趙海瑞, 施瑤, 潘光

(1.西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院, 陜西 西安 710072; 2.無人水下運(yùn)載技術(shù)工信部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 陜西 西安 710072)

航行器在投放過程中,常涉及到跨越氣液交界面的過程,當(dāng)航行器以高速入水時(shí),會(huì)受到巨大的沖擊載荷作用并伴隨著復(fù)雜的空泡形態(tài),將對(duì)航行器的物理結(jié)構(gòu)、內(nèi)部?jī)x器和入水彈道等造成不可忽視的影響。因此,國(guó)內(nèi)外學(xué)者從理論、試驗(yàn)和數(shù)值模擬方面對(duì)該問題開展了大量的研究。

入水沖擊載荷方面。理論研究多基于勢(shì)流理論開展,最早由von Karman[1]提出了近似平板理論,這成為后來很多學(xué)者研究相關(guān)問題的理論依據(jù)。但是該理論忽略了液面隆起現(xiàn)象的影響,之后Wagner[2]對(duì)其進(jìn)行改進(jìn)提出了自相似解法,得到了入水沖擊壓強(qiáng)峰值與速度平方成正比的結(jié)論。Pukhnachov[3]提出了匹配漸進(jìn)展開法來研究非線性因素在入水問題中的影響。Chuang[4-5]對(duì)平底物體入水開展了試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)了空氣墊的存在。陳震等[6]通過數(shù)值模擬,也得出了空氣墊在平底物體入水沖擊中具有重要作用的結(jié)論。

入水空泡方面。Logvinovich[7]基于能量守恒定律提出了空泡獨(dú)立擴(kuò)張?jiān)?能夠?qū)张菪螒B(tài)進(jìn)行理論預(yù)報(bào)。Duclaux等[8]基于Besant-Rayleigh氣泡平衡理論推導(dǎo)了入水空泡半徑與時(shí)間的函數(shù)關(guān)系,得到了與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好的結(jié)果。Worthington等[9]最早用閃光照相機(jī)開展了球體垂直入水的試驗(yàn)研究,并對(duì)其空泡形態(tài)進(jìn)行了觀測(cè)和描述。Bell[10]和Maccoll[11]通過對(duì)入水空泡試驗(yàn)進(jìn)行觀測(cè),總結(jié)了空泡生成和演化過程中的流動(dòng)特征,并分析了空泡的形成機(jī)理。馬慶鵬等[12]通過求解雷諾時(shí)均的納維斯托克斯方程,開展了錐頭圓柱體高速垂直入水的數(shù)值模擬研究,得到了不同錐角頭型與入水彈道和空泡半徑等流場(chǎng)特性間的關(guān)系。

由上文可知,沖擊載荷和空泡特性是入水過程重要的研究?jī)?nèi)容,而航行器高速入水又延伸出降載方案這一重要研究?jī)?nèi)容。通過優(yōu)化航行器結(jié)構(gòu)外形可以降低沖擊載荷。此外，頭部噴氣形成氣墊也可降低入水載荷,潘龍等[13]開展了直徑為16.74 mm的平頭圓柱體垂直入水?dāng)?shù)值模擬研究,采用頭部直接射流的方法,延長(zhǎng)了結(jié)構(gòu)物與水面間空氣墊的作用時(shí)間,得到了噴氣可以減小入水沖擊載荷的結(jié)論。劉華坪等[14]開展了不同噴氣量和入水速度對(duì)于沖擊載荷影響的數(shù)值模擬研究,得到了增大噴氣量可增強(qiáng)降載效果以及入水初速增大后降載效果減弱的結(jié)論。但是頭部直接射流的方法存在一定的局限性,在航行器高速入水時(shí)需要的噴氣量過大,難以在工程實(shí)際中應(yīng)用。本文設(shè)計(jì)了帶圓盤空化器的頭部噴氣裝置,通過圓盤空化器和噴氣的共同作用,使航行器在高速入水時(shí)產(chǎn)生包裹航行器的超空泡,延長(zhǎng)航行器與空氣的作用時(shí)間,以減小航行器入水過程中受到的載荷,同時(shí)與直接射流法相比可大大減小噴氣量。

1 物理模型和計(jì)算方法

1.1 研究對(duì)象與數(shù)值方法

采用如圖1所示的計(jì)算模型,模型質(zhì)量215 kg,質(zhì)心位于距前端面2 m處,垂直入水時(shí)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為Ixx=131.124 kg·m2,Iyy=3.234 kg·m2,Izz=131.124 kg·m2。直徑為324 mm，總長(zhǎng)L為3 872 mm。其中,頭部噴氣裝置長(zhǎng)1 200 mm,前端帶圓盤空化器,圓盤空化器直徑為72 mm,在空化器后部開孔噴氣,促進(jìn)超空泡的生成,開孔直徑為15 mm,為了簡(jiǎn)化仿真模型,噴氣孔以環(huán)形代替圓孔。

圖1 計(jì)算模型示意圖

使用商業(yè)軟件Fluent 19.2開展仿真計(jì)算,采用嵌套網(wǎng)格方法,其中外域?yàn)榻Y(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,網(wǎng)格數(shù)量約430萬。子域及模型采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,并在模型表面進(jìn)行加密處理,網(wǎng)格數(shù)量約70萬。網(wǎng)格如圖2所示。采用VOF(volume of fluid)多相流模型,以模擬高速入水和噴氣過程中氣液固三相耦合作用?？栈Ｐ筒捎肸wart-Gerber-Belamri模型,湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。壓力速度耦合方式采用Coupled算法,采用一階迎風(fēng)格式對(duì)動(dòng)量和能量方程進(jìn)行離散。使用了六自由度動(dòng)網(wǎng)格方法。

圖2 計(jì)算網(wǎng)格

1.2 數(shù)值方法準(zhǔn)確性驗(yàn)證

本文通過試驗(yàn)來對(duì)數(shù)值模擬方法的可靠性進(jìn)行驗(yàn)證。首先根據(jù)相似理論對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行縮比,頭部噴氣航行器入水主要包含了入水和噴氣2個(gè)過程,其中入水過程主要考慮重力、壓力和慣性力的作用,而噴氣過程為孔口射流現(xiàn)象,因此除幾何相似外主要考慮了弗勞德相似

(1)

為適配試驗(yàn)室的空氣炮發(fā)射裝置,取縮比后的模型直徑為40 mm,質(zhì)量為0.5 kg。試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案采用PU軟管通氣,考慮到通氣裝置及發(fā)射裝置的實(shí)際能力,故取入水速度為10 m/s,入水角90°,噴氣量0.98 g/s。然后使用已建立的數(shù)值方法開展了同一初始條件下的數(shù)值模擬,如圖3所示,得到了2.31 ms時(shí)刻的仿真空泡圖和同一入水深度下的試驗(yàn)空泡形態(tài)。由空泡疊加圖可知,空泡曲線基本相吻合,空泡直徑在入水深度-25 mm處存在較大差值,經(jīng)計(jì)算,該位置處的相對(duì)誤差為5.1%。因此,本文采用的數(shù)值方法可以較好地模擬頭部噴氣航行器的入水過程。

圖3 空泡對(duì)比圖

2 噴氣量對(duì)入水空泡的影響

首先研究了噴氣量對(duì)于頭部噴氣航行器入水空泡的影響,其中入水角為90°,入水速度200 m/s。圖4為不噴氣時(shí)航行器在該初始條件下不同時(shí)刻的入水空泡形態(tài)演變圖。在入水初期,空泡為近似錐形,隨著入水深度的增加,液面處逐漸收縮并隆起,靠近液面處逐漸出現(xiàn)明顯的紡錘形,空泡中部受到水的擠壓逐漸收縮。航行器主體前端在入水初期便出現(xiàn)明顯的觸水現(xiàn)象,隨著入水深度的增加,觸水面積逐漸增大。

圖5為噴氣量4 kg/s時(shí)航行器的入水空泡形狀演變圖。由圖可見，空泡形態(tài)和變化趨勢(shì)基本與不噴氣時(shí)相同。對(duì)比不噴氣時(shí)的情況,噴出的氣體促進(jìn)了入水超空泡的生成,航行器主體在入水過程中沒有觸水,從側(cè)面說明,噴氣可以降低入水過程中的沖擊載荷。

圖4 噴氣量0 kg/s時(shí)空泡形狀演變圖 圖5 噴氣量4 kg/s時(shí)空泡形狀演變圖

圖6為不同噴氣量下的入水空泡疊加圖,其中噴氣量分別為0,2,4,8和16 kg/s。在入水初期,航行器撞水和開空泡的階段,航行器前端空化器起主要作用,入水空泡基本重合,空泡最大直徑位于水面處。隨著入水深度的增加,噴氣的作用逐漸顯現(xiàn),空泡直徑隨噴氣量增大而增大,且在液面以下靠近液面處空泡直徑最大。

圖6 不同時(shí)段、不同噴氣量下空泡形態(tài)對(duì)比

本文在航行器不同位置布置了壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖7所示。其中監(jiān)測(cè)點(diǎn)1～3位于圓盤空化器前端面,監(jiān)測(cè)點(diǎn)4,5位于噴氣孔兩側(cè),監(jiān)測(cè)點(diǎn)6位于頭部噴氣裝置末端,監(jiān)測(cè)點(diǎn)7位于鰭舵上。通過對(duì)比各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓強(qiáng),得到入水過程中航行器的壓強(qiáng)分布及變化。

圖7 壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置圖

如圖8所示,以噴氣量4 kg/s時(shí)不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓強(qiáng)變化曲線為例。觀察曲線并分析可知,航行器垂直入水過程中,由于空化器前端面持續(xù)與水接觸,位于空化器前端面的監(jiān)測(cè)點(diǎn)1～3的壓強(qiáng)較大,并在入水瞬間達(dá)到峰值,后迅速下降,最終緩慢下行,峰值脈寬短。監(jiān)測(cè)點(diǎn)4～6處于超空泡中,壓強(qiáng)小,曲線無明顯波動(dòng)。隨著入水深度的增加,鰭舵逐漸觸水,位于鰭舵處的監(jiān)測(cè)點(diǎn)7壓強(qiáng)曲線在30 ms左右開始上升,并在一段時(shí)間后趨于平緩。綜合比較得出,入水過程中沖擊壓強(qiáng)最大區(qū)域位于空化器前端面的圓域內(nèi),航行器主體處于超空泡包裹中,沖擊壓強(qiáng)對(duì)其影響較小。

圖8 不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)對(duì)比(噴氣量4 kg/s)

由上文可知,航行器入水過程中只有監(jiān)測(cè)點(diǎn)1,2,3和7有明顯的壓強(qiáng)變化,因此下面將分別對(duì)比不同噴氣量下監(jiān)測(cè)點(diǎn)1,2,3和7壓強(qiáng)曲線的變化,分析噴氣量的改變對(duì)于航行器所受沖擊壓強(qiáng)的影響。

圖9為不同噴氣量下監(jiān)測(cè)點(diǎn)1～3的壓強(qiáng)變化曲線,可以發(fā)現(xiàn)在入水初期的開空泡階段,空化器起主要作用,因此不同噴氣量下壓強(qiáng)峰值基本相同,隨著入水深度的增加,不同噴氣量的差異性開始顯現(xiàn),監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)隨噴氣量增大而減小,說明增大噴氣量可減小航行器入水過程中受到的沖擊載荷。

圖9 不同噴氣量下監(jiān)測(cè)點(diǎn)1,2和3壓強(qiáng)對(duì)比

圖10為鰭舵處監(jiān)測(cè)點(diǎn)7的壓強(qiáng)峰值隨噴氣量的變化曲線。觀察曲線可推測(cè)得到,噴氣量的增加促進(jìn)了入水超空泡的生成,使鰭舵觸水面積減小,壓強(qiáng)峰值降低,減小了入水過程中航行器受到的載荷。

圖10 不同噴氣量下監(jiān)測(cè)點(diǎn)7壓強(qiáng)峰值對(duì)比

3 初始速度對(duì)入水空泡的影響

本文同時(shí)研究了不同入水速度對(duì)于頭部噴氣航行器入水空泡的影響,其中入水角為90°,噴氣量為4 kg/s,入水速度為50～300 m/s。

圖11為同一入水深度下,不同入水速度的空泡形態(tài)疊加圖,其中L為航行器總長(zhǎng)。觀察空泡形態(tài)可得,入水深度為0.2L和1.2L時(shí),不同入水速度下空泡形態(tài)基本相同。隨著入水深度的增加,空泡形態(tài)出現(xiàn)較大差異,入水速度為50和100 m/s,在入水深度為2.2L時(shí)空泡中部出現(xiàn)明顯的收縮段,在入水深度3.5L時(shí)可觀察到明顯的空泡深閉合現(xiàn)象;入水速度為150和200 m/s,在入水深度3.5L時(shí)空泡中部才逐漸出現(xiàn)收縮現(xiàn)象;入水速度為250和300 m/s時(shí),入水深度達(dá)到3.5L而空泡整體還在繼續(xù)擴(kuò)張。

圖11 不同入水速度下空泡形態(tài)對(duì)比

在入水深度3.5L的范圍內(nèi),隨著入水深度的增加,空泡直徑持續(xù)增大;對(duì)比同一入水深度下不同入水速度的空泡直徑可知,空泡直徑隨入水速度增大而增大。

在入水深度3.5倍彈長(zhǎng)、入水速度100 m/s 以下時(shí)可觀測(cè)到空泡深閉合現(xiàn)象,因此下面將以100 m/s 為典型工況,分析噴氣對(duì)于入水過程中航行器速度、加速度、受到的載荷及空泡的影響。

圖12為入水速度100 m/s時(shí)噴氣與不噴氣的航行器速度、加速度和壓強(qiáng)云圖對(duì)比。不噴氣時(shí),速度曲線在40 ms左右出現(xiàn)明顯突變,對(duì)應(yīng)了加速度曲線中該時(shí)刻迅速升高的趨勢(shì)。對(duì)比49.5 ms時(shí)刻的壓力云圖,發(fā)現(xiàn)不噴氣時(shí),在航行器頭部噴氣裝置末端出現(xiàn)高壓區(qū),說明此時(shí)航行器主體已經(jīng)觸水,空泡已在航行器前端閉合,后續(xù)也不會(huì)出現(xiàn)空泡深閉合現(xiàn)象。而噴氣促進(jìn)了入水超空泡的生成,持續(xù)噴出的氣體將航行器主體與水隔開,并在入水后期產(chǎn)生深閉合的空泡,伴隨航行器繼續(xù)前進(jìn)。49.5 ms后噴氣的加速度值小于不噴氣時(shí)的數(shù)值。證明了噴氣可以有效減小入水過程中受到的載荷。

圖12 入水初速100 m/s下噴氣量為0和4 kg/s時(shí)航行器速度、加速度和壓強(qiáng)云圖對(duì)比

4 入水角度對(duì)入水空泡的影響

本文同時(shí)研究了不同入水角度對(duì)于頭部噴氣航行器入水空泡的影響,其中入水速度100 m/s,噴氣量4 kg/s,入水角度為60°～90°。

圖13為入水角60°時(shí)的入水空泡演變過程。如圖所示,在入水初期,空泡為近似斜錐形,液面出現(xiàn)隆起現(xiàn)象,隨入水深度增加,空泡流中部開始收縮,在約110 ms左右產(chǎn)生空泡深閉合,空泡分成上下兩部分,上層近水面空泡為近似紡錘形,在噴氣作用下,航行器攜帶下層空泡繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng),在水壓作用下這部分空泡長(zhǎng)度和直徑逐漸減小。整個(gè)過程中空泡呈現(xiàn)明顯的不對(duì)稱性,背水側(cè)液面隆起程度大于迎水側(cè)。產(chǎn)生空泡深閉合后,上層近水面空泡的背水側(cè)空泡膨脹大于迎水側(cè)。在128.7 ms左右,航行器前端迎水面觸水,航行器受力抬頭,168.3 ms左右,航行器前端背水面觸水,航行器受力低頭,使航行器入水彈道發(fā)生偏移。

圖13 入水角60°時(shí)空泡形狀演變圖

圖14為不同入水角度下的空泡形態(tài)對(duì)比。由圖可知,空泡最大直徑隨入水角增大而減小,斜入水時(shí)空泡呈現(xiàn)非對(duì)稱性,且不對(duì)稱程度隨入水角減小而增大。在入水初期,90°的空泡長(zhǎng)度最大,斜入水空泡長(zhǎng)度接近。隨入水深度的增加,斜入水空泡長(zhǎng)度逐漸增大,且空泡長(zhǎng)度隨入水角減小而增大。

圖14 不同入水角度下空泡形態(tài)對(duì)比

5 結(jié) 論

本文采用數(shù)值模擬方法研究了加裝頭部噴氣裝置的航行器在高速入水過程中的空泡特性。得到的結(jié)論如下:

1) 加裝頭部噴氣裝置后,空泡形態(tài)由入水初期的錐形逐漸變化為紡錘形,并可觀察到明顯的液面隆起和中段收縮現(xiàn)象。

2) 航行器撞水和開空泡的階段,空化器起主要作用,入水空泡基本重合,沖擊壓強(qiáng)峰值基本相同,隨著入水深度的增加,空泡直徑隨噴氣量而增大,且噴氣促進(jìn)了入水超空泡的生成,減小了航行器觸水面積,降低了入水過程中的沖擊載荷。

3) 航行器以不同初速垂直入水時(shí),入水初期,空泡形態(tài)基本相同,隨著入水深度增加,空泡形態(tài)出現(xiàn)明顯差異,其中入水速度100 m/s以下時(shí)可觀察到空泡深閉合現(xiàn)象。

4) 航行器斜入水時(shí),空泡呈現(xiàn)明顯的不對(duì)稱性。當(dāng)產(chǎn)生空泡深閉合后,航行器出現(xiàn)局部觸水現(xiàn)象并在受力作用下發(fā)生彈道偏移。

5) 對(duì)比不同入水角下的空泡形態(tài),空泡最大直徑與斜入水時(shí)的不對(duì)稱程度隨入水角增大而減小,在入水初期,90°的空泡長(zhǎng)度最大,斜入水空泡長(zhǎng)度接近。隨著入水深度的增加,斜入水的空泡長(zhǎng)度逐漸增大,且空泡長(zhǎng)度隨入水角增大而減小。

本文所得的相關(guān)結(jié)論,可為航行器高速入水緩沖降載相關(guān)研究提供參考。