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  哈尔滨工程大学学报  2018, Vol. 39 Issue (3): 422-427  DOI: 10.11990/jheu.201609069
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引用本文  

窦朋, 王志东, 凌宏杰. 棱柱型滑行艇喷溅特性研究方法[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2018, 39(3): 422-427. DOI: 10.11990/jheu.201609069.
DOU Peng, WANG Zhidong, LING Hongjie. Research method of the splash character of prismatic planing craft[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2018, 39(3): 422-427. DOI: 10.11990/jheu.201609069.

基金项目

国家自然科学基金项目(51279070);江苏省高校自然科学研究重大基金项目(12KJA_580001)

通信作者

王志东, E-mail: cbxywzd@163.com

作者简介

窦朋(1992-), 男, 博士研究生;
王志东(1967-), 男, 教授, 硕士生导师

文章历史

收稿日期:2016-09-22
网络出版日期:2017-12-29
棱柱型滑行艇喷溅特性研究方法
窦朋1, 王志东2, 凌宏杰2    
1. 河海大学 港口海岸与近海工程学院, 江苏 南京 210000;
2. 江苏科技大学 船舶与海洋工程学院, 江苏 镇江 212000
摘要:为了研究滑行艇喷溅现象,本文基于CFD软件FINE/MARINE开展了棱柱型滑行艇不同底部横向斜升角和不同航速下的数值模拟。将艇体表面的流体特征信息(速度场、压力场和水气体积分数等)导入自编程后处理程序,程序对艇体节点空间坐标重新生成非结构网格,给定喷溅的判断条件,自动识别和处理艇体喷溅区形状及喷溅阻力(包括喷溅摩擦阻力和喷溅压阻力)。研究结果表明:本文提出的喷溅处理方法可以较好地处理自由面破碎、飞溅等强非线性引起的高性能船舶阻力增量问题,为揭示高速滑行艇喷溅内部机理及防飞溅结构形式奠定基础。
关键词计算流体力学    棱柱滑行艇    驻线    自编程    喷溅阻力    底部斜升角    
Research method of the splash character of prismatic planing craft
DOU Peng1, WANG Zhidong2, LING Hongjie2    
1. College of Harbour, Coastal and Offshore Engineering, Hohai University, Nanjing 210000, China;
2. College of Naval Architecture and Ocean Engineering, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212000, China
Abstract: To study the splash phenomenon in planing craft, in this study, we used the CFD software FINE/MARINE to perform numerical simulations of prismatic planing craft under different lateral deadrise angles at the bottom and different speeds. Into this self-programmed post-processing program, we imported fluidic characteristics information about the hull surface, including the velocity field, pressure field, and water phase volume fraction. This program regenerates unstructured grids for the space coordinates of the hull node and automatically determines the splashing conditions and identifies the shape of the hull splash zone and its spray resistance (including the friction and pressure resistances to splash). The results show that our proposed splash processing method can solve the resistance increment problem of high-performance ships, which is caused by strong nonlinearities such as a broken free surface and splash. Moreover, it lays a foundation for better understanding the internal mechanism and splash-proof structure of high-speed planing crafts.
Key words: CFD    prismatic planing craft    stagnation line    self-programming    splash resistance    deadrise angle    

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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图 1 为艇体表面网格划分示意图 Fig. 1 The grid division diagram of the hull surface
1.2 计算工况

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,kω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。

表 1 计算工况 Tab.1 Calculated conditions
1.3 喷溅阻力计算方法

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。

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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图 2 滑行艇喷溅区及驻点域简化图 Fig. 2 Simplified figures of spray zone and stagnation of craft

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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图 3 喷溅阻力计算方法流程图 Fig. 3 The flow chart of calculation method of spray resistance

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 4 各工况滑行艇喷溅区水相分布图 Fig. 4 The water phase volume in spray areas of craft

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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图 5 各工况喷溅区网格节点分布图 Fig. 5 Distribution diagrams of grid nodes in spray zones

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。

图 67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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图 6 喷溅区局部非结构网格 Fig. 6 Local unstructured grids of spray zone
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图 7 喷溅区网格三维模型 Fig. 7 The 3D model of spray zone grids

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。

表 2 各工况下喷溅区面积与湿表面面积比 Tab.2 The spray area and wet surface area ratio under different working conditions

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 89分别为RsβFr变化曲线。从图 89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 8 Rs随底部斜升角变化曲线 Fig. 8 The change curve of Rs with deadrise angle
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图 9 RsFr变化曲线 Fig. 9 The change curve of Rs with Fr

图 1011分别为Rs/RβFr变化曲线。从图 10中可以看出,喷溅阻力Rs占总阻力Rβ=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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图 10 Rs/R随底部斜升角变化曲线 Fig. 10 change curve of Rs/R with deadrise angle
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图 11 Rs/RFr变化曲线 Fig. 11 change curve of Rs/R with Fr

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 1213分别为CfβFr变化曲线。从图 1213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CfRNws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 12 Cf随底部斜升角变化曲线 Fig. 12 The change curve of Cf with deadrise angle
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图 13 CfFr变化曲线 Fig. 13 The change curve of Cf with Fr

图 1415分别为Rfs/RsβFr变化曲线。从图 1415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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图 14 Rfs/Rs随底部斜升角变化曲线 Fig. 14 The change curve of Rfs/Rs with deadrise angle
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图 15 Rfs/RsFr变化曲线 Fig. 15 The change curve of Rfs/Rs with Fr
3 结论

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。

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