0 引　言

节能减排是全球普遍关注的热点问题，为了达到节能减排的目的，除了传统的船体线型优化外，越来越受到重视新型节能装置的开发，气层减阻技术就是其中重要一项。但用于船舶节能减排时并不容易实现，日本及西欧的一些组织在开展大型船舶喷气节能演示验证时就曾出现减阻效果不明显的现象^{[1 − 2]}。主要原因在于：1）气层易于逃离船体表面，减阻效果降低；2）气泡进入螺旋桨工作区，影响了推进效率；3）吃水增加，喷气消耗的功率过大。可见，要想获得良好的喷气节能效果，不仅要解决气层的稳定性及气层与推进器的适配性问题，还需对喷气系统进行优化，以最大限度降低喷气消耗的功率。对此，荷兰的DK-Group公司、日本的KUMAGA$\dot {\mathrm{I}}$、海军工程大学的董文才、武汉理工大学的吴浩、大连理工大学的赵晓杰、哈尔滨工业大学的王秀蕊等^{[3 − 10]}对气层减阻的产生机理进行了探讨。然而，目前大部分研究主要针对气层的稳定性、气层特性及分布面积，涉及喷气系统及喷气导流技术的研究不多。

本文出于优化喷气系统的目的，结合“净减阻率”的概念，采用数值方法探讨水翼用于喷气导流的可行性、关键问题，并提出部分设计参数的适合范围。本文结果可为降低大型船舶航行阻力同时降低喷气消耗的功率，达到喷气节能的效果提供一定的参考。

1 喷气节能计算分析

对于安装了喷气系统的大型船舶，消耗的有效功率主要由两部分组成，如下式：

${W_t} = {W_s} + {W_a} 。$

(1)

式中：${W_t}$为有效总功率；${W_s}$为克服船体航行阻力消耗的功率；${W_a}$为喷气消耗的功率。当船舶航速为${V_{{\mathrm{ship}}}}$，喷气量为$Q$，喷气口处压力为$P$，船体阻力为${R_h}$，则消耗的有效总功率可表示为：

${W_t} = {R_h} \cdot {V_{{\mathrm{ship}}}} + P \cdot Q 。$

(2)

定义相当总阻力$r$如下：

$r = \frac{{{W_t}}}{{{V_{{\mathrm{ship}}}}}}。$

(3)

则由式(2)、式(3)可得：

$r = \frac{{P \cdot Q}}{{{V_{{\mathrm{ship}}}}}} + {R_h} 。$

(4)

式中：∆r=PQ/V_ship为喷气消耗功率相当的阻力增加，定义净减阻率${\eta _{{\mathrm{net}}}}$如下：

${\eta _{{\mathrm{net}}}} = \frac{{{r_1} - {r_2}}}{{{r_1}}} 。$

(5)

${r_1}$为未加喷气装置时船舶的相当总阻力，${r_2}$为喷气下的相当总阻力。如下所示：

${r_1} = {R_{h1}} ，$

(6)

${r_2} = \frac{{P \cdot Q}}{{{V_{{\mathrm{ship}}}}}} + {R_{{h_2}}}。$

(7)

式中：${R_{h1}}$为未喷气时船体总阻力，${R_{h2}}$为喷气时的船体总阻力，由式(5)～式(7)可得：

${\eta _{{\mathrm{net}}}} = \eta - \frac{{\rho gHQ}}{{{R_{h1}} \cdot {V_{{\mathrm{ship}}}}}} 。$

(8)

式中：$\eta$为不计入喷气功率消耗时的减阻率，即$\eta = {{{R_{h1}} - {R_{h2}}}}/{{{R_{h1}}}}$；喷气口压力P与船舶吃水H有关，表示为$P = \rho gH$。当净减阻率${\eta _{{\mathrm{net}}}} > 0$时方可获得节能效果，则有如下关系式：

$H < \frac{{\eta \cdot {R_{h1}} \cdot {V_{{\mathrm{ship}}}}}}{{\rho \cdot g \cdot Q}}。$

(9)

可得，将喷气口设置在船底并直接喷气，船舶吃水受到减阻率和气流量的影响，存在一个最大值，当吃水超过该值时，喷气将失去节能效果。只有合理设计喷气系统，一方面降低喷气口处的局部压力、减少气量损失，另一方面通过采用提高气层稳定性的技术措施，才可增加气层减阻节能技术在大型船舶上的适用性。

2 大型船舶喷气节能数值计算

本文研究对象为一条95000 t散货船模型，实船设计水线长235 m，水线宽38 m，缩尺比为1∶34.3，图1为该95000 t散货船的三维模型示意图，模型的基本参数如表1所示。

2.1 数值方法

通过求解RANS方程计算模型粘性流场，喷气后的气液混合流采用Mixture两相流模型，湍流为RANS k-ε模型，选择二阶迎风格式进行数值离散，压力与速度的耦合为SIMPLE算法。

2.2 模型验证

计算域的离散采用全结构化网格，总数为110万，在船体表面沿法线方向加密，y⁺值30～200。由于船舶流场关于中纵剖面对称，仅对流域的一半进行数值离散。流域总长4.5倍船长，总宽为1倍船长；入口距离船首1倍船长，为速度入口；出口距离船尾2.5倍船长，为压力出口。喷气口位于船首底部，距离船中0.278L_wl>，横向宽度0.45B_wl。不喷气下总阻力的计算值与试验结果见表2。可得，阻力的计算值与试验值最大误差3.20%，最小误差1.45%，表明数值模拟结果具备较好的精度，可满足后续分析要求。

2.3 喷气节能

图2为不同航速下减阻率随气流量的变化，图3为气流量Q=10 m³/h、航速Fr=0.133时船底气相的体积分数分布图。可得，气层沿船底向后分布，在船体尾部向两侧溢出；减阻率随气流量增加而增大，最大减阻率可达16%以上。

图4为净减阻率η_net随喷气量的变化。可知，喷气获得的净减阻率为负值，且随着喷气量增加，净减阻率大幅度降低，甚至节能−100%。图5为喷气的相当阻力增值∆r及减阻率$\eta$随气流量的变化。可知，喷气的相当阻力增值∆r远大于喷气获得的减阻率$\eta$。可知，直接向大型船舶底部喷气，虽然船舶的航行阻力较大幅度降低，但因喷气消耗的功率过大，并没有获得节能效果。因此，必须采取恰当的措施，降低喷气功率消耗。实现途径主要有2种：一是降低需求的总气流量，二是降低喷气口处的压力。相对而言，后者更容易获得工程实现。

3 水翼导流及流场分析

针对如何降低喷气口处的压力问题，本文采用了加装水翼进行导流的方式去解决。为了研究水翼导流的可行性，首先采用了相当平板假定模拟的方法，在平板底部合理位置加装水翼，探究其减阻性能。

水翼导流是指在喷气口处合理布置水翼，利用水翼吸力面降低喷口处的压力，从而降低喷气所需的有效功率。水翼表面的压力系数定义为：

${C_p} = \frac{{p - {p_\infty }}}{{0.5\rho V_\infty ^2}}。$

(10)

对水翼导流效果影响最大的是翼表面的最小压力系数${C_{p\min }}$，该系数受翼型和攻角的影响。

3.1 数值模型

通过求解非稳态RANS方程对2032CJC翼型的近壁面的流场进行分析，数值模型的网格划分、边界条件如图6所示，图7为近壁面水翼的基本参数，其中C为水翼弦长，d为水翼上表面与壁面间的距离。平板长L=2000 mm，厚度T=50 mm，水翼弦长C=100 mm，则C=5%L。

3.2 水翼到壁面的距离对压力的影响

图8为平板附近的压力场云图，图9为平板下表面上的压力系数。可得，在壁面附近布置水翼后，流场会发生改变，导致局部压力降低。

图10为2032CJC翼型零攻角时，距离对壁面及翼表面压力的影响。可得，水翼到壁面间的距离减小，壁面上的最小压力降低；当d/C>0.4时，距离d对压力系数的影响较小，当d/C<0.4时，随着距离减小，壁面上的压力迅速降低。图11为近壁面水翼引起的总阻力增加，图中∆R表示带水翼的平板总阻力相对于敞水中的平板与水翼总阻力之和的增量。可知，随着距离减小，水翼引起的阻力增加增大，当d/C<0.3时，阻力增值由12.26%迅速增加至19.87%。可知，当d/C=0.3左右时，既可获得较大的压力降低，同时阻力增加不大。

3.3 水翼攻角对压力和阻力的影响

图12为距离d/C=0.3时，水翼及平板最小压力系数随攻角的变化，此时仅水翼的攻角发生改变，平板始终沿着来流方向。可得，平板与水翼表面上的最小压力系数变化规律相一致，攻角增加，C_pmin先减小后增大，最小值出现在攻角6°～8°之间。图13为水翼攻角对平板及水翼阻力的影响。可知，带水翼平板的阻力增加主要由于水翼的阻力随攻角的增加而增大。而带水翼平板的总阻力超过80%，主要是由于水翼尺度过大引起的（水翼弦长=5%板长）。由此可知，在采用水翼进行喷气导流时，其尺寸不宜过大。

3.4 喷气口位置对压力的影响

喷气口应设置在平板上压力最小的位置，图14为水翼到平板间的距离d对平板下表面最小压力位置的影响，图15为d/C=0.3时，水翼攻角对平板最小压力位置的影响。图中x表示最小压力位置至水翼导缘的水平距离。

由图14可知，水翼到平板间的距离增大，压力最小处至水翼导缘的距离增大；当d/C从0.1增大到1时，x/C从32%增大到42%。由图15可知，水翼攻角对最小压力位置有所影响，攻角增大，x/C值先减小后增加。说明当水翼的布置方案确定之后，存在一个最佳喷气口位置。对于本文采用的2032cjc翼型导流，当d/C=0.3、攻角α=6°时，最佳喷气口位置为x/C=0.28。

结果表明，在喷气口处合理布置水翼，能够有效降低喷口处的压力，加装水翼进行导流的方案具有一定的可行性。

4 大型船舶布置导流水翼节能效果

在95000 t散货船模型喷气出口处布置2032cjc型水翼，如图16所示。水翼弦长与船长之比0.0073，水翼展长与船宽之比为0.045，水翼表面距离船底d/C=0.3。

水翼对喷气口压力的影响如图17～图18所示。可知，水翼使得喷气口处的压力大幅度降低，对船体气体部分的压力影响不大。图19为安装导流水翼后获得的净减阻率增量，图20为不同航速下模型的净减阻率随气流量的变化。可知，导流水翼可大幅提高喷气的净减阻率；随着航速增加，净减阻率增大，当航速Fr>0.155时可获得正的净减阻率值；气流量增加，净减阻率先增加后减小，存在一个最佳气流量，当喷气量超过最佳气流量后，净减阻率降低。由图20可知，当Fr=0.177、Q=6 m³/h时最大净减阻率为2.76%。由于为了简化计算，水翼与船体部分没有任何结构进行连接，连接结构还会产生阻力，但连接结构件较小，且可设计为翼型，最大净减阻率略小于2.76%。由此可知，采用水翼导流技术后，气层减阻技术应用于大型船舶的节能减排有效可行。但针对具体的目标船型，需对导流水翼的翼型、数量、布置参数等进行优化。

5 结　语

本文对一艘95000 t散货船模型的水翼用于喷气导流的可行性、关键问题进行了数值模拟，主要结论如下：

1）吃水过大是影响大型船舶喷气节能效果的主要因素之一。

2）在大型船舶底部喷气，减阻率随气流量的增加而增大；但与节能效果密切相关的净减阻率为负值，说明未获得节能效果，且随气流量增加，净减阻率大幅降至。

3）通过在喷气口处合理布置水翼，可大幅降低喷气口压力，降低喷气消耗的功率。

4）水翼与壁面间的距离减小、攻角增大，平板壁面上的压力下降，但阻力增加。当d/C=0.3、攻角为6°～8°时，近壁面水翼可获得较大地压力降低，且引起的阻力增加不大。

5）安装导流水翼后，净减阻率随气流量的增加先增大后降低，存在一个最佳气流量。当Fr=0.177时，模型的最佳气流量为6 m³/h，最大净减阻率为2.73%。

以上结果表明，水翼喷气技术能在一定程度上提高净减阻率，提升气层减阻技术在大型运输船舶上的适用性，具有工程应用参考价值。