聶容剛,彭必業(yè),劉強,2,范為,郭鵬杰

(1.南方海洋科學與工程廣東省實驗室(湛江),廣東 湛江 524000;2.廣船國際有限公司,廣州 511400)

利用深遠海優(yōu)質海水資源進行水產健康養(yǎng)殖,是提高養(yǎng)殖產品產量、保護海洋環(huán)境的重要發(fā)展方向[1]。目前深遠海養(yǎng)殖工程裝備主要包括深水網箱、養(yǎng)殖平臺、養(yǎng)殖工船等。其中養(yǎng)殖工船又名海上大型浮式養(yǎng)殖加工船,其具有自主航行能力,可根據需求游弋于合適的養(yǎng)殖水域,以及躲避臺風等自然災害侵襲[2]。在養(yǎng)殖工船根據需求進行轉場養(yǎng)殖以及規(guī)避惡劣海況的過程中,快速性優(yōu)劣較為關鍵,緊急避臺情況下優(yōu)良的快速性可為工作人員提供基本生命安全保障。而船體型線又與快速性密切相關,其直接作用于船舶總阻力大小及各阻力成分比例[3-5],同時艉部伴流又對螺旋槳推進效率有較大影響[6-8]。作為新型特種船舶,目前以養(yǎng)殖工船為對象的型線設計及相應阻力預報研究較少。本文以新型12萬m3游弋式養(yǎng)殖工船(后續(xù)簡稱為養(yǎng)殖工船)為研究對象,根據其獨特性能特點和設計要求確定初始型線方案,基于船模試驗和數值模擬開展阻力性能預報,通過模型試驗結果驗證數值模擬的精度,進一步分析養(yǎng)殖工船流場分布,尋找潛在的養(yǎng)殖工船艏艉型線優(yōu)化點。

1 數值方法

1.1 研究對象

現有養(yǎng)殖工船研制往往傾向于直接由散貨船、油船等載重型船舶改裝而成,部分工船采用閉式循環(huán)水設計,將陸基工廠化養(yǎng)殖與載重型船舶平臺進行疊加,但一定程度上存在養(yǎng)殖空間利用率低等問題。本文研究的新型養(yǎng)殖工船遵循養(yǎng)殖空間最大化的布置地位型設計理念[9],采用開式可控養(yǎng)殖水循環(huán)系統(tǒng),即通過海水泵從舷側將新鮮海水抽入各養(yǎng)殖艙,利用射流方式在養(yǎng)殖艙內部形成旋轉流場,再在養(yǎng)殖艙底部開孔保證尾水自然排放,完成“泵進流出”的養(yǎng)殖水體開式循環(huán),以超大方形系數船型實現12萬m3有效養(yǎng)殖水體目標。

由于缺乏合適的優(yōu)秀母型養(yǎng)殖工船型線資料,首先采用自行設繪法根據養(yǎng)殖水體容積、開式循環(huán)水系統(tǒng)等具體需求,參考其余船型資料自行設計船體型線。作為典型低速肥大型船舶,針對養(yǎng)殖工船型線設計可將船體分為三段,彼此獨立設計考量:進流段保證興波阻力最小,去流段保證推進效率最佳,平行中體根據排水量要求調整[10]。本船定位為布置地位型船舶,即設計時不以載重量為主要考慮因素,而優(yōu)先保證實現其養(yǎng)殖功能,在采用開式循環(huán)水艙的基礎上力求養(yǎng)殖空間最大化。設計總體養(yǎng)殖艙段長216.72 m,艙室型容積15.2萬m3,系泊養(yǎng)殖吃水16.5 m,有效養(yǎng)殖水體約為12萬m3。艏部選用普通直立型船艏,方便施工建造,同時直立型艏可使設計水線以上部分更尖細,從而減少艏部波浪產生[11]。艉部采用U形方尾保證軸向伴流分布更為均勻,有效提高螺旋槳推進效率。采用全電力推進系統(tǒng),由4臺柴油發(fā)電機組提供全船動力,并設置2臺推進電機,其各驅動1臺拉式槳布置的全回轉舵槳裝置。基于詳細方案通過船舶設計軟件NAPA生成養(yǎng)殖工船模型,并開展相應靜水力、完整穩(wěn)性、破損穩(wěn)性等計算以修正校核設計方案。最終確定養(yǎng)殖工船主尺度見表1,養(yǎng)殖工船艏艉型線及養(yǎng)殖區(qū)域典型橫剖面分別見圖1、2。

圖1 養(yǎng)殖工船艏艉型線

圖2 養(yǎng)殖區(qū)域橫剖面

表1 養(yǎng)殖工船主尺度參數 m

1.2 數值模型

首先通過模型試驗結果驗證數值方法,隨后對比分析有無海水箱下養(yǎng)殖工船阻力性能及流場分布,根據模擬所得流場結果分析性能優(yōu)化點。為保證數值模擬模型與試驗模型的一致性,現將養(yǎng)殖工船按縮尺比λ=38.097 1進行縮放,養(yǎng)殖工船模型參數見表2,三維幾何模型見圖3。

圖3 養(yǎng)殖工船三維示意

表2 模型船主尺度參數 m

1.3 控制方程

通過商業(yè)軟件STAR-CCM+分析養(yǎng)殖工船靜水阻力問題,采用VOF(volume of fluid)方法捕捉自由液面。采用Realizablek-ε模型求解湍流,詳細公式及參數取值見文獻[12]。

1.4 數值計算設置

為模擬養(yǎng)殖工船航行于開闊無限水深航道,避免計算域邊界干擾內部流動,同時限制其大小以節(jié)省網格數量,最終確定計算域采用長方體,入口邊界距船尾處距離為2L(L為模型船總長),出口距船艉2L,頂部邊界距設計水線處1L,底部距設計水線2L。由于養(yǎng)殖工船關于中縱剖面對稱,因此數值建模時以半個船體為研究對象,以中縱剖面為對稱面。計算域出口采用壓力出口邊界條件,其余邊界均采用速度入口。為避免船興波在遠場邊界發(fā)生反射干擾內部流場,對四周邊界采取阻尼消波措施。整體計算域離散由STAR-CCM+非結構網格中的切割體網格完成,船體壁面設置棱柱層網格以捕捉壁面流動,并對船體周圍、尾部流場和開爾文波處網格進行一定細化。為模擬航行過程中自由液面變化,還需額外對計算域自由液面進行加密。計算域邊界條件設定以及網格分布見圖4、5。由于養(yǎng)殖工船航速偏低,設計航速下弗勞德數Fr僅為0.103,因此開展數值計算時可采取一定簡化,即在求解過程中固定船舶姿態(tài),忽略其各自由度運動,從而節(jié)省計算時間。數值求解過程中時間步長通過滿足庫朗數小于1而確定。

圖4 計算域邊界條件

圖5 計算域網格分布

1.5 網格收斂性

表3 不同網格數量下的阻力值對比

由表3可知船舶阻力值隨著網格數量的增加而逐漸下降,并且下降幅度呈減弱趨勢。分別以S1、S2、S3代表細、中等、粗密度網格的阻力值,相鄰網格之間阻力值的差用ε表示:ε21=S2-S1=0.078 3,ε32=S3-S2=0.516 9,收斂率RG=ε21/ε32=0.151 5。由于0

2 模擬結果分析

2.1 數值模型驗證

為驗證數值計算方法的精度,在中國船舶科學研究中心開展養(yǎng)殖工船系列快速性模型試驗,試驗內容包括不同吃水下裸船體和全附體船模在弗勞Fr=0.041～0.144范圍內(對應實船航速4～14 kn)阻力試驗。全附體船模為參考實船總布置設計在裸船體模型基礎上增設13個方形海水箱,見圖6、7。

圖6 全附體船模艏艉照片

圖7 全附體模型海水箱位置示意(左右舷海水箱數量相同)

1號海水箱位于船艏底部中央,2～7號海水箱每組2個,依次沿船長方向分布于船舷兩側,其中6號海水箱根據高度區(qū)分左右舷低、高位海水箱,其余5組對稱分布(由于分析對象僅為半船,上述海水箱仍簡稱為2-7號海水箱,不區(qū)分左右舷)。各海水箱實際尺寸見表4。

表4 各海水箱實尺度參數 m×m×m

船模加工精度滿足國際拖曳水池會議(ITTC)相關推薦章程要求,并于船艏附近安裝1根直徑為1 mm的激流絲以激發(fā)湍流。

首先基于中等密度網格針對設計吃水下裸船體模型開展阻力性能數值預報。設計吃水下裸船體在不同航速范圍的阻力預報值及與模型試驗值的對比圖8。

圖8 裸船體阻力預報值與模型試驗值對比

由圖8可知,當前數值計算結果與試驗值較為吻合,設計航速工況下數值結果與試驗結果的誤差值約為5%,整體范圍內最大誤差不超過6%,表明所采用的數值方法能夠滿足阻力預報精度需求。

2.2 裸船體計算結果分析

裸船體在不同航速下計算所得到的摩擦阻力系數CF和剩余阻力系數CR,以及二者與試驗結果的對比見圖9。

圖9 裸船體各阻力成分值對比

其中模型試驗基于傅汝德二因次法進行分析,摩擦阻力系數根據1957 ITTC公式得到:CF=0.075/(lgRe-2)2。觀察圖9發(fā)現,摩擦阻力系數值預報結果與ITTC公式較為接近,二者摩擦阻力系數均隨Fr增長而有所下降,其本質影響因素在于雷諾數Re。Re偏低時黏性力影響較大,而隨著Re的增長,黏性力作用逐漸減弱,因此摩擦阻力系數值也相應減小,但是數值預報結果整體低于公式計算值,并且低航速下差異更為明顯,原因可能在于相較其他經驗公式,ITTC公式低雷諾數下預報坡度更為陡峭。二者剩余阻力系數均表現為隨Fr增長先下降后逐漸上升。這是因為剩余阻力分為黏壓阻力和興波阻力兩部分,低Fr下興波阻力占比較小,主體部分的粘壓阻力系數隨速度增長而略微減小,而隨著速度進一步增大,興波阻力增長加快并成為主導因素,即黏壓阻力和興波阻力的不同性質綜合反應得到剩余阻力系數現有規(guī)律。

養(yǎng)殖工船作為典型低速肥大型船舶,摩擦阻力占比相對較大,模型試驗結果中設計航速下其約占總阻力的73.91%。然而摩擦阻力僅與船體濕表面積相關,在滿足當前游弋養(yǎng)殖諸多功能的前提下主尺度及船型參數可供改動的幅度較小。因而后續(xù)研究分析將側重于探討剩余阻力的影響因素及艉部伴流分布,以求為全回轉舵槳裝置提供穩(wěn)定流場從而提高推進效率。

2.3 全附體計算結果分析

針對設計吃水下全附體模型在相同速度內再次重復阻力性能數值預報?？紤]到全附體模型各海水箱內部流體可能存在諸如晃蕩、活塞等復雜運動,因此全附體工況下額外對各海水箱及周圍網格進行一定程度加密,最終流場域整體網格數約為282萬。不同航速下全附體模型總阻力預報值與試驗數據的對比見圖10。

圖10 全附體總阻力預報值與模型試驗值對比

觀察發(fā)現,全附體模型數值預報值與試驗值一致性較好,最大相對誤差為3%。各航速下全附體模型總阻力均大于裸船體,并且增量一定程度上隨航速上升而增大。模型試驗中全附體模型不同航速下的總阻力增量值見表5。

表5 全附體模型不同航速下的總阻力增量值

以Fr為橫坐標,總阻力增量值為縱坐標,對表中數據進行二次多項式擬合,見圖11。

圖11 全附體模型不同航速下的總阻力增量值擬合曲線

該二次多項式擬合曲線的修正決定系數R2約為0.96,表明離散點與擬合曲線之間重合度較高。因此模型尺度下養(yǎng)殖工船增設海水箱后的總阻力增量值與航速關系式可近似表示為

y=Ax+Bx2

(3)

式中:x為傅汝德數Fr;y為總阻力增量值;A、B為擬合曲線系數,A=5.687 2,B=46.745 2。

不同航速下全附體模型計算所得摩擦阻力系數、剩余阻力系數與試驗結果及裸船體相應數據的對比見圖12。

圖12 全附體各阻力成分值對比

全附體模型阻力成分計算值與試驗值的對比趨勢類似于裸船體,由圖12a)可知,兩種方法下全附體摩擦阻力系數值都低于裸船體,并且CFD預報結果整體差異更大。數值預報中由于增設海水箱導致船體濕表面積增大,各航速下摩擦阻力存在不同程度變化,但從摩擦阻力系數來看全航速范圍內全附體結果均低于裸船體。

圖12b)表明,兩種方法關于剩余阻力系數的預報趨勢基本一致,均表現為隨Fr的增長先下降后上升,但是全附體模型剩余阻力相較大于裸船體,模型試驗結果中二者差異更加顯著?？紤]到各海水箱位置基本接近船底基平面,對興波阻力影響較為有限,上述成因可能在于增設海水箱較大程度影響了船體表面粘壓阻力分布。

設計航速下1、2、5、7號4個海水箱內部速度矢量和動壓云圖(前后壁參考船舶艏艉方向)見圖13。

圖13 各海水箱內部速度矢量和動壓云圖

觀察得出當前時刻下船艏底部中央1號和船艉過渡處7號高位海水箱內部流場較簡單,僅中心產生一個規(guī)則大漩渦,四周角落出現少許扭曲分離,而位于兩舷的2號和5號海水箱內部流動相似且相對復雜,海水箱前后一共分布有4個大小相近的漩渦,其中5號海水箱漩渦基本完整,2號海水箱前壁側漩渦已經出現一定程度的融合,從能量觀點出發(fā)漩渦的產生及維系都需要由船體持續(xù)提供能量。對比壓力云圖發(fā)現各海水箱前后壁動壓分布存在相同特征,均表現為后壁外側與船殼相交處受來流沖擊影響動壓明顯出現局部上升,上升幅度與來流速度直接相關,并且前壁相應位置動壓有所下降。漩渦存在及動壓分布均證實各海水箱的增加會導致船體粘壓阻力上升。為減小增設海水箱所導致的附加阻力,在不影響海水箱基本功能的前提下,可仿照鉆井船月池減阻方式,通過合理設置傾斜的海水箱前后壁[13]或者針對后壁沖擊處進行切角處理[14],以有效減小其內部水體振蕩、減輕水流對壁面沖擊,從而降低附加阻力。

設計航速下全附體模型自由液面興波圖和舷側波形見圖14。

圖14 設計航速下全附體模型波形圖

由圖14可知由于直立艏推水作用,養(yǎng)殖工船前方存在較大范圍擾動區(qū)域,于船艏分布有明顯艏波峰,而在進流段和去流段與平行中體過渡位置這兩處表面曲率突變點分布有兩個不同大小的波谷,二者之間波峰波谷穩(wěn)定交替出現。由于本船航速偏低,自由液面興波圖中未觀測到傳統(tǒng)的開爾文波。船體艏艉動壓及表面流線分布見圖15,觀察可得船艏正前方迎流處存在明顯高壓駐點,艏部流線大多徑直流向船底,易導致艏部船底壓力下降,部分流線沿斜向流經船肩舭部,發(fā)生較大幅度扭轉,即發(fā)生流動分離形成舭渦,二者都會導致黏壓阻力增大并形成埋首現象,從而進一步增加阻力。船艉過渡位置同樣存在少許流線扭轉,舭渦生成的現象,此外呆木上緣處流線更加紊亂,并且其下緣末端壓力相對偏低。

圖15 全附體模型動壓云圖和流線分布

全回轉舵槳裝置槳盤面(x/LPP=0.02)所在平面軸向伴流分布見圖16。

圖16 槳盤處伴流分數分布

WOF=

(4)

式中:Wtotal=1-‖VS‖2,VS為某點速度相對于船速的無量綱值。依照該式求得當前工況下槳盤面WOF值為0.751 3。有學者研究結果表明,直接修改艉部型線會導致船體總阻力系數與艉部伴流均勻度呈負相關變化[16],因此以改善伴流不均勻度為目標的型線優(yōu)化極有可能導致船體總阻力上升。

船艉視圖下左舷槳盤處速度矢量云見圖17。

圖17 左舷槳盤處速度矢量云圖

觀察發(fā)現由于養(yǎng)殖工船艉部型線有較大幅度收縮,槳盤面流線統(tǒng)一由兩側偏往船中尾封板下方,導致各半徑位置求解伴流不均勻度時數據較為離散,螺旋槳前方合理設計漩渦發(fā)生器[17]、不對稱導管[18]等節(jié)能附體可以有效優(yōu)化艉部伴流場。此外對比驗證發(fā)現槳盤面軸向位置同樣會影響伴流不均勻度(見表6),槳盤面越遠離船艉的情況下WOF數值越小,因此在設備布置允許的前提下適當后移全回轉舵槳裝置同樣可以起到改善艉部伴流的作用。

表6 不同軸向位置處槳盤面WOF值

3 結論

1)作為典型低速肥大型船舶,養(yǎng)殖工船摩擦阻力占比相對較大,摩擦阻力系數隨傅汝德數Fr增長有所下降,而剩余阻力系數隨Fr增長先下降后逐漸上升,原因在于粘壓阻力系數和興波阻力系數隨速度增長的變化趨勢存在差異,二者綜合反應得到剩余阻力系數現有規(guī)律。

2)模型試驗結果表明增設海水箱后的全附體模型剩余阻力大于裸船體模型,原因在于增設海水箱改變了船體表面粘壓阻力分布,具體表現為海水箱內部漩渦運動以及海水箱前后壁動壓差?？蓢L試通過合理設置傾斜的海水箱前后壁或者針對后壁沖擊處進行切角處理降低附加阻力。

3)流場分析結果表明養(yǎng)殖工船艏艉舭部流線出現扭轉,即該處存在流動分離而形成舭渦,易導致粘壓阻力上升并形成埋首現象。養(yǎng)殖工船全回轉舵槳裝置槳盤面處軸向伴流分數較低,即平均流速更大,進速系數相對偏高,螺旋槳敞水效率有所增加,但槳盤面伴流均勻性較差,WOF值偏大,適當后移槳盤面可以有效改善伴流均勻性。后續(xù)養(yǎng)殖工船型線優(yōu)化工作可以嘗試從上述兩點出發(fā),但需謹慎權衡船體總阻力與伴流均勻性之間的矛盾關系。