自由度開放條件下螺旋槳激振力數(shù)值分析

王戀舟，郭春雨，蘇玉民,2，張東汗

(1.哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.哈爾濱工程大學(xué) 水下機器人技術(shù)重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001)

?

自由度開放條件下螺旋槳激振力數(shù)值分析

王戀舟1，郭春雨1，蘇玉民1,2，張東汗1

(1.哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.哈爾濱工程大學(xué) 水下機器人技術(shù)重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001)

船舶在實際航行中會發(fā)生升沉和縱傾，為了考察這種姿態(tài)變化后的船舶水動力性能與通常以約束模型為基準(zhǔn)的數(shù)值計算結(jié)果的差異，基于RANS方法以KCS船和KP505槳為研究對象，采用六自由度運動模型和疊加旋轉(zhuǎn)模型，進行了固定狀態(tài)和自由度開放狀態(tài)下的數(shù)值自航實驗，其中非定常流場的數(shù)值傳遞過程采用重疊網(wǎng)格技術(shù)實現(xiàn)，將計算得到的船體周圍繞流場以及螺旋槳激振力進行了對比分析。計算結(jié)果表明：自由度放開狀態(tài)相比固定狀態(tài)，船舶具有埋艏縱傾，導(dǎo)致二者船艏興波和尾流場存在差異；以固定模型開展數(shù)值自航實驗得到的船艉脈動壓力預(yù)報結(jié)果相比于自由度開放狀態(tài)存在一定的過度預(yù)報現(xiàn)象。

KCS船；姿態(tài)變化；重疊網(wǎng)格；脈動壓力；螺旋槳激振力；RANS方法；自由度開放；水動力

水面艦船航行時在艉部會形成不均勻伴流場，工作在船后的螺旋槳會因此產(chǎn)生周期性變化的力，即為激振力[1]。螺旋槳激振力主要分為兩類，即軸承力和表面力。以葉頻為基頻的脈動力和力矩作用在槳葉上并通過軸系傳到船體，稱之為軸承力；通過流體傳遞給船表面的壓力，稱為表面力。航行于水面的船體在周期性激振力的作用下會出現(xiàn)一定程度的振動，船體振動對船上的儀器設(shè)備會產(chǎn)生不良影響，使其不能正常運轉(zhuǎn)甚至壽命減短；伴隨船體振動產(chǎn)生的噪聲更是會危及船上工作人員的身體健康，干擾水下生物的的正常生活從而破壞生態(tài)環(huán)境，影響軍用艦艇的聲隱身性能[2-3]。傅慧萍計算了3100TEU船體尾部螺旋槳誘導(dǎo)的船體表面脈動壓力，并探討了網(wǎng)格對計算結(jié)果的影響，結(jié)果表明采用MRF方法最容易收斂且推力扭矩計算精度最高，細(xì)化網(wǎng)格以及增加內(nèi)迭代次數(shù)可以去除由于非定常本身引起的高頻振蕩成分[4]。葉金銘等提出了空泡螺旋槳誘導(dǎo)的雙槳船脈動壓力預(yù)報方法，該方法計入空泡的影響，并考慮了左右螺旋槳之間的相位差對脈動壓力計算的影響，計算結(jié)果表明同時考慮雙槳的相互影響時，相位差的影響不可忽略，并建議在進行雙槳船脈動壓力的試驗測量時，必須注意雙槳之間相位差的影響[5]。N．Abbas等采用URANS-LES混合模型對螺旋槳與船體的相互影響效應(yīng)進行了數(shù)值模擬，計算結(jié)果表明采用該方法得到的力與力矩的脈動存在較強的峰值，比工程方法得到結(jié)果的三倍還要多[6]。Ye等對空氣含量對空泡螺旋槳誘導(dǎo)的脈動壓力的影響進行了實驗研究，試驗中對螺旋槳的空泡形態(tài)進行了觀察，對船體脈動壓力進行了測量。實驗結(jié)果表明，氣體含量對片狀空泡基本沒有影響，對氣泡空化和稍渦空化影響較大。脈動壓力的幅值隨著氣體含量的減少而增加[7]。Hanshin Seol提出了一種對螺旋槳非定常片空泡進行計算的方法，即發(fā)展的時域預(yù)報方法，并將計算結(jié)果與基于勢流理論得到的結(jié)果以及實驗數(shù)據(jù)進行了比較，結(jié)果表明該方法可以提供合理的預(yù)報結(jié)果，并與實驗值吻合較好[8]。

隨著計算機軟硬件和CFD技術(shù)的飛速發(fā)展，基于雷諾平均方法且考慮粘性的復(fù)雜物體繞流場的數(shù)值模擬已經(jīng)基本得到解決。目前正在向高雷諾數(shù)及湍流直接數(shù)值模擬方向發(fā)展，而船舶水動力性能計算發(fā)展到現(xiàn)在，也已經(jīng)從最開始的不考慮自由液面的船槳一體計算，發(fā)展到可以直接進行模型尺度下考慮粘性和自由液面的船槳整體計算，但在進行船槳整體CFD計算時，考慮船體姿態(tài)變化的不多，大多只進行固定狀態(tài)下船槳整體計算。然而船舶在實際航行中，必然會發(fā)生升沉和縱傾，因此模擬真實條件下的自航實驗是非常有必要的[9-10]。本文基于RANS方法以KCS船和KP505槳為研究對象，采用六自由度運動模型、疊加旋轉(zhuǎn)模型以及重疊網(wǎng)格技術(shù)，進行了固定狀態(tài)和自由度開放狀態(tài)下的數(shù)值自航實驗，對船體周圍繞流場以及螺旋槳激振力進行了對比分析。

1 船槳一體數(shù)值計算方法

1.1 控制方程

不可壓縮牛頓流體的運動滿足連續(xù)性方程和動量守恒方程[11]：

(1)

(2)

1.2 湍流模型和自由液面處理

本文數(shù)值計算的控制方程采用基于壓力的耦合求解，其中對流項采用二階迎風(fēng)格式進行空間離散，耗散項采用二階中心差分格式進行離散[12]。由于考慮到模型壁面剪切力的影響，為了能夠較好地模擬強逆壓梯度流場，本文所采用的是SST(shear stress transport)k-ω模型[13]，該模型混合了k-ω模型和k-ω模型的優(yōu)勢，能夠計算流動分離區(qū)域，是目前二方程湍流模型中最為先進的模型之一，在粘性繞流場的計算方面有很好的優(yōu)勢。自由液面采用VOF(volume of fluids)方法[14]進行捕捉。

1.3 運動模型

本文計算采用六自由度運動模型(DFBI rotation and translation)和疊加旋轉(zhuǎn)模型(DFBI superposed rotation)實現(xiàn)自由度開放狀態(tài)下的數(shù)值自航試驗。六自由度運動模型采用兩個坐標(biāo)系統(tǒng)求解六自由度方程，即初始坐標(biāo)系統(tǒng)(地球坐標(biāo)系統(tǒng))和非初始坐標(biāo)系統(tǒng)(船體坐標(biāo)系統(tǒng))，初始坐標(biāo)系統(tǒng)可以定義在地球或者是相對地球勻速運動的物體上。非初始坐標(biāo)系統(tǒng)定義在船體上，并且隨著船體的運動平動或者轉(zhuǎn)動。如圖1所示，兩個坐標(biāo)系統(tǒng)在計算的開始是對齊的，x軸正方向從船艉指向船艏，y軸正方向為從左舷指向右舷的方向，z軸正方向為垂直向上。六自由度運動方程見參考文獻(xiàn)[15]。

圖1 船體與地球坐標(biāo)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Description of ship and earth systems

模擬自由度放開狀態(tài)下船舶自航的難點在于如何實現(xiàn)螺旋槳隨船運動，如果在計算中僅僅使用六自由度運動模型實現(xiàn)船體升沉和縱傾兩個自由度的運動，會造成船槳分離，為了實現(xiàn)放開升沉和縱傾兩個自由度下的船槳一體數(shù)值自航，必須使用疊加旋轉(zhuǎn)模型。疊加旋轉(zhuǎn)模型可以將一個固定物體的旋轉(zhuǎn)運動疊加到DFBI運動上去，該模型可以使得螺旋槳依附于船體上，使螺旋槳隨船產(chǎn)生升沉和縱傾成為可能。

2 計算模型及網(wǎng)格

2.1 計算模型

本文選取KCS船與KP505槳為研究對象，其主要參數(shù)見表1和表2。本文的實驗數(shù)據(jù)來源于2005年東京CFD會議[16]。

表1 KCS船主要參數(shù)

表2 KP505槳主尺度

2.2 邊界條件及網(wǎng)格劃分

圖2為本文船槳一體數(shù)值自航實驗的重疊網(wǎng)格布局和邊界條件，為了模擬升沉和縱傾兩個自由度放開的情況，在船槳一體計算中應(yīng)用了重疊網(wǎng)格。嵌套在背景網(wǎng)格中的重疊網(wǎng)格區(qū)域中包含有船體與螺旋槳，船后的旋轉(zhuǎn)域中包含有螺旋槳網(wǎng)格，螺旋槳繞槳軸旋轉(zhuǎn)，如圖3所示。

圖2 邊界條件Fig.2 Boundary conditions

“重疊網(wǎng)格”又叫“嵌套網(wǎng)格”，在進行自由度放開條件下的數(shù)值自航實驗時，隨著升沉和縱傾幅度的增大，普通的動網(wǎng)格方法如網(wǎng)格變形方法和網(wǎng)格再生方法會出現(xiàn)網(wǎng)格的異常變形和網(wǎng)格重新生成的低效率問題。重疊網(wǎng)格在解決CFD計算中的兩相流問題時，可以保證自由液面的網(wǎng)格分辨率，并且突破了大幅度運動時網(wǎng)格的局限性，能有效地解決非定常問題的計算。重疊網(wǎng)格在船舶CFD中的應(yīng)用可以實現(xiàn)船舶六自由度運動的模擬。應(yīng)用VOF法對自由液面進行追蹤，可以實現(xiàn)船舶興波過程中船艏碎波模擬和船舶升沉以及縱傾的模擬。因此本文應(yīng)用VOF法和重疊網(wǎng)格進行固定狀態(tài)與自由度開放條件下的船槳整體計算。

圖3 重疊網(wǎng)格區(qū)域Fig.3 Overset mesh region

圖4為本文的計算網(wǎng)格，即帶有邊界層與重疊網(wǎng)格的切割體網(wǎng)格，計算網(wǎng)格整體分為背景網(wǎng)格區(qū)域與重疊網(wǎng)格區(qū)域，在進行網(wǎng)格劃分時，背景網(wǎng)格中重疊區(qū)域的網(wǎng)格大小要與重疊網(wǎng)格區(qū)域邊界的網(wǎng)格尺寸大小一致，且重疊網(wǎng)格的運動區(qū)域要限制在重疊區(qū)域內(nèi)。圖5為船體和螺旋槳網(wǎng)格分布。

圖4 重疊網(wǎng)格分布Fig.4 Distribution of overset mesh

圖5 船槳一體網(wǎng)格分布Fig.5 Mesh distribution of hull-propeller

3 計算結(jié)果分析

3.1 水動力計算值與實驗值對比

船模航速設(shè)置為2.196 m/s，螺旋槳轉(zhuǎn)速為9.5 r/s，計算的時間步長取螺旋槳旋轉(zhuǎn)一度所需要的時間，即為3×10-4s。表3給出了固定狀態(tài)與自由度開放狀態(tài)下船槳一體系統(tǒng)水動力計算值與實驗值對比，固定狀態(tài)下，螺旋漿推力、扭矩和船本阻力的計算誤差分別為2.29%、1.58%和4.56%，自由度開放狀態(tài)下，螺旋漿推力、扭矩和船本阻力的課類分別為2.50%、1.19%和2.63%，二者在螺旋槳推力與扭矩方面相比實驗值誤差均在3%以內(nèi)，且相差不多，但是二者在船體阻力計算結(jié)果上有明顯差異，自由度開放狀態(tài)阻力計算結(jié)果更為接近實驗值，是因為其在計算過程中充分考慮了船體姿態(tài)變化。

表3 固定狀態(tài)與自由狀態(tài)計算值與實驗值對比

Table 3 Comparison of calculation values for fixed and open freedom condition with experiment data

參數(shù)實驗值計算值固定狀態(tài)自由狀態(tài)推力/N59.9058.5358.40扭矩/N·m2.532.572.50阻力/N90.0085.9087.63

3.2 自由度開放狀態(tài)下繞流場數(shù)值分析

圖6為固定狀態(tài)與自由度開放狀態(tài)下的自由液面波形圖，從圖中可以看出，二者自由表面波形幾乎一致。相比于自由度開放狀態(tài)，自由度固定狀態(tài)的波形等高線更為光順；另外通過對比可以發(fā)現(xiàn)，自由度是否開放對艏部波形有一定的影響，在自由度開放時，船舶興起波浪的范圍更大；二者船艉波形基本保持一致。

圖6 自由液面波形Fig.6 Free surface waves

圖7為船艏Vx/V0=0.9渦結(jié)構(gòu)分布圖，顏色分布為Vx/V0=0.9。從圖中可以清晰的看到船艏部球鼻艏興波渦結(jié)構(gòu)、艏肩渦等渦結(jié)構(gòu)。自由度放開狀態(tài)相比于固定狀態(tài)具有一定的球鼻艏埋艏現(xiàn)象，球鼻艏處吃水相對較大，球鼻沖起的船艏部興波較自由度固定狀態(tài)下小，引起的船艏球鼻艏興波渦結(jié)構(gòu)較固定狀態(tài)小。自由度放開狀態(tài)下，由于船舶具有埋艏縱傾，船舶艏部與自由表面相交部分吃水面積相比自由度固定狀態(tài)下大，船艏肩渦區(qū)域較自由度固定狀態(tài)下大。

圖7 船艏渦結(jié)構(gòu)分布(Vx/V0=0.9)Fig.7 Vortical structures of the ship bow (Vx/V0=0.9)

圖8給出了以切片形式表示的船舶邊界層分布圖，顏色分布為限制到Vx/V0=0.9的軸向速度，從圖中可以看出，自由度固定狀態(tài)與自由度開放狀態(tài)的槳前船身速度邊界層差異不大。自由度固定狀態(tài)與自由度開放狀態(tài)的螺旋槳尾流在遠(yuǎn)離螺旋槳后都迅速恢復(fù)成自由流，其中自由度放開狀態(tài)下的螺旋槳尾流的平均軸向速度稍大于自由度固定狀態(tài)。

圖8 邊界層和螺旋槳尾流對比Fig.8 Comparison figure of boundary layer and free wake of propeller

螺旋槳盤面下游x/Lpp=0.005 9處以船舶航速進行無量綱化的軸向速度分布云圖如圖9所示。通過對比實驗值，自由度放開狀態(tài)與固定狀態(tài)下的計算都捕捉到了螺旋槳尾流的非對稱特性，以及位于右舷方向的速度最高區(qū)，這里螺旋槳誘導(dǎo)的動量最大。二者都準(zhǔn)確預(yù)報了由于螺旋槳槳轂導(dǎo)致的動量損失，在截面中心可以觀察到較強的轂渦。二者軸向速度的分布總體上與實驗值符合較好，但自由度放開狀態(tài)相比于固定狀態(tài)更好的捕捉到了截面中心區(qū)域的軸向速度分布。

3.3 自由度開放狀態(tài)下螺旋槳激振力數(shù)值分析

為了研究自由度開放狀態(tài)與固定狀態(tài)下船槳一體計算時的螺旋槳激振力，采取在船艉螺旋槳上方靠近船體表面Z=-0.043 8 m平面上(Z=0 m為水線面)設(shè)置5個觀測點的方法，通過監(jiān)測這5個觀測點上的脈動壓力時歷變化，來反應(yīng)螺旋槳在兩種不同工作狀態(tài)時脈動壓力的變化規(guī)律。其中P0位于螺旋槳旋轉(zhuǎn)中心的正上方，5個觀測點可默認(rèn)是5個無限小的面，然后記錄這些面上的壓強變化，5個測點的具體分布如圖10所示。需要說明的是，固定狀態(tài)時，這5個測點的絕對坐標(biāo)不會發(fā)生變化；而在進行自由度開放狀態(tài)下的計算時，由于船體姿態(tài)的變化，這5個測點的絕對坐標(biāo)會發(fā)生變化，但是其相對船體和螺旋槳的位置始終保持一致，計算過程中其坐標(biāo)在船體坐標(biāo)系下進行給定，保持其相對船體重心的位置不變。待計算收斂后開始監(jiān)測5個測點位置處的總壓。

圖9 螺旋槳盤面下游軸向速度分布(x/Lpp=0.005 9)Fig.9 Axial velocity contours downstream of the propeller plane (x/Lpp=0.005 9)

圖10 測點布置圖Fig.10 Measuring points arry

對螺旋槳推力、扭矩的時域值進行快速傅里葉變換(FFT)，設(shè)置采樣頻率與時間步長一致為3×10-4，將船后螺旋槳推力和扭矩的時域信號轉(zhuǎn)化為頻域信號，兩種狀態(tài)下船后螺旋槳的推力和扭矩頻域曲線分別如圖11、12所示。從圖中可以看出，船后螺旋槳的軸承力在葉頻BPF(47.5 Hz)整數(shù)倍處均呈現(xiàn)不同程度的峰值，以葉頻處峰值為最大，然后逐漸衰減，400 Hz以后其峰值基本可以忽略不計，脈動幅值頻率分布較為廣泛，在200 Hz以后仍呈現(xiàn)出不同程度的小波峰，說明其高頻振蕩成分不可忽略。固定狀態(tài)與自由度開放狀態(tài)下的螺旋槳推力與扭矩在一階葉頻處的峰值相差不太多，固定狀態(tài)計算模型船后螺旋槳的推力在一階葉頻處的峰值大于自由度開放狀態(tài)計算模型。固定狀態(tài)計算模型船后螺旋槳的扭矩在一階葉頻處的峰值小于自由度開放狀態(tài)計算模型。

圖11 螺旋槳推力脈動頻域Fig.11 Frequency domain figure of propeller thrust fluctuation

對各個監(jiān)測點的壓強變化進行快速傅里葉變換(FFT變換)，設(shè)置采樣頻率與時間步長一致為3×10-4，將各個監(jiān)測點壓強變化的時域信號轉(zhuǎn)化為頻域信號，即可得到葉頻整數(shù)倍處的脈動壓力峰值，固定狀態(tài)與自由度放開狀態(tài)下船艉各階脈動壓力幅值的條形圖如圖13所示。從葉頻處脈動壓力值來看，位于螺旋槳前方的P2點處脈動壓力幅值明顯小于其他幾個監(jiān)測點，這是由于自由液面的興波以及水流經(jīng)過螺旋槳后的擾流作用導(dǎo)致的結(jié)果，而位于螺旋槳正上方測點P0值最大，這是因為P0距離槳葉梢最近，故而P0測點的脈動壓力值也會最大，位于右舷的P3測點的值稍大于P1測點是因為KP505槳的右旋造成的。固定狀態(tài)模型船艉各個測點的脈動壓力幅值的規(guī)律與自由度放開狀態(tài)模型基本保持一致。

圖12 螺旋槳扭矩脈動頻域Fig.12 Frequency domain figure of propeller torque fluctuation

圖13 船艉各階脈動壓力幅值Fig.13 Each order of stern fluctuating pressure amplitude

固定狀態(tài)與自由度放開狀態(tài)下船艉測點各階脈動壓力對比如圖14所示，因為一階脈動壓力為最主要成分，所以只關(guān)注一階脈動壓力。從圖中可以看出，各個測點自由度開放狀態(tài)下的一階脈動壓力幅值均小于固定狀態(tài)。這就意味著，往往以固定模型為基準(zhǔn)的數(shù)值自航實驗，其船艉脈動壓力預(yù)報相比于自由度開放狀態(tài)存在一定的過度預(yù)報現(xiàn)象，這可能是由于自由度放開條件下，船模存在一定艏傾的原因。

圖14 兩種狀態(tài)船艉測點各階脈動壓力對比Fig.14 Comparison of each order of stern fluctuating pressure at the measuring points for the two conditions

4 結(jié)論

1)對于航行于水面的艦船，船體姿態(tài)的變化會導(dǎo)致以約束模型為基準(zhǔn)的數(shù)值計算與實際情況有所差別。本文基于重疊網(wǎng)格技術(shù)，應(yīng)用六自由度運動模型與疊加旋轉(zhuǎn)模型實現(xiàn)了自由度開放狀態(tài)下的KCS自航計算，該方法能夠避免由于船體運動造成流場網(wǎng)格扭曲與計算發(fā)散等問題，具有較好的穩(wěn)定性，并且該方法充分考慮了船體姿態(tài)的影響。

2)通過與約束狀態(tài)下的模型計算結(jié)果對比，發(fā)現(xiàn)二者在繞流場以及螺旋槳誘導(dǎo)的激振力方面存在差異。自由度放開狀態(tài)相比固定狀態(tài)，船舶埋艏縱傾，導(dǎo)致二者船艏興波和尾流場存在差異；固定狀態(tài)與自由度開放狀態(tài)下的螺旋槳推力與扭矩在一階葉頻處的峰值相差不多，固定狀態(tài)計算模型船后螺旋槳的推力在一階葉頻處的峰值大于自由度開放狀態(tài)的計算模型。固定狀態(tài)計算模型船后螺旋槳的扭矩在一階葉頻處的峰值小于自由度開放狀態(tài)計算模型。各個測點自由度開放狀態(tài)下的一階脈動壓力幅值均小于固定狀態(tài)。

3)往往以固定模型為基準(zhǔn)的數(shù)值自航實驗進行的船艉脈動壓力預(yù)報相比于自由度開放狀態(tài)存在一定的過度預(yù)報現(xiàn)象。因此在對螺旋槳誘導(dǎo)的船艉脈動壓力進行數(shù)值預(yù)報時，應(yīng)用本文采用的放開自由度的數(shù)值計算方法能更好的模擬真實環(huán)境中，由于船舶姿態(tài)發(fā)生變化時的船舶水動力性能，并能對船槳減振降噪工作提供更有效的指導(dǎo)。

[1]LEE J H, LEE K J, PARK H G, et al. Possibility of air-filled rubber membrane for reducing hull exciting pressure induced by propeller cavitation[J]. Ocean engineering, 2015, 103: 160-170.

[2]李亮, 王超, 孫盛夏,等. 船槳舵一體的螺旋槳激振力數(shù)值預(yù)報分析[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報:交通科學(xué)與工程版, 2015(4): 768-772.

LI Liang，WANG Chao，SUN Shengxia，et al. Numerical prediction analysis of propeller exciting force for hull-propeller-rudder system[J]. Journal of Wuhan University of Technology:transportation science & engineering， 2015(4): 768-772.

[3]GAGGERO S, TANI G, VIVIANI M, et al. A study on the numerical prediction of propellers cavitating tip vortex[J]. Ocean engineering, 2014, 92(92): 137-161.

[4]傅慧萍. 船槳整體及螺旋槳誘導(dǎo)的船體表面脈動壓力計算[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報, 2009, 30(7): 728-734.

FU Huiping. Numerical study of methods for predicting interal hull and propeller and propeller-induced hull surface pressure fluctuations[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2009, 30(7): 728-734.

[5]葉金銘, 熊鷹, 孫海濤,等. 空泡螺旋槳誘導(dǎo)的雙槳船脈動壓力數(shù)值預(yù)報[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報, 2013, 34(5): 568-574.

YE Jinming，XIONG Ying，SUN Haitao，WANG Zhanzhi. Numerical prediction of pressure fluctuations induced by cavitating propeller on twin-screw ship[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2013, 34(5): 568-574.

[6]ABBAS N, KORNEV N, SHEVCHUK I, et al. CFD prediction of unsteady forces on marine propellers caused by the wake nonuniformity and nonstationarity[J]. Ocean engineering, 2015, 104: 659-672.

[7]YE J, XIONG Y, FANG L I, et al. Experimental study of effects of air content on cavitation and pressure fluctuations[J]. Journal of hydrodynamics, Ser. B, 2010, 22(5): 634-638.

[8]SEOL H. Time domain method for the prediction of pressure fluctuation induced by propeller sheet cavitation: numerical simulations and experimental validation[J]. Ocean engineering, 2013, 72: 287-296.

[9]郭春雨, 王戀舟, 趙慶新,等. 一種計及姿態(tài)變化的船舶阻力預(yù)報方法[J]. 船舶工程, 2015(1): 31-34.

GUO Chunyu，WANG Lianzhou，ZHAO Qingxin, et al. Approach of ship resistance prediction with consideration of hull gesture[J]. Ship engineering, 2015(1): 31-34.

[10]CASTIGLIONE T, STERN F, BOVA S, et al. Numerical investigation of the seakeeping behavior of a catamaran advancing in regular head waves[J]. Curriculum teaching material & method, 2013, 112(112): 64-74.

[11]WILCOX D C. Turbulence modeling for CFD [M]. DOW Industries, Inc. La Can ada, 1994.

[12]WEISS J M, SMITH W A.Preconditioning applied to variable and constant density flows[J].AIAA journal, 1995, 33(11): 2050-2057.

[13]MENTER F R. Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications[J]. AIAA journal, 1994, 32(9): 1598-1605

[14]HIRT C W, NICHOLS B D. Volume of fluid(VOF)method for the dynamics of free boundary [J]. Compute Phys,1981, 39: 201-225.

[15]CARRICA P M, CASTRO A M, STERN F. Self-propulsion computations using a speed controller and a discretized propeller with dynamic overset grids[J]. Journal of marine science & technology, 2010, 15(4): 316-330.

[16]CHAO Y, KARL K. Numeric propulsion for the KCS coutainer ship[C]∥Proceedings of CFD workshop Tokyo 2005. Tokyo, 2005:539-547.

本文引用格式：

王戀舟，郭春雨，蘇玉民，等. 自由度開放條件下螺旋槳激振力數(shù)值分析[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報， 2017， 38(6)： 822-828.

WANG Lianzhou， GUO Chunyu， SU Yumin， et al. Numerical study of the propeller-induced exciting force under the open freedom condition[J]. Journal of Harbin Engineering University， 2017， 38(6)： 822-828.

Numerical study of the propeller-induced exciting force under the open freedom condition

WANG Lianzhou1， GUO Chunyu1， SU Yumin1,2， ZHANG Donghan1

(1.College of Shipbuilding Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China; 2.Science and Technology on Underwater Vehicle Laboratory, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

A ship is certain to generate heave and trim in an actual navigation process. To investigate the difference between the hydrodynamic performance after a change in hull gesture and the value calculated based on the constrained model using the method of RANS, a 6-degrees of freedom (DOF) movement model and a superposed rotation model were adopted for a numerical self-propelled experiment under the state of fixation and the state of open DOF. KCS ship and KP505 propeller were used as the research objects. The transfer of numerical values for unsteady flow fields was implemented via overset grid technology. Comparative analysis of the streaming field around a hull and the propeller-induced exciting force was conducted. Compared with the fixation state, the buried bow of the ship is trimmed under open DOF, which leads to differences in wake flow field and bow wave. Compared with the state of open DOF, excessive prediction of the stern fluctuating pressure is observed when a numerical self-propelled experiment is conducted on the basis of a fixed model.

KCS ship; gesture change; overset grid; fluctuating pressure；propeller-induced exciting force; RANS method; open freedom; hydrodynamic

2016-04-16. 網(wǎng)絡(luò)出版日期：2017-04-05.

國家自然科學(xué)基金項目(41176074，51209048).

王戀舟(1990-)，男，博士研究生； 郭春雨(1981-)，男，教授，博士生導(dǎo)師.

郭春雨，E-mail: guochunyu_heu@outlook.com.

10.11990/jheu.201604046

http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170405.1558.012.html

U661.31

A

1006-7043(2017)06-0822-07