張 倩，何立明，肖 陽，2，白曉峰，蘇建勇，代勝吉

（1.空軍工程大學(xué) 航空航天工程學(xué)院，西安 710038；2.陸航研究所，北京 101114；3.中國人民解放軍93256部隊(duì)，沈陽110043；4.空軍飛行試驗(yàn)訓(xùn)練基地，河北 滄州 061000）

0 引 言

提高渦輪前燃?xì)鉁囟仁呛娇杖細(xì)鉁u輪發(fā)動機(jī)獲得更高推重比和熱效率的重要途徑。目前先進(jìn)性能發(fā)動機(jī)的渦輪前燃?xì)鉁囟雀哌_(dá)1 900K以上，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出燃燒室和渦輪等熱端部件材料的耐高溫性能極限，必須采用相應(yīng)的高效冷卻技術(shù)進(jìn)行熱防護(hù)。在各種冷卻技術(shù)中，氣膜冷卻的應(yīng)用最為廣泛且最具前景，提高氣膜冷卻效率的關(guān)鍵是降低冷卻氣膜出流的穿透率和提高氣膜的貼壁性，為此，Barigozzi［1］、蔣永?。?－3］等人提出在氣膜孔上游設(shè)置斜坡，James Heidmann［4］等人提出新型反渦孔結(jié)構(gòu)，Shih［5］等人提出在氣膜孔下游設(shè)置流向肋等等，來改善氣膜冷卻效果。

近年來，非平衡等離子體流動控制技術(shù)受到了國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注，Jamey Jacob［6］等人對交流介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)控制邊界層流動進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)在靠近激勵(lì)器處的氣流速度加速明顯，Alan R.Hoskinson［7］等人對“線－面”形表面介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)器誘導(dǎo)靜止空氣流動進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，為提高氣膜冷卻效率提供了新的思路。Chin－Cheng Wang［8］等人數(shù)值研究了介質(zhì)阻擋放電等離子體對氣膜冷卻效率的影響，結(jié)果表明主流速度較低（＜20m／s）時(shí)等離子體激勵(lì)能顯著增強(qiáng)氣膜的貼壁效果，而較高（100m／s）時(shí)則需要大幅提高等離子體激勵(lì)的電動體積力。因此，就氣膜冷卻的控制和強(qiáng)化而言，介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)方法是可行的，有望在今后航空發(fā)動機(jī)高溫部件的氣膜冷卻設(shè)計(jì)中發(fā)揮重要的作用。然而等離子體氣動激勵(lì)改善氣膜冷卻效果的作用機(jī)制還不是很清楚，且有關(guān)等離子體激勵(lì)器的結(jié)構(gòu)和激勵(lì)參數(shù)對氣膜冷卻影響規(guī)律研究的文獻(xiàn)還未見報(bào)道。為此，本文研究等離子體激勵(lì)器的結(jié)構(gòu)參數(shù)和激勵(lì)參數(shù)對氣膜冷卻效率的影響規(guī)律，進(jìn)一步分析等離子體激勵(lì)提高氣膜冷卻效果的影響因素及作用機(jī)制，為等離子體激勵(lì)器的結(jié)構(gòu)、參數(shù)優(yōu)化和提高激勵(lì)能力提供依據(jù)。

1 物理模型與計(jì)算方法

1.1 物理模型

圖1是介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)誘導(dǎo)氣膜冷卻流動的物理模型，主要由熱主流通道、冷卻射流通道和冷卻氣供氣腔組成，主流通道下壁面為被冷卻壁面。冷卻射流通道為單個(gè)圓孔，與主流的夾角為35°，孔徑D＝0.002m，長徑比為3；主流通道寬、高和長分別為3D、15D和49.74D，冷卻射流孔前緣距主流入口18D，后緣距主流出口30D；供氣腔寬3D，高6D，長10D。

圖1 介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)誘導(dǎo)氣膜冷卻流動示意圖Fig.1 Schematic diagram offilm cooling with DBD plasma actuation

激勵(lì)器采用銅質(zhì)電極，厚0.001D，寬0.45D，結(jié)構(gòu)參數(shù)和放置位置如圖2所示。2電極的垂直間距0.12D，水平間距0.02D，激勵(lì)器弧形電極內(nèi)徑r＝0.5D，外徑R＝1.42D，激勵(lì)器左右邊界與中心呈150°，暴露電極緊靠氣膜孔敷設(shè)。絕緣介質(zhì)材料為聚四氟乙烯，其介電常數(shù)為2.3。這些結(jié)構(gòu)參數(shù)為激勵(lì)器的基準(zhǔn)參數(shù)，在研究激勵(lì)器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣膜冷卻效率影響時(shí)，改變其中一個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)時(shí)，其他結(jié)構(gòu)參數(shù)則保持這些基準(zhǔn)值不變。為對不同激勵(lì)器參數(shù)變化下的電場強(qiáng)度進(jìn)行具體分析，在主流通道底壁展向中心線和暴露電極流向后端交匯處，分別垂直于壁面和沿壁面選取2個(gè)長度為0.05D的觀察線OA和OB線。

1.2 介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)模型

介質(zhì)阻擋等離子體對氣流的作用體現(xiàn)在施加體積力和加熱效應(yīng)［9］。一方面介質(zhì)阻擋等離子體激勵(lì)源的總功率不大，約為50～200W；另一方面熱效應(yīng)對靜止工質(zhì)有顯著作用和影響［10－12］，而在對流條件下其影響較?。?1，13－14］。因此在研究等離子體對平板冷卻氣膜影響時(shí)忽略其加熱效應(yīng)。介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)氣膜冷卻的過程中，主要通過對電極附近電離的冷卻氣膜施加一個(gè)指向壁面的體積力，來強(qiáng)化其貼壁特性，進(jìn)而強(qiáng)化冷卻效果。介質(zhì)阻擋放電等離子體引起的體積力ft為［15］：

圖2 等離子體激勵(lì)器結(jié)構(gòu)參數(shù)和放置位置示意圖Fig.2 Schematic diagram of plasma actuator location and structure parameter

式中：ρc為凈電荷密度，E為電場強(qiáng)度，Φ為電勢。空間電勢由外場電勢ψ和波場電勢φ組成，后者的作用可以忽略［16］。凈電荷密度和外場電勢由下式確定：

本研究中采用的是交流驅(qū)動介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)器，因此形成的體積力也是隨時(shí)間變化的。當(dāng)外場電勢頻率較高時(shí)（一般高于1kHz），交流介質(zhì)阻擋放電等離子體對氣流的作用效果接近于同等強(qiáng)度的定常激勵(lì)效果［17］，而一般交流介質(zhì)阻擋放電激勵(lì)頻率為10～30kHz［18］，因此等效定常體積力由下式計(jì)算：

獲得該等效定常體積力之后，通過FLUENT的UDF功能實(shí)現(xiàn)與流動過程的耦合求解，從而實(shí)現(xiàn)對交流驅(qū)動介質(zhì)阻擋放電等離子體作用下氣膜冷卻特性的數(shù)值模擬。

1.3 邊界條件和計(jì)算方法

在本研究中，重點(diǎn)關(guān)注的是在介質(zhì)阻擋等離子體作用下能否對小孔冷卻射流的貼壁行為實(shí)現(xiàn)控制及其對熱效率的影響，主流主要提供的是一個(gè)熱環(huán)境，而非控制目標(biāo)。因此，基于模擬的易實(shí)現(xiàn)性和進(jìn)一步對比實(shí)驗(yàn)的可行性，沒有完全按照燃燒室燃?xì)鈪?shù)設(shè)置主流工況，只考慮了吹風(fēng)比和實(shí)際的可比性。為此，主流入口和供氣腔入口均設(shè)置為速度入口，主流入口速度為12m／s，供氣腔入口速度由吹風(fēng)比M確定，主流和冷卻氣流溫度分別為475和385K。主流區(qū)出口設(shè)置為壓力出口，出口壓力101 325Pa。主流區(qū)和供氣腔的展向側(cè)壁設(shè)置為周期性邊界。壁面采用無滑移條件。激勵(lì)器的激勵(lì)電壓V（t）＝Vmaxsin（2πωt），激勵(lì)電壓峰值和頻率的基準(zhǔn)值取為18kV和16kHz，即在不涉及改變激勵(lì)電壓或激勵(lì)頻率的計(jì)算工況中，激勵(lì)電壓和頻率設(shè)置為這些基準(zhǔn)值。

采用RNGk－ε湍流模型和非平衡壁面函數(shù)法來模擬湍流。對流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式離散，速度和壓力耦合采用SIMPLEC算法。各方程相對殘差小于10－6，殘差曲線平緩且壁面溫度基本不變時(shí)獲得收斂解。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

定義絕熱氣膜冷卻效率

式中：Tg為主流溫度；Taw為絕熱壁面溫度；Tc為冷卻氣流溫度。通常用平均絕熱氣膜冷卻效率綜合評價(jià)氣膜冷卻的總體效果，平均絕熱氣膜冷卻效率定義式為

式中：為平均絕熱壁面溫度。

2.1 計(jì)算模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文建立的計(jì)算模型可行性，對文獻(xiàn)［19］中的介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)所驅(qū)動的空氣流動過程進(jìn)行了模擬，并與文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對照。圖3（a）和4（a）為本文所建立的計(jì)算模型預(yù)測的流線分布和不同剖面的速度分布，圖3（b）和4（b）為文獻(xiàn)相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，圖4中x＝2表示距暴露電極右側(cè)邊緣2mm處。對比可見本文計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，表明本文建立的介質(zhì)阻擋放電等離子體激勵(lì)作用下的氣膜冷卻模型是可靠的。

圖3 介質(zhì)阻擋放電等離子體驅(qū)動的空氣流流線分布Fig.3 Streamline distribution of airflow with DBD plasma actuation

2.2 激勵(lì)器激勵(lì)電壓對氣膜冷卻效率的影響

隨著激勵(lì)源電壓幅值的增大，介質(zhì)阻擋放電等離子體產(chǎn)生的體積力也會增大。為此，研究了激勵(lì)源電壓幅值對平板氣膜冷卻效率的影響。當(dāng)電壓幅值從14kV增大到20kV時(shí)，體積力的最大值由7.5×104N／m3增大到1.51×105N／m3。圖5給出了在吹風(fēng)比M＝0.5、1.0和1.5情況下等離子體激勵(lì)的氣膜冷卻平均冷卻效率分布?？梢姡S著激勵(lì)電壓的增大，氣膜冷卻效率提高。中小吹風(fēng)比（M＝0.5、1.0）下電壓增幅對壁面冷卻效果的影響明顯，而較高吹風(fēng)比下電壓增幅對冷卻效率的影響程度降低。同時(shí)，施加等離子體激勵(lì)后，激勵(lì)電壓的改變不影響氣膜冷卻效率隨吹風(fēng)比的變化趨勢。

圖4 介質(zhì)阻擋放電等離子體驅(qū)動的空氣流不同剖面速度分布Fig.4 Velocity profile distribution of airflow with DBD plasma actuation

圖5 氣膜冷卻效率隨激勵(lì)電壓和吹風(fēng)比的變化曲線Fig.5 Changes of cooling effectiveness with actuation voltage and blowing ratio

等離子體激勵(lì)等效體積力取決于激勵(lì)器產(chǎn)生的電場強(qiáng)度和凈電荷分布，為此，參考文獻(xiàn)［18］的方法，觀察監(jiān)測線OA和OB線的電勢分布。圖6是不同激勵(lì)電壓下的2條觀察線上的電場強(qiáng)度分布。由圖可見，隨著激勵(lì)電壓的升高，激勵(lì)器產(chǎn)生的最大電場強(qiáng)度值逐漸增大。電場強(qiáng)度的增大會使得等效體積力增大，即激勵(lì)器的誘導(dǎo)能力逐漸增強(qiáng)，所以會導(dǎo)致氣膜冷卻結(jié)構(gòu)中氣膜出流的貼壁效果逐步增強(qiáng)、覆蓋域逐漸擴(kuò)大，進(jìn)而提高了氣膜冷卻效率。實(shí)驗(yàn)結(jié)果也表明，隨著激勵(lì)電壓的增大，激勵(lì)器的誘導(dǎo)能力越強(qiáng)，誘導(dǎo)速度變大。這說明激勵(lì)電壓對氣膜冷卻效率的影響本質(zhì)上是由等離子體氣動激勵(lì)誘導(dǎo)能力的強(qiáng)弱導(dǎo)致的。

圖6 不同激勵(lì)電壓下的電場強(qiáng)度分布Fig.6 Electric－field strength distribution with different actuation voltages

需要注意的是，在電場強(qiáng)度分布曲線中電極邊緣處電場值產(chǎn)生了小幅突變（在y＝0.002mm和x＝0.04mm處），這是由于激勵(lì)電極邊緣的矩形邊結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的突變造成的，實(shí)驗(yàn)也表明在電極邊界上也會出現(xiàn)尖端放電現(xiàn)象［20］，但由于電場強(qiáng)度存在突變的區(qū)間很小、其對電場強(qiáng)度整體分布的影響甚微，所以這種局部突變現(xiàn)象不會影響等離子體氣動激勵(lì)的總體誘導(dǎo)效果。

2.3 激勵(lì)器激勵(lì)頻率對氣膜冷卻效率的影響

固定激勵(lì)電壓幅值18kV，根據(jù)實(shí)驗(yàn)研究常用的頻率范圍［20］，研究了激勵(lì)頻率對氣膜冷卻效率的影響。圖7給出了在x／D＝3、5、10和15處的氣膜冷卻平均效率隨激勵(lì)頻率和吹風(fēng)比的變化。由圖可見，隨著激勵(lì)頻率的增大，平均冷卻效率略微提高，但提高的幅度很小，表明在10～20kHz范圍激勵(lì)頻率對等離子體氣動激勵(lì)提高氣膜冷卻效率的影響微弱。即激勵(lì)頻率對體積力分布的影響很小，也即對誘導(dǎo)速度的影響是很小的，這也正是對氣膜冷卻效率影響微弱的原因。

圖7 氣膜冷卻效率隨激勵(lì)頻率和吹風(fēng)比的變化曲線Fig.7 Changes of cooling effectiveness with actuation frequency and blowing ratio

2.4 激勵(lì)器電極弧度對氣膜冷卻效率的影響

保持激勵(lì)器構(gòu)型不變，研究了激勵(lì)器電極弧度分別為120°、150°和180°時(shí)對平板氣膜冷卻效率的影響。在吹風(fēng)比M＝1.0情況下，采用不同弧度電極時(shí)壁面溫度的分布如圖8所示。可見隨著激勵(lì)器電極弧度的增大，氣膜出流沿展向的覆蓋效果越來越好，壁面的展向冷卻效果逐漸增強(qiáng)，孔間區(qū)域的壁溫逐漸降低，壁溫分布更為均勻。需要注意的是，大弧度電極下等離子體氣動激勵(lì)誘導(dǎo)冷卻氣膜出流的徑向運(yùn)動趨勢強(qiáng)烈，故氣膜出流沿流向的延伸能力會有所削弱，但從壁面溫度總體分布上來看，大弧度電極構(gòu)型的等離子體氣動激勵(lì)器更有利于壁面溫度的降低。

圖8 不同激勵(lì)器電極弧度下的壁面溫度分布Fig.8 Wall temperature distribution with different electrode radians

圖9是3種電極弧度激勵(lì)器激勵(lì)的平板氣膜冷卻在不同吹風(fēng)比下的平均冷卻效率的分布。由圖可知不同激勵(lì)器電極弧度下氣膜冷卻效率沿流向的變化趨勢相同，吹風(fēng)比較小時(shí)激勵(lì)器電極弧度對冷卻效率的影響較大，大吹風(fēng)比下的影響程度則相對下降?？傮w上看，大弧度電極的激勵(lì)器冷卻結(jié)構(gòu)更有利于壁面冷卻效率的提高。

圖9 氣膜冷卻效率隨電極弧度和吹風(fēng)比的變化曲線Fig.9 Changes of cooling effectiveness with electrode radian and blowing ratio

2.5 激勵(lì)器電極厚度對氣膜冷卻效率的影響

圖10 氣膜冷卻效率隨電極厚度和吹風(fēng)比的變化曲線Fig.10 Changes of cooling effectiveness with electrode thickness and blowing ratio

研究了激勵(lì)器電極厚度對氣膜冷卻效率的影響，考慮了0.0005D、0.001D、0.002D和0.004D等4種電極厚度的變化。圖10給出的是氣膜冷卻效率隨電極厚度和吹風(fēng)比的變化。可見隨著電極厚度的增大，平均氣膜冷卻效率逐漸降低，但電極厚度的變化不影響氣膜冷卻效率隨吹風(fēng)比的變化規(guī)律。通過觀察不同電極厚度時(shí)的電勢分布，發(fā)現(xiàn)隨著電極厚度增大，2電極交界處的電勢梯度下降，也即最大電場強(qiáng)度值降低，電場強(qiáng)度的降低會導(dǎo)致等離子體激勵(lì)的等效體積力下降，氣膜因不能受到有效誘導(dǎo)而逐步與主流的摻混加劇，氣膜對壁面的有效覆蓋程度下降，所以冷卻效率逐漸降低。

2.6 激勵(lì)器絕緣材料介電常數(shù)對氣膜冷卻效率的影響

圖11給出的是氣膜冷卻效率隨激勵(lì)器絕緣材料介電常數(shù)和吹風(fēng)比的變化。在研究中考慮了介電常數(shù)分別為2、3、5和10的4種情況。由圖可知，隨著激勵(lì)器絕緣材料介電常數(shù)增大，冷卻效率逐漸提高，且介質(zhì)介電常數(shù)的改變不影響氣膜冷卻效率隨吹風(fēng)比的變化趨勢。通過觀察OA線和OB線的電勢分布，可以發(fā)現(xiàn)隨著絕緣材料介電常數(shù)增大，電勢的變化范圍逐漸擴(kuò)大，電場強(qiáng)度逐漸增強(qiáng)，使等效體積力逐漸升高，顯然這對于等離子體氣動激勵(lì)有效控制氣膜出流是有利的。因此，隨著絕緣材料介電常數(shù)的增大，等離子體激勵(lì)對氣膜出流的有效控制能力會增強(qiáng)，氣膜對壁面的有效覆蓋程度增大，所以冷卻效率逐步得到提高。需要注意的是，絕緣材料介電常數(shù)的增大雖然有利于提高氣膜冷卻效率，但實(shí)驗(yàn)研究表明，較高介電常數(shù)的絕緣材料容易產(chǎn)生熱量堆積而導(dǎo)致絕緣性能下降，甚至?xí)舸?8］。因此若要從絕緣材料介電常數(shù)角度考慮來提高氣膜冷卻效率，則需絕緣性更好的介質(zhì)材料作為技術(shù)支撐。

圖11 氣膜冷卻效率隨絕緣材料介電常數(shù)和吹風(fēng)比的變化曲線Fig.11 Changes of cooling effectiveness with insulation dielectric constant and blowing ratio

2.7 激勵(lì)器絕緣材料厚度對氣膜冷卻效率的影響

氣膜冷卻效率隨絕緣材料的厚度（即暴露電極和掩埋電極的垂直距離）和吹風(fēng)比的變化如圖12所示。在研究中，考慮了絕緣材料的厚度分別為0.05D、0.10D、0.20D和0.30D等4種情況。可見隨著激勵(lì)器絕緣材料介質(zhì)厚度的增大，氣膜冷卻效率逐漸下降，且也并不影響氣膜冷卻效率隨吹風(fēng)比的變化趨勢。通過觀察OA和OB2條線上的電勢變化，可以發(fā)現(xiàn)隨著絕緣材料厚度增大，電勢變化范圍縮小，即電勢梯度減小、電場強(qiáng)度降低，這會降低激勵(lì)器的誘導(dǎo)特性，氣膜出流受等離子體氣動激勵(lì)誘導(dǎo)的程度減弱，氣膜對壁面的有效覆蓋程度降低，故導(dǎo)致冷卻效率逐漸下降。已有研究表明，隨著介質(zhì)厚度的增大，電極左右邊緣的電場強(qiáng)度逐漸接近，這會導(dǎo)致激勵(lì)器出現(xiàn)工作不穩(wěn)定的現(xiàn)象［18］，顯然也不利于氣膜冷卻效果的提高。所以在設(shè)計(jì)激勵(lì)器時(shí)，絕緣材料的厚度應(yīng)設(shè)計(jì)得較薄一些。

圖12 氣膜冷卻效率隨絕緣材料厚度和吹風(fēng)比的變化曲線Fig.12 Changes of cooling effectiveness with insulation thickness and blowing ratio

3 結(jié) 論

通過對等離子體激勵(lì)的平板氣膜冷卻過程進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了不同吹風(fēng)比條件下激勵(lì)器的激勵(lì)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣膜冷卻效率的影響，得出如下結(jié)論：

（1）增大激勵(lì)電壓能提高激勵(lì)器產(chǎn)生的電場強(qiáng)度，等效體積力得到提高，即等離子體激勵(lì)的誘導(dǎo)能力得到增強(qiáng)，進(jìn)而提高了氣膜冷卻效率，但激勵(lì)頻率對冷卻效率的影響很小；

（2）增大激勵(lì)器電極弧度，氣膜出流受激勵(lì)誘導(dǎo)的影響范圍擴(kuò)大，壁面溫度的展向分布均勻性逐步提高，孔間區(qū)域壁面溫度降低明顯，平均冷卻效率得以提高；

（3）激勵(lì)器電極的厚度越薄、絕緣材料介電常數(shù)越大以及絕緣材料的厚度越薄，等離子體激勵(lì)的誘導(dǎo)能力越大，氣膜出流受激勵(lì)誘導(dǎo)的作用愈明顯，壁面冷卻效率更高；

（4）等離子體激勵(lì)作用于氣膜冷卻過程中，激勵(lì)器激勵(lì)和結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變不影響冷卻效率隨吹風(fēng)比的變化趨勢。

［1］Barigozzi G，F(xiàn)ranchini G，Perdichizzi A.The effect of an upstream ramp on cylindrical and fan－shaped hole film cooling：part 2adiabatic effectiveness results［R］.ASME Paper GT2007－27079，2007.

［2］蔣永健，何立明，于錦祿.上游斜坡對氣膜孔換熱特性影響的數(shù)值研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28（5）：69－73.Jiang Yongjian，He Liming，Yu Jinlu.Numerical investigation on heat transfer of film cooling with an upstream ramp［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28（5）：69－73.

［3］何立明，蔣永健，康強(qiáng).利用上游斜坡改善氣膜冷卻效率的數(shù)值研究［J］.推進(jìn)技術(shù)，2009，30（1）：9－13.He Liming，Jiang Yongjian，Kang Qiang.Numerical investigation on improving film cooling effectiveness with an upstream ramp［J］.Journal of Propulsion Technology，2009，30（1）：9－13.

［4］James D Heidaann，Srinath Ekkad.A novel ant vortex turbine film－cooling hole concept［J］.Journal of Turbomachinery，2008，130：1－9.

［5］Shih T I P，Na S，Chyu M.Preventing hot gas ingestion by film－cooling jets via flow－aligned blockers［R］.ASME Paper，GT2006－9116，2006.

［6］Jamey Jacob，Rivir R，Carter C，et al.Boundary layer flow control using AC discharge plasma actuators［R］.AIAA－2004－2128.

［7］Alan R Hoskinson，Noah Hershkowitz.Flow measurements and plasma simulations of double and single barrier DBD plasma actuators in quiescent［R］.AIAA－2008－1370.

［8］Chin－Cheng Wang，Subrata Roy.Physics based analysis of horseshoe plasma actuator for improving film cooling effectiveness［R］.AIAA－2010－1092.

［9］Font G I，Jung S，Enloe C L，et al.Simulation of the effects of force and heat produced by aplasma actuator on neutral flow evolution［R］.AIAA－2006－167.

［10］李鋼，李軼明，徐燕驥，等.介質(zhì)阻擋放電等離子體對近壁區(qū)流場的控制的實(shí)驗(yàn)研究［J］.物理學(xué)報(bào)，2009，58（6）：4026－4034.Li Gang，Li Yiming，Xu Yanji.Experimental study of near wall region flow control by dielectric barrier discharge plasma［J］.Chinese Journal of Physics，2009，58（6）：4026－4034.

［11］李鋼，聶超群，朱俊強(qiáng)，等.介質(zhì)阻擋放電等離子體熱效應(yīng)對流場影響的研究［J］.科技導(dǎo)報(bào)，2008，26（8）：41.Li Gang，Nie Chaoqun，Zhu Junqiang，et al.Thermal effect of dielectric barrier discharge plasma on flow field［J］.Science ＆Technology Review，2008，26（8）：41.

［12］化為卓，梁華，趙光銀，等.溫升效應(yīng)對介質(zhì)阻擋放電誘導(dǎo)速度和渦量的影響［J］.高電壓技術(shù)，2014，40（10）：3038－3045.Hua Weizhuo，Liang Hua，Zhao Guangyin，et al.Effect of temperature rise on velocity and vorticity induced by dielectric barrier discharge［J］.High Voltage Engineering，2014，40（10）：3038－3045.

［13］周思引，車學(xué)科，聶萬勝.納秒脈沖介質(zhì)阻擋放電等離子體對超聲速燃燒室中凹腔性能的影響［J］.高電壓技術(shù)，2014，40（10）：3032－3037.Zhou Siyin，Che Xueke，Nie Wansheng.Influence of nanosecond pulse dielectric barrier discharge plasma on the cavity performance in scramjet combustor［J］.High Voltage Engineering，2014，40（10）：3032－3037.

［14］聶萬勝，程鈺鋒，車學(xué)科.介質(zhì)阻擋放電等離子體流動控制研究進(jìn)展［J］.力學(xué)進(jìn)展，2012，42（6）：722－734.Nie Wansheng，Cheng Yufeng，Che Xueke.A review on dielectric barrier discharge plasma flow control［J］.Advances in Mechanics，2012，42（6）：722－734.

［15］Suzen Y B，Huang P G，Jacob J D.Numerical simulations of plasma based flow control applications［R］.AIAA－2005－4633.

［16］李定，陳銀華，馬錦秀，等.等離子體物理學(xué)［M］.北京：高等教育出版社，2006：140－154.Li Ding，Chen Yinhua，Ma Jinxiu，et al.Plasmaphysici［M］.Beijing：Higher Education Press，2006：140－154.

［17］李凡玉.介質(zhì)阻擋放電等離子體氣動激勵(lì)器建模與仿真研究［D］.西安：空軍工程大學(xué)，2013.Li Fanyu.The modeling and simulation for dielectric barrier dischargeplasma aerodynamic actuation［D］.Xi’an：Air Force Engineering University，2013.

［18］吳云.等離子體氣動激勵(lì)及其擴(kuò)大壓氣機(jī)穩(wěn)定性的原理研究［D］.西安：空軍工程大學(xué)，2007.Wu Yun.Study on the mechanism of plasma aerodynamic actuation and its application in compressor stability extension［D］.Xi’an：Air ForceEngineering University，2007.

［19］Karthik Ramakumar，Jamey D Jacob.Flow control and lift enhancement using plasma actuators［R］.AIAA－2005－4635.

［20］梁華.翼型等離子體流動控制研究［D］.西安：空軍工程大學(xué)，2008.Liang Hua.Investigation of flow control by airfoil plasma［D］.Xi’an：Air Force Engineering University，2008.