纳秒脉冲等离子体激励控制短舱侧风流动分离实验研究

张东盛, 梁 华, 方雨霖, 杨鹤森, 苏 志, 张传标, 刘诗敏

(空军工程大学航空动力系统与等离子体技术全国重点实验室,西安,710038)

飞机的起飞、爬升、进近和侧风等工作状态都与飞机的低速性能有关[1],尤其飞机在侧风情况下,不仅会导致飞机产生侧滑[2],而且会使进气道流动分离,导致发动机进气畸变,甚至造成发动机出现喘振,严重影响飞机性能。

20世纪以来,国外便开始了对短舱进气道流场特性的研究。Motycka等探究雷诺数和风扇/进气道耦合对亚音速输运进气道畸变的影响[3];Brix等定量地测量了进气道涡流的速度分布[4];Zantopp等利用计算和实验方法研究了进气道在逆风和侧风两种构型下产生的地面涡[5];Murphy等利用立体粒子图像测速和管道内总压测量对侧风条件下地面涡的形成进行了实验研究[6];Majic等对涡轮风扇发动机进气道的气动性能进行了数值研究[7];Harjes等探究侧风条件引起的喷气发动机进气畸变[8]。在短舱流场探究过程中,多以数值仿真[7, 9-15]为主,而对于实验探究以及仿真结果验证相对较少。

目前,等离子体流动控制是一种新型的主动流动控制技术方式,在改善流场特性领域具有自身独特的发展优势,具有广阔的发展与应用前景。其主要难点在于等离子体激励能否与流场产生有效耦合作用实现流动控制目标,而高压脉冲等离子体技术具有功耗相对较低、对流场持续产生扰动等优势。在低速条件下,不改变几何型面可直接将激励作用于边界层的沿面介质阻挡放电得到广泛研究和应用[16]。纳秒介质阻挡放电(nanoseconds dielectric barrier discharge,NS-DBD)在改善飞机气动性能已取得显著成果,包括翼型的失速控制[17-23],翼型的升力系数提升[24-26],压气机流动分离控制[27],平板附面层控制[28]等。近年来,开展了利用微秒脉冲等离子体激励抑制侧风情况下短舱流动分的研究[29-30],但国内对利用纳秒脉冲等离子体激励调控进气道侧风分离的研究相对较少,因此将纳秒脉冲等离子体激励推广到短舱进气道流动控制领域,对于改善飞机进气道性能,提高飞行品质,具有重要意义。

1 实验系统

为进行短舱侧风分离流场实验探究,搭建了风洞实验系统,实验系统包括短舱进气道实验系统,低速回流风洞系统,等离子体激励系统。

1.1 短舱进气道实验系统

短舱进气道模型分为前后两部分,前方为树脂进气道唇口模型,后方为进气道金属测量段,进气道AIP截面上置有十字测压耙,每个耙臂上设有7个测压点,通过步进电机带动旋转,如图1所示。

图1 短舱进气道实验装置[30]

当来流通过短舱进气道时,通过测压耙上的测压探针,获取短舱进气道的压力,并通过橡胶导管将压力传导至压差传感器采集模块,将压力信号转化成电信号,通过数据采集卡传导到计算机搭建的labview软件压力采集程序,从而实现对进气道各压力的实时监控与采集。通过对各点的数据进行计算处理,利用插值拟合,绘制总压损失云图,并计算平均总压损失系数和畸变指数,为后续定量分析提供依据。

1.2 低速回流风洞系统

本实验通过采用LSWT-1型低速闭口回流式风洞回流风洞模拟飞机起飞阶段进气道工作的外部大气环境,风洞长19.79 m、宽10.16 m,风速5～75 m/s连续可调。

短舱进气道侧风实验多数通过来流偏角以等效模拟侧向风干扰[29-30]:通过风洞模拟远场来流风速v1;通过定位机构将短舱进气道模型固定于风洞试验段正中央,保证短舱进气道固定装置中轴线与风洞试验段中轴线平行;通过角度调节及固定装置改变进气偏角β到合适的角度,使得短舱入口处来流存在较大的垂直分量;通过对v1进气道固定装置中轴线和中轴线垂直方向进行分解,可以得到来流垂直于进气道截面的风速,定义为垂直侧风vc,此时vc与实际侧风垂直进入进气道截面的风速相等。角度示意如图2所示。

图2 短舱进气道模型与风洞轴向方向相互关系

另外,实验在风洞侧壁上放置空速管,通过压差传感器采集模块采集总压和静压信号,同时利用labview软件计算并实时显示来流速度。

1.3 等离子体激励系统

本实验主要采用NS-DBD激励方式,进行等离子体流动控制,NS-DBD激励采用高压纳秒脉冲等离子体电源,激励电源如图3所示。

图3 等离子体激励电源

等离子体激励器,如图4所示,是由两条平行的铜箔电极以及中间Kapton绝缘材料组成,Kapton绝缘材料厚度为0.2 mm。两个铜箔电极分别为高压、低压电极,分布在绝缘介质材料两侧,宽度5 mm、厚度为0.02 mm的高压电极分布在绝缘介质材料裸露的上表面,与激励电源高压端相连。宽度5 mm、厚度为0.02 mm的低压电极分布于绝缘介质材料下表面,位于绝缘材料与模型表面之间,与激励电源低压端相连。

图4 DBD激励器布局

2 流场评判指标

2.1 总压损失系数

总压损失系数(total pressure loss coefficient)是衡量通道内部气流流动损失的表征参数,通过分析总压损失系数的分布和量级,可以推测气流的流动特性[31]。表达式定义为:

(1)

2.2 畸变指数

畸变指数是进气流场的表征量,总压畸变指数是衡量进气道出口流场分布偏离均匀流场的指标,用来表示出口截面的流场品质,是进气道非常重要的性能参数之一[32]。表达式定义为:

(2)

3 基准流场实验

首先探究了侧风条件下短舱进气道分离流场的基准特性规律研究,通过改变来流偏角以及来流速度,观测总压损失系数云图,分析总压畸变程度,进而计算平均总压损失系数以及畸变指数。进一步开展定量分析,探究不同流场因素下总压畸变情况,为后续施加激励提供基准流场样本,并且便于衡量等离子体激励的调控能力。

3.1 来流速度对基准流场的影响规律

实验中首先固定来流偏角为10°,设置来流速度为10 m/s、15 m/s、20 m/s、25 m/s、30 m/s、35 m/s,对比分析总压损失云图中总压畸变程度,如图5所示。

(a)15 m/s

通过分析,观察总压损失云图,总压损失出现在右侧迎风面,这是由于侧风条件下短舱气流在进气道唇口附近发生流动分离,导致进气品质恶化。观察不同来流速度条件下的总压损失云图对比,结果表明,随着来流速度的提升,总压损失区域有明显缩小的趋势,损失区域颜色的变化,也表明了总压损失有明显改善的情况。

通过定量分析,绘制来流偏角为10°时,不同来流速度下平均总压损失以及总压畸变图,如图6所示。

图6 不同来流速度下平均总压损失系数以及畸变指数变化规律图

由图6可见,在来流偏角为10°时,随着来流速度的增加,平均总压损失系数从0.148 731降低至0.083 813,畸变指数从0.342 898降低至0.221 959,这是由于来流速度的增加,提升了短舱进气道的流通能力,使得总压畸变有所改善。

3.2 来流偏角对基准流场的影响规律

实验中固定来流速度为25 m/s,设置来流偏角为10°、14°、18°、22°、26°、30°,对比分析总压损失云图,如图7所示。

(a)10°

通过观察图7,可以发现:在来流偏角为10°、14°时,总压畸变区域主要分布在右侧迎风面边缘区域,受侧风影响区域总压畸变程度较小;当来流偏角达到18°时,总压畸变区域集中,总压畸变区域形成约为120°的扇形区域,总压畸变程度迅速增加,此时总压畸变程度已经较为严重;当来流偏角达到22°时,此时总压畸变区域基本右侧迎风区域重合,形成约为180°的扇形畸变区域,总压畸变程度严重,此情况下,短舱进气道总压畸变严重,流场进气品质恶劣,极有可能会引起发动机喘振,存在严重安全隐患。当来流偏角继续增大,总压畸变区域基本不变,呈现略有扩大的趋势。

为进行定量分析,根据得到的总压损失云图中的数据进行处理,计算得到各个情况下的平均总压损失系数以及畸变指数,由此绘制平均总压损失系数以及畸变指数变化规律图,如图8所示。

图8 不同来流偏角下平均总压损失系数以及畸变指数变化规律图

根据计算结果显示,在来流25 m/s的情况下:来流偏角从10°增加至30°,平均总压损失系数从0.126 185增加至0.413 645;畸变指数从0.314 072增至1.150 936;在来流偏角为10°、14°时,此时平均总压损失系数位于0.1～0.2区段,畸变指数处于0.3～0.5区段,总压畸变程度较小;当来流偏角进一步增加,平均总压损失系数和畸变指数增加,总压畸变程度加大,结合图6的云图,可以发现,当来流偏角达到22°以后,进一步增大来流偏角,虽然畸变范围基本保持不变,但平均总压损失系数和畸变指数仍在继续增加,总压畸变程度继续加大。

4 激励流场实验

在以往的研究中,激励频率[23, 33-34]和激励电压[35-37]均是影响流动控制效果的关键参数。激励频率主要决定了激励和流场耦合作用关系;激励电压主要决定激励强度能否达到控制要求,因此在激励流场实验中,主要通过改变激励频率以及激励电压,探究激励因素对短舱侧风分离流场的改善效果。

通过激励流场,发现短舱进气道的流动分离区域主要分布在右侧迎风面120°的扇形区域,而当分离区域达到180°时,总压畸变较大,总压畸变改善不易,同时为减少能量损耗,因此激励实验采用120°周向激励布局。

4.1 激励频率对激励流场的影响规律

实验中固定纳秒脉冲电源的激励电压Up-p= 10 kV,并设置上升沿为100 ns,脉宽为300 ns,下降沿为100 ns。通过改变激励电源的激励频率,以此探究在不同工况情况下,NS-DBD等离子体激励频率对侧风分离流场的影响规律。

首先设定来流偏角为10°,来流速度为25 m/s,固定激励电压Up-p= 10 kV,设置激励频率分别为500 Hz、1 000 Hz、1 500 Hz、2 000 Hz,从定量角度,计算不同激励条件下平均总压损失系数和畸变指数,并绘制总压损失系数云图以及变化规律图,如图9、图10所示。

(a)Baseline

图10 不同激励频率的平均总压损失系数以及畸变指数变化规律图

结果表明,在NS-DBD等离子体激励条件下,在总压畸变区域,总压畸变有所改善,平均总压损失系数和畸变指数均有所降低。通过规律图以及总压损失云图,发现随着激励频率的提升,平均总压损失系数和畸变指数呈现先减小后增加的趋势。在激励频率为500 Hz时,平均总压损失系数和畸变指数达到最低点附近,平均总压损失系数从0.126 185减小到0.093 261,畸变指数从0.314 072减小到0.215 195。而当激励频率进一步提升,虽仍具有改善总压畸变的效果,但平均总压损失系数和畸变指数有所提升,尤其在激励频率为2 000 Hz时,平均总压损失系数上升至0.102 41,畸变指数上升至0.265 277。这是由于NS-DBD等离子体激励频率存在一个最佳耦合频率,当频率高于或低于该频率时,总压畸变改善效果都会有所降低,而在该条件下,最佳耦合频率位于500 Hz附近。

通过实验分析可以得出:NS-DBD可以改善侧风分离流场的总压畸变程度,主要通过在放电过程中实施瞬间加热的方式改善流场,而实质上是在分离流场中施加扰动,促进附面层上下主流与分离流互相掺混以及能量交换,使得流场中大尺度分离涡生成被抑制。

4.2 激励电压对激励流场的影响规律

研究表明,要达到抑制流动分离,施加的非定常等离子体激励的电压存在一个最小的阈值(阈值下限)。当激励电压等于或大于这个阈值时,流动分离可以被抑制;当激励电压达到超过值后继续增大时,流动控制效果不再有大的提升,该值为阈值上限[38]。所以找到非定常等离子体激励电压的阈值下限与上限对激励参数的设置有重要的意义。

本文所采用的激励形式为介质阻挡放电,等离子激励器主要介质材料为0.2 mm Kapton绝缘材料,由于介质材料的限制,当等离子体激励电压高于10 kV时,基本达到了激励器的击穿电压,绝缘材料容易被高压击穿,因此在实验中激励电压最大值选取为10 kV。

因此,为探究不同激励电压下的NS-DBD等离子体激励效果,首先设定,来流偏角为10°,来流速度为25 m/s,根据4.1节中的结论:NS-DBD存在一个固有最佳耦合频率为500 Hz,因此本实验中,固定激励频率为500 Hz,分别选取激励电压Up-p= 10 kV、9 kV、8 kV,绘制总压损失系数云图,如图11所示,并计算平均总压损失系数和畸变指数如表1所示。

表1 不同激励电压下指标变化情况

(a)Baseline

实验结果显示,在不同激励电压条件下,能够改善侧风分离流场中的总压畸变。随着的激励电压的降低,平均总压损失系数和畸变指数略有降低,但激励电压对于改善总压畸变的程度影响不大,说明,通过改变激励电压,以改变激励能量的注入,对分离流场改善效果的提升不明显。而当激励电压小于8 kV时,分离流场基本不存在改善效果,因此可以判断,在该短舱侧风分离流场中,激励电压阈值上限为10 kV,阈值下限为8 kV。

通过不同激励电压下NS-DBD激励控制效果实验,说明在实现分离流场控制的同时,尽可能降低激励电压至电压阈值下限,有助于降低能耗、提升寿命,促进等离子体流动控制技术的推广应用。

5 结论

等离子流动控制技术在短舱进气道流动控制领域存在巨大潜力,实验首先探究了短舱进气道的基准气动规律,探究不同流场因素下总压畸变情况,为后续施加激励提供基准流场样本,从而确定等离子体激励工况;然后采用120°周向激励布局,在不同激励频率、电压条件下,进行NS-DBD的流动控制效果验证和激励参数影响规律研究,为等离子体激励改善短舱分离流场控制提供重要依据,后续还需要更为详细的参数研究来指导短舱进气道流动控制,以探求最佳流动分离抑制效果。

1)在NS-DBD等离子体激励过程中,存在一个固有的最佳耦合频率,在该最佳频率下,侧风分离流场的总压畸变程度最小。

2)在来流速度为25 m/s,来流偏角为10°的条件下,施加NS-DBD激励,使得平均总压损失系数减小了26.09%,畸变指数减小了31.48%。

3)在NS-DBD等离子体激励过程中,固定激励频率,激励电压对于改善总压畸变的程度影响不大,通过改变激励电压,以改变激励能量的注入,对分离流场改善效果的提升不明显。通过实验判断出激励电压阈值上限为10 kV,阈值下限为8 kV。

4)在NS-DBD等离子体激励过程中,可以通过有效减小激励电压的手段,降低能量损耗,提高激励寿命。