航行體出水過程空化結(jié)構(gòu)演變與潰滅載荷特性研究

高 山, 施 瑤, 潘 光

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

航行體水下發(fā)射過程中近似可分為三個階段,即出筒階段、水中航行階段以及出水階段。當(dāng)航行體以較高的速度出筒時,其肩部低壓區(qū)導(dǎo)致附著空泡生成。在水中航行階段中,隨著航行體速度減小,空化數(shù)增大,附著空泡在回射流的影響下發(fā)生脫落及斷裂現(xiàn)象。在出水階段,由于自由液面附近的介質(zhì)密度差別極大,空泡在接觸到外界大氣后迅速產(chǎn)生相變而發(fā)生空泡潰滅,形成指向航行體壁面的射流,造成強(qiáng)烈的沖擊載荷,嚴(yán)重影響到航行體出水姿態(tài)和結(jié)構(gòu)安全性[1]。

在水下垂直發(fā)射過程中,由于航行體周圍環(huán)境壓力不斷變化、表面的空化數(shù)隨著航行體所處水深的變化而變化,導(dǎo)致相關(guān)的水洞試驗(yàn)[2]和數(shù)值模擬方法[3-4]難以適用水下發(fā)射特殊環(huán)境相關(guān)研究。關(guān)于水下發(fā)射過程航行體肩部附著空泡演化主要涉及大尺度空泡群生成、發(fā)展以及潰滅等復(fù)雜現(xiàn)象。在理論方面,目前主要集中在單空泡相關(guān)研究,但研究成果難以實(shí)際應(yīng)用。王一偉等[5]從目前已有的數(shù)值模擬方法與試驗(yàn)測試手段,系統(tǒng)地總結(jié)了高速航行體水下發(fā)射水動力相關(guān)研究進(jìn)展,特別是水下航行階段空泡穩(wěn)定性、出水空泡潰滅等關(guān)鍵問題。另外,王一偉等[6]對航行體出水附著空泡潰滅過程開展了研究,建立了空泡潰滅壓力的物理模型,給出了相關(guān)參數(shù)的影響規(guī)律。陳瑋琪等[7]基于勢流理論、細(xì)長體理論和奇點(diǎn)分布法,對附著空泡、自由液面以及筒口氣團(tuán)的相互影響開展了理論研究,并采用試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了建立模型的合理性。施紅輝等[8]采用試驗(yàn)測試手段研究了完全超空泡形態(tài)下航行體出水過程,建立了超空泡崩潰次數(shù)的相關(guān)模型。權(quán)曉波等[9]針對不同發(fā)射參數(shù)下空泡形態(tài)開展了試驗(yàn)測試,當(dāng)在大攻角下,其周圍空泡分布不對稱加強(qiáng),迎流側(cè)和背流側(cè)的壓差范圍增大。Zhang等[10]采用高速攝影技術(shù)研究了碎冰影響下航行體出水空化特性演變規(guī)律,獲取了碎冰條件下航行體附著空泡以噴發(fā)狀態(tài)潰滅機(jī)制。在數(shù)值模擬方面,魏英杰等[11]采用動網(wǎng)格技術(shù)結(jié)合混合介質(zhì)RANS方程,研究了航行體垂直發(fā)射過程空化特性研究,給出了航行體阻力系數(shù)與空化數(shù)之間的關(guān)系。劉元清等[12]對海流對肩部空泡演變過程的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,發(fā)現(xiàn)在不同海流狀態(tài)下泡內(nèi)的水氣分布存在差異,因而潰滅過程中高壓產(chǎn)生次序也不同。李卓越等[13]基于雷諾平均數(shù)值模擬方法和Schnerr-Sauer空化模型,建立了航行體水下垂直發(fā)射三維數(shù)值模型,分析了多種初始因素影響下壁面載荷特性?？椎虏诺萚14]采用Singhal空化模型模擬了空泡界面對航行體頭部附近流場壓力的影響,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比驗(yàn)證。劉濤濤等[15]基于均相流模型對垂直發(fā)射水下航行體周圍的通氣空化流動進(jìn)行了三維數(shù)值模擬,并討論了通氣時序?qū)ν饪栈鲌龅挠绊憽Ｊ┈幍萚16]研究了雙發(fā)回轉(zhuǎn)體齊射過程空化流場結(jié)構(gòu)演變規(guī)律,發(fā)現(xiàn)齊射過程中由于流動干擾區(qū)域的存在,雙體肩部空泡形態(tài)演變過程由不對稱演變?yōu)閷ΨQ狀。

綜上所述,雖然目前國內(nèi)外針對水下發(fā)射非定?？栈匦匝芯咳〉昧艘恍┏晒?。然而,關(guān)于出水過程湍流相干結(jié)構(gòu)[17]與潰滅載荷內(nèi)在演變機(jī)理的研究相對較少,且模擬方法主要集中在混合介質(zhì)RANS。另外,由于水下發(fā)射試驗(yàn)測試難度高,成本高以及難以在航行體表面設(shè)置多個壓力傳感器,導(dǎo)致很難充分測量其壓力脈動規(guī)律。因此本文采用改進(jìn)型分離渦模型(improved delayed detached eddy simulation,IDDES)研究出水空泡形態(tài)演變與渦旋流場之間的內(nèi)在聯(lián)系,同時設(shè)置多個探針點(diǎn)來監(jiān)測空化區(qū)域的脈動壓力并分析其演變規(guī)律。

1 數(shù)值計算方法

1.1 控制方法

水下發(fā)射過程航行體帶空泡出水過程中的力學(xué)環(huán)境變化劇烈,包含的物理現(xiàn)象和機(jī)制更為復(fù)雜。本文采用多相流模型(volume of fluid,VOF)對混合流場進(jìn)行描述,基本控制方程形式如下:

連續(xù)性方程

(1)

動量方程

(2)

能量方程

(3)

水蒸氣相方程:

(4)

考慮水蒸氣相為可壓縮理想氣體,補(bǔ)充狀態(tài)方程

p=ρgRgT

(5)

式中:t為時間;ui為速度分量;xi為坐標(biāo)方向;p為壓力;T為溫度;gj為重力加速度分量;Ek為第k相流體總能;ρk為第k相流體密度;keff為混合物有效傳熱系數(shù);Rg為氣體常數(shù)。

1.2 湍流模型

本文采用的延遲IDDES模型基于SSTk-ω模型進(jìn)行構(gòu)造,引入湍流長度尺度lIDDES,對模型中湍動能耗散項進(jìn)行了修正

(6)

其中,lIDDES的基本形式如下

式中:Sij為應(yīng)變率張量;km和τ分別為湍流動能和湍流剪切力;CDES為模型系數(shù),通常取為0.65;Δmesh為網(wǎng)格尺度;dw為計算點(diǎn)到壁面的距離;hmax為網(wǎng)格最大邊長;hwn為垂直壁面方向的網(wǎng)格尺度。

1.3 空化模型

本文采用的Schnerr-Sauer空化模型是第一個不需要經(jīng)驗(yàn)常數(shù)的質(zhì)量輸運(yùn)空化模型,同時考慮了氣泡加速增長影響、黏性效應(yīng)以及表面張力效應(yīng)等,其質(zhì)量源表達(dá)式為

(7)

(8)

式中:單位體積液體內(nèi)的氣核數(shù)n=1012/m3;pv為與空化相變相關(guān)的飽和蒸氣壓。另外,本文采用商用軟件STAR-CCM開展計算相關(guān)計算。

2 計算模型和模擬設(shè)置

2.1 計算模型與網(wǎng)格劃分

航行體模型與邊界條件示意圖,如圖1所示。其中直徑D=0.04 m,長徑比L/D=6,采用半球頭型。航行體質(zhì)心距離頭部頂點(diǎn)的距離為0.5L,初始發(fā)射位置距離水面的深度為L;航行體以初始速度(V=5～6 m/s)和初始攻角(AOA0=0°～8°)向上作無動力自由運(yùn)動,其中初始空化數(shù)范圍是σ=0.198 0～0.023 1。水面上部區(qū)域是一個壓力可調(diào)的空氣域,以滿足模擬與真實(shí)條件下空化數(shù)相似(Po=437 1 Pa),其中25℃下水的飽和蒸汽壓為Pv=317 0 Pa。左側(cè)、右側(cè)、上部均為壓力出口邊界條件,其截面位置設(shè)置為對稱邊界。

圖1 航行體模型與邊界條件Fig.1 Vehicle models and boundary conditions

網(wǎng)格細(xì)節(jié)劃分,如圖2所示。背景加密區(qū)域和重疊域中基本網(wǎng)格單元大小為2.5%D。另外,為了保證滿足IDDES湍流模型計算要求,靠近航行體第一層網(wǎng)格高度Y+取1,邊界層共20層。重疊域網(wǎng)格數(shù)4.7×106,背景網(wǎng)格數(shù)1.63×107,總網(wǎng)格數(shù)2.1×107。

2.2 數(shù)值模型驗(yàn)證

本文所采用的數(shù)值模型是在前期研究[18]基礎(chǔ)上進(jìn)一步考慮了自然空化的影響。在不考慮空化作用下該模型已得到了驗(yàn)證。因此,本文通過模擬局部自然空化流動來驗(yàn)證所采用的空化模型,從而驗(yàn)證所采用數(shù)值模型的有效性。其中,數(shù)值模擬的航行體直徑為10 mm,長徑比為10,與試驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚19]保持一致;速度恒定為50 m/s,無窮遠(yuǎn)處水流場壓力為378 955 Pa。另外,根數(shù)值模擬環(huán)境為了保持和試驗(yàn)環(huán)境一致,須滿足雷諾數(shù)106和空化數(shù)0.3。

由圖3可知,模擬數(shù)據(jù)和試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好,其中空泡閉合區(qū)域的突增均發(fā)生在X/D=2附近;如圖4所示為獲取的航行體物面壓力系數(shù)分布與Rouse等文獻(xiàn)中試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比圖,其中X表示空泡末端距離航行體頭部頂點(diǎn)軸向距離。圖4表明壓力系數(shù)演變基本一致,表明航行體在空化流場中所受的流體動力和試驗(yàn)結(jié)果也是近似相同的。因此,本文采用的數(shù)值模擬方法是有效的。

圖3 空泡演變過程氣相體積分?jǐn)?shù)αv分布云圖Fig.3 Cloud diagram of vapor phase αv distribution

圖4 壓力系數(shù)分布Fig.4 Distribution of pressure coefficients

2.3 相似參數(shù)

當(dāng)考慮水下發(fā)射自然空化現(xiàn)象時,應(yīng)滿足以下方程

f(t,V,μw,p∞,ρw,g,D,L)=0

(9)

式中:基本物理參數(shù)包括D為航行體長度;ρw為水密度;V為航行體發(fā)射速度。因此,可以獲得式(9)的無量綱形式,如式(10)所示

(10)

式(10)進(jìn)一步可寫為如式(11)形式:

(11)

3 結(jié)果討論與分析

3.1 瞬態(tài)空化流場演變

如圖5和圖6所示為攻角AOA0=0°,空化數(shù)σ=0.198下航行體出水空泡脫落及潰滅與壓力云圖演變。從圖5中可以發(fā)現(xiàn),航行體頭部還未接觸水面之前,回射流已到達(dá)航行體肩部空泡中間區(qū)域。如圖6所示,空泡末端回射流區(qū)域出現(xiàn)較高的逆壓梯度。當(dāng)航行體繼續(xù)運(yùn)動過程中,其頭部逐漸頂起自由液面,頭部高壓區(qū)消失,肩部空泡與液態(tài)水存在一個明顯的交界面。然而,自由液面之上的高壓區(qū)域會導(dǎo)致此交界面附近的水蒸氣出現(xiàn)凝結(jié)現(xiàn)象,引起局部水蒸氣發(fā)生液化。同時,回射流頂點(diǎn)附近的空泡形態(tài)自上而下發(fā)生了潰滅現(xiàn)象。隨著航行體繼續(xù)運(yùn)動,回射流頂點(diǎn)下面空泡繼續(xù)發(fā)生潰滅現(xiàn)象,直至大尺度空泡變成孤立的小空泡。在外界高壓作用下,孤立空泡發(fā)生了強(qiáng)烈的坍塌潰滅現(xiàn)象。同時,形成高速壁面射流,從而沖擊航行體壁面。

圖5 AOA0=0°,σ=0.198下航行體出水空泡脫落及潰滅演變Fig.5 Evolution of the cavity shedding and collapse at AOA0=0° and σ=0.198 during vehicle exiting-water

圖7所示為AOA0=0°,σ=0.231下航行體出水空泡脫落及潰滅演變細(xì)節(jié)圖。與圖5相比可知,隨著空化數(shù)增大,空泡界面形態(tài)變得薄而短,肩部空化區(qū)域體積明顯減小。分析發(fā)現(xiàn),在航行體肩部空泡潰滅開始潰滅之前,泡內(nèi)回射流頂點(diǎn)與航行體之間近似保持靜止?fàn)顟B(tài),這主要是因?yàn)殡S著回射流相對于航行體向上移動,空泡區(qū)域本身也會向下發(fā)展。在回射流和界面高壓的共同作用下,空泡發(fā)生坍塌潰滅現(xiàn)象。然而,需要注意的是航行體尾流區(qū)域的空泡出現(xiàn)反復(fù)的收縮和膨脹,直到航行體完全離開自由液面。圖8和圖9分別是AOA0=4°和AOA0=8°下出水等值面空泡與速度矢量演變。從圖中可以發(fā)現(xiàn),航行體出水時刻的攻角狀態(tài)對空泡形態(tài)演化具有顯著的影響。在高速回射流的沖擊下,背流側(cè)空泡發(fā)生大尺度空泡界面斷裂和脫落現(xiàn)象。隨著出水攻角增大,迎流側(cè)空泡和背流側(cè)空泡演變行為不對稱加劇,對空化區(qū)的渦旋結(jié)構(gòu)演變機(jī)理和潰滅載荷將產(chǎn)生劇烈的影響。

圖7 AOA0=0°,σ=0.231下航行體出水空泡脫落及潰滅演變Fig.7 Evolution of the cavity shedding and collapse at AOA0=0° and σ=0.231 during vehicle exiting-water

圖8 AOA0=4°,σ=0.198下出水等值面空泡與速度流線演變Fig.8 Evolution of iso-surface cavity and velocity streamlines at AOA0=4° and σ=0.198 during the exiting-water process

圖9 AOA0=8°,σ=0.198下出水等值面空泡與速度流線演變Fig.9 Evolution of iso-surface cavity and velocity streamlines at AOA0=8° and σ=0.198 during the exiting-water process

3.2 空化渦旋結(jié)構(gòu)流場演變

航行體以一定攻角出水時,由于空化區(qū)域劇烈演變,其周圍流場的湍流相干結(jié)構(gòu)受到顯著的影響。圖10給出了AOA0=4°,σ=0.198下出水速度矢量場演變。水下航行階段,在回射流區(qū)域渦旋結(jié)構(gòu)的作用下,航行體背流側(cè)發(fā)生了小尺度空泡脫落現(xiàn)象。脫落空泡在遠(yuǎn)離航行體肩部附著空泡時,發(fā)生了潰滅現(xiàn)象,值得注意的是脫落空泡的潰滅現(xiàn)象與航行體肩部空泡出水潰滅完全不同。在出水階段中,航行體兩側(cè)水面附近出現(xiàn)了反向旋轉(zhuǎn)渦對(counter-rotating vortex pair,CVP),在反向旋轉(zhuǎn)渦對的作用下出水部分空泡快速發(fā)生了大規(guī)模潰滅,直至水下部分空泡縮小至孤立空泡后,產(chǎn)生巨大的潰滅載荷。如圖11所示,隨著出水攻角增大,背流側(cè)空泡末端附近的渦旋結(jié)構(gòu)強(qiáng)度增大,從而導(dǎo)致脫落的空泡尺度越大。同樣地,在大攻角狀態(tài)下,水面附近的反向旋轉(zhuǎn)渦對導(dǎo)致出水空泡發(fā)生了大規(guī)模潰滅現(xiàn)象。

圖10 AOA0=4°,σ=0.198下出水速度矢量場演變Fig.10 Evolution of the velocity vector field at A AOA0=4° and σ=0.198 during the exiting-water process

圖11 AOA0=8°,σ=0.198下出水速度矢量場演變Fig.11 Evolution of the velocity vector field at AOA0=8° and σ=0.198 during the exiting-water process

圖12所示為AOA0=0°,σ=0.198下空化區(qū)渦旋結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)圖。由于λci方法在水下發(fā)射過程中渦識別過程表現(xiàn)較好。因此,本文采用λci準(zhǔn)則對空化區(qū)域附近的渦旋結(jié)構(gòu)進(jìn)行了識別,其數(shù)學(xué)定義為

圖12 空化流場渦結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)Fig.12 Cavitation flow field vortex structure detail

(12)

(13)

(14)

當(dāng)Δ>0,其特征值為λ1=λr,λ2,3=λcr±iλci;其中,

(15)

P=-(λ1+λ2+λ3)=-tr(?V)

(16)

(17)

R=-det(?V)

(18)

式中:P,Q,R為速度梯度張量?V的三個伽利略不變量;tr為矩陣的跡;det為矩陣的行列式。值得注意的是:在本文中航行體頭部觸及自由液面之前,空化渦的流體介質(zhì)是水和水蒸汽的混合物;隨后在自由表面附近,水汽混合介質(zhì)會摻混空氣,此時空化渦的流體介質(zhì)是水蒸汽、水和空氣的混合物。本文重點(diǎn)關(guān)注了自由液面之下渦結(jié)構(gòu)的演化機(jī)制。

由于肩部空化區(qū)域的存在,以發(fā)卡渦為代表的壁面渦旋結(jié)構(gòu)發(fā)展明顯受到了抑制。在壁面渦結(jié)構(gòu)演變過程中,主渦環(huán)從空泡閉合區(qū)域脫落,渦管沿著流向發(fā)生拉伸形成渦腿,渦環(huán)與渦腿共同構(gòu)成典型的發(fā)卡渦結(jié)構(gòu)。隨著渦結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步發(fā)展,壁面發(fā)展并衍生出“發(fā)卡渦”相互鎖定的“發(fā)卡渦包”,其形態(tài)具體表現(xiàn)為不規(guī)則狀。另外,發(fā)現(xiàn)多個發(fā)卡渦沿軸向間隔排列,組成發(fā)卡渦包存在于航行體尾流中,而尾渦結(jié)構(gòu)的演變將直接決定連續(xù)發(fā)射領(lǐng)域中后一發(fā)航行體的出水姿態(tài)穩(wěn)定性[20]。

如圖13和圖14分別為AOA0=4°和AOA0=8°下出水空化渦結(jié)構(gòu)演變過程。從圖13、圖14中可以發(fā)現(xiàn),隨著攻角增大,壁面發(fā)卡渦表現(xiàn)生成時間早、尺度大以及發(fā)展規(guī)則性更差。對比A區(qū)和C區(qū)發(fā)現(xiàn),隨著攻角增大,渦環(huán)的數(shù)量和尺度明顯增加,渦腿長度變得細(xì)而長。對比B區(qū)和D區(qū)發(fā)現(xiàn),隨著攻角增大,尾渦中發(fā)卡渦的尺度也明顯增加。

圖13 AOA0=4°,σ=0.198下出水空化渦結(jié)構(gòu)演變Fig.13 Cavitation flow field vortex structure detail at AOA0=4° and σ=0.198

圖14 AOA0=8°,σ=0.198下出水空化渦結(jié)構(gòu)演變Fig.14 Cavitation flow field vortex structure detail at AOA0=8° and σ=0.198

3.3 空泡潰滅載荷特性

在上述空化流場結(jié)構(gòu)和渦結(jié)構(gòu)分析中,發(fā)現(xiàn)出水空泡在自由液面附近會發(fā)生強(qiáng)烈的坍塌潰滅行為。如圖15所示為出水空泡潰滅過程示意圖,首先航行體肩部附著空泡在自由液面上方反向旋轉(zhuǎn)渦對作用下,空泡頂端潰滅現(xiàn)象開始發(fā)生。當(dāng)潰滅位置到達(dá)回射流頂端位置時,水下空泡快速收縮并在回射流渦旋結(jié)構(gòu)作用下發(fā)生大尺度脫落。當(dāng)縮小至一個尺度較小的孤立空泡時,該空泡整體潰滅將直接沖擊航行體表面,將形成大范圍的較高壓力脈動峰值。因此,出水空泡潰滅壓力特性研究將具有重要的意義。如圖16所示,在航行體肩部附近布置多個探針點(diǎn)監(jiān)測潰滅脈動壓力演變。

圖15 出水空泡潰滅過程示意圖Fig.15 Diagram of cavity collapse process

圖16 航行體表面監(jiān)測點(diǎn)分布Fig.16 Distribution of monitoring points on the surface of the vehicle

如圖17和圖18所示分別為AOA0=0°下,σ=0.198和σ=0.231不同監(jiān)測點(diǎn)壓力演變曲線。從圖17(a)和圖18(a)中可以發(fā)現(xiàn),壓力曲線前期出現(xiàn)了短暫而快速地下降過程,主要是航行體肩部空泡開始生成。在航行體還未出水之前,大部分監(jiān)測點(diǎn)壓力曲線基本平穩(wěn)。然而,在出水階段空泡潰滅導(dǎo)致監(jiān)測點(diǎn)壓力均出現(xiàn)劇烈的脈動變化。圖17(b)和圖18(b)所示分別為σ=0.198和σ=0.231下監(jiān)測點(diǎn)壓力曲線局部放大圖。在出水空泡潰滅過程中,出現(xiàn)了面積范圍大、脈動幅值高的壓力峰值。特別需要注意的是,當(dāng)空泡縮小至孤立空泡隨后發(fā)生潰滅行為,表現(xiàn)出脈寬小和峰值高特點(diǎn)。然而,在此瞬態(tài)時刻下產(chǎn)生了巨大的沖擊壓力峰值,約為185個大氣壓和155個大氣壓。當(dāng)此潰滅壓力沖擊航行體壁面,將會給其結(jié)構(gòu)安全性帶來極大的破壞。

圖17 AOA0=0°, σ=0.198下不同監(jiān)測點(diǎn)壓力演變Fig.17 Pressure evolution with different monitoring points at AOA0=0° and σ=0.198

圖18 AOA0=0°, σ=0.231下不同探針壓力演變Fig.18 Pressure evolution with different monitoring points at AOA0=0° and σ=0.231

如圖19所示為σ=0.198下不同攻角下背流面監(jiān)測點(diǎn)壓力演變曲線。從圖19(a)可知,4°攻角下出水過程中未出現(xiàn)大范圍的脈動壓力峰值。相比0攻角狀態(tài)下,出水空泡潰滅壓力峰值范圍和最大沖擊壓力峰值均減小;從圖19(b)可知,8°攻角下的最大沖擊壓力峰值范圍相比4°攻角下有所增大。圖15所示為σ=0.198下不同攻角下迎流側(cè)監(jiān)測點(diǎn)壓力演變曲線。從圖20(a)和圖20(b)可知,迎流側(cè)與背流側(cè)壓力演變規(guī)律有所不同。在空泡生成階段,不同攻角下迎流側(cè)壓力均出現(xiàn)了較大的脈動峰值。綜上所述,航行器出水姿態(tài)與空泡潰滅載荷幅值緊密相關(guān)。

圖19 σ=0.198下不同攻角下背流側(cè)監(jiān)測點(diǎn)壓力演變Fig.19 Pressure evolution at the back flow monitoring point with different angles of attack at σ=0.198

圖20 σ=0.198下不同攻角下迎流側(cè)監(jiān)測點(diǎn)壓力演變Fig.20 Pressure evolution at the face flow monitoring point with different angles of attack at σ=0.198

4 結(jié) 論

對航行體出水過程空化結(jié)構(gòu)演變與潰滅載荷特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,得到的主要結(jié)論如下:

(1)在自由液面較大的介質(zhì)密度差和回射流共同作用下,附著空泡迅速自上而下發(fā)生坍塌潰滅現(xiàn)象;在潰滅末期空泡收縮為較小的孤立空泡時,在外界高壓作用下孤立空泡發(fā)生了潰滅現(xiàn)象,形成的高速射流沖擊結(jié)構(gòu)表面。

(2)航行體出水過程中,水面附近的反向旋轉(zhuǎn)渦對導(dǎo)致附著空泡發(fā)生了潰滅現(xiàn)象;由于附著空泡存在,以發(fā)卡渦為代表的壁面渦旋結(jié)構(gòu)發(fā)展明顯受到了抑制。隨著渦結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步發(fā)展,航行體壁面發(fā)展出“發(fā)卡渦”相互鎖定的“發(fā)卡渦包”,其形態(tài)具體表現(xiàn)為不規(guī)則狀。

(3)0攻角狀態(tài)下,當(dāng)附著空泡縮小至孤立空泡隨后發(fā)生潰滅行為時,沖擊載荷表現(xiàn)出脈寬小和峰值高特點(diǎn)。同時產(chǎn)生了巨大的沖擊壓力峰值,將會給其結(jié)構(gòu)安全性帶來極大的破壞。當(dāng)航行體出水時帶有一定攻角下(0°～8°),空泡潰滅壓力的范圍和峰值均減小。但是,在大攻角狀態(tài)下,初始時刻迎流側(cè)空泡脫落以及潰滅行為會導(dǎo)致較大的壓力峰值出現(xiàn)。