王曉強(qiáng)，來(lái)曙光，肖志堅(jiān)

1 海軍裝備部駐武漢地區(qū)第二軍事代表室，湖北 武漢 430064

2 中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064

3 中國(guó)特種飛行器研究所，湖北 荊門 448035

4 高速水動(dòng)力航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 荊門 448035

0 引 言

相比傳統(tǒng)消防手段，大型水面飛行器參與森林滅火具有多種優(yōu)勢(shì)，例如機(jī)動(dòng)性強(qiáng)、速度快、載水量大等[1]。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者經(jīng)過(guò)多年的研究和實(shí)踐，已完成水面飛行器投汲水滅火系統(tǒng)的系列發(fā)展，并在實(shí)際應(yīng)用中取得了顯著成效。在水面飛行器汲水裝置方面，目前國(guó)內(nèi)外已公開的相關(guān)研究和文獻(xiàn)極少，主要集中在水面飛行器整體的氣?水動(dòng)力性能方面。1959 年，Mottard[2]研究了水上飛機(jī)起飛過(guò)程中波浪對(duì)阻力的影響。2012 年，王永亮等[3]根據(jù)炸彈的連續(xù)計(jì)算投放點(diǎn)（CCRP）原理，獲得了投水算法的數(shù)學(xué)模型，最后結(jié)合自由紊動(dòng)射流原理，提出了一種大型滅火飛機(jī)的投水算法。2015 年，黃淼等[4-5]對(duì)水陸兩棲飛機(jī)模型波浪試驗(yàn)技術(shù)、飛機(jī)在波浪上的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)以及船體水動(dòng)力矩特性進(jìn)行了深入研究。2019 年，段旭鵬等[6]基于CFD 方法研究了水上飛機(jī)泊水時(shí)的空氣和水動(dòng)力性能。

由于缺乏相關(guān)的研究，根據(jù)水面飛行器汲水斗的設(shè)計(jì)需要，本文擬開展如下研究：通過(guò)開展靜水拖曳試驗(yàn)，研究汲水斗放下時(shí)不同汲水量下飛行器的阻力和姿態(tài)隨速度的變化規(guī)律；通過(guò)數(shù)值仿真分析，研究汲水斗的汲水效率、汲水載荷和附加俯仰力矩隨速度的變化規(guī)律，以及無(wú)、收起和放下汲水斗3 種條件下水面飛行器的阻力、升沉和縱傾等水動(dòng)力特性的變化規(guī)律。

1 幾何模型與方法

1.1 幾何模型

以某水面飛行器無(wú)動(dòng)力模型為試驗(yàn)和仿真對(duì)象，開展靜水拖曳試驗(yàn)（EFD）和仿真計(jì)算（CFD）。試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的工況如表1 所示。首先，開展汲水斗放下時(shí)3 種排水量（0.79Δa，0.85Δa和Δa）的水面飛行器靜水拖曳試驗(yàn)；隨后，開展排水量為Δa時(shí)水面飛行器在無(wú)、收起和放下汲水斗條件下水動(dòng)力性能的仿真計(jì)算。試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃头抡鎸?duì)象如圖1 所示，無(wú)汲水斗、汲水斗收起和放下這3 種工況下的幾何示意圖如圖2 所示。

表1 試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的工況Table 1 Conditions of experiment and numerical simulation

圖1 模型的幾何特征Fig. 1 Features of the studied model

圖2 3 種工況下汲水斗狀態(tài)幾何示意圖Fig. 2 Features of bailer under three conditions

1.2 網(wǎng)格劃分

本文采用切割體網(wǎng)格生成高質(zhì)量的壁面網(wǎng)格，通過(guò)體積控制的方法對(duì)復(fù)雜曲面或者流動(dòng)分離嚴(yán)重的區(qū)域進(jìn)行加密處理，例如自由液面、機(jī)身斷階吃水區(qū)域、各操縱面等。采用重疊網(wǎng)格解決飛機(jī)運(yùn)動(dòng)問(wèn)題，同時(shí)，對(duì)重疊區(qū)域內(nèi)的近壁面進(jìn)行加密處理以精確捕捉近壁面流動(dòng)。為保證空氣動(dòng)力和水動(dòng)力性能計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，分別考慮操縱面和船身邊界層的設(shè)置：各操縱面表面平均壁面y+值為1，邊界層層數(shù)15 層；機(jī)身表面平均壁面y+值為5，邊界層層數(shù)8 層。模型表面網(wǎng)格如圖3 所示。

圖3 模型網(wǎng)格分布Fig. 3 Mesh distributions of the model

網(wǎng)格計(jì)算域?yàn)椋?1.0L≤x≤4.5L，?1.5L≤y≤1.5L，?1.0L≤z≤1.0L，其中x，y，z分別為計(jì)算域長(zhǎng)度、寬度、高度方向的坐標(biāo)值，L為水面飛行器的總長(zhǎng)。由于模型幾何對(duì)稱，可采用一半模型進(jìn)行仿真模擬，因此對(duì)稱面采用對(duì)稱面邊界條件，上游入口采用速度入口，下游出口采用壓力出口，上邊界、側(cè)邊和下邊界采用速度入口邊界條件；在模型表面定義無(wú)滑移的壁面邊界條件。計(jì)算域的邊界條件設(shè)置如圖4 所示。

圖4 計(jì)算域邊界條件Fig. 4 The applied boundary conditions

采用RANS 方法求解，湍流模型采用SSTk-ω湍流模型[7]。采用二階迎風(fēng)有限體積法（FVM）對(duì)控制方程進(jìn)行離散化。對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式離散，擴(kuò)散項(xiàng)采用二階格式離散。自由液面捕捉采用兩相流體體積（VOF）技術(shù)。

2 拖曳試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

真實(shí)的水面飛行器在汲水后會(huì)將汲取的水儲(chǔ)存在飛機(jī)特定的水箱中，而此次試驗(yàn)中流經(jīng)汲水斗的水通過(guò)汲水系統(tǒng)的管路從飛行器側(cè)面排出，根據(jù)需要，在拖車啟動(dòng)之前，需將特定質(zhì)量的水提前注入模型水箱。

試驗(yàn)在拖車的前伸裝置上進(jìn)行，如圖5 所示。圖5 所示模型的螺旋槳固定，不影響仿真與試驗(yàn)結(jié)果分析對(duì)比。前伸裝置試驗(yàn)裝置主要包括拖車、前伸裝置、運(yùn)動(dòng)裝置和限位裝置。其中，前伸裝置與拖車固結(jié)，用于將試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷奈恢们吧熘镣宪嚽安?；運(yùn)動(dòng)裝置是保證飛機(jī)自由度的安裝裝置，包括小滑車、升沉桿和重心連接桿，小滑車能在前伸裝置上沿航向在一定范圍內(nèi)前、后移動(dòng)，保證模型能沿航向自由平移，升沉桿穿過(guò)小滑車與重心連接桿上端固結(jié)，試驗(yàn)時(shí)升沉桿隨模型垂向平移，以保證模型能自由升沉運(yùn)動(dòng)，重心連接桿下端在重心位置與模型鉸接，以保證模型能自由俯仰運(yùn)動(dòng)；限位裝置主要是對(duì)模型的偏航運(yùn)動(dòng)進(jìn)行限制，避免模型試驗(yàn)時(shí)出現(xiàn)偏航運(yùn)動(dòng)致使模型與池壁發(fā)生碰撞而發(fā)生危險(xiǎn)，限位功能通過(guò)導(dǎo)航桿實(shí)現(xiàn)。

圖5 試驗(yàn)裝置示意圖Fig. 5 Experimental layout

2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖6～圖8 所示為工況1～3 的阻力和姿態(tài)試驗(yàn)結(jié)果。由圖可知，隨著速度V的增大，各工況的無(wú)量綱總阻力系數(shù)（Ft/Δ）和無(wú)量綱升沉系數(shù)（Heave/L）增大，縱傾角減小；汲水量增大，其無(wú)量綱總阻力系數(shù)、縱傾角、無(wú)量綱升沉系數(shù)也增大。本文中升沉以上升為正，縱傾以艉傾為正。

圖6 無(wú)量綱總阻力系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果Fig. 6 Experimental dimensionless total drag coefficient

圖7 無(wú)量綱升沉系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果Fig. 7 Experimental dimensionless heave coefficient

圖8 縱傾角試驗(yàn)結(jié)果Fig. 8 Experimental trim angle

3 數(shù)值方法模擬

3.1 數(shù)值方法驗(yàn)證

以工況3 和工況6 為例，通過(guò)對(duì)比汲水斗放下時(shí)水面飛行器模型的試驗(yàn)和仿真計(jì)算結(jié)果，開展數(shù)值計(jì)算方法的驗(yàn)證。幾何模型及網(wǎng)格劃分如第2 節(jié)所述。

如圖9 和圖10 所示，試驗(yàn)中，不同速度下無(wú)量綱總阻力系數(shù)、無(wú)量綱升沉系數(shù)和縱傾角的趨勢(shì)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了本文所采用計(jì)算方法的合理性和準(zhǔn)確性。從圖9 中可看出，計(jì)算得到的水阻力均小于試驗(yàn)值，這可能是因?yàn)橄啾任锢碓囼?yàn)，數(shù)值計(jì)算中并沒(méi)有考慮池壁效應(yīng)的影響，同時(shí)，軟件自身的自由液面捕捉模型無(wú)法完全模擬高速滑行時(shí)模型的噴濺阻力的原因。

圖9 無(wú)量綱總阻力系數(shù)的試驗(yàn)和仿真計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig. 9 Comparison of experimental and computed dimensionless total drag coefficient

圖10 姿態(tài)的試驗(yàn)和仿真計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig. 10 Comparison of experimental and computed attitudes

3.2 汲水斗的汲水效率和汲水載荷

由于需要在規(guī)定的時(shí)間內(nèi)完成指定的汲水量，因此本文通過(guò)計(jì)算汲水斗的流量來(lái)分析汲水斗的汲水效率隨速度的變化規(guī)律。由圖11 可知，汲水斗的流量Q（單位：kg/s）是隨速度V（單位：m/s）的增大而增大的，且兩者呈非線性關(guān)系，因此采用二次多項(xiàng)式函數(shù)進(jìn)行擬合，得到

通過(guò)對(duì)比流量的計(jì)算值和擬合值，可以發(fā)現(xiàn)采用二次函數(shù)能很好地?cái)M合汲水斗流量與速度之間的關(guān)系。不同速度下汲水斗入口的體積分?jǐn)?shù)分布如圖12 所示。汲水斗浸水面積是隨著速度變化的，因此，汲水斗的汲水效率并不與速度成正比關(guān)系。

圖11 流量的計(jì)算值和擬合值對(duì)比Fig. 11 Comparison of computed mass flow and fitting value

圖12 汲水斗入口處的體積分?jǐn)?shù)分布，8 m/s（a）和13 m/s（b）Fig. 12 Volume fraction of water at speed of 8 m/s (a) and 13 m/s (b)

在汲水過(guò)程中，在滿足汲水效率的同時(shí)，也需要關(guān)注汲水斗上的受載和產(chǎn)生的附加俯仰力矩，以免造成結(jié)構(gòu)損壞和飛行器失控。以V=13 m/s為例，由圖13 可知，汲水斗放下時(shí)，汲水斗內(nèi)部的壓力分布整體明顯大于汲水斗外部，汲水斗的受載可以分解為水平的阻力（Fx）和豎直向下（Fz）的拉力。圖14 表明，汲水斗收起時(shí)，升阻力系數(shù)均在0.002 以內(nèi)，汲水斗的受力幾乎可忽略；而汲水斗放下時(shí)，阻力系數(shù)從0.02 增大至0.051，升力系數(shù)從0.018 增大到0.044，汲水斗受力明顯增大，且隨著速度的增大，F(xiàn)x和Fz均呈非線性增長(zhǎng)。圖15表明，汲水斗收起時(shí)，汲水斗產(chǎn)生的附加俯仰力矩系數(shù)在0.20 以內(nèi)，幾乎可以忽略；而汲水斗放下時(shí)，汲水斗對(duì)機(jī)身產(chǎn)生的附加俯仰力矩系數(shù)隨著速度的增大，從1.59 增加至3.97，呈非線性增長(zhǎng)。因此，在設(shè)計(jì)汲水斗時(shí)需要重點(diǎn)考慮汲水斗放下時(shí)汲水斗受力及產(chǎn)生的附加俯仰力矩。

圖13 V=13 m/s 時(shí)汲水斗內(nèi)、外部壓力分布Fig. 13 Pressure distribution of bailer at the speed of V=13 m/s

圖14 無(wú)量綱力系數(shù)計(jì)算值Fig. 14 Computed dimensionless force coefficients

圖15 無(wú)量綱力矩系數(shù)計(jì)算值Fig. 15 Computed dimensionless moment coefficients

3.3 汲水斗對(duì)飛機(jī)總阻力的影響

圖16 所示為計(jì)算得到的3 種狀態(tài)下無(wú)量綱總阻力系數(shù)隨速度的變化曲線。由圖16 可以看出，無(wú)汲水斗和汲水斗收起這2 種情況下的總阻力較為接近，且隨著速度的增大均表現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)，變化幅度較小。相比之下，汲水斗放下時(shí)總阻力明顯增大，且隨速度近似呈二次曲線增長(zhǎng)。圖17 所示為相對(duì)于無(wú)汲水斗情況，汲水斗收起和放下時(shí)引起的阻力增長(zhǎng)率隨速度的變化情況。隨著速度的增大，同無(wú)汲水斗情況相比，汲水斗收起時(shí)的阻力增量較小，從2.6%增大到了6.0%，而汲水斗放下時(shí)的阻力增加較為明顯，是隨速度的增大而增大，從47.2% 增大到了95.7%。因此相對(duì)于無(wú)汲水斗情況，汲水斗收起時(shí)，對(duì)總阻力影響很小，而汲水斗放下時(shí)阻力急劇增加，且增幅隨速度的增大而增大。

圖16 無(wú)量綱總阻力系數(shù)隨速度的變化規(guī)律Fig. 16 Variation of dimensionless total drag coefficient with respect to speed

圖17 無(wú)量綱總阻力系數(shù)隨速度的變化規(guī)律Fig. 17 Variation of dimensionless total drag coefficient with respect to speed

3.4 汲水斗對(duì)滑行穩(wěn)定性的影響

圖18 各工況縱傾角隨速度的變化規(guī)律Fig. 18 Variation of trim angle with respect to speed under different conditions

圖18 為3 種情況下機(jī)身縱傾角隨速度的變化曲線。由圖18 可以看出，隨著速度的增大，在3 種情況下機(jī)身的縱傾角均隨速度的增大而減小，相比無(wú)汲水斗情況，汲水斗收起時(shí)的機(jī)身縱傾角與其相差很小，而汲水斗放下時(shí)的縱傾角則明顯減小。由圖15 可知，汲水斗放下時(shí)，汲水斗產(chǎn)生了較大的附加俯仰力矩，抑制了機(jī)身的尾傾，因此汲水斗放下情況下的縱傾角幅值明顯減??；而汲水斗收起時(shí)產(chǎn)生的附加俯仰力矩非常小，可見汲水斗收起和無(wú)汲水斗時(shí)縱傾角幅值相差很小。圖19 所示為3 種情況下機(jī)身無(wú)量綱升沉系數(shù)隨速度增大的變化曲線。由圖19 可知，隨著速度的增大，3 種情況下機(jī)身的升沉幅值均隨速度的增大而減小了；汲水斗收起與無(wú)汲水斗時(shí)的縱傾角相差很小，而汲水斗放下時(shí)的縱傾角明顯大于其他2 種情況。雖然由圖14 可知，當(dāng)汲水斗放下時(shí)，汲水斗受到向下的拉力，但是通過(guò)分析整個(gè)汲水系統(tǒng)（汲水斗加管路）的受力情況，整個(gè)汲水系統(tǒng)在所計(jì)算速度范圍內(nèi)產(chǎn)生了2.3%～5.1%的升力，因此汲水斗放下時(shí)機(jī)身的上升幅度會(huì)大于其他2 種情況；而當(dāng)汲水斗收起時(shí)，水流不經(jīng)過(guò)汲水系統(tǒng)，且汲水斗處于機(jī)身斷階之后，垂向上受力極小，因此汲水斗收起時(shí)和無(wú)汲水斗時(shí)的升沉幅值相近。

圖19 無(wú)因次升沉系數(shù)隨速度的變化規(guī)律Fig. 19 Variation of Heave/L with respect to speed at different conditions

圖20、圖21 所示分別為速度V=13 m/s 時(shí)汲水斗放下情況下自由液面分布的仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果。由圖20 所示的仿真計(jì)算結(jié)果來(lái)看，水面飛行器高速滑行時(shí)產(chǎn)生的凱爾文角較小，興波主要集中在后體區(qū)域，且可以觀察到斷階區(qū)域噴濺出的水浪貼近后體表面，具有吸附現(xiàn)象。興波波幅從飛行器船身斷階處開始增大至尾部開始衰減，水流從汲水系統(tǒng)的出水口噴射而出，隨即落入水面。由圖21所示的試驗(yàn)結(jié)果也可以觀察到上述相似現(xiàn)象，從整體來(lái)說(shuō)，試驗(yàn)與仿真得到的自由液面的分布吻合較好。

圖20 V=13 m/s 時(shí)仿真計(jì)算得到的自由液面分布Fig. 20 Computed free surface at speed of V=13 m/s

圖21 V=13 m/s 時(shí)試驗(yàn)得到的自由液面分布Fig. 21 Experimental free surface at speed of V=13 m/s

4 結(jié) 論

本文通過(guò)開展試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算，主要得到如下結(jié)論：

1) 試驗(yàn)結(jié)果表明，隨著速度的增大，相同汲水量下的總阻力、升沉幅度均增大，縱傾角減小；汲水量增大時(shí)，總阻力、升沉幅度、縱傾角均增大。

2) 汲水斗的流量隨速度的增大而增大，且兩者呈非線性關(guān)系，采用二次函數(shù)可以很好地?cái)M合汲水斗流量與速度之間的關(guān)系。汲水斗放下時(shí)，汲水斗上的阻力系數(shù)從0.02 增加到了0.051，升力系數(shù)從0.18 增加到了0.44，附加俯仰力矩系數(shù)從1.59 增加到了3.97，三者均隨著速度的增大而呈非線性增長(zhǎng)。汲水斗收起時(shí)，其受力和力矩均可忽略。

3) 仿真計(jì)算結(jié)果表明，汲水斗放下時(shí)水面飛行器的總阻力明顯增大，且隨著速度的增大，相對(duì)于無(wú)汲水斗情況，總阻力增量從47.2%增大到了95.7%。與此同時(shí)，汲水斗放下后，水面飛行器的升沉將增大，縱傾角減小。汲水斗收起時(shí)，汲水斗對(duì)水面飛行器水動(dòng)力性能的影響可以忽略。