常規(guī)雙槳船與雙尾船的三因次演換法計算形狀因子的試驗研究

常規(guī)雙槳船與雙尾船的三因次演換法計算形狀因子的試驗研究

1雙槳船性能試驗方法隨著船舶大規(guī)模設計和方形系數的改善，總阻力中的粘度壓力阻力的比例增加。涂層的阻力主要取決于雷諾數。在緊致反射阻力的情況下，應遵循剩余阻力的轉換法（縮自比的三個方），并根據有效功率轉換值的結果進行轉換。hughes提出的三因次濾波方法將涂層阻力從剩余阻力中分離出來，并將摩擦阻力歸為粘土阻力，這將隨著雷達指數的變化而變化。因此，在分析和比較了不同船型的實際船型通訊性能后，第15條國際拖地擴散池會議性能委員會提議使用三因次濾波法來預測單船的性能。中國船舶工業(yè)總公司頒布了指導性技術文件“一般排水量船模雙槳自航試驗方法”(CB-Z239-87),文中建議將第15屆國際拖曳水池會議推薦的方法擴展到雙槳船,以使該方法作為通用方法,逐步積累資料.其他換算方法仍應保留,繼續(xù)積累資料,通過不斷實踐逐步確定一種最好的換算方法.鑒于目前國內外對雙槳船絕大部分仍采用二因次換法的現(xiàn)狀,作者對三條典型的雙槳船采用三因次換算法和二因次換算法進行了比較,在三因次換算法中分別采用裸船體和全附體兩種狀態(tài)阻力試驗的形狀因子k來換算全附體情況的實船有效功率.形狀因子k的計算則在丹麥C.W.Prohaska提出興波阻力系數與傅氏數成四次方關系的基礎上,改進為傅氏數的m次方(m為浮動因子),計算中用步長半分法和最小二乘法取試驗點與回歸直線達最小均方差的m值,以保證形狀因子k的唯一性.期望通過這一研究,為三因次換算法推廣到雙槳船作一努力.2全是否有效功率算定A船的滿載水線長LWL=200m,方形系數CB=0.571.其附體有:軸包套、單臂型前艉軸架、人字型后艉軸架、槳軸、舵和舭龍骨各一對、減搖鰭兩對、艏側推孔一個.根據該船的長度和中國船舶及海洋工程研究設計院拖曳水池的經驗,取二因次換算法即傅汝德方法的船?！獙嵈嚓P補貼系數?CF=0.1×10-3.由裸船體(無附體)阻力試驗數據計算得到的形狀因子k=0.0728,由全附體阻力試驗數據計算得到的形狀因子k=0.2377.表1為裸船體阻力試驗狀態(tài)下,三因次換算法與二因次換算法在設計速度附近的計算結果比較;表2和表3分別采用上述兩種形狀因子k,通過三因次換算法計算出全附體實船有效功率PE,并與二因次換算法的計算結果進行比較.表中C為三因次法PE比二因次法PE增加的百分數,“+”值表示增加,“-”值表示降低.表2和表3表明:采用三因次換算法計算全附體實船的有效功率時,若形狀因子k取自裸船體阻力試驗計算值,則有效功率換算結果較為合理,與傳統(tǒng)的二因次法換算結果較為接近;若形狀因子k取自全附體阻力試驗計算值,則有效功率換算結果比二因次法換算結果低9%～10%,換算結果不合理.其原因是當k取自裸船體阻力試驗計算值k=0.0728時,粘壓阻力系數按裸船體情況計算kCFS,附體產生的粘壓阻力按濕表面積的大小計入,絕大部分附體阻力(包括渦流及流動分離)歸并在興波阻力中,以致?lián)Q算結果中興波阻力系數比表1的裸船體狀況大得多,并與二因次換算法一樣將剩余阻力(三因次換算法為興波阻力)按縮尺比的三次方換算至實船:式中,RWS—實船興波阻力;CWS—實船興波阻力系數;ρS—海水密度;vS—實船航速;SS—實船濕表面積;CWM—船模興波阻力系數;vM—船模速度;SM—船模濕表面積;λ—實船與船模的幾何縮尺比.換算中因裸船體的k=0.0728較小,即粘壓阻力系數kCFS較小,三因次法換算結果與傳統(tǒng)的二因次法換算結果比較相近,且表2中兩者計算差異與表1裸船體情況的差異較為接近.當k取自全附體阻力試驗計算值k=0.2377時,換算結果中興波阻力系數與表1的裸船體狀況相近,即附體產生的阻力主要歸并至粘壓阻力項,其大小取決于雷諾數,因實船雷諾數RnS遠大于船模雷諾數RnM,致使實船的粘性阻力系數小于船模值:亦即粘壓阻力是按縮尺比小于三次方的比例換算至實船:式中,RPυS—實船粘壓阻力;CFS—實船摩擦阻力系數;CFM—船模摩擦阻力系數.大多數雙槳船的附體有效功率增量占裸船體有效功率的百分比較高,如研究的A船即達到35%以上,全附體的k=0.2377較大,換算結果中興波阻力系數又比表2的k=0.0728情況降低很多,這意味著在換算中有較大部分阻力從興波阻力項轉移至粘壓阻力項,即按縮尺比的三次方換算至實船的興波阻力項大幅減小,而按縮尺比小于三次方的比例換算至實船的粘壓阻力項大幅增加,造成了有效功率PE換算結果偏小.實際上,當k取自全附體阻力試驗計算值k=0.2377時,其有效功率PE換算結果與二因次換算法取?CF=-0.16×10-3的換算結果相當,此時粗糙度補貼系數?CF已為負值,故其換算結果明顯偏低很多.3全部分船舶阻力試驗結果B船設計吃水水線長LWL=140m,方形系數CB=0.8662.其附體有:導流踵一個、導流鰭、人字型艉軸架、槳軸、舵各一對,附體的有效功率增量約占裸船體有效功率的40%.根據該船的長度和中國船舶及海洋工程設計研究院拖曳水池的經驗,取二因次換算法即傅汝德方法的船?！獙嵈嚓P補貼系數?CF=0.由裸船體(無附體)阻力試驗數據計算得到的形狀因子k=0.1936,由全附體阻力試驗數據計算得到的形狀因子k=0.4402.表4為裸船體阻力試驗狀態(tài)下,三因次換算法與二因次換算法在設計速度附近的計算結果比較;表5和表6分別采用上述兩種形狀因子k,通過三因次換算法計算出全附體實船有效功率PE,并與二因次換算法的計算結果進行比較.表5和表6表明:采用三因次換算法計算全附體實船的有效功率時,若k取自裸船體阻力試驗計算值,則有效功率換算結果較為合理,與傳統(tǒng)的二因次法換算結果較為接近;若k取自全附體阻力試驗計算值,則有效功率換算結果比二因次法換算結果低9%～15%,換算結果不合理.其原因與A船類似,在此不再贅述.實際上,當k取自全附體阻力試驗計算值k=0.4402時,其有效功率PE換算結果與二因次換算法取?CF=-0.5×10-3的換算結果相當,此時粗糙度補貼系數?CF已為負值,故其換算結果是明顯偏低很多的.此外,可以看出,由于大方形系數B船粘壓阻力在總阻力中所占比例遠大于小方形系數A船,不管是裸船體還是全附體阻力試驗,計算出的k均比A船大得多.若類似于上述A船和B船的常規(guī)雙槳船的附體阻力增量較小,則三因次法采用兩種k值的換算結果差異可減小,但因常規(guī)雙槳船的附體阻力都很大,故此差異還是明顯的.4種主船方法增加了一個裸船的有效功率C船為球首雙尾鰭船型,設計吃水的水線長LWL=140m,方形系數CB=0.8633,其附體有舵一對.根據該船的長度和中國船舶及海洋工程研究設計院拖曳水池的經驗,取二因次換算法即傅汝德方法的船?！獙嵈嚓P補貼系數?CF=0.由全附體阻力試驗數據計算得到的形狀因子k=0.3653.表7為全附體阻力試驗狀態(tài)下,三因次換算法與二因次換算法在設計速度附近的計算結果比較.表7表明:采用三因次換算法計算全附體實船的有效功率比二因次法換算結果低6%～12%,換算結果不合理.實際上,當k取自全附體阻力試驗計算值k=0.3653時,其有效功率PE換算結果與二因次換算法取?CF=-0.32×10-3的換算結果相當,此時粗糙度補貼系數?CF已為負值,故其換算結果是明顯偏低很多的.可以將兩個尾鰭看成是兩個很大的軸包套(即兩個很大的附體),其方向平行于縱舯剖面線,而船艉底部流線往船舯有一定的內傾,尾鰭的方向與船底流線縱向不一致,兩尾鰭間形成一定的橫向流動,引起了很大的附體阻力.對于雙尾鰭C船,雖然其附體僅有舵一對,但計算得出的k卻與A船和B船取自全附體阻力試驗得出的k較大的情況相似.如果我們假想將這兩個很大的附體(雙尾鰭)削去后得到一個裸船體,并用這個裸船體進行阻力試驗,計算出一個相應的k(相當于A船和B船取自裸船體阻力試驗得出的k較小的情況),利用這樣一個k值來計算全附體(雙尾鰭+雙舵)實船的有效功率,得出的結果可能和二因次法的換算結果比較接近.但在船模加工和模型試驗中都是將雙尾鰭視為裸船體整體的一部分,因此不可能得出假想的裸船體k.如果雙尾鰭的型線設計較好,由它引起的阻力增量較小,計算得出的k與削去雙尾鰭得到的裸船體k較為接近,唯此情況下,三因次法的實船有效功率換算結果與二因次法的換算結果相近,此時三因次換算法才可采用,但在事先難以判斷.鑒于上述對大方形系數雙尾鰭C船的分析,可以設想小方形系數的雙尾鰭船采用三因次換算法也會出現(xiàn)相似的結果.5軸支架雙槳船變換結果常規(guī)雙槳船可采用三因次換算法,在計算全附體實船有效功率時形狀因子k必須取自裸船體阻力試驗