超空泡航行器流體動力仿真

2017-04-27 by:CAE仿真在線來源:互聯網

利用超空泡技術來突破水下航行器的速度屏障。超空泡航行器在水下運動時,其大部分表面被超空泡包裹,構成了一種新的流體動力布局,運動模式完全不同于常規航行器,其受力狀態也極其復雜。為了進一步分析超空泡流場中航行器受力特性,先描述了超空泡形態,分析影響超空泡變形的主要因素,然后對超空泡流場中的航行器出現的流體動力進行分析,并且對流體動力進行線性處理。本研究結果有利于航行器運動特性分析。

關鍵詞:超空泡;多相流;流體動力;滑行力 fluent軟件

超空泡航行器受力特點

為了使超空泡航行器生成滿足要求的超空泡,不但在各系統功能上有特殊要求,而且在外部結構設計上也不同于普通航行器,即在超空泡航行器頭部多了一個空化器,它不僅是空泡形成主要裝置,同時還參與航行器的控制。由于結構的不同,決定了超空泡航行器流體動力布局的不同。航行器在超空泡形成及發展過程中經歷了局部空泡到超空泡、自然空泡到通氣空泡、不定常空泡到定常超空泡的過程。無論哪種過程,空泡和航行器的位置關系無外乎3種狀態,即全沾濕、開式和閉合。下面就針對閉合和開式狀態下航行器的受力特性進行分析。

閉合狀態

在超空泡閉合狀態下,航行器幾乎被空泡全包裹,沾濕部分只有頭部空化器和尾部極小部分,航行器在幾乎完全空化狀態下運動。圖1是超空泡閉合在航行器上的示意圖。

圖1中δcav 為空化器舵角; Fg 為航行器重力;Fcav 為空化器的升力; Ffin 為航行器尾舵控制力; Fp為航行器尾部滑行力。

從圖1中可以看出,航行器被分成了2個部分,即全包裹和半包裹。每一部分所處介質不同, 其受力特性也不同。在此,除了對常規的重力Fg 不做分析外,主要對作用在航行器上的力進行分析。

在航行器頭部, 由于空化器與水接觸, 產生空化器流體動力Fc ,當空化器打一個舵角時, 該力在速度系縱軸方向會產生升力Fcav。

將航行器本身所受流體動力按照空泡與航行器表面相對應關系沿縱軸方向分析如下。

對于空泡全包裹段,航行器表面充滿了汽體或對于人工通氣空泡則為氣體,可認為氣體均勻分布,則這部分航行器相當于處于氣動力場中,由于氣體密度遠小于水的密度,因此該段航行器受到的水流體動力很小,可忽略不計。

對于空泡半包裹段,航行器的一部分與水接觸,另一部分與氣體接觸,與氣體接觸的壓力要比與水接觸壓力小得多,這一部分的流體動力包括滑行力和表面粘性力等。

除了上述航行器本身的流體動力外,如果尾舵打一舵角則產生對航行器的控制力Ffin。

針對圖1狀態,浮力和尾舵的升力可以忽略,在縱平面內,航行器所受的流體動力只有頭部空化器產生的升力和尾部在空泡壁滑行時產生的滑行力,當航行器穩定運動時,這2個流體動力與重力相平衡,這種狀態是所期望的,所以超空泡航行器的大部分運行時間都處于這種狀態即滑行狀態。

開式狀態

當超空泡航行器形成自然超空泡后,開始人工通氣來拉長空泡并使其趨于穩定,如果充氣量過大就會使超空泡過大,沒有閉合在航行器上,而是在航行器尾部敞開,這種狀態即為開式超空泡。

在開式超空泡狀態,航行器在縱平面內受力只有重力和作用在頭部空化器的升力,顯然這種狀態的受力不平衡,航行器將發生傾覆,超空泡會迅速潰滅,所以這種狀態持續時間不會太長。

空泡模型

從以上分析可知,要描述閉合滑行狀態超空泡航行器受力特性,其數學模型必須包含空泡形態模型,本文假設空泡為定常超空泡空泡形態數學模型:

空泡長度

空泡中截面半徑

空泡沿縱對稱軸半徑

式中: σ為空泡數; Rn 為空化器半徑。

受重力、空化器舵角和航行器攻角影響,空泡軸將會發生變形,受影響情況如下:

1) 重力影響下的空泡軸變形

在重力場中,重力對通氣空泡的影響結果是空泡上浮即空泡軸線上翹,空泡軸線的偏移量描述為hg。

2) 空化器舵角影響下的空泡軸變形

當空化器產生1個舵角時,會產生1個作用在空化器上的升力,結果使空泡軸變形。該力使空泡軸線產生偏移,空泡軸線的偏移量為hf。

3) 航行器攻角影響下的空泡軸變形

當航行器存在一定攻角時,空泡的變形顯著增大,在相同空化數情況下,空泡軸變形量隨著攻角的增大而增大。空泡軸線的偏移量hα近似表達式為:

式中: α為航行器攻角。

通過以上因素引起的空泡軸變形,可以得到空泡縱軸的偏移量:

作用在航行器上的流體動力

1.作用在航行器尾部的滑行力

當超空泡航行器在超空泡中穩定運動時,航行器基本上處于滑行狀態。計算圖1中航行器尾部所受到的滑行力,相當于圓柱體浸入圓柱形水面的問題。應用細長體理論在航行器沾濕段進行計算,當航行器尾截面沾濕深度為h時,浸入航行器自由面的超空泡橫截面示意如圖2所示。

航行器與空泡壁面碰撞的速度為:

尾部所受的滑行力為:

式中:V為來流速度; V2為空泡截面相對于航行器截面的徑向壓縮速度; 和為表觀質量,其大小與航行器浸濕深度h,空泡與航行器的半徑差ΔR = R-r,以及航行器最大截面積有關。

2.作用在空化器上的流體動力

我們主要研究的是一個近似圓盤空化器的受力,空化器所受流體動力如圖3所示。

空化器流體動力作用于空化器的法向力Fc 為:

式中: Cx 為空化器的阻力系數; αcav 為空化器攻角。

空化器的升力Fcav為:

流體動力計算分析

一、滑行力計算分析

從以上分析可看出,影響滑行力的因素有許多。如空化器舵角、航行器攻角、空泡數、來流速度等。在滑行狀態下,假定空泡數和來流速度為一個定值。以Anteon公司試驗模型為例,改變下面這些因素對滑行力進行仿真,并對結果進行分析。

1) 航行器攻角

在給定的仿真條件下:V = 200 kn,空泡數σ恒定,空化器舵角δcav = 0°, 通過改變航行器攻角α計算滑行力,其變化曲線如圖4所示。

通過圖4滑行力仿真曲線可以看出,當α > 011°時,空泡閉合在航行器下表面,滑行力方向向上,滑行力變化曲線隨著航行器攻角的增大而增大。從式(4) ~ (7) 可知,當攻角增大時,空泡縱軸的偏移量增大,空泡與航行器的閉合點前移,這樣沾濕深度h增大,V1 也相應增加,導致航行器所受的滑行力增大。當α< - 011°時,超空泡閉合在航行器上表面,這時滑行力方向向下,其力的大小隨著航行器攻角的絕對值增大而增大。當α = - 011°~ 011°時,超空泡縱軸的偏移量過小,以致于航行器與超空泡沒有閉合點,形成開式超空泡,滑行力大小為0。

通過以上仿真結果,能看出航行器攻角在1°>α> 011°或- 1°<α < -011°時,滑行力是線性變化的,可得到滑行力對α的位置導數關系表達式:

2) 空化器舵角

在給定的仿真條件:V = 200 kn,空泡數σ恒定,航行器攻角α = 0°,通過改變空化器舵角計算滑行力,可得變化曲線如圖5所示。

通過圖5滑行力仿真曲線可以看出,當δcav > 4°時,空泡閉合在航行器上表面,這時, 滑行力方向向下。如果不考慮方向, 滑行力大小隨著空化器舵角的增大而增大。當δcav < - 4°時, 超空泡閉合在航行器下表面,這時滑行力方向向上,同樣不考慮方向,其力的大小隨著空化器舵角的絕對值增大而增大。當δcav= - 4°~4°時,航行器與超空泡沒有閉合點,滑行力為0。因此,空化器舵角在15°>δcav > 4°或- 15°<δcav < - 4°時,滑行力是線性變化的,可得到滑行力對δcav 的位置導數關系表達式:

二、空化器升力計算分析

1) 航行器攻角

為了更直觀地了解來流對空化器升力的大小和方向變化的影響,在給定的仿真條件:V = 200 kn,空泡數σ恒定,空化器舵角δcav 為一定值,通過改變航行器攻角計算空化器升力,可得空化器升力隨航行器攻角的變化曲線,見圖6。

從圖6可看出,空化器升力隨著α線性變化,當α= 0°時,空化器升力為一正值,這是因為空化器打了一個正舵角,產生一個向上的升力來支撐航行器前端的重力。航行器所受的作用力會出現這樣的情況:頂端舵產生的升力、空泡與航行器尾部閉合處的滑行力支撐重力,這種情況下有可能實現縱平面的力和力矩的平衡。

當航行器攻角在一定的范圍內,通過以上計算結果可以得到空化器升力對α的位置導數關系表達式:

2) 空化器舵角

在給定的仿真條件:V =200 kn,空泡數σ恒定,航行器攻角α = 0°,通過改變空化器舵角計算空化器升力,空化器升力隨空化器舵角的變化曲線如圖7所示。

從圖7可看出,空化器所受的升力隨δcav 線性變化,在空化器舵角不大的情況下,通過以上計算結果可以得到空化器升力對δcav 的位置導數關系表達式:

總結

航行器在超空泡中運動,流場發生了根本變化,即從單相流變為多相流,致使航行器的受力狀態比一般航行器復雜,描述超空泡航行器的運動將更困難。本文主要分析了航行器在超空泡流場中幾個狀態下的受力特性,介紹了與航行器相互作用的超空泡模型,分析了影響超空泡形態的因素。應用細長體理論計算航行器在超空泡狀態下的滑行力,分析影響滑行力的主要因素。通過仿真計算證明,滑行力隨航行器攻角或空化器舵角的變化是非線性的,只有在給定的角度范圍內才可以計算出其位置導數。

空化器升力隨航行器攻角或空化器舵角在一定的范圍內的變化是線性的。該計算結果使航行器受力的表達式趨于簡化,為進一步研究航行器的運動特性奠定了基礎。

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