郜冶，譚大力，李海旭，王金玲，劉長(zhǎng)猛

(1.哈爾濱工程大學(xué)航天與建筑工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001;2.海軍裝備研究院，北京100192;3.中國(guó)船舶工業(yè)系統(tǒng)工程研究院，北京100094)

大型水面艦船的機(jī)動(dòng)性對(duì)軍事戰(zhàn)術(shù)的實(shí)施尤其對(duì)艦載機(jī)的起飛降落過(guò)程起著決定性作用，這就要求艦船在航行過(guò)程中必須確定相對(duì)于優(yōu)勢(shì)風(fēng)的正確航向和特定的前進(jìn)速度，確保艦載機(jī)安全著艦［1］。目前大型艦船主要依靠安裝在船橋中央桅桿上的測(cè)風(fēng)儀器測(cè)量風(fēng)速，風(fēng)速儀本身的測(cè)量精度符合要求，但由于受艦船甲板及其艦上島型建筑周圍渦流的影響安裝在渦流區(qū)的風(fēng)速儀測(cè)得的風(fēng)場(chǎng)與實(shí)際真風(fēng)存在很大的誤差。在國(guó)外，M.L.Thiebaux利用風(fēng)洞試驗(yàn)研究了艦載風(fēng)速儀的誤差校正問(wèn)題［2］;P.K.Taylor和 E.C.Kent等針對(duì)商用船，利用實(shí)驗(yàn)和CFD方法研究了受船體影響其周圍風(fēng)場(chǎng)產(chǎn)生的扭曲和變形對(duì)風(fēng)速儀測(cè)量精度的影響，并與衛(wèi)星測(cè)報(bào)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比［3-4］;Philippe L.Nacass采用 CFD計(jì)算船載風(fēng)速儀周圍的氣流失真現(xiàn)象［5］。在國(guó)內(nèi)，劉連吉等用實(shí)驗(yàn)方法研究了船上風(fēng)速儀測(cè)量風(fēng)速與浮標(biāo)測(cè)量風(fēng)速的誤差，并提出了測(cè)量風(fēng)速的改進(jìn)意見(jiàn)［6-7］;劉慧等將船測(cè)風(fēng)場(chǎng)資料與QuikSCAT衛(wèi)星遙感風(fēng)場(chǎng)資料進(jìn)行對(duì)比分析研究了船測(cè)風(fēng)場(chǎng)偏差統(tǒng)計(jì)特征［8］。近年來(lái)郜冶等致力于艦船流場(chǎng)的CFD計(jì)算，文獻(xiàn)［9］中運(yùn)用CFD計(jì)算空氣正向流過(guò)滑躍式艦船產(chǎn)生的甲板氣流場(chǎng)，討論分析不同網(wǎng)格劃分形式對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，通過(guò)對(duì)全尺寸的滑躍式甲板艦船的數(shù)值計(jì)算分析得到艦船甲板氣流場(chǎng)渦旋結(jié)構(gòu)特征，并將不同湍流模型應(yīng)用于流場(chǎng)計(jì)算，分析了艦船流場(chǎng)的特點(diǎn)。文獻(xiàn)［10］利用FLUENT軟件UDF接口將LK和MMK模型引入FLUENT進(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算改進(jìn)了計(jì)算結(jié)果。

本文采用數(shù)值模擬方法對(duì)不同工況下風(fēng)速儀周圍的氣流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算分析，得出風(fēng)速儀更加合適的安裝位置。如計(jì)算條件允許，理論上可以研究流體在任何條件下的運(yùn)動(dòng)，再現(xiàn)風(fēng)速儀周圍的風(fēng)場(chǎng)。

1 數(shù)值模擬物理模型與數(shù)學(xué)描述

1.1 物理模型

為便于計(jì)算，將風(fēng)速儀安裝位置處物理模型(包括梯形柱臺(tái)、雷達(dá)、天線和其他附屬結(jié)構(gòu))進(jìn)行合理簡(jiǎn)化，忽略掉不影響流場(chǎng)特征的細(xì)微結(jié)構(gòu)如毫米級(jí)的天線、柱臺(tái)上的小孔等，簡(jiǎn)化后的模型如圖1所示。

圖1 計(jì)算模型Fig.1 The calculation model

計(jì)算區(qū)域X軸表示船長(zhǎng)方向，由船頭指向船尾為正方向，Y軸表示船寬方向，由左舷指向右舷為正方向，Z軸表示豎直方向，由下方指向上方為正方向，模型關(guān)于中心位置左右對(duì)稱。坐標(biāo)原點(diǎn)位于梯形柱體底部中心處，現(xiàn)有方案風(fēng)速儀安裝在如圖2中所示監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置，其坐標(biāo)分別為D(0.0 m，-3.68 m，13.23 m)、D'(0.0 m，3.68 m，13.23 m)。

圖2 風(fēng)速儀監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置俯視圖Fig.2 The location of the anemometers in the top viewport

1.2 數(shù)學(xué)模型

艦船及其風(fēng)速儀周圍的流場(chǎng)屬于三維復(fù)雜湍流場(chǎng)，為簡(jiǎn)化計(jì)算設(shè)空氣為不可壓縮流體且符合Boussinesq假設(shè)，流動(dòng)為穩(wěn)態(tài)紊流，忽略固體壁面間的熱輻射。采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型對(duì)氣流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬。建立流場(chǎng)穩(wěn)定后的湍流控制通用方程［11-12］:

式中:div(ρVφ)表示對(duì)流項(xiàng)，div(Γgrad φ)表示擴(kuò)散頂，S表示源項(xiàng)?？刂品匠贪ㄟB續(xù)方程如式(2)、動(dòng)量方程如式(3)、能量方程如式(4)、k方程如式(5)和ε方程如式(6)。

式中:Gk是由平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)，μ是湍動(dòng)粘度，可表示t成湍動(dòng)能k和耗散率 ε 的函數(shù)，即 μt=ρCμk2/ε;C1ε、C2ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù);σk、σε分別是湍動(dòng)能k和耗散率ε對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù)。在數(shù)值模擬過(guò)程中，各系數(shù)取為Cμ=0.09，C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.0，σε=1.3，σT=0.9。

2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

2.1 網(wǎng)格劃分

流場(chǎng)計(jì)算區(qū)域取風(fēng)速儀前為10倍柱臺(tái)底面邊長(zhǎng)(柱臺(tái)底面邊長(zhǎng)為5.75 m)，風(fēng)速儀后為20倍柱臺(tái)底面邊長(zhǎng)，左右均為5倍柱臺(tái)底面邊長(zhǎng)，垂向?yàn)?倍柱臺(tái)底面邊長(zhǎng)，基于柱臺(tái)底面邊長(zhǎng)為特征尺度的雷諾數(shù)量級(jí)為1.0×107。由于計(jì)算模型比較復(fù)雜采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，對(duì)梯形柱臺(tái)、雷達(dá)、天線及附屬結(jié)構(gòu)區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。全部網(wǎng)格由ANSYS ICEM生成，網(wǎng)格總數(shù)為8.77×106，計(jì)算區(qū)域及全流場(chǎng)網(wǎng)格如圖3所示，局部網(wǎng)格加密如圖4所示。

圖3 計(jì)算區(qū)域及全流場(chǎng)整體網(wǎng)格Fig.3 The calculation region and grids for the whole flow field

圖4 局部網(wǎng)格加密Fig.4 The refinement of local grid

2.2 邊界條件

計(jì)算中入口設(shè)為速度入口(具體速度方向大小隨不同計(jì)算工況改變)，梯形柱體、雷達(dá)、天線及附屬結(jié)構(gòu)所有表面均設(shè)定為無(wú)滑移壁面，其余邊界均設(shè)為自由滑移壁面，出口設(shè)為壓力出口。

3 數(shù)值計(jì)算與結(jié)果分析

3.1 CFD計(jì)算方法驗(yàn)證

采用文獻(xiàn)［11］中的方法驗(yàn)證CFD計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，將相同計(jì)算方法及網(wǎng)格劃分方法的美國(guó)LHA級(jí)艦船的CFD計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)［15］中的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。LHA模型為1/48縮比模型，全長(zhǎng)為 5.2 m，甲板寬為 0.75 m，網(wǎng)格數(shù)量約為 2.0×106，U0=6.858 m/s，使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε 模型進(jìn)行計(jì)算。驗(yàn)證計(jì)算中，著艦點(diǎn)位置如圖5中所示。

圖5LHA著艦點(diǎn)的位置(m)Fig.5 The touchdown points of LHA(m)

圖6為CFD計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)［15］中風(fēng)洞試驗(yàn)V-22旋翼通過(guò)艦點(diǎn)2的傾斜軌道上垂向速度對(duì)比。橫坐標(biāo)為坐標(biāo)值與甲板寬度d的比值，縱坐標(biāo)為Z向速度W與入口速度U0的比值。圖6中數(shù)據(jù)對(duì)比顯示CFD計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，誤差不超過(guò)7%。證明論文中運(yùn)用的網(wǎng)格劃分方法及標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型可以用于預(yù)測(cè)船體繞流場(chǎng)的特征。

圖6 著艦點(diǎn)2傾斜軌道上垂向速度對(duì)比Fig.6 The vertical velocity of inclined orbit comparison at touchdown point 2

3.2 現(xiàn)有風(fēng)速儀安裝方案流場(chǎng)計(jì)算及數(shù)據(jù)分析

為討論不同船速、風(fēng)速及不同風(fēng)向角對(duì)風(fēng)速儀測(cè)量位置處流場(chǎng)的影響，對(duì)現(xiàn)有安裝方案設(shè)置3種工況進(jìn)行對(duì)比，當(dāng)船速3 m/s，風(fēng)速3 m/s(低航速低風(fēng)速)時(shí)記為工況A;當(dāng)船速14 m/s，風(fēng)速3 m/s(高航速低風(fēng)速)時(shí)記為工況 B;當(dāng)船速14 m/s，風(fēng)速14 m/s(高航速高風(fēng)速)時(shí)記為工況C。并對(duì)每種工況設(shè)置4種不同的風(fēng)向角進(jìn)行計(jì)算，圖3中給出了風(fēng)向角示意表示，從船體正前方吹風(fēng)時(shí)設(shè)為是0°風(fēng)，從船體左舷吹風(fēng)時(shí)設(shè)是左舷風(fēng)，由于模型關(guān)于中心位置左右對(duì)稱，因此只計(jì)算左舷風(fēng)。計(jì)算時(shí)風(fēng)向角分別選取 0°、10°、20°、30°。將每種工況左右監(jiān)測(cè)點(diǎn)D、D＇處數(shù)據(jù)進(jìn)行提取，分離出此處風(fēng)向角α'及風(fēng)速υ'，并與無(wú)窮遠(yuǎn)處真風(fēng)風(fēng)向角α及風(fēng)速υ進(jìn)行對(duì)比，得到風(fēng)向角差值 Δα和風(fēng)速差值的模，其計(jì)算方法如圖7所示?，F(xiàn)定義風(fēng)向角差值Δα方向:與實(shí)際真風(fēng)相比，監(jiān)測(cè)點(diǎn)真風(fēng)逆時(shí)針偏轉(zhuǎn)為正，順時(shí)針偏轉(zhuǎn)為負(fù)。

圖7 風(fēng)向角差值和風(fēng)速差值計(jì)算示意圖Fig.7 The calculation schematic diagram for wind angle and vector difference

圖8和圖9分別為工況A、B、C在不同風(fēng)向角α?xí)rα'及e(υ')計(jì)算結(jié)果，其中e(υ')表示風(fēng)速值誤差。風(fēng)速儀在現(xiàn)有安裝位置得到的α'及e(υ')均較大，其中工況A與工況C誤差相差不大，而工況B中α'及e(υ')遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于工況A和工況C，即低風(fēng)速高船速時(shí)風(fēng)速儀的測(cè)量誤差急劇升高;隨α值增大，各工況近風(fēng)側(cè)D測(cè)點(diǎn)(左舷測(cè)點(diǎn))α'誤差逐漸減小，遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)D＇測(cè)點(diǎn)(右舷測(cè)點(diǎn))α'誤差逐漸增大，且遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)誤差明顯小于近風(fēng)側(cè)誤差;但隨風(fēng)向角α增大，工況B及工況C中風(fēng)速值誤差e(υ')減小，工況A在α=30°時(shí)風(fēng)速值誤差e(υ')明顯增大，且遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)風(fēng)速值誤差始終略大于近風(fēng)側(cè)誤差。

圖8 3種工況不同位置處α'計(jì)算結(jié)果Fig.8 The calculation result α'for the 3 conditions

圖9 3種工況不同位置風(fēng)速值誤差計(jì)算結(jié)果Fig.9 The wind speed error for the 3 conditions

3.3 風(fēng)速儀其他安裝方案流場(chǎng)計(jì)算及數(shù)據(jù)分析

鑒于風(fēng)速儀在現(xiàn)有安裝位置風(fēng)向角及風(fēng)速值測(cè)量誤差均較大，特設(shè)置風(fēng)速儀不同安裝位置進(jìn)行計(jì)算，試圖找到更合適的安裝位置以減小測(cè)量誤差。

不改變風(fēng)速儀安裝高度，分別令x為0 m、-4.6 m 時(shí)，y為±3、±4、±5、±6、±7，±8 m，即將風(fēng)速儀安裝位置在x=0 m與z=13.23 m及x=-4.6 m與z=13.23 m交線上分別由內(nèi)向外進(jìn)行平移。風(fēng)速儀監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布線如圖2中所示。

3種工況都分別對(duì)α為0°和30°時(shí)，風(fēng)速儀安裝在不同測(cè)點(diǎn)時(shí)的流場(chǎng)風(fēng)速進(jìn)行計(jì)算。圖10和11分別為3種工況在不同風(fēng)向角α值時(shí)不同測(cè)點(diǎn)的α'計(jì)算結(jié)果，圖12和13分別為3種工況在不同風(fēng)向角α值時(shí)不同測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速值誤差e(υ')。

圖10 α為0°時(shí)3種工況不同位置處α'計(jì)算結(jié)果Fig.10 α'calculation result for the 3 conditions in 0°

圖11 α為30°時(shí)3種工況不同位置處α'計(jì)算結(jié)果Fig.11 α'calculation result for the 3 conditions in 30°

圖12 α為0°時(shí)3種工況不同位置風(fēng)速值誤差計(jì)算結(jié)果Fig.12 Wind speed error for the 3 conditions in 0°

圖13 α為30°時(shí)3種工況不同位置風(fēng)速值誤差計(jì)算結(jié)果Fig.13 Wind speed error for the 3 conditions in 30°

計(jì)算結(jié)果顯示隨著風(fēng)速儀安裝位置由內(nèi)向外移動(dòng)，風(fēng)向角α'及風(fēng)速值誤差e(υ')均隨y值絕對(duì)值(風(fēng)速儀監(jiān)測(cè)點(diǎn)距中心的距離)增大而減小，即將風(fēng)速儀安裝位置向外移動(dòng)有助于減小測(cè)量誤差。在遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)，3種工況x=-4.6 m處的α'誤差普遍略大于x=0處，且隨α增大2位置處的α'差距加大。在近風(fēng)側(cè)，工況A和C在x=-4.6 m處的α'誤差小于x=0處，且隨風(fēng)向角α增大兩位置處的α'差距加大;而工況B在x=-4.6 m處的風(fēng)向角α'誤差略大于x=0 m處，且隨風(fēng)向角α增大兩位置處的α'差距減小。對(duì)于風(fēng)速值，3種工況在x=-4.6m處誤差均明顯小于x=0處，且隨風(fēng)向角增大兩位置處風(fēng)速值誤差差距加大。即將風(fēng)速儀安裝位置向前移到天線位置處可以明顯減小風(fēng)速值測(cè)量誤差且風(fēng)向角測(cè)量誤差不會(huì)顯著增大。

3.4 船體結(jié)構(gòu)對(duì)流場(chǎng)影響

以上計(jì)算中僅考慮風(fēng)速儀安裝位置的物理模型，忽略了船體結(jié)構(gòu)的影響。為討論船體結(jié)構(gòu)對(duì)風(fēng)速儀測(cè)量位置處流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響，將船體模型和風(fēng)速儀模型合并，如圖14所示。當(dāng)船速為0，風(fēng)速為5 m/s時(shí)為工況D，當(dāng)船速為0，風(fēng)速為20 m/s時(shí)為工況E，且分別對(duì)風(fēng)速儀模型及合并模型進(jìn)行計(jì)算。工況D對(duì)風(fēng)向角為0°，工況E對(duì)風(fēng)向角為0°和30°時(shí)，風(fēng)速儀不同測(cè)點(diǎn)的流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算。

圖14 船體和風(fēng)速儀合并模型Fig.14 The merge model of ship and anemoscope

圖15～20分別為工況D、E風(fēng)向角及風(fēng)速值誤差計(jì)算結(jié)果。計(jì)算結(jié)果顯示2種工況風(fēng)速儀單獨(dú)模型與合并模型測(cè)量誤差隨y值的變化趨勢(shì)是相同的，隨風(fēng)速儀安裝位置向外延伸兩模型的風(fēng)向角及風(fēng)速值測(cè)量誤差差距均減小。

圖15 α為0°時(shí)工況D風(fēng)向角差值α'計(jì)算結(jié)果Fig.15 α'calculation results for condition D in 0°

圖16 α為0°時(shí)工況E風(fēng)向角差值α'計(jì)算結(jié)果Fig.16 α'calculation results for condition E in 0°

圖17 α為30°時(shí)工況E風(fēng)向角差值α'計(jì)算結(jié)果Fig.17 α'calculation results for condition E in 30°

圖18 α為0°時(shí)工況D風(fēng)速值誤差計(jì)算結(jié)果Fig.18 e(υ')calculation results for condition D in 0°

圖19 α為0°時(shí)工況E風(fēng)速值誤差計(jì)算結(jié)果Fig.19 e(υ')calculation results for condition E in 0°

圖20 α為30°時(shí)工況E風(fēng)速值誤差計(jì)算結(jié)果Fig.20 e(υ')calculation results for condition E in 30°

α=0°時(shí)，距離中心位置3 m以外，在左右舷對(duì)稱位置2種模型測(cè)得的風(fēng)向角α'數(shù)值基本相等但方向相反，且2種模型測(cè)量結(jié)果的差值基本維持在2°以內(nèi);對(duì)于風(fēng)速值測(cè)量誤差，在距離中心位置1～4 m，風(fēng)速儀單獨(dú)模型測(cè)量結(jié)果明顯大于合并模型的測(cè)量結(jié)果，在距離中心位置4 m以外，合并模型測(cè)量的風(fēng)速值誤差略微大于風(fēng)速儀單獨(dú)模型的測(cè)量結(jié)果但兩模型的測(cè)量誤差在3%以內(nèi)。

α=30°時(shí)，遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)的風(fēng)向角及風(fēng)速值誤差測(cè)量結(jié)果均大于近風(fēng)側(cè)的測(cè)量結(jié)果，近風(fēng)側(cè)在4 m以外兩模型風(fēng)向角測(cè)量值的差值在5°以內(nèi)，風(fēng)速值誤差的差值在2%以內(nèi)，而在遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)，2種模型的測(cè)量誤差差距相對(duì)較大。

4 結(jié)論

1)風(fēng)速儀在現(xiàn)有安裝位置測(cè)量誤差較大，其中低風(fēng)速高船速時(shí)風(fēng)速儀的測(cè)量誤差急劇升高。

2)隨吹風(fēng)角度增大，近風(fēng)側(cè)風(fēng)向角測(cè)量誤差逐漸減小，遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)風(fēng)向角測(cè)量誤差逐漸增大，且遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)風(fēng)向角測(cè)量誤差明顯小于近風(fēng)側(cè)風(fēng)向角測(cè)量誤差。

3)隨吹風(fēng)角度增大，風(fēng)速值測(cè)量誤差變化不大，且遠(yuǎn)風(fēng)側(cè)風(fēng)速值測(cè)量誤差始終略大于近風(fēng)側(cè)風(fēng)速值測(cè)量誤差。

4)將風(fēng)速儀安裝位置向外平移有利于減小風(fēng)向角和風(fēng)速值測(cè)量誤差;將風(fēng)速儀安裝位置向前移到天線位置處可以明顯減小風(fēng)速值測(cè)量誤差且風(fēng)向角測(cè)量誤差不會(huì)顯著增大。

5)船體本身會(huì)對(duì)風(fēng)速儀附近的流場(chǎng)產(chǎn)生較大的影響。在此區(qū)域內(nèi)，合并模型風(fēng)速儀測(cè)量精度明顯較風(fēng)速儀單獨(dú)模型低，隨風(fēng)速儀安裝位置外移，2種模型的測(cè)量差距減小，尤其在近風(fēng)側(cè)2種模型的測(cè)結(jié)果基本相同。此時(shí)可以使用風(fēng)速儀單獨(dú)模型代替合并模型進(jìn)行定性分析，但是定量分析時(shí)應(yīng)該使用合并模型。

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