洪碧光，王鵬暉，張秀鳳，于洋

(大連海事大學 航海學院，遼寧 大連 116026)

基于CFD的無壓載水船型淺水中岸壁效應數值模擬

洪碧光，王鵬暉，張秀鳳，于洋

(大連海事大學 航海學院，遼寧 大連 116026)

基于貫通流系統(tǒng)設計無壓載水船型，在保證無壓載水化的基礎上，分析其操縱性相關的水動力特性，以系列60船型改造后的新船型作為研究對象，基于CFD方法，選用混合網格和SSTk-ω湍流模型對船舶淺水航行的岸壁效應問題進行數值模擬，利用粘性流對疊模求解。為驗證網格劃分和數值方法的合理性，對系列60船型進行數值模擬，將計算結果與他人計算結果進行比較，基本吻合。對新船型進行數值模擬，計算出其在淺水中不同岸壁距離以及不同航速下的阻力、橫向力和轉艏力矩，與系列60船型的計算結果進行比較，分析結果表明，新船型弱化了淺水中的岸壁效應，優(yōu)化了水動力性能。

無壓載水船；貫通流系統(tǒng)；岸壁效應；數值模擬

為了有效控制船舶壓載水帶來的污染問題，國際海事組織(IMO)于2004年通過了《國際船舶壓載水和沉積物控制和管理公約》[1]?！豆s》規(guī)定，截止2016年底，未安裝合格的壓載水處理設備的船舶將不得駛入國際海事組織成員國港口。在此背景下，科研人員引入了一種“無壓載水船”的概念，在船界引發(fā)了一股新的研究熱潮。目前，全球主流的無壓載水船型僅3種，分別是：美國的貫通流系統(tǒng)[2](though flow system)、荷蘭的單一結構船身[3](monomaran hull)以及日本的V型船身設計(V-shaped hull)。這些船型具有較高實用價值，但是依舊存在較多弊端。截止目前，針對無壓載水船型操縱性相關的研究也甚少?？傮w而言，船舶無壓載水化設計是一門系統(tǒng)工程，在保證船舶無壓載水化的基礎上，除了需要保證克服上述船型自身的種種弊端以外，還需要對操縱性相關的水動力特性進行分析。

隨著船舶尺度日趨大型化，在受限水域中，由于岸壁和淺底的影響，使得船舶水動力和水動力矩的變化更加復雜，操縱也更加困難。本文就是在克服上述各種無壓載水船型弊端的前提下，基于CFD方法，將系列60船型改造后的新船型[4]作為研究對象，建立三維數值模擬區(qū)域，采用混合網格和SSTk-ω湍流模型，并結合粘性流和疊模法[5]，對新船型淺水航行的岸壁效應問題進行數值模擬。通過模擬出不同工況的流場，從而計算出不同工況下新船型的阻力、橫向力和轉艏力矩數據，并將其與系列60船型計算結果進行比較。最終，分析出新船型在淺水岸壁效應影響下的水動力特性是否得到了優(yōu)化。

1 無壓載水船新思路

美國貫通流系統(tǒng)，將船舶的封閉式改為前后開放式，在艏艉水線下分別設進、排水口，海水從船艏進口涌入，船艉排水口排出，見圖1。

該設計既可起到壓載艙的作用，又可減輕船舶負荷。貫通流系統(tǒng)的管路內流通的始終是當地海域海水，符合IMO中海洋環(huán)境保護的宗旨。設計思路集合了貫通流系統(tǒng)的優(yōu)點，對管路結構與走向進行了改造。該設計方案[6]的內容主要包括以下幾部分。

1)將上部兩條縱向管路設計為微弧形，下部縱向管路和3條橫向管路設計為直線形，所有管路均處于壓載水線以下位置，見圖2。

2)3條縱向管路的前后管口處安裝有6個傳感器控制閥門，用于控制海水流進與排出；3條橫向管路與底部縱向管路間的連接部位安裝3個壓力傳感器，用于實現壓載量的定量化，見圖3。

3)3條縱向管路均設有內外雙層管壁，既增強了管路強度，又讓管路處于可收縮狀態(tài)，以調整管路內海水流通量，實現不同裝載狀態(tài)間壓載量的切換。針對管路的收縮，采用雙層管壁間的空氣填充壓縮技術實現內管徑的切換，見圖4。

4)縱向管路均分為前后兩大部分，用以實現對船舶浮態(tài)的調整。對于橫傾狀態(tài)的調整，通過控制左右2條縱向管路進行不同程度的開放，實現2條管路間海水流通量差即可。對于縱傾狀態(tài)的調整，通過控制縱向管路前后兩部分不同程度的開放，讓前后部分出現不同海水流通量，實現管路進出口處的壓力差即可。

2 數值算法

將限制水域下流場中的船舶采用量鋼一的綱化的方式進行計算，結合工程應用，針對不可壓縮的N-S方程，采用雷諾平均方法[7](RANS)進行數值模擬，流場中連續(xù)方程和動量方程[8]分別為

(1)

(2)

同時，湍流模型的選取為RANS方法中的關鍵點，能否正確選用對于計算精度的影響很大。結合相關實踐經驗，本文數值模擬采用有限體積法對微分方程進行非線性化離散，利用SIMPLEC算法[9]進行迭代求解。動量方程中對流項和擴散項的離散均采用二階迎風差分算法,瞬態(tài)項采用二階隱式差分算法。為了保證在近壁區(qū)域和遠場區(qū)域都有很高的預測精度，湍流方程選用了k-ω方法下的SST格式[10]對ω輸運方程中的交叉擴散項和混合函數進行修正。

3 新船型數值模擬

3.1 計算模型

選用系列60船型(方形系數Cb=0.6)作為母船型，見圖5，其主尺度參數見表1。新船型在其基礎上，僅對管路部分進行改造：上側兩條縱向管路半徑取2.0 m，下側縱向管路和3條橫向管路半徑取1.5 m。

類型型長L/m型寬B/m型深D/m吃水d/m縮尺比船模4.6890.61540.36920.246126實船122169.66.4

3.2 計算域設置

選用長方體計算域，船艉垂線與設計水線面的交點設置為坐標原點，船艏方向為X軸正方向，左舷方向為Y軸正方向，水線面上方為Z軸正方向。計算域總長為6倍船長，其左側設置為岸壁，不同工況下船舶中心線距岸壁的距離分別為η=1B,2B,3B,5B,船舶中心線距右側岸壁的距離為1倍船長，水深設定為1.5d。為保證計算域中進、出口處流動始終處于定常狀態(tài)，將船艏前1.5L處設置為入口，將船艉后3.5L處設置為出口。

計算域中邊界條件：入口設置為velocity-inlet；出口設置為outflow；自由液面設置為symmetry；其余各面均設置為wall。同時，將計算域劃分為內、外2部分：船舶艏艉水平線與中心線2側各1B范圍內的小長方體流域劃分為內域，其余部分劃分為外域，見圖6。

3.3 網格劃分

網格劃分是CFD方法的關鍵點，網格數量影響計算速度，網格質量影響計算精度。為保證計算精度和效率，在網格的劃分上，采用混合網格的方式。將船體周圍結構復雜的內域，采用帶有邊界層的非結構網格進行劃分。經過對網格參數的多次調整，最終為船體和管路表面設有10層邊界層網格，第一層網格高度設為0.001 m,增長率設為1.2；將結構簡單的外域，采用結構化網格進行劃分。船體周圍非結構網格加密區(qū)見圖7，計算域整體網格劃分見圖8。

在水深為1.5倍吃水的淺水域中，針對新船型進行數值模擬的航行工況如下。

1)船速V=0.5 m/s，以岸壁位于船體左側為例，船舶中心線與岸壁的距離η=1B、2B、3B、5B4種工況。

2)當岸壁距離η=1B時，船速V=0.2 m/s,0.5 m/s,1 m/s,1.5 m/s(弗勞德數Fr=0.029，0.074，0.147，0.221)4種工況。

3.4 數值算法與網格劃分方法的結果驗證

為驗證數值算法與網格劃分方法的計算精度，將其應用于以往研究者探究過的工況下進行數值模擬。計算船舶在淺水(水深為1.5d)中以速度V=0.5 m/s航行，船舶中心線距岸壁距離分別為1B、2B、3B、5B，4種工況下所受到的阻力系數Cx，橫向力系數Cy和轉艏力矩系數Cm。最終，將他人的計算結果作為參考值[11]與數值計算結果進行比較，見圖9。

由圖9可見，本文采用的SSTk-ω湍流模型和SIMPLEC算法所得到的數值計算結果，包括阻力系數、橫向力系數和轉艏力矩系數，隨岸壁距離的變化趨勢與參考值基本一致。從誤差中來看，計算結果存在一定偏差，但是考慮到船型差異和網格處理方法的不同，上述誤差是屬于可接受范圍內的。

4 數值計算結果及分析

4.1 阻力數據

阻力數據是船舶快速性的重要參考指標?？紤]到船舶近岸航行期間需要保持較低航速，興波阻力較小，因此本文基于上述數值算法和網格劃分方法，采用疊模法對不同岸壁距離下模型尺度的新母船型阻力數據進行數值模擬，得到的阻力數據見表2～4。

表2 不同岸壁距離下新母船型阻力系數比較(Fr=0.074)

注：母船型濕表面積S=2.544 m2；新船型濕表面積S=3.589 m2。

表3 不同岸壁距離下新母船型阻力(Fr=0.074)

表4 不同岸壁距離下新船型阻力分類(Fr=0.074)

通過新船型阻力值與阻力系數的比較，可以看出，在淺水岸壁效應的影響下，新船型的總阻力值較母船型有稍微的增加，增加的平均比例占母船總阻力值的3.77%。但是新船型的濕表面積較母船型有大幅的增加，導致新船型阻力系數較母船型降低平均比例達28.16%。

4.2 橫向力與轉艏力矩數據

橫向力和轉艏力矩數據是對船舶橫移量的重要參考指標，是對岸壁效應影響程度的直觀體現。本文在8個不同工況下進行的數值模擬試驗，所得到的橫向力和轉艏力矩數據見表5～12。

表5 不同岸壁距離下新母船型橫向力系數比較(Fr=0.074)

由表5和表6可見，在不同岸壁距離下，新船型所受橫向力和橫向力系數較母船型降低的平均

表6 不同岸壁距離下新母船型橫向力比較(Fr=0.074)

比例分別為30.39%和29.98%。同時，隨著岸壁距離的增大，新船型所受橫向力較母船型的降低比例也大幅增加，在淺水中岸壁效應較母船型弱化得也更加明顯。這表明新船型在淺水岸壁效應下的“安全距離”會大大小于母船型。

表7 不同航速下新母船型橫向力系數比較(η=1B)

表8 不同航速下新母船型橫向力比較(η=1B)

從表7和表8中也可看出，新船型弱化了母船型在淺水中的岸壁效應。在距離岸壁1B的4個不同航速下，新船型所受橫向力和橫向力系數與母船型相比，降低的平均比例分別為9.79%和6.92%。

表9 不同岸壁距離下新船型轉艏力矩(Fr=0.074)

表10 不同岸壁距離下新母船型轉艏力矩比較(Fr=0.074)

由表9和表11可見，在不同岸壁距離和不同航速的8種工況下，新船型的船體轉艏力矩較母船型都有一定程度的降低，降低的平均比例為15.70%。從圖10中可看出，新船型的總轉艏力矩系數較母船型也存在一定程度的降低。但是從表10和表12中可看出，由于船體內部管路的配置，使得新船型的總轉艏力矩與母船型基本持平。

表11 不同航速下新船型轉艏力矩(η=1B)

表12 不同航速下新母船型轉艏力矩比較(η=1B)

4.3 結果分析

自由液面的速度和壓力分布圖可以清晰地反映出航行狀態(tài)下船舶周圍流場的分布情況。同時，船體表面壓力分布圖則是周圍流場對船舶航行狀態(tài)影響程度的直觀體現，見圖11～圖14。

從圖11中可看出，在船艉前，新母船型周圍水面速度分布情況基本一致，但是在船艉后，新船型周圍流態(tài)分布比母船型恢復得則更快。

由圖12可見，在距離岸壁1B時，新船型船底兩側的壓力差明顯小于母船型。從圖13和圖14中又可以看出，在距離岸壁1B時，新船型靠近岸壁一舷(左舷)的壓力分布明顯小于母船型，而另一舷(右舷)的壓力分布與母船型基本一致。這些現象都充分表明，新船型在淺水中受到岸壁效應的影響比母船型更弱。

5 結論

1)新船型在距離岸壁2倍船寬以內的區(qū)域，都屬于岸壁效應下的航行“危險區(qū)”，但是隨著距岸壁距離的增加，新船型所受橫向力較母船型降低的幅度也大大增加，這表明新船型在淺水岸壁效應下的“安全距離”會明顯小于母船型。

2)在距離岸壁2倍船寬的前提下，隨著航速的提高，新船型所受橫向力的變化趨勢基本一致，新船型所受橫向力較母船型降低幅度也基本不變。這表明在任何航速下，新船型所受淺水岸壁效應的影響較母船型都會有所減弱。同時，在近岸航行期間，新船型的“安全航速”較母船型也會有所提高。

3)近岸航行期間，船舶以較低航速航行，興波阻力較小。因此，本文在忽略興波阻力的前提下，選用疊模法進行數值模擬，既保證了計算精度，又提高了計算效率。

4)采用的SSTk-ω湍流模型，既對新船型船體和管路的近壁面區(qū)域進行了較高精度的計算，也對船體周圍流場細節(jié)進行了更高精度的捕捉。

5)本思路的研究并未放開6自由度進行數值模擬，分析新船型在粘性流場中6自由度的運動將作為下一步研究重點。

[1] IMO. International Convention For the Control and Management of Ships’ Ballast Water and Sediments[S]. LONDON: IMO,2004.

[2] 趙橋生.無壓載水艙船舶的研究進展[J].艦船科學技術,2009,31(7):17-19.

[3] 徐峰,王敏,劉家新.靈便型無壓載水艙散貨船船型開發(fā)與研究[J].船海工程，2012(1)：22-24.

[4] 王鵬暉,洪碧光,于洋,等.一種無壓載水船船型參數探討[J].船海工程，2016，45(8)：40-44.

[5] HESS J L, SMITH A M O. Calculation of non-lifting potential flow about arbitrary three-dimensional bodies[J]. Journal of ship research，1964(8)：22-44.

[6] 洪碧光,王鵬暉,于洋,等.基于CFD的一種無壓載水船阻力數值模擬[J].船舶工程，2016，38(7)：15-20.

[7] SANCHEZ-CAJA A, RAUTAHEIMO P, SIIKONEN T. Simulation of incompressible viscous flow around a ducted propeller using a RANS equation solver[C]. Proceedings of the 23rd Symposium on Naval Hydrodynamics.2000.

[8] 王福軍.計算流體動力學分析：CFD軟件原理與應用[M].北京：清華大學出版社，2004.

[9] SHEN W Z, MICHELSEN J A, S?RENSEN N N, et al. An improved SIMPLEC method on collocated grids for steady and unsteady flow computations[J]. Numerical heat transfer: part b: fundamentals,2003,43(3):221-239.

[10] MENTER F R. Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications[J].AIAA journal,1994,32(8):1598-1605.

[11] 王化明.限制水域操縱運動船舶粘性流場及水動力數值研究[D].上海:上海交通大學,2009.

Numerical Simulation of Wall Effect for Ballast-free Ship in Shallow Water Based on CFD

HONG Bi-guang, WANG Peng-hui, ZHANG Xiu-feng, YU Yang

(Navigation College, Dalian Maritime University, Dalian Liaoning 116026, China)

A ballast-free ship type was designed based on though flow system. On the basis of ballast-free, its hydrodynamic behavior about maneuverability was studied. The new ship transformed by series 60 ship was taken as an example, the CFD numerical simulation of wall effect in shallow water was carried out by using hybrid grid and SST turbulence model. To test the validity of the grid generation and numerical analysis method, the simulation of series 60 was carried out, and the result was in good agreement with other numerical results. The numerical simulation of new ship was carried out, and the resistance, lateral force and yaw torque data of series 60 and new ship in different distance to bank and different velocity were compared and analyzed. The result showed that new ship reduces the wall effect in shallow water and optimizes hydrodynamic performance.

ballast-free ship; though flow system; wall effect; numerical simulation

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.02.002

2016-09-07

國家自然科學基金(51379026)；河北省海事局科研項目(2015Z0541)

洪碧光(1955—)，男，碩士，教授

U661.33

A

1671-7953(2017)02-0006-06

修回日期：2016-10-14

研究方向:船舶操縱性