“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(fā)展中心，綿陽 621000；2. 曼徹斯特大學(xué)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(xiàn)象，對飛行器及其部件性能具有關(guān)鍵影響，可能誘發(fā)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(fā)動機進氣道性能的最關(guān)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(fā)生器、邊界層抽吸等流動控制方法已經(jīng)應(yīng)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(zhàn)[2-6]。

1983年，蘭利中心的研究結(jié)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(yōu)的8%[7]。Lee等[8]的實驗結(jié)果揭示“小肋”上方形成了較大尺寸的流向渦結(jié)構(gòu)，流向渦與“小肋”相互作用誘發(fā)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(gòu)型來源于鯊魚皮的表面紋路，作者應(yīng)用熱線風(fēng)速儀測量了管道中的湍流流場，結(jié)果表明“匯聚線”處的當(dāng)?shù)亓魉贉p小，湍流脈動增強；“發(fā)散線”處流動呈現(xiàn)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(tǒng)的實驗研究。Nugroho等[13]測量了“人字形小肋”對平板構(gòu)型湍流邊界層厚度與速度分布的影響，在“發(fā)散線”與“匯聚線”處當(dāng)?shù)亓魉俜謩e增大與減小；“匯聚線”處邊界層變厚而“發(fā)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(shù)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(qū)域的強度。在此基礎(chǔ)上，Nugroho等[14]測量了法向和展向速度分布，結(jié)果顯示“人字形小肋”在每個展向周期內(nèi)誘發(fā)一對反向旋轉(zhuǎn)的渦。當(dāng)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(yīng)用于低速流域，據(jù)作者所知，尚未有學(xué)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(shè)備

實驗在曼徹斯特大學(xué)暫沖吸氣式跨聲速風(fēng)洞開展，風(fēng)洞由進氣段、喉道、噴管、實驗段與真空系統(tǒng)等組成。風(fēng)洞啟動時，氣源從進氣段進入，經(jīng)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(shù)1.85流場條件下，單位雷諾數(shù)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(biāo)為y=0；展向為z方向，兩側(cè)壁面位于距中心線z=±75 mm處。10°尖楔激波發(fā)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)。“人字形小肋”由聚酯膜材料通過激光加工而成，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?！叭俗中涡±摺蹦K包含四條“匯聚線(C線)”與五條“發(fā)散線(D線)”?！叭俗中涡±摺辈贾迷趚=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(yīng)用兩種流場顯示技術(shù)：1)應(yīng)用“Z”形紋影系統(tǒng)捕捉激波、邊界層等高密度梯度區(qū)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(jié)構(gòu)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(jié)合基于壓敏漆(Pressure sensitive paint,PSP)的壓力測量技術(shù)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(yīng)用傳感器壓力測量結(jié)果校準(zhǔn)PSP測試技術(shù)，未考慮平板表面溫度變化引進的不確定度。

應(yīng)用皮托管測量皮托壓力以計算邊界層內(nèi)速度分布、溫度分布和馬赫數(shù)分布等，皮托管與由電腦控制的步進電機相連，可連續(xù)移動的步進電機空間分辨率為1/4096 mm。應(yīng)用LabJack數(shù)據(jù)采集模塊控制風(fēng)洞運行并采集數(shù)據(jù)，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(nèi)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(jié)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(jié)果的不確定度[21]，壓力結(jié)果的測量不確定度在±0.5%以內(nèi)。x=140 mm處邊界層內(nèi)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(xiàn)出對數(shù)分布特征且與理論結(jié)果符合，來流邊界層為自然發(fā)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(jié)果

[3]羅螢、黃漢升：《歷史與現(xiàn)實的交響:中國共產(chǎn)黨建黨90周年專題研究》，上海:同濟大學(xué)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(jié)果見圖4。由于激波/湍流邊界層干擾的非定常特征，波系結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)振蕩現(xiàn)象，因此對1000張紋影結(jié)果作平均以獲得平均波系結(jié)構(gòu)。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(jié)構(gòu)。

圖4 激波/邊界層干擾流場平均紋影結(jié)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(jié)果

底壁處的油流結(jié)果給出了流動拓撲結(jié)構(gòu)(見圖5)。在激波誘發(fā)逆壓梯度的作用下發(fā)生流動分離(圖5中實線表征中心流動區(qū)域的分離線和再附線，虛線表征拐角處的流動分離區(qū))。z=0處的分離區(qū)流向長度為55 mm(6.3δ)，展向長度約104 mm(展向?qū)挾鹊?9%)。從z=0向側(cè)壁方向，分離線向下游移動，分離區(qū)的流向尺寸減小，兩側(cè)各存在一個焦點，流體在焦點處再附。在接近側(cè)壁面處，由于側(cè)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(cè)壁處的流動分離將流體向中心區(qū)域排移，但兩側(cè)壁處的排移厚度存在差異，z=-75 mm處流體被排移至距側(cè)壁面9.2 mm處(展向?qū)挾鹊?.1%)，而z=75 mm處流體被排移至距側(cè)壁面10.1 mm處(展向?qū)挾鹊?.7%)。主分離區(qū)與拐角處分離區(qū)之間，各存在一個較窄的附著流通道，流場呈現(xiàn)出顯著的三維特征。

圖5 激波/邊界層干擾流場油流結(jié)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(jié)果

激波/邊界層干擾的PSP校準(zhǔn)與實驗結(jié)果分別見圖6與圖7。壓力傳感器測量結(jié)果與壓敏漆發(fā)光強度呈現(xiàn)較理想的一致性。圖7中，在壓力分布結(jié)果上添加了油流結(jié)果獲取的簡化拓撲結(jié)構(gòu)，左側(cè)區(qū)域為均勻來流低壓區(qū)，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(fā)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(jié)果

圖6 激波/邊界層干擾PSP校準(zhǔn)結(jié)果Fig.6 Calibration results for PSP of SWBLI

圖7激波/邊界層干擾PSP實驗結(jié)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(jié)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(jié)果

“人字形小肋”對激波/邊界層干擾影響的平均紋影結(jié)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(fā)生變化。提取圖4與圖9中波系結(jié)構(gòu)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?nèi)?；Ⅱ類激?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(qū)上方的透射激波位置也發(fā)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(qū)的高度，說明在“人字形小肋”的作用下，分離區(qū)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(jié)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(jié)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(jié)果

“人字形小肋”作用下的激波/邊界層干擾油流結(jié)果見圖11。分離區(qū)在z=0處長56 mm，展向長約105 mm(展向?qū)挾鹊?0%)，與無流動控制的激波/邊界層干擾相比，z=0處分離區(qū)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(cè)壁面10.0 mm處(展向?qū)挾鹊?.7%)，z=75 mm處流體被排移至距側(cè)壁面9.7 mm處(展向?qū)挾鹊?.5%)。總的來說，“人字形小肋”對側(cè)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(jié)果可知，“人字形小肋”影響了“匯聚線”和“發(fā)散線”處當(dāng)?shù)亓魉僮兓?，原本的分離區(qū)形成新的流場結(jié)構(gòu)，兩個渦被“沖擊”形成五個渦結(jié)構(gòu)。由于“人字形小肋”誘發(fā)的當(dāng)?shù)卣瓜蛩俣雀淖?，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(xiàn)周期性特性，因此分離線呈現(xiàn)“波浪狀”特征。在“匯聚線”下游，當(dāng)?shù)亓魉俳档?，分離線向上游移動，即“匯聚線”下游的“尖頭”；在“發(fā)散線”下游區(qū)域，分離線向下游移動，但后移的分離線并未在“發(fā)散線”的正后方，這是由于原流場存在橫向流動分量導(dǎo)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(qū)域，“人字形小肋”誘發(fā)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(fā)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(qū)域，“人字形小肋”誘發(fā)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(fā)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(xiàn)出波浪狀。

圖12 “人字形小肋”作用下激波/邊界層干擾油流結(jié)果及一個展向周期內(nèi)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(xiàn)象是非定常的，圖13為分離區(qū)在T=0.5～3 s的演化過程。T=0.5 s時，分離區(qū)內(nèi)存在4個渦結(jié)構(gòu)，從T=1 s開始，在中心線處“發(fā)散線”下游分離區(qū)內(nèi)形成第5個渦，并緩慢演化形成穩(wěn)定的流場結(jié)構(gòu)。

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(jié)果

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

結(jié)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(qū)對上游影響區(qū)變大，且分離區(qū)變大，但再附區(qū)處的壓力峰值減小，這與紋影、油流等結(jié)果一致。值得關(guān)注的是，對于傳統(tǒng)的渦發(fā)生器流動控制方法來說，一般在渦發(fā)生器作用下分離區(qū)減小，且壓力峰值增大；本研究中“人字形小肋”的作用結(jié)果與傳統(tǒng)渦發(fā)生器作用結(jié)果相反，值得后續(xù)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(jié)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(jié)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(jié) 論

開展“人字形小肋”對激波/邊界層干擾現(xiàn)象的作用研究，高速紋影、油流與壓力測量結(jié)果均表明在“人字形小肋”作用下，分離激波強度變?nèi)酰肷浼げㄅc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(qū)內(nèi)拓撲結(jié)構(gòu)完全發(fā)生改變，五個“人字形小肋”作用下形成了五個穩(wěn)定的渦結(jié)構(gòu)；再附區(qū)壓力極值降低。實驗中未測量摩阻以及干擾區(qū)下游的總壓分布，但從“人字形小肋”對波系結(jié)構(gòu)與分離區(qū)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(yīng)用“人字形小肋”開展流動控制研究，該“人字形小肋”并非最優(yōu)尺寸與參數(shù)，后續(xù)研究中還計劃開展“人字形小肋”主要參數(shù)影響研究，以得到更優(yōu)的流動控制效果。