垂蕩雙氣室振蕩水柱波能裝置水動力特性研究1)

郭權勢 鄧爭志 王曉亮 程鵬達 )

* (中國電建集團中南勘測設計研究院有限公司,長沙 410014)

? (浙江大學海洋學院,浙江舟山 316021)

** (北京理工大學宇航學院,北京 100081)

?? (中國科學院力學研究所,北京 100190)

引言

人類日益增長的能源需求不僅導致了不可再生能源如煤炭、石油、天然氣臨近枯竭,還加劇了全球環境的惡化.為了解決這一問題,人類開始尋找綠色可再生替代能源[1-2].全球海洋能最具有潛力,能源提取的選擇范圍最廣,其中包括波浪、潮汐和洋流、海洋熱能、鹽度梯度、海洋生物能和海底地熱能等[3-4].振蕩水柱(oscillating water column,OWC)波能轉換裝置,憑借其簡單的結構[5]和較高的捕能寬度比被視為最具前途的技術之一[6-7].通常情況下,振蕩水柱由兩部分構成,一部分是浸沒在水下底部開孔的空心結構,另一部分是安裝在空心結構上端的透平系統用來轉換能量,也被稱為動力輸出系統(PTO)[8-9].OWC 裝置的墻體厚度、吃水深度、氣室數量及寬度等參數極大影響著裝置的轉換性能,許多學者采用理論分析、數值模擬或物理試驗的方法對這些參數的影響機制進行了廣泛地研究.如Rezanejad 等[10]采用匹配特征函數展開法和邊界積分方程法,研究分析了臺階式海底地形的存在對OWC 裝置能量轉換效率的影響,發現在OWC裝置下方布置尺寸合理的臺階地形,能有效提升裝置性能.Deng 等[11]利用特征函數展開法對帶有V 型通道的OWC 裝置進行了理論分析,結果發現V 型通道能夠顯著提升OWC 裝置的波能轉換效率并提出在實際海況中V 型通道的最佳開口角度范圍為 π/2～ 3 π/4,V 型通道最佳長度為1～ 1.5 倍水深.Luo 等[12]應用計算流體動力力學軟件Fluent,數值模擬研究了前墻吃水深度和前墻厚度對波能轉換效率的影響,探究了波浪非線性效應對OWC 裝置性能的影響規律,結果發現隨著波浪波高的增大,裝置波能轉換效率降低.Bouali 和Larbi[13]應用商業流體動力學軟件CFX,探究了PTO 模型、裝置幾何形狀及入射波況對OWC 裝置轉換效率的影響,結果發現OWC 裝置的前墻吃水深度對OWC 的工作性能有顯著地影響,在吃水深度最優配置下,氣室內氣柱的體積大小和底部傾角對效率的影響不大.Ning 等[14]通過物理試驗的方式探究了一系列參數對OWC 裝置的水動力特性的影響,研究結果發現當開孔率接近于0.66%,入射波長λ相對于氣室的寬度B接近于2 時,會出現“靜水現象”,裝置的波能提取效率接近于0.王鵬等[15]利用模型試驗的方法,實驗研究了底部加水平板的OWC 裝置的水動力性能的影響,發現合理布置水平底板能有效提升振蕩水柱式防波堤的阻波性能且水平底板的存在加劇了系統的能量耗散,提高了系統在長波區間的阻擋性能.

為進一步提升OWC 裝置的捕獲效率,一種具有兩個氣室的OWC 裝置的概念被提出.Rezanejad等[16]采用匹配特征函數展開法在線性波理論的基礎上對置于臺階型底面上的固定式雙氣室OWC 裝置進行了理論分析,發現階梯型的地面能夠在較寬的頻域范圍內顯著提升雙氣室OWC 裝置的性能.He 等[17]試驗探究了不同的墻體吃水、水深變化、氣室寬度對一種兩端帶有氣室的浮動式箱式防波堤水動力性能的影響,發現較小的前墻吃水能顯著提高前氣室的波能轉換效率,且裝置前氣室在波浪能轉換方面發揮著主要的作用,后氣室僅僅是一個補充.同時發現水深變化對裝置的波能轉換效率有著較小的影響.Ning 等[18-20]基于勢流理論和時域高階邊界元法對一種固定在岸堤上,共用一個空氣透平的雙振蕩水柱OWC 裝置進行了數值模擬研究,發現波長與氣室內水面高度的正相關性,并通過物理試驗探究了固定式的傳統雙氣室OWC 裝置的水動力特性,發現波能轉換效率隨前墻吃水深度的增加而降低.Wang 等[21]提出一種由一個岸式固定氣室和一個可垂蕩運動的離岸氣室組成的新型雙氣室OWC 裝置,并利用開源軟件OpenFOAM 和VOF 方法對該裝置的水動力特性進行了數值模擬研究,發現較小的前后氣室寬度比和較淺的前OWC 裝置的后墻吃水更有助于系統在更寬波頻帶進行高效運行.Elhanafia 等[22]對雙氣室OWC 裝置的幾何構型和PT0 阻尼等參數對裝置轉換效率的影響進行了系統的數值研究,提出了一組滿足雙氣室OWC 裝置最優性能下的最佳設計參數.但該研究沒有考慮雙氣室OWC 裝置在更寬波浪頻率范圍內的水動力性能,也沒有考慮該裝置在垂蕩響應情況下的效率優化機制.

在實際應用中,為獲得更多的波浪能量,OWC裝置更傾向于往離岸區域布置運行[23].在水深較淺的離岸區域,OWC 裝置多采用樁基結構進行支撐,由于技術和成本的制約,OWC 裝置不可能完全固定在水面上,上下垂蕩運動在所難免[24],因此很有必要探究雙氣室OWC 裝置在垂蕩響應情況下的水動力特性和效率優化機制.當前研究聚焦于這一點,基于開源流體動力學代碼平臺OpenFOAM,借助waves-2Foam 工具箱進行造/消波,采用動網格技術數值模擬研究了不同入射波下,前后氣室寬度比和錨固彈簧的彈性系數對垂蕩式雙氣室OWC 裝置系統的水動力性能的影響規律,以期為實際工程中垂蕩式雙氣室OWC 波能裝置的設計提供參考依據.

1 數學模型

1.1 控制方程

借助基于OpenFOAM 中interFoam 求解器開發的waves2Foam 工具箱,通過有限體積法離散求解雷諾平均納維?斯托克斯方程(RANS)來數值模擬研究波浪OWC 裝置相互作用的水動力學問題.在二維不可壓縮黏性流體的假設下,流體流動需滿足質量守恒方程和動量守恒方程

其中U代表速度矢量,ρ 是流體的密度,p*表示流體壓力,g是重力加速度矢量,X是笛卡爾坐標系中的位置矢量,σ κ?α 表示考慮表面力的添加項:σ 和 κ 分別表示表面張力系數和界面曲率,μeff是有效動力黏性系數,μ 是分子動力黏度系數,vturb為湍流運動黏性系數.

論文通過定義每個離散單元內空氣和水的體積分數,利用VOF (volume of fluid)法[25]捕捉空氣?水的交界面,體積分數滿足對流方程即

其中 Φ 代表單元內水的體積分數,Φ=1 說明單元內充滿水,Φ=0 說明單元內充滿空氣,0 <Φ<1說明單元內水氣共存,屬于自由液面單元.為保證解的真實性,Φ 的取值范圍必須滿足 Φ ∈[0,1],同時應盡可能少的進入數值耗散,為了保證這一點,OpenFOAM中引入人工壓縮項來提高解的精度[26].因此式(4)可以改寫為

式中Ur是水氣界面壓縮速度,該壓縮項只在水氣界面處起作用[27].為確保 Φ 的有界性,在OpenFOAM中采用MULES (multidimensional universal limiter with explicit solution)[28]顯式求解算法.

因此,整個計算域內流體的混合密度 ρ和黏性系數 μ 可用體積分數 Φ 加以權重表示,即

其中 ρw和ρa分別表示水和空氣的密度,μw和 μa分別表示水和空氣的分子黏性系數.

1.2 數值算法

OpenFOAM 基于二階精度有限體積法的框架發展了一系列插值格式對單元體中心點上的物理量進行空間時間積分求解[29].本研究中Navier?Stokes 方程的時間項求解采用隱式歐拉格式,對流項求解采用Gauss Limited Linear 1 格式,黏性擴散項求解采用線性修正格式,其余項采用線性插值.為了更精確捕捉自由面,對新引進的界面壓縮項采用Gauss Interface Compression 格式,體積分數方程中的對流項采用Gauss MUSCL 求解.速度壓力場采用PIMPLE 算法求解.PIMPLE 算法是非迭代的瞬態PISO (pressure implicit with splitting of operator)算法和迭代的穩態SIMPLE (semi-implicit method for pressure linked equation)算法的結合,核心思想是將每個時間步內看成穩態流動,用SIMPLE 穩態算法求解,用PISO 算法進行時間步進.

1.3 造波與消波

Waves2Foam 通過在一定計算區域內設置理論目標波浪速度和自由高程的方法進行造波,通過在數值波浪水槽兩端設置松弛域,可同時實現造波與消波功能[30].松弛函數的表達式如下

式中,Uo為波浪水質點速度,αre為松弛因子,χre為松弛域的折合距離,在數值水槽入口邊界(inlet)和出口邊界(outlet)取值為1,在松弛域與非松弛域交界處取值為0,Unum為求解控制方程得到的速度數值解,Uana為根據斯托克斯波理論得到的波浪水質點的速度解析解,Uana的水平和垂直速度分量的表達式如下

式中,ux和uz分別為波浪水質點的水平速度分量和垂直速度分量,H為入射波波高,ω 為滿足頻散關系的圓頻率,k為波數,x和z分別為波浪水質點水平方向運動距離和垂直方向運動距離,h為水深,t為時 間.

2 捕能寬度比計算

OWC 裝置捕能寬度比與裝置氣室內水柱振蕩及氣室內外壓強差隨時間的變化直接相關.本文用頂部開孔模型來模擬PTO 阻尼系統,將頂部開孔的寬度與氣室頂部寬度之比定義為開孔率,開孔率選取e=1%.本文裝置的墻體厚度相對于氣室寬度是極小量,因此在OWC 模型里墻體厚度選取10 mm,OWC 裝置其他參數信息見表1.

OWC 裝置在一個完整波浪周期T的作用下平均轉換的波浪能為

水柱運動和OWC 裝置垂蕩運動均處在同一慣性參考系中,規定豎直向上的方向為正方向.于是,開孔處空氣流率可表示為

因此,式(13)可改寫成

基于線性波理論,單位寬度入射波含有的能流密度為

式中,Ai代表入射波振幅.

因此OWC 裝置捕能寬度比 ξ 可表示為

垂蕩式雙氣室OWC 裝置共有前后兩個氣室,因此總的捕能寬度比為

式中,ξfront為前氣室捕能寬度比,ξrear為后氣室捕能寬度比,ξtotal為垂蕩式雙氣室OWC 裝置總的捕能寬 度比.

3 模型驗證

3.1 數值波浪水槽

本研究采用結構化網格對計算域進行離散.計算域的長度等于10 倍波長,左右兩端各設置2 倍波長的松弛域區用來吸收反射波,值得注意的是,本研究根據不同周期的波浪調整計算域的長度使之保持10 倍波長,以保證在入射波與被結構物反射回來的波互相干擾前收集到穩定的6 個周期的波浪數據.該計算域的水深0.5 m,空氣部分高度為0.5 m,在水氣交界面上下2 倍波高區域進行加密以防止波浪沿程衰減.對于每個周期入射波,始終保證計算域的長度為10 倍波長,因此大大節省了計算資源,每套網格數量大約11 萬左右,采用28 核服務器分塊并行運算,每個工況計算用時約12 小時.

圖1 為本研究中垂蕩式雙氣室OWC 裝置數值設置示意圖,結構物前墻吃水深d1=0.06 m,中墻吃水深度和后墻吃水深度都為0.25 m,兩個氣室固定總寬度b1+b2=0.3 m,裝置在靜止水面以上高度d4=0.15 m,前后氣室開孔率e1和e2都取1%.Ai為入射波波幅,取0.02 m,波浪周期T取1～ 1.9 s,具體設置見表1.設置14 個波高監測點(G1～G2)來監測不同位置處水面振蕩,在前后氣室的開孔正下方0.01 m 處分別設置兩個壓力監測點(s1～s2)用來監測氣室內壓強變化.

表1 本研究所使用的波浪參數Table 1 Wave parameters in this study

圖1 垂蕩式雙氣室OWC 裝置數值設置示意圖Fig.1 Schematic diagram of an offshore heave-only dual-chamber OWC system

在OpenFOAM 中,數值波浪水槽共存在5 個邊界,如圖2 所示,最左側為入口邊界,即造波邊界,最右側為出口邊界,頂部為空氣邊界,底部為床面邊界,前后兩側定義為側壁邊界.對于二維問題,因此側壁邊界為空邊界.邊界條件是控制方程有確定解的前提,對于任何問題,都需要給定邊界條件,邊界條件的處理直接影響計算結果的精度.表2 為本文數值模型選擇的邊界條件.

表2 數值波浪水槽邊界條件設置Table 2 Boundary conditions of numerical wave tank

圖2 數值波浪水槽邊界示意圖Fig.2 Setup of the numerical wave tank

3.2 網格收斂性驗證

對于波浪與結構物相互作用而言,結構物附近的網格分辨率對其水動力性能的數值計算結果有著很大影響,特別是在結構物尖角附近[31-32].為了精確的捕捉流體在結構物尖角處的流場信息并在求解的精度及計算時間上取得平衡,本研究對結構物附近的網格進行收斂性分析以求得最佳的網格劃分策略.

本研究采用Elhanafia 等[22]提到的結構與工況進行網格收斂性驗證.在水深h=1.5 m,波高H=0.05 m,波浪周期T=1.9 s,無量綱彈簧彈性系數為0 的條件下,在結構物附近劃分了3 種不同分辨率的網格進行求解驗證.為了有效避免波浪傳播過程中沿程衰減的影響,采用Deng 等[33]的建議,在單位波長方向劃分100 個網格、單位波高方向劃分的15 個網格的策略.為了有效避免相鄰離散單元的尺寸差距過大造成的數值誤差,網格從結構物細化區域到波浪傳播區域采用1.05 的比例進行漸變處理.圖3 為結構物周圍網格劃分示意圖.其中粗糙網格、中等網格、細密網格結構物周圍最小尺寸分別為0.006 m,0.002 m 和0.001 m.

圖3 結構物周圍不同粗細網格Fig.3 Different spatial resolutions around the dual-chamber OWC system

圖4 為不同分辨率網格的氣室內水面振幅與壓強差歷時曲線.由圖4 可知,對于壓強和波面監測數據,除了波峰和波谷外,3 組網格的差異不大,說明了雙氣室OWC 裝置周圍計算區域的網格收斂,表3為以細密網格條件下的數值結果作為計算依據的粗糙、中等網格分辨率對應的前后氣室內壓強與水面振幅的標準均方根誤差,結果表明,對于中等網格,檢測結果最大誤差小于1%,滿足精度要求.此后采用中等網格分辨率即加密區網格大小為0.002 m 作為 網格劃分方案進行計算.

圖4 不同分辨率網格的氣室內水面振幅與壓強差歷時曲線Fig.4 Convergence tests of surface elevations and pressure drops in the chambers for grids with different resolutions

表3 不同分辨率網格條件下氣室內波面和壓強差標準均方根誤差Table 3 NRMSE of surface elevations and pressure drop under different spatial resolutions around the dual-chamber OWC system

3.3 求解器WaveDyMFoam 的驗證

本研究采用耦合了六自由度(6DOF)運動方程和動網格技術的WaveDyMFoam 求解器對波浪與結構物相互作用造成的結構物升沉運動進行數值計算,為了確保計算結果的真實性和有效性,有必要與Luo 等[34]的研究數據進行對比驗證.圖5 為模型示意圖,其中,λ 為入射波長,Ai為入射波幅,ηb為結構物偏離靜止水位的升沉幅值,B為結構物底部寬度.圖6 為本研究與Luo 等[34]對比驗證結果.縱坐標ηb/Ai表示結構運動振幅相對于入射波幅的值,橫坐ω2B/(2g)表示對周期進行無量綱化處理.可以看出,除個別點出現偏差外,其余點吻合良好,經測算最大誤差率小于5%,說明該waveDyMFoam-6DOF 求解器能較為準確地模擬波浪與浸水式浮動OWC 裝置相互作用現象.

圖5 波浪與浮動式結構物相互作用示意圖[34]Fig.5 Sketch diagram of heave-only box[34]

圖6 結構物相對振幅 ηb/Ai 的比較Fig.6 Relative heave amplitude ηb/Ai comparison of heave-only box

3.4 捕能寬度比計算方法驗證

本研究的重點是預測垂蕩式雙氣室OWC 裝置的捕能寬度比,因此將捕能寬度比的計算結果與以往的結果作對比驗證顯得至關重要.

與Elhanafia 等[22]研究的固定式雙氣室OWC裝置數值模型進行對比驗證(見圖7).基本參數如下:水深h=1.5 m,結構物墻體吃水深度d1,d2和d3分別為0.025 m,0.3 m 和0.3 m,氣室寬度b1和b2分別為0.3 m 和0.6 m,前后氣室開孔率e1和e2都取1%.Ai為入射波波幅,取0.025 m,波浪周期T取0.9～1.9 s.圖8 為當前研究與Elhanafia 等[22]對比驗證結果.結果表明當前計算結果與論文結果吻合較好,進一步驗證了本研究所用的捕能寬度比的計算方法是可靠的.

圖7 Elhanafia 等[22]研究的雙振蕩水柱OWC 裝置示意圖Fig.7 Schematic diagram of the dual-chamber device proposed by Elhanafia et al.[22]

圖8 當前研究與Elhanafia 等[22]捕能寬度比對比Fig.8 Comparison of energy capture width ratio ξ between the present and Elhanafia’s results[22]

4 結果討論

OWC 裝置的工作原理是利用進入氣室內的波浪使氣室內水柱發生振蕩進而壓縮氣室內的氣體使其做功.氣室內氣體所獲得的能量是通過氣室內水柱升沉運動轉換而來的.這里采用氣室內的水面振幅表征氣體做功量,故定義氣室內水面振幅 η 與入射波波幅Ai的比值 η/Ai為相對波高來衡量裝置的波能轉換效果.

值得一提的是,在實際工程中,垂蕩式雙氣室OWC 裝置采用樁支承結構體系,只允許裝置在豎直方向往復運動,底部設置錨固系統能夠降低豎直運動響應對系統的不利影響,提高系統作業穩定性.在數值模擬中,在模型底部設置線性彈簧來模擬錨固系統并對彈性系數進行無量綱化處理,即

式 中,sd為裝置底部投影面積.

4.1 相對氣室寬度對捕能寬度比的影響

OWC 裝置的氣室寬度對裝置的性能提升有很大影響.因此垂蕩式雙氣室OWC 裝置的前后氣室寬度比對裝置的水動力特性的影響被首先考慮.保持總的氣室寬度不變(b1+b3=0.3 m),研究了前氣室(b1)和后氣室(b2) 5 個寬度比的影響,即b1/b2=0.2,0.5,1,2,5.其余幾何參數設置見表4.值得一提的是,這里將氣室寬度與水深做無量綱化處理,定義b1/h為相對氣室寬度(b1為前氣室寬度,h為水深,本研究中h=0.5 m).同樣,定義 ηOWC/Ai為相對垂蕩位移(ηOWC為OWC 裝置振幅).

表4 不同氣室寬度參數設置Table 4 Cases for different front (b1) and rear (b2) chamber widths

圖9 揭示了相對氣室寬度對OWC 裝置氣室內相對波高與OWC 裝置相對位移的影響規律.在給定波浪頻率下,各曲線有著相似的變化趨勢.隨著波頻的增加前氣室內相對波高先減小再增大隨后繼續減小,在中波頻段出現較大值.這是因為高頻波作用下OWC 裝置相對位移較小(見圖9(c)),短波被大量反射.后氣室內相對波高在測試波頻段內與前氣室有著相似的規律(見圖9(b)),OWC 裝置相對垂蕩位移隨波浪頻率的變化也呈現先減小在增大隨后繼續減小的規律(見圖9(c)).同時發現,不同的相對氣室寬度在中波頻段對前期室內相對波高影響不大,但在低波頻和高波頻段影響較大.以上分析說明一個合理的較小的前氣室寬度有助于垂蕩式雙氣室OWC裝置對短波能量的提取.

圖9 相對氣室寬度對OWC 裝置氣室內相對波高與OWC 裝置相對垂蕩幅度的影響Fig.9 Relative surface elevations of the front and rear chamber and the relative dual-chamber OWC device heave amplitude against different relative chamber length b1/h

由圖9(b)可知,相對氣室寬度對后氣室內相對波高的影響較為明顯,隨著相對氣室寬度的增加,后氣室內相對波高最大值開始由中波頻段向高波頻段移動,且在高波頻段氣室內水柱運動的越來越劇烈.這說明,較寬的后氣室有利于垂蕩式雙氣室OWC裝置對中、長波能量的提取.

圖10 為相對氣室寬度對垂蕩式雙氣室OWC裝置氣室相對壓強、氣室內水面振蕩運動與OWC垂蕩運動相位差的影響規律.由圖10(a)和圖10(c)可知,對于確定的相對氣室寬度,在中、高波頻段氣室內相對壓強隨入射波頻的變化與相位差的絕對值隨入射波頻的變化較一致,都是隨著波頻的增加而增加,且相位差的絕對值越大,氣室內相應的相對壓強越大,在高波頻段(ω2h/g≥1.6)相對壓強達到最大值,盡管在此波頻段前氣室內相對波高較小(見圖9(a)).

圖10 相對氣室寬度對垂蕩式雙氣室OWC 裝置前后氣室相對壓強、前后氣室內水面振蕩與OWC 自身垂蕩相位差的影響Fig.10 Relative pressure drops and the phase difference between the oscillating water column in the chambers and OWC oscillation motion as a function of the dimensionless frequency ω 2h/g for different relative chamber length b1/h

圖10 相對氣室寬度對垂蕩式雙氣室OWC 裝置前后氣室相對壓強、前后氣室內水面振蕩與OWC 自身垂蕩相位差的影響 (續)Fig.10 Relative pressure drops and the phase difference between the oscillating water column in the chambers and OWC oscillation motion as a function of the dimensionless frequency ω 2h/g for different relative chamber length b1/h (continued)

在低波頻段(ω2h/g≤0.9)內,雖然OWC 裝置相對位移與氣室內相對波高都較大,但由于相位差絕對值較小,所以該頻率段內,相應的氣室內壓強較小.這說明由于相位差的存在,氣室內劇烈的水面振蕩并不一定導致氣室內較大的壓強變化,相位差的絕對值也是除氣室內水柱的振蕩幅度外影響前氣室內相對壓強的重要因素.對于確定的波頻段,相對氣室寬度的變化對氣室內振蕩水柱與OWC 垂蕩的相位差有很大影響.基本呈現的規律是相位差隨著相對氣室寬度的增加而減小.同時發現,對于前氣室而言,較小的相對氣室寬度對應著較大的相位差和氣室內較大的相對壓強,這說明,在一個周期內,前氣室寬度越小,氣室內水柱振蕩運動就越領先于OWC裝置的垂蕩運動,相應的氣室內相對壓強越大.從圖10(b)和圖10(d)可知,對于固定的相對氣室寬度,后氣室內相對壓強和相位差絕對值隨著入射波頻的增加而增大,且較大的相對氣室寬度對應著較小的相位差絕對值和氣室內較大的相對壓強.這說明,在一個周期內,后氣室寬度越大,氣室內水柱振蕩運動就越滯后于OWC 裝置的垂蕩運動,后氣室內相應的相對壓強越小.

總的來說,對于垂蕩式雙氣室OWC 裝置而言,保持氣室總寬度的不變,增大前氣室的寬度,會降低前氣室內相對壓強,提高后氣室內的相對壓強,前后氣室存在相互制約的關系.這種制約是通過改變裝置垂蕩運動與氣室內水柱振蕩運動的相位差實現的.

圖11 揭示了相對氣室寬度對垂蕩式雙氣室OWC裝置氣室捕能寬度比的影響規律.由圖11(a)可知,相對氣室寬度對前氣室的波能提取效率在中、高波頻段(ω2h/g≥1.0)有著較大的影響.隨著相對氣室寬度從0.5 減小到0.2,前氣室的捕能寬度比在中短波區間逐漸增大,高效頻率帶逐漸拓寬.隨著相對氣室寬度繼續減小到0.1,前氣室波能提取效率開始降低.同時發現,相對氣室寬度對前氣室捕能寬度比的影響主要集中在中高波頻段,對低波頻段幾乎沒有影響.同時發現在低波頻段(ω2h/g<1.0)捕能寬度比接近為0,這是因為中、長波基本都透射過了前氣室,更少的波能進入前氣室.同樣,相對氣室寬度對后氣室捕能寬度比的影響規律同前氣室相似(見圖11(b)).值得注意的是在高波頻段,后氣室捕能寬度比與前氣室最大比值為0.9 (b1/h=0.2時),這說明對于垂蕩式雙氣室OWC 裝置,由于多重共振體系以及它們之間相位差的存在,后氣室與前氣室在波能轉換上承擔著同樣重要的作用,特別是在中、高波頻段.相對氣室寬度對裝置總的捕能寬度比的影響有著同前后氣室類似的規律(見圖11(c)),裝置在中、短波作用下能轉換更多的波浪能.總的來說,對于垂蕩式雙氣室OWC 裝置,后氣室比前氣室寬的結構布置使裝置能夠有較大的捕能寬度比和較寬的高效頻率帶.在本研究中,最佳的前后氣室寬度比為b1/b2=1/2,也即相對氣室寬度b1/h為0.2 時,垂蕩式雙氣室OWC 裝置有著最寬的高效頻率帶和最大的捕能寬度比,相似的結論在Wang 等[21]也提到過.

圖11 相對氣室寬度對垂蕩式雙氣室OWC 裝置氣室捕能寬度比的影響Fig.11 Capture width ratio of the heave-only dual OWCs for relative chamber lengths b1/h

4.2 無量綱彈性系數對轉換效率的影響

本研究考慮了K=0,1,2,4 和8 這5 個無量綱彈簧彈性系數,通過與K=∞,即固定式OWC 裝置數據的對比,深入探究無量綱彈簧彈性系數對垂蕩式雙氣室OWC 裝置捕能寬度比的影響規律.彈簧彈性系數主要是通過影響雙氣室OWC 裝置的垂蕩幅度和氣室內水柱振蕩運動與裝置自身垂蕩運動的相位差來影響氣室內水柱的振幅和壓強變化進而影響整個裝置的捕能寬度比.

圖12 為無量綱彈簧彈性系數K對垂蕩式雙氣室OWC 裝置各氣室捕能寬度比的影響.由圖12(a)可知,對于前氣室,裝置固定時(K=∞) 比運動時(K≠∞)有著更大的捕能寬度比和較寬的高效頻率帶.值得注意的是當K≤4時,彈性系數的增加會明顯降低前氣室捕能寬度比,當K≥4時,彈性系數的增加顯著拓寬前氣室高效頻率帶,提高捕能寬度比.這是因為通過調節彈簧彈性系數改變了氣室內水柱振蕩運動與OWC 自身垂蕩運動的相位差,進而改變了氣室內壓強的變化從而影響了氣室捕能寬度比.由圖12(b)可知,當裝置固定時,后氣室的捕能寬度比隨著波頻的增加而先增大后降低,而裝置運動時,各曲線有著相似的變化趨勢,都隨著波頻的增加而增大.裝置運動時后氣室在中高波頻段(ω2h/g≥1.0) 有著更大的捕能寬度比和較寬的高效頻率帶,這說明垂蕩式雙氣室OWC 裝置的后氣室在中高波頻段比固定的裝置有著更好工作性能,能俘獲更多的波能.由圖12(c)可知,垂蕩式雙氣室OWC 裝置總的波浪能轉換效率在低中波頻段(ω2h/g≤1.6)隨著K的增大而增大,在高波頻段(ω2h/g>1.6)卻有著與前氣室相似的規律.同時發現隨著波頻的增加,各曲線對應的總的捕能寬度比逐漸增大,高效頻率帶寬逐漸向中波頻段(1 .0<ω2h/g<1.6)拓寬.

圖12 無量綱彈簧彈性系數K 對垂蕩式雙氣室OWC 裝置各氣室捕能寬度比的影響Fig.12 Capture width ratio of the heave-only dual OWCs for different K

5 結論

(1)相對氣室寬度對垂蕩式雙氣室OWC 裝置的前后氣室以及總的捕能寬度比有著較大的影響,合理的布置前后氣室寬度比有利于裝置捕能寬度比的提升.后氣室比前氣室寬的結構布置使得垂蕩式雙氣室OWC 裝置有著更寬的高效頻率帶和最大的捕能寬度比.在本研究中,最佳的前后氣室寬度比1∶2.

(2)通過改變OWC 裝置的垂蕩幅度和氣室內水柱振蕩運動與OWC 裝置垂蕩運動的相位差,彈簧的彈性系數可顯著影響垂蕩式雙振蕩水柱OWC 裝置的捕能寬度比.較大的彈性系數能夠顯著拓寬垂蕩式OWC 裝置的高效頻率帶和提高在低、中波頻段的捕能寬度比,但會少量降低裝置在高波頻段的波能捕獲性能.本研究中當K=8時,垂蕩式雙氣室OWC 裝置有著最寬的高效頻率帶:0.9<ω2h/g<2.0和相對較大的捕能寬度比 ξtotal=68%.

(3)垂蕩式雙氣室OWC 裝置的后氣室與前氣室在波能轉換上承擔著同樣重要的作用.當彈性系數1 ≤K≤4,后氣室相較于前氣室在中高波頻段可轉換更多的波浪能,后前氣室最大波能轉換比達到了1.87.同時由于多共振機制(前后氣室內水柱的振蕩運動運動和OWC 裝置垂蕩運動)以及它們之間相位差的存在,氣室內劇烈的水柱振蕩不一定造成劇烈壓強變化,氣室內壓強的變化由氣室內水面振幅和水柱振蕩于OWC 裝置垂蕩運動的相位差共同主導.致謝:本研究得到浙江大學舟山校區高性能計算中心的支持.