2023, Vol. 30 
2. 上海海洋大学国家远洋渔业工程技术研究中心，上海 201306
3. 上海海洋大学，大洋渔业资源可持续开发省部共建教育部重点实验室，上海 201306
4. 东京海洋大学，东京 108-8477
5. 山东好运通网具科技股份有限公司，山东 荣成 264200
2. National Engineering Research Center for Oceanic Fisheries, Shanghai Ocean University, Shanghai 201306, China
3. Key Laboratory of Sustainable Exploitation of Oceanic Fisheries Resources, Ministry of Education; Shanghai Ocean University, Shanghai 201306, China
4. Tokyo University of Marine Science and Technology, Tokyo 108-8477, Japan
5. Shandong Haoyuntong Nets Technology Co., Ltd., Rongcheng 264300, China
仔稚鱼采样调查是评估渔业资源现状，阐明渔业资源补充机制，实现对渔业资源可持续利用的重要方法[1-2]。采样调查中主要根据站点深度和调查性质利用网具进行垂直或者倾斜拖曳，迫使鱼类浮游生物进入网具达到调查的目的。传统调查网具网口形状多为圆形[3]和方形框架[4]，网身为锥形或金字塔形[5]，末端连接收集器用于收集仔稚鱼样品，其具有操作便捷和造价低廉的优点。随着对仔稚鱼生活史的深入研究发现传统调查方法采集的仔稚鱼多为早期阶段，具有因捕食者和海洋流等因素导致的高死亡率特点，故据此评估的渔业资源补充量有较大差异。同时，晚期仔稚鱼能够有效的避开采样网具导致对晚期的仔稚鱼生活史研究欠缺[6]。因此，有学者提出对仔稚鱼的调查实施定量采样方法。
定量采集特定鱼种的仔稚鱼有利于充分掌握其资源量变动，促进渔业资源管理措施的合理制定。目前，改进采样网具结构是实现快速定量采集仔稚鱼的目的的主要方式。Roe等[7]设计的一种矩形多网囊中层采样拖网(rectangular midwater trawl, RMT)可同时采集多水层仔稚鱼，具有采样量大且可分层定量采集的优点，但由于其叉纲仅安装于网口框架的上端导致网口角度随拖速的变化而改变。随后，各学者逐渐开发出不同样式的多水层采样网，如Wiebe等[8]开发的一种多网囊开闭环境感知系统采样网(multiple opening/closing net and environmental sensing system, MOCNESS)，其可实时显示多网囊拖曳状态等信息，但适合使用的拖速较低。Sameoto等[9]通过改变采样网安装方向增大网口扫海面积开发了一种多网囊采样网(Bedford institute of oceanography net and environmental sampling system, BIONESS)，有效的减少了网口处扰流结构。为解决多网囊采样网仅适用拖速较低的局限性，IKMT[10](Issacs-Kidd midwater trawl)型多层采样网被开发，其网口面积可达7~8 m2且配备宽3 m的V形沉降板以提供充足的下沉力，满足在高拖速下稳定使用。但由于沉降板安装在网口的下部，故其作业时网具的深度取决于拖速的变化。随后，Methot[6]对其进行了优化，将网口制成刚性框架，利用钢索在网口两侧吊挂V形平面沉降板，但由于沉降板两侧各只有一根钢索吊挂导致其冲角受拖速变化影响较大。Hu等[11-12]开发的MOHT型(Matuda, Oozeki & Hu midwater trawl)采样网解决了之前学者设计采样网时网具深度随拖速变化明显改变的缺点，其配备的V形曲面沉降板在任意流速下冲角均固定，使得网具在特定水层能够稳定拖曳。
沉降板处于受力平衡是保持网具在恒定水层拖曳的关键，计算发现利用4根钢索构成平行四边形结构将沉降板吊挂在网口下方可保持固定冲角[11]。当沉降板在任意拖速下冲角均固定时其提供的下沉力即为定值，因此在曳纲长度不变的情况下网具均可处于同一水层作业[13]。沉降板通过钢索与网口连接，在复杂水域内作业时可能导致沉降板发生倾斜，使其水动力性能改变，进而使得网具所处水层产生变化。因此，对不同姿态下的沉降板水动力性能研究尤为重要[14]。目前模型实验和数值模拟方法相结合已成为研究水动力性能的主要方式之一[15-16]，其结果相互辅佐与验证，有利于准确了解不同状态下沉降板的水动力性能变化。计算流体动力学(computational fluid dynamics, CFD)因其省时省力的优点广泛应用于数值模拟中，OpenFOAM作为其中一款完全由C++语言编写的开源数值模拟软件备受较多学者使用，其在处理复杂流体结构问题中具有明显优势[17-18]。
本研究利用水槽模型实验和OpenFOAM数值模拟方法，研究不同倾斜状态(内、外、前、后)对沉降板水动力性能的影响，探究不同倾角下工作姿态变化与其水动力系数的关系，并分析不同倾角的变化对沉降板周围流场分布的影响，为合理安装和调整沉降板姿态提供科学依据。
1 材料与方法 1.1 沉降板模型参数基于上海海洋大学“淞航号”采样网用台字形沉降板原型，制作尺度比为1/5的沉降板模型，其结构参数如图1所示，展弦比为5，面积为476.29 cm2，弯曲度f为15%，上反角γ为20°，各翼板中间由直径4 mm的实心棒贯穿焊接加固，模型由厚度2 mm的钢板制成。
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图1 沉降板模型结构参数 Fig. 1 Structure parameters of the depressor model |
沉降板模型水动力测试在上海海洋大学循环动水槽完成。水槽侧面设有长15 m，宽2 m，水深2.3 m的观测窗。实验中流速通过调整控制系统的轴流泵实现，流速设置为50~90 cm/s, 10 cm/s为一个间隔。利用六分测力传感器(量程5 kgf，精度2%)测量沉降板受力值，数据采样频率为100 Hz。沉降板和六分测力传感器间利用直径20 mm，长40 cm的连接杆连接。实验中冲角α设置为15°~ 35°, 5°为一个间隔。如图2所示，倾角β设置为0°~30°, 5°为一个间隔，当沉降板沿水流方向倾斜时为前后倾斜状态，垂直水流方向倾斜时为内外倾斜状态。实验时水温23.6 ℃，密度为999.8 kg/m3。
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图2 沉降板模型安装示意图 Fig. 2 Schematic diagram of installation of depressor model |
数值模拟利用在Ubuntu操作系统下的OpenFOAM v2306开源软件完成。模拟计算区域如图3所示，长2 m，宽1 m，高1 m，沉降板中心距四面墙壁为0.5 m，距前端水流入口为1 m。计算区域均使用四面体网格划分，在沉降板表面区域进行网格加密设置边界层，第一层厚度为3.2×10−2 mm，最大层为15，增长率为1.2，模拟计算区域总网格数为2.7×106。模拟计算的湍流模型选用标准k-ɛ湍流模型，求解方法选用SIMPLE (semi-implicit method for pressure-linked equation algorithms)，其中压力场求解器选用多重网格求解器(GAMG)，速度和湍流场选用光顺求解器(smoothSolver)。离散格式中设置梯度项(gradschemes)为高斯线性(Gauss linear)；对流项(divSchemes)为有界高斯迎风线性限制(bounded Gauss linearUpwind limited)；拉普拉斯项(laplacianSchemes)为高斯线性校正(Guass linear corrected)。模拟计算区域边界条件如表1所示。
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图3 数值模拟计算区域 Fig. 3 Domain of the numerical simulation calculation |
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表1 数值模拟条件设置 Tab. 1 Condition setting of numerical simulation |
通过上述水槽实验测量的沉降板模型阻力(Fx)和沉力(Fz)，利用公式(1)~(7)计算得出沉降板阻、沉力系数(Cx, Cz)、力矩系数(Mx, My)和压力中心系数(Cpb, Cpc)等水动力特性参数。
| ${R_e} = \frac{{Vc\rho }}{\mu }$ | (1) |
| ${C_x} = \frac{{2{F_x}}}{{\rho S{V^2}}}$ | (2) |
| ${C_z} = \frac{{2{F_z}}}{{\rho S{V^2}}}$ | (3) |
| ${C_{my}} = \frac{{2{M_y}}}{{\rho cS{V^2}}}$ | (4) |
| ${C_{mx}} = \frac{{2{M_x}}}{{\rho bS{V^2}}}$ | (5) |
| ${C_{pb}} = \frac{{{d_b}}}{b} = \frac{{{C_{mx}}}}{{\left( {{C_L}\cos \alpha + {C_d}\sin \alpha } \right)\cos \beta + {C_z}\sin \beta }}$ | (6) |
| ${C_{pc}} = \frac{{{d_c}}}{c} = \frac{{{C_{my}}}}{{\left( {{C_L}\cos \alpha + {C_d}\sin \alpha } \right)\cos \beta + {C_z}\sin \beta }}$ | (7) |
式中，c为沉降板翼弦(m), b为沉降板翼展(m), ρ为流体密度(kg/m3), V为流速(m/s), μ为流体动力粘性系数[kg/(m·s)], Fx为沉降板阻力(N), Fz为沉降板沉力(N), S为沉降板面积(m2), My为纵向力矩(N·m), Mx为滚转力矩(N·m), db为沉降板翼展到压力中心距离(m), dc为沉降板翼弦到压力中心距离(m), Cpc翼弦方向压力中心系数，Cpb翼展方向压力中心系数，α为沉降板冲角，β为沉降板倾角。
1.4.2 数值模拟模型参数定义本数值模拟采用不可压缩流体模型[19-20]，连续方程和N-S方程如下：
| $\nabla \cdot u = 0$ | (8) |
| $\frac{{{\partial _u}}}{{{\partial _t}}} + \nabla \cdot \left( {u \times u} \right) = - \nabla p + \nabla \cdot \left( {v\nabla u} \right)$ | (9) |
式中，
k-ɛ湍流模型中湍流动能、比耗散率和湍流黏度计算公式如下：
| $\frac{\partial }{{{\partial _t}}}\left( {\rho k} \right) = \nabla \cdot \left( {\rho {D_k}\nabla k} \right) + P - \rho \varepsilon $ | (10) |
| $\begin{array}{c} \frac{\partial }{{{\partial _t}}}\left( {\rho \varepsilon } \right) = \nabla \cdot \left( {\rho {D_\varepsilon }\nabla \varepsilon } \right) + \\ \frac{{{C_1}\varepsilon }}{k}\left( {P + {C_3}\frac{2}{3}k\nabla \cdot u} \right) - {C_2}\rho \frac{{{\varepsilon ^2}}}{k} \end{array}$ | (11) |
| ${v_t} = {C_\mu }\frac{{{k^2}}}{\varepsilon }$ | (12) |
式中，k为湍流动能(m2/s2), Dk为湍流动能有效扩散系数，P为湍流动能增长率(m2/s3), ɛ为湍流比耗散率(m2/s3), νt为湍流黏度，C1、C2和Cμ是模型系数，分别为1.44, 1.92, 0.09。
2 结果与分析 2.1 水动力系数与雷诺数的关系沉降板水动力系数与雷诺数的关系如图4所示，其中沉力和阻力系数随雷诺数增大基本保持不变。在一定雷诺数下，沉力系数随冲角增大呈先增大后减小趋势，在冲角20°时达到最大，平均为1.58。阻力系数随冲角增大逐渐增大。当冲角为10°时，沉力系数在雷诺数大于0.6×105后有较小波动；当冲角在50°时，阻力系数在雷诺数大于0.5×105后有增大趋势。综上所述，雷诺数在0.3~0.85×105范围内时沉力系数和阻力系数基本保持恒定，因此将使用水动力系数的平均值进行后续分析。
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图4 沉力和阻力系数与雷诺数的关系 Fig. 4 Relationship between sinking coefficient (a), drag coefficient (b) and Reynolds number |
不同冲角下沉降板水动力系数与倾角的关系如图5所示，其中倾角负值时为内倾，倾角正值为外倾。内、外倾斜状态下沉力系数随倾角增大均呈先增大后减小趋势，均在倾角5°时达到最大，分别为1.75和1.77 (α=25°)。阻力系数随倾角增大逐渐减小，随冲角增大逐渐增大。沉阻比随倾角和冲角增大均呈先增大后减小趋势，内、外倾状态下其分别在倾角20°和10°时最大，为3.73和3.76 (α=20°)；其余冲角下沉阻比均在倾角5°时达到最大。
2.2.2 不同内外倾角下压力中心系数变化不同冲角下压力中心系数与内外倾角的关系如图6所示，其中外倾状态下压力中心系数Cpb随倾角增大逐渐增大；内倾状态下Cpb在倾角小于15°时变化较小，之后明显增大。压力中心系数Cpc随内外倾角增大均逐渐增大。压力中心系数Cpb和Cpc随冲角变化均基本保持不变。
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图5 不同冲角下沉力(a)、阻力系数(b)和沉阻比(c)与内外倾角的关系 Fig. 5 Relationship between sinking (a), drag coefficient (b), ratio of sinking force to drag (c) and heel angle of inward and outward at different angle of attack |
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图6 不同冲角下压力中心系数Cpb (a)和Cpc (b)与内外倾角的关系 Fig. 6 Relationship between coefficient of pressure center Cpb (a), Cpc (b) and heel angle of inward and outward at different angle of attack |
前、后倾斜状态下沉降板水动力系数与倾角的关系如图7所示，其中倾角为负值时为前倾，倾角正值时为后倾。沉力系数随倾角和冲角增大均呈先增大后减小趋势，前、后倾状态下其均在倾角5°时达到最大，均为1.78 (α=25°)。阻力系数随倾角增大逐渐减小，随冲角增大逐渐增大，后倾状态下在倾角大于20°后有较大波动。沉阻比随倾角和冲角增大均呈先增大后减小趋势，前、后倾斜状态下均在倾角5°时达到最大，分别为3.67和3.71 (α=20°)。
2.3.2 不同前后倾角下压力中心系数变化图8 所示为沉降板前、后倾斜状态下压力中心系数与倾角的关系，其中压力中心系数Cpb随倾角和冲角增大基本保持不变。压力中心系数Cpc随倾角增大逐渐增大；随冲角增大基本保持不变。
2.4 不同倾角下沉降板周围流场分布冲角20°时沉降板不同倾斜姿态下周围流场分布如图9~12所示，水流方向为从左至右，初始流速为0.8 m/s。水流经过沉降板时在周围形成明显的流速衰减区，沉降板外侧的流速随倾角增大逐渐减小导致沉力系数逐渐减小。内倾状态下随倾角增大沉降板内侧表面与水流接触程度逐渐减小，流速逐渐增大(图9)。外倾状态下水流与沉降板外侧的边界层分离点随倾角增大逐渐向翼板的前缘移动(图10)。前、后倾状态下沉降板后部的流速衰减区随倾角增大逐渐增大(图11和图12)。
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图7 不同冲角下沉力(a)、阻力系数(b)和沉阻比(c)与前后倾角的关系 Fig. 7 Relationship between sinking (a), drag coefficient (b), ratio of sinking force to drag (c) and heel angle of tilt at different angle of attack |
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图8 不同冲角下压力中心系数Cpb (a)和Cpc (b)与前后倾角的关系 Fig. 8 Relationship between coefficient of pressure center Cpb (a), Cpc (b) and heel angle of tilt at different angle of attack |
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图9 内倾状态下沉降板周围流场分布Ux为x轴方向速度矢量. Fig. 9 Flow field distribution around of depressor under different inward inclination conditionsUx is the velocity vector on the x-axis direction. |
10-1282-10-F010.jpg "点击查看原图") |
图10 外倾状态下沉降板周围流场分布Ux为x轴方向速度矢量. Fig. 10 Flow field distribution around of depressor under different outward inclination conditionsUx is the velocity vector on the x-axis direction. |
10-1282-10-F011.jpg "点击查看原图") |
图11 前倾状态下沉降板周围流场分布Ux为x轴方向速度矢量. Fig. 11 Flow field distribution around of depressor under different forward tilt inclination conditionsUx is the velocity vector on the x-axis direction. |
10-1282-10-F012.jpg "点击查看原图") |
图12 后倾状态下沉降板周围流场分布Ux为x轴方向速度矢量. Fig. 12 Flow field distribution around of depressor under different back tilt inclination conditionsUx is the velocity vector on the x-axis direction. |
沉降板与网口框架之间是通过柔性钢索连接，不同的工况条件下沉降板的姿态对其水动力性能具有较大影响，本研究结果表明台字形沉降板沉力系数随冲角和倾角增大均呈先增大后减小趋势，不同倾斜状态下均在倾角5°时达到最大；阻力系数随冲角增大逐渐增大，随倾角增大逐渐减小，这与Hu等[14]研究的V形曲面沉降板在不同倾角下水动力系数变化的结果基本一致。但台字形沉降板的沉力系数在冲角25°时达到最大，而V形曲面沉降板则在冲角20°时最大，且此时其沉力系数小于台字形沉降板。
台字形沉降板与V形沉降板主要区别于在两侧翼板间加装了一块曲面板，这是导致台字形沉降板沉力系数较高的主要原因。此外，采样网作业结束后在甲板存放时台字形沉降板因具有中间的曲面板比V形沉降板更易摆放，降低了占用空间提升了便携性。本研究中的台字形沉降板使用方式与Hu等[11]设计的V形曲面沉降板相同，在沉降板两端焊接挂耳，利用4根相互平行的钢索吊挂于网口下方，使得沉降板在任意流速下均可保持固定冲角，进而保证网具可在特定水层中稳定拖曳。因此，台字形结构沉降板相较V形曲面结构具有明显优势，在之后应用中可显著提升采样网作业性能。
3.2 模型实验分析和沉降板类型及安装方式探讨目前水槽模型实验方法因具有操作便捷和条件可控的优点已广泛应用于研究拖网属具水动力性能中。沉降板作业时主要通过钢索吊挂于网口下方，其工作姿态为卧式作业状态，水流经过沉降板时在其内外两侧形成压力差，进而产生下沉力使得采样网能够到达目标水层。在本研究的模型实验中通过连接杆将沉降板以立式状态与六分力仪连接，此实验设计与沉降板实际应用状态存在差异，主要原因为利用六分力仪进行测力时是通过圆柱形杆件与其连接，并且实验条件复杂无法通过柔性绳索或刚性框架保持沉降板实际应用状态实现冲角和倾角的连续改变。模型实验中沉降板连接状态虽与其实际使用状态存在差异，但实验中沉降板已完全浸入水中，测量时仅产生的水动力方向不同，其实验结果仍较为准确可靠。同时，本研究在沉降板后倾角20°以上时阻力系数出现随倾角增大呈先增大后减小的趋势，其主要原因可能为倾角过大时导致周围流场不稳定，使得沉降板发生晃动致使受力值产生误差。沉降板在作业过程中受到复杂水流的作用产生不同的倾斜姿态，由图6和图8中的压力中心系数结果可以看出内外倾角在15°以内时和前后倾角在20°以内压力中心至翼展的距离基本保持不变，表明沉降板在受到外力作用发生倾斜时具有较好的复原性，对其水动力性能影响较小。
沉降板在采样网系统中起到为网具提供充足下沉力，并使得网具能够保持恒定水层拖曳的作用。早期的IKMT型采样网使用的沉降板为V形平面结构，其安装于网口下方且后部与网衣直接相连，这样的安装方式导致连接沉降板前端的叉纲周围产生大量湍流，使得仔稚鱼更易发现采样网具进而主动躲避。同时，平面形结构的沉降板水动力性能较低[14]，不能为采样网提供充足的下沉力。为了减少叉纲周围的湍流，将网口制作成刚性框架，并利用两根钢索在框架两端固定进行网具拖曳，其中沉降板也利用两根钢索吊挂于网口下方。这样的安装方式大大降低了网口处湍流的产生，且扩大了适用的拖速范围。但随之而来的问题是当拖速为零时沉降板将垂直向下不会产生除了重力外的任何下沉力，同时在高拖速时沉降板会向后上方摆动直至水平，此时产生的阻力最大且几乎没有下沉力[6]。相比而言，Hu等[14]设计的V形曲面和本研究中的台字形曲面沉降板水动力性能相对较高，在采样网作业中可提供充足的下沉力。同时，利用结构为平行四边形的四根钢索连接沉降板可保证其在任意流速下冲角均恒定。
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