帶整流帽的半懸掛舵敞水水動力性能數值計算分析

李　艷， 龍進軍

(南通航運職業技術學院 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力性能數值計算分析

李艷， 龍進軍

(南通航運職業技術學院 船舶與海洋工程系，江蘇 南通 226010)

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

關鍵詞整流帽半懸掛舵水動力性能

0引言

舵是船舶的主要操縱設備之一。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。舵的水動力性能參數是舵機選型的重要依據，也是操縱性能計算不可或缺的資料。

隨著計算機技術的不斷提高，流體力學和計算數學理論的迅速發展完善，計算流體力學中的高精度數值方法在船舶水動力性能理論研究領域得到廣泛應用。目前，大量文獻[1～4]表明CFD方法在船用舵水動力性能計算中有較高的可靠性。本文運用CFD軟件FLUENT，采用有限體積法，RNG k-ε湍流模型，SIMPLEC算法對NACA0018型舵(帶及不帶整流帽)敞水水動力性能進行模擬計算，得出在不同舵角下的流場特性及數學關系，并將兩種狀態下的舵進行對比分析，證實整流帽的節能設計。

1數學模型

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的基本方程，形式如下。

(1)

式中：ui、uj為時均速度分量；ui′、uj′為脈動速度分量。

1.2湍流模型

對于舵水動力計算采用RNG k-ε湍流模型。湍流動能k方程形式如下。

(2)

湍流能量耗散率ε方程為

(3)

式中：μi為湍動粘性系數；Pt為湍動生成項。

1.3數值方法

采用有限體積法離散方程，壓力項采用標準的離散格式進行離散，動量方程、湍流動能方程及耗散方程均采用二階迎風格式進行離散，壓力速度耦合迭代采用SIMPLEC算法。整個流域采用非結構網格，在近舵表面區域加密網格。

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。計算時，將舵和掛舵臂看成一整體。1.5邊界條件設置

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

(1) 速度入口：入口距離舵模前緣4倍弦長，速度大小為7.2 m/s，在計算時方向為垂直入口邊界。

(2) 壓力出口：出口距離舵模后緣10倍弦長，壓力為未擾動時的邊界壓力。

(3) 外場：流域的外邊界距舵的縱向中心線4倍弦長，速度為未受擾動時的主流區速度。

(4) 壁面：舵表面定義為無滑移、不可穿透邊界條件。

2計算結果與分析

2.1計算結果

根據普蘭特(Prandtl)公式[5]，當展弦比λ=6時NACA0018剖面的流線型舵的試驗數據進行換算，可得當展弦比λ=1.65時NACA0018剖面的流線型舵的升阻力系數如表1所示。其中，α1為舵角值；Cy為升力系數；Cx為阻力系數；Cp為壓力中心系數。

由CFD計算求得舵所受的升阻力如表2、表3所示。num1表示不帶整流帽時的計算結果，num2表示帶整流帽時的計算結果。

圖3　計算域

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數值計算值(num1)

表3　帶整流帽的半懸掛舵升阻力系數數值計算值(num2)

2.2不帶整流帽舵的水動力性能情況

由圖4、圖5可知，在攻角較小時，升阻力系數變化趨勢與試驗數據一致，升力和阻力系數與試驗換算值相近；但當超過一定角度后，升力系數則開始下降，與試驗換算數據差異較大，主要原因是產生了流體的橫向運動和尾渦現象。圖6～圖11為z=0的剖面分別在舵角為5°、 15°、25°時的速度矢量圖與動壓力分布圖，由圖可知，較小攻角時，來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，尾部產生明顯尾渦，使翼背處壓力升高，翼面和翼背的壓力差減小，導致升力下降。

圖4　升力系數曲線 　　　　　　　　　　　　　　　　　　圖5　阻力系數曲線

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整流帽對舵的水動力性能影響

由圖4所示可看出，舵角小于25°時，帶與不帶整流帽的舵升阻力系數值相近，舵角大于25°時，升力系數值帶整流帽舵較不帶整流帽舵下降較大，阻力系數值相差不大。如圖12～圖19所示，比較舵角5°和舵角35°時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生邊界層分離，漸漸在翼背尾部產生漩渦狀流動，與舵角增大到35°后，尾渦變得更為明顯，導致升力下降。

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，當舵角小于25°時，帶整流帽舵的壓力中心系數比不帶整流帽舵小；而當舵角大于25°時，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結束語

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

(1) 對半懸掛舵的水動力性能進行了數值模擬，將計算數據與試驗數據進行了比較得出，升阻力系數試驗值和計算值趨勢基本一致。并分析了舵角增大到一定角度時，產生升力系數下降現象的原因，驗證了數值模擬方法的準確性。

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

應用上述結論，并結合舵機試驗臺的舵機負載試驗，建立一種舵機載荷特性與船舶舵葉力矩特性適配的理論分析方法，從而指導舵機設計與舵機選型。

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[上接第25頁]

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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

中圖分類號U662

文獻標志碼A

作者簡介：李艷(1981-)，女，講師。