2. 江苏科技大学 船舶与海洋工程学院, 江苏 镇江 212000
2. College of Naval Architecture and Ocean Engineering, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212000, China
滑行艇高速航行时常伴有喷溅现象,精确地模拟滑行艇的喷溅及确定喷溅阻力对于确定艇体受到的动载荷及对艇型的优化都有重要意义。Katayama[1]通过模型拖航实验研究了不同底部斜升角下喷溅边线的形状及摩擦阻力计算方法。Konstantin[2]通过艇底压力分布,得出了不同傅汝德数下驻线的分布情况。Savitsky[3]提出了一种定量计算高速滑行艇须状喷溅阻力的方法,并将其描述为底部斜升角、纵摇角及航速的函数,为滑行艇喷溅阻力的计算提供了一种有效的方法。Michael Morabito等[4]在戴维逊试验室通过圆柱拖行,将经验公式和数值计算得到的喷溅升阻力进行对比,效果较好。沈海龙等[5-6]以FLUENT软件作为求解器,使用动网格技术,采用与排水式船舶数值模拟完全不同的方法,研究了滑行艇的水流飞溅和多自由度运动问题,成功捕捉到滑行艇在滑行阶段中产生的喷溅现象。Ghadimi等[7]通过喷溅参数研究了滑行艇飞溅的影响区域,与实验对比发现飞溅范围与底部斜升角成正比,与纵倾角成反比。凌宏杰等[8]研究了高速滑行艇在不同体积傅汝德数及攻角下的瞬态喷溅流体动力特性,得到了喷溅区的几何形状,特征雷诺数与喷溅阻力的计算方法。但能否精确捕捉到喷溅区域和喷溅特性仍是滑行艇阻力研究的热点,因此,针对高速滑行艇的水动力性能展开深入的研究工作。
本文基于FINE/MARINE软件,开展了约束模式下棱柱型滑行艇静水中的数值模拟工作,尤其对滑行艇在不同航速和底部斜升角的喷溅区形状、喷溅阻力构成进行了研究。
1 计算模型 1.1 计算模型和网格划分针对棱柱型滑行艇模型,用Solidworks软件完成三维建模,导入Hexpress软件进行网格划分。为了精确捕捉艇体表面流动特征,在艇底可能发生喷溅的区域进行局部加密。艇长方向为X轴,艇宽方向为Y轴,满足右手坐标系。图 1为艇体表面网格划分示意图,滑行艇模型长L=1.4 m,宽B=0.5 m,型深D=0.17 m,吃水d=0.058 m。
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基于FINE/Marine软件约束模式下滑行艇数值模拟参数设置如下:三维非定常双相流;选用k-ω(SST-Menter)湍流模型,k与ω的值与雷诺数有关;湍流方程采用中心差分(AVLSMART)格式离散;动量方程采用中心差分(AVLSMART)格式离散;自由面采用混合自由面捕捉与重构相结合(BRICS)格式离散;压力速度耦合求解算法。选取工况见表 1。为保证改变底部斜升角时艇底通气现象的出现不影响捕捉,选取航速V=2.0 m/s。
滑行艇喷溅阻力占总阻力百分比随航速增加而逐渐增加,当滑行艇进入滑行状态(Fr▽<3.0)时,喷溅阻力约占总阻力的15%。喷溅总阻力由两部分组成,即喷溅压阻力和喷溅摩擦阻力,Rs=Rfs+Rps,其中Rfs为喷溅摩擦阻力,Rps为喷溅压阻力。当Fr▽>3.0时,滑行艇处于高速排水型,喷溅面积逐渐增加,喷溅摩擦阻力占比例逐渐增加;随着航速进一步增加, Fr▽>3.0时, 喷溅面积趋于稳定,喷溅压阻力逐渐占主导地位;而航速不变,随着底部斜升角增加,作用在艇体的压力沿艇长方向的分力逐渐降低,喷溅摩擦阻力逐渐增加。
如图 2,艇体浸湿面面积分为2个区域:驻线OE到艇艉部区域被称为压力面Ap,它由浸湿龙骨线长lk、浸湿舭缘线长lc、艇浸湿宽度b及驻线OE围成; 喷溅面As,它由驻线OE、喷溅前缘线OF边线EF组成。
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作用在喷溅区域的动压小于滑行面的动压,却远大于空气作用在滑行艇表面上的动压,根据滑行艇不同纵剖线上除去水深影响的静压分布,可以找出不同纵剖线上O点,拟合出艇底的驻点线,即为喷溅后缘线OE,在这条线上流体压力最大,流速最小;再将滑行艇不同纵剖线上水相体积分布为0.5处拟合出艇底的喷溅边线,即为喷溅前缘线OF。
基于Delaunay三角原理对喷溅区网格进行重构,保证非结构网格的规整性,在喷溅前、后缘线上插入边界点,边界点数据由面差值得到,确保网格质量和数据准确。喷溅阻力计算方法流程如图 3所示。
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喷溅总阻力模型:
$ {R_s} = {R_{{\rm{fs}}}} + {R_{{\rm{ps}}}} $ |
喷溅摩擦阻力模型:
$ {R_{fs}} = \frac{1}{2}\rho \sum\limits_{i = 1}^n {\bar V_i^2} {S_i}{C_f} $ |
喷溅区摩擦阻力系数根据Davidson水池经验公式:
$ \left\{ \begin{array}{l} {C_f} = \frac{{0.074}}{{\sqrt[5]{{{R_{{\rm{Nws}}}}}}}} - \frac{{4\;800}}{{{R_{{\rm{Nws}}}}}}, {R_{{\rm{Nws}}}} > 1.5 \times {10^6}\\ {C_f} = \frac{{1.328}}{{\sqrt[{}]{{{R_{{\rm{Nws}}}}}}}}, {R_{{\rm{Nws}}}} \le 1.5 \times {10^6} \end{array} \right. $ | (1) |
$ {R_{{\rm{Nws}}}} = \frac{{{{\bar V}_s}{L_w}}}{{2\upsilon }} $ | (2) |
喷溅压阻力模型:
$ \begin{array}{l} {R_{{\rm{ps}}}} = \sum\limits_{i = 1}^n {\left( {{{\bar P}_{{\rm{dx}}i}}{S_i} - {{\bar P}_{wdxi}}{S_i}} \right)} + \\ \;\;\;\;\;\;\;\sum\limits_{i = 1}^n {\left( {{{\bar P}_{xi}}{S_i} - {{\bar P}_{wxi}}{S_i}} \right)} \end{array} $ | (3) |
式中:RNws为喷溅区特征雷诺数, Vs为喷溅区的平均速度,Vi为喷溅区第i个网格的平均速度,Lw为喷溅区底部边缘长度, Cf为喷溅区摩擦阻力系数, Rfs为喷溅区摩擦阻力, Si为喷溅区第i个网格的面积,Rps为喷溅区压差阻力, Pdxi为喷溅区第i个网格的平均动压在x方向的分量, Pwdxi为喷溅区第i个网格在尾封板投影的平均动压在x方向的分量,Swi为喷溅区第i个网格在尾封板投影的面积, Pxi为喷溅区第i个网格平均静压在x方向的分量, Pwxi为喷溅区第i个网格在尾封板投影的平均静压在x方向的分量,υ=μ/ρ为运动粘度, n为喷溅区内三角网格数目。
2 计算结果与分析 2.1 滑行艇喷溅区形状图 4为各工况下滑行艇艇底水相分布图(左侧为艇艏),可以看出在底部斜升角较小和高体积傅汝德数下,滑行艇底部气体通入现象更明显,艇艏部伴随水流飞溅现象。
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图 5为编程处理后的艇底喷溅区域提取图(右侧为艇艏,取艇底一半面积),扇形处为喷溅区域节点,图 5(a)可以看出,喷溅驻线与龙骨线之间夹角α随着底部斜升角增加而减小,底部斜升角由5°增加到25°,α由21.5°减小到7.4°,驻点线在龙骨线上的驻点在沿纵向向船艉移动了5.93%L的距离,喷溅前缘线被拉长。
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航速从2.0 m/s到6.0 m/s,驻点线在龙骨线上的驻点在沿纵向向船艉移动了8.15%L,喷溅驻线与龙骨线之间夹角α稳定在10°左右,喷溅前缘线的末端逐渐上升,在Fr▽约4.12达到舷侧。
从图 6、7典型工况下喷溅区网格重构图中可以看出,基于Delaunay三角形构建的喷溅区网格质量较好,能较精确地表征艇底形状以及水相、压力分布。
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通过自编程后处理网格重构后,喷溅面积见表 2,当航速V=2 m/s,喷溅面积随着底部斜升角的增加而减小,但在β=5°时,分流效果较差,引起水面大幅度变形,导致驻线与龙骨线之间夹角α过大,喷溅面积较小。
当底部斜升角β=20°时,喷溅面积随着体积傅汝德数Fr▽的增加而增加,而当速度逐渐增加(Fr▽=4.94)时,水流在艇体垂向方向发展未完全就与艇体发生分离,因此喷溅面积会略有所降低。
2.2 滑行艇喷溅阻力图 8、9分别为Rs随β、Fr▽变化曲线。从图 8、9中可以看出,喷溅阻力Rs随着底部斜升角的增加而先增加后减小,随着体积傅汝德数的增加而增加,喷溅阻力大小由喷溅面积Sp、喷溅区水流速度Vs等相关参数共同确定。
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图 10、11分别为Rs/R随β、Fr▽变化曲线。从图 10中可以看出,喷溅阻力Rs占总阻力R在β=10°时最大达到13.8%,随着β进一步增加,驻线和喷溅边线之间的夹角减小,底部斜升角由5°增加到25°,喷溅阻力约占8.2%~13.8%。
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从图 11中可以看出,随着体积傅汝德数变大,喷溅引起的阻力占总阻力的成分逐渐增加,在2 m/s<V<6 m/s(1.65<Fr▽<4.94), 纵倾角τ=3.0°,底部斜升角β=20°下喷溅阻力约占12.4%~24.4%,随着滑行艇进入滑行状态,喷溅阻力占总阻力比值不断增加,喷溅对滑行艇水动力性能影响越大。
图 12、13分别为Cf随β、Fr▽变化曲线。从图 12、13可以看出喷溅区摩擦系数Cf随着底部斜升角增加, 呈正比增加,随体积傅汝德数的增加而减小。从式(1)、(2)可以看出Cf与RNws呈反比,RNws与喷溅区水流平均速度Vs和喷溅区特征长度Lw成正比,随着底部斜升角增加,喷溅区水流平均速度Vs和喷溅区特征长度Lw均减小;随着体积傅汝德数增加,喷溅区水流平均速度Vs和喷溅区特征长度Lw均增加,故与变化趋势相符。
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图 14、15分别为Rfs/Rs随β、Fr▽变化曲线。从图 14、15可以看出,底部斜升角增加导致水流作用在艇体上力沿船长方向的分量减小,压差阻力所占的喷溅阻力的比值减小,故摩擦阻力占总阻力的比值增加,底部斜升角由5°增加到25°,Rfs/RS由10.6%增加到30.2%;而随着体积傅汝德数增加,Rfs/RS值在航速为4 m/s(Fr▽=3.29)时达到最大,约为33%,因为滑行艇达到滑行状态(Fr▽≥3.0)时,摩擦阻力增量较小,而滑行艇因动压引起的阻力急剧增加,故喷溅区摩擦阻力占喷溅阻力值先增加再降低,符合滑行艇阻力构成的变化趋势。
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1) 本文的研究方法相比之下可以更精准、快速地处理自由面飞溅等强非线性引起的高性能船舶阻力增量问题;
2) 合理地选取艇底部斜升角可以有效地降低喷溅阻力,建议底部斜升角在20°左右。
3) 航速对喷溅阻力的构成有一定影响,喷溅阻力中压差阻力与摩擦阻力呈相反变化趋势,当体积傅汝德数在3附近时, 摩擦阻力达到最大。
以上结论皆在静水约束模式下进行的,在应用到实船中,还需进一步研究滑行艇运动姿态、波浪作用等因素对喷溅阻力的影响。
[1] |
TORU K. Developement of resistance test for high-speed planing craft using very small model[J]. Journal of the Kansai society of naval architects Japan, 2002(238): 39-47. (0)
|
[2] |
KONSTANTIN I. Hydrodynamic modeling of planning hulls with twist and negative deadrise[J]. Ocean engineering, 2014, 82(10): 14-19. (0)
|
[3] |
SAVITSKY D. Origin and characteristics of the spray patterns generated by pianing hulls[J]. Journal of ship production & design, 2011, 27(27): 63-83. (0)
|
[4] |
MICHAEL M. Investigation of cylinder planing on a flat free surface[C]//11th International Conference on Fast Sea Transportation FAST, 2011.
(0)
|
[5] |
沈海龙. 基于CFD技术的三维滑行艇水动力数值预报方法研究[C]//第十五届中国海洋(岸)工程学术讨论会论文集, 2011.
(0)
|
[6] |
SU Yumin, QING tong, et al. Numerical simulation of a planing vessel at high speed[J]. Journal of marine sciences and application, 2012, 11(2): 178-183. DOI:10.1007/s11804-012-1120-7 (0)
|
[7] |
PARVIZ G. Developing a computer program for detailed study of planing hull's spray based on morabito's approach[J]. Journal of marine sciences and application, 2014, 13(4): 402-415. DOI:10.1007/s11804-014-1280-8 (0)
|
[8] |
凌宏杰, 王志东. 高速滑行艇约束模式下的喷溅阻力特性研究[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2013, 34(1): 15-20. LING Hongjie, WANG Zhidong. Research on spray resistance characteristics of a high-speed planing craft hydrostatic sailing[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2013, 34(1): 15-20. (0) |
[9] |
SAVITSKY D. Inclusion of Whisker spray drag in performance prediction method for high-speed planing hulls[J]. Marine technology, 2007, 44(1): 35-56. (0)
|
[10] |
MICHAEL G M. Prediction of planing hull side forces in yaw using slender body oblique impact theory[J]. Ocean engineering,, 2015, 101: 47-57. DOI:10.1016/j.oceaneng.2015.04.014 (0)
|
[11] |
王硕, 苏玉民. 高速滑行艇在规则波中的纵向运动数值研究[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2014, 35(1): 45-52. WANG Shuo, SU Yumin. Numerical study on longitudinal motions ofa high-speed planing craft in regular waves[J]. Joural of Harbin Engineering University, 2014, 35(1): 45-52. (0) |
[12] |
董文才, 唐国强. 深V型滑行艇纵向运动试验研究[J]. 船舶工程, 2004, 26(2): 14-16. DONG Wencai, TANG Guoqiang. Experimental study on longitudinal motion of deep-V-shaped planning craft[J]. Ship engineering, 2004, 26(2): 14-16. (0) |