前緣擾流體對水中流激空腔振蕩影響的數(shù)值研究

章文文，徐榮武

(1.海軍工程大學 振動與噪聲研究所，武漢 430033；2.海軍工程大學 船舶振動噪聲重點實驗室，武漢 430033)

流體以一定速度流經(jīng)結構表面的開口部位時，邊界層在開口前緣脫落形成具有振蕩性質的自由剪切層，自由剪切層撞擊后緣又會向前緣產(chǎn)生壓力波反饋，滿足一定的相位關系，自由剪切層將產(chǎn)生穩(wěn)定的周期性自持振蕩，即流激空腔振蕩，產(chǎn)生很強的脈動壓力并輻射單根或多根被稱為“空腔純音”的線譜噪聲。典型的開口部位如飛機彈艙[1]、艙形起落架[2]、潛艇流水孔[3]甚至管道閥門[4]都可能存在強烈的流激空腔振蕩現(xiàn)象，對聲學性能甚至是結構疲勞強度都有著較大危害，且流激空腔振蕩問題的幾何模型簡單，但產(chǎn)生機理卻包含了豐富的物理、聲學甚至是控制理論元素，因此流激空腔振蕩也一直是流體力學和流致聲學領域的熱點問題，也是歷久彌新的問題[5]。

流激空腔振蕩的控制方法根據(jù)是否有外界能量輸入，可以分為主動控制和被動控制，其中主動控制方法大抵有以下四類：一是通過空腔前緣下方的外部射流減小腔口剪切層與空腔內(nèi)部流體的速度梯度，減弱剪切層振蕩的發(fā)展[6]；二是在空腔前緣布置類似飛機襟翼的振蕩板，通過前緣振蕩板影響腔口的渦脫落，進而減緩腔口的剪切層振蕩[7]；三是在空腔后緣的壁面上布置激振器，干擾剪切層拍擊腔口后緣產(chǎn)生壓力脈動，破壞腔口剪切層自持振蕩的反饋環(huán)[8]；四是在腔口前緣布置零質量射流器，這類控制方式與第一類前緣射流控制方式相近，但沒有外部流體輸入[9]。雖然這些主動控制方法往往能有效抑制空腔振蕩，但幾乎都只適用于較高馬赫數(shù)的空腔流，而對于水中流速通常為極低馬赫數(shù)(Ma<0.01)的情況，還未見有相關的主動控制研究，因此，對于水中流激空腔振蕩控制，被動控制方法仍不失為一種可靠、有效的途徑。

相較于主動控制，被動控制具有結構簡單，效果穩(wěn)定可靠等優(yōu)勢。流激空腔振蕩的被動控制方法一般是通過在腔口的前緣或后緣設置擾流體或改變其形狀來實現(xiàn)，Bolduc等[10]和Omer等[11]分別分析了空腔前緣和后緣的幾何形狀對空腔流激聲共振的影響，試驗結果表明改變后緣幾何外形可以有效抑制流激空腔共振，但不能完全消除，而具有良好外形的前緣可完全抑制空腔聲共振的發(fā)生；寧方立等[12]提出一種可變形狀的空腔結構模型，這種空腔結構可以通過調(diào)整后壁面傾斜角抑制空腔振蕩和噪聲；Saddington等[13]對比研究13種不同被動控制措施對空腔噪聲的抑制效果，結果表明擾流體相對于改變空腔形狀有更好的空腔噪聲抑制效果，而前緣擾流體又優(yōu)于后緣擾流體效果，其中，前緣鋸齒單元對空腔振蕩的抑制效果最好；梁勇等[14]進一步對鋸齒單元不同安裝角度的空腔噪聲抑制效果進行了研究；McGrath等[15]最早介紹了一種在腔口前緣上方放置圓桿的控制裝置，可以顯著抑制空腔聲共振；Flaherty等[16]對這種圓桿擾流棒和其他三種擾流體的空腔聲共振控制效果進行對比研究，結果表明圓桿擾流棒的抑振效果最好；Sarpotdar等[17]的研究結果指出圓桿擾流棒對空腔共振線譜聲的抑制效果與圓桿和前緣之間的間距以及圓桿直徑相關。總體而言，在空腔前緣放置的鋸齒單元或圓柱擾流棒是目前提出的較為高效的空腔振蕩被動控制裝置，但其控制效果一般受限于設計點速度，在偏離設計點速度的情況下控制效果變差，同時，對結構表面的流線型有一定的破壞，往往會引起阻力增加。

本文提出一種新型空腔振蕩被動控制方法，即在空腔前緣的后上方一定高度處放置一倒楔形塊，本文稱其為前緣分流體(leading-flow division，LFD)，前緣分流體在空腔前緣位置將一部邊界層流體分流至腔內(nèi)，一方面可以降低腔口剪切層的速度梯度；另一方面減少了剪切層內(nèi)大尺度渦的分布，進而減弱自由剪切層與空腔后緣的碰撞強度，最終達到抑制空腔振蕩的目的。前緣分流體三維結構，如圖1所示。

圖1 前緣分流體三維結構

1 數(shù)值計算方法

本文采用大渦模擬(large-eddy simulation, LES)方法，對空腔流場和壁面脈動壓力進行數(shù)值模擬。大渦模擬的基本思想是通過空間濾波，將計算流場域中的渦團分離為大、小兩種尺度，其中，大尺度渦支配著湍流的整體動量和能量的運輸，代表了湍流的平均流動，而小尺度渦一方面則主要負責湍動能的耗散作用，同時還又對大渦有反饋作用?；谶@種想法，LES方法用非穩(wěn)態(tài)的Navier-Stokes當成直接求解大尺度渦運動，對小尺度渦的運動則采用亞格子模型進行模擬。

應用濾波函數(shù)可將湍流中的瞬時流動變量分為兩部分，對瞬時變量φ有如下形式

(1)

(2)

式中：D為流場計算區(qū)域；x′和x分別為大尺度渦在濾波前和濾波后的空間坐標；G(x,x′)為濾波函數(shù)，決定了所求解的渦的尺度，在有限體積法中，G(x,x′)采用如下表達式

(3)

式中，V為計算網(wǎng)格的體積。

用式(2)表示的濾波函數(shù)處理瞬態(tài)下的連續(xù)性方程和Navier-Stokes方程，可以得到LES方法的控制方程組

(4)

(5)

式(4)和式(5)還不能直接求解，需要構建亞格子尺度(subgrid scale, SGS)應力的數(shù)學表達式才能進行求解。最早的SGS模型由Smagorinsky[18]提出，其基本的SGS模型的形式為

(6)

(7)

最初的Smagorinsky亞格子模型由于常數(shù)固定，容易降低平均剪切層及近壁邊界層中大尺度渦的脈動，進而造成流場精度不夠。1991年，Germano等[19]提出一種動態(tài)亞格子應力模型，這種模型通過動態(tài)計算渦黏性系數(shù)來盡可能的反映實際流動情況；1992年，Lilly[20]利用最小二乘法對此模型進行了改進，該亞格子動態(tài)模型的渦黏性系數(shù)由式(8)計算

(8)

式中：Lij為網(wǎng)格濾波與測試濾波之間的亞格子尺度應力差值，測試濾波即為反映亞格子動態(tài)特性的二次濾波；Mij為與濾波寬度和應變率張量有關的中間量。

經(jīng)Lilly改進后的動態(tài)亞格子模型被稱為動態(tài)Smagorinsky-Lilly亞格子模型，該亞格子模型的常數(shù)在時間和空間上都有一個相對寬泛的范圍，從而避免了數(shù)值模擬的不穩(wěn)定性。本文的數(shù)值模擬即采用動態(tài)Smagorinsky-Lilly亞格子模型，其具體推導參見Germano等和Lilly的研究。

2 數(shù)值計算模型

2.1 幾何模型及計算域

本文模擬的基準空腔為開孔空腔，開孔長寬尺寸為L×W=50 mm×50 mm，空腔深度D=50 mm，L/D=1，為深腔，開孔平板厚5 mm。為保證空腔前緣來流邊界層厚度，以及后緣尾流的充分發(fā)展，腔口上游、下游流動尺度取為8L?；鶞士涨粠缀文Ｐ秃陀嬎阌颍鐖D2所示。

圖2 基準空腔幾何模型和計算域(mm)

前緣分流體安裝在前緣的后上方，分流體的主要尺寸參數(shù)為安裝高度h和分流角θ，安裝高度h=δ/2，δ為前緣位置處的來流邊界層厚度，分流角θ=15°。當來流速度U為7 m/s時，空腔前緣位置處的流向速度隨高度變化曲線，如圖3所示，工程上通常將邊界層內(nèi)速度u=0.99U時的法向距離定義為邊界層厚度，因此可以判定邊界層厚度δ=6.0 mm。前緣分流體的尺寸示意圖，如圖4所示。

圖3 前緣平面流向速度分布

圖4 三種不同前緣擾流體的尺寸參數(shù)

為對比分析前緣分流體對空腔振蕩的抑制效果，本文同樣對圓柱和鋸齒形兩種擾流體的空腔振蕩抑制效果進行了分析。文獻[21]指出，擾流體高度越接近邊界層厚度控制效果越好，圓柱繞流棒直徑為40%邊界層厚度時噪聲抑制效果最好，為對比三種擾流體的抑振效果，設置三種擾流體的尺寸參數(shù)見圖4。

2.2 流場網(wǎng)格劃分及邊界條件

由于空腔流動的幾何模型較為簡單，本研究對整個流場計算域采用非均勻結構網(wǎng)格，在空腔開口和空腔內(nèi)部網(wǎng)格劃分較為細密，隨著與腔口距離的增加網(wǎng)格逐漸稀疏。為準確捕捉繞流邊界層和剪切層的流動信息，在繞流壁面和擾流體附近均采用邊界層網(wǎng)格，壁面第一層網(wǎng)格尺度為5×10-3mm，相應無量綱高度y+≈1，沿壁面法向的網(wǎng)格節(jié)點外擴比例控制在1.1～1.2左右，各空腔模型的流場網(wǎng)格數(shù)量約為1.6×106～2.4×106左右(基準空腔網(wǎng)格數(shù)量最小，含鋸齒單元空腔網(wǎng)格數(shù)量最大)。各模型的流場網(wǎng)格劃分,如圖5所示。

圖5 網(wǎng)格劃分示意圖

邊界條件設置如圖6所示。來流邊界設置為速度入口，速度定義為均勻法向速度；出流邊界設置為自由出流，出口相對壓力為零；空腔結構及擾流體表面均設置為無滑移固體邊界，u=v=w=0;其余邊界設置為自由滑移壁面邊界，即流場邊界法向的速度梯度和壓力梯度為零，保證邊界內(nèi)外流體性質的一致性。

圖6 空腔流場網(wǎng)格及邊界條件

2.3 求解設置

本文采用Arunajatesan等[22]提到的一種RANS-LES混合計算方法,即先采用RANS模型進行定常模擬，流場穩(wěn)定后，再緊接著采用LES模型進行非定常計算，該方法可以節(jié)省計算時間，且無需舍去LES計算過程中初始非穩(wěn)定狀態(tài)的部分結果。本文RANS定常計算收斂殘差值設定為1×10-5，步數(shù)為1 000 步，計算結果表明在該計算步數(shù)內(nèi)，空腔繞流場達到穩(wěn)定的時均定常狀態(tài)。

本文模擬的空腔流動介質為5 ℃的水，動力黏性系數(shù)為1.519×10-3kg/m·s-1，密度為1 000 kg/m3，流體介質聲速為1 500 m/s，模擬來流速度為7 m/s。大渦模擬的時間步長Δt=5×10-5s，計算步數(shù)N=10 000，大渦模擬計算過程中記錄每個時間步的空腔及擾流體結構表面的脈動壓力數(shù)據(jù)，并將每個時間步的表面脈動壓力數(shù)據(jù)作為聲場計算的偶極子表面聲源。根據(jù)快速傅里葉變換，可知求解的最高計算頻率fmax=10 000 Hz和頻率分辨率Δf=2 Hz。

流場計算中，為對比各擾流體對空腔流動的影響，分析空腔流動控制規(guī)律，在空腔流向中心平面的前緣、腔口中心、后緣和腔底中心分別設置三個壓力脈動監(jiān)測點，并分別標記為P1，P2和P3，壓力監(jiān)測點位置如圖7所示。

圖7 流場脈動壓力監(jiān)測點

3 結果與分析

水介質中的空腔往往為水面或水下航行器的流水孔結構，為保證流水孔足夠的透水速度，通常對孔口出流面積有一定的要求，本文所研究圓柱擾流棒和鋸齒單元均對孔口出流面積無影響，而前緣分流體則一定程度上會減小孔口的出流面積，為更為合理地分析前緣分流體的空腔噪聲控制效果，本文同時也對等孔口面積的前緣分流體空腔模型進行了數(shù)值模擬，該空腔模型孔口流向長度l由50.0 mm增加為55.4 mm，保證孔口出流面積與基準空腔一致。

為簡化計算結果分析過程的文字表示，本文以BC(basic cavity)表示基準空腔模型，以RS(rod spoiler)表示圓柱擾流棒空腔模型，以STS(saw-tooth spoiler)表示鋸齒單元空腔模型，以LFD表示前緣分流體空腔模型，以EA-LFD(equal area-leading-flow division)表示等孔口面積的前緣分流體空腔模型。

3.1 脈動壓力對比分析

本文在圖7所示的三個監(jiān)測點P1，P2和P3,分別監(jiān)測空腔前緣、后緣和底部的脈動壓力變化，其中底部監(jiān)測點P3的脈動壓力常被用來表示空腔噪聲。為分析空腔脈動的頻域特性，對仿真得到的各監(jiān)測點的脈動壓力信號做快速傅里葉變換，并按聲壓級的定義將脈動壓力幅值表示為脈動壓力級，以便于分析，脈動壓力級計算公式為

(9)

式中：LSP(f)為脈動壓力級，dB；pref為脈動壓力參考值，取水聲學聲壓基準值1×10-6Pa。

空腔振蕩的主要特征表現(xiàn)為壁面脈動壓力頻譜的離散窄帶峰，從圖8給出的基準空腔在流速為7 m/s時的脈動壓力頻譜可以發(fā)現(xiàn)，基準空腔的前緣(P1點)、后緣(P2點)和腔底(P3點)的脈動壓力頻譜均在76 Hz處具有突出的線譜峰，根據(jù)張翰欽等[23]針對水中不可壓縮流動特點修正的空腔自持振蕩頻率預報公式，如式(10)所示，本文研究的空腔模型在7 m/s流速激勵下產(chǎn)生的一階振蕩頻率理論計算結果為74.4 Hz，與本文仿真結果誤差僅為2%，表明本文數(shù)值仿真結果可信。同時,圖8中沒有其他頻率的線譜，這表明在該流速下，基準空腔只產(chǎn)生了一階振蕩模態(tài)。

圖8 基準空腔脈動壓力頻譜

(10)

式中：fn為流激空腔自持振蕩頻率；L為空腔開口在流動方向的長度；U為來流速度。

從基準空腔脈動壓力頻譜可以看出，后緣脈動壓力要顯著大于前緣以及腔底脈動壓力，同時，最能表征空腔噪聲輻射特性的腔底脈動壓力譜線與后緣脈動壓力譜線很相似，這一定程度上也印證了后緣是空腔噪聲的主要聲源部位；從脈動壓力級的頻率分布可以看出，脈動壓力在10～1 000 Hz頻段要遠大于1 000 Hz以上頻段，經(jīng)計算，P1，P2和P3三個監(jiān)測點在10～1 000 Hz頻段內(nèi)的脈動壓力能量均超過了總計算頻段內(nèi)脈動壓力能量的99%，與水動力噪聲能量主要集中在低頻段的實際情況相符，因而后續(xù)只在10～1 000 Hz頻段內(nèi)分析擾流體對空腔脈動壓力的影響。

圖9～圖11分別給出了空腔前緣(P1點)、后緣(P2點)和腔底(P3點)三個位置處的脈動壓力仿真計算結果，分別如圖9～圖11所示。為突出前緣擾流體對空腔脈動壓力的影響，將安裝不同前緣擾流體的空腔脈動壓力頻譜曲線與基準空腔脈動壓力頻譜曲線放置在同一頻譜圖中，以形成對比。

圖9 空腔前緣脈動壓力頻譜對比

圖10 空腔后緣脈動壓力頻譜對比

圖11 空腔底部脈動壓力頻譜對比

圖9為安裝不同前緣擾流體的空腔在前緣監(jiān)測點P1的脈動壓力頻譜。從圖9中可發(fā)現(xiàn)，除圓柱擾流棒外，鋸齒單元、前緣分流體和等開口面積前緣分流體均有效抑制了前緣脈動壓力的線譜和連續(xù)譜分量，而圓柱擾流棒僅對其線譜分量有一定的抑制效果(由170.8 dB降低至164.9 dB)，但對連續(xù)譜分量卻引起了較大幅度的增加，這可能是由于前緣上方的圓柱脫落的卡門渦旋引起的。同時，可以發(fā)現(xiàn)鋸齒單元對前緣脈動壓力的連續(xù)譜分量，特別是較高頻段的連續(xù)譜，具有最為顯著的抑制效果；此外，前緣分流體幾乎消除了空腔前緣的脈動壓力線譜，這表明前緣分流體有效破壞了腔口聲反饋環(huán)。

圖10給出了各空腔模型在后緣監(jiān)測點P2處的脈動壓力計算結果，從頻譜分析可以發(fā)現(xiàn)，四種前緣擾流體均對后緣脈動壓力的線譜分量有較為明顯的抑制作用，其中，前緣分流體對線譜的抑制效果最好，和在前緣處的抑制效果相似，幾乎消除了線譜分量；圓柱擾流棒、鋸齒單元和等開口面積前緣分流體則分別將后緣脈動壓力線譜分量由原來的193.1 dB降至183.8 dB，180.4 dB以及180.5 dB。同時可以發(fā)現(xiàn)，圓柱擾流棒、鋸齒單元和前緣分流體三種前緣擾流體幾乎使后緣脈動壓力的頻譜曲線在無擾流體的頻譜曲線之下，而等開口面積的前緣分流體卻使后緣脈動壓力頻譜曲線與無擾流體的頻譜曲線在連續(xù)譜分量上大致相當，這表明空腔開口的流向尺度也是前緣分流體對空腔噪聲控制效果的重要影響參數(shù)。

圖11為空腔底部中心P3點在不同前緣擾流體作用下的脈動壓力頻譜圖，由于腔底的脈動壓力常用來表征流激空腔振蕩和噪聲特性[24]，因而，圖11所示的脈動壓力頻譜更能反映前緣擾流體對流激空腔噪聲的抑制效果。從圖11中可以看出，四種前緣擾流體均顯著降低了腔底脈動壓力的線譜強度，其中，前緣分流體同樣幾乎消除了腔底脈動壓力線譜，而圓柱擾流棒、鋸齒單元和等開口面積前緣分流體雖然分別降低線譜幅值7.5 dB，11.5 dB和13.3 dB，但腔底脈動壓力仍然還存在較為明顯的主導峰值，且主導峰值頻率向低頻移動，相對于基準空腔的主模態(tài)頻率分別減小8 Hz，4 Hz，4 Hz，這意味著空腔聲共振可以在更低的流速下發(fā)生。此外，需要注意的是，在主導峰值頻率前的低頻段，圓柱擾流棒和鋸齒單元引起了一定程度的腔底脈動壓力的升高，而前緣分流體(無論是否改變腔口面積)則使腔底脈動壓力幾乎在所有頻段都有所降低。從圖11所示的計算結果不難發(fā)現(xiàn)，前緣分流體對流激空腔振蕩具有相對最好的抑制效果，但在保持等開口面積的情況下，其對空腔振蕩的抑制效果有所降低。

3.2 流場特性對比分析

3.2.1 速度特性

為分析不同前緣擾流體抑制空腔振蕩的機理，本文對仿真計算所得到的速度分布和渦量等流場特性進行了對比分析。流動時間t=0.4 s時刻的各空腔模型在流向中間剖面的速度分布情況，如圖12所示。從圖12(a)所示基準空腔速度分布可以明顯地看出，前緣前部平穩(wěn)、細薄的邊界層在經(jīng)過腔口時，其厚度逐漸擴大，發(fā)展成具有振蕩性質的剪切層，并最終與后緣碰撞，一部分剪切層流體向后緣后部流動；另一部分流體則沿后緣流入腔內(nèi)，從速度矢量分布可以看出，腔口正下方形成較為明顯的渦旋；在圖12(b)中可以發(fā)現(xiàn)，來流在流經(jīng)圓柱擾流棒時，其后方脫落的渦旋與剪切層相混合，增大了剪切層厚度，同時也衰減了腔口剪切層的振蕩；在圖12(c)中可以發(fā)現(xiàn)，鋸齒單元抬升了腔口剪切層，使剪切層近乎跨過腔口進而與后緣后部發(fā)生碰撞，需要注意的是安裝鋸齒單元的空腔，其后緣后部的速度分布相較于基準空腔更為不均，且腔內(nèi)的渦旋沒有得到明顯的改善；在圖12(d)中可以發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過前緣分流體的來流所形成的剪切層沿腔口較為平穩(wěn)的發(fā)展，振蕩幅度較小，后緣后部的速度分布較為平穩(wěn)，同時腔口正下方的渦旋也基本得到了消除，但當保證腔口面積不變而延長腔口長度時(見圖12(e))，前緣分流體后的剪切層振蕩幅度有所增加，且腔內(nèi)的渦旋分布變得和基準空腔類似。

圖12 空腔流向對稱剖面的速度分布(白色箭頭為歸一化的速度矢量，t=0.4 s)

來流邊界層流經(jīng)腔口前緣時即發(fā)展為自由剪切層，剪切層是典型的不穩(wěn)定流動，眾多研究表明，剪切層振蕩是空腔脈動壓力以及空腔噪聲的主要來源，為進一步探討不同前緣擾流體對腔口剪切層的影響，本文對腔口x/L=1/4，x/L=1/2和x/L=3/4三個位置處的時均流向速度分布進行了計算，x為距腔口前緣的距離，L為腔口長度，如圖13所示。

圖13 腔口中間截面時均流向速度剖面

從圖13可以看出，對于五種空腔模型，剪切層沿流向的發(fā)展具有相同的趨勢，即剪切層隨著流動向下游發(fā)展，其厚度逐漸增加，三種前緣擾流體均沒有改變剪切層沿流向的發(fā)展規(guī)律，但在同一位置，不同前緣擾流體對剪切層的影響有較大差異。從圖13中可以看出，鋸齒單元對剪切層的影響主要是將其向空腔外部抬升，但對于剪切層厚度沒有明顯改變，而圓柱擾流棒相對于另外兩種擾流體，則明顯增大了腔口剪切層厚度；前緣分流體對腔口剪切層速度分布的影響較小，在一定程度上也增大了剪切層厚度，但其主要影響是使剪切層沿流向的發(fā)展變緩。由此從腔口剪切層的速度分布可以推知，鋸齒單元主要通過將剪切層抬升來減小空腔振蕩，圓柱擾流棒通過增大剪切層厚度來減弱空腔振蕩，而前緣分流體則主要減緩了剪切層沿流向的發(fā)展，進而減弱空腔振蕩。

3.2.2 渦結構特性

渦聲理論指出，流致噪聲和湍流脈動壓力實際上與流體中的大尺度渦結構密切相關，因此，為從渦結構方面解釋各前緣擾流體抑制空腔脈動壓力(空腔噪聲)的機理，本文采用Q判據(jù)對空腔流動中的渦結構進行識別，以此來反映各擾流體對渦結構的影響特點。Q判據(jù)中的Q值實際上是速度的二階梯度張量，其數(shù)學表達為

(11)

式中：Ω為旋轉運動的旋轉率張量；S為應變率張量。

Q判據(jù)可以表示流體微元凈轉動相對于軸向變形的強弱，當某處Q值為很大的正值時，說明此處的旋轉率占有絕對優(yōu)勢，即具有較強的渦結構，這樣可以根據(jù)不同取值的Q識別不同強度渦的存在。當Q=1×105s-2時的渦分布情況，如圖14所示，為便于觀察空腔內(nèi)部的高強度渦的分布特征，圖14為沿流向對稱面剖開的空腔半模。

圖14 空腔流動渦結構計算結果(Q=1×105 s-2)

從圖14可以看出，空腔流動中的高強度渦結構主要分布在腔口剪切層、后緣下方以及后緣后部壁面附近。在圖14(b)中可以發(fā)現(xiàn)，圓柱擾流棒產(chǎn)生的尾渦會與剪切層內(nèi)的渦相混合，使腔口的渦層厚度有所增加，減小剪切層的速度梯度，這有利于腔口剪切層內(nèi)的渦結構保持相對穩(wěn)定，減弱大渦之間的配對、合并等相互作用，因而在腔口后緣未見有明顯的碰撞渦結構；從圖14(c)可以看出，鋸齒單元將腔口的渦結構“打碎”成更多細小的渦結構，同時，腔口的渦團被向腔體外部抬升，可以推測正是由于這種對渦結構的“細化”和抬升作用，降低了剪切層與后緣的碰撞強度，從而顯著減小了后緣處的脈動壓力，但需要注意的是，在腔內(nèi)以及后緣后方的高強度渦分布范圍有較為明顯的增大，這表明后緣后方的壁面脈動壓力可能會有所升高；前緣分流體對空腔流場中的高強度渦的抑制效果最為明顯，從圖14(d)可以看出，前緣分流體減小了腔口渦層厚度，同時在腔內(nèi)和后緣后方的高強度渦也明顯減少，但隨著腔口長度的增加，前緣分流體對這種高強度渦結構的抑制作用有所減弱(見圖14(e))。

3.3 阻力計算結果分析

對于水下航行體而言，阻力通常是必須要考慮的性能參數(shù)之一，因而本文也對各空腔模型定常阻力進行了計算，定常流動的計算殘差值設定為1×10-5，計算步數(shù)取為1 000 步，定常計算收斂后，各空腔模型的流動阻力(包括摩擦阻力和壓差阻力)計算結果，如表1所示。

表1 各空腔模型阻力計算結果

從表1可以看出，圓柱擾流棒、鋸齒單元和前緣分流體三種擾流體都會增加空腔受到的流動阻力，其中，鋸齒單元對空腔流動阻力的影響最為明顯，而前緣分流體對空腔流動阻力的影響最小，在保證空腔開孔出流面積不變的情況下，前緣分流體引起的附加阻力有所增加，但仍顯著小于另外兩種擾流體裝置，這表明，從流動阻力方面考量，前緣分流體也是一種相對較為理想的空腔振蕩被動控制裝置。

4 結 論

本文采用大渦模擬方法研究了來流速度為7 m/s條件下，三種不同前緣擾流體對水中低速流激空腔振蕩的影響，并對各前緣擾流體抑制空腔振蕩的作用機理進行了討論，通過綜合分析得出以下結論：

(1)前緣分流體、圓柱擾流棒和鋸齒單元均能有效抑制水中低速流激空腔振蕩，相對而言，本文提出的前緣分流體對空腔振蕩的抑制效果最為明顯，幾乎消除了空腔的自持振蕩，降低腔底脈動壓力線譜幅值達17.4 dB。

(2)不同前緣擾流體抑制空腔振蕩的作用機理不同，前緣分流體主要是通過減弱腔口剪切層沿流向的發(fā)展，減少高強度渦分布，并消除腔內(nèi)大尺度渦旋來抑制空腔振蕩；圓柱擾流棒主要是通過其尾渦與腔口剪切層發(fā)生有益干涉，從而增大了剪切層厚度，減小速度梯度，有利于剪切層保持穩(wěn)定，進而抑制空腔振蕩；鋸齒單元則主要是通過將前緣卷起的初生渦旋“打碎”成更多細小的渦結構，并將剪切層整體抬升，從而跨過腔口，避免與腔口后緣發(fā)生碰撞，進而抑制了空腔振蕩。

(3)三種不同前緣擾流體都會引起空腔流動阻力的增加，但相對而言，本文提出的前緣分流體引起的附加流動阻力最小。

(4)隨著腔口流向尺度的增加，前緣分流體對流激空腔振蕩的抑制效果有所減弱。