王一博,初文華,張懷志,曹 宇,崔森琦,武樹龍

(1 上海海洋大學海洋科學學院,上海 201306;2 國家遠洋漁業(yè)工程技術研究中心,上海 201306;3 上海海洋可再生能源工程技術研究中心,上海 201306;4 上海海洋大學工程學院,上海 201306)

網(wǎng)板是單船拖網(wǎng)系統(tǒng)中實現(xiàn)網(wǎng)口擴張、增加掃海面積的重要屬具,其水動力性能直接影響網(wǎng)具的捕撈效率[1]。水槽模型試驗能夠在可控條件下相對準確地獲取網(wǎng)板水動力性能系數(shù),是設計和開發(fā)網(wǎng)板過程中十分重要的技術手段[2-3]。

劉志強等[2]采用單因素試驗法,利用水槽模型試驗與數(shù)值模擬研究立式雙曲面網(wǎng)板在不同展弦比、彎曲度、后退角下的水動力性能。劉景彬等[4]基于計算流體力學(CFD)方法對比分析了3種尺度比 (1∶2、1∶3和1∶4)及3種板面厚度 (2 mm、5 mm和10 mm) 下的模型網(wǎng)板的升/阻力系數(shù)及流場分布。樸倉斗等[5]選用板面厚度為2 mm及2.5 mm的不銹鋼材料模型開展水槽試驗,對比5種不同彎曲度立式曲面網(wǎng)板的水動力性能。山崎慎太郎等[6]選用尺度比為1∶4的模型開展水槽模型試驗分析比較矩形V型曲面網(wǎng)板與矩形平面網(wǎng)板的水動力性能。Chu等[7]利用水槽模型試驗結合數(shù)值模擬研究沖角、展弦比、板面折角等不同結構參數(shù)對立式曲面V型網(wǎng)板水動力性能的影響。Xu等[8]通過水槽試驗結合數(shù)值模擬研究矩形V型網(wǎng)板的水動力性能。Takahashi等[9]對立式雙翼開縫網(wǎng)板開展水槽模型試驗與數(shù)值模擬分析,研究其在不同沖角下的水動力性能。You等[10]采用尺度比為1∶10的雙翼型超升降拖網(wǎng)網(wǎng)板模型開展一系列水槽試驗,研究其在大沖角下的水動力性能;此后其通過水槽試驗結合數(shù)值模擬,研究了最大相對彎度為15%、展弦比分別為0.5、1.0、1.5和2.0的曲面網(wǎng)板在翼尖堵塞和不堵塞情況下的水動力性能[11]。

結合學者的前期試驗研究結論發(fā)現(xiàn),拖網(wǎng)網(wǎng)板的水動力模型試驗結果常因尺度效應等各種因素出現(xiàn)不同程度的試驗誤差。除人為誤差、量具誤差等不可避免的誤差因素外,尺度比、加工材料等各種試驗模型參數(shù)的變化,均可能引起試驗結果出現(xiàn)不同程度的偏差。

為系統(tǒng)地分析拖網(wǎng)網(wǎng)板水槽模型試驗過程中,模型參數(shù)對水動力性能測試結果的影響,本研究選取立式V型曲面網(wǎng)板為研究對象,基于水槽模型試驗結合CFD方法,探究模型尺度比、板面厚度及加工材料對其水動力性能試驗的影響規(guī)律,旨在為拖網(wǎng)網(wǎng)板水動力模型試驗的設計與開展提供理論參考。

1 材料與方法

1.1 試驗研究方法

1.1.1 試驗模型

立式V型曲面網(wǎng)板模型制作如圖1所示。

本研究選取立式V型曲面網(wǎng)板為研究對象,具體結構形式如圖1a所示,其上設置開縫結構,可以達到改善背部流態(tài)、減少阻力的作用,從而提高網(wǎng)板的水動力性能[12-14]。

為確保該網(wǎng)板水槽模型試驗的有效開展,在綜合考慮水槽試驗區(qū)域流場尺寸及測力設備有效量程的基礎上,設計加工長度比尺為14∶1的網(wǎng)板水動力試驗縮比模型,如圖1b所示,模型網(wǎng)板翼展長為l=380.86 mm,翼弦長為b=133.98 mm,板面折角為d(dihedral angle)=168°,展弦比為λ=2.9。由于該網(wǎng)板的板面形狀為曲面,同時還有多條弧形加強筋,為保證模型加工精度及從經(jīng)濟性的角度考慮,本研究在大量前期調研基礎上,選用3D打印技術加工該網(wǎng)板的試驗縮比模型,模型選用ABS材料。此外,由于本模型長度比尺較大,網(wǎng)板板面厚度在等比縮小后將極其薄弱,考慮到試驗過程中模型的結構穩(wěn)定性與安全性,將模型板面厚度增加至4 mm,而這一模型結構改進措施對水動力試驗結果的影響,將在本研究中進行分析。

1.1.2 試驗設備

本次網(wǎng)板水動力性能試驗于2021年11月在上海海洋大學國家遠洋漁業(yè)工程技術研究中心動水槽中進行,試驗段長15.0 m,寬3.3 m,深2.3 m,最高水深 2.0 m,流速0～1.5 m/s連續(xù)可調。配備水槽流速檢測儀器與六分力傳感器(范圍0～500 N,準確度0.1%)。

模型試驗設計如圖2a所示。網(wǎng)板固定在六分力傳感器末端,由長度為0.5 m的金屬桿連接,距水槽入口4.2 m。試驗水深0.63 m,水溫T=23.4 ℃,水密度為 998.23 kg/m3。試驗過程如圖2b所示。

圖2 立式V型曲面網(wǎng)板水槽模型試驗

定義動水槽水流方向為x軸正向,豎直向上方向為z軸正向。試驗過程中將流速依次設置為0.6 m/s、0.7 m/s、0.8 m/s、0.9 m/s、1.0 m/s,分別測得模型網(wǎng)板在不同沖角(α=0°～70°)下X、Y、Z三個方向的受力情況。

1.2 數(shù)值研究方法

1.2.1 技術思路

試驗模型的加工需要耗費大量時間成本與經(jīng)濟成本,考慮到本研究內容中,涉及大量不同結構參數(shù)的試驗模型,而每個結構參數(shù)的改變都需要生成一個新的試驗模型,因此,從研究的經(jīng)濟性角度出發(fā),同時在保證計算結果有效性與滿足精度要求的前提下,本研究采用數(shù)值模擬與水槽試驗相結合的研究方法。在上述試驗研究的基礎上,首先基于CFD方法建立與水槽模型試驗相同尺度和工作條件的數(shù)值模型進行計算分析,并將數(shù)值計算結果與水槽模型試驗結果進行對比,驗證數(shù)值模型的有效性。在此基礎上,模型尺度比、板面厚度等結構參數(shù)的改變均通過建立不同的數(shù)值計算模型來實現(xiàn)。

1.2.2 網(wǎng)板水動力性能數(shù)值計算模型

采用CFD軟件 ANSYS Fluent 建立網(wǎng)板水動力性能數(shù)值計算模型(圖3)。流場區(qū)域長X=2 740 mm(7l)、寬Z=1 762 mm(4.5l)、高Y=1 174 mm(3l),網(wǎng)板前緣距水流入口距離為2l[15]。流場采用四面體網(wǎng)格(非結構網(wǎng)格)進行計算。模擬計算使用有限體積法對控制方程進行離散,求解方法為 SIMPLE 算法,湍流模型采用RNG k-ε模型,可在考慮湍流漩渦的同時有效改善不同雷諾數(shù)下的計算精度[16-20]。

圖3 計算區(qū)域設置

模型邊界條件設置如圖4a所示。上游入口處設定為速度入口邊界(velocity inlet),方向沿X軸正向,流速為0.9 m/s,湍流強度設定為5%,湍流強度比設定為3,湍流粘度比為10。下游出口設定為完全發(fā)展自由出流邊界(pressure outlet),網(wǎng)板結構表面及計算域邊界設定為不可滑移壁面(no slip wall)。為提高計算精度,網(wǎng)板邊界處網(wǎng)格設置沿網(wǎng)板表面膨脹 3層,增長率為1.2,壁面函數(shù)選擇適合高雷諾數(shù)流動的標準壁面函數(shù),如圖4b所示。

圖4 流場邊界條件設置及網(wǎng)板表面邊界處理

1.2.3 網(wǎng)格獨立性檢驗

本研究對同一工況采用不同網(wǎng)格數(shù)量的模型進行網(wǎng)格獨立性測試,測試結果如表1所示。

表1 網(wǎng)格獨立性測試結果

從數(shù)據(jù)的相對偏差可以看出,計算精度會隨網(wǎng)格密度增加逐漸提高。當網(wǎng)格單元數(shù)小于700萬時,計算結果無法收斂;當網(wǎng)格單元數(shù)超過1 100萬,流體力學指標趨于穩(wěn)定,y+值在30左右?；诖?本研究選用模型D開展立式V型曲面網(wǎng)板水動力性能計算,在網(wǎng)格設置中將第一層網(wǎng)格厚度設置為4.2×10-4m(y+≈15),計算區(qū)域的單元數(shù)和節(jié)點數(shù)分別為1.13×107和2.07×106,網(wǎng)格尺寸最小值為7.46×10-2mm,最大值為26.785 mm。

1.2.4 網(wǎng)板結構響應數(shù)值計算模型

為在數(shù)值計算模型中系統(tǒng)地還原水槽模型試驗中的工況,從而進一步分析模型參數(shù)的變化對網(wǎng)板水動力試驗的影響機理,本研究基于流固耦合模型,綜合考慮網(wǎng)板在水動力模型試驗中的受力情況(水動力、連接桿的約束力),同時計及模型材料建立網(wǎng)板結構響應數(shù)值計算模型如圖5所示。

由于網(wǎng)板結構較為復雜,將總體網(wǎng)格控制尺寸及關鍵受力部位網(wǎng)格尺寸均定義為1 mm,網(wǎng)格尺寸緩慢過渡,節(jié)點數(shù)為813 850,單元數(shù)為1 458 387。鋼材料密度為7.85×103kg/m3,泊松比為0.3,楊氏模量為2.1×105MPa;ABS材料密度為1.03×103kg/m3,泊松比為0.408 9,楊氏模量為1 628 MPa。網(wǎng)板與連接桿接觸處施加固定約束(Fixed Support),限制其自由度。

1.2.5 數(shù)值計算工況設置

為系統(tǒng)地研究模型尺度比、板面厚度以及加工材料等不同模型參數(shù)對立式V型曲面網(wǎng)板模型試驗結果的影響機理,本研究設置了如下幾組對比計算工況。

1)改變模型尺度比,分別將原型網(wǎng)板按照尺度比8∶1、11∶1、14∶1、17∶1、20∶1進行縮放,計算分析其在不同沖角(0°、10°、20°、30°、40°、50°、60°、70°)下的水動力性能。

2)改變模型厚度,在相同尺度比(14∶1)下分別將模型網(wǎng)板板面厚度設置為3 mm、4 mm、5 mm、6 mm,計算分析其在不同沖角(0°、10°、20°、30°、40°、50°、60°、70°)下的水動力性能。

3)改變模型材料,對同一縮比模型(尺度比14∶1,板面厚度4 mm)分別采用金屬材料(鋼)與3D打印材料(ABS)進行數(shù)值建模,計算分析其在模型試驗工況下的結構響應。

1.2.6 數(shù)據(jù)處理

立式V型曲面網(wǎng)板水動力性能系數(shù)主要為升力系數(shù)Cl,阻力系數(shù)Cd,升阻比K;主要結構參數(shù)為展弦比λ;主要試驗參數(shù)為沖角α,雷諾數(shù)Re,具體定義如下:

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:l為翼展(m);S為網(wǎng)板法向上的投影面積(m2);v為來流速度(m/s);ρ為流體密度(kg/m3);b為網(wǎng)板弦長(m);μ為流體動力粘度(kg/m·s);Fd為網(wǎng)板阻力(N);Fl為網(wǎng)板升力(N);Cl為升力系數(shù);Cd為阻力系數(shù)。其中,升力系數(shù)和阻力系數(shù)均為進入自動模型區(qū)后測量值的平均值。

對于網(wǎng)板的結構響應采用靜態(tài)結構分析方法,計算網(wǎng)板的變形、等效彈性應變和等效應力。式(6)為等效應力與主應力的關系;式(7)為等效應變εe的計算公式。其中v′為有效泊松比。

(6)

(7)

2 結果與分析

2.1 數(shù)值模型有效性驗證

為驗證所建立數(shù)值計算模型的有效性,本研究首先基于CFD方法建立與水槽模型試驗相同尺度與工作條件的數(shù)值模型進行計算分析,并將數(shù)值計算結果與水槽模型試驗結果進行對比,對比結果如圖6所示。

圖6 數(shù)值模型計算結果與水槽模型試驗結果對比

由圖6可知,數(shù)值模型計算得到的立式V型曲面網(wǎng)板的升/阻力系數(shù)隨沖角的變化趨勢與水槽模型試驗一致,沖角在 0°～ 30°范圍內,升力系數(shù)隨著沖角增加而增大,最大升力系數(shù)對應沖角為 30°;當沖角大于30°時,隨沖角的繼續(xù)增加升力系數(shù)逐漸減小;阻力系數(shù)則始終隨沖角的增加而增大。從升/阻力系數(shù)值來看,在小沖角(小于20°)時,數(shù)值模型計算結果與水槽模型試驗結果相對誤差很小,而隨沖角的進一步增加,二者的相對誤差略有增大,這一現(xiàn)象的產(chǎn)生原因將在本研究后續(xù)進行分析。升力系數(shù)的誤差范圍在3.3%～20.3%,阻力系數(shù)誤差范圍在0.7%～23.9%,在誤差允許范圍內,數(shù)值計算結果有效性較高。

此外,基于不同流速下的試驗數(shù)據(jù)計算得到網(wǎng)板升/阻力系數(shù)與雷諾數(shù)及沖角的關系如圖7所示。

圖7 立式V型曲面網(wǎng)板不同沖角下的水動力系數(shù)阻力系數(shù)與雷諾數(shù)的關系

可以看出,升力系數(shù)與阻力系數(shù)在各沖角下隨雷諾數(shù)變化均無顯著改變,由此可知本研究中設置的各項試驗工況(流速、模型尺度)均在自動模型區(qū)范圍內。

2.2 模型尺度比對網(wǎng)板水動力模型試驗的影響

水槽試驗設計過程中,縮比模型的尺度比選擇是首要及關鍵步驟,需要根據(jù)試驗水槽尺寸、測量裝置量程、模型制作等多方面因素綜合考慮與設計。模型尺度太小會導致試驗精度無法保證,而尺度太大時,網(wǎng)板周圍流場流態(tài)會容易受到水槽流場邊界效應的影響而發(fā)生改變,進而影響水動力試驗結果,此外,大尺度模型的加工成本也是試驗設計時需要考慮的問題。

為深入研究模型尺度比對網(wǎng)板水動力模型試驗的影響規(guī)律,圖8給出了不同尺度比(8∶1、11∶1、14∶1、17∶1、20∶1)的立式V型曲面網(wǎng)板模型在相同流速(0.9 m/s)下的升/阻力系數(shù)對比及偏差。

圖8 模型尺度比對立式曲面V型網(wǎng)板水動力性能的影響

從圖8a1、8a2中可以觀察到,模型尺度比對升力系數(shù)變化趨勢的影響并不顯著,僅小尺度模型的最大升力系數(shù)對應沖角比大尺度模型略有增加;相較而言,模型尺度比對升力系數(shù)值影響更為顯著,特別是在小沖角(α<30°)時,當模型尺度比增至20∶1,由于模型尺度縮小過多,計算結果與其他尺度比模型出現(xiàn)明顯偏差,而當模型尺度比小于17∶1時,不同尺度比模型計算得到的升力系數(shù)值偏差不大(15%以下)。從圖8b1、b2中可以觀察到,相較于升力系數(shù),模型尺度比對阻力系數(shù)的影響更不顯著(偏差均小于12%),不同尺度比的模型阻力系數(shù)曲線與系數(shù)值均未有明顯偏差,僅在沖角為30°左右時,最小尺度模型(尺度比20∶1)阻力系數(shù)差異較為顯著(偏差12%左右)。因此,在設計該網(wǎng)板水動力模型試驗時,除考慮到模型加工成本外,應盡可能減小模型尺度對試驗結果精度的影響,將其控制在17∶1以下。由于不同結構型式的網(wǎng)板,水動力性能隨結構的變化規(guī)律不同,因此本研究計算得到的尺度比范圍僅為參考值,具體尺度比尚需根據(jù)不同網(wǎng)板的結構型式進行具體計算。

為進一步探究模型尺度比的改變對網(wǎng)板水動力性能的影響機理,分析不同尺度比模型水動力性能產(chǎn)生差異的具體原因,圖9給出了不同尺度比的網(wǎng)板模型在40°沖角時的網(wǎng)板中部截面附近流場分布情況。從圖9中可以觀察到,尺度比的改變對于網(wǎng)板附近流場分布的影響不顯著,不同尺度比的網(wǎng)板模型迎流面高壓區(qū)與背流面低壓區(qū)形狀相似、壓力值范圍接近,導致各尺度比模型升、阻力系數(shù)變化趨勢亦無明顯區(qū)別。當模型尺度較小時,網(wǎng)板背流面渦的尺度顯著減小,同時網(wǎng)板迎流面高壓區(qū)面積與背流面低壓區(qū)面積均較大尺度模型有所降低,導致網(wǎng)板升力系數(shù)相較大尺度模型而言顯著降低(如圖9所示)。

圖9 不同尺度比的網(wǎng)板模型中部截面附近流場分布(α=40°)

2.3 模型板面厚度對網(wǎng)板水動力模型試驗的影響

由于網(wǎng)板模型長度比尺較大,實際網(wǎng)板板面厚度較小,因此在等比縮小后模型板面將變得極其薄弱,考慮到試驗過程中模型的結構穩(wěn)定性與安全性,需將模型板面厚度適當增加。為研究這一模型結構的改進措施對水動力性能產(chǎn)生的影響,圖10給出了不同板面厚度2 mm(不加厚)、3 mm、4 mm、5 mm、6 mm的網(wǎng)板模型升、阻力系數(shù)對比情況。由圖10可知,網(wǎng)板模型板面厚度的改變對升、阻力系數(shù)的變化規(guī)律影響顯著,對升力系數(shù)的影響主要反映在大沖角(α>30°)時,而對阻力系數(shù)的影響則主要反映在小沖角(α<30°)時。

板面加厚時最大升力系數(shù)對應沖角略有減小,同時升力系數(shù)值在大沖角下隨板面厚度的增加呈現(xiàn)降低趨勢;當板面厚度增加較小(≤4 mm)時,對網(wǎng)板模型升力系數(shù)影響不顯著(偏差15%以下)。在設計網(wǎng)板水槽試驗縮比模型時,需綜合考慮模型結構的穩(wěn)定性及厚度增加對水動力性能系數(shù)的影響,適當增加網(wǎng)板模型板面厚度(板面增厚不超過2倍),這一厚度增加范圍同樣需根據(jù)不同網(wǎng)板的結構型式進行具體計算。

為進一步探究網(wǎng)板模型板面厚度的改變對其水動力性能的影響機理,分析不同板面厚度的模型水動力性能產(chǎn)生差異的具體原因,圖11給出了不同板面厚度的網(wǎng)板模型在30°沖角時的網(wǎng)板中部截面附近流場分布情況。

圖11 不同板面厚度網(wǎng)板模型中部截面附近流場分布(α=30°)

從圖11中可以觀察到,板面厚度的變化并未引起網(wǎng)板模型迎流面高壓區(qū)與背流面低壓區(qū)形狀的改變,但隨著模型板面厚度的增加,網(wǎng)板迎流面高壓區(qū)面積顯著減小,而低壓區(qū)面積變化不明顯,從而導致了網(wǎng)板升力系數(shù)隨板面厚度的增加呈現(xiàn)降低趨勢;板面厚度小于4 mm時,網(wǎng)板迎流面高壓區(qū)面積與板面不加厚(2 mm)時基本一致,此時升力系數(shù)沒有顯著變化,而當板面厚度顯著增加(大于5 mm),網(wǎng)板迎流面高壓區(qū)面積的大幅度減小導致了升力系數(shù)的顯著降低,這一規(guī)律與圖10a1、圖10a2完全一致。

2.4 模型材料對網(wǎng)板水動力模型試驗的影響分析

從圖6的數(shù)值計算結果與水槽模型試驗結果的對比中發(fā)現(xiàn),二者的偏差并非在各個沖角下保持一致,而是會隨沖角的增加逐漸增大。通過水槽試驗模型與數(shù)值計算模型的對比發(fā)現(xiàn),由于水槽試驗中采用的縮比模型選用ABS材料進行加工,該種材料剛性相對較弱,因此在試驗過程中模型可能會隨水動力的增加產(chǎn)生一定的局部位移與變形,而數(shù)值計算模型中將網(wǎng)板材質設置為剛性[21-22],即控制模型在水中不產(chǎn)生位移與變形。由此推測這一模型局部位移與變形是產(chǎn)生數(shù)值計算結果與模型試驗結果偏差的主要原因。為驗證這一推斷,圖12給出了基于流固耦合模型計算得到的兩種不同材質(結構鋼與ABS)的網(wǎng)板模型在水動力試驗過程中相同工況下的變形情況,同時為便于比較分析,還給出了進行板面加厚(4 mm)之后的ABS材料網(wǎng)板模型的變形情況。

圖12 不同材質網(wǎng)板模型變形情況

從圖12中可以明顯地觀察到,由于試驗過程中網(wǎng)板上端通過連接桿固定,下端自由,網(wǎng)板底端會產(chǎn)生一定的變形;在相同的試驗工況下,ABS材料的網(wǎng)板模型變形較結構鋼材質的網(wǎng)板明顯較大,進而導致二者水動力系數(shù)的顯著差異。此外,當ABS材料的網(wǎng)板模型板面厚度增加,會在一定程度上提高模型的剛性,因此在相同工況下,其結構變形較未加厚的ABS材料網(wǎng)板模型顯著減小,由此可以推斷,在開展網(wǎng)板水槽模型試驗時,板面厚度的適當增加,可以在一定程度上減小由于模型底部變形引起的試驗誤差。

圖13進一步給出了不同材質的網(wǎng)板模型最大變形隨沖角的變化情況,

圖13 不同材質網(wǎng)板模型最大變形隨沖角變化情況

從圖13中可以清楚地觀察到,相同板面厚度的ABS材料模型在各沖角下的變形均顯著大于結構鋼材質的網(wǎng)板模型,同時,隨沖角的增加,二者的差距顯著增大,由于網(wǎng)板底端的變形是在水動力作用下產(chǎn)生,由此就解釋了數(shù)值計算結果與水槽模型試驗結果的偏差隨沖角的增加逐漸增大這一現(xiàn)象。同時也可以進一步看出,板面厚度增加后,ABS材質的網(wǎng)板模型在各沖角下的變形均顯著減小,雖然較結構鋼材質的網(wǎng)板仍有偏差,但可在一定程度上降低結構變形引起的試驗誤差。結合2.3節(jié)中板面厚度對模型試驗結果的影響分析可知,板面厚度在試驗過程中不能大幅度增加,否則會從另一個方面影響試驗結果的精度,因此在設計網(wǎng)板模型的板面厚度時,需要結合材料的剛性及對水動力性能的影響兩方面進行綜合考慮。

3 討論

3.1 模型試驗與數(shù)值模擬結果偏差

將網(wǎng)板數(shù)值模型計算結果與水槽模型試驗結果進行對比,結果表明升、阻力系數(shù)變化趨勢吻合較好,最大升力系數(shù)出現(xiàn)在30°左右,阻力系數(shù)呈上升趨勢(圖6),這與Chu等[7]研究結果一致。升力系數(shù)的偏差范圍在3.3%～20.3%,阻力系數(shù)偏差范圍在0.7%～23.9%。分析偏差產(chǎn)生原因主要有如下3點:一是數(shù)值模擬中模型網(wǎng)板表面光滑,因此計算過程中不會產(chǎn)生摩擦阻力,由此導致數(shù)值計算阻力偏小;二是在數(shù)值模型中流場內只有網(wǎng)板,而沒有水槽試驗中用于連接模型網(wǎng)板與六分力傳感器的連接桿,而在試驗過程中測得的阻力為連接桿與網(wǎng)板所受阻力的合力,這是導致阻力計算值較試驗結果偏小的另一原因;三是水槽模型試驗過程中由于試驗環(huán)境限制極其易產(chǎn)生水流不穩(wěn)定與模型結構振動,進而導致試驗結果存在誤差。

此外,數(shù)值模型建立過程中,網(wǎng)格精度控制與參數(shù)設置均會對計算結果產(chǎn)生重要影響。分析數(shù)值模擬計算結果偏差的主要原因有:一是模型簡化與初始條件設置與實際試驗工況不完全相同的建模誤差;二是數(shù)值算法本身對數(shù)學模型與定義域的離散誤差;三是包括舍入誤差和迭代誤差的計算誤差[23-29]。其中建模誤差為主要誤差原因,在尺度效應、板面厚度和模型材料等結構參數(shù)對模擬結果的影響中均有體現(xiàn),前文所討論的忽略網(wǎng)板摩擦阻力與連接桿阻力的誤差也屬于建模誤差。離散誤差與計算誤差對結果偏差的影響程度有限,主要受到網(wǎng)格類型、網(wǎng)格尺度以及邊界條件等的影響。Xu 等[8]對比了4種不同網(wǎng)格密度下網(wǎng)板升/阻力的差異,結果顯示網(wǎng)格數(shù)量從9.3×105增至2.3×106,計算精度略有提高。左玲玉等[23]對比分析了3種結構網(wǎng)格與3種非結構網(wǎng)格在不同沖角下升/阻力系數(shù)差異,結果顯示結構網(wǎng)格模型的離散誤差小,且細網(wǎng)格模型具有更好的網(wǎng)格收斂性。由此分析,本研究中采用四面體非結構網(wǎng)格可能也是導致誤差較為明顯的原因之一。

有學者[30-33]研究表明,CFD數(shù)值模擬中,在考慮湍流模型封閉系數(shù)認知不確定性和來流條件隨機不確定性的情況下,通過融合混合不確定性量化、全局靈敏度分析,并根據(jù)似然樣本策略對關鍵系數(shù)加以修正,可以有效修正CFD模型,減小模擬誤差。但目前仍未有學者研究CFD模型修正方法在網(wǎng)板數(shù)值模擬中的應用。今后可引入該類方法來實現(xiàn)減小網(wǎng)板數(shù)值模擬結果的誤差,以便更準確地計算網(wǎng)板水動力性能。

3.2 網(wǎng)板周圍流場可視化

探究網(wǎng)板周圍流場流態(tài)對于分析網(wǎng)板模型試驗中水動力性能變化規(guī)律至關重要,也是解釋模型參數(shù)對網(wǎng)板水動力模型試驗影響機理的有力依據(jù)。目前實現(xiàn)網(wǎng)板周圍流場可視化的方法主要有3種:線條法、氣泡法和CFD數(shù)值模擬法[2]。相比于線條法與氣泡法耗時長且只能定性觀測分析網(wǎng)板周圍流態(tài)變化的缺陷,CFD數(shù)值模擬技術具有高效、低成本、精確性好等優(yōu)點[3]。劉景彬等[4]、Xu等[8]先后采用CFD數(shù)值模擬對網(wǎng)板周圍流場進行了可視化分析。

本研究基于CFD方法分別對不同尺度比與不同板面厚度的立式V型曲面網(wǎng)板流場進行了可視化處理,發(fā)現(xiàn)渦的尺度、網(wǎng)板迎流面高壓區(qū)面積與背流面低壓區(qū)面的變化均會對網(wǎng)板水動力性能產(chǎn)生顯著影響:隨著模型尺度比的減小,網(wǎng)板背流面渦的尺度、迎流面高壓區(qū)面積與背流面低壓區(qū)面積均有所降低,進而導致小尺度比網(wǎng)板的升力系數(shù)小于大尺度網(wǎng)板。這種趨勢與劉景彬等[4]發(fā)現(xiàn)的升/阻力系數(shù)隨分離渦的增大而增大的結果基本一致。

4 結論

本研究以南極磷蝦拖網(wǎng)作業(yè)時常用的立式V型曲面網(wǎng)板為研究對象,采用水槽模型試驗與數(shù)值模型計算相結合的方法,探究模型尺度比、板面厚度及模型材料對其水動力性能試驗的影響規(guī)律,得出的主要結論如下:

(1)模型尺度比的改變對網(wǎng)板升力系數(shù)與阻力系數(shù)曲線形狀改變均不顯著,其主要對網(wǎng)板升力系數(shù)值產(chǎn)生較大影響,當模型尺度縮小過多(20∶1),升力系數(shù)在小沖角(α<30°)時偏差明顯。設計網(wǎng)板水動力模型試驗時,在綜合考慮水槽試驗區(qū)域流場尺寸、測力設備有效量程及模型加工成本的基礎上,應使得模型尺度盡可能大,減小模型尺度對試驗結果精度的影響。

(2)模型板面厚度的改變對網(wǎng)板升、阻力系數(shù)均會產(chǎn)生顯著影響,對升力系數(shù)的影響主要反映在大沖角(α>30°)時,而對阻力系數(shù)的影響則主要反映在小沖角(α<30°)時。試驗設計時,為提高模型結構穩(wěn)定性可適當增加板面厚度,但增厚范圍需不超過2倍(不同結構型式網(wǎng)板試驗模型板面增厚范圍可參考此范圍具體計算后確定),因為大幅度的厚度增加將會引起升力系數(shù)值在大沖角下的顯著降低。

(3)非金屬材料由于剛性不足會在水槽模型試驗過程中容易因受力后產(chǎn)生一定的位移與變形而引起試驗結果的偏差。可采取增加模型板面厚度的方式減小此偏差,但具體增厚范圍需結合結構的剛性及對水動力性能的影響綜合考慮。