三吊艙船舶尾部附體對性能影響與螺旋槳功率不平衡分析

鄒康,桂滿海,賴明雁

(上海船舶研究設計院,上海 201203)

在船舶設計階段,推進方式的確定受到很多因素的影響,例如,總布置、船舶吃水、快速性、系柱拖力、操縱性、動力定位,以及經濟性等。隨著航速和拖力要求越來越高,船舶推進功率越來越大,其中一些船舶往往需要采用3槳甚至多槳推進方式,以便滿足設計要求。

針對多槳推進的研究,目前大多基于模型試驗,開展多槳推進器干擾、阻力分配,以及自航因子的計算和分析[1-3],其中涉及3吊艙推進船舶尾部附體形式對船舶水動力性能的影響,以及3吊艙推進的螺旋槳吸收功率不平衡特性的研究未見報道。

為探討分析3吊艙船舶不同尾部附體形式對水動力性能的影響,以及螺旋槳吸收功率的不平衡特性,以某3吊艙推進船舶為例,通過與荷蘭MARIN水池以及ABB公司開展合作,針對3吊艙這一推進方式,開展了尾部附體的研究,首先分析多種尾部附體形式的影響和特點,繼而確定適合所研究船型特點的尾部附體方案。在此基礎上,采用計算流體動力學(CFD)方法計算附體受力特征,基于船舶阻力性能對附體安裝角度進行對比分析和優化;此外,考慮到三槳船特有的推力和功率不平衡問題,基于CFD方法,開展目標船系柱狀態和航行狀態下3槳之間的推力和功率不平衡問題研究。

1 不同尾部附體形式對比

目標船尾部配備3個吊艙式推進器,考慮到尾部布置空間等因素,采用舷側2個推進器靠前,中間推進器靠后的布置方式,見圖1。分別從快速性、操縱性和動力定位3個方面對4種尾部附體形式進行對比分析。

圖1 尾部推進器和附體布置平面示意

如圖1所示,方案1 為無附體形式;方案2和方案3分別為單呆木和雙呆木形式;方案4為雙尾翼形式。上述4種方案基本涵蓋了3吊艙推進船舶目前常用的尾部附體形式。

關于附體對船舶水動力性能的影響,主要通過定性方法進行分析,就阻力而言,參照船舶阻力模型試驗的處理方法[4],主要考慮附體的濕面積對阻力的影響,濕面積越大則認為阻力增加越多;操縱性主要考慮尾部附體對水下側投影面積的影響[5],尾部附體側投影面積越大,航向穩定性越好;動力定位性能則主要考慮附體對推進器的干擾[6],附體越多,距離推進器越近,則推進器的推力禁區范圍越大,對動力定位性能越不利。

方案1,未采用任何附體,從阻力和快速性角度來看,該方案船體濕表面積最小,阻力性能較好;從動力定位角度而言,該方案無需考慮尾部螺旋槳和附體之間的干擾,僅需要各螺旋槳之間的干擾,因此螺旋槳的推力禁區范圍較小,對動力定位能力有利;從操縱性方面考慮,該方案尾部水下側投影面積較小,船舶的航向穩定性最差。

方案2,通過增加尾部單呆木,相對方案1而言,可以有效提高船舶的航向穩定性;但增加呆木也會增加濕表面積,從而增加阻力,并且呆木會對中間螺旋槳的進流帶來不利影響;同時,呆木的存在,也會增大動力定位工況時尾部螺旋槳的推力禁區范圍。

方案3,采用雙呆木形式,可以一定程度上避免單呆木對中間推進器進流帶來的不利影響,并且可以進一步改善船舶的航向穩定性,但在動力定位工況下,雙呆木會使得尾部螺旋槳推力禁區范圍增大,同時阻力也會較單呆木更大。

方案4,為雙尾翼方案,相較于單呆木而言,對阻力的影響相當,但對螺旋槳進流的影響更小,并且航向穩定性比單呆木更好,介于單呆木和雙呆木之間;就動力定位工況而言,雙尾翼對螺旋槳推力禁區范圍的影響較雙呆木形式更小。

上述4種尾部附體形式在快速性、操縱性和動力定位方面各有特點,需要結合目標船型需求綜合考慮。從定性角度對比上述4種附體形式的各自優缺點,見表1。

表1 不同附體形式性能對比

綜合考慮上述4種附體的特點,以及目標船在快速性、操縱性以及動力定位方面的需求和特點,尾部適宜采用雙尾翼形式,見圖2。

圖2 雙尾翼附體示意

2 雙尾翼安裝角度優化

為了降低雙尾翼對快速性的影響,采用計算流體動力學(CFD)方法,基于船舶阻力對雙尾翼的安裝角度進行對比分析。

2.1 阻力計算模型與參數

因目標船以及附體具有對稱性,因此CFD僅計算一半區域。計算域的尺度為:船首距離計算域入口邊界約2倍船長,船尾距離計算域出口約3倍船長,側邊界距離船舶中縱剖面約2.5倍船長,水線距離頂部邊界1倍船長,距離底部邊界約2.5倍船長,計算在模型尺度下進行,縮尺比為1∶18,計算航速為設計航速。

計算采用Trimmed非結構化網格,近壁面設置邊界層網格,船舶首尾以及雙尾翼附近進行加密,自由面網格也進行加密,船體周圍網格向外逐漸稀疏,見圖3、4。

圖3 阻力計算域網格劃分示意

圖4 尾部及尾翼局部網格加密示意(左舷)

邊界條件類型為:計算域左側入口、頂部、底部以及側邊界均為速度入口;計算域右側為壓力出口;船舶中縱剖面所在邊界為對稱面邊界條件。

參考類似船型采用CFD方法計算阻力的研究成果[7],計算域網格數約150萬,無量綱壁面距離y+取值約40,采用SSTk-ω湍流模型,自由面計算采用VOF方法。

2.2 計算結果分析

通常而言,尾部附體順著流體的流線方向布置會比較好地減少附體對流場的干擾。通過尾部雙尾翼兩側的動壓分布以及尾翼受到的側向力來分析尾翼安裝的角度;此外,還分析了不同尾翼安裝角度的船舶剩余阻力系數Cr,分析安裝角度對阻力的影響。

尾翼安裝角度0°時(沿船長方向安裝),尾翼兩側和尾部附近動壓力見圖5,為了便于顯示,對船體左右舷進行對稱。

圖5 安裝角度0°時尾翼兩側動壓云圖

由圖5可見,尾翼兩側動壓力分布差異較大,對于左舷尾翼而言,其左側為壓力面,右側為吸力面,因此安裝角度為0°時,尾翼與等效平均來流存在一定攻角。

為了減少與來流的攻角,開展6個不同尾翼安裝角度的計算,從1°～6°,間隔1°,尾翼前緣向舷側偏轉定義為正。不同尾翼安裝角度下兩側動壓見圖6。

圖6 不同尾翼安裝角度下尾翼兩側動壓云圖

從圖6來看,隨著安裝角度的增大,左舷尾翼左側逐漸由壓力面變為吸力面,安裝角度為3°時,尾翼兩側壓力分布接近基本相當。進一步分析左舷尾翼受到的側向力,見圖7。

圖7 不同尾翼安裝角度下尾翼側向力(模型尺度)

圖7顯示,計算角度范圍內,尾翼側向力隨著安裝角度的變化基本呈現線性變化趨勢,側向力為0時對應的尾翼安裝角度約為2.7°,此時尾翼兩側動壓分布基本相同,見圖8。

圖8 安裝角度2.7°時尾翼兩側動壓云圖

分析不同尾翼安裝角度對船舶阻力性能的影響,船舶剩余阻力系數Cr隨尾翼安裝角度的變化見圖9,其中剩余阻力系數采用二因次法求得。

圖9 不同尾翼安裝角度的船舶剩余阻力系數

從圖9結果來看,剩余阻力系數隨著尾翼安裝角度的增大,呈現先下降,后升高的趨勢,在安裝角度3.5°附近,剩余阻力系數基本達到最小值,較0°安裝角約降低2.7%。

對比圖7和圖9可以看出,尾翼側向力為零時,船體剩余阻力系數并非最小,這可能是因為不同安裝角度下,尾翼對船體表面壓力分布以及尾部流場的影響不同所造成的,側向力為零時,對剩余阻力并非最有利。

3 推力與功率不平衡分析

針對3吊艙推進器的推力與功率不平衡問題,采用計算流體動力學(CFD)方法,基于優化后的附體安裝角度,開展系柱和航行狀態下3個推進器之間的推力和功率計算與分析。

3.1 帶推進器計算模型與參數

由于考慮了螺旋槳,CFD計算需要考慮全船。計算采用實尺度疊模,近壁面設置邊界層網格,船舶首尾以及推進器附近進行適當加密,船體周圍網格向外逐漸稀疏,計算域尺度為:船首至計算域入口邊界約2倍船長,船尾距計算域出口邊界約6倍船長,計算域寬度約8倍船長,計算域高度約3倍船長,計算域以及局部網格加密見圖10。計算域邊界條件類型為:船首方向、底部以及側邊界均為速度入口,船尾方向為壓力出口,頂部為對稱面邊界條件,網格數約4 000萬,采用SST k-ω湍流模型。兩側槳旋向為外旋,中間槳為右旋,3個推進器尺度參數相同。

圖10 帶推進器計算域及局部網格加密示意

計算采用荷蘭MARIN水池的ReFRESCO程序進行,該程序基于RANS方法,能夠進行穩態以及瞬態流場的模擬分析。

3.2 系柱狀態三槳推力及功率分析

針對船舶零航速系柱狀態,進行兩種螺旋槳轉速組合的計算,見表2。

表2 系柱狀態螺旋槳轉速組合

轉速組合2,不同剖面處的軸向速度見圖11。兩側推進器(含導流管)產生的推力和吸收功率與中間槳的比值和不平衡百分數見表3、4。表中不平衡百分數定義為兩側槳產生推力或吸收功率與中間槳差值占中間槳推力或功率的百分數。

表3 系柱狀態兩側槳與中間槳發出推力比值

表4 系柱狀態兩側槳與中間槳吸收功率比值

圖11 系柱狀態不同剖面軸向速度云圖示例

從計算結果來看,當螺旋槳轉速相同時(對應轉速組合1,179 r/min),兩側螺旋槳產生的推力較中間槳小,最大不平衡百分數約2.4%,此時螺旋槳吸收功率的不平衡百分數約1.5%。為了使得各推進器吸收功率相當,需要調整螺旋槳轉速,當適當降低中間槳轉速(轉速組合2)時,各推進器發出推力和吸收功率基本一致,最大功率不平衡百分數約0.4%,推力不平衡百分數約1%。

總體而言,系柱狀態下兩側槳與中間槳的推力和功率平衡性較好,相同轉速下中間槳吸收功率略高。這主要是因為系柱狀態下,船體對螺旋槳進流的影響較小,中間槳處的伴流略大。因此,系柱狀態下三槳的進流狀態相當,相同轉速下的推力和功率差別不大,中間槳略高。

3.3 航行狀態3槳推力及功率分析

針對船舶航行狀態,進行了3種螺旋槳轉速組合的計算,見表5。船舶航速為設計航速,計算采用強迫自航法。

表5 航行狀態螺旋槳轉速組合

航行狀態轉速組合3,不同剖面處的軸向速度見圖12,與圖11對比發現,航行狀態軸向速度形式與系柱狀態有明顯差別。

圖12 航行狀態不同剖面軸向速度云圖示例

兩側推進器(含導流管)產生的推力和吸收功率與中間槳的比值和不平衡百分數見表6、7。表中不平衡百分數定義為兩側槳產生推力或吸收功率與中間槳差值占中間槳推力或功率的百分數。

表6 航行狀態兩側槳與中間槳發出推力比值

表7 航行狀態兩側槳與中間槳吸收功率比值

從計算結果來看,當螺旋槳轉速相同時(對應轉速組合1,168 r/min),兩側螺旋槳產生的推力較中間槳小,最大推力不平衡百分數約16.7%,此時功率不平衡百分數約12.5%,航行狀態功率不平衡百分數相較系柱狀態顯著增加。通過降低中間槳轉速,可減小三槳之間的功率不平衡,如轉速組合2,中間槳轉速較兩側降低0.5 r/min,此時功率不平衡百分數約9.7%,功率不平衡有所改善,當中間槳轉速較兩側槳降低4 r/min時,如轉速組合3,此時功率不平衡進一步改善,不平衡百分數約2.4%。

計算采用強迫自航法,上述3種轉速組合并非對應實際船舶自航點,考慮實際航行操作慣例,3槳轉速取相同值,通過預報可得實船設計航速自航時三槳轉速為181.6 r/min,此時3槳的推力和功率比值以及不平衡百分數見表8。

表8 設計航速自航點兩側槳與中間槳推力/功率比值

從預報結果來看,實船設計航速航行時,兩側槳與中間槳的功率不平衡百分數約10.4%,推力不平衡百分數約13.5%。

總體而言,與系柱狀態類似,相同轉速下,中間槳吸收功率較兩側槳更高,但航行狀態的推力和功率不平衡百分數較系柱狀態明顯增加,這主要是因為航行狀態下,船體對螺旋槳進流的影響較大,中間槳處的伴流較高,與兩側槳差別較大,因此相同轉速下中間槳進速系數更小,因此產生的推力和吸收功率也相對更大。從上述算例還可以看出,通過調整中間槳和兩側槳的轉速,改善了螺旋槳推力和功率的不平衡,如表5中轉速組合3,通過降低中間槳轉速,增加兩側槳轉速,顯著降低了航行工況下3槳的功率不平衡百分數。

4 結論

1)雙尾翼相較于單呆木對阻力的影響相當,但對螺旋槳進流的影響更小,并且由于尾翼的側面積形心距離船中更遠,因此航向穩定性比單呆木更好,介于單呆木和雙呆木之間;就動力定位工況而言,雙尾翼對螺旋槳推力禁區范圍的影響較雙呆木形式更小,雙尾翼形式較為適合所研究的3吊艙船型。

2)從船舶阻力的角度對尾翼安裝角度進行優化,確定阻力最低的安裝角約3.5°,同時發現尾翼側向力為零時船體剩余阻力系數并非最小,可能是因為安裝角度不僅影響尾翼本身的側向力和阻力,而且影響船體表面壓力分布,同時也說明尾翼對阻力的影響需要結合船體一起考慮。

3)系柱和航行工況下,相同轉速中間槳吸收功率均高于兩側槳,航行工況的功率不平衡百分數約10.4%,明顯高于系柱狀態,這主要是因為兩種狀態下船體對螺旋槳進流的影響不同所造成的,航行狀態下中間槳與兩側槳的伴流差別更大,因此功率不平衡也更加明顯。

4)調整中間槳和兩側槳的轉速,是改善三槳之間功率不平衡的有效手段,通過調整吊艙推進電機的轉速,可以達到平衡各推進器功率的目的。