尾鰭間距對江海直達船快速性影響研究

李子時 許 輝 陳 立 賀 偉 秦江濤*

(武漢理工大學船海與能源動力工程學院1) 武漢 430063) (中國艦船研究設計中心2) 武漢 430064)

0 引 言

船舶快速性是影響船舶運營效率和經濟性的重要性能,也是船舶領域的研究熱點.雙尾鰭船型因其良好的阻力、推進與操縱性能,在江海直達、內河運輸中得到了廣泛應用[1].

針對雙尾鰭船型快速性的研究通常采用水池模型試驗或者流場數值模擬的方法.其中模型試驗是發展較早且較為成熟、可信的快速性預報方法,但存在成本高、周期長的缺陷,另外模型試驗通常僅能分解出推進因子等相關宏觀流動參數,在討論船型對流場、自航因子影響的規律或機理方面缺乏充分的流場信息.隨著計算流體力學技術的不斷發展,數值模擬已成為越來越重要的船舶快速性研究手段,該方法時間與經濟成本低,且可以無干擾獲取系統、完整的流場細節,有助于分析和認識船型變化對流場、快速性參數的影響規律與機理[2].

在雙尾鰭形狀對快速性影響的研究中,通常采用部分幾何參數表征尾鰭形狀,然后借助數值模擬或模型試驗探討相關參數對船舶快速性的影響.相關研究中表征雙尾鰭形狀的參數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進口寬度比h1/h2、尾鰭與船體連結有無折角線[2]、尾鰭縱向傾斜角[3]等.其中普遍認為尾鰭間距與橫向角度對雙尾鰭船型的快速性有較大影響,是分析尾鰭對快速性影響的重要形狀參數[4].

文中在船舶快速性數值預報方法驗證的基礎上,對不同尾鰭間距的雙尾鰭船型進行了自航數值預報,基于數值結果討論了相關尾鰭參數對船舶阻力、自航因子的影響規律并借助流場細節分析了相關規律的原因.

1 數值方法與驗證

1.1 數值模型

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

船模阻力數值預報計算域采用長方體,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].

螺旋槳敞水性征數值預報的計算域采用圓柱體,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.

船模自航計算的計算域與阻力計算相似,但由于KVLCC2船為單槳船,其船槳繞流場不再左右對稱,船槳繞流場的計算域需包括整個船體;另外由于螺旋槳的旋轉,在船尾螺旋槳周圍設置旋轉域,采用滑移網格方式實現旋轉域的旋轉并通過交界面實現流場數據交換.

船舶流場計算域離散采用切割體和棱柱層網格,船體附近采用棱柱層網格,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行網格局部加密;另外數值計算中的螺旋槳旋轉域網格離散同螺旋槳敞水預報中采用的網格類型與布置一致.

螺旋槳敞水性征數值預報計算域包括了螺旋槳附近的旋轉域以及靜止域,旋轉域的離散采用多面體網格,螺旋槳附近采用了棱柱層網格以保證應用壁面函數對Y+值的要求;靜止域則采用切割體網格進行離散.

對于兩相流的求解采用VOF(volume of fluid)方法進行自由面處理,采用HRIC格式處理不混合組分的對流輸運方程.為考慮航態對船槳繞流場的影響,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 數值結果與不確定度分析

1.2.1阻力數值結果與驗證

表1 KVLCC2船不同網格密度模型數值結果

數值計算不確定度分析結果見表2.

由表2可知:RG<1,即數值結果單調收斂; |E|

表2 KVLCC2船總阻力系數不確定度分析

1.2.2敞水數值結果與分析

圖1 不同網格密度下KP458槳敞水數值結果

由圖1可知:螺旋槳敞水數值結果對網格密度不敏感,且最佳效率點之前進速系數的敞水數值結果與試驗結果吻合較好.

1.2.3自航計算結果與驗證

采用中等密度網格進行三個轉速下的自航數值模擬,不同轉速下的船模阻力RT、螺旋槳推力T與轉矩Q、摩擦阻力修正值FD、強制力SFC的結果,見表3.

表3 不同轉速下船槳自航數值結果

通過插值獲得自航點的推進參數,自航點的數值與試驗結果對比見表4,與試驗值相比,自航點轉速誤差為0.873%,推力誤差偏大為4.079%,扭矩誤差為0.467%.

表4 KVLCC2船自航數值與試驗結果[7]

2 江海直達船數值模擬

2.1 船型對象與數值模擬工況

2.1.1船型與備用槳

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

圖2 江海直達船模型仰視圖

2.1.2數值方法與工況

不同于KVLCC2單槳船自航的數值模擬,該雙槳船的船槳流場仍關于中縱剖面對稱,因此江海直達船自航數值模擬對象為半船體及其繞流場.共進行了5個尾鰭間距(0.3B、0.35B、0.4B、0.45B、0.5B,B為船寬)設計航速(Fr=0.173)下的阻力、自航及備用槳敞水數值預報.且為便于比較,不同船型的排水量一致,靜水浮態均為正浮.

2.2 阻力數值結果

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

圖3 江海直達船和航態數值結果

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;基于數值結果認為尾鰭間距對該船航態影響不大.

2.3 自航數值結果

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

圖4 MAU4-55敞水性征曲線

不同船型自航點的推進因子數值結果見圖5.隨著尾鰭間距增大,其推進效率逐漸增大,在0.45B左右推進效率最佳;從導致推進效率變化的推進因子來看,推力減額隨尾鰭間距增大而降低,在0.45B時推力減額最小;伴流分數則隨尾鰭間距增大而單調降低;同時由于隨尾鰭間距增大伴流降低(進速提高)且推力減額降低導致螺旋槳負荷降低,因此其敞水效率隨尾鰭間距單調增大.

圖5 不同尾鰭間距自航因子分解結果

3 江海直達船水動力規律

3.1 阻力隨尾鰭間距變化規律

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

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化建模中平行中體與前體均一致,考察尾鰭間距對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,隨尾鰭間距增大浮心逐漸后移,而后體形狀相對肥大會導致粘壓阻力增加.

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律:在相同排水量條件下,尾鰭間距增大導致濕表面積增加從而摩擦阻力增大;導致浮心后移從而黏壓阻力增大;總的來看尾鰭間距對船舶阻力影響不大.

3.2 推進因子變化規律

不同于對阻力影響較小的規律,尾鰭間距對推進效率與推進因子的影響較大.由于采用相同的“備用槳”進行自航數值模擬,也即推進器與船型并不是適配的,敞水效率η0以及受其影響的推進效率ηD在表征船型對推進效率的影響方面并無太大意義;同時船身效率ηH為伴流分數w與推力減額t的函數.因此,本小節只針對表征船型對推進效率影響的推力減額、伴流分數相關規律進行分析[13-14].

3.2.1推力減額變化規律分析

推力減額表征了螺旋槳抽吸對來流的加速導致的船體阻力增值,也即槳對船體繞流場的干擾.從推力減額的規律來看,尾鰭間距增加導致推力減額降低(至0.45B后略微增大).由于推力減額相對于阻力/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而言比較困難.以0.3B與0.5B船型為例對比船型對流場的影響并由此分析影響推力減額的原因.

考察經過槳盤的流線見圖8,其中流線顏色標識為縱向壓力梯度?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側到接近船寬的舭部,從而0.3B船型中經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的偏轉角度也更大,粘性流中流線的加、減速與偏轉均以耗散能量為代價,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伴流分數變化規律分析

伴流分數表征了船體導致的進速變化,也即船對槳前來流的影響.從伴流分數隨尾鰭的變化規律來看:伴流分數隨尾鰭間距增加而單調降低.

一般浮心縱向位置越后,后體越肥大,伴流分數越大.但結合圖5和圖7來看尾鰭間距、浮心縱向位置、伴流分數之間的規律與上述解釋不一致.

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

圖9 標稱伴流分數-尾鰭間距曲線(槳前0.25D)

不管是模型試驗還是數值方法,自航性能預報通?；谂c敞水推力“等效”的等推力法獲取自航點位置的推進因子.對單槳船由于其槳前來流關于中縱剖面(基本)對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因子符合其物理含義.但對于雙尾鰭船型而言,其槳前來流不對稱導致存在周向旋轉分量,因此螺旋槳工作時與來流的相對轉速并非槳軸轉速,如果推力系數根據軸速計算在采用“等推力”方法獲取進速系數以及隨后的伴流分數分解中會出現誤差.如槳前來流與螺旋槳旋向一致,會高估槳的相對轉速,根據定義所得的推力系數則會偏低,進一步的基于等推力方法會高估進速系數、低估伴流分數;若槳前來流與螺旋槳旋向相反則規律與之相反.

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”法得到的自航點轉速變化約為13.1 r/min,考慮到阻力、推力減額的不同導致螺旋槳負荷的變化,分析認為隨尾鰭間距增大,槳前來流內旋程度逐漸降低并變為外旋,是導致常規自航因子分解方法所得的自航點轉速逐漸增大、伴流分數減小的原因.同時對比0.3B與0.5B槳盤前方的標稱速度場見圖10.

圖10 槳前0.25D盤面標稱速度場

由圖10可知:尾鰭內外側的流動均有向上的趨勢,該趨勢導致槳前來流外側為內旋而內側為外旋;同時尾鰭外側有向船中、內側有向船舷的橫向流動,但外側的橫向流動更強烈,且隨尾鰭間距增大至0.5B時外側的橫向流動明顯降低.據此分析認為隨尾鰭間距增大導致槳前來流的內旋程度逐漸降低并變為略外旋,且槳前預旋的變化導致自航點轉速(軸速)隨間距增加而增大、伴流分數逐漸降低,也即伴流分數體現出的規律主要由傳統等推力分解方法導致而未能反映出真實的流動現象.

周禮德等[15]模型試驗研究表明:由于雙槳船槳前來流存在周向預旋,對于雙槳船應當在推進因子分解中考慮預旋轉速Δn并引入“預旋效率”,考慮預旋及預旋效率后所得的推進因子方能更好的反映真實流場,且可為適配螺旋槳設計與實船快速性預報提供更準確的輸入.

4 結 論

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

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、偏轉程度更小,可能是導致推力減額隨尾鰭間距增大而降低的原因.

3) 槳前來流預旋的變化是導致隨尾鰭間距增大自航點轉速增大、伴流分數降低的主要原因.

4) 針對雙尾鰭船型基于“等推力”的傳統推進因子分解方法有較大缺陷,所得的推進因子及體現出的規律并不能反映真實的流動,還應就雙尾鰭船型快速性數值預報進一步的開展不同旋向的數值試驗,并引入預旋轉速、預旋效率分解完善雙槳船自航因子的分解方法.