蔣永旭,付翯翯,俞劍

(招商局郵輪研究院(上海)有限公司,上海 200041)

風(fēng)載荷是船舶航行中環(huán)境載荷的一個組成部分,船舶的風(fēng)載荷對航行操縱性、阻力推進(jìn)等均有影響,尤其對于上層建筑面積較大的郵輪和客船,較大的受風(fēng)面積使得風(fēng)阻在船舶總阻力占比增加,對于操縱性要求極高的客船,風(fēng)阻是靠港的低航速橫移操縱中主要抵抗的外力之一。

關(guān)于船舶受到的風(fēng)載荷影響,國內(nèi)外學(xué)者主要針對主流運(yùn)輸船的上層建筑進(jìn)行了相關(guān)的研究[1-12],對客船的研究相對較少。為此,考慮對某客流船計算分析不同風(fēng)向角下的風(fēng)阻。

1 數(shù)學(xué)模型和數(shù)值方法

1.1 控制方程

假定繞船舶的風(fēng)場為非定常、不可壓縮的黏性流體流動。對黏性流場的模擬,采用RANS(reynolds-averaged navier-stokes)方程進(jìn)行求解。

為了封閉控制方程,采用k-ωSST湍流模型計算。

1.2 計算域及邊界條件

采用右手直角坐標(biāo)系o-xyz,原點(diǎn)定位在船中剖面、中縱剖面與水線面的交點(diǎn),x軸向船尾到船首,z軸垂直向上,風(fēng)向為從船首到船尾,逆時針旋轉(zhuǎn)方向為正。計算域為長方體,計算域尺寸分別是11倍船長,寬為10倍船長,高為2倍船長,船體位于計算域底部中心。為滿足風(fēng)向的變化,分別設(shè)置2個速度入口和2個壓力出口,當(dāng)風(fēng)向從船首變換后船尾時,入口和出口設(shè)置互換,上璧面和下璧面均設(shè)置為滑移璧面,船體設(shè)表面置為無滑移璧面,見圖1。

圖1 計算域與邊界條件設(shè)置

1.3 計算網(wǎng)格

計算采用采用切割體網(wǎng)格。為呈現(xiàn)良好的上層建筑構(gòu)型,未對上層建筑結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化處理,對上層建筑的圍欄、煙囪、舷墻和救生艇部分進(jìn)行局部加密,邊界層網(wǎng)格采用全璧面處理方式,y+值在30以內(nèi),最終船體表面網(wǎng)格對上層建筑形狀捕捉良好。計算域網(wǎng)格總數(shù)為970萬。

1.4 離散格式和數(shù)值求解方法

采用StarCCM+進(jìn)行數(shù)值計算,采用有限體積法對控制方程進(jìn)行離散?？刂品匠痰膶α黜椇驼承韵氩捎枚A離散格式,速度和壓力的耦合迭代采用SIMPLE算法。

2 數(shù)值結(jié)果及分析

以某客滾船作為研究對象進(jìn)行風(fēng)載荷的數(shù)值計算。該船的主要參數(shù)見表1。

表1 客滾船主尺度

關(guān)于船舶風(fēng)載荷,主要關(guān)注船舶在風(fēng)場中收到的縱向力Fx、橫向力Fy和首搖力矩Mz,將其轉(zhuǎn)化為無因次化風(fēng)力和風(fēng)力矩系數(shù)如下。

(1)

式中:ρ為空氣密度;V為相對風(fēng)速;Loa為船舶總長;AF為船體在水線以上的正投影面積;AL為船體在水線以上的側(cè)投影面積。

采用以上計算方法,對該船進(jìn)行數(shù)值模擬,計算結(jié)果顯示,隨著風(fēng)向角的增加,轉(zhuǎn)首力矩呈現(xiàn)余弦曲線變化,縱向力矩趨勢為逐漸變大,但在45°～75°時小范圍增加;橫向力矩呈現(xiàn)拋物線形式,但在45°～75°附近達(dá)到極值?？蜐L船在45°～75°風(fēng)向角范圍內(nèi)橫向力和縱向力系數(shù)均突增,對船舶操縱性影響較大。這與船舶上層建筑的形狀相關(guān),不同于集裝箱之間存在間隙可保證氣流通過,客滾船上層建筑為連續(xù)的整體,因此氣流只能從船舶首尾兩端或者船舶頂端繞過船體,并在背風(fēng)側(cè)形成渦流場。在45°～75°風(fēng)向角,橫向和縱向的投影面積均較大,對氣流的形成影響較大。該船在55°風(fēng)向角時的壓力分布和流線見圖2、3,可以看到在首部形成了大量渦流,并產(chǎn)生了一個明顯的低壓區(qū)。

圖2 風(fēng)向角55°船舶表面壓力分布

圖3 風(fēng)向角55°船體表面流線分布

為了驗證數(shù)值計算的準(zhǔn)確性,采用Isherwood和Blendermann回歸公式對風(fēng)載荷系數(shù)進(jìn)行驗證對比,結(jié)果見圖4。

圖4 3種方法的風(fēng)載荷系數(shù)對比

結(jié)果表明經(jīng)驗公式方法計算結(jié)果均小于數(shù)值計算結(jié)果,其中Blendermann方法與數(shù)值計算的船舶受風(fēng)的橫向力以及轉(zhuǎn)首力矩的匹配度較高,但縱向力趨勢差別較大。另外橫向力曲線在風(fēng)向角在40°～60°及110°～140°時趨勢有差異,在風(fēng)向角為40°～60°時,橫向力達(dá)到極限值,在110°～140°時,橫向力在數(shù)值計算中趨勢下降,不同于經(jīng)驗公式的極值趨勢。而Isherwood方法與數(shù)值計算結(jié)果差距較大,在縱向力曲線和橫向力曲線上的趨勢較為一致。

由于Isherwood回歸公式的主要船型為散雜貨、油船等運(yùn)輸船,對于郵輪、客船等上層建筑豐滿的船型缺乏可靠性。而Blenderman回歸公式有針對客渡船分類,在本項目中對橫向力和首搖力矩預(yù)報相似,但對縱向力預(yù)報相差較遠(yuǎn)。綜合來看,基于回歸公式的計算與數(shù)值計算趨勢一致,在對縱向力的模擬上效果較差,這與船舶上層建筑的形狀相關(guān),經(jīng)驗公式不能較好地回歸上層建筑的形狀,在預(yù)報結(jié)果上均偏小,對于后續(xù)計算操縱性抵抗極限風(fēng)值的預(yù)報不利。

3 優(yōu)化設(shè)計方案

該船在45°～75°風(fēng)向角范圍內(nèi)橫向力和縱向力系數(shù)均突增,對船舶操縱性影響較大,對低速靠港時的操縱性存在較大影響,使得在此風(fēng)速范圍內(nèi)無法滿足規(guī)格書要求的抵抗風(fēng)速。因此考慮在最危險的工況,即風(fēng)向角為55°時,對上層建筑進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計,見圖5。

圖5 優(yōu)化方案示意

由于優(yōu)化設(shè)計與詳細(xì)設(shè)計同步進(jìn)行,已經(jīng)無法對結(jié)構(gòu)和造型進(jìn)行大的調(diào)整,因此考慮采用增加擋流板和倒圓角,具體如下。

1)背風(fēng)面設(shè)置5條寬為1 000 mm的擋流板。

2)背風(fēng)面首部設(shè)置3條寬為1 000 mm的擋流板。

3)背風(fēng)面首部設(shè)置3條寬為500 mm的擋流板。

4)背風(fēng)面設(shè)置1條寬為750 mm貫穿船體的擋流板。

5)煙囪倒圓角。

6)船首部設(shè)置擋流板。

對以上6種方案進(jìn)行數(shù)值計算,結(jié)果見表2。

表2 6種方案減阻效果計算結(jié)果對比

可以看到設(shè)置擋流板可以有效減少船舶的橫向風(fēng)阻和首搖風(fēng)阻,有效改善背風(fēng)面的渦流場;并且,隨著擋流板寬度的增加,改善風(fēng)阻的效果越好。對于優(yōu)化方案1 (背風(fēng)面設(shè)置5條寬為1 000 mm的擋流板)可增加抵抗極限風(fēng)速0.5 m/s,橫向力和首搖力矩分別下降了4.99%和10.58%,船舶首部的低壓明顯改善。而對煙囪進(jìn)行圓角處理對風(fēng)載荷的改善較小,在船舶首部設(shè)立擋流板則對船舶的風(fēng)阻幾乎沒有優(yōu)化效果。

4 結(jié)論

基于CFD對某客滾船進(jìn)行風(fēng)阻特性的計算分析,計算結(jié)果與風(fēng)載荷經(jīng)驗公式計算進(jìn)行對比。

表明,經(jīng)驗公式方法計算結(jié)果均小于數(shù)值計算結(jié)果,其中Blendermann方法與數(shù)值計算的船舶受風(fēng)的橫向力以及轉(zhuǎn)首力矩的匹配度較高,而Isherwood方法則是船舶縱向力趨勢較為一致。考慮到經(jīng)驗公式不能較好地模擬船舶上層建筑的形狀,利用經(jīng)驗公式計算客滾船上層建筑的風(fēng)阻結(jié)果偏小,對于后續(xù)計算操縱性抵抗極限風(fēng)值的預(yù)報不利。對某客滾船在最危險的風(fēng)向角工況進(jìn)行了上層建筑的風(fēng)阻優(yōu)化分析,通過在船舶的背風(fēng)面增加擋流板和倒圓角的方式,設(shè)計了6種優(yōu)化方案,分別進(jìn)行了數(shù)值計算,結(jié)果表明設(shè)置擋流板可以有效改善背風(fēng)面的渦流場,隨著擋流板寬度的增加,改善風(fēng)阻的效果越好。