沈海龍，蔡昊鵬，蘇玉民

（哈爾濱工程大學 水下智能機器人技術重點實驗室，哈爾濱 150001）

1 引 言

船舶在水面上保持一定航速航行,必須供給它一定的推力以克服船體的阻力,螺旋槳是目前使用最廣泛的船舶推進器。由于肥大型船船體幾何形狀復雜，而且船體本身的繞流也是一種高度復雜的三維流動，因此，在槳盤面處容易出現(xiàn)流線的聚散和流線曲率較強烈的變化，存在逆壓梯度、流動的縱向、橫向分離和強的縱向渦，使得整個尾部流動變化劇烈[1]。螺旋槳在這樣的伴流場中運轉(zhuǎn)，會降低其推進效率，還可誘發(fā)螺旋槳工作時空泡的產(chǎn)生，也能引起船尾劇烈振動。因此，通過加裝整流附體的方式來改善槳盤面的伴流分布，對于螺旋槳的減震降噪和螺旋槳推進效率的提高是一種有效的措施。

目前，改善槳盤面伴流分布的整流附體主要包括螺旋槳前置導管[2]、補償導管[3]、槳前整流鰭[4-5]和導流罩[6]等。然而，對于整流附體而言，無論是機理性的探討，還是外形及尺度的設計優(yōu)化都還只是停留在模型和實船的試驗上[2]。而且整流附體的前期設計大多憑借設計者的經(jīng)驗和模型試驗確定，往往周期長，成本高，不利于這種低成本裝置的研發(fā)。本文基于CFD技術，在準確預報了某肥大型船伴流場的基礎上，分別設計并研究了螺旋槳前置導管、補償導管和整流鰭對船體尾流場的影響。研究結(jié)果顯示，采用這種方式在整流附體的前期設計中具有成本低、周期短、方便快捷的特點，可為定型設計和模型試驗提供可靠的理論依據(jù)和技術支持。

2 尾流場的預報及結(jié)果分析

2.1 三維船體模型的生成

本文研究的肥大型船為某散貨船。實船船長283.4m，船寬45m，吃水16.5m，方型系數(shù)0.82，螺旋槳直徑8.4m，模型的縮尺比為1/38.18，螺旋槳的外形如圖1所示，具體參數(shù)可參考文獻[7]。在生成三維船體模型時，為避免因計算模型和實船船模之間的差異而產(chǎn)生計算誤差，在原型值的基礎上通過內(nèi)插樣條函數(shù)加密橫剖線和水線型值，在加密型線的基礎上生成船體表面高階NURBS曲面，最終由這些曲面生成三維船體模型。

圖1 螺旋槳的外形Fig.1 The shape of the propeller

圖2 分塊方式Fig.2 The division pattern

2.2 計算域的生成及網(wǎng)格劃分

參照文獻[8]的方法，計算域的大小可以按如下方法獲得：從船艏向上游延伸1個船長，從船尾向下游延伸4個船長，沿寬度方向延伸5個半寬，深度方向延伸7個吃水。由于整個流場很大，為了控制網(wǎng)格總數(shù)，同時使近壁區(qū)域網(wǎng)格有較好的分辨率，需要對整個流場進行分塊，可將計算域分為船體近流場控制域和遠流場控制域。由于不考慮自由液面，近流場控制域以設計水線面、中線面和中站面為基準，向外延伸半個船寬的距離，剩余部分為遠流場控制域，并在近流場控制域生成混合網(wǎng)格，在遠流場控制域生成六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，流場的分塊方式如圖2所示。為準確捕捉到舭渦在槳盤面處產(chǎn)生的“鉤”狀或“兔耳”狀速度等值線，在船殼曲率較大且變化明顯的部位，采用合適的網(wǎng)格尺度，并使網(wǎng)格的分辨率由大到小，逐步過渡到曲率較小且變化不明顯的部位，并對槳盤面周圍的網(wǎng)格進行局部加密，如圖3所示。為了更好地求解船體表面周圍的湍流邊界層，在船體周圍生成邊界層網(wǎng)格是十分必要的，而且近壁區(qū)域網(wǎng)格的質(zhì)量是湍流模型能否恰當?shù)厍蠼馔牧鬟吔鐚拥年P鍵。判斷湍流邊界層區(qū)域網(wǎng)格質(zhì)量的好壞有兩個基本標準，一個是兩個節(jié)點之間的最小距離，其中離開壁面的第一個節(jié)點與壁面之間的距離最為關鍵；另一個是邊界層內(nèi)的最少節(jié)點數(shù)，即有幾層這樣的網(wǎng)格，邊界層內(nèi)的節(jié)點數(shù)一般取5個以上就可以滿足計算要求，本文計算的邊界層網(wǎng)格如圖4所示。

圖3 船體表面網(wǎng)格Fig.3 The mesh of ship hull

圖4 邊界層網(wǎng)格Fig.4 The boundary layer mesh

2.3 尾流場的預報及結(jié)果分析

2.3.1 槳盤面伴流分數(shù)的定性分析

眾所周知，船舶繞流是一種高度復雜的三維流動，肥大型船從船舯到船艉，船舶的橫剖面形狀及其面積變化劇烈，理論上認為，在槳盤面處會產(chǎn)生“鉤”狀或“兔耳”狀的等值伴流曲線。因此能否預報出這些典型的流動特征成為數(shù)值模擬成功與否的標志。圖5和圖6為該散貨船槳盤面伴流分數(shù)等值線圖的實驗值和計算值。從定性分析而言，圖中計算值和試驗值[9]完全吻合，計算所得“島”的位置和試驗測得“島”的位置完全一致。

圖5 某散貨船的實驗值Fig.5 Experimental value of one bulk carrier

圖6 某散貨船的計算值Fig.6 Numerical value of one bulk carrier

圖7 r/R=0.454處伴流分數(shù)Fig.7 Wake fraction at r/R=0.454

圖8 r/R=0.636處伴流分數(shù)Fig.8 Wake fraction at r/R=0.636

圖9 r/R=0.818處伴流分數(shù)Fig.9 Wake fraction at r/R=0.818

圖10 r/R=1.0處伴流分數(shù)Fig.10 Wake fraction at r/R=1.0

2.3.2 槳盤面伴流分數(shù)的定量分析

為了從定量上對計算結(jié)果和實驗結(jié)果做進一步的比較，在槳盤面上分別取r/R=0.454，r/R=0.636，r/R=0.818，r/R=1.0的四個圓環(huán)，在每個圓環(huán)上等角度選取24個點，比較這些點上的伴流分數(shù)。計算值與實驗值[9]的比較如圖7至圖10所示，圖中0°在槳盤面正上方，相應的180°在其正下方。

從定量分析而言，除個別區(qū)域誤差較大外，總體的計算值和試驗值吻合良好，達到了工程運用的精度，為下一步預報加裝整流附體的船體尾流場打下了堅實的基礎。

2.4 舭渦成因直觀圖

由圖5和圖6可知，有兩個舭渦出現(xiàn)在槳盤面0.65倍螺旋槳直徑處，這將對螺旋槳的性能產(chǎn)生不利影響。為了更好地理解舭渦的形成，圖11給出了繞船體的三維速度等值線側(cè)視圖和正視圖。由圖可以直觀地看到繞船體的流線在艉部形成的兩個漩渦，而這兩個漩渦正是產(chǎn)生“鉤”狀或“兔耳”狀的等值伴流曲線的根源，進而對“島”狀等值線形成的理論分析作出了直觀的驗證，并為下一步整流附體的設計及安裝位置提供了理論依據(jù)。

圖11 舭渦速度等值線圖Fig.11 Contours of wake velocity

3 整流附體的設計及其工作機理分析

3.1 整流附體的設計及船體加裝附體后槳盤面處的速度分布

為了使設計的整流附體能更有效地改善槳盤面處的伴流分布，整流附體一般多安裝在流經(jīng)槳盤面的流體匯聚程度較高的位置[10]。為此，本文特考察了流經(jīng)槳盤面的流體繞船體的三維速度等值線，如圖12所示。由圖中可知，在槳盤面正前方及槳軸上方1倍螺旋槳直徑內(nèi)的舭部位置，適合安裝整流附體。

為得到改善槳盤面伴流分布效果較好的整流附體，本文共設計了不同形式和不同安裝位置的整流附體30余個，這里僅給出具有代表性的螺旋槳前置導管、補償導管和整流鰭，這三種整流附體都使用相同的剖面幾何形狀，其外形如圖13所示，其剖面弦長為螺旋槳半徑的一半，剖面由兩條控制線構(gòu)成，一條是拱弧線，構(gòu)成剖面的上表面，一條是直線，構(gòu)成剖面的下表面。螺旋槳前置導管、補償導管和整流鰭可以由剖面以一定方式生成。

圖12 繞船體三維速度等值線圖Fig.123 D velocity contours passing ship hull

圖13 剖面幾何形狀Fig.13 The geometrical shape of section

螺旋槳前置導管和補償導管模型的生成方式可以分為三步。第一步，在建模軟件中調(diào)整剖面的位置使剖面控制線的直線部分和槳軸中心線重合，并且使首緣點朝向船首方向，尾緣點朝向船尾方向；第二步，將剖面繞通過剖面尾緣點且垂直于剖面的直線旋轉(zhuǎn)一定角度，并使剖面控制線的拱弧線部分處于導管內(nèi)壁，使剖面控制線的直線部分處于導管外壁；第三步，將剖面沿船體吃水方向平移預定的距離，然后以剖面為控制面，以槳軸中心線為旋轉(zhuǎn)軸，將剖面沿槳軸中心線旋轉(zhuǎn)360°，生成導管，其控制線如圖14所示，其外形如圖15所示。整流鰭的生成方式與導管類似，是在生成的導管上截取一部分作為整流鰭的主體部分，并在導管截斷處做了特殊處理，以改善其水動力性能從而構(gòu)成完整的整流鰭。生成整流鰭主體部分所使用的導管與螺旋槳前置導管和補償導管的生成方式唯一不同點是其剖面控制線的拱弧線部分處于導管外壁，剖面控制線的直線部分處于導管內(nèi)壁，從而使其整流效果更明顯，整流鰭的控制線如圖16所示，外形如圖17所示。

圖14 導管控制線Fig.14 The control line of duck

圖15 導管外形Fig.15 The shape of duck

圖16 整流鰭控制線Fig.16 The control line of commutated fin

圖17 整流鰭外形Fig.17 The shape of commutated fin

整流附體的安裝位置直接決定它對槳盤面伴流分布的改變效果，合適的安裝位置可以明顯改善槳盤面處的伴流分布，從而達到預期的效果，不合適的安裝位置會使槳盤面處的伴流分布更加復雜，可能會得到和預期相反的效果，因此不同的節(jié)能附體，其安裝位置也不相同。螺旋槳前置導管和補償導管在船體上的位置可以由其任意剖面的首緣點和尾緣點與槳盤面和槳軸中心線的距離確定，整流鰭在船體上的位置可以通過位于船體中線面上的定位參考線以及定位參考點a和b確定，它們和整流鰭的相對位置如圖16所示。將整流附體安裝到船體上的預定位置后，補償導管和整流鰭還需要與船體做布爾運算來保留其在船體之外具有整流功能的部分，從而得到最終的計算模型。本文所設計的螺旋槳前置導管、補償導管和整流鰭在船體上的安裝位置以及加裝附體后槳盤面的速度分布如圖18、圖19和圖20所示,加裝附體前船體的尾部外形及槳盤面處的速度分布如圖21所示。

圖18 前置導管Fig.18 Pre-positioned duct

圖19 補償導管Fig.19 Compensating duct

圖20 整流鰭Fig.20 Commutated fin

圖21 船尾外形和槳盤面速度分布Fig.21 The stern shape and velocity distribution on propeller disc

將圖18、圖19、圖20與圖21相比可知，這三種整流附體都能顯著地改變槳盤面處的伴流分布，而且加裝這三種整流附體后，槳盤面上原來的兩個舭渦都消失了，但是槳盤面上槳軸位置處的漩渦依然存在。從圖中還可以看出，加裝補償導管后，在槳軸正上方出現(xiàn)一個新的旋渦；加裝整流鰭后，槳盤面處流體的速度分布比加裝其他兩種附體以及不加裝附體時都要均勻。加裝整流附體后，槳盤面伴流分布的這些變化對螺旋槳的減震降噪是有益的。

3.2 整流附體工作機理分析

現(xiàn)有文獻對整流附體的工作機理分析大多是在試驗現(xiàn)象及試驗結(jié)果的基礎上進行的。由于受試驗設備和技術的限制，對整流附體工作機理的解釋僅停留在理論分析上，還不能從直觀上給出解釋。本文利用CFD技術信息量大，可顯示任何感興趣的流場流動細節(jié)的特點，以整流鰭為例，從流場流動細節(jié)上對整流附體的工作機理加以直觀的解釋。

圖22和圖23分別為船體無整流附體和船體加裝整流鰭后，槳盤面所在的流場截面速度分布圖。圖24和圖25是船體無整流附體和船體加裝整流鰭后流經(jīng)槳盤面的流體繞船體的三維速度等值線。

圖22 無附體的速度分布Fig.22 The velocity distribution without appendage

圖23 加裝整流鰭的速度分布Fig.23 The velocity distribution with commutated fin

圖24 流經(jīng)槳盤面的三維速度等值線圖Fig.24 3D velocity contours passing propeller disc

圖25 流經(jīng)槳盤面的三維速度等值線圖Fig.25 3D velocity contours passing propeller disc

分別比較圖22和圖23以及圖24和圖25可知，整流鰭的工作機理就是將流入槳盤面的舭渦引導至槳盤面上方1.2倍螺旋槳直徑處，同時改變了流經(jīng)槳盤面的部分流體的入流方向和速度大小，從而達到了消除槳盤面處的舭渦，改善伴流分布的目的。

4 整流附體對螺旋槳效率的影響分析

由于船體的伴流場是非均勻性的，并且工作在船后的螺旋槳其旋轉(zhuǎn)運動是非定常的，為考察加裝整流附體后船體伴流場中螺旋槳的效率，本文參考蘇玉民[11]和Takayuki Watanabe[12]的方法，分別采用面元法和FLUENT軟件計算了加裝各整流附體后船體伴流場中非定常運動的螺旋槳效率。為驗證這兩種方法預報螺旋槳性能的可靠性，本文以Seiun-Maru HSP螺旋槳為研究對象，預報了非均勻伴流場中Seiun-Maru HSP螺旋槳的非定常水動力性能，并與文獻值和試驗值[13]做了比較，Seiun-Maru HSP螺旋槳的外形輪廓以及軸向伴流分布[11，13-14]如圖26所示。

4.1 非均勻伴流場中螺旋槳的非定常數(shù)值模擬

在非均勻伴流場中Seiun-Maru HSP螺旋槳的非定常數(shù)值模擬中，本文同時使用FLUENT軟件和面元法計算了進速系數(shù)J=0.85時的推力系數(shù)和力矩系數(shù)，并和試驗值[13]做了比較。圖27為非均勻伴流場中整個螺旋槳在一個完整旋轉(zhuǎn)圓周上不同轉(zhuǎn)角下的推力系數(shù)和力矩系數(shù)。圖28為非均勻伴流場中一個槳葉的推力系數(shù)和力矩系數(shù)在一個旋轉(zhuǎn)圓周上不同位置處的波動變化，并和文獻值[13]作了比較，文獻值是Tetsuji Hoshino采用面元法計算得到的。圖中0°在槳盤面正上方，相應的180°在其正下方。

圖26 Seiun-Maru HSP螺旋槳伴流分布Fig.26 Wake distribution of Seiun-Maru HSP

圖27 J=0.85時螺旋槳的性能曲線Fig.27 Propeller performance at J=0.85

圖28 一個槳葉的推力系數(shù)和力矩系數(shù)在一個旋轉(zhuǎn)周上不同位置處的波動變化Fig.28 Thrust and torque coefficient fluctuation of one blade at different position during one rotation

從圖27可以看出，在非均勻伴流場中螺旋槳的非定常數(shù)值計算中，F(xiàn)LUENT計算得到的整個槳的推力系數(shù)和力矩系數(shù)呈周期性變化，變化周期為30°，且推力系數(shù)的最大值比試驗值大7%，力矩系數(shù)的最大值比試驗值大10%；面元法計算得到的推力系數(shù)比試驗值偏大1.7%，力矩系數(shù)比試驗值偏大3%。 圖28中，F(xiàn)LUENT的預報值在36°～78°和210°～318°這兩個區(qū)間內(nèi)，和文獻值[13]相比，推力系數(shù)和力矩系數(shù)都偏大，但總體的趨勢是一致的；面元法的預報值除45°位置附近的力矩系數(shù)比文獻值[13]偏小外，其他位置的計算值和文獻值吻合得很好。

4.2 工作于各整流附體伴流場中螺旋槳效率的預報

為進一步比較三種整流附體對螺旋槳效率的影響，本文在該散貨船滿載設計狀態(tài)下（航速15 kns，進速系數(shù)J=0.4271），同時使用FLUENT軟件和面元法計算了含整流附體的船體伴流中非定常狀態(tài)下螺旋槳的效率和不含整流附體的船體伴流場中非定常狀態(tài)下螺旋槳的效率。面元法和FLUENT軟件預報螺旋槳效率的方法可分別參考蘇玉民[11]和Takayuki Watanabe[12]的論文。

表1給出了滿載設計狀態(tài)下螺旋槳的效率，螺旋槳分別工作在船體加裝整流附體后的伴流場中以及船體無整流附體的伴流場中，并且其運動是非定常的。由表1可以看出，在船體無整流附體和船體加裝整流鰭時，面元法計算得到的效率比FLUENT軟件計算得到的效率偏低，其他情況下得到的效率比FLUENT軟件計算得到的效率偏高，兩種方法計算得到的結(jié)果其總體的趨勢是一致的；船體加裝三種整流附體后的效率與船體無整流附體時的效率相比，面元法計算得到的效率提高值比FLUENT軟件計算得到的值偏高，但是總體的趨勢是一致的。同時，從表1還可以看出，船體加裝三種整流附體后，螺旋槳的效率都得到了提高，其中螺旋槳前置導管改善螺旋槳效率的效果最為顯著。

表1 螺旋槳的效率比較Tab.1 The comparison of efficiency of propeller

5 結(jié) 論

基于CFD技術，在準確預報了某肥大型船伴流場的基礎上，參考流經(jīng)槳盤面的三維流線繞船體分布的特點，分別設計了螺旋槳前置導管、補償導管和整流鰭等整流附體，預報并分析了各附體對船體尾流場的影響。船體加裝整流附體后的槳盤面伴流分布與船體無附體時的伴流分布相比，船體加裝整流附體后，槳盤面處的伴流分布得到了明顯的改善，槳盤面上的兩個舭渦消失了。整流附體工作機理分析表明，整流鰭成功地將舭渦的位置由槳盤面上0.65倍螺旋槳直徑處引導至1.2倍螺旋槳直徑處，同時改變了流經(jīng)槳盤面的部分流體的入流方向和速度大小，從而達到了消除槳盤面處的舭渦，改善伴流分布的目的。FLUENT軟件和面元法的計算結(jié)果都顯示，這三種整流附體都能提高螺旋槳的效率，并且螺旋槳前置導管改善螺旋槳效率的效果最為顯著。因此，船體加裝整流附體對于螺旋槳的減震降噪和螺旋槳推進效率的提高是一種有效的措施。

同時，本文所采用的這種研究方法在整流附體的前期設計中具有成本低、周期短、方便快捷和可多個方案同時進行的特點，并且設計出的整流附體在工程上容易實現(xiàn)?？梢哉J為，利用CFD技術在目前的硬件條件下對整流附體進行初步設計是可行的，可為定型設計和模型試驗提供可靠的理論依據(jù)和技術支持。

[1]張志榮,趙 峰,李百齊.k-ω湍流模式在船舶粘性流場計算中的應用[J].船舶力學,2003,7(1):33-37.Zhang Zhirong,Zhao Feng,Li Baiqi.Application of k-ω turbulence model to computation of viscous flow field around a ship[J].Journal of Ship Mechanics,2003,7(1):33-37.

[2]何德明,李遠林.船舶前置導管流態(tài)的數(shù)值計算與分析[J].船舶工程,2004,26(4):22-25.

[3]歐禮堅等.補償導管技術應用于雙尾鰭船型的研究[J].華南理工大學學報（自然科學版）,2000,28(6):49-52.

[4]楊佑宗等.船艉整流鰭在實船上的應用與研究[J].中國造船,2001,42(2):12-18.

[5]劉啟民等.船尾槳前垂向整流鰭的減振機理研究及其應用[J].船舶工程,2007,29(6)::50-53.

[6]江禮思等.低噪聲導流罩的設計[J].船舶工程,2008,30(1):46-49.

[7]Yang Bo,Chen Jianting,Dong Guoxiang.Report of propeller cavitation and excited force test for propeller PHS01[R].Shanghai:Shanghai Ship and Shipping Research Institute,2006.

[8]沈海龍,蘇玉民.肥大型船伴流場數(shù)值模擬的網(wǎng)格劃分方法研究[J].哈爾濱工程大學學報,2008,29(11):1190-1198.

[9]Henrik Andreasson.175000 TDW bulk carrier calm water model tests[R].Sweden:SSPA,2003.

[10]Simonsen C D,et al.RANS simulation of the flow around a ship appended with rudder,ice fins and rotating propeller[C]//11th Numerical Towing Tank Symposium,September 2008.Brest,France,2008:53-58.

[11]Su Yumin,et al.Numerical calculation of marine propeller hydrodynamic characteristics in unsteady flow by boundary element method[J].Shipbuilding of China,2001,42(4):12-22.

[12]Takayuki Watanabe,Takafumi Kawamura.Simulation of steady and unsteady cavitation on a marine propeller using a RANS CFD code[C].Fifth International Symposium on Cavitation.November,2003:1-8.

[13]Tetsuji Hoshino.Experimental data for unsteady panel calculations and comparisons(SEIUN-MARU HSP)[C]//22nd ITTC Propulsion Committee Propeller RANS/PANEL Method Workshop,September 1999.Shanghai,1999:27-31.

[14]Isao FUNENO.Analysis of unsteady viscous flows around a highly skewed propeller[J].J Kansai Soc.N.A.,Japan,2002(237):39-45.