2019, Vol. 40
2. 海军工程大学 振动与噪声研究所, 湖北 武汉 430033;
3. 海军上海地区装备修理监修室, 上海 200000;
4. 中国船舶科学研究中心 船舶振动噪声重点实验室, 江苏 无锡 214082
2. Institute of Noise & Vibration, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China;
3. Naval Shanghai Area Equipment Repair Room, Shanghai 200000, China;
4. National Key Laboratory on Ship Vibration and Noise, China Ship Scientific Research Center, Jiangsu 214082, China
随着现代舰船朝着高速化和大型化的方向发展，尤其是对于高速的水面舰船，处于螺旋桨后方的舵，因受螺旋桨的旋转尾流影响易发空化现象。舵空化不仅会引起舵面剥蚀，更会降低舵效、加剧舵体和船体艉部的结构振动以及辐射噪声，对舰船的工作环境和隐身性能产生不利影响。
陈建挺等[1]针对某集装箱船的舵空化问题在空泡水筒中进行了试验研究，观察了操舵过程中的舵空泡，探讨了降低舵剥蚀的方法。黄昊[2]阐述了在工作过程中遇到的空泡问题，并给出了在实船常规舵系设计中空泡预防的措施。叶敏等[3]以集装箱舵为研究对象，通过分析压力分布的方法研究了舵空泡的腐蚀现象。张继静[4]讨论了舵参数对空泡性能的影响。Krasilnikon[5]分别用面元法和雷诺时均(reynolds averge navier-stokes, RANS)方法对桨后舵的片空泡进行了计算，并与试验结果进行了比较，结果证明，面元法在计算螺旋桨尾流场、舵的横向力、舵片空泡时与试验结果有较好的一致性。Lee[6]结合涡格法、有限体积法和边界元法并考虑空泡水筒的壁面效应对桨后舵片空泡进行了数值模拟，将计算结果与试验结果进行对比，吻合较好。Berger[7]采用RANS方程和势流理论耦合的方法对桨舵之间的相互作用进行求解，其中面元法主要求解螺旋桨流场，RANS法主要求解舵周围流场，并将计算结果与全RANS所得计算结果进行了比较，吻合较为一致。Szantry[8]采用数值方法研究了螺旋桨梢涡对舵的动态影响。文献[9-15]采用压力分布和空泡数对比的方法对舵的空化起始航速进行了分析，并针对舵空化引起的一系列问题建立了桨后舵片空泡的面元法数值计算方法。
目前国内关于舵空化问题的研究较少，主要是用势流理论和RANS方法来研究舵空化，而势流理论无法考虑流体的粘性，RANS方法无法模拟空泡的脱落过程，且在舵空化的具体数值计算方面不够深入，仅采用桨后舵模型的简化方法，未考虑船体的影响，尤其是实船舵空泡观测方面还基本上是空白。但随着水面舰船高航速工况使用地更加频繁，舵的空化问题显得越来越突出[13]。因此，本文采用结构化网格、SA-DES湍流模型[14-15]和流体体积函数(volam of fluid, VOF)对考虑船体影响的桨后舵片空泡进行计算，并开展了实船舵空泡的观测试验，将计算结果与试验进行了比较。
1 舵空泡计算 1.1 计算模型及计算工况计算对象为某型船的船桨舵，该船为双桨双舵，螺旋桨为内旋桨。以左舵为研究对象，按照一定缩尺比得到的船桨舵几何参数如下：船模设计水线长为7.07 m，舵展长L为198.7 mm，螺旋桨直径D为240 mm，毂径比为0.28，桨叶数为5。
分别在设计航速和最大航速对应的模型速度下对全附体船桨舵进行伴流场计算，从而获取螺旋桨桨盘面前1.5D(D为螺旋桨直径)截面处的速度场，然后将此速度场作为新计算域速度进口的输入条件以计算船桨后条件下0°、3°、5°、7°和10°等舵角时的舵空泡。
1.2 边界条件设置及网格划分船舶伴流场模拟和舵空泡模拟的计算域如图 1所示。
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| 图 1 计算域示意 Fig. 1 Diagram of calculated domain | |
计算域入口、上端面、侧面和下端面设置为速度入口，计算域出口设置为压力出口，计算域对称面设置为对称面条件；螺旋桨桨叶表面为旋转、不可滑移物面边界；舵表面为静止、不可滑移物面边界条件。
船模伴流场计算和舵空泡计算时的边界条件设置略有不同。计算船模伴流时，进口距船模1.5L(L为船模水线长)，出口距船模6L，上端面、侧面和下端面边界距船模1.5L。计算舵空泡时，进口距螺旋桨桨盘面1.5D，出口距螺旋桨桨盘面10D，上端面边界与自由液面重合，下端面边界距桨盘面中心4D，侧面边界距螺旋桨桨盘面中心5D。同时，在计算船体伴流时，出口压力设置为常压，而在计算舵空泡时，出口压力则设为负压。
考虑到结构网格在速度场计算和空泡计算时具有较好的计算精度，采用全结构化网格对船桨舵进行网格划分。为准确计算船桨舵边界层及其附近流场，采用O型+H型Block结合的方式对桨叶进行网格划分(见图 2(a))，采用外O型Block方式对全附体船模进行网格划分，第1层网格厚度设为0.1 mm(见图 2(b))。在计算船舶伴流场时，网格数为360万，而计算舵空泡时的网格数为1 230万。
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| 图 2 网格示意 Fig. 2 Diagram of mesh | |
为选择合适的湍流模型，基于结构网格、VOF法并分别采用SST k-ω湍流模型和SA-DES湍流模型针对三维扭曲水翼片空泡进行计算。该三维水翼弦长c为0.15 m，展长b为0.3 m，剖面为NACA0009翼型。为与试验条件保持一致，设定空泡数为1.07，出口处压力设置为29.484 kPa。
图 3为三维扭曲水翼片空泡一个周期的计算结果与试验结果的对比情况，其中计算结果中αv>0.1即为空化发生，后续空泡计算均以此为标准。由图可以看出SST k-ω湍流模型仅计算出片空泡的大致范围，不能预报空泡的脱落情况。而采用SA-DES湍流模型所得计算结果的片空泡范围及脱落情况与试验结果达到较好的一致性。因此，本文选用SA-DES湍流模型对考虑船体影响的桨后舵片空泡进行计算。
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| 图 3 三维扭曲水翼片空泡的对比结果 Fig. 3 Comparision of sheet cavitation of 3D twisted hydrofoil | |
为验证数值方法在水动力性能的计算精度，分别对全附体船模阻力和螺旋桨敞水性能进行了计算，计算结果和模型试验的对比情况如图 4、5所示。
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| 图 4 船模阻力曲线 Fig. 4 The resistance of hull model | |
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| 图 5 螺旋桨敞水性能曲线 Fig. 5 The open water performance of propeller | |
由图 4可以看出，船模阻力计算值与试验吻合较好，计算误差均保持在2%以内。由图 5可以看出，当进速系数J < 1.2时，推力系数的计算误差可保持在4%以内，扭矩系数和敞水效率可控制在5%以内，因此可以证明本文数值方法的可靠性。KT、10KQ、η为试验值，K′T、10K′Q、η′为计算值。
2.2 螺旋桨和舵空泡对比如图 6为对应实船设计航速3°舵角时的螺旋桨和舵模型空泡计算结果。因网格数量的限制，计算无法模拟螺旋桨梢涡。排除螺旋桨梢涡的影响，螺旋桨此时尚未发生片空化，而舵已发生较大范围的片空化。对于水面舰船而言，在中低海况下，为保持航向航行，一般要在-5°~+5°舵角操舵，故普通舵在设计航速工况下保持航向航行时将先于螺旋桨发生较为严重的片空泡。同时，螺旋桨梢涡对船体艉部振动的影响相对较小，而片空化则对船体艉部振动的影响较大。因此可认为，普通舵在设计航速工况下保持航向航行时将先于螺旋桨发生较为严重的片空泡，成为加剧船体艉部振动的重要原因。
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| 图 6 空泡计算结果 Fig. 6 The calculated results of cavitation | |
图 7分别为模型速度5.702 m/s和6.331 m/s工况下0°舵角时的舵空泡计算结果。由图可以看出，在较低航速工况下0°舵角时，舵上端未发生空化，舵下端部则先于舵面发生了空化，且航速越高，其空化程度越大。这主要是由于舵下端部存在尖端，易发生流体分离，在航速较高的工况下会发生空化。而舵上端未发生空化的原因则在于其离船体较近，处于船体边界层内，流速较低，故一般不会发生空化。因此，舵下端部存在明显空化问题，可在舵下端部加装导流罩以提高其抗空化性能。
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| 图 7 0°舵角的舵下端部空泡 Fig. 7 Cavitation of rudder′s bottom at 0° | |
根据在设计航速和最大航速下操不同舵角时的舵空泡计算结果，分析不同工况下的舵空化发生位置，分析方法如图 8所示。以舵下端面为起点，将舵展长L作为基准，对舵空泡位置进行量化。不同工况下的舵空化位置分析结果如表 1所示。
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| 图 8 舵空化位置示意 Fig. 8 Position of rudder cavitation | |
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表 1 空化发生位置 Table 1 Position of rudder cavitation |
由表可知，舵空泡的发生位置在0.02L~0.72L范围内，而这与与图 9所示的舵空化剥蚀发生位置达到较好的一致性，证明了数值方法的可靠性。
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| 图 9 实船舵空化发生位置 Fig. 9 Position of rudder cavitation of real ship | |
为了深入研究实船舵的空化问题，在国内开展了实船舵空泡观测试验。本试验以左舵为试验对象并将其向右操舵从而观测实船的舵空泡。其中，试验对象为计算模型所对应的实船普通舵。
试验通过伸到船体外部的内窥镜实现舵空化的观测。试验前，船底板开孔通过螺栓密封；试验时，将螺栓拆下，换装密封球阀，然后将内窥镜伸入球阀观测。内窥镜下方与船底板之间通过密封球阀连接(图 10(a))，内窥镜上方与CCD相机镜头连接(图 10(b))，CCD相机则连接到电脑实时成像，其示意图如图 10(c)所示。试验过程中，首先通过转动内窥镜由电脑实时显示的图像寻找一个周向最佳观测位置，以合理记录空泡产生和发展的区域；然后在达到所需工况时，通过电脑进行数据采集和存储。
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| 图 10 试验过程 Fig. 10 Test process | |
为研究舵片空泡的发展过程，采用结构化网格、SA-DES湍流模型和VOF法就对应实船最大航速工况下5°舵角时的模型舵片空泡进行计算，并开展了最大航速工况下5°舵角时的实船舵片空泡观测试验，关于舵片空泡发展过程的计算结果以及实船试验结果的对比情况见图 11。
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| 图 11 舵片空泡发展过程 Fig. 11 Development process of rudder′s sheet cavitation | |
由实船试验结果可以看出，阶段(1)~(4)中舵空泡的体积是不断变化的，而空泡体积的变化将加剧舵叶和船体艉部的结构振动和辐射噪声，对舰船的工作环境和隐身性能造成不利影响。由图 11可以看出，阶段(1)~(4)中的试验结果的舵片空泡范围与计算结果符合较好。其中，阶段(1)为舵片空泡范围最大的状态，阶段(2)为空泡开始脱落的状态，阶段(3)为空泡完全脱落的状态，阶段(4)则为空泡开始增长的状态。
3.2.2 各工况试验结果分别在设计航速和最大航速工况下对0°、3°、5°、7°和10°等舵角时的实船舵空泡进行了观测，并采用结构化网格、SA-DES湍流模型和VOF法在模型尺度分别对设计航速和最大航速下0°、3°、5°、7°和10°等舵角时的舵片空泡进行了计算。在试验结果和计算结果中分别选取如图 11中阶段(1)所示的片空泡尺寸最大状态作为对比结果，其具体对比情况如图 12所示。
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| 图 12 实船各航速舵片空泡对比情况 Fig. 12 Comparision of rudder′s sheet cavitation of real ship at various speed | |
根据实船试验发现，在设计航速工况0°舵角时，舵在图中椭圆线局域即发生了较小面积的空化，通过CFD方法也模拟出了较小面积的空化。在设计航速和最大航速时的其他舵角工况，通过计算得到的舵片空泡范围与实船试验结果均达到较好的一致性。因此，本文的数值计算方法在预报船桨后舵片空泡方面是可行的。
由图 12可以看出，在航速工况一定时，舵角越大，不仅舵空泡的范围、厚度越大，其空泡脱落也越严重；在舵角条件一定时，随着航速的增加，舵空泡的范围、厚度和空泡脱落程度也相应增大；在设计航速下，普通舵在0°舵角时即开始发生空化，在5°舵角时普通舵已发生较大面积的空化，而对于水面舰船而言，在中低海况下，为保持航向航行，一般要在-5°~+5°舵角操舵，故普通舵在设计航速工况下保持航向航行时将发生较为严重的空化；在最大航速下，普通舵在0°舵角时即发生了较为严重的空化，因此普通舵即使在理想海况下直航也不可避免的产生空化。
结合对计算结果和试验结果的分析，说明该水面舰船普通舵存在严重的空化问题，已不能适应现代水面高速舰船的作战要求，迫切需要研制具有良好抗空化性能的新型舵。
如图 13为实船中等航速工况下0°舵角时的空泡观测图。由图可以看出，此时舵面未发生空化，而舵下端部却先发生了空化现象，验证了图 7对舵下端部空化的计算。同时，可以发现防腐蚀电极处也发生了较为严重的空化。因此，在舵后期设计中应注意舵下端部形状和防腐蚀电极安装位置的优化。
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| 图 13 实船舵空泡观测图 Fig. 13 Diagram of rudder′s cavitation of real ship | |
1) 建立了考虑船体影响的桨后舵片空泡计算的DES方法，将舵片空泡的计算结果与实船试验结果进行对比，其空泡范围达到较好一致性，验证了本文数值方法在预报船桨后舵片空泡方面的可行性。
2) 在中低海况中的设计航速下，为保持航向航行，普通舵即会先于螺旋桨产生较为严重的片空化现象，已不能满足当前水面高速舰船的作战要求，迫切需要研制具有良好抗空化性能的新型舵。
3) 在较低航速工况下，舵下端部和防腐蚀电极处先于舵面发生空化，应在舵的后期抗空化设计中注意舵下端部形状和防腐蚀电极安装位置的优化。
4) 舵空化发生后，将对舵效、舵叶振动和船体脉动力产生不利影响，而研究舵空化对舵效、舵叶振动和船体激振力影响的基本规律可为舵后期的抗空化设计奠定基础。
| [1] |
陈建挺, 虞贲, 胡平. 4250 TEU集装箱船舵空泡试验研究[J]. 上海船舶运输科学研究所学报, 2008, 31(2): 81-83. CHEN Jianting, YU Lai, HU Ping. An Experimental study of rudder cavitation for 4250 TEU container vessel[J]. Journal of Shanghai Scientific Research institute of shipping, 2008, 31(2): 81-83. DOI:10.3969/j.issn.1674-5949.2008.02.003 (  0)
|
| [2] |
黄昊.民用船舶常规舵系设计的比较及分析[D].上海: 上海交通大学, 2012: 43-63. HUANG Hao. Comparison and analysis of conventional rudder design for civil ship[D]: Shanghai: Shanghai Jiao Tong University, 2012: 43-63. http://www.wanfangdata.com.cn/details/detail.do?_type=degree&id=D296624 ( 0)
|
| [3] |
叶敏, 田严波, 胡方珍. 基于CFD方法的6500TEU集装箱船舵空泡腐蚀数值模拟研究[J]. 船舶工程, 2016, 38(S2): 18-23. YE Min, TIAN Yanbo, HU Fangzhen. CFD-based numerical simulation of rudder cavitation erosion behavior for 6500 TEU container ship[J]. Ship engineering, 2016, 38(S2): 18-23. ( 0)
|
| [4] |
张继静.高速船舵优化及操纵性研究[D].哈尔滨: 哈尔滨工程大学, 2009: 45-48. ZHANG Jijing. Study on optimization and maneuverability of rudder on high-speed-ship[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2009: 45-48. http://www.wanfangdata.com.cn/details/detail.do?_type=degree&id=Y1489088 ( 0)
|
| [5] |
KRASILNIKOV V I, BERG A, ØYE I J. Numerical prediction of sheet cavitation on rudder and podded propellers using potential and viscous flow solutions[C]//Proceedings of the 5th International Symposium on Cavitation. Osaka, Japan, 2003.
( 0)
|
| [6] |
LEE H, KINNAS S A, GU H, et al. Numerical modeling of rudder sheet cavitation including propeller/rudder interaction and the effects of a tunnel[C]//Proceedings of the 5th International Symposium on Cavitation. Osaka, Japan, 2003.
( 0)
|
| [7] |
BERGER S, SCHARF M, GÖTTSCHE U, et al. Numerical simulation of propeller-rudder interaction for non-cavitating and cavitating flows using different approaches[C]//Proceedings of the 4th International Symposium on Marine Propulsors. Texas, USA, 2015.
( 0)
|
| [8] |
SZANTYR J A. Dynamic interaction of the cavitating propeller tip vortex with the rudder[J]. Polish maritime research, 2007, 14(4): 10-14. DOI:10.2478/v10012-007-0033-x ( 0)
|
| [9] |
叶金铭, 王威, 李渊, 等.抗空化扭曲舵设计及力学特性分析[C]//2015年船舶水动力学学术会议论文集.哈尔滨, 2015: 328-335. YE Jinming, WANG Wei, LI Yuan, et al. The design and hydrodynamic analysis of anti-cavitation twisted rudder[C]//Proceedings of 2015 Symposium on Ship Hydrodynamics. Harbin, China, 2015: 328-335. http://cpfd.cnki.com.cn/Article/CPFDTOTAL-ZGZC201507001044.htm ( 0)
|
| [10] |
叶金铭, 王威, 张凯奇, 等. 扭曲舵空化起始航速分析[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2016, 37(12): 1631-1637. YE Jinming, WANG Wei, ZHANG Kaiqi, et al. Analysis on the cavitation inception speed of a twisted rudder[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2016, 37(12): 1631-1637. ( 0)
|
| [11] |
叶金铭, 王威, 于安斌, 等. 抗空化扭曲舵的设计及其水动力性能分析[J]. 上海交通大学学报, 2017, 51(3): 314-319. YE Jinming, WANG Wei, YU Anbin, et al. Design and numerical analysis of hydrodynamic performance for anti-Cavitation twisted rudder[J]. Journal of Shanghai Jiao Tong University, 2017, 51(3): 314-319. ( 0)
|
| [12] |
叶金铭, 于安斌, 王威, 等. 桨后舵片空化的面元法数值计算方法[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2017, 38(12): 1844-1848. YE Jinming, YU Anbin, WANG Wei, et al. Numerical investigation of sheet cavitation of rudder behind propeller by surface-panel method[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2017, 38(12): 1844-1848. ( 0)
|
| [13] |
NISHIYAMA S. Experiment on rudder cavitation and its preventive measures[C]//Proceedings of the 14th International Towing Tank Conference. Ottawa, Canada, 1975: 218-226. https://trid.trb.org/view/74837
( 0)
|
| [14] |
WILCOX D C. Turbulence modeling for CFD[M]. 2nd ed. La Canada, California: DCW Industries.
( 0)
|
| [15] |
WHITWORTH S. Cavitation prediction of flow over the delft twist 11 foil[C]//Proceedings of the 2nd International Symposium on Marine Propulsors. Hamburg, Germany, 2011.
( 0)
|