基于潜艇模型尾流湍流强度和耗散率的CFD模拟.pdf

第3期收稿日期：2013-08-29网络出版时间：作者简介：赵鹏伟（1988-），男，硕士生。研究方向：舰船水动力性能。E-mail：卢晓平（1957-），男，教授，博士生导师。研究方向：舰船流体动力性能。E-mail：孙玉明（1989-），男，硕士生。研究方向：舰船水动力性能通信作者：卢晓平第9卷 第3期2014年6月中国舰船研究Chinese Journal of Ship ResearchVol.9 No.3Jun.2014doi：10.3969/j.issn.1673-3185.2014.03.006网络出版地址：期刊网址：www.ship-0引言优良的隐身性能使得潜艇具有强大的突防能力，由此，隐身性能是否优良是潜艇的重要战技指标。当前，潜艇尾流信号特征严重制约了其隐身性能的提高，因而控制潜艇尾流信号特征对于提基于潜艇模型尾流湍流强度和耗散率的CFD模拟赵鹏伟，卢晓平，孙玉明海军工程大学 舰船工程系，湖北 武汉430033摘要：优良的隐身性能使得潜艇具有强大的突防能力，因此，控制潜艇尾流信号特征对于提高潜艇隐身性能意义重大，这些信号特征主要包括尾部湍流强度、湍动能、湍流耗散率等。同时，优良的艇型对于抑制尾流信号特征、提高潜艇快速性和隐身性也具有重要意义。基于此，采用 RANS方法计算 SUBOFF潜艇主艇体艇型及 6种改良艇型的艇体粘性绕流，将CFD方法用于分析艇体半径、艇艏长度、艇艉长度等参数对潜艇尾流信号特征的影响。计算结果显示：在 SUBOFF潜艇主艇体艇型及其 6种改良艇型的尾流场中，增加艇体半径有利于抑制远尾流场湍流信号特征，在近场则不利；增加艇艏长度能降低近尾流场湍流信号特征，在远场影响较小；增加艇艉长度在近、远尾流场均有利于降低其信号特征。关键词：潜艇流场；RANS方法；尾流场信号特征；SUBOFF潜艇主艇体中图分类号：U661.1文献标志码：A文章编号：1673-3185（2014）03-43-06CFD Simulation of the Wake Turbulence Intensity andthe Dissipation Rating of a Submarine ModelZHAO Pengwei，LU Xiaoping，SUN YumingDepartment of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，ChinaAbstract：Superior stealthiness makes submarines have strong penetration capability，so it is significantto control wake singatures for improving the stealthiness of submarines.Submarine wake singatures includethe turbulence intensity,turbulent kinetic energy,and turbulence dissipation rate.Meanwhile，a satisfactory hull form can also restrain the wake singatures of submarines and can greatly improve its speed abilityand stealthiness capability.In this paper，the viscous flow fields around SUBOFF and six improved submarine hull forms are calculated by using CFD technic RANS methods,based on which the effects of hull radius,bow hull length,and stern hull length on the submarine wake signatures are analyzed.The results showthat in the wake of the original SUBOFF hull form and that of the modified hull forms,the increasing hullradius reduces the turbulence singatures far field astern,but augments the turbulence singatures close tothe hull stern;meanwhile,the increasing bow hull length reduces the wake turbulence singatures close tothe hull stern,but has little effect on the turbulence singatures far field astern;plus，the increasing sternhull length can alleviate the wake turbulence singatures significantly.Key words：submarine flow field；RANS methods；wake singatures；SUBOFF submarine2014-06-17 15:38http:/ CFD 方法用于计算分析艇体半径、艇艏长度、艇艉长度等参数对潜艇尾流信号特征的影响。相对于实验方法，应用 CFD技术的工程量小，也更经济。众所周知，将CFD技术应用于潜艇周围水流粘性流场数值模拟是近 20 多年来国内外持续研究的课题。吴方良等1计算分析了不同湍流模型、边界条件和网格模型对流场数值计算结果的影响，并推荐出较优的计算模型；张楠等2计算了潜艇近水面航行状态时的艇体绕流特性；相关文献模拟了带附体时的潜艇绕流3-7，其中杨培青等7通过 CFD 技术研究了附体优化设计；张楠和张怀毅等3，8将CFD技术应用于潜艇外形方案比较。伴随着计算机技术与CFD技术的不断发展和推广应用，以及对潜艇水动力特性的日益关注，该领域的研究取得了长足进展，特别是在模型尺度范围内对潜艇绕流粘性流场预报的研究发展尤为迅速。但是，潜艇尾流信号特征随艇型变化的研究还不多见，目前国内尚未有人将数值模拟方法应用于潜艇尾流信号特征的计算和分析。基于此，本文采用 RANS方法对 SUBOFF潜艇主艇体及其改良艇体的粘性绕流进行数值模拟，并分析艇体半径、进流/去流段长度对艇后尾流信号特征的影响，进而提出优化艇型以抑制尾流信号特征。1RANS方法基本原理RANS方法的核心是求解 N-S方程均化时的雷诺方程，此方法虽然可以削减工作量，但是却会增加未知量的雷诺应力。因此，需要建立适当的模型封闭方程。不可压缩流体连续性方程与RANS方程的张量形式为：-uixi=0（1）-uit+-uj-uixj=-Fi-pxi+xj-uixj-uiuj（2）以上式中：-ui为时均速度；ui为脉动速度；脉动速度相关项-uiuj为雷诺应力。这里的i和j的取值范围为（1，2，3）。根据张量的有关规定，当某个表达式中一个指标重复出现 2 次，则表示要把该项在指标的取值范围内遍历求和。要详细了解张量的具体规定可参考文献 9。本文 RANS方法中还采用了 RNG k-湍流模型，相应的湍流模型方程为：以 上 式 中：为 湍 流 耗 散 率，将 其 定 义 为=-ixkixk，其为单位质量流体在单位时间内损耗的湍流动能；k为湍动能；Gk为由平均速度梯度所产生的湍流动能；Gb为由于浮力引起的湍动能 k 的产生项；YM为可压湍流中脉动扩张的贡献；SR和S为用户自定义的源项。2基本艇型以 SUBOFF10潜艇主艇体为基本艇型，对其进行改进得出 6种改良艇型。SUBOFF 项目是由美国国防高级研究计划局（DARPA）为进行潜艇水动力与尾流场信号研究而给出的一种标准艇型，美国 Taylor船池以该艇型为标准模型进行了系统的水动力试验与流场测量，并提供了包括速度、压力、摩擦阻力、雷诺应力和阻力等在内的大量水动力和流场数据。SUBOFF 潜艇主艇体总长 L=4.356 m，其中前体（进流段）长L1=1.016 m，平行中体长L2=2.229 m，后体（去流段）长L3=1.111 m，最大直径2 R=0.508 m。图1为SUBOFF潜艇主艇体纵剖面示意图。本文关注的艇体参数主要包括艇体半径 R、艇艏长度和艇艉长度，可对这些参数进行变值以t()k+xi()kui=xj +tkkxj+Gk+Gb-YM+Sk（3）t()+xi()ui=xj +txj+G1k()Gk+G3Gb-G22k+S（4）图1SUBOFF潜艇主艇体纵剖面图Fig.1The main hull profile of SUBOFF submarine2 R=0.508 mL1=1.016 mL2=2.229 mL=4.356 m44第3期构造系列艇型。为保证艇体参数变值分析（或对比分析）结论具有工程应用价值，应保持改良艇型与 SUBOFF 潜艇主艇体艇型的总排水量基本相等，即要在较小范围内改变上述艇体参数。通过仿射变换11构造了 6 种改良艇型：改变艇体半径，分别为原艇型半径的1.02和0.98倍；改变潜艇前体长度，分别为原艇前体长度的 1.1 和0.9倍；改变潜艇后体长度，分别为原艇后体长度的1.1和0.9倍。3网格划分及求解设定3.1网格划分模型网格划分主要采用分块网格划分技术，网格数约 200万，艇艏、艉艉处均采用非结构网格进行加密，其他部分则采用结构化网格。由于SUBOFF 潜艇主艇体为轴对称回转体，因此只需计算1/4艇体，并将其对称面设定为对称边界。图2所示为计算流域和网格划分图，其中，计算域入口距离艇艏约1倍艇长，控制域出口距离艇尾约3倍艇长，圆柱半径为约 1倍艇长。同时，距离船体较近处的网格较密，距离船体较远处的网格较稀，曲率较大处的网格较密，曲线平缓处的网格较稀。3.2求解设定可采用 RNG k-湍流模型设置来求解参数。采用稳态求解器，对压力速度耦合项选取SIMPLE算法进行解耦；采用有限体积法离散动量方程，其中对流项采用二阶迎风差分格式，扩散项采用中心差分格式；离散得到的代数方程采用Gauss-Seidel迭代求解12。整个计算域边界分为入口、出口、壁面和外部边界，所研究的 SUBOFF 潜艇模型粘性绕流视为不可压缩流动，各边界条件设置如下：1）入口边界：入口距离艇艏约1倍艇长，设定有速度入口（velocity inlet），来流速度大小与方向，（速度方向指向X轴正方向，速度大小等于模型速度），入口湍流强度设定为 1%，其他参数采用FLUENT默认值。2）出口边界：出口距离艇艉约 2.7倍艇长，设定有压力出口（pressure outlet）边界。在该边界下，要给定出口的静压值，计算中通过 UDF(用户自定义函数)设定出口压力值。由于潜艇浸没于水下，故 UDF设定的出口压力值由P=gh给出，其中为水的密度，kg/m3；g为重力加速度；h为潜艇浸没于水中的深度，m。3）对称边界：将模型对称面所在平面，即计算域的对称面，设定为对称边界（symmetry）。在对称面上，既没有质量的交换，也没有热量等其它物理量的交换，FLUENT 设定垂直于对称面的速度分量为零。在计算中，该边界条件不需要给定任何参数。4）外边界：将计算域平行于来流方向的外表面设定为Wall，并设定其为滑动壁面，其速度与来流速度相等。5）壁面边界：设定艇体表面为不可滑移壁面条件，设为Wall。4计算结果及分析按以上所述方法，对 SUBOFF 潜艇主艇体艇型及其改良艇型的艇体粘性绕流进行数值模拟。为降低网格和计算设定等因素造成的误差，应设定改良艇型与 SUBOFF 潜艇主艇体艇型的计算域、网格划分、壁面条件设定等条件一致。在无法得到 SUBOFF潜艇相关尾流信号特征实验数据的情况下，为验证网格和求解设置的合理性以及模拟结果的有效性，本文选取 SUBOFF潜艇主艇体艇型粘性绕流数值计算的阻力结果和艇体压力系数与相应的试验结果进行对比，从侧面验证了模拟结果的正确性。表 1所示为 SUBOFF潜艇主艇体试验所得阻力及阻力系数的试验结果和计算结果对比，可见计算结果较试验结果偏低，且计算误差可以控制在合理的范围内。图 3所示为沿主艇体的压力系数分布，压力系数的表达式为Cp=p12v2L2。其中：p为压力，Pa；为水的密度，kg/m3；v为速度，m/s；L为特征长度，m。图中，x 为艇体上所测点到基点的纵向距离与艇体长度，L 为艇体长度。计算结果和试验结果对比表明，计算所得艏部压力系数偏低，艉部压力系数偏高，但总体精度较高。因此，满足基本艇型参数变值对尾流信号特图2SUBOFF潜艇网格划分Fig.2Grid partition of SUBOFF submarine入口边界艇体yxz出口边界GridMay 07，2012FLUENT 6.3（3d，PHNS，lam）赵鹏伟等：基于潜艇模型尾流湍流强度和耗散率的CFD模拟45第9卷中国舰船研究征影响分析的要求。图 4图 6所示分别为 SUBOFF潜艇主艇体艇型和 6 种改良艇型在来流速度为 3.054 2 m/s 时，艇后约 1/22倍艇长处艇体轴线附近的湍流强度。其中，r为所测点与艇体轴线的距离，R 为艇体半径。图中显示，湍流强度约在艇体半径 0.2 R0.25 R处到达最高点。图 4显示：在靠近艇体轴线的区域，湍流强度随半径的减小而降低，湍流强度值在峰点处降低约 2.4%；随着距离艇体轴线距离的增大，湍流强度随半径的变化逐渐呈现相反的趋势。图5和图6显示：艇艏缩短和艇艉加长均能降低艇后 1/22倍艇长处的湍流强度，其大小在峰点处降低约1.9%和3.5%；加长艇艉能够更有效地降低艇后近处尾流场的湍流强度。图 7图 9 为 SUBOFF 潜艇主艇体艇型和 6 种改良艇型在来流速度为 3.054 2 m/s 时，艇后约1/22倍艇长处艇体轴线附近的湍流耗散率。图中显示：湍流耗散率在艇体轴线处较高，随后稍微降低；约在艇体半径0.2 R0.25 R处再次达到局部峰点，在 0.22 R处，SUBOFF潜艇主艇体艇型的湍流耗散率达到最高点。据此，定义艇体半径 0.22 R处的湍流耗散率值为艇后1/22倍艇长处湍流耗散率的特征点，即此处最能代表湍流耗散率值的变化。图中显示：湍流耗散率在艇后近尾流场随半径的降低而降低，特征点处的湍流耗散率降低约6.8%；艇艏和艇艉加长也都有利于降低艇后的湍0.0540.0520.050.0480.0460.0440.040.0400.0380.0360.050.10.150.20.250.30.350.40.450.5r/Re原艇1.1倍艇艏0.9倍艇艏图5改变艇艏长度后，艇后1/22倍艇长处的湍流强度Fig.5Turbulence intensity at the back of submarine afterchanging the length of the bow(at L/22)0.0540.0520.050.0480.0460.0440.040.0400.0380.0360.050.10.150.20.250.30.350.40.450.5r/Re原艇1.1倍艇艉0.9倍艇艉图6改变艇艉长度后，艇后1/22倍艇长处的湍流强度Fig.6Turbulence intensity at the back of submarine afterchanging the length of the stern(at L/22)速度/（m s-1）3.054 25.1446.090 57.160 48.230 49.254 1试验值阻力/N87.4242.2332.9451.5576.9697.0阻力系数0.003 1350.003 0620.003 0030.002 9460.002 850.002 723计算值阻力/N87.061 15229.587 6314.033 1424.071 6549.292 6683.189阻力系数0.003 1230.002 9030.002 8320.002 7670.002 7130.002 669表1阻力结果对比Tab.1Comparation of drag results1.510.50-0.500.20.40.60.81x/LCp实验值RANS计算值图3沿主艇体的压力系数分布Fig.3Distribution of pressure coefficient along thesubmanine main hull0.0540.0520.050.0480.0460.0440.040.0400.0380.0360.050.10.150.20.250.30.350.40.450.5r/Re原艇1.02倍半径0.98倍半径图4改变艇体半径后，艇后1/22倍艇长处的湍流强度Fig.4Turbulence intensity at back of the submaine afterchanging the radius of the hull(at L/22)46第3期流耗散率，特征点处的湍流耗散率降低约 5%和 11.7%。图 10图 12所示分别为 SUBOFF潜艇主艇体艇型和 6 种改良艇型在来流速度为 3.054 2 m/s时，艇后 2.7 倍艇长处的湍流强度值。图中显示，在远尾流场，增加艇体半径、加长艇艏和艇艉长度均有利于降低尾湍流强度，但此时尾流强度值随艇后距离的增加迅速降低，由此可知，艇体半径、艇艏和艇艉长度对湍流强度峰值的影响不大。图中显示，艇体半径、艇艏和艇艉长度对湍流强度峰值的影响主要体现在尾流场区域范围。可定义湍流强度大于此处湍流强度峰值 1/3倍的区0.160.140.120.10.080.060.040.050.10.150.20.250.30.350.40.450.5r/R原艇1.1倍艇艏0.9倍艇艏图8改变艇艏长度后，艇后1/22倍艇长处的湍流耗散率Fig.8Turbulence dissipation rate at the back of submarine afterchanging the length of the bow(at L/22)0.160.140.120.10.080.060.040.050.10.150.20.250.30.350.40.450.5r/R原艇1.1倍艇艉0.9倍艇艉图9改变艇艉长度后，艇后1/22倍艇长处的湍流耗散率Fig.9Turbulence dissipation rate at the back of submarine afterchanging the length of the stern(at L/22)0.30.0250.020.0150.010.050e00.20.40.60.811.21.41.6r/R原艇1.02倍半径0.98倍半径图10改变艇体半径后，艇后2.7 倍艇长处的湍流强度Fig.10Turbulence intensity at the back of submarine afterchanging the radius of the hull(at 2.7 L)0.30.0250.020.0150.010.050e00.20.40.60.811.21.41.6r/R原艇1.1倍艇艉0.9倍艇艉图12改变艇艉长度后，艇后2.7 倍艇长处的湍流强度Fig.12Turbulence intensity at the back of submarine afterchanging the length of the stern(at 2.7 L)0.30.0250.020.0150.010.050e00.20.40.60.811.21.41.6r/R原艇1.1倍艇艏0.9倍艇艏图11改变艇艏长度后，艇后2.7 倍艇长处的湍流强度Fig.11Turbulence intensity at the back submarine afterchanging the length of the bow(at 2.7 L)0.160.140.120.10.080.060.040.050.10.150.20.250.30.350.40.450.5r/R原艇1.02倍半径0.98倍半径图7改变艇艉半径后,艇后1/22倍艇长处的湍流耗散率Fig.7Turbulence dissipation rate at the back of submarineafter changing the radius of the hull(at L/22)赵鹏伟等：基于潜艇模型尾流湍流强度和耗散率的CFD模拟47第9卷中国舰船研究域为特征区域，该特征区域是以艇体轴线为圆心的圆，特征区域的大小通过圆的半径表示。这里，研究特征区域变化的意义要大于研究湍流强度峰值变化的意义。增加艇体半径、加长艇艏和艇艉长度后，特征区域半径可分别降低 0.87%，1.9%和 2.2%。图 13图 15分别为 SUBOFF潜艇主艇体艇型和 6 种改良艇型在来流速度为 3.054 2 m/s 时，艇后 2.7 倍艇长处的湍流耗散率值曲线。图中显示，增加艇体半径后的湍流耗散率峰值降低约3.2%，增加艇艉长度后的湍流耗散率峰值降低约1.8%，而增大艇艏长度对艇后远处流场湍流耗散率的影响很小。5结论综合本文研究，得出结论如下：1）增加艇体半径有利于抑制远尾流场处的湍流信号特征。在艇后 2.7 倍处的湍流强度特征区域半径和湍流耗散率峰值分别降低 0.87%和3.2%；在近尾流场处增加艇体半径则不利于抑制尾流场信号特征。2）缩短艇艏长度可降低近尾流场处湍流特征信号。在艇后 1/22 倍艇长处的湍流强度和湍流耗散率峰值降低约 1.9%和 5%；在远处随艇艏长度减小，特征区域半径增加。3）增加艇艉长度在近处、远处尾流场均能明显降低其信号特征。在艇后 1/22 倍艇长处的湍流强度和湍流耗散率峰值降低约 3.5%和 11.7%；在艇后 2.7 倍艇长处的湍流强度特征区域半径和湍流耗散率峰值降低约2.2%和1.8%。综上所述，加长艇艉长度是降低艇后湍流信号特征的最有效途径。参考文献：1 吴方良，吴晓光，许建，等.潜艇主艇体三维粘性流场数值计算方法研究J.中国造船，2009，50（2）：12-22.WU Fangliang，WU Xiaoguang，XU Jian，et al.Method of numerical calculation of the 3D viscous flow fieldover a submarine main hull J.Shipbuilding of China，2009，50（2）：12-22.2ZHANG N，YING L M，YAO H Z，et al.Numericalsimulation of free surface viscous flow around submarineJ.Journal of Ship 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