9 400 TEU集裝箱船實尺度自航性能數值模擬

李兆輝 胡 帆 吳 瓊,2 馮 毅,2 孫 群,2

（1. 中國船舶及海洋工程設計研究院 上海 200011； 2. 上海市船舶工程重點實驗室 上海 200011）

0 引 言

目前，船舶領域的CFD計算主要集中在模型尺度。由于存在尺度效應，計算結果需要通過經驗統計公式換算到實船，這些公式并不具有普適性，而且難以獲得實船雷諾數下的流場，對探索新的提升船舶能效的水動力解決方案形成了制約。而直接開展實尺度CFD計算無疑是一個很好的技術途徑，但所采用的實尺度CFD計算方法必須經過仔細和獨立的驗證，才能在業內獲得普遍接受和認可。

國外：2006年，HANNINEN等分析了EFFORT項目的算例，驗證了RANS 求解器用于實尺度數值模擬的可行性；2009年，BHUSHAN等基于URANS 求解器，證明了在考慮壁面粗糙度和壓力梯度影響下，兩點多層壁面函數模型尺度與實尺度數值模擬中的通用性；2011年，CASTRO等采用重疊網格研究了實尺度下螺旋槳和船體的相互作用，并分析了船模尺度和實尺度對船的邊界層和螺旋槳推進性能的影響。

國內：2015年，陳天福等采用結構化網格和非結構化網格相結合的計算方法，進行了實尺度導管螺旋槳的敞水性能數值模擬；2016年，尹崇宏等應用改進的DES 模型（IDDES），采用CFD 方法同時對模型尺度和實尺度的32萬t VLCC 進行阻力預報，并分別與RANS 的計算結果和試驗結果進行比較分析；2016年，李亮等采用RANS方法和VOF模型，開展了考慮自由液面的實船自航性能的數值模擬，分析發現自航點轉速和伴流分數尺度效應明顯；2018年，陳騫等進行了實尺度阻力模擬，并與水池試驗結果的實尺度換算數值進行對比，指出實尺度下伴流更加均勻。

本文采用體積力和滑移網格這2種螺旋槳模擬方式對9 400 TEU集裝箱船進行實尺度自航性能數值模擬，分別考察湍流模型、網格劃分、最大非線性迭代次數、時間步長、激勵盤參數及動區域大小等因素對計算結果的影響，并與模型試驗換算及實船試航結果對比，分析2種螺旋槳模擬方式的優劣并驗證實尺度自航性能數值模擬的可靠性。

1 數學模型

本文使用FINE/Marine商用軟件，它是NUMECA公司推出的船舶與海洋工程專業CFD軟件包包括網格生成器HEXPRESS、黏流求解器ISISCFD和后處理器CFView。FINE/Marine軟件基于RANS方法求解船體周圍流場，使用流體體積函數（volume of fluid，VOF）方法捕捉自由液面，采用動網格技術處理船舶姿態變化。

1.1 控制方程

FINE/Marine的求解器ISIS-CFD流動控制方程為不可壓縮非定常雷諾平均N-S方程（RANS），采用有限體積法對輸運方程進行空間離散。在等溫條件下，不可壓縮黏性流體的質量和動量守恒方程如下：

1.2 湍流模型

在雷諾平均N-S方程中，由于雷諾應力是未知的，因此方程的封閉需要定義湍流雷諾應力。根據對雷諾應力的?；绞讲煌?，湍流模型分為渦黏模型和雷諾應力模型。渦黏模型基于BOUSSINESQ渦黏假設，引入湍流渦黏系數，建立雷諾應力與平均應變率的關系；雷諾應力模型則直接利用雷諾應力輸運方程，對方程中相關項進行?；狗匠谭忾]。由于RANS方法采用時間平均忽略了湍流脈動，湍流模型也不具備普適性；而大渦模擬（large eddy simulation，LES）對大尺度渦結構直接計算，對小尺度渦構造亞格子應力模型進行模化，從而獲得流動的動態特性。但是，LES對網格尺寸的要求限制了工程應用，1997年，SPALART提出了一種混合RANS/LES的分離渦模型（detached eddy simulation，DES）。

本文分別使用渦黏模型、雷諾應力模型和分離渦模型這三類湍流模型中的（SST-Menter）模型、EASM模型和DES-SST模型。

1.3 VOF方法

ISIS-CFD求解器采用VOF方法捕捉自由液面，VOF方法把空氣和水作為兩相流體進行計算，多相流的體積分數守恒方程如下：

式中：c是第相體積分數。當空間中全部是第相流體時，c=1；而沒有第相流體時，c=0。顯然體積分數介于0～1時，表示是多相混合流體。由于船舶CFD計算中通常只包含空氣和水兩相，因此將c=0.5處定義為交界面。

多相混合流體的物性參數（黏性和密度）是各組成相的物性參數（黏性μ和密度ρ），由本構關系得到：

1.4 體積力方法

式中各參數表達式為：

式中：K和K分別是推力系數和轉矩系數；是進速系數；是轉速，r/s；Ω是旋轉速度，rad/s；R是螺旋槳半徑，m；R是槳轂半徑，m；是參考速度，m/s；b是投影到-平面的平均弦長，m（或激勵盤厚度）；Y和Z是螺旋槳中心坐標。

2 計算模型

2.1 計算對象及工況

以9 400 TEU集裝箱船為計算對象，船體主尺度和螺旋槳幾何參數分別如表1和表2所示。

表1 船體主尺度

表2 螺旋槳幾何參數

該螺旋槳是與設計槳敞水性征相近的備用槳，本文數值計算和模型試驗采用的是備用槳，而實船試航采用的是設計槳。計算時除船體外，包含的附體有艏側推孔及舵（含假舵及舵球）。該集裝箱船及其附體的幾何外形如圖1所示，笛卡爾坐標系下，以尾垂線和基平面交點為原點。軸沿船長方向，正向指向船首；軸沿船寬方向，正向指向船的左舷（從后往前看）；軸沿船深方向，正向垂直向上。

圖1 幾何模型及坐標系

對幾何模型進行實船尺度的數值計算，計算工況如表3所示，雷諾數=2.693 6×10，弗勞德數=0.215。

表3 計算工況

2.2 計算域及邊界條件

由于螺旋槳的轉動帶動周圍流體產生旋轉，導致船體周圍流動不對稱，因此實尺度自航性能計算選取全船進行計算。計算域如圖2所示。

圖2 計算域

計算域各邊界面距坐標原點的距離如表4所示，L為垂線間長。計算域的長度為5L，寬度為4L，高度為2L。

計算域邊界條件設定見表4。船體表面除甲板外為固壁非滑移邊界，使用標準壁面函數，甲板為滑移邊界。

表4 計算域大小與邊界條件

2.3 網格劃分

采用非結構化六面體網格生成工具HEXPRESS進行網格劃分。圖3為計算域全局網格、船體表面網格及邊界層網格分布。

圖3 計算域、船體表面及邊界層網格

實尺度下雷諾數較大，邊界層內湍流劇烈，與模型尺度相比需要布置更多的網格層數。采用壁面函數處理近壁面一般要求第1層網格的無量綱化壁面距離滿足30＜＜200，但是在實尺度下滿足該要求將導致網格數激增。2020年，蘇玉民等分析了國內外實尺度船舶快速性數值計算的，建議采用的范圍為30～500。第1層邊界層網格的可以按式（6）估算：

式中：為特征長度，m，一般取=L；Δy為第1層邊界層網格厚度，m。

2.4 激勵盤設置

采用激勵盤即體積力的方法進行實船尺度自航性能數值計算，施加的體積力由實槳的敞水性征值（如圖4所示）確定，本文中實槳的敞水性征值由敞水試驗結果利用1978年ITTC推薦的修正公式換算得到。對于試驗數據點之間的敞水性征值，ISIS-CFD求解器會自動利用插值獲取。對于實船尺度數值計算，不需要考慮摩擦阻力修正。激勵盤設置在螺旋槳中心點，激勵盤厚度參考螺旋槳槳葉側投影輪廓確定，內半徑為槳轂半徑，外半徑為螺旋槳半徑。

圖4 槳模經ITTC修正到實槳的敞水性征曲線

FINE/Marine對于采用激勵盤來確定自航點有2種計算方式：一種是給定航速求解螺旋槳需要的轉速，另一種是給定螺旋槳的轉速求解可以達到的航速。后者航速的迭代需要不斷模擬船體加速的過程，因此計算相對耗時，而前者轉速的迭代只需要對敞水數據進行插值。本文選取第1種計算方式，通過不斷改變轉速直至船體阻力與激勵盤推力平衡來確定實船自航點。最終設置的激勵盤如圖5所示，與螺旋槳旋轉方向保持一致即為右旋。

圖5 激勵盤示意圖

2.5 滑移網格設置

采用滑移網格進行自航性能數值計算時，需在螺旋槳周圍設置動區域，動區域設置為圓柱體，如圖6所示。動區域需包括整個螺旋槳幾何，其直徑厚度不宜過小，以避免動區域外邊界到螺旋槳距離過小導致其附近網格質量較差的問題。動區域與螺旋槳一同轉動，動區域外邊界與靜區域內邊界產生相對旋轉，為實現計算過程中靜區域與動區域在交界面進行數據交換，將靜區域與動區域交界面設置為完全非匹配邊界條件（full non-matching boundary）。螺旋槳及尾軸表面設置為固壁非滑移邊界，使用標準壁面函數。

螺旋槳網格劃分時，對槳葉導邊、隨邊和葉根處進行加密，如圖6所示。

圖6 螺旋槳表面網格及動區域

采用真實槳的自航數值模擬確定實船自航點，通常是在給定航速后計算多個螺旋槳轉速，根據船體阻力和螺旋槳推力隨螺旋槳轉速變化曲線確定2個曲線交點即為該航速的自航點。該方法由于需要計算多個轉速，相對耗時并且存在插值誤差。FINE/Marine開發了一種動態控制器，在計算過程中自動調整轉速，使作用在船體上的合力為0，從而在一次計算中確定自航點，但仍然比固定航速和轉速時耗時更多。

因此，本文在開展基于滑移網格的實尺度自航性能數值計算方法研究時，首先固定航速和轉速，以收到功率P為指標評判計算精度；然后根據數值計算方法研究結果，選取合適網格劃分方案和數值參數，開啟控制器，在給定航速的情況下預報實船自航點；最后，與體積力方法預報的實船自航點進行分析對比。

3 基于體積力的實尺度自航性能數值計算方法研究

3.1 網格依賴性研究

針對邊界層網格的不同劃分方案進行計算，分析邊界層網格劃分對基于體積力自航性能計算結果的影響。

選取第1層邊界層網格厚度分別為0.000 02L、0.000 01L和0.000 005L，根據公式（6），其計算前預估值分別為1 058、528和264。相應邊界層網格計算后得到的船體表面值實際分布如圖7所示。

圖7 船體表面y+分布

船體濕表面（水下部分）平均值依次為714、359和180，表明采用公式（6）估算的值偏大。船體表面高區集中在舵迎流面，船身大部分區域在相應平均值左右。

如表5所示，第1層邊界層網格厚度0.000 02L時預報的螺旋槳轉速偏差較大，而第1層邊界層網格厚度為0.000 01L和0.000 005L時，兩者計算精度相近。因此，根據公式（6）在約為500計算得到的第1層邊界層網格厚度用于實尺度數值計算時，可達到較高計算精度。綜合計算時間和精度，其他研究中，將船體表面第1層邊界層網格厚度設置為0.000 01L。

表5 不同邊界層網格方案計算結果

3.2 湍流模型依賴性研究

選取渦黏模型-（SST-Menter）、雷諾應力模型EASM和分離渦模型DES-SST，分析湍流模型對自航性能計算結果的影響。

如表6所示，-（SST-Menter）模型和EASM模型的螺旋槳轉速預報精度相差不大，DES-SST模型螺旋槳轉速預報精度更高，偏差為0.52%。每次迭代所消耗計算資源從小到大依次為-（SSTMenter）模型、EASM、DES-SST模型，在相同設置下，-（SST-Menter）模型計算耗時最短。綜合計算時間和精度，在其他研究中，湍流模型設置為-（SST-Menter）模型。

表6 不同湍流模型計算結果

3.3 激勵盤幾何參數影響研究

激勵盤幾何參數設置包括中心點坐標、厚度、內半徑和外半徑。激勵盤中心點坐標為螺旋槳中心點坐標，外半徑為螺旋槳半徑，這兩者取值是確定的；激勵盤內半徑為槳轂半徑，而槳轂半徑通常沿槳軸方向是變化的；激勵盤厚度需要參考螺旋槳槳葉形狀，而各種類型螺旋槳水動力性能各異，其厚度值選取難以統一。因此，本文專門考察激勵盤內半徑和厚度的取值對自航性能計算結果的影響。

槳轂半徑沿槳軸方向由0.800 m變化到0.850 m。另外，如果槳轂存在時，需保證激勵盤不與物面相交，因此要增加考慮激勵盤內半徑大于槳轂最大半徑的情形，于是選取3個內半徑：0.80 m、0.85 m和0.90 m。

如表7所示，在槳轂半徑變化范圍內的內半徑取值對計算結果影響很小，內半徑越大預報轉速越高。內半徑為0.80 m時，螺旋槳轉速預報偏差最小。由于本文中用于體積力自航計算的船體幾何中不包含槳轂，內半徑按槳轂最小半徑取值時不存在激勵盤與槳轂相交的情況，所以在其他研究中，將激勵盤內半徑設置為該值。

表7 不同激勵盤內半徑計算結果

FINE/Marine推薦的激勵盤厚度為0.1，實際上本文螺旋槳槳葉側投影輪廓厚度約為0.15，于是選取3個厚度：0.92 m(0.1)、1.38 m(0.15)和1.84 m(0.2)。如表8所示，激勵盤厚度對計算結果影響較大，激勵盤厚度偏大或偏小均導致螺旋槳轉速預報偏差增大，而根據螺旋槳槳葉實際厚度確定的激勵盤厚度計算精度最高，所以在其他研究中，將激勵盤厚度設置為1.38 m(0.15)。

表8 不同激勵盤厚度計算結果

3.4 數值計算控制參數影響研究

針對不同的時間步長和最大非線性迭代次數進行計算，分析這些數值計算控制參數對自航性能計算結果的影響。

根據0.01L /、0.005L /和0.002 5L /選取3個時間步長：0.25 s、0.125 s和0.062 5 s。如表9所示，在（0.002 5～0.01）L /范圍內時間步長對計算結果影響不大，在其他研究中，將時間步長設置為0.125 s（0.005L /）。

表9 不同時間步長計算結果

最大非線性迭代次數指每個時間步長內在求解非線性控制方程過程中所設置的最大迭代次數。選取3個最大非線性迭代次數：5次、10次和15次。如下頁表10所示，最大非線性迭代次數對計算結果幾乎無影響，而計算時間與迭代次數正相關。綜合計算時間和精度，在其他研究中，最大非線性迭代次數設置為5次。

表10 不同最大非線性迭代步數計算結果

4 基于滑移網格的實尺度自航性能數 值計算方法研究

4.1 網格依賴性研究

采用滑移網格模擬真實槳轉動時，由于螺旋槳相對船體旋轉，其螺旋槳表面流動與船體表面流動存在較大差異。因此，專門針對螺旋槳表面邊界層網格的不同劃分方案進行計算，分析螺旋槳表面邊界層網格劃分對基于滑移網格自航性能計算結果的影響。船體表面第1層邊界層網格厚度設置為0.000 01L。

計算過程中，除航速固定為22 kn外，為節省計算時間，未啟用轉速控制器，而直接將螺旋槳轉速設置為與實船試航結果相同，即80.7 r/min。

螺旋槳表面第1層邊界層網格厚度依次設置為0.000 02L、0.000 01L和0.000 005L，相應邊界層網格計算后得到的螺旋槳表面值實際分布如圖8所示，螺旋槳表面平均值依次為1 768、888和454。

圖8 螺旋槳表面y+分布

螺旋槳表面高區位于槳葉導邊靠近葉梢側，低區位于槳轂表面靠近舵球側，槳葉表面沿徑向由葉根到葉梢逐漸增加。

數值計算結果與實船試航結果的對比如表11所示，螺旋槳收到功率均用實船試航結果進行了無量綱化。

表11 不同螺旋槳邊界層網格方案計算結果

對比發現不同螺旋槳邊界層網格方案螺旋槳收到功率偏差預報變化幅度達到6.99%，表明螺旋槳邊界層網格對自航計算精度影響較大。螺旋槳第1層邊界層網格厚度為0.000 01L時螺旋槳收到功率預報精度最高，幾乎與實船試航結果完全吻合。綜合計算時間和精度，其他研究中，將螺旋槳表面第1層邊界層網格厚度設置為0.000 01L。

4.2 湍流模型依賴性研究

選取不同的3種湍流模型，分析湍流模型對自航性能計算結果的影響。如表12所示，-（SSTMenter）模型螺旋槳收到功率預報精度最高，在其他研究中，湍流模型設置為-（SST-Menter）模型。

表12 不同湍流模型計算結果

4.3 動區域幾何參數影響研究

采用滑移網格進行自航計算時，需要在螺旋槳周圍建立動區域。動區域除了包圍螺旋槳之外，要避免船體相交，如果動區域半徑過小會使螺旋槳葉梢距離動區域圓柱面過近，還會使船尾表面距離動區域圓柱面過近，這2種情況均會限制動區域附近物面網格尺寸，進而影響網格質量，由于船尾布置后者相對前者更少出現。因此，本文專門考察動區域半徑的取值對自航性能計算結果的影響。

根據螺旋槳半徑與船尾幾何形狀，選取3個動區域半徑：4.8 m、5.0 m和5.2 m。如表13所示，動區域半徑會影響其周圍網格劃分，對計算結果影響較大，動區域半徑為4.8 m螺旋槳收到功率預報偏差最大，另外兩者偏差相近，所以動區域半徑選取時不宜過小。動區域半徑為5.0 m時，螺旋槳轉速預報偏差最小，在其他研究中，將動區域半徑設置為該值。

表13 不同動區域半徑計算結果

4.4 數值計算控制參數影響研究

同樣針對不同的時間步長和最大非線性迭代次數進行計算，分析這些數值計算控制參數對自航性能計算結果的影響。

采用滑移網格進行自航計算時，為了加快收斂，先采用大的時間步長獲得初解，然后轉為小的時間步長獲得精確解。大的時間步長參考L /，此處與體積力方法一致取為0.005L /，即0.125 s；小的時間步長參考螺旋槳旋轉周期1/，由于螺旋槳轉速為80.7 r/min時，轉過1°所需時間約為0.002 s，于是選取3個時間步長：0.004 s、0.002 s和0.001 s。如表14所示，在螺旋槳轉過0.5°～2°所需時間范圍內，時間步長對計算結果影響很小，在其他研究中，將時間步長設置為0.002 s。

表14 不同時間步長計算結果

同樣選取3個最大非線性迭代次數：5次、10次和15次。如表15所示，最大非線性迭代次數較小時，螺旋槳收到功率預報偏差較大，另外兩者偏差相近。這是由于真槳旋轉使船尾流場更加復雜，導致收斂變慢，所以有必要增加最大非線性迭代次數。綜合計算時間和精度，在其他研究中，最大非線性迭代次數設置為10次。

表15 不同最大非線性迭代步數計算結果

5 實船自航性能預報結果分析

為了對比體積力方法和滑移網格方法的實尺度自航性能數值計算結果，針對基于滑移網格的實尺度自航性能數值計算，在給定航速22 kn下，開啟轉速控制器，根據船體阻力與螺旋槳推力平衡求解實船自航點。

2種方法所預報實船自航點螺旋槳轉速、收到功率如表16所示。船模自航試驗結果根據1978年ITTC方法換算到實船。與實船試航結果相比，2種方法計算得到的螺旋槳轉速、收到功率與試驗換算結果偏差更小，其中實槳轉速偏差均在3%以內，實槳收到功率偏差均在7%以內。

表16 2種方法螺旋槳轉速與收到功率的計算結果

由于計算和試驗采用的是與設計槳敞水性征相似的備用槳，而實船試航采用的是設計槳。船舶自航時，螺旋槳在船處于非均勻來流條件下工作，設計槳與備用槳雖然在均勻來流中的敞水性能相近，但是在非均勻來流中它們性能可能存在差異，從而導致計算結果與實船試航結果的偏差比其與試驗換算結果的偏差大。體積力方法得到的螺旋槳轉速、收到功率相比于滑移網格方法更接近試驗換算結果和實船試航結果，表明實尺度下采用體積力模型替代真實螺旋槳進行實船性能預估仍能具有較高精度。

結合圖4的實槳敞水性征曲線與實尺度阻力性能數值計算結果，2種方法根據各自實尺度自航性能數值計算結果，采用等推力法求解的自航推進因子如表17所示。表中：是根據等推力法從實槳敞水性征曲線插值所得進速系數、K是推力系數、K是轉矩系數、t是推力減額、w是伴流分數、η是推進效率、η是船身效率、η是相對旋轉效率、是敞水效率。

表17 2種方法推進因子的計算結果

除推力減額和伴流分數外，2種方法計算得到的其余各項推進因子與試驗換算偏差值均在5%以內，體積力方法過于低估了螺旋槳推力，而滑移網格方法過于低估了螺旋槳轉矩，兩者計算推進效率相近。體積力方法不能得到相對旋轉效率，因為無法確定螺旋槳在船后時的轉矩，因此體積力方法的相對旋轉效率η=1。

2種方法計算得到的尾流場渦結構如下頁圖9所示，取速度梯度二階不變量=5的等值面。體積力方法捕捉到了轂渦，在槳盤面處的渦環表明體積力模擬出了螺旋槳的螺旋性。滑移網格方法不僅捕捉到了轂渦，還捕捉到了槳葉葉梢處的梢渦。

圖9 體積力方法（左）與滑移網格方法（右）Q=5等值面的渦結構

為了進一步比較體積力與真實螺旋槳對尾流場的影響，在槳盤面前后0.15處選取截面（如圖10所示），截面形狀為與螺旋槳同軸、內直徑為0.30、外直徑為1.00的圓盤。

圖10 尾流場截面位置

2種方法計算得到的槳前0.15處截面無量綱化軸向、切向和徑向速度場如下頁圖11所示。從船尾向前看，軸向速度V以指向船尾為正，切向速度V以順時針方向為正，徑向速度V以向外為正。體積力方法得到的軸向、切向和徑向速度場基本呈對稱分布，未體現切向體積力對槳前近槳盤面處水流的作用?；凭W格方法模擬真實螺旋槳的旋轉使槳前近槳盤面處水流產生了扭轉，導致槳前軸向、切向和徑向速度場非對稱分布?；凭W格方法槳前徑向速度場分布結構與體積力方法類似。

圖11 體積力方法（上）與滑移網格方法（下）槳前0.15D處截面無量綱化軸向、切向和徑向速度分布

2種方法計算得到的槳后0.15處截面無量綱化軸向、切向和徑向速度場如下頁圖12所示。體積力方法得到的槳后軸向、切向和徑向速度場不再呈對稱分布，在切向體積力作用下速度場分布呈現出一定偏轉?；凭W格方法得到的槳后軸向、切向和徑向速度場在螺旋槳旋轉作用下也呈非對稱分布。兩者槳后軸向速度分布結構類似，盤面內徑和外徑附近軸向速度小，內徑與外徑之間軸向速度較大，但是體積力方法槳后軸向速度沿周向分布不均勻，而滑移網格方法槳后軸向速度沿周向均勻分布。兩者槳后切向速度分布結構也比較相似，盤面左上側切向速度較大，且兩者切向速度較大區域的形狀相差不大，而盤面右下側切向速度由內到外逐漸減小，到外徑附近切向速度與螺旋槳旋轉方向相反。兩者槳后徑向速度分布相差較大，主要是因為體積力方法只考慮了軸向力和切向力而未考慮徑向力。

圖12 體積力方法（上）與滑移網格方法（下）槳后0.15D處截面無量綱化軸向、切向和徑向速度分布

2種方法計算得到的槳前和槳后0.15處截面無量綱化橫向(切向、徑向)速度矢量分布分別如圖13和圖14所示。兩者槳前橫向速度矢量分布差異明顯，體積力方法槳前橫向速度矢量分布幾乎對稱，而滑移網格方法的橫向速度矢量周向分布不均勻，在槳葉附近橫向速度較大，且其盤面上方兩側的小渦比前者更靠近槳轂。兩者槳后橫向速度矢量分布結構較為相似，由于自航點轉速差異，兩者橫向速度大小存在差異，此外，滑移網格方法的徑向流動更為明顯。

圖13 體積力方法（左）與滑移網格方法（右）槳前0.15D處截面無量綱化切向、徑向速度矢量分布

圖14 體積力方法（左）與滑移網格方法（右）槳后0.15D處截面無量綱化切向、徑向速度矢量分布

本文采用體積力方法和滑移網格方法對9 400 TEU集裝箱船進行實尺度自航性能數值模擬。通過數值計算方法研究發現，網格劃分對計算精度有較大影響，其中船身表面實際平均值在300左右、螺旋槳表面實際平均值在500左右時，計算精度較高；采用激勵盤方法時，激勵盤厚度選取對計算精度影響較大，建議參考螺旋槳槳葉側投影輪廓厚度確定；采用滑移網格方法時，動區域大小選取對計算精度影響較大，需避免動區域距離槳葉過近。

6 結 語

體積力方法和滑移網格方法的實船自航性能預報結果與模型試驗換算及實船試航結果吻合較好，表明2種方法用于實尺度數值計算預估實船性能時具有較高的可靠性。相對于滑移網格方法，體積力方法由于網格數量更少計算效率更高，但是無法得到螺旋槳相對旋轉效率并且額外需要螺旋槳敞水數據。兩者對螺旋槳模擬方式不同造成尾流場的差異，對于槳前流動，兩者主要差異在于軸向和切向流動，體積力方法未能體現螺旋槳旋轉效應；而對于槳后流動，兩者主要差異在于徑向流動，體積力方法未考慮徑向力的作用。

本文進行實尺度自航性能數值模擬時，未考慮船體表面粗糙度和空氣阻力的影響，后續需進一步研究。