跨介質航行器出入水連續彈道試驗與仿真

劉喜燕, 袁緒龍, 羅凱, 魯娜

(西北工業大學 航海學院, 陜西 西安 710072)

0 引言

跨介質航行器是融合空中飛行器高速遠程優勢和基于超空泡減阻技術發展的水下高速航行器隱蔽毀傷優勢而提出的一種跨水空兩棲新概念航行器[1],它具有空氣、水兩種介質環境巡航并自由跨越水-氣界面的能力,以此能夠提升武器裝備的多任務和高效突防打擊等能力。在反復出入水末端突防彈道設計中,入水-轉平-出水彈道的設計和實現是關鍵技術和難點所在。在該段彈道中,彈體經歷入水沖擊、空泡形成、發展和潰滅,作用在航行器上的流體動力[2]具有非定常性和不確定性,給動力學建模與控制系統設計帶來巨大挑戰。

步驟5 使用PI算子依次判斷各棲息地，隨機產生Kim，Kim∈{1,2,3}，若rand<λj,kim成立，則該棲息地選為遷入棲息地；依次判斷各棲息地，隨機產生kem，kem∈{1,2,3}，若rand> <μj,kem成立，則該棲息地選為遷出棲息地；依次判斷遷出棲息地的若rand>μj,kem成立，則該棲息地選為遷出棲息地；依次判斷遷出棲息地的若randλj,kim成立，則該棲息地選為遷入棲息地；依次判斷各棲息地，隨機產生kem，kem∈{1,2,3}，若rand

在入水過程及彈道偏轉研究方面,Truscott[3]通過設計小角度(5°～15°)入水試驗工況,研究了不同長細比、彈體頭型對入水穩定性的影響,結果表明大長細比、鈍頭頭型能夠提高入水穩定性。Kirschner等[4]借鑒超空泡射彈自由飛行試驗獲得的空泡形態和尾拍特性,總結提出了采用預置舵角的方法可實現航行器機動轉彎。袁緒龍等[5]采用計算流體力學(CFD)方法對預置舵角超空泡航行器入水過程進行了數值模擬研究,結果表明隨著舵角增大,超空泡航行器彈道轉平能力增強。王云等[6]通過高速入水試驗獲得了4種頭型的彈道曲線,結果表明橢圓斜截頭彈體更容易產生出水的彎曲彈道。李永利等[7]對跨介質航行器小角度入水跳彈現象進行研究,獲得了發生跳彈現象航行器結構特征以及浸水運動機理。時素果等[8]通過試驗研究了不同預置舵角下航行器在水平面機動轉彎過程中的彈道特性,結果表明預置舵角能夠控制實現航行器水平機動轉彎。華揚等[9]采用高速攝像方法,對非對稱頭型入水空泡發展與入水彈道變化特性進行試驗研究,結果表明切角頭型使得模型頭部受到流體的橫向偏轉力矩作用,從而使得模型彈道發生偏轉。

在出入水載荷特性及彈道穩定性研究方面,袁緒龍等[10]通過建立跨介質航行器高速入水多相流場與彈道耦合仿真模型,對預置舵角航行器入水載荷特性進行研究,結果表明預置舵角使得法向過載達到軸向過載的2.7倍。盧丙舉等[11]研究了超空泡航行器高速入水過程沖擊過載問題,結果表明通氣可以有效地降低軸向過載。趙海瑞等[12]通過對頭部噴氣航行器高速入水空泡特性進行數值研究,發現噴氣可促使入水超空泡的生成,且能有效降低沖擊載荷。現階段對出水問題的研究大都集中在航行器低速出水空泡潰滅問題[13-16],研究均表明航行器出水過程中空泡潰滅對其結構與姿態有較大影響。May[17]開展了航行器入水試驗研究,發現了超空泡航行器尾拍現象,對尾拍運動對彈道穩定性影響規律進行了總結。曹偉等[18]建立縱平面簡化運動方程,對空化數實時變化的自然超泡航行器彈道穩定性進行了研究,并與人工通氣情況進行對比,結果表明通氣超空泡更有利于維持航行器姿態的穩定。陳誠等[19]開展了通氣對超空泡航行器自由運動過程的彈道特性試驗研究,結果表明采用通氣方式能夠提高航行器運動的穩定性。

綜上所述,目前針對跨介質航行器的研究工作主要集中在出水或入水過程中的流場、彈道及載荷等方面,田北晨等[20]針對跨介質飛行器開展了近水面觸水滑跳運動特性研究,而在跨介質航行器入水再出水連續彈道的研究方面仍處于初步研究階段。

本文設計一種跨介質航行器試驗模型,搭建高速入水試驗平臺,通過在模型內部安裝測量系統記錄模型運動參數,利用高速攝像機記錄典型空泡形態,實現跨介質航行器入水再出水全過程試驗,并對試驗過程進行數值模擬,所得研究結果可以為跨介質航行器總體方案設計提供參考。

藜麥購買于沽源縣天然園農場；辛/癸酸甘油酯（MCT），印度尼西亞Britz Networks Sdn. Bhd.；尼羅紅，阿拉丁試劑有限公司，其它化學試劑均為國產分析純，實驗所用水為二級蒸餾水。

時鐘撥回到1998年，從事捕撈32年的千島湖捕撈隊隊長葉志清清晰地記得，那一年的捕魚特別不順利，全年只打到30多萬kg魚，遠少于上一年的150多萬kg。與此同時，他在許多水域還發現一個奇怪現象：曾經無比純凈的千島湖水面，漂浮著一層藍、綠色的藻類，路過還能聞到輕微異味。按照專業的說法，這就叫“水華”。隨后的1999年，葉志清也遇到了同樣的情況。

1 連續出入水試驗

1.1 試驗方案

圖1給出了跨介質航行器連續出入水彈道試驗方案示意圖。通過試驗模型內置測試單元模塊與高速攝像相結合的方式實現空泡形態與運動姿態的測量。為實現航行器彈道的入水-轉平-出水過程,設計一種超空泡航行器試驗模型,如圖2所示,其基本原理為基于通氣超空泡技術實現水中減阻,采用預置舵角為航行器提供抬頭升力。

對“空氣質量問題”的教學設計方案及部分模擬教學視頻的分析表明，盡管不同職前教師的教學認知具有差異性，但從中可以辨認出能夠刻畫職前教師群體認知特點的、能反映其教學方法認知的教學“模式”．

由于建筑物的裝飾裝修工程牽涉面廣，而且使用的工藝與技術都較為復雜，而且在進行裝飾裝修的過程中經常會對建筑物的內部構造產生影響。絕大多數的建筑裝修工程都是在室內，那么就必須要通過科學、合理的方式來對裝修施工的工序進行安排布置。除此之外，建筑裝飾施工的現場管理工作相當復雜，而且在進行裝飾裝修的過程中會使用大量不同的裝飾材料與施工人員，因此必須要投入一定的人力來對這幾個環節進行嚴格管理。由于裝飾工程當中主要以人工作業為主，并且工程施工周期短，因此在質量的要求上比其他的工程要高，所以也要采取一些有效的方式來對施工質量進行控制。

圖2 跨介質航行器試驗模型Fig.2 Experimental model of the trans-media vehicle

1.2 試驗系統搭建

通過流體體積(VOF)多相流模型[21]實現水氣界面的捕捉,控制方程組包括連續方程、動量方程、湍流模型及空化模型,其中湍流流場采用剪切應力傳輸(SST)k-ω模型[22](其中k為湍流動能,ω為湍流耗散率),采用Zwart-Gerber-Belamri空化模型。應用不含溫度修正的Tait狀態方程[23]實現液相的可壓縮性。

圖3 試驗現場構建Fig.3 Experimental site

為掌握跨介質航行器入水滑行過程中圓錐段、圓柱段和尾裙段等尾部殼體表面壓力特性,提取縱對稱剖面線的尾部殼體壓力。圖16給出了與圖15對應狀態的航行器尾部殼體壓力系數分布規律。壓力系數Cp定義為

2 數值仿真方法

2.1 流場求解與運動耦合模型建立

試驗系統主要由試驗水池、變傾角發射系統、發控系統、運動測量系統、高速攝像機系統、回收裝置等組成,試驗現場如圖3所示。

式中:p為當地壓力;p∞為環境壓力;ρ為水的密度;v∞為來流速度。

采用動計算域方法實現跨介質航行器出入水全彈道運動過程,其原理為耦合瞬態多相流場與剛體運動的動力學方程,在每個時間步內,通過Fluent軟件將獲得的流體動力及力矩轉化為彈體的平動和轉動,進一步計算獲得彈體運動姿態,不斷更新網格進行迭代求解,最終實現流場與彈道耦合[10]。

跨介質航行器在數值模擬實現平動和轉動時,需要將GAMBIT軟件劃分的計算域網格坐標系設置為CFD求解器計算坐標系。建立位于航行器質心的體坐標系Oxyz,Ox軸沿航行器的軸線方向,Oxy平面為航行器的縱對稱面,地面坐標系(Ogxgygzg)與體坐標系在航行器開始運動時刻t0為完全重合的狀態,t0時刻定義為航行器質心距離水面0.1 m的位置,如圖4所示。在空化器預置舵角產生的操縱力作用下,航行器在Oxy平面內做非定常的高速入水轉平及出水運動。

2.3.1 網格數量

圖4 坐標系示意圖Fig.4 Schematic diagram of the coordinate system

2.2 計算模型與邊界條件

本文研究的跨介質航行器由帶預置舵角的空化器、圓錐段、圓柱段和尾裙段構成。模型示意圖如圖5所示,主要參數如表1所示。

圖5 跨介質航行器外形示意圖Fig.5 Contours of the trans-media vehicle

表1 跨介質航行器主要參數

本文建立的計算域及各邊界條件劃分如圖6所示,航行器所在面為對稱面。空化器后的通氣孔采用質量流量入口,通氣質量流量Q=0.15 kg/s。圖6中,g為重力加速度,取值9.81 m/s2,v為航行速度。由于航行器入水速度較高,航行器尾部空泡較長,計算域尺寸應該滿足流體不受計算域邊界條件的影響,根據前期的計算驗證,選取計算域長度L為10倍航行器長度,其中計算域的右側面距離航行器空化器3倍航行器長度,計算域左側面距離航行器尾噴管6倍航行器長度,計算域的直徑D為30倍航行器直徑。綜上所述,計算域尺寸取10 000 mm×2 000 mm。

圖6 計算域及邊界條件Fig.6 Computational domain and boundary conditions

全局計算域采用正交各向異性的結構六邊形網格,針對黏性問題,在物面層附近區域通過拆分第1層網格來生成各向異性的結構式分布邊界層網格。通過控制長細比,生成的網格長細比不大于2,網格數量約為300萬。網格質量分析顯示無負體積、凹面和扭曲網格,且正交性高于80°的網格單元占總數的96%以上。網格劃分結果如圖7所示。

由于環境和資源的限制,世界范圍內正在經歷著一場能源轉型。從建設智能電網到建設能源互聯網,發展清潔低碳的可再生能源是這種能源轉型努力的具體體現。我國政府已向國際社會承諾,非化石能源占比將在2020年達到15%,2030年達到20%。

圖7 網格劃分結果Fig.7 Meshing results

2.3 網格數量與計算推進步長影響

針對部分欠注井注入壓力高，并導致注配間泵壓較高的情況，在采油工程方面，選取5個注配間8口欠注井開展酸化解堵施工，選取34口欠注井開展化學洗井，措施后注配間柱塞泵壓力降低1.0～2.0 MPa，累計節約電量16.3×104kWh，在降壓增注的同時兼顧了節能降耗。

網格作為劃分計算域的單元,其數量和質量對數值求解有著非常重要的影響。在現有網格劃分策略的基礎上,不改變網格分布區域尺寸和網格大小遞變規律等參數設置。以現有網格作為標準,采用相同的縮放因子,在計算域的3個方向等比例地縮放網格尺寸,最終得到3套網格單元數量不等的網格,即稀疏網格(網格單元數220萬)、標準網格(網格單元數300萬)和加密網格(網格單元數400萬)。圖8給出了3種網格數量的俯仰力矩Mz變化曲線。由圖8可以看出,網格量對計算結果有一定影響,稀疏網格的計算結果較其他兩種網格的結果有較大的差別,而標準網格與加密網格的力矩曲線基本一致,說明標準網格的密度分布基本能夠滿足計算精度的要求,其計算量較加密網格減小了約30%,標準網格的計算具有較高的經濟性,適用于大量仿真研究的需求,故采用標準網格開展仿真研究。

圖8 網格數量影響Fig.8 Influence of grid number

2.3.2 計算推進步長

采用網格量為300萬的網格進行計算,分別設置3種時間步長Δt1=1×10-6s、Δt2=5×10-6s和Δt3=1×10-5s進行計算。圖9給出了3種時間步長下航行器俯仰力矩Mz變化曲線。由圖9可知,較大時間步長相對于其他兩個時間步長產生較大差異,Δt1與Δt2差異很小,即Δt2作為時間推進步長可以獲得準確的計算結果,同時計算成本適當,因此選用Δt2作為本文仿真的推進步長。

圖9 計算推進步長影響Fig.9 Influence of time steps

3 結果與分析

3.1 試驗結果

本文試驗實現了跨介質航行器出入水全彈道運動過程。圖10給出了入水初期階段空泡動態發展的影像。由圖10可以看出,跨介質航行器小角度入水(8°入水角)時,入水過程中空泡呈不對稱發展,即上空泡壁與航行器壁面的空隙大于下空泡壁與航行器壁面的間隙,彈身處于空泡包裹狀態,未發生沾濕現象,呈光滑、透明的空泡,見圖10(b)、圖10(c)、圖10(d)。隨著舵效[20](預置舵角為5°)作用導致航行器受到繞質心的抬頭力矩,航行器將繞質心逆時針旋轉運動,航行器尾裙開始拍擊水面,出現尾拍現象,尾部水氣摻混劇烈,彈身處空泡仍然光滑透亮,此時尾部空泡內出現渾濁現象,見圖10(e)。 隨后出現持續滑水現象,見圖10(f)、圖10(g),彈身附近空泡內水氣摻混加劇,尤其尾部空泡更加劇烈。分析認為,由于入水初期,提前通氣形成的開口空泡尺度較大,當航行器尾裙向下完成拍擊空泡壁面運動后,觸水尾拍力較大,使得尾拍力作用下的尾裙浸沒深度較大。隨著尾部恢復力矩的作用使得航行器向反方向轉動,沾濕面積減小,航行器將以滑水方式入水,并伴隨尾部空泡的形成。空泡逐步由開口空泡階段向空泡閉合階段發展,形成空泡尾流閉合流型。空泡閉合區形成后,由于壓力梯度的作用使得水向壓力較低的空泡內運動而形成回射流,形成氣-液摻混區域,空泡呈渾濁狀態。最終發展形成空泡渦團,但未發生脫落,該現象在文獻[24]中開展的通氣空泡潰滅水洞試驗研究中亦曾出現,見圖10(h)。 由于水下攝像角度有限,圖10 未能詳盡地捕捉航行器入水轉平全過程。

圖10 入水初期階段Fig.10 Initial stage of water-entry

跨介質航行器流體動力系數定義為

圖11 超空泡航行階段Fig.11 Stage of supercavitation navigation

圖12 出水階段Fig.12 Stage of water-exit

圖13給出了跨介質航行器試驗與仿真彈道參數對比。由圖13可以看出,航行速度、質心彈道仿真結果與試驗結果趨勢一致性較好,最大相對誤差為8.5%,表明本文建立的數值計算模型基本合理。設計的跨介質航行器實現了入水再出水的連續彈道過程,跨介質航行器彈道曲線呈拋物線,水中航行15 m后達到最大入水深度,深度約為0.9 m;最大水平航行距離27 m,速度降約為22.1%(出水速度與入水速度的差值與入水速度的比值),同時驗證了通氣超空泡的形成有效降低了航行器水中航行阻力。

圖13 試驗結果與仿真結果對比Fig.13 Comparison of experimental and numerical results

3.2 計算結果與分析

3.2.1 跨介質航行器流場與運動特性

由于試驗過程未能全程捕捉跨介質航行器出入水全過程的運動過程及其流場發展特性,本文采用試驗研究與數值仿真相結合的方法,將試驗的入水初始條件作為仿真計算的初始條件,通過設置通氣邊界條件,實現包覆跨介質航行器的通氣超空泡。試驗數據驗證了數值計算結果的可靠性,在此基礎上研究跨介質航行器出入水全彈道過程的流場與運動特性。

圖14給出了跨介質航行器出入水過程的壓力云圖。由圖14可以看出,跨介質航行器出入水過程經歷頭部觸水、入水滑行、超空泡航行、滑行出水等階段。由于空化器預置舵角的存在,其頭部駐點壓力呈非對稱分布,產生的合力矩使航行器產生逆時針轉動的抬頭力矩。入水滑行階段,在空化器抬頭力矩作用下,航行器繞其質心逆時針轉動,產生向下的壓力,使得航行器下表面與水接觸,以滑水運動形式進入水中,滑水階段從錐段沾濕開始,彈身周圍的空泡輪廓發生擠壓變形,見t=0.006 s時刻,直至尾裙完全進入水中結束,此時形成尾部高壓區,尾裙端面產生空化器效應,進而生成新的附體空泡,見t=0.015 s時刻;隨著超空泡的形成,航行器在空泡內非穩態振蕩運動,尾部不斷拍擊上下空泡壁面而出現高壓區,此階段航行器主要以尾拍運動在水下航行,空化器始終處于沾濕狀態,尾裙周期性沾濕,因此,航行器受力主要是空化器和尾裙共同作用的結果,空化器產生恒定抬頭力矩,尾部動態振蕩產生動態穩定力矩;滑行出水階段,頭部空泡潰滅,尾部空泡徑向輪廓增大,這是因為頭部空泡潰滅,外界空氣大量涌入而形成的倒吸現象,見t=0.333 s時刻;完成出水后,空泡逐漸脫落,跨介質航行器保持出水姿態在水面飛行,見t=0.360 s時刻。

圖14 跨介質航行器出入水過程壓力云圖Fig.14 Pressure contours of the trans-media vehicle during water entry and exit

為了研究通氣對跨介質航行器空泡發展形態的影響,表2給出了有無通氣工況下不同航行階段的空泡演化形態,其中通氣量Q=0 kg/s為無通氣工況,通氣量Q=0.15 kg/s為通氣工況。由表2可以看出,在不同航行階段通氣有助于空泡形態的生成與發展,空泡長度明顯增大(有通氣工況的空泡長度l0.15>無通氣工況的空泡長度l0),有效減小了航行器與水的接觸面積;在滑行階段,通氣工況的航行器上空泡壁面軸向長度減小(有通氣工況的上空泡壁面軸向長度λ0.15<無通氣工況的上空泡壁面軸向長度λ0),這是因為高壓氣體作用在上空泡壁面,使其向外翻卷提前,動能被耗散[25],使得在氣-水界面處的空泡較早發生潰滅。

未缺血再灌注大鼠腦組織未出現腫脹，腦溝腦回清晰皮層顏色較紅潤；淺表血管豐富、充盈好、鮮紅，腦缺血再灌注大鼠腦組織有明顯腫脹腦溝腦回表淺，皮層顏色蒼白,表面血管塌陷，基本無血流[1]。如圖 1-2所示。

表2 通氣對空泡發展形態的影響

圖15給出了跨介質航行器滑行階段浸入不同水深的空泡特征,定義δ來表示航行器的軸向浸沒深度,δ=Lc/Lv,Lc為空泡軸向長度,Lv為航行器長度。從圖15中可以看出,跨介質航行器在滑行過程中,頭部空化器始終保持全沾濕狀態,空泡由肩部逐步向尾部發展,航行器附近空泡發生擠壓變形,見圖15(a)、圖15(b);迎水面空泡由航行器縱對稱面向兩側擠壓而出現沾濕,隨著滑行升力的形成,這種擠壓趨勢減弱,航行器周圍的空泡輪廓逐漸回歸常態,見圖15(c)、圖15(d),這是因為尾部形成傾覆力矩與空化器產生的抬頭力矩共同作用,使得跨介質航行器的俯仰力矩減小,從而對空泡產生的壓力減小。

圖15 滑行階段不同浸沒深度空泡特征Fig.15 Cavitation characteristics of different immersion depths in planing stage

試驗具體流程為:裝配帶有內部運動測量系統的試驗模型,將模型與適配器裝入發射裝置炮管中。將變傾角發射裝置調至試驗所需角度,高壓氣瓶充氣至模型發射速度相對應的發射壓力,發控系統控制電磁閥打開,高速攝像機同時觸發記錄。模型在高壓氣體推動下開始運動,內測系統觸發。試驗模型以指定入水角斜射入水,模型內置的內測系統測量并記錄模型6自由度運動參數,兩套高速攝像機分別從水面和水下記錄入水空泡形態和彈道軌跡,回收試驗模型,讀取模型內置的運動測量系統數據,完成試驗。

圖16 尾部殼體壓力系數分布Fig.16 Distribution of shell pressure coefficients

(1)

1.3療效評價標準 治愈:胃部炎癥和潰瘍癥狀完全消失,恢復情況理想;好轉:胃部炎癥有所改善,潰瘍癥狀改善,病變范圍縮小10%以上;無效:胃部炎癥和潰瘍沒有改善,病情惡化。有效率為治愈率和有效率之和[1]。

由圖16可以看出,跨介質航行器入水滑行過程中,尾部殼體最大壓力系數峰值先增大后減小,結合圖15空泡特征可知,尾部殼體壓力增大對周圍空泡輪廓擠壓加劇;尾裙段出現最大壓力系數,峰值高達0.2,壓力特性為迎水面緩升、尾端面陡降,這是因為尾裙對流體的發展起到了阻滯作用;圓錐段和圓柱段的壓力系數變化不明顯。

圖17給出了跨介質航行器俯仰角速度ω、俯仰角θ隨時間的變化規律。由圖17可以看出:跨介質航行器從入水至出水過程中俯仰角速度具有周期振蕩特性,幅值呈明顯的非對稱性,正向俯仰角速度幅值大于負向幅值,俯仰角度隨時間呈遞增式周期性波動,由入水時θ=-8°逐漸增加到出水時的θ=5°,實現了跨介質航行器入水-轉平-出水全過程運動;航行器入水后,受到抬頭力矩的作用,繞質心逆時針方向轉動,俯仰角速度正向增大,完成入水滑行時俯仰角θ=-8°逐漸增加到θ=-5°;水中超空泡航行階段,俯仰角速度振蕩幅值隨時間呈先增加后減小趨勢,振蕩周期逐漸增大;尾拍過程中,俯仰角速度在達到峰值時均出現了上升段緩升、下降段陡降等現象,這是空泡記憶效應[26]與尾部沾濕部分產生的慣性力共同作用的結果。

圖17 俯仰角速度、俯仰角隨時間變化規律Fig.17 Pitching angular velocity and angle vs time

3.2.2 跨介質航行器流體動力特性

通過空中布置高速攝像機記錄跨介質航行器水中航行與出水過程。圖11給出了水中航行階段典型時刻的彈道影像。從圖11中可以看出,跨介質航行器以超空泡狀態水中航行,在視場平面內呈近直線彈道。航行器尾部空泡內水氣摻雜現象,分析認為是由于彈身拍擊空泡壁面而引起流場擾動,試驗航行器主要通過尾拍動態穩定機制在水中航行(見圖11(a)、圖11(b)、圖11(c))。航行器空泡尾部區域相對穩定,未發生大量空泡脫落、潰滅現象(見圖11(d))。圖12給出了出水階段彈道軌跡發展。由圖12可以看出,跨介質在出水過程中,隨著航行器抬頭偏轉,發展形成彎曲空泡,泡內水氣混濁現象加重,直至完成出水,見圖12(d)。

(2)

式中:Cx、Cy和mz分別為跨介質航行器的軸向力系數、法向力系數和俯仰力矩系數;Fx、Fy分別為跨介質航行器受到的軸向力、法向力;S為圓柱段的橫截面積。

我的小弟是個音樂家。每天我練習彈古箏時，他就隨著音樂有節奏地手舞足蹈。興奮時，還會響亮地“依依哦哦”直叫，好像在放聲歌唱。平時他一到我的房間，就特別喜歡爬到古箏那去站起來，亂抓亂摸古箏的琴弦，像在模仿我彈琴的樣子。有時候，他沒站穩摔倒在古箏旁也不哭，而是很堅強地爬起來，再試一次。

圖18給出了跨介質航行器各部分的流體動力隨時間變化曲線。由圖18可以看出:

圖18 航行器流體動力變化曲線Fig.18 Variation curve of the vehicle’s hydrodynamic coefficients

1)跨介質航行器總體軸向力系數呈脈沖式振蕩規律,當航行器出現沾濕時,軸向阻力增加,航行過程中軸向力系數在平均值0.020附近減幅振蕩。航行器總體軸向力主要由空化器、圓錐段、尾裙段構成。其中,空化器在水下航行過程中具有固定的沾濕面積,空化器軸向力系數隨時間變化較小,基本穩定在0.040左右;圓錐段和圓柱段基本處于空泡包裹狀態,軸向力系數基本穩定,分別在0.025和0.010左右,圓錐段的軸向力系數主要由氣動壓差阻力貢獻,圓柱段的軸向力系數則由氣動壓力阻力和沾濕面產生的水動阻力貢獻;尾裙段軸向力系數由氣動產生的壓差阻力和沾濕產生的滑行阻力貢獻,軸向力系數始終為正值。分析認為形成閉合空泡后產生的回射流作用在尾端面形成了推力效果[27],回射流流線如圖19所示。

SW1(config-if-range)#sw mode tr //將三層交換機SW1的f0/0與f0/1兩個端口設置成TRUNK工作模式

圖19 回射流流線圖Fig.19 Flowline diagram of the re-entrant jet

2)跨介質航行器法向力系數和俯仰力矩系數以脈沖形式周期性變化,其脈動幅值隨時間先增大后減小;在0～0.027 s區間,航行器處于滑水沾濕狀態,與圖10(f)的現象基本一致,航行器入水完成首次尾拍運動后,與水體接觸,呈滑水運動特征,法向力和俯仰力矩呈先增大后減小變化規律,其幅值始終為正值,表現為升力,此階段出現最大俯仰力矩系數,其峰值高達0.060,航行器受到的彎矩與升力、抬頭力矩以及與水的沾濕位置有關,計算獲得最大峰值時的頭部截面(截面位置及受力示意圖見圖20)彎曲載荷為3 400 N·m。由此可見,帶預置舵角跨介質航行器高速入水沖擊形成的抬頭力矩峰值對航行器結構強度有較高要求;在0.027～0.280 s區間,航行器尾部上下拍擊空泡壁面,形成了雙側尾拍現象,體現為法向力系數和俯仰力矩系數呈現等幅或減幅周期性振蕩特性,下拍擊力幅值(呈現為升力特性)大于上拍力幅值,使得航行器實現入水轉平、水中穩定航行以及抬頭出水等運動過程;在0.280～0.360 s區間,航行器以單側向下拍擊空泡壁面完成出水運動,在完成一次向下拍擊周期后,航行器在空泡內周期性上下小幅擺動,維持動態運動穩定,其法向力系數和俯仰力矩系數呈脈沖形式周期性變化特征。其中,空化器貢獻恒定的升力和抬頭力矩,尾裙貢獻的升力和俯仰力矩所占比例最大,提供的恢復力矩遠大于前端產生的抬頭力矩,形成了抑制攻角增大的恢復力矩。總體俯仰力矩系數在零值附近正負周期性波動,抑制了攻角的持續增大。圓柱段和圓錐段法向力系數均以脈沖形式周期性變化,脈沖幅值和周期變化規律基本一致。

圖20 航行器截面位置與受力示意圖Fig.20 Sectional position and force diagram of the vehicle

表3給出了跨介質航行器超空泡航行階段尾裙段與空泡的相對位置。由表3可以看出:當航行器發生尾拍向下拍擊下空泡壁時,尾裙浸沒深度要大于尾拍向上拍擊上空泡壁面的浸沒深度,與圖18(b)中航行器法向力特性相對應,且法向力越大,浸沒深度越大;空泡彎曲變形伴隨整個超空泡航行階段,隨著航行器出水由雙側尾拍轉變為單側尾拍,上空泡壁面逐漸恢復。

表3 尾裙與空泡相對位置

4 結論

本文設計了一種5°預置舵角+尾裙組合形式的跨介質航行器,針對該模型開展了連續出入水試驗和數值仿真研究,對航行器出入水過程的運動特征和流體動力特性進行了分析。得出以下主要結論:

1)該跨介質航行器可以實現出入水連續彈道過程,其彈道軌跡呈類拋物線狀,最大入水深度為0.9 m,最大水平航行距離為27 m,出水/入水速度降為22.1%,通氣超空泡減阻效果顯著。

2)跨介質航行器出入水全彈道運動過程可分為入水階段、超空泡航行階段以及出水階段:入水階段,航行器受到預置舵角產生的抬頭力矩作用,以尾裙穩定滑行方式入水實現航行器入水-轉平運動;超空泡航行階段,航行器主要以雙側尾拍運動為主,維持水中彈道穩定;出水階段,航行器以單側尾拍運動方式完成出水運動。

3)跨介質航行器出入水連續彈道過程中流體動力呈脈沖式振蕩特性,軸向力和法向力系數隨沾濕面積增大而增大;入水初期,航行器受到較大的彎曲力矩作用,對跨介質航行器的結構強度提出一定的要求;預置舵角錐形空化器提供穩定升力和抬頭力矩,是航行器實現入水-轉平-出水運動的重要因素,尾裙提供的恢復力矩使得俯仰角速度減幅周期性變化,進而提高了航行器出入水彈道的穩定性。