蔣一,孫寒冰,鄒勁,胡安康

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

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引氣槽減阻特性的數(shù)值研究

蔣一,孫寒冰,鄒勁,胡安康

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

摘要：為了考察三體滑行艇的引氣槽在高航速下的減阻效果，采用數(shù)值手段模擬了不同三體滑行艇模型在容積弗勞德數(shù)從3.14到5.83的靜水直航運動。通過計算值與試驗值的對比，驗證了數(shù)值方法的有效性。計算結(jié)果表明，相比于無引氣槽模型，引氣槽內(nèi)凹所形成的拱度增大了斷級后空穴的范圍，減少了航行中的摩擦阻力；引氣槽在Fr≥4.93的航速下有著較好的減阻效果，最大減阻收益為5.9%。降低引氣槽拱度后，空穴范圍變小，阻力性能變差；而增大引氣槽拱度在容積弗勞德數(shù)從4.04到4.93時阻力有所降低，但空穴范圍仍較原模型要小。

關(guān)鍵詞：引氣槽；三體滑行艇；數(shù)值模擬；拱度；空穴；減阻

三體滑行艇是一種特殊的滑行艇艇型，其艇體由一個寬大的主艇體和兩個細長的側(cè)片體所構(gòu)成，主艇體與片體所共同圍成的部分為槽道；與常規(guī)滑行艇不同的是，三體滑行艇在進入滑行階段之后，隨著艇體的抬升，槽內(nèi)逐漸呈通氣狀態(tài)，其內(nèi)部空氣受興波與槽道壁面的擠壓作用而產(chǎn)生一定的氣墊升力[1]，因此在高航速下艇體的滑行是水動升力與氣動升力共同作用的結(jié)果。而槽道處于通氣狀態(tài)時所造成的阻力很小，故在高航速下三體滑行艇的阻力主要由主艇體部分產(chǎn)生[2]。

為了改善三體滑行艇在高速下的阻力性能，有關(guān)研究人員采用在主艇體上設(shè)置斷級[3]的方式來達到減阻的目的；增設(shè)斷級后可增加每個滑行面的展弦比，提高滑行效率，同時斷級后所產(chǎn)生的空穴亦可有效減少艇底的浸濕面積，降低摩擦阻力；這種改進措施取得了較好的減阻效果[4-5]。

本文中則在增設(shè)斷級的基礎(chǔ)上引入一種新的減阻手段，即在主體舭部沿著折角線的延伸方向設(shè)置一圓弧形的凹槽，通過該凹槽來改善斷級的水動力性能，進而降低高航速下的阻力，本文中將該凹槽命名為引氣槽。目前對滑行艇的水動力特性進行研究主要依靠數(shù)值模擬和模型試驗[6]，其中數(shù)值模擬技術(shù)不需要耗費時間和資金進行模型的建造和試驗的準(zhǔn)備，具有較好的時效性和經(jīng)濟性[7]。因此為了研究引氣槽的減阻效果，本文中采用CFX軟件模擬了三體滑行艇的粘性擾流場[8]，在此基礎(chǔ)上對有/無引氣槽模型以及不同引氣槽拱度的模型進行了對比計算和分析。

1數(shù)值船池的建立及有效性驗證

1.1模型簡介

本文所研究的三體滑行艇模型如圖1所示，引氣槽設(shè)于主體舭部，在縱向上由艇艏至艇艉貫穿全艇，并在斷級處斷開；在斷級之后，引氣槽具有相同的拱度。該模型已在中航工業(yè)第605研究所高速水池進行了靜水拖曳試驗，表1中給出了模型的主要尺度參數(shù)。

圖1　三體滑行艇模型及引氣槽外形示意Fig.1　Trimaran planing boat model and air duct

主要尺度參數(shù)模型長寬比B/L0.36主體長寬比b/L0.18主體斜升角β/(°)13斷級與中縱剖面夾角α/(°)60第一斷級距尾緣點距離l1/L0.4第二斷級距尾緣點距離l2/L0.22斷級高度H/L0.0048引氣槽拱度f/L0.0048

1.2 數(shù)值計算方法簡介

本文中以RANSE方法對N-S方程進行求解，選擇SST湍流模型實現(xiàn)控制方程組的封閉，并以VOF法捕捉了航行中的自由液面，通過邊界條件的設(shè)定完成了整個流場求解體系的建立。

但與傳統(tǒng)船舶CFD求解流程不同，滑行艇主要依靠高速滑行所產(chǎn)生的流體動升力來支撐艇重，在滑行中的姿態(tài)與靜浮姿態(tài)有較大的差異，并且姿態(tài)的變化對水動力性能有著顯著地影響，因此在流場的求解中應(yīng)計入姿態(tài)的影響[9]。本文中將船模視為剛體，引入剛體六自由度運動方程，通過姿態(tài)求解與流場求解的耦合實現(xiàn)模型的運動模擬[10]。

在計算過程中，模型所受到的合力和力矩包括模型與流場相互作用所引起的剪切力、壓力以及模型自身的重力，其具體形式如下：

(1)

(2)

式中：[τ]、p[I]和G分別表示剪切力、壓力和重力，n為船模表面的外法線向量，r和rG則分別為船殼表面任意一點以及重心處的位移矢量。而根據(jù)牛頓第二定律可得

(3)

(4)

式中：F和M分別為作用于船模之上的力和力矩矢量，而X和θ則分別為船模位移和角位移。

實際的求解為一耦合迭代過程，如圖2所示，通過對初始模型流場的求解，得出剪應(yīng)力場與壓力場的變化，由式(1)和式(2)得出合力與力矩，代入式(3)、(4)兩式積分即可得出模型位移，之后則根據(jù)模型位移更新網(wǎng)格節(jié)點坐標(biāo)，進行新的流場的求解。經(jīng)過一定的耦合迭代過程之后，所得出的相對穩(wěn)定的外力與姿態(tài)，即是該工況下模型穩(wěn)定航行時的外力與姿態(tài)。

圖2　計算流程圖Fig.2　Computational process

1.3 計算域的建立與網(wǎng)格的劃分

圖3中給出了數(shù)值計算中所使用的計算域的范圍及邊界條件的設(shè)置，考慮到流動的對稱性，計算域只針對半艇體進行建立。

圖3　計算域示意Fig.3　Computational domain

整個計算域采用結(jié)構(gòu)與非結(jié)構(gòu)的混合型網(wǎng)格進行劃分，如圖4所示，采用三角形的面網(wǎng)格完成模型復(fù)雜幾何外形的捕捉，將面網(wǎng)格拉伸所形成的棱柱形網(wǎng)格作為邊界層網(wǎng)格，近艇體壁面區(qū)域以四面體網(wǎng)格進行填充，遠場區(qū)域則以結(jié)構(gòu)化的六面體網(wǎng)格進行劃分。總網(wǎng)格數(shù)量為8.1×104，yplus值范圍為70～300。

圖4　計算域網(wǎng)格劃分示意Fig.4　Volume mesh generation

1.4 數(shù)值有效性驗證

本文的研究對象包括多個具有不同外形特征的三體滑行艇模型，為了能夠清晰的捕捉到各模型水動力特性的差異，要求以上計算方法應(yīng)具有一定的精度。本文中以圖1中所給出的原始模型的試驗數(shù)據(jù)作為依據(jù)對計算方法的精度進行了驗證。本文中對試驗及計算數(shù)據(jù)均進行了無量綱化處理，其中無量綱化的航速與阻力分別以容積傅汝德數(shù)Fr和阻升比R/Δ表示，無量綱化的升沉與縱傾定義如下：

(5)

(6)

圖5　計算值與試驗值對比Fig.5　Computational result and experimental data

FrR/Δ計算值試驗值誤差/%δ計算值試驗值θ計算值試驗值3.140.1650.1724.130.5920.6050.6550.6793.590.1640.1714.560.6110.6160.5540.5874.040.1700.1784.750.6330.6380.4900.5134.490.1830.1851.230.6550.6280.4570.4324.930.2090.193-7.670.6770.6270.4320.4025.380.2210.196-11.420.7300.6380.4310.4145.830.2180.190-13.130.7060.6720.4290.432

2減阻效果驗證及減阻機理研究

為了驗證引氣槽的減阻效果，本文在原始模型的基礎(chǔ)上進行了修改，取消了原有的引氣槽的設(shè)置，同時保持主艇體寬度、斜升角和折邊寬度不變，原模型與新模型分別命名為M0與M1，兩模型剖面形式的對比如圖6所示。

圖6　M0與M1模型剖面形式對比Fig.6　Cross section comparison of M0 and M1

采用相同的計算設(shè)置及網(wǎng)格劃分方式，對M1和M0進行了對比計算，圖7中給出了兩者阻力與姿態(tài)的對比，從航行姿態(tài)上講，兩者的航行縱傾基本一致，但M1的升沉在計算的速度范圍內(nèi)均有所下降。兩者的阻力值在Fr=4.49之前相差不大，但之后M1的阻力較之M0有了明顯的增大，并且隨著航速的提高，阻力差額也隨之增大，在Fr=5.83時的最大阻力增幅為5.9%；這說明在此航速段設(shè)置引氣槽有較好的減阻效果。

斷級滑行艇主要依靠斷級之后的空穴來減少濕表面積，進而降低整體的摩擦阻力?？昭ǖ男纬蓜t是由于來流在斷級處與艇底分離，使得近斷級區(qū)域形成明顯的低壓區(qū)，并通過斷級后的開槽處將艇體兩側(cè)空氣吸入艇底所形成，因此在開槽處會有較為明顯的橫向流動。

圖7　M0與M1的計算阻力、姿態(tài)Fig.7　Computational resistance, trim angle and sinkage of M0 and M1

圖8中給出兩模型主體舭部流線分布的對比，流線以空氣的體積分數(shù)進行著色，其中(a)圖中流線通過位于第一滑行面引氣槽末端的一系列控制點，與船殼表面的法向距離約為1 mm，圖(b)中流線所通過的控制點則位于折邊的末端，與船殼表面的法向距離亦為1 mm?？梢钥闯?，M1的流線分布較為規(guī)則，均沿著折角線分布，并有向外擴張的趨勢；而M0的流線越過斷級后明顯受到開槽處橫向流動的影響，其分布偏向于內(nèi)側(cè)，部分流線開始沿斷級方向分布。

圖8　舭部流線分布Fig.8　Streamline distribution at bilge

造成這種現(xiàn)象的原因主要是引氣槽本身帶有一定的拱度，如圖9所示，部分位于引氣槽頂端的來流將與斷級處的橫向來流相交匯，而采用普通的折邊設(shè)計則使得前方來流直接越過了斷級。

同時從空氣體積分數(shù)的分布上可以看出，引氣槽末端的來流以空氣為主，而部分來流中的空氣將在橫向流動的影響下進入艇底的空穴，就好像引氣槽將來流的中空氣輸入到空穴內(nèi)。圖10給出了Fr=5.83時斷級后空穴形態(tài)的對比，可以看出由于引氣槽額外向斷級后部輸入空氣，M0的空穴較M1有了明顯的增大，相應(yīng)的斷級后滑行面的浸濕面積也更小，其減阻效果也更加的明顯。

圖9　引氣槽減阻機理示意圖Fig.9　Drag reduction mechanism of air duct

圖10　斷級后空穴對比Fig.10　Comparison of air cavity

3 引氣槽拱度對模型水動力的影響

由于引氣槽減阻的關(guān)鍵在于其向內(nèi)側(cè)凹陷所形成的的拱度，因此本文中對拱度不同的引氣槽的減阻特性進行了討論。如圖11所示，分取引氣槽的拱度為原始模型的2/3和3/4，所得到的模型分別為M2和M3。

圖11　M0、M2、M3模型剖面形式對比Fig.11　Cross section comparison of M0,M2 and M3

圖12給出了各模型計算阻力與姿態(tài)的對比，可以看出改變引氣槽拱度對模型整體姿態(tài)的影響不大；對阻力的影響則較為明顯，其中減小引氣槽拱度后，計算速度范圍內(nèi)的阻力均有所增大，而增大引氣槽拱度則在4.04≤Fr≤4.93的航速范圍內(nèi)有著一定的減阻效果，最大阻力減額為2.44%；總體而言不同模型阻力的差異控制在-3%～4%的范圍內(nèi)，其中負值表示阻力減少，正值表示阻力增大。

圖13給出了Fr=3.14、4.49和5.83時各模型空穴形態(tài)的對比，可以看出，在相同航速下以M0的空穴最大；M3的空穴相比于M2在Fr=3.14時略小，但M3的空穴增長較為迅速，因此在之后的航速上其空穴范圍較M2反而有所超出。故引氣槽拱度的改變不僅影響到空穴的大小，對空穴增長的速率也有一定的影響；在一定程度內(nèi)增大引氣槽拱度有助于斷級后空穴范圍的擴張，但是持續(xù)增大引氣槽的拱度反而會對空穴產(chǎn)生不利的影響。

圖12　M0與M2、M3的計算阻力、姿態(tài)Fig.12　Computational resistance, trim angle and sinkage of M0,M2 and M3

圖13　不同航速下空穴對比Fig.13　Air cavity comparison at different speeds

4結(jié)論

本文中利用相同的數(shù)值手段對不同外形參數(shù)的三體滑行艇模型進行了計算分析，從工作性質(zhì)上看屬于CFD增量研究的范疇[11]，所研究的對象為引氣槽這一特殊的減阻措施。根據(jù)對計算結(jié)果的處理和分析可以得出以下幾點結(jié)論：

1)本文中所使用的計算方法具有較好的數(shù)值可信度，并且模型的初始姿態(tài)是任意，通過流場控制方程與運動控制方程的耦合迭代可同時得到阻力與航行姿態(tài)；因而對試驗數(shù)據(jù)的依賴性較低，在高速船型的開發(fā)中，可代替模型試驗作為船型優(yōu)化的依據(jù)，具有一定的實用價值。

2)從本文的計算結(jié)果上來看，引氣槽在Fr≥4.93的高航速下具有較好的減阻效果，因而適用于三體滑行艇這種高速滑行艇艇型。引氣槽的減阻效果是其帶有一定拱度的幾何特征所決定的，相比于無引氣槽的模型，主體舭部以空氣為主的來流在流經(jīng)斷級時更易受到斷級處橫向流動的影響而被吸入空穴中，使得艇底的浸濕面積得到了進一步的減少，減少了摩擦阻力。

3)不同引氣槽拱度模型的計算結(jié)果表明，減少引氣槽拱度對阻力和艇底空穴的增長均造成了不利的影響；而增大引氣槽拱度在4.04≤Fr≤4.93時降低了阻力，但其空穴較原始模型要?。灰虼?，對三體滑行艇而言，仍以原始模型的整體阻力性能較為優(yōu)秀。

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Numerical research on drag reduction characteristics of air ducts

JIANG Yi，SUN Hanbing，ZOU Jin，HU Ankang

(College of Shipbuilding Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001,China)

Abstract：To investigate the drag reduction effectiveness of air ducts on planning trimaran hull, a numerical simulation method is used to simulate still water straight navigation movement of three-body sliding skimming boat models under the volume based Froude number from 3.14 to 5.83. By comparison between the calculated value and experimental value, the effectiveness of the numerical method is verified. The calculation results show that, compared with the model without air duct, the camber formed by the inner concave of air duct has increased the range of air cavity behind step, and reduced the sailing frictional resistance. The air duct has a good drag reduction effectiveness under the sailing speed of which Froude number is above or equals 4.93, and the maximum drag reduction benefit is 5.9%. When the camber of the air duct is decreased, the range of air cavity diminishes and resistance performance becomes worse. While, as the camber of air duct is increased, the total resistance decreases at Froude numbers ranging from 4.04 to 4.93, but the air cavity is still smaller than the original model.

Keywords：air duct; planning trimaran hull; numerical simulation; camber; air cavity; drag reduction

中圖分類號：U661.313

文獻標(biāo)志碼：A

文章編號：1006-7043(2016)02-0151-06

doi:10.11990/jheu.201412025

作者簡介：蔣一(1989-), 男,博士研究生；通信作者：孫寒冰，E-mail：sun-han-bing@163.com.

基金項目：多體船技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室開放基金資助項目(HEUDTC1409)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費重大資助項目(HEUCFD1419).

收稿日期：2014-12-08.網(wǎng)絡(luò)出版日期：2015-12-15.

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20151215.1141.016.html

孫寒冰(1985-), 女,講師.