頭部噴氣航行器高速入水空泡特性數值分析

趙海瑞, 施瑤, 潘光

(1.西北工業大學 航海學院, 陜西 西安 710072; 2.無人水下運載技術工信部重點實驗室, 陜西 西安 710072)

航行器在投放過程中,常涉及到跨越氣液交界面的過程,當航行器以高速入水時,會受到巨大的沖擊載荷作用并伴隨著復雜的空泡形態,將對航行器的物理結構、內部儀器和入水彈道等造成不可忽視的影響。因此,國內外學者從理論、試驗和數值模擬方面對該問題開展了大量的研究。

入水沖擊載荷方面。理論研究多基于勢流理論開展,最早由von Karman[1]提出了近似平板理論,這成為后來很多學者研究相關問題的理論依據。但是該理論忽略了液面隆起現象的影響,之后Wagner[2]對其進行改進提出了自相似解法,得到了入水沖擊壓強峰值與速度平方成正比的結論。Pukhnachov[3]提出了匹配漸進展開法來研究非線性因素在入水問題中的影響。Chuang[4-5]對平底物體入水開展了試驗研究,發現了空氣墊的存在。陳震等[6]通過數值模擬,也得出了空氣墊在平底物體入水沖擊中具有重要作用的結論。

入水空泡方面。Logvinovich[7]基于能量守恒定律提出了空泡獨立擴張原理,能夠對空泡形態進行理論預報。Duclaux等[8]基于Besant-Rayleigh氣泡平衡理論推導了入水空泡半徑與時間的函數關系,得到了與試驗結果吻合較好的結果。Worthington等[9]最早用閃光照相機開展了球體垂直入水的試驗研究,并對其空泡形態進行了觀測和描述。Bell[10]和Maccoll[11]通過對入水空泡試驗進行觀測,總結了空泡生成和演化過程中的流動特征,并分析了空泡的形成機理。馬慶鵬等[12]通過求解雷諾時均的納維斯托克斯方程,開展了錐頭圓柱體高速垂直入水的數值模擬研究,得到了不同錐角頭型與入水彈道和空泡半徑等流場特性間的關系。

由上文可知,沖擊載荷和空泡特性是入水過程重要的研究內容,而航行器高速入水又延伸出降載方案這一重要研究內容。通過優化航行器結構外形可以降低沖擊載荷。此外，頭部噴氣形成氣墊也可降低入水載荷,潘龍等[13]開展了直徑為16.74 mm的平頭圓柱體垂直入水數值模擬研究,采用頭部直接射流的方法,延長了結構物與水面間空氣墊的作用時間,得到了噴氣可以減小入水沖擊載荷的結論。劉華坪等[14]開展了不同噴氣量和入水速度對于沖擊載荷影響的數值模擬研究,得到了增大噴氣量可增強降載效果以及入水初速增大后降載效果減弱的結論。但是頭部直接射流的方法存在一定的局限性,在航行器高速入水時需要的噴氣量過大,難以在工程實際中應用。本文設計了帶圓盤空化器的頭部噴氣裝置,通過圓盤空化器和噴氣的共同作用,使航行器在高速入水時產生包裹航行器的超空泡,延長航行器與空氣的作用時間,以減小航行器入水過程中受到的載荷,同時與直接射流法相比可大大減小噴氣量。

1 物理模型和計算方法

1.1 研究對象與數值方法

采用如圖1所示的計算模型,模型質量215 kg,質心位于距前端面2 m處,垂直入水時的轉動慣量為Ixx=131.124 kg·m2,Iyy=3.234 kg·m2,Izz=131.124 kg·m2。直徑為324 mm，總長L為3 872 mm。其中,頭部噴氣裝置長1 200 mm,前端帶圓盤空化器,圓盤空化器直徑為72 mm,在空化器后部開孔噴氣,促進超空泡的生成,開孔直徑為15 mm,為了簡化仿真模型,噴氣孔以環形代替圓孔。

圖1 計算模型示意圖

使用商業軟件Fluent 19.2開展仿真計算,采用嵌套網格方法,其中外域為結構化網格,網格數量約430萬。子域及模型采用非結構網格,并在模型表面進行加密處理,網格數量約70萬。網格如圖2所示。采用VOF(volume of fluid)多相流模型,以模擬高速入水和噴氣過程中氣液固三相耦合作用。空化模型采用Zwart-Gerber-Belamri模型,湍流模型為標準k-ε模型。壓力速度耦合方式采用Coupled算法,采用一階迎風格式對動量和能量方程進行離散。使用了六自由度動網格方法。

圖2 計算網格

1.2 數值方法準確性驗證

本文通過試驗來對數值模擬方法的可靠性進行驗證。首先根據相似理論對試驗模型進行縮比,頭部噴氣航行器入水主要包含了入水和噴氣2個過程,其中入水過程主要考慮重力、壓力和慣性力的作用,而噴氣過程為孔口射流現象,因此除幾何相似外主要考慮了弗勞德相似

(1)

為適配試驗室的空氣炮發射裝置,取縮比后的模型直徑為40 mm,質量為0.5 kg。試驗設計方案采用PU軟管通氣,考慮到通氣裝置及發射裝置的實際能力,故取入水速度為10 m/s,入水角90°,噴氣量0.98 g/s。然后使用已建立的數值方法開展了同一初始條件下的數值模擬,如圖3所示,得到了2.31 ms時刻的仿真空泡圖和同一入水深度下的試驗空泡形態。由空泡疊加圖可知,空泡曲線基本相吻合,空泡直徑在入水深度-25 mm處存在較大差值,經計算,該位置處的相對誤差為5.1%。因此,本文采用的數值方法可以較好地模擬頭部噴氣航行器的入水過程。

圖3 空泡對比圖

2 噴氣量對入水空泡的影響

首先研究了噴氣量對于頭部噴氣航行器入水空泡的影響,其中入水角為90°,入水速度200 m/s。圖4為不噴氣時航行器在該初始條件下不同時刻的入水空泡形態演變圖。在入水初期,空泡為近似錐形,隨著入水深度的增加,液面處逐漸收縮并隆起,靠近液面處逐漸出現明顯的紡錘形,空泡中部受到水的擠壓逐漸收縮。航行器主體前端在入水初期便出現明顯的觸水現象,隨著入水深度的增加,觸水面積逐漸增大。

圖5為噴氣量4 kg/s時航行器的入水空泡形狀演變圖。由圖可見，空泡形態和變化趨勢基本與不噴氣時相同。對比不噴氣時的情況,噴出的氣體促進了入水超空泡的生成,航行器主體在入水過程中沒有觸水,從側面說明,噴氣可以降低入水過程中的沖擊載荷。

圖4 噴氣量0 kg/s時空泡形狀演變圖 圖5 噴氣量4 kg/s時空泡形狀演變圖

圖6為不同噴氣量下的入水空泡疊加圖,其中噴氣量分別為0,2,4,8和16 kg/s。在入水初期,航行器撞水和開空泡的階段,航行器前端空化器起主要作用,入水空泡基本重合,空泡最大直徑位于水面處。隨著入水深度的增加,噴氣的作用逐漸顯現,空泡直徑隨噴氣量增大而增大,且在液面以下靠近液面處空泡直徑最大。

圖6 不同時段、不同噴氣量下空泡形態對比

本文在航行器不同位置布置了壓力監測點，如圖7所示。其中監測點1～3位于圓盤空化器前端面,監測點4,5位于噴氣孔兩側,監測點6位于頭部噴氣裝置末端,監測點7位于鰭舵上。通過對比各監測點的壓強,得到入水過程中航行器的壓強分布及變化。

圖7 壓力監測點位置圖

如圖8所示,以噴氣量4 kg/s時不同監測點的壓強變化曲線為例。觀察曲線并分析可知,航行器垂直入水過程中,由于空化器前端面持續與水接觸,位于空化器前端面的監測點1～3的壓強較大,并在入水瞬間達到峰值,后迅速下降,最終緩慢下行,峰值脈寬短。監測點4～6處于超空泡中,壓強小,曲線無明顯波動。隨著入水深度的增加,鰭舵逐漸觸水,位于鰭舵處的監測點7壓強曲線在30 ms左右開始上升,并在一段時間后趨于平緩。綜合比較得出,入水過程中沖擊壓強最大區域位于空化器前端面的圓域內,航行器主體處于超空泡包裹中,沖擊壓強對其影響較小。

圖8 不同監測點壓強對比(噴氣量4 kg/s)

由上文可知,航行器入水過程中只有監測點1,2,3和7有明顯的壓強變化,因此下面將分別對比不同噴氣量下監測點1,2,3和7壓強曲線的變化,分析噴氣量的改變對于航行器所受沖擊壓強的影響。

圖9為不同噴氣量下監測點1～3的壓強變化曲線,可以發現在入水初期的開空泡階段,空化器起主要作用,因此不同噴氣量下壓強峰值基本相同,隨著入水深度的增加,不同噴氣量的差異性開始顯現,監測點壓強隨噴氣量增大而減小,說明增大噴氣量可減小航行器入水過程中受到的沖擊載荷。

圖9 不同噴氣量下監測點1,2和3壓強對比

圖10為鰭舵處監測點7的壓強峰值隨噴氣量的變化曲線。觀察曲線可推測得到,噴氣量的增加促進了入水超空泡的生成,使鰭舵觸水面積減小,壓強峰值降低,減小了入水過程中航行器受到的載荷。

圖10 不同噴氣量下監測點7壓強峰值對比

3 初始速度對入水空泡的影響

本文同時研究了不同入水速度對于頭部噴氣航行器入水空泡的影響,其中入水角為90°,噴氣量為4 kg/s,入水速度為50～300 m/s。

圖11為同一入水深度下,不同入水速度的空泡形態疊加圖,其中L為航行器總長。觀察空泡形態可得,入水深度為0.2L和1.2L時,不同入水速度下空泡形態基本相同。隨著入水深度的增加,空泡形態出現較大差異,入水速度為50和100 m/s,在入水深度為2.2L時空泡中部出現明顯的收縮段,在入水深度3.5L時可觀察到明顯的空泡深閉合現象;入水速度為150和200 m/s,在入水深度3.5L時空泡中部才逐漸出現收縮現象;入水速度為250和300 m/s時,入水深度達到3.5L而空泡整體還在繼續擴張。

圖11 不同入水速度下空泡形態對比

在入水深度3.5L的范圍內,隨著入水深度的增加,空泡直徑持續增大;對比同一入水深度下不同入水速度的空泡直徑可知,空泡直徑隨入水速度增大而增大。

在入水深度3.5倍彈長、入水速度100 m/s 以下時可觀測到空泡深閉合現象,因此下面將以100 m/s 為典型工況,分析噴氣對于入水過程中航行器速度、加速度、受到的載荷及空泡的影響。

圖12為入水速度100 m/s時噴氣與不噴氣的航行器速度、加速度和壓強云圖對比。不噴氣時,速度曲線在40 ms左右出現明顯突變,對應了加速度曲線中該時刻迅速升高的趨勢。對比49.5 ms時刻的壓力云圖,發現不噴氣時,在航行器頭部噴氣裝置末端出現高壓區,說明此時航行器主體已經觸水,空泡已在航行器前端閉合,后續也不會出現空泡深閉合現象。而噴氣促進了入水超空泡的生成,持續噴出的氣體將航行器主體與水隔開,并在入水后期產生深閉合的空泡,伴隨航行器繼續前進。49.5 ms后噴氣的加速度值小于不噴氣時的數值。證明了噴氣可以有效減小入水過程中受到的載荷。

圖12 入水初速100 m/s下噴氣量為0和4 kg/s時航行器速度、加速度和壓強云圖對比

4 入水角度對入水空泡的影響

本文同時研究了不同入水角度對于頭部噴氣航行器入水空泡的影響,其中入水速度100 m/s,噴氣量4 kg/s,入水角度為60°～90°。

圖13為入水角60°時的入水空泡演變過程。如圖所示,在入水初期,空泡為近似斜錐形,液面出現隆起現象,隨入水深度增加,空泡流中部開始收縮,在約110 ms左右產生空泡深閉合,空泡分成上下兩部分,上層近水面空泡為近似紡錘形,在噴氣作用下,航行器攜帶下層空泡繼續向下運動,在水壓作用下這部分空泡長度和直徑逐漸減小。整個過程中空泡呈現明顯的不對稱性,背水側液面隆起程度大于迎水側。產生空泡深閉合后,上層近水面空泡的背水側空泡膨脹大于迎水側。在128.7 ms左右,航行器前端迎水面觸水,航行器受力抬頭,168.3 ms左右,航行器前端背水面觸水,航行器受力低頭,使航行器入水彈道發生偏移。

圖13 入水角60°時空泡形狀演變圖

圖14為不同入水角度下的空泡形態對比。由圖可知,空泡最大直徑隨入水角增大而減小,斜入水時空泡呈現非對稱性,且不對稱程度隨入水角減小而增大。在入水初期,90°的空泡長度最大,斜入水空泡長度接近。隨入水深度的增加,斜入水空泡長度逐漸增大,且空泡長度隨入水角減小而增大。

圖14 不同入水角度下空泡形態對比

5 結 論

本文采用數值模擬方法研究了加裝頭部噴氣裝置的航行器在高速入水過程中的空泡特性。得到的結論如下:

1) 加裝頭部噴氣裝置后,空泡形態由入水初期的錐形逐漸變化為紡錘形,并可觀察到明顯的液面隆起和中段收縮現象。

2) 航行器撞水和開空泡的階段,空化器起主要作用,入水空泡基本重合,沖擊壓強峰值基本相同,隨著入水深度的增加,空泡直徑隨噴氣量而增大,且噴氣促進了入水超空泡的生成,減小了航行器觸水面積,降低了入水過程中的沖擊載荷。

3) 航行器以不同初速垂直入水時,入水初期,空泡形態基本相同,隨著入水深度增加,空泡形態出現明顯差異,其中入水速度100 m/s以下時可觀察到空泡深閉合現象。

4) 航行器斜入水時,空泡呈現明顯的不對稱性。當產生空泡深閉合后,航行器出現局部觸水現象并在受力作用下發生彈道偏移。

5) 對比不同入水角下的空泡形態,空泡最大直徑與斜入水時的不對稱程度隨入水角增大而減小,在入水初期,90°的空泡長度最大,斜入水空泡長度接近。隨著入水深度的增加,斜入水的空泡長度逐漸增大,且空泡長度隨入水角增大而減小。

本文所得的相關結論,可為航行器高速入水緩沖降載相關研究提供參考。