微孔阵列式绕回转体气泡减阻实验研究

黄磊， 彭雪明， 王生捷， 何春涛， 段磊

(北京机械设备研究所, 北京 100039)

微孔阵列式绕回转体气泡减阻实验研究

黄磊， 彭雪明， 王生捷， 何春涛， 段磊

(北京机械设备研究所, 北京 100039)

为了研究回转体模型气泡减阻变化规律，深入了解通气两相流场的流动特性，采用高速摄像观察系统及测力系统相结合，进行了微孔阵列式绕回转体气泡减阻实验研究。结果表明：根据气泡沿下游发展过程中出现的不同流动形态，可将通气两相流场划分为3个区域：稳定区、脉动区、回流区；随着通气率的增加，稳定区及脉动区空泡份额增加，模型摩擦阻力持续减小，直至饱和通气率；回流区分离点向下游移动，尾部压力增加，至突变临界通气率处，回流区流动形态发生突变，流动介质由水气混合转变为气体为主，致使尾部压力出现突增，继而导致气泡减阻率出现突增。

兵器科学与技术； 回转体； 气泡减阻； 通气率； 空泡份额

0 引言

摩擦阻力是制约水中航行器提升航速、增加航程的关键因素之一。所谓微气泡减阻技术，就是在水中航行体表面注入气体，在航行体固壁面及水之间形成均匀稳定的气体与液体两相混合流薄层，通过改变流动介质的密度、黏度以及流动形式，减小航行体的摩擦阻力。基于微气泡减阻较好的减阻效果和较弱的环境响应[1]，其被认为是最有效的减阻方式之一。

1973年苏联学者McCormick等[2]利用电解产生氢气泡的方法实现减阻，首次证实了微气泡减阻的可行性。随后国内外学者针对微气泡减阻展开了大量研究[3]，应用对象主要集中在船舶减阻上，即利用平板模型展开研究。俄罗斯学者Evseev等[4]针对不同孔径对减阻效果的影响进行了研究，研究表明孔径对减阻效果的影响很大；美国学者Madavan等[5]对孔径的研究得出了与俄罗斯学者相反的观点；韩国学者Jinho等[6]采用通气缝出流方式研究了流动参数对减阻效果的影响；Sanders等[7]、Elbing等[8]研究了不同气体出流方式下的阻力变化规律。国内方面，傅慧萍等[9]研究了重力对平板气泡减阻的影响特性，认为重力对气泡减阻效率影响较大；李杰等[10]探索了尺寸效应及雷诺数对气泡减阻的影响特性。而针对回转体模型的研究，相对较少，主要有：美国学者Deutsch等[11]、Clark等[12]研究了轴向压力梯度及气体成分对回转体摩擦阻力减阻效果的影响；董文才等[13]通过在回转体模型首部及中部开孔的方式，研究了不同区域组合通气对气泡减阻效果的影响；陈显文等[14]分析了喷气速度、喷气角度、孔隙率和重力对回转体摩擦阻力的作用和影响。

针对回转体模型，气体的注入不仅会改变圆柱段表面区域的流动结构，减小其摩擦阻力，同时也将改变模型尾部低压区的流动结构，对模型的压差阻力产生影响，从而改变总阻力的变化特性，而目前国内外并未对该类现象展开研究。本文针对微孔阵列式绕回转体模型，在封闭循环水洞中进行气泡减阻特性实验研究，并结合气体与液体两相流场及模型水动力，分析了不同流场结构下的阻力变化特性。

1 实验条件

本文涉及的实验在循环水洞[15]中完成，测试设备主要有六分力天平、数据采集系统、高速摄像观察系统及水下绝压传感器等。

本次实验采用流线型头型和圆柱段组合模型，以降低流场扰流对气泡减阻实验的影响。如图1所示，模型长250 mm、直径40 mm. 模型表面微孔孔径为0.8 mm，沿轴向等距交错分布，共4排，排间距12 mm，首排孔距头部40 mm；每排共8个，且沿圆周方向均匀布置。六分力天平安装于模型尾部，并与水洞尾支撑段固定连接，天平测量误差为±0.1 N. 模型尾部距轴线16 mm处安装水下绝压传感器，压力传感器量程为0～100 kPa，线性精度0.2%FS.

图1 实验模型Fig.1 Experimental model

2 实验结果及分析

为了研究流动参数对微孔阵列式绕回转体通气两相流场及阻力变化特性的影响，本文采用雷诺数Re、当地雷诺数Rex、通气率Qv、减阻率DR(%)及压力系数Cp作为无量纲参数。

雷诺数Re定义为

(1)

式中：v为水洞工作段流速；L为实验模型长度；υ为水的动力黏度。

当地雷诺数Rex定义为

(2)

式中：x为当地到实验模型头部距离。

通气量以无量纲通气率系数Qv表示：

(3)

式中：Qin为通气量；S为回转体截面积。

减阻率[2]DR及压力系数Cp定义为

(4)

(5)

式中：R为模型通气情况下阻力；R0为模型不通气情况下阻力；p为模型尾部压力；ρ为液体密度。

2.1 微孔阵列式绕回转体通气两相流形态结构

经微孔喷出的气体在剪切流速的作用下向下游发展，根据发展过程中出现的不同流动形态将流场划分为稳定区、脉动区、回流区3个区域，如图2所示。

图2 通气两相流形态结构示意图Fig.2 Morphological structure of two-phase flows

1)稳定区。该区位于喷气孔的近后方，由于靠近头部，当地雷诺数较低，湍流切应力可以忽略，黏性力起主导作用，流动相对稳定，因此气泡紧贴壁面呈细长透明形态。

2)回流区。它位于模型尾部区域，不同流动参数下呈现水气混合形态及透明空泡形态。水气混合形态如图2(a)所示，气泡在尾部低压作用下形成回流，并与液相相互作用最终形成水气剧烈掺混的云雾状模糊形态，回流区流场较为紊乱，水气混合边界呈收缩椭圆形；透明空泡形态如图2(b)所示，回流区水气两相流动边界无明显收缩，流场内部为透明空泡区，气体为主导成分，空泡区外层仍为水气两相混合状态，掺杂着大量细碎气泡。

3)脉动区。该区位于稳定区与回流区之间。气泡沿下游发展过程中当地雷诺数逐渐增大，湍流切应力作用随之增强，导致细长透明气泡分裂成大量细碎气泡。细碎气泡继续向下游发展形成流动带，流动带内气泡与液相相互掺混，最终呈现均匀分布的水气两相混合状态。流动带内的气泡存在剧烈的脉动，向下游运动过程中流动带宽度缓慢增大。

2.2 流动形态变化规律研究

本节通过研究不同雷诺数、通气率下呈现的不同两相流动形态，分析微孔阵列式绕回转体通气流动形态的变化规律。

图3给出了雷诺数Re=1.49×106时，在不同通气率下微孔阵列式绕回转体通气两相流动形态图。从图3可以看出：雷诺数一定时，随着通气率的不断增大，通入流场中的气体逐渐增加，圆柱段近壁区的空泡份额增加，稳定区气泡长度和直径不断增大，逐渐形成首尾相连的柳条状气泡；脉动区气泡体积增大，流动带的宽度和厚度增加，且始终为水气两相均匀分布的混合状态。回流区存在突变临界通气率，当通气率Qv<0.025 6时，如图3(a)、图3(b)所示，尾部为水气两相剧烈掺混的云雾状模糊形态，随着通气率的增大，尾部水气交换加剧，透明性下降，水气混合边界有所鼓起，两相混合流动区域有所增大；当通气率Qv=0.025 6时，如图3(c)所示，尾部流动形态转变为内部为水气界面清晰的透明空泡，与此同时透明空泡外表层附有大量细碎气泡，附着气泡仍存在剧烈的脉动，与液相掺混降低了空泡的透明性；当通气率Qv>0.025 6时，继续增加通气率，附着在透明空泡外表层的脉动气泡体积增大。

图3 通气率对流动形态影响对比图(雷诺数 Re=1.49×106)Fig.3 Morphological structure of two-phase flows at different air entrainment rates(Re=1.49×106)

图4给出了雷诺数Re=2.48×106时，在不同通气率下微孔阵列式绕回转体通气两相流动形态图。由图4可见，随着通气率的不断增大，圆柱段近壁区的空泡份额逐渐增加，回流区同样存在突变临界通气率，雷诺数Re=2.48×106状态下流动形态随通气率的变化过程与雷诺数Re=1.49×106状态下相似。当雷诺数Re=1.49×106、通气率为0.025 6时，回流区为透明空泡形态；当雷诺数Re=2.48×106、通气率为0.027时，回流区为透明空泡形态；这表明雷诺数Re=1.49×106时，回流区流动更容易从云雾状模糊形态转变为透明空泡形态。

图4 通气率对流动形态影响对比图(雷诺数 Re=2.48×106)Fig.4 The morphological structure of two-phase flows at different air entrainment rates(Re=2.48×106)

2.3 水动力变化规律研究

为探究微孔阵列式绕回转体通气两相流水动力的变化规律，研究中采用减阻率及模型尾部压力系数，分析雷诺数Re及通气率Qv对水动力的影响特性。

图5(a)给出了雷诺数Re=1.49×106情况下气泡减阻率随通气率的变化曲线。由图5(a)分析可知，在雷诺数Re=1.49×106下，采用微孔阵列出流方式可有效降低实验模型水阻力，最高减阻率达到40%. 通气率Qv是气泡减阻主要影响因素之一，减阻率随通气率的增加而增大，且存在突变临界通气率及饱和通气率。当通气率小于突变临界通气率时，随通气率的增加，减阻率曲线变化较为平缓；当通气率达到突变临界通气率时，尾部流动突变为透明空泡形态，减阻率的增长幅度发生突增；当通气率大于突变临界通气率时，随着通气率的增加，气泡减阻率仍有增加，增幅明显放缓；直至饱和通气率，减阻率达到最大值，继续增加通气率，减阻率变化不明显，甚至有所下降。

图5(b)、图5(c)分别给出了雷诺数Re=2.03×106、2.48×106情况下气泡减阻率随通气率的变化曲线。对比图5(a)发现，雷诺数Re=2.03×106、2.48×106下减阻率曲线变化趋势与雷诺数Re=1.49×106下相似，同样存在突变临界通气率及饱和通气率，最高减阻率均达到40%. 研究认为，在现有雷诺数范围内，雷诺数对气泡减阻效果影响不明显。

为了进一步研究水动力变化规律，分析在突变临界通气率处减阻率出现明显增长的原因，图6分别给出了雷诺数Re=1.49×106、2.03×106、2.48×106下，尾部压力系数随通气率的变化曲线。由图6分析可知，3种雷诺数下尾部压力系数随通气率的变化规律相似，说明雷诺数对尾部压力系数变化趋势的影响不明显。当通气率小于突变临界通气率时，随着通气率的增加，尾部压力系数总体呈上升趋势，变化幅度较小；在突变临界通气率处，尾部压力系数出现突增；随后继续增加通气率，尾部压力系数无明显变化。

图5 通气率对减阻率的影响Fig.5 Drag rate versus air entrainment coefficient for Re=1.49×106，2.03×106 and 2.48×106

图6 通气率对尾部压力系数的影响Fig.6 Tail pressure coefficient versus air entrainment coefficient for Re=1.49×106，2.03×106 and 2.48×106

结合两相流动形态、阻力系数及尾部压力系数变化特性，进一步研究认为，当通气率小于突变临界通气率时，气体的通入一方面增加了稳定区及脉动区的空泡份额，有效降低模型表面摩擦阻力；另一方面由于模型尾部存在间断面，导致绕流在尾部出现流动分离，继而产生回流区，而气体的通入增加了回流区流体的动能，从而引起尾部绕流分离点向下游移动，气体与液体两相混合流动区域增大，尾部回流区泡内压力增加，继而降低了模型压差阻力，这与经典的流动分离理论相似。因此认为，当通气率小于突变临界通气率时，随着通气率的增加，模型摩擦阻力及压差阻力均有所降低，继而引起减阻率平缓上升。随着通入流场气体流量的增加，尾部回流区泡内压力增大，空化数减小，当通气量达到通气超空泡临界通气率即突变临界通气率时，回流区流场特性由水气混合形态突变为透明空泡形态，流动介质由水气混合转化为气体主导，从而引起尾部泡内压力出现突增，模型压差阻力明显降低，继而引起减阻率出现突增现象。继续增加通气率，回流区流场形态变化不明显，尾部压力亦无明显变化，而稳定区与脉动区空泡份额仍继续增加，引起摩擦阻力进一步减小，直至饱和通气率，空泡份额的增加不再对摩擦阻力有明显影响，减阻率达到最大值。

3 结论

本文针对微孔阵列式绕回转体模型，在封闭循环水洞中进行了气泡减阻特性实验研究，分析了不同雷诺数Re、通气率Qv对通气流动形态及水动力的影响。研究结论如下：

1) 根据气泡沿下游发展过程中出现的不同流动形态，可将流场划分为3个区域：稳定区、脉动区、回流区。

2) 随着通气率的增加稳定区及脉动区空泡份额增加，回流区分离点向下游移动，模型摩擦阻力及压差阻力持续减小；至突变临界通气率处，回流区流动形态发生突变，流动介质由水气混合转变为气体为主，致使尾部压力出现突增，继而引起气泡减阻率出现突增；继续增加通气率，尾部压力无明显变化，稳定区及脉动区空泡份额继续增加，引起模型摩擦阻力进一步减小，直至饱和通气率，空泡份额的增加不再对摩擦阻力有明显影响，减阻率达到最大值。

References)

[1] Wu S J, Ouyang K, Shiah S W. Robust design of microbubble drag reduction in a channel flow using the Taguchi method [J]. Ocean Engineering, 2008, 35(8): 856-863.

[2] McCormick M E, BhattaCharya R. Drag reduction of a submersible hull by electrolysis[J]. Naval Engineers Journal, 1973,85(2): 11-16.

[3] 董文才, 郭日修. 气幕减阻研究进展[J]. 船舶力学，1998，2(5): 73-78. DONG Wen-cai, GUO Ri-xiu. Research progress of air film drag reduction[J]. Journal of Ship Mechanics, 1998, 2(5): 73-78. (in Chinese)

[4] Dunischev Y N, Evseev A R, Sobo’lev V S, et al. Study of gas-saturated turbulent streams using a laser-Doppler velocimeter[J]. Journal of Applied Mechanics and Technical Physics, 1975, 16(1):114-120.

[5] Madavan N K, Deutsch S, Merkle C L. Reduction of turbulent skin friction by microbubbles[J]. Physics of Fluids, 1984, 27(2): 356-363.

[6] Jang J H, Choi S H, Ahn S M, et al. Experimental investigation of frictional resistance reduction with air layer on the hull bottom of a ship[J]. International Journal of Naval Architecture and Ocean Engineering, 2014, 6(2): 363-379.

[7] Sanders W C, Winkel E S, Dowling D R, et al. Bubble friction drag reduction in a high-Reynolds-number flat-plate turbulent boundary layer[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2006, 552: 353-380.

[8] Elbingl B R, Winkel E S, Lay K S, et al. Bubble-induced skin-friction drag reduction and the abrupt transition to air-layer drag reduction[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2008, 612: 201-236.

[9] 傅慧萍. 平板微气泡减阻数值模拟及影响因素分析[J].哈尔滨工程大学学报, 2015, 36(10): 1297-1302. FU Hui-ping. Numerical simulation of microbubble drag reduction in a plate and factors in fluencing its practicality process[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2015, 36(10): 1297-1302. (in Chinese)

[10] 傅慧萍, 李杰. 微气泡减阻的数值模拟方法及尺寸效应[J].上海交通大学学报，2016,50(2): 278-282. FU Hui-ping, LI Jie. Numerical simulation of micro-bubbles drag reduction and scale effect[J]. Journal of Shanghai Jiao Tong University, 2016, 50(2): 278-282. (in Chinese)

[11] Deutsch S, Castano J. Microbubble skin friction reduction on an axisymmetric body[J]. Physics of Fluids, 1986, 29(11): 3590-3597.

[12] Clark H, Deutsch S. Microbubble skin friction reduction on an axisymmetric body under the influence of applied axial pressure gradients[J]. Physics of Fluids A, 1991, 3(12): 2948-2954.

[13] 董文才,周晨,张军. 回转体气层减阻降噪模型试验研究[J]. 海军工程大学学报, 2011, 23(3): 5-9. DONG Wen-cai, ZHOU Chen, ZHANG Jun. Gyrodidal model experiment on resistance and noise reduction by bubble layer[J]. Journal of Naval University of Engineering, 2011, 23(3): 5-9. (in Chinese)

[14] 陈显文. 回转体微气泡减阻和噪声的数值研究[D]. 武汉：华中科技大学, 2012. CHEN Xian-wen. Numerical simulation of axisymmetric body's drag reduction and noise by micro bubbles[D]. Wuhan: Huazhong University of Science and Technology, 2012. (in Chinese)

[15] 王威. 通气参数对水下航行体流体动力影响[D]. 哈尔滨：哈尔滨工业大学, 2013. WANG Wei. Experimental research on effect of ventilation parameters on hydrodynamic characteristic of underwater vehicle[D]. Harbin: Institute of Technology, 2013. (in Chinese)

Experimental Study of Bubble Drag Reduction with Micro-hole Array on an Axisymmetric Model

HUANG Lei, PENG Xue-ming, WANG Sheng-jie, HE Chun-tao, DUAN Lei

(Beijing Mechanical Equipment Institute, Beijing 100039， China)

To explore the bubble drag reduction of axisymmetric model and understand the characteristics of two-phase flows, the bubble drag reduction with micro-hole array on an axisymmetric model is experimented by using a high speed camera system and a force-measuring system. The experimental results show that the two-phase flow field can be divided into three regions, i.e., stable region, pulsating region and recirculation region, according to the different flow patterns of bubbles in the process of their development. With the increase in ventilation rate, the void fractions in the stable region and the pulsating region increase, and the friction resistance of the model decreases continuously until a saturated ventilation rate is achieved. The flow separation point of recirculation region moves downstream and the tail pressure increases as air entrainment coefficient increases. The flow pattern of the recirculation zone changes at the critical ventilation rate, and the flowing medium is changed from water- gas mixture into gas, which results in a sudden increase in the tail pressure, thereby leading to the sudden increase in the bubble drag reduction.

ordnance science and technology; axisymmetric model; ventilation rate; bubble drag reduction; void fraction

2016-06-16

黄磊(1989—)，男，博士研究生。 E-mail: 411576734@qq.com

彭雪明(1963—)，男，研究员。 E-mail: pxm298@163.com

TJ630.1

A

1000-1093(2017)02-0313-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.02.015