“人字形小肋”对激波/边界层干扰的影响研究

王 刚，文 波，张扣立，杨彦广

(1. 中国空气动力研究与发展中心，绵阳 621000；2. 曼彻斯特大学机械与航空系，曼彻斯特 M1 7DN)

0 引 言

激波/边界层干扰是超声速流动中广泛存在的流动现象，对飞行器及其部件性能具有关键影响，可能诱发非定常流动分离与极高的气动力、热载荷[1]。激波/边界层干扰引起的流动分离可能是影响超燃冲压发动机进气道性能的最关键问题之一，但目前激波/边界层干扰中许多流动机理问题还不清楚。尽管微涡发生器、边界层抽吸等流动控制方法已经应用于对流动分离的控制、降低气动力/热载荷以及降低总压损失等方面，但随之带来的流量损失、引入附加阻力的问题也不容忽视，因此对激波/边界层的有效控制依然是不小的挑战[2-6]。

1983年，兰利中心的研究结果表明“小肋”能够有效减阻，在“小肋”高度h+<10、峰-峰距离s+<15时减阻效果达到最优的8%[7]。Lee等[8]的实验结果揭示“小肋”上方形成了较大尺寸的流向涡结构，流向涡与“小肋”相互作用诱发横向流动，但由于其较小的尺度和较低的强度，横向流动不会引起附加摩阻。Koeltzsch等[9]开展了“人字形小肋”首次实验研究，“人字形小肋”构型来源于鲨鱼皮的表面纹路，作者应用热线风速仪测量了管道中的湍流流场，结果表明“汇聚线”处的当地流速减小，湍流脉动增强；“发散线”处流动呈现相反趋势。文献[10-16]在平板湍流流场中对“人字形小肋”开展了系统的实验研究。Nugroho等[13]测量了“人字形小肋”对平板构型湍流边界层厚度与速度分布的影响，在“发散线”与“汇聚线”处当地流速分别增大与减小；“汇聚线”处边界层变厚而“发散线”处边界层变薄。此后，Nugroho等[12]研究了偏角γ、“小肋”长度Fx、“小肋”高度h+三类参数的影响，在较大γ和h+情形下，流场具有较强的展向不均匀性；Fx的增大未改变高速流和低速流区域的强度。在此基础上，Nugroho等[14]测量了法向和展向速度分布，结果显示“人字形小肋”在每个展向周期内诱发一对反向旋转的涡。当流体从“人字形小肋”上方流向光滑壁面时，涡对的尺寸保持不变但强度逐渐降低。此外，Chen等[17-20]开展了“人字形小肋”在水流中的减阻作用研究。

目前，基于“人字型小肋”的流动控制方法主要应用于低速流域，据作者所知，尚未有学者在超声速湍流流动中开展“人字型小肋”流动控制及其对激波/边界层干扰作用的研究。

1 实验设备

实验在曼彻斯特大学暂冲吸气式跨声速风洞开展，风洞由进气段、喉道、喷管、实验段与真空系统等组成。风洞启动时，气源从进气段进入，经拉瓦尔喷管膨胀形成超声速气流。实验段总压为0.1 MPa，总温为288 K(室温)，在名义马赫数1.85流场条件下，单位雷诺数为1.26×107/m。实验段截面积为矩形(高215 mm，宽150 mm)，长480 mm，喷管出口处定义为x=0，入射激波的理论入射点为x=215 mm；实验段底壁面处坐标为y=0；展向为z方向，两侧壁面位于距中心线z=±75 mm处。10°尖楔激波发生器置于实验段顶壁x=0处，图1为实验布置示意图。

图1 实验布置示意图Fig.1 Set-up for the test

“人字形小肋”模块由五个独立的“人字形小肋”组成(见图2)。“人字形小肋”由聚酯膜材料通过激光加工而成，其展向长度λ=25 mm(约为三倍边界层厚度)，峰-峰距离s=300 μm，波峰高度h=180 μm，偏角α=30°，长度L=50 mm。“人字形小肋”模块包含四条“汇聚线(C线)”与五条“发散线(D线)”。“人字形小肋”布置在x=70～120 mm、z=-62.5～62.5 mm处。

图2 “人字形小肋”流动控制模块Fig.2 Flow control module of herringbone riblets

2 测试方法

实验中应用两种流场显示技术：1)应用“Z”形纹影系统捕捉激波、边界层等高密度梯度区域；2)使用硅油与荧光粉混合物(比例为1.2∶1)开展油流示踪实验，基于油流显示的拓扑结构直接提取分离位置与再附位置等信息。

采用Kulite压力传感器测量壁面静压分布，结合基于压敏漆(Pressure sensitive paint,PSP)的压力测量技术获取更高空间分辨率的压力分布，光源是203 UV5TZ-395-30 LED荧光灯阵列，其峰值波长为395 nm；相机为PCO 2000彩色相机。实验中，应用传感器压力测量结果校准PSP测试技术，未考虑平板表面温度变化引进的不确定度。

应用皮托管测量皮托压力以计算边界层内速度分布、温度分布和马赫数分布等，皮托管与由电脑控制的步进电机相连，可连续移动的步进电机空间分辨率为1/4096 mm。应用LabJack数据采集模块控制风洞运行并采集数据，实验期间，LabJack模块与压力传感器连接，采集来流总压、真空罐内压力、模型表面压力以及皮托压力等，采样频率为1000 Hz。

图3 平板边界层速度分布Fig.3 Velocity distribution of flat plate

3 结果与讨论

3.1 平板流动

通过测量壁面静压分布与皮托压力分布。采用基于误差传递原理的不确定度方法评估压力测量结果的不确定度[21]，压力结果的测量不确定度在±0.5%以内。x=140 mm处边界层内速度分布(见图3)，边界层厚度δ=8.7 mm，位移厚度为δ*=1.94 mm，动量厚度θ=0.78 mm，形状因子H=2.49。速度分布呈现出对数分布特征且与理论结果符合，来流边界层为自然发展的零压力梯度湍流边界层。

3.2 激波/边界层干扰

3.2.1纹影结果

[3]罗萤、黄汉升：《历史与现实的交响:中国共产党建党90周年专题研究》，上海:同济大学出版社，2011版，第95页。

激波/边界层干扰(Shock wave/boundary layer interactions,SWBLI)流场的纹影结果见图4。由于激波/湍流边界层干扰的非定常特征，波系结构呈现振荡现象，因此对1000张纹影结果作平均以获得平均波系结构。入射激波与分离激波相互作用，形成典型的Ⅱ类激波/激波干扰，入射激波与分离激波之间形成马赫盘结构。

图4 激波/边界层干扰流场平均纹影结果(气流从左至右)Fig.4 Averaged schlieren images of SWBLI(flowing from left to right)

3.2.2油流结果

底壁处的油流结果给出了流动拓扑结构(见图5)。在激波诱发逆压梯度的作用下发生流动分离(图5中实线表征中心流动区域的分离线和再附线，虚线表征拐角处的流动分离区)。z=0处的分离区流向长度为55 mm(6.3δ)，展向长度约104 mm(展向宽度的69%)。从z=0向侧壁方向，分离线向下游移动，分离区的流向尺寸减小，两侧各存在一个焦点，流体在焦点处再附。在接近侧壁面处，由于侧壁边界层与底壁边界层的综合作用，边界层抵抗逆压梯度的能力减弱，分离线向上游移动。侧壁处的流动分离将流体向中心区域排移，但两侧壁处的排移厚度存在差异，z=-75 mm处流体被排移至距侧壁面9.2 mm处(展向宽度的6.1%)，而z=75 mm处流体被排移至距侧壁面10.1 mm处(展向宽度的6.7%)。主分离区与拐角处分离区之间，各存在一个较窄的附着流通道，流场呈现出显著的三维特征。

图5 激波/边界层干扰流场油流结果(气流从左到右)Fig.5 Oil flow of SWBLI (flowing from left to right)

3.2.3PSP压力分布结果

激波/边界层干扰的PSP校准与实验结果分别见图6与图7。压力传感器测量结果与压敏漆发光强度呈现较理想的一致性。图7中，在压力分布结果上添加了油流结果获取的简化拓扑结构，左侧区域为均匀来流低压区，在分离线附近压力迅速升高，将分界线定义为“上游干扰”位置；随着流动向下游发展，压力达到极大值。

3.3 “人字形小肋”作用下的激波/边界层干扰

3.3.1“人字形小肋”作用下平板流动的油流结果

图6 激波/边界层干扰PSP校准结果Fig.6 Calibration results for PSP of SWBLI

图7激波/边界层干扰PSP实验结果(气流由左到右)Fig.7 Results for PSP of SWBLI (flowing from left to right)

图8 “人字形小肋”作用下平板流动油流结果(流动从左至右)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/边界层干扰的纹影结果

“人字形小肋”对激波/边界层干扰影响的平均纹影结果见图9，与无控制的激波/边界层干扰相比(见图4)，分离激波的位置与角度、马赫杆的形状与尺寸均发生变化。提取图4与图9中波系结构与位置信息(见图10)，在“人字形小肋”作用下，分离激波向上游移动了约5 mm(0.77δ)，激波角度从 45.6°减小到43.7°，分离激波强度变弱；Ⅱ类激波/激波干扰形成的马赫杆变短0.93 mm(约0.1δ)，整体向上游移动0.95 mm(约0.1δ)；分离区上方的透射激波位置也发生改变，透射激波脚向壁面移动，若以透射激波脚的位置表征分离区的高度，说明在“人字形小肋”的作用下，分离区被“拉长并压扁”了。

图9 “人字形小肋”作用下激波/边界层干扰平均纹影结果Fig.9 Averaged schlieren of herringbone riblets on SWBLI (flowing from left to right)

图10 “人字形小肋”作用的激波/边界层干扰波系图(实线为作用前，虚线为作用后)Fig.10 Waves of herringbone riblets on SWBLI(solid line:SWBLI without control, dash line: SWBLI with control)

图11 “人字形小肋”作用下激波/边界层干扰油流结果(流动从左至右)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/边界层干扰的油流结果

“人字形小肋”作用下的激波/边界层干扰油流结果见图11。分离区在z=0处长56 mm，展向长约105 mm(展向宽度的70%)，与无流动控制的激波/边界层干扰相比，z=0处分离区流向尺寸增大1 mm(0.1δ)。z=-75 mm处，拐角分离处流动分离将流体排移至距侧壁面10.0 mm处(展向宽度的6.7%)，z=75 mm处流体被排移至距侧壁面9.7 mm处(展向宽度的6.5%)。总的来说，“人字形小肋”对侧壁面处流动分离的影响较弱。

基于“人字形小肋”对平板流动的油流实验结果可知，“人字形小肋”影响了“汇聚线”和“发散线”处当地流速变化，原本的分离区形成新的流场结构，两个涡被“冲击”形成五个涡结构。由于“人字形小肋”诱发的当地展向速度改变，展向不同位置处边界层速度剖面存在差异，其抵抗逆压梯度的能力也呈现周期性特性，因此分离线呈现“波浪状”特征。在“汇聚线”下游，当地流速降低，分离线向上游移动，即“汇聚线”下游的“尖头”；在“发散线”下游区域，分离线向下游移动，但后移的分离线并未在“发散线”的正后方，这是由于原流场存在横向流动分量导致的。如图12所示，以一个“人字形小肋”下游的横向周期“D-C-D”为例分析其对分离线的作用：点划线箭头表征原流场的流向速度分量；在上半部分“D-C”区域，“人字形小肋”诱发的横向流动分量(实线箭头)叠加于原流场的横向速度分量(虚线箭头)，从“发散线”到“汇聚线”的横向流动分量的值均增大；在下半部分“C-D”区域，“人字形小肋”诱发的横向流动分量叠加于原流场的横向速度分量，从“汇聚线”到“发散线”方向的横向流动分量的值减小，甚至在某些位置处流动方向可能改变。因此，在三类速度分量叠加的综合作用下，分离线呈现出波浪状。

图12 “人字形小肋”作用下激波/边界层干扰油流结果及一个展向周期内的速度分量组成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/边界层干扰现象是非定常的，图13为分离区在T=0.5～3 s的演化过程。T=0.5 s时，分离区内存在4个涡结构，从T=1 s开始，在中心线处“发散线”下游分离区内形成第5个涡，并缓慢演化形成稳定的流场结构。

3.3.4“人字形小肋”作用下激波/边界层干扰的PSP压力分布结果

“人字形小肋”作用下的激波/边界层干扰的PSP实验结果见图14，与无流动控制的压力分布相比，干扰区对上游影响范围增大，且干扰区范围增大；压力极值降低。

结合基于压力传感器的壁面静压分布来看(见图15)，在“人字形小肋”作用下，干扰区对上游影响区变大，且分离区变大，但再附区处的压力峰值减小，这与纹影、油流等结果一致。值得关注的是，对于传统的涡发生器流动控制方法来说，一般在涡发生器作用下分离区减小，且压力峰值增大；本研究中“人字形小肋”的作用结果与传统涡发生器作用结果相反，值得后续开展深入研究[22-23]。

图13 “人字形小肋”作用下激波/边界层干扰油流随时间演化结果(流动从上至下)Fig.13 Time series of oil flow of herringbone riblets onSWBLI (flowing from top to bottom)

图14 “人字形小肋”作用下激波/边界层干扰PSP实验结果(气流由左到右)Fig.14 PSP results of herringbone riblets on SWBLI (flowing from left to right)

图15 有/无“人字形小肋”作用的激波/边界层干扰壁面静压分布Fig.15 Static pressure distribution of SWBLI with/withoutherringbone riblets

4 结 论

开展“人字形小肋”对激波/边界层干扰现象的作用研究，高速纹影、油流与压力测量结果均表明在“人字形小肋”作用下，分离激波强度变弱，入射激波与分离激波之间的干扰强度减弱；分离线向上游移动且呈波浪形，分离区内拓扑结构完全发生改变，五个“人字形小肋”作用下形成了五个稳定的涡结构；再附区压力极值降低。实验中未测量摩阻以及干扰区下游的总压分布，但从“人字形小肋”对波系结构与分离区特征的影响来看，流场的总压损失可能减小，这是在下一步工作中计划开展的工作。此外，由于这是首次在超声速流动中应用“人字形小肋”开展流动控制研究，该“人字形小肋”并非最优尺寸与参数，后续研究中还计划开展“人字形小肋”主要参数影响研究，以得到更优的流动控制效果。