平板噴氣流場特性及氣流量分配策略試驗研究

吳浩，，歐勇鵬

(海軍工程大學 艦船工程系，湖北 武漢 430033)

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平板噴氣流場特性及氣流量分配策略試驗研究

(海軍工程大學 艦船工程系，湖北 武漢 430033)

為了探討氣流量分配對平板噴氣流場特性的影響，在高速拖曳水池里開展了平板下表面噴氣減阻試驗，研究了氣流量縱向和橫向分配對平板減阻率和氣層形態(tài)的影響規(guī)律。研究結果表明：平板下表面氣液混合流的形態(tài)主要受航速和氣流量影響，當無因次氣流量系數(shù)Cq≤1.554時，混合流主要表現(xiàn)為氣泡流；當Cq≥1.675時，混合流轉變?yōu)檫^渡氣層流；當Cq≥2.331時，混合流由過渡流轉變?yōu)榉謱恿?。平板下表面的局部摩擦力減阻率在噴氣口附近處為100%；改善噴氣策略，在首部噴氣裝置左腔、中腔和右腔橫向噴氣比例為1∶4∶1時，平板下表面的氣層覆蓋率較高，減阻率可以達到60.65%；首部和中部噴氣裝置聯(lián)合噴氣并未使平板減阻效果有改善。

平板;氣流量;流場分配策略;氣層形態(tài);減阻率;局部摩擦力

低速肥大型船舶的摩擦阻力占船舶總阻力約60%～70%。如果能使該型船舶的摩擦阻力大幅度減小，將在減小二氧化碳的排放和節(jié)約燃料成本上起到關鍵作用。目前，世界各國都致力于研制氣泡船來實現(xiàn)節(jié)能減排的目標，俄羅斯的氣泡船已經(jīng)得到了工程應用，日本及西歐的DK group船舶設計公司也氣泡船方面進行相關的研究，我國對氣層減阻試驗技術的研究也有多年，取得了顯著的進展[1-8]。

眾多研究已表明氣層減阻技術可以有效減少肥大型船舶的摩擦阻力：Kawakita等[9]針對長5.5 m的船模開展了噴氣減阻試驗，試驗結果表明：在不同試驗狀態(tài)下船底氣層會呈現(xiàn)不同的形態(tài)，但并未對氣層的形態(tài)進行分析；Ceccio等[10-13]針對長12.9 m的平板在循環(huán)水槽中進行了噴氣減阻試驗。試驗結果表明：航速和氣流量是影響氣體形態(tài)的關鍵因素，氣層對局部摩擦力的減阻可以達到100%，但是限于試驗條件未能測量平板總阻力，因此不能對平板的總阻力進行減阻效果評估；葉青等[14]在低湍流度水洞中開展了氣液兩相流邊界層特性模型試驗，試驗結果表明：氣層在平板底部隨來流向后擴散，存在橫向擴散角；氣層形態(tài)主要受氣流量和來流速度的影響。Tsai等[15]針對平板模型在循環(huán)水槽和拖曳水池中進行了噴氣減阻試驗，試驗結果表明：在循環(huán)水槽中，平板的減阻率隨著氣流量的增加而增加至最大值后穩(wěn)定不變，而在水池中則存在最佳氣流量使得平板的減阻率達到最大，氣流量超過最佳氣流量時平板減阻率反而有所降低。造成這種差異的原因是循環(huán)水槽和拖曳水池中不同的壓力、速度梯度；Sayyaadi等[16]在一條小型船模上探究了氣流量、船模尺寸和減阻率的關系，試驗結果表明：在合適的氣流量下模型減阻率可以達到5%～8%，最佳氣流量隨著速度的增加而增大，但是過大的氣流量反而會導致減阻率的減小。

現(xiàn)有的氣層減阻研究重點在于通過對氣層形態(tài)特征的觀察，揭示氣層減阻的機理，對于氣層減阻影響因素、噴氣策略的研究不全面，不能直接應用于氣泡船的方案設計。鑒于上述原因，本文針對大型平板，在拖曳水池中開展了平板下表面氣層形態(tài)及減阻率影響因素研究，并探討了不同氣流量分配策略下的平板下表面氣層形態(tài)和減阻率的影響規(guī)律。

1　試驗簡介

1.1試驗模型

試驗模型為箱形平板，總長5.016 m，總寬1 m，厚0.12 m。平板首部及尾部采用NACA0015翼型進行光順過渡，中間部分為平行中體。模型如圖1所示，試驗中為研究縱向氣流量分配對噴氣減阻的影響，在平板下表面安裝了首部和中部兩個噴氣裝置；為研究橫向氣流量分配對試驗結果的影響，將首尾噴氣裝置劃分為3個腔室：中腔、左腔和右腔。試驗中通過噴氣管路連接不同位置處的噴氣口進行流量控制。為探究平板下表面噴氣對不同位置處的局部摩擦力影響，在平板下表面沿中線布置了7個摩擦力傳感，它們的縱向間距為0.65 m，具體布置見圖1。

圖1　試驗模型示意圖Fig.1　The sketch map of the test model

1.2模型安裝

圖2給出了試驗模型的安裝和氣層觀察系統(tǒng)的布置。試驗模型采用雙支柱固定，通過伸縮導航機構與拖車連接。調(diào)節(jié)導航機構的高度，可順利調(diào)整平板的浸深。支柱采用流線型導流罩以減小對流場的干擾；支柱的橫向位置位于平板的中縱剖面上；縱向關于平板長度方向的中心軸對稱布置，前支柱中心線距離平板首部1.016 m，后支柱中心線距離前支柱中心線2.6 m。

支柱下端面通過單分力傳感器與平板連接；上端面與圓柱形支撐桿相連；圓柱支撐桿與拖車上的拖曳系統(tǒng)固定連接。支柱沿著高度方向的長度可變，使得平板的吃水達到1.0 m，在水池底部某處布置水下光源和水下攝像系統(tǒng)實時拍攝和記錄試驗中不同狀態(tài)下的氣層形態(tài)。試驗中通過拖車控制平板的前進速度；玻璃轉子流量計測量氣流量；兩個單分力傳感器測量平板總阻力；局部摩擦力傳感器測量平板下表面特定位置處的局部摩擦力。

2　氣層形態(tài)及其影響因素

向平板下表面直接噴入空氣時會形成氣液混合流。氣液混合流的形態(tài)會隨著氣流量和航速的變化呈現(xiàn)出3種形態(tài)：1)氣泡(bubble)，氣體以碎氣泡的形式向后移動；2)過渡氣層(transitional air layer)，部分碎氣泡連成片，其他氣體依舊為氣泡形式向后移動碎；3)氣層，碎小的氣泡連成片，形成氣層整體向后移動。圖3給出了平板下表面混合流的典型形態(tài)的示意圖。

圖3　混合流典型形態(tài)Fig.3　The typical form of mixed flow

平板下表面的氣層形態(tài)與氣流量及來流速度密切有關，基本規(guī)律如下：在低氣流量時，混合流形態(tài)表現(xiàn)為氣泡流；在航速較低，而氣流量較高時，混合流形態(tài)表現(xiàn)為氣層流；在其他工況下，混合流形態(tài)表現(xiàn)為過渡氣層流；航速一定時，隨著氣流量的增加，氣層的橫向擴散越大；氣流量一定時，隨著航速的增加，氣層的橫向擴散逐漸減小，縱向擴散距離增大。

為了進一步揭示氣流量及來流速度對氣層形態(tài)的影響規(guī)律，定義無因次氣流量系數(shù)Cq：

(1)

式中：Q表示氣流量；V表示來流速度；B表示噴氣口的橫向寬度；δ表示不噴氣時噴氣口處的邊界層厚度，利用下式計算：

(2)

式中：Re表示噴氣口處的雷諾數(shù)，計算公式如下：

(3)

式中：x表示噴氣口距平板首部的距離，此處x=0.3 m；v表示粘性系數(shù)，常溫下取v=1.003×10-6。

圖4給出了僅平板首部噴氣裝置中腔噴氣狀態(tài)下的氣層形態(tài)。由圖4可知：氣層的形態(tài)與無因次氣流量系數(shù)Cq緊密有關；當Cq≤1.554時，氣層主要表現(xiàn)為氣泡流；當Cq≥1.675時，氣層由氣泡流轉變?yōu)檫^渡氣層流；當Cq≥2.331氣層由過渡流轉變?yōu)榉謱恿鳌?/p>

圖5給出了首部噴氣裝置左腔、中腔和右腔以噴氣比例1∶1∶1噴氣下的氣層形態(tài)。對比圖5和圖4可知：首部噴氣裝置的左腔、中腔和右腔同時噴氣對平板下表面覆蓋面積較大，氣層亦比較均勻。

圖4　首部噴氣裝置中腔噴氣比例0∶1∶0噴氣狀態(tài)下的氣層形態(tài)Fig.4　Air layer form of the header air injection with the proportion of 0∶1∶0

圖5　首部噴氣裝置左腔、中腔和右腔以噴氣比例1∶1∶1噴氣下的氣層形態(tài)Fig.5　Air layer form of the header air injection with the proportion of 1∶1∶1

3　平板阻力性能影響因素

3.1平板減阻率的定義

在拖曳水池里開展了水深1.0 m，F(xiàn)r=0.119，0.172，0.272，0.357等，大型平板噴氣減阻模型試驗研究。為了清晰地反應參數(shù)變化對平板阻力性能的影響規(guī)律，平板下表面減阻率η，表達式如下

(4)

圖6給出了水深1.0 m時平板不噴氣阻力試驗值、Fluent計算值和經(jīng)驗公式計算值。由圖6可知：基于Fluent軟件計算的平板總阻力值和試驗值之間的誤差在4%以內(nèi)，平板下表面阻力計算值和經(jīng)驗公式計算值誤差在3%以內(nèi)(經(jīng)驗公式為1957ITTC公式)。這樣就可以準確的分解出平板下表面受到的摩擦力Rb。

圖6　水深1.0 m時平板不噴氣總阻力試驗值和計算值Fig.6　The plate resistance of test and calculated at depth 1.0 m

3.2平板阻力性能

圖7給出了試驗中平板首部噴氣裝置左腔、中腔和右腔噴氣比例為0∶1∶0時的平板減阻率隨氣流量的變化。由圖7可知：平板的減阻率隨氣流量的增加而增大，當氣流量達到某一值時，減阻率達到最大，該氣流量為飽和氣流量；飽和噴氣流量隨著航速的增加而增大，試驗中平板在Fr=0.119，0.172，0.272對應的飽和氣流量分別為Q=10，10，15 m3/h；當氣流量超過飽和氣流量而繼續(xù)增大時，平板減阻率反而稍有下降；在相同氣流量下，航速越低，減阻率越大。飽和氣流量下，F(xiàn)r=0.119時，減阻率可以達到40.34%。

圖7　左腔、中腔和右腔噴氣比例為0∶1∶0時減阻率隨氣流量的變化Fig. 7　The drag reduction varies with air flow ratio with the proportion of 0∶1∶0

3.3平板局部摩擦力性能影響因素

對應3種不同平板混合流形態(tài)存在3種減阻方式：氣泡減阻(bubble drag reduction， BDR)、過渡氣層減阻(transitional air layer drag reduction, TALDR)和氣層減阻(air layer drag reduction, ALDR)。

圖8　Fr=0.172局部摩擦力減阻率Fig. 8　The local friction drag reduction for Fr=0.172

圖9　Fr=0.429局部摩擦力減阻率Fig. 9　The local friction drag reduction for Fr=0.429

圖8、圖9給出了不同航速和流量下沿來流方向上7個位置上局部摩擦力的減阻率變化，X-XInject表示傳感器中心距離噴氣口中心的縱向距離。由圖8、圖9可知：在噴氣口附近的局部摩擦力減阻率較高；對于BDR方式，距離噴氣后較近的位置上摩擦力減阻率較大，但是沿著來流的方向，摩擦力減阻率會迅速降低至零；對于ALDR方式，在距離噴氣后較近的位置上摩擦力減阻率亦較大，沿著來流方向會有所降低，直至氣層的尾部減阻率才降低為零。

在噴氣口處的減阻率較高是因為該處氣流量充足，摩擦力傳感器和空氣接觸，故減阻率可以達到100%。隨著來流的方向，由于氣泡受到浮力和平板湍流的擾動，氣泡會遷移離開平板下表面的近壁區(qū)域向后方和兩側擴散，導致減阻率在噴氣孔后方2 m內(nèi)急劇減小。當Cq≤1.554，氣層形態(tài)表現(xiàn)為碎氣泡，較難形成氣層，遠離噴氣口處的減阻率會驟降至零。

4　平板噴氣策略影響

在平板首部噴氣裝置左腔、中腔和右腔噴氣比例為0∶1∶0的噴氣減阻試驗中，左腔和右腔后方的平板表面沒有氣層覆蓋；在平板首部噴氣裝置左腔、中腔和右腔噴氣比例為1∶1∶1時的噴氣減阻試驗中，左腔和右腔的氣流量過多，橫向溢出較嚴重。因此，開展了左腔、中腔和右腔的氣流量橫向分配的減阻試驗。并且研究了首部噴氣裝置和中部噴氣裝置聯(lián)合噴氣的氣流量縱向分配的減阻試驗。

4.1氣流量橫向分配平板流場特性

圖10給出了在不同航速下，以飽和氣流量噴氣時，平板首部噴氣裝置橫向噴氣比例對平板減阻率的影響。由圖10可知：在首部噴氣裝置左腔、中腔和右腔橫向噴氣比例為1∶4∶1之間時，在各航速對應的飽和氣流量下的減阻效果較好，F(xiàn)r=0.119時平板減阻率可以達到60.65%。

圖10　減阻率隨氣流量橫向分配的變化Fig. 10　The drag reduction ratio varies with transverse air flow distribution

圖11給出了Fr=0.272、Q=15 m3/h時不同橫向噴氣比例平板下表面的氣層形態(tài)，由圖11可以看出：隨著噴氣裝置中腔氣流量的增加，氣層的橫向擴散逐漸顯著，在噴氣比例為1∶3∶1和1∶4∶1時平板下表面氣層覆蓋面積較大，而且氣層分布較均勻。

圖11　Q=15 m3/h、Fr=0.272時不同噴氣比例方案下的氣層形態(tài)Fig.11　Air layer shape at different air flow distribution scheme with Q=15 m3/h、Fr=0.272

4.2氣流量縱向分配平板流場特性

在飽和氣流量，并且首部噴氣裝置左腔、中腔和右腔噴氣比例為1∶4∶1時，進行了首部和中部噴氣裝置聯(lián)合噴氣減阻試驗，研究了縱向噴氣比例對減阻率的影響。圖12給出了減阻率隨前后噴氣裝置噴氣比例變化的曲線。由圖12可知：增設中部噴氣并未使減阻效果有明顯改善，在相同的氣流量下，僅中部噴氣時的減阻率遠小于僅首部噴氣時的減阻率。

圖13給出了Fr=0.272、Q=20 m3/h時不同縱向噴氣比例平板下表面的氣層形態(tài)，由圖13可以看出：隨著中部噴氣裝置氣流量的增加，氣層對平板的覆蓋均勻度會降低；當僅中部噴氣裝置噴氣時，平板下表面覆蓋率最低。

圖12　減阻率隨氣流量縱向分配的變化Fig.12　The drag reduction ratio varies with longitudinal air flow distribution

圖13　首部與中部噴氣裝置聯(lián)合噴氣時的氣層形態(tài)Fig.13　Air layer shape under the joint air injection of header and central device

5　結論

1)氣層的形態(tài)與無因次氣流量系數(shù)Cq緊密有關：當Cq≤1.554時，氣層主要表現(xiàn)為氣泡流；當Cq≥1.675時，氣層由氣泡流轉變?yōu)檫^渡氣層流；當Cq≥2.331氣層由過渡流轉變?yōu)榉謱恿鳌?/p>

2)噴氣口附近的局部摩擦力減阻率約為100%；沿著來流的方向，對于BDR方式，局部摩擦力減阻率會迅速降低至零；而對于ALDR方式，在距離噴氣口后方2 m內(nèi)摩擦力減阻率亦較大，沿著來流方向會有所降低，直到平板的尾部減阻率才會降低至零。

3)隨著首部噴氣裝置的中腔氣流量比例的增加，氣層的橫向擴散逐漸顯著。在首部噴氣裝置噴氣比例為1∶3∶1～1∶4∶1時平板下表面氣層覆蓋面積較大，且分布較均勻，此時平板的減阻率可達到60.65%。

4)對于本文研究的平板模型，首部和中部噴氣裝置聯(lián)合噴氣不能改善平板減阻效果。

[1]KORNILOV V I, BOIKO A V. Efficiency of air microblowing through microperforated wall for flat plate drag reduction[J]. AIAA journal, 2012, 50(3): 724-732.

[2]GOKCAY S. Revisiting artificial air cavity concept for high speed craft[J]. Ocean Engineering,2004, 31: 253-267.

[3]SVERCHKOV A V. Potential of the artificial air cavity technology for raising the economic efficiency of china’s inland waterway shipping[C]//Ninth International Conference on Fast Sea Transportation FAST2007. Shanghai, China, 2007.

[4]SVERCHKOV A V. Application of air cavities on high-speed ships in Russia[C]//International Conference on Ship Drag Reduction SMOOTH-SHIPS. Istanbul, Turkey, 2010.

[5]SVERCHKOV A V. Application of air cavities on high-speed ships in russia[C]//International Conference on Ship Drag Reduction SMOOTH-SHIPS, Istanbul, Turkey, 2010.

[6]BUTUZOV A A. State of Art in Investigations and development for the ship on the artificial cavities[C]//International Workshop on Ship Hydrodynamics (IWSH’99). Wuhan, China, 1999: 1-14.

[7]BUTUZOV A A, VASIN A I, DROZDOV A L, et al. Full-scale trials of a boat with an air cavity[J]. Shipbuilding problems, 1981, 28: 45-51.

[8]葉青, 董文才. 95000DWT散貨船噴氣減阻模型試驗研究[J]. 哈爾濱工程大學學報, 2015, 36(1): 68-72.

YE Qing, DONG Wencai. Model experimental study on resistance reduction of a 95000DWT bulk carrier by air lubrication[J]. Journal of Harbin engineering university, 2015, 36(1): 68-72.

[9]KAWAKITA K, TAKANO S, KODAN Y, et al. Experimental investigation of the behavior of injected air on the ship bottom and its influence on propeller[J]. Journal of the society of naval architects of japan, 2010, 12: 43-50.

[10]SANDERS W C, WINKEL E S, DOWLING D R, et al. Bubble friction drag reduction in a high-Reynolds-number flat-plate turbulent boundary layer[J]. Journal of fluid mechanics, 2006, 552: 353-380.

[11]ELBING B R, WINKEL E S, LAY K A, et al. Bubble-induced skin-friction drag reduction and the abrupt transition to air-layer drag reduction[J]. Journal of fluid mechanics, 2008, 612: 201-236.

[12]LAY K A, ELBING B R, YAKUSHIJI R, et al. Skin-Friction drag reduction by air layers and partial cavities[C]//Proceedings of the 27th Symposium on Naval Hydrodynamics. Seoul, 2008.

[13]ELBING B R, MAKIHARJU S, WIGGINS A, et al. On the scaling of air layer drag reduction[J]. Journal of fluid mechanics, 2013, 717: 484-513.

[14]葉青, 董文才, 歐勇鵬. 平板噴氣流場特性影響因素試驗[J]. 哈爾濱工程大學學報, 2014, 35(1): 25-29.

YE Qing, DONG Wencai, OU Yongpeng. An experimental study of the flow field around the flat plate with air injection[J]. Journal of Harbin engineering university, 2014, 35(1): 25-29.

[15]TSAI J F, CHEN C C. Boundary layer mixture model for a microbubble drag reduction technique[J]. Mechanical engineering, 2011, doi: 10.5402/2011/405701.

[16]SAYYAADI H, NEMATOLLAHI M. Determination of optimum injection flow rate to achieve maximum micro bubble drag reduction in ships; an experimental approach[J]. Scientia iranica, 2013, 20(3): 535-541.

本文引用格式：

Experimental study of flow field characteristics and air distribution strategies on a flat plate with air injection

(Department of Naval Architecture Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

To investigate the effect of air flow distribution on plate flow field characteristics, we conducted a plate experiment with air injection in a high-speed towing tank. We studied the influence of air flow distribution in the longitudinal and transverse directions on drag reduction and the shape of the air layer. The results show that the shape of the air-water mixed flow under the plate surface is mainly affected by flow speed and air flow rate. When the non-dimensionalized air flow rate coefficient is equal to or less than 1.554 (Cq ≤1.554), the mixed flow will be mainly bubbly flow; when Cq≥1.675, the mixed flow becomes transitional air flow that is both bubbly and stratified; and when Cq≥2.331, the mixed flow becomes air-water stratified flow. We obtained a local friction drag reduction of 100% at the lower surface of the plate near the injection. We found the drag reduction to reach 60.65% by improving the air injection strategy, and the transverse air injection ratio in the left, middle, and right chambers to be 1∶4∶1 in the header air injection device. We found the joint air injection of the header and central device to make no contribution to drag reduction.

flat plate; air flow rate; flow field; distribution strategy; shape of air layer; drag reduction rate; local friction

2015-06-23.

時間：2016-07-29.

工信部高技術船舶科研資助項目([2011]530)；高性能船舶技術教育部重點實驗室開放基金項目(2013033102).

吳浩(1987-), 男, 博士研究生；

吳浩，E-mail：hgwuhao@126.com.

10.11990/jheu.201506065

U631.1

A

1006-7043(2016)09-1220-07

網(wǎng)絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160913.0829.002.html