集裝箱船上層建筑氣動干擾特性與風(fēng)阻優(yōu)化

孫華偉, 常文田, 李宏偉, 孫寒冰

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001)

目前集裝箱船向著大型、超大型化發(fā)展,集裝箱的堆放量已經(jīng)發(fā)展到2萬箱以上,水線以上結(jié)構(gòu)物的迎風(fēng)面積迅速增加,受到的風(fēng)載荷急劇增大,在船舶總阻力中所占的比例迅速提高,須引起重視[1-2]。隨著船舶能效設(shè)計指數(shù)(energy efficiency design index,EEDI)的逐步推行和不斷提高,對于船舶性能的要求也越來越高,研究人員對于阻力的優(yōu)化點逐漸從水下部分拓展到水上部分。為了研究有效的船舶風(fēng)阻減阻方法,學(xué)者就集裝箱的堆箱方式、上層建筑局部構(gòu)型、導(dǎo)流罩附體對風(fēng)載荷的影響開展了大量的研究。在堆箱方式影響方面,Andersen[3-4]針對某超巴拿馬型集裝箱船開展了不同堆箱布置下風(fēng)阻風(fēng)洞試驗,對比分析了不同堆箱模式下風(fēng)載荷特性。Hamed等[5]針對某9000TEU超巴拿馬型集裝箱船堆箱方式進行了優(yōu)化研究,最優(yōu)方案能夠減小25%迎風(fēng)阻力。羅少澤等[6]利用拖曳水池敞開式風(fēng)阻試驗和數(shù)值方法對系列箱體布置方案的風(fēng)阻進行了研究,并給出了優(yōu)化建議。蔡文山等[7]計算了6種不同堆箱布置下風(fēng)載荷并利用風(fēng)洞進行驗證,提出了能有效評估不同堆箱布置形式風(fēng)載荷的評估指標(biāo)。喬丹等[8]以10000TEU大型集裝箱船為研究對象,針對不同堆垛模式的風(fēng)載荷特性開展了系列風(fēng)洞試驗研究。此外還有大量研究人員通過數(shù)值模擬方法探討不同集裝箱船型在不同的堆箱方式下的風(fēng)載荷特性[9-11]。在上層建筑局部構(gòu)型影響方面,周傳明等[12]針對上層建筑的形狀和整體布置進行優(yōu)化構(gòu)型,優(yōu)化方案迎風(fēng)阻力減少13%～27%。在導(dǎo)流罩附體影響方面,常亮等[13]針對一艘萬箱集裝箱船的上層建筑設(shè)計了導(dǎo)流罩,試驗結(jié)果表明迎風(fēng)阻力減少了9%。隨著船舶尺寸的大型化,上層建筑尺寸也隨之增大,部分上層建筑對風(fēng)阻影響已無法忽略。目前的研究大多針對單一上層建筑物情況,對甲板上存在多個大型建筑物(如駕駛樓、煙囪等)時對風(fēng)載荷影響及優(yōu)化的研究較少。由于船舶甲板長度有限,當(dāng)存在多個大型建筑物時,上游建筑物產(chǎn)生的流動分離渦流會對下游建筑物的空氣繞流場形成強烈的干擾,從而對風(fēng)載荷的大小和分布產(chǎn)生較大的影響。

本文以某20000TEU超大型集裝箱船為研究對象,采用風(fēng)洞試驗研究與計算流體動力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)數(shù)值模擬相結(jié)合的手段,研究無箱堆情況下不同總體布置方案主體上層建筑物間(駕駛樓與煙囪)流場氣動干擾特性與風(fēng)阻規(guī)律,優(yōu)化得到風(fēng)阻最佳的上層建筑布置方案。

1 風(fēng)洞試驗

1.1 試驗?zāi)Ｐ团c方案

風(fēng)洞模型試驗在FL-8風(fēng)洞進行,FL-8風(fēng)洞為低速單回路閉口風(fēng)洞,試驗段截面為切角矩形,試驗段截面尺寸3.5 m×2.5 m,試驗段長度5.5 m,試驗段平均湍流度0.19%,空風(fēng)洞最大風(fēng)速73 m/s。模型長L=2 m,縮尺比為1∶200,模型主船體由玻璃鋼加工而成,上層建筑(駕駛樓和煙囪)通過3D打印制作,考慮到主要研究內(nèi)容為風(fēng)阻力,模型加工過程中只制作了設(shè)計水線面以上部分,如圖1所示。

圖1 風(fēng)洞測力試驗示意

模型坐標(biāo)系設(shè)置船舯橫剖面,中縱剖面以及設(shè)計水線面交點為原點,x軸指向船艏方向,y軸指向左舷方向,z軸豎直向上,定義風(fēng)向角θ為模型與來流風(fēng)向的夾角,模型逆時針旋轉(zhuǎn)為正。

由于風(fēng)洞試驗很難保證雷諾數(shù)相似,但是在實際試驗中模型達到臨界雷諾數(shù)以后氣動力系數(shù)隨雷諾數(shù)(風(fēng)速)變化趨緩。因此首先進行了風(fēng)速為15、20和25 m/s的雷諾數(shù)影響試驗,在此基礎(chǔ)上開展0°～180°風(fēng)向角的常規(guī)測力試驗和15與25 m/s風(fēng)速下0°、45°與180°風(fēng)向角的粒子圖像測速技術(shù)(particle image velocimetry, PIV)流場測量試驗,并利用活動地板模擬水面。

如圖2所示,測力試驗時模型采用單支桿腹撐支撐形式,模型和天平連接,天平通過腹撐支桿連接到角度控制機構(gòu)上。針對模型的各個狀態(tài),階梯式改變模型的風(fēng)向角,在風(fēng)速一定的情況下,對模型氣動力及力矩進行測量。

圖2 模型PIV試驗裝置布置示意

流場測量試驗則采用PIV系統(tǒng)測量模型在不同風(fēng)速(15 m/s、25 m/s)、風(fēng)向角(0°、45°、90°)情況下中縱剖面、水平剖面、橫剖面等典型位置處速度場。如圖3所示,通過相機、激光器和模型的組合移動實現(xiàn)不同剖面的拍攝,由于單次拍攝范圍有限,采用移動多次拍攝并對測量結(jié)果進行拼接。試驗采用便攜式壓力霧化示蹤粒子發(fā)生器產(chǎn)生所需的粒子,粒子介質(zhì)為橄欖油,產(chǎn)生的示蹤粒子直徑約為1～2 μm。示蹤粒子發(fā)生器安裝在風(fēng)洞駐室,試驗前由管道引入風(fēng)洞穩(wěn)定段。

圖3 PIV不同工況試驗時相機和激光器安裝

1.2 試驗結(jié)果與分析

測力試驗中主要測量縱向力Fx、橫向力Fy以及偏航力矩Mz,進行無因次化處理:

CFx=Fx/(0.5ρV2AF)

(1)

CFy=Fy/(0.5ρV2AL)

(2)

CMz=Mz/(0.5ρV2ALL)

(3)

式中:CFx、CFy、CMz分別為縱向力系數(shù)、橫向力系數(shù)以及偏航力矩系數(shù);ρ為空氣密度,kg/m3;V為來流風(fēng)速,m/s;AF和AL分別為模型水線以上縱向和橫向投影面積,m2;L為模型總長,m。

由圖4可知,本次試驗的風(fēng)速范圍15～25 m/s(Re≥2.0×106)已超過臨界雷諾數(shù)風(fēng)速,不同雷諾數(shù)下各風(fēng)載荷系數(shù)變化不大,試驗環(huán)境能夠真實模擬模型受力與空氣繞流場流動情況。

圖4 θ=0°時不同風(fēng)速下風(fēng)載荷系數(shù)

不同風(fēng)速及風(fēng)向角下氣動載荷系數(shù)如圖5所示。

圖5 不同風(fēng)速及風(fēng)向角下氣動載荷系數(shù)

縱向力系數(shù)類似正弦曲線規(guī)律變化,其中在15°和165°風(fēng)向角時達到極值,90°時縱向力最小。橫向力曲線在測試的角度范圍內(nèi)整體呈拋物線形狀,當(dāng)0°≤θ≤90°時,CFy隨著θ的增大而增大,在θ=75°時達到極值,在θ=90°時由于甲板以上的上層建筑迎風(fēng)面積減小,使得橫向力迅速減小;繼續(xù)增大風(fēng)向角,橫向力隨之增大并在θ=120°時達到最大值,進一步增大風(fēng)向角,由于迎風(fēng)面積減小,橫向力隨θ的增大而減小。由于模型船體艏艉不對稱,同時駕駛樓與煙囪尺寸和形狀的巨大差異,因此偏航力矩具有較強的不對稱性,在測試的風(fēng)向角范圍內(nèi),CMz曲線呈類似正弦曲線規(guī)律變化,在60°和165°風(fēng)向角時達到極值,除正迎風(fēng)(θ=0°)和正順風(fēng)(θ=180°)外,當(dāng)θ=120°時,CMz≈0。

圖6為V=25 m/s,θ=0°時典型剖面下的速度矢量圖?？諝饬鹘?jīng)模型時,首先在船艏擋板的上邊緣和左、右邊緣發(fā)生分離,在后方甲板上空形成上洗流和側(cè)滑流,遭遇駕駛樓后一部分氣流形成下洗流,在擋板和駕駛樓中間甲板區(qū)域形成了強渦流區(qū);另外一部分氣流在駕駛樓的上緣以及左右兩側(cè)邊緣發(fā)生分離,在下洗流、側(cè)滑流以及遠場氣流共同作用下,駕駛樓和煙囪之間形成了多個分離渦區(qū),氣流同樣再次在煙囪處發(fā)生分離,并在其后方形成了類似的低壓分離渦流區(qū)。因此,空氣流經(jīng)具有2個高大上層建筑物的集裝箱船時,在其甲板上方共有3處較大分離渦流區(qū)存在,上游流動會對下游分離現(xiàn)象產(chǎn)生影響,在甲板以下的船體周圍由于幾何形狀光順,因此逆壓梯度小,沒有發(fā)生流動分離現(xiàn)象。

圖6 V=25 m/s,θ=0° PIV試驗結(jié)果

2 上層建筑布置優(yōu)化設(shè)計與數(shù)值分析

2.1 數(shù)值計算方案

基于Star ccm+軟件平臺,以試驗船模為對象開展數(shù)值模擬研究。利用直角網(wǎng)格對流體域進行劃分,計算域為12L×10L×2L的長方體,第1層網(wǎng)格高度y+=0.4,在船體周圍設(shè)置加密區(qū),加密區(qū)為長方體,位于左舷流動分離區(qū),長3.5L,寬1.5L,高0.5L,全域網(wǎng)格量約500萬,如圖7所示。

圖7 計算域設(shè)置與網(wǎng)格劃分示意

由于集裝箱船實際遭遇風(fēng)速和模型試驗風(fēng)速均遠小于聲速,采用求解定常不可壓縮RANS方程計算模擬,對流項采用二階離散格式求解;湍流模型選為SSTk-ω湍流模型并結(jié)合Ally+Wall Treatment壁面處理方式。SSTk-ω湍流模型方程為:

(4)

Dω+Sω

(5)

模型前方、上方與左右兩側(cè)計算域表面設(shè)為速度入口,后方為壓力出口,船體表面與地面為無滑移壁面。

對比計算表明,0°風(fēng)向角狀態(tài)縱向阻力計算結(jié)果與試驗偏差為3.313%,基本滿足后續(xù)數(shù)值模擬的準度要求。

2.2 上層建筑縱向相對位置優(yōu)化

根據(jù)風(fēng)洞PIV試驗流場測量結(jié)果,改變上層建筑間的間距會使得艉流場結(jié)構(gòu)發(fā)生較大變化,本文研究對象的主要上層建筑物為駕駛樓和煙囪,考慮到煙囪一般位于船艉,而駕駛樓尺寸更大且根據(jù)不同船舶總布置要求的不同會處于不同縱向位置,因此通過調(diào)整駕駛樓研究上層建筑間距對超大型集裝箱船風(fēng)載荷以及流場結(jié)構(gòu)的影響影響規(guī)律,提出風(fēng)阻最優(yōu)的布置方案。

駕駛樓以原始方案為基準,向前或向后移動,移動時以該船型設(shè)計吃水工況中集裝箱箱堆位置作為移動的距離單位,如原始方案駕駛樓和煙囪相隔12個集裝箱堆,間距約為0.438L,不同方案從前到后不同位置分別命名為S1,S2,…,S9,如圖8所示。

圖8 不同駕駛樓縱向位置方案

原型試驗結(jié)果為1.146,不同方案下正迎風(fēng)阻力計算結(jié)果如表1所示。駕駛樓縱向位置改變對風(fēng)阻影響非常大,不同工況間最大偏差能夠達到60.38%,當(dāng)駕駛樓縱向位置向船艏方向移動時,風(fēng)阻隨向前移動距離的增加而增大,最大增阻12.65%;向船艉方向移動時,將會減小風(fēng)阻,移至S7位置時,減阻效果最好,達到47.73%,但繼續(xù)向后移動,減阻效果有所減弱。

表1 駕駛樓縱向位置對縱向力系數(shù)的影響

圖9、10給出S1、S7和S9中縱剖面以及Z=0.125 m水平剖面速度矢量圖。當(dāng)駕駛樓前移后,船艏擋板和駕駛樓之間的間距減小,一定程度上抑制了分離渦的發(fā)展,渦流強度和大小和原始工況相比有所減小,但是前移后駕駛樓和煙囪之間的距離增大,二者之間的渦流區(qū)范圍擴大,由于此區(qū)域是主渦流區(qū),因此對阻力增量影響大于前面擋板所產(chǎn)生渦流減小的影響;另一方面,駕駛樓與煙囪之間距離增大后,遠場來流的影響增大,煙囪迎風(fēng)面來流速度增加,流動分離增強,其后分離渦區(qū)范圍有所增長,由于駕駛樓和煙囪迎面和體積比擋板要大得多,因此其對減阻效果的所產(chǎn)生的負收益要比擋板所帶來的正收益要大的多,所以從整體上看S1工況阻力有較大幅度增加。

圖9 不同工況中縱剖面速度矢量圖

圖10 不同工況水平剖面速度矢量圖

駕駛樓后移后,船艏擋板和駕駛樓的間距加大,因此氣流遭遇駕駛樓后產(chǎn)生的下洗流對于擋板產(chǎn)生分離渦流影響大幅減小,同時由于擋板的高度和大小有限,因此其產(chǎn)生的分離渦流范圍與強度與原始工況相比反而降低,而駕駛樓與煙囪的距離減小后,煙囪對于駕駛樓所產(chǎn)生的分離渦的發(fā)展有了很大的抑制作用,渦流范圍與強度減弱,同時由于煙囪處于駕駛樓的渦流區(qū)中,平均來流速度降低,煙囪引起的分離渦范圍與強度同樣有所降低,所以當(dāng)駕駛樓移動至S7位置時,能夠大幅降低風(fēng)阻。

對于S9工況,駕駛樓和煙囪相鄰布置,2個建筑物之間間距很小,原先存在于2個建筑物之間的分離渦區(qū)幾乎消失,由于船艏擋板產(chǎn)生的渦流對此位置的駕駛樓和煙囪影響已經(jīng)很小,遠方來流的影響加強,在船艉形成了一個和原始工況相比范圍更大的分離渦區(qū),所以S9工況的減阻效果比S7工況要差。

因此,針對本文研究對象,駕駛樓與煙囪最佳間距方案為S7方案,間隔2個集裝箱堆(0.073L),風(fēng)阻較原方案減小47.73%。

2.3 上層建筑迎風(fēng)面構(gòu)型優(yōu)化

在甲板上方多個上層建筑物條件下,從控制并減小氣流的分離,保持流向的一致性的角度出發(fā),優(yōu)化上層建筑局部構(gòu)型降低風(fēng)阻。優(yōu)化方案分為2種:一種是在保證足夠工作和生活空間前體下,將原始方案中駕駛樓迎風(fēng)面向前拉伸,然后將單個平面變?yōu)槎鄠€具有一定夾角的平面或者曲面,S10～S12方案是將迎風(fēng)面分別變成具有一個折角,2個折角和4個折角平面,S13方案是圓弧曲面方案,如圖11所示;另外一種是對建筑物的棱角邊緣進行倒角處理,其中S14方案倒圓角,S15方案進行切角處理,如圖12所示。各種方案正投影面積一致。

圖11 迎風(fēng)面形狀改變方案

圖12 棱角邊緣形狀改變方案

原試驗結(jié)果依然為1.146時,不同方案下減阻效果如表2所示,上層建筑局部構(gòu)型優(yōu)化均具有一定的減阻效果,其中駕駛樓迎風(fēng)面變成圓弧面和棱角邊緣倒圓角方案具有更高的減阻率。如圖13所示,和原始工況相比,當(dāng)迎風(fēng)面由平直端面改成圓弧面以后,生活樓和煙囪兩側(cè)邊緣側(cè)滑流強度有所減弱,但由于建筑本身巨大體積與遮蔽作用,渦流區(qū)范圍和強度上差距相對較小,減阻效果相對有限。如圖14所示,原始工況在上表面發(fā)生了較為嚴重的流動分離現(xiàn)象,當(dāng)棱角邊緣改成圓角后,分離現(xiàn)象得到了很大的改善,但這種改善只是對局部產(chǎn)生影響,對于整個流場而言,影響相對較小。

表2 不同優(yōu)化方案對縱向力系數(shù)的影響

圖13 S13工況不同剖面下速度矢量圖

圖14 原始工況和S14工況局部流場對比

為了進一步提升阻力優(yōu)化效果,分別將S7方案、S13方案和S14方案進行組合,比較不同因素的耦合作用下的減阻效果。不同組合方案減阻結(jié)果如表3所示。不同組合方案均具有不同程度的減阻效果,其中3個因素組合方案(S7+S13+S14組合)減阻率最高,達到49.56%,S13+S14組合減阻效果相對最差,為20.42%。可見,移動駕駛樓仍然是減阻的主要因素,當(dāng)不同因素組合作用時,減阻率并沒有相應(yīng)的疊加,說明不同因素同時作用時對流場的作用存在一定的耦合干擾。

表3 不同組合方案對縱向力系數(shù)的影響

2.4 風(fēng)洞試驗驗證

為了驗證上層建筑布置優(yōu)化結(jié)果以及對集裝箱船設(shè)計裝載工況下的影響,進行了圖15所示第2期的風(fēng)洞模型試驗,試驗工況如表4所示。風(fēng)速以及相關(guān)測試設(shè)備與環(huán)境與第1期相同,重復(fù)性試驗2期試驗結(jié)果吻合較好。

表4 風(fēng)速為25 m/s時風(fēng)洞驗證試驗工況

圖15 風(fēng)洞驗證試驗工況模型

風(fēng)洞試驗結(jié)果如表5所示。本文建立的數(shù)值計算方法具有一定的可靠性,計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。主體建筑間的氣動干擾是影響集裝箱船風(fēng)阻的主要因素,調(diào)整大型上層建筑間的縱向相對位置并結(jié)合對建筑物棱角邊緣的倒圓角處理能夠有效地降低正迎風(fēng)阻力。當(dāng)甲板上布置集裝箱時,由于集裝箱的填充作用,會一定程度上減弱上層建筑間的氣動干擾的效果,相同布置方案下,迎風(fēng)狀態(tài)風(fēng)阻優(yōu)化率降低至17.63%。

3 結(jié)論

1)船體長度有限的條件下,甲板上方多個高大建筑物由于表面的流動分離與遮蔽效應(yīng)所形成的低壓分離渦流區(qū)的強度和范圍會互相影響。

2)調(diào)整上層建筑縱向間距能夠有效改變流場干擾特性,從而影響風(fēng)載荷特性,是影響正迎風(fēng)阻力的主要因素,本文不同工況下阻力最大偏差達到60.38%,具有巨大的優(yōu)化空間。

3)采用數(shù)值方法分析空氣流場干擾特性,優(yōu)化風(fēng)阻具有一定的可靠性和準確性,當(dāng)通過多種流動控制手段優(yōu)化風(fēng)阻時,耦合方案優(yōu)化效果具有非線性特點,本文所研究的20000TEU超大型集裝箱船船型,合理調(diào)整其上層建筑物縱向間距同時對建筑物棱角邊緣倒圓角處理方案能夠得到最優(yōu)減阻效果。

4)當(dāng)集裝箱船布置箱堆以后降低了建筑物的等效高度,減小了分離渦強度與范圍,風(fēng)阻優(yōu)化效果也隨之降低。