水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)微氣泡減阻特性試驗(yàn)研究

宋武超， 王聰， 魏英杰， 許昊， 盧佳興

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 航天學(xué)院， 黑龍江 哈爾濱 150001; 2.湖北航天技術(shù)研究院總體設(shè)計(jì)所， 湖北 武漢 430040)

0 引言

微氣泡減阻技術(shù)利用氣體與水之間密度及黏度的差異，在水下航行體壁面附近形成一層薄的微氣泡和水的混合物，以減少航行體受到的摩擦阻力。由于微氣泡減阻技術(shù)成本低、環(huán)境友好且減阻效果顯著，被普遍認(rèn)為是海洋減阻領(lǐng)域頗有前景的研究方向。

1973年McCormick等[1]利用電解水產(chǎn)生氫氣泡的方式，首次進(jìn)行了微氣泡減阻試驗(yàn)研究，并獲得了50%的減阻率。Deutsch等[2]針對(duì)平板和回轉(zhuǎn)體進(jìn)行了微氣泡減阻試驗(yàn)研究，分析了來流速度、噴氣量等因素對(duì)減阻效率的影響。Pal等[3]針對(duì)微氣泡在平板邊界層內(nèi)的運(yùn)動(dòng)形態(tài)開展了研究，指出運(yùn)動(dòng)至邊界層范圍之外的微氣泡不再具有減阻效果。Fontaine等[4]利用回轉(zhuǎn)體開展氣體類型對(duì)微氣泡減阻效率影響的試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)通入氦氣時(shí)的減阻效果優(yōu)于通入空氣的減阻效果。Paik等[5]基于粒子圖像測速(PIV)技術(shù)研究了通入微氣泡后湍流邊界層的流場特性，發(fā)現(xiàn)微氣泡有效降低了邊界層內(nèi)湍流的發(fā)生，減小了高雷諾數(shù)區(qū)域平板的摩擦阻力。王家楣等[6]在拖曳水池中開展了大尺度平底型船模的微氣泡減阻試驗(yàn)，分析了拖曳速度、噴氣量等對(duì)減阻效率的影響。宋武超等[7]針對(duì)回轉(zhuǎn)體開展了聚合物與微氣泡共同作用下對(duì)減阻效率影響的研究，發(fā)現(xiàn)聚合物和微氣泡聯(lián)合減阻效率大于單獨(dú)一種減阻方式。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，計(jì)算流體力學(xué)越來越多地被運(yùn)用到微氣泡減阻方面的研究。Mohanarangam等[8]利用多尺寸分組(MUSIG)模型)模擬平板微氣泡減阻，并根據(jù)數(shù)值結(jié)果對(duì)減阻機(jī)理進(jìn)行了分析。Kanai等[9]基于直接數(shù)值模擬(DNS)方法分析了槽道流動(dòng)中微氣泡和壁面湍流之間的相互作用，發(fā)現(xiàn)微氣泡的存在能夠阻止展向渦條形結(jié)構(gòu)的形成。Mattson等[10]運(yùn)用歐拉- 拉格朗日算法模擬了微氣泡注入湍流邊界層內(nèi)的流動(dòng)情況。Qin等[11]基于群體平衡模型(PBM)分析了平板流向方向上微氣泡減阻特性，發(fā)現(xiàn)微氣泡的出現(xiàn)改變了平板近壁面處流體的速度分布規(guī)律。吳乘勝等[12]基于k-ω湍流模型開展了微氣泡流動(dòng)的數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)微氣泡減阻的關(guān)鍵是生成足夠小的氣泡，并使之盡量附著在物體表面附近，以獲得較高的空隙率。傅慧萍等[13-14]基于計(jì)算流體力學(xué)軟件ANSYS Fluent開展了平板微氣泡數(shù)值模擬研究，分析了重力、通氣方式及噴氣速度對(duì)減阻效率的影響。

關(guān)于運(yùn)動(dòng)過程中水下航行體流體動(dòng)力特性的研究，大都針對(duì)通氣超空泡航行體開展。DZIELSKI等[15]分析了超空泡航行體二維平面運(yùn)動(dòng)過程中阻力、升力等變化導(dǎo)致的控制問題。李其弢[16]系統(tǒng)分析了通氣超空泡航行體水下擺動(dòng)過程中空泡形態(tài)及流體動(dòng)力特性的變化規(guī)律。張廣[17]基于剪切應(yīng)力傳輸(SST)k-ω湍流模型模擬了超空泡航行體俯仰擺動(dòng)過程空泡形態(tài)瞬態(tài)的變化特性。李振旺[18]分析了不同擺動(dòng)幅度和頻率下航行體表面沾濕及航行體流體動(dòng)力的變化規(guī)律。宋武超等[19]分析了俯仰運(yùn)動(dòng)過程中不同來流速度和俯仰角速度下微氣泡流形態(tài)特性的變化規(guī)律。

目前已有關(guān)于微氣泡減阻的試驗(yàn)研究均使用靜態(tài)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，僅分析了定常狀態(tài)其流體動(dòng)力特性及微氣泡的減阻規(guī)律。靜態(tài)流體動(dòng)力系數(shù)難以用于分析存在擾動(dòng)情況下維持航行體穩(wěn)定和可控航行為目標(biāo)的運(yùn)動(dòng)控制，而關(guān)于俯仰運(yùn)動(dòng)過程中水下航行體微氣泡減阻特性的研究尚無人開展。因此，本文針對(duì)俯仰運(yùn)動(dòng)過程中水下航行體微氣泡減阻特性開展試驗(yàn)研究，分析不同條件下微氣泡流形態(tài)特性，研究體積流量系數(shù)對(duì)微氣泡減阻特性的影響規(guī)律，以期為水下微氣泡減阻技術(shù)的實(shí)際應(yīng)用提供一定的參考。

1 試驗(yàn)設(shè)備與模型

試驗(yàn)在哈爾濱工業(yè)大學(xué)高速循環(huán)式空化水洞試驗(yàn)系統(tǒng)中進(jìn)行，圖1所示為水洞試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖。由圖1可見，該水洞由水槽、主水泵、空氣壓縮機(jī)、工作段和尾水罐等組成。其中工作段是長度為1 m、橫截面為260 mm×260 mm的正方形，其前后側(cè)面均裝有透明的有機(jī)玻璃。水洞尾水罐可以除去通氣試驗(yàn)產(chǎn)生的氣泡，以進(jìn)行連續(xù)通氣試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中，航行體模型、通氣系統(tǒng)、光學(xué)測試系統(tǒng)、天平測力系數(shù)和其他輔助系統(tǒng)如圖2所示。

圖1 水洞示意圖Fig.1 Schematic diagram of water tunnel

圖2 水洞試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental setups

試驗(yàn)采用圖3(a)所示的驅(qū)動(dòng)裝置，實(shí)現(xiàn)模型繞其頭部以正弦變化規(guī)律的角速度進(jìn)行轉(zhuǎn)動(dòng)。圖3(b)所示為驅(qū)動(dòng)裝置原理示意圖。試驗(yàn)過程中，航行體模型頭部頂端與搖臂的轉(zhuǎn)動(dòng)軸在同一直線上，以使電機(jī)驅(qū)動(dòng)曲柄搖臂機(jī)構(gòu)時(shí)試驗(yàn)?zāi)Ｐ屠@其頭部中心擺動(dòng)。試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎梦仓畏绞?，以避免支撐結(jié)構(gòu)對(duì)微氣泡流形態(tài)造成破壞，從而影響減阻效果。試驗(yàn)所用水介質(zhì)在試驗(yàn)開展前于蓄水池中靜置2 d，以充分釋放水中的氣核。試驗(yàn)過程中水洞工作段內(nèi)的壓力為89.9 kPa.

圖3 驅(qū)動(dòng)裝置Fig.3 Driving device

本文圖像數(shù)據(jù)基于日本Photron公司產(chǎn)FASTCAM SA-X型高速攝像機(jī)，對(duì)微氣泡流動(dòng)形態(tài)進(jìn)行圖片數(shù)據(jù)采集，采集頻率為3 000 Hz. 為了確保圖片數(shù)據(jù)清晰有效，試驗(yàn)過程中采用4盞100 W的LED燈作為前景補(bǔ)充光源。

本試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭D如圖4所示。模型長度為265 mm、直徑40 mm；通氣結(jié)構(gòu)位于回轉(zhuǎn)體肩部，由微孔材料制成。航行體模型內(nèi)部安裝有六分力天平如圖5所示，以測量航行體模型實(shí)時(shí)流體動(dòng)力的變化情況。根據(jù)試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃退垂ぷ鞫蔚臋M截面積，計(jì)算得到本次試驗(yàn)的水洞阻塞比為1.86%，可忽略水洞壁面效應(yīng)的影響。為保證所測數(shù)據(jù)的有效性，本文中所有測力數(shù)據(jù)均采用快速傅里葉變換低通濾波處理，濾波截止頻率為10 Hz.

圖4 試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭DFig.4 Schematic diagram of test model

圖5 六分力天平Fig.5 Six-component balance

試驗(yàn)過程中，水下航行體模型繞其頭部俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，旋轉(zhuǎn)角速度可由(1)式求得：

(1)

式中：a為常數(shù)，a=0.106；T為航行體俯仰運(yùn)動(dòng)周期，T=2.07 s；t為航行體俯仰運(yùn)動(dòng)時(shí)間，設(shè)定t=0 s時(shí)刻航行體處于水平狀態(tài)。

如圖6所示，俯仰運(yùn)動(dòng)過程中水下航行體模型軸線與來流方向的夾角為攻角α. 當(dāng)航行體位于水平線上方時(shí)攻角α為負(fù)值，當(dāng)航行體位于水下線下方時(shí)攻角α為正值。

圖6 水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程示意圖Fig.6 Schematic diagram of underwater vehicle maneuver process

試驗(yàn)中體積流量系數(shù)定義如下：

(2)

式中：Q為通氣量；v∞為來流速度；S為航行體橫截面積。

本文中弗勞德數(shù)定義如下：

(3)

式中：L為航行體長度；g為重力加速度。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 俯仰運(yùn)動(dòng)過程中微氣泡流體形態(tài)特性研究

表1給出了Fr=3.72時(shí)水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中的微氣泡流形態(tài)。由表1可以看出：當(dāng)體積流量系數(shù)較小(Cqv=0.046)時(shí)，離散的微氣泡較均勻地分布在航行體表面。當(dāng)航行體攻角α=-5.0°時(shí)，處于航行體尾部上方的微氣泡流分布較為稀疏。當(dāng)航行體開始運(yùn)動(dòng)后角逐漸減小，航行體完全被離散的微氣泡包裹，且微氣泡流沿航行體周向均勻分布(見表1中Cqv=0.046，α=0°圖所示)。隨著航行體繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，當(dāng)航行體攻角由負(fù)值變?yōu)檎岛?，航行體尾部下方的微氣泡流在水流沖擊及重力作用下，沿著回轉(zhuǎn)體下表面開始分叉，并向模型上表面發(fā)生翻卷，這一現(xiàn)象被稱為卷起[20]。

隨著航行體體積流量系數(shù)的增加，如表1中Cqv=0.080，α=0°和Cqv=0.080，α=2.5°兩圖所示，其微氣泡流密度明顯大于表1中Cqv=0.046，α=0°和Cqv=0.046，α=2.5°兩圖所示。當(dāng)航行體攻角α=5.0°時(shí)微氣泡流的上漂現(xiàn)象愈發(fā)明顯，且離散微氣泡在航行體尾部上方互相融合，形成了一個(gè)空穴(見表1中Cqv=0.080，α=5.0°圖所示)。當(dāng)通氣體積流量系數(shù)Cqv=0.147時(shí)，由離散的微氣泡融合形成的空穴發(fā)展成為透明的大空泡(見表1中Cqv=0.147圖所示)；航行體僅在正攻角情況下航行體尾部有所沾濕，在沾濕區(qū)內(nèi)存在一些未來得及融合的離散微氣泡(見表1中Cqv=0.147，α=2.5°和Cqv=0.147，α=5.0°兩圖所示)。

表1 不同體積流量系數(shù)下微氣泡流形態(tài)

Tab.1 Microbubble flows at various air injection rates

2.2 俯仰運(yùn)動(dòng)過程中水下航行體流體動(dòng)力系數(shù)研究

如圖6所示：下文中航行體的完整運(yùn)動(dòng)周期為由水平狀態(tài)運(yùn)動(dòng)至攻角α最大值處，然后返回至水平狀態(tài)；整個(gè)過程中航行體攻角α始終為正值。

圖7給出了俯仰運(yùn)動(dòng)過程中水下航行體受力示意圖，其中：Oxy為隨體坐標(biāo)系，Ox軸與航行體軸線重合，Oy軸與航行體軸線垂直；航行體軸線與水平方向的夾角為攻角α；Fx為航行體受到的軸向力，其方向與航行體軸線方向(Ox軸方向)保持一致；Fy為航行體受到的法向力，其方向與航行體軸線方向垂直；FD為航行體受到的流體阻力，其方向與水洞來流方向一致；FL為航行體受到的升力，其方向與水洞來流方向垂直。

圖7 水下航行體受力示意圖Fig.7 Schematic diagram of force acting on underwater vehicle

航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中無量綱流體動(dòng)力系數(shù)[16]定義如下：

軸向力系數(shù)

(4)

法向力系數(shù)

(5)

阻力系數(shù)

(6)

升力系數(shù)

(7)

式中：ρ為水的密度；FD=Fxcosα+Fysinα；FL=Fycosα-Fxsinα.

為研究微氣泡對(duì)俯仰運(yùn)動(dòng)過程中航行體阻力特性影響，減阻率定義如下：

(8)

式中：Cf、Cf0分別為不同體積流量系數(shù)和未通氣狀態(tài)下航行體的軸向力系數(shù)或阻力系數(shù)。

2.2.1 水下航行體軸向力系數(shù)和法向力系數(shù)研究

圖8給出了未通氣狀態(tài)下，俯仰運(yùn)動(dòng)過程中水下航行體軸向及法向無量綱力系數(shù)和攻角變化規(guī)律。從圖8中可以看出：在航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，其攻角始終呈正弦變化規(guī)律；航行體軸向力系數(shù)和法向力系數(shù)變化規(guī)律亦基本呈正弦變化規(guī)律，且周期與攻角變化周期存在一定差值。其軸向力系數(shù)變化的原因在于，隨著攻角的增大，其迎流面積逐漸增加，因此其力系數(shù)逐漸增大；當(dāng)攻角增大到峰值后逐漸減小，其迎流面積也隨之減小，因此其力系數(shù)也隨之減小。軸向力系數(shù)和法向力系數(shù)的變化周期與攻角變化周期不一致，原因在于水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中水相介質(zhì)的附加質(zhì)量。水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，其周圍流體介質(zhì)會(huì)對(duì)航行體受力產(chǎn)生影響，導(dǎo)致其軸向力系數(shù)和法向力系數(shù)的峰值均小幅落后于攻角[21]。

圖8 俯仰運(yùn)動(dòng)過程中航行體力系數(shù)隨攻角變化規(guī)律(Cqv=0)Fig.8 Variation of vehicle force coefficient with angle of attack(Cqv=0)

2.2.2 微氣泡對(duì)水下航行體軸向力及法向力影響研究

圖9(a)給出了俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，不同體積流量系數(shù)下航行體軸向力系數(shù)變化規(guī)律。從圖9(a)中可以看出：不同體積流量系數(shù)下的航行體阻力系數(shù)均呈正弦變化規(guī)律，且其周期基本相同；隨著體積流量系數(shù)的增加，相同姿態(tài)下的航行體軸向力系數(shù)逐漸減低并最終趨于穩(wěn)定；同一周期內(nèi)，隨著體積流量系數(shù)的增加，航行體軸向力系數(shù)最大值與最小值的差值逐漸增大，但增加幅度逐漸減小。

圖9(b)為水下航行體法向力系數(shù)變化規(guī)律。由圖9(b)可以看出：隨著體積流量系數(shù)的增加，不同體積流量系數(shù)下航行體法向力系數(shù)均呈正弦變化規(guī)律，且周期基本相當(dāng)；不同體積流量系數(shù)下法向力系數(shù)基本沒有差別。文獻(xiàn)[21]指出，盡管通氣產(chǎn)生的微氣泡均勻分布在航行體壁面周圍，但在航行體模型壁面與微氣泡層之間始終存在一層水膜，使得在不同體積流量系數(shù)下航行體壁面未與微氣泡發(fā)生直接接觸，其大部分仍由水包裹，即使體積流量系數(shù)不同，與航行體大部分壁面直接接觸的仍為水介質(zhì)，因此不同體積流量系數(shù)下模型受到的法向力變化較小。

圖9 不同體積流量系數(shù)下航行體力系數(shù)變化規(guī)律Fig.9 Variation of force coefficients at various Cqv

從圖9可知，體積流量系數(shù)對(duì)航行體軸向力系數(shù)影響較大，對(duì)法向力系數(shù)影響較小。為詳細(xì)分析航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中微氣泡對(duì)其軸向力系數(shù)影響規(guī)律，圖10分別給出了不同體積流量系數(shù)下航行體軸向力系數(shù)及減阻率隨攻角變化規(guī)律。從圖10可以看出，在航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，當(dāng)其運(yùn)動(dòng)到同一位置時(shí)，隨著通氣的增加，其軸向力系數(shù)逐漸減小，減阻率逐漸增大；如圖10(b)所示，當(dāng)體積流量系數(shù)增加到較大值(Cqv=0.092)后，隨著體積流量系數(shù)的進(jìn)一步增加，減阻率的增加值顯著減小。對(duì)于不同體積流量系數(shù)下俯仰運(yùn)動(dòng)過程中的航行體，隨著攻角的增加，其軸向力系數(shù)基本呈線性增加趨勢，減阻率呈線性減小規(guī)律。

圖10 航行體軸向力系數(shù)及減阻率隨攻角變化規(guī)律Fig.10 Variation of axial force coefficient and drag reduction ratio with angle of attack

為更直觀地分析航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中體積流量系數(shù)對(duì)軸向力系數(shù)及軸向減阻率的影響，圖11分別給出了航行體運(yùn)動(dòng)到攻角α取值分別為0°、2.0°、4.0°時(shí)，其軸向力系數(shù)和減阻率隨體積流量系數(shù)的變化規(guī)律。從圖11中可以看出：對(duì)于運(yùn)動(dòng)到不同位置處的航行體，隨著體積流量系數(shù)的增加，軸向力系數(shù)由0.26左右迅速呈線性規(guī)律減小至0.13；當(dāng)體積流量系數(shù)Cqv=0.104后，隨著體積流量系數(shù)的進(jìn)一步增加，不同攻角下的軸向力系數(shù)從0.13開始以一個(gè)很小的斜率線性減小，并最終趨于穩(wěn)定到0.12. 結(jié)合不同體積流量系數(shù)下微氣泡流形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，圖11(a)中軸向力系數(shù)突變所對(duì)應(yīng)的體積流量系數(shù)(Cqv=0.112)，剛好是由離散微氣泡構(gòu)成的微氣泡流融合轉(zhuǎn)變?yōu)榇罂张輹r(shí)所對(duì)應(yīng)體積流量系數(shù)。根據(jù)體積流量系數(shù)的不同，微氣泡減阻可分為微氣泡減阻階段、混合減阻階段及氣層減阻階段[22]。結(jié)合圖11(b)可知，對(duì)于航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程，從減阻率特性可以看出，其混合減阻階段和氣層減阻階段區(qū)別不明顯，且在氣層減阻階段，在航行體壁面依舊有離散的微氣泡存在(見表1中Cqv=0.147圖)，因此可將氣層減阻歸為混合減阻階段。因此，整個(gè)通氣過程中，根據(jù)體積流量系數(shù)及減阻率的不同，航行體減阻可分為微氣泡減阻階段和混合減阻階段；進(jìn)入混合減阻階段后，隨著體積流量系數(shù)的增加，其減阻率增長率顯著減小并最終逐漸趨于穩(wěn)定。進(jìn)入混合減阻階段后，由于航行體表面摩擦阻力在微氣泡減阻階段已被大幅度減小，隨著通氣體積流量系數(shù)的增加，航行體表面摩擦阻力減小的程度較小，呈現(xiàn)在減阻率曲線上就是減阻率增長率顯著減小，當(dāng)航行體表面完全被大空泡所包裹時(shí)，航行體表面摩擦阻力消失，阻力系數(shù)趨于穩(wěn)定。

圖11 航行體軸向力系數(shù)及減阻率隨體積流量系數(shù)變化規(guī)律Fig.11 Variation of axial force coefficient and drag reduction rate with air injection rate

2.2.3 微氣泡對(duì)水下航行體阻力特性影響規(guī)律

對(duì)于水下航行體，運(yùn)動(dòng)過程中其阻力系數(shù)直接影響航行速度和航程，是評(píng)價(jià)水中兵器性能的重要指標(biāo)。

為了更加直觀地分析水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中阻力系數(shù)與升力系數(shù)變化特性，圖12給出了軸向力系數(shù)、法向力系數(shù)、阻力系數(shù)、升力系數(shù)及航行體攻角變化規(guī)律對(duì)比。從圖12中可以看出，整體而言，與軸向力系數(shù)及法向力系數(shù)變化規(guī)律類似，在水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，阻力系數(shù)及升力系數(shù)均呈正弦變化規(guī)律，且其變化周期與攻角變化周期基本同步。在一個(gè)完整運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)，隨著攻角α由0°增加至5.0°，航行體阻力系數(shù)從0.25逐漸增加至0.29，升力系數(shù)由0逐漸增加至0.14；隨著攻角α值的減小，阻力系數(shù)與升力系數(shù)值又分別對(duì)稱地減小到最初值。航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，除航行體處于水平狀態(tài)外(α=0°)，在同一時(shí)刻航行體阻力系數(shù)值大于其軸向力系數(shù)，升力值小于其法向力系數(shù)。從圖12中還可以看出，相比于軸向力系數(shù)變化規(guī)律，航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中阻力系數(shù)變化規(guī)律的周期性更強(qiáng)，正弦變化規(guī)律更為明顯。

圖12 軸向力系數(shù)、法向力系數(shù)、阻力系數(shù)與升力系數(shù)對(duì)比Fig.12 Comparison of axial force, lateral force, drag and lift coefficients

圖13 航行體阻力系數(shù)及減阻率變化規(guī)律Fig.13 Variation of drag coefficient and drag reduction rate at various Cqv

圖13分別給出了水下航行體3個(gè)完整運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)，不同體積流量系數(shù)下航行體阻力系數(shù)及其所對(duì)應(yīng)的減阻率。從圖13(a)中可以看出：與軸向力系數(shù)變化規(guī)律類似，在不同體積流量系數(shù)下航行體阻力系數(shù)均呈正弦變化規(guī)律；隨著體積流量系數(shù)的增加，相同時(shí)刻下航行體阻力系數(shù)值逐漸減小并最終趨于一致，例如對(duì)于通氣體積流量系數(shù)Cqv=0.133和Cqv=0.173，同一時(shí)間(攻角)下阻力系數(shù)最大差值僅為0.005 3，基本趨于相同。從圖13(b)所對(duì)應(yīng)的微氣泡減阻率變化曲線可以看出：不同體積流量系數(shù)水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中微氣泡減阻率也基本保持正弦變化規(guī)律，且變化周期與阻力系數(shù)變化周期一致；但在航行體運(yùn)動(dòng)過程中，隨著攻角的增加，航行體阻力系數(shù)逐漸增大，其減阻率逐漸減小，二者變化規(guī)律相差半個(gè)周期。

圖14 航行體阻力系數(shù)及減阻率隨攻角變化規(guī)律Fig.14 Variation of drag coefficient and drag reduction rate at various Cqv

為更加直觀分析水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，航行體不同姿態(tài)下其阻力系數(shù)及減阻率變化規(guī)律，圖14分別給出了不同體積流量系數(shù)下水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中其阻力系數(shù)及微氣泡減阻率隨航行體攻角變化規(guī)律。從圖14(a)中可以看出：對(duì)于不同體積流量系數(shù)下運(yùn)動(dòng)過程中的航行體，其阻力系數(shù)均隨攻角的增加呈近似線性增加規(guī)律；相同攻角下，隨著體積流量系數(shù)的增加，阻力系數(shù)值逐漸增大，但當(dāng)體積流量系數(shù)增加到Cqv=0.104后，隨著通氣的繼續(xù)增加，當(dāng)體積流量系數(shù)增加至Cqv=0.173時(shí)，阻力系數(shù)值僅增加0.013，增加幅度遠(yuǎn)小于Cqv由0.035增大至0.068時(shí)阻力系數(shù)增加量0.05，由此可以看出阻力系數(shù)值增加顯著減慢并最終逐漸一致。從圖14(b)中可以看出，對(duì)于不同體積流量系數(shù)下的微氣泡減阻率，隨著航行體運(yùn)動(dòng)過程中攻角的增加，減阻率逐漸線性減小，表明減阻率變化規(guī)律與攻角變化呈負(fù)相關(guān)規(guī)律。同時(shí)，隨著體積流量系數(shù)的增加，相同攻角下其微氣泡減阻率值逐漸增大，但增加值逐漸減小并最終趨于一致。

3 結(jié)論

本文通過水洞試驗(yàn)，針對(duì)水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中流體動(dòng)力特性及微氣泡減阻特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究。得到如下結(jié)論：

1) 當(dāng)體積流量系數(shù)較小時(shí)，水下航行體運(yùn)動(dòng)過程中離散的微氣泡始終均勻分布在航行體表面；當(dāng)體積流量系數(shù)較大時(shí)，由離散微氣泡融合形成的空穴逐漸發(fā)展成一個(gè)透明的大空泡，在沾濕區(qū)內(nèi)仍有一些未融合的離散微氣泡。

2) 水下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中，軸向力系數(shù)、法向力系數(shù)、阻力系數(shù)和升力系數(shù)變化特性類似，均呈正弦變化規(guī)律，且其變化周期與攻角變化周期基本同步。

3) 不同體積流量系數(shù)下航行體俯仰運(yùn)動(dòng)過程中其阻力系數(shù)均呈正弦變化趨勢，且隨著體積流量系數(shù)的逐漸增加，相同時(shí)刻下航行體阻力系數(shù)值逐漸減小并最終趨于穩(wěn)定。

4) 對(duì)于不同體積流量系數(shù)下俯仰運(yùn)動(dòng)過程中的航行體，隨攻角的增加，其阻力系數(shù)均呈近似線性增加，減阻率呈逐漸線性減小趨勢。