“人字形小肋”對激波/邊界層干擾的影響研究

王 剛，文 波，張扣立，楊彥廣

(1. 中國空氣動力研究與發展中心，綿陽 621000；2. 曼徹斯特大學機械與航空系，曼徹斯特 M1 7DN)

0 引 言

激波/邊界層干擾是超聲速流動中廣泛存在的流動現象，對飛行器及其部件性能具有關鍵影響，可能誘發非定常流動分離與極高的氣動力、熱載荷[1]。激波/邊界層干擾引起的流動分離可能是影響超燃沖壓發動機進氣道性能的最關鍵問題之一，但目前激波/邊界層干擾中許多流動機理問題還不清楚。盡管微渦發生器、邊界層抽吸等流動控制方法已經應用于對流動分離的控制、降低氣動力/熱載荷以及降低總壓損失等方面，但隨之帶來的流量損失、引入附加阻力的問題也不容忽視，因此對激波/邊界層的有效控制依然是不小的挑戰[2-6]。

1983年，蘭利中心的研究結果表明“小肋”能夠有效減阻，在“小肋”高度h+<10、峰-峰距離s+<15時減阻效果達到最優的8%[7]。Lee等[8]的實驗結果揭示“小肋”上方形成了較大尺寸的流向渦結構，流向渦與“小肋”相互作用誘發橫向流動，但由于其較小的尺度和較低的強度，橫向流動不會引起附加摩阻。Koeltzsch等[9]開展了“人字形小肋”首次實驗研究，“人字形小肋”構型來源于鯊魚皮的表面紋路，作者應用熱線風速儀測量了管道中的湍流流場，結果表明“匯聚線”處的當地流速減小，湍流脈動增強；“發散線”處流動呈現相反趨勢。文獻[10-16]在平板湍流流場中對“人字形小肋”開展了系統的實驗研究。Nugroho等[13]測量了“人字形小肋”對平板構型湍流邊界層厚度與速度分布的影響，在“發散線”與“匯聚線”處當地流速分別增大與減小；“匯聚線”處邊界層變厚而“發散線”處邊界層變薄。此后，Nugroho等[12]研究了偏角γ、“小肋”長度Fx、“小肋”高度h+三類參數的影響，在較大γ和h+情形下，流場具有較強的展向不均勻性；Fx的增大未改變高速流和低速流區域的強度。在此基礎上，Nugroho等[14]測量了法向和展向速度分布，結果顯示“人字形小肋”在每個展向周期內誘發一對反向旋轉的渦。當流體從“人字形小肋”上方流向光滑壁面時，渦對的尺寸保持不變但強度逐漸降低。此外，Chen等[17-20]開展了“人字形小肋”在水流中的減阻作用研究。

目前，基于“人字型小肋”的流動控制方法主要應用于低速流域，據作者所知，尚未有學者在超聲速湍流流動中開展“人字型小肋”流動控制及其對激波/邊界層干擾作用的研究。

1 實驗設備

實驗在曼徹斯特大學暫沖吸氣式跨聲速風洞開展，風洞由進氣段、喉道、噴管、實驗段與真空系統等組成。風洞啟動時，氣源從進氣段進入，經拉瓦爾噴管膨脹形成超聲速氣流。實驗段總壓為0.1 MPa，總溫為288 K(室溫)，在名義馬赫數1.85流場條件下，單位雷諾數為1.26×107/m。實驗段截面積為矩形(高215 mm，寬150 mm)，長480 mm，噴管出口處定義為x=0，入射激波的理論入射點為x=215 mm；實驗段底壁面處坐標為y=0；展向為z方向，兩側壁面位于距中心線z=±75 mm處。10°尖楔激波發生器置于實驗段頂壁x=0處，圖1為實驗布置示意圖。

圖1 實驗布置示意圖Fig.1 Set-up for the test

“人字形小肋”模塊由五個獨立的“人字形小肋”組成(見圖2)?！叭俗中涡±摺庇删埘ツげ牧贤ㄟ^激光加工而成，其展向長度λ=25 mm(約為三倍邊界層厚度)，峰-峰距離s=300 μm，波峰高度h=180 μm，偏角α=30°，長度L=50 mm。“人字形小肋”模塊包含四條“匯聚線(C線)”與五條“發散線(D線)”。“人字形小肋”布置在x=70～120 mm、z=-62.5～62.5 mm處。

圖2 “人字形小肋”流動控制模塊Fig.2 Flow control module of herringbone riblets

2 測試方法

實驗中應用兩種流場顯示技術：1)應用“Z”形紋影系統捕捉激波、邊界層等高密度梯度區域；2)使用硅油與熒光粉混合物(比例為1.2∶1)開展油流示蹤實驗，基于油流顯示的拓撲結構直接提取分離位置與再附位置等信息。

采用Kulite壓力傳感器測量壁面靜壓分布，結合基于壓敏漆(Pressure sensitive paint,PSP)的壓力測量技術獲取更高空間分辨率的壓力分布，光源是203 UV5TZ-395-30 LED熒光燈陣列，其峰值波長為395 nm；相機為PCO 2000彩色相機。實驗中，應用傳感器壓力測量結果校準PSP測試技術，未考慮平板表面溫度變化引進的不確定度。

應用皮托管測量皮托壓力以計算邊界層內速度分布、溫度分布和馬赫數分布等，皮托管與由電腦控制的步進電機相連，可連續移動的步進電機空間分辨率為1/4096 mm。應用LabJack數據采集模塊控制風洞運行并采集數據，實驗期間，LabJack模塊與壓力傳感器連接，采集來流總壓、真空罐內壓力、模型表面壓力以及皮托壓力等，采樣頻率為1000 Hz。

圖3 平板邊界層速度分布Fig.3 Velocity distribution of flat plate

3 結果與討論

3.1 平板流動

通過測量壁面靜壓分布與皮托壓力分布。采用基于誤差傳遞原理的不確定度方法評估壓力測量結果的不確定度[21]，壓力結果的測量不確定度在±0.5%以內。x=140 mm處邊界層內速度分布(見圖3)，邊界層厚度δ=8.7 mm，位移厚度為δ*=1.94 mm，動量厚度θ=0.78 mm，形狀因子H=2.49。速度分布呈現出對數分布特征且與理論結果符合，來流邊界層為自然發展的零壓力梯度湍流邊界層。

3.2 激波/邊界層干擾

3.2.1紋影結果

[3]羅螢、黃漢升：《歷史與現實的交響:中國共產黨建黨90周年專題研究》，上海:同濟大學出版社，2011版，第95頁。

激波/邊界層干擾(Shock wave/boundary layer interactions,SWBLI)流場的紋影結果見圖4。由于激波/湍流邊界層干擾的非定常特征，波系結構呈現振蕩現象，因此對1000張紋影結果作平均以獲得平均波系結構。入射激波與分離激波相互作用，形成典型的Ⅱ類激波/激波干擾，入射激波與分離激波之間形成馬赫盤結構。

圖4 激波/邊界層干擾流場平均紋影結果(氣流從左至右)Fig.4 Averaged schlieren images of SWBLI(flowing from left to right)

3.2.2油流結果

底壁處的油流結果給出了流動拓撲結構(見圖5)。在激波誘發逆壓梯度的作用下發生流動分離(圖5中實線表征中心流動區域的分離線和再附線，虛線表征拐角處的流動分離區)。z=0處的分離區流向長度為55 mm(6.3δ)，展向長度約104 mm(展向寬度的69%)。從z=0向側壁方向，分離線向下游移動，分離區的流向尺寸減小，兩側各存在一個焦點，流體在焦點處再附。在接近側壁面處，由于側壁邊界層與底壁邊界層的綜合作用，邊界層抵抗逆壓梯度的能力減弱，分離線向上游移動。側壁處的流動分離將流體向中心區域排移，但兩側壁處的排移厚度存在差異，z=-75 mm處流體被排移至距側壁面9.2 mm處(展向寬度的6.1%)，而z=75 mm處流體被排移至距側壁面10.1 mm處(展向寬度的6.7%)。主分離區與拐角處分離區之間，各存在一個較窄的附著流通道，流場呈現出顯著的三維特征。

圖5 激波/邊界層干擾流場油流結果(氣流從左到右)Fig.5 Oil flow of SWBLI (flowing from left to right)

3.2.3PSP壓力分布結果

激波/邊界層干擾的PSP校準與實驗結果分別見圖6與圖7。壓力傳感器測量結果與壓敏漆發光強度呈現較理想的一致性。圖7中，在壓力分布結果上添加了油流結果獲取的簡化拓撲結構，左側區域為均勻來流低壓區，在分離線附近壓力迅速升高，將分界線定義為“上游干擾”位置；隨著流動向下游發展，壓力達到極大值。

3.3 “人字形小肋”作用下的激波/邊界層干擾

3.3.1“人字形小肋”作用下平板流動的油流結果

圖6 激波/邊界層干擾PSP校準結果Fig.6 Calibration results for PSP of SWBLI

圖7激波/邊界層干擾PSP實驗結果(氣流由左到右)Fig.7 Results for PSP of SWBLI (flowing from left to right)

圖8 “人字形小肋”作用下平板流動油流結果(流動從左至右)Fig.8 Oil flow of herringbone riblets on flat plate(flowing from left to right)

3.3.2“人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾的紋影結果

“人字形小肋”對激波/邊界層干擾影響的平均紋影結果見圖9，與無控制的激波/邊界層干擾相比(見圖4)，分離激波的位置與角度、馬赫桿的形狀與尺寸均發生變化。提取圖4與圖9中波系結構與位置信息(見圖10)，在“人字形小肋”作用下，分離激波向上游移動了約5 mm(0.77δ)，激波角度從 45.6°減小到43.7°，分離激波強度變弱；Ⅱ類激波/激波干擾形成的馬赫桿變短0.93 mm(約0.1δ)，整體向上游移動0.95 mm(約0.1δ)；分離區上方的透射激波位置也發生改變，透射激波腳向壁面移動，若以透射激波腳的位置表征分離區的高度，說明在“人字形小肋”的作用下，分離區被“拉長并壓扁”了。

圖9 “人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾平均紋影結果Fig.9 Averaged schlieren of herringbone riblets on SWBLI (flowing from left to right)

圖10 “人字形小肋”作用的激波/邊界層干擾波系圖(實線為作用前，虛線為作用后)Fig.10 Waves of herringbone riblets on SWBLI(solid line:SWBLI without control, dash line: SWBLI with control)

圖11 “人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾油流結果(流動從左至右)Fig.11 Oil flow of herringbone riblets on SWBLI (flowing from left to right)

3.3.3“人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾的油流結果

“人字形小肋”作用下的激波/邊界層干擾油流結果見圖11。分離區在z=0處長56 mm，展向長約105 mm(展向寬度的70%)，與無流動控制的激波/邊界層干擾相比，z=0處分離區流向尺寸增大1 mm(0.1δ)。z=-75 mm處，拐角分離處流動分離將流體排移至距側壁面10.0 mm處(展向寬度的6.7%)，z=75 mm處流體被排移至距側壁面9.7 mm處(展向寬度的6.5%)?？偟膩碚f，“人字形小肋”對側壁面處流動分離的影響較弱。

基于“人字形小肋”對平板流動的油流實驗結果可知，“人字形小肋”影響了“匯聚線”和“發散線”處當地流速變化，原本的分離區形成新的流場結構，兩個渦被“沖擊”形成五個渦結構。由于“人字形小肋”誘發的當地展向速度改變，展向不同位置處邊界層速度剖面存在差異，其抵抗逆壓梯度的能力也呈現周期性特性，因此分離線呈現“波浪狀”特征。在“匯聚線”下游，當地流速降低，分離線向上游移動，即“匯聚線”下游的“尖頭”；在“發散線”下游區域，分離線向下游移動，但后移的分離線并未在“發散線”的正后方，這是由于原流場存在橫向流動分量導致的。如圖12所示，以一個“人字形小肋”下游的橫向周期“D-C-D”為例分析其對分離線的作用：點劃線箭頭表征原流場的流向速度分量；在上半部分“D-C”區域，“人字形小肋”誘發的橫向流動分量(實線箭頭)疊加于原流場的橫向速度分量(虛線箭頭)，從“發散線”到“匯聚線”的橫向流動分量的值均增大；在下半部分“C-D”區域，“人字形小肋”誘發的橫向流動分量疊加于原流場的橫向速度分量，從“匯聚線”到“發散線”方向的橫向流動分量的值減小，甚至在某些位置處流動方向可能改變。因此，在三類速度分量疊加的綜合作用下，分離線呈現出波浪狀。

圖12 “人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾油流結果及一個展向周期內的速度分量組成Fig.12 Oil flow of herringbone riblets on SWBLI andthe velocity components in one wavelength

“人字形小肋”作用下的激波/邊界層干擾現象是非定常的，圖13為分離區在T=0.5～3 s的演化過程。T=0.5 s時，分離區內存在4個渦結構，從T=1 s開始，在中心線處“發散線”下游分離區內形成第5個渦，并緩慢演化形成穩定的流場結構。

3.3.4“人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾的PSP壓力分布結果

“人字形小肋”作用下的激波/邊界層干擾的PSP實驗結果見圖14，與無流動控制的壓力分布相比，干擾區對上游影響范圍增大，且干擾區范圍增大；壓力極值降低。

結合基于壓力傳感器的壁面靜壓分布來看(見圖15)，在“人字形小肋”作用下，干擾區對上游影響區變大，且分離區變大，但再附區處的壓力峰值減小，這與紋影、油流等結果一致。值得關注的是，對于傳統的渦發生器流動控制方法來說，一般在渦發生器作用下分離區減小，且壓力峰值增大；本研究中“人字形小肋”的作用結果與傳統渦發生器作用結果相反，值得后續開展深入研究[22-23]。

圖13 “人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾油流隨時間演化結果(流動從上至下)Fig.13 Time series of oil flow of herringbone riblets onSWBLI (flowing from top to bottom)

圖14 “人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾PSP實驗結果(氣流由左到右)Fig.14 PSP results of herringbone riblets on SWBLI (flowing from left to right)

圖15 有/無“人字形小肋”作用的激波/邊界層干擾壁面靜壓分布Fig.15 Static pressure distribution of SWBLI with/withoutherringbone riblets

4 結 論

開展“人字形小肋”對激波/邊界層干擾現象的作用研究，高速紋影、油流與壓力測量結果均表明在“人字形小肋”作用下，分離激波強度變弱，入射激波與分離激波之間的干擾強度減弱；分離線向上游移動且呈波浪形，分離區內拓撲結構完全發生改變，五個“人字形小肋”作用下形成了五個穩定的渦結構；再附區壓力極值降低。實驗中未測量摩阻以及干擾區下游的總壓分布，但從“人字形小肋”對波系結構與分離區特征的影響來看，流場的總壓損失可能減小，這是在下一步工作中計劃開展的工作。此外，由于這是首次在超聲速流動中應用“人字形小肋”開展流動控制研究，該“人字形小肋”并非最優尺寸與參數，后續研究中還計劃開展“人字形小肋”主要參數影響研究，以得到更優的流動控制效果。