DARPA2潜艇模型非定常流动粘性流场和水动力计算

于向阳，姚凌虹，孟庆昌，刘巨斌，张志宏

(1. 海军航空大学青岛校区，山东 青岛 266000；2. 海军工程大学，湖北 武汉 430033)

0 引 言

潜艇水下操纵性能研究，与潜艇的安全航行密切相关，是其进行战术机动的重要保证，同时有着直接的作战应用背景。实际航行中的潜艇是一种复杂运动的组合体。一方面，其高速、大攻角及强机动的运动特征，使其呈现出非定常性与强非线性；另一方面，潜艇作有攻角机动时，即使攻角保持不变，由于边界层分离产生漩涡，流动仍然会呈现出非定常特征。这就给理论和试验研究带来了很大的困难，采用数值模拟是切实可行的研究方法[1–3]。

本文以DARPA2潜艇模型为研究对象，采用基于非结构化网格的有限体积法，数值求解非定常、不可压缩的RANS方程，湍流模型采用SA模式，在SA模式中，速度-压力耦合SIMPLE方法处理，对流项采用2阶迎风格式，非定常项采用2阶精度离散，隐式迭代求解方程组，非稳态迭代时间步长=2.322 4×10–3s（无量纲时间步长=3.73×10–2），步进200歩，非稳态流场速度由UDF给定，得到非定常粘性流场和水动力数值计算结果，并与文献[1]的实验结果进行对比。

1 数值离散方法

采用CFD软件数值求解DARPA2潜艇模型粘性流场和水动力，采用基于非结构化网格的有限体积法，数值求解非定常、不可压缩的RANS方程。

湍流模型采用SA模式，在SA模式中，生成项所采用的形式为：

速度-压力耦合采用SIMPLE方法处理，对流项采用2阶迎风格式，非定常项采用2阶精度离散，隐式迭代求解方程组。计算雷诺数Re=5.52×106，初值收敛准则为所有求解变量的无量纲残差下降4个量级，非稳态迭代时间步长=2.322 4×10–3s（无量纲时间步长=3.73×10–2），步进200歩，模型的运动状态由UDF定义。

1.1 计算模型

计算对象为DARPA2潜艇模型（见图1），模型主要参数如表1所示，包括艇主体、指挥台围壳、尾附体。数值计算在惯性坐标系中进行，采用直角坐标系，原点取在模型头部顶端，x轴与艇体的对称轴重合，方向与无攻角时来流方向一致，z轴竖直向上，y轴水平，计算时直角坐标系保持为模型处于零攻角时的位置，当模型作操纵运动时，坐标不变，而模型与坐标系产生相对运动；在所定义的坐标系下， 规定来流的z方向速度分量正时为正攻角，初始攻角为0°。

图 1 全附体DARPA2模型Fig. 1 DARPA2 submarine model with sail and stern appendages mounted

表 1 DARPA2潜艇模型主要参数Tab. 1 DARPA2 model scale

考虑到模型本身的对称性，同时操纵运动仅为xz面内的非定常回转运动，在不影响数值计算的准确性前提下，仅对半艇体流动进行数值计算，以减少计算量；计算域为半圆柱体区域，范围：–2.0≤x/L≤5.2，–2≤z/L≤2，0≤y/L≤2，其中 L为艇体长度，L=2.236 m，计算域如图2所示。

图 2 模型的边界条件设置Fig. 2 Boundary setting of the computational domain

1.2 边界条件

边界条件设置可分为初始流场状态和非稳态运动状态2个阶段。

初始边界条件（见图2）：半圆柱体的左半圆面AEB（x/L=–2.0处）定义为速度入口，给定速度大小和方向；半圆柱体的右半圆面DFC（x/L=5.2处）定义为压力出口；半圆柱面的上、下两部分（EBCF/AEFD），及主体、指挥台围壳、尾附体，定义为无滑移壁面，速度分量和湍动能为0，以加速收敛，获得较好的初值；对称面上，法向速度分量为0，平行于对称面的速度分量的法向导数和所有标量的法向导数为0；初始攻角为0。

非稳态时模型作操纵运动，攻角发生改变，变化范围由0°～–25°，须调整边界条件，以适应运动状态的变化，此时定义半圆柱面的上半部分EBCF（z＞0）为速度入口；半圆柱面的下半部分AEFD（z≤0）为压力出口，考虑到在迭代过程中，有可能存在数值上的反向流动，设置出口回流方向的方式为垂直于出口面；由于采用惯性坐标系，体网格是运动的，定义体网格和物面旋转中心（0.659 62，0，0）和旋转轴y轴，角速度由UDF定义。角速度曲线，具体描述如如图3及表2所示（实验数据来自文献[1]）。

1.3 网格设置

体网格采用基于四面体的非结构化网格形式，边界层网格进行加密处理，网格密度由模型表面至远场由密到疏分布。

图 3 角速度ω随时间变化曲线Fig. 3 ω vs. time

表 2 不同模型的角速度函数Tab. 2 The function of ω for different model

表 3 网格主要参数Tab. 3 The grids for simulation

考虑到对模型进行非稳态运动模拟时，网格动态变化，网格需要均匀衔接，以避免网格的奇异变化导致迭代不收敛。

2 动态边界处理

本文中应用动网格技术处理含有动态边界问题的非稳态运动状态，边界运动由UDF定义。

2.1 UDF编写

用户自定义函数UDF（User-Defined Function）是CFD软件提供的一个用户接口，使用者可以通过它与CFD软件的内部数据进行交流，方便用户解决一些标准的CFD软件模块不能解决的问题[4–6]。

图 4 攻角–25°物面（model-1）Fig. 4 for the wall at –25° （model-1）

图 5 攻角–25°物面 （model-2）Fig. 5 for the wall at –25° （model-2）

本文考虑到非稳态问题的复杂性，以及计算机本身的运行环境（已安装Visual Studio C++ 开发软件），采用编译的UDF定义其运动（非稳态场的角速度函数），以提高执行速度[7]。

2.2 网格更新

动网格模型，即在每一个时间歩迭代之前，根据边界或物体的运动和变形来更新和重新构建计算域网格，从而达到求解非定常问题的目的[8–10]。而边界的形变和运动由UDF加以定义。计算中的网格更新情况如图6所示。

图 6 网格更新示意图（model-1）Fig. 6 The view of mesh motion （model-1）

由图6可知，艇体和附体的物面边界层都参与了网格的重构过程，网格质量没有受到影响，网格更新过程中没有负体积和大长宽比网格出现，从而保证了数值迭代的延续。

3 初始流场计算

为了得到较好的非定常结果，需要对初始流场进行讨论。本文中非定常因素，一方面，大攻角时，分离流动导致伴随涡的出现；另一方面，给定的模型运动状态，即角速度的定义本身就是随时间变化的函数。图7给出不同计算参数和边界条件下的初始流场变量收敛曲线。最初，分析初始时刻时，没有过多地考虑零攻角的流场特征，将边界条件半圆柱面的上、下两部分（EBCF/AEFD）分别定义为压力出口和速度出口，在迭代过程中流场变量波动起伏，近似周期性变化，但收敛精度未达到要求，如图7（a）所示；分析上述收敛精度持续不下的情况，可能是松弛因子过大的原因，将部分松弛因子降低30%，流场变量的波动情况消失，但收敛精度未出现改观，如图7（b）所示；观察到速度分量残差未发生变化，追溯根源，可能是边界条件有待优化，在图7（a）所定义的边界条件的基础上，将半圆柱面的上、下两部分（EBCF/AEFD）分别定义为无滑移壁面，速度分量残差迅速收敛，如图7（c）所示；图7（d）再次调整部分松弛因子，流场变量在925次迭代后达到收敛精度。

4 时间步长选取

图 7 初始流场变量收敛历史Fig. 7 Convergence history of flowfied variables

初始流场由零攻角定常结果给出，进行非定常计算时需给定时间步长。依据文献[1]中的模型实验，给定角速度随无量纲时间t'的变化关系如图8所示，无量纲时间定义为，无量纲时间取值范围0～7.463 7时，对应的有量纲时间为0～0.464 48，计算时采用有量纲时间进行计算，非定常攻角范围0～–25°，考虑到时间步长对数值计算结果的影响，认为10–3s数量级已满足计算精度的要求。

图 8 角速度ω（rad/s）随无量纲时间变化曲线Fig. 8 ω（rad/s） vs. non-dimensional time

5 计算结果分析

应用表2中的3种模型曲线，对模型运动进行定义。初始化流场后，进行非定常数值模拟。

为追求曲线拟合的精确性，采用最小二乘法高阶多项式拟合实验数据，如图3（model-3）所示，当n=18时，除波动较复杂的拐点处略有差别外，整条曲线基本重合；但进行非定常数值计算时，角速度给定值持续增加，在不到100歩的迭代过程中，迭代时间不到半数，残差竟迅速增至102数量级，超出预定值近100倍，最后导致计算结果发散。分析原因，认为是时间精度不够的原因，将时间步长下降一个量级后，结果仍旧如前所述。尝试时间步长的一味降低，势必导致计算量的增大。

重新分析计算结果发散的原因，非稳态问题本身需要进行空间和时间的离散，变量之间的耦合关系将导致非线性增强，同时高阶曲线拟合容易造成较大的截断误差，综合上述原因，应用model-2，降低多项式阶次拟合实验数据，以验证是否是截断误差过大导致结果发散；非定常结果稳定，且角速度按给定值正常迭代。

但model-2对实验数据拟合效果不够理想，需要寻找其他函数，进行数值计算。本例采用model-1对实验数据进行拟合，同时略去角速度变化较大的尾端，拟合效果较好，数值计算结果稳定。

5.1 水动力分析

图9给出了模型进行非定常数值计算时，升力系数CL随时间的变化情况。图中曲线unsteady，Quais-Steady+Time Lag和Quais-Steady为文献[1]中的实验结果，曲线unsteady为某一次非定常试验结果，Quais-Steady+Time Lag为20次非定常试验结果的平均值，Quais-Steady为准定常状态下的试验结果。

图 9 升力系数与时间的关系Fig. 9 Normal force development against time

从图中可以看到，定义相同的运动状态，unsteady的升力系数却表现出较强的不确定性，Quais-Steady+Time Lag曲线在描述unsteady曲线时符合程度也存在较大的偏差。分析上述问题产生的原因（参考图3），本文在对实验所定义的运动曲线的模拟上也存在局限性；同时，不得不指出非定常试验本身所具有的不确定性因素，如风洞中温度、风速的变化、及气流对操纵运动装置的影响（易使模型发生振动）等，随着时间的变化，流场中物理量的变化容易受到这些不确定因素的影响。

比较2种模型的数值计算结果，升力系数随时间变化平稳，在前0.25 s与实验值符合较好；模型model-1对升力系数的计算值在中间段（0.15～0.25 s）有较明显的减小过程（参考图3），这与model-1所定义的角速度曲线在中间段有一个负向加速过程相对应；模型model-2在初始阶段，升力系数由正转负，是与其所定义的角速度值在初始阶段大于0相一致的；要取得与实验一致的模拟效果，由实验中的不确定因素产生的误差需要加以考虑。

5.2 粘性流场分析

图10～图13给出了分别采用2种模型得到攻角–25°时物面压强系数和物面切应力系数的数值计算结果，两者在物面上的连贯性和均匀性均较好，在迎风处出现极值，这与理论上此处对应速度的最小值是相符合的。与定常攻角–25°（见图14和图15）时的结果相比，在变化趋势和数值分布上一致。

图16给出了攻角–25°时x/L=0.863截面速度向量图（model-1），在背风面可以清晰地看到有分离涡出现，反映了流场的粘性分离特性。

6 结 语

图 10 攻角–25°物面压强系数（mode-l）Fig. 10 Surface pressure cofficient at –25° （mode-2）

图 11 攻角–25°物面压强系数（mode-2）Fig. 11 Surface pressure cofficient at –25° （mode-1）

图 12 攻角–25°物面剪切力系数（mode-l）Fig. 12 Surface friction cofficient at –25° （mode-l）

图 13 攻角–25°物面剪切力系数（mode-2）Fig. 13 Surface friction cofficient at –25° （mode-2）

图 14 攻角–25°物面压强系数Fig. 14 Surface pressure cofficient at –25°

图 15 攻角–25°物面切应力系数Fig. 15 Surface friction cofficient at –25°

采用CFD软件数值求解非定常的DARPA2潜艇模型粘性流场和水动力，采用基于非结构化网格的有限体积法，数值求解非定常、不可压缩的RANS方程，湍流模型采用SA模式，在SA模式中，速度-压力耦合采用SIMPLE方法处理，对流项采用2阶迎风格式，非定常项采用2阶精度离散，隐式迭代求解方程组，非稳态迭代时间步长=2.322 4×10–3s（无量纲时间步长=3.73×10–2），步进200歩，非稳态流场速度由UDF给定。采用编译的UDF定义其运动（非稳态场的角速度函数）。

为了得到较好的非定常结果，需要对初始流场进行讨论。通过调整边界条件和部分松弛因子，初始流场变量在925次迭代后达到收敛精度。

图 16 攻角–25°时x/L=0.863截面速度向量图Fig. 16 Velocity vector diagram at x/L=0.863 section and –25°angle of attack against time

在初始流场稳定的基础上，应用表2中的3种模型曲线，分别定义运动状态，进行非定常数值模拟。过分追求曲线拟合的精确性，采用高阶多项式拟合实验数据导致将计算结果发散；降低多项式阶次，得到稳定的非定常结果；采用model-1对实验数据进行拟合，拟合效果较好，数值计算结果稳定。

要取得与实验一致的模拟效果，由实验中的不确定因素产生的误差需要加以考虑。攻角–25°时物面压强系数和物面切应力系数的数值计算结果，在壁面上的连贯性和均匀性均较好，与定常攻角–25°时的结果在变化趋势和数值分布上一致。