加筋結構對V 型網板水動力性能的影響研究

張懷志，初文華，尹純晴，5，員 慶，葉旭昌，葉 謙

（1.上海海洋大學海洋科學學院，上海 201306；2.國家遠洋漁業工程技術研究中心，上海 201306；3.上海海洋大學海洋科學與技術實驗教學示范中心，上海 201306；4.臺州學院，浙江臺州 318000；5.上海海洋可再生能源工程技術研究中心，上海 201306）

網板作為拖網漁具的重要屬具，其水動力性能對拖網漁具的可操作性和漁獲效率均有十分重要的影響［1］。長期以來，國內外學者對網板的力學性能開展了一系列理論與實驗研究［2-11］，力求研發出擴張效率更高、作業更穩定的拖網網板。V型網板自20世紀70年代問世以來，一直是拖網漁業中常用的類型，具有結構簡單、操作方便、穩定性好等優點，在底拖網漁業中得到廣泛應用［12-15］。多年來，為了研究V型網板水動力性能的優化設計方案，國內外學者開展了一系列研究：XU等［16］對不同折角和展弦比的V型網板進行了數值模擬與水槽試驗；馮森和陳連源［17］利用風洞實驗對各種規格的V型網板在不同沖角情況下的升、阻力系數和力矩系數及壓力中心位置系數進行了測量；李崇聰［18］利用CFD方法研究了3種展弦比的V型網板水動力性能，并提出結構改進建議；王明彥等［19］利用風洞實驗研究了立式曲面V型網板的水動力性能影響參數；徐寶生等［20］對矩形V型曲面網板與V型網板進行了作業性能及生產效果的對比試驗；XU等［21］基于數值模擬研究了矩形網板的水動力性能及作業水層的影響；WANG等［22］利用風洞實驗測量了風速28 m·s-1下3種不同形狀網板（菱形、左梯形和等腰梯形）的水動力性能。本文以我國近海拖網漁船配置的加筋V型網板為研究對象，利用數值模擬的方法，通過與傳統無筋V型網板的水動力性能對比分析，研究加強筋對V型網板水動力性能的影響機理，并通過開展動水槽試驗對數值計算結果的有效性進行驗證。前述研究內容也為本文數值模擬時的參數設定及水槽實驗設計提供了重要參考依據。

近年來，為提高V型網板的結構強度與穩定性，設計時會在傳統結構基礎上增設幾條加強筋（通常為3條）。從流體力學角度分析，背面增設加強筋必然會改變網板背流面的流場分布，進而對V型網板的水動力性能產生影響，而這一點在前人的研究工作中從未提及。為此本文針對背面增設3條加強筋的V型網板結構建立三維數值模型，采用計算流體力學（CFD）軟件對其水動力性能進行計算分析，并通過與傳統無筋V型網板水動力性能的對比，研究加強筋對V型網板水動力性能的影響機理。在此基礎上，通過改變展弦比、板面折角等設計參數，研究其對加筋V型網板水動力性能的影響規律，旨在為新型V型網板的結構優化設計提供參考。

1 材料與方法

1.1 數值模擬方法

本文研究的加筋V型網板背面有3條加強筋及兩條側筋，多應用于底層蝦拖網漁業中。與前人研究［16］傳統V型網板水動力性能時采用的簡化模型不同，本文在對中國近海拖網漁船所配置的實物網板（如圖1-A所示）進行測量的基礎上，采用三維繪圖軟件Solidworks進行1∶1建模，如圖1-B所示，翼弦b＝1 700 mm，翼展l＝1 120 mm，板面折角d（dihedral angle）＝160°，展弦比λ＝0.65。圖1-C為相同尺寸的無筋V型網板數值模型。

加筋V型網板水動力性能參數與傳統網板水動力性能參數相同，主要為升力系數Cl，阻力系數Cd，升阻比K，展弦比λ，沖角α，折角d，雷諾數Re，具體定義如下：

式（1）～式（5）中，l為翼展（m）；S為網板法向上的投影面積（m2）；v為來流速度（m·s-1）；ρ為流體密度（kg·m-3）；b為網板弦長（m）；μ為流體動力粘度（kg·m-1·s-1）；Fd為網板阻力（N）；Fl為網板升力（N）；Cl為升力系數；Cd為阻力系數。

基于上述三維結構模型，本文采用美國ANSYS公司開發的計算流體力學（CFD）軟件ANYSIS15.0對加筋V型網板結構周圍流場進行網格劃分，如圖2所示。整個流場采用四面體網格（非結構網格）進行計算。湍流模型選擇RNGk-ε模型［23］。上游入口處設定為速度入口邊界（velocity inlet），方向沿X軸正向的均勻流，湍流強度設定為5%，湍流強度比設定為3［16，24-26］，下游出口設定為完全發展自由出流邊界（pressure outlet），網板結構表面及計算域邊界設定為不可滑移壁面（no slip wall）。流場區域長a＝10 m、寬b＝5 m、高c＝5 m，網板前緣距入口0.5 m，網板中心軸距兩側壁面2.5 m。為提高計算精度，網板邊界處網格設置沿網板表面膨脹5層，增長率為1.2。

圖2 加筋V型網板水動力性能計算模型計算域Fig.2 Computational domain of hydrodynamic performance calculation model for stiffened V-shaped otter board

1.2 計算工況設置

傳統V型網板在工作沖角為40°左右時，升力系數達到最大值（1.2～1.5），最佳升阻比出現在10°～15°沖角［16］。此外，展弦比λ和板面折角d是影響其水動力性能的主要結構參數［16］。而對于加筋V型網板結構，大尺度加強筋的增設必然改變網板附近流場分布，進而對其水動力性能產生影響。為了深入探究V型網板加筋后的水動力性能變化情況及不同設計參數對其水動力性能的影響規律，本文設置了如下5組計算工況。

1）為分析加強筋結構對V型網板水動力性能的影響，分別選取相同板面折角（d＝160°）與相同展弦比（λ＝0.65）的加筋V型網板與無筋V型網板建立三維數值模型，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能。

2）為分析加強筋分布對V型網板水動力性能的影響，在基本模型基礎上將加強筋間距分別設置為230 mm、330 mm、430 mm、530 mm（基本模型）、630 mm，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能。

3）為分析加強筋尺寸對V型網板水動力性能的影響，在基本模型基礎上將加強筋寬度分別設置為78 mm（基本模型）、88 mm、98 mm，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能。

4）為分析展弦比λ對加筋V型網板水動力性能的影響，在固定流速（v＝1 m· s-1）、固定板面折角（d＝160°）下，將展弦比分別設計為0.55、0.60、0.65、0.70、0.75、0.80，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能，并與相同工況下的傳統無筋V型網板計算結果進行對比分析。

5）為分析板面折角d對加筋V型網板水動力性能的影響，在固定流速（v＝1 m· s-1）、固定展弦比（λ＝0.65）下，將加筋V型網板的板面折角分為設計為175°、170°、165°、160°、155°、150°，計算分析其在不同沖角（α＝0°～50°）下的水動力性能，并與相同工況下的傳統無筋V型網板計算結果進行對比分析。

1.3 模型實驗方法

為驗證數值計算結果的有效性，本文以5∶1的尺度比設計開展了加筋V型網板水動力性能水槽模型實驗。實驗在上海海洋大學循環動水槽中進行，實驗段長10.0 m，寬3.0 m，深2.0 m。水槽的流速調節范圍為0～1.4 m·s-1，配備水槽流速檢測儀器和一個六分力傳感器（范圍0～500 N，準確度0.1%）。模型試驗設計如圖3所示，網板固定在六分力傳感器末端，由長度為0.5 m的金屬桿連接，距水槽入口4 m。實驗水深0.61 m，水溫t＝21.0℃，2021年7月12日進行測試。實驗中將流速設置為0.60 m·s-1，分別測得加筋V型網板在不同沖角（α＝0°～70°）時X、Y、Z 3個方向的受力情況。

圖3 網板動水槽實驗Fig.3 Experimental and schematic diagram of flume tank with otter board

2 結果與分析

2.1 數值模擬與水槽實測結果對比驗證

為驗證數值模型的有效性，本文在1.3節中的實驗設計基礎上利用動水槽開展了加筋V型網板的水動力性能測試，同時采用數值模擬方法建立相同尺度的網板模型進行水動力性能計算，并將二者的結果進行對比，如圖4所示。

圖4 加筋V型網板水動力性能數值模擬與實驗結果對比Fig.4 Comparison between numerical simulation and experimental results of hydrodynamic performance of stiffened V-shaped otter board

圖4-A給出了網板的升／阻力系數曲線對比，從圖4中可以看出，本文所建立的數值模型計算得到的升／阻力系數曲線形狀與水槽實驗結果吻合較好，最大升力系數均出現在40°沖角，最大升力系數實驗值為1.407，計算值為1.076，升力系數相對誤差在13.5%～27.5%，平均相對誤差為24.8%。小沖角時網板升、阻力系數計算值與實驗值較為接近，而二者的差距隨沖角的增加逐漸增大，阻力系數相對誤差在7.0%～20.5%，平均相對誤差為16.8%。數值模擬得到的阻力系數曲線在大沖角時與模型實驗結果誤差有所增加，經過分析后認為是數值模擬時忽略網板表面摩擦力導致，同時水槽模型實驗中模型網板與六分力傳感器之間通過連接桿連接固定，實驗中未考慮連接桿對實驗結果的影響。

網板的升阻比曲線對比如圖4-B所示，數值計算得到的升阻比曲線形狀與數值均與水槽實驗結果有較高的契合度，在大沖角（30°～70°）時二者幾乎重合，小沖角時差距較大，平均相對誤差為9.0%。

對比數值模擬結果與水槽實驗結果，本文所建立的數值模型可以較為準確地計算得出加筋V型網板在不同工況下的水動力性能，數值計算結果在誤差允許范圍內，有效性較高。

2.2 加筋結構對V型網板水動力性能的影響分析

2.2.1 加筋V型網板與傳統V型網板水動力性能對比分析

圖5給出了加筋V型網板（基本模型）與傳統V型網板（無筋網板）在相同來流下的升／阻力系數對比曲線。從圖5中可以看出，增設幾條較大尺度的加強筋后，V型網板的升／阻力系數隨沖角的變化趨勢基本未受影響，最大升力系數為1.2，出現在沖角為40°左右。但在大沖角時（40°以上），加強筋結構對V型網板水動力性能的影響逐漸明顯，升力系數與阻力系數相對傳統無筋網板均出現較為顯著的下降趨勢。

圖5 加筋V型網板與無筋V型網板升／阻力系數對比Fig.5 Comparison of lift and drag coefficients between stiffened and unstiffened V-shaped otter board

圖6給出了加筋V型網板與傳統V型網板在相同來流下的升阻比對比曲線，相比于升／阻力系數，加強筋的存在對V型網板升阻比的影響則更為顯著。從圖6中可以看出，增設加強筋后，V型網板的最大升阻比從4.8降至3.4，最佳工作性能明顯降低，但最佳工作沖角依然保持在10°左右。隨著工作沖角的增加，加強筋對V型網板升阻比的影響逐漸減小，當沖角超過20°，影響低于1%。

圖6 加筋V型網板與無筋V型網板升阻比對比Fig.6 Comparison of lift to drag ratio between stiffened and unstiffened V-shaped otter board

為進一步分析加強筋的存在對V型網板水動力性能產生上述影響規律的原因，圖7給出了不同工作沖角下加筋V型網板與傳統V型網板中間截面附近流場分布。

圖7 不同沖角下加筋V型網板與無筋V型網板中間截面附近流場分布Fig.7 Flow field distribution near the middle section of stiffend and unstiffened V-shaped otter board at different attack angles

從圖7的對比中可以看出，加強筋的存在明顯改變了網板背流面的流場分布情況。在小沖角時，相對于傳統的無筋V型網板，加筋V型網板的背流面流動更為復雜混亂，漩渦數量增多，尾流區加長，邊界層分離點也更為提前。隨著沖角的增加，網板繞流的邊界效應更為明顯，邊界層分離點逐漸向網板前端移動，此時加筋V型網板與無筋V型網板的背流面均形成大面積渦流區，加強筋的影響則變得不再明顯。網板迎流面壓力較高，高壓區主要分布在網板第一條加強筋前端，低壓區主要分布在網板背面，而在加筋V型網板3條加強筋附近還存在較為明顯的低壓區。從網板中部附近的壓力值看，相對于傳統的無筋V型網板，加筋V型網板在大沖角時的迎流面與背流面壓力差有所降低，由此導致圖5中加筋V型網板升力系數相較傳統的無筋V型網板在大沖角（40°以上）時下降的現象。

2.2.2 加強筋分布對V型網板水動力性能的影響

為進一步分析加強筋的分布情況對V型網板水動力性能的影響規律，本文計算了不同加強筋間距的V型網板升阻比曲線，如圖8所示，每條曲線為一個加強筋的間距，其中基本模型的間距為530 mm。

圖8 不同加強筋間距加筋V型網板水動力性能對比Fig.8 Comparison of hydrodynamic performance of V-type otter board with different stiffener spaces

從圖8中可以看出，當加強筋間距較小（230 mm～430 mm）時，其主要集中分布于網板中部，對網板背流面的流場分布影響較小，因此加強筋分布間距的改變對V型網板升阻比的影響不明顯。而隨著加強筋間距逐漸增大，網板背流面流場變化逐漸顯著，此時加筋V型網板的升阻比出現明顯降低，當間距為630 mm時最大升阻比降為3.24。由此可知，在進行加筋V型網板結構設計時，加強筋需盡可能靠近網板中部布置，且筋的間距不宜過大，否則會對網板的水動力性能產生較為明顯的降低。

2.2.3 加強筋尺寸對V型網板水動力性能的影響

從結構力學角度看，增大加強筋尺寸對V型網板的結構強度以及穩定性均有較大提高，但由此引起的網板水動力性能變化是否有益尚待探究。為此，本文計算了3種不同加強筋寬度的加筋V型網板升阻比曲線，如圖9所示，每條曲線為一個加強筋的寬度，其中基本模型的加強筋寬度為88 mm。

圖9 不同加強筋寬度加筋V型網板水動力性能對比Fig.9 Effect of different stiffener widths on hydrodynamic performance of stiffened V-shaped otter board

從圖9中可以看出，隨著加強筋寬度的增大，V型網板的升阻比曲線形狀保持穩定，最佳沖角依然保持在10°左右，最大升阻比隨加強筋尺度的增大略有降低。由此可知，在一定范圍內，加強筋尺度的增加不會引起加筋V型網板水動力性能的顯著變化，同時又可以在一定程度上提高網板的結構強度與穩定性，因此在加筋V型網板設計過程中，可以考慮適當增加加強筋的尺寸以提高網板的綜合性能。

2.3 不同設計參數對加筋V型網板水動力的影響

2.3.1 展弦比對加筋V型網板水動力性能的影響

對于傳統的無筋V型網板，增加展弦比可以在一定程度上提高網板的最大升阻比［17-19］。從2.2節的分析中不難看出，加強筋的存在對V型網板的水動力性能產生了不可忽略的影響。在此情況下，展弦比的增加是否依然能夠提高網板的水動力性能需要進一步探究。為此，本文計算了不同展弦比的加筋V型網板在不同沖角下的升力系數與升阻比，分別如圖10、圖11所示。

圖10 不同展弦比的加筋V型網板升力系數曲線Fig.10 Lift coefficient curve of stiffened V-shaped otter board with different aspect ratios

從圖10中可以看出，不同展弦比的加筋V型網板，升力系數均隨沖角的增加呈先增后減的變化趨勢，且在沖角30°～40°達到最大。在大沖角時（30°以上），升力系數隨展弦比的增加呈明顯的先增后減趨勢。圖11顯示，對于加筋V型網板，展弦比的改變對最大升阻比出現的沖角（10°左右）并未產生影響，同時與傳統V型網板類似，最大升阻比亦隨展弦比的增加逐漸增大。

為了進一步分析展弦比對加筋V型網板水動力性能的影響機理，圖12給出了不同展弦比的加筋V型網板在最佳沖角（α＝10°）下不同位置（網板中部x＝0、網板上部x＝0.35和網板下部x＝-0.35）附近的流場分布情況。

從圖12中可以看出，展弦比的改變對加筋V型網板附近流場分布的影響主要體現在網板中部截面，該截面上網板背流面的漩渦主要產生于加強筋附近，順水流方向的第三條加強筋附近漩渦面積最大，第二條加強筋背面漩渦較小。分析產生這一現象的主要原因為，在改變加筋V型網板的展弦比時，為保證網板結構比例完整，加強筋結構也會隨之進行調整。網板中部截面附近加強筋尺寸最大，因此其結構尺寸的改變對流場產生的影響也更為明顯，而靠近網板上部和下部截面附近，加強筋尺寸較小，其對該位置附近流場的影響也顯著減小。從流場分布圖的壓力分布看，不同展弦比的加筋V型網板迎流面高壓區面積大小相近，迎流面與背流面壓力差同樣相近。

圖12 不同展弦比的加筋V型網板在最佳沖角下不同位置附近的流場分布Fig.12 Flow field distribution of different positions of stiffened V-shaped otter board with different aspect ratios under the optimum attack angle

2.3.2 板面折角對加筋V型網板水動力性能的影響

為探究板面折角對加筋V型網板水動力性能的影響情況，圖13給出了不同板面折角的加筋V型網板在沖角α＝10°時不同位置（網板中部x＝0、網板上部x＝0.35和網板下部x＝-0.35）附近的流場分布情況。

從圖13中可以看出，板面折角較小時，加筋V型網板中部截面（x＝0）附近有明顯的渦流出現，而當板面折角增大到175°時，網板背流面渦流消失。分析產生這一現象的原因，改變加筋V型網板的板面折角時，為保證網板的結構比例完整，加強筋結構會隨之進行調整。隨著板面折角的增加，網板中部附近加強筋的寬度逐漸減小，因此對網板背流面的流場影響也逐漸減小。從圖13流場分布圖中的壓力分布可以看出，板面折角的變化對加筋V型網板的迎流面與背流面壓力值改變較不明顯。

圖13 不同板面折角的加筋V型網板在沖角α＝10°時不同位置附近的流場分布Fig.13 Flow field distribution of different positions of stiffened V-shaped otter board with different dihedral angles at 10°attack angle

圖14進一步給出了不同板面折角的加筋V型網板升阻比曲線。從圖14中可以看出，板面折角的改變對最佳沖角的影響不明顯（10°左右），但最大升阻比隨板面折角的增加而逐漸增大。為進一步分析最大升阻比隨板面折角的變化規律，圖15給出了加筋V型網板的最大升阻比隨板面折角的變化情況。板面折角較小時（160°以下），最大升阻比變化趨勢不明顯，但隨著板面折角的進一步增大，加筋V型網板的最大升阻比呈現出明顯的上升趨勢。分析產生這一現象的主要原因，隨著板面折角的增加，加筋V型網板的迎流面積逐漸增大，在流固耦合作用下，網板升力顯著增加；同時，網板中部附近加強筋寬度隨板面折角的增加逐漸減小，對網板背流面的流場影響也逐漸減小，因此在一定程度上降低了網板阻力。在兩者共同作用下，加筋V型網板的最大升阻比呈現出隨板面折角的增加逐漸 增大的趨勢。

圖14 不同板面折角的加筋V型網板升阻比曲線Fig.14 Lift-to-drag ratio of stiffened V-shaped otter board with different dihedral angles

圖15 加筋V型網板最大升阻比隨板面折角的變化Fig.15 The maximum lift to drag ratios of stiffened V-shaped otter board with variations of dihedral angles

3 小結

網板的水動力性能是網板結構設計與優化的關鍵，本文對加筋V型網板水動力性能開展數值計算，在此基礎上分析展弦比、板面折角、加強筋分布等結構參數對網板水動力性能的影響規律，得出的主要結論如下：

1）V型網板增設幾條大尺度加強筋后，在結構強度與穩定性增加的同時，亦引起了網板在水中工作時周圍流場分布的改變。相對于傳統的無筋V型網板，加筋V型網板的背流面流動更為復雜混亂，漩渦數量增加。在小沖角時，網板升／阻力系數與無筋V型網板相比差距不大。而在大沖角（40°以上）時，加筋網板升／阻力系數出現顯著下降。此外，加強筋的存在較為明顯地降低了V型網板在最佳工作沖角（10°左右）下的升阻比，對其工作性能產生了較為顯著的不利影響。

2）加強筋間距較小（小于430 mm）時對網板水動力性能的影響較小，而大間距時則會引起加筋V型網板最大升阻比的顯著降低；加強筋尺寸的增加也會一定程度上降低網板的升阻比，但降低幅度較不明顯。因此，在進行加筋V型網板結構設計時，加強筋需盡可能靠近網板中部布置，且筋的間距不宜過大，同時可以考慮適當增加加強筋的寬度，從而實現在保證較高的水動力性能的前提下進一步提高網板的結構強度與穩定性。

3）增設加強筋并不會改變V型網板最大升阻比隨展弦比的增加而逐漸增大的趨勢，但加筋結構會在一定程度上降低V型網板的最大升阻比，各展弦比下加筋V型網板的最大升阻比平均降低1.2左右。因此，對于加筋V型網板，增加展弦比依然可作為提高其工作效率的一種有效結構改進方案，但需要注意的是，在改變網板展弦比時，需要保證網板各部分結構比例的完整性，各條加強筋的尺寸也要隨之作出相應的修改。

4）加筋V型網板的最大升阻比隨板面折角的增加呈增大趨勢，進而可以提高其工作效率，但在改變網板板面折角時，各條加強筋的尺寸需隨之作出相應的修改。此外，隨板面折角增大，加強筋的高度會因結構的改變而逐漸減小，此時其對網板背流面流場分布的影響亦逐漸減小，因此會在一定程度上進一步提高加筋V型網板的水動力性能。

綜上所述，減小加強筋的間距與尺寸、增大展弦比、減小板面折角等優化方案均可以提高加筋V型網板的水動力性能。從實際工作環境考慮，V型網板為底拖網網板，工作時位于海底，不方便隨時調整其姿態，因此需有良好的穩定性與足夠的結構強度［27］。加筋V型網板的穩定性與其展弦比和板面折角負相關，而結構強度與加強筋的間距與尺寸亦有密切關系［28-29］，因此在對加筋V型網板進行結構設計時需在綜合考慮以上多種因素基礎上對其進行改進與優化。