補氣式等離子體合成射流激勵器工作機制

劉汝兵，韋文韜，李飛，林麒

1. 廈門大學(xué) 航空航天學(xué)院，廈門 361102 2. 福建省等離子體與磁共振研究重點實驗室，廈門 361002

等離子體作為物質(zhì)第四態(tài)，在環(huán)境、材料、流動控制等領(lǐng)域中均有廣泛應(yīng)用?；诨鸹ǚ烹姷牡入x子體合成射流技術(shù)是主動流動控制技術(shù)的研究熱點之一。約翰霍普金斯大學(xué)的Grossman等在2003年率先提出用等離子體合成射流來實現(xiàn)流動控制。由于其能產(chǎn)生瞬時速度達百米每秒的高速射流，在高速來流下，具有較好的主動流動控制效果，引起了國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者的廣泛關(guān)注。

等離子體合成射流激勵器的結(jié)構(gòu)和工作過程如圖1所示。其由開設(shè)射流出孔的絕緣封閉腔體、陰極和陽極組成。工作過程分為能量沉積、射流噴出和吸氣復(fù)原3個階段，火花放電產(chǎn)生大量熱量，腔內(nèi)空氣受熱驟然膨脹，從出孔噴出形成射流，之后外界氣體回填準備下一次放電。

圖1 等離子體合成射流激勵器工作過程[2]Fig.1 Working process of plasma synthetic jet actuator[2]

近十幾年來，通過各國學(xué)者的深入研究，等離子體合成射流技術(shù)在基礎(chǔ)研究和工程應(yīng)用方面取得重要進展。在基礎(chǔ)研究方面，通過對激勵器的放電形式、激勵方式、結(jié)構(gòu)參數(shù)、能效、外界氣壓和電源參數(shù)等方面進行測量和優(yōu)化，射流性能得以提高。研究方法主要有理論分析、數(shù)值模擬、紋影及陰影技術(shù)、粒子圖像測速等。其放電形式主要分為感性和容性放電。在激勵方式上可分為兩電極和三電極形式。為實現(xiàn)大范圍流動控制，發(fā)展出陣列化放電形式。在工程應(yīng)用方面，已在低亞聲速和超聲速風(fēng)洞中開展了相關(guān)實驗研究，各類流動控制對象包括有機翼、噴管、飛翼、平板、斜劈、鈍體、運輸機后體等。

雖然等離子體合成射流具有諸多優(yōu)勢，但也存在不足之處。合成射流噴出后，激勵器腔內(nèi)壓力恢復(fù)僅依靠射流出口吸氣，補充氣體有限。隨著激勵器工作時間增加，腔體發(fā)熱，腔內(nèi)空氣補充不足，射流速度降低，流動控制能力減弱。

為解決上述問題，國內(nèi)外學(xué)者紛紛提出解決方案。Zhou等提出了一種在稀薄大氣環(huán)境下依靠高速流動動壓實現(xiàn)腔內(nèi)工質(zhì)快速補充和增壓的方法。Li和Zhang設(shè)計了利用壓電振子對腔體體積進行調(diào)控的新型激勵器構(gòu)型，提高腔體吸氣復(fù)原的能力。Emerick、周巖等采用高壓氣源向激勵器放電腔內(nèi)補氣，以顯著提高射流性能。本課題組則提出一種補氣式等離子體合成射流激勵器，無需高壓氣源及管路，也不必依靠來流動壓，而是使用單向閥改善等離子體合成射流性能的解決方案(見圖2)。通過單向閥的補氣作用，能夠快速填充射流噴出后的腔內(nèi)空虛，提高激勵器的響應(yīng)速度和放電頻率，增加射流能量。此激勵器結(jié)構(gòu)簡單，工作不受外界大氣環(huán)境的影響，既可以在大氣壓環(huán)境下，也可以在稀薄環(huán)境下工作，而且不會因動壓不足而漏氣。

圖2 單向閥補氣示意圖[31]Fig.2 Scheme of air supplement through check valve[31]

雖然多人提出了補氣提高激勵器性能的方案，但還鮮見有人深入研究此類激勵器內(nèi)部工作機制，以提升射流性能，而這是有很大提升空間的。本文從補氣式激勵器的工作機制入手，揭示單向閥提高射流性能的內(nèi)在物理機制，優(yōu)化設(shè)計補氣式激勵器，以提高等離子體合成射流性能。

1 補氣式等離子體合成射流實驗系統(tǒng)

為了驗證單向閥改善等離子體合成射流性能的效果，建立了激勵器性能測試的實驗系統(tǒng)，如圖3所示。該實驗系統(tǒng)主要包括補氣式等離子體合成射流激勵器、電源及測量系統(tǒng)。

圖3 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of experimental system

1.1 補氣式等離子體合成射流激勵器

補氣式激勵器由放電腔體、陰極、陽極和單向閥組成(見圖4)。

圖4 補氣式等離子體合成射流激勵器結(jié)構(gòu)圖Fig.4 Structure diagram of air supplement PSJ actuator

放電腔體采用氧化鋯陶瓷加工而成，電極采用鎢鋼合金材料加工，單向閥出氣端與激勵器腔體上補氣孔相接，通過耐高溫密封硅膠固定。腔體體積設(shè)置為804 mm，詳細結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 激勵器參數(shù)Table 1 Actuator parameters

單向閥主要由進氣端、閥芯和出氣端組成。研究發(fā)現(xiàn)，由于激勵器工作頻率高達數(shù)百赫茲，普通單向閥硅膠閥芯響應(yīng)速度無法滿足實驗所需的補氣頻率，激勵器內(nèi)部高頻、高壓反向氣流直接沖擊單向閥閥芯使其產(chǎn)生形變而漏氣，反而造成激勵器射流速度的降低。

為減弱內(nèi)部高壓氣流對閥芯的反向沖擊作用，對單向閥結(jié)構(gòu)進行了特別設(shè)計，將出氣端內(nèi)部的閥芯支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計為錐形凸臺，如圖5(a)所示，并在凸臺底部開孔，供氣體進出。錐形凸臺在起支撐閥芯作用的同時，對反向氣流具有緩沖作用，有效提高了反向開啟壓力。在單向閥工作時，激勵器腔內(nèi)高壓氣流進入單向閥內(nèi)部，原本直接沖擊閥芯的反向氣流首先進入錐形腔內(nèi)，作用于錐形腔內(nèi)壁面，氣流得到緩沖后，再經(jīng)過錐形凸臺底部的通氣孔進入單向閥腔體內(nèi)，有效避免了高壓氣流對閥芯的直接沖擊，如圖5(b)所示。

圖5 單向閥結(jié)構(gòu)Fig.5 Structure of check valve

單向閥采用耐高溫樹脂3D打印而成。通過前期實驗發(fā)現(xiàn)，硅膠閥芯厚度0.3 mm時單向閥補氣效果最佳，故使用此厚度閥芯進行后續(xù)研究。

1.2 電源及測量系統(tǒng)

電源系統(tǒng)為自行研制的程控四通道高壓脈沖電源(XMU-PTLA-DY-02)，加載電參數(shù)可控，輸出電壓幅值0～20 kV，頻率20 Hz～5 kHz，占空比5%～50%(如圖3所示)。

測量系統(tǒng)包括動態(tài)壓力測量系統(tǒng)和紋影測量系統(tǒng)。動態(tài)壓力測量系統(tǒng)由Tektronix P6015A高壓探頭、Tektronix TCP0150電流探頭以及2個 HSTL-800-X的動態(tài)壓力傳感器(量程-4～24 kPa，響應(yīng)頻率1 kHz)組成。信號采集使用Tektronix TBS 2104示波器(見圖3)。2個動態(tài)壓力傳感器所得測量數(shù)據(jù)為相對壓力(表壓力)，分別安裝在激勵器腔壁處和射流出孔處，測量放電過程中腔內(nèi)壓力變化和射流出口處動壓，并利用伯努利方程估算射流流速:

(1)

式中：為空氣密度，取1.203 kg/m；為激勵器射流出口壓力。由于射流的變化速度極快，其氣體密度很難測量，因此計算中采用的是外界空氣密度。在連續(xù)工作時，由于腔內(nèi)氣體被反復(fù)加熱和噴出，吸氣復(fù)原階段結(jié)束時，腔內(nèi)氣體難以恢復(fù)初始狀態(tài)，因此，腔內(nèi)氣體密度小于外界空氣密度，實際射流速度大于式(1)估算得到的射流速度。

為了驗證補氣式等離子體合成射流的瞬態(tài)特性，實驗使用高速紋影系統(tǒng)進行了補充測量，紋影系統(tǒng)的光路如圖6所示。其中，S為點光源，采用最大功率為5 W的可調(diào)LED(Light Emitting Diode)燈，M為凹面反射鏡，表面附有鋁及保護膜，直徑203 mm、 焦距=750 mm，P為待觀察實驗對象。

圖6 紋影系統(tǒng)光路Fig.6 Light path of schlieren system

點光源S發(fā)出的錐形光通過觀察對象P后投射到凹面鏡M上，經(jīng)凹面鏡反射后聚焦于點。將點光源到反射鏡的距離調(diào)整為凹面鏡焦距的2倍，則點距凹面鏡的距離也為凹透鏡焦距的2倍。此時調(diào)整點光源S的位置以使聚焦點盡可能接近點光源S，并用刀口擋住反射焦點處的部分反射光。高速相機(Photron FASTCAM

SA-Z)被放置在點之后以捕捉圖像，拍攝幀速率為1×10fps，曝光時間為159 ns，圖像分辨率為640 pixel×280 pixel。其空間分辨率為0.26 mm/pixel， 最小圖像分辨率為0.5 pixel，2幅圖像之間的時間間隔為10 μs，因此紋影圖像測量射流高度的不確定度為±0.13 mm。

2 單向閥補氣提升射流性能的效果

為了考察單向閥對激勵器射流性能的提升效果，在單向閥進氣口封閉和開啟狀態(tài)下，利用動態(tài)壓力傳感器測量等離子體合成射流速度，并計算4組共12個周期的平均峰值速度。單向閥封閉狀態(tài)是指采用密封膠將單向閥進氣口堵住，阻止外部空氣經(jīng)單向閥進入腔體內(nèi)部，單向閥處于停止工作狀態(tài)。單向閥開啟狀態(tài)是指保持其進氣口暢通，外部空氣可正常進入放電腔內(nèi)，起到改善吸氣復(fù)原的作用。通過對比2種狀態(tài)下射流峰值速度變化，分析單向閥補氣對射流速度的提升效果。實驗時，加載電壓幅值設(shè)置為15 kV，脈寬設(shè)置為1 ms。由于單向閥旨在提升激勵器高頻放電時的吸氣復(fù)原能力，故實驗關(guān)注射流性能隨激勵器工作頻率的變化，改變頻率(60～420 Hz)，得到隨的變化如圖7所示。

圖7 不同頻率下射流峰值速度變化Fig.7 Variation of jet peak velocity at different frequencies

由圖7實驗結(jié)果分析可知，單向閥補氣對射流速度的作用效果可分為3個放電頻段，即有效作用頻段(=110～340 Hz)、飽和作用頻段(=340～420 Hz)和無效作用頻段(=60～110 Hz)。

2.1 有效作用頻段

放電頻率在110～340 Hz范圍內(nèi)，單向閥均能顯著改善激勵器的性能，提高合成射流的峰值速度(見圖7)。存在最佳放電頻率，即=220 Hz，單向閥對的增強作用最明顯，提高達18.7%。

圖8給出了最佳放電頻率，即=220 Hz時，射流發(fā)生后不同時刻下，單向閥開啟和封閉時的射流紋影圖像，其中/為射流無量綱高度(為射流噴出高度，為激勵器射流出孔直徑)。圖9分別給出了紋影圖中射流鋒面無量綱高度/和射流無量綱面積/(為射流面積，指射流對外部氣體的擾動區(qū)域面積，如圖8中虛線所示)隨時間的變化曲線。

圖8 f=220 Hz單向閥開啟和封閉射流紋影對比Fig.8 Comparison of jet schlieren between open and closed check value at f=220 Hz

對比補氣與否狀態(tài)下的射流穿透高度。由圖8、圖9(a)可知，在同一時刻，在補氣單向閥開啟時，射流能噴出更遠，說明其穿透能力增強，射流無量綱高度的增量接近1，最大提升達30.0%。說明射流速度必然更快，與動態(tài)壓力傳感器測量結(jié)果吻合(見圖7)。與周巖等采用高壓氣源的增壓式等離子體合成射流紋影測量結(jié)果類似。

對比補氣與否狀態(tài)下的射流作用面積。由圖8、圖9(b)可知，在同一時刻，在補氣單向閥開啟時，射流直徑更寬，射流無量綱面積顯著增大，射流作用范圍面積最大擴大達76.3%。說明補氣后激勵器射流噴出了更多的氣體，其作用范圍得以增加，射流的質(zhì)量流量增加，其動量和動能均得到提高。盡管僅采用單向閥補氣的射流高度增量低于周巖等采用高壓氣源的腔體增壓式等離子體合成射流，但是射流面積出現(xiàn)了明顯增加，此時射流的作用范圍更大，射流能量整體上得到加強，勢必在主動流動控制的應(yīng)用中產(chǎn)生更佳的控制效果。

圖9 射流參數(shù)隨時刻變化曲線Fig.9 Curves of jet parameters with time

2.2 飽和作用頻段

當(dāng)=340～400 Hz時，雖然單向閥進氣口開啟時射流的峰值速度仍然高于單向閥進氣口封閉時，但此時誤差帶已開始出現(xiàn)重疊(見圖7)。=420 Hz時，單向閥補氣失去了改善效果。此外，實驗中發(fā)現(xiàn)當(dāng)>340 Hz時，放電極其不穩(wěn)定。上述結(jié)果說明補氣單向閥的作用趨于飽和狀態(tài)。

造成單向閥補氣達到飽和狀態(tài)的原因有二。一方面，隨著放電頻率的增大，放電頻率顯著高于單向閥的響應(yīng)頻率，導(dǎo)致單向閥閥芯開閉與放電頻率不匹配，補氣作用削弱，吸氣復(fù)原過程改善效果變差。因此，后續(xù)流動控制應(yīng)用研究中需進一步提高單向閥的響應(yīng)頻率，并選擇合適的放電頻率，使其與單向閥的工作頻率匹配，才能起到最佳補氣效果。

另一方面，激勵器腔體的吸氣復(fù)原過程需要一定周期，其表征為激勵器的飽和工作頻率(實驗中激勵器的飽和工作頻率為666.9 Hz)。隨著放電頻率增加到與相近時，吸氣復(fù)原的時間縮短。雖然放電頻率小于飽和工作頻率，但是新的放電起始時刻未避開自維持射流噴出階段，導(dǎo)致腔體復(fù)原進氣質(zhì)量大幅降低，腔內(nèi)氣體難于恢復(fù)到適合放電的狀態(tài)，使得連續(xù)放電易出現(xiàn)不穩(wěn)定狀態(tài)，甚至是“啞火”。因此后續(xù)流動控制應(yīng)用中，放電頻率應(yīng)小于激勵器飽和工作頻率，使得下一個放電起始時刻盡量避開自維持射流噴出階段，才能確保激勵器工作穩(wěn)定。

2.3 無效作用頻段

值得注意的是，在放電頻率<110 Hz時，單向閥進氣口開啟反而會降低射流的峰值速度(見圖7)。此時頻率較低，排除工作頻率與放電頻率不匹配的因素，更可能是由于在110 Hz以下低頻段放電時，激勵器放電腔體內(nèi)部的峰值壓力超過單向閥閥芯能承受的反向沖擊臨界值，單向閥出現(xiàn)了反向漏氣，造成射流速度降低。為驗證該推斷，下面將重點考察腔內(nèi)壓力變化規(guī)律。

驗證上述推斷的思路是通過調(diào)節(jié)放電電壓幅值，改變放電能量，考察不同激勵頻率下(僅需考慮低頻段)腔內(nèi)峰值壓力和射流速度的變化規(guī)律。相同頻率下，放電能量越大，腔內(nèi)的峰值壓力也越高，對單向閥閥芯的反向沖擊作用越強。

首先對加載電壓幅值15 kV，補氣與否狀態(tài)(即單向閥封閉與開啟)下的激勵器腔內(nèi)壓力進行了測量，并計算4組共12個周期的平均峰值壓力。隨著頻率增大，腔內(nèi)峰值壓力逐漸減小。但在交叉頻率110 Hz附近，的大小出現(xiàn)了反轉(zhuǎn)(見圖10)。在≤ 100 Hz時，補氣狀態(tài)下更低，≥120 Hz時，補氣狀態(tài)下更高。這與射流峰值速度變化規(guī)律(見圖7)相吻合。注意到交叉頻率點時，為2.48 kPa。

圖10 15 kV時12個周期內(nèi)腔內(nèi)平均峰值壓力變化Fig.10 Variation of average peak pressure in the cavity during 12 cycles under 15 kV loading voltage amplitude

然后，保持激勵信號脈寬不變，改變激勵電壓幅值，分別測量、隨頻率變化規(guī)律，如圖11、圖12所示。

圖11 20 kV時射流峰值速度與腔內(nèi)峰值壓力變化Fig.11 Variation of jet peak velocity and cavity peak pressure under 20 kV loading voltage amplitude

圖12 10 kV時射流峰值速度與腔內(nèi)峰值壓力變化Fig.12 Variation of jet peak velocity and cavity peak pressure under 10 kV loading voltage amplitude

在不同加載電壓幅值下，隨著的增加，、均逐漸減小。與圖10結(jié)果類似，存在臨界放電頻率使得補氣效果反轉(zhuǎn)。當(dāng)激勵電壓幅值增大到20 kV時，單向閥的有效作用頻率點由原來的110 Hz左右后移到120 ～ 130 Hz之間，而此頻率點時約為2.64 kPa(見圖11)。當(dāng)激勵電壓幅值減小到10 kV時，各頻率點對應(yīng)的內(nèi)部壓力也降低，單向閥的有效作用頻率點由原來的110 Hz前移到80 ～ 90 Hz之間，此有效作用頻率下約為2.56 kPa，如圖12所示。

表2為3種電壓下補氣效果反轉(zhuǎn)的腔內(nèi)峰值壓力對比結(jié)果，不同激勵電壓幅值下(10～20 kV)，有效作用臨界頻率點所對應(yīng)的腔內(nèi)峰值壓力介于2.4～2.6 kPa。說明加載電壓幅值變化基本不改變單向閥補氣作用發(fā)生反轉(zhuǎn)時的腔內(nèi)峰值壓力，僅會使得臨界放電頻率發(fā)生變化。該頻率會隨著加載電壓幅值升高而增大。由此可見，補氣作用反轉(zhuǎn)的臨界峰值壓力是由補氣單向閥固有屬性所決定，此壓力即為單向閥所能承受的反向沖擊壓力閾值。因此，當(dāng)放電時腔內(nèi)壓力大于該閾值時，單向閥則會出現(xiàn)漏氣現(xiàn)象，反而會降低射流性能。

表2 不同加載電壓幅值下補氣效果反轉(zhuǎn)參數(shù)

綜上所述，單向閥能夠在較大頻率范圍內(nèi)顯著提高射流速度和擴大作用范圍，也存在飽和狀態(tài)與無效作用狀態(tài)使得單向閥無法提升射流性能。飽和狀態(tài)由單向閥的響應(yīng)頻率和激勵器飽和頻率決定。無效作用狀態(tài)則與單向閥的所能承受反向沖擊力密切相關(guān)。后續(xù)研究中一方面應(yīng)繼續(xù)優(yōu)化單向閥緩沖結(jié)構(gòu)，提高單向閥承受反向沖擊力的能力；另一方面在實際應(yīng)用中應(yīng)調(diào)節(jié)電參數(shù)，竭力避開飽和狀態(tài)和無效作用狀態(tài)使激勵器工作在有效作用狀態(tài)，提升射流性能。本節(jié)主要探討了單向閥的補氣效果，但是尚未厘清補氣提高射流性能的物理本質(zhì)，下面研究補氣式激勵器工作機制。

3 補氣式等離子體合成射流激勵器工作機制

通過第2節(jié)射流峰值速度測量實驗證明了補氣單向閥具有提高等離子體合成射流性能的效果，并發(fā)現(xiàn)其存在有效作用頻率范圍。但是還需要厘清補氣提高射流性能的作用機制，為后續(xù)優(yōu)化設(shè)計補氣激勵器提供指導(dǎo)。

要探究單向閥補氣提高等離子體合成射流性能的內(nèi)在物理機制，必須要從等離子體合成射流的基本工作原理出發(fā)。其基本工作原理是火花放電產(chǎn)生的高溫等離子體加熱腔內(nèi)氣體，使得腔內(nèi)壓力瞬間急劇增加，在內(nèi)外壓差的作用下，腔內(nèi)氣體從射流孔高速噴出形成高速射流(如圖1所示)。從基本工作過程分析，射流產(chǎn)生的驅(qū)動力是內(nèi)外壓差，即腔內(nèi)氣體壓力，而腔內(nèi)氣體壓力又取決于放電能量的大小。因此，激勵器的關(guān)鍵工作參數(shù)是腔內(nèi)氣體壓力和放電能量，放電能量可通過測量放電電壓和電流得到。下面將對比分析補氣與否狀態(tài)(即單向閥封閉與開啟狀態(tài))下和的變化規(guī)律，以揭示補氣激勵器的工作機制。

3.1 激勵器腔內(nèi)氣體壓力對比

如第3節(jié)所述，激勵器射流速度的變化，本質(zhì)上是由激勵器放電腔體內(nèi)部壓力變化驅(qū)動，因此從分析補氣與否工況下的壓力變化入手。再次綜合分析圖10～圖12所示的不同加載電壓幅值下腔內(nèi)平均峰值壓力，發(fā)現(xiàn)在有效作用頻段內(nèi)，補氣狀態(tài)下的均顯著高于非補氣狀態(tài)，而無效作用頻段內(nèi)，補氣狀態(tài)的腔內(nèi)壓力反而更低。例如，當(dāng)加載電壓幅值為15 kV，=180 Hz處于有效作用頻段內(nèi)時，補氣狀態(tài)下=2.32 kPa，無補氣狀態(tài)下=2.01 kPa，提升達14.97%。當(dāng)加載電壓幅值為15 kV，=80 Hz處于無效作用頻段內(nèi)時，補氣狀態(tài)下=2.72 kPa，無補氣狀態(tài)下=2.96 kPa，下降達8.07%。

在加載電壓幅值為15 kV時，單向閥有效作用的臨界頻率即=110 Hz是單向閥起作用的關(guān)鍵頻率點，因此，提取該臨界頻率附近=100，120 Hz時腔內(nèi)壓力動態(tài)變化進行對比分析，具有典型性和代表性。根據(jù)單向閥補氣腔內(nèi)壓力的變化規(guī)律，有助于進一步探究單向閥補氣的作用機制。保持加載電壓幅值為15 kV、激勵信號脈寬為1 ms，在=100，120 Hz時，測量了激勵器內(nèi)部壓力動態(tài)變化，如圖13所示，圖中為單向閥開啟時吸氣復(fù)原階段所對應(yīng)的時間段。

圖13 有效頻率前后激勵器腔內(nèi)壓力變化Fig.13 Pressure change in actuator chamber before and after effective frequency

對比觀察有效頻率前后激勵器腔內(nèi)壓力變化，發(fā)現(xiàn)在射流噴出階段，當(dāng)單向閥開啟并處于有效作用頻段時，激勵器內(nèi)部平均壓力峰值升高，比單向閥封閉時提高5.1%，而當(dāng)單向閥開啟但處于無效作用頻段時，由于腔內(nèi)壓力大于單向閥反向開啟壓力出現(xiàn)漏氣，激勵器內(nèi)部平均壓力峰值反而減小，比單向閥封閉時下降7.4%。單向閥有效工作能提高能量沉積和射流噴出階段激勵器的腔內(nèi)壓力，意味著可產(chǎn)生更高的射流速度。

在吸氣復(fù)原階段，無論激勵器工作頻率是否處在單向閥的有效作用頻段內(nèi)，相較于單向閥封閉時，單向閥進氣端開啟時激勵器腔內(nèi)峰值負壓絕對值更大，吸氣復(fù)原階段時間更長。取6個射流周期的峰值壓力進行平均處理，在=100 Hz時，平均峰值負壓比單向閥封閉時大了490.1 Pa，為-1 106.5 Pa；在=120 Hz時，平均峰值負壓比單向閥封閉時大了394.5 Pa，為-1 109.3 Pa，更大的內(nèi)外壓差也為吸氣復(fù)原提供了更充足的動力。

3.2 補氣激勵器放電特征參數(shù)對比

通過上述對腔內(nèi)壓力的對比研究發(fā)現(xiàn)，單向閥有效工作時能提高腔內(nèi)放電峰值壓力，從而提高射流速度。而激勵器腔內(nèi)壓力變化取決于激勵器放電所釋放的能量，因此對放電能量進行分析，進一步探究單向閥補氣的內(nèi)在物理本質(zhì)。

等離子體合成射流的放電形式是火花放電，火花放電能量的計算方法是利用高壓探頭及電流探頭測量激勵器電極兩端的放電電壓及峰值電流，并對放電過程進行積分，計算得到放電能量，計算公式為

(2)

式中：為激勵器放電電壓的下降沿時刻，此時高壓擊穿腔內(nèi)空氣，激勵器開始放電；為單次放電結(jié)束的時刻，即放電電流振蕩結(jié)束時刻。下面逐一對典型放電波形和不同頻率下放電能量進行對比分析，以闡明補氣對放電能量的作用機制。

3.2.1 典型放電電壓和電流波形對比

為不失一般性，選取2個典型的單向閥有效作用頻段和無效作用頻段內(nèi)的放電波形進行對比。有效作用頻段的頻率選取了=200 Hz，而無效作用頻段選取了=80 Hz。

當(dāng)=200 Hz時，單向閥處于有效作用頻段，相較于單向閥封閉狀態(tài)，單向閥補氣狀態(tài)下的放電峰值電壓和峰值電流均大幅提高(如圖14所示)。其中由10.50 kV升高到13.75 kV，提高了31%，也從21.25 A增加到31.25 A，增幅達47.1%。相對應(yīng)的，此時單向閥對峰值速度的增益已經(jīng)較為顯著(見圖7)。

圖14 f=200 Hz時激勵器放電電壓及電流變化情況Fig.14 Discharge voltage and current at f=200 Hz

當(dāng)=80 Hz時，單向閥處于無效作用頻段，此時單向閥補氣狀態(tài)下的放電峰值電壓和峰值電流相較于單向閥封閉狀態(tài)均下降(見圖15)。其中由18.5 kV下降到18.0 kV，下降了2.8%，從53.8 A下降到48.8 A，下降了9.3%。無效作用頻段內(nèi)和有所下降但幅度不大，相對應(yīng)的，此時單向閥開啟也會使射流峰值速度小幅降低，兩者變化情況相吻合(見圖7)。

圖15 f=80 Hz時激勵器放電電壓及電流變化情況Fig.15 Discharge voltage and current at f=80 Hz

圖16 放電參數(shù)隨頻率變化Fig.16 Variation of discharge parameters with frequency

3.2.2 放電電壓和電流峰值對比

從上述放電波形的對比可知，峰值電壓和峰值電流反映了單向閥補氣提升射流性能的作用機制。因此，在加載電壓幅值15 kV、激勵信號脈寬1 ms，不同激勵頻率情況下，各取4組共12個周期計算、平均值，對比補氣與否狀態(tài)下和的變化，結(jié)果如圖16所示。

當(dāng)介于150～300 Hz時，單向閥處于有效作用頻段內(nèi)，單向閥補氣后的激勵器放電峰值電壓和峰值電流均顯著高于單向閥關(guān)閉狀態(tài)，在=200 Hz時增強效果達到最大，增幅分別達到31%、47.1%。說明單向閥有效補氣時，激勵器的放電強度得以提升，對應(yīng)的腔內(nèi)氣體峰值壓力(見圖10)和射流峰值速度(見圖7)也得到顯著提高。而當(dāng)介于60～150 Hz時，單向閥補氣后小幅下降，基本接近。說明單向閥作用無效時，激勵器的放電強度略有下降，對應(yīng)的(見圖10)和(見圖7)僅出現(xiàn)小幅下降。

此外，注意到單向閥補氣與否狀態(tài)下與都隨放電頻率的升高而總體呈下降趨勢。這是因為當(dāng)頻率升高時，單位時間內(nèi)放電次數(shù)增加，激勵器內(nèi)部空氣電離度越高越容易放電，所以激勵器內(nèi)部放電所需的峰值電壓會逐漸降低，峰值電壓的降低又會使峰值電流也隨著降低。

、反映的是放電瞬時能量，而一個周期內(nèi)的放電能量需計算得到。下面將進一步對比分析補氣與否狀態(tài)下的放電能量情況。

3.2.3 單個周期放電能量對比

在上述補氣與否工況下，在不同放電頻率下測量放電電壓和電流波形，根據(jù)式(2)計算4組共8個周期的單次放電能量并取平均(見圖17)。

圖17 8個周期平均單次放電能量QdFig.17 Average single discharge energy Qd of 8 cycles

在單向閥處于有效作用頻段時(>140 Hz)時，單向閥補氣后，激勵器單次放電能量提高，在=200 Hz時提升效果最明顯，達到 155.2%。而在單向閥無效作用頻段(<140 Hz)時，反而略有降低。這與單向閥補氣后，激勵器放電的峰值電壓、峰值電流相似(見圖16)。

綜合分析補氣與否狀態(tài)下的腔內(nèi)氣體壓力(見圖13)、放電電壓、放電電流(見圖14、圖15)、放電峰值電壓、峰值電流(見圖16)及放電能量(見圖17)發(fā)現(xiàn)，在單向閥有效作用頻段內(nèi)，補氣后激勵器放電電壓和電流有所提高，尤其是峰值顯著提升，單次放電的能量增大，使得放電對腔內(nèi)氣體的加熱效應(yīng)更強，腔內(nèi)氣體壓力增大，尤其是峰值壓力提升明顯。放電后腔內(nèi)壓力增大，意味著驅(qū)動射流形成的壓差增大，射流速度也得到提高。而在單向閥無效作用頻段內(nèi)，一方面，在能量沉積階段，激勵器放電電壓和電流相較于單向閥封閉時小幅下降，單次放電能量略有降低，使射流能量減弱；另一方面，在射流噴出階段，由于過大的腔內(nèi)壓力使部分氣體從單向閥處泄漏，造成射流速度損耗。這2方面的原因共同作用，使補氣激勵器射流速度在無效作用頻段反而降低。

而放電電壓的升高，可依據(jù)經(jīng)典的氣體放電理論分析。根據(jù)氣體擊穿的巴申定律，兩放電電極間的擊穿電壓可以表示為

(3)

式中：為氣壓；為電極間距；、為與氣體有關(guān)的常數(shù)；為湯生第三電離系數(shù)，是與氣體性質(zhì)、電極材料和離子能量有關(guān)的常數(shù)。在放電空間里，氣體的擊穿電壓只是氣壓和電極間距乘積的函數(shù)。在固定電極間距條件下，氣體擊穿電壓僅受氣壓的影響，并隨著氣壓的增加而增大。因此，單向閥補氣后放電電壓的升高是由于腔內(nèi)氣體壓力增大引起的。而氣壓增大，得益于單向閥補氣使激勵器在吸氣復(fù)原階段迅速回填氣體。

3.3 補氣式激勵器工作機制

綜上所述，通過實驗研究厘清了單向閥補氣提高等離子體合成射流性能的工作機制。當(dāng)補氣式激勵器處于有效作用頻段內(nèi)時，單向閥補氣對激勵器工作各階段影響如下：

1) 吸氣復(fù)原階段：相較于常規(guī)等離子體合成射流激勵器，外接補氣單向閥后多了一個進氣通道，與射流孔同時回填氣體，擴大了氣體回填流量，快速提升腔內(nèi)氣壓，使激勵器迅速恢復(fù)放電前的氣壓狀態(tài)，克服了常規(guī)激勵器回填氣體不足導(dǎo)致性能下降的弊病。

2) 能量沉積階段：相較于常規(guī)激勵器，補氣式激勵器由于補氣更加充分，腔內(nèi)氣壓增大，氣體擊穿電壓升高，單次放電能量增大，能釋放出更多熱量。

3) 射流噴出階段：相較于常規(guī)激勵器，補氣式激勵器由于放電釋放熱量增加，腔內(nèi)形成更高的壓力峰值，內(nèi)外產(chǎn)生更大的氣壓差，從而獲得速度更高、作用范圍更廣的射流。高速射流噴出后，補氣式激勵器內(nèi)部負壓峰值的絕對值比常規(guī)激勵器更大，可提供更大的吸氣驅(qū)動力，有利于快速補氣，為下一次放電做好準備。

如此，單向閥補氣與放電之間形成正向反饋作用(見圖18)，從而顯著提高激勵器的工作性能。

圖18 單向閥改善射流性能的機制導(dǎo)圖Fig.18 Mechanism map of improving jet performance by a check valve

4 補氣式等離子體合成射流激勵器在流動控制中的應(yīng)用

在明確了補氣單向閥對射流性能的提升作用及工作機制后，對其在流動控制中的實際應(yīng)用開展相關(guān)研究。為探明補氣式激勵器在流動氣流中的實際作用效果，將其安裝于風(fēng)洞實驗段壁面，利用粒子圖像測速，鎖相拍攝激勵器與橫流作用過程(見圖19)。實驗共采集100組圖像進行時均處理。實驗裝置如圖10所示，來流風(fēng)速5 m/s，放電加載電壓幅值15 kV，頻率=220 Hz。

圖19 橫流實驗示意圖Fig.19 Schematic diagram of cross flow experiment

實驗結(jié)果表明，在有效作用頻段內(nèi)，單向閥開啟時，射流具有更強的穿透性。圖20為放電后=1 900 μs 時刻，封閉和開啟單向閥條件下的渦量云圖對比，坐標(biāo)以射流孔徑為基準進行了無量綱化處理。實驗結(jié)果與Zong和Kotsonis的研究結(jié)果類似，渦量云圖中可觀察到兩個周期射流產(chǎn)生的對渦，對渦位置能反映射流在橫流中的移動。開啟單向閥后射流在垂直來流方向上位移更遠，表明補氣使射流具有了更強的縱向速度，對來流的擾動更大，穿透性更好，能量更高。

圖20 橫流實驗渦量云圖Fig.20 Vorticity contour of cross flow experiment

后續(xù)開展了補氣式等離子體合成射流激勵器的翼型流動控制實驗。實驗結(jié)果表明，垂直安裝在翼型內(nèi)壁面0.2倍弦長位置處的補氣式激勵器，在單向閥開啟并處于有效作用頻段時，能有效抑制NACA0021翼型在雷諾數(shù)= 6.92×10條件下的流動分離，相較于無激勵和單向閥封閉時，流動分離臨界攻角分別增大5°、2°，流動控制效果顯著，具有一定的實際應(yīng)用價值。

5 結(jié) 論

通過設(shè)計單向閥，在其內(nèi)部增加緩沖結(jié)構(gòu)，有效減弱了激勵器內(nèi)部高壓氣流對單向閥閥芯的沖擊，使得補氣單向閥能夠改善等離子體合成射流性能。在此基礎(chǔ)上，對其工作機制進行了實驗研究，得到以下結(jié)論，為今后提升激勵器性能、優(yōu)化設(shè)計補氣式激勵器提供參考。

1) 補氣單向閥對等離子體合成射流的作用分為有效作用頻段、無效作用頻段和飽和作用頻段，與激勵器結(jié)構(gòu)及單向閥參數(shù)有關(guān)。

2) 在補氣式激勵器有效作用頻段內(nèi)，補氣可顯著提高等離子體合成射流的穿透高度、峰值速度和作用范圍，本實驗中穿透高度提升達30.0%，峰值速度增加達18.7%，射流作用范圍面積擴大達76.3%。

3) 單向閥補氣通過與激勵器放電間形成正向反饋作用，達到提高射流性能的效果。

4) 相較于常規(guī)激勵器，補氣式激勵器產(chǎn)生的射流能對流場產(chǎn)生更強的擾動，能有效提高翼型流動分離臨界攻角。

本文工作仍有不足之處，例如，對單向閥結(jié)構(gòu)的研究還不夠全面，有進一步優(yōu)化的空間。無效作用頻段內(nèi)，對造成射流速度降低的各因素主次關(guān)系還不夠明確。對補氣式激勵器流動控制應(yīng)用的研究還不夠深入，需進一步驗證補氣式激勵器的控制效果等。后續(xù)將設(shè)計相關(guān)實驗針對以上問題進行深入探究。