CN117744282A - 变截面激波管的型线确定方法 - Google Patents
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Abstract
本申请涉及一种变截面激波管的型线确定方法，其中，该型线确定方法包括：根据第一激波动力学理论确定所述第一汇聚侧壁的输入收缩部的壁面收缩型线；其中，所述第一激波动力学理论为基于量热完全气体及运动激波关系得到的激波动力学理论；根据第二激波动力学理论确定所述第一汇聚侧壁的输出收缩部的壁面收缩型线；其中，所述第二激波动力学理论为基于高温气体效应及运动激波关系得到的激波动力学理论。通过本申请，提高了激波汇聚结构型线设计的合理性，减小由于波后气体温度较高而导致的型线设计偏差，减少激波反射的产生，使得波后流场更加干净，解决了现有相关技术中存在的无法有效缓解激波‑壁面干扰的问题，更加适用于强激波的应用场景。
Description
技术领域
本申请涉及流体力学技术领域，特别是涉及一种变截面激波管的型线确定方法。
背景技术
强激波技术是流体力学领域中的一种重要组成部分，其在流体力学领域中的研究涉及了多个重要方面，包括惯性约束核聚变、超燃冲压发电机和超新星爆发等。以下是一些强激波在流体力学领域中的研究方向：
惯性约束核聚变（ICF）是一种核聚变方法，它采用强大的激光或粒子束，将小的氢同位素核（如氘和氚）压缩到高温、高密度的条件下，以促使核融合反应发生。这个过程产生巨大的能量，并有潜力作为清洁的、可持续的能源来源。在点火过程中由于界面不平整性及热传导非均匀性等问题，会产生由强激波诱发的界面不稳定性，如RM及RT不稳定性，从而降低能量增益甚至导致点火失败。为了克服流体力学不稳定性，研究者需要设计和优化压缩和聚焦系统，以确保高度均匀和稳定的压缩，以及在热点中实现所需的温度和密度条件。本申请的技术方案可以开展强激波诱导的RM不稳定性实验研究。
超燃冲压发动机（Scramjet）是一种用于高速飞行器的引擎，其工作原理涉及气流压缩和燃烧。其中激波反射与燃料掺混是关键的工作原理，用于有效实现燃料的混合和点火。当空气进入Scramjet发动机时，其速度超过声速，因此产生了激波。这些激波用于有效地减缓和压缩进入发动机的空气。激波在Scramjet中反射，将气流引导到燃烧室中。这一过程有助于提高气流的压缩比和温度。在燃烧室中，燃料（通常是氢气或其他氢气同位素）通过喷嘴被引入。同时，通过激波反射和压缩，气流被有效地混合到燃料中。混合的气体和燃料在高温和高压条件下被点火，触发燃烧反应。这一过程通常非常快速，在毫秒内完成。燃烧产生的高温高速气体流通过喷嘴喷射，产生推力，推动飞行器前进。这个过程中的关键是激波的反射和有效混合，这有助于提高燃料的燃烧效率和推进力。本申请的技术方案可以开展强激波诱导物质混合实验研究。
超新星是宇宙中爆发最明亮和瞬时的天体事件之一。它们发生在恒星的末期，当恒星内核无法支持自身的引力而崩溃时，会爆炸并释放巨大的能量。当恒星内核坍缩时，其外层物质被推出，并形成一个初始的球形发散激波。这被称为反冲激波，它向外传播并将外层物质推向太空。爆炸过程中产生的能量在星际空间中向外传播，推动物质和气体形成一个扩散的激波前进。这个激波前进的速度可以相当高，通常是恒星表面的几千公里每秒。激波波前压缩和加热周围的星际介质，导致气体温度升高并在物质前方形成明亮的激波壳。这个激波壳中的气体非常炽热，发射出X射线和射电波等辐射。
本申请的技术背景焦点包括RM不稳定性及其引发的湍流混合现象，这些研究成果将为激波动力学、激波边界层干扰等多个与激波相关的领域提供有用的信息。为了解决这些领域的问题，着重提高入射激波的强度和质量至关重要。传统方法通过提高驱动段压力来实现激波强度的提高，但已经接近了物理极限。
在激波汇聚过程中，受到激波汇聚结构壁面结构的影响，可能存在激波-壁面干扰的现象，如果激波汇聚结构的壁面型线设计不够合理，则会导致汇聚激波的波后流场均匀性较差。比如，文献“An investigation of shock strengthening in a conicalconvergent channel” (R.E SETCHELL., et al)研究发现激波在圆锥形汇聚过程中会产生大量的激波反射，从而导致激波强度降低，波后流场复杂。
针对相关技术中存在的无法有效缓解激波-壁面干扰的问题，目前还没有提出有效的解决方案
发明内容
在本实施例中提供了一种变截面激波管的型线确定方法，以解决相关技术中存在的无法有效缓解激波-壁面干扰的问题。
第一个方面，在本发明中提供了一种变截面激波管的型线确定方法，所述激波汇聚结构包括第一汇聚管道，所述第一汇聚管道用于对激波在第一方向上的尺寸进行收缩，所述第一汇聚管道包括在所述第一方向上对称分布的两个第一汇聚侧壁，每个所述第一汇聚侧壁包括输入收缩部、汇聚部和输出收缩部；
所述型线确定方法包括：
根据第一激波动力学理论确定所述第一汇聚侧壁的输入收缩部的壁面收缩型线；其中，所述第一激波动力学理论为基于量热完全气体及运动激波关系得到的激波动力学理论；
根据第二激波动力学理论确定所述第一汇聚侧壁的输出收缩部的壁面收缩型线；其中，所述第二激波动力学理论为基于高温气体效应及运动激波关系得到的激波动力学理论。
在其中的一些实施例中，所述第一激波动力学理论包括第一CCW关系，所述第一CCW关系的表达式如下：
；
其中，M为激波马赫数，A为波面面积；
；
；
其中，γ为比热比；
所述第一激波动力学理论还包括第一特征线关系；
对于第一族特征线，所述第一特征线关系的表达式如下：
；
对于第二族特征线，所述第一特征线关系的表达式如下：
；
式中：
；
；
根据所述第一CCW关系可得：
；
；
其中，x和y分别表示特征线上的点的横纵坐标，θ为激波传播方向与汇聚管道轴向的夹角，M为激波马赫数，A为波面面积，c为扰动沿激波波面传播的速度，J + 为沿第一族特征线的黎曼不变量，J - 为沿第二族特征线的黎曼不变量。
在其中的一些实施例中，所述第二激波动力学理论包括第二CCW关系，所述第二CCW关系的表达式如下：
；
其中：
；
；
其中，γ 1 为所述波前气体比热比，γ 2 为所述波后气体比热比，为跨激波的平均比热比；
所述第二激波动力学理论还包括第二特征线关系；
对于第一族特征线，所述第二特征线关系的表达式如下：
；
对于第二族特征线，所述第二特征线关系的表达式如下：
；
式中：
；
；
根据所述第二CCW关系可得：
；
；
其中，x和y分别表示特征线上的点的横纵坐标，θ为激波传播方向与汇聚管道轴向的夹角，M为激波马赫数，A为波面面积，c为扰动沿激波波面传播的速度，J + 为沿第一族特征线的黎曼不变量，J - 为沿第二族特征线的黎曼不变量，v为激波速度参数。
在其中的一些实施例中，所述跨激波的平均比热比满足如下关系：
；
其中，R 1 为波前气体常数，R 2 为波后气体常数，T 1 为波前气体温度，T 2 为波后气体温度，H 1 为波前气体的单位质量焓，H 2 为波后气体的单位质量焓。
在其中的一些实施例中，所述激波汇聚结构还包括与所述第一汇聚管道同轴连接的第二汇聚管道，所述第二汇聚管道的输入口尺寸与所述第一汇聚管道的输出口尺寸相同，所述第二汇聚管道用于对激波在第二方向上的尺寸进行收缩，所述第二汇聚管道包括在所述第二方向上对称分布的两个第二汇聚侧壁，每个所述第二汇聚侧壁包括输入收缩部、汇聚部和输出收缩部；
所述型线确定方法还包括：
根据所述第二激波动力学理论确定所述第二汇聚侧壁的输入收缩部和输出收缩部的壁面收缩型线。
在其中的一些实施例中，所述第一方向和所述第二方向垂直。
在其中的一些实施例中，所述变截面激波管还包括与所述第一汇聚管道的输出端同轴连接的发散管道，所述发散管道用于对激波在第二方向上的尺寸进行扩展，所述发散管道包括在所述第二方向上对称分布的两个发散侧壁，每个所述发散侧壁包括输入扩展部、发散部和输出扩展部；
所述型线确定方法还包括：
根据所述第二激波动力学理论确定所述发散侧壁的输入扩展部和输出扩展部的壁面扩展型线。
在其中的一些实施例中，在第一平面上，两个所述第一汇聚侧壁的汇聚部的夹角为第一目标角度，所述第一目标角度的范围为4°-8°，所述第一平面覆盖所述第一汇聚管道的轴线且平行于所述第一方向；
和/或，在第二平面上，两个所述第二汇聚侧壁的汇聚部的夹角为第二目标角度，所述第二目标角度的范围为4°-8°，所述第二平面覆盖所述第二汇聚管道的轴线且平行于所述第二方向。
在其中的一些实施例中，所述第一方向为高度方向，所述第一汇聚管道的输出口高度为8mm。
第二个方面，在本发明中提供了一种变截面激波管的型线确定方法，所述激波汇聚结构包括第一汇聚管道，所述第一汇聚管道用于对激波在第一方向上的尺寸进行收缩，所述第一汇聚管道包括在所述第一方向上对称分布的两个第一汇聚侧壁，每个所述第一汇聚侧壁包括收缩部和汇聚部，所述收缩部包括输入收缩部或输出收缩部；
所述型线确定方法包括：
在所述收缩部中确定单波区和双波区；
根据所述单波区中前一特征线的激波方向角与后一特征线的激波方向角确定当前型线段的倾角，所述当前型线段的起点为前一型线段的终点；
根据所述当前型线段的倾角确定所述当前型线段的终点，所述当前型线段的终点为后一型线段的起点；
对各个型线段的倾角进行修正，直至末端型线段的终点与所述收缩部的壁面收缩型线的终点重合；
根据修正后的各个型线段，确定所述收缩部的壁面收缩型线。
与相关技术相比，在本发明中提供了一种变截面激波管的型线确定方法，本方法中，根据基于量热完全气体的第一激波动力学理论确定第一汇聚侧壁的输入收缩部的壁面收缩型线，根据基于高温气体效应的第二激波动力学理论确定第一汇聚侧壁的输出收缩部的壁面收缩型线。根据激波汇聚结构中各部分的激波强度差异，采用不同的激波动力学理论来确定最终的激波汇聚结构的型线，提高了激波汇聚结构型线设计的合理性，减小由于波后气体温度较高而导致的型线设计偏差，减少激波反射的产生，使得波后流场更加干净，解决了现有相关技术中存在的无法有效缓解激波-壁面干扰的问题，更加适用于强激波的应用场景。
本申请的一个或多个实施例的细节在以下附图和描述中提出，以使本申请的其他特征、目的和优点更加简明易懂。
附图说明
此处所说明的附图用来提供对本申请的进一步理解，构成本申请的一部分，本申请的示意性实施例及其说明用于解释本申请，并不构成对本申请的不当限定。在附图中：
图1是本发明中激波汇聚结构的示意图；
图2是本发明的变截面激波管的型线确定方法的流程图；
图3是本发明中第一汇聚管道中输入收缩部的示意图；
图4是本发明中第一汇聚管道中输出收缩部的示意图；
图5是本发明一种实施例中激波汇聚结构的示意图；
图6是本发明另一种实施例中激波汇聚结构的示意图。
图中：1-第一汇聚管道；101-输入收缩部；102-汇聚部；103-输出收缩部；2-第二汇聚管道；3-发散管道；301-输入扩展部；302-发散部；303-输出扩展部。
具体实施方式
为更清楚地理解本申请的目的、技术方案和优点，下面结合附图和实施例，对本申请进行了描述和说明。
除另作定义外，本申请所涉及的技术术语或者科学术语应具有本申请所属技术领域具备一般技能的人所理解的一般含义。在本申请中的“一”、“一个”、“一种”、“该”、“这些”等类似的词并不表示数量上的限制，它们可以是单数或者复数。在本申请中所涉及的术语“包括”、“包含”、“具有”及其任何变体，其目的是涵盖不排他的包含；例如，包含一系列步骤或模块（单元）的过程、方法和系统、产品或设备并未限定于列出的步骤或模块（单元），而可包括未列出的步骤或模块（单元），或者可包括这些过程、方法、产品或设备固有的其他步骤或模块（单元）。在本申请中所涉及的“连接”、“相连”、“耦接”等类似的词语并不限定于物理的或机械连接，而可以包括电气连接，无论是直接连接还是间接连接。在本申请中所涉及的“多个”是指两个或两个以上。“和/或”描述关联对象的关联关系，表示可以存在三种关系，例如，“A和/或B”可以表示：单独存在A，同时存在A和B，单独存在B这三种情况。通常情况下，字符“/”表示前后关联的对象是一种“或”的关系。在本申请中所涉及的术语“第一”、“第二”、“第三”等，只是对相似对象进行区分，并不代表针对对象的特定排序。
在本发明中提供了一种变截面激波管的型线确定方法，图1是本发明中激波汇聚结构的示意图，如图1所示，激波汇聚结构包括第一汇聚管道1，第一汇聚管道1用于对激波在第一方向上的尺寸进行收缩，第一汇聚管道1包括在第一方向上对称分布的两个第一汇聚侧壁，每个第一汇聚侧壁包括输入收缩部101、汇聚部102和输出收缩部103。具体的，在第一平面上，两个第一汇聚侧壁的汇聚部102之间的夹角为第一目标角度，两个第一汇聚侧壁的输入收缩部101之间的夹角由0°逐渐增加至所述第一目标角度，两个第一汇聚侧壁的输出收缩部103之间的夹角由第一目标角度逐渐减小至0°。
其中，第一汇聚管道1是由多个侧壁构成的具有输入口和输出口的长轴状结构通道。其多个侧壁中包括两个对称分布的第一汇聚侧壁，两个第一汇聚侧壁的对称平面覆盖第一汇聚管道1的轴线，且该对称平面的垂直方向则为第一方向。因此，第一方向可以是任意空间方向，主要与第一汇聚管道1的姿态相关。示例性地，在图1中，X方向表示汇聚管道1的轴向，Y方向表示第一方向，则第一平面可以是XY平面。自第一汇聚管道1的输入口至输出口，两个第一汇聚侧壁在第一方向上的距离逐渐减小，在第一汇聚侧壁的作用下，使得经过第一汇聚管道1的平面激波在第一方向上的尺寸被逐渐收缩，进而平面激波逐渐被压缩汇聚增强。如图1所示，其为水平放置的汇聚管道，两个第一汇聚侧壁呈上下对称。第一汇聚管道1的左端为输入口，右端为输出口。当第一汇聚管道1采用该姿态安装时，第一汇聚管道1的轴向为水平方向，第一方向为竖直方向。
图2是本发明的变截面激波管的型线确定方法的流程图，如图2所示，该流程包括如下步骤：
步骤S201，根据第一激波动力学理论确定第一汇聚侧壁的输入收缩部101的壁面收缩型线；其中，第一激波动力学理论为基于量热完全气体及运动激波关系得到的激波动力学理论。
步骤S202，根据第二激波动力学理论确定第一汇聚侧壁的输出收缩部103的壁面收缩型线；其中，第二激波动力学理论为基于高温气体效应及运动激波关系得到的激波动力学理论。
在激波实验系统中，可以对空气进行压缩产生相应激波。以空气激波为例，研究发现，基于量热完全气体的激波动力学理论适用于流场温度不超过800K的激波状态描述。设波前温度为室温，当激波马赫数超过3.5时，激波波后温度将超过800K，此时空气的分子振动能将激发，比热比将随温度升高而降低。而当激波马赫数超过6，波后气体温度将超过2000K，分子解离开始大规模发生，气体平均分子量和比热比均将发生显著变化。此时，激波状态描述则适用基于高温气体效应的激波动力学理论。
初始激波（马赫数约为2）刚进入第一汇聚管道1的阶段，汇聚程度很小，激波马赫数较低，一般低于3.5或者略高于3.5，气体平均分子量和比热比的变化很小，实验造成的偏差也很小，因此，对于第一汇聚管道1的输入收缩部101，本方法可以采用基于量热完全气体的激波动力学理论（第一激波动力学理论）确定第一汇聚侧壁的输入收缩部101的壁面收缩型线。在输入收缩部101内，气体组分和比热比几乎不变，通过第一激波动力学理论确定的壁面收缩型线，使得气体在输入收缩部101内受到壁面的干扰较小，波后流场更加干净。图3是本发明中第一汇聚管道中输入收缩部的示意图，如图3所示，AC段和BD段即为第一汇聚管道1中输入收缩部101的壁面收缩型线，G点为输入收缩部101中单波区和双波区的交点，O点为汇聚中心。
激波经过汇聚部102并进入到输出收缩部103时，激波的汇聚程度较大，激波的马赫数较高，若通过基于量热完全气体的激波动力学理论对输出收缩部103的壁面型线进行设计，则可能存在较大的偏差。因此，在本方法中，采用基于高温气体效应的激波动力学理论（第二激波动力学理论）来确定第一汇聚侧壁的输出收缩部103的壁面收缩型线，第二激波动力学理论相比于第一激波动力学理论，进一步考虑到高温气体效应对型线设计的影响。至少在第二激波动力学理论中，会建立激波的各个比热比与激波强度的关系，而非采用固定的比热比。因此，第二激波动力学理论考虑的影响因素更加全面，能够更加准确地描述高强度的激波状态，使得最终设计出的输出收缩部103的型线更加合理，对激波的干扰更小。图4是本发明中第一汇聚管道中输出收缩部的示意图，如图4所示，EH段和FI段即为第一汇聚管道中输出收缩部103的壁面收缩型线，G点为输出收缩部103中单波区和双波区的交点。
综上，本方法能够根据激波汇聚结构中各部分的激波强度差异，采用不同的激波动力学理论来确定最终的激波汇聚结构的型线。其中，对于第一汇聚侧壁的输入收缩部101的壁面收缩型线，由于该部分的激波强度较低，采用更加简单的第一激波动力学理论进行型线设计，在满足第一汇聚侧壁输入收缩部101的壁面型线设计需求的基础上，可以简化型线设计的复杂性。对于第一汇聚侧壁的输出收缩部103的壁面收缩型线，由于该部分的激波强度较高，采用更加全面的第二激波动力学理论进行型线设计，进而满足第一汇聚侧壁输出收缩部103的壁面型线设计需求。因此，本发明提高了激波汇聚结构型线设计的合理性，同时兼备型线设计的准确度和简便性。进一步的，减小由于波后气体温度较高而导致的型线设计偏差，减少激波反射的产生，使得波后流场更加干净，解决了现有相关技术中存在的无法有效缓解激波-壁面干扰的问题，更加适用于强激波的应用场景。
在其中的一些实施例中，第一激波动力学理论包括第一CCW关系，第一CCW关系的表达式如下：
；
其中，M为激波马赫数，A为波面面积；
；
；
其中，γ为比热比，K（M）为缓变函数，为激波马赫数与比热比之间的关系函数。
第一激波动力学理论还包括第一特征线关系；
对于第一族特征线，第一特征线关系的表达式如下：
；
对于第二族特征线，第一特征线关系的表达式如下：
；
式中：
；
；
根据第一CCW关系可得：
；
；
其中，第一族特征线和第二族特征线只是为了对不同方向上所有特征线进行区分，例如，在图3中，第一族特征线为从左下延伸至右上方的所有特征线，第二族特征线为从左上延伸至右下方的所有特征线。x和y分别表示特征线上的点的横纵坐标，θ为激波传播方向与汇聚管道轴向的夹角（激波方向角），M为激波马赫数，A为波面面积，c为扰动沿激波波面传播的速度，J + 为沿第一族特征线的黎曼不变量，J - 为沿第二族特征线的黎曼不变量，v为激波速度参数。
第二激波动力学理论包括第二CCW关系，第二CCW关系的表达式如下：
；
其中：
；
；
其中，γ 1 为波前气体比热比，γ 2 为波后气体比热比，为跨激波的平均比热比；
第二激波动力学理论还包括第二特征线关系；
对于第一族特征线，第二特征线关系的表达式如下：
；
对于第二族特征线，第二特征线关系的表达式如下：
；
式中：
；
；
根据第二CCW关系可得：
；
；
其中，x和y分别表示特征线上的点的横纵坐标，θ为激波传播方向与汇聚管道轴向的夹角（激波方向角），M为激波马赫数，A为波面面积，c为扰动沿激波波面传播的速度，J + 为沿第一族特征线的黎曼不变量，J - 为沿第二族特征线的黎曼不变量。
在本实施例中，跨激波的平均比热比满足如下关系：
；
其中，R 1 为波前气体常数，R 2 为波后气体常数，T 1 为波前气体温度，T 2 为波后气体温度，H 1 为波前气体的单位质量焓，H 2 为波后气体的单位质量焓。
第二激波动力学理论与第一激波动力学理论相比，主要区别在于，考虑了激波的各个比热比与激波强度的关系，采用动态变化的比热比，而在第一激波动力学理论中，是采用唯一固定的比热比。因此，第二激波动力学理论可以在第一激波动力学理论的基础上进行改进得到。
因此，在本实施例中，对于第二CCW关系表达式的确定，首先通过高温气体动力学数值计算批量获得不同强度热化学平衡激波的波后参数，并建立激波马赫数与两个比热比和一个波后气体常数的关系，关系如下所示：
；
其中，R 2为波后气体常数，即普适气体常数与分子质量之比，由波后化学平衡组分唯一决定，γ 2为波后比热比，由波后平衡温度和化学平衡组分共同确定，为跨激波的平均比热比。
建立上述关系后，可将强激波波后振动能激发和分子解离的效应通过上述三个参数来等效表达。沿用第一激波动力学理论中第一CCW关系的表达式，并引用上述建立的等效关系，可以得到基于高温气体效应的第二激波动力学理论中第二CCW关系的表达式。基于第二CCW对第一汇聚管道1中激波强度变化的预测，误差不超过1.5%。
通过上述第一激波动力学理论和第二激波动力学理论，在给定边界条件及初始条件的情况下，激波沿时空的演变过程可以解出。反过来，给定激波部分特定的状态参数，则可以反求解出形成这种激波状态的边界条件——壁面型线。
如图3和图4所示，第一汇聚管道上下对称，自左向右分为三个区域：输入收缩部101（AC段和BD段）、汇聚部102以及输出收缩部103（EH段和FI段）。壁面收缩型线设计的目的是将平面激波（或圆柱面汇聚激波）平缓光滑地转变为圆柱面汇聚激波（或平面激波）。由特征线分布可知，对于输入收缩部101，该区由单波区ACG、BDG和双波区GCD组成，对于输出收缩部103，该区由单波区EHG、FIG和双波区GEF组成。型线设计所给定的激波状态参数可以是多种组合，一般包括出入口处的几何参数和激波马赫数，例如：入口处高度h i 、入射激波强度M i 、汇聚激波角θ o（为汇聚部壁面直线总夹角的一半，如图3中激波在C、D点的激波方向角）、出口处高度h o 、 出口处激波强度M o 等。由于CCW关系和特征线相容关系的约束，上述几何参数中，只需给定至少三个，剩余几个参数可以通过计算获得。
示例性地，对于图3所示的第一汇聚侧壁的输入收缩部101，当给定入口处高度h i 、入射激波强度M i 和汇聚激波角θ o，考虑单波区的相容性，则有：
；
由此可得出口处激波强度M o （CD处的激波马赫数）。又根据第一CCW关系的积分式，可以给出透射激波面的面积（CD弧线所在面的面积），从而得出出口处高度h o （CD的高度），乃至C、D点的坐标。第一汇聚侧壁的输入收缩部101的进一步计算过程如下：
对于输入收缩部101中双波区的计算，具体过程如下：由离散化的透射激波面（CD弧）的坐标和激波状态，依据第一特征线关系反向逐层推算双波区GCD中各特征线节点的坐标，以及各特征线节点上的激波状态（激波强度和激波方向角）。其中，双波区内的特征线节点坐标由上一层特征线节点坐标以及上一层特征线节点上的激波方向角θ和激波马赫数M，根据相交于该点的上下两根特征线方程联立解出。其中，上一层特征线指的是待求节点坐标的特征线在双波区内靠近外围一侧相邻的特征线。而新节点上的激波马赫数M和激波方向角θ则由这两根特征线的黎曼不变量方程联立解出。逐层推进，直至解出双波区GCD中的全部特征线节点的坐标和激波状态（激波马赫数和激波方向角），包括单波区和双波区交界线GD、GC上所有节点的坐标和激波状态。
对于输入收缩部101中单波区的计算，具体过程如下：由单波区和双波区交界线GD、GC上的特征线节点坐标和激波状态，依据第一特征线关系反演出AC、DB的壁面收缩型线。由于该区为单波区，特征线均为直线，因此这些特征线是已知的（比如斜率），且每条特征线上的激波马赫数M和激波方向角θ也是已知确定的，这些物理量均可以根据GD、GC上的节点坐标和激波状态，通过第一特征线关系计算得到。如此，只需知道所求壁面收缩型线上某一点的坐标，即可逐次推算出壁面收缩型线与该族特征线相交的每一点的坐标。
以图3中的BD段型线为例：在确定单波区和双波区之后，由于双波区特征线GD上的节点坐标均为已知的，所以单波区每条特征线的起点坐标为已知的。对于第一根特征线BG，即G点坐标为已知的，基于第一根特征线BG的起点G的坐标和特征线的斜率，可以确定第一根特征线BG的延伸方向。由于第一根特征线BG与壁面收缩型线的交点（第一根特征线BG的终点）为汇聚管道1的输入口的端点，其输入口的高度已知，所以该交点的纵坐标已知，沿第一根特征线BG的延伸方向和该交点的纵坐标即可确定B点的坐标。继而以B为端点，并以第一根特征线和第二根特征线（BG右边相邻的特征线）的激波方向角θ 1和θ 2估算当前型线段（起点为B）的倾角α（比如α=θ 2或α=(θ 1+θ 2)/2），从而确定第二根特征线与当前型线段的交点（即当前型线段的终点）。然后以当前型线段的终点为下一型线段的起点，结合第二根特征线和第三根特征线，确定下一型线段的终点。以此类推，直至求出末端型线段的终点。由于对边界线段倾角α的估算并不严格准确，所以，当推算至末端型线段的终点时，一般很难严格保证该点与预先确定的壁面收缩型线的终点D点重合。因此，需要对各个型线段的倾角进行修正，直至末端型线段的终点与收缩部的壁面收缩型线的终点重合。
具体的，对各个型线段的倾角的修正方法包括但不限于以下方式：为各个型线段的倾角设置一个统一的修正系数η，并且，其中，/>或/>，θ 1为前一特征线的激波方向角，θ 2为后一特征线的激波方向角，/>为修正后的当前型线段的倾角。通过多次迭代调整给出满足末端型线段终点与D点重合时修正系数η的值（在离散点数足够多的情况下，η逼近于1），以该值作为最终修正系数，对各个型线段的倾角进行调整修正。最后，根据修正后的各个型线段，确定输入收缩部101的壁面收缩型线，示例性地，将各个型线段依次连接，构成输入收缩部101的壁面收缩型线。
输出收缩部103中双波区的计算过程与上述过程类似，在图4中，弧EF处为圆柱面汇聚激波，壁面收缩型线EH和FI是将圆柱面汇聚激波转换成高强度平面激波的关键部分，采用壁面对称收缩的方式进一步聚焦，其形状坐标即为待求解的目标参数。由特征线分布（在区域EHFI内）可以将待求区域划分成三个部分，分别是一个双波区（GEF）和两个单波区（GEH和GFI）。与图3特征线分布方式的不同之处在于，双波区位于来流一侧。由于在这个过程中激波马赫数大于4，所以，在特征线的计算过程中，以基于高温气体效应的第二激波动力学理论中的第二特征线关系为依据来进行求解。
为了分担激波汇聚结构的设计风险以及方便对激波汇聚结构的参数进行灵活调整，在其中的一些实施例中，图5是本发明一种实施例中激波汇聚结构的示意图，如图5所示，激波汇聚结构还包括与第一汇聚管道1同轴连接的第二汇聚管道2，第二汇聚管道2的输入口尺寸与第一汇聚管道1的输出口尺寸相同，第二汇聚管道2用于对激波在第二方向上的尺寸进行收缩，第二汇聚管道2包括在第二方向上对称分布的两个第二汇聚侧壁，每个第二汇聚侧壁包括输入收缩部、汇聚部和输出收缩部。具体的，在第二平面上，两个第二汇聚侧壁的汇聚部之间的夹角为第二目标角度，两个第二汇聚侧壁的输入收缩部之间的夹角由0°逐渐增加至所述第二目标角度，两个第二汇聚侧壁的输出收缩部之间的夹角由第二目标角度逐渐减小至0°。
型线确定方法还包括：根据第二激波动力学理论确定第二汇聚侧壁的输入收缩部和输出收缩部的壁面收缩型线。
在本实施例中，激波经过第一汇聚管道1进行初次汇聚增强后，会进入第二汇聚管道2，经过第二汇聚管道2汇聚成目标强度的激波。与经过一次汇聚压缩过程直接得到目标强度的激波相比，本实施例中采用二级压缩的形式，能够避免超高的收缩比集中于同一汇聚管道中，有效分担了激波汇聚结构的设计风险，还方便对激波汇聚结构的参数进行灵活调整。其次，在图5中，X方向为第一汇聚管道1的轴向，Y方向为第一方向，激波汇聚结构被分为第一汇聚管道1和第二汇聚管道2两部分，并且，图中坐标轴表示激波汇聚结构中不同位置的激波强度，由图可知，在经过以及汇聚管道1压缩后，激波的强度已经得到了较为显著的提升，进入第二汇聚管道2的激波的强度较高，波后气体的温度也很高，所以，在本实施例中，采用基于高温气体效应的第二激波动力学理论来确定第二汇聚侧壁的输入收缩部和输出收缩部的壁面收缩型线，减少激波反射的产生，使得波后流场更加干净。
在图5所示的实施例中，第一方向和第二方向相同，因此第一汇聚管道和第二汇聚管道是对激波在同一方向上的尺寸进行压缩。优选的，第一方向和第二方向垂直。在本方案中，由于第一方向和第二方向垂直，使得两次压缩汇聚的过程中对激波压缩的维度也相互垂直，能够避免超高的总收缩比集中于单一的空间维度。示例性地，第一方向为高度方向，第二方向为宽度方向。优选的，第一汇聚管道1的输出口高度为8mm，首先在第一汇聚管道1中对激波进行高度压缩，然后再第二汇聚管道2中进行宽度压缩。最终，输出高度为8mm的高强度汇聚激波，通过对第一汇聚管道1的输出口的高度设计，能够降低两种不同气体界面的三维性，即降低第一汇聚管道1输入口气体界面与输出口气体界面的三维性，避免剧烈的边界层效应。比如，第一汇聚管道1可以将尺寸为120mm*261mm（宽*高）激波压缩为120mm*8mm，第二汇聚管道2则对激波宽度120mm继续压缩。
作为其中一种优选方案，在第一平面上，两个第一汇聚侧壁的汇聚部102的夹角为第一目标角度，第一目标角度的范围为4°-8°，第一平面覆盖第一汇聚管道1的轴线且平行于第一方向；
和/或，在第二平面上，两个第二汇聚侧壁的汇聚部的夹角为第二目标角度，第二目标角度的范围为4°-8°，第二平面覆盖第二汇聚管道2的轴线且平行于第二方向。
在本方案中，第一目标角度和第二目标角度的范围在4°-8°时，激波在第一汇聚管道1和第二汇聚管道2内的汇聚过程较短，并且进入激波实验结构（激波汇聚结构的下游结构）的激波强度较高，而且激波在激波实验结构内的衰减速度较慢。通过上述角度设计，能够有效平衡激波汇聚过程中的粘性效应和气流壅塞效应，既能够使得激波汇聚达到预期的目标，又能够尽可能减少激波强度的衰减。
综上所述，如图5所示，采用两级汇聚压缩的方式产生强的平面和柱面激波，一级压缩由弱的平面激波（约马赫数2）经平面转汇聚、汇聚压缩（约马赫数3-6）、汇聚转平面后生成高强度的平面激波（约马赫数7）。二级压缩则将首级压缩增强后的平面激波再次转变为更强的柱面汇聚激波（约马赫数8-9）以及超高强度的平面激波（约马赫数10）。采用两级压缩的方式一方面有利于设计风险的分担和设备参数的灵活调整，另一方面也有利于设备空间的合理布局，例如两级压缩可采用正交布局，从而避免超高的总收缩比集中于单一空间维度。对于首级压缩的收缩管道，激波到达第一汇聚管道1的汇聚部102之前，波后温度尚不足以显著激发气体振动能和引起分子解离，因此可以采用基于量热完全气体的激波动力学理论（第一激波动力学理论）进行管道的壁面收缩型线设计（比如马赫数4以下的管道区域）。而对于其他压缩管道（比如马赫数4以上的管道区域），壁面型线的设计则必须考虑到强激波所导致的高温气体效应问题，因此采用基于高温气体效应的激波动力学理论（第二激波动力学理论）进行管道的壁面收缩型线设计。
为了能够更加全面地开展激波界面实验，在其中的一些实施例中，图6是本发明另一种实施例中激波汇聚结构的示意图，如图6所示，所述变截面激波管还包括与所述第一汇聚管道1的输出端同轴连接的发散管道3，发散管道3的输入口尺寸与第一汇聚管道1的输出口尺寸相同。发散管道3用于对激波在第二方向上的尺寸进行扩展，发散管道3包括在第二方向上对称分布的两个发散侧壁，每个发散侧壁包括输入扩展部301、发散部302和输出扩展部。
型线确定方法还包括：根据第二激波动力学理论确定发散侧壁的输入扩展部301和输出扩展部302的壁面扩展型线。在图6中，JL段和KM段即为发散管道3中输入扩展部301的壁面扩展型线，G点为输入扩展部301中单波区和双波区的交点。
在本实施例中，激波经过第一汇聚管道1汇聚压缩增强后，进入到在第二方向上的尺寸逐渐增大的发散管道3，经过发散管道3对激波进行发散，方便开展对发散激波的测量实验。其中，第二方向与第一方向垂直，即使得激波在经过第一方向的压缩汇聚后，在第二方向上被扩散。
与壁面收缩型线不同在于，激波的强度在发散管道3中将不断衰减，激波运行到发散部（圆弧LM处为起点），将转变为圆弧形发散激波。由于进入发散管道3内的平面激波（由JK处进入的平面激波）强度极高，设计壁面扩展型线时也需要考虑高温气体效应的影响。所以，在本实施例中，采用基于高温气体效应的第二激波动力学理论来确定发散侧壁的输入扩展部301和输出扩展部302的壁面扩展型线，减少激波反射的产生，使得波后流场更加干净。需要说明的是， 壁面扩展型线的确定步骤，与上述实施例中壁面收缩型线的确定方向相同。先确定双波区（EFR）中各特征线节点的坐标和激波状态，再确定单波区（EHG和FIG）中各特征线节点的斜率和激波状态，最后确定壁面扩展型线。
在本发明中，对于激波汇聚结构壁面收缩型线的确定方法，其主旨可概括为基于以上激波动力学理论求解反问题的思想。具体可根据实验所需激波的形态设计产生这种形态的壁面型线，无论是平面转汇聚、汇聚转平面，还是平面转发散，其壁面型线设计思想和基本方法均能够适用。
在本发明中还提供了一种汇聚结构的型线确定方法，激波汇聚结构包括第一汇聚管道1，第一汇聚管道1用于对激波在第一方向上的尺寸进行收缩，第一汇聚管道包括在第一方向上对称分布的两个第一汇聚侧壁，每个第一汇聚侧壁包括收缩部和汇聚部102，收缩部包括输入收缩部101或输出收缩部103；型线确定方法包括：
在收缩部中确定单波区和双波区；根据单波区中前一特征线的激波方向角与后一特征线的激波方向角确定当前型线段的倾角，当前型线段的起点为前一型线段的终点（起始段型线段的起点为壁面收缩型线的起点）；根据当前型线段的倾角确定当前型线段的终点，当前型线段的终点为后一型线段的起点；对各个型线段的倾角进行修正，直至末端型线段的终点与收缩部的壁面收缩型线的终点重合；根据修正后的各个型线段，确定收缩部的壁面收缩型线。
首先，对于任意收缩部，先采用相应的激波动力学理论求解双波区中各特征线节点的坐标和激波状态，最终可以得到单波区和双波区交界线上各特征线节点的坐标和激波状态，进而确定单波区中各特征线的斜率和激波状态，最终确定收缩部的壁面收缩型线。
以图3中的BD段型线为例：在确定单波区和双波区之后，由于双波区特征线GD上的节点坐标均为已知的，所以单波区每条特征线的起点坐标为已知的。对于第一根特征线BG，即G点坐标为已知的，基于第一根特征线BG的起点G的坐标和特征线的斜率，可以确定第一根特征线BG的延伸方向。由于第一根特征线BG与壁面收缩型线的交点（第一根特征线BG的终点）为汇聚管道1的输入口的端点，其输入口的高度已知，所以该交点的纵坐标已知，沿第一根特征线BG的延伸方向和该交点的纵坐标即可确定B点的坐标。继而以B为端点，并以第一根特征线和第二根特征线（BG右边相邻的特征线）的激波方向角θ1和θ2估算当前型线段（起点为B）的倾角α（比如α=θ2或α=(θ1+θ2)/2），从而确定第二根特征线与当前型线段的交点（即当前型线段的终点）。然后以当前型线段的终点为下一型线段的起点，结合第二根特征线和第三根特征线，确定下一型线段的终点。以此类推，直至求出末端型线段的终点。由于对边界线段倾角α的估算并不严格准确，所以，当推算至末端型线段的终点时，一般很难严格保证该点与预先确定的壁面收缩型线的终点D点重合。因此，需要对各个型线段的倾角进行修正，直至末端型线段的终点与收缩部的壁面收缩型线的终点重合。
具体的，对各个型线段的倾角的修正方法包括但不限于以下方式：为各个型线段的倾角设置一个统一的修正系数η，并且，其中，/>或/>，θ 1为前一特征线的激波方向角，θ 2为后一特征线的激波方向角，/>为修正后的当前型线段的倾角。通过多次迭代调整给出满足末端型线段终点与D点重合时修正系数η的值（在离散点数足够多的情况下，η逼近于1），以该值作为最终修正系数，对各个型线段的倾角进行调整修正。最后，根据修正后的各个型线段，确定输入收缩部101的壁面收缩型线，示例性地，将各个型线段依次连接，构成输入收缩部101的壁面收缩型线。
上述方法能够适用于采用第一激波动力学理论设计输入收缩部101的壁面收缩型线的过程，也能够适用于采用第二激波动力学理论设计输出收缩部103的壁面收缩型线的过程，即上述方法对上述不同的壁面收缩型线设计方法均适用，能够使得壁面收缩型线的设计结果更加精确。
以下阐述其中一种基于上述型线确定方法设计激波汇聚结构并进行激波实验的实施方案：
首先，建立上述型线确定方法中的激波动力学理论。其中，对于基于高温气体效应的激波动力学理论：先基于强激波波后气体的焓值和温度，将波后振动能激发和分子解离的效应采用修正的比热比进行等效表达，进而推导高温气体效应的运动激波基本关系，建立平衡流动守恒方程组。进一步采用特征线关系描述扰动沿激波波面的传播，最终可以得到激波的时空演变过程。
然后，基于激波动力学理论对激波汇聚结构进行壁面收缩型线设计。变截面激波管壁面型线（包括壁面收缩型线和壁面扩展型线）设计是激波动力学理论求解反问题，也就是给定激波的时空演变状态，推导双波区和单波区气流参数，并反向求解出形成该状态的边界条件（即型线坐标），最终建成可以生成高强度汇聚、平面、发散以及反射激波的激波实验设备。在激波马赫数小于4的区域采用基于量热完全气体的第一激波动力学理论；当激波马赫数大于4，将采用基于高温气体效应的第二激波动力学理论。
最后，应用上述激波汇聚结构开展高速界面流动及湍流机理研究。利用壁面收缩型线可以将入射平面激波直接转换为圆弧形汇聚激波，进而可转换为高强度平面激波，经壁面扩展型线又可转换为圆弧形发散激波，亦可以在不同实验段中设置反射壁面产生反射激波。因此，在激波生成系统中可获得波面形状规则、能量利用率高、具有不同构型的初始运动激波。进一步配置界面生成系统和流场诊断系统，可实现多个重要基础研究的实验开展，包括非定常激波传播与干扰、汇聚激波冲击流体界面、强平面激波冲击流体界面、发散激波冲击流体界面、反射激波冲击流体界面等，从而获得定量实验数据，揭示高速及超高速流场条件下复杂界面流动和湍流形成及演化机理。
其中，界面生成系统主要在激波实验结构（激波汇聚结构的下游结构）内设置初始扰动界面，既要保证激波实验结构的密封性和安全性，又要创造出具有准确扰动形态、分隔不同流体的物质界面。初始界面形状包括平直/倾斜、气泡/气柱/气帘、单模/多模、单层/多层等，界面种类涉及重/轻、轻/重、重/轻/重、轻/重/轻等多种构型，物质界面包含气/气、气/液、气/固、液/固、气/液/固等多种物质情况。为了可控生成初始扰动界面，可以进行约束肥皂膜、硝化纤维膜等有膜界面生成方法以及超声悬浮/微流控等无膜界面生成方法。这些界面生成系统将提供准确的界面构型、扰动振幅比、扰动模态、密度分布等初始条件。
流场诊断系统主要用于拍摄激波波系演化和界面失稳，刻画高速界面流动及可压缩湍流的精细流场结构，获取密度场、速度场等定量流场信息。采用高速纹影技术捕捉动态的激波波系和界面演化图像；强激光片光高速摄影技术用于获得精细的界面结构图像；PIV-PLIF同步诊断技术可用于定量测量界面演化的速度场、密度场，进而获得雷诺应力、湍动能及耗散率、密度脉动自相关函数等湍流统计量，从宏观角度分析湍流混合状态。另外，可以利用光谱仪设备（已应用于高焓激波风洞中）研究超高速气体自发辐射现象，获得流场辐射特性。此外，可以通过双脉冲激光全息等先进的三维流场测试技术捕捉小尺度涡的三维动态特性，深刻揭示界面流动结构演化及湍流混合特性。
应该明白的是，这里描述的具体实施例只是用来解释这个应用，而不是用来对它进行限定。根据本申请提供的实施例，本领域普通技术人员在不进行创造性劳动的情况下得到的所有其它实施例，均属本申请保护范围。
显然，附图只是本申请的一些例子或实施例，对本领域的普通技术人员来说，也可以根据这些附图将本申请适用于其他类似情况，但无需付出创造性劳动。另外，可以理解的是，尽管在此开发过程中所做的工作可能是复杂和漫长的，但是，对于本领域的普通技术人员来说，根据本申请披露的技术内容进行的某些设计、制造或生产等更改仅是常规的技术手段，不应被视为本申请公开的内容不足。
“实施例”一词在本申请中指的是结合实施例描述的具体特征、结构或特性可以包括在本申请的至少一个实施例中。该短语出现在说明书中的各个位置并不一定意味着相同的实施例，也不意味着与其它实施例相互排斥而具有独立性或可供选择。本领域的普通技术人员能够清楚或隐含地理解的是，本申请中描述的实施例在没有冲突的情况下，可以与其它实施例结合。
Claims (10)
1.一种变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述变截面激波管包括激波汇聚结构，所述激波汇聚结构包括第一汇聚管道，所述第一汇聚管道用于对激波在第一方向上的尺寸进行收缩，所述第一汇聚管道包括在所述第一方向上对称分布的两个第一汇聚侧壁，每个所述第一汇聚侧壁包括输入收缩部、汇聚部和输出收缩部；
所述型线确定方法包括：
根据第一激波动力学理论确定所述第一汇聚侧壁的输入收缩部的壁面收缩型线；其中，所述第一激波动力学理论为基于量热完全气体及运动激波关系得到的激波动力学理论；
根据第二激波动力学理论确定所述第一汇聚侧壁的输出收缩部的壁面收缩型线；其中，所述第二激波动力学理论为基于高温气体效应及运动激波关系得到的激波动力学理论。
2.根据权利要求1所述的变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述第一激波动力学理论包括第一CCW关系，所述第一CCW关系的表达式如下：
；
其中，M为激波马赫数，A为波面面积；
；
；
其中，γ为比热比，K（M）为缓变函数，为激波马赫数与比热比之间的关系函数；
所述第一激波动力学理论还包括第一特征线关系；
对于第一族特征线，所述第一特征线关系的表达式如下：
；
对于第二族特征线，所述第一特征线关系的表达式如下：
；
式中：
；
；
根据所述第一CCW关系可得：
；
；
其中，x和y分别表示特征线上的点的横纵坐标，θ为激波传播方向与汇聚管道轴向的夹角，M为激波马赫数，A为波面面积，c为扰动沿激波波面传播的速度，J + 为沿第一族特征线的黎曼不变量，J - 为沿第二族特征线的黎曼不变量，v为激波速度参数。
3.根据权利要求2所述的变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述第二激波动力学理论包括第二CCW关系，所述第二CCW关系的表达式如下：
；
其中：
；
；
其中，γ 1 为所述波前气体比热比，γ 2 为所述波后气体比热比，为跨激波的平均比热比；
所述第二激波动力学理论还包括第二特征线关系；
对于第一族特征线，所述第二特征线关系的表达式如下：
；
对于第二族特征线，所述第二特征线关系的表达式如下：
；
式中：
；
；
根据所述第二CCW关系可得：
；
；
其中，x和y分别表示特征线上的点的横纵坐标，θ为激波传播方向与汇聚管道轴向的夹角，M为激波马赫数，A为波面面积，c为扰动沿激波波面传播的速度，J + 为沿第一族特征线的黎曼不变量，J - 为沿第二族特征线的黎曼不变量。
4.根据权利要求3所述的变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述跨激波的平均比热比满足如下关系：
；
其中，R 1 为波前气体常数，R 2 为波后气体常数，T 1 为波前气体温度，T 2 为波后气体温度，H 1 为波前气体的单位质量焓，H 2 为波后气体的单位质量焓。
5.根据权利要求1所述的变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述激波汇聚结构还包括与所述第一汇聚管道同轴连接的第二汇聚管道，所述第二汇聚管道的输入口尺寸与所述第一汇聚管道的输出口尺寸相同，所述第二汇聚管道用于对激波在第二方向上的尺寸进行收缩，所述第二汇聚管道包括在所述第二方向上对称分布的两个第二汇聚侧壁，每个所述第二汇聚侧壁包括输入收缩部、汇聚部和输出收缩部；
所述型线确定方法还包括：
根据所述第二激波动力学理论确定所述第二汇聚侧壁的输入收缩部和输出收缩部的壁面收缩型线。
6.根据权利要求5所述的变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述第一方向和所述第二方向垂直。
7.根据权利要求1所述的变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述变截面激波管还包括与所述第一汇聚管道的输出端同轴连接的发散管道，所述发散管道用于对激波在第二方向上的尺寸进行扩展，所述发散管道包括在所述第二方向上对称分布的两个发散侧壁，每个所述发散侧壁包括输入扩展部、发散部和输出扩展部；
所述型线确定方法还包括：
根据所述第二激波动力学理论确定所述发散侧壁的输入扩展部和输出扩展部的壁面扩展型线。
8.根据权利要求5所述的变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，在第一平面上，两个所述第一汇聚侧壁的汇聚部的夹角为第一目标角度，所述第一目标角度的范围为4°-8°，所述第一平面覆盖所述第一汇聚管道的轴线且平行于所述第一方向；
和/或，在第二平面上，两个所述第二汇聚侧壁的汇聚部的夹角为第二目标角度，所述第二目标角度的范围为4°-8°，所述第二平面覆盖所述第二汇聚管道的轴线且平行于所述第二方向。
9.根据权利要求6所述的变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述第一方向为高度方向，所述第一汇聚管道的输出口高度为8mm。
10.一种变截面激波管的型线确定方法，其特征在于，所述激波汇聚结构包括第一汇聚管道，所述第一汇聚管道用于对激波在第一方向上的尺寸进行收缩，所述第一汇聚管道包括在所述第一方向上对称分布的两个第一汇聚侧壁，每个所述第一汇聚侧壁包括收缩部和汇聚部，所述收缩部包括输入收缩部或输出收缩部；
所述型线确定方法包括：
在所述收缩部中确定单波区和双波区；
根据所述单波区中前一特征线的激波方向角与后一特征线的激波方向角确定当前型线段的倾角，所述当前型线段的起点为前一型线段的终点；
根据所述当前型线段的倾角确定所述当前型线段的终点，所述当前型线段的终点为后一型线段的起点；
对各个型线段的倾角进行修正，直至末端型线段的终点与所述收缩部的壁面收缩型线的终点重合；
根据修正后的各个型线段，确定所述收缩部的壁面收缩型线。
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