帶整流帽的半懸掛舵敞水水動(dòng)力性能數(shù)值計(jì)算分析

李　艷， 龍進(jìn)軍

(南通航運(yùn)職業(yè)技術(shù)學(xué)院 船舶與海洋工程系，江蘇 南通 226010)

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帶整流帽的半懸掛舵敞水水動(dòng)力性能數(shù)值計(jì)算分析

李艷， 龍進(jìn)軍

(南通航運(yùn)職業(yè)技術(shù)學(xué)院 船舶與海洋工程系，江蘇 南通 226010)

摘要利用計(jì)算流體力學(xué)軟件FLUENT，基于RANS方程和RNG k-ε湍流模型開(kāi)展了NACA0018型的半懸掛舵(帶及不帶整流帽)敞水水動(dòng)力性能模擬計(jì)算。對(duì)比分析了兩種狀態(tài)下的升力系數(shù)和阻力系數(shù)，并研究了帶整流帽舵的這些系數(shù)與舵角之間的關(guān)系，得出其在一定角度下的壓力分布中心及舵力，為舵機(jī)選型提供理論數(shù)據(jù)。

關(guān)鍵詞整流帽半懸掛舵水動(dòng)力性能

0引言

舵是船舶的主要操縱設(shè)備之一。舵按固定方式分為舵踵支撐舵、半懸掛舵及懸掛舵。其中半懸掛舵常用于高速集裝箱船、油船及貨船。舵的水動(dòng)力性能參數(shù)是舵機(jī)選型的重要依據(jù)，也是操縱性能計(jì)算不可或缺的資料。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的不斷提高，流體力學(xué)和計(jì)算數(shù)學(xué)理論的迅速發(fā)展完善，計(jì)算流體力學(xué)中的高精度數(shù)值方法在船舶水動(dòng)力性能理論研究領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。目前，大量文獻(xiàn)[1～4]表明CFD方法在船用舵水動(dòng)力性能計(jì)算中有較高的可靠性。本文運(yùn)用CFD軟件FLUENT，采用有限體積法，RNG k-ε湍流模型，SIMPLEC算法對(duì)NACA0018型舵(帶及不帶整流帽)敞水水動(dòng)力性能進(jìn)行模擬計(jì)算，得出在不同舵角下的流場(chǎng)特性及數(shù)學(xué)關(guān)系，并將兩種狀態(tài)下的舵進(jìn)行對(duì)比分析，證實(shí)整流帽的節(jié)能設(shè)計(jì)。

1數(shù)學(xué)模型

1.1控制方程

文中采用不可壓縮粘性流體的RANS方程作為求解舵的三維粘性流場(chǎng)的基本方程，形式如下。

(1)

式中：ui、uj為時(shí)均速度分量；ui′、uj′為脈動(dòng)速度分量。

1.2湍流模型

對(duì)于舵水動(dòng)力計(jì)算采用RNG k-ε湍流模型。湍流動(dòng)能k方程形式如下。

(2)

湍流能量耗散率ε方程為

(3)

式中：μi為湍動(dòng)粘性系數(shù)；Pt為湍動(dòng)生成項(xiàng)。

1.3數(shù)值方法

采用有限體積法離散方程，壓力項(xiàng)采用標(biāo)準(zhǔn)的離散格式進(jìn)行離散，動(dòng)量方程、湍流動(dòng)能方程及耗散方程均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，壓力速度耦合迭代采用SIMPLEC算法。整個(gè)流域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，在近舵表面區(qū)域加密網(wǎng)格。

1.4幾何建模

圖1　不帶整流帽的NACA0018型半懸掛舵模型　　　圖2　帶整流帽的NACA0018型半懸掛舵模型

本文采用的舵型為NACA0018，展弦比為1.65。不帶整流帽的半懸掛舵模型如圖1所示，帶整流帽的半懸掛舵模型如圖2所示。計(jì)算時(shí)，將舵和掛舵臂看成一整體。1.5邊界條件設(shè)置

本文計(jì)算域如圖3所示。流域大小為15 L×8 L×12 L(長(zhǎng)×寬×高)，其中L為弦長(zhǎng)。邊界包括入口、出口、壁面和外場(chǎng)，設(shè)置如下。

(1) 速度入口：入口距離舵模前緣4倍弦長(zhǎng)，速度大小為7.2 m/s，在計(jì)算時(shí)方向?yàn)榇怪比肟谶吔纭?/p>

(2) 壓力出口：出口距離舵模后緣10倍弦長(zhǎng)，壓力為未擾動(dòng)時(shí)的邊界壓力。

(3) 外場(chǎng)：流域的外邊界距舵的縱向中心線4倍弦長(zhǎng)，速度為未受擾動(dòng)時(shí)的主流區(qū)速度。

(4) 壁面：舵表面定義為無(wú)滑移、不可穿透邊界條件。

2計(jì)算結(jié)果與分析

2.1計(jì)算結(jié)果

根據(jù)普蘭特(Prandtl)公式[5]，當(dāng)展弦比λ=6時(shí)NACA0018剖面的流線型舵的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行換算，可得當(dāng)展弦比λ=1.65時(shí)NACA0018剖面的流線型舵的升阻力系數(shù)如表1所示。其中，α1為舵角值；Cy為升力系數(shù)；Cx為阻力系數(shù)；Cp為壓力中心系數(shù)。

由CFD計(jì)算求得舵所受的升阻力如表2、表3所示。num1表示不帶整流帽時(shí)的計(jì)算結(jié)果，num2表示帶整流帽時(shí)的計(jì)算結(jié)果。

圖3　計(jì)算域

λ=6λ=1.65α105101520253035Cy00.240.470.710.921.131.321.42Cx00.010.040.130.280.460.731.01α206.9213.7720.6927.3734.0640.5846.38Cy00.240.470.710.921.131.321.42Cx00.0180.0710.20.3980.6390.9741.292

表2　不帶整流帽的半懸掛舵升阻力系數(shù)數(shù)值計(jì)算值(num1)

表3　帶整流帽的半懸掛舵升阻力系數(shù)數(shù)值計(jì)算值(num2)

2.2不帶整流帽舵的水動(dòng)力性能情況

由圖4、圖5可知，在攻角較小時(shí)，升阻力系數(shù)變化趨勢(shì)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)一致，升力和阻力系數(shù)與試驗(yàn)換算值相近；但當(dāng)超過(guò)一定角度后，升力系數(shù)則開(kāi)始下降，與試驗(yàn)換算數(shù)據(jù)差異較大，主要原因是產(chǎn)生了流體的橫向運(yùn)動(dòng)和尾渦現(xiàn)象。圖6～圖11為z=0的剖面分別在舵角為5°、 15°、25°時(shí)的速度矢量圖與動(dòng)壓力分布圖，由圖可知，較小攻角時(shí)，來(lái)流由于攻角存在被彎曲，但隨即又成平行。然而隨著攻角增大，翼背處的水流成界面分離狀態(tài)，尾部產(chǎn)生明顯尾渦，使翼背處壓力升高，翼面和翼背的壓力差減小，導(dǎo)致升力下降。

圖4　升力系數(shù)曲線 　　　　　　　　　　　　　　　　　　圖5　阻力系數(shù)曲線

圖6　α=5°不帶整流帽舵的速度矢量圖　　　　　　　　　　圖7　α=5°不帶整流帽舵的壓力云圖

圖8　α=15°不帶整流帽舵的速度矢量圖　　　　　　　　　　圖9　α=15°不帶整流帽舵的壓力云圖

圖10　α=25°不帶整流帽舵的速度矢量圖　　　　　　　　　　圖11　α=25°不帶整流帽舵的壓力云圖

2.3整流帽對(duì)舵的水動(dòng)力性能影響

由圖4所示可看出，舵角小于25°時(shí)，帶與不帶整流帽的舵升阻力系數(shù)值相近，舵角大于25°時(shí)，升力系數(shù)值帶整流帽舵較不帶整流帽舵下降較大，阻力系數(shù)值相差不大。如圖12～圖19所示，比較舵角5°和舵角35°時(shí)的速度矢量圖和壓力云圖，由于水的粘性作用，翼背處表面水流將產(chǎn)生邊界層分離，漸漸在翼背尾部產(chǎn)生漩渦狀流動(dòng)，與舵角增大到35°后，尾渦變得更為明顯，導(dǎo)致升力下降。

圖12　α=5°帶整流帽舵的速度矢量圖　　　　　　　　　　圖13　α=5°帶整流帽舵的壓力云圖

圖14　α=5°整流帽處的速度矢量圖　　　　　　　　　　圖15　α=5°整流帽處的壓力云圖

圖16　α=35°帶整流帽舵的速度矢量圖 　　　　　　　　　　圖17　α=5°帶整流帽舵的壓力云圖

圖18　α=35°整流帽處的速度矢量圖　　　　　　　　　　圖19　α=35°整流帽處的壓力云圖

從表2和表3可知，當(dāng)舵角小于25°時(shí)，帶整流帽舵的壓力中心系數(shù)比不帶整流帽舵?。欢?dāng)舵角大于25°時(shí)，帶整流帽舵的壓力中心后移。從圖20可以看出，帶整流帽舵的舵桿力矩比不帶整流帽舵小。

圖20　舵桿力矩圖

3結(jié)束語(yǔ)

本文利用FLUENT軟件對(duì)帶與不帶整流帽的半懸掛舵的水動(dòng)力性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，并將兩者在不同舵角下的升力、阻力、壓力中心系數(shù)及舵桿力矩進(jìn)行了比較分析，得出以下結(jié)論：

(1) 對(duì)半懸掛舵的水動(dòng)力性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，將計(jì)算數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較得出，升阻力系數(shù)試驗(yàn)值和計(jì)算值趨勢(shì)基本一致。并分析了舵角增大到一定角度時(shí)，產(chǎn)生升力系數(shù)下降現(xiàn)象的原因，驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。

(2) 整流帽舵在角度小于25°時(shí)，對(duì)升力系數(shù)影響不大，但超過(guò)25°時(shí)，升力系數(shù)下降較大，壓力中心后移，舵桿力矩減小。

應(yīng)用上述結(jié)論，并結(jié)合舵機(jī)試驗(yàn)臺(tái)的舵機(jī)負(fù)載試驗(yàn)，建立一種舵機(jī)載荷特性與船舶舵葉力矩特性適配的理論分析方法，從而指導(dǎo)舵機(jī)設(shè)計(jì)與舵機(jī)選型。

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Study on Hydrodynamic Performance of Semi-underhung

Rudder with Rudderball

LI Yan， LONG Jin-jun

(Department of Ship&Ocean Engineering, NanTong Shipping College, NanTong Jiangsu

226010, China)

AbstractThe hydrodynamic performance of semi-underhung rudder(with and not with rudderball) is numerically investigated based on RANS and RNG k-ε turbulent model in present paper. Compared with the lift coefficient and resistance coefficient of two rudders, researched the relationship between those coefficients and the rudder angle, and obtained the force and pressure center of semi-underhung rudder with rudderball. Thus, it can be used to selection of semi-underhung rudder.

KeywordsRudderballSemi-underhung rudderHydrodynamic performance

中圖分類(lèi)號(hào)U662

文獻(xiàn)標(biāo)志碼A

作者簡(jiǎn)介：李艷(1981-)，女，講師。