張 琪 張利軍 曹 凱 邢永強 萬家平

(中遠海運重工有限公司技術研發(fā)中心1) 大連 116600) (啟東中遠海運海洋工程有限公司海工研發(fā)中心2) 啟東 226200)

0 引 言

超深水鉆井船在作業(yè)工況下需要具備良好的耐波性，以保證船舶在惡劣海況下的鉆井作業(yè)能力.減搖水艙作為一種十分常見的減搖裝置，將其應用在鉆井船上有助于改善鉆井船在波浪中的橫搖特性.根據(jù)工作原理不同，減搖水艙主要分為主動式和被動式兩大類.主動式根據(jù)橫搖情況借助泵將水從一舷打向另一舷，以減小船舶的橫搖，雖然減搖效果好，但由于使用時功率消耗過大，目前一般只用于抗傾.被動式通過結構設計使艙內水振蕩的固有周期接近于船舶的橫搖固有周期，依據(jù)雙共振原理實現(xiàn)減搖，這種方式結構簡單、造價低且維修方便，因此，應用更為廣泛[1-3].在被動式減搖水艙的設計方法中，采用經驗公式評估減搖水艙的固有周期往往準確度不高，容易造成減搖效果不佳，采用臺架試驗或者船模試驗來進行設計能夠有效地保證結果的準確度和可靠性，但時間成本和花費較高，隨著CFD數(shù)值模擬技術的高速發(fā)展，CFD技術在減搖水艙研究上應用價值也逐漸顯現(xiàn)[4-7].文中提出了將減搖水艙概念應用于鉆井船設計，通過CFD方法對超深水鉆井船減搖水艙的外形尺寸進行優(yōu)化，并將CFD計算結果與臺架試驗結果進行了比較分析.

1 減搖水艙布置方案及主尺度確定

結合超深水鉆井船的布置特點，在減搖水艙位置的選擇上主要考慮了主甲板以上靠近船艉的位置和船舯月池的前方的艙室內(高度在主甲板與燃油艙之間)兩種布置方案.第一種方案不占用船艙內部空間，位于靠近船艉的位置，由于距離船舯較遠影響減搖效果，且水艙的位置過高導致船舶重心的升高，對船舶穩(wěn)性不利；第二種方案雖然會損失一部分燃油艙的位置，但沿縱向位于船舯1/3船長范圍內，減搖水艙高度方向上布置在船的重心附近，位置更為合理[8]，因此，選擇第二種布置方案作為最終布置方案.在總布置圖中標記的減搖水艙布置位置見圖1.

圖1 減搖水艙布置方案示意圖

選定的減搖水艙布置區(qū)域最大的空間尺寸為36.4 m×5.6 m×4.9 m(長×寬×高)，占鉆井船(鉆井工況下)排水體積的1.1%，為充分利用有限的布置空間，減搖水艙的長、寬、高與空間內的最大尺度保持一致.

2 被動式減搖水艙設計

2.1 U型減搖水艙設計原理

U型水艙通過艙內水左右振蕩產生的周期性力矩實現(xiàn)減搖.船在波浪力矩的作用下發(fā)生橫搖，當波浪力矩頻率與船舶固有頻率接近時，船舶橫搖角最大且滯后波浪力矩大約90°.同理，船舶橫搖帶動艙內水振蕩產生減搖力矩，當船舶橫搖頻率與水艙固有頻率接近時，水艙產生的減搖力矩最大且滯后船舶橫搖大約90°.波浪力矩、船舶橫搖角、減搖力矩三者之間相位關系見圖2.

圖2 波浪力矩、船舶橫搖及減搖力矩的相位關系

上述物理現(xiàn)象稱之為雙共振，此時水艙減搖力矩最大且與波浪力矩反向，減搖效果最佳.采用水動力計算軟件對超深水鉆井船鉆井和儲油兩種典型工況的固有周期進行計算，得到的固有周期計算結果見表1.

表1 超深水鉆井船工作狀態(tài)下的固有周期計算結果

由表1可知，船舶工作狀態(tài)下的固有周期范圍為16.46～18.24 s，為兼顧減搖水艙在不同工況下的減搖效果，減搖水艙的固有周期應與船舶的固有周期相接近，因此，取上述工況下固有周期的平均值17.3 s作為減搖水艙的目標固有周期.

2.2 基于經驗公式的減搖水艙設計

依據(jù)雙共振原理設計U型水艙的結構外形，考慮到減搖水艙的總高度不少于液位高度1.7倍的設計原則[9]，水艙內的液位應不高于2.9 m.

圖3所示為U型水艙的典型剖面及相關尺寸，固有周期的計算為

(1)

圖3 U型水艙的典型剖面及相關尺寸

根據(jù)渡邊公式，Le=2h1+2(l+r)·A0/A1，其中：h0為水艙內的液位高度；A0為邊水艙的斷面積；A1為連通水道的斷面積.已知H=4.9 m，B=36.4 m，h1=h0-0.5a，這里液位高度取最大，即h0=2.9 m.假定l=7 m則r=5.6 m，根據(jù)經驗公式計算可知當a=2 m時，該設計方案的固有周期為T=17.1 s與目標固有周期17.3 s較為接近.

2.3 基于數(shù)值模擬方法的減搖水艙設計

2.3.1數(shù)值模擬方法

數(shù)值計算統(tǒng)一采用RANS模型框架下的SSTk-ω模型，SSTk-ω湍流模型是融合了k-ω湍流模型與k-ε湍流模型兩種湍流模型的理論構建的，并且考慮了湍流剪切力的輸運效應，可以精準地計算出逆向壓力梯度引起的流動分離位置和作用區(qū)域.

自由液面的變化采用VOF法來捕捉，假設計算區(qū)域是V，將其分成兩個區(qū)域，流體A所在的區(qū)域記為V1，而流體B所在的區(qū)域記為V2.定義這樣一個函數(shù)(表征流體質點所在的區(qū)域)：

(2)

對于由兩種不相容的流體組成的流場，α(x,t)滿足：

(3)

式中：U為流體的速度場.

在每個網格Iij上定義Cij，Cij為α(x,t)在網格上的積分.

(4)

該函數(shù)稱之為VOF函數(shù)，若數(shù)值在0和1之間，那么該網格為自由液面處的網格，一系列這樣的網格單元組成了自由液面.

2.3.2網格的無關性驗證

以基于經驗公式得到的設計方案(l=7 m，r=5.6 m，a=2 m)為研究對象，對縮尺比為20的幾何相似模型固有周期進行CFD數(shù)值模擬，為了研究網格的疏密程度對計算結果的影響，通過調整網格的基礎尺寸分別劃分了網格數(shù)81萬、120萬和162萬三組網格(網格示意圖以網格數(shù)120萬為例).對水艙施加一個外界的擾動(沿橫搖方向)作為初始條件，待水艙恢復到平衡位置停止外界干擾，使水艙內的水自由衰減.通過監(jiān)測水艙在自由衰減過程中所承受力矩的衰減曲線(見圖4)來讀取水艙的固有周期，再將模型尺度計算結果換算為實尺度計算結果.不同網格條件下的計算結果見表2.

圖4 減搖水艙自由衰減曲線

表2 不同網格下的固有周期計算結果

由表2可見，三組不同網格得到的計算結果非常接近，差異度均小于0.1%，說明網格的增加對計算結果幾乎沒有影響，81萬網格數(shù)的計算精度是足夠的.而將固有周期數(shù)值模擬計算結果與經驗公式結果進行對比，數(shù)值模擬結果較經驗公式結果約小10%，兩者相差較大.

2.3.3減搖水艙固有周期的數(shù)值計算

CFD計算結果表明目前設計的減搖水艙固有周期較目標固有周期偏小，因此需通過改變U型水艙的外形尺寸來增大水艙的固有周期.觀察經驗式(1)可知A0/A1的大小對U型水艙的固有周期影響最大，因此通過降低a的高度增大固有周期是可行的.改變a的取值重新計算減搖水艙的固有周期，表3中所列經過兩次計算最終設計方案3(a=1.5 m)固有周期為17.19 s，與目標值相差0.64%十分接近.減搖水艙設計方案3在計算過程中水氣分界面的示意圖見圖5.

表3 各設計方案的結構尺度及固有周期比較

圖5 減搖水艙自由衰減過程中水氣分界面示意圖

3 臺架試驗

3.1 臺架試驗模型及試驗裝置

參照減搖水艙設計方案3的結構尺寸制作有機玻璃試驗模型，模型的縮尺比為20，加工好的水艙模型見圖6.試驗在六自由度晃蕩平臺系統(tǒng)中進行，該試驗裝置采用全電動動感可調墩平臺，又名六自由度運動仿真平臺(見圖7)，它由六自由度運動平臺以及平臺控制系統(tǒng)組成，六自由度晃蕩平臺系統(tǒng)能夠實現(xiàn)六自由度激勵.

圖6 減搖水艙試驗模型

圖7 在六自由度晃蕩平臺系統(tǒng)

3.2 臺架試驗結果

試驗內容包括減搖水艙自由衰減試驗和臺架強迫振蕩試驗，其中自由衰減試驗共分為兩個步驟：①對水艙進行激勵，使艙內液體充分運動起來；②中斷激勵，讓液體自由震蕩，直至停止.對激勵過程進行分析，計算出衰減過程中液體振蕩的平均周期.

圖8為測得的減搖水艙設計方案3的自由衰減曲線.讀取水艙所受力矩衰減曲線的平均周期，再將水艙模型尺度的固有周期換算為實尺度的固有周期，換算結果為17.33 s.試驗結果與數(shù)值模擬結果非常接近，僅比數(shù)值模擬結果大0.81%，而采用經驗公式計算設計方案3的固有周期為19.67 s，試驗結果較其小11.9%，說明使用經驗公式得到的U型水艙固有周期并不準確.

圖8 減搖水艙自由衰減曲線

減搖水艙的強迫振蕩試驗，以鉆井工況和儲油工況1作為典型工況進行試驗，通過設定激勵頻率及激勵幅值，測得單位激勵幅值下隨遭遇周期變化的減搖水艙減搖效果曲線見圖9.在共振周期附近鉆井工況和儲油工況1下的減搖效果分別能達到21%和23.5%.

圖9 隨遭遇周期變化的減搖效果曲線

4 結 論

1) 根據(jù)渡邊公式計算的U型水艙固有周期較實際結果明顯偏大，因此通過經驗公式得到的減搖水艙設計方案是不準確的，但可用于確定初始設計方案，有利于提高設計效率.

2) 通過CFD數(shù)值模擬方法求解的U型減搖水艙固有周期試驗值相差很小不到1%，說明CFD數(shù)值模擬方法能夠準確地預報減搖水艙的固有周期.

3) 由于受到目標鉆井船布置空間的限制，減搖水艙的裝水量偏少，建議在空間足夠的情況下，保持減搖水艙的橫剖面不變，適當增加縱向長度可以增加減搖水艙的裝水量，進而有效地提高減搖水艙的減搖效果.