雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射流體動(dòng)力特性數(shù)值仿真

施 瑤, 高 山, 潘 光

雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射流體動(dòng)力特性數(shù)值仿真

施 瑤, 高 山, 潘 光

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

為研究雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射過程流體動(dòng)力演化特性, 基于均質(zhì)多相流理論、標(biāo)準(zhǔn)RNG-模型、Singhal空化模型以及重疊網(wǎng)格技術(shù), 建立三維雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射模型, 開展不同發(fā)射速度下雙發(fā)回轉(zhuǎn)體非定?？张菖c運(yùn)動(dòng)姿態(tài)演變過程數(shù)值仿真, 分析了典型工況下雙發(fā)回轉(zhuǎn)體齊射過程流場結(jié)構(gòu)演變、運(yùn)動(dòng)特性以及齊射速度對其運(yùn)動(dòng)特性的影響。結(jié)果表明: 航行前期空泡發(fā)展至最大, 隨著航行器向自由液面運(yùn)動(dòng),空泡從其末端由下至上逐漸脫落, 并發(fā)生了潰滅現(xiàn)象; 由于齊射過程中流動(dòng)干擾區(qū)域的存在, 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體肩部空泡形態(tài)演變過程由不對稱演變?yōu)閷ΨQ狀, 從而導(dǎo)致回轉(zhuǎn)體質(zhì)心先向內(nèi)側(cè)偏移, 隨后不斷向外側(cè)偏移;隨著齊射速度的增大, 回轉(zhuǎn)體出筒時(shí)刻空泡長度不斷增大, 其質(zhì)心由內(nèi)側(cè)向外側(cè)偏移的交點(diǎn)向后推遲, 同時(shí)偏轉(zhuǎn)角度不斷減小。此研究對水下齊射工程技術(shù)具有一定的借鑒意義。

雙發(fā)回轉(zhuǎn)體; 水下齊射; 空泡; 回射流; 水動(dòng)力特性

0 引言

齊射是指依托水下移動(dòng)發(fā)射平臺將兩發(fā)或多發(fā)航行器以一定發(fā)射空間間距在極短時(shí)間內(nèi)連續(xù)彈射出水的過程。單筒多航行器水下齊射技術(shù)因具有儲彈量多、攻擊扇面大、易于實(shí)現(xiàn)飽和攻擊等優(yōu)勢, 可極大提高航行器突防概率, 因此受到各軍事強(qiáng)國的高度關(guān)注。然而, 在水下齊射過程中, 航行器肩部低壓區(qū)會(huì)出現(xiàn)空化, 并伴隨著生長、脫落以及潰滅等復(fù)雜非定常多相流現(xiàn)象, 加之齊射過程中, 航行器之間會(huì)產(chǎn)生較為嚴(yán)重的流動(dòng)干擾現(xiàn)象, 導(dǎo)致其兩側(cè)非定?？栈瘏^(qū)域不對稱演變, 直接影響其運(yùn)動(dòng)姿態(tài)的穩(wěn)定性。

水下發(fā)射過程常常涉及大尺度空泡群非定常演化, 早期研究的單空泡相關(guān)理論成果難以直接應(yīng)用[1-3]。因此, 國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者針對回轉(zhuǎn)體水下發(fā)射過程非定常空泡特性與運(yùn)動(dòng)特性開展了相關(guān)研究。Dyment等[4]基于雷諾平均方程(Reynolds averaged Navier-Stokes, RANS)方法和流體體積(volume of fluid, VOF)多相流模型對回轉(zhuǎn)體出水過程的尾空泡進(jìn)行數(shù)值仿真, 仿真結(jié)果與相關(guān)實(shí)驗(yàn)吻合度良好; 王一偉等[5-6]針對回轉(zhuǎn)體水下發(fā)射過程中空泡生成、發(fā)展、脫落和潰滅等開展了系統(tǒng)研究, 給出了將回射流運(yùn)動(dòng)時(shí)間與回轉(zhuǎn)體運(yùn)動(dòng)時(shí)間比值作為空泡穩(wěn)定性的重要判據(jù); 魏英杰等[7]將質(zhì)量輸運(yùn)空化模型與混合介質(zhì)RANS方法相結(jié)合, 給出了回轉(zhuǎn)體阻力系數(shù)和空化數(shù)之間的關(guān)系, 分析了肩空泡對回轉(zhuǎn)體流體動(dòng)力特性的影響。權(quán)曉波等[8]采用MIXTURE多相流模型與動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對回轉(zhuǎn)體水下發(fā)射過程進(jìn)行了計(jì)算, 獲得了尾空泡生成演化的周期性特征, 同時(shí)發(fā)現(xiàn)了發(fā)射水深增加導(dǎo)致尾空泡壓力增大的現(xiàn)象。

回轉(zhuǎn)體水下齊射涉及多體間流動(dòng)干擾的水動(dòng)力問題, 由于此概念較新, 相關(guān)文獻(xiàn)較少, 但可以借鑒多體在無固壁干擾條件下相互干擾的相關(guān)研究成果[9-10]。何春濤[11]對2個(gè)并聯(lián)圓柱體入水進(jìn)行了數(shù)值仿真, 分析了空泡內(nèi)部輪廓的演變過程, 給出了雙體入水過程中流動(dòng)干擾消失的臨界發(fā)射間距。宋武超等[12]基于勢流理論和非線性假設(shè), 引入二維軸對稱入水空泡計(jì)算模型和影響函數(shù), 給出了雙體并聯(lián)入水過程空泡的三維演化特性。Xu等[13]研究了雙發(fā)回轉(zhuǎn)體以不同時(shí)序出水過程, 發(fā)現(xiàn)當(dāng)反向旋轉(zhuǎn)渦對出現(xiàn)時(shí), 對次發(fā)回轉(zhuǎn)體的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)產(chǎn)生較大的影響。

綜上可知, 關(guān)于水下垂直發(fā)射過程中非定?？张菅莼c出水彈道特性的研究主要集中在單發(fā)航行器, 而針對航行器水下齊射過程, 應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注流動(dòng)干擾條件下航行器肩部空泡非定常演化與出水彈道特性, 但目前針對該問題的研究有限。因此, 文中通過開展三維雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射過程水動(dòng)力特性數(shù)值仿真, 獲取非定?？张菝撀浼皾邕^程中回轉(zhuǎn)體運(yùn)動(dòng)特性的演變規(guī)律, 此研究對后續(xù)水下齊射工程技術(shù)具有一定的借鑒意義。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 控制方程

描述回轉(zhuǎn)體水下垂直發(fā)射氣液多相流動(dòng)的基本控制方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程, 其基本形式如下。

連續(xù)性方程

動(dòng)量方程

能量方程

1.2 湍流方程

采用標(biāo)準(zhǔn)RNG-模型, 通過修正湍流黏度, 并考慮了平均流動(dòng)中的旋轉(zhuǎn)和旋流流動(dòng)情況, 能夠更好地處理高應(yīng)變率以及流線彎曲程度較大的流動(dòng)。

其中, 湍流黏性

1.3 空化模型

采用Singhal空化模型, 其計(jì)算公式如下

上式包含的假設(shè)有:

1) 不考慮韋伯?dāng)?shù)的變化, 將其視為經(jīng)驗(yàn)系數(shù);

2) 速度與相變率呈線性關(guān)系;

當(dāng)?shù)貕毫π∮诳栈瘔毫? 即<p時(shí), 空化率為

式中, 經(jīng)驗(yàn)參數(shù)取值為C=0.02,C=0.02。

1.4 VOF多相流模型

VOF多相流模型是一種在固定Euler網(wǎng)格下的表面跟蹤方法, 它適用于在能夠解決混合物各相之間界面的數(shù)值網(wǎng)格上模擬多種互不相容流體的流動(dòng)。文中求解的氣-液-汽3相流動(dòng)問題中, 液相為主相, 其余2相為次相。如圖1所示, 若液相體積分?jǐn)?shù)為, 氣相體積分?jǐn)?shù)為, 汽相體積分?jǐn)?shù)為, 則混合相體積分?jǐn)?shù)為1---。

1.5 重疊網(wǎng)格技術(shù)

重疊網(wǎng)格的節(jié)點(diǎn)分為洞內(nèi)點(diǎn)、計(jì)算點(diǎn)和插值點(diǎn)3種。洞內(nèi)點(diǎn)不參與流場計(jì)算, 計(jì)算點(diǎn)參與流體計(jì)算, 插值點(diǎn)進(jìn)行流場信息的傳遞, 3種網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)在重疊網(wǎng)格分布如圖2所示。

圖1 VOF模型原理示意圖

圖2 重疊網(wǎng)格示意圖

重疊網(wǎng)格技術(shù)的基本思想是利用子域網(wǎng)格在重疊區(qū)域進(jìn)行插值處理實(shí)現(xiàn)流場信息的實(shí)時(shí)傳遞, 解決了傳統(tǒng)貼體網(wǎng)格重組過程帶來的網(wǎng)格畸變等問題。重疊網(wǎng)格的實(shí)現(xiàn)流程包括網(wǎng)格生成、網(wǎng)格裝配、數(shù)值計(jì)算、網(wǎng)格更新直至求解完成全過程, 具體的實(shí)現(xiàn)流程如圖3所示。

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

首先建立雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射模型, 其中模型直徑=15 mm, 長細(xì)比/=10,為回轉(zhuǎn)體長度, 采用半球頭型?？紤]到文中研究雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射流動(dòng)干擾過程, 為了控制計(jì)算量和提高計(jì)算效率, 截取1/2雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射流場計(jì)算域開展數(shù)值計(jì)算, 如圖4所示。

圖5為回轉(zhuǎn)體模型網(wǎng)格劃分, 為了更好捕捉回轉(zhuǎn)體周圍流場細(xì)節(jié)演變, 對發(fā)射筒口、筒口上方流域以及自由液面進(jìn)行了局部加密, 其中第1層網(wǎng)格高度為0.045 mm, 所對應(yīng)的+為40; 為更好地節(jié)約計(jì)算資源, 在遠(yuǎn)場設(shè)置較大網(wǎng)格尺度。

圖5 模型網(wǎng)格劃分

2.2 數(shù)值算法與網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值仿真方法的有效性, 基于上述數(shù)值計(jì)算方法的建立及邊界條件設(shè)置, 文中自主設(shè)計(jì)了回轉(zhuǎn)體水下發(fā)射試驗(yàn)裝置, 并對單發(fā)回轉(zhuǎn)體水下垂直發(fā)射過程開展實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算對比分析。圖6所示為回轉(zhuǎn)體水下發(fā)射實(shí)驗(yàn)平臺示意圖, 主要由發(fā)射系統(tǒng)、控制系統(tǒng), 高速攝像系統(tǒng)以及防護(hù)回收系統(tǒng)組成。發(fā)射裝置由儲氣瓶、減速電機(jī)、水下導(dǎo)軌、發(fā)射筒及各種線路等組成, 通過控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)儲氣瓶氣壓大小來使航行器達(dá)到所需的出筒速度; 高速攝像系統(tǒng)由控制電腦、Phantom型號高速攝像機(jī)及相應(yīng)線路等組成。調(diào)節(jié)高速攝像機(jī)的白平衡、分辨率(640×1 024)、幀率(3000幀/s)及曝光時(shí)間等參數(shù), 以拍到清晰的畫面; 實(shí)驗(yàn)中選用2盞1 000 W和2盞500 W新聞燈作為背景光源, 以保證攝像視野清晰。防護(hù)回收系統(tǒng)由泡沫防護(hù)板、起吊裝置等組成。實(shí)驗(yàn)中采用泡沫防護(hù)板來抵消航行器出水慣性載荷的沖擊, 既保證了實(shí)驗(yàn)人員的安全性, 同時(shí)又防止航行器頭型損壞。此外, 仿真和實(shí)驗(yàn)縮比模型為1:1, 初始條件設(shè)置一致。

圖7和圖8分別給出了仿真計(jì)算與試驗(yàn)相圖對比和豎直方向位移對比。從圖中可以發(fā)現(xiàn), 水下運(yùn)動(dòng)階段, 仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)吻合度較好, 包括尾空泡演變以及數(shù)值方向彈道。試驗(yàn)中尾空泡由于發(fā)射筒口不均勻氣團(tuán)效應(yīng)導(dǎo)致回射流產(chǎn)生, 與仿真存在一定的誤差, 豎直方向彈道在出水階段最大有7.2%的誤差。誤差來源主要是試驗(yàn)數(shù)據(jù)提取誤差以及出水噴濺造成的誤差, 可以認(rèn)為此仿真方法達(dá)到了要求的精度。

圖6 水下垂直發(fā)射試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

圖7 仿真計(jì)算與實(shí)驗(yàn)相圖對比

圖8 豎直方向位移對比

針對上述回轉(zhuǎn)體模型, 開展了粗糙尺度網(wǎng)格(2.37×106)、中等尺度網(wǎng)格(4.05×106)與精細(xì)尺度網(wǎng)格(6.13×106)計(jì)算結(jié)果對比, 不同尺度網(wǎng)格計(jì)算下回轉(zhuǎn)體豎直方向位移演變?nèi)鐖D9所示。

圖9 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

從圖9中可以看出粗糙尺度網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果與中等、精細(xì)尺度網(wǎng)格差異較大, 而中等尺度網(wǎng)格與精細(xì)尺度網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果基本一致?？紤]到計(jì)算成本和效率, 故選取中等尺度網(wǎng)格(4.05×106)開展數(shù)值計(jì)算, 滿足重疊網(wǎng)格計(jì)算要求。

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 流場結(jié)構(gòu)演變

圖10為典型工況下速度為18 m/s時(shí)雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射液相體積分?jǐn)?shù)演變云圖。由圖可知,當(dāng)回轉(zhuǎn)體尾端完全出筒時(shí), 其速度達(dá)到最大值, 此時(shí)空化數(shù)最小, 回轉(zhuǎn)體肩部低壓區(qū)空泡發(fā)展最長。后期隨著回轉(zhuǎn)體不斷向自由液面運(yùn)動(dòng), 速度不斷減小, 空化數(shù)增大, 空泡沿著其末端向回轉(zhuǎn)體頭部方向不斷脫落直至消失。圖11為雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射壓力演變云圖。由圖可知, 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體附近的壓力分布基本一致, 其中回轉(zhuǎn)體對流場壓力的影響主要集中在頭部和尾部駐點(diǎn)附近的高壓區(qū), 其中尾端駐點(diǎn)附近高壓區(qū)形成主要原因如下: 當(dāng)周圍流體沿回轉(zhuǎn)體頭部區(qū)域運(yùn)動(dòng)至尾端區(qū)域時(shí), 由于慣性作用, 運(yùn)動(dòng)流體在失去回轉(zhuǎn)體幾何表面的約束后, 會(huì)呈一定角度向回轉(zhuǎn)體尾端中心線位置靠攏, 此角度與回轉(zhuǎn)體幾何形狀以及速度密切相關(guān); 當(dāng)兩股流體在尾端匯合時(shí), 速度方向一致的流體分子將會(huì)相互疊加, 速度方向相反的流體分子將會(huì)發(fā)生激烈碰撞, 從而造成尾端駐點(diǎn)高壓區(qū)的形成。

圖10 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射液相體積分?jǐn)?shù)演變云圖

圖11 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射壓力演變云圖

圖12和圖13分別給出了典型時(shí)刻回轉(zhuǎn)體空泡壓力與形態(tài)演變。從圖中可以發(fā)現(xiàn), 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體初期空泡末端出現(xiàn)了明顯的不對稱逆壓梯度, 導(dǎo)致空泡末端形態(tài)發(fā)生不對稱演變。由于空泡從其末端開始潰滅, 以致其末端近似駐點(diǎn)位置壓力較高, 加之回轉(zhuǎn)體之間流動(dòng)干擾區(qū)域的影響, 空泡末端兩側(cè)駐點(diǎn)位置與空泡內(nèi)部低壓區(qū)共同形成較高的逆壓梯度, 此逆壓梯度與航行器軸線之間的夾角小于90°, 形成不對稱逆壓梯度。同時(shí)在不對稱逆壓梯度的影響下, 產(chǎn)生不對稱回射流, 如圖14所示為8 ms流線圖。

圖12 典型時(shí)刻回轉(zhuǎn)體空泡壓力演變

圖13 空泡形態(tài)演變圖

圖14 8 ms流線圖

隨著航行器向自由液面運(yùn)動(dòng), 不對稱回射流沿著空泡末端兩側(cè)不斷向其頭部方向運(yùn)動(dòng), 并伴隨著空泡脫落及潰滅現(xiàn)象; 整個(gè)過程中, 隨著航行器運(yùn)動(dòng)姿態(tài)的演變, 回射流由不對稱發(fā)展成對稱狀, 最后空泡發(fā)生潰滅現(xiàn)象, 對回轉(zhuǎn)體運(yùn)動(dòng)姿態(tài)的穩(wěn)定性產(chǎn)生了較大影響。

3.2 回轉(zhuǎn)體運(yùn)動(dòng)特性

定義回轉(zhuǎn)體在水中航行初始狀態(tài)為0時(shí)刻, 偏轉(zhuǎn)角逆時(shí)針為正。如圖15所示為雙發(fā)回轉(zhuǎn)體在軸方向上的速度和位移曲線, 可以發(fā)現(xiàn)雙發(fā)回轉(zhuǎn)體運(yùn)動(dòng)特性基本一致, 在運(yùn)動(dòng)過程中雙發(fā)回轉(zhuǎn)體質(zhì)心首先向內(nèi)側(cè)偏轉(zhuǎn)約0.6 mm, 隨后不斷向外側(cè)偏轉(zhuǎn)約2 mm。根據(jù)速度曲線可知, 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體質(zhì)心后續(xù)相互遠(yuǎn)離趨勢增大。

圖15 X軸方向速度與位移曲線

航行器水下航行階段, 局部當(dāng)?shù)乜栈瘮?shù)在非定?？张莸难葑冞^程中, 可以表示為

航行器垂直向自由液面運(yùn)動(dòng)過程中, 由于空化數(shù)與速度的二次方成反比, 如圖15所示, 隨著航行器速度減小, 空化數(shù)急劇增大, 導(dǎo)致航行器末端空泡發(fā)生脫落及潰滅現(xiàn)象?；诖? 針對齊射過程航行器肩部空化現(xiàn)象展開數(shù)值分析。

圖16和17分別為回轉(zhuǎn)體在軸方向上的受力以及沿軸方向的偏轉(zhuǎn)力矩曲線。從圖中可知, 在水中航行前期, 左側(cè)回轉(zhuǎn)體所受合力為負(fù), 指向其內(nèi)側(cè); 右側(cè)回轉(zhuǎn)體所受合力為正, 也指向其內(nèi)側(cè)。而左側(cè)回轉(zhuǎn)體偏轉(zhuǎn)力矩為正, 沿逆時(shí)針方向; 右側(cè)回轉(zhuǎn)體偏轉(zhuǎn)力矩為負(fù), 沿順時(shí)針方向, 故而回轉(zhuǎn)體此過程中所受的合力作用點(diǎn)在質(zhì)心以下區(qū)域。此外, 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體受到向外側(cè)的合力逐漸減小, 導(dǎo)致其橫向速度增大趨勢有所減小。但由于此時(shí)偏轉(zhuǎn)力矩不斷增大, 回轉(zhuǎn)體向外側(cè)偏轉(zhuǎn)的角度不斷增大, 伴隨著回轉(zhuǎn)體出水, 頭部迎流作用消失, 偏轉(zhuǎn)力矩消失, 偏轉(zhuǎn)角度此時(shí)達(dá)到最大, 如圖18所示。

圖16 X軸方向受力曲線

圖17 Y軸方向力矩曲線

圖18 偏轉(zhuǎn)角速度和偏轉(zhuǎn)角曲線

結(jié)合回轉(zhuǎn)體空泡形態(tài)具體說明, 圖19為典型時(shí)刻回轉(zhuǎn)體空泡形態(tài)與受力圖, 由于空泡的不對稱性, 導(dǎo)致回轉(zhuǎn)體質(zhì)心偏上區(qū)域外側(cè)沾濕面積較大, 此時(shí)均布力所產(chǎn)生的均布力矩M如圖所示, 加之合力作用于質(zhì)心以下, 回轉(zhuǎn)體在此力矩的作用下向外側(cè)偏轉(zhuǎn), 這與回轉(zhuǎn)體偏轉(zhuǎn)角演變曲線一致。隨著雙發(fā)回轉(zhuǎn)體都不斷向外側(cè)偏轉(zhuǎn), 外側(cè)區(qū)域演變?yōu)楸沉鱾?cè), 內(nèi)側(cè)區(qū)域演變?yōu)橛鱾?cè)。因此, 相比回轉(zhuǎn)體背流側(cè)區(qū)域, 其迎流側(cè)空泡脫落速度較快, 導(dǎo)致空泡兩側(cè)由不對稱向?qū)ΨQ狀轉(zhuǎn)變, 直至發(fā)生潰滅現(xiàn)象, 如圖20所示。

3.3 發(fā)射速度對運(yùn)動(dòng)特性影響分析

圖21與圖22分別為不同發(fā)射速度(14、16、18 m/s)下回轉(zhuǎn)體水下齊射彈道及偏轉(zhuǎn)角曲線。由圖21可知, 隨著發(fā)射速度的增加, 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體質(zhì)心向外側(cè)偏移點(diǎn)不斷推遲, 偏轉(zhuǎn)角度不斷減小。隨著回轉(zhuǎn)體尾端出筒速度的增加, 空化數(shù)減小, 空泡發(fā)展更長。因此, 齊射速度18 m/s時(shí)空泡長度最大, 其空泡潰滅時(shí)間相比齊射速度14m/s和16m/s推遲, 導(dǎo)致水中航行階段橫向受力方向由內(nèi)側(cè)向外側(cè)轉(zhuǎn)變交點(diǎn)推遲。

圖19 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體空泡演化與受力圖

圖20 不對稱空泡脫落示意圖

圖21 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射彈道曲線

圖22 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體偏轉(zhuǎn)角度曲線

此外, 隨著發(fā)射速度的增加, 回轉(zhuǎn)體在相同水深條件下的航行時(shí)間越短, 加之偏轉(zhuǎn)力矩方向不變, 導(dǎo)致偏轉(zhuǎn)角度不斷減小, 如圖22所示。因此基于上述分析, 可通過流動(dòng)控制手段, 如被動(dòng)排氣, 來改變航行器肩部附近壓力分布特性, 或采用抗空化頭型來抑制空化現(xiàn)象的產(chǎn)生, 從而提高航行器運(yùn)動(dòng)姿態(tài)的穩(wěn)定性。

4 結(jié)論

基于均質(zhì)多相流理論、標(biāo)準(zhǔn)RNG-模型、Singhal空化模型以及重疊網(wǎng)格技術(shù), 建立了三維雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射數(shù)值計(jì)算模型, 模擬了不同齊射速度下回轉(zhuǎn)體運(yùn)動(dòng)特性演變過程, 獲得以下結(jié)論。

1) 回轉(zhuǎn)體出筒時(shí)刻, 其發(fā)射速度達(dá)到最大值, 空化數(shù)最小, 導(dǎo)致空泡長度最大; 隨著回轉(zhuǎn)體不斷向自由液面運(yùn)動(dòng), 其肩部空泡在回射流的作用下從其末端由下至上逐漸脫落, 并發(fā)生潰滅現(xiàn)象。

2) 水中航行階段, 由于齊射過程狹長流動(dòng)干擾區(qū)域的存在, 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體肩部空泡形態(tài)從不對稱狀演變?yōu)閷ΨQ狀, 導(dǎo)致雙發(fā)回轉(zhuǎn)體橫向受力在航行初期方向發(fā)生變化, 偏轉(zhuǎn)力矩方向不變, 從而其質(zhì)心先向內(nèi)偏移隨后向外偏移。

3) 回轉(zhuǎn)體齊射速度越大, 出筒時(shí)刻空泡長度越長, 其質(zhì)心由內(nèi)側(cè)向外側(cè)偏移的交點(diǎn)越向后推遲; 而回轉(zhuǎn)體所受偏轉(zhuǎn)力矩方向不變, 導(dǎo)致偏轉(zhuǎn)角度不斷減小。

[1] Plesset M S, Chapman R B. Collapse of an Initially Spherical Vapour Cavity in the Neighbourhood of a Solid Boundary[J]. Journal of Fluid Mechanics, 1971, 47(2): 283-290.

[2] Plesset M S, Prosperetti A. Bubble Dynamics and Cavitation[J]. Annual Review of Fluid Mechanics, 1977, 9(1): 145-185.

[3] Brennen C E. Cavitation and Bubble Dynamics[M]. Oxford, UK: Oxford University Press, 1995.

[4] Dyment A, Flodrops J P, Paquet J B, et al. Gaseous Cavity at the Base of an Underwater Projectile[J]. Aerospace ence & Technology, 1998, 2(8): 489-504.

[5] 王一偉, 黃晨光, 吳小翠, 等. 航行體水下垂直發(fā)射空泡脫落條件研究[J]. 工程力學(xué), 2015, 32(11): 33-39.

Wang Yi-wei, Huang Chen-guang, Wu Xiao-cui, et al. Investigation of Cavities Shedding Condition on Underwater Vehicles in the Vertical Launch Process[J]. Engineering Mechanics, 2015, 32(4): 544-550.

[6] 王一偉, 黃晨光, 杜特專, 等. 航行體垂直出水載荷與空泡潰滅機(jī)理分析[J]. 力學(xué)學(xué)報(bào), 2012, 44(1): 39-48.

Wang Yi-wei, Huang Chen-guang, Du Te-zhuan, et al. Mechanism Analysis about Cavitation collapse Load of Underwater Vehicles in a Vertical Launching Process[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics. 2012, 44(1): 39-48.

[7] 魏英杰, 閔景新, 王聰, 等. 潛射導(dǎo)彈垂直發(fā)射過程空化特性研究[J]. 工程力學(xué), 2009, 26(7): 251-256.

Wei Ying-jie, Min Jing-xin, Wang Cong, et al. Research on Cavitation of Vertical Launch Submarine Missile[J]. Engineering Mechanics, 2009, 26(7): 251-256.

[8] 權(quán)曉波, 燕國軍, 李巖, 等. 水下航行體垂直發(fā)射尾空泡生成演化過程三維數(shù)值研究[J]. 船舶力學(xué), 2014(7): 739-745.

Quan Xiao-bo, Yan Guo-jun, Li Yan, et al. Three-dimensional Numerical Study on the Evolution Process of Tail Bubble of Underwater Vehicle Vertical Launching[J]. Journal of Ship Mechanics, 2014(7): 739-745.

[9] 程麗, 張亮, 吳德銘, 等. 無升力雙體水動(dòng)力干擾計(jì)算[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2005, 26(1): 1-6.

Cheng Li, Zhang Liang, Wu De-ming, et al. Hydrodynamic Interactions between Two Underwater Non-lifting Bodies[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2005, 26(1): 1-6.

[10] 金大橋, 王聰, 魏英杰, 等. 水下軸向串列雙圓柱體帶空泡繞流研究[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 31(10): 1329-1334.

Jin Da-qiao, Wang Cong, Wei Ying-jie, et al. Cavitating Flow Study of an Underwater Two Axial Circular Cylinder in Tandem Arrangement[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2010, 31(10): 1329-1334.

[11] 何春濤. 典型運(yùn)動(dòng)體入水過程多相流動(dòng)特性研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2012.

[12] 宋武超, 魏英杰, 路麗睿, 等. 基于勢流理論的回轉(zhuǎn)體并聯(lián)入水雙空泡演化動(dòng)力學(xué)研究[J]. 物理學(xué)報(bào), 2018, 67(22): 240-256.

Song Wu-chao, Wei Ying-jie, Lu Li-rui, et al. Dynamic Characteristics of Parallel Water-entry Cavity Based on Potential Flow Theory[J]. Acta Physica Sinica, 2018, 67(22): 240-256.

[13] Xu H, Wei Y, Wang C, et al. On Wake Vortex Encounter of Axial-symmetric Projectiles Launched Successively Underwater[J]. Ocean Engineering, 2019, 189: 106382.1- 106382.11.

Numerical Simulation of Hydrodynamic Characteristics of Double-Revolving Bodies in Underwater Salvo

SHI Yao, GAO Shan, PAN Guang

(1. School of Marine Science and Technology, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China; 2. Key Laboratory of Unmanned Underwater Vehicle Technology of Ministry of Industry and Information Technology, Xi’an 710072, China)

To study hydrodynamic characteristics in the underwater salvo process of double-revolving bodies, a three-dimensional underwater salvo model is built in this study based on the homogeneous multiphase flow theory, standard RNG-model, Singhal cavitation model, and overlapping mesh technique. Numerical simulations of the evolution of an unsteady cavity are conducted to determine themovement attitudes of double-revolving bodies at different launching velocities. The flow structure evolution, motion characteristics, and salvo velocity during the salvo process under a typical condition are analyzed. The results show that the maximum development of the cavity is observed during the early stage of water navigation. As the revolving bodies move towards the free surface, the cavity gradually sheds from its end towards its top. The structure collapses owing to a flow interference region in the salvo process, because the evolution of the cavity in the shoulder of the double-revolving bodies is from asymmetric to symmetric, causing mass center deflection of the revolving bodies from the inside to the outside. As the salvo velocity increases, the length of the cavity increases at the outlet of the tube moment, the intersection point of the deflection of the center of mass from the inside to the outside is delayed backward, and the angle of deflection decreases.

double-revolving bodies; underwater salvo; cavity; hydrodynamic characteristic

施瑤, 高山, 潘光. 雙發(fā)回轉(zhuǎn)體水下齊射流體動(dòng)力特性數(shù)值仿真[J]. 水下無人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2021, 29(5): 524-532.

TJ630.1; O351.2

A

2096-3920(2021)05-0524-09

10.11993/j.issn.2096-3920.2021.05.003

2020-11-05;

2020-12-09.

國家自然科學(xué)基金(52172324); 中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)(3102019JC006).

施 瑤(1988-), 男, 博士, 副研究員, 主要研究方向?yàn)樗掳l(fā)射水動(dòng)力學(xué).

(責(zé)任編輯: 許 妍)