凌 杰,王 毅,竇 朋,王志東

(1.陸軍軍事交通學(xué)院 鎮(zhèn)江校區(qū),鎮(zhèn)江 212003)(2.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院,鎮(zhèn)江 212003)

船舶高速航行時,船體受到的動載荷和運動響應(yīng)具有復(fù)雜的強非線性特性,包含了水動力和氣動力耦合作用、自由面變形流動分離、航行的縱向穩(wěn)定性、隨浪中的橫甩、底部砰擊與舷側(cè)噴濺等瞬態(tài)非線性問題,而鈍體滑行艇在水中的運動會引起周圍壓力場的劇烈變化,如果采用合適的線型來充分利用這種流體動壓力場,使其在鉛垂方向上產(chǎn)生足夠大的壓力分量來支持部分或全部重量,使船的吃水和濕表面積減小,可以大大降低高速運動時的阻力[1-5]．因此,研究鈍體的水動力特性及噴濺特性對滑行艇及其他高性能船舶的水動力性能及運動預(yù)報具有非常重要的理論意義和工程實用價值．文獻[6]中通過模型拖航實驗研究了棱柱型滑行艇不同底部斜升角下噴濺邊線的形狀及摩擦阻力的計算方法．文獻[7]中提出了一種定量計算高速滑行艇須狀噴濺阻力的方法,并將其描述為底部斜升角、縱搖角及航速的函數(shù),預(yù)報結(jié)果表明,須狀噴濺阻力約占總阻力的15%,與模型試驗值相吻合,為滑行艇噴濺阻力的計算提供了一種有效的方法．文中基于FINE/Marine軟件對不同工況下3種鈍體滑行艇進行數(shù)值模擬,研究了鈍體滑行艇的噴濺阻力計算方法．

1 計算模型

1.1 幾何模型

鈍體主尺度見表1．利用三維建模軟件Solidworks建立3種鈍體模型．坐標原點位于鈍體尾部最底端,X軸位于中心線，指向鈍體首部為正;Y軸指向左側(cè)為正;Z軸垂直于水線面,向上為正．模型縱傾角即艉傾為3.0°,3種鈍體的三維模型如圖1．

表1 鈍體模型主尺度Table 1 Main dimensions of bluff bodys

圖1 三維鈍體模型及坐標系(單位：mm)Fig.1 3D bluff bodys model and coordinate system(Unit：mm)

1.2 計算工況

鈍體的長度傅汝德數(shù)Fr=0.54,縱傾角為3°．針對靜水約束模式3種不同鈍體、4種橫向斜升角共計12 個工況,進行數(shù)值模擬，工況具體參數(shù)如表2．

表2 計算工況Table 2 Calculated conditions

1.3 數(shù)值計算方法

FINE/Marine是一款由NUMECA公司為船舶與海洋工程設(shè)計的CFD軟件包,圖2為主要軟件構(gòu)成與操作流程，該軟件包括了網(wǎng)格生成器HEXPRESS、粘性流場求解器ISIS-CFD和后處理工具CFView．對于船舶工程問題的模擬都可以通過使用FINE/Marine界面的設(shè)置計算實現(xiàn),無需通過二次開發(fā)功能，為工程師提供了極大的方便[8-9]．

圖3、4分別為HEXPRESS生成的A型鈍體的整體網(wǎng)格和局部網(wǎng)格．

圖3 整體計算域網(wǎng)格Fig.2 Meshes of the whole calculated domains

圖4 中橫剖面網(wǎng)格Fig.4 Meshes of the midbody section

文中基于CFD軟件的鈍體滑行艇靜水約束模式下，三維數(shù)值模擬的參數(shù)設(shè)置為：三維非定常雙相流,選用k-omega(SST-Menter)湍流模型,k與ω的值與雷諾數(shù)有關(guān),采用滑行艇3個自由度運動,前進采用隨體網(wǎng)格,升沉和縱搖采用彈簧法,控制方程采用中心差分格式離散,自由面采用混合自由面捕捉與重構(gòu)相結(jié)合格式離散,壓力速度耦合求解算法[10]．

2 噴濺阻力計算方法

圖5中，艇體浸濕面被分為2個區(qū)域．

圖5 滑行艇噴濺區(qū)域簡化Fig.5 Planing craft simplified model and flow direction in spray zone

駐線OE到艇艉部區(qū)域被稱為壓力面Ap,它由浸濕龍骨線長Lk、浸濕舭緣線長Lc、艇浸濕寬度b及駐線OE圍成;噴濺面As由駐線OE、噴濺前緣線OF及邊線EF組成．作用在噴濺區(qū)域的動壓小于滑行面的動壓,卻遠大于空氣作用在滑行艇表面上的動壓,根據(jù)滑行艇不同縱剖線上除去水深影響的靜壓分布,可以找出不同縱剖線上O點,擬合出艇底的駐點線,即為噴濺后緣線OE,在這條線上流體壓力最大,流速最小;再將滑行艇不同縱剖線上水相體積分布為0.5處擬合出艇底的噴濺邊線,即為噴濺前緣線OF[11-14]．

基于Delaunay三角原理對噴濺區(qū)網(wǎng)格進行重構(gòu),保證非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的規(guī)整性,在噴濺前、后緣線上插入邊界點,邊界點數(shù)據(jù)由面差值得到,確保網(wǎng)格質(zhì)量和數(shù)據(jù)準確．噴濺阻力計算流程如圖6[15]．

圖6 噴濺阻力計算方法流程Fig.6 Flow chart of calculation method of spray resistance

噴濺總阻力:Rs=Rfs+Rps

(1)

噴濺摩擦阻力:

(2)

噴濺區(qū)摩擦阻力系數(shù)根據(jù)Davidson水池經(jīng)驗公式:

(3)

(4)

噴濺壓阻力:

(5)

3 計算結(jié)果分析

圖7為外凸斜升型滑行艇噴濺區(qū)分布，該圖真實地反應(yīng)了鈍體在航行時發(fā)生的噴濺現(xiàn)象，當(dāng)存在較大底部斜升角(β≥20°)時,鈍體對水流阻礙作用降低,水流能量較小,未達到舷側(cè)就已經(jīng)衰減,噴濺區(qū)域呈現(xiàn)條帶狀．

圖7 外凸型鈍體不同底部斜升角的噴濺區(qū)域分布Fig.7 Spray region of β bluff body at different deadrise angles

直線斜升型鈍體的噴濺后緣線為直線,與實驗現(xiàn)象一致,而外凸斜升型和內(nèi)凹斜升型呈現(xiàn)二次樣條曲線形狀;當(dāng)?shù)撞啃鄙禽^小(β≤10°)時,噴濺前緣線末端到達舷側(cè),并呈現(xiàn)直線狀,噴濺現(xiàn)象明顯,外凸形鈍體相比之下更容易發(fā)生噴濺．

表3和圖8分別為不同鈍體在不同底部斜升角下的噴濺面積Sp與浸濕面積S0之比的變化曲線,噴濺面積由噴濺區(qū)內(nèi)重構(gòu)后的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格面積相加得到,可見噴濺面積隨底部斜升角增加而減小,是因為鈍體底部斜升角增加后流體獲得的能量減少,沿表面爬升衰減較快;直線斜升型鈍體噴濺面積與浸濕面積比變化幅度最大,底部斜升角從10°增加到25°,Sp/S0由49%減少到了28%．

表3 不同鈍體在不同底部斜升角下的噴濺面積Table 3 Spray area of three bluff bodys at different deadrise angles

圖8 不同鈍體噴濺面積與浸濕面積之比Sp/S0的變化曲線Fig.8 Curves of ratio of different bluff bodys splash area and wet area Sp/S0

圖9為不同鈍體、不同底部斜升角噴濺底部邊緣線長度Lw,由擬合后駐線在鈍體尾部的橫向長度獲得,從圖中可以看出：外凸斜升型鈍體底部邊緣線長度Lw變化穩(wěn)定在0.2 m左右,直線斜升型和內(nèi)凹斜升型鈍體的底部邊緣線長度隨底部斜升角的增大而減小,在底部斜升角較大(β=10°)時,底部邊緣線長度大于鈍體半寬0.25 m,噴濺現(xiàn)象較為劇烈．

圖9 不同鈍體、不同底部斜升角噴濺底部邊緣線長度LwFig.9 Bottom edge line length Lw of different bluff bodys at different deadrise angles

圖10 不同鈍體、不同底部斜升角噴濺摩擦阻力系數(shù)CfFig.10 Spray friction coefficient Cf of different bluff bodys at different deadrise angles

從圖中可以看出：外凸斜升型鈍體噴濺摩擦阻力系數(shù)Cf較穩(wěn)定,直線斜升型和內(nèi)凹斜升型鈍體的噴濺摩擦阻力系數(shù)隨底部斜升角的增大而增大,是因為直線和內(nèi)凹斜升型鈍體流速沿長度方向的分量隨底部斜升角增加有顯著提升;內(nèi)凹斜升型鈍體在β=25°時存在跳點,原因可能是此工況下噴濺區(qū)較小,截取縱剖面數(shù)量少,影響噴濺區(qū)捕捉．

圖11為不同鈍體、不同底部斜升角噴濺阻力RS的變化曲線,噴濺阻力由噴濺壓阻力和噴濺摩擦阻力兩部分構(gòu)成,根據(jù)法向量獲得每個非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格面壓力沿速度方向的分量,求得噴濺壓阻力,從圖中可以看出：噴濺阻力隨底部斜升角的增加而減小,外凸斜升型噴濺阻力最大,內(nèi)凹型最小,是因為底部斜升角增加直接導(dǎo)致了噴濺面積的減小,以致噴濺阻力降低,外凸斜升型鈍體對水流作用在沿速度方向的分量較大,水流在鈍體首部堆積反作用在鈍體上的力也越大,因此同F(xiàn)r下外凸斜升型鈍體噴濺阻力較大．

圖11 不同鈍體、不同底部斜升角噴濺阻力RS的變化曲線Fig.11 Curves of spray resistance RS of different bluff bodys at different deadrise angles

圖12為不同鈍體、不同底部斜升角噴濺阻力RS占總阻力R比值的變化曲線,可以看出：隨著底部斜升角增加,外凸斜升型和直線斜升型鈍體的噴濺阻力占總阻力的比值RS/R逐漸減少,說明總阻力中由噴濺阻力引起的成分隨底部斜升角增加而減少,底部斜升角從10°增加到25°,外凸斜升型RS/R從14.0%減少到了9.5%,直線斜升型RS/R從13.8%減少到了11.7%;而內(nèi)凹斜升型鈍體噴濺阻力占總阻力的比值隨底部斜升角增大而增大,并趨于穩(wěn)定,底部斜升角從10°增加到25°,外凸斜升型RS/R從13.3%減少到了17.1%,可以看出在航速較低(Fr<2.0)時,鈍體處于高速排水狀態(tài),內(nèi)凹斜升型鈍體不利于降低噴濺阻力占總阻力的成分．

圖12 不同鈍體、不同底部斜升角噴濺阻力占總阻力的比值RS/RFig.12 Ratio of spray resistance and total resistance resistance RS/R of different bluff bodys at different deadrise angles

圖13為不同鈍體、不同底部斜升角噴濺摩擦阻力Rfs占噴濺阻力RS的比值,可以看出：噴濺摩擦阻力占噴濺阻力Rfs/RS隨底部斜升角增加而增加,并趨向一穩(wěn)定值,在低體積傅汝德數(shù)(Fr<2.0)時,外凸型鈍體噴濺摩擦阻力占噴濺阻力的比值最小,內(nèi)凹型比值最大,原因是鈍體底部外凸程度越大,流體作用在鈍體沿長度方向的分量就越大,壓阻力占阻力成分越大;底部斜升角從10°增加到25°,外凸斜升型Rfs/RS從34.5%增加到49.1%,直線斜升型Rfs/RS從40.2%增加到65.4%,內(nèi)凹斜升型Rfs/RS從48.8%增加到69.4%．

圖13 不同鈍體、不同底部斜升角噴濺摩擦阻力占噴濺阻力的比值Rfs/RSFig.13 Ratio of spray friction resistance and spray resistance Rfs/RS of different bluff bodys at different deadrise angles

4 結(jié)論

對不同鈍體滑行艇進行三維建模,開展了長度傅汝德數(shù)Fr=0.54,底部斜升角β分別為10°、15°、20°、25°,靜水約束中約束航行共12個工況下的數(shù)值模擬,得到以下結(jié)論:

(1) 當(dāng)?shù)撞啃鄙禽^大(β≥20°)時,水流未達到舷側(cè)就已經(jīng)衰減,噴濺區(qū)域呈現(xiàn)條帶狀,直線斜升型鈍體的噴濺后緣線為直線,而外凸斜升型和內(nèi)凹斜升型呈現(xiàn)二次樣條曲線形狀,與實驗現(xiàn)象一致;當(dāng)?shù)撞啃鄙禽^小(β≤10°)時,噴濺前緣線末端到達舷側(cè),并呈現(xiàn)直線狀,噴濺現(xiàn)象明顯,外凸形鈍體相比之下更容易發(fā)生噴濺;

(2) 隨著底部斜升角增加,外凸斜升型和直線斜升型鈍體的噴濺阻力占總阻力的比值RS/R逐漸減少,說明總阻力中由噴濺阻力引起的成分隨底部斜升角增加而減少,底部斜升角從10°增加到25°,外凸斜升型RS/R從14.0%減少到了9.5%,直線斜升型RS/R從13.8%減少到了11.7%;鈍體處于高速排水狀態(tài),內(nèi)凹斜升型鈍體不利于降低噴濺阻力占總阻力的比值．

(3) 在低體積傅汝德數(shù)(Fr<2.0)時,噴濺摩擦阻力占噴濺阻力的比值隨著底部斜升角的增大而增大．其中外凸型鈍體噴濺摩擦阻力占噴濺阻力的比值最小,內(nèi)凹型比值最大,外凸斜升型Rfs/RS從34.5%增加到了49.1%,內(nèi)凹斜升型Rfs/RS從48.8%增加到了69.4%．