等離子體激勵對飛翼布局飛行器增升及流態影響

姚軍鍇, 何海波, 周丹杰, 史志偉, 杜海

(1.北京機電工程研究所, 北京 100074; 2.南京航空航天大學 航空宇航學院, 南京 210016)

飛行器的升力主要來源于機翼,機翼在較大的攻角下會出現流動分離,造成升力損失,甚至失速,從而威脅飛行安全。飛翼布局由于具有較大升阻比、良好載荷分布和隱身特性,近年來受到國內外研究機構的廣泛關注[1-2]。由于采用翼身融合方式,其機體為“全翼面”形式,在大攻角機動時機體表面的流動分離更加嚴重地威脅到其飛行安全。

對飛翼布局飛行器來說,大攻角時流動從前緣就開始分離,分離流在機體背風面形成自由剪切層,進而卷起產生分離渦,已有研究表明,對于自由剪切層的控制能夠有效減小分離渦的強度[3-4]。

隨著科技的發展,主動流動控制技術在抑制流動分離上發揮著越來越大的作用[5-9]。國內外通過計算和試驗手段對流動分離控制進行了一系列研究,Gursul等[10]系統地介紹了三角翼布局前緣分離渦主被動控制方法,李玉杰等[5]采用雙合成射流激勵器,有效地抑制了翼型大攻角流動分離,推遲了分離攻角。作為一種新型主動流動控制手段,等離子體流動控制技術具有結構簡單、尺寸小、重量輕、響應快、能耗低的特點,國內外針對該技術開展了廣泛的研究[11-14]。Lopera等[15]基于1303UAV模型開展了等離子體流動控制風洞試驗,結果表明等離子體能夠有效抑制流動分離,不同攻角下升力最大增加25%。Patel等[16]對1303UAV大攻角分離渦特性開展了風洞試驗研究,通過流動顯示手段表明,在5°攻角下飛行器前緣就形成了分離渦,隨攻角增大,前緣分離渦破碎且位置前移,通過布置等離子體激勵器,流動分離明顯被抑制,最大升力系數有所提升。翟琪等[17]采用數值模擬方法分析了介質阻擋放電等離子體激勵對翼型大攻角分離流的控制效果,從流場結果看等離子體激勵后翼型背風面分離被有效抑制。

從國內外的研究現狀看,對飛翼布局飛行器應用等離子體激勵的研究多采用測力方式獲取激勵前后對氣動特性的影響[18-19],而針對等離子體激勵器與流場作用機理的研究較少。本文采用測力與油流顯示相結合的試驗方法,對等離子體激勵器在飛翼布局飛行器上布置位置和放電頻率對全機氣動特性影響的規律進行了研究,著重分析了不同攻角下激勵器開啟與否時均化流動結構隨攻角的演化過程,從而揭示了等離子體激勵器對飛翼布局飛行器分離渦的控制機理,為飛翼布局飛行器大攻角分離渦控制提供了借鑒和指導。

1 試驗系統

1.1 風洞及試驗方法

本次研究包括測力和油流顯示試驗,試驗均在南京航空航天大學1 m低速、低噪聲和低湍流風洞中進行,風洞主要由試驗段、擴散段、回流段、穩定段、收縮段和動力段組成。試驗段尺寸為:1.5 m×1 m,最大穩定風速35 m/s,2項試驗風速均為25 m/s,雷諾數Re=3.81×105。

測力試驗采用Φ14 mm桿式六分量天平,天平響應頻率大于80 Hz,天平量程和校準精度如表1所示。

表1 天平量程和校準精度

油流顯示試驗中涂料由二氧化鈦、石蠟、硅油和煤油按比例混合而成并在吹風前均勻涂在模型表面,由于油流試驗主要在于獲取飛行器表面時均流場結構,因此不進行測力,每次試驗吹風2～4分鐘直至表面流態不再變化為止。

1.2 等離子電源

試驗采用納秒脈沖等離子體電源,電源型號NPG-15/2000(N),輸入為0～220 V,50 Hz的交流電,輸出為4 ns上升沿、20 ns寬度的脈沖電壓,最大脈沖能量30 mJ,峰-峰值電壓10～18 kV,脈沖峰值功率為4.5 MW。

1.3 等離子體激勵器

本次研究采用表面介質阻擋放電等離子體激勵器(DBD),其由掩埋電極、絕緣材料和裸露電極組成。激勵器電極采用厚度80 μm的銅箔電極,電極寬度5 mm,放電寬度1 mm,絕緣材料采用3層厚度為60 μm的聚酰亞胺薄膜。

圖1 DBD結構示意圖

1.4 試驗模型

試驗用飛翼布局飛行器外形如圖2所示,模型前緣后掠角40°,展長800 mm,對稱面弦長480 mm,重心位置距頭部頂點249 mm。采用ABS塑料加工而成,模型以尾支撐方式安裝在風洞攻角機構上。

圖2 飛翼布局飛行器模型

試驗中激勵器布置于模型左右兩側內、中、外翼段前緣0%c,5%c,10%c,模型在風洞中激勵器開啟狀態的照片如圖3所示:

圖3 風洞中等離子體激勵器開啟狀態

2 結果與分析

2.1 測力結果

首先采用固定放電電壓U=15.3 kV,放電頻率f=70 Hz的方式研究了激勵器不同布置位置對全機氣動特性的影響。激勵器放電與否產生的升力系數、阻力系數和俯仰力矩系數隨攻角變化曲線如圖4所示:

由試驗結果可知,激勵器開啟后對全機氣動特性的影響比較明顯,不同布置位置對升、阻力、俯仰力矩的影響有一定差異。具體看與激勵器關閉狀態相比,3種布置位置激勵器開啟全機升力系數在14°攻角后明顯增加,激勵器越靠近前緣,增升效果越明顯,布置于前緣位置時,24°攻角飛行器升力系數增加22.7%。攻角小于18°,激勵器開啟使全機阻力系數略有降低,18°攻角后激勵器狀態全機阻力系數比關閉時有所增加,激勵器位置越靠前,阻力系數增加越明顯。3種布置位置激勵器開啟均使全機抬頭力矩增加且布置位置越靠近前緣,抬頭力矩增加越明顯。

圖4 激勵器不同布置位置升力系數隨攻角變化曲線 圖5 激勵器不同布置位置阻力系數隨攻角變化曲線 圖6 激勵器不同布置位置俯仰力矩系數隨攻角變化曲線

從不同布置位置測力結果分析,小攻角狀態施加激勵后,由于飛行器附近流場均為附著流,因此激勵器開啟前后對全機氣動特性的影響效果有限;隨攻角增加,從飛行器前緣附近開始出現分離,且分離點隨攻角增加向前緣移動,而靠近前緣的激勵器通過在分離點附近對流場注入能量,有效抑制了自由剪切層的破碎和渦的形成,使分離流得到有效抑制并部分再附,因此大攻角狀態施加激勵后全機氣動特性比激勵器關閉狀態有明顯改善。

固定激勵器位置于0%c,研究了放電頻率對飛行器氣動特性的影響,放電電壓仍為U=15.3 kV,圖7～9給出了不同放電頻率全機升力系數、阻力系數和俯仰力矩系數隨攻角變化曲線:

圖7 不同放電頻率升力系數隨攻角變化曲線 圖8 不同放電頻率阻力系數隨攻角變化曲線 圖9 不同放電頻率俯仰力矩系數隨攻角變化曲線

從圖中可知,不同放電頻率下全機氣動特性存在一定差異。放電頻率小于70 Hz,大攻角時施加激勵后全機升力系數隨放電頻率的增加而增大,放電頻率大于70 Hz,全機升力系數隨放電頻率的增加而減小,放電頻率f=70 Hz時飛行器升力系數增幅最大。攻角小于18°與激勵器關閉狀態相比,不同放電頻率全機阻力系數存在一定波動,變化量值較小,攻角大于18°,不同放電頻率下全機阻力系數均有所增加且f=70 Hz時阻力系數的增幅最大。與升、阻力系數的影響規律類似,放電頻率f=70 Hz時,飛行器產生的俯仰力矩系數增加量最大。

前期大量研究表明[3,20],等離子體激勵器是通過抑制分離流實現增升控制,其對分離流的控制存在最佳放電頻率,該頻率下產生的擾動與分離渦的生成頻率耦合,能夠有效抑制分離渦的形成。對于本文試驗狀態,放電頻率f=70 Hz時,對應無量綱頻率F+=f·Lsep/V∞≈1,其中f為放電頻率,Lsep為沿流線分離區大小,V∞為來流速度,此時對分離渦的控制效果最佳。

根據上述測力試驗研究結果,激勵器位置和放電頻率對飛行器分離流控制效果的影響較大,激勵器布置在飛行器前緣,無量綱放電頻率F+≈1時控制效果最佳,采用該激勵器布置位置和放電頻率開展了下述油流顯示試驗。

2.2 不同攻角時均流動結構

作為一種傳統的流動顯示方法,油流法可用于顯示物面的時均流動圖譜,其是一種能夠顯示復雜流動的簡便而有效的手段。本次研究采用該方法能夠有效避免納秒等離子體放電對其他流動顯示技術的電磁干擾問題,例如高速PIV可能的丟幀問題。

為了便于對比有無激勵狀態下的流場結構,本部分試驗采用單側布置激勵器的方式,即僅在風洞試驗模型右側機翼前緣布置激勵器,由于激勵器電極和絕緣層的厚度較小,可認為其對流動結構不構成影響。

圖10給出了攻角5°時飛翼布局模型表面的油流顯示結果:

圖10 5°攻角飛翼布局模型油流顯示結果

從圖中可見,5°攻角時模型上表面左、右側內翼段均出現了分離泡,分離泡位置位于30%c～50%c,上表面附著流在分離泡前分離,并在50%c位置發生再附,再附后流線沿內翼段上表面呈附著流態直至后緣。飛行器上表面在較低的速度下出現了非預期分離泡,該現象僅在低雷諾數下才會出現,分析其成因,主要在于內翼段上表面最大厚度較大,且最大厚度位置較為靠前,5°攻角下流動從前緣一直加速至最大厚度位置,而后在逆壓梯度下減速分離,形成分離泡,過分離泡后邊界層內低速分離流與外部高速流動卷曲混合,增大了邊界層內的流速,流動重新附著。油流顯示結果為后續氣動外形的改進優化提供了方向。

由于激勵器布置在前緣,而流動未從前緣分離,因此激勵器開啟對分離泡的抑制作用有限。在5°攻角下中翼段和外翼段均維持附著流態,激勵器開啟與否的表面流線基本一致,由此也驗證了激勵器厚度和寬度對油流顯示結果的影響較小。

圖11給出了10°攻角時模型表面的油流顯示結果:

圖11 10°攻角飛翼布局模型油流顯示結果

由圖可見在10°攻角時模型上表面內翼段出現了分離,分離位置同樣位于翼型上表面最大厚度附近,前緣附著流沿分離線向左右兩側流動。分離流在50%c附近再附,而后以附著流態流動至后緣。

由于飛翼布局模型前緣后掠角較小,前緣渦不穩定,10°攻角下激勵器關閉時在內外翼轉折位置已出現螺旋點,但此時前緣渦并未完全破碎,第一個螺旋點附近的前緣渦能量較小,其沿展向繼續發展,在中翼段前緣附近形成了尺度較大的第二個螺旋點,該螺旋點對應的分離渦使流動在中翼和外翼順螺旋流動,最終在中翼和外翼段前緣二次分離。施加激勵后,右側機翼在內外翼轉折位置附近同樣出現螺旋點,但由于激勵器對自由剪切層注入了能量,螺旋點穩定在該位置,并未出現破碎,從油流結果看分離渦的強度也比激勵器關閉狀態明顯提高,在中翼段和外翼段繼續順螺旋方向流動,且在前緣位置未形成二次分離。

圖12 15°攻角飛翼布局模型油流顯示結果

隨攻角繼續增大,15°攻角狀態激勵器關閉時剪切層從前緣直接分離,形成尺度較大的分離渦,對應螺旋點位置在前緣附近,從測力曲線看,攻角15°時,飛行器已處于失速點,分離渦卷起的反向流動在中翼段和外翼段50%c附近形成二次分離線。激勵器開啟后,右側機翼螺旋點位置沿展向向翼尖方向移動,且中、外翼段的分離區明顯降低,激勵器作用前后的俯仰力矩系數曲線同樣驗證了該流態。

圖13 20°攻角飛翼布局模型油流顯示結果

在20°攻角時,飛行器已處于過時速狀態,前緣渦已經完全破碎,激勵器關閉時左側機翼上形成了尺度占據1/2翼面的分離渦,分離渦在飛行器上表面中線位置再附。內翼段前緣的分離渦向后發展,在內翼段60%c位置形成尺度更大的渦,分離渦卷起的氣流在中、外翼段逆來流流動,并在60%c附近再次分離。激勵器開啟后,螺旋點向上游和右側移動,由于激勵后對流場形成的擾動增加了分離渦的能量,右側機翼僅存在一個渦量較大的螺旋點,由此也增大了中、外翼段逆流流動的流速,有效降低了分離區大小。

圖14給出了25°攻角狀態模型表面的油流顯示結果:

圖14 25°攻角飛翼布局模型油流顯示結果

在如此大的攻角下,剪切層從前緣直接分離,分離渦已經完全破碎,且破碎的分離渦遠離模型表面。激勵器關閉時分離區幾乎占據了左側整個翼面,僅在內翼段后緣位置存在尺度非常小的螺旋點,在遠離翼面的分離渦作用下,部分流動在后緣再附,由于能量較小、速度較低,很快就形成了二次分離。在激勵器的作用下,再附線位置不再位于上表面中線,而是向右翼偏斜。激勵器開啟后螺旋點位置向上游和右側移動,說明激勵器增強了分離渦的強度,強度較大的渦卷曲自由剪切層外的高速氣流使二次分離線位置向前緣移動,顯著降低了右側翼面分離區大小。測力曲線升力系數的提升和抬頭力矩的形成也從側面印證了激勵器作用后的流態。

從另一方面看,隨攻角增加,激勵器關閉狀態表面流態從附著流到形成分離渦并部分破碎,再到形成完全破碎的分離渦,最終到形成完全破碎后遠離飛行器表面的分離渦。激勵器介入后,模型表面附著流態未發生明顯變化;部分破碎的分離渦在激勵器對剪切層注入能量后強度增加,并且維持漩渦狀態,不再出現破碎;完全破碎的分離渦在激勵器的作用后渦心位置向外翼和前緣移動,由此促進了剪切層外高能流動的卷入和混合,提高了分離渦的能量,有效增加了模型表面附著區的大小;完全破碎的脫體分離渦在施加激勵后渦心位置向外翼和前緣移動,渦的強度明顯提高,分離渦促使前緣自由剪切層外的高速流動和剪切層內的低速流動充分混合,從而延遲了流動分離的發生,減小了分離區尺度,達到了增升的效果。

3 結 論

通過測力試驗研究了等離子體激勵器的位置和參數對飛翼布局飛行器氣動特性的影響規律,并采用油流顯示試驗,獲取了不同攻角下的表面流態,分析了時均化流場結構隨攻角的演化過程和等離子體激勵器對分離渦的作用機理,得到的結論如下:

1) 等離子體激勵器通過放電能夠在大攻角時有效提高飛翼布局飛行器的升力系數和俯仰力矩系數,但同時也會造成阻力系數有所提升;

2) 在飛行器前緣布置激勵器時,可實現最佳的增升效果,該位置下能夠使飛行器升力系數最大提高22.7%,隨激勵器位置后移,增升效果減弱;

3) 在飛行器前緣布置激勵器,不同放電頻率下施加激勵后,大攻角狀態全機升力系數和俯仰力矩系數比無激勵時有增有降,阻力系數有所增大。放電頻率f=70 Hz時增升效果最佳,該頻率下激勵器的擾動與分離渦生成頻率耦合,有效抑制了分離;

4) 小攻角狀態流動未在飛行器前緣分離,激勵器作用前后模型表面流態基本一致。隨攻角增大,模型表面流態從附著流到形成分離渦并部分破碎,激勵器作用后通過對剪切層注入能量,分離渦強度增加,不再出現破碎。大攻角時,模型表面分離渦完全破碎,渦尺度明顯增加,通過施加激勵,渦心位置向外翼和前緣移動,促進了剪切層外高速流動與內部低速流動的混合,提高了分離渦能量,有效增加了模型表面附著區的大小,從而達到增升的效果。

本文的研究揭示了等離子體激勵器對飛翼布局飛行器大攻角分離渦的控制機理,為拓寬其飛行包線提供了新的思路。目前的研究僅局限于飛行器時均化表面流態,下一步將對激勵器作用前后分離渦的時間、空間運動和演化過程開展更為深入的研究。