余小平

（中國船級(jí)社連云港辦事處 連云港 222042）

在肥大型船舵翼的初步設(shè)計(jì)階段，首要的研究對(duì)象就是舵翼剖面和舵翼外形的設(shè)計(jì)，它決定了舵翼的水動(dòng)力性能，直接影響到肥大型船的操舵性能。

目前，國內(nèi)外的肥大型船舵翼多采用NACA00系列翼剖面，并以其為基礎(chǔ)設(shè)計(jì)舵翼。由于現(xiàn)有NACA00系列的翼剖面參數(shù)固定，以其為基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的各種外形的舵翼，其升力系數(shù)的改善并不顯著。為進(jìn)一步提高肥大型船的操縱要求，筆者采用一種全新的設(shè)計(jì)思想，即以現(xiàn)有翼剖面為母型，參考國內(nèi)外舵翼外形的特點(diǎn)［1－2］，借鑒其成功的設(shè)計(jì)思想，最終設(shè)計(jì)出具有優(yōu)良水動(dòng)力性能的舵翼。

1 翼剖面及舵翼外形的設(shè)計(jì)

翼剖面的設(shè)計(jì)以NACA0015為母型，參考國內(nèi)某減搖鰭翼剖面的設(shè)計(jì)思想［3］，設(shè)計(jì)了代號(hào)分別為M1和M2的翼剖面形狀，見圖1和圖2。

圖1 NACA0015和M1剖面

圖2 ACA0015和M2剖面

舵翼外形的設(shè)計(jì)則以國內(nèi)外多種舵翼外形為母體，設(shè)計(jì)了代號(hào)分別為RW1，RW2和RW3的舵翼外形，見圖3～圖5。為驗(yàn)證CFD技術(shù)預(yù)報(bào)舵翼水動(dòng)力性能的可靠性，結(jié)合某減搖鰭的試驗(yàn)?zāi)Ｐ停?］，對(duì)計(jì)算方法進(jìn)行了驗(yàn)證研究，該試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷耐庑我妶D6。

圖4 RW2

圖3 RW1

圖5 RW3

圖6 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

2 計(jì)算域網(wǎng)格的劃分

目前，在計(jì)算流體力學(xué)中，出現(xiàn)了各種各樣的網(wǎng)格形式，主要有單塊結(jié)構(gòu)化、多塊結(jié)構(gòu)化、非結(jié)構(gòu)化、重疊和混合等網(wǎng)格形式［5］，他們各有優(yōu)缺點(diǎn)和相應(yīng)的適用范圍。

考慮到本文的計(jì)算模型較多，外形各不相同，適合采用混合網(wǎng)格來離散流場，網(wǎng)格的劃分和流場的分塊參照國內(nèi)學(xué)者［6］的方法。為縮短設(shè)計(jì)的周期、提高研究效率和使模型誤差最小化，本文對(duì)整個(gè)計(jì)算流場進(jìn)行模塊化處理，即把整個(gè)計(jì)算域分成2塊，分別為包含舵翼的內(nèi)流場和剩余的外流場，見圖7。內(nèi)流場采用統(tǒng)一的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)間距、網(wǎng)格大小、網(wǎng)格外推比例、邊界層網(wǎng)格等網(wǎng)格生成參數(shù)，從而保證了不同的計(jì)算模型擁有一樣的計(jì)算網(wǎng)格；外流場由結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格構(gòu)成，從而達(dá)到減少網(wǎng)格數(shù)量和提高網(wǎng)格質(zhì)量的目的。利用ICEM CFD軟件所具有的合并網(wǎng)格功能，所有計(jì)算模型使用同一個(gè)外流場網(wǎng)格，將含有各舵翼模型的內(nèi)流場網(wǎng)格分別和同一個(gè)外流場網(wǎng)格合并，構(gòu)成整個(gè)計(jì)算域的網(wǎng)格，從而使得整個(gè)網(wǎng)格劃分過程模塊化、標(biāo)準(zhǔn)化，保證了所有的舵翼模型在數(shù)值計(jì)算時(shí)具有相同的網(wǎng)格精度，避免了由于網(wǎng)格的不同而造成的計(jì)算誤差，提高了網(wǎng)格劃分的效率，增加了不同舵翼水動(dòng)力性能比較的可信度，進(jìn)而縮短了研究時(shí)間。合并后的混合網(wǎng)格見圖8。為了保證混合網(wǎng)格處理湍流邊界層的精度，在舵翼的周圍生成7層邊界層網(wǎng)格是十分必要的，見圖9。同時(shí)，為了保證湍流模型能夠合理地求解湍流邊界層，邊界層網(wǎng)格離開壁面的第一個(gè)節(jié)點(diǎn)與壁面之間的距離十分關(guān)鍵，它是以Y＋值來衡量的，本文計(jì)算的Y＋值見圖10。

圖7 流場分塊

圖8 合并后的流場網(wǎng)格

圖9 湍流邊界層網(wǎng)格

圖10 壁面Y＋值

3 數(shù)值計(jì)算過程

3.1 計(jì)算收斂的判斷和湍流模式的比較

為判斷計(jì)算收斂的標(biāo)準(zhǔn)以及得到適用的湍流模式，本文結(jié)合翼剖面為NACA0018的某減搖鰭的試驗(yàn)?zāi)Ｐ停芯苛擞?jì)算殘差和升力系數(shù)之間的關(guān)系，比較了標(biāo)準(zhǔn)κ－ω湍流模式、RNGκ－ω湍流模式和SSTκ－ω湍流模式預(yù)報(bào)舵翼水動(dòng)力性能的適用性。圖11為整個(gè)迭代過程中攻角為29°時(shí)的升力系數(shù)與計(jì)算時(shí)間步之間的關(guān)系；圖12比較了計(jì)算殘差分別為0.001，0.000 1和0.000 01時(shí)SST κ－ω湍流模式得到的升力系數(shù)；圖13比較了不同湍流模型的計(jì)算結(jié)果。

圖11 升力系數(shù)與計(jì)算時(shí)間步的關(guān)系

圖12 升力系數(shù)與計(jì)算殘差的關(guān)系

圖13 湍流模型的比較

由圖11可見，當(dāng)計(jì)算時(shí)間步的值超過600步時(shí)，升力系數(shù)基本不再變化；由圖12可見，殘差為0.000 01時(shí)的升力系數(shù)與試驗(yàn)值吻合較好，升力系數(shù)與試驗(yàn)值相比，計(jì)算誤差最大可以控制在6%以內(nèi)，殘差為0.000 1和0.000 01時(shí)的阻力系數(shù)基本重合，與試驗(yàn)值相比阻力系數(shù)的誤差較大，但總的趨勢和試驗(yàn)值一致。因此，可以認(rèn)為將計(jì)算殘差設(shè)置為0.000 01是合適的。由圖13可見，SSTκ－ω湍流模式所預(yù)報(bào)的升力系數(shù)值和試驗(yàn)值最為接近，因此被選為數(shù)值計(jì)算的湍流模式。

3.2 舵翼水動(dòng)力性能的預(yù)報(bào)分析

圖14給出了外形為RW1、翼剖面分別為NACA0015，M1，M2舵翼的升力系數(shù)和阻力系數(shù)。圖15給出了翼剖面為 M1、外形分別為RW1，RW2，RW3舵翼的升力系數(shù)、阻力系數(shù)以及升力系數(shù)與阻力系數(shù)的比值。

圖14 翼剖面的比較

圖15 舵翼外形的比較

由圖14可見，外形為RW1、翼剖面為M2的舵翼其最大升力系數(shù)比翼剖面為NACA0015和M1的舵翼分別提高22.4%和6.8%，當(dāng)達(dá)到最大升力后，攻角繼續(xù)增加時(shí)，其升力系數(shù)迅速下降，并且其升力系數(shù)在攻角小于20°時(shí)和翼剖面為M1的舵翼基本一致，其阻力系數(shù)和翼剖面為M1的舵翼相比略有下降，三者中翼剖面為NACA0015的舵翼阻力系數(shù)最小?？紤]到舵翼附體本身的阻力只占肥大型船總阻力的4%左右以及肥大型船對(duì)機(jī)動(dòng)性和操縱性的要求，最終選取M2為肥大型船舵翼的翼剖面。眾所周知，舵翼產(chǎn)生升力的主要原因是流經(jīng)其上下表面的流體產(chǎn)生有利于形成上下表面壓力差的漩渦，顯然，外形為RW1、翼剖面為M2的舵翼，由于其剖面仿魚外形設(shè)計(jì)，更有利于形成漩渦產(chǎn)生更大的上下表面壓力差，從而使其在同樣攻角下具有更好的升力性能。

綜合比較圖14和圖15，肥大型船最終采用翼剖面為M2、外形為RW3的舵翼，其升力系數(shù)、阻力系數(shù)、升阻比和舵翼外形分別見圖16和圖17。

圖16 舵翼的水動(dòng)力性能

圖17 仿魚形舵翼

4 結(jié)語

基于CFD技術(shù)，設(shè)計(jì)并比較了肥大型船的翼剖面形狀和舵翼外形，考察了不同湍流模式預(yù)報(bào)舵翼水動(dòng)力性能的適用性，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的比較顯示，SST湍流模式在舵翼的水動(dòng)力性能預(yù)報(bào)上具有較高的精確度。根據(jù)混合網(wǎng)格可移植的特點(diǎn)所采用的計(jì)算流場模塊化處理思想，可以保證所預(yù)報(bào)的不同舵翼模型具有相同的計(jì)算精度，并且混合網(wǎng)格可以提高網(wǎng)格劃分的效率，進(jìn)而縮短研究時(shí)間。

研究結(jié)果表明，本文所設(shè)計(jì)的舵翼，其最大升力系數(shù)比母型提高了22.4%，并且在舵翼常用攻角范圍內(nèi)具有較高的升阻比，達(dá)到了預(yù)期的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

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