面向步行康复训练的质量虚拟去除主动人体重力支撑系统

研究了一种能够有效降低病人行走动态载荷的质量虚拟去除主动人体重力支撑(Body weight support,BWS)系统。该主动BWS系统能够根据人体的加速度反馈实时调节悬挂绳索中的张力,以达到同时平衡作用在病人身体上的重力和惯性力。为了验证该主动BWS的技术可行性,设计了一个简化的实验装置,利用偏心轮带动滑块作上下运动来模拟人体在垂直方向的步态,悬挂滑块的绳索中的张力根据滑块的加速度反馈进行调节,滑块与偏心轮之间的接触力代表动态行走载荷。实验结果表明,质量虚拟去除主动BWS系统能够有效降低病人在步行康复跑步机上行走的重力载荷和惯性载荷,从而使病人在跑步机上进行训练时获得好像失去了部分身体质量的动力学感受。

一种新型非线性时变模型:模糊变参数系统

为了研究非线性时变模型,提出了模糊变参数系统。它是一种集T-S模糊系统和线性变参数系统诸多优点为一体的新型非线性时变模型,它继承了T-S模糊模型能有效处理非线性系统的优点,又保持了线性变参数模型处理时变系统的优势。模糊变参数系统不仅克服了传统T-S模糊模型在处理时变系统时模糊规则剧增的弱点,也扩展了线性变参数系统理论的适用范围,为解决非线性时变系统的控制问题提供了新思路。在以上模型的基础上,给出了零平衡点全局渐进稳定的一个充分条件以及设计一种T-S全状态反馈控制律的充分条件,数值仿真验证了结果的有效性。

一种基于CFD的叶轮机非定常气动力组合建模方法

为了获得一个准确高效的非定常空气动力学模型并将其应用于叶轮机叶片颤振特性分析中去,论文发展了一种基于CFD方法的叶轮机非定常气动力组合建模方法,可以快速计算叶轮机叶片在等相角差振动时的气动阻尼系数。运用小扰动流场的叠加原理,通过不同通道数模型的非定常流场求解(通常需要两次或三次),针对流场的周期性边界条件,组合分析得到一系列更多通道数情况下的非定常气动力低阶模型。基于这种降阶模型计算的气动阻尼系数与直接的CFD方法计算结果吻合很好,计算效率提高10倍以上。

低背鳍对细长平板三角翼大迎角空气动力的影响

对细长体平板三角翼和加上两个不同高度背鳍后的组合体在低速风洞进行了六分量天平测力实验，三角翼后掠角82．5°，背鳍当地高度与模型当地半展长比值分别为0．3和0．6，实验迎角范围12°～32°，包括1．66×10^6和2．33×10^6两个雷诺数。实验结果表明：0°侧滑角下，在翼面上发生旋涡破裂前，单独细长平板三角翼的横向力及横向力矩在实验迎角范围内始终为零；加上两个不同高度的低背鳍后，在一定的迎角下，三角翼的横向力及横向力矩开始不为零，流场定常；在更大的迎角下，流场变得非定常。实验结果初步验证了前人关于细长锥体分离涡的稳定性理论，并给出了旋涡失稳后，随着迎角的增大，流场进一步发展的状态。

大迎角分离流场在等离子体控制下的特性研究

设计了一种新型的大迎角主动流动控制方法。采用圆锥-圆柱组合体模拟飞行器前体,在靠近圆锥尖端处镶嵌了一对马蹄形单电极介质阻挡放电(Single-Dielectric Barrier Discharge SDBD)等离子体激励器,通过风洞实验研究了等离子体激励器在不同状态下对大迎角模型前体的非对称气动载荷的控制作用。实验结果表明,通过控制等离子体激励器的开闭可以使得圆锥-圆柱组合体在大迎角下出现的侧力改变方向。还对通过调节单侧等离子体激励器的激励电压实现圆锥前体侧力系数在正负极值间连续变化的可能性进行了初步的实验探索。

一种高效的叶轮机叶片气动阻尼计算方法

运用叠加原理,发展了一种可以运用于小振幅运动的叶轮机叶片非定常气动力降阶模型,并将该模型与传统的能量法相结合,提出了一种叶轮机叶片气动阻尼的高效求解方法.运用该方法求解叶轮机叶片的气动阻尼系数,对某个频率、某个模态只需要进行一次非定常计算,就可以求出所有叶间振动相角下的气动阻尼系数,提高了气动阻尼的求解效率.在STCF4和NASA Rotor 67两个算例上运用非定常雷诺平均N-S(RANS)方程和提出的降阶模型进行了对比计算.算例表明,在小振幅下该方法的计算结果与RANS方程计算得到的气动阻尼系数能很好地吻合,而计算效率相比多通道非定常RANS方程计算提升了近一个数量级,并且该方法还可以运用于有失谐情况的颤振分析,在工程上有较高的应用价值.

不同形式等离子体激励对细长体分离涡的控制

应用一对单介质阻挡放电(Single-Dielectric Barrier Discharge,SDBD)等离子体激励器对20°顶角圆锥前体分离涡流场进行了主动控制实验研究。在模型尖端处表面上布置两组不同形式的介质阻挡放电等离子体激励器,通过左、右舷等离子体激励器分别开启来实现对圆锥前体非对称涡流场的控制。对圆锥前体8个测量截面的周向压力分布进行了测量,并对相应的缩比模型进行了固定截面的粒子图像测速实验(Particle Image Velocimetry,PIV)。静态压力测量实验在3.0m×1.6m低速低湍流直流闭口风洞中进行,粒子图像测速实验在0.6m×0.5m低速直流开口风洞中进行,迎角固定在45°。研究结果表明:对两种不同形式和布置位置的激励器,当左、右舷激励器分别开启时,压力分布均出现了明显的变化,显示出等离子体激励对非对称分离涡流场可以进行有效控制;顺吹型和逆吹型等离子激励器对流场产生影响的效果和机理有所不同,应用顺吹型等离子体激励器时的流动控制有效风速要高于使用逆吹型等离子体激励器。

不同迎角下前体涡流动的等离子体控制特性

应用一对单介质阻挡放电等离子体激励器对20°顶角圆锥-圆柱组合体圆锥段分离涡流场进行了主动控制研究。实验在3.0 m×1.6 m低速风洞中进行,迎角35°～70°,基于圆锥段底面直径的雷诺数为5.0×104。实验结果包括7个测量截面周向压力分布、由周向压力分布推断得到的截面处空间涡结构以及积分得到的截面当地力和圆锥段力。实验结果表明:(1)在35°～50°迎角范围内,圆锥段流场只有一对非对称的主涡,圆锥段分离涡流动呈现近似锥型流特性,随着迎角增大,圆锥段侧向力系数符号不变;(2)在50°～70°迎角范围内,圆锥段流场呈现多涡结构,圆锥段分离涡流动不再呈现锥型流特性,此时随着迎角增大,圆锥段侧向力系数会发生多次变号;(3)等离子体控制使得圆锥段对涡流场中第1个新涡出现的迎角推迟。

带背鳍平板三角翼分离涡流场的显示与测量

对后掠角82.5°的平板三角翼和在其对称面分别加低、高背鳍后的组合体在低速风洞进行了烟粒子/激光片光流场显示与测量实验,实验迎角29°,侧滑角为0°。结果表明:对于单独平板三角翼和加高背鳍组合体,其流场是对称、锥型和稳定的;而加上低高度背鳍后,涡变得非对称、非锥型和不稳定。实验结果直接验证了前人关于细长锥体分离涡的稳定性理论,并给出了旋涡失稳后流场的具体表现特性。

等离子体控制下前体分离涡的研究

在圆锥-圆柱组合体模型半顶角为10°的圆锥前体尖端附近布置介质阻挡放电等离子体激励器,采用正弦波高压电源进行等离子体定常开/关激励。实验在3.0m×1.6m的直流式风洞中进行,迎角固定在45°,基于圆锥前体底面直径的实验雷诺数为5×10-4。对模型表面周向压力分布进行了测量,同时对测压截面处的空间涡流场进行了粒子图像测速。通过对截面压力分布和空间流场的PIV结果的分析,给出了侧向力、涡核中心位置、轴向涡量、涡核半径、次涡核半径、旋涡最大切向速度、环量等参数随等离子体激励的变化特性。结果表明：在等离子体激励的作用下,同侧的分离剪切层及其卷起的涡向外侧移动,同时另一侧的向着靠近模型的方向移动。同时激励器的作用使左舷侧涡心位置偏离次涡核的几何中心,且使得双侧的涡核和次涡核的尺寸增大。

脉冲周期介质阻挡放电作用的PIV实验研究

静止大气下,对施加脉冲周期介质阻挡放电,半顶角为10°的圆锥前体进行了PIV实验研究。采用总平均和相位锁定平均方法对脉冲周期放电进行了分析;对比了不同占空比和不同相位角沿θ=90°半径上的切向速度和轴向涡量分布,得到了在圆锥表面等离子体诱导的最大速度和最大涡量;分析了脉冲周期放电的动量转移特性。实验结果表明:脉冲周期放电引发动量转移的主要机制是涡的增强而非气流的加速;当激励器处于脉冲放电间歇时,相位锁定平均的最大速度和最大涡量不为零,存在流动滞后效应,有利于节省能耗。

基于正交试验设计的滑动摩擦性能研究

以正交试验方法设计销盘摩擦副滑动摩擦磨损的试验方案,在MMW-1A多功能立式摩擦磨损试验机上研究载荷、速度、时间对摩擦因数的影响。通过极差分析和方差分析得到上述因素对摩擦因数影响的权重次序,结果表明载荷对摩擦因数具有最显著影响。建立销盘摩擦副的几何模型,运用有限元分析软件ANSYS仿真分析载荷变化对接触应力的影响,结果表明,接触界面的压力分布不均匀,呈现中间小、边缘大的态势;接触应力数值大小随载荷变化而改变,但应力分布形态不受其影响。

圆锥前体涡的等离子体控制特性及机理

在半顶角为10°的圆锥前体尖端处布置一对等离子体激励器,通过占空循环控制技术实现了对圆锥前体力和力矩的近似比例控制,并对流动控制机理进行了讨论。采用静态和动态压力测量实验技术对圆锥前体各测量截面轴向压力分布进行测量,并对流场旋涡结构变化进行了二维粒子图像测速。实验在3.0m×1.6m低速低湍流度风洞中进行,迎角45°,基于圆锥段底面直径的雷诺数为5×104。实验结果表明,等离子体激励器关闭时圆锥前体涡流场非对称,当左、右舷等离子体激励器开启时,涡流场在双稳态之间转换;在占空循环控制下,不同周期同一相位的平均压力结果表明涡流场具有一定的周期性并且在2个稳态之间平缓变化,但变化幅度较原来的双稳态小。

低背鳍对细长平板三角翼分离涡稳定性影响的研究

对细长锥体分离涡稳定性判据进行了介绍,并应用该判据对细长体平板三角翼和加上两个不同高度背鳍组合体分离涡流场的稳定性进行了分析。为了验证理论分析的有效性,并观察气动力随迎角的变化,根据理论分析模型设计了实验模型,并在低速风洞进行了六分量天平测力实验,三角翼后掠角为82.5°,实验迎角范围12°～32°,侧滑角范围-10°～+10°,实验雷诺数1.66×106。实验结果表明:在翼面上发生旋涡破裂前,单独细长平板三角翼的横向力/力矩在实验迎角范围内始终为零;加了两个不同高度的背鳍后,在一定迎角下,三角翼的横向力/力矩变得不为零。理论分析结果和实验结果在定性上吻合得很好,初步验证了有关文献关于细长锥体分离涡的稳定性理论。

20°圆锥低速35°迎角下的压力分布特性

对半顶角为10°的圆锥-圆柱组合体在3.0×1.6 m低速低湍流度风洞进行了圆锥表面压力分布测量。基于圆锥底面直径的雷诺数1.0×106,迎角35,°包含了以9°为等间隔的所有滚转角。实验结果包括9个截面周向压力,当地/总侧向力及力矩由表面压力分布积分得到。结果表明,侧向力系数随滚转角的变化曲线为近似方波,其周期和相位沿锥体轴向均相同;压力分布表明对称涡流场为绝对不稳定,不对称涡流场为双稳态;流动为非锥型流动。实验结果检验了前人的理论结果,并与现有的实验结果做了比较,结果吻合。

20°圆锥分离流动的发展特性

文章对20°顶角的圆锥-圆柱组合体在3.0×1.6 m低速低湍流度风洞进行了表面压力分布测量和二维粒子图像测速。基于圆锥底面直径的雷诺数0.3×106,迎角0°-35,°包含40个滚转角,以9°为等间隔,滚转角范围0°-351°。文中主要分析了不同迎角下,圆锥段9个测量截面上的压力分布以及积分得到的截面当地侧向力随滚转角的变化特性,由压力分布对测量截面的流动分离状态进行了推断,推断结果与二维粒子图像测速实验进行了比较。结果表明：迎角从0°增大到35°的过程中,当地侧力系数随滚转角的变化曲线分别呈现：①零值线;②连续波曲线;③方波曲线。当侧力系数变化呈现连续波曲线和方波曲线时,所有测量截面上波曲线的周期和相位都近似相同。圆锥上非对称力的产生和发展是由于分离涡的不稳定性造成的。

单侧脉冲放电等离子对圆锥前体的流动控制

应用单侧脉冲放电等离子体对细长圆锥前体非对称涡进行了主动流动控制研究。通过风洞试验,对不同截面的周向静态压力分布和动态压力变化进行了测量。同时,对不同截面的周向压力分布进行积分,计算其当地侧向力、当地侧向力增量以及圆锥段侧向力和偏航力矩。研究结果表明,通过单侧脉冲放电可以实现对细长圆锥前体侧向力和力矩的比例控制,并且具有良好的线性度。第八截面动态压力数据的全时间平均和相位锁定平均都达到了收敛。通过比较第八截面相位锁定平均下的压力分布,得出流场的响应滞后于此次50Hz的脉冲调制频率。

基于CFD技术的叶片颤振分析

采用CFD技术,引入等叶片间相位角假设,运用非耦合的能量法,研究了典型叶轮机叶片的颤振特性。采用有限体积法求解NS方程,运用SST湍流模型,通过恒定叶间相位角简化叶轮机流场,计算了NASA Rotor67和STCF4(the Fourth Standard Configuration)的振动叶片的流场特性。计算表明:转子67采用碳钢材料时,在效率峰值的工况下,叶片不会发生颤振;而STCF4在一阶弯曲振动中会出现不稳定;叶间相位角(IBPA)对振动叶片的气动弹性稳定性有明显的影响。

PIV测定介质阻挡放电等离子体诱导的体积力

通过提高PIV测量速度场的空间分辨率,得到了精细的等离子体诱导速度场,给出了物面附近等离子体诱导流场的速度型,通过微分形式的N-S方程和积分形式的动量方程分别求解了介质阻挡放电诱导的等离子体体积力,得到了体积力的空间分布,分析了载波频率对等离子体诱导体积力的影响规律。计算结果表明:对于所采用的电极布置方式,等离子体激励器的诱导流场沿射流方向的体积力强于垂直射流方向的体积力;峰峰电压为12kV时,在10～45kHz的载波频率范围内,随着载波频率的升高,体积力呈先增大后减小的趋势。

等离子体流动分离控制的数值模拟

采用Shyy等提出的等离子体激励器对流动施加体积力的简化模型,测试了激励器对圆柱绕流分离的控制效果。研究了激励器对于大迎角下NACA 0015翼型流动分离的控制情况。数值结果表明:前缘是施加激励作用的最佳位置;当激励器处于最佳激励位置时,对NACA 0015翼型施加等离子体激励能有效的抑制流动的分离。在所研究的范围内,施加的激励强度越大,控制效果越好。结果表明:该方法对于流动分离的控制效果显著,达到了增升减阻的目的。