补气式等离子体合成射流激励器工作机制

刘汝兵，韦文韬，李飞，林麒

1. 厦门大学 航空航天学院，厦门 361102 2. 福建省等离子体与磁共振研究重点实验室，厦门 361002

等离子体作为物质第四态，在环境、材料、流动控制等领域中均有广泛应用。基于火花放电的等离子体合成射流技术是主动流动控制技术的研究热点之一。约翰霍普金斯大学的Grossman等在2003年率先提出用等离子体合成射流来实现流动控制。由于其能产生瞬时速度达百米每秒的高速射流，在高速来流下，具有较好的主动流动控制效果，引起了国内外相关学者的广泛关注。

等离子体合成射流激励器的结构和工作过程如图1所示。其由开设射流出孔的绝缘封闭腔体、阴极和阳极组成。工作过程分为能量沉积、射流喷出和吸气复原3个阶段，火花放电产生大量热量，腔内空气受热骤然膨胀，从出孔喷出形成射流，之后外界气体回填准备下一次放电。

图1 等离子体合成射流激励器工作过程[2]Fig.1 Working process of plasma synthetic jet actuator[2]

近十几年来，通过各国学者的深入研究，等离子体合成射流技术在基础研究和工程应用方面取得重要进展。在基础研究方面，通过对激励器的放电形式、激励方式、结构参数、能效、外界气压和电源参数等方面进行测量和优化，射流性能得以提高。研究方法主要有理论分析、数值模拟、纹影及阴影技术、粒子图像测速等。其放电形式主要分为感性和容性放电。在激励方式上可分为两电极和三电极形式。为实现大范围流动控制，发展出阵列化放电形式。在工程应用方面，已在低亚声速和超声速风洞中开展了相关实验研究，各类流动控制对象包括有机翼、喷管、飞翼、平板、斜劈、钝体、运输机后体等。

虽然等离子体合成射流具有诸多优势，但也存在不足之处。合成射流喷出后，激励器腔内压力恢复仅依靠射流出口吸气，补充气体有限。随着激励器工作时间增加，腔体发热，腔内空气补充不足，射流速度降低，流动控制能力减弱。

为解决上述问题，国内外学者纷纷提出解决方案。Zhou等提出了一种在稀薄大气环境下依靠高速流动动压实现腔内工质快速补充和增压的方法。Li和Zhang设计了利用压电振子对腔体体积进行调控的新型激励器构型，提高腔体吸气复原的能力。Emerick、周岩等采用高压气源向激励器放电腔内补气，以显著提高射流性能。本课题组则提出一种补气式等离子体合成射流激励器，无需高压气源及管路，也不必依靠来流动压，而是使用单向阀改善等离子体合成射流性能的解决方案(见图2)。通过单向阀的补气作用，能够快速填充射流喷出后的腔内空虚，提高激励器的响应速度和放电频率，增加射流能量。此激励器结构简单，工作不受外界大气环境的影响，既可以在大气压环境下，也可以在稀薄环境下工作，而且不会因动压不足而漏气。

图2 单向阀补气示意图[31]Fig.2 Scheme of air supplement through check valve[31]

虽然多人提出了补气提高激励器性能的方案，但还鲜见有人深入研究此类激励器内部工作机制，以提升射流性能，而这是有很大提升空间的。本文从补气式激励器的工作机制入手，揭示单向阀提高射流性能的内在物理机制，优化设计补气式激励器，以提高等离子体合成射流性能。

为了验证单向阀改善等离子体合成射流性能的效果，建立了激励器性能测试的实验系统，如图3所示。该实验系统主要包括补气式等离子体合成射流激励器、电源及测量系统。

图3 实验系统示意图Fig.3 Schematic diagram of experimental system

1.1 补气式等离子体合成射流激励器

补气式激励器由放电腔体、阴极、阳极和单向阀组成(见图4)。

图4 补气式等离子体合成射流激励器结构图Fig.4 Structure diagram of air supplement PSJ actuator

放电腔体采用氧化锆陶瓷加工而成，电极采用钨钢合金材料加工，单向阀出气端与激励器腔体上补气孔相接，通过耐高温密封硅胶固定。腔体体积设置为804 mm，详细结构参数见表1。

表1 激励器参数Table 1 Actuator parameters

单向阀主要由进气端、阀芯和出气端组成。研究发现，由于激励器工作频率高达数百赫兹，普通单向阀硅胶阀芯响应速度无法满足实验所需的补气频率，激励器内部高频、高压反向气流直接冲击单向阀阀芯使其产生形变而漏气，反而造成激励器射流速度的降低。

为减弱内部高压气流对阀芯的反向冲击作用，对单向阀结构进行了特别设计，将出气端内部的阀芯支撑结构设计为锥形凸台，如图5(a)所示，并在凸台底部开孔，供气体进出。锥形凸台在起支撑阀芯作用的同时，对反向气流具有缓冲作用，有效提高了反向开启压力。在单向阀工作时，激励器腔内高压气流进入单向阀内部，原本直接冲击阀芯的反向气流首先进入锥形腔内，作用于锥形腔内壁面，气流得到缓冲后，再经过锥形凸台底部的通气孔进入单向阀腔体内，有效避免了高压气流对阀芯的直接冲击，如图5(b)所示。

图5 单向阀结构Fig.5 Structure of check valve

单向阀采用耐高温树脂3D打印而成。通过前期实验发现，硅胶阀芯厚度0.3 mm时单向阀补气效果最佳，故使用此厚度阀芯进行后续研究。

1.2 电源及测量系统

电源系统为自行研制的程控四通道高压脉冲电源(XMU-PTLA-DY-02)，加载电参数可控，输出电压幅值0～20 kV，频率20 Hz～5 kHz，占空比5%～50%(如图3所示)。

测量系统包括动态压力测量系统和纹影测量系统。动态压力测量系统由Tektronix P6015A高压探头、Tektronix TCP0150电流探头以及2个 HSTL-800-X的动态压力传感器(量程-4～24 kPa，响应频率1 kHz)组成。信号采集使用Tektronix TBS 2104示波器(见图3)。2个动态压力传感器所得测量数据为相对压力(表压力)，分别安装在激励器腔壁处和射流出孔处，测量放电过程中腔内压力变化和射流出口处动压，并利用伯努利方程估算射流流速:

(1)

式中：为空气密度，取1.203 kg/m；
为激励器射流出口压力。由于射流的变化速度极快，其气体密度很难测量，因此计算中采用的是外界空气密度。在连续工作时，由于腔内气体被反复加热和喷出，吸气复原阶段结束时，腔内气体难以恢复初始状态，因此，腔内气体密度小于外界空气密度，实际射流速度大于式(1)估算得到的射流速度。

为了验证补气式等离子体合成射流的瞬态特性，实验使用高速纹影系统进行了补充测量，纹影系统的光路如图6所示。其中，S为点光源，采用最大功率为5 W的可调LED(Light Emitting Diode)灯，M为凹面反射镜，表面附有铝及保护膜，直径203 mm、 焦距=750 mm，P为待观察实验对象。

图6 纹影系统光路Fig.6 Light path of schlieren system

点光源S发出的锥形光通过观察对象P后投射到凹面镜M上，经凹面镜反射后聚焦于点。将点光源到反射镜的距离调整为凹面镜焦距的2倍，则点距凹面镜的距离也为凹透镜焦距的2倍。此时调整点光源S的位置以使聚焦点尽可能接近点光源S，并用刀口挡住反射焦点处的部分反射光。高速相机(Photron FASTCAM

SA-Z)被放置在点之后以捕捉图像，拍摄帧速率为1×10fps，曝光时间为159 ns，图像分辨率为640 pixel×280 pixel。其空间分辨率为0.26 mm/pixel， 最小图像分辨率为0.5 pixel，2幅图像之间的时间间隔为10 μs，因此纹影图像测量射流高度的不确定度为±0.13 mm。

为了考察单向阀对激励器射流性能的提升效果，在单向阀进气口封闭和开启状态下，利用动态压力传感器测量等离子体合成射流速度，并计算4组共12个周期的平均峰值速度。单向阀封闭状态是指采用密封胶将单向阀进气口堵住，阻止外部空气经单向阀进入腔体内部，单向阀处于停止工作状态。单向阀开启状态是指保持其进气口畅通，外部空气可正常进入放电腔内，起到改善吸气复原的作用。通过对比2种状态下射流峰值速度变化，分析单向阀补气对射流速度的提升效果。实验时，加载电压幅值设置为15 kV，脉宽设置为1 ms。由于单向阀旨在提升激励器高频放电时的吸气复原能力，故实验关注射流性能随激励器工作频率的变化，改变频率(60～420 Hz)，得到随的变化如图7所示。

图7 不同频率下射流峰值速度变化Fig.7 Variation of jet peak velocity at different frequencies

由图7实验结果分析可知，单向阀补气对射流速度的作用效果可分为3个放电频段，即有效作用频段(=110～340 Hz)、饱和作用频段(=340～420 Hz)和无效作用频段(=60～110 Hz)。

2.1 有效作用频段

放电频率在110～340 Hz范围内，单向阀均能显著改善激励器的性能，提高合成射流的峰值速度(见图7)。存在最佳放电频率，即=220 Hz，单向阀对的增强作用最明显，提高达18.7%。

图8给出了最佳放电频率，即=220 Hz时，射流发生后不同时刻下，单向阀开启和封闭时的射流纹影图像，其中/为射流无量纲高度(为射流喷出高度，为激励器射流出孔直径)。图9分别给出了纹影图中射流锋面无量纲高度/和射流无量纲面积/(为射流面积，指射流对外部气体的扰动区域面积，如图8中虚线所示)随时间的变化曲线。

图8 f=220 Hz单向阀开启和封闭射流纹影对比Fig.8 Comparison of jet schlieren between open and closed check value at f=220 Hz

对比补气与否状态下的射流穿透高度。由图8、图9(a)可知，在同一时刻，在补气单向阀开启时，射流能喷出更远，说明其穿透能力增强，射流无量纲高度的增量接近1，最大提升达30.0%。说明射流速度必然更快，与动态压力传感器测量结果吻合(见图7)。与周岩等采用高压气源的增压式等离子体合成射流纹影测量结果类似。

对比补气与否状态下的射流作用面积。由图8、图9(b)可知，在同一时刻，在补气单向阀开启时，射流直径更宽，射流无量纲面积显著增大，射流作用范围面积最大扩大达76.3%。说明补气后激励器射流喷出了更多的气体，其作用范围得以增加，射流的质量流量增加，其动量和动能均得到提高。尽管仅采用单向阀补气的射流高度增量低于周岩等采用高压气源的腔体增压式等离子体合成射流，但是射流面积出现了明显增加，此时射流的作用范围更大，射流能量整体上得到加强，势必在主动流动控制的应用中产生更佳的控制效果。

图9 射流参数随时刻变化曲线Fig.9 Curves of jet parameters with time

2.2 饱和作用频段

当=340～400 Hz时，虽然单向阀进气口开启时射流的峰值速度仍然高于单向阀进气口封闭时，但此时误差带已开始出现重叠(见图7)。=420 Hz时，单向阀补气失去了改善效果。此外，实验中发现当>340 Hz时，放电极其不稳定。上述结果说明补气单向阀的作用趋于饱和状态。

造成单向阀补气达到饱和状态的原因有二。一方面，随着放电频率的增大，放电频率显著高于单向阀的响应频率，导致单向阀阀芯开闭与放电频率不匹配，补气作用削弱，吸气复原过程改善效果变差。因此，后续流动控制应用研究中需进一步提高单向阀的响应频率，并选择合适的放电频率，使其与单向阀的工作频率匹配，才能起到最佳补气效果。

另一方面，激励器腔体的吸气复原过程需要一定周期，其表征为激励器的饱和工作频率(实验中激励器的饱和工作频率为666.9 Hz)。随着放电频率增加到与相近时，吸气复原的时间缩短。虽然放电频率小于饱和工作频率，但是新的放电起始时刻未避开自维持射流喷出阶段，导致腔体复原进气质量大幅降低，腔内气体难于恢复到适合放电的状态，使得连续放电易出现不稳定状态，甚至是“哑火”。因此后续流动控制应用中，放电频率应小于激励器饱和工作频率，使得下一个放电起始时刻尽量避开自维持射流喷出阶段，才能确保激励器工作稳定。

2.3 无效作用频段

值得注意的是，在放电频率<110 Hz时，单向阀进气口开启反而会降低射流的峰值速度(见图7)。此时频率较低，排除工作频率与放电频率不匹配的因素，更可能是由于在110 Hz以下低频段放电时，激励器放电腔体内部的峰值压力超过单向阀阀芯能承受的反向冲击临界值，单向阀出现了反向漏气，造成射流速度降低。为验证该推断，下面将重点考察腔内压力变化规律。

验证上述推断的思路是通过调节放电电压幅值，改变放电能量，考察不同激励频率下(仅需考虑低频段)腔内峰值压力和射流速度的变化规律。相同频率下，放电能量越大，腔内的峰值压力也越高，对单向阀阀芯的反向冲击作用越强。

首先对加载电压幅值15 kV，补气与否状态(即单向阀封闭与开启)下的激励器腔内压力进行了测量，并计算4组共12个周期的平均峰值压力。随着频率增大，腔内峰值压力逐渐减小。但在交叉频率110 Hz附近，的大小出现了反转(见图10)。在≤ 100 Hz时，补气状态下更低，≥120 Hz时，补气状态下更高。这与射流峰值速度变化规律(见图7)相吻合。注意到交叉频率点时，为2.48 kPa。

图10 15 kV时12个周期内腔内平均峰值压力变化Fig.10 Variation of average peak pressure in the cavity during 12 cycles under 15 kV loading voltage amplitude

然后，保持激励信号脉宽不变，改变激励电压幅值，分别测量、随频率变化规律，如图11、图12所示。

图11 20 kV时射流峰值速度与腔内峰值压力变化Fig.11 Variation of jet peak velocity and cavity peak pressure under 20 kV loading voltage amplitude

图12 10 kV时射流峰值速度与腔内峰值压力变化Fig.12 Variation of jet peak velocity and cavity peak pressure under 10 kV loading voltage amplitude

在不同加载电压幅值下，随着的增加，、均逐渐减小。与图10结果类似，存在临界放电频率使得补气效果反转。当激励电压幅值增大到20 kV时，单向阀的有效作用频率点由原来的110 Hz左右后移到120 ～ 130 Hz之间，而此频率点时约为2.64 kPa(见图11)。当激励电压幅值减小到10 kV时，各频率点对应的内部压力也降低，单向阀的有效作用频率点由原来的110 Hz前移到80 ～ 90 Hz之间，此有效作用频率下约为2.56 kPa，如图12所示。

表2为3种电压下补气效果反转的腔内峰值压力对比结果，不同激励电压幅值下(10～20 kV)，有效作用临界频率点所对应的腔内峰值压力介于2.4～2.6 kPa。说明加载电压幅值变化基本不改变单向阀补气作用发生反转时的腔内峰值压力，仅会使得临界放电频率发生变化。该频率会随着加载电压幅值升高而增大。由此可见，补气作用反转的临界峰值压力是由补气单向阀固有属性所决定，此压力即为单向阀所能承受的反向冲击压力阈值。因此，当放电时腔内压力大于该阈值时，单向阀则会出现漏气现象，反而会降低射流性能。

表2 不同加载电压幅值下补气效果反转参数

综上所述，单向阀能够在较大频率范围内显著提高射流速度和扩大作用范围，也存在饱和状态与无效作用状态使得单向阀无法提升射流性能。饱和状态由单向阀的响应频率和激励器饱和频率决定。无效作用状态则与单向阀的所能承受反向冲击力密切相关。后续研究中一方面应继续优化单向阀缓冲结构，提高单向阀承受反向冲击力的能力；
另一方面在实际应用中应调节电参数，竭力避开饱和状态和无效作用状态使激励器工作在有效作用状态，提升射流性能。本节主要探讨了单向阀的补气效果，但是尚未厘清补气提高射流性能的物理本质，下面研究补气式激励器工作机制。

通过第2节射流峰值速度测量实验证明了补气单向阀具有提高等离子体合成射流性能的效果，并发现其存在有效作用频率范围。但是还需要厘清补气提高射流性能的作用机制，为后续优化设计补气激励器提供指导。

要探究单向阀补气提高等离子体合成射流性能的内在物理机制，必须要从等离子体合成射流的基本工作原理出发。其基本工作原理是火花放电产生的高温等离子体加热腔内气体，使得腔内压力瞬间急剧增加，在内外压差的作用下，腔内气体从射流孔高速喷出形成高速射流(如图1所示)。从基本工作过程分析，射流产生的驱动力是内外压差，即腔内气体压力，而腔内气体压力又取决于放电能量的大小。因此，激励器的关键工作参数是腔内气体压力和放电能量，放电能量可通过测量放电电压和电流得到。下面将对比分析补气与否状态(即单向阀封闭与开启状态)下和的变化规律，以揭示补气激励器的工作机制。

3.1 激励器腔内气体压力对比

如第3节所述，激励器射流速度的变化，本质上是由激励器放电腔体内部压力变化驱动，因此从分析补气与否工况下的压力变化入手。再次综合分析图10～图12所示的不同加载电压幅值下腔内平均峰值压力，发现在有效作用频段内，补气状态下的均显著高于非补气状态，而无效作用频段内，补气状态的腔内压力反而更低。例如，当加载电压幅值为15 kV，=180 Hz处于有效作用频段内时，补气状态下=2.32 kPa，无补气状态下=2.01 kPa，提升达14.97%。当加载电压幅值为15 kV，=80 Hz处于无效作用频段内时，补气状态下=2.72 kPa，无补气状态下=2.96 kPa，下降达8.07%。

在加载电压幅值为15 kV时，单向阀有效作用的临界频率即=110 Hz是单向阀起作用的关键频率点，因此，提取该临界频率附近=100，120 Hz时腔内压力动态变化进行对比分析，具有典型性和代表性。根据单向阀补气腔内压力的变化规律，有助于进一步探究单向阀补气的作用机制。保持加载电压幅值为15 kV、激励信号脉宽为1 ms，在=100，120 Hz时，测量了激励器内部压力动态变化，如图13所示，图中为单向阀开启时吸气复原阶段所对应的时间段。

图13 有效频率前后激励器腔内压力变化Fig.13 Pressure change in actuator chamber before and after effective frequency

对比观察有效频率前后激励器腔内压力变化，发现在射流喷出阶段，当单向阀开启并处于有效作用频段时，激励器内部平均压力峰值升高，比单向阀封闭时提高5.1%，而当单向阀开启但处于无效作用频段时，由于腔内压力大于单向阀反向开启压力出现漏气，激励器内部平均压力峰值反而减小，比单向阀封闭时下降7.4%。单向阀有效工作能提高能量沉积和射流喷出阶段激励器的腔内压力，意味着可产生更高的射流速度。

在吸气复原阶段，无论激励器工作频率是否处在单向阀的有效作用频段内，相较于单向阀封闭时，单向阀进气端开启时激励器腔内峰值负压绝对值更大，吸气复原阶段时间更长。取6个射流周期的峰值压力进行平均处理，在=100 Hz时，平均峰值负压比单向阀封闭时大了490.1 Pa，为-1 106.5 Pa；
在=120 Hz时，平均峰值负压比单向阀封闭时大了394.5 Pa，为-1 109.3 Pa，更大的内外压差也为吸气复原提供了更充足的动力。

3.2 补气激励器放电特征参数对比

通过上述对腔内压力的对比研究发现，单向阀有效工作时能提高腔内放电峰值压力，从而提高射流速度。而激励器腔内压力变化取决于激励器放电所释放的能量，因此对放电能量进行分析，进一步探究单向阀补气的内在物理本质。

等离子体合成射流的放电形式是火花放电，火花放电能量的计算方法是利用高压探头及电流探头测量激励器电极两端的放电电压及峰值电流，并对放电过程进行积分，计算得到放电能量，计算公式为

(2)

式中：为激励器放电电压的下降沿时刻，此时高压击穿腔内空气，激励器开始放电；
为单次放电结束的时刻，即放电电流振荡结束时刻。下面逐一对典型放电波形和不同频率下放电能量进行对比分析，以阐明补气对放电能量的作用机制。

3.2.1 典型放电电压和电流波形对比

为不失一般性，选取2个典型的单向阀有效作用频段和无效作用频段内的放电波形进行对比。有效作用频段的频率选取了=200 Hz，而无效作用频段选取了=80 Hz。

当=200 Hz时，单向阀处于有效作用频段，相较于单向阀封闭状态，单向阀补气状态下的放电峰值电压和峰值电流均大幅提高(如图14所示)。其中由10.50 kV升高到13.75 kV，提高了31%，也从21.25 A增加到31.25 A，增幅达47.1%。相对应的，此时单向阀对峰值速度的增益已经较为显著(见图7)。

图14 f=200 Hz时激励器放电电压及电流变化情况Fig.14 Discharge voltage and current at f=200 Hz

当=80 Hz时，单向阀处于无效作用频段，此时单向阀补气状态下的放电峰值电压和峰值电流相较于单向阀封闭状态均下降(见图15)。其中由18.5 kV下降到18.0 kV，下降了2.8%，从53.8 A下降到48.8 A，下降了9.3%。无效作用频段内和有所下降但幅度不大，相对应的，此时单向阀开启也会使射流峰值速度小幅降低，两者变化情况相吻合(见图7)。

图15 f=80 Hz时激励器放电电压及电流变化情况Fig.15 Discharge voltage and current at f=80 Hz

图16 放电参数随频率变化Fig.16 Variation of discharge parameters with frequency

3.2.2 放电电压和电流峰值对比

从上述放电波形的对比可知，峰值电压和峰值电流反映了单向阀补气提升射流性能的作用机制。因此，在加载电压幅值15 kV、激励信号脉宽1 ms，不同激励频率情况下，各取4组共12个周期计算、平均值，对比补气与否状态下和的变化，结果如图16所示。

当介于150～300 Hz时，单向阀处于有效作用频段内，单向阀补气后的激励器放电峰值电压和峰值电流均显著高于单向阀关闭状态，在=200 Hz时增强效果达到最大，增幅分别达到31%、47.1%。说明单向阀有效补气时，激励器的放电强度得以提升，对应的腔内气体峰值压力(见图10)和射流峰值速度(见图7)也得到显著提高。而当介于60～150 Hz时，单向阀补气后小幅下降，基本接近。说明单向阀作用无效时，激励器的放电强度略有下降，对应的(见图10)和(见图7)仅出现小幅下降。

此外，注意到单向阀补气与否状态下与都随放电频率的升高而总体呈下降趋势。这是因为当频率升高时，单位时间内放电次数增加，激励器内部空气电离度越高越容易放电，所以激励器内部放电所需的峰值电压会逐渐降低，峰值电压的降低又会使峰值电流也随着降低。

、反映的是放电瞬时能量，而一个周期内的放电能量需计算得到。下面将进一步对比分析补气与否状态下的放电能量情况。

3.2.3 单个周期放电能量对比

在上述补气与否工况下，在不同放电频率下测量放电电压和电流波形，根据式(2)计算4组共8个周期的单次放电能量并取平均(见图17)。

图17 8个周期平均单次放电能量QdFig.17 Average single discharge energy Qd of 8 cycles

在单向阀处于有效作用频段时(>140 Hz)时，单向阀补气后，激励器单次放电能量提高，在=200 Hz时提升效果最明显，达到 155.2%。而在单向阀无效作用频段(<140 Hz)时，反而略有降低。这与单向阀补气后，激励器放电的峰值电压、峰值电流相似(见图16)。

综合分析补气与否状态下的腔内气体压力(见图13)、放电电压、放电电流(见图14、图15)、放电峰值电压、峰值电流(见图16)及放电能量(见图17)发现，在单向阀有效作用频段内，补气后激励器放电电压和电流有所提高，尤其是峰值显著提升，单次放电的能量增大，使得放电对腔内气体的加热效应更强，腔内气体压力增大，尤其是峰值压力提升明显。放电后腔内压力增大，意味着驱动射流形成的压差增大，射流速度也得到提高。而在单向阀无效作用频段内，一方面，在能量沉积阶段，激励器放电电压和电流相较于单向阀封闭时小幅下降，单次放电能量略有降低，使射流能量减弱；
另一方面，在射流喷出阶段，由于过大的腔内压力使部分气体从单向阀处泄漏，造成射流速度损耗。这2方面的原因共同作用，使补气激励器射流速度在无效作用频段反而降低。

而放电电压的升高，可依据经典的气体放电理论分析。根据气体击穿的巴申定律，两放电电极间的击穿电压可以表示为

(3)

式中：为气压；
为电极间距；
、为与气体有关的常数；
为汤生第三电离系数，是与气体性质、电极材料和离子能量有关的常数。在放电空间里，气体的击穿电压只是气压和电极间距乘积的函数。在固定电极间距条件下，气体击穿电压仅受气压的影响，并随着气压的增加而增大。因此，单向阀补气后放电电压的升高是由于腔内气体压力增大引起的。而气压增大，得益于单向阀补气使激励器在吸气复原阶段迅速回填气体。

3.3 补气式激励器工作机制

综上所述，通过实验研究厘清了单向阀补气提高等离子体合成射流性能的工作机制。当补气式激励器处于有效作用频段内时，单向阀补气对激励器工作各阶段影响如下：

1) 吸气复原阶段：相较于常规等离子体合成射流激励器，外接补气单向阀后多了一个进气通道，与射流孔同时回填气体，扩大了气体回填流量，快速提升腔内气压，使激励器迅速恢复放电前的气压状态，克服了常规激励器回填气体不足导致性能下降的弊病。

2) 能量沉积阶段：相较于常规激励器，补气式激励器由于补气更加充分，腔内气压增大，气体击穿电压升高，单次放电能量增大，能释放出更多热量。

3) 射流喷出阶段：相较于常规激励器，补气式激励器由于放电释放热量增加，腔内形成更高的压力峰值，内外产生更大的气压差，从而获得速度更高、作用范围更广的射流。高速射流喷出后，补气式激励器内部负压峰值的绝对值比常规激励器更大，可提供更大的吸气驱动力，有利于快速补气，为下一次放电做好准备。

如此，单向阀补气与放电之间形成正向反馈作用(见图18)，从而显著提高激励器的工作性能。

图18 单向阀改善射流性能的机制导图Fig.18 Mechanism map of improving jet performance by a check valve

在明确了补气单向阀对射流性能的提升作用及工作机制后，对其在流动控制中的实际应用开展相关研究。为探明补气式激励器在流动气流中的实际作用效果，将其安装于风洞实验段壁面，利用粒子图像测速，锁相拍摄激励器与横流作用过程(见图19)。实验共采集100组图像进行时均处理。实验装置如图10所示，来流风速5 m/s，放电加载电压幅值15 kV，频率=220 Hz。

图19 横流实验示意图Fig.19 Schematic diagram of cross flow experiment

实验结果表明，在有效作用频段内，单向阀开启时，射流具有更强的穿透性。图20为放电后=1 900 μs 时刻，封闭和开启单向阀条件下的涡量云图对比，坐标以射流孔径为基准进行了无量纲化处理。实验结果与Zong和Kotsonis的研究结果类似，涡量云图中可观察到两个周期射流产生的对涡，对涡位置能反映射流在横流中的移动。开启单向阀后射流在垂直来流方向上位移更远，表明补气使射流具有了更强的纵向速度，对来流的扰动更大，穿透性更好，能量更高。

图20 横流实验涡量云图Fig.20 Vorticity contour of cross flow experiment

后续开展了补气式等离子体合成射流激励器的翼型流动控制实验。实验结果表明，垂直安装在翼型内壁面0.2倍弦长位置处的补气式激励器，在单向阀开启并处于有效作用频段时，能有效抑制NACA0021翼型在雷诺数= 6.92×10条件下的流动分离，相较于无激励和单向阀封闭时，流动分离临界攻角分别增大5°、2°，流动控制效果显著，具有一定的实际应用价值。

通过设计单向阀，在其内部增加缓冲结构，有效减弱了激励器内部高压气流对单向阀阀芯的冲击，使得补气单向阀能够改善等离子体合成射流性能。在此基础上，对其工作机制进行了实验研究，得到以下结论，为今后提升激励器性能、优化设计补气式激励器提供参考。

1) 补气单向阀对等离子体合成射流的作用分为有效作用频段、无效作用频段和饱和作用频段，与激励器结构及单向阀参数有关。

2) 在补气式激励器有效作用频段内，补气可显著提高等离子体合成射流的穿透高度、峰值速度和作用范围，本实验中穿透高度提升达30.0%，峰值速度增加达18.7%，射流作用范围面积扩大达76.3%。

3) 单向阀补气通过与激励器放电间形成正向反馈作用，达到提高射流性能的效果。

4) 相较于常规激励器，补气式激励器产生的射流能对流场产生更强的扰动，能有效提高翼型流动分离临界攻角。

本文工作仍有不足之处，例如，对单向阀结构的研究还不够全面，有进一步优化的空间。无效作用频段内，对造成射流速度降低的各因素主次关系还不够明确。对补气式激励器流动控制应用的研究还不够深入，需进一步验证补气式激励器的控制效果等。后续将设计相关实验针对以上问题进行深入探究。

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