中高航线喷雾推进与船模自航对推力减额的影响

中高航线喷雾推进与船模自航对推力减额的影响

1推力减额为负的机理分析推挤器对船体的影响通常通过推挤系数表示。对于螺旋桨船,螺旋桨在船后的抽吸作用增加了水流速度,降低了船艉部区域压力,使船体压阻力增加,推力减额一般为正值。与螺旋桨船不同的是,喷水推进器工作时经流道从船底吸水,水流经泵加速后从喷口高速喷出。进入流道的水流改变船体流场;作用于流道的力及对船体产生的力矩影响船体航态。流场与航态的改变与推力减额密切相关。国外相关研究表明齐平式进口喷水推进船推力减额系数可在–6%~20%之间变动。文献[2,3]研究认为流体作用于进水流道的力抬升了船艉并减小了船体纵倾是喷水推进船推力减额为负值的主要原因。负推力减额系数是喷水推进器制造商及船舶设计者所追求的,意味着船体-喷水推进的适当组合可以减小船体阻力,提高推进效率。喷水推进器与船体的相互作用主要依靠自航试验确定。第21届ITTC非常规推进委员会推荐了喷水推进船模自航试验规程,第22届至24届委员会不断完善喷水推进自航试验技术。国内喷水推进研究起步较晚,目前尚没有喷水推进台架试验平台,也无喷水推进船模自航试验统一标准与规范,所以国内大多喷水推进船的快速性计算还依靠国外完成。近年来,船舶计算流体力学得到了蓬勃发展,并广泛用于船舶快速性、操纵性和耐波性等方面的研究。计算流体力学最初只用于喷水推进器部件性能研究,如泵性能预报和进水流道流场分析,随后用于预报与分析喷水推进器整体的性能。目前,CFD方法已可用于喷水推进船模整体流场的计算。Keegan等实现了无自由液面的船体/喷水推进器整体流场的数值求解,主要用于分析船体对喷水推进的影响。TakanorD和BongR等实现了考虑自由液面的船体/喷水推进器整体流场求解,采用体积力代替喷水推进泵抽吸水流作用。本文运用CFD方法研究喷水推进与船体相互作用时发现所研究船模高航速的推力减额为负值,并根据数值计算结果,尝试解释推力减额为负的机理。本文首先介绍了喷水推进船模流场数值计算方法与过程,并参照ITTC有关喷水推进船模自航试验规程,计算了喷水推进与船体的相互作用系数,最后从流场与航态改变两方面分析了喷水推进船推力减额为负值的原因。2安氏向船的全载荷喷水推进器与船体集成度高,两者的相互作用规律较螺旋桨复杂。喷水推进对船体的影响主要分为三个方面:①因安装需要,船底被除去流道进水口面积,流道从船底边界层内部抽吸水流。与裸船相比,船底流动状态被改变。②流体作用于喷水推进器的力及产生的力矩影响航态。③射流与船尾板自由液面混合,间接或直接影响船体受力。根据动量定理可知,控制体动量的变化率等于作用在控制体上的外力之和。图1所示的喷水推进控制体在i方向的动量控制方程为式中:方程左边项代表控制体在i方向的动量变化∆Mi;右边第一项为作用在控制体边界面(A1、A2、A3和A6)上的压力和切向应力;右边第二项为喷泵的体积力;右边第三项为重力在i方向的分量。即喷水推进器产生的推力通过叶轮及流道等部件传递至船体,式(1)右边三项在z方向的合力影响船体吃水,对y轴的力矩影响船体纵倾。图1中船艏向船艉为x方向。在x方向重力作用项为零,动量控制方程可简化为喷水推进器的推力作用在物理边界A3和A4以及泵体V3-5上并传递到船体,净推力为式(2)与式(3)的差别在于是否考虑作用于面1、2和6的压力。两者的差别用动量减额分数tj表示,则动量减额分数为喷水推进推力计算方法引起,本文不涉及。因喷水推进在船后工作引起船体附加阻力∆R称为阻力增额。阻力增额与净推力的比值称为阻力增额分数tr,3自航试验时机体航态喷水推进船的流场包括自由液面和射流,自航试验时船体航态也将发生改变。计算喷水推进船模流场的数值方法需能模拟气-液两相流动,同时能考虑船体吃水与纵倾的变化。3.1速度相似界面的计算对于气-液两相流的模拟可通过同时求解水与空气两种介质的控制方程进行模拟,也可借鉴单相流体的处理方法,只求解一组动量方程,通过函数描述相界面。前者对计算资源的需求较高,后者则忽略了两相之间的动量影响,认为相界面处速度相等。目前对相界面的描述主要有LevelSet方法与VOF方法。本文采用VOF方法。相函数f是VOF方法中的一个关键参数,表示某一相占据网格面积(二维)或体积(三维)的分数。相函数只能在0和1之间。设水与空气的体积分数为1r和2r,则r1+r2=1。f的输运方程为数值计算时假设水与空气界面处速度相等,即Uα=U,其中α=1,2分别代表水与空气两相。连续性方程为动量方程为本文借助AnsysCFX通用软件进行计算。数值计算湍流模型为k-ωSST模型。3.2计算结果及分析双体船运动时纵倾与吃水变化对阻力性能影响较大。本文认为船体姿态变化是一缓慢过程,没有平动速度及角速度。船体吃水与纵倾角根据如下公式进行修正,其中zF为船体在重力方向的力,Awp为水线面积,My为流体作用力对船体的纵倾力矩,Iy为水线面积对y轴的面积惯性矩。数值计算时裸船重心与整船自航试验时相同。整船自航试验计算zF与My包含船体及喷水推进器物理边界上的力与力矩。船体纵倾及吃水修正计算过程如下:(1)选定航速下,计算船体处于固定姿态的流场;(2)根据计算得到的zF修正船体吃水;根据My修正纵倾角∆α,按纵倾角调整船体姿态及船体附近区域网格;(3)按照调整的参数及网格重新计算;(4)重复(2)和(3)两个步骤,直至zF和My达到平衡。船模数值计算区域为长方体结构。整个计算域由两部分组成:一是靠近船体周围的小域;二是远离船体的大域。大域的进口边界选在船艏上游一倍船长处,出口边界选在船尾下游2倍船长处,外边界与下边界离船模中轴线1倍船长距离。吃水变化由CFX的CEL语句来实现。通过调整小域整体网格节点坐标实现纵倾的修正,小域内部网格单元形状不发生变化。为满足小域纵倾修正后的几何要求,大域网格拓扑与单元形状皆被改变。图2为船体纵倾角修正5.1网格变化示意图。3.3微织构网格生成研究对象为模型尺度的某穿浪双体船。船体菱形系数为0.75,方形系数为0.55,长宽比为12.5。每片体安装两台喷水推进器。借助ICEMCFD网格生成软件生成裸船与自航船模的网格。裸船与自航船模流场皆为多块结构化网格,网格拓扑结构整体为H型,在船体周围为O型拓扑结构。自航船模艉部包括喷水推进器,剖分的拓扑块更多,流道内部为O型拓扑结构。考虑到流道进水口和射流区域速度高,以及自由液面附近水与空气物性相差较大等因素,对网格进行了加密处理。图3为裸船表面网格,图4为船艉部及喷水推进表面网格。3.4集料在集水流量控制和回用试验阶段的推力水流进入推进泵之前需经过进水流道的引流。泵产生的影响主要体现在流道出口处,泵的旋转对流道进口处几乎没有影响,且船模自航试验主要研究喷水推进与船体的相互作用,而非泵的水力性能。与喷水推进推力计算两种方法类似,ITTC在有关喷水推进船模自航试验泵模型的选择上也有两种方法:一是采用缩比泵,直接测量作用于喷水推进器上的推力;二是采用满足流量要求的任意泵,通过测量流量计算推力。数值计算可通过数值模型代替泵的作用,而触动盘模型是代替泵作用的模型之一。本文采用流量边界条件代替泵作用:数值计算模型不包括真实泵,而是用泵进口面为流量出口边界条件来模拟泵抽吸水流作用,用泵出口面为流量进口边界条件来模拟喷射的射流,其中进出口流量相等。代替泵作用的边界条件设置如图5所示。依据动量原理计算喷水推进推力TM的表达式为其中Q为流量,V6′为喷口动量平均速度,Vs为航速,cm为船体对喷水推进影响的进流动量系数,cm与航速、船体边界层厚度及进流面1A的形状有关。喷水推进器的进流面一般为半椭圆型,物理水池自航试验很难确定半椭圆的长轴与短轴,但根据CFD计算结果确定进流面的形状与面积则较容易。对经过流道出口的流线向来流方向追踪就可确定进流面,如图6所示。在特定航速下,通过变化流道出口与喷口的流量Q得到TM+FD随Q的变化曲线和R随Q的变化曲线,两条曲线的交点即为该航速下数值自航船模的自航点。摩擦阻力修正值DF的表达式为3.5尺寸上的波系干扰图7为数值计算的裸船周围波高分布图。从图中可见,一方面,单个片体波系干扰与常规单体船一样,仅发生于自身的首尾横波系之间,而首尾散波之间并不产生干扰作用;另一方面,两片体间的波系干扰,既发生于横波系,也发生于两片体间的散波系。两片体的内侧,由于两片体所兴起波浪的扩散受到限制,因此两片体散波在此处发生交汇而产生干扰,在图7中表现为两片体中间形成波峰。两片体外侧兴波没有变化。图8为数值计算的喷水推进船自由液面及流线。可见与螺旋桨船相比,喷水推进船的水与空气的相界面增加了喷水推进的射流,射流因重力作用呈现一定的弯曲,最终落在自由液面上,破坏船体的船行波。图9为考虑纵倾与吃水修正的裸船阻力系数与试验值比较,两者吻合良好,在整个航速范围内,最大误差为8%。4负载荷分离机的分析4.1froung数fr的变化曲线将喷水推进船体阻力增额系数tr与动量减额系数tj统称为推力减额系数t,则有图10为喷水推进船模的推力减额系数随Froude数Fr的变化曲线。可见推力减额系数的变化范围为–0.14~0.23,当Fr>0.4时喷水推进船的推力减额为负值。负推力减额系数是尾板式喷水推进船的特点之一,这意味着喷水推进可降低船体阻力,提高推进效率。推进器对船体的作用主要是通过改变流场与航态带来附加阻力。下面着重分析喷水推进对船体航态与流场的影响及其对推力减额的贡献。4.2水体动力特性分析喷水推进船运动时作用在船体上的力主要有重力、压力和黏性力,如图11所示。压力与黏性力可通过对船体表面积分得到。将坐标原点建立在船体重心位置,x、y、z方向如图所示。船体在重力方向的力可表示为重力对坐标原点不产生力矩。船体纵倾力矩可表示为其中zF决定船体吃水的变化,My决定船体纵倾角。与螺旋桨船相比,喷水推进船增加了作用于流道的力对吃水与纵倾角的影响。为确认进水流道的存在对船体航态的影响,作如下计算:保持自航试验船体的纵倾角、吃水与裸船相同,在该航速及航态,裸船的zF=0,My=0,自航船模Fz≠0,My≠0,船体不稳定,文中称为过渡状态。图12为过渡状态下流体作用于流道上的力(zF)duct与船体上力(zF)hull的比值。可见(zF)duct与船体动升力方向相同,可承担船体2%~4.5%的排水量,且航速越高,所占比重越大。喷水推进船的航速越高、流量越大,可认为作用于流道的升力与流量成正比。图13为流体作用于流道的力对船体重心的纵倾力矩与船体水动力纵倾力矩的比较。流体作用于流道产生的纵倾力矩与船体纵倾力矩方向相反,前者有减小船体纵倾的趋势。从图中可以看出,流体作用于流道的力产生的纵倾力矩与船体纵倾力矩量级相当,随着航速的增加,主导作用更加明显。当Fr>0.9时,(My)duct>(My)hull,自航条件下船体纵倾角可能小于裸船。图14为通过修正计算得到的不同航速下船模纵倾角,图15为不同航速下吃水的变化。可见数值计算裸船的纵倾角与吃水变化规律与试验值基本相同,在中低航速时吻合较好,高航速时则偏差变大。自航状态船体纵倾角、吃水变化与裸船基本相同,文献[2,3]研究认为流体作用于进水流道的力抬升了船艉和减小了船体纵倾是喷水推进船推力减额为负值的主要原因,而本文研究自航船模的纵倾和吃水大于裸船,未得到类似的结论。但从上面分析可知,若缺少流道的作用,船体纵倾增加幅度将更大,重心下沉更明显。由于该喷水推进船模尚未开展自航试验,所以缺少自航状态下吃水与纵倾角的试验数据比较。4.3船舶压阻力及财务状态的比较喷水推进器工作时经流道从船底抽吸水流,流道进水口处于船底边界层内部,周围水流呈一定的角度流向进水口,势必破坏船底边界层,从而改变船艉部压力及速度分布,影响船体压阻力与黏性阻力。图16为三种状态下船体压阻力系数与航速的关系。可见当Fr<0.4时,裸船压阻力明显小于自航状态,这主要是因为此时流道进流速度大于航速,船艉流体被加速,压力降低。当Fr>0.4时过渡状态的压阻力与裸船基本相同,流道的进流对船体压力基本不产生影响。因此,自航稳定状态压阻力大于裸船主要是船体航态变化引起的。图17为裸船与自航状态黏性阻力系数的比较。整个航速范围内,喷水推进器的工作降低了船体黏性阻力,这主要是因为流道进水口处于船底边界层内部,流道的进流严重破坏了边界层。由图17可知,自航稳定状态与过渡状态相比重心有一定的下沉,船体湿面积增加,黏性阻力系数也变大。4.4引力压导时期内推力减额影响在低航速时,喷水推进进流深度大于船体边界层厚度,流道内速度大于进流平均速度,流体从船外进入流道相当于进入“收缩管”,船艉流动被加速,压力降低,压阻力增大,推力减额为正。另一方面中低航速流体作用于流道的升力及埋艏力矩作用不明显,难以影响航态。上述因素使得喷水推进船中低航速推力减额很难到达负值。在中高航速时,喷水推进进流深度小于边界层厚度,流道内速度小于进流平均速度,流体进入流道相当于进入“扩压管”,此时流道的吸水已不能增加船后流动,压阻力基本不发生变化。因流道进水口处于船底边界层内部,吸入水流时船底边界层破坏严重,所以船体黏性阻力显著降低是推力减额为负值的主要原因。中高航速时流体作用于流道的升力及产生的埋艏力矩作用明显,航态的变化将影响推力减额的大小。本文研究的双体船自航稳定状态吃水及纵倾均大于裸船