肥大型船舵翼設計與水動力性能預報研究

余小平

（中國船級社連云港辦事處 連云港 222042）

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

目前，國內外的肥大型船舵翼多采用NACA00系列翼剖面，并以其為基礎設計舵翼。由于現有NACA00系列的翼剖面參數固定，以其為基礎設計的各種外形的舵翼，其升力系數的改善并不顯著。為進一步提高肥大型船的操縱要求，筆者采用一種全新的設計思想，即以現有翼剖面為母型，參考國內外舵翼外形的特點［1－2］，借鑒其成功的設計思想，最終設計出具有優良水動力性能的舵翼。

1 翼剖面及舵翼外形的設計

翼剖面的設計以NACA0015為母型，參考國內某減搖鰭翼剖面的設計思想［3］，設計了代號分別為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

舵翼外形的設計則以國內外多種舵翼外形為母體，設計了代號分別為RW1，RW2和RW3的舵翼外形，見圖3～圖5。為驗證CFD技術預報舵翼水動力性能的可靠性，結合某減搖鰭的試驗模型［4］，對計算方法進行了驗證研究，該試驗模型的外形見圖6。

圖4 RW2

圖3 RW1

圖5 RW3

圖6 試驗模型

2 計算域網格的劃分

目前，在計算流體力學中，出現了各種各樣的網格形式，主要有單塊結構化、多塊結構化、非結構化、重疊和混合等網格形式［5］，他們各有優缺點和相應的適用范圍。

考慮到本文的計算模型較多，外形各不相同，適合采用混合網格來離散流場，網格的劃分和流場的分塊參照國內學者［6］的方法。為縮短設計的周期、提高研究效率和使模型誤差最小化，本文對整個計算流場進行模塊化處理，即把整個計算域分成2塊，分別為包含舵翼的內流場和剩余的外流場，見圖7。內流場采用統一的網格節點間距、網格大小、網格外推比例、邊界層網格等網格生成參數，從而保證了不同的計算模型擁有一樣的計算網格；外流場由結構化六面體網格構成，從而達到減少網格數量和提高網格質量的目的。利用ICEM CFD軟件所具有的合并網格功能，所有計算模型使用同一個外流場網格，將含有各舵翼模型的內流場網格分別和同一個外流場網格合并，構成整個計算域的網格，從而使得整個網格劃分過程模塊化、標準化，保證了所有的舵翼模型在數值計算時具有相同的網格精度，避免了由于網格的不同而造成的計算誤差，提高了網格劃分的效率，增加了不同舵翼水動力性能比較的可信度，進而縮短了研究時間。合并后的混合網格見圖8。為了保證混合網格處理湍流邊界層的精度，在舵翼的周圍生成7層邊界層網格是十分必要的，見圖9。同時，為了保證湍流模型能夠合理地求解湍流邊界層，邊界層網格離開壁面的第一個節點與壁面之間的距離十分關鍵，它是以Y＋值來衡量的，本文計算的Y＋值見圖10。

圖7 流場分塊

圖8 合并后的流場網格

圖9 湍流邊界層網格

圖10 壁面Y＋值

3 數值計算過程

3.1 計算收斂的判斷和湍流模式的比較

為判斷計算收斂的標準以及得到適用的湍流模式，本文結合翼剖面為NACA0018的某減搖鰭的試驗模型，研究了計算殘差和升力系數之間的關系，比較了標準κ－ω湍流模式、RNGκ－ω湍流模式和SSTκ－ω湍流模式預報舵翼水動力性能的適用性。圖11為整個迭代過程中攻角為29°時的升力系數與計算時間步之間的關系；圖12比較了計算殘差分別為0.001，0.000 1和0.000 01時SST κ－ω湍流模式得到的升力系數；圖13比較了不同湍流模型的計算結果。

圖11 升力系數與計算時間步的關系

圖12 升力系數與計算殘差的關系

圖13 湍流模型的比較

由圖11可見，當計算時間步的值超過600步時，升力系數基本不再變化；由圖12可見，殘差為0.000 01時的升力系數與試驗值吻合較好，升力系數與試驗值相比，計算誤差最大可以控制在6%以內，殘差為0.000 1和0.000 01時的阻力系數基本重合，與試驗值相比阻力系數的誤差較大，但總的趨勢和試驗值一致。因此，可以認為將計算殘差設置為0.000 01是合適的。由圖13可見，SSTκ－ω湍流模式所預報的升力系數值和試驗值最為接近，因此被選為數值計算的湍流模式。

3.2 舵翼水動力性能的預報分析

圖14給出了外形為RW1、翼剖面分別為NACA0015，M1，M2舵翼的升力系數和阻力系數。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、阻力系數以及升力系數與阻力系數的比值。

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比翼剖面為NACA0015和M1的舵翼分別提高22.4%和6.8%，當達到最大升力后，攻角繼續增加時，其升力系數迅速下降，并且其升力系數在攻角小于20°時和翼剖面為M1的舵翼基本一致，其阻力系數和翼剖面為M1的舵翼相比略有下降，三者中翼剖面為NACA0015的舵翼阻力系數最小。考慮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機動性和操縱性的要求，最終選取M2為肥大型船舵翼的翼剖面。眾所周知，舵翼產生升力的主要原因是流經其上下表面的流體產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計，更有利于形成漩渦產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、阻力系數、升阻比和舵翼外形分別見圖16和圖17。

圖16 舵翼的水動力性能

圖17 仿魚形舵翼

4 結語

基于CFD技術，設計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報舵翼水動力性能的適用性，計算結果與試驗值的比較顯示，SST湍流模式在舵翼的水動力性能預報上具有較高的精確度。根據混合網格可移植的特點所采用的計算流場模塊化處理思想，可以保證所預報的不同舵翼模型具有相同的計算精度，并且混合網格可以提高網格劃分的效率，進而縮短研究時間。

研究結果表明，本文所設計的舵翼，其最大升力系數比母型提高了22.4%，并且在舵翼常用攻角范圍內具有較高的升阻比，達到了預期的設計目標。

［1］ 張懷新.CFD在潛艇外形方案比較中的應用［J］.船舶力學，2006（4）：1-8.

［2］ KATO Naomi.Opti mization of configuration of autonomous under water vehicle f or inspection of under water cables［C］.Pr oceedings of t he 1998 IEEE Inter national Conference on Robotics ＆auto mation Leuven，Belgium.May，1998：1045-1050.

［3］ 湯振明，趙曉東.減搖鰭水動力系數系列圖譜［R］.哈爾濱：哈爾濱船舶工業大學，2004.

［4］ 潘子英.CFD在潛艇操縱性水動力工程預報中的應用研究［J］.船舶力學，2004（5）：42-51.

［5］ 張 楠，沈泓萃，姚惠之.潛艇阻力與流場的數值模擬與驗證及艇型的數值優化研究［J］.船舶力學，2005（1）：1-13.

［6］ 沈海龍.蘇玉民.肥大型船伴流場數值模擬的網格劃分方法研究［J］.哈爾濱工程大學學報，2008（11）：1190-1198.