常规双桨船与双尾船的三因次演换法计算形状因子的试验研究

常规双桨船与双尾船的三因次演换法计算形状因子的试验研究

1双桨船性能试验方法随着船舶大规模设计和方形系数的改善，总阻力中的粘度压力阻力的比例增加。涂层的阻力主要取决于雷诺数。在紧致反射阻力的情况下，应遵循剩余阻力的转换法（缩自比的三个方），并根据有效功率转换值的结果进行转换。hughes提出的三因次滤波方法将涂层阻力从剩余阻力中分离出来，并将摩擦阻力归为粘土阻力，这将随着雷达指数的变化而变化。因此，在分析和比较了不同船型的实际船型通讯性能后，第15条国际拖地扩散池会议性能委员会提议使用三因次滤波法来预测单船的性能。中国船舶工业总公司颁布了指导性技术文件“一般排水量船模双桨自航试验方法”(CB-Z239-87),文中建议将第15届国际拖曳水池会议推荐的方法扩展到双桨船,以使该方法作为通用方法,逐步积累资料.其他换算方法仍应保留,继续积累资料,通过不断实践逐步确定一种最好的换算方法.鉴于目前国内外对双桨船绝大部分仍采用二因次换法的现状,作者对三条典型的双桨船采用三因次换算法和二因次换算法进行了比较,在三因次换算法中分别采用裸船体和全附体两种状态阻力试验的形状因子k来换算全附体情况的实船有效功率.形状因子k的计算则在丹麦C.W.Prohaska提出兴波阻力系数与傅氏数成四次方关系的基础上,改进为傅氏数的m次方(m为浮动因子),计算中用步长半分法和最小二乘法取试验点与回归直线达最小均方差的m值,以保证形状因子k的唯一性.期望通过这一研究,为三因次换算法推广到双桨船作一努力.2全是否有效功率算定A船的满载水线长LWL=200m,方形系数CB=0.571.其附体有:轴包套、单臂型前艉轴架、人字型后艉轴架、桨轴、舵和舭龙骨各一对、减摇鳍两对、艏侧推孔一个.根据该船的长度和中国船舶及海洋工程研究设计院拖曳水池的经验,取二因次换算法即傅汝德方法的船模—实船相关补贴系数∆CF=0.1×10-3.由裸船体(无附体)阻力试验数据计算得到的形状因子k=0.0728,由全附体阻力试验数据计算得到的形状因子k=0.2377.表1为裸船体阻力试验状态下,三因次换算法与二因次换算法在设计速度附近的计算结果比较;表2和表3分别采用上述两种形状因子k,通过三因次换算法计算出全附体实船有效功率PE,并与二因次换算法的计算结果进行比较.表中C为三因次法PE比二因次法PE增加的百分数,“+”值表示增加,“-”值表示降低.表2和表3表明:采用三因次换算法计算全附体实船的有效功率时,若形状因子k取自裸船体阻力试验计算值,则有效功率换算结果较为合理,与传统的二因次法换算结果较为接近;若形状因子k取自全附体阻力试验计算值,则有效功率换算结果比二因次法换算结果低9%～10%,换算结果不合理.其原因是当k取自裸船体阻力试验计算值k=0.0728时,粘压阻力系数按裸船体情况计算kCFS,附体产生的粘压阻力按湿表面积的大小计入,绝大部分附体阻力(包括涡流及流动分离)归并在兴波阻力中,以致换算结果中兴波阻力系数比表1的裸船体状况大得多,并与二因次换算法一样将剩余阻力(三因次换算法为兴波阻力)按缩尺比的三次方换算至实船:式中,RWS—实船兴波阻力;CWS—实船兴波阻力系数;ρS—海水密度;vS—实船航速;SS—实船湿表面积;CWM—船模兴波阻力系数;vM—船模速度;SM—船模湿表面积;λ—实船与船模的几何缩尺比.换算中因裸船体的k=0.0728较小,即粘压阻力系数kCFS较小,三因次法换算结果与传统的二因次法换算结果比较相近,且表2中两者计算差异与表1裸船体情况的差异较为接近.当k取自全附体阻力试验计算值k=0.2377时,换算结果中兴波阻力系数与表1的裸船体状况相近,即附体产生的阻力主要归并至粘压阻力项,其大小取决于雷诺数,因实船雷诺数RnS远大于船模雷诺数RnM,致使实船的粘性阻力系数小于船模值:亦即粘压阻力是按缩尺比小于三次方的比例换算至实船:式中,RPυS—实船粘压阻力;CFS—实船摩擦阻力系数;CFM—船模摩擦阻力系数.大多数双桨船的附体有效功率增量占裸船体有效功率的百分比较高,如研究的A船即达到35%以上,全附体的k=0.2377较大,换算结果中兴波阻力系数又比表2的k=0.0728情况降低很多,这意味着在换算中有较大部分阻力从兴波阻力项转移至粘压阻力项,即按缩尺比的三次方换算至实船的兴波阻力项大幅减小,而按缩尺比小于三次方的比例换算至实船的粘压阻力项大幅增加,造成了有效功率PE换算结果偏小.实际上,当k取自全附体阻力试验计算值k=0.2377时,其有效功率PE换算结果与二因次换算法取∆CF=-0.16×10-3的换算结果相当,此时粗糙度补贴系数∆CF已为负值,故其换算结果明显偏低很多.3全部分船舶阻力试验结果B船设计吃水水线长LWL=140m,方形系数CB=0.8662.其附体有:导流踵一个、导流鳍、人字型艉轴架、桨轴、舵各一对,附体的有效功率增量约占裸船体有效功率的40%.根据该船的长度和中国船舶及海洋工程设计研究院拖曳水池的经验,取二因次换算法即傅汝德方法的船模—实船相关补贴系数∆CF=0.由裸船体(无附体)阻力试验数据计算得到的形状因子k=0.1936,由全附体阻力试验数据计算得到的形状因子k=0.4402.表4为裸船体阻力试验状态下,三因次换算法与二因次换算法在设计速度附近的计算结果比较;表5和表6分别采用上述两种形状因子k,通过三因次换算法计算出全附体实船有效功率PE,并与二因次换算法的计算结果进行比较.表5和表6表明:采用三因次换算法计算全附体实船的有效功率时,若k取自裸船体阻力试验计算值,则有效功率换算结果较为合理,与传统的二因次法换算结果较为接近;若k取自全附体阻力试验计算值,则有效功率换算结果比二因次法换算结果低9%～15%,换算结果不合理.其原因与A船类似,在此不再赘述.实际上,当k取自全附体阻力试验计算值k=0.4402时,其有效功率PE换算结果与二因次换算法取∆CF=-0.5×10-3的换算结果相当,此时粗糙度补贴系数∆CF已为负值,故其换算结果是明显偏低很多的.此外,可以看出,由于大方形系数B船粘压阻力在总阻力中所占比例远大于小方形系数A船,不管是裸船体还是全附体阻力试验,计算出的k均比A船大得多.若类似于上述A船和B船的常规双桨船的附体阻力增量较小,则三因次法采用两种k值的换算结果差异可减小,但因常规双桨船的附体阻力都很大,故此差异还是明显的.4种主船方法增加了一个裸船的有效功率C船为球首双尾鳍船型,设计吃水的水线长LWL=140m,方形系数CB=0.8633,其附体有舵一对.根据该船的长度和中国船舶及海洋工程研究设计院拖曳水池的经验,取二因次换算法即傅汝德方法的船模—实船相关补贴系数∆CF=0.由全附体阻力试验数据计算得到的形状因子k=0.3653.表7为全附体阻力试验状态下,三因次换算法与二因次换算法在设计速度附近的计算结果比较.表7表明:采用三因次换算法计算全附体实船的有效功率比二因次法换算结果低6%～12%,换算结果不合理.实际上,当k取自全附体阻力试验计算值k=0.3653时,其有效功率PE换算结果与二因次换算法取∆CF=-0.32×10-3的换算结果相当,此时粗糙度补贴系数∆CF已为负值,故其换算结果是明显偏低很多的.可以将两个尾鳍看成是两个很大的轴包套(即两个很大的附体),其方向平行于纵舯剖面线,而船艉底部流线往船舯有一定的内倾,尾鳍的方向与船底流线纵向不一致,两尾鳍间形成一定的横向流动,引起了很大的附体阻力.对于双尾鳍C船,虽然其附体仅有舵一对,但计算得出的k却与A船和B船取自全附体阻力试验得出的k较大的情况相似.如果我们假想将这两个很大的附体(双尾鳍)削去后得到一个裸船体,并用这个裸船体进行阻力试验,计算出一个相应的k(相当于A船和B船取自裸船体阻力试验得出的k较小的情况),利用这样一个k值来计算全附体(双尾鳍+双舵)实船的有效功率,得出的结果可能和二因次法的换算结果比较接近.但在船模加工和模型试验中都是将双尾鳍视为裸船体整体的一部分,因此不可能得出假想的裸船体k.如果双尾鳍的型线设计较好,由它引起的阻力增量较小,计算得出的k与削去双尾鳍得到的裸船体k较为接近,唯此情况下,三因次法的实船有效功率换算结果与二因次法的换算结果相近,此时三因次换算法才可采用,但在事先难以判断.鉴于上述对大方形系数双尾鳍C船的分析,可以设想小方形系数的双尾鳍船采用三因次换算法也会出现相似的结果.5轴支架双桨船变换结果常规双桨船可采用三因次换算法,在计算全附体实船有效功率时形状因子k必须取自裸船体阻力试验