吸喷结合式水翼水动力及空泡性能的数值分析＊

何 新 王 超 张立新 任选其

（哈尔滨工程大学船舶工程学院1） 哈尔滨 150001）（海军工程大学船舶与海洋工程系 武汉 430033）

减少船用水翼的阻力，提高其升阻比等对于改善船用水翼的水动力性能具有重要意义.国内外研究证明在水翼表面布置吸口和喷口能改善水翼的水动力性能［1-2］.段会申等［3］结合抽吸气转捩控制和微吹气湍流减阻控制的特点，运用数值模拟方法得出在同一雷诺数下，吸气控制能使翼型总阻力减小约3%，而吸吹气联合控制可使翼型总阻力减小约16%，证明了吸吹气控制技术是一种行之有效的减阻控制技术.王超等［4-5］采用粘流方法分析了前缘微吸和尾部微喷单独作用时对水翼水动力性能影响.本文以NACA0012为参考计算原型，应用流体仿真软件FLUENT 进行了系统地计算，分析了在船用水翼前缘布置吸口以及后缘布置喷口后，对翼型水动力性能以及空化性能的影响.

1 数值模拟方法

1.1 模型建立与网格划分

选用NACA0012对称翼型为计算模型，弦长c为1m，整个流域采用“C”域，划分网格也采用“C”形全结构化网格.计算域边界条件的设置见图1，整个“C”形边界为速度入口，在计算水翼的水动力性能时，右边界为自由出口；在计算空泡性能时，右边界为压力出口.翼型表面为无滑移边界条件.图2为水翼表面吸口和喷口布置示意图，其中：XLE=0.25m，L=0.5m，H=h=0.005m.

图1 计算域

图2 水翼表面吸口和喷口布置

1.2 数值求解方法

本文应用FLUENT 软件中自带的kε-RNG和kw-SST 2方程模型进行计算［6］，通过结果验证选择合适的湍流模型进行后续计算，在计算有吸口的二维水翼时，由于来流速度与吸口处流速相差很大，所以要选择低雷诺数修正.计算选用双精度求解器，以提高计算精度，求解方程选用二阶隐式求解，压力和速度耦合采用Simplec算法，离散化方程全部选用二阶迎风格式，翼型表面满足无滑移边界条件.

在计算空化性能时，选用Mixture模型，由于计算易于发散，所以要将松弛因子适当调小.同时，空泡模型采用基于输运方程的Ashok K.Singhal完整空化模型.

2 计算工况

2.1 水动力性能计算工况

参数为：吸口宽度H、吸气源与叶型前缘沿弦长方向的距离XLE，吸水速度Uj，吸喷口在弦长方向距离为L，喷口宽度h，喷水速度Up，叶片弦长c、来流速度U∞.

为了后续结果分析的方便，对吸气量和喷水量进行量纲一的量处理，可表示为

雷诺数计算公式为

表1 计算工况

2.2 空化性能计算工况

参数为：饱和蒸汽压pv为3540Pa，水相和汽相的密度分别为1000和0.02558kg／m3，表面张力取值为0.0717N／m，空泡数及压力系数表达式如下.

当雷诺数Re=3×106、攻角α=6°、空泡数σ=0.85时，分别计算了母型水翼、单吸口水翼、单喷口水翼和吸喷结合式水翼4种形式下二维水翼定常与非定常流动的空泡性能.

3 计算结果分析

3.1 湍流模型的确定

根据前面设定的工况，分别应用kω-SST 模型与kε-RNG 模型，对二维翼型的阻力系数、升力系数和俯仰力矩系数（力矩中心取在据翼型前缘1／4弦长处）进行计算，并与试验值进行比较.

图3 NACA0012翼型实验值与数值模拟对比

由图3对比可以看出，2 种湍流模型所计算得的结果精度，都还可以接受，但是kε-RNG 湍流模型对翼型失速角的预报，没有kω-SST模型灵敏，计算所得的失速角较试验所得的失速角偏大，而kω-SST 模型预报失速角比较精确，这是由于kω-SST 模型考虑了正交发散项，对近壁面能够处理得很好，因此更适合于对流域减压区的计算.通过观察图5 可以看出，在相同18°攻角情况下，kε-RNG 模型捕捉不到失速漩涡的生成与脱落，而kω-SST 模型能够很好的捕捉到.所以后续计算采用kω-SST 模型进行计算.

图4 翼型周围速度云图

3.2 不同开口布置形式对水翼水动力性能的影响

通过计算得出不同攻角下无吸喷、单吸水、单喷水和吸喷结合情况下阻力系数、升力系数和升阻比，如图5所示.

图5 不同吸喷情况下的翼型性能曲线

由图5可以看出在单吸口位置为弦长25%时、单喷口位置为弦长75%时、吸喷口位置为25%和75%时，均能使升力系数增加，阻力系数减小，升阻比增大.且升阻比从大到小排列为吸喷结合、单喷口、单吸口和无吸喷.在翼型吸力面施加定常吸气后，吸气口的前后有一压力阶跃，这是由于吸口周围的低能流体被吸入吸口内，使得吸口附近，特别是吸力面头部的负压绝对值有明显的提高，而远离吸口的吸力面尾部和压力面上的压力分布基本无变化，从而使翼型的升力得以提高.

3.3 不同开口布置形式下的水翼定常空泡性能分析

图6 不同吸喷情况时的空泡体积云图

图6为无吸口、单吸口、单喷口，以及吸喷结合时的空泡体积分布.从图中可以看出，当定常流动稳定后，单喷口和吸喷口的二维水翼空泡尺寸要大于有单吸口和无吸口二维水翼的空泡尺寸.其中单喷口的二维水翼空泡尺寸最大，有单吸口的二维水翼空泡尺寸最小.这是由于加上吸口，水流流入到水翼内部，部分空泡会随着水流被吸入到吸口内，这样就减少了空泡的尺寸，起到抑制空泡发生的作用；加上喷口后，水流从水翼内部流出，加大翼型边界层的扰动，这将恶化翼型的空泡特性.由图7为不同吸喷形式时上表面压力系数曲线图，从空泡尺寸角度分析与图7的结论相符.综合图6和7可以得出，加上单吸口后的二维水翼的空泡性能得到了较明显的改善，而加上喷口后，空泡性能有所降低.

图7 不同吸喷形式时上表面压力系数曲线图

3.4 不同开口布置形式下的水翼非定常空泡性能分析

对非稳态空泡流现象的研究已成为分析空泡问题的重点［7-10］.空泡流的非稳态周期性现象表现为空泡流的低频震荡和大规模的空泡云脱落.空泡在各自周期内变化的形状也不相同.对于无吸喷口的二维水翼，它的周期较短，计算时时间步长为0.0004s，一个空泡周期大约为1.08s；加上单吸口后，时间步长也取0.0004s，一个空泡周期大约为6.72s；单喷口时的一个空泡周期大约为7.72s；吸喷结合一个空泡周期大约为4.39 s.无吸喷口时空泡变化的范围较大，空泡在每一瞬时的形状较复杂.加上单吸口后，空泡在一个周期内变化平缓，空泡脱落过程缓慢，空泡变化范围较小.加上单喷口后，空泡周期最长且空泡变大.吸喷结合的空泡较单喷口时周期短，且空泡的脱落过程变缓，空泡变化范围变小.图8为升力系数周期变化规律，从4幅曲线图比较可看出，与空泡周期变化云图结论相符.

图8 不同吸气量时的升力系数曲线图

4 结 论

1）在翼型前缘加上吸口，在翼型后缘加上喷口和吸喷结合工况下，都可使水翼的水动力性能有所提高.

2）空泡性能改善最好的是在前缘加吸口的情况，加上吸口较好地抑制空泡变化范围，降低空泡对水翼性能的影响.

3）三种翼型改变方式均使空泡发展周期增长，抑制了单位时间内空泡云的脱落，减少对水翼表面的剥蚀.

综上所述，在水翼前缘加上吸口，对水动力性能和空泡性能都有改善作用；在水翼后缘加上喷口，对水动力性能有改善作用，但会降低其空泡性能；吸喷结合水翼的水动力性能最好，但其空泡性能较弱于前缘抽吸.

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