尾鰭間距對(duì)江海直達(dá)船快速性影響研究

李子時(shí) 許 輝 陳 立 賀 偉 秦江濤*

(武漢理工大學(xué)船海與能源動(dòng)力工程學(xué)院1) 武漢 430063) (中國艦船研究設(shè)計(jì)中心2) 武漢 430064)

0 引 言

船舶快速性是影響船舶運(yùn)營效率和經(jīng)濟(jì)性的重要性能,也是船舶領(lǐng)域的研究熱點(diǎn).雙尾鰭船型因其良好的阻力、推進(jìn)與操縱性能,在江海直達(dá)、內(nèi)河運(yùn)輸中得到了廣泛應(yīng)用[1].

針對(duì)雙尾鰭船型快速性的研究通常采用水池模型試驗(yàn)或者流場數(shù)值模擬的方法.其中模型試驗(yàn)是發(fā)展較早且較為成熟、可信的快速性預(yù)報(bào)方法,但存在成本高、周期長的缺陷,另外模型試驗(yàn)通常僅能分解出推進(jìn)因子等相關(guān)宏觀流動(dòng)參數(shù),在討論船型對(duì)流場、自航因子影響的規(guī)律或機(jī)理方面缺乏充分的流場信息.隨著計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)的不斷發(fā)展,數(shù)值模擬已成為越來越重要的船舶快速性研究手段,該方法時(shí)間與經(jīng)濟(jì)成本低,且可以無干擾獲取系統(tǒng)、完整的流場細(xì)節(jié),有助于分析和認(rèn)識(shí)船型變化對(duì)流場、快速性參數(shù)的影響規(guī)律與機(jī)理[2].

在雙尾鰭形狀對(duì)快速性影響的研究中,通常采用部分幾何參數(shù)表征尾鰭形狀,然后借助數(shù)值模擬或模型試驗(yàn)探討相關(guān)參數(shù)對(duì)船舶快速性的影響.相關(guān)研究中表征雙尾鰭形狀的參數(shù)包括尾鰭橫向傾斜角θ,尾鰭的間距b/B,另外還有表征尾鰭肥瘦的橫截面積與船中剖面面積比S1/S0、尾鰭間隧道出口處寬度與尾鰭起點(diǎn)進(jìn)口寬度比h1/h2、尾鰭與船體連結(jié)有無折角線[2]、尾鰭縱向傾斜角[3]等.其中普遍認(rèn)為尾鰭間距與橫向角度對(duì)雙尾鰭船型的快速性有較大影響,是分析尾鰭對(duì)快速性影響的重要形狀參數(shù)[4].

文中在船舶快速性數(shù)值預(yù)報(bào)方法驗(yàn)證的基礎(chǔ)上,對(duì)不同尾鰭間距的雙尾鰭船型進(jìn)行了自航數(shù)值預(yù)報(bào),基于數(shù)值結(jié)果討論了相關(guān)尾鰭參數(shù)對(duì)船舶阻力、自航因子的影響規(guī)律并借助流場細(xì)節(jié)分析了相關(guān)規(guī)律的原因.

1 數(shù)值方法與驗(yàn)證

1.1 數(shù)值模型

船/槳繞流場的數(shù)值模擬采用RANS方程組數(shù)值求解的方法[5].由于RANS方程中出現(xiàn)的雷諾應(yīng)力張量,需增加額外的輸運(yùn)方程或模型以模擬雷諾應(yīng)力,本文采用k-ε模型進(jìn)行雷諾應(yīng)力的求解,并采用壁面函數(shù)處理近壁面流動(dòng).

船模阻力數(shù)值預(yù)報(bào)計(jì)算域采用長方體,取船首前方一倍船長為速度入口并給定速度;船尾后方2倍船長為壓力出口并給定靜水壓力[6].

螺旋槳敞水性征數(shù)值預(yù)報(bào)的計(jì)算域采用圓柱體,入口距槳盤面心4倍螺旋槳直徑,給定速度入口;出口邊界距槳盤面5倍螺旋槳直徑,給定壓力出口,螺旋槳表面則為無滑移壁面.

船模自航計(jì)算的計(jì)算域與阻力計(jì)算相似,但由于KVLCC2船為單槳船,其船槳繞流場不再左右對(duì)稱,船槳繞流場的計(jì)算域需包括整個(gè)船體;另外由于螺旋槳的旋轉(zhuǎn),在船尾螺旋槳周圍設(shè)置旋轉(zhuǎn)域,采用滑移網(wǎng)格方式實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)域的旋轉(zhuǎn)并通過交界面實(shí)現(xiàn)流場數(shù)據(jù)交換.

船舶流場計(jì)算域離散采用切割體和棱柱層網(wǎng)格,船體附近采用棱柱層網(wǎng)格,使Y+分布在30～300.為了捕捉自由表面及船體附近的流場,采用了多重六面體和圓柱體密度盒進(jìn)行網(wǎng)格局部加密;另外數(shù)值計(jì)算中的螺旋槳旋轉(zhuǎn)域網(wǎng)格離散同螺旋槳敞水預(yù)報(bào)中采用的網(wǎng)格類型與布置一致.

螺旋槳敞水性征數(shù)值預(yù)報(bào)計(jì)算域包括了螺旋槳附近的旋轉(zhuǎn)域以及靜止域,旋轉(zhuǎn)域的離散采用多面體網(wǎng)格,螺旋槳附近采用了棱柱層網(wǎng)格以保證應(yīng)用壁面函數(shù)對(duì)Y+值的要求;靜止域則采用切割體網(wǎng)格進(jìn)行離散.

對(duì)于兩相流的求解采用VOF(volume of fluid)方法進(jìn)行自由面處理,采用HRIC格式處理不混合組分的對(duì)流輸運(yùn)方程.為考慮航態(tài)對(duì)船槳繞流場的影響,基于垂向力與縱向力矩的平衡來求解船體的升沉與縱傾.

1.2 數(shù)值結(jié)果與不確定度分析

1.2.1阻力數(shù)值結(jié)果與驗(yàn)證

表1 KVLCC2船不同網(wǎng)格密度模型數(shù)值結(jié)果

數(shù)值計(jì)算不確定度分析結(jié)果見表2.

由表2可知:RG<1,即數(shù)值結(jié)果單調(diào)收斂; |E|

表2 KVLCC2船總阻力系數(shù)不確定度分析

1.2.2敞水?dāng)?shù)值結(jié)果與分析

圖1 不同網(wǎng)格密度下KP458槳敞水?dāng)?shù)值結(jié)果

由圖1可知:螺旋槳敞水?dāng)?shù)值結(jié)果對(duì)網(wǎng)格密度不敏感,且最佳效率點(diǎn)之前進(jìn)速系數(shù)的敞水?dāng)?shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.

1.2.3自航計(jì)算結(jié)果與驗(yàn)證

采用中等密度網(wǎng)格進(jìn)行三個(gè)轉(zhuǎn)速下的自航數(shù)值模擬,不同轉(zhuǎn)速下的船模阻力RT、螺旋槳推力T與轉(zhuǎn)矩Q、摩擦阻力修正值FD、強(qiáng)制力SFC的結(jié)果,見表3.

表3 不同轉(zhuǎn)速下船槳自航數(shù)值結(jié)果

通過插值獲得自航點(diǎn)的推進(jìn)參數(shù),自航點(diǎn)的數(shù)值與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見表4,與試驗(yàn)值相比,自航點(diǎn)轉(zhuǎn)速誤差為0.873%,推力誤差偏大為4.079%,扭矩誤差為0.467%.

表4 KVLCC2船自航數(shù)值與試驗(yàn)結(jié)果[7]

2 江海直達(dá)船數(shù)值模擬

2.1 船型對(duì)象與數(shù)值模擬工況

2.1.1船型與備用槳

數(shù)值研究的對(duì)象為雙尾鰭江海直達(dá)低速肥大(Cb=0.83)船縮尺比16.67的模型,見圖2.采用CAESES軟件進(jìn)行不同尾鰭間距的參數(shù)化建模[8-9],自航數(shù)值模擬中采用MAU4-55槳(P/D=0.76,D=120 mm)為備用槳.

圖2 江海直達(dá)船模型仰視圖

2.1.2數(shù)值方法與工況

不同于KVLCC2單槳船自航的數(shù)值模擬,該雙槳船的船槳流場仍關(guān)于中縱剖面對(duì)稱,因此江海直達(dá)船自航數(shù)值模擬對(duì)象為半船體及其繞流場.共進(jìn)行了5個(gè)尾鰭間距(0.3B、0.35B、0.4B、0.45B、0.5B,B為船寬)設(shè)計(jì)航速(Fr=0.173)下的阻力、自航及備用槳敞水?dāng)?shù)值預(yù)報(bào).且為便于比較,不同船型的排水量一致,靜水浮態(tài)均為正浮.

2.2 阻力數(shù)值結(jié)果

不同尾鰭間距江海直達(dá)船阻力與升沉(上浮為正)、縱傾(首傾為正)的數(shù)值結(jié)果分別見圖3.

圖3 江海直達(dá)船和航態(tài)數(shù)值結(jié)果

由圖3可知:隨著尾鰭間距的增大,總阻力、摩擦阻力及剩余阻力系數(shù)均略有增加(其中總阻力變化范圍約1.1%);升沉與縱傾則無明顯規(guī)律,其中升沉隨尾鰭間距增大在整體增大趨勢下震蕩,縱傾則與之相反;基于數(shù)值結(jié)果認(rèn)為尾鰭間距對(duì)該船航態(tài)影響不大.

2.3 自航數(shù)值結(jié)果

分別進(jìn)行了不同尾鰭間距船型外旋槳的自航數(shù)值模擬,并基于等推力方法分解了自航點(diǎn)的自航因子.其中備用槳采用MAU4-55螺旋槳,該槳敞水性能的數(shù)值結(jié)果見圖4.

圖4 MAU4-55敞水性征曲線

不同船型自航點(diǎn)的推進(jìn)因子數(shù)值結(jié)果見圖5.隨著尾鰭間距增大,其推進(jìn)效率逐漸增大,在0.45B左右推進(jìn)效率最佳;從導(dǎo)致推進(jìn)效率變化的推進(jìn)因子來看,推力減額隨尾鰭間距增大而降低,在0.45B時(shí)推力減額最小;伴流分?jǐn)?shù)則隨尾鰭間距增大而單調(diào)降低;同時(shí)由于隨尾鰭間距增大伴流降低(進(jìn)速提高)且推力減額降低導(dǎo)致螺旋槳負(fù)荷降低,因此其敞水效率隨尾鰭間距單調(diào)增大.

圖5 不同尾鰭間距自航因子分解結(jié)果

3 江海直達(dá)船水動(dòng)力規(guī)律

3.1 阻力隨尾鰭間距變化規(guī)律

尾鰭間距由0.3B增大至0.5B,總阻力單調(diào)增加約1.1%;從導(dǎo)致總阻力變化的阻力成份方面,摩擦阻力系數(shù)增值0.022×10-3,剩余阻力增值0.025×10-3,二者基本相當(dāng).

圖6 不同尾鰭間距下的濕表面積

剩余阻力包括了興波阻力與粘壓阻力兩部分,前者受船舶前體影響較大,后者受船舶后體形狀影響較大[10-12].由于本文在船型參數(shù)化建模中平行中體與前體均一致,考察尾鰭間距對(duì)浮心縱向位置的影響見圖7.由圖7可知:在本文考察的尾鰭間距范圍內(nèi),隨尾鰭間距增大浮心逐漸后移,而后體形狀相對(duì)肥大會(huì)導(dǎo)致粘壓阻力增加.

圖7 等排水量條件下浮心縱向位置-尾鰭間距曲線

船舶阻力隨尾鰭間距變化規(guī)律:在相同排水量條件下,尾鰭間距增大導(dǎo)致濕表面積增加從而摩擦阻力增大;導(dǎo)致浮心后移從而黏壓阻力增大;總的來看尾鰭間距對(duì)船舶阻力影響不大.

3.2 推進(jìn)因子變化規(guī)律

不同于對(duì)阻力影響較小的規(guī)律,尾鰭間距對(duì)推進(jìn)效率與推進(jìn)因子的影響較大.由于采用相同的“備用槳”進(jìn)行自航數(shù)值模擬,也即推進(jìn)器與船型并不是適配的,敞水效率η0以及受其影響的推進(jìn)效率ηD在表征船型對(duì)推進(jìn)效率的影響方面并無太大意義;同時(shí)船身效率ηH為伴流分?jǐn)?shù)w與推力減額t的函數(shù).因此,本小節(jié)只針對(duì)表征船型對(duì)推進(jìn)效率影響的推力減額、伴流分?jǐn)?shù)相關(guān)規(guī)律進(jìn)行分析[13-14].

3.2.1推力減額變化規(guī)律分析

推力減額表征了螺旋槳抽吸對(duì)來流的加速導(dǎo)致的船體阻力增值,也即槳對(duì)船體繞流場的干擾.從推力減額的規(guī)律來看,尾鰭間距增加導(dǎo)致推力減額降低(至0.45B后略微增大).由于推力減額相對(duì)于阻力/推力而言為小量,從流場角度分析、闡述較小物理量的變化相對(duì)而言比較困難.以0.3B與0.5B船型為例對(duì)比船型對(duì)流場的影響并由此分析影響推力減額的原因.

考察經(jīng)過槳盤的流線見圖8,其中流線顏色標(biāo)識(shí)為縱向壓力梯度?P/?x(大于0表示逆壓).由圖8可知:①兩船型過槳盤的流線在橫向上基本覆蓋了尾鰭內(nèi)側(cè)到接近船寬的舭部,從而0.3B船型中經(jīng)螺旋槳加速的流線橫向分布范圍更大;②0.3B船型的流線在尾鰭外側(cè)的偏轉(zhuǎn)角度也更大,粘性流中流線的加、減速與偏轉(zhuǎn)均以耗散能量為代價(jià),可能是小間距船型阻力增值較大的原因;③從流線色階(壓力梯度)來看,0.3B船型的逆壓梯度更大,而通常船尾的逆壓梯度越大船舶粘壓阻力越大.

圖8 槳盤前方的流線分布圖

3.2.2伴流分?jǐn)?shù)變化規(guī)律分析

伴流分?jǐn)?shù)表征了船體導(dǎo)致的進(jìn)速變化,也即船對(duì)槳前來流的影響.從伴流分?jǐn)?shù)隨尾鰭的變化規(guī)律來看:伴流分?jǐn)?shù)隨尾鰭間距增加而單調(diào)降低.

一般浮心縱向位置越后,后體越肥大,伴流分?jǐn)?shù)越大.但結(jié)合圖5和圖7來看尾鰭間距、浮心縱向位置、伴流分?jǐn)?shù)之間的規(guī)律與上述解釋不一致.

從伴流的物理意義出發(fā),表征船體對(duì)槳前來流影響的標(biāo)稱伴流分?jǐn)?shù)可見圖9槳前0.25D的軸向伴流分?jǐn)?shù)wx所示.由圖9可知:軸向標(biāo)稱伴流隨尾鰭間距變化并不大.

圖9 標(biāo)稱伴流分?jǐn)?shù)-尾鰭間距曲線(槳前0.25D)

不管是模型試驗(yàn)還是數(shù)值方法,自航性能預(yù)報(bào)通?；谂c敞水推力“等效”的等推力法獲取自航點(diǎn)位置的推進(jìn)因子.對(duì)單槳船由于其槳前來流關(guān)于中縱剖面(基本)對(duì)稱不存在周向的伴流分量,上述“等效”的分解方法得到的推進(jìn)因子符合其物理含義.但對(duì)于雙尾鰭船型而言,其槳前來流不對(duì)稱導(dǎo)致存在周向旋轉(zhuǎn)分量,因此螺旋槳工作時(shí)與來流的相對(duì)轉(zhuǎn)速并非槳軸轉(zhuǎn)速,如果推力系數(shù)根據(jù)軸速計(jì)算在采用“等推力”方法獲取進(jìn)速系數(shù)以及隨后的伴流分?jǐn)?shù)分解中會(huì)出現(xiàn)誤差.如槳前來流與螺旋槳旋向一致,會(huì)高估槳的相對(duì)轉(zhuǎn)速,根據(jù)定義所得的推力系數(shù)則會(huì)偏低,進(jìn)一步的基于等推力方法會(huì)高估進(jìn)速系數(shù)、低估伴流分?jǐn)?shù);若槳前來流與螺旋槳旋向相反則規(guī)律與之相反.

由圖9可知:隨尾鰭間距增大至0.5B,槳前來流周向轉(zhuǎn)速從15.08 r/min逐漸降低至-0.72 r/min(正值表示與螺旋槳旋向相反),差值為15.8 r/min;由表6中“等推力”法得到的自航點(diǎn)轉(zhuǎn)速變化約為13.1 r/min,考慮到阻力、推力減額的不同導(dǎo)致螺旋槳負(fù)荷的變化,分析認(rèn)為隨尾鰭間距增大,槳前來流內(nèi)旋程度逐漸降低并變?yōu)橥庑?是導(dǎo)致常規(guī)自航因子分解方法所得的自航點(diǎn)轉(zhuǎn)速逐漸增大、伴流分?jǐn)?shù)減小的原因.同時(shí)對(duì)比0.3B與0.5B槳盤前方的標(biāo)稱速度場見圖10.

圖10 槳前0.25D盤面標(biāo)稱速度場

由圖10可知:尾鰭內(nèi)外側(cè)的流動(dòng)均有向上的趨勢,該趨勢導(dǎo)致槳前來流外側(cè)為內(nèi)旋而內(nèi)側(cè)為外旋;同時(shí)尾鰭外側(cè)有向船中、內(nèi)側(cè)有向船舷的橫向流動(dòng),但外側(cè)的橫向流動(dòng)更強(qiáng)烈,且隨尾鰭間距增大至0.5B時(shí)外側(cè)的橫向流動(dòng)明顯降低.據(jù)此分析認(rèn)為隨尾鰭間距增大導(dǎo)致槳前來流的內(nèi)旋程度逐漸降低并變?yōu)槁酝庑?且槳前預(yù)旋的變化導(dǎo)致自航點(diǎn)轉(zhuǎn)速(軸速)隨間距增加而增大、伴流分?jǐn)?shù)逐漸降低,也即伴流分?jǐn)?shù)體現(xiàn)出的規(guī)律主要由傳統(tǒng)等推力分解方法導(dǎo)致而未能反映出真實(shí)的流動(dòng)現(xiàn)象.

周禮德等[15]模型試驗(yàn)研究表明:由于雙槳船槳前來流存在周向預(yù)旋,對(duì)于雙槳船應(yīng)當(dāng)在推進(jìn)因子分解中考慮預(yù)旋轉(zhuǎn)速Δn并引入“預(yù)旋效率”,考慮預(yù)旋及預(yù)旋效率后所得的推進(jìn)因子方能更好的反映真實(shí)流場,且可為適配螺旋槳設(shè)計(jì)與實(shí)船快速性預(yù)報(bào)提供更準(zhǔn)確的輸入.

4 結(jié) 論

1) 在相同排水量條件下,尾鰭間距增大導(dǎo)致濕表面積增加從而摩擦阻力增大;導(dǎo)致浮心后移從而粘壓阻力增大;總的來看尾鰭間距對(duì)船舶阻力影響不大.

2) 隨尾鰭間距增大,通過槳盤的流線所覆蓋的尾鰭面積、逆壓梯度、偏轉(zhuǎn)程度更小,可能是導(dǎo)致推力減額隨尾鰭間距增大而降低的原因.

3) 槳前來流預(yù)旋的變化是導(dǎo)致隨尾鰭間距增大自航點(diǎn)轉(zhuǎn)速增大、伴流分?jǐn)?shù)降低的主要原因.

4) 針對(duì)雙尾鰭船型基于“等推力”的傳統(tǒng)推進(jìn)因子分解方法有較大缺陷,所得的推進(jìn)因子及體現(xiàn)出的規(guī)律并不能反映真實(shí)的流動(dòng),還應(yīng)就雙尾鰭船型快速性數(shù)值預(yù)報(bào)進(jìn)一步的開展不同旋向的數(shù)值試驗(yàn),并引入預(yù)旋轉(zhuǎn)速、預(yù)旋效率分解完善雙槳船自航因子的分解方法.