加筋結(jié)構(gòu)對V 型網(wǎng)板水動力性能的影響研究

張懷志，初文華，尹純晴，5，員 慶，葉旭昌，葉 謙

（1.上海海洋大學(xué)海洋科學(xué)學(xué)院，上海 201306；2.國家遠(yuǎn)洋漁業(yè)工程技術(shù)研究中心，上海 201306；3.上海海洋大學(xué)海洋科學(xué)與技術(shù)實(shí)驗教學(xué)示范中心，上海 201306；4.臺州學(xué)院，浙江臺州 318000；5.上海海洋可再生能源工程技術(shù)研究中心，上海 201306）

網(wǎng)板作為拖網(wǎng)漁具的重要屬具，其水動力性能對拖網(wǎng)漁具的可操作性和漁獲效率均有十分重要的影響［1］。長期以來，國內(nèi)外學(xué)者對網(wǎng)板的力學(xué)性能開展了一系列理論與實(shí)驗研究［2-11］，力求研發(fā)出擴(kuò)張效率更高、作業(yè)更穩(wěn)定的拖網(wǎng)網(wǎng)板。V型網(wǎng)板自20世紀(jì)70年代問世以來，一直是拖網(wǎng)漁業(yè)中常用的類型，具有結(jié)構(gòu)簡單、操作方便、穩(wěn)定性好等優(yōu)點(diǎn)，在底拖網(wǎng)漁業(yè)中得到廣泛應(yīng)用［12-15］。多年來，為了研究V型網(wǎng)板水動力性能的優(yōu)化設(shè)計方案，國內(nèi)外學(xué)者開展了一系列研究：XU等［16］對不同折角和展弦比的V型網(wǎng)板進(jìn)行了數(shù)值模擬與水槽試驗；馮森和陳連源［17］利用風(fēng)洞實(shí)驗對各種規(guī)格的V型網(wǎng)板在不同沖角情況下的升、阻力系數(shù)和力矩系數(shù)及壓力中心位置系數(shù)進(jìn)行了測量；李崇聰［18］利用CFD方法研究了3種展弦比的V型網(wǎng)板水動力性能，并提出結(jié)構(gòu)改進(jìn)建議；王明彥等［19］利用風(fēng)洞實(shí)驗研究了立式曲面V型網(wǎng)板的水動力性能影響參數(shù)；徐寶生等［20］對矩形V型曲面網(wǎng)板與V型網(wǎng)板進(jìn)行了作業(yè)性能及生產(chǎn)效果的對比試驗；XU等［21］基于數(shù)值模擬研究了矩形網(wǎng)板的水動力性能及作業(yè)水層的影響；WANG等［22］利用風(fēng)洞實(shí)驗測量了風(fēng)速28 m·s-1下3種不同形狀網(wǎng)板（菱形、左梯形和等腰梯形）的水動力性能。本文以我國近海拖網(wǎng)漁船配置的加筋V型網(wǎng)板為研究對象，利用數(shù)值模擬的方法，通過與傳統(tǒng)無筋V型網(wǎng)板的水動力性能對比分析，研究加強(qiáng)筋對V型網(wǎng)板水動力性能的影響機(jī)理，并通過開展動水槽試驗對數(shù)值計算結(jié)果的有效性進(jìn)行驗證。前述研究內(nèi)容也為本文數(shù)值模擬時的參數(shù)設(shè)定及水槽實(shí)驗設(shè)計提供了重要參考依據(jù)。

近年來，為提高V型網(wǎng)板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與穩(wěn)定性，設(shè)計時會在傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上增設(shè)幾條加強(qiáng)筋（通常為3條）。從流體力學(xué)角度分析，背面增設(shè)加強(qiáng)筋必然會改變網(wǎng)板背流面的流場分布，進(jìn)而對V型網(wǎng)板的水動力性能產(chǎn)生影響，而這一點(diǎn)在前人的研究工作中從未提及。為此本文針對背面增設(shè)3條加強(qiáng)筋的V型網(wǎng)板結(jié)構(gòu)建立三維數(shù)值模型，采用計算流體力學(xué)（CFD）軟件對其水動力性能進(jìn)行計算分析，并通過與傳統(tǒng)無筋V型網(wǎng)板水動力性能的對比，研究加強(qiáng)筋對V型網(wǎng)板水動力性能的影響機(jī)理。在此基礎(chǔ)上，通過改變展弦比、板面折角等設(shè)計參數(shù)，研究其對加筋V型網(wǎng)板水動力性能的影響規(guī)律，旨在為新型V型網(wǎng)板的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 材料與方法

1.1 數(shù)值模擬方法

本文研究的加筋V型網(wǎng)板背面有3條加強(qiáng)筋及兩條側(cè)筋，多應(yīng)用于底層蝦拖網(wǎng)漁業(yè)中。與前人研究［16］傳統(tǒng)V型網(wǎng)板水動力性能時采用的簡化模型不同，本文在對中國近海拖網(wǎng)漁船所配置的實(shí)物網(wǎng)板（如圖1-A所示）進(jìn)行測量的基礎(chǔ)上，采用三維繪圖軟件Solidworks進(jìn)行1∶1建模，如圖1-B所示，翼弦b＝1 700 mm，翼展l＝1 120 mm，板面折角d（dihedral angle）＝160°，展弦比λ＝0.65。圖1-C為相同尺寸的無筋V型網(wǎng)板數(shù)值模型。

加筋V型網(wǎng)板水動力性能參數(shù)與傳統(tǒng)網(wǎng)板水動力性能參數(shù)相同，主要為升力系數(shù)Cl，阻力系數(shù)Cd，升阻比K，展弦比λ，沖角α，折角d，雷諾數(shù)Re，具體定義如下：

式（1）～式（5）中，l為翼展（m）；S為網(wǎng)板法向上的投影面積（m2）；v為來流速度（m·s-1）；ρ為流體密度（kg·m-3）；b為網(wǎng)板弦長（m）；μ為流體動力粘度（kg·m-1·s-1）；Fd為網(wǎng)板阻力（N）；Fl為網(wǎng)板升力（N）；Cl為升力系數(shù)；Cd為阻力系數(shù)。

基于上述三維結(jié)構(gòu)模型，本文采用美國ANSYS公司開發(fā)的計算流體力學(xué)（CFD）軟件ANYSIS15.0對加筋V型網(wǎng)板結(jié)構(gòu)周圍流場進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。整個流場采用四面體網(wǎng)格（非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格）進(jìn)行計算。湍流模型選擇RNGk-ε模型［23］。上游入口處設(shè)定為速度入口邊界（velocity inlet），方向沿X軸正向的均勻流，湍流強(qiáng)度設(shè)定為5%，湍流強(qiáng)度比設(shè)定為3［16，24-26］，下游出口設(shè)定為完全發(fā)展自由出流邊界（pressure outlet），網(wǎng)板結(jié)構(gòu)表面及計算域邊界設(shè)定為不可滑移壁面（no slip wall）。流場區(qū)域長a＝10 m、寬b＝5 m、高c＝5 m，網(wǎng)板前緣距入口0.5 m，網(wǎng)板中心軸距兩側(cè)壁面2.5 m。為提高計算精度，網(wǎng)板邊界處網(wǎng)格設(shè)置沿網(wǎng)板表面膨脹5層，增長率為1.2。

圖2 加筋V型網(wǎng)板水動力性能計算模型計算域Fig.2 Computational domain of hydrodynamic performance calculation model for stiffened V-shaped otter board

1.2 計算工況設(shè)置

傳統(tǒng)V型網(wǎng)板在工作沖角為40°左右時，升力系數(shù)達(dá)到最大值（1.2～1.5），最佳升阻比出現(xiàn)在10°～15°沖角［16］。此外，展弦比λ和板面折角d是影響其水動力性能的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)［16］。而對于加筋V型網(wǎng)板結(jié)構(gòu)，大尺度加強(qiáng)筋的增設(shè)必然改變網(wǎng)板附近流場分布，進(jìn)而對其水動力性能產(chǎn)生影響。為了深入探究V型網(wǎng)板加筋后的水動力性能變化情況及不同設(shè)計參數(shù)對其水動力性能的影響規(guī)律，本文設(shè)置了如下5組計算工況。

1）為分析加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)對V型網(wǎng)板水動力性能的影響，分別選取相同板面折角（d＝160°）與相同展弦比（λ＝0.65）的加筋V型網(wǎng)板與無筋V型網(wǎng)板建立三維數(shù)值模型，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能。

2）為分析加強(qiáng)筋分布對V型網(wǎng)板水動力性能的影響，在基本模型基礎(chǔ)上將加強(qiáng)筋間距分別設(shè)置為230 mm、330 mm、430 mm、530 mm（基本模型）、630 mm，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能。

3）為分析加強(qiáng)筋尺寸對V型網(wǎng)板水動力性能的影響，在基本模型基礎(chǔ)上將加強(qiáng)筋寬度分別設(shè)置為78 mm（基本模型）、88 mm、98 mm，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能。

4）為分析展弦比λ對加筋V型網(wǎng)板水動力性能的影響，在固定流速（v＝1 m· s-1）、固定板面折角（d＝160°）下，將展弦比分別設(shè)計為0.55、0.60、0.65、0.70、0.75、0.80，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能，并與相同工況下的傳統(tǒng)無筋V型網(wǎng)板計算結(jié)果進(jìn)行對比分析。

5）為分析板面折角d對加筋V型網(wǎng)板水動力性能的影響，在固定流速（v＝1 m· s-1）、固定展弦比（λ＝0.65）下，將加筋V型網(wǎng)板的板面折角分為設(shè)計為175°、170°、165°、160°、155°、150°，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能，并與相同工況下的傳統(tǒng)無筋V型網(wǎng)板計算結(jié)果進(jìn)行對比分析。

1.3 模型實(shí)驗方法

為驗證數(shù)值計算結(jié)果的有效性，本文以5∶1的尺度比設(shè)計開展了加筋V型網(wǎng)板水動力性能水槽模型實(shí)驗。實(shí)驗在上海海洋大學(xué)循環(huán)動水槽中進(jìn)行，實(shí)驗段長10.0 m，寬3.0 m，深2.0 m。水槽的流速調(diào)節(jié)范圍為0～1.4 m·s-1，配備水槽流速檢測儀器和一個六分力傳感器（范圍0～500 N，準(zhǔn)確度0.1%）。模型試驗設(shè)計如圖3所示，網(wǎng)板固定在六分力傳感器末端，由長度為0.5 m的金屬桿連接，距水槽入口4 m。實(shí)驗水深0.61 m，水溫t＝21.0℃，2021年7月12日進(jìn)行測試。實(shí)驗中將流速設(shè)置為0.60 m·s-1，分別測得加筋V型網(wǎng)板在不同沖角（α＝0°～70°）時X、Y、Z 3個方向的受力情況。

圖3 網(wǎng)板動水槽實(shí)驗Fig.3 Experimental and schematic diagram of flume tank with otter board

2 結(jié)果與分析

2.1 數(shù)值模擬與水槽實(shí)測結(jié)果對比驗證

為驗證數(shù)值模型的有效性，本文在1.3節(jié)中的實(shí)驗設(shè)計基礎(chǔ)上利用動水槽開展了加筋V型網(wǎng)板的水動力性能測試，同時采用數(shù)值模擬方法建立相同尺度的網(wǎng)板模型進(jìn)行水動力性能計算，并將二者的結(jié)果進(jìn)行對比，如圖4所示。

圖4 加筋V型網(wǎng)板水動力性能數(shù)值模擬與實(shí)驗結(jié)果對比Fig.4 Comparison between numerical simulation and experimental results of hydrodynamic performance of stiffened V-shaped otter board

圖4-A給出了網(wǎng)板的升／阻力系數(shù)曲線對比，從圖4中可以看出，本文所建立的數(shù)值模型計算得到的升／阻力系數(shù)曲線形狀與水槽實(shí)驗結(jié)果吻合較好，最大升力系數(shù)均出現(xiàn)在40°沖角，最大升力系數(shù)實(shí)驗值為1.407，計算值為1.076，升力系數(shù)相對誤差在13.5%～27.5%，平均相對誤差為24.8%。小沖角時網(wǎng)板升、阻力系數(shù)計算值與實(shí)驗值較為接近，而二者的差距隨沖角的增加逐漸增大，阻力系數(shù)相對誤差在7.0%～20.5%，平均相對誤差為16.8%。數(shù)值模擬得到的阻力系數(shù)曲線在大沖角時與模型實(shí)驗結(jié)果誤差有所增加，經(jīng)過分析后認(rèn)為是數(shù)值模擬時忽略網(wǎng)板表面摩擦力導(dǎo)致，同時水槽模型實(shí)驗中模型網(wǎng)板與六分力傳感器之間通過連接桿連接固定，實(shí)驗中未考慮連接桿對實(shí)驗結(jié)果的影響。

網(wǎng)板的升阻比曲線對比如圖4-B所示，數(shù)值計算得到的升阻比曲線形狀與數(shù)值均與水槽實(shí)驗結(jié)果有較高的契合度，在大沖角（30°～70°）時二者幾乎重合，小沖角時差距較大，平均相對誤差為9.0%。

對比數(shù)值模擬結(jié)果與水槽實(shí)驗結(jié)果，本文所建立的數(shù)值模型可以較為準(zhǔn)確地計算得出加筋V型網(wǎng)板在不同工況下的水動力性能，數(shù)值計算結(jié)果在誤差允許范圍內(nèi)，有效性較高。

2.2 加筋結(jié)構(gòu)對V型網(wǎng)板水動力性能的影響分析

2.2.1 加筋V型網(wǎng)板與傳統(tǒng)V型網(wǎng)板水動力性能對比分析

圖5給出了加筋V型網(wǎng)板（基本模型）與傳統(tǒng)V型網(wǎng)板（無筋網(wǎng)板）在相同來流下的升／阻力系數(shù)對比曲線。從圖5中可以看出，增設(shè)幾條較大尺度的加強(qiáng)筋后，V型網(wǎng)板的升／阻力系數(shù)隨沖角的變化趨勢基本未受影響，最大升力系數(shù)為1.2，出現(xiàn)在沖角為40°左右。但在大沖角時（40°以上），加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)對V型網(wǎng)板水動力性能的影響逐漸明顯，升力系數(shù)與阻力系數(shù)相對傳統(tǒng)無筋網(wǎng)板均出現(xiàn)較為顯著的下降趨勢。

圖5 加筋V型網(wǎng)板與無筋V型網(wǎng)板升／阻力系數(shù)對比Fig.5 Comparison of lift and drag coefficients between stiffened and unstiffened V-shaped otter board

圖6給出了加筋V型網(wǎng)板與傳統(tǒng)V型網(wǎng)板在相同來流下的升阻比對比曲線，相比于升／阻力系數(shù)，加強(qiáng)筋的存在對V型網(wǎng)板升阻比的影響則更為顯著。從圖6中可以看出，增設(shè)加強(qiáng)筋后，V型網(wǎng)板的最大升阻比從4.8降至3.4，最佳工作性能明顯降低，但最佳工作沖角依然保持在10°左右。隨著工作沖角的增加，加強(qiáng)筋對V型網(wǎng)板升阻比的影響逐漸減小，當(dāng)沖角超過20°，影響低于1%。

圖6 加筋V型網(wǎng)板與無筋V型網(wǎng)板升阻比對比Fig.6 Comparison of lift to drag ratio between stiffened and unstiffened V-shaped otter board

為進(jìn)一步分析加強(qiáng)筋的存在對V型網(wǎng)板水動力性能產(chǎn)生上述影響規(guī)律的原因，圖7給出了不同工作沖角下加筋V型網(wǎng)板與傳統(tǒng)V型網(wǎng)板中間截面附近流場分布。

圖7 不同沖角下加筋V型網(wǎng)板與無筋V型網(wǎng)板中間截面附近流場分布Fig.7 Flow field distribution near the middle section of stiffend and unstiffened V-shaped otter board at different attack angles

從圖7的對比中可以看出，加強(qiáng)筋的存在明顯改變了網(wǎng)板背流面的流場分布情況。在小沖角時，相對于傳統(tǒng)的無筋V型網(wǎng)板，加筋V型網(wǎng)板的背流面流動更為復(fù)雜混亂，漩渦數(shù)量增多，尾流區(qū)加長，邊界層分離點(diǎn)也更為提前。隨著沖角的增加，網(wǎng)板繞流的邊界效應(yīng)更為明顯，邊界層分離點(diǎn)逐漸向網(wǎng)板前端移動，此時加筋V型網(wǎng)板與無筋V型網(wǎng)板的背流面均形成大面積渦流區(qū)，加強(qiáng)筋的影響則變得不再明顯。網(wǎng)板迎流面壓力較高，高壓區(qū)主要分布在網(wǎng)板第一條加強(qiáng)筋前端，低壓區(qū)主要分布在網(wǎng)板背面，而在加筋V型網(wǎng)板3條加強(qiáng)筋附近還存在較為明顯的低壓區(qū)。從網(wǎng)板中部附近的壓力值看，相對于傳統(tǒng)的無筋V型網(wǎng)板，加筋V型網(wǎng)板在大沖角時的迎流面與背流面壓力差有所降低，由此導(dǎo)致圖5中加筋V型網(wǎng)板升力系數(shù)相較傳統(tǒng)的無筋V型網(wǎng)板在大沖角（40°以上）時下降的現(xiàn)象。

2.2.2 加強(qiáng)筋分布對V型網(wǎng)板水動力性能的影響

為進(jìn)一步分析加強(qiáng)筋的分布情況對V型網(wǎng)板水動力性能的影響規(guī)律，本文計算了不同加強(qiáng)筋間距的V型網(wǎng)板升阻比曲線，如圖8所示，每條曲線為一個加強(qiáng)筋的間距，其中基本模型的間距為530 mm。

圖8 不同加強(qiáng)筋間距加筋V型網(wǎng)板水動力性能對比Fig.8 Comparison of hydrodynamic performance of V-type otter board with different stiffener spaces

從圖8中可以看出，當(dāng)加強(qiáng)筋間距較小（230 mm～430 mm）時，其主要集中分布于網(wǎng)板中部，對網(wǎng)板背流面的流場分布影響較小，因此加強(qiáng)筋分布間距的改變對V型網(wǎng)板升阻比的影響不明顯。而隨著加強(qiáng)筋間距逐漸增大，網(wǎng)板背流面流場變化逐漸顯著，此時加筋V型網(wǎng)板的升阻比出現(xiàn)明顯降低，當(dāng)間距為630 mm時最大升阻比降為3.24。由此可知，在進(jìn)行加筋V型網(wǎng)板結(jié)構(gòu)設(shè)計時，加強(qiáng)筋需盡可能靠近網(wǎng)板中部布置，且筋的間距不宜過大，否則會對網(wǎng)板的水動力性能產(chǎn)生較為明顯的降低。

2.2.3 加強(qiáng)筋尺寸對V型網(wǎng)板水動力性能的影響

從結(jié)構(gòu)力學(xué)角度看，增大加強(qiáng)筋尺寸對V型網(wǎng)板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度以及穩(wěn)定性均有較大提高，但由此引起的網(wǎng)板水動力性能變化是否有益尚待探究。為此，本文計算了3種不同加強(qiáng)筋寬度的加筋V型網(wǎng)板升阻比曲線，如圖9所示，每條曲線為一個加強(qiáng)筋的寬度，其中基本模型的加強(qiáng)筋寬度為88 mm。

圖9 不同加強(qiáng)筋寬度加筋V型網(wǎng)板水動力性能對比Fig.9 Effect of different stiffener widths on hydrodynamic performance of stiffened V-shaped otter board

從圖9中可以看出，隨著加強(qiáng)筋寬度的增大，V型網(wǎng)板的升阻比曲線形狀保持穩(wěn)定，最佳沖角依然保持在10°左右，最大升阻比隨加強(qiáng)筋尺度的增大略有降低。由此可知，在一定范圍內(nèi)，加強(qiáng)筋尺度的增加不會引起加筋V型網(wǎng)板水動力性能的顯著變化，同時又可以在一定程度上提高網(wǎng)板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與穩(wěn)定性，因此在加筋V型網(wǎng)板設(shè)計過程中，可以考慮適當(dāng)增加加強(qiáng)筋的尺寸以提高網(wǎng)板的綜合性能。

2.3 不同設(shè)計參數(shù)對加筋V型網(wǎng)板水動力的影響

2.3.1 展弦比對加筋V型網(wǎng)板水動力性能的影響

對于傳統(tǒng)的無筋V型網(wǎng)板，增加展弦比可以在一定程度上提高網(wǎng)板的最大升阻比［17-19］。從2.2節(jié)的分析中不難看出，加強(qiáng)筋的存在對V型網(wǎng)板的水動力性能產(chǎn)生了不可忽略的影響。在此情況下，展弦比的增加是否依然能夠提高網(wǎng)板的水動力性能需要進(jìn)一步探究。為此，本文計算了不同展弦比的加筋V型網(wǎng)板在不同沖角下的升力系數(shù)與升阻比，分別如圖10、圖11所示。

圖10 不同展弦比的加筋V型網(wǎng)板升力系數(shù)曲線Fig.10 Lift coefficient curve of stiffened V-shaped otter board with different aspect ratios

從圖10中可以看出，不同展弦比的加筋V型網(wǎng)板，升力系數(shù)均隨沖角的增加呈先增后減的變化趨勢，且在沖角30°～40°達(dá)到最大。在大沖角時（30°以上），升力系數(shù)隨展弦比的增加呈明顯的先增后減趨勢。圖11顯示，對于加筋V型網(wǎng)板，展弦比的改變對最大升阻比出現(xiàn)的沖角（10°左右）并未產(chǎn)生影響，同時與傳統(tǒng)V型網(wǎng)板類似，最大升阻比亦隨展弦比的增加逐漸增大。

為了進(jìn)一步分析展弦比對加筋V型網(wǎng)板水動力性能的影響機(jī)理，圖12給出了不同展弦比的加筋V型網(wǎng)板在最佳沖角（α＝10°）下不同位置（網(wǎng)板中部x＝0、網(wǎng)板上部x＝0.35和網(wǎng)板下部x＝-0.35）附近的流場分布情況。

從圖12中可以看出，展弦比的改變對加筋V型網(wǎng)板附近流場分布的影響主要體現(xiàn)在網(wǎng)板中部截面，該截面上網(wǎng)板背流面的漩渦主要產(chǎn)生于加強(qiáng)筋附近，順?biāo)鞣较虻牡谌龡l加強(qiáng)筋附近漩渦面積最大，第二條加強(qiáng)筋背面漩渦較小。分析產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因為，在改變加筋V型網(wǎng)板的展弦比時，為保證網(wǎng)板結(jié)構(gòu)比例完整，加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)也會隨之進(jìn)行調(diào)整。網(wǎng)板中部截面附近加強(qiáng)筋尺寸最大，因此其結(jié)構(gòu)尺寸的改變對流場產(chǎn)生的影響也更為明顯，而靠近網(wǎng)板上部和下部截面附近，加強(qiáng)筋尺寸較小，其對該位置附近流場的影響也顯著減小。從流場分布圖的壓力分布看，不同展弦比的加筋V型網(wǎng)板迎流面高壓區(qū)面積大小相近，迎流面與背流面壓力差同樣相近。

圖12 不同展弦比的加筋V型網(wǎng)板在最佳沖角下不同位置附近的流場分布Fig.12 Flow field distribution of different positions of stiffened V-shaped otter board with different aspect ratios under the optimum attack angle

2.3.2 板面折角對加筋V型網(wǎng)板水動力性能的影響

為探究板面折角對加筋V型網(wǎng)板水動力性能的影響情況，圖13給出了不同板面折角的加筋V型網(wǎng)板在沖角α＝10°時不同位置（網(wǎng)板中部x＝0、網(wǎng)板上部x＝0.35和網(wǎng)板下部x＝-0.35）附近的流場分布情況。

從圖13中可以看出，板面折角較小時，加筋V型網(wǎng)板中部截面（x＝0）附近有明顯的渦流出現(xiàn)，而當(dāng)板面折角增大到175°時，網(wǎng)板背流面渦流消失。分析產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因，改變加筋V型網(wǎng)板的板面折角時，為保證網(wǎng)板的結(jié)構(gòu)比例完整，加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)會隨之進(jìn)行調(diào)整。隨著板面折角的增加，網(wǎng)板中部附近加強(qiáng)筋的寬度逐漸減小，因此對網(wǎng)板背流面的流場影響也逐漸減小。從圖13流場分布圖中的壓力分布可以看出，板面折角的變化對加筋V型網(wǎng)板的迎流面與背流面壓力值改變較不明顯。

圖13 不同板面折角的加筋V型網(wǎng)板在沖角α＝10°時不同位置附近的流場分布Fig.13 Flow field distribution of different positions of stiffened V-shaped otter board with different dihedral angles at 10°attack angle

圖14進(jìn)一步給出了不同板面折角的加筋V型網(wǎng)板升阻比曲線。從圖14中可以看出，板面折角的改變對最佳沖角的影響不明顯（10°左右），但最大升阻比隨板面折角的增加而逐漸增大。為進(jìn)一步分析最大升阻比隨板面折角的變化規(guī)律，圖15給出了加筋V型網(wǎng)板的最大升阻比隨板面折角的變化情況。板面折角較小時（160°以下），最大升阻比變化趨勢不明顯，但隨著板面折角的進(jìn)一步增大，加筋V型網(wǎng)板的最大升阻比呈現(xiàn)出明顯的上升趨勢。分析產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因，隨著板面折角的增加，加筋V型網(wǎng)板的迎流面積逐漸增大，在流固耦合作用下，網(wǎng)板升力顯著增加；同時，網(wǎng)板中部附近加強(qiáng)筋寬度隨板面折角的增加逐漸減小，對網(wǎng)板背流面的流場影響也逐漸減小，因此在一定程度上降低了網(wǎng)板阻力。在兩者共同作用下，加筋V型網(wǎng)板的最大升阻比呈現(xiàn)出隨板面折角的增加逐漸 增大的趨勢。

圖14 不同板面折角的加筋V型網(wǎng)板升阻比曲線Fig.14 Lift-to-drag ratio of stiffened V-shaped otter board with different dihedral angles

圖15 加筋V型網(wǎng)板最大升阻比隨板面折角的變化Fig.15 The maximum lift to drag ratios of stiffened V-shaped otter board with variations of dihedral angles

3 小結(jié)

網(wǎng)板的水動力性能是網(wǎng)板結(jié)構(gòu)設(shè)計與優(yōu)化的關(guān)鍵，本文對加筋V型網(wǎng)板水動力性能開展數(shù)值計算，在此基礎(chǔ)上分析展弦比、板面折角、加強(qiáng)筋分布等結(jié)構(gòu)參數(shù)對網(wǎng)板水動力性能的影響規(guī)律，得出的主要結(jié)論如下：

1）V型網(wǎng)板增設(shè)幾條大尺度加強(qiáng)筋后，在結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與穩(wěn)定性增加的同時，亦引起了網(wǎng)板在水中工作時周圍流場分布的改變。相對于傳統(tǒng)的無筋V型網(wǎng)板，加筋V型網(wǎng)板的背流面流動更為復(fù)雜混亂，漩渦數(shù)量增加。在小沖角時，網(wǎng)板升／阻力系數(shù)與無筋V型網(wǎng)板相比差距不大。而在大沖角（40°以上）時，加筋網(wǎng)板升／阻力系數(shù)出現(xiàn)顯著下降。此外，加強(qiáng)筋的存在較為明顯地降低了V型網(wǎng)板在最佳工作沖角（10°左右）下的升阻比，對其工作性能產(chǎn)生了較為顯著的不利影響。

2）加強(qiáng)筋間距較?。ㄐ∮?30 mm）時對網(wǎng)板水動力性能的影響較小，而大間距時則會引起加筋V型網(wǎng)板最大升阻比的顯著降低；加強(qiáng)筋尺寸的增加也會一定程度上降低網(wǎng)板的升阻比，但降低幅度較不明顯。因此，在進(jìn)行加筋V型網(wǎng)板結(jié)構(gòu)設(shè)計時，加強(qiáng)筋需盡可能靠近網(wǎng)板中部布置，且筋的間距不宜過大，同時可以考慮適當(dāng)增加加強(qiáng)筋的寬度，從而實(shí)現(xiàn)在保證較高的水動力性能的前提下進(jìn)一步提高網(wǎng)板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與穩(wěn)定性。

3）增設(shè)加強(qiáng)筋并不會改變V型網(wǎng)板最大升阻比隨展弦比的增加而逐漸增大的趨勢，但加筋結(jié)構(gòu)會在一定程度上降低V型網(wǎng)板的最大升阻比，各展弦比下加筋V型網(wǎng)板的最大升阻比平均降低1.2左右。因此，對于加筋V型網(wǎng)板，增加展弦比依然可作為提高其工作效率的一種有效結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案，但需要注意的是，在改變網(wǎng)板展弦比時，需要保證網(wǎng)板各部分結(jié)構(gòu)比例的完整性，各條加強(qiáng)筋的尺寸也要隨之作出相應(yīng)的修改。

4）加筋V型網(wǎng)板的最大升阻比隨板面折角的增加呈增大趨勢，進(jìn)而可以提高其工作效率，但在改變網(wǎng)板板面折角時，各條加強(qiáng)筋的尺寸需隨之作出相應(yīng)的修改。此外，隨板面折角增大，加強(qiáng)筋的高度會因結(jié)構(gòu)的改變而逐漸減小，此時其對網(wǎng)板背流面流場分布的影響亦逐漸減小，因此會在一定程度上進(jìn)一步提高加筋V型網(wǎng)板的水動力性能。

綜上所述，減小加強(qiáng)筋的間距與尺寸、增大展弦比、減小板面折角等優(yōu)化方案均可以提高加筋V型網(wǎng)板的水動力性能。從實(shí)際工作環(huán)境考慮，V型網(wǎng)板為底拖網(wǎng)網(wǎng)板，工作時位于海底，不方便隨時調(diào)整其姿態(tài)，因此需有良好的穩(wěn)定性與足夠的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度［27］。加筋V型網(wǎng)板的穩(wěn)定性與其展弦比和板面折角負(fù)相關(guān)，而結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與加強(qiáng)筋的間距與尺寸亦有密切關(guān)系［28-29］，因此在對加筋V型網(wǎng)板進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計時需在綜合考慮以上多種因素基礎(chǔ)上對其進(jìn)行改進(jìn)與優(yōu)化。