S翼型水力优化及非稳态绕流研究.pdf

流 体 机 械第 51 卷第 9 期2023 年 9 月 59 收稿日期：2022-09-15 修稿日期：2023-03-24基金项目：中国博士后科学基金资助项目（176911）；江苏高校优势学科建设工程资助项目doi：10.3969/j.issn.1005-0329.2023.09.009S 翼型水力优化及非稳态绕流研究李 忠，马存志，周俊杰，丁 磊（江苏大学 能源与动力工程学院，江苏镇江 212013）摘 要：为了揭示S 翼型绕流性能提升的水力诱因，探索其水力性能与非稳态绕流特性间的内在关联，基于构造的自动寻优流程得到了水动力特性较优的新翼型，并利用LES 方法和LDA 试验探究了优化前、后S 翼型的非稳态绕流特性及其差异。研究结果表明：优化翼型的最大升阻比为 29，较原始翼型提升了 30%，其对应最优攻角为 8，并大于OR 翼型对应的 6攻角；优化后椭圆形的前缘可以有效地降低S 翼型前缘处的表面摩擦系数；吸力侧流动分离现象的抑制可以显著优化S 翼型的非稳态绕流结构，进而实现其水力性能的大幅提升。研究结果有助于为S 翼型的水力设计提供理论指导，同时也可为双向轴流式水力机械提供水动力特性优异的S 翼型。关键词：S 翼型；水力优化；非稳态绕流特性中图分类号：TH3 文献标志码：A Hydraulic optimization of S hydrofoil and research of its unsteady flowLIZhong，MACunzhi，ZHOUJunjie，DINGLei（CollegeofEnergyandPowerEngineering，JiangsuUniversity，Zhenjiang 212013，China）Abstract：InordertorevealthehydrodynamiccausesoftheimprovedflowperformanceoftheShydrofoil，andtoexploretheintrinsiccorrelationbetweenitshydrodynamicperformanceandunsteadyflowcharacteristics，anewhydrofoilwithbetterhydrodynamiccharacteristicsbasedonaconstructedautomaticoptimizationprocesswasobtained，andtheunsteadyflowcharacteristicsoftheShydrofoilbeforeandaftertheoptimizationwereinvestigatedusingtheLESmethodandLDAtest.Theresultsshowthatthemaximumlift-dragratiooftheoptimizedhydrofoilis29，whichis30%higherthanthatoftheoriginalhydrofoil，andthecorrespondingoptimumangleofattackis8，whichisgreaterthanthatoftheORhydrofoil，whichis6.EllipticalleadingedgeafteroptimizationcaneffectivelyreducetheskinfrictioncoefficientattheleadingedgeoftheShydrofoil.TheunsteadyflowstructureoftheShydrofoilcansignificantlybeoptimizedbythesuppressionoftheflowseparationphenomenononthesuctionside，thusasignificantimprovementcanbeachievedinitshydrodynamicperformance.ThestudyresultscanhelptoprovidetheoreticalguidanceforthehydraulicdesignoftheS-hydrofoil，aswellastoprovideShydrofoilswithexcellenthydrodynamiccharacteristicsforbi-directionalaxialflowhydrodynamicmachines.Key words：Shydrofoil；hydraulicoptimization；unsteadyflowcharacteristics0 引言在众多反向对称翼型中，具有极佳绕流性能的S 翼型被广泛应用于双向轴流式水力机械1，确切的说S 翼型作为双向叶轮的设计基元，其水动力特性是影响双向轴流式水力机械能量性能的决定性因素。而S 翼型的水力性能与其非稳态绕流特性间存在一定的关联关系，因此为提升S翼型的绕流性能，必须深入探究S 翼型非稳态流动特性，揭示诱发S 翼型水动力特性恶化的关键因素。纵观S 翼型绕流现状研究，大部分学者基于试验和CFD 数值计算开展了S 翼型绕流时的气动、水动力特性研究。谢传流2对正、负攻角下S 翼型的空化特性展开了研究，研究表明在正攻角时S 翼型的空泡首先出现在吸力侧，且其冲角越小空化性能越佳。康灿等3对不同入流条件下S 翼型周围流态展开了研究分析，研究表明S 翼60FLUID MACHINERYVol.51，No.9，2023型吸力侧的流态随着攻角的增大逐渐失稳，且其尾部的复杂流态受雷诺数的影响较大。李景银等4利用试验测得了若干组S 形对接机翼的气动特性，研究表明此种机翼的气动性能受尾部形状的关键影响。BALABASKARAN 等5开展了S 翼型的内流试验研究，研究表明S 翼型的绕流性能受其最大拱度及厚度的影响。RAMACHANDRAN等6利用闭式水洞试验台对不同组合形式的S翼型开展了试验研究，研究指出S 翼型的受力特性受攻角的影响较大，应用拱度小于 0.05 的S 翼型可以有效地提升全可逆式潮汐水轮机的性能。MADHUSUDAN 等7利用可视化试验手段详细探究了S 翼型边界层内的流动状态，研究表明S 翼型的绕流流场受其型线曲率的影响较大，当翼型壁面为凸曲面时，其对应边界层内的剪切应力最小。综上简述，现有研究关注S 翼型水动力特性与几何参数间的关系，并未侧重其水力性能与非稳态流动特性间的内在关系，尤其是缺乏对S 翼型非稳态内流特性的试验研究。本文利用自动寻优流程得到水力性能较优的新翼型，采用数值计算与可视化试验开展了S 翼型非稳态流动研究8，揭示了S 翼型水力性能改善的诱因，为应用于双向轴流式水力机械的S 翼型提供设计参考与基础理论。1 优化设计1.1 基于CST 参数化的S 翼型重构CST 参数化方法采用类函数和型函数对翼型轮廓进行精确分析，在翼型优化设计中广泛应用，其数学表达式如下：()=()()CS（1）=y C/（2）Cnn()=()121（3）SABiiiN()*=()=0（4）iiN iBNiNi()=()()!1（5）式中，C（）为类函数；S（）为型函数；y 为翼型纵坐标；C 为翼型弦长；n1，n2为控制系数；Ai为系数因子；Bi（）为伯恩斯坦多项式；N 为阶数。为保证翼型前缘型线的曲率连续性，将型函数中的控制系数n1和n2分别取为 0.55 和 1。为保证拟合精度，本文选取N=8，对翼型曲线进行控制，S3525 翼型通过CST 参数化曲线拟合如图 1所示。图 1 S3525 的CST 拟合效果Fig.1 CSTfittingrenderingofS35251.2 优化方案以绕流特性较优的S3525 翼型作为研究对象，鉴于基础翼型的反向对称结构，其前缘至0.5C 范围内的翼型型线决定整体翼型的轮廓特征，因此仅需对 00.5C 范围内的翼型型线进行参数化。选取攻角、最大厚度及控制翼型形状的系数因子Ai作为自变量，对目标自变量进行适当的范围控制有利于快速寻找到性能优良的参数组合。根据基础翼型的尺寸特征，选定攻角的约束范围为 3 9。参考轴流泵叶轮设计中翼型截面的最大厚度，将最大厚度的约束范围取为 3%10%。系数因子Ai的约束范围取为-0.1+0.1。1.3 优化流程基于ISIGHT 多学科优化平台搭建的自动寻优流程如图 2 所示。图 2 寻优流程Fig.2 Optimizationprocedure61李忠，等：S 翼型水力优化及非稳态绕流研究其中，DOE 为整个优化流程的控制核心，用来提供优化变量、控制自变量的变化范围；MATLAB 软件用来实现整个S 翼型的外形重构；ICEM 和FLUENT 软件分别用来划分流域网格和实现绕流域的数值模拟，而CALCULATOR 则用来计算所需的优化结果。优化方法采用LatinHypercube 法，选取升阻比为优化目标，进行 500 轮单工况优化。从优化结果中筛选出升阻比较高且型线较为光滑的S 翼型，标记为OP 翼型，与原S3525 翼型，标记为OR翼型展开非稳态数值计算及LDA 光学试验，就其水力性能的提升诱因进行对比剖析。图 3，4 分别示出优化前、后S 翼型从前缘至中部的型线和三维模型对比。由图可知，OR 翼型的前缘为尖角，而优化后OP 翼型的前缘为椭圆角，OP 翼型前缘处的拱度及厚度均大于OR 翼型。图 3 OP 与OR 翼型分半型线对比Fig.3 Comparisonofsplit-halfprofilesbetweenOPhydrofoilandORhydrofoil图 4 OP 与OR 翼型模型对比Fig.4 ComparisonofmodelbetweenOPhydrofoilandORhydrofoil2 试验及数值计算2.1 试验系统用于翼型绕流域内单点测速的非接触式光学测试系统的测试域四周均为有机玻璃，以方便LDA 激光透射。2.2 试验模型及测点布置OP，OR 三维试验模型如图 5（a）所示，将试验模型布置在如图 5（b）所示的矩形可视域中段，其中翼型弦长为 60mm，矩形测试域长为250mm、高为 100mm、宽为 20mm，通过在其展端固连直径为 70mm 的安装圆盘，并在圆盘背部开设定位销孔，利用定位销实现攻角的精准调节。（a）（b）图 5 试验模型及其测试区域Fig.5 Experimentalmodelsandtestingarea在翼型展向中间截面处按图 6 所示位置处布置相应的LDA 测点，重点探究优化前、后S 翼型绕流域及尾迹区内瞬态速度变化规律及其差异。图 6 LDA 测点布置Fig.6 LDAmonitoringpointlayout62FLUID MACHINERYVol.51，No.9，20233 数值计算方法及其验证3.1 数值计算域图 7 示出S 翼型的计算域网格划分，计算域大小与试验保持一致，并且在翼型壁面附近的网格采用渐变加密，控制壁面及其附近的Y+值小于1，以满足LES 方法对网格的精度要求。图 7 三维计算域及翼型局部网格Fig.7 Three-dimensionalcomputationaldomainandlocalgridsofhydrofoil图 8 示出网格无关性验证。由图可知，当网格数大于 171 万时，升阻比保持在 15.7 附近，网格数的提升对升阻比计算精度的提高较小，综合计算资源，最终确定网格总数约为 309 万。图 8 网格无关性验证Fig.8 Gridindependenceverification3.2 计算方法分别选取速度进口和压力出口作为进、出口边界条件，选用适用于多条件下复杂模型绕流特性预测的K-KL-模型，求解方程除梯度以外均采用二阶迎风格式，收敛精度为 10-5，速度-压力耦合采用SIMPLE 算法。以定常计算结果为基础，利用LES 方法开展S 翼型非定常数值计算。采用参考文献9中确定时间步长的计算方法，其对应的计算式为：=tUD0 02.（6）式中，t 为设定时间步长，s，t=0.0002s；U为来流速度，m/s，U=3m/s；D 为弦长。3.3 计算方法验证为验证数值计算方法的准确性，结合LES 方法和LDA 试验在P1 监测点的速度频谱展开对比分析，如图 9 所示。由图可知，两种方法的速度频谱分布特征得到较好的还原，其涡脱频率均为29Hz 左右。图 9 速度频谱对比Fig.9 Comparisonofvelocityspectrum引入St 数进行量化分析见表 2。由表可知，数值计算所得St 数略大于试验测得值，但两者的计算结果吻合度极高，对应相对误差不超过3.3%。其中，St 数对应的计算式为：StDfU=（7）表 2 St 数对比Tab.2 ComparisonofStnumbers项目Re（105）St相对误差（%）LDALESOP 翼型1.80.5800.63.3OR 翼型1.80.5850.62.5综上所述，本文所用数值计算方法准确且可靠，LES 方法可准确地捕捉优化前、后S 翼型的非稳态绕流信息。4 水力性能及非稳态绕流特性分析4.1 翼型性能图 10 示出了在不同攻角下OP，OR 翼型的升阻比、升力及阻力系数。由图可知，OP 翼型的升阻比较OR 翼型有大幅的提升，其最大升阻比为29，较原始翼型提升了30%，其对应最优攻角为8并大于OR 翼型对应的 6攻角，同时在对应最优攻角附近OP 翼型升阻比下降率明显小于OR 翼型，由此表明OP 翼型具有更高效的运行范围。由升力、阻力系数变化可知，不同攻角处OP 翼型的63升力系数大于OR 翼型，其平均增值达到 0.27，其阻力系数也明显降低。综上所述，升力的可观提升、阻力的大幅降低是优化后OP 翼型水力性能提升的主因。（a）升阻比（b）升力系数、阻力系数图 10 优化前、后翼型的升阻比、升力系数CL 及阻力系数CDFig.10 Lift-dragratio，liftcoefficientCLanddragcoefficientCDofhydrofoilbeforeandafteroptimization4.2 数值计算分析图 11 示出了在 6及 8攻角下OP，OR 翼型展向中间截面处的Z 向涡演化，其中优化前、后S翼型同一攻角处的演化周期基本相同。由图可知，S 翼型吸力侧存在较为显著的流动分离现象，并在主流强剪切和逆压梯度的干涉下，分离流无法维持原流态并逐步演化成条带涡，由于受到上述两种干涉能量的持续作用，条带涡的能量进一步耗散并分化成若干圆状破碎涡。相比较而言，压力面处的流态较为稳定，仅在其尾缘处发现流动分离现象，并随时间的演化逐步发展成破碎的涡团。压力侧的正向涡与吸力侧的负向涡随主流向下游发展，形成正、负交替的尾迹涡。对比相同攻角下OP，OR 翼型的Z 向涡分布可知，OP，OR 翼型绕流场中的漩涡演化及分布趋势未有明显差异，但是同一周期内OP 翼型吸力侧及尾迹区条带涡的尺度及范围明显小于OR 翼型，其吸力面尾缘上方的小尺度涡也逐步消散，且随着攻角的增大该现象愈发显著。上述现象说明OP 翼型可以抑制S 翼型绕流时产生的大尺度高涡量区，由此预测OP 翼型可有效降低非稳态激励源的强度。t=2/6Tt=4/6Tt=6/6T（a）OR 翼型-攻角为 6 （b）OR 翼型-攻角为 8t=2/6Tt=4/6Tt=6/6T（c）OP 翼型-攻角为 6 （d）OP 翼型-攻角为 8图 11 不同攻角下，优化前、后翼展中间截面上Z 向涡演化Fig.11 Z-directionvortexevolutiononthemiddlesectionofthehydrofoilspanatdifferentattackanglesbeforeandafteroptimization图 12 示出了 1 个周期内不同攻角下OP，OR翼型表面摩擦系数的变化过程。由图可知，优化前、后S 翼型表面摩擦系数从前缘起近乎垂直陡降，再呈小幅陡升，最后沿弦向变化极为缓慢并保持在 10 量级左右；而从 0.45 倍弦长起表面摩擦系数逐渐提升。从前缘至 0.05 倍弦长处，吸力面的表面摩擦系数大于压力面；而从 0.05 倍弦长至0.1 倍弦长处，吸力面及压力面的表面摩擦系数则未有较大差距。李忠，等：S 翼型水力优化及非稳态绕流研究64FLUID MACHINERYVol.51，No.9，2023 （a）攻角为 6，吸力面 （b）攻角为 6，压力面 （c）攻角为 8，吸力面 （d）攻角为 8，压力面图 12 不同攻角下优化前、后S 翼型表面摩擦系数Fig.12 Skinfrictioncoefficientonthehydrofoilsurfaceatdifferentattackanglesbeforeandafteroptimization相比较而言，虽然OP，OR 翼型压力面前缘处表面摩擦系数的变化趋势基本一致，但是OP 翼型表面摩擦系数明显小于OR 翼型；而在吸力面前缘处，OP 翼型表面摩擦系数也明显较小且其峰值的降幅大于压力面。从前缘至 0.1 倍弦长处，OP，OR 翼型吸力面处表面摩擦系数的变化呈现差异性，OR 翼型的表面摩擦系数先大幅陡降再小幅陡升，最后平缓变化，整个过程呈“L”型，而OP 翼型则明显过渡平缓，呈“C”型。同时随着攻角的增大，OP 翼型相较于OR 翼型其表面摩擦系数的降幅也得到了提升。上述现象表明了OP 翼型椭圆型的前缘可以使来流绕S 翼型过渡更为合理，有效优化了因液流冲击诱发的不良绕流结构，因而其前缘处的表面摩擦系数得到有效降低，特别是在S 翼型吸力面前缘处其绕流状态得到更为显著的改善。值得注意的是，在攻角为 6下，从OR 翼型吸力面 0.35 倍弦长处起表面摩擦系数出现了明显的波动，而OP 翼型不同时刻处对应系数曲线基本吻合，并未呈振荡现象，结合吸力侧的涡量分布可知，OP 翼型可以削弱吸力侧涡团的尺度和范围、有效抑制流动分离现象。由此表明，对吸力侧流动结构的优化是OP 翼型性能提升的主要原因。4.3 试验分析采用湍流强度IT量化S 翼型绕流时的速度脉动能量，其计算表达式为：=()=unuuRMSiin1211 2/（8）IuuTRMS=100%（9）式中，u 为平均速度；ui为瞬时流向速度。优化前、后部分监测点处的湍流强度如图 13所示。由图可知，S 翼型吸力侧的湍流强度沿弦向递减且略大于尾迹区，OP 翼型的湍流强度小于OR 翼型且其降幅随着攻角的增大而递增，8攻角下Q2，Q3 点的平均降幅可达 48%及 70%；OP 翼型尾迹区部分测点（P1，P11，P12，P5，P51，P52）的湍流也均小于OR 翼型，在 6及 8攻角下尾迹近尾缘区（P1，P11，P12）湍流强度的平均降幅皆在 36%左右，而P5，P51，P52 测点处湍流强度的降幅差异较大，在 6及 8攻角下其降幅分别为658%和 17%。由此表明，优化翼型可以削弱尾迹区及吸力侧部分区域的湍流强度，强化了上述区域内的流动稳定性，因而有效优化了非稳态绕流结构。图 13 优化前、后部分监测点处湍流强度对比Fig.13 Comparisonofturbulenceintensityonselectedmonitoringpointsbeforeandafteroptimization5 结论（1）优化后OP 翼型的升阻比较OR 翼型有大幅的提升，其最大升阻比为 29，较原始翼型提升了 30%，其对应最优攻角为 8并大于OR 翼型对应的 6攻角。（2）椭圆形S 翼型前缘可以降低前缘处的表面摩擦系数，使来流过渡更为合理，有效改善前缘处的不良绕流结构、减少了流动损失。（3）S 翼型吸力侧存在显著的流动分离现象并伴随有周期性涡脱，通过对吸力侧流动分离现象的抑制，可以有效地改善S 翼型的非稳态绕流特性，从而实现其水动力特性的提升。参考文献：1 袁尧，金海银，许旭东，等.双向竖井贯流泵装置物理模型试验及分析 J.流体机械，2020，48（12）：7-13.YUANY，JINHY，XUXD，etal.PhysicalmodeltestandanalysisofbidirectionalshaftcrossflowpumpdeviceJ.FluidMachinery，2020，48（12）：7-13.2 谢传流.S 形翼型双向轴流泵能量与空化特性的研究 D.扬州：扬州大学，2018.XIECL.Studyonenergyandcavitationcharacteristicsofs-shapedairfoilbidirectionalaxialflowpumpJ.Yangzhou：YangzhouUniversity，2018.3 康灿，杨敏官，刘栋，等.S 型叶片周围复杂流态的研究 J.中国农村水利水电，2007（4）：63-65.KANGC，YANGMG，LIUD，etal.ResearchonthecomplexflowstatusaroundsshapedbladeJ.ChinaRuralWaterandHydropower，2007（4）：63-65.4 李景银，徐忠，魏百锁.新型双头反向对称翼型的性能实验研究J.流体机械，2002，30（6）：4-7.LIJY，XUZ，WEIBS.Theexperimentalstudyontheperformancesofanewkindofdouble-headanti-symmetricairfoilsJ.FluidMachinery，2002，30（6）：4-7.5 B A L A B A S K A R A N V，G O W D A B H L，VENKATASUBRAMANIANN.FlowvisualizationstudiesoverS-bladesJ.JournalofVisualization&ImageProcessing，1998，5（3）：249-259.6 RamachandranR，KrishnaHCR，NarayanaPAA.CascadeexperimentoverS-bladeJ.ASCEJEnergyEngg，1986，112（1）：37-50.7 MADHUSUDAN R，NARAYANA P A A，BALABASKARANV，etal.BoundarylayerstudiesoveranS-bladeJ.FluidDynamicsResearch，1994，14（5）：241-258.8 杨平辉，李彦军，彭玉成.大型混流泵站流道优化与模型试验J.流体机械，2022，50（4）：99-104.YANGPH，LIYJ，PENGYC.Flowchanneloptimizationandmodeltestoflargemixed-flowpumpingstationJ.FluidMachinery，2022，50（4）：99-104.9 BENNERMW，SJOLANDERSA，MOUSTAPHASH.Measurementsofsecondaryflowsinturbinecascadeatoff-designincidenceR.USA：ASMETurboExpo.GT97-382，1997 作者简介：李忠（1979），男，副教授，博士，主要从事流体机械内部复杂多相流动及流激振动研究，通信地址：212013 江苏省镇江市江苏大学能源与动力工程学院，E-mail：L。李忠，等：S 翼型水力优化及非稳态绕流研究本文引用格式：李忠，马存志，周俊杰，等.S 翼型水力优化及非稳态绕流研究 J.流体机械，2023，51（9）：59-65.LIZ，MACZ，ZHOUJJ，etal.HydraulicoptimizationofShydrofoilandresearchofitsunsteadyflowJ.FluidMachinery，2023，51（9）：59-65.