超空泡航行器尾部滑行流場特性數(shù)值仿真與試驗(yàn)

張 珂, 孫士明, 顏 開, 王 志, 李 鵬

超空泡航行器尾部滑行流場特性數(shù)值仿真與試驗(yàn)

張 珂, 孫士明, 顏 開, 王 志, 李 鵬1

(中國船舶科學(xué)研究中心 水動(dòng)力學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 江蘇 無錫, 214082)

超空泡航行器尾部滑行升力對運(yùn)動(dòng)姿態(tài)具有重要影響。文中基于流體體積(VOF)多相流模型, 開展了不同后體攻角下超空泡航行器尾部在空泡內(nèi)滑行過程的數(shù)值仿真, 通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比驗(yàn)證了數(shù)值仿真的有效性, 并在此基礎(chǔ)上分析了空泡形態(tài)及尾部流場壓力的變化規(guī)律。研究結(jié)果表明: 空泡在沾濕面附近由于壓差作用會向航行器表面卷曲, 并引起向上的飛濺流動(dòng), 沾濕面壓力沿空泡輪廓線方向的衰減速度比沿航行器下緣的衰減速度更快。研究結(jié)果可為滑行力建模提供參考。

超空泡航行器; 尾部; 滑行升力; 數(shù)值仿真; 流場特性

0 引言

超空泡航行器在運(yùn)動(dòng)過程中被超空泡包覆, 其尾部穩(wěn)定浸入水中滑行和尾部周期性拍擊空泡壁面是保持運(yùn)動(dòng)基本穩(wěn)定的2種常見模式[1]。航行器尾部在空泡中沾濕滑行過程的流體動(dòng)力特性對其運(yùn)動(dòng)姿態(tài)具有重要影響。滑行升力量值與尾部沾濕面狀態(tài)密切相關(guān), 且尾部沾濕部分高壓會影響空泡形態(tài), 引起空泡的局部變形, 因此研究超空泡航行器尾部滑行流場特性具有重要意義。

超空泡航行器尾部滑行力的研究始于Waid等[1]的試驗(yàn)工作, 其后Logvinovich[2]、Rand[3]、Kulkarni[4]以及Paryshev[5]通過理論研究建立了不同的滑行力模型。Yen[6]和Dzielski等[7]在拖曳水池中研究了圓柱體在水平自由面和空泡中的滑行水動(dòng)力特性; Moroz[8]和Serebryakov等[9]通過試驗(yàn)和理論研究分析了圓柱體與空泡的相互作用。數(shù)值仿真方面, 李其弢[10]研究了縱擺過程中的超空泡航行器流體動(dòng)力; 于開平等[11]建立了三維超空泡航行器動(dòng)力學(xué)仿真模型, 對超空泡航行器巡航狀態(tài)動(dòng)力學(xué)行為進(jìn)行了數(shù)值仿真; 周景軍等[12-13]通過圓柱體模型和不同攻角下超空泡航行器的數(shù)值仿真, 研究了其尾部流體動(dòng)力特性。目前, 超空泡航行器尾部動(dòng)力特性的計(jì)算通常通過對比空泡形態(tài)或航行器整體力等間接方式進(jìn)行驗(yàn)證, 而對航行器尾部滑行力測量試驗(yàn)與對比計(jì)算則研究較少。

文中基于流體體積(volume of fluid, VOF)多相流模型, 開展了超空泡航行器圓柱后體在不同攻角下滑行過程的數(shù)值仿真, 并通過尾部滑行力流體動(dòng)力測量試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比進(jìn)行了驗(yàn)證, 在此基礎(chǔ)上分析了空泡形態(tài)和壓力等流場特性的變化規(guī)律。

1 數(shù)值仿真方法

VOF多相流模型中所有流體滿足同一組動(dòng)量方程, 在整個(gè)計(jì)算區(qū)域上跟蹤每種流體在每個(gè)計(jì)算單元的體積分?jǐn)?shù)。連續(xù)方程和動(dòng)量方程分別為

計(jì)算中應(yīng)用了重疊網(wǎng)格方法對流場進(jìn)行劃分。重疊網(wǎng)格方法是一種區(qū)域分割與網(wǎng)格組合的策略, 涉及到背景網(wǎng)格和嵌入其內(nèi)的重疊網(wǎng)格2種網(wǎng)格, 經(jīng)過挖洞等預(yù)處理過程建立不同區(qū)域流場變量在網(wǎng)格重疊或嵌套區(qū)域邊界上的傳遞關(guān)系, 流場信息在重疊區(qū)域通過插值方法進(jìn)行交換和耦合, 最終實(shí)現(xiàn)流場域的整體計(jì)算。

2 計(jì)算模型與網(wǎng)格

計(jì)算模型的長度和直徑等參數(shù)與水洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵恢? 計(jì)算域與邊界條件如圖1所示。來流采用速度入口邊界, 出口方向采用壓力邊界, 側(cè)面采用壁面邊界, 忽略了支柱的影響, 計(jì)算模型和計(jì)算域選取整個(gè)區(qū)域的一半, 計(jì)算域的高度和寬度分別為225 mm和112.5 mm, 計(jì)算域入口與模型前端距離約為模型長度的1.8倍, 計(jì)算域出口距模型后端約為模型長度的3.6倍。計(jì)算模型直徑為40 mm, 總長度為390 mm, 空化器直徑45 mm。計(jì)算采用重疊網(wǎng)格方案, 模型后段為重疊網(wǎng)格區(qū)域, 通過重疊區(qū)域的轉(zhuǎn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)尾部不同的攻角姿態(tài), 網(wǎng)格在模型附近及尾流區(qū)域進(jìn)行了局部加密, 模型表面網(wǎng)格如圖1所示, 總體網(wǎng)格量約為2.7×106。

3 滑行力水洞測量試驗(yàn)

圓柱后體滑行流體動(dòng)力測量試驗(yàn)在中國船舶科學(xué)研究中心多功能高速空泡水洞開展。該水洞為立式循環(huán)水洞, 工作段截面為225 mm × 225 mm的正方形, 長度為1.5 m。其主要性能技術(shù)指標(biāo)為: 水速0~25 m/s連續(xù)可調(diào), 壓力范圍10~500 kPa。試驗(yàn)獲得了不同圓柱后體靜態(tài)攻角下的滑行面幾何特征及尾部沾濕滑行力特性。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑橹虚g斷開的前后兩段, 采用腹支撐的方式安裝在水洞側(cè)壁, 如圖2所示。模型前段通過支撐鍵固定在水洞內(nèi)壁, 模型后段為可以繞轉(zhuǎn)軸擺動(dòng)的圓柱后體, 其擺動(dòng)角度通過外置電機(jī)加以控制, 測量滑行力的應(yīng)變式天平一端通過支撐桿與圓柱后體連接, 另一端通過減速機(jī)主軸與控制電機(jī)相連。

圖1 計(jì)算域與計(jì)算網(wǎng)格示意圖

圖2 滑行力測量試驗(yàn)示意圖

4 數(shù)值仿真結(jié)果與分析

1) 空泡形態(tài)

圖4為模型后體不同攻角下空泡形態(tài)數(shù)值仿真結(jié)果, 為與試驗(yàn)結(jié)果比較, 圖5給出了數(shù)值仿真尾部沾濕面狀態(tài)。當(dāng)模型后體局部浸沒沾濕, 空泡在沾濕面附近會發(fā)生局部變形, 使得空泡局部輕微向上凸起, 并向內(nèi)卷曲, 有較薄的液層在模型表面形成向上的飛濺流動(dòng)(見圖5), 與試驗(yàn)中的飛濺流動(dòng)區(qū)域(見圖3)對比可知, 模型后體攻角越大, 飛濺流動(dòng)影響區(qū)域越大。在模型后體沾濕面末端, 由于流動(dòng)分離而形成空泡, 并與主體超空泡連通。數(shù)值仿真滑行沾濕面以及空泡形態(tài)局部變化特性與試驗(yàn)規(guī)律一致。

圖3 不同攻角下模型后體試驗(yàn)照片

圖4 不同攻角下模型后體空泡形態(tài)

2) 滑行升力

圖6為數(shù)值仿真和試驗(yàn)獲得的升力系數(shù)C的對比曲線?？梢姅?shù)值仿真滑行升力系數(shù)變化趨勢與試驗(yàn)結(jié)果一致, 量值較試驗(yàn)結(jié)果略微偏大, 驗(yàn)證了數(shù)值仿真方法的有效性。假設(shè)滑行浸沒角與攻角近似相等, 則滑行升力隨浸沒角近似呈線性關(guān)系。

圖5 模型后體沾濕滑行面數(shù)值仿真結(jié)果

圖6 數(shù)值仿真和試驗(yàn)升力系數(shù)對比

3) 尾部壓力場特性

圖7為模型尾部壓力系數(shù)分布等值線圖。從圖中可以看出, 當(dāng)模型尾部產(chǎn)生浸沒時(shí), 空泡輪廓與模型相交位置駐點(diǎn)壓力最高, 隨后沿軸線方向迅速衰減。從壓力系數(shù)分布上看, 壓力沿空泡輪廓線方向的衰減速度比沿模型下緣衰減速度更快, 原因是空泡形態(tài)在浸沒區(qū)域發(fā)生了局部變形, 空泡內(nèi)卷形成液層的飛濺流動(dòng), 造成了空泡輪廓線附近動(dòng)量的損失。這種趨勢在攻角越大時(shí)更加明顯, 對應(yīng)飛濺流動(dòng)的區(qū)域也越大。而駐點(diǎn)高壓對泡內(nèi)壓力影響不大。

圖7 模型尾部及對稱面壓力系數(shù)分布等值線圖

圖8為模型下緣沿軸線方向壓力系數(shù)C分布。從圖中可以看出, 模型圓柱后體的攻角對壓力分布具有明顯影響, 攻角越大, 沾濕區(qū)域壓力峰值越高, 但壓力峰值并不與圓柱后體攻角呈線性變化的趨勢。不同攻角下, 在模型下緣末端的壓力較為接近, 均低于浸沒區(qū)域前的泡內(nèi)壓力。

圖8 模型下緣沿軸線方向壓力系數(shù)分布曲線

4) 尾部空泡流場速度分布

圖9為模型后體攻角=12°時(shí), 尾部的空泡壁面流線圖, 可見空泡內(nèi)卷后液層流動(dòng)方向在前段趨于垂直向上, 在后段趨向空泡輪廓。

圖10為浸沒部分等距離截面示意圖, 圖11為各截面速度矢量圖, 其中黑色實(shí)線為截面空泡輪廓?？梢娫诮孛?空泡下表面根部形成了向上流動(dòng)的液層, 空泡根部變形較小。隨著飛濺液層的發(fā)展, 從截面1至3空泡根部變形逐漸增大, 液層的垂向速度逐漸減小, 這是由于來流方向沾濕面壓力逐漸衰減, 即沾濕面與泡內(nèi)壓差沿來流方向減小導(dǎo)致。

圖9 尾部流線圖

圖10 等距離截面示意圖

圖11 不同截面垂向速度等值線圖

5 結(jié)論

文中開展了超空泡航行器圓柱后體不同攻角下尾部滑行的數(shù)值仿真研究, 并通過尾部滑行力試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比進(jìn)行了驗(yàn)證, 在此基礎(chǔ)上獲得了模型尾部空泡形態(tài)、壓力場及速度場的變化規(guī)律, 獲得如下結(jié)論:

1) 由于沾濕面壓力高于泡內(nèi)壓力, 空泡在沾濕面附近會發(fā)生局部變形, 并向內(nèi)卷曲, 有液層在模型表面形成向上的飛濺流動(dòng);

2) 空泡輪廓與模型相交位置駐點(diǎn)壓力最高, 隨后沿軸線方向迅速衰減。壓力沿空泡輪廓線方向的衰減速度比沿模型下緣衰減速度更快, 模型后體的攻角對壓力分布具有明顯影響, 攻角越大, 沾濕區(qū)域壓力峰值越高;

3) 空泡內(nèi)卷后, 液層流動(dòng)方向在前段趨于垂直向上, 在后段趨向空泡輪廓, 液層的垂向速度沿來流方向逐漸變小。

文中研究結(jié)論可為滑行升力建模提供參考。

[1] Waid R, Kermeen R. Forces on Cylinders Planning on Flat and Curved Surfaces in Cavitating and Non-Cavitating Flow[R]. US: California Institute of Technology, 1957.

[2] Logvinovich G V. Hydrodynamics of flows with free boundaries[M]. Kyiv: Naukova dumka, 1969.

[3] Rand R, Pratap R, Ramani D, et a1. Impact Dynamics of a Supercavitating Underwater Projectile[C]//Proceeding of the 1997 ASME Design Engineering Technical Conferences. USA: Sacramento, California, 1997．

[4] Kulkarni S S, Pratap R. Studies on the Dynamics of a Supercavitating Projectile[J]. Applied Mathematical Mode- lling, 2000, 24(2): 113-129．

[5] Paryshev E V. Approximate Mathematical Models in High-Speed Hydrodynamics[J]. Journal of Engineering Mathematics, 2006, 55(1-4): 41-64.

[6] Yen T, Morabito M, Imas L, et al. Investigation of cylinder Planing on a Flat Free Surface[C]//Proceedings of 11th International Conference on Fast Sea Transportation, American Society of Naval Engineers. USA: Honolulu, Hawaii, 2011.

[7] Dzielski J E, Sammut P, Datla R. Planing-hull Forces and Moments on a Cylindrical Body in a Cavity[C]//Procee- dings of the 8th International Symposium on Cavitation. Singapore: National University of Singapore, 2012.

[8] Moroz V, Kochin V, Serebryakov V, et al. Experimental study of Planning Motion of a Cylinder Along the Nearly Axisymmetric Supercavity Surface[C]//Proceedings of the 10th International Symposium on Cavitation. USA: Johns Hopkins University, Baltimore, Maryland, 2018.

[9] Serebryakov V V, Moroz1 V V, Kochin1 V A, et al. Experimental Study on Planing Motion of a Cylinder at Angle of Attack in the Cavity Formed Behind an Axisymmetric Cavitator[C]//Proceedings of the 32nd Symposium on Naval Hydrodynamics. Germany: Office of Naval Research, Hamburg, 2018.

[10] 李其弢. 通氣超空泡航行器水下擺動(dòng)運(yùn)動(dòng)試驗(yàn)與模擬[D]. 上海: 上海交通大學(xué), 2009.

[11] 于開平, 張廣, 鄒望, 等. 超空泡航行體縱向平面動(dòng)力學(xué)行為的CFD 分析[J]. 船舶力學(xué), 2014, 18(4): 370-376.Yu Kai-ping, Zhang Guang, Zou Wang, et al. CFD Analysis of the Dynamic Behavior of Supercavitating Vehicle in the Longitudinal Plane[J]. Journal of Ship Mechanics, 2014, 18(4): 370-376.

[12] 周景軍, 于開平, 楊明. 基于均質(zhì)多相流的超空泡航行體尾部升力數(shù)值模擬[J]. 水動(dòng)力學(xué)研究與進(jìn)展, 2010, 25(1): 113-118.Zhou Jing-jun, Yu Kai-ping, Yang Ming. Numerical Simulation on Lift of Aft Section of Supercavitating Bodies Based on Homogeneous Multiphase Model[J]. Journal of Hydrodynamics, 2010, 25(1): 113-118.

[13] 周景軍, 趙京麗, 項(xiàng)慶睿. 超空泡航行體操縱過程流體動(dòng)力特性數(shù)值模擬研究[J]. 船舶力學(xué), 2018, 22(5): 560-568. Zhou Jing-jun, Zhao Jing-li, Xiang Qing-rui . Numerical Simulation on the Hydrodynamics of Supercavitating Vehicle in the Process of Steering[J]. Journal of Ship Mechanics, 2018,22(5):560-568.

Numerical Simulation and Experiment on Fluid Field Characteristic of Planing for Supercavity Vehicle Tail

ZHANG Ke, SUN Shi-ming, YAN Kai, WANG Zhi, LI Peng

(National Key Laboratory of Science and Technology on Hydrodynamics, China Ship Scientific Research Center, Wuxi 214082, China)

The planing lift acting on the tail of a supercavitating vehicle has an important influence on its underwater moving posture. In this paper, the volume of fluid (VOF) multiphase flow model was employed to numerically simulate the supercavitating vehicle’s tail planing in cavity at different attack angles. The numerical simulation was verified by comparison with the experimental data. Then, the deformation of the cavity and the variation of the pressure distribution were analyzed. Numerical simulation results showed that the cavity curled towards the vehicle surface near the wetted area with pressure gradient, which produced an upward splashing flow. The decay rate of the pressure along the cavity outline is larger than that along the bottom edge of the vehicle.

supercavity vehicle; tail; planing lift; numerical simulation; fluid field characteristic

O235; U661.1

A

2096-3920(2020)02-0126-07

10.11993/j.issn.2096-3920.2020.02.002

張珂, 孫士明, 顏開, 等. 超空泡航行器尾部滑行流場特性數(shù)值仿真與試驗(yàn)[J]. 水下無人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2020, 28(1): 126-130.

2019-12-05;

2020-01-06.

張 珂(1984-), 男, 碩士, 高級工程師, 主要研究方向?yàn)榭张萘骼碚摷捌鋺?yīng)用技術(shù).

(責(zé)任編輯: 陳 曦)