飞行过程中飞行器气动部件上的结冰问题一直是航空领域非常关注的研究方向。在结冰云层中飞行时，飞行器的关键气动部件出现积冰会导致升力降低、阻力增加，从而显著降低飞行器的气动性能。发动机关键部件结冰还可能会导致喘振与停车，脱落的冰还可能损坏压气机叶片[1-6]。可以将飞行过程防结冰/除积冰的方法分为三类[7- 8]：（1）基于机械变形或者振动的除冰方法，包括气动罩除冰、电脉冲除积冰、超声波除冰等；（2）基于液体喷淋表面的防/除冰方法；（3）基于热气或电热的防冰方法。大多数涡轮发动机飞机通过将发动机的热空气引入到的机翼、尾翼和发动机唇口，对相应部位进行加热，从而达到防结冰的目的。还可以参照流动控制技术的分类将防冰技术分为主动式和被动式。对于基于热气或者电热的防冰方法，不同的气象环境和能量输入会出现不同的防冰模式，包括蒸发防冰模式（干式防冰）与湿式防冰模式。蒸发防冰时输入的热能可以将撞击在防冰区域的过冷水滴直接蒸发，确保该区域不留存水，这使得飞机非常安全，但同时耗能也是巨大的。湿式防冰时，输入的热能可以保持防冰区域表面温度略高于冰点，使得过冷水滴接触飞机表面后不会结冰，然后在来流的驱动下，以溪流或者水膜的形式离开飞机表面。湿式防冰能耗很低，但在没有热防护的区域会有倒流冰的风险，因此一般不允许单独在关键的气动部位使用，需要考虑倒流冰的消除。尽管目前已经有众多成熟的防/除冰技术，然而近年来大量创新性、革命性航空技术的应用，给传统的防结冰方法提出了很大的挑战。主要体现在以下三个方面：（1）基于层流减阻技术的应用，要求防结冰系统要避免具有可引起层流-湍流转捩的表面间隙或台阶结构[9]；（2）大量使用复合材料带来的挑战。复合材料和传统金属材料相比，导热系数小、耐高温能力低，无法使用传统的热气防结冰系统[10-11]；（3）多电环控系统的使用以及纯电动飞机彻底取消了发动机引气系统，要求使用基于电力驱动的防结冰系统[12]。由此可见，新型航空领域防结冰技术要求无额外的重量和能量代价，无复杂的机械构造，并且要求无潜在的气动损失，最好是电力模式。基于新技术、新概念、绿色高效的防/除冰系统仍然是航空领域的急需。目前，研究者从超声波技术[13-14]、表面超疏水涂层与微纳结构[15-17]、合成热射流激励器[18]等方面进行着创新性防/除冰方法与技术的探索。基于交流电压信号驱动的表面介质阻挡放电等离子 体（alternating-current surface-dielectric-barrier-discharge，AC-SDBD）作为一种有效的主动流动控制技术成为目前流体力学领域研究热点之一。近年来，西北工业大学流动控制团队提出并发展了一种基于AC-SDBD 等离子体激励的防结冰方法[19-28]。该方法可以充分满足新型航空技术的应用对防结冰方法的需求。其优点主要体现在以下几个方面。（1）与传统气热、电热防结冰技术不同，等离子激励下的防结冰方法不是通过加热飞机蒙皮来传递热量，而是通过等离子体加热空气，再通过等离子体本身的空气动力激励提高电离热与来流的掺混，从而具有较高的能量转换效率。（2）飞行器部件结冰位置往往处于空气动力特性变化剧烈的位置，该位置在非结冰环境下往往需要进行流动控制来提升气动特性。AC-SDBD 等离子体激励器本身可以作为边界层流动控制技术保持表面流动的层流特性，等离子体激励器可以表面敷设和复合材料整体加工，从而避免了对表面流动的影响，因而在非结冰环境下不但不会造成气动特性的损耗，而且可以作为流动控制技术来提升空气动力特性，这是等离子体激励防结冰方法最大的优势所在。（3）AC-SDBD 等离子体的自持放电特性使得其对表面材料的加热温度限制在复合材料的耐温范围内，避免了热气防结冰过程中高温引气（高于200℃）对复合材料造成的热损伤，因而适用于复合材料为基材的飞机部件防结冰。AC-SDBD 等离子体在防/除冰领域巨大的应用前景以及其中的科学问题吸引了从事等离子体流动控制与从事飞行结冰领域相关研究者极大的兴趣。上海交通大学赵彬彬等[29-30]、爱荷华（Iowa）州立大学的Kolbakir 等[31]设计了沿流向和沿展向布置的AC-SDBD 等离子体激励器，在冰风洞中对其防结冰特性进行了研究。结果表明沿流向分布的激励器具有更好的防结冰效果。Meng等[26]、 Hui等[27]的研究结果表明，这是因为等离子体激励防结冰不单纯是热效应，其气动激励与热激励有着明显的耦合效应。空军工程大学陈杰等[32]、田苗等[33]、郑猩等[34]对SDBD 等离子体激励除积冰特性进行了系统的试验。试验结果表明，相同功率条件下，与NS-SDBD 和RF-SDBD 相比，AC-SDBD 等离子体的温升迅速，升温范围广，整体除积冰效果较好；但能量分配不均匀，有待进一步优化设计。Liu等[24]的研究结果表明，在相同的功率输入下，非定常激励模式下的SDBD等离子体激励表现出更好的防结冰性能。基于等离子体激励防/除冰思想，空军工程大学Wu等[35]提出了“分布式等离子体激励器冰型调控”的概念，探索在有限的能量输入下，将前缘冰型调控为具有“前缘瘤结”仿生前缘，从而在实现防结冰的同时提升飞行器的气动性能。国防科技大学的李玉杰等[36]、Gao等[37]发展了一种电加热与等离子体合成射流激励器相结合的新型除冰方法。在除冰过程中，使用电加热装置去除结冰黏附力，然后使用脉冲等离子体合成射流激励器对冰施加力并使其破裂。目前，对于AC-SDBD等离子体激励防结冰的研究还处于研究初期，对于其防结冰的特性和机制需要进一步深入和全面地讨论。本文以NACA 0012翼型作为研究对象，利用二维粒子图像测速（2D-PIV）技术和表面红外温度测量技术对单个AC-SDBD激励器的空气动力激励特性与热激励特性进行了测量。然后在结冰风洞中研究了不同静温下来流对等离子体激励防结冰过程与最终效果的影响，并对其功耗进行了分析。主要目的是研究基于AC-SDBD等离子激励防结冰的规律与机制。1　试验设置1.1　结冰风洞等离子体激励防结冰实验在爱荷华（Iowa）州立大学的低速回流结冰风洞中进行。风洞实验段长2.0m，横截面尺寸为0.4m（高）×0.4m（宽）。最大风速为100m/s，最低来流静温为-25℃，水滴的尺寸控制范围为10 ~ 100μm，液态水含量LWC可在0.05 ~ 10g/m3之间调整。在本研究中，自由来流速度U∞保持在40m/s，来流含水量LWC固定为1.0g/m3。来流静温T∞变化范围为-15~ -5℃。在所有实验状态下，结冰风洞在设定的温度下首先运行约20min，以确保实验段达到热平衡。然后，将SDBD等离子体激励器打开约10s后开启喷雾系统，当喷雾系统打开时，自由来流携带的过冷水滴会撞击到模型表面，从而开始积冰过程。1.2　等离子体激励器与实验模型实验中所用的SDBD等离子体激励器结构如图 1所示，由两个0.07mm厚的铜电极以及他们之间的绝缘介质层组成，介质层为三层0.13mm厚的Kapton胶带，裸露电极和掩埋电极之间没有重叠或间隙。10.12050/are20220315.F001图1AC-SDBD等离子体激励器结构示意图Fig.1Schematic illustrations of single SDBD plasmaactuator design等离子体激励器由高压交流电源供电，该电源可提供0~30kV的峰值电压和1~100kHz的中心频率。施加在激励器上的电压由泰克P6015A高压探头测量，通过激励器的电流由Pearson 2877型高频交流电流探头测量，测得的电压和电流信号由Tektronix DPO3054示波器实时处理。本研究中，施加在激励器上的电压和中心频率分别固定为Vp-p = 14kV、f = 9.0kHz。NACA0012翼型广泛用于机翼、螺旋桨与舵面翼型设计，因此本研究中使用NACA 0012翼型作为研究平台。实验模型如图2所示，其弦为0.15m，展长为0.4m，与结冰风洞实验段宽度相同，基于翼型弦长的雷诺数Re =3.6×105。该模型由硬塑料材料制成，采用3D打印技术成形，模型表面进行了喷漆处理，并用1000目湿砂纸打磨光滑，保证翼型表面亲疏水特性相统一。实验迎角固定为5°，由于下表面积冰较少以及实验装置的限制，因此仅对翼型前缘和上表面的结冰进行显示与测量。10.12050/are20220315.F002图2翼型与布置其上的等离子体激励器Fig.2Schematic illustrations of plasma actuators mounted onupper surface of airfoil model在翼型上表面对称布置SDBD等离子体激励器。在实验期间，翼型表面左舷激励器打开（开启侧），右舷激励器保持关闭（关闭侧），然后对两侧的结冰过程进行比较。等离子体激励器布置形式如图 3所示，激励器包括5个裸露电极（3mm宽）和4个掩埋电极（第一个电极宽5mm，其余电极宽10mm），介质层为0.39mm厚的Kapton胶带，激励器覆盖整个前缘，包括下表面3%的弦长和上表面30%的弦长，激励器展向有效长度为96mm。本团队已有的研究表明这种布局可以有效促进自由来流与等离子体诱导射流的热量掺混[25-26]。10.12050/are20220315.F003图3激励器布局示意图Fig.3Schematic illustrations of the actuators arrangement1.3　物理场观测系统为了展现等离子体激励的气动效应和热效应，首先在静止大气中对单个等离子体激励器特性进行了显示与测量。在20mm厚的乙氧基板表面敷设了一长条形SDBD等离子体激励器。分别对激励器表面放电特性、诱导流场和表面温度分布进行了观测。使用Dantec Dynamics公司的PIV系统对PIV粒子图像进行采集和处理。示踪粒子为直径约为1µm的烟雾颗粒。两帧激光脉冲之间的时间间隔为1ms，采集频率为13Hz。使用1200pix×1600pix的CCD机记录实际尺寸为205mm×153mm的流场粒子图像。使用DynamicStudio Stereo PIV软件处理图像对，查询窗口为32px× 32px，重叠率为50%。使用FLIR Systems T660红外（IR）热像仪测量激励器的表面温度，分辨率为0.02℃，测量精度为读数的±1%，测温范围为-40~20000℃。红外热像仪分辨率为640pix× 480pix，采样频率30Hz。热像仪距离激励器表面500mm，视场大小为40mm×30mm。在实验中，热像仪开始记录2s后开启激励器，然后连续工作30s。使用Kapton的表面发射率（0.83[38]）计算温度。温度计算还考虑了其他参数，包括相机的工作距离、室温及其相对湿度。在结冰风洞的实验过程中，使用PCO Tech Inc.的Dimax型高速相机搭配60mm光学镜头记录翼型表面积冰过程，其最大像素为2000pix×2000pix。高速相机安装在翼型上方，测量窗口尺寸为210mm×210mm（即空间分辨率为9.5pix/mm）。使用FLIR-A615型红外热像仪观测结冰过程中翼型表面的温度分布。红外热像仪透过安装在实验段顶部的红外透射窗口进行测量。红外热像仪聚焦于翼型的前缘区域，测量窗口尺寸为110mm×90mm，由图4中红色虚线的矩形窗口表示，红外热像仪的空间分辨率为5.3pix/mm。10.12050/are20220315.F004图4采样点与采样线示意图Fig.4Schematic illustration of sample lines and points为了比较等离子体关闭和等离子体开启条件下的防结冰过程，在等离子体开启侧（左舷侧）和等离子体关闭侧（右舷侧）分别选择了一条采样线SL1和SL2，如图 4所示。在SL1采样线上选择了位于2%、20%、40%和55%弦长处的Sp1 ~ Sp4这4个采样点，在SL2采样线上选择了位于2%和20%弦长处的Sp1'与Sp2'两个采样点，以此研究弦向温度分布及其时间变化曲线。2　实验结果与讨论2.1　等离子体气动与热激励特性首先在静止大气条件下对AC-SDBD等离子体激励器特性进行了研究。图 5展示了掩埋电极上方区域的表面放电等离子体图像，可以看到放电辉光沿着表面分布。当施加高压交流电时，在裸露电极和掩埋电极之间会产生高压电场，使介质层上方的空气弱电离。同时，由于介质阻挡层会阻止裸露电极和掩埋电极直接放电形成电弧，因此水和冰的存在不会造成激励器短路[39]。与传统加热元件相比，这种表面空气放电使得AC-SDBD等离子体激励器能够在冰-基底交界面和冰层内部产生热量。10.12050/are20220315.F005图5AC-SDBD表面放电图像Fig.5Plasma glow of SDBD plasma actuatorAC-SDBD等离子体激励流动控制主要机理与其空气动力学效应有关，它会产生沿壁面切向的诱导射流，最大速度为几米/秒[40]。图 6(a)展示了等离子体激励下的时间平均速度场，可以看出，由于Coanda效应，激励器产生一股由裸露电极指向掩埋电极的贴壁射流，最大诱导速度约为4m/s，范围约为x = 0 ~ 15mm，即0 ~ 0.1弦长，距离表面2mm，即0.01弦长。图 6(b)展示了相应体积力场，其最大值约为800N/m3。可以看出，AC-SDBD激励器将动量传递给周围流体，与吹/吸气类似，但没有质量注入。10.12050/are20220315.F006图6AC-SDBD激励下的诱导速度场与体积力分布Fig.6Ensemble-time-averaged velocity and body force induced by single SDBD plasma actuator图7展示了静止大气条件下激励器开启后10s和20s时刻下的表面温度分布云图与接缝处温度分布曲线。可以看出温度沿电极展向呈火焰状分布，这表明在丝状放电的部分区域温度更高，最高温度超过120℃，非丝状区域约80℃。10.12050/are20220315.F007图7t = 10s与20s时激励器表面温度云图与接缝处温度分布Fig.7Surface temperature distribution at t = 10s, t = 20s andalong the joint of the actuator参考文献[27]给出了静止大气条件下与不同附面层流动中等离子体激励的空间温度分布，并详细讨论了等离子体气动激励与热效应的耦合特性。其结果表明，静止空气中等离子体激励的温度影响范围与诱导速度场的影响范围一致，等离子体激励下的空气动力学效应和热效应具有很强的耦合特性。在15m/s的来流下，等离子体激励器周围的热量被限制在边界层内，边界层外的温升接近于零；湍流边界层中激励器周围温度总体上低于层流边界层；在平板前缘分离泡流动中，等离子体激励产生的大部分热量被限制在分离气泡内。图8(a)展示了t = 20s时刻下沿图 7所示两条采样线（1，2）的弦向温度分布曲线。结果表明，在两个电极的接缝（x=0）附近温度较高，最高温度（120℃）位于x=1~ 2mm处。掩埋电极上表面温度保持在40℃以上，沿诱导射流方向逐渐降低，直到距离超过掩埋电极弦的约两倍（即x 20mm）时达到室温（≈23℃）。10.12050/are20220315.F008图8采样线温度分布与采样点升温特性曲线Fig.8Temperature distributions along the chord and Temperature change of the sample points vs t分别位于丝状放电区（Point 2）和非丝状放电区（Point 1）的两个采样点的表面温度的随时间变化如图 8(b)所示。激励器在t = 2s时开启，可以清楚地观察到t = 2~10s内温度快速上升，随后温度进入缓慢上升阶段。同时，对于采样点1，温度变化曲线较为光滑，在丝状放电区的采样点2，温度曲线呈现出明显的波动Stanfield等[41]通过发射光谱研究了表面介质阻挡放电（SDBD）等离子体的旋转温度和振动温度。结果表明，SDBD中的最高旋转温度为137℃、位于裸露电极和埋入电极之间的接缝处。而温度的最小测量值为37℃在放电区域的边缘。本研究结果与Stanfield等[41]的结果一致。对单个SDBD等离子体激励器的研究表明，SDBD等离子体既包括等离子体放电产生的气动效应，也包括热效应。这种流动也会影响模型表面附近的来流，从而明显影响边界层内外的流场[42-43]。已有研究表明，翼型表面结冰造成的粗糙度与边界层转捩之间存在直接关系。随着结冰后表面粗糙度的增大，边界层流动、传热特性、水滴收集以及回流过程都发生了实质性的改变[44-45]。激励器可以通过影响模型表面附近的流线和温度分布来控制结冰，即模型表面和冰之间的界面，以及水膜和气流的界面[45]。与其他传统防结冰方法相比，SDBD等离子体激励防结冰是一种具有潜力的方法。2.2　等离子体激励对积冰过程的影响本节对U∞ = 40m/s，T∞ = -10℃和LWC = 1.0g/m3条件下翼型表面等离子体激励防结冰过程进行讨论。图 9展示了在4个典型时刻下从高速相机获取的瞬时图像，图 10展示了相同条件下的相应表面红外（IR）测温结果。10.12050/are20220315.F009图9翼型表面结冰过程Fig.9Ice accretion process photos for U∞ = 40m/s,T∞ =-10℃ and LWC =1.0g/m310.12050/are20220315.F010图10翼型表面温度分布变化Fig.10Time evolutions of surface temperature for U∞ = 40m/s,T∞ = -10℃ and LWC = 1.0g/m3如图9(a)所示，在积冰开始（t = 3s）时，等离子体开启侧和关闭侧均未观察到可见冰。等离子体开启侧的表面温度分布明显高于等离子体关闭侧的表面温度分布，如图 10(a)所示。翼型前缘附近的表面温度略有升高（从来流静温-10℃升高到-6℃），在该区域，温度升高是由于过冷水滴撞击后相变潜热释放造成的。由于表面温度仍然低于水的冰点，因此在过冷的水滴撞击到等离子体关闭侧表面后，会形成一层薄冰。然而，如图 10(a)中给出的测量表面温度分布，等离子体开启侧的表面温度高于水的冰点（某些部分高达10℃）。当过冷水滴撞击等离子体开启侧表面时，会被加热并形成一层温水膜，水膜在翼型表面流动，最后被气流带走。因此，在等离子体开启侧表面上没有积冰。随着积冰过程的继续，来流携带的更多过冷水滴撞击到翼型表面。如图10(b)所示，t=23s时等离子体关闭侧温度高于-6℃的区域略有增加。这种现象是由于过冷水滴持续撞击翼型表面，过冷水滴的相变潜热积聚所致。此外，如图9(b)所示，随着更多水滴在表面结冰，翼型前缘出现了更明显的积冰。等离子体开启侧除了后缘有少量积冰外，整个翼型表面几乎没有积冰。过冷水滴撞击翼型表面后会被立即加热，因此不会冻结成固体冰，表面温度高于0℃的区域仍然覆盖50%的翼型表面，尤其是在布置等离子激励器的区域，局部表面温度可达10℃。图9(c)和图9(d)表明，在t=63s和t=143s时，等离子体关闭侧的冰层不断累积，并随着过冷水滴的持续撞击而变得越来越厚。相应的表面温度分布（见图10(c)与(d)）也表明了冰层的增厚，尤其是在翼型前缘。而等离子体开启的表面温度远高于水的冰点。因此，在整个积冰实验期间（时长达到300s），等离子体开启侧的约80%的表面都没有结冰。在等离子体激励期间，当边界层气流不足以将水带走时，等离子体开启侧表面的一些回流水将在下游区域形成多个指状的溪流结构，并且逐渐冻结，如图9(c)与(d)所示。这种积冰出现在t=63s时的后缘附近，并在t=63~ 143s阶段发展。最后，相应的表面温度分布如图 10(c)和图 10(d)所示。可以看出，当整个温度系统达到热平衡时，冰线不会进一步增长。图11展示了两条采样线SL1和SL2上的不同时刻的温度分布，这两条采样线分别位于如图4所示的等离子体开启侧和关闭侧。可以看出，两条采样线之间的温度分布存在明显差异。10.12050/are20220315.F011图11不同时刻下采样线SL1与SL2的温度分布Fig.11Temperature distributions along SL1 and SL2 samplelines at four different time delays for U∞ = 40m/s, T∞ = -10℃ and LWC = 1.0g/m3SL1采样线显示，等离子体激励器附近区域的表面温度始终远高于冰点，因此在整个积冰实验期间，这可以有效地防止翼型表面结冰。此外，翼型表面的水膜由一系列等离子体激励器分别加热，因此弦向温度分布表现出明显的波动，其峰值出现在掩埋电极和裸露电极的接缝处，这与静止大气条件下单个激励器特性相同。最高表面温度（约为15℃）出现在最下游的裸露电极表面，这种温度分布在等离子体开启约3s后几乎相同。在下游最后一个激励器之后，温度开始下降，因为等离子体激励器不再直接提供热量，由于激励器与水膜和气流之间的对流传热，温度不会突然降低，而是沿弦向逐渐降低。对于SL2采样线，两个时刻的温度分布始终低于 -5℃。在t=3s时，40%弦长之前的表面温度不断降低，对应于图 9所示的积冰。当t=143s时，温度降至-7.5℃，并在大约10%弦长后趋于稳定。图12展示了Sp1~Sp4和Sp1’、Sp2’这6个采样点表面温度随时间的变化曲线。可以看出，由于过冷水滴的撞击，采样点Sp1~Sp3的温度在早期阶段急剧下降，然后温度缓慢上升。采样点Sp4处于55%弦长处，过冷水滴很难撞击到该位置，因此该位置基本处于热平衡状态，温度基本保持恒定。而对于位于关闭侧的采样点Sp1'与Sp2'，由于水滴撞击后潜热释放，因此在初期温度有所上升。所有采样点的表面温度在约t=45s时变得稳定，这意味着激励器产生的热量与过冷水滴和表面之间达到热平衡。10.12050/are20220315.F012图12采样点温度随时间变化曲线Fig.12Time evolutions of surface temperature at six sample points during the ice accretion process for U∞ = 40m/s, T∞ = -10℃ and LWC = 1.0g/m32.3　来流静温对防结冰特性的影响在T∞ = -5℃、-10℃和-15℃三种不同的来流静温条件下，对等离子体激励防结冰的有效性进行验证。图13展示了不同来流静温下相同时刻（t=143s）的表面结冰图像。可以看出，右舷等离子体关闭一侧的翼型前缘出现了积冰，并且随着静温的降低，其结冰厚度越来越大。在不同的来流静温下，过冷水滴的性状不一样，会影响其在翼型前缘处的运动轨迹与收集系数，从而会影响结冰冰型（例如，当静温小于-10℃，右侧已经出现了少量的霜冰）。而结冰冰型的不同，又会导致翼型前缘气动特性敏感处的流场不同。在这些因素的综合作用下，最终导致静温变化后右侧翼型前缘结冰冰型的显著区别。另外，由于电极的存在，使得当地的物性条件不均匀，因此出现了结冰厚度的不均匀。10.12050/are20220315.F013图13不同来流静温条件下的积冰特性Fig.13Ice accretion over airfoil for different air temperatures for U∞= 40m/s and LWC = 1.0g/m3从图13(a)中看出，在T∞ = -5℃时，等离子体激励保证了翼型左舷整个表面上未出现积冰；在T∞ = -10℃时，等离子体激励可以保持约80%弦长的表面无结冰。然而，在T∞ = -15℃的情况下，水在翼型后缘结冰后，积冰向翼型前缘演化的过程更加迅速，等离子体激励只保证了前缘50%弦长的表面未出现积冰。图 14展示了图4所示SL1采样线上不同来流静温条件下的温度分布。实线为翼型0~60%弦长的温度分布，虚线为温度测量区域外的温度预测曲线（最后一个激励器下游的所有采样点进行指数拟合得出）。10.12050/are20220315.F014图14不同来流静温下采样线1的温度分布Fig.14Temperature distributions on sample line 1 (SL1) at different air temperatures从图中可以看出，在较低的来流静温条件下，当水膜从激励器区域流出时，温度会急剧下降。对于T∞= -5℃，最高温度达到15℃以上，整个翼型表面的温度高于0℃。对于其他条件，积冰线大约位于为T = -5℃的位置。图中显示，来流静温T∞ = -10℃和-15℃的积冰线分别位于80%和50%附近。图15展示了Sp2和Sp3采样点表面温度随时间的变化曲线。对于采样点Sp2，在三个实验来流静温条件下，刚开始由于过冷水滴撞击表面，因此温度急剧下降，随后温度缓慢上升。对采样点Sp3，在T∞ = -5℃与-10℃时，热量输入和耗散接近平衡，因此温度基本保持稳定。而对于T∞ = -15℃，由于水滴撞击后潜热释放，刚开始温度略有升高，随后在t 90s后稍有下降，因此导致缓慢的积冰。10.12050/are20220315.F015图15不同来流静温条件下采样点处温度随时间变化曲线Fig.15Time evolutions of the surface temperatures of two sample points at different air temperatures2.4　功耗分析在不同来流静温条件下，对等离子体激励器在过冷水滴撞击前后的功率消耗进行了研究。防结冰实验的单位面积功率密度q使用式(1)计算。q=1nR A∫nRVt Itdt (1)式中：R、n、A分别表示激励周期、循环次数和参考面积。图16(a)展示了一个激励周期内的电压和电流波形，图中的大尖峰表明放电区域的存在微放电。图16(b)展示了在T∞ = -10℃、U∞ = 40m/s、LWC = 1.0g/m3条件下单个激励周期内SDBD的功耗和瞬时功率曲线，通过单周期功耗与激励频率（f = 9kHz）的乘积可以获得水滴撞击前后单位时间内的功率分别为90W和104W。然而，需要注意的是，在电极表面被水覆盖后，电压会稍微降低，而在交流电源的恒定功率输入下，电极上的功耗会升高。10.12050/are20220315.F016图16防结冰过程中激励器电学参数曲线Fig.16Electrical parameters of AC-SDBD plasma actuator during anti-icing tests for T∞ = -10℃, U∞ = 40m/s, and LWC =1.0g/m3表1总结了水滴在不同来流静温条件下的功耗和采用不同参考面积计算得出的相应功率密度。图17展示了功耗随来流静温的变化，可以看出等离子体激励器总体功耗约为100W。10.12050/are20220315.T001表1过冷水滴撞击前后的功率密度Table 1Power density after the droplet impact at different air temperatures for U∞ = 40m/sand LWC = 1.0g/m3T∞ /℃P /WAp /m2qp /(kW/m2)Aa /m2qa /(kW/m2)-58617.920.0155.73-101040.004821.670.015×80%8.67-159720.210.015×50%12.9310.12050/are20220315.F017图 17功率与功率密度随来流静温变化曲线Fig.17Power consumption and density at different air temperatures使用两种参考面积Ap和Aa用于计算功率密度。首先，将激励器视为基于热的防结冰方法，将多个SDBD等离子体激励器的表面积之和作为参考面积，即Ap。在这种情况下，功耗P和功率密度qp随来流静温不是规律的变化。因此，提出了另一种参考面积，此时将激励器视为一种既有热效应又有气动效应的防结冰方法。在这种情况下，无积冰的上表面区域被用作参考面积，即Aa，以反映激励器与水膜和气流的对流换热效果。可以看出，功率密度qa几乎呈线性变化，即功率密度随来流静温线性降低。表2给出了其他典型防结冰方法的功耗，而本文所采用的等离子体激励防结冰方法的功耗约为10kW/m2，比其他典型防结冰技术低。10.12050/are20220315.T002表2典型防结冰技术功耗比较Table 2Power consumption comparison of typicalanti-icing technologies防结冰方法单位面积功耗/（kW/m2）实验条件电加热[46]92U∞ = 90m/s, T∞ = -5℃,MVD = 20μm,LWC = 1.0g/m3电热和疏水涂层[47]62U∞ = 21m/s, T∞ = -5℃,MVD = 26.7μm, LWC = 0.4g/m3超声波[48]12U∞ = 67m/s, T∞ = -15℃,MVD = 20μm, LWC = 1.5g/m33　结论通过实验研究了等离子体气动激励与热激励特性，并在风洞实验中对等离子体不同静温下等离子体激励防结冰过程和特性进行了研究，对其中的机制进行了讨论。等离子体空气动力效应与热效应是防结冰的主要机制，激励防结冰效果与来流静温直接相关。等离子体激励器可以对撞击在激励器表面的过冷水滴进行加热，影响其撞击和黏附特性，从而影响最终的结冰效果。当水滴经过激励器后汇聚成溪状水膜。当水膜在等离子体激励器附近获得足够的热量时，可以保证该水膜在翼型后缘由于气动力而脱离翼面，保证翼面不出现积冰；当水膜获得的热量不够时，则从翼型后缘开始会出现回流冰；来流静温越低，该回流冰范围越大，厚度越大。等离子体激励防结冰方法属于电力驱动的湿式、主动防结冰方法。该方法具有相对较低的功耗，其基于防冰表面积计算的功率密度与来流静温呈线性关系。需要指出的是，等离子体激励下的电磁效应可能对过冷水滴、水膜产生空间加热特性，从而会影响防结冰效果。而这一影响需要在下一步研究中予以验证。等离子体防结冰研究包含了等离子体物理特性、流动控制机理、结冰机理、防/除冰规律等众多流体力学前沿方向。等离子体防/除冰研究的难点在于涉及多物理场耦合和多时间尺度，相应的数值模拟方法与实验观测技术是防结冰方法进一步发展的关键突破点。探索等离子体激励防/除冰机制以及解决面向工程应用的技术问题，是下一步需要聚焦的研究方向。