喷管收缩段的长度。
可选的，喷管扩散段的入口直径与喷管收缩段的出口直径相同；喷管扩散段采用渐扩设计，且喷管扩散段的面积扩张比与喷管收缩段的面积收缩比相同；喷管扩散段的长度与喷管收缩段的长度相同。
可选的，喷管过渡段平行于轴向；喷管收缩段的入口直径为所述喷管收缩段的出口直径的平方与所述喷管收缩段的面积收缩比之积的开方，喷管过渡段的出入口直径与喷管收缩段的入口直径相同；喷管过渡段的长度大于喷管收缩段的长度。
可选的，上述步骤(2)中，通过一个八阶多项式对喷管收缩段的轮廓进行约束，八阶多项式为：
r0(x)＝a0+a1x+a2x2+a3x3+a4x4+a5x5+a6x6+a7x7
其中，r0为喷管收缩段的局部半径，x为喷管收缩段的轴向坐标，因此，对于每个轴向位置，都有一个半径r0与其对应；为保证流动平缓过渡，设定喷管收缩段的出入口位置的斜率曲率为零。
可选的，通过设定喷管收缩段上两个不同的轴向坐标对应的局部半径即r0(x1)和r0(x2)，求解八阶多项式，得到喷管收缩段的轮廓表达式。
可选的，收缩段喷管的性能评估方法基于简化边界层的N-S方程，即卡门动量方程，且基于以下几个基本假设：①粘性不可压缩流体；②沿固体边界的二维定常流；③高雷诺数；④边界层厚度远低于喷管局部半径r0(x)；上述步骤(3)中，喷管收缩段的评估参数包括喷管收缩段的边界层动量厚度θ、喷管收缩段的边界层厚度δ、喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G。
可选的，喷管收缩段的边界层动量厚度θ的计算方法为：
其中，θ为喷管收缩段的边界层动量厚度；r0为喷管收缩段的局部半径；U为喷管收缩段的局部流速，可根据流体连续性方程得出；ν为流体的运动粘度，不同流体的运动粘度不同；x为喷管收缩段的轴向坐标；
喷管收缩段的边界层厚度δ的计算方法为：
Hδ＝δ/θ
Hδ≈7.85+2.8[1-exp(-750λ3)],0≤λ≤0.4
≈7.85+10.5λ+232.14λ2,-0.082≤λ≤0
引入Holstein-Bohlen参数λ；定义Hδ为喷管收缩段的边界层厚度δ与喷管收缩段的动量厚度θ的比值，并给出了不同λ范围内Hδ与λ相关的表达式；在计算得到喷管收缩段的边界层动量厚度θ后，可得到喷管收缩段的边界层厚度δ；
喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G的计算方法为：
其中，G(x)为Gortler参数；Reθ为基于动量厚度的雷诺数；θ为喷管收缩段的边界层动量厚度；r0为喷管收缩段的局部半径；ν为流体的运动粘度；x为喷管收缩段的轴向坐标。
可选的，上述步骤(4)中，喷管收缩段的评估参数要求为：喷管收缩段的出口处边界层动量厚度相比于喷管收缩段的入口处边界层动量厚度明显减小，喷管收缩段的出口处边界层厚度相比于喷管收缩段的入口处边界层厚度明显减小，边界层动量厚度和边界层厚度表示边界层对流体的动量、速度的削弱程度，因此两者越小喷管性能越好；边界层的转捩也可以由流向相反的旋涡，也称为Gortler涡强制进行，这些旋涡可以在喷嘴的凹面部分形成，而Gortler涡在参数G低于阈值时不会导致层流向湍流的过渡，因此设定喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G不大于53。
可选的，考虑到降低流动不均匀性和避免流动分离，喷管收缩段的长度与喷管收缩段的入口直径之比的范围在0.8-1.8之间。
经由上述的技术方案可知，与现有技术相比，本发明公开的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管的设计和优化方法，该方法通过一个八阶多项式对喷管收缩段的轮廓进行约束，并对得到的轮廓表达式通过评估参数包括边界层动量厚度、边界层厚度、可表征边界层转捩的参数进行评估，从而最终得到符合评估参数要求的喷管收缩段模型。使得两对置喷管出口处，即两对置喷管的收缩段出口处形成平坦的轴向速度剖面、避免流动分离以及层流到湍流的转捩，并降低了出口边界层厚度，从而保证了对冲火焰实验数据的有效性。并且本发明利用半经验的边界层积分方程对所设计喷管收缩短的积分边界层与转捩相关的特征数进行计算，相比于现有技术中对喷管收缩段进行性能评估多采用数值模拟的方法要更加方便，能够有效对喷管的实际性能进行量化。
附图说明
为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据提供的附图获得其他的附图。
图1为本发明喷管的结构示意图。
图2为本发明喷管设计与优化的流程示意图。
图3为本发明实施例1的喷管收缩段的轮廓线型示意图。
图4为本发明实施例1的喷管收缩段的边界层动量厚度与轴向坐标的关系示意图。
图5为本发明实施例1的喷管收缩段的边界层厚度与轴向坐标的关系示意图。
图6为本发明实施例1的喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数与轴向坐标的关系示意图。
图中：1-喷管扩散段、2-喷管过渡段、3-喷管收缩段。
具体实施方式
下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
实施例1：
本发明实施例1公开了一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，如图1所示，包括喷管扩散段1、喷管过渡段2、喷管收缩段3。
在本发明实施例1中，根据需求选定喷管收缩段3的几何参数包括：喷管收缩段3的出口直径为20mm、喷管收缩段3的面积收缩比为6.25、喷管收缩段3的长度为80mm。
根据喷管扩散段1的入口直径与喷管收缩段3的出口直径20mm相同，确定喷管扩散段1的入口直径为20mm；喷管扩散段1采用渐扩设计，且根据喷管扩散段1的面积扩张比与喷管收缩段3的面积收缩比6.25相同，确定喷管扩散段1的面积扩张比为6.25；根据喷管扩散段1的长度与喷管收缩段3的长度为80mm相同,确定喷管扩散段1的长度为80mm。
喷管过渡段2平行于轴向；根据喷管收缩段3的入口直径为喷管收缩段3的出口直径20mm的平方与喷管收缩段3的面积收缩比6.25之积的开方(喷管收缩段3的面积收缩比等于喷管收缩段3的入口面积比上喷管收缩段3的出口面积)，喷管过渡段2的出入口直径与喷管收缩段3的入口直径相同，确定喷管过渡段2的出入口直径为50mm；喷管过渡段的长度大于喷管收缩段的长度80mm。
通过一个八阶多项式对喷管收缩段的轮廓进行约束，八阶多项式为：
r0(x)＝a0+a1x+a2x2+a3x3+a4x4+a5x5+a6x6+a7x7
其中，r0为喷管收缩段的局部半径，x为喷管收缩段的轴向坐标，因此，对于每个轴向位置，都有一个半径r0与其对应；为保证流动平缓过渡，设定喷管收缩段的出入口位置的斜率曲率为零(x＝0，x＝80mm分别代表收缩段入口、出口的轴向坐标)，在四个轴向坐标上设定局部半径大小，具体约束设置如表1所示：
表1
并通过设定喷管收缩段上两个不同的轴向坐标对应的局部半径即r0(x1)和r0(x2)，求解八阶多项式，得到喷管收缩段的轮廓表达式，在确定八阶多项式对喷管收缩段的轮廓约束后，得到如图3所示，喷管收缩段的轮廓线型图。
收缩段喷管的性能评估方法基于简化边界层的N-S方程，即卡门动量方程，且基于以下几个基本假设：①粘性不可压缩流体；②沿固体边界的二维定常流；③高雷诺数；④边界层厚度远低于喷管局部半径r0(x)；上述步骤(3)中，喷管收缩段的评估参数包括喷管收缩段的边界层动量厚度θ、喷管收缩段的边界层厚度δ、喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G。
喷管收缩段的边界层动量厚度θ的计算方法为：
其中，θ为喷管收缩段的边界层动量厚度；r0为喷管收缩段的局部半径U为喷管收缩段的局部流速，可根据流体连续性方程得出；ν为流体的运动粘度，不同流体的运动粘度不同；x为喷管收缩段的轴向坐标；通过计算得到如图4所示，喷管收缩段的边界层动量厚度与轴向坐标的关系。
喷管收缩段的边界层厚度δ的计算方法为：
Hδ＝δ/θ
Hδ≈7.85+2.8[1-exp(-750λ3)],0≤λ≤0.4
≈7.85+10.5λ+232.14λ2,-0.082≤λ≤0
引入Holstein-Bohlen参数λ；定义Hδ为喷管收缩段的边界层厚度δ与喷管收缩段的动量厚度θ的比值，并给出了不同λ范围内Hδ与λ相关的表达式；在计算得到喷管收缩段的边界层动量厚度θ后，可得到喷管收缩段的边界层厚度δ；通过计算得到如图5所示，喷管收缩段的边界层厚度与轴向坐标的关系。
喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G的计算方法为：
其中，G(x)为Gortler参数；Reθ为基于动量厚度的雷诺数；θ为喷管收缩段的边界层动量厚度；r0为喷管收缩段的局部半径；ν为流体的运动粘度；x为喷管收缩段的轴向坐标；通过计算得到如图6所示，喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数与轴向坐标的关系。
喷管收缩段的评估参数要求为：喷管收缩段的出口处边界层动量厚度相比于喷管收缩段的入口处边界层动量厚度明显减小，喷管收缩段的出口处边界层厚度相比于喷管收缩段的入口处边界层厚度明显减小，边界层动量厚度和边界层厚度表示边界层对流体的动量、速度的削弱程度，因此两者越小喷管性能越好；边界层的转捩也可以由流向相反的旋涡，也称为Gortler涡强制进行，这些旋涡可以在喷嘴的凹面部分形成，而Gortler涡在参数G低于阈值时不会导致层流向湍流的过渡，因此设定喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G不大于53。
当喷管收缩段的评估参数符合要求时，输出喷管收缩段模型；当喷管收缩段的评估参数不符合要求时，重新设定喷管收缩段上两个不同的轴向坐标对应的局部半径即r0(x1)和r0(x2)，得到新的用于约束喷管收缩段轮廓的八阶多项式，如此反复，最终得出性能良好的喷管收缩段模型。
考虑到降低流动不均匀性和避免流动分离，喷管收缩段的长度与喷管收缩段的入口直径之比的范围在0.8-1.8之间。
本实施例1通过一个八阶多项式对喷管收缩段的轮廓进行约束，并对得到的轮廓表达式通过评估参数包括边界层动量厚度、边界层厚度、可表征边界层转捩的参数进行评估，并在评估参数不符合要求时通过反复重新设定喷管收缩段上两个不同的轴向坐标对应的局部半径即r0(x1)和r0(x2)，从而最终得到符合评估参数要求的喷管收缩段模型。使得两对置喷管出口处，即两对置喷管的收缩段出口处形成平坦的轴向速度剖面、避免流动分离以及层流到湍流的转捩，并降低了出口边界层厚度，从而保证了对冲火焰实验数据的有效性。并且本发明利用半经验的边界层积分方程对所设计喷管收缩短的积分边界层与转捩相关的特征数进行计算，相比于现有技术中对喷管收缩段进行性能评估多采用数值模拟的方法要更加方便，能够有效对喷管的实际性能进行量化。
实施例2：
本发明实施例2公开了一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，如图1所示，包括喷管扩散段1、喷管过渡段2、喷管收缩段3。
在本发明实施例2中，根据需求选定喷管收缩段3的几何参数包括：喷管收缩段3的出口直径为30mm、喷管收缩段3的面积收缩比为4、喷管收缩段3的长度为100mm。
根据喷管扩散段1的入口直径与喷管收缩段3的出口直径30mm相同，确定喷管扩散段1的入口直径为30mm；喷管扩散段1采用渐扩设计，且根据喷管扩散段1的面积扩张比与喷管收缩段3的面积收缩比4相同，确定喷管扩散段1的面积扩张比为4；根据喷管扩散段1的长度与喷管收缩段3的长度为100mm相同,确定喷管扩散段1的长度为100mm。
喷管过渡段2平行于轴向；根据喷管收缩段3的入口直径为喷管收缩段3的出口直径30mm的平方与喷管收缩段3的面积收缩比4之积的开方(喷管收缩段3的面积收缩比等于喷管收缩段3的入口面积比上喷管收缩段3的出口面积)，喷管过渡段2的出入口直径与喷管收缩段3的入口直径相同，确定喷管过渡段2的出入口直径为60mm；喷管过渡段的长度大于喷管收缩段的长度100mm。
通过一个九阶多项式对喷管收缩段的轮廓进行约束，九阶多项式为：
r0(x)＝a0+a1x+a2x2+a3x3+a4x4+a5x5+a6x6+a7x7+a8x8
其中，r0为喷管收缩段的局部半径，x为喷管收缩段的轴向坐标，因此，对于每个轴向位置，都有一个半径r0与其对应；为保证流动平缓过渡，设定喷管收缩段的出入口位置的斜率曲率为零(x＝0，x＝80mm分别代表收缩段入口、出口的轴向坐标)，在四个轴向坐标上设定局部半径大小，具体约束设置如表2所示：
表2
并通过设定喷管收缩段上两个不同的轴向坐标对应的局部半径即r0(x1)、r0(x2)、r0(x3)求解九阶多项式，得到喷管收缩段的轮廓表达式，在确定九阶多项式对喷管收缩段的轮廓约束后，得到喷管收缩段的轮廓线型图。
收缩段喷管的性能评估方法基于简化边界层的N-S方程，即卡门动量方程，且基于以下几个基本假设：①粘性不可压缩流体；②沿固体边界的二维定常流；③高雷诺数；④边界层厚度远低于喷管局部半径r0(x)；上述步骤(3)中，喷管收缩段的评估参数包括喷管收缩段的边界层动量厚度θ、喷管收缩段的边界层厚度δ、喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G。
喷管收缩段的边界层动量厚度θ的计算方法为：
其中，θ为喷管收缩段的边界层动量厚度；r0为喷管收缩段的局部半径；U为喷管收缩段的局部流速，可根据流体连续性方程得出；ν为流体的运动粘度，不同流体的运动粘度不同；x为喷管收缩段的轴向坐标；通过计算得到喷管收缩段的边界层动量厚度与轴向坐标的关系。
喷管收缩段的边界层厚度δ的计算方法为：
Hδ＝δ/θ
Hδ≈7.85+2.8[1-exp(-750λ3)],0≤λ≤0.4
≈7.85+10.5λ+232.14λ2,-0.082≤λ≤0
引入Holstein-Bohlen参数λ；定义Hδ为喷管收缩段的边界层厚度δ与喷管收缩段的动量厚度θ的比值，并给出了不同λ范围内Hδ与λ相关的表达式；在计算得到喷管收缩段的边界层动量厚度θ后，可得到喷管收缩段的边界层厚度δ；通过计算得到喷管收缩段的边界层厚度与轴向坐标的关系。
喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G的计算方法为：
其中，G(x)为Gortler参数；Reθ为基于动量厚度的雷诺数；θ为喷管收缩段的边界层动量厚度；r0为喷管收缩段的局部半径；ν为流体的运动粘度；x为喷管收缩段的轴向坐标；通过计算得到喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数与轴向坐标的关系。
喷管收缩段的评估参数要求为：喷管收缩段的出口处边界层动量厚度相比于喷管收缩段的入口处边界层动量厚度明显减小，喷管收缩段的出口处边界层厚度相比于喷管收缩段的入口处边界层厚度明显减小，边界层动量厚度和边界层厚度表示边界层对流体的动量、速度的削弱程度，因此两者越小喷管性能越好；边界层的转捩也可以由流向相反的旋涡，也称为Gortler涡强制进行，这些旋涡可以在喷嘴的凹面部分形成，而Gortler涡在参数G低于阈值时不会导致层流向湍流的过渡，因此设定喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G不大于53。
当喷管收缩段的评估参数符合要求时，输出喷管收缩段模型；当喷管收缩段的评估参数不符合要求时，重新设定喷管收缩段上三个不同的轴向坐标对应的局部半径即r0(x1)、r0(x2)、r0(x3)，得到新的用于约束喷管收缩段轮廓的九阶多项式，如此反复，最终得出性能良好的喷管收缩段模型。
考虑到降低流动不均匀性和避免流动分离，喷管收缩段的长度与喷管收缩段的入口直径之比的范围在0.8-1.8之间。
本实施例2通过一个九阶多项式对喷管收缩段的轮廓进行约束，并对得到的轮廓表达式通过评估参数包括边界层动量厚度、边界层厚度、可表征边界层转捩的参数进行评估，并在评估参数不符合要求时通过反复重新设定喷管收缩段上三个不同的轴向坐标对应的局部半径即r0(x1)、r0(x2)、r0(x3)，从而最终得到符合评估参数要求的喷管收缩段模型。使得两对置喷管出口处，即两对置喷管的收缩段出口处形成平坦的轴向速度剖面、避免流动分离以及层流到湍流的转捩，并降低了出口边界层厚度，从而保证了对冲火焰实验数据的有效性。并且本发明利用半经验的边界层积分方程对所设计喷管收缩短的积分边界层与转捩相关的特征数进行计算，相比于现有技术中对喷管收缩段进行性能评估多采用数值模拟的方法要更加方便，能够有效对喷管的实际性能进行量化。
本说明书中各个实施例采用递进的方式描述，每个实施例重点说明的都是与其他实施例的不同之处，各个实施例之间相同相似部分互相参见即可。对于实施例公开的装置而言，由于其与实施例公开的方法相对应，所以描述的比较简单，相关之处参见方法部分说明即可。
对所公开的实施例的上述说明，使本领域专业技术人员能够实现或使用本发明。对这些实施例的多种修改对本领域的专业技术人员来说将是显而易见的，本文中所定义的一般原理可以在不脱离本发明的精神或范围的情况下，在其它实施例中实现。因此，本发明将不会被限制于本文所示的这些实施例，而是要符合与本文所公开的原理和新颖特点相一致的最宽的范围。
Claims (10)
1.一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，喷管从气流入口至气流出口划分为：喷管扩散段、喷管过渡段、喷管收缩段；
其特征在于，包括：
步骤(1)根据所述喷管收缩段的几何参数确定所述喷管扩散段、所述喷管过渡段；
步骤(2)对所述喷管收缩段的轮廓进行约束，得到所述喷管收缩段的轮廓表达式；
步骤(3)根据所述喷管收缩段的轮廓表达式计算所述喷管收缩段的评估参数；
步骤(4)判断所述喷管收缩段的评估参数是否符合要求，若符合，则得到所述喷管收缩段模型；若不符合，则返回调整步骤(2)中对所述喷管收缩段的轮廓约束，直到符合要求，得到所述喷管收缩段模型为止。
2.根据权利要求1所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，步骤(1)中，所述喷管收缩段的几何参数包括所述喷管收缩段的出口直径、所述喷管收缩段的面积收缩比、所述喷管收缩段的长度。
3.根据权利要求2所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，
所述喷管扩散段的入口直径与所述喷管收缩段的出口直径相同；所述喷管扩散段采用渐扩设计，且所述喷管扩散段的面积扩张比与所述喷管收缩段的面积收缩比相同；所述喷管扩散段的长度与所述喷管收缩段的长度相同。
4.根据权利要求2所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，
所述喷管过渡段平行于轴向；喷管收缩段的入口直径为所述喷管收缩段的出口直径的平方与所述喷管收缩段的面积收缩比之积的开方，所述喷管过渡段的出入口直径与所述喷管收缩段的入口直径相同；所述喷管过渡段的长度大于所述喷管收缩段的长度。
5.根据权利要求1所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，步骤(2)中，通过一个八阶多项式对所述喷管收缩段的轮廓进行约束，所述八阶多项式为：
r0(x)＝a0+a1x+a2x2+a3x3+a4x4+a5x5+a6x6+a7x7
其中，r0为所述喷管收缩段的局部半径，x为所述喷管收缩段的轴向坐标；设定所述喷管收缩段的出入口位置的斜率曲率为零。
6.根据权利要求5所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，通过设定所述喷管收缩段上两个不同的轴向坐标对应的局部半径，求解所述八阶多项式，得到所述喷管收缩段的轮廓表达式。
7.根据权利要求1所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，步骤(3)中，所述喷管收缩段的评估参数包括所述喷管收缩段的边界层动量厚度θ、所述喷管收缩段的边界层厚度δ、所述喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G。
8.根据权利要求7所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，
所述喷管收缩段的边界层动量厚度θ的计算方法为：
其中，θ为所述喷管收缩段的边界层动量厚度；r0为所述喷管收缩段的局部半径；U为所述喷管收缩段的局部流速；ν为流体的运动粘度；x为所述喷管收缩段的轴向坐标；
所述喷管收缩段的边界层厚度δ的计算方法为：
Hδ＝δ/θ
Hδ≈7.85+2.8[1-exp(-750λ3)],0≤λ≤0.4
≈7.85+10.5λ+232.14λ2,-0.082≤λ≤0
引入Holstein-Bohlen参数λ；定义Hδ为所述喷管收缩段的边界层厚度δ与所述喷管收缩段的动量厚度θ的比值，并给出了不同λ范围内Hδ与λ相关的表达式；在计算得到所述喷管收缩段的边界层动量厚度θ后，可得到所述喷管收缩段的边界层厚度δ；
所述喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G的计算方法为：
其中，G(x)为Gortler参数；Reθ为基于动量厚度的雷诺数；θ为所述喷管收缩段的边界层动量厚度；r0为所述喷管收缩段的局部半径；ν为流体的运动粘度；x为所述喷管收缩段的轴向坐标。
9.根据权利要求1所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，步骤(4)中，所述喷管收缩段的评估参数要求为：所述喷管收缩段的出口处边界层动量厚度相比于所述喷管收缩段的入口处边界层动量厚度明显减小；所述喷管收缩段的出口处边界层厚度相比于所述喷管收缩段的入口处边界层厚度明显减小；所述喷管收缩段的可表征边界层转捩的参数G不大于53。
10.根据权利要求4所述的一种可形成均匀速度场的对冲火焰喷管设计方法，其特征在于，所述喷管收缩段的长度与所述喷管收缩段的入口直径之比的范围在0.8-1.8之间。
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