譚駿怡，胡俊華，陳國明，楊健，葛陽

空軍工程大學(xué)航空工程學(xué)院，陜西西安710038

0 引 言

水空跨介質(zhì)航行器（Trans-Media Aerial Underwater Vehicle，TMAUV）是指能夠自主、反復(fù)跨越水空界面，并在空中和水中穩(wěn)定飛行及航行的新型航行器［1-2］。一般多采用變體技術(shù)來完成空中和水下構(gòu)型的轉(zhuǎn)換，從而實(shí)現(xiàn)水空跨越。在軍用領(lǐng)域，該類航行器可作為偵查平臺(tái)來對(duì)抗信息感知能力，或作為攻擊運(yùn)載平臺(tái)來提升武器突防能力，完成攻擊任務(wù)；在民用方面，可作為遠(yuǎn)海探測(cè)器，通過在空中飛行快速接近目標(biāo)區(qū)域后入水探測(cè)，探測(cè)完畢后再出水返航。其出水階段全任務(wù)周期如圖1 所示。

圖1 水空跨介質(zhì)航行器出水起飛過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of TMAUV in take-off and water-exit process

但不管是作為通信媒介還是水下發(fā)射的兵器，該航行器都要面臨跨越水空界面的難題。航行器出水是一個(gè)十分復(fù)雜的過程，涉及固、液、氣三相耦合等一系列復(fù)雜的物理問題。在出水過程中，液面會(huì)產(chǎn)生隆起變形，形成水冢現(xiàn)象，隨后破裂并伴隨有空泡的產(chǎn)生、潰散和液滴的分離飛濺［3］。這些強(qiáng)非線性、非定常現(xiàn)象會(huì)使航行器周圍流場(chǎng)發(fā)生劇烈變化，其表面壓力梯度會(huì)產(chǎn)生突變，因而對(duì)航行器跨越出水的穩(wěn)定控制以及出水后的變體飛行提出了較高要求。因此，有必要研究水空跨介質(zhì)航行器在不同工況下出水的流場(chǎng)特性以及航行器表面載荷的變化規(guī)律。

航行器出水的問題無論是在軍事方面還是工程方面，都具有十分重要的意義。目前，對(duì)航行器出水過程特性的研究一般都集中在對(duì)簡單物體（圓柱、球等）出水的流場(chǎng)特性分析和空化效應(yīng)等方面。廖劍暉等［4］利用時(shí)變附加質(zhì)量理論以及有限元思想，模擬了水下航行器的出水過程。姚熊亮等［5］通過改進(jìn)二階雙漸進(jìn)線法，分析了細(xì)長尖頭圓柱體出水時(shí)的非穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)特性。孫士麗等［6］考慮了基于自由面效應(yīng)的圓柱體出水運(yùn)動(dòng)數(shù)學(xué)模型并分析了水?，F(xiàn)象。李體方等［7］考慮了航行器在水下航行時(shí)波浪傳播方向及相位對(duì)水下彈道的影響。胡俊輝［8］利用仿真軟件模擬了航行器帶空泡出水全過程，并對(duì)超空泡的形成過程及其與自由面的相互作用進(jìn)行了研究。王一偉等［9］利用數(shù)值模擬的方法對(duì)結(jié)構(gòu)體有攻角出水過程進(jìn)行了研究。鄒星［10］對(duì)結(jié)構(gòu)體的出水過程流場(chǎng)和空泡演化規(guī)律進(jìn)行了研究。彭立兵［11］采用模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了細(xì)長體出水過程規(guī)律，并分析了航行器頭部形狀與空泡產(chǎn)生規(guī)律的關(guān)系。以上大部分文獻(xiàn)都主要集中于對(duì)簡單結(jié)構(gòu)體垂直出水相關(guān)特性的研究，尚未有針對(duì)特定魚雷體構(gòu)型在不同俯仰角和攻角條件下傾斜出水過程的數(shù)值仿真研究。本文將研究在不同條件下，特定構(gòu)型斜出水過程的流場(chǎng)變化特性及機(jī)體載荷分布規(guī)律，從而為跨介質(zhì)航行器實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定、反復(fù)跨越水空界面提供理論支持。

由于出水問題十分復(fù)雜，所涉及到的物理模型存在多相耦合、強(qiáng)間斷、難收斂的問題，故目前還難以構(gòu)建精確的數(shù)學(xué)模型。同時(shí)，開展實(shí)物出水試驗(yàn)對(duì)場(chǎng)地和設(shè)備要求較高，且對(duì)海浪、出水速度、出水角度等實(shí)驗(yàn)條件的控制難度大，成本較高。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的日趨成熟，利用CFD 流體仿真軟件對(duì)出水過程進(jìn)行數(shù)值模擬具有成本低、準(zhǔn)備周期短、工況條件易于控制、重復(fù)性好、可信度高等特點(diǎn)，得到了各界的廣泛使用。

本文將利用CFD 流體仿真軟件，對(duì)水空跨介質(zhì)航行器二維水下構(gòu)型的斜出水過程進(jìn)行數(shù)值仿真，研究航行器在典型工況下出水的氣、液兩相分布變化過程，比較出水過程典型位置的瞬時(shí)壓力分布云圖、速度云圖及矢量場(chǎng)，分析航行器斜出水過程流場(chǎng)的變化規(guī)律以及航行器載荷的特性。通過對(duì)航行器在不同俯仰角及不同攻角下出水的數(shù)值模擬，分析水空跨介質(zhì)航行器在斜出水過程中，俯仰角及攻角大小對(duì)周圍流場(chǎng)及航行器載荷的影響，從而為研究水空跨介質(zhì)航行器出水控制規(guī)律、制定最優(yōu)的出水方案等提供理論支撐。

1 幾何構(gòu)型及仿真條件

1.1 幾何構(gòu)型及外形參數(shù)

水空跨介質(zhì)航行器的三維幾何構(gòu)型如圖2 所示。本文對(duì)水下構(gòu)型進(jìn)行了適當(dāng)簡化，省略了舵面并且未考慮機(jī)翼收回后表面的突起，簡化后的航行器二維水下構(gòu)型模型簡圖以及對(duì)俯仰角和攻角的定義如圖3 所示。其中，航行器慣性主軸與水平面的夾角為俯仰角θ，速度矢量與慣性主軸的夾角為攻角α，速度矢量位于慣性主軸下方時(shí)為正，位于上方時(shí)為負(fù)。

圖2 水空跨介質(zhì)航行器三維幾何構(gòu)型Fig.2 Three-dimensional geometric model of TMAUV

圖3 水空跨介質(zhì)航行器外形參數(shù)及二維模型Fig.3 Geometric parameters and two-dimensional model of TMAUV

1.2 控制方程

流體控制方程主要包括連續(xù)方程、動(dòng)量方程等，其通用形式［12］為

1.3 仿真方法可靠性證明

使用文獻(xiàn)［13］構(gòu)建的魚雷出水動(dòng)力學(xué)模型，在Matlab 軟件中進(jìn)行仿真計(jì)算，設(shè)定仿真初始條件為：初始出水角θ=45° ，初始速度v=10 m/s ，攻角α=0°，并將理論計(jì)算結(jié)果與流體仿真結(jié)果進(jìn)行比較，得到出水位置姿態(tài)變化、位移變化、俯仰角度變化的規(guī)律如下。

1）出水位置姿態(tài)變化。

圖4 所示為對(duì)理論模型進(jìn)行仿真計(jì)算后，得到的航行器出水位置姿態(tài)變化軌跡對(duì)比曲線。

圖4 水空跨介質(zhì)航行器出水動(dòng)力學(xué)模型位置姿態(tài)仿真Fig.4 Position and attitude simulation of dynamic model of TMAUV in water-exit process

定義航行器機(jī)體直徑為D，機(jī)體頂點(diǎn)在慣性主軸方向上距離水面的長度為l，并且在水面上方為正，定義無量綱參數(shù)d=l/D。在相同工況下，對(duì)航行器出水過程進(jìn)行CFD 流體仿真，對(duì)比航行器的姿態(tài)，如圖5 所示。圖5 中，左側(cè)圖為根據(jù)文獻(xiàn)［13］所提水動(dòng)力學(xué)模型計(jì)算得到的航行器相對(duì)于水面的位置，右側(cè)為采用本文CFD 數(shù)值仿真方法得到的航行器位置。由圖可知，采用本文數(shù)值仿真方法得到的結(jié)果與采用理論模型求解方法得到的結(jié)果基本一致。

2）位移變化。

圖6 所示為航行器分別使用理論計(jì)算和流體仿真2 種計(jì)算方法得到的不同方向位移的變化趨勢(shì)。從2 種位移變化來看，在一定時(shí)間內(nèi)，其變化的趨勢(shì)和規(guī)律基本一致。

圖5 出水位置姿態(tài)的理論計(jì)算與流體仿真結(jié)果對(duì)比Fig.5 Results comparisons of theoretical calculation and fluid simulation of position and attitude in water-exit process

3）俯仰角度變化。

圖7 所示為采用理論計(jì)算和流體仿真2 種方法計(jì)算得到的航行器俯仰角對(duì)比曲線。由圖可見，采用流體仿真方法計(jì)算得到的航行器離開水面時(shí)俯仰角度為23°，采用理論模型計(jì)算得到的俯仰角度為21°，2 種方法的計(jì)算結(jié)果基本吻合。

圖6 位移變化曲線Fig.6 Displacement curves

圖7 俯仰角度變化曲線Fig.7 Variation curves of pitch angle

通過對(duì)理論計(jì)算和流體仿真2 種方法計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，證明本文所采用流體仿真方法具有可靠性。

1.4 計(jì)算域及仿真條件

本文采用FLUENT 流體仿真軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。使用ICEM CFD 軟件繪制計(jì)算域網(wǎng)格，并對(duì)計(jì)算域中的自由面和航行器周圍網(wǎng)格進(jìn)行加密，網(wǎng)格數(shù)約8 萬，計(jì)算域范圍為50 m×40 m，水域和空氣域高度各20 m，機(jī)體頭部頂端距離水面1 m，如圖8 所示。仿真過程采用有限體積法的多相流模型，湍流模型采用k-ε模型，將計(jì)算域上方邊界設(shè)置為壓力出口邊界條件，航行器及計(jì)算域其他邊界設(shè)置為固壁邊界條件，在瞬態(tài)計(jì)算過程中采用SIMPLEC 算法求解控制方程，動(dòng)量、湍動(dòng)能及其耗散率均采用二階迎風(fēng)離散格式，壓力插值采用PRESTO！離散格式。動(dòng)網(wǎng)格更新方法采用彈簧近似廣順?biāo)惴ê途植恐貥?gòu)算法，通過C 語言，編寫用戶自定義函數(shù)（UDF）對(duì)航行器出水速度進(jìn)行定義，最終實(shí)現(xiàn)航行器的出水。

圖8 出水過程計(jì)算域示意圖Fig.8 Computational domain diagram of water-exit process

根據(jù)文獻(xiàn)［14］，當(dāng)該構(gòu)型的出水速度達(dá)到20 m/s 時(shí)，只在尾翼處背水面產(chǎn)生了少量空泡，由于本文仿真采用的速度為10 m/s，且不考慮尾翼的影響，故不考慮流體的空化。同時(shí)，由于出水速度較小，所以在UDF 對(duì)流體的設(shè)置中認(rèn)為流體是不可壓縮的。

1.5 計(jì)算結(jié)果收斂性驗(yàn)證

圖9 所示為出水過程仿真的殘差收斂曲線。殘差值指當(dāng)次計(jì)算結(jié)果與上一次計(jì)算結(jié)果的差值，一般規(guī)定當(dāng)殘差值小于10-3時(shí)，說明計(jì)算結(jié)果達(dá)到穩(wěn)定。從曲線收斂情況來看，出水過程仿真計(jì)算結(jié)果殘差值在迭代至3 500 步以后，基本趨于穩(wěn)定，且數(shù)值小于10-3，表明計(jì)算結(jié)果收斂了。

圖9 計(jì)算結(jié)果殘差收斂曲線Fig.9 Residual convergence curves of calculated result

2 水空跨介質(zhì)航行器斜出水過程流場(chǎng)及載荷分析

2.1 氣、液兩相分布

圖10 所 示 為 當(dāng)α=0°，θ=45° ，v=10 m/s時(shí)，航行器斜出水時(shí)的氣、液兩相分布圖。總共選取了8 個(gè)不同時(shí)刻，其中藍(lán)色為水介質(zhì)，紅色為空氣介質(zhì)。出水過程大致可分為3 個(gè)部分［15］：液面變形（t2，t3時(shí)刻）、液面包裹出水（t4，t5，t6，t7時(shí)刻）及尾流斷裂（t8時(shí)刻）。由圖10 可看出，航行器在斜出水接近水面的過程中，水面會(huì)逐漸發(fā)生隆起變形，頭部周圍液體由于慣性和粘性作用具有一定的速度，并附著在航行器表面形成一層薄薄的液膜包裹著航行器。隨著航行器的定速出水，兩側(cè)附著液體的壓力減小，粘性力逐漸小于水的重力，致使航行器上的液膜破裂并順著壁面滑落飛濺，從而使壁面暴露在空氣中。隨著航行器繼續(xù)上升，液體滑落至尾部形成尾流，之后，尾流逐漸變細(xì)，中間部分內(nèi)凹并發(fā)生斷裂，完成出水。

圖10 出水過程氣、液兩相分布Fig.10 Gas-liquid two-phase distribution of water-exit process

2.2 速度流場(chǎng)變化規(guī)律

為研究航行器在出水過程中周圍液體的速度變化趨勢(shì)和流場(chǎng)變化規(guī)律，在3.1 節(jié)的仿真條件下，選取了出水過程中12 個(gè)瞬時(shí)時(shí)刻，得到航行器周圍流場(chǎng)的速度分布云圖及流線圖，如圖11 所示（其中左圖為速度云圖，右圖為流線圖）。

由圖11 所示速度云圖的變化來看，當(dāng)航行器在水下以10 m/s 的速度作直線運(yùn)動(dòng)時(shí)，周圍液體由于壁面粘性的帶動(dòng)產(chǎn)生初始速度而隨航行器一起運(yùn)動(dòng)，最大速度出現(xiàn)在底部中心紅色區(qū)域，速度約為9 m/s，機(jī)身兩側(cè)速度相對(duì)較小，頭部附近液體速度居于二者之間，約為4 m/s。隨著航行器逐步跨越水面出水，尾部后側(cè)液體尾流逐漸拉長，機(jī)身上半部附近的液體速度逐漸增大，變化趨勢(shì)為向中部延伸。在頭部跨越水面的瞬間，頭部液體速度突然增大，出水后恢復(fù)正常，這是由于頭部液膜結(jié)構(gòu)破裂導(dǎo)致液體粘性阻力瞬間減小，在機(jī)體頭部的推動(dòng)下，速度出現(xiàn)了局部突變。頭部出水后，機(jī)身兩側(cè)流場(chǎng)因受附著的水介質(zhì)和空氣介質(zhì)的影響，液體速度分布變化劇烈，速度場(chǎng)產(chǎn)生震蕩，在航行器完全出水后，液體速度場(chǎng)恢復(fù)穩(wěn)定。

圖11 出水過程流場(chǎng)速度云圖及流線圖分布Fig.11 Velocity contours and streamlines of flow field in water-exit process

從圖11 所示流線圖的變化來看，當(dāng)航行器在近水面航行時(shí)，由于頭部對(duì)液體的排擠作用，機(jī)身附近液體速度矢量呈放射狀，并在機(jī)體兩側(cè)形成了較大的回流區(qū)；當(dāng)頭部接近液面時(shí)，在機(jī)體與頭部連接處附近產(chǎn)生了漩渦，上側(cè)漩渦方向以逆時(shí)針為主，下側(cè)漩渦方向以順時(shí)針方向。在頭部出水的瞬間，此時(shí)航行器最高點(diǎn)已高于遠(yuǎn)場(chǎng)未擾動(dòng)自由面，液面包裹頭部，航行器即將進(jìn)入空氣介質(zhì)，由于水、空介質(zhì)的物理性質(zhì)差異巨大，速度分布呈非對(duì)稱性，而氣、液兩側(cè)速度場(chǎng)分布的巨大差異也使得在界面上存在速度間斷。此時(shí)，機(jī)身上側(cè)漩渦的軸向和徑向半徑迅速增大，下側(cè)漩渦的軸向半徑迅速增大。頭部出水后，其附近穩(wěn)定的回流區(qū)被破壞，機(jī)身下側(cè)漩渦最先發(fā)生分離，形成多個(gè)大小、強(qiáng)度不一的渦流，隨后，機(jī)身上部漩渦也發(fā)生分離，出現(xiàn)了駐渦，從而使得航行器周圍流場(chǎng)發(fā)生劇烈變化。當(dāng)航行器完全出水后，機(jī)身兩側(cè)回流區(qū)逐漸恢復(fù)穩(wěn)定。

2.3 流體作用力分布

水空跨介質(zhì)航行器以恒定速度作傾斜出水運(yùn)動(dòng)時(shí)，周圍流場(chǎng)受介質(zhì)突變的影響會(huì)發(fā)生劇烈變化，而流場(chǎng)的變化會(huì)引起航行器壁面壓力變化，影響其運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和出水過程中的穩(wěn)定控制，嚴(yán)重時(shí)，還會(huì)導(dǎo)致細(xì)長體的損壞和折斷。利用壓力監(jiān)視器可對(duì)機(jī)身表面所受的流體作用力進(jìn)行監(jiān)測(cè)，共監(jiān)測(cè)得到110 組數(shù)據(jù)。將所有的點(diǎn)在坐標(biāo)軸上進(jìn)行標(biāo)注并擬合成曲線，取航行器的慣性主軸為橫軸，方向指向頭部為正，表示機(jī)身表面位置，縱軸在縱向?qū)ΨQ面內(nèi)垂直于x 軸方向，表示流體作用力，方向指向斜上方為正。

圖12 選取了與2.2 節(jié)相同的12 個(gè)瞬時(shí)時(shí)刻的壓力云圖和壁面所受流體作用力曲線，來研究航行器壁面的受力規(guī)律。其中左圖為壓力云圖，右圖為對(duì)應(yīng)的航行器壁面受力曲線。

圖12 出水過程流場(chǎng)壓力云圖及流體作用力曲線Fig.12 Pressure contours and hydrodynamic force curves of flow field in water-exit process

從總體的變化趨勢(shì)來看，在航行器出水過程中，其尾部中段始終存在高壓區(qū)，在尾部與機(jī)身連接處出現(xiàn)了壓力極小值，其值隨出水位置的不同大小也不同。當(dāng)航行器在水下航行時(shí)，由于水的靜壓作用，機(jī)身上、下表面所選取的點(diǎn)所處水深不同，其表面存在壓力差：上表面位置較淺，壓力較小，下表面位置較深，壓力較大。當(dāng)航行器跨越水空界面時(shí)，由于介質(zhì)突變、液膜的產(chǎn)生和破裂、液滴的分離飛濺等原因，機(jī)身上、下表面受力產(chǎn)生了不同幅度的震蕩，局部出現(xiàn)了上表面壓力大于下表面壓力的現(xiàn)象。航行器完成出水的部分因受到空氣介質(zhì)的壓力，上、下表面的壓力差值恢復(fù)穩(wěn)定，上表面壓力大于下表面壓力。

當(dāng)航行器在水下航行時(shí)（t1=0.16 s），尾部上表面壓力小于下表面壓力，峰值差較小，機(jī)身上、下表面保持穩(wěn)定的壓力差。當(dāng)航行器逐漸接近水空界面時(shí)（t2=0.28 s），尾部壓力峰值差逐漸增大，機(jī)身上、下表面壓力差值減小，并出現(xiàn)了正負(fù)交替現(xiàn)象。在頭部出水過程中（t3=0.36 s，t4=0.44 s），此時(shí)頭部已超過遠(yuǎn)場(chǎng)未擾動(dòng)水面，處于液膜包裹、破碎瞬間，尾部壓力峰值差持續(xù)增大，機(jī)身出現(xiàn)上表面壓力大于下表面壓力的情況，機(jī)身壓力差變化劇烈，在機(jī)身與頭部連接處出現(xiàn)壓力極小值，下表面出現(xiàn)負(fù)壓，產(chǎn)生俯仰力矩，頭部頂端由于上側(cè)液面比下側(cè)液面上升的多，表現(xiàn)為壓力降有所緩和。在機(jī)身出水過程中（t5=0.50 s，t6=0.54 s，t7=0.60 s，t8=0.66 s，t9=0.70 s），尾部壓力峰值差始終較大，機(jī)身段由于有液體的附著干擾，壓力差值出現(xiàn)了不同幅度的正負(fù)交替，出水部分的空中流場(chǎng)已得到穩(wěn)定發(fā)展。當(dāng)尾部高于遠(yuǎn)場(chǎng)未擾動(dòng)面時(shí)（t10=0.76 s，t11=0.80 s，t12=0.90 s），由于液體尾流對(duì)尾部的附著作用，尾部上、下表面壓力產(chǎn)生震蕩并出現(xiàn)了2 個(gè)波峰，隨后壓力峰值差逐漸減小，在航行器完全出水后，受力恢復(fù)穩(wěn)定。

圖13 所示為航行器在出水過程中，在軸向和徑向所受流體作用力的時(shí)間歷程。從圖中可以看出，航行器在水中航行時(shí)的受力呈現(xiàn)出了震蕩現(xiàn)象，徑向受力波動(dòng)幅度較大，數(shù)量級(jí)達(dá)105，軸向受力波動(dòng)較小，數(shù)量級(jí)為104。航行器在穿越水空界面進(jìn)入空氣后，與流體接觸的面積減小，浮力和流體阻力逐漸消失，但仍存在自由面、液體尾柱和波浪力的影響，軸向受力和徑向受力振動(dòng)的幅度減弱，二者的振動(dòng)幅度均小于數(shù)量級(jí)104。完全出水后，受力趨于穩(wěn)定。

綜上所述，航行器在出水的過程中其壁面受力變化非常劇烈，不同階段會(huì)出現(xiàn)不同程度的幅度和正負(fù)震蕩，產(chǎn)生附加力矩，從而對(duì)航行器的穩(wěn)定性及機(jī)體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重的負(fù)面影響。

3 俯仰角和攻角的影響

通過上述分析發(fā)現(xiàn)，航行器出水過程中流場(chǎng)及載荷變化最為劇烈的位置是在航行器穿越水空界面的瞬間，航行器幾何中心與液體遠(yuǎn)場(chǎng)未擾動(dòng)面重合時(shí)刻前、后處，故定義前者為“位置1”，后者為“位置2”。下面，將研究以不同俯仰角和攻角出水時(shí)，在位置1 和位置2 處的流場(chǎng)及航行器壁面載荷變化規(guī)律。同時(shí)，定義“完全出水時(shí)間T”為航行器從相同潛深以相同速度運(yùn)動(dòng)，從穿越水空界面直至尾部尾流斷裂所用時(shí)間。

3.1 俯仰角的影響

3.1.1 氣、液兩相分布云圖

圖14 所示為航行器在相同速度和潛深以及不同俯仰角下出水的氣、液兩相分布云圖。其完全出水時(shí)刻分別為T15°=1.64 s，T30°=1.18 s，T45°=0.98 s，T60°=0.86 s，這說明俯仰角越大，完全出水時(shí)間越短，航行器受水空界面的影響時(shí)長也就越短。由圖14（a）可以看出，在航行器出水的瞬間，θ=15°時(shí)液面隆起程度最為明顯，隆起范圍也最大，水?，F(xiàn)象最突出。但隨著俯仰角的增大，水?，F(xiàn)象減弱，液面變化逐漸減小。其原因是航行器俯仰角越小，其在水平面的投影面積越大，航行器上表面“托起”的液體也就越多。由圖14（b）可以看出，當(dāng)航行器出水至位置2 時(shí)，俯仰角越大，航行器上側(cè)液面附著面積越小，下側(cè)液面附著面積越大，其穿越液面所需時(shí)間便越短，航行器受液面包裹的時(shí)間也就越短。

圖14 不同俯仰角出水氣、液兩相分布云圖Fig.14 Gas-liquid two-phase distribution contours of water-exit process at different pitch angles

3.1.2 流場(chǎng)速度流線圖

航行器在位置1 時(shí)的瞬時(shí)速度流線圖如圖15所示。從尾部流線來看，當(dāng)θ=15°時(shí)，尾流出現(xiàn)了渦脫現(xiàn)象。隨著俯仰角的增加，航行器尾流逐漸縮短，渦脫現(xiàn)象消失，機(jī)身兩側(cè)逐漸形成了穩(wěn)定的漩渦。當(dāng)俯仰角較小時(shí)，機(jī)身兩側(cè)形成了面積較大的漩渦，范圍覆蓋整個(gè)機(jī)身，但隨著俯仰角的增加，兩側(cè)漩渦軸向面積逐漸減小，上側(cè)漩渦徑向面積也逐漸減小，當(dāng)θ=60°時(shí)，漩渦面積最小，該時(shí)刻未出現(xiàn)漩渦發(fā)放現(xiàn)象。

圖15 不同俯仰角出水流場(chǎng)速度流線圖（位置1）Fig.15 Velocity streamlines of flow field in water-exit process at different pitch angles（position 1）

航行器在位置2 時(shí)的瞬時(shí)速度流線圖如圖16所示。由圖可看出，當(dāng)θ=15° 時(shí)，由于液體的附著，在機(jī)身兩側(cè)漩渦呈現(xiàn)穩(wěn)定的兩部分，上半部漩渦軸向長度短、徑向?qū)挾乳L，下半部漩渦軸向長度長、徑向?qū)挾榷?；但隨著俯仰角的增大，機(jī)身上側(cè)下半部的渦逐漸上移與上半部的渦合并，在θ=60°時(shí)形成了一個(gè)穩(wěn)定的駐渦，范圍覆蓋整個(gè)機(jī)身上側(cè)。而下側(cè)的上、下半部漩渦則隨著俯仰角的增加，逐漸向中間合并為一個(gè)渦。機(jī)身兩側(cè)存在的漩渦會(huì)在徑向產(chǎn)生交變應(yīng)力，對(duì)航行器的控制造成影響。

圖16 不同俯仰角出水流場(chǎng)速度流線圖（位置2）Fig.16 Velocity streamlines of flow field in water-exit process at different pitch angles（position 2）

3.1.3 航行器壁面載荷分布

圖17 和圖18 所示分別為航行器在位置1、位置2 的壁面所受的流體作用力曲線。

圖17 不同俯仰角出水流體作用力曲線（位置1）Fig.17 Hydrodynamic force curves of vehicle in water-exit process at different pitch angles（position 1）

圖18 不同俯仰角出水的流體作用力曲線（位置2）Fig.18 Hydrodynamic force curves of vehicle in water-exit process at different pitch angles（position 2）

在航行器出水的瞬間，不同俯仰角下航行器壁面的載荷分布規(guī)律相似，在尾部中段出現(xiàn)了高壓區(qū)，沿橫軸方向壓力驟減，而在其與機(jī)身連接處則出現(xiàn)了低壓區(qū)。當(dāng)θ=15°時(shí)，尾部壓力峰值差約為30 kN，但隨著θ的增大，尾部壓力峰值增大，當(dāng)θ=60°時(shí)，峰值差為46 kN。機(jī)身上表面壓力大于下表面壓力，壓力差變化明顯。 當(dāng)θ=15°時(shí)，機(jī)身上、下表面壓力差相對(duì)穩(wěn)定，約為10 kN，當(dāng)θ增大至60°時(shí)，壓力差平均值達(dá)20 kN 以上。在頭部頂端附近出現(xiàn)了壁面受力最大值，當(dāng)θ=15°時(shí)，壓力最大值達(dá)90 kN，但隨著θ的增大，壓力最大值逐漸減小。

航行器出水至位置2 時(shí)，除尾部外，機(jī)身上表面壓力小于下表面壓力，θ越小，附著有液體的表面載荷變化越劇烈，范圍更大。當(dāng)θ=60°時(shí)，航行器暴露在空氣介質(zhì)中的面積最大，其空氣中流場(chǎng)發(fā)展得最穩(wěn)定。

從以上2 個(gè)典型位置、不同俯仰角航行器所受流體力曲線來看，本文的幾何構(gòu)型由于在尾部與機(jī)身連接處、機(jī)身與頭部連接處存在幾何折角，導(dǎo)致了該處的壓力突變，因此在外形結(jié)構(gòu)上還需要進(jìn)一步優(yōu)化?？梢钥闯?，出水過程中航行器的載荷特性十分復(fù)雜，變化非常劇烈，因而對(duì)航行器出水穩(wěn)定控制和材料結(jié)構(gòu)特性均有較高的要求。

3.2 攻角的影響

考慮到航行器在水下有大角度機(jī)動(dòng)的情況，水下航行一般取攻角范圍為-15°～15°［15］。本文選取攻角范圍為-10°～10°來研究攻角的影響。

3.2.1 氣、液兩相分布云圖

圖19 所示為航行器在θ=45°，v=10 m/s，不同攻角下出水時(shí)，在2 個(gè)典型位置處得到的氣、液兩相分布云圖。由圖可見，當(dāng)攻角為正時(shí)，機(jī)身上側(cè)附近液面出現(xiàn)了凹陷，機(jī)身下表面附近液面由于航行器的擠壓作用和流體粘性的作用而高于遠(yuǎn)場(chǎng)未擾動(dòng)液面；隨著攻角的增大，上側(cè)液面凹陷及下側(cè)液面隆起程度加劇，當(dāng)攻角達(dá)到10°時(shí)，機(jī)身上側(cè)液體已脫落至中段，而下側(cè)附著液體還完全覆蓋著頭部。當(dāng)攻角為負(fù)時(shí)，情況正好相反，機(jī)身上側(cè)附著的液面高于下側(cè)，上側(cè)液面隆起及下側(cè)液面凹陷的程度隨著攻角的增大加劇了，當(dāng)攻角為-10°時(shí)，機(jī)身下側(cè)附著的液體已脫落至中下段，上側(cè)液體滑落至頭部與機(jī)身連接處。由此可見，與零攻角相比，帶攻角出水的多相耦合更為復(fù)雜，兩相流變化更為明顯。

圖19 不同攻角出水氣、液兩相分布云圖Fig.19 Gas-liquid two-phase distribution contours of vehicle in water-exit process at different attack angles

3.2.2 流場(chǎng)速度流線圖

圖20 和圖21 所示分別為航行器在θ=45°，v=10 m/s，不同攻角條件下出水時(shí)，在2 個(gè)典型位置處得到的流場(chǎng)速度流線圖。

圖20 不同攻角出水流場(chǎng)速度流線圖（位置1）Fig.20 Velocity streamlines of flow field in water-exit process at different attack angles（position 1）

圖21 不同攻角出水流場(chǎng)速度流線圖（位置2）Fig.21 Velocity streamlines of flow field in water-exit process at different attack angles（position 2）

由圖20 可看出，在航行器出水的瞬間，當(dāng)攻角為負(fù)時(shí)，頭部下側(cè)流場(chǎng)產(chǎn)生了順時(shí)針的漩渦，渦核位于頭部與機(jī)身連接處，尾部左后側(cè)流場(chǎng)產(chǎn)生了逆時(shí)針的漩渦。隨著攻角的增大，頭部下側(cè)漩渦范圍逐漸向渦核收縮，尾部左后側(cè)漩渦出現(xiàn)分離并逐漸穩(wěn)定在尾部與機(jī)身連接處，形成駐渦。當(dāng)攻角為正時(shí)，在頭部上側(cè)周圍流場(chǎng)以及尾部周圍、尾部與機(jī)身連接處均產(chǎn)生了漩渦，與攻角為負(fù)時(shí)的情況正好相反。隨著攻角的增大，頭部附近漩渦逐漸收縮，尾部與機(jī)身連接處漩渦逐漸脫落，與尾部附近漩渦融合。

由圖21 可看出，航行器在跨越水面的過程中，在頭部下側(cè)及尾部后側(cè)均形成了漩渦，漩渦對(duì)流場(chǎng)速度場(chǎng)的擾動(dòng)范圍比位置1 處的大；當(dāng)攻角增大至-5°時(shí)，尾部與機(jī)身連接處產(chǎn)生了漩渦，并與尾部后側(cè)相互擾動(dòng)。當(dāng)攻角為5°時(shí)，在頭部上側(cè)、機(jī)身與尾部連接處產(chǎn)生了漩渦，與攻角為負(fù)時(shí)正好相反。當(dāng)攻角增加至10°時(shí)，尾部漩渦脫落，在尾部后側(cè)流場(chǎng)形成周期性的漩渦發(fā)放。

由此可以看出，與零攻角相比，在帶攻角出水瞬間，頭部和尾部兩側(cè)會(huì)形成方向相反的漩渦，從而產(chǎn)生巨大的俯仰力矩；隨著攻角的增大，渦流逐漸從尾部脫落，速度場(chǎng)變化反而小于小攻角狀態(tài)。

3.2.3 航行器載荷分布

圖22 所示為航行器以不同攻角出水至位置1處時(shí)表面所受流體作用力曲線。與相同條件下的零攻角出水結(jié)果相比，當(dāng)α=-10°時(shí)，機(jī)身上、下表面平均壓差值較大，并且在其下表面出現(xiàn)了幅度明顯的壓力值震蕩；壓差最大值明顯增大，但頭部頂端壓力有所下降。當(dāng)α=-5°時(shí)，尾部及機(jī)身下半部受力較大，頭部壓力值及上、下表面壓差較小，且在前半部出現(xiàn)了壓差值正負(fù)反向。當(dāng)攻角為正時(shí)，載荷分布與零攻角時(shí)的狀態(tài)相似，壓差值無顯著變化，但航行器正攻角出水相當(dāng)于在其徑向增加了一個(gè)速度矢量，從而使得航行器下側(cè)對(duì)液體有擠壓作用，流體作用力較大，導(dǎo)致機(jī)身上表面壓力小于下表面壓力。

圖22 不同攻角出水的流體作用力曲線（位置1）Fig.22 Hydrodynamic force curves of vehicle in water-exit process at different attack angles（position 1）

圖23 所示為航行器以不同攻角出水至位置2處時(shí)表面所受流體作用力曲線。與相同條件下的零攻角出水結(jié)果相比，由于帶攻角出水上、下兩側(cè)附著液體的高度和相位差異較大，導(dǎo)致機(jī)身表面受到的流體作用力出現(xiàn)大幅震蕩，壓力差值不斷變化，尾部峰值差變大，從而產(chǎn)生瞬時(shí)變化的附加力矩，影響航行器成功出水。

圖23 不同攻角出水的流體作用力曲線（位置2）Fig.23 Hydrodynamic force curves of vehicle in water-exit process at different attack angles（position 2）

4 結(jié) 論

本文基于CFD 流體仿真技術(shù)，采用編制用戶自定義函數(shù)控制航行器運(yùn)動(dòng)，分析了航行器在典型工況下的斜出水過程，通過仿真對(duì)比，分析了航行器斜出水過程中的流場(chǎng)變化規(guī)律和航行器載荷特性，闡述了在不同俯仰角、攻角條件出水對(duì)流場(chǎng)及航行器載荷的影響規(guī)律，得到以下主要結(jié)論：

1）航行器在傾斜跨越水空界面時(shí)，會(huì)依次出現(xiàn)液面變形隆起、液面附著包裹出水以及尾流的拉曳斷裂現(xiàn)象，從而導(dǎo)致航行器周圍流場(chǎng)發(fā)生突變和持續(xù)的劇烈變化，在兩側(cè)形成半徑、方向不一的回流區(qū)，航行器被水包裹部分機(jī)體載荷出現(xiàn)高頻率的正負(fù)交替震蕩，產(chǎn)生俯仰力矩。

2）在航行器出水的瞬間，俯仰角越大，航行器受水空界面的影響時(shí)長越短，水冢現(xiàn)象和渦脫現(xiàn)象減弱，流場(chǎng)漩渦徑向半徑減小，速度流場(chǎng)受擾動(dòng)范圍減小。在出水過程中，俯仰角越大，受駐渦影響，越容易產(chǎn)生交變應(yīng)力，影響航行穩(wěn)定。

3）與相同條件下的零攻角出水結(jié)果相比，在航行器帶攻角出水瞬間，上、下兩側(cè)附著液體的高度和相位差異較大，同時(shí)在頭部和尾部兩側(cè)形成反向漩渦，機(jī)身表面受流體作用力出現(xiàn)大幅度的震蕩。隨著攻角的增大，渦流會(huì)逐漸從尾部脫落，壓力差值會(huì)不斷變化，尾部峰值差變大，從而產(chǎn)生瞬時(shí)變化的附加力矩，影響航行器成功出水。