于子涵,鄒早建,2

(1.上海交通大學(xué) 船舶海洋與建筑工程學(xué)院,上海 200240;2.上海交通大學(xué) 海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200240)

在船舶操縱過程中,船體、螺旋槳、舵三者之間的相互作用非常明顯。由于船體、螺旋槳、舵在操縱工況下受到復(fù)雜入流的影響,使得船-槳-舵相互作用相當(dāng)復(fù)雜,船舶水動力特性發(fā)生顯著變化[1],并對船舶操縱性產(chǎn)生重要影響。因此,深入研究操縱工況下的船-槳-舵相互作用,對于準(zhǔn)確預(yù)報船舶操縱性至關(guān)重要。

應(yīng)用CFD方法模擬約束模試驗(yàn)是研究操縱工況下的船-槳-舵相互作用的一種有效方法。Badoe等[2]使用OpenFOAM中的RANS求解器對船-槳-舵系統(tǒng)的斜拖試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析了漂角和船體外形對舵及螺旋槳性能的影響;Dai等[3]使用CFD Ship-Iowa軟件中的RANS求解器模擬了帶螺旋槳和舵的全附體DTMB5617船模的旋臂試驗(yàn),分析了船體、螺旋槳、舵的水動力與繞流場;Abbas和Kornev[4]使用OpenFOAM中的RANS/LES求解器模擬了全附體KVLCC2船模的斜拖試驗(yàn)和旋臂試驗(yàn),分析了螺旋槳激振力的變化;侯建軍等[5]使用滑移網(wǎng)格與動網(wǎng)格模擬了某雙槳雙舵船的斜拖試驗(yàn),研究了船-槳-舵相互作用的流場;王驍?shù)萚6]分別采用MRF方法和滑移網(wǎng)格法對螺旋槳建模,對全附體MARIN Model No.7967船模的旋臂試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬,研究了不同回轉(zhuǎn)半徑下船-槳-舵相互作用的流場;Wang等[7]使用Fluent中的RANS求解器模擬了全附體KCS船模的斜拖試驗(yàn),分析了斜拖試驗(yàn)的螺旋槳激振力;Guo等[8]使用STAR CCM+的RANS求解器模擬了雙槳雙舵ONRT船模的舵力試驗(yàn)、斜拖試驗(yàn)與旋臂試驗(yàn),計(jì)算了船-槳-舵相互作用系數(shù)并建立了描述螺旋槳側(cè)向力和舵法向力的數(shù)學(xué)模型;吳召華等[9]使用Fluent的RANS求解器模擬了全附體3100TEU集裝箱船的旋臂試驗(yàn),分析了體積力法在研究船-槳-舵相互作用問題中的適應(yīng)性;劉義等[10]使用STAR CCM+的RANS求解器模擬了全附體KCS船模的斜拖試驗(yàn),分別采用體積力法和實(shí)槳建模法對螺旋槳建模,驗(yàn)證了體積力法具有可接受的數(shù)值精度。

前人的研究集中在靜態(tài)約束模試驗(yàn)中船體、螺旋槳、舵三者水動力的變化,但考慮螺旋槳對靜態(tài)約束模試驗(yàn)中船體水動力、力矩和舵法向力的影響的研究相對較少。本文以集裝箱船KCS(KRISO Container Ship)船模為研究對象,應(yīng)用CFD軟件STAR CCM+的RANS求解器,采用體積力法對螺旋槳進(jìn)行建模,分別對帶螺旋槳和舵的全附體KCS船模以及只帶舵的KCS船模進(jìn)行靜態(tài)約束模試驗(yàn)數(shù)值模擬,包括舵力試驗(yàn)、零舵角斜拖試驗(yàn)及帶不同舵角斜拖試驗(yàn)數(shù)值模擬,通過對比研究分析了螺旋槳對船-舵系統(tǒng)水動力的影響。

1 數(shù)學(xué)模型與數(shù)值方法

1.1 坐標(biāo)系

采用圖1所示的慣性坐標(biāo)系O0-XoY0Z0和隨體坐標(biāo)系o-xyz描述船舶在水平面內(nèi)的運(yùn)動,其中,U為船舶在水平面內(nèi)的合速度,u、v分別為縱向速度分量和橫向速度分量;β為漂角,定義從U順時針轉(zhuǎn)到x軸的方向?yàn)檎?δ為舵角,定義右舵為正;X和Y為作用在船模上的縱向力和橫向力,N為繞z軸的轉(zhuǎn)首力矩;FN為舵的法向力。

圖1 坐標(biāo)系Fig.1 Coordinate systems

1.2 控制方程

約束模試驗(yàn)中船模的繞流場具有三維不可壓縮、黏性流體流場的物理特性,使用雷諾時均連續(xù)性方程與動量方程(Navier-Stokes方程)描述：

(1)

1.3 湍流模型

由于式(1)含雷諾應(yīng)力項(xiàng),需要引入湍流模型封閉控制方程。本文使用Menter[11]提出的SSTk-ω湍流模型,將適用于近壁面計(jì)算的k-ω模型和適用于遠(yuǎn)場的k-ε模型結(jié)合求解：

(2)

式中：k為湍動能;ω為湍動能耗散率;μt為湍流渦動力粘度;σk、σω、β、β*、γ為k-ω模型與k-ε模型結(jié)合后的模型參數(shù),其余參數(shù)及混合函數(shù)的定義為：

(3)

式中：v為運(yùn)動粘性系數(shù);d為到壁面的距離;φ1對應(yīng)集合{σk1,σω1,β1,β*,κ,γ1}中的任一參數(shù);φ2對應(yīng)集合{σk2,σω2,β2,β*,κ,γ2}中的任一參數(shù)。各參數(shù)的值或表達(dá)為：

(4)

(5)

1.4 離散及求解方法

本文采用有限體積法將計(jì)算域離散為若干個計(jì)算單元。針對每一個計(jì)算單元,采用分離型求解器;對流項(xiàng)的離散格式是二階迎風(fēng)格式,擴(kuò)散項(xiàng)的離散格式是二階中心差分格式;壓力與速度的耦合算法采用SIMPLE算法,經(jīng)迭代后獲得數(shù)值解。

1.5 螺旋槳模型

使用由Hough等[12]提出的體積力模型對螺旋槳建模,該方法將體積力以源項(xiàng)的形式引入控制方程以替代螺旋槳表面的載荷,其表達(dá)式為：

(6)

式中：rc為螺旋槳區(qū)域內(nèi)任取一點(diǎn)到槳軸線的距離;rp為螺旋槳的半徑;rh為螺旋槳槳轂的半徑;Tp為螺旋槳的推力;QP為螺旋槳的轉(zhuǎn)矩;ΔP為槳盤面的厚度,通常取槳直徑的2%;fbx和fbθ分別為軸向力和切向力在螺旋槳區(qū)域內(nèi)的分布。

2 計(jì)算設(shè)置與網(wǎng)格劃分

2.1 研究對象

參考國際船舶操縱性預(yù)報方法驗(yàn)證與確認(rèn)專題研討會SIMMAN2014的標(biāo)準(zhǔn)算例,全附體KCS船模選擇由丹麥福斯科技公司(FORCE)提供的集裝箱船KCS(KRISO Container Ship)船模試驗(yàn)數(shù)據(jù);只帶舵的KCS船模選擇由中國船舶科學(xué)研究中心(下文簡稱CSSRC)提供的KCS船模試驗(yàn)數(shù)據(jù)。FORCE和CSSRC提供的試驗(yàn)數(shù)據(jù)的模型縮尺比均為1∶52.667,均為靜水、深水中的靜態(tài)約束模試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

全附體KCS船模幾何見圖2,船型參數(shù)見表1。舵剖面采用NACA0018翼型,舵型參數(shù)見表2。螺旋槳采用VP1193螺旋槳,槳型參數(shù)見表3。

表1 KCS船型主要參數(shù)Table 1 Main parameters of the KCS ship

表2 NACA0018舵主要參數(shù)Table 2 Main parameters of the NACA0018 rudder

表3 VP1193螺旋槳主要參數(shù)Table 3 Main parameters of the VP1193 propeller

圖2 全附體KCS船模幾何圖Fig.2 Geometric graph of fully appended KCS ship model

本文利用由FORCE提供的VP1193螺旋槳敞水性征曲線,采用體積力法對螺旋槳建模。

2.2 計(jì)算工況

根據(jù)FORCE提供的全附體KCS船模的靜態(tài)約束模試驗(yàn)數(shù)據(jù),選取船速U=1.318 m/s,對應(yīng)傅汝德數(shù)Fr=0.201下的舵力試驗(yàn)、零舵角斜拖試驗(yàn)、帶舵角斜拖試驗(yàn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。螺旋槳轉(zhuǎn)速與FORCE的螺旋槳轉(zhuǎn)速保持一致,即轉(zhuǎn)速n=840 r/min。

根據(jù)CSSRC提供的只帶舵的KCS船模的靜態(tài)約束模試驗(yàn)數(shù)據(jù),選取船速U=1.318 m/s,對應(yīng)傅汝德數(shù)Fr=0.201下的舵力試驗(yàn)數(shù)據(jù)。在數(shù)值模擬過程中考慮船體產(chǎn)生的興波。由于CSSRC缺少只帶舵的KCS船模的零舵角斜拖試驗(yàn)及帶舵角斜拖試驗(yàn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù),本文先利用舵力試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行網(wǎng)格收斂性分析,然后模擬只帶舵的KCS船模的零舵角斜拖試驗(yàn)及帶舵角斜拖試驗(yàn)。

具體計(jì)算工況見表4。其中,HPR表示全附體KCS船模;HR表示只帶舵的KCS船模。

表4 計(jì)算工況匯總Table 4 Summary of calculation conditions

2.3 計(jì)算域與邊界條件

采用如圖3所示的立方體計(jì)算域,其具體尺寸為：船前2.5Lpp;船后5Lpp;船體兩側(cè)2.5Lpp;自由面以上1.5Lpp;自由面以下2.5Lpp。將計(jì)算域的6個面均設(shè)置為速度入口;在船模、舵的表面設(shè)置無滑移固壁邊界條件。為降低計(jì)算過程中的數(shù)值振蕩,分別在計(jì)算域的2個側(cè)面、入口、出口處設(shè)置消波模塊,其數(shù)值阻尼長度為1.25Lpp。

圖3 計(jì)算域及邊界條件Fig.3 Computational domain and boundary conditions

2.4 網(wǎng)格劃分

采用適應(yīng)性較好的切割體網(wǎng)格劃分整體網(wǎng)格,在船體及舵表面附近的邊界層采用棱柱層網(wǎng)格。對船艏、船艉、舵、螺旋槳、螺旋槳尾流、自由面等表面不連續(xù)或易產(chǎn)生較大流場變化的區(qū)域設(shè)置局部加密區(qū),如圖4所示。

圖4 計(jì)算域網(wǎng)格Fig.4 Computational grids

3 網(wǎng)格收斂性驗(yàn)證

表5 全附體KCS船模的網(wǎng)格尺寸收斂性分析Table 5 Convergence analysis of mesh size for fully appended KCS ship model

表6 只帶舵的KCS船模的網(wǎng)格尺寸收斂性分析Table 6 Convergence analysis of mesh size for KCS ship model with only rudder

由GCI準(zhǔn)則,全附體KCS船模和只帶舵的KCS船模的縱向力X、橫向力Y、轉(zhuǎn)首力矩N的收斂率R均介于0～1,說明滿足單調(diào)收斂。綜合考慮計(jì)算成本與計(jì)算精度,后續(xù)數(shù)值計(jì)算中全附體KCS船模和只帶舵的KCS船模均采用中等尺寸的網(wǎng)格。

4 結(jié)果與分析

本節(jié)分別進(jìn)行了有槳和無槳條件下帶舵KCS船模的舵力試驗(yàn)、零舵角斜拖試驗(yàn)、不同舵角下的斜拖試驗(yàn)數(shù)值模擬,以分析螺旋槳對上述靜態(tài)約束模試驗(yàn)中船體、舵水動力特性的影響。為便于比較FORCE和CSSRC所提供的試驗(yàn)數(shù)據(jù),根據(jù)CSSRC提供的無因次公式對全附體KCS船模和只帶舵的KCS船模的數(shù)值結(jié)果進(jìn)行無因次化處理。

船模水動力及力矩的無因次形式為：

(7)

舵法向力的無因次形式為：

(8)

式中U為初始時刻船模的勻速直航速度。

4.1 船模水動力及力矩分析

4.1.1 舵力試驗(yàn)

圖5給出了舵力試驗(yàn)水動力及力矩的數(shù)值結(jié)果。從圖中可以看出,數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢較為一致：隨著舵角的增大,船模縱向力、橫向力和轉(zhuǎn)首力矩及舵法向力的絕對值呈單調(diào)增大的趨勢,螺旋槳推力呈單調(diào)增大的趨勢。在-35°舵角和-30°舵角下,計(jì)算值與試驗(yàn)值差值偏大,這是由于在大舵角下流動分離現(xiàn)象更為顯著,湍流脈動量的影響增大,RANS方法的數(shù)值精度下降。

圖5 舵力試驗(yàn)水動力結(jié)果比較Fig.5 Comparison of hydrodynamic forces in rudder force test

在安裝了螺旋槳后,船模的縱向力、橫向力和轉(zhuǎn)首力矩絕對值均有顯著的增大,船后舵的法向力絕對值也顯著增大,說明螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)提高了舵效。各水動力及力矩隨舵角變化曲線的斜率增大,說明全附體KCS船模的水動力及力矩對舵角的變化更加敏感。

4.1.2 零舵角斜拖試驗(yàn)

圖6給出了零舵角斜拖試驗(yàn)水動力及力矩的數(shù)值結(jié)果。從圖中可以看出,對于全附體KCS船模,縱向力在負(fù)漂角下的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)更為吻合;橫向力、轉(zhuǎn)艏力矩的計(jì)算結(jié)果均與試驗(yàn)數(shù)據(jù)保持了一致的趨勢。由于體積力法缺乏對螺旋槳幾何的精確模擬,采用附加體積力源項(xiàng)的方式簡化了螺旋槳的幾何建模,故螺旋槳負(fù)荷的計(jì)算值與試驗(yàn)值存在一定的誤差。

圖6 零舵角斜拖試驗(yàn)水動力結(jié)果比較Fig.6 Comparison of hydrodynamic forces in oblique-towing test with 0° rudder angle

相較于舵力試驗(yàn),斜拖試驗(yàn)下螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)對帶舵的KCS船模橫向力、轉(zhuǎn)艏力矩的影響較小,而縱向力的絕對值呈顯著增大的趨勢;正漂角下舵法向力的絕對值呈顯著增大的趨勢,但負(fù)漂角下舵法向力的絕對值變化較小,其原因是在橫向入流影響下螺旋槳旋向?qū)е伦饔迷跇蠖姹砻娴聂毫餮囟娴恼龎好婧拓?fù)壓面分布不均。

4.1.3 變舵角斜拖試驗(yàn)

圖7給出了不同舵角下的斜拖試驗(yàn)水動力及力矩的數(shù)值結(jié)果。其中,漂角β=4°下變舵角的全附體KCS船模的計(jì)算結(jié)果與FORCE提供的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比對。從圖中可以看出,計(jì)算值與試驗(yàn)值的整體趨勢較為一致;在相同舵角下,隨著漂角β由-12°變化到4°,船?？v向力絕對值、橫向力絕對值、轉(zhuǎn)艏力矩、舵法向力絕對值均呈先減小后增大的趨勢,與零舵角斜拖試驗(yàn)的變化規(guī)律保持了一致;在相同的漂角下,隨著舵角δ由0°變化到-35°,船?？v向力和橫向力、舵的法向力呈沿橫坐標(biāo)軸負(fù)方向單調(diào)減小的趨勢,而轉(zhuǎn)首力矩呈沿橫坐標(biāo)軸負(fù)方向單調(diào)增大的趨勢,與舵力試驗(yàn)中的變化規(guī)律保持了一致。

圖7 不同舵角下的斜拖試驗(yàn)水動力結(jié)果比較Fig.7 Comparison of hydrodynamic forces in oblique- towing test with different rudder angles

在安裝螺旋槳后,船模的縱向力、橫向力和轉(zhuǎn)艏力矩以及舵的法向力絕對值均呈顯著增大的趨勢,與上文中舵力試驗(yàn)的計(jì)算結(jié)果變化規(guī)律保持了一致。這進(jìn)一步說明,在安裝螺旋槳后,相比于漂角的變化,全附體KCS船模水動力及力矩對舵角的變化更加敏感。

4.2 不同試驗(yàn)的橫向力分布對比

橫向力是船舶操縱運(yùn)動中關(guān)鍵的水動力之一,其大小和沿船長的分布情況對船舶操縱性有著重要的影響。本小節(jié)分別給出了有槳和無槳條件下橫向力沿船長方向的分布并進(jìn)行討論。圖8～10分別給出了舵力試驗(yàn)、零舵角斜拖試驗(yàn)和變舵角斜拖試驗(yàn)的計(jì)算結(jié)果,其中橫坐標(biāo)為沿船長方向的無因次縱向位置(設(shè)置水線面與船艉柱的交點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn))。

圖8 舵力試驗(yàn)橫向力計(jì)算結(jié)果比較Fig.8 Comparison of computed lateral forces in rudder force test

從圖8可以看到,舵力試驗(yàn)中,橫向力主要由船艉部區(qū)域(0～0.2Lpp)產(chǎn)生,船體其他區(qū)域(0.2Lpp～1.0Lpp)的橫向力接近于0。隨著舵角的增大,船艉部區(qū)域的橫向力絕對值呈增大的趨勢,其他區(qū)域的橫向力仍接近于0。螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)使船艉部區(qū)域(0～0.2Lpp)的橫向力絕對值顯著增大,對船體其他區(qū)域(0.2Lpp～1.0Lpp)的橫向力影響較小。

從圖9可以看到,零舵角斜拖試驗(yàn)中,在船艏部區(qū)域(0.8Lpp～1.0Lpp)產(chǎn)生了較大的橫向力,且在約0.95Lpp附近出現(xiàn)了峰值;在船舯平行中體、船艉部等其他區(qū)域(0～0.8Lpp),也產(chǎn)生了一定的橫向力。總體上,船舯后方區(qū)域(0～0.5Lpp)的橫向力要小于船舯前方區(qū)域(0.5Lpp～1.0Lpp)的橫向力。

圖9 零舵角斜拖試驗(yàn)橫向力計(jì)算結(jié)果比較Fig.9 Comparison of computed lateral forces in oblique-towing test with 0° rudder angle

安裝了螺旋槳后,船艉部區(qū)域(0～0.2Lpp)的橫向力絕對值顯著增大,但船艏部區(qū)域(0.8Lpp～1.0Lpp)的橫向力沒有明顯變化。船體0.4Lpp～0.7Lpp區(qū)域的橫向力有較為明顯的變化;當(dāng)漂角β=-8°或漂角β=-4°時,螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)使得船體0.4Lpp～0.7Lpp區(qū)域的橫向力絕對值減小;當(dāng)漂角β=-12°時,螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)對船體0.4Lpp～0.7Lpp區(qū)域橫向力的影響較小。

從圖10可以看到,變舵角斜拖試驗(yàn)中,在船艏部區(qū)域(0.8Lpp～1.0Lpp)產(chǎn)生了較大的橫向力,且在0.95Lpp附近出現(xiàn)了峰值;船舯后側(cè)區(qū)域(0～0.5Lpp)的橫向力要小于船舯前側(cè)區(qū)域(0.5Lpp～1.0Lpp)的橫向力。以上2點(diǎn)規(guī)律均與零舵角斜拖試驗(yàn)的計(jì)算結(jié)果變化規(guī)律保持一致。對比圖9與圖10可以看到,變舵角斜拖試驗(yàn)中船艉部區(qū)域(0～0.2Lpp)的橫向力絕對值大于零舵角斜拖試驗(yàn)中船艉部區(qū)域(0～0.2Lpp)的橫向力絕對值。在變舵角斜拖試驗(yàn)中,舵角的變化對船艏部區(qū)域(0.8Lpp～1.0Lpp)的橫向力影響很小,與舵力試驗(yàn)的計(jì)算結(jié)果變化規(guī)律保持一致。安裝螺旋槳后,船艉部區(qū)域(0～0.2Lpp)的橫向力明顯增大,而其他區(qū)域的橫向力變化較小,這也與舵力試驗(yàn)的計(jì)算結(jié)果變化規(guī)律保持一致。

圖10 不同舵角下的斜拖試驗(yàn)橫向力計(jì)算結(jié)果比較Fig.10 Comparison of computed lateral forces in oblique-towing test with different rudder angles

綜上,螺旋槳的存在使船艉部區(qū)域橫向力對舵角的變化更加敏感;隨著舵角的增大,船艉部區(qū)域橫向力增大的速率更快,同時也改變了小漂角斜拖試驗(yàn)中船舯區(qū)域的橫向力。舵角對于橫向力的貢獻(xiàn)體現(xiàn)在使船艉部橫向力增大,但對船體其他區(qū)域的橫向力沒有產(chǎn)生較大的影響;漂角對于橫向力的貢獻(xiàn)主要集中在船艏部橫向力的峰值點(diǎn),同時在船艉部和船舯部區(qū)域產(chǎn)生了一定的橫向力。

4.3 自由面波形

圖11給出了全附體KCS船模和只帶舵的KCS船模β=-12°下的零舵角斜拖試驗(yàn)自由面波形。從圖中可以看到,自由面波形趨于穩(wěn)定,呈現(xiàn)較為明顯的受漂角影響的開爾文波系。相比于只帶舵的KCS船模,全附體KCS船模的船艉后方產(chǎn)生了更加強(qiáng)烈的尾流,船艉后方的自由面波形呈現(xiàn)更加明顯的峰值點(diǎn)。

圖11 零舵角斜拖試驗(yàn)的自由面波形圖(β=-12°)Fig.11 Free surface wave contours in oblique-towing test with 0° rudder angle(β=-12°)

4.4 船體壓力分布

圖12給出了β=-12°,δ=-35°時斜拖試驗(yàn)的船底區(qū)域的壓力分布。從圖中可以看出,安裝螺旋槳后,船底部的高壓區(qū)有向船舯部集中的趨勢,這主要是由螺旋槳的抽吸作用產(chǎn)生的。

圖12 沿船長方向壓力分布對比(β=-12°,δ=-35°)Fig.12 Comparison of pressure distribution along ship length(β=-12°,δ=-35°)

4.5 船后舵壓力分布

圖13給出了β=-12°,δ=-35°時帶舵角斜拖試驗(yàn)船后舵的壓力分布云圖。從圖中可以看出,安裝了螺旋槳后,舵迎流面的正壓力顯著增大,且高壓的峰值區(qū)向舵軸附近移動;舵背流面的負(fù)壓力顯著減小,且負(fù)壓的谷值區(qū)向舵導(dǎo)邊移動。

圖13 船后舵壓力分布對比(β=-12°,δ=-35°)Fig.13 Comparison of pressure distribution on the rudder behind the ship(β=-12°,δ=-35°)

4.6 船艉區(qū)域縱向速度分布

圖14給出了帶槳和不帶槳的KCS船模在漂角β=-12°和不同舵角下斜拖試驗(yàn)的船艉部縱向速度分布云圖。從圖中可以看出,對于只帶舵的KCS船模,在舵的后緣產(chǎn)生了一個高速區(qū);隨著舵角的增大,高速區(qū)不斷向舵后緣方向移動。安裝螺旋槳后,舵后緣高速區(qū)產(chǎn)生較為明顯的上移,這說明螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)導(dǎo)致舵周圍的流動分離現(xiàn)象更為劇烈。在螺旋槳槳軸附近的區(qū)域,也產(chǎn)生了一個較為明顯的高速區(qū)。

圖14 不同舵角下斜拖試驗(yàn)的船艉部縱向速度分布對比(β=-12°)Fig.14 Comparison of longitudinal velocity distribution at the stern in oblique-towing test with different rudder angles(β=-12°)

5 結(jié)論

1)螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)使得KCS船模的水動力和力矩對舵角的變化更加敏感。在舵力試驗(yàn)、變舵角斜拖試驗(yàn)中,螺旋槳顯著增大了船模橫向力與轉(zhuǎn)艏力矩;在零舵角斜拖試驗(yàn)中,螺旋槳對KCS船模的橫向力與轉(zhuǎn)首力矩影響較小。

2)螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)提高了不同舵角下船后舵的舵效,同時使得漂角大小相同、方向相反的斜拖試驗(yàn)中的舵法向力產(chǎn)生了不對稱效應(yīng)。

3)螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)主要增大了船艉部分的橫向力,同時改變了小漂角斜拖試驗(yàn)中船舯附近橫向力的分布,但對其他部分的橫向力影響較小。

4)螺旋槳的運(yùn)轉(zhuǎn)顯著影響了船后舵周圍流場的速度分布,改變了船底部的壓力分布。

未來,需要利用更多的全附體船模試驗(yàn)數(shù)據(jù)開展對比計(jì)算研究,以深入研究約束模試驗(yàn)中螺旋槳的水動力特性對船體水動力、力矩以及舵水動力特性的影響。