吸噴結合式水翼水動力及空泡性能的數值分析＊

何 新 王 超 張立新 任選其

（哈爾濱工程大學船舶工程學院1） 哈爾濱 150001）（海軍工程大學船舶與海洋工程系 武漢 430033）

減少船用水翼的阻力，提高其升阻比等對于改善船用水翼的水動力性能具有重要意義.國內外研究證明在水翼表面布置吸口和噴口能改善水翼的水動力性能［1-2］.段會申等［3］結合抽吸氣轉捩控制和微吹氣湍流減阻控制的特點，運用數值模擬方法得出在同一雷諾數下，吸氣控制能使翼型總阻力減小約3%，而吸吹氣聯合控制可使翼型總阻力減小約16%，證明了吸吹氣控制技術是一種行之有效的減阻控制技術.王超等［4-5］采用粘流方法分析了前緣微吸和尾部微噴單獨作用時對水翼水動力性能影響.本文以NACA0012為參考計算原型，應用流體仿真軟件FLUENT 進行了系統地計算，分析了在船用水翼前緣布置吸口以及后緣布置噴口后，對翼型水動力性能以及空化性能的影響.

1 數值模擬方法

1.1 模型建立與網格劃分

選用NACA0012對稱翼型為計算模型，弦長c為1m，整個流域采用“C”域，劃分網格也采用“C”形全結構化網格.計算域邊界條件的設置見圖1，整個“C”形邊界為速度入口，在計算水翼的水動力性能時，右邊界為自由出口；在計算空泡性能時，右邊界為壓力出口.翼型表面為無滑移邊界條件.圖2為水翼表面吸口和噴口布置示意圖，其中：XLE=0.25m，L=0.5m，H=h=0.005m.

圖1 計算域

圖2 水翼表面吸口和噴口布置

1.2 數值求解方法

本文應用FLUENT 軟件中自帶的kε-RNG和kw-SST 2方程模型進行計算［6］，通過結果驗證選擇合適的湍流模型進行后續計算，在計算有吸口的二維水翼時，由于來流速度與吸口處流速相差很大，所以要選擇低雷諾數修正.計算選用雙精度求解器，以提高計算精度，求解方程選用二階隱式求解，壓力和速度耦合采用Simplec算法，離散化方程全部選用二階迎風格式，翼型表面滿足無滑移邊界條件.

在計算空化性能時，選用Mixture模型，由于計算易于發散，所以要將松弛因子適當調小.同時，空泡模型采用基于輸運方程的Ashok K.Singhal完整空化模型.

2 計算工況

2.1 水動力性能計算工況

參數為：吸口寬度H、吸氣源與葉型前緣沿弦長方向的距離XLE，吸水速度Uj，吸噴口在弦長方向距離為L，噴口寬度h，噴水速度Up，葉片弦長c、來流速度U∞.

為了后續結果分析的方便，對吸氣量和噴水量進行量綱一的量處理，可表示為

雷諾數計算公式為

表1 計算工況

2.2 空化性能計算工況

參數為：飽和蒸汽壓pv為3540Pa，水相和汽相的密度分別為1000和0.02558kg／m3，表面張力取值為0.0717N／m，空泡數及壓力系數表達式如下.

當雷諾數Re=3×106、攻角α=6°、空泡數σ=0.85時，分別計算了母型水翼、單吸口水翼、單噴口水翼和吸噴結合式水翼4種形式下二維水翼定常與非定常流動的空泡性能.

3 計算結果分析

3.1 湍流模型的確定

根據前面設定的工況，分別應用kω-SST 模型與kε-RNG 模型，對二維翼型的阻力系數、升力系數和俯仰力矩系數（力矩中心取在據翼型前緣1／4弦長處）進行計算，并與試驗值進行比較.

圖3 NACA0012翼型實驗值與數值模擬對比

由圖3對比可以看出，2 種湍流模型所計算得的結果精度，都還可以接受，但是kε-RNG 湍流模型對翼型失速角的預報，沒有kω-SST模型靈敏，計算所得的失速角較試驗所得的失速角偏大，而kω-SST 模型預報失速角比較精確，這是由于kω-SST 模型考慮了正交發散項，對近壁面能夠處理得很好，因此更適合于對流域減壓區的計算.通過觀察圖5 可以看出，在相同18°攻角情況下，kε-RNG 模型捕捉不到失速漩渦的生成與脫落，而kω-SST 模型能夠很好的捕捉到.所以后續計算采用kω-SST 模型進行計算.

圖4 翼型周圍速度云圖

3.2 不同開口布置形式對水翼水動力性能的影響

通過計算得出不同攻角下無吸噴、單吸水、單噴水和吸噴結合情況下阻力系數、升力系數和升阻比，如圖5所示.

圖5 不同吸噴情況下的翼型性能曲線

由圖5可以看出在單吸口位置為弦長25%時、單噴口位置為弦長75%時、吸噴口位置為25%和75%時，均能使升力系數增加，阻力系數減小，升阻比增大.且升阻比從大到小排列為吸噴結合、單噴口、單吸口和無吸噴.在翼型吸力面施加定常吸氣后，吸氣口的前后有一壓力階躍，這是由于吸口周圍的低能流體被吸入吸口內，使得吸口附近，特別是吸力面頭部的負壓絕對值有明顯的提高，而遠離吸口的吸力面尾部和壓力面上的壓力分布基本無變化，從而使翼型的升力得以提高.

3.3 不同開口布置形式下的水翼定常空泡性能分析

圖6 不同吸噴情況時的空泡體積云圖

圖6為無吸口、單吸口、單噴口，以及吸噴結合時的空泡體積分布.從圖中可以看出，當定常流動穩定后，單噴口和吸噴口的二維水翼空泡尺寸要大于有單吸口和無吸口二維水翼的空泡尺寸.其中單噴口的二維水翼空泡尺寸最大，有單吸口的二維水翼空泡尺寸最小.這是由于加上吸口，水流流入到水翼內部，部分空泡會隨著水流被吸入到吸口內，這樣就減少了空泡的尺寸，起到抑制空泡發生的作用；加上噴口后，水流從水翼內部流出，加大翼型邊界層的擾動，這將惡化翼型的空泡特性.由圖7為不同吸噴形式時上表面壓力系數曲線圖，從空泡尺寸角度分析與圖7的結論相符.綜合圖6和7可以得出，加上單吸口后的二維水翼的空泡性能得到了較明顯的改善，而加上噴口后，空泡性能有所降低.

圖7 不同吸噴形式時上表面壓力系數曲線圖

3.4 不同開口布置形式下的水翼非定常空泡性能分析

對非穩態空泡流現象的研究已成為分析空泡問題的重點［7-10］.空泡流的非穩態周期性現象表現為空泡流的低頻震蕩和大規模的空泡云脫落.空泡在各自周期內變化的形狀也不相同.對于無吸噴口的二維水翼，它的周期較短，計算時時間步長為0.0004s，一個空泡周期大約為1.08s；加上單吸口后，時間步長也取0.0004s，一個空泡周期大約為6.72s；單噴口時的一個空泡周期大約為7.72s；吸噴結合一個空泡周期大約為4.39 s.無吸噴口時空泡變化的范圍較大，空泡在每一瞬時的形狀較復雜.加上單吸口后，空泡在一個周期內變化平緩，空泡脫落過程緩慢，空泡變化范圍較小.加上單噴口后，空泡周期最長且空泡變大.吸噴結合的空泡較單噴口時周期短，且空泡的脫落過程變緩，空泡變化范圍變小.圖8為升力系數周期變化規律，從4幅曲線圖比較可看出，與空泡周期變化云圖結論相符.

圖8 不同吸氣量時的升力系數曲線圖

4 結 論

1）在翼型前緣加上吸口，在翼型后緣加上噴口和吸噴結合工況下，都可使水翼的水動力性能有所提高.

2）空泡性能改善最好的是在前緣加吸口的情況，加上吸口較好地抑制空泡變化范圍，降低空泡對水翼性能的影響.

3）三種翼型改變方式均使空泡發展周期增長，抑制了單位時間內空泡云的脫落，減少對水翼表面的剝蝕.

綜上所述，在水翼前緣加上吸口，對水動力性能和空泡性能都有改善作用；在水翼后緣加上噴口，對水動力性能有改善作用，但會降低其空泡性能；吸噴結合水翼的水動力性能最好，但其空泡性能較弱于前緣抽吸.

［1］CHEN F，CHEN H，SONG Yanping，et al.Aerodynamic performance of high-turning curved compressor cascade with boundary layer suction［J］.Journal of Harbin Institute of Technology，2007，14（3）：341-348.

［2］MENTER F R，LANGTRY R B，LIKKI S R，et al.A correlation-based transition model using local variables—part 1：model formulation［J］.ASME Journal of Turbomachinery，2006，128（3）：413-422.

［3］段會申，劉沛清，陳建中，等.二維翼型抽吸氣層流控制技術的數值研究［J］.空氣動力學報，2010，28（6）：676-682.

［4］張永坤，熊 鷹，葉金銘.水中含氣量對螺旋槳空泡噪聲影響的試驗研究［J］.武漢理工大學學報：交通科學與工程版，2009，32（4）：234-237.

［5］WANG＊Chao，HUA Jia，YU Kai，et al.Numerical investigation of water Jet efficiency improvement Mechanism about Hydrofoil［C］.The 2012International Conference on Maritime Technology，Harbin，CHINA，2012，6：132-135.

［6］王福軍.計算流體動力學分析——CFD 軟件原理與應用［M］.北京：清華大學出版社，2004.

［7］韓寶玉，熊 鷹，陳雙橋.對二維翼空化流動的數值模擬［J］.水動力學研究與進展，2009，24（6）：740-746.

［8］季 斌，洪方文，彭曉星.二維水翼局部空泡脫落特性數值分析［J］.水動力學研究與進展，2008，23（4）：412-418.

［9］黃 彪，王國玉，張 博，等.空化模型在非定常空化流動計算的應用評價與分析［J］.船舶力學，2011，15（11）：1195-1202.

［10］陳 瑛，魯傳敬，郭建紅.翼型空泡周期性流動的數值模擬及機理分析［J］.應用力學學報，2011，28（1）：1-6.