加筋结构对V 型网板水动力性能的影响研究

张怀志，初文华，尹纯晴，5，员 庆，叶旭昌，叶 谦

（1.上海海洋大学海洋科学学院，上海 201306；2.国家远洋渔业工程技术研究中心，上海 201306；3.上海海洋大学海洋科学与技术实验教学示范中心，上海 201306；4.台州学院，浙江台州 318000；5.上海海洋可再生能源工程技术研究中心，上海 201306）

网板作为拖网渔具的重要属具，其水动力性能对拖网渔具的可操作性和渔获效率均有十分重要的影响［1］。长期以来，国内外学者对网板的力学性能开展了一系列理论与实验研究［2-11］，力求研发出扩张效率更高、作业更稳定的拖网网板。V型网板自20世纪70年代问世以来，一直是拖网渔业中常用的类型，具有结构简单、操作方便、稳定性好等优点，在底拖网渔业中得到广泛应用［12-15］。多年来，为了研究V型网板水动力性能的优化设计方案，国内外学者开展了一系列研究：XU等［16］对不同折角和展弦比的V型网板进行了数值模拟与水槽试验；冯森和陈连源［17］利用风洞实验对各种规格的V型网板在不同冲角情况下的升、阻力系数和力矩系数及压力中心位置系数进行了测量；李崇聪［18］利用CFD方法研究了3种展弦比的V型网板水动力性能，并提出结构改进建议；王明彦等［19］利用风洞实验研究了立式曲面V型网板的水动力性能影响参数；徐宝生等［20］对矩形V型曲面网板与V型网板进行了作业性能及生产效果的对比试验；XU等［21］基于数值模拟研究了矩形网板的水动力性能及作业水层的影响；WANG等［22］利用风洞实验测量了风速28 m·s-1下3种不同形状网板（菱形、左梯形和等腰梯形）的水动力性能。本文以我国近海拖网渔船配置的加筋V型网板为研究对象，利用数值模拟的方法，通过与传统无筋V型网板的水动力性能对比分析，研究加强筋对V型网板水动力性能的影响机理，并通过开展动水槽试验对数值计算结果的有效性进行验证。前述研究内容也为本文数值模拟时的参数设定及水槽实验设计提供了重要参考依据。

近年来，为提高V型网板的结构强度与稳定性，设计时会在传统结构基础上增设几条加强筋（通常为3条）。从流体力学角度分析，背面增设加强筋必然会改变网板背流面的流场分布，进而对V型网板的水动力性能产生影响，而这一点在前人的研究工作中从未提及。为此本文针对背面增设3条加强筋的V型网板结构建立三维数值模型，采用计算流体力学（CFD）软件对其水动力性能进行计算分析，并通过与传统无筋V型网板水动力性能的对比，研究加强筋对V型网板水动力性能的影响机理。在此基础上，通过改变展弦比、板面折角等设计参数，研究其对加筋V型网板水动力性能的影响规律，旨在为新型V型网板的结构优化设计提供参考。

1 材料与方法

1.1 数值模拟方法

本文研究的加筋V型网板背面有3条加强筋及两条侧筋，多应用于底层虾拖网渔业中。与前人研究［16］传统V型网板水动力性能时采用的简化模型不同，本文在对中国近海拖网渔船所配置的实物网板（如图1-A所示）进行测量的基础上，采用三维绘图软件Solidworks进行1∶1建模，如图1-B所示，翼弦b＝1 700 mm，翼展l＝1 120 mm，板面折角d（dihedral angle）＝160°，展弦比λ＝0.65。图1-C为相同尺寸的无筋V型网板数值模型。

加筋V型网板水动力性能参数与传统网板水动力性能参数相同，主要为升力系数Cl，阻力系数Cd，升阻比K，展弦比λ，冲角α，折角d，雷诺数Re，具体定义如下：

式（1）～式（5）中，l为翼展（m）；S为网板法向上的投影面积（m2）；v为来流速度（m·s-1）；ρ为流体密度（kg·m-3）；b为网板弦长（m）；μ为流体动力粘度（kg·m-1·s-1）；Fd为网板阻力（N）；Fl为网板升力（N）；Cl为升力系数；Cd为阻力系数。

基于上述三维结构模型，本文采用美国ANSYS公司开发的计算流体力学（CFD）软件ANYSIS15.0对加筋V型网板结构周围流场进行网格划分，如图2所示。整个流场采用四面体网格（非结构网格）进行计算。湍流模型选择RNGk-ε模型［23］。上游入口处设定为速度入口边界（velocity inlet），方向沿X轴正向的均匀流，湍流强度设定为5%，湍流强度比设定为3［16，24-26］，下游出口设定为完全发展自由出流边界（pressure outlet），网板结构表面及计算域边界设定为不可滑移壁面（no slip wall）。流场区域长a＝10 m、宽b＝5 m、高c＝5 m，网板前缘距入口0.5 m，网板中心轴距两侧壁面2.5 m。为提高计算精度，网板边界处网格设置沿网板表面膨胀5层，增长率为1.2。

图2 加筋V型网板水动力性能计算模型计算域Fig.2 Computational domain of hydrodynamic performance calculation model for stiffened V-shaped otter board

1.2 计算工况设置

传统V型网板在工作冲角为40°左右时，升力系数达到最大值（1.2～1.5），最佳升阻比出现在10°～15°冲角［16］。此外，展弦比λ和板面折角d是影响其水动力性能的主要结构参数［16］。而对于加筋V型网板结构，大尺度加强筋的增设必然改变网板附近流场分布，进而对其水动力性能产生影响。为了深入探究V型网板加筋后的水动力性能变化情况及不同设计参数对其水动力性能的影响规律，本文设置了如下5组计算工况。

1）为分析加强筋结构对V型网板水动力性能的影响，分别选取相同板面折角（d＝160°）与相同展弦比（λ＝0.65）的加筋V型网板与无筋V型网板建立三维数值模型，计算分析其在不同冲角（α＝0°～50°）下的水动力性能。

2）为分析加强筋分布对V型网板水动力性能的影响，在基本模型基础上将加强筋间距分别设置为230 mm、330 mm、430 mm、530 mm（基本模型）、630 mm，计算分析其在不同冲角（α＝0°～50°）下的水动力性能。

3）为分析加强筋尺寸对V型网板水动力性能的影响，在基本模型基础上将加强筋宽度分别设置为78 mm（基本模型）、88 mm、98 mm，计算分析其在不同冲角（α＝0°～50°）下的水动力性能。

4）为分析展弦比λ对加筋V型网板水动力性能的影响，在固定流速（v＝1 m· s-1）、固定板面折角（d＝160°）下，将展弦比分别设计为0.55、0.60、0.65、0.70、0.75、0.80，计算分析其在不同冲角（α＝0°～50°）下的水动力性能，并与相同工况下的传统无筋V型网板计算结果进行对比分析。

5）为分析板面折角d对加筋V型网板水动力性能的影响，在固定流速（v＝1 m· s-1）、固定展弦比（λ＝0.65）下，将加筋V型网板的板面折角分为设计为175°、170°、165°、160°、155°、150°，计算分析其在不同冲角（α＝0°～50°）下的水动力性能，并与相同工况下的传统无筋V型网板计算结果进行对比分析。

1.3 模型实验方法

为验证数值计算结果的有效性，本文以5∶1的尺度比设计开展了加筋V型网板水动力性能水槽模型实验。实验在上海海洋大学循环动水槽中进行，实验段长10.0 m，宽3.0 m，深2.0 m。水槽的流速调节范围为0～1.4 m·s-1，配备水槽流速检测仪器和一个六分力传感器（范围0～500 N，准确度0.1%）。模型试验设计如图3所示，网板固定在六分力传感器末端，由长度为0.5 m的金属杆连接，距水槽入口4 m。实验水深0.61 m，水温t＝21.0℃，2021年7月12日进行测试。实验中将流速设置为0.60 m·s-1，分别测得加筋V型网板在不同冲角（α＝0°～70°）时X、Y、Z 3个方向的受力情况。

图3 网板动水槽实验Fig.3 Experimental and schematic diagram of flume tank with otter board

2 结果与分析

2.1 数值模拟与水槽实测结果对比验证

为验证数值模型的有效性，本文在1.3节中的实验设计基础上利用动水槽开展了加筋V型网板的水动力性能测试，同时采用数值模拟方法建立相同尺度的网板模型进行水动力性能计算，并将二者的结果进行对比，如图4所示。

图4 加筋V型网板水动力性能数值模拟与实验结果对比Fig.4 Comparison between numerical simulation and experimental results of hydrodynamic performance of stiffened V-shaped otter board

图4-A给出了网板的升／阻力系数曲线对比，从图4中可以看出，本文所建立的数值模型计算得到的升／阻力系数曲线形状与水槽实验结果吻合较好，最大升力系数均出现在40°冲角，最大升力系数实验值为1.407，计算值为1.076，升力系数相对误差在13.5%～27.5%，平均相对误差为24.8%。小冲角时网板升、阻力系数计算值与实验值较为接近，而二者的差距随冲角的增加逐渐增大，阻力系数相对误差在7.0%～20.5%，平均相对误差为16.8%。数值模拟得到的阻力系数曲线在大冲角时与模型实验结果误差有所增加，经过分析后认为是数值模拟时忽略网板表面摩擦力导致，同时水槽模型实验中模型网板与六分力传感器之间通过连接杆连接固定，实验中未考虑连接杆对实验结果的影响。

网板的升阻比曲线对比如图4-B所示，数值计算得到的升阻比曲线形状与数值均与水槽实验结果有较高的契合度，在大冲角（30°～70°）时二者几乎重合，小冲角时差距较大，平均相对误差为9.0%。

对比数值模拟结果与水槽实验结果，本文所建立的数值模型可以较为准确地计算得出加筋V型网板在不同工况下的水动力性能，数值计算结果在误差允许范围内，有效性较高。

2.2 加筋结构对V型网板水动力性能的影响分析

2.2.1 加筋V型网板与传统V型网板水动力性能对比分析

图5给出了加筋V型网板（基本模型）与传统V型网板（无筋网板）在相同来流下的升／阻力系数对比曲线。从图5中可以看出，增设几条较大尺度的加强筋后，V型网板的升／阻力系数随冲角的变化趋势基本未受影响，最大升力系数为1.2，出现在冲角为40°左右。但在大冲角时（40°以上），加强筋结构对V型网板水动力性能的影响逐渐明显，升力系数与阻力系数相对传统无筋网板均出现较为显著的下降趋势。

图5 加筋V型网板与无筋V型网板升／阻力系数对比Fig.5 Comparison of lift and drag coefficients between stiffened and unstiffened V-shaped otter board

图6给出了加筋V型网板与传统V型网板在相同来流下的升阻比对比曲线，相比于升／阻力系数，加强筋的存在对V型网板升阻比的影响则更为显著。从图6中可以看出，增设加强筋后，V型网板的最大升阻比从4.8降至3.4，最佳工作性能明显降低，但最佳工作冲角依然保持在10°左右。随着工作冲角的增加，加强筋对V型网板升阻比的影响逐渐减小，当冲角超过20°，影响低于1%。

图6 加筋V型网板与无筋V型网板升阻比对比Fig.6 Comparison of lift to drag ratio between stiffened and unstiffened V-shaped otter board

为进一步分析加强筋的存在对V型网板水动力性能产生上述影响规律的原因，图7给出了不同工作冲角下加筋V型网板与传统V型网板中间截面附近流场分布。

图7 不同冲角下加筋V型网板与无筋V型网板中间截面附近流场分布Fig.7 Flow field distribution near the middle section of stiffend and unstiffened V-shaped otter board at different attack angles

从图7的对比中可以看出，加强筋的存在明显改变了网板背流面的流场分布情况。在小冲角时，相对于传统的无筋V型网板，加筋V型网板的背流面流动更为复杂混乱，漩涡数量增多，尾流区加长，边界层分离点也更为提前。随着冲角的增加，网板绕流的边界效应更为明显，边界层分离点逐渐向网板前端移动，此时加筋V型网板与无筋V型网板的背流面均形成大面积涡流区，加强筋的影响则变得不再明显。网板迎流面压力较高，高压区主要分布在网板第一条加强筋前端，低压区主要分布在网板背面，而在加筋V型网板3条加强筋附近还存在较为明显的低压区。从网板中部附近的压力值看，相对于传统的无筋V型网板，加筋V型网板在大冲角时的迎流面与背流面压力差有所降低，由此导致图5中加筋V型网板升力系数相较传统的无筋V型网板在大冲角（40°以上）时下降的现象。

2.2.2 加强筋分布对V型网板水动力性能的影响

为进一步分析加强筋的分布情况对V型网板水动力性能的影响规律，本文计算了不同加强筋间距的V型网板升阻比曲线，如图8所示，每条曲线为一个加强筋的间距，其中基本模型的间距为530 mm。

图8 不同加强筋间距加筋V型网板水动力性能对比Fig.8 Comparison of hydrodynamic performance of V-type otter board with different stiffener spaces

从图8中可以看出，当加强筋间距较小（230 mm～430 mm）时，其主要集中分布于网板中部，对网板背流面的流场分布影响较小，因此加强筋分布间距的改变对V型网板升阻比的影响不明显。而随着加强筋间距逐渐增大，网板背流面流场变化逐渐显著，此时加筋V型网板的升阻比出现明显降低，当间距为630 mm时最大升阻比降为3.24。由此可知，在进行加筋V型网板结构设计时，加强筋需尽可能靠近网板中部布置，且筋的间距不宜过大，否则会对网板的水动力性能产生较为明显的降低。

2.2.3 加强筋尺寸对V型网板水动力性能的影响

从结构力学角度看，增大加强筋尺寸对V型网板的结构强度以及稳定性均有较大提高，但由此引起的网板水动力性能变化是否有益尚待探究。为此，本文计算了3种不同加强筋宽度的加筋V型网板升阻比曲线，如图9所示，每条曲线为一个加强筋的宽度，其中基本模型的加强筋宽度为88 mm。

图9 不同加强筋宽度加筋V型网板水动力性能对比Fig.9 Effect of different stiffener widths on hydrodynamic performance of stiffened V-shaped otter board

从图9中可以看出，随着加强筋宽度的增大，V型网板的升阻比曲线形状保持稳定，最佳冲角依然保持在10°左右，最大升阻比随加强筋尺度的增大略有降低。由此可知，在一定范围内，加强筋尺度的增加不会引起加筋V型网板水动力性能的显著变化，同时又可以在一定程度上提高网板的结构强度与稳定性，因此在加筋V型网板设计过程中，可以考虑适当增加加强筋的尺寸以提高网板的综合性能。

2.3 不同设计参数对加筋V型网板水动力的影响

2.3.1 展弦比对加筋V型网板水动力性能的影响

对于传统的无筋V型网板，增加展弦比可以在一定程度上提高网板的最大升阻比［17-19］。从2.2节的分析中不难看出，加强筋的存在对V型网板的水动力性能产生了不可忽略的影响。在此情况下，展弦比的增加是否依然能够提高网板的水动力性能需要进一步探究。为此，本文计算了不同展弦比的加筋V型网板在不同冲角下的升力系数与升阻比，分别如图10、图11所示。

图10 不同展弦比的加筋V型网板升力系数曲线Fig.10 Lift coefficient curve of stiffened V-shaped otter board with different aspect ratios

从图10中可以看出，不同展弦比的加筋V型网板，升力系数均随冲角的增加呈先增后减的变化趋势，且在冲角30°～40°达到最大。在大冲角时（30°以上），升力系数随展弦比的增加呈明显的先增后减趋势。图11显示，对于加筋V型网板，展弦比的改变对最大升阻比出现的冲角（10°左右）并未产生影响，同时与传统V型网板类似，最大升阻比亦随展弦比的增加逐渐增大。

为了进一步分析展弦比对加筋V型网板水动力性能的影响机理，图12给出了不同展弦比的加筋V型网板在最佳冲角（α＝10°）下不同位置（网板中部x＝0、网板上部x＝0.35和网板下部x＝-0.35）附近的流场分布情况。

从图12中可以看出，展弦比的改变对加筋V型网板附近流场分布的影响主要体现在网板中部截面，该截面上网板背流面的漩涡主要产生于加强筋附近，顺水流方向的第三条加强筋附近漩涡面积最大，第二条加强筋背面漩涡较小。分析产生这一现象的主要原因为，在改变加筋V型网板的展弦比时，为保证网板结构比例完整，加强筋结构也会随之进行调整。网板中部截面附近加强筋尺寸最大，因此其结构尺寸的改变对流场产生的影响也更为明显，而靠近网板上部和下部截面附近，加强筋尺寸较小，其对该位置附近流场的影响也显著减小。从流场分布图的压力分布看，不同展弦比的加筋V型网板迎流面高压区面积大小相近，迎流面与背流面压力差同样相近。

图12 不同展弦比的加筋V型网板在最佳冲角下不同位置附近的流场分布Fig.12 Flow field distribution of different positions of stiffened V-shaped otter board with different aspect ratios under the optimum attack angle

2.3.2 板面折角对加筋V型网板水动力性能的影响

为探究板面折角对加筋V型网板水动力性能的影响情况，图13给出了不同板面折角的加筋V型网板在冲角α＝10°时不同位置（网板中部x＝0、网板上部x＝0.35和网板下部x＝-0.35）附近的流场分布情况。

从图13中可以看出，板面折角较小时，加筋V型网板中部截面（x＝0）附近有明显的涡流出现，而当板面折角增大到175°时，网板背流面涡流消失。分析产生这一现象的原因，改变加筋V型网板的板面折角时，为保证网板的结构比例完整，加强筋结构会随之进行调整。随着板面折角的增加，网板中部附近加强筋的宽度逐渐减小，因此对网板背流面的流场影响也逐渐减小。从图13流场分布图中的压力分布可以看出，板面折角的变化对加筋V型网板的迎流面与背流面压力值改变较不明显。

图13 不同板面折角的加筋V型网板在冲角α＝10°时不同位置附近的流场分布Fig.13 Flow field distribution of different positions of stiffened V-shaped otter board with different dihedral angles at 10°attack angle

图14进一步给出了不同板面折角的加筋V型网板升阻比曲线。从图14中可以看出，板面折角的改变对最佳冲角的影响不明显（10°左右），但最大升阻比随板面折角的增加而逐渐增大。为进一步分析最大升阻比随板面折角的变化规律，图15给出了加筋V型网板的最大升阻比随板面折角的变化情况。板面折角较小时（160°以下），最大升阻比变化趋势不明显，但随着板面折角的进一步增大，加筋V型网板的最大升阻比呈现出明显的上升趋势。分析产生这一现象的主要原因，随着板面折角的增加，加筋V型网板的迎流面积逐渐增大，在流固耦合作用下，网板升力显著增加；同时，网板中部附近加强筋宽度随板面折角的增加逐渐减小，对网板背流面的流场影响也逐渐减小，因此在一定程度上降低了网板阻力。在两者共同作用下，加筋V型网板的最大升阻比呈现出随板面折角的增加逐渐 增大的趋势。

图14 不同板面折角的加筋V型网板升阻比曲线Fig.14 Lift-to-drag ratio of stiffened V-shaped otter board with different dihedral angles

图15 加筋V型网板最大升阻比随板面折角的变化Fig.15 The maximum lift to drag ratios of stiffened V-shaped otter board with variations of dihedral angles

3 小结

网板的水动力性能是网板结构设计与优化的关键，本文对加筋V型网板水动力性能开展数值计算，在此基础上分析展弦比、板面折角、加强筋分布等结构参数对网板水动力性能的影响规律，得出的主要结论如下：

1）V型网板增设几条大尺度加强筋后，在结构强度与稳定性增加的同时，亦引起了网板在水中工作时周围流场分布的改变。相对于传统的无筋V型网板，加筋V型网板的背流面流动更为复杂混乱，漩涡数量增加。在小冲角时，网板升／阻力系数与无筋V型网板相比差距不大。而在大冲角（40°以上）时，加筋网板升／阻力系数出现显著下降。此外，加强筋的存在较为明显地降低了V型网板在最佳工作冲角（10°左右）下的升阻比，对其工作性能产生了较为显著的不利影响。

2）加强筋间距较小（小于430 mm）时对网板水动力性能的影响较小，而大间距时则会引起加筋V型网板最大升阻比的显著降低；加强筋尺寸的增加也会一定程度上降低网板的升阻比，但降低幅度较不明显。因此，在进行加筋V型网板结构设计时，加强筋需尽可能靠近网板中部布置，且筋的间距不宜过大，同时可以考虑适当增加加强筋的宽度，从而实现在保证较高的水动力性能的前提下进一步提高网板的结构强度与稳定性。

3）增设加强筋并不会改变V型网板最大升阻比随展弦比的增加而逐渐增大的趋势，但加筋结构会在一定程度上降低V型网板的最大升阻比，各展弦比下加筋V型网板的最大升阻比平均降低1.2左右。因此，对于加筋V型网板，增加展弦比依然可作为提高其工作效率的一种有效结构改进方案，但需要注意的是，在改变网板展弦比时，需要保证网板各部分结构比例的完整性，各条加强筋的尺寸也要随之作出相应的修改。

4）加筋V型网板的最大升阻比随板面折角的增加呈增大趋势，进而可以提高其工作效率，但在改变网板板面折角时，各条加强筋的尺寸需随之作出相应的修改。此外，随板面折角增大，加强筋的高度会因结构的改变而逐渐减小，此时其对网板背流面流场分布的影响亦逐渐减小，因此会在一定程度上进一步提高加筋V型网板的水动力性能。

综上所述，减小加强筋的间距与尺寸、增大展弦比、减小板面折角等优化方案均可以提高加筋V型网板的水动力性能。从实际工作环境考虑，V型网板为底拖网网板，工作时位于海底，不方便随时调整其姿态，因此需有良好的稳定性与足够的结构强度［27］。加筋V型网板的稳定性与其展弦比和板面折角负相关，而结构强度与加强筋的间距与尺寸亦有密切关系［28-29］，因此在对加筋V型网板进行结构设计时需在综合考虑以上多种因素基础上对其进行改进与优化。