華爾天 陳萬前 湯守偉 謝榮盛 郭曉梅 徐高歡

(1.浙江工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院， 杭州 310023； 2.先進(jìn)水利裝備浙江省工程研究中心， 杭州 310018；3.浙江水利水電學(xué)院機(jī)械與汽車工程學(xué)院， 杭州 310018)

0 引言

平原河網(wǎng)地區(qū)地勢(shì)平緩、水體流速較小，水動(dòng)力不足引發(fā)的水體污染對(duì)居民生活質(zhì)量與身體健康造成了巨大的影響[1]。調(diào)水引流作為常用的治理措施之一，能夠提升河網(wǎng)水動(dòng)力，有效改善水環(huán)境質(zhì)量[2-4],但對(duì)分流能力小的支杈的水動(dòng)力狀況幫助較小[5]。而且降低轉(zhuǎn)速、增大葉輪直徑雖然可以改善泵站在超低揚(yáng)程下運(yùn)行效率低、穩(wěn)定性差[6-8]等問題，卻依舊無法適應(yīng)平原小河道揚(yáng)程幾乎為零的情況。文獻(xiàn)[9-10]模擬魚尾擺動(dòng)形式研制的仿尾鰭式微型壓電泵，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、流量大、揚(yáng)程低等優(yōu)點(diǎn)，驗(yàn)證了魚尾擺動(dòng)形式對(duì)水體的推動(dòng)作用。受此啟發(fā)，本文提出利用撲動(dòng)水翼進(jìn)行水體推動(dòng)的方法，以提升平原小河道的水動(dòng)力條件。

撲動(dòng)水翼是由魚類游動(dòng)方式簡(jiǎn)化而來的，具有阻力小、噪聲低、效率高、機(jī)動(dòng)性好等特點(diǎn)。自文獻(xiàn)[11]提出撲動(dòng)水翼可以作為一種新式螺旋槳以來，撲動(dòng)水翼的推進(jìn)性能成為了研究熱點(diǎn)[12-15]，撲動(dòng)水翼的應(yīng)用范圍也被不斷擴(kuò)展，比如利用串聯(lián)水翼從非恒定場(chǎng)中獲得推進(jìn)力的波浪滑翔機(jī)[16-17]，以及利用水翼從波浪中獲取能量的海洋能量采集裝置等[18-19]。文獻(xiàn)[20]對(duì)比了撲動(dòng)、擺動(dòng)以及純俯仰3種運(yùn)動(dòng)形式，發(fā)現(xiàn)3種方式在合適的參數(shù)下均能在尾流中形成雙列反卡門渦街；文獻(xiàn)[21]則對(duì)不同運(yùn)動(dòng)參數(shù)下的撲動(dòng)水翼進(jìn)行了研究，分析了升沉以及俯仰之間的相位差、攻角的偏置以及運(yùn)動(dòng)方程中高次項(xiàng)對(duì)撲動(dòng)水翼推進(jìn)性能的影響；文獻(xiàn)[22]研究了斯特勞哈爾數(shù)和最大攻角的變化對(duì)推力和流體力學(xué)效率的影響，確定了在一定的參數(shù)范圍內(nèi)能達(dá)成高效率與高推力的共存，并且試驗(yàn)中測(cè)得的效率峰值超過了70%。文獻(xiàn)[23]對(duì)常規(guī)正弦運(yùn)動(dòng)的4種組合方式進(jìn)行了模擬分析，通過分析各形式下的尾流結(jié)構(gòu)以及升阻系數(shù)，提出俯仰的相位比升沉超前90°時(shí)推進(jìn)效果最佳。文獻(xiàn)[24]利用改變撲動(dòng)水翼的運(yùn)動(dòng)形式的方法增加了撲動(dòng)水翼的平均迎角，有效提升了撲動(dòng)水翼在較大斯特勞哈爾數(shù)St時(shí)的推力以及效率。上述研究均表明在合適的運(yùn)動(dòng)參數(shù)下，撲動(dòng)水翼能夠從尾流的雙列反卡門渦街獲得強(qiáng)大的推進(jìn)力，有著優(yōu)異的水動(dòng)力性能。

以上對(duì)撲動(dòng)水翼的研究主要集中于撲動(dòng)水翼的推進(jìn)性能，關(guān)于撲動(dòng)水翼對(duì)水體的推動(dòng)效果的研究較少。為了研究撲動(dòng)水翼的推水性能，本文利用CFD方法建立撲動(dòng)水翼的二維計(jì)算模型，對(duì)不同頻率以及不同來流速度情況下?lián)鋭?dòng)水翼的推水性能進(jìn)行模擬研究，并搭建撲動(dòng)水翼試驗(yàn)裝置對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 運(yùn)動(dòng)模型

1.1 運(yùn)動(dòng)描述

水翼的研究分為柔性水翼以及剛性水翼兩種，其中柔性水翼自由度較多，運(yùn)動(dòng)復(fù)雜，且其優(yōu)勢(shì)在較高撲動(dòng)頻率區(qū)域；而剛性水翼的運(yùn)動(dòng)更為簡(jiǎn)單、便于控制、成本低廉，有著更為實(shí)際的工程意義[25]，因此本文選擇剛性水翼為研究對(duì)象。撲動(dòng)水翼的運(yùn)動(dòng)由升沉與俯仰兩種運(yùn)動(dòng)結(jié)合而成，根據(jù)文獻(xiàn)[23]選擇常規(guī)正弦運(yùn)動(dòng)，如圖1所示。圖中，Amax表示撲動(dòng)水翼的升沉幅值；θmax表示撲動(dòng)水翼的俯仰幅值；T表示運(yùn)動(dòng)周期。

圖1 撲動(dòng)水翼的撲動(dòng)形式示意圖Fig.1 Schematic of flapping form of hydrofoil

撲動(dòng)水翼的基本運(yùn)動(dòng)方程為

(1)

式中y(t)——撲動(dòng)水翼升沉位移，m

θ(t)——撲動(dòng)水翼俯仰位移，rad

ω——撲動(dòng)角頻率，rad/s

φ——升沉與俯仰運(yùn)動(dòng)的相位差，rad

對(duì)式(1)求導(dǎo)，得撲動(dòng)水翼的速度方程為

(2)

1.2 運(yùn)動(dòng)參數(shù)與力學(xué)模型

在撲動(dòng)水翼的研究中，瞬時(shí)推力系數(shù)Ct以及瞬時(shí)升力系數(shù)Cy是衡量撲動(dòng)水翼水動(dòng)力性能的關(guān)鍵參數(shù)，計(jì)算公式分別為

(3)

式中Ft(t)——水平方向瞬時(shí)推力，N

Fy(t)——豎直方向瞬時(shí)升力，N

ρ——流體密度，kg/m3

s——翼型的展長(zhǎng)，m

平均推力系數(shù)及平均升力系數(shù)定義為

(4)

式中n——計(jì)算總周期數(shù)

k——取值周期數(shù)，取2

除此以外，為表征撲動(dòng)水翼的推水性能，還需要計(jì)算撲動(dòng)水翼裝置的流量、揚(yáng)程以及效率。

流量公式定義為

(5)

b——流道寬度，取0.8 m

平均揚(yáng)程可由出入口的壓力差換算獲得，計(jì)算公式為

(6)

g——重力加速度，m/s2

撲動(dòng)水翼運(yùn)動(dòng)的平均輸入功率計(jì)算公式為

(7)

M(t)——翼型繞轉(zhuǎn)軸的瞬時(shí)扭矩，N·m

(8)

水力推進(jìn)效率ηpr則可以表示為

(9)

式中CP——瞬時(shí)功率系數(shù)

(10)

由此，可得裝置泵效率ηpu計(jì)算公式為

(11)

2 數(shù)值方法

2.1 控制方程與湍流模型

本文利用商業(yè)CFD軟件Fluent進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，考慮黏性二維不可壓縮流動(dòng)的雷諾平均納維-斯托克斯方程(RANS)和時(shí)均連續(xù)性方程，可知其運(yùn)動(dòng)控制方程為

(12)

(13)

xi、xj——i、j方向空間坐標(biāo)，m

p——流體壓強(qiáng)，Pa

υ——層流運(yùn)動(dòng)粘性系數(shù)，Pa·s

υt——湍流粘性系數(shù)，Pa·s

本文采用Realizablek-ε湍流模型求解N-S方程的模型，相應(yīng)方程參見文獻(xiàn)[26]。

2.2 計(jì)算域與網(wǎng)格生成

計(jì)算域尺寸以及遠(yuǎn)場(chǎng)邊界條件對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響不可忽略，為使翼型后續(xù)流場(chǎng)能夠充分發(fā)展，常取翼型后流域長(zhǎng)為20c，故本文中設(shè)置x方向總長(zhǎng)為8 m，并設(shè)置x正方向長(zhǎng)度為6 m，翼型旋轉(zhuǎn)中心置于原點(diǎn)位置處。為了模擬河流推水時(shí)河道兩岸對(duì)流場(chǎng)的影響，設(shè)置流道寬度為0.8 m。計(jì)算域及初始時(shí)刻無俯仰角的網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 計(jì)算域及網(wǎng)格劃分Fig.2 Computational domain and grid partition

由于撲動(dòng)水翼需要進(jìn)行起伏以及俯仰結(jié)合的運(yùn)動(dòng)，還需要結(jié)合動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)實(shí)現(xiàn)不同時(shí)刻的網(wǎng)格重構(gòu)。為了提高計(jì)算效率，利用非結(jié)構(gòu)化三角形網(wǎng)格劃分以翼型起始位置為中心的長(zhǎng)1 m、寬0.8 m的長(zhǎng)方形變形域，利用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分其余計(jì)算域。為了更好地捕獲翼型以及壁面的邊界流場(chǎng)，在其周圍劃分邊界層，第1層網(wǎng)格厚度為0.000 1 m(y+<2.71)。此外，為保持翼型周圍網(wǎng)格的質(zhì)量，將翼型邊界層及其向外數(shù)層網(wǎng)格單獨(dú)分為一個(gè)固定域，該區(qū)域隨翼型運(yùn)動(dòng)，不參與網(wǎng)格重構(gòu)。

為驗(yàn)證網(wǎng)格數(shù)量的無關(guān)性，使用不同網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。結(jié)果表明，在網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到8.3萬后，其對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響可以忽略，因此為減少計(jì)算的時(shí)間，選擇網(wǎng)格數(shù)為82 994。

2.3 數(shù)值計(jì)算

本文基于ANSYS Fluent軟件，結(jié)合Realizablek-ε湍流模型以及動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行撲動(dòng)水翼推水性能的數(shù)值研究。設(shè)置近翼型側(cè)為壓力入口，遠(yuǎn)翼型側(cè)為壓力出口，兩側(cè)壁面與翼型表面為無滑移壁面，3個(gè)計(jì)算域的交界面設(shè)為Interface，近壁計(jì)算采用增強(qiáng)壁面處理。

動(dòng)網(wǎng)格模型采用彈性光順法以及局部重構(gòu)法。對(duì)于彈性光順法，為不影響較遠(yuǎn)區(qū)域的網(wǎng)格，設(shè)定彈性系數(shù)為0.8，為不影響邊界處網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)分布，設(shè)定邊界點(diǎn)松弛因子為0.000 6。對(duì)于局部重構(gòu)法，設(shè)置最大網(wǎng)格扭曲率為0.7以及合適的最大最小網(wǎng)格長(zhǎng)度標(biāo)準(zhǔn)。最后利用用戶自定義指令(UDF)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)域運(yùn)動(dòng)形式的設(shè)定，得到不同時(shí)刻的動(dòng)網(wǎng)格如圖3所示。求解器設(shè)置中，選用Coupled算法耦合壓力場(chǎng)與速度場(chǎng)，采用二階迎風(fēng)格式來離散時(shí)間。而步長(zhǎng)設(shè)置應(yīng)小于最小網(wǎng)格尺度與流場(chǎng)速度的比值，需要根據(jù)不同工況的計(jì)算情況進(jìn)行調(diào)整。

圖3 1個(gè)周期內(nèi)4個(gè)主要時(shí)刻的動(dòng)網(wǎng)格更新Fig.3 Dynamic mesh updating at four main points in a cycle

2.4 方法驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算方法的有效性，選取NACA0012翼型，在最大攻角相同的情況下，對(duì)St不同的多種工況進(jìn)行計(jì)算，并與文獻(xiàn)[21]的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比?；緟?shù)設(shè)置與文獻(xiàn)[21]相同，U=0.4 m/s，φ=π/2，c=Amax=0.1 m，θmax=π/12，Re=4×104，其中U表示計(jì)算域入口的流速。

將撲動(dòng)水翼的平均推力系數(shù)隨St變化的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[21]試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖4所示。

圖4 數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[21]試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比Fig.4 Comparison of numerical simulation results with experimental data in reference[21]

由圖4可知，平均推力系數(shù)的計(jì)算值與試驗(yàn)值相符合，具有較好的一致性，本文使用的數(shù)值計(jì)算方法是正確有效的。

3 數(shù)值結(jié)果與分析

計(jì)算模型的各參數(shù)設(shè)置如下：弦長(zhǎng)c為0.3 m，撲動(dòng)水翼的旋轉(zhuǎn)中心與前緣距離l為0.2c，起伏幅值A(chǔ)max為0.5c，俯仰幅值θmax為π/6，相位角φ為-π/2，計(jì)算時(shí)展長(zhǎng)s為0.3 m。

3.1 撲動(dòng)頻率對(duì)撲動(dòng)水翼裝置水動(dòng)力性能的影響

為了研究撲動(dòng)頻率對(duì)撲動(dòng)水翼裝置水動(dòng)力性能的影響，本文設(shè)置撲動(dòng)水翼擺動(dòng)頻率從0.1 Hz逐漸增加到1 Hz，每0.1 Hz變化一次；此后每0.5 Hz增加一次，最高頻率為5 Hz。從其中選擇較為典型的4組進(jìn)行對(duì)比分析。

圖5為不同撲動(dòng)頻率下?lián)鋭?dòng)水翼的瞬時(shí)推力系數(shù)隨時(shí)間變化的曲線。為了便于對(duì)比，將各自周期的無量綱時(shí)間的相對(duì)值作為橫坐標(biāo)。由圖5可以看出，當(dāng)撲動(dòng)水翼從平衡位置開始向上撲動(dòng)，瞬時(shí)推力系數(shù)先增大再減小，撲動(dòng)至最大撲動(dòng)幅值時(shí)瞬時(shí)推力系數(shù)到達(dá)谷點(diǎn)，隨后撲動(dòng)水翼開始反向撲動(dòng)，瞬時(shí)推力系數(shù)再次開始增加，過平衡位置后迅速達(dá)到另一波峰。而且在一個(gè)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)，瞬時(shí)推力系數(shù)總是大于零，即在撲動(dòng)的全過程撲動(dòng)水翼總是對(duì)水流起到推動(dòng)作用。

圖5 不同頻率下?lián)鋭?dòng)水翼的瞬時(shí)推力系數(shù)變化曲線Fig.5 Variation of instantaneous thrust coefficient of flapping hydrofoil at different frequencies

圖6為不同撲動(dòng)頻率下?lián)鋭?dòng)水翼的瞬時(shí)升力系數(shù)隨時(shí)間變化的曲線。由圖6可以看出，瞬時(shí)升力系數(shù)曲線基本沿軸線對(duì)稱分布，所有工況下的平均升力系數(shù)均接近零。對(duì)比圖5以及圖6可以發(fā)現(xiàn)，在瞬時(shí)推力系數(shù)的極大值處(撲動(dòng)平衡位置)瞬時(shí)升力系數(shù)取極值，而在瞬時(shí)推力系數(shù)的極小值處(即最大撲動(dòng)位置處)瞬時(shí)升力系數(shù)為零。

圖6 不同頻率下?lián)鋭?dòng)水翼的瞬時(shí)升力系數(shù)變化曲線Fig.6 Variation of instantaneous lift coefficient of flapping hydrofoil at different frequencies

為分析撲動(dòng)水翼尾流的結(jié)構(gòu)形態(tài)對(duì)其性能的影響，選擇渦量在z方向分量Ωz為特征量，并由此繪制各工況下的渦量等值線圖，z向渦量分量的計(jì)算公式為

(14)

式中ux、uy——x、y方向的速度，m/s

圖7為不同頻率下各時(shí)刻的渦量等值線圖?？梢钥闯?，撲動(dòng)水翼在有限通道內(nèi)進(jìn)行撲動(dòng)推水時(shí)，尾流中的反卡門渦街可能會(huì)發(fā)生偏移，被壓縮側(cè)受到的來自壁面的作用更為強(qiáng)烈，消散更為迅速，導(dǎo)致雙列反卡門渦街兩側(cè)的旋渦強(qiáng)度差異較大。綜合觀察圖5～7可以發(fā)現(xiàn)，瞬時(shí)推力系數(shù)與瞬時(shí)升力系數(shù)的大小與反卡門渦街的旋渦強(qiáng)度密切相關(guān)。以f=1 Hz為例，該工況下的尾部射流偏向斜上方，導(dǎo)致反卡門渦街下方的旋渦強(qiáng)度明顯強(qiáng)于上方旋渦。當(dāng)翼型下?lián)鋾r(shí)，下方強(qiáng)旋渦對(duì)翼型的作用遠(yuǎn)大于翼型上撲時(shí)上方弱旋渦對(duì)翼型的作用，導(dǎo)致翼型下?lián)鋾r(shí)對(duì)水流的推動(dòng)力明顯強(qiáng)于上撲時(shí)的推動(dòng)力，故圖5中f=1 Hz時(shí)瞬時(shí)推力系數(shù)曲線中每周期的第2個(gè)波峰遠(yuǎn)高于第1個(gè)波峰。此外，尾渦作用也是導(dǎo)致瞬時(shí)推力系數(shù)極大值偏離平衡位置的原因之一。

圖7 頻率為0.1、0.5、1 Hz不同時(shí)刻的渦量等值線圖Fig.7 Contour maps of vorticity at different frequencies of 0.1 Hz, 0.5 Hz and 1 Hz

圖8為撲動(dòng)水翼裝置的平均流量以及平均揚(yáng)程隨著撲動(dòng)頻率變化的曲線。從圖8可以看出，撲動(dòng)水翼裝置的流量與其撲動(dòng)頻率基本成正比，而揚(yáng)程與撲動(dòng)頻率的平方成正比。結(jié)合圖7以及圖8可以發(fā)現(xiàn)，在模擬過程中尾流的偏移并不會(huì)對(duì)流量以及揚(yáng)程產(chǎn)生明顯的影響，即尾渦的偏移雖然增大了推力的瞬時(shí)變化，但是對(duì)平均推力影響較小。

圖8 流量以及揚(yáng)程隨撲動(dòng)頻率的變化曲線Fig.8 Variation of flow rate and lift with flutter frequency

圖9為撲動(dòng)水翼裝置的推進(jìn)效率以及泵水效率隨撲動(dòng)頻率變化的曲線。可以看出，撲動(dòng)水翼的推進(jìn)效率與泵水效率隨著撲動(dòng)頻率的增加不斷增加，但是增加的速率隨頻率增加不斷降低。對(duì)比相同頻率下的推水效率與泵水效率可以發(fā)現(xiàn)，推水效率總是高于泵水效率，而且兩者之間的差值隨著頻率的增加不斷減小，這也許是由計(jì)算段的水力損失所占的比重隨著撲動(dòng)頻率的增加有所降低導(dǎo)致的。

圖9 推進(jìn)效率以及泵水效率隨撲動(dòng)頻率的變化曲線Fig.9 Variation of propulsion efficiency and pump efficiency with flutter frequency

3.2 撲動(dòng)水翼裝置的推水特性

為了探究不同流量下?lián)鋭?dòng)水翼裝置的揚(yáng)程以及泵水效率的變化規(guī)律，選取出入口流速為0～1 m/s，每0.1 m/s變化一次進(jìn)行模擬計(jì)算研究。計(jì)算過程中固定撲動(dòng)頻率為1 Hz。圖10(圖中Q0.7表示來流速度為0.7 m/s時(shí)的流量)給出的是以最大效率點(diǎn)流量為流量標(biāo)度時(shí)，撲動(dòng)水翼裝置的揚(yáng)程以及效率隨著流量變化的曲線。

由圖10可知，撲動(dòng)水翼裝置的揚(yáng)程隨著流量的增加不斷減小，但在流量較小時(shí)有著明顯的波動(dòng)；而撲動(dòng)水翼裝置的泵水效率隨著流量的增加先增大再減小。隨著流量的增大，撲動(dòng)水翼與水流之間的相對(duì)速度不斷減小，翼型對(duì)水流的推動(dòng)力越來越小，故裝置的揚(yáng)程隨著流量的增加不斷減小。除此之外，在最佳效率點(diǎn)時(shí)翼型在撲動(dòng)過程中首次對(duì)水流起到了阻礙作用。此外，該裝置具有超低的揚(yáng)程，當(dāng)流量為0即封閉計(jì)算域出入口時(shí)獲得的平均揚(yáng)程也僅有0.024 m，在河流推水這種低揚(yáng)程、大流量的應(yīng)用場(chǎng)合具有優(yōu)勢(shì)。

圖10 頻率為1 Hz時(shí)，揚(yáng)程與效率隨流量的變化曲線Fig.10 Variation of lift and efficiency with flow rate when frequency was 1 Hz

圖11為頻率1 Hz時(shí)，不同流速下3種流場(chǎng)的渦量等值線圖?？梢园l(fā)現(xiàn)：在低流速下，尾渦上下并列并且快速消散，這是因?yàn)樾挛矞u的生成過程會(huì)對(duì)已經(jīng)形成的舊渦造成影響，甚至是直接破壞來不及流向下游的舊渦，尾渦的能量直接損失，能量使用效率低下。而隨著流速的不斷增加，每個(gè)周期中生成的兩個(gè)旋渦逐漸分離，排列形成雙列反卡門渦街，在渦街中心形成射流加速水流的流動(dòng)，尾渦能量逐漸得到利用，裝置效率不斷增加。當(dāng)流速超過最佳效率點(diǎn)后，尾渦中每個(gè)周期中生成的兩個(gè)反方向旋渦遠(yuǎn)離的過程中，尾渦由雙列反卡門渦街轉(zhuǎn)變?yōu)閱瘟蟹纯ㄩT渦街，相互作用減小，無法形成有效射流推動(dòng)水流的流動(dòng)，裝置效率開始下降。

圖11 頻率為1 Hz、不同流速時(shí)不同時(shí)刻的渦量等值線圖Fig.11 Vorticity contours at different time with frequency of 1 Hz and different flow velocities

圖12為撲動(dòng)水翼在最佳效率點(diǎn)平衡位置的渦量等值線圖，此時(shí)撲動(dòng)水翼裝置的尾跡呈現(xiàn)為如圖所示的雙列反卡門渦街形態(tài)。圖13為撲動(dòng)水翼在最佳效率點(diǎn)平衡位置的壓力云圖，綜合觀察圖12和圖13可以發(fā)現(xiàn)，尾渦在向后移動(dòng)的過程中逐漸耗散，尾渦能量中的一部分被轉(zhuǎn)化為壓力勢(shì)能，壓力逐漸增加。此外觀察其他工況下的渦量等值線圖可知，揚(yáng)程在0.010～0.020 m范圍內(nèi)時(shí)，裝置尾跡均為相似的雙列反卡門渦街，且具有較好的推水性能，能適應(yīng)揚(yáng)程波動(dòng)較大的應(yīng)用場(chǎng)合。

圖12 撲動(dòng)水翼在最佳效率點(diǎn)平衡位置的渦量等值線圖Fig.12 Vorticity contour map of flapping hydrofoil at equilibrium position of optimal efficiency point

圖13 撲動(dòng)水翼在最佳效率點(diǎn)平衡位置的壓力云圖Fig.13 Pressure contour of flapping hydrofoil at equilibrium position of optimal efficiency point

4 性能試驗(yàn)

為了驗(yàn)證撲動(dòng)水翼裝置的推水性能，設(shè)計(jì)了撲動(dòng)水翼試驗(yàn)裝置，如圖14所示。伺服電機(jī)與減速箱提供裝置運(yùn)行所需的動(dòng)力；曲柄滑塊機(jī)構(gòu)將旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)化為直線運(yùn)動(dòng)，帶動(dòng)葉片進(jìn)行升沉運(yùn)動(dòng)的同時(shí)，配合兩組曲柄滑塊機(jī)構(gòu)之間的相位差實(shí)現(xiàn)葉片的俯仰運(yùn)動(dòng)，從而實(shí)現(xiàn)葉片的正弦撲動(dòng)。

圖14 撲動(dòng)水翼裝置示意圖Fig.14 Schematic of flapping hydrofoil device1.伺服電機(jī)與減速箱 2.曲柄滑塊機(jī)構(gòu) 3.導(dǎo)軌 4.背板 5.撲動(dòng)葉片 6、7.支架

圖15為撲動(dòng)水翼裝置實(shí)物圖。試驗(yàn)裝置架設(shè)在4 m×0.5 m×0.7 m的開放流道上方。通過聲學(xué)多普勒流速儀測(cè)量流道出口處各點(diǎn)的流速，并利用高速攝像機(jī)進(jìn)行流場(chǎng)的捕捉。其中聲學(xué)多普勒流速儀的量程為0～3 m/s，精度為0.005 m/s，采樣頻率為25 Hz；高速攝像機(jī)選用Phantom VEO 340L，幀速為100 f/s。

圖15 撲動(dòng)水翼裝置試驗(yàn)臺(tái)Fig.15 Flapping hydrofoil device test bench1.撲動(dòng)水翼裝置 2.水槽 3.方形流道 4.葉片 5.伺服驅(qū)動(dòng)器

試驗(yàn)葉片展長(zhǎng)為0.3 m，試驗(yàn)頻率為0.1～1 Hz，每0.1 Hz變化一次。利用聲學(xué)多普勒流速儀測(cè)量方形流道出口處均勻設(shè)置的6個(gè)測(cè)點(diǎn)上流速，單次測(cè)量不小于12個(gè)周期，多次測(cè)量取其平均值為測(cè)點(diǎn)流速。以6個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均流速作為平面流速。將試驗(yàn)流速與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖16所示。頻率為1 Hz時(shí)，試驗(yàn)流速為0.264 m/s，總不確定度u為0.020 1 m/s。

圖16 試驗(yàn)與仿真的流速對(duì)比Fig.16 Comparison of flow velocity between test and simulation

由圖16可知，試驗(yàn)與模擬的結(jié)果整體趨勢(shì)相同，裝置的流量隨著運(yùn)動(dòng)頻率的增加而增大。但模擬結(jié)果明顯高于試驗(yàn)結(jié)果，造成該差異的主要原因是試驗(yàn)為保證葉片運(yùn)動(dòng)順利進(jìn)行，在葉片兩側(cè)留有較大的空隙，導(dǎo)致試驗(yàn)過程中部分水體通過兩側(cè)縫隙從壓力側(cè)轉(zhuǎn)移至吸力側(cè)，大大降低了裝置對(duì)水體的推動(dòng)作用。此外，葉片固定塊以及泄漏也會(huì)對(duì)結(jié)果造成一定影響。

利用高速攝像機(jī)拍攝試驗(yàn)流場(chǎng)結(jié)果如圖17所示。由于油墨的擴(kuò)散較快，每個(gè)時(shí)刻僅有一個(gè)尾渦存留，可以發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)流場(chǎng)與仿真流場(chǎng)基本相同，從側(cè)面印證了仿真結(jié)果的正確性。

圖17 試驗(yàn)與仿真流場(chǎng)圖Fig.17 Flow field diagrams of test and simulation

5 結(jié)論

(1)撲動(dòng)水翼裝置的尾渦結(jié)構(gòu)形態(tài)是性能影響的關(guān)鍵因素，當(dāng)尾渦處于雙列反卡門渦街時(shí)，推水性能較高。

(2)在不同頻率下，撲動(dòng)水翼裝置的流量與撲動(dòng)頻率成正比，揚(yáng)程與撲動(dòng)頻率的平方成正比。而裝置的推進(jìn)效率以及泵水效率均隨著頻率的增加而增大，但增加的速率不斷降低。

(3)在固定的頻率(1 Hz)下，撲動(dòng)水翼裝置的揚(yáng)程隨著頻率的增加而減小，而效率隨著流量的增加先增大后減小。

(4)撲動(dòng)水翼裝置具有超低的揚(yáng)程，當(dāng)頻率為1 Hz時(shí)，該裝置的最大平均揚(yáng)程僅有0.024 m；而且揚(yáng)程在0.010～0.020 m范圍內(nèi)，該裝置尾流均呈現(xiàn)雙列反卡門渦街，具有較好的推水性能，在河流推水這種低揚(yáng)程、大流量的應(yīng)用場(chǎng)合具有優(yōu)勢(shì)。