游弋式养殖工船阻力与流场特性数值模拟

聂容刚,彭必业,刘强,2,范为,郭鹏杰

(1.南方海洋科学与工程广东省实验室(湛江),广东 湛江 524000;2.广船国际有限公司,广州 511400)

利用深远海优质海水资源进行水产健康养殖,是提高养殖产品产量、保护海洋环境的重要发展方向[1]。目前深远海养殖工程装备主要包括深水网箱、养殖平台、养殖工船等。其中养殖工船又名海上大型浮式养殖加工船,其具有自主航行能力,可根据需求游弋于合适的养殖水域,以及躲避台风等自然灾害侵袭[2]。在养殖工船根据需求进行转场养殖以及规避恶劣海况的过程中,快速性优劣较为关键,紧急避台情况下优良的快速性可为工作人员提供基本生命安全保障。而船体型线又与快速性密切相关,其直接作用于船舶总阻力大小及各阻力成分比例[3-5],同时艉部伴流又对螺旋桨推进效率有较大影响[6-8]。作为新型特种船舶,目前以养殖工船为对象的型线设计及相应阻力预报研究较少。本文以新型12万m3游弋式养殖工船(后续简称为养殖工船)为研究对象,根据其独特性能特点和设计要求确定初始型线方案,基于船模试验和数值模拟开展阻力性能预报,通过模型试验结果验证数值模拟的精度,进一步分析养殖工船流场分布,寻找潜在的养殖工船艏艉型线优化点。

1 数值方法

1.1 研究对象

现有养殖工船研制往往倾向于直接由散货船、油船等载重型船舶改装而成,部分工船采用闭式循环水设计,将陆基工厂化养殖与载重型船舶平台进行叠加,但一定程度上存在养殖空间利用率低等问题。本文研究的新型养殖工船遵循养殖空间最大化的布置地位型设计理念[9],采用开式可控养殖水循环系统,即通过海水泵从舷侧将新鲜海水抽入各养殖舱,利用射流方式在养殖舱内部形成旋转流场,再在养殖舱底部开孔保证尾水自然排放,完成“泵进流出”的养殖水体开式循环,以超大方形系数船型实现12万m3有效养殖水体目标。

由于缺乏合适的优秀母型养殖工船型线资料,首先采用自行设绘法根据养殖水体容积、开式循环水系统等具体需求,参考其余船型资料自行设计船体型线。作为典型低速肥大型船舶,针对养殖工船型线设计可将船体分为三段,彼此独立设计考量:进流段保证兴波阻力最小,去流段保证推进效率最佳,平行中体根据排水量要求调整[10]。本船定位为布置地位型船舶,即设计时不以载重量为主要考虑因素,而优先保证实现其养殖功能,在采用开式循环水舱的基础上力求养殖空间最大化。设计总体养殖舱段长216.72 m,舱室型容积15.2万m3,系泊养殖吃水16.5 m,有效养殖水体约为12万m3。艏部选用普通直立型船艏,方便施工建造,同时直立型艏可使设计水线以上部分更尖细,从而减少艏部波浪产生[11]。艉部采用U形方尾保证轴向伴流分布更为均匀,有效提高螺旋桨推进效率。采用全电力推进系统,由4台柴油发电机组提供全船动力,并设置2台推进电机,其各驱动1台拉式桨布置的全回转舵桨装置。基于详细方案通过船舶设计软件NAPA生成养殖工船模型,并开展相应静水力、完整稳性、破损稳性等计算以修正校核设计方案。最终确定养殖工船主尺度见表1,养殖工船艏艉型线及养殖区域典型横剖面分别见图1、2。

图1 养殖工船艏艉型线

图2 养殖区域横剖面

表1 养殖工船主尺度参数 m

1.2 数值模型

首先通过模型试验结果验证数值方法,随后对比分析有无海水箱下养殖工船阻力性能及流场分布,根据模拟所得流场结果分析性能优化点。为保证数值模拟模型与试验模型的一致性,现将养殖工船按缩尺比λ=38.097 1进行缩放,养殖工船模型参数见表2,三维几何模型见图3。

图3 养殖工船三维示意

表2 模型船主尺度参数 m

1.3 控制方程

通过商业软件STAR-CCM+分析养殖工船静水阻力问题,采用VOF(volume of fluid)方法捕捉自由液面。采用Realizablek-ε模型求解湍流,详细公式及参数取值见文献[12]。

1.4 数值计算设置

为模拟养殖工船航行于开阔无限水深航道,避免计算域边界干扰内部流动,同时限制其大小以节省网格数量,最终确定计算域采用长方体,入口边界距船尾处距离为2L(L为模型船总长),出口距船艉2L,顶部边界距设计水线处1L,底部距设计水线2L。由于养殖工船关于中纵剖面对称,因此数值建模时以半个船体为研究对象,以中纵剖面为对称面。计算域出口采用压力出口边界条件,其余边界均采用速度入口。为避免船兴波在远场边界发生反射干扰内部流场,对四周边界采取阻尼消波措施。整体计算域离散由STAR-CCM+非结构网格中的切割体网格完成,船体壁面设置棱柱层网格以捕捉壁面流动,并对船体周围、尾部流场和开尔文波处网格进行一定细化。为模拟航行过程中自由液面变化,还需额外对计算域自由液面进行加密。计算域边界条件设定以及网格分布见图4、5。由于养殖工船航速偏低,设计航速下弗劳德数Fr仅为0.103,因此开展数值计算时可采取一定简化,即在求解过程中固定船舶姿态,忽略其各自由度运动,从而节省计算时间。数值求解过程中时间步长通过满足库朗数小于1而确定。

图4 计算域边界条件

图5 计算域网格分布

1.5 网格收敛性

表3 不同网格数量下的阻力值对比

由表3可知船舶阻力值随着网格数量的增加而逐渐下降,并且下降幅度呈减弱趋势。分别以S1、S2、S3代表细、中等、粗密度网格的阻力值,相邻网格之间阻力值的差用ε表示:ε21=S2-S1=0.078 3,ε32=S3-S2=0.516 9,收敛率RG=ε21/ε32=0.151 5。由于0

2 模拟结果分析

2.1 数值模型验证

为验证数值计算方法的精度,在中国船舶科学研究中心开展养殖工船系列快速性模型试验,试验内容包括不同吃水下裸船体和全附体船模在弗劳Fr=0.041～0.144范围内(对应实船航速4～14 kn)阻力试验。全附体船模为参考实船总布置设计在裸船体模型基础上增设13个方形海水箱,见图6、7。

图6 全附体船模艏艉照片

图7 全附体模型海水箱位置示意(左右舷海水箱数量相同)

1号海水箱位于船艏底部中央,2～7号海水箱每组2个,依次沿船长方向分布于船舷两侧,其中6号海水箱根据高度区分左右舷低、高位海水箱,其余5组对称分布(由于分析对象仅为半船,上述海水箱仍简称为2-7号海水箱,不区分左右舷)。各海水箱实际尺寸见表4。

表4 各海水箱实尺度参数 m×m×m

船模加工精度满足国际拖曳水池会议(ITTC)相关推荐章程要求,并于船艏附近安装1根直径为1 mm的激流丝以激发湍流。

首先基于中等密度网格针对设计吃水下裸船体模型开展阻力性能数值预报。设计吃水下裸船体在不同航速范围的阻力预报值及与模型试验值的对比图8。

图8 裸船体阻力预报值与模型试验值对比

由图8可知,当前数值计算结果与试验值较为吻合,设计航速工况下数值结果与试验结果的误差值约为5%,整体范围内最大误差不超过6%,表明所采用的数值方法能够满足阻力预报精度需求。

2.2 裸船体计算结果分析

裸船体在不同航速下计算所得到的摩擦阻力系数CF和剩余阻力系数CR,以及二者与试验结果的对比见图9。

图9 裸船体各阻力成分值对比

其中模型试验基于傅汝德二因次法进行分析,摩擦阻力系数根据1957 ITTC公式得到:CF=0.075/(lgRe-2)2。观察图9发现,摩擦阻力系数值预报结果与ITTC公式较为接近,二者摩擦阻力系数均随Fr增长而有所下降,其本质影响因素在于雷诺数Re。Re偏低时黏性力影响较大,而随着Re的增长,黏性力作用逐渐减弱,因此摩擦阻力系数值也相应减小,但是数值预报结果整体低于公式计算值,并且低航速下差异更为明显,原因可能在于相较其他经验公式,ITTC公式低雷诺数下预报坡度更为陡峭。二者剩余阻力系数均表现为随Fr增长先下降后逐渐上升。这是因为剩余阻力分为黏压阻力和兴波阻力两部分,低Fr下兴波阻力占比较小,主体部分的粘压阻力系数随速度增长而略微减小,而随着速度进一步增大,兴波阻力增长加快并成为主导因素,即黏压阻力和兴波阻力的不同性质综合反应得到剩余阻力系数现有规律。

养殖工船作为典型低速肥大型船舶,摩擦阻力占比相对较大,模型试验结果中设计航速下其约占总阻力的73.91%。然而摩擦阻力仅与船体湿表面积相关,在满足当前游弋养殖诸多功能的前提下主尺度及船型参数可供改动的幅度较小。因而后续研究分析将侧重于探讨剩余阻力的影响因素及艉部伴流分布,以求为全回转舵桨装置提供稳定流场从而提高推进效率。

2.3 全附体计算结果分析

针对设计吃水下全附体模型在相同速度内再次重复阻力性能数值预报。考虑到全附体模型各海水箱内部流体可能存在诸如晃荡、活塞等复杂运动,因此全附体工况下额外对各海水箱及周围网格进行一定程度加密,最终流场域整体网格数约为282万。不同航速下全附体模型总阻力预报值与试验数据的对比见图10。

图10 全附体总阻力预报值与模型试验值对比

观察发现,全附体模型数值预报值与试验值一致性较好,最大相对误差为3%。各航速下全附体模型总阻力均大于裸船体,并且增量一定程度上随航速上升而增大。模型试验中全附体模型不同航速下的总阻力增量值见表5。

表5 全附体模型不同航速下的总阻力增量值

以Fr为横坐标,总阻力增量值为纵坐标,对表中数据进行二次多项式拟合,见图11。

图11 全附体模型不同航速下的总阻力增量值拟合曲线

该二次多项式拟合曲线的修正决定系数R2约为0.96,表明离散点与拟合曲线之间重合度较高。因此模型尺度下养殖工船增设海水箱后的总阻力增量值与航速关系式可近似表示为

y=Ax+Bx2

(3)

式中:x为傅汝德数Fr;y为总阻力增量值;A、B为拟合曲线系数,A=5.687 2,B=46.745 2。

不同航速下全附体模型计算所得摩擦阻力系数、剩余阻力系数与试验结果及裸船体相应数据的对比见图12。

图12 全附体各阻力成分值对比

全附体模型阻力成分计算值与试验值的对比趋势类似于裸船体,由图12a)可知,两种方法下全附体摩擦阻力系数值都低于裸船体,并且CFD预报结果整体差异更大。数值预报中由于增设海水箱导致船体湿表面积增大,各航速下摩擦阻力存在不同程度变化,但从摩擦阻力系数来看全航速范围内全附体结果均低于裸船体。

图12b)表明,两种方法关于剩余阻力系数的预报趋势基本一致,均表现为随Fr的增长先下降后上升,但是全附体模型剩余阻力相较大于裸船体,模型试验结果中二者差异更加显著。考虑到各海水箱位置基本接近船底基平面,对兴波阻力影响较为有限,上述成因可能在于增设海水箱较大程度影响了船体表面粘压阻力分布。

设计航速下1、2、5、7号4个海水箱内部速度矢量和动压云图(前后壁参考船舶艏艉方向)见图13。

图13 各海水箱内部速度矢量和动压云图

观察得出当前时刻下船艏底部中央1号和船艉过渡处7号高位海水箱内部流场较简单,仅中心产生一个规则大漩涡,四周角落出现少许扭曲分离,而位于两舷的2号和5号海水箱内部流动相似且相对复杂,海水箱前后一共分布有4个大小相近的漩涡,其中5号海水箱漩涡基本完整,2号海水箱前壁侧漩涡已经出现一定程度的融合,从能量观点出发漩涡的产生及维系都需要由船体持续提供能量。对比压力云图发现各海水箱前后壁动压分布存在相同特征,均表现为后壁外侧与船壳相交处受来流冲击影响动压明显出现局部上升,上升幅度与来流速度直接相关,并且前壁相应位置动压有所下降。漩涡存在及动压分布均证实各海水箱的增加会导致船体粘压阻力上升。为减小增设海水箱所导致的附加阻力,在不影响海水箱基本功能的前提下,可仿照钻井船月池减阻方式,通过合理设置倾斜的海水箱前后壁[13]或者针对后壁冲击处进行切角处理[14],以有效减小其内部水体振荡、减轻水流对壁面冲击,从而降低附加阻力。

设计航速下全附体模型自由液面兴波图和舷侧波形见图14。

图14 设计航速下全附体模型波形图

由图14可知由于直立艏推水作用,养殖工船前方存在较大范围扰动区域,于船艏分布有明显艏波峰,而在进流段和去流段与平行中体过渡位置这两处表面曲率突变点分布有两个不同大小的波谷,二者之间波峰波谷稳定交替出现。由于本船航速偏低,自由液面兴波图中未观测到传统的开尔文波。船体艏艉动压及表面流线分布见图15,观察可得船艏正前方迎流处存在明显高压驻点,艏部流线大多径直流向船底,易导致艏部船底压力下降,部分流线沿斜向流经船肩舭部,发生较大幅度扭转,即发生流动分离形成舭涡,二者都会导致黏压阻力增大并形成埋首现象,从而进一步增加阻力。船艉过渡位置同样存在少许流线扭转,舭涡生成的现象,此外呆木上缘处流线更加紊乱,并且其下缘末端压力相对偏低。

图15 全附体模型动压云图和流线分布

全回转舵桨装置桨盘面(x/LPP=0.02)所在平面轴向伴流分布见图16。

图16 桨盘处伴流分数分布

WOF=

(4)

式中:Wtotal=1-‖VS‖2,VS为某点速度相对于船速的无量纲值。依照该式求得当前工况下桨盘面WOF值为0.751 3。有学者研究结果表明,直接修改艉部型线会导致船体总阻力系数与艉部伴流均匀度呈负相关变化[16],因此以改善伴流不均匀度为目标的型线优化极有可能导致船体总阻力上升。

船艉视图下左舷桨盘处速度矢量云见图17。

图17 左舷桨盘处速度矢量云图

观察发现由于养殖工船艉部型线有较大幅度收缩,桨盘面流线统一由两侧偏往船中尾封板下方,导致各半径位置求解伴流不均匀度时数据较为离散,螺旋桨前方合理设计漩涡发生器[17]、不对称导管[18]等节能附体可以有效优化艉部伴流场。此外对比验证发现桨盘面轴向位置同样会影响伴流不均匀度(见表6),桨盘面越远离船艉的情况下WOF数值越小,因此在设备布置允许的前提下适当后移全回转舵桨装置同样可以起到改善艉部伴流的作用。

表6 不同轴向位置处桨盘面WOF值

3 结论

1)作为典型低速肥大型船舶,养殖工船摩擦阻力占比相对较大,摩擦阻力系数随傅汝德数Fr增长有所下降,而剩余阻力系数随Fr增长先下降后逐渐上升,原因在于粘压阻力系数和兴波阻力系数随速度增长的变化趋势存在差异,二者综合反应得到剩余阻力系数现有规律。

2)模型试验结果表明增设海水箱后的全附体模型剩余阻力大于裸船体模型,原因在于增设海水箱改变了船体表面粘压阻力分布,具体表现为海水箱内部漩涡运动以及海水箱前后壁动压差。可尝试通过合理设置倾斜的海水箱前后壁或者针对后壁冲击处进行切角处理降低附加阻力。

3)流场分析结果表明养殖工船艏艉舭部流线出现扭转,即该处存在流动分离而形成舭涡,易导致粘压阻力上升并形成埋首现象。养殖工船全回转舵桨装置桨盘面处轴向伴流分数较低,即平均流速更大,进速系数相对偏高,螺旋桨敞水效率有所增加,但桨盘面伴流均匀性较差,WOF值偏大,适当后移桨盘面可以有效改善伴流均匀性。后续养殖工船型线优化工作可以尝试从上述两点出发,但需谨慎权衡船体总阻力与伴流均匀性之间的矛盾关系。