尾鳍间距对江海直达船快速性影响研究

2023-05-12李子时秦江涛

武汉理工大学学报（交通科学与工程版） 2023年2期

李子时许辉陈立贺伟秦江涛*

(武汉理工大学船海与能源动力工程学院1) 武汉 430063) (中国舰船研究设计中心2) 武汉 430064)

0 引言

船舶快速性是影响船舶运营效率和经济性的重要性能,也是船舶领域的研究热点.双尾鳍船型因其良好的阻力、推进与操纵性能,在江海直达、内河运输中得到了广泛应用[1].

针对双尾鳍船型快速性的研究通常采用水池模型试验或者流场数值模拟的方法.其中模型试验是发展较早且较为成熟、可信的快速性预报方法,但存在成本高、周期长的缺陷,另外模型试验通常仅能分解出推进因子等相关宏观流动参数,在讨论船型对流场、自航因子影响的规律或机理方面缺乏充分的流场信息.随着计算流体力学技术的不断发展,数值模拟已成为越来越重要的船舶快速性研究手段,该方法时间与经济成本低,且可以无干扰获取系统、完整的流场细节,有助于分析和认识船型变化对流场、快速性参数的影响规律与机理[2].

在双尾鳍形状对快速性影响的研究中,通常采用部分几何参数表征尾鳍形状,然后借助数值模拟或模型试验探讨相关参数对船舶快速性的影响.相关研究中表征双尾鳍形状的参数包括尾鳍横向倾斜角θ,尾鳍的间距b/B,另外还有表征尾鳍肥瘦的横截面积与船中剖面面积比S1/S0、尾鳍间隧道出口处宽度与尾鳍起点进口宽度比h1/h2、尾鳍与船体连结有无折角线[2]、尾鳍纵向倾斜角[3]等.其中普遍认为尾鳍间距与横向角度对双尾鳍船型的快速性有较大影响,是分析尾鳍对快速性影响的重要形状参数[4].

文中在船舶快速性数值预报方法验证的基础上,对不同尾鳍间距的双尾鳍船型进行了自航数值预报,基于数值结果讨论了相关尾鳍参数对船舶阻力、自航因子的影响规律并借助流场细节分析了相关规律的原因.

1 数值方法与验证

1.1 数值模型

船/桨绕流场的数值模拟采用RANS方程组数值求解的方法[5].由于RANS方程中出现的雷诺应力张量,需增加额外的输运方程或模型以模拟雷诺应力,本文采用k-ε模型进行雷诺应力的求解,并采用壁面函数处理近壁面流动.

船模阻力数值预报计算域采用长方体,取船首前方一倍船长为速度入口并给定速度;船尾后方2倍船长为压力出口并给定静水压力[6].

螺旋桨敞水性征数值预报的计算域采用圆柱体,入口距桨盘面心4倍螺旋桨直径,给定速度入口;出口边界距桨盘面5倍螺旋桨直径,给定压力出口,螺旋桨表面则为无滑移壁面.

船模自航计算的计算域与阻力计算相似,但由于KVLCC2船为单桨船,其船桨绕流场不再左右对称,船桨绕流场的计算域需包括整个船体;另外由于螺旋桨的旋转,在船尾螺旋桨周围设置旋转域,采用滑移网格方式实现旋转域的旋转并通过交界面实现流场数据交换.

船舶流场计算域离散采用切割体和棱柱层网格,船体附近采用棱柱层网格,使Y+分布在30～300.为了捕捉自由表面及船体附近的流场,采用了多重六面体和圆柱体密度盒进行网格局部加密;另外数值计算中的螺旋桨旋转域网格离散同螺旋桨敞水预报中采用的网格类型与布置一致.

螺旋桨敞水性征数值预报计算域包括了螺旋桨附近的旋转域以及静止域,旋转域的离散采用多面体网格,螺旋桨附近采用了棱柱层网格以保证应用壁面函数对Y+值的要求;静止域则采用切割体网格进行离散.

对于两相流的求解采用VOF(volume of fluid)方法进行自由面处理,采用HRIC格式处理不混合组分的对流输运方程.为考虑航态对船桨绕流场的影响,基于垂向力与纵向力矩的平衡来求解船体的升沉与纵倾.

1.2 数值结果与不确定度分析

1.2.1阻力数值结果与验证

表1 KVLCC2船不同网格密度模型数值结果

数值计算不确定度分析结果见表2.

由表2可知:RG<1,即数值结果单调收敛; |E|

表2 KVLCC2船总阻力系数不确定度分析

1.2.2敞水数值结果与分析

图1 不同网格密度下KP458桨敞水数值结果

由图1可知:螺旋桨敞水数值结果对网格密度不敏感,且最佳效率点之前进速系数的敞水数值结果与试验结果吻合较好.

1.2.3自航计算结果与验证

采用中等密度网格进行三个转速下的自航数值模拟,不同转速下的船模阻力RT、螺旋桨推力T与转矩Q、摩擦阻力修正值FD、强制力SFC的结果,见表3.

表3 不同转速下船桨自航数值结果

通过插值获得自航点的推进参数,自航点的数值与试验结果对比见表4,与试验值相比,自航点转速误差为0.873%,推力误差偏大为4.079%,扭矩误差为0.467%.

表4 KVLCC2船自航数值与试验结果[7]

2 江海直达船数值模拟

2.1 船型对象与数值模拟工况

2.1.1船型与备用桨

数值研究的对象为双尾鳍江海直达低速肥大(Cb=0.83)船缩尺比16.67的模型,见图2.采用CAESES软件进行不同尾鳍间距的参数化建模[8-9],自航数值模拟中采用MAU4-55桨(P/D=0.76,D=120 mm)为备用桨.

图2 江海直达船模型仰视图

2.1.2数值方法与工况

不同于KVLCC2单桨船自航的数值模拟,该双桨船的船桨流场仍关于中纵剖面对称,因此江海直达船自航数值模拟对象为半船体及其绕流场.共进行了5个尾鳍间距(0.3B、0.35B、0.4B、0.45B、0.5B,B为船宽)设计航速(Fr=0.173)下的阻力、自航及备用桨敞水数值预报.且为便于比较,不同船型的排水量一致,静水浮态均为正浮.

2.2 阻力数值结果

不同尾鳍间距江海直达船阻力与升沉(上浮为正)、纵倾(首倾为正)的数值结果分别见图3.

图3 江海直达船和航态数值结果

由图3可知:随着尾鳍间距的增大,总阻力、摩擦阻力及剩余阻力系数均略有增加(其中总阻力变化范围约1.1%);升沉与纵倾则无明显规律,其中升沉随尾鳍间距增大在整体增大趋势下震荡,纵倾则与之相反;基于数值结果认为尾鳍间距对该船航态影响不大.

2.3 自航数值结果

分别进行了不同尾鳍间距船型外旋桨的自航数值模拟,并基于等推力方法分解了自航点的自航因子.其中备用桨采用MAU4-55螺旋桨,该桨敞水性能的数值结果见图4.

图4 MAU4-55敞水性征曲线

不同船型自航点的推进因子数值结果见图5.随着尾鳍间距增大,其推进效率逐渐增大,在0.45B左右推进效率最佳;从导致推进效率变化的推进因子来看,推力减额随尾鳍间距增大而降低,在0.45B时推力减额最小;伴流分数则随尾鳍间距增大而单调降低;同时由于随尾鳍间距增大伴流降低(进速提高)且推力减额降低导致螺旋桨负荷降低,因此其敞水效率随尾鳍间距单调增大.

图5 不同尾鳍间距自航因子分解结果

3 江海直达船水动力规律

3.1 阻力随尾鳍间距变化规律

尾鳍间距由0.3B增大至0.5B,总阻力单调增加约1.1%;从导致总阻力变化的阻力成份方面,摩擦阻力系数增值0.022×10-3,剩余阻力增值0.025×10-3,二者基本相当.

图6 不同尾鳍间距下的湿表面积

剩余阻力包括了兴波阻力与粘压阻力两部分,前者受船舶前体影响较大,后者受船舶后体形状影响较大[10-12].由于本文在船型参数化建模中平行中体与前体均一致,考察尾鳍间距对浮心纵向位置的影响见图7.由图7可知:在本文考察的尾鳍间距范围内,随尾鳍间距增大浮心逐渐后移,而后体形状相对肥大会导致粘压阻力增加.

图7 等排水量条件下浮心纵向位置-尾鳍间距曲线

船舶阻力随尾鳍间距变化规律:在相同排水量条件下,尾鳍间距增大导致湿表面积增加从而摩擦阻力增大;导致浮心后移从而黏压阻力增大;总的来看尾鳍间距对船舶阻力影响不大.

3.2 推进因子变化规律

不同于对阻力影响较小的规律,尾鳍间距对推进效率与推进因子的影响较大.由于采用相同的“备用桨”进行自航数值模拟,也即推进器与船型并不是适配的,敞水效率η0以及受其影响的推进效率ηD在表征船型对推进效率的影响方面并无太大意义;同时船身效率ηH为伴流分数w与推力减额t的函数.因此,本小节只针对表征船型对推进效率影响的推力减额、伴流分数相关规律进行分析[13-14].

3.2.1推力减额变化规律分析

推力减额表征了螺旋桨抽吸对来流的加速导致的船体阻力增值,也即桨对船体绕流场的干扰.从推力减额的规律来看,尾鳍间距增加导致推力减额降低(至0.45B后略微增大).由于推力减额相对于阻力/推力而言为小量,从流场角度分析、阐述较小物理量的变化相对而言比较困难.以0.3B与0.5B船型为例对比船型对流场的影响并由此分析影响推力减额的原因.

考察经过桨盘的流线见图8,其中流线颜色标识为纵向压力梯度∂P/∂x(大于0表示逆压).由图8可知:①两船型过桨盘的流线在横向上基本覆盖了尾鳍内侧到接近船宽的舭部,从而0.3B船型中经螺旋桨加速的流线横向分布范围更大;②0.3B船型的流线在尾鳍外侧的偏转角度也更大,粘性流中流线的加、减速与偏转均以耗散能量为代价,可能是小间距船型阻力增值较大的原因;③从流线色阶(压力梯度)来看,0.3B船型的逆压梯度更大,而通常船尾的逆压梯度越大船舶粘压阻力越大.

图8 桨盘前方的流线分布图

3.2.2伴流分数变化规律分析

伴流分数表征了船体导致的进速变化,也即船对桨前来流的影响.从伴流分数随尾鳍的变化规律来看:伴流分数随尾鳍间距增加而单调降低.

一般浮心纵向位置越后,后体越肥大,伴流分数越大.但结合图5和图7来看尾鳍间距、浮心纵向位置、伴流分数之间的规律与上述解释不一致.

从伴流的物理意义出发,表征船体对桨前来流影响的标称伴流分数可见图9桨前0.25D的轴向伴流分数wx所示.由图9可知:轴向标称伴流随尾鳍间距变化并不大.

图9 标称伴流分数-尾鳍间距曲线(桨前0.25D)

不管是模型试验还是数值方法,自航性能预报通常基于与敞水推力“等效”的等推力法获取自航点位置的推进因子.对单桨船由于其桨前来流关于中纵剖面(基本)对称不存在周向的伴流分量,上述“等效”的分解方法得到的推进因子符合其物理含义.但对于双尾鳍船型而言,其桨前来流不对称导致存在周向旋转分量,因此螺旋桨工作时与来流的相对转速并非桨轴转速,如果推力系数根据轴速计算在采用“等推力”方法获取进速系数以及随后的伴流分数分解中会出现误差.如桨前来流与螺旋桨旋向一致,会高估桨的相对转速,根据定义所得的推力系数则会偏低,进一步的基于等推力方法会高估进速系数、低估伴流分数;若桨前来流与螺旋桨旋向相反则规律与之相反.

由图9可知:随尾鳍间距增大至0.5B,桨前来流周向转速从15.08 r/min逐渐降低至-0.72 r/min(正值表示与螺旋桨旋向相反),差值为15.8 r/min;由表6中“等推力”法得到的自航点转速变化约为13.1 r/min,考虑到阻力、推力减额的不同导致螺旋桨负荷的变化,分析认为随尾鳍间距增大,桨前来流内旋程度逐渐降低并变为外旋,是导致常规自航因子分解方法所得的自航点转速逐渐增大、伴流分数减小的原因.同时对比0.3B与0.5B桨盘前方的标称速度场见图10.

图10 桨前0.25D盘面标称速度场

由图10可知:尾鳍内外侧的流动均有向上的趋势,该趋势导致桨前来流外侧为内旋而内侧为外旋;同时尾鳍外侧有向船中、内侧有向船舷的横向流动,但外侧的横向流动更强烈,且随尾鳍间距增大至0.5B时外侧的横向流动明显降低.据此分析认为随尾鳍间距增大导致桨前来流的内旋程度逐渐降低并变为略外旋,且桨前预旋的变化导致自航点转速(轴速)随间距增加而增大、伴流分数逐渐降低,也即伴流分数体现出的规律主要由传统等推力分解方法导致而未能反映出真实的流动现象.

周礼德等[15]模型试验研究表明:由于双桨船桨前来流存在周向预旋,对于双桨船应当在推进因子分解中考虑预旋转速Δn并引入“预旋效率”,考虑预旋及预旋效率后所得的推进因子方能更好的反映真实流场,且可为适配螺旋桨设计与实船快速性预报提供更准确的输入.