直升机空中运动的数值模拟（精选4篇）
1.直升机空中运动的数值模拟 篇一
非结构嵌套网格的直升机旋翼/机身前飞流场数值模拟
建立了一个适用于前飞状态直升机单独旋翼、机身以及旋翼/机身组合体流场的数值计算方法及模型.在该方法中,使用非结构运动嵌套网格描述桨叶之间以及桨叶与机身之间的空间位置变化关系,控制方程采用惯性坐标系下的.非定常Navier-Stokes (N-S)主控方程,空间方向上使用二阶迎风格式,时间方向上使用Lower-upper symmetric Gauss-Seidel (LU-SGS)格式.对于求解中遇到的旋翼/机身间距离过近所导致的贡献单元生成困难问题提出了一种新的解决方法.应用所建立的方法,分别对单独旋翼、机身及旋翼机身组合体的前飞绕流场进行了数值模拟与分析,计算结果与试验结果的对比表明本文建立的方法对直升机的前飞绕流场的计算和分析是很有效的.
作 者：叶靓 招启军 徐国华 YE Liang ZHAO Qi-jun XU Guo-hua 作者单位：南京航空航天大学,直升机旋翼动力学国家级重点实验室,南京,210016刊 名：航空动力学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER年，卷(期)：200924(4)分类号：V275.1 V211关键词：非结构嵌套网格 旋翼 直升机 流场 计算流体力学
2.直升机空中运动的数值模拟 篇二
现阶段, 建筑消防工程中主要采用水幕和空气幕两种方式来阻断火灾烟气。水幕是最为常见的抑烟手段, 主要是通过水滴的机械趋散作用稀释和隔绝烟气, 可以有效降低烟气中毒害性气体和烟尘颗粒的体积分数, 加速颗粒的沉降, 但存在严重的二次污染等问题。
有关细水雾与烟气作用的研究主要集中在阻断烟气运动方面。笔者利用火灾动力学软件FDS模拟了不同作用方式下细水幕阻断建筑走廊烟气运动的过程, 分析了细水幕对烟气温度场、烟气的阻断作用和对毒害气体的机械稀释作用效果, 为进一步研究细水幕阻断烟气机理和以及烟气变化规律研究提供参考依据。
1 物理模型与工况设置
数值模拟中采用了大涡湍流模型 (LES) 模型, 以庚烷模型模拟燃烧, 欧拉-拉格朗日粒子运动模型模拟液滴的运动。
1.1 物理模型
物理模型尺寸为20m×3m×3m通风走廊, 如图1所示。走廊右端设有楼梯间门, 尺寸1.5m×2m;在走廊的左端设置有燃烧盘和通风窗, 燃烧盘尺寸为1m×1m, 通风窗尺寸为2m×2m。数值模拟时, 燃烧盘设置为燃烧状态, 楼梯间门和通风窗设置为开启状态。模型环境初始温度为20 ℃, 并设置有从左至右的稳定气流, 速度为1m/s。模拟过程中为简化计算模型, 走廊墙壁均为绝热条件, 不考虑其与烟气和水滴间的相互作用。
模型中共设置两道帘状细水幕, 分别设置于距走廊的左端8m和16m处的天花板上。每道细水幕由5个细水雾喷头组成, 喷头间距为0.5 m。细水雾喷头参数如表1所示。
FDS模拟由走廊左端算起, 在9.5m处每隔0.6m垂直设置4个热电偶, 记录烟气层温度在垂直方向上随时间的变化;在距走廊左端11m处设置光束探测装置, 高度为1.5m, 用以模拟火灾发生时烟气遮光率;在12m处设置层分区装置和气相燃烧装置, 其中气相燃烧装置距地面1.2m。
1.2 网格划分
在模拟区域的网格划分方面, 笔者参考了前人对网格划分的研究成果。模拟时对网格配置采用网格敏感性分析, 依据相关文献确定以下几种尺寸配置进行测试, 如表2所示。
网格的精度直接影响计算误差的大小, 原则上是网格越小计算越精确。当网格精度为0.50 m和0.25 m时, 网格过大, 在5s前模拟软件中的热电偶就停止记录数据。精度为0.10m和0.08m的网格正常的记录下数据。从图2可以看出, 两者数据差距不大, 但后者所需的时间大大超过前者。结合计算机运算时间和模拟的要求, 最终确定优化网格尺寸为0.1m×0.1m×0.1m, 模拟时间持续60s, 使用2.0GHz计算机, 每种工况计算时间接近10h。
1.3 工况设置
模拟中通过设置热释放速率为2 500kW/m2的庚烷燃烧盘模拟现实火灾。当燃烧盘被引燃时, 两道细水幕同时释放。根据细水幕有无和施加方向的不同设置了4种不同的工况:无细水幕施加 (工况1) 、细水幕垂直向下施加 (工况2) 、细水幕垂直向上施加 (工况3) 、细水幕垂直上下同时施加 (工况4) 。
2 模拟结果分析
2.1 细水幕对于烟气的降温作用
2.1.1 走廊温度场变化
图3为4种不同工况下走廊纵向温度场分布图。火源释放的烟气在浮力作用垂直向上运动, 受到走廊天花板的阻挡变为水平流动的射流, 而该射流是一种半受限的重力分层流, 当烟气在水平天花板积累到一定的厚度时发生水平流动。火灾发生60s后烟气有明显的分层现象, 工况1中走廊上端平均温度达到140 ℃。并且由于大量烟气拥塞在走廊右端门口处, 烟气被迫向走廊下端运动, 产生烟气堆积现象, 走廊下端温度也达到120 ℃。产生的高温烟气不断产生补充, 提高了烟气层的温度, 烟气的温度场分布连续。相比与其他3种工况, 可以直观地发现细水幕的施加能有效地降低烟气温度, 其他三种工况的走廊下端温度被控制在40 ℃以下, 有明显的降温效果。这是因为细水雾具有较小的水滴粒径和体比表面积, 使其可以迅速吸收烟气和周围环境中的热量, 并且抑制烟气对走廊顶端释放的辐射热。同时, 水滴分子在走廊里运动造成了一定范围内空气湍流和卷吸, 使烟气层的温度分布不连续。
2.1.2 走廊固定点温度变化
模拟中对走廊中不同高度温度的监测, 如图4所示。反映出无细水幕施加时, 40s后不同高度处温度均高于其他三种工况, 温度峰值达到120℃。工况4中固定点温度变化体现出了细水幕对于烟气明显的降温效果, 不同高度的温度均被抑制在40℃以下。随着火灾的持续进行, 细水幕的水滴与烟层相互作用, 烟气的温度均趋于稳定。模拟结果表明, 走廊中设置的细水幕起到对火灾烟气的降温作用, 并且能够将温度控制在一定范围内。
2.1.3 走廊右端门处的释放量变化
研究通过测量走廊右端门处的热释放量, 考察细水幕的不同施加方式对吸收烟气携带热量的影响, 如图5所示。从图5可以看出, 烟气从产生到运动到右端门处需要约10s时间。在10~60s之间, 4种工况下累计的热释放量呈一定的上升趋势。工况1累计的热释放量最多, 达到386kW。工况2和工况4通过的热释放总量分别为181kW和174kW。工况3情况下通过的热释放量为312kW, 略低于工况1, 但累计的热释放总量是工况2和工况4的2倍。因为工况3中细水雾粒径小, 雾通量小, 水滴在上升的过程中受重心和空气阻力的作用, 速度减少, 穿透力减弱, 与烟层中的烟粒等固体颗粒发生碰撞后, 大量细水雾水滴还未与烟气中的颗粒完全发生热交换, 动量减为零, 未能完全阻隔烟气的通过, 仅对烟气起到延缓运动的作用, 抑制效果不明显。工况4中细水幕流量是工况3中的2倍, 热烟气中的颗粒与更多的细水幕水滴发生热交换, 体现了对烟气热量良好的吸收效果。
2.2 细水幕对于烟气的阻断作用
2.2.1 烟气层高度变化
图6为4种工况下烟气层累计厚度变化规律。通过模拟中设置的层分区装置分析发现, 在细水幕抑制下, 0~10s由于走廊中冷空气与烟气相互作用强烈, 4种工况中烟气层厚度迅速增加。10s后烟气厚度减少, 出现明显的分层现象, 上层为由庚烷的燃烧产物和空气组成的热烟气层, 下层为冷空气层。随着火灾的进行, 烟气在走廊末端聚集, 在浮力作用下做爬升运动, 产生逆流现象, 最终烟气厚度趋于稳定。无细水幕施加情况下, 烟气厚度呈持续上升趋势, 最终稳定在2.28m, 几乎填充满这个走廊。工况2和工况4的情况下对烟气的抑制效果比较明显, 烟气的厚度相比无细水幕施加时下降很多, 分别稳定在1.32m和1.46m。工况3的烟气在垂直向上细水幕水滴的同时作用下, 高度比工况1情况下下降, 烟气高度稳定在1.95m, 但效果不如工况2和工况4。
2.2.2 烟气遮光率
建筑走廊发生火灾时, 烟气遮光率也是一个重要参数, 通过分析遮光率的大小可以反映细水幕对烟气的机械稀释效果。模拟中根据遮光率计算方程对模拟过程中固定点处烟气遮光率进行计算, 如式 (1) 所示。
式中:I为烟气遮光率;i为沿光束方向上的网格数;ρsot，i为网格内的烟气微粒密度;Δxi为在网格内沿光束移动的距离;Km为单位质量消光系数。
图7为烟气遮光率对比图。在整体模拟过程中, 工况3中细水幕作用效果较明显, 相比较其他工况烟气遮光率下降了7%, 仅有62.4%。这是由于烟气中有很多颗粒较大的物质, 细水幕主要通过动力学作用、物理学作用有效地冲刷烟颗粒, 并且细水幕具有更小的水雾粒径和比表面积, 在火灾环境快速吸热蒸发形成过饱和水蒸气, 烟颗粒吸收了过饱和水蒸气, 体积和质量增大, 容易快速沉降。工况2 和工况4 中由于水滴在走廊上端运动, 造成空气湍流, 压力骤低, 加速烟气的运动, 但施加的细水幕对烟气也产生机械稀释, 遮光率略低于工况1。
2.3 细水幕作用下气体组分变化
2.3.1 二氧化碳质量浓度
图8为二氧化碳质量浓度变化。火灾燃烧时产生的大量二氧化碳, 密度大于空气, 属于重质气体。火灾开始的0~25s内施加了细水幕的工况中烟气在细水幕水滴的作用下加速扩散。当火源稳定燃烧后25~60s时间内, 工况3中的二氧化碳质量浓度平均值最低, 火灾发生60s时仅为0.007kg/m3, 相比其他三种工况二氧化碳被稀释了12.5%。并且伴随火灾的持续进行, 大量二氧化碳在水滴的机械运动和空气卷吸耦合作用下, 细水幕水滴推向走廊上空, 并不断被机械稀释, 减少了逃生人员因吸入过量二氧化碳产生中毒的危险性。
2.3.2 氧气质量浓度
图9为走廊内氧气质量浓度变化图。从图可以发现, 随着火灾的持续进行, 氧气质量浓度持续下降。其中无细水幕施加的情况下氧气质量浓度下降速度较快, 火灾发生60s时, 氧气质量浓度值为0.211kg/m3, 增大了逃生人员窒息的危险性。而其他三种工况下由于施加了细水幕, 减缓了氧气质量浓度的下降速率, 氧气质量浓度值均大于0.22kg/m3。当火灾发生30s后工况4中的氧气质量浓度下降速率最为缓慢, 氧气质量浓度值为0.243kg/m3。这是因为垂直上下同时施加的细水幕流量大, 具有较大的有效面积, 充分稀释了烟气中的颗粒和烟尘, 减缓了氧气质量浓度的下降速率, 有效地阻挡了烟气向走廊右端运动。
3 结论
(1) 细水幕通过水滴和烟气的热交换作用, 降低了烟气的温度, 减少了烟气所携带的热量, 减少了烟气对周围环境的热辐射。
(2) 细水幕对烟气中的二氧化碳具有稀释作用, 施加细水幕后, 二氧化碳质量浓度的下降趋势有明显减弱, 为逃生人员争取了宝贵的时间。
(3) 采用上下垂直相结合施加细水幕的方式, 使水滴的机械稀释作用得到加强, 火场的烟气层高度明显下降, 同时增大了火场的能见度。
(4) 模拟中烟气主要受到雾通量和流量两个因素制约:流量越大, 更多的细水幕水滴被汽化成水蒸气, 烟气颗粒的沉降也就越明显;雾通量越大, 空气湍流效果越明显, 空气和烟气热交换速度加快, 烟气温度下降也越快。
参考文献
[1]刘博.对高层火灾特点及扑救方法的一点看法[J].中国新技术新产品, 2012, (20) :252.
[2]周汝.地铁站火灾时空气幕防烟的数值模拟与分析[J].中国安全科学学报, 2006, 16 (3) :27-31.
[3]刘秀云.细水雾灭火影响因素研究进展[J].消防科学与技术, 2010, 29 (4) :269-271.
[4]Hansen O R, Gavelli F.Validation of FLACS against experimental data sets from the model evaluation database for LNG vapor dispersion[J].Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2010, 23 (6) :57-67.
[5]Morse T L, Kytmaa H K.The effect of turbulence on the rate of evaporation of LNG on water[J].Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2011, 19 (3) :1-7.
[6]Spyros S, Rigas F.Validation of turbulence models in heavy gas dispersion over obstacles[J].Journal of Hazardous Materials, 2004, 108 (1-2) :9-20.
[7]余明高, 郭明, 李振峰, 等.走廊烟气填充的数值模拟研究[J].中国矿业大学学报, 2009, 38 (1) :20-24.
[8]邓玲.FDS场模拟计算中的网格分析[J].消防科学与技术, 2006, 25 (2) :207-209.
[9]Zhou Yan.A novel model for length of countercurrent smoke layer in horizontal tunnel fire[J].Journal of China University of Mining&Technology, 2007, 36 (5) :569-572.
[10]Cooper L Y.The interaction of an isolated sprinkler spray and a two-layer compartment fire environment[J].Heat Mass Transfer, 1995, 38 (4) :679-690.
3.直升机空中运动的数值模拟 篇三
直升机飞行数值仿真中尾桨动力学模型探讨
针对常规单旋翼带尾桨直升机,通过对尾桨挥舞运动方程、尾桨动力入流模型、旋翼和机身在尾桨处侧洗的分析与计算,探讨尾桨动力学模型中不同因素对于直升机整机直线飞行状态的.配平和驾驶员操纵输入动态响应数值仿真精度的影响程度,为不同目的飞行数值仿真中尾桨动力学模型的选取提供参考.本文以UH-60A直升机为算例进行了对比分析.
作 者：杨超 洪冠新 张晓谷 Yang Chao Hong Guanxin Zhang Xiaogu 作者单位：北京航空航天大学,飞行器设计与应用力学系刊 名：北京航空航天大学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF BEIJING UNIVERSITY OF AERONAUTICS AND ASTRONUATICS年，卷(期)：“”(1)分类号：V212.4关键词：直升机 飞行力学 数字仿真 尾桨动力学
4.直升机空中运动的数值模拟 篇四
船舶横摇阻尼的精确预测是准确预报船舶波浪中耐波性能的关键之一。由于横摇运动中伴随着一些黏性现象,如发生在舭部的流动分离及漩涡泄出等,且横摇运动特别是大幅横摇运动本身具有某些非线性本质特征,如跳跃、分岔、混沌等。使得人们意识到基于线性势流理论建立起来的各种船舶波浪中运动性能预报的理论方法,如切片理论、细长体理论及其各种改进方法等,对船舶横摇运动的预报精度十分差。因此,现阶段人们主要利用基于试验获得的经验公式[1]或者直接通过船模试验来确定横摇阻尼。然而这些手段都具有其本身的局限性,前者存在一定的适用性问题;后者不仅要耗费高,而且试验结果的分析精度也会受到试验设备等因素的限制。
近年来,随着计算机技术和数值计算方法的迅猛发展,计算流体力学(CFD)也有了长足的进步,基于雷诺平均Navier-Stokes方程(RANS)的数值计算方法在船舶推力及阻力方面得到了较广应用[2],但当将其拓展应用于船舶耐波性及操纵性研究时,由于非定常流动、复杂海况以及有限的计算机资源等因素的制约,应用范围比较狭窄,研究人员在这方面做过一些基础性研究[3,4,5,6,7],取得了良好的效果
现利用商业计算流体力学(CFD)软件FLUENT对某一无航速驳船的二维横剖面在静水中作自由横摇衰减运动进行了数值模拟,计算得到了船体剖面的横摇阻尼系数及固有周期,并与KwangHyo Jung等[8]]的试验结果进行了对比,吻合良好,横摇阻尼系数相对误差为2.5%,固有周期相对误差为0.19%,这就说明了FLUENT软件的数值计算结果是准确可靠的,从而证实了基于非定常RANS的数值计算方法在预报船舶横摇运动性能方面拥有巨大潜能,可进一步拓展应用于船舶波浪中耐波性能的预报分析及船型优化设计等方面。
1数值计算模型[9]
将FLUENT软件应用于船舶自由横摇衰减运动的数值预报中,该项工作的核心方法是在数值波浪水槽中将船体置于某一初始横摇角度位置后释放,通过求解非定常流动控制方程(RANS)和动网格技术来对船舶自由横摇衰减运动进行数值模拟,继而分析其横摇阻尼特性及固有频率。数值模拟是在一个类似于试验水槽的二维数值波浪水槽中进行,水槽上部为空气,下部为水,以两相流理论为基础,采用流体体积函数VOF法来追踪自由表面的运动状态。
1.1基本数学模型
对不可压缩黏性流体,在直角坐标系下,整个计算域内流体的运动规律以连续性方程及N-S方程为控制方程
式中,u和v分别为流体质点在x和y两个方向的速度分量,ρ为流体密度,μ为动力黏性系数,g为重力加速度。
1.2主要数值方法
为了成功地模拟船舶的自由横摇衰减运动,需应用非结构网格的动网格技术,所采用的网格变形方法为局部重划模型。该模型在重新划分网格之前,首先通过网格畸变率和网格尺寸这两个判据将需要重新划分的网格识别出来,根据设定的重划间隔来对网格进行调整以提高计算中网格质量,进而获得精度较高的数值解。船舶横摇运动通过自定义函数(UDF)编程方式在FLUENT平台上实现,通过求解船舶在每一时刻所处运动位置,确定其受到的总外力矩,根据牛顿第二定律可求得船舶横摇角速度。利用梯形算法来预测船舶下一时刻将会到达的运动位置并通过动网格技术来及时调整船舶运动位置,之后再进行下一时刻的数值计算,如此循环一段时间后,由于水的阻尼作用船舶将停止运动。
对于自由表面的处理,计算中采用有限体积方法离散控制方程,这就需要计算通过控制体表面的对流扩散通量,这里采用几何重构方法迭代计算VOF模型中的表面通量,用分段线性的方法表示两相流体间的分界面。定义密度较小的空气为基本相,指定水为第二相,同时必须考虑重力的影响,利用patch工具将region指定区域全部定义为水,其余部分为空气,水和空气交界面即为自由水面。
在计算过程当中,压强-速度关联算法选择PI-SO算法,动量方程采用一阶迎风格式离散,压力项采用Presto!格式。
1.3计算域的数值处理
数值模拟的计算域示意图如图1所示。取二维右手直角坐标系,坐标原点定在静水面中心处,x轴向右为正,y轴向上为正,其中横摇运动的轴心O即为坐标原点。
采用混合网格技术对计算域进行网格划分,运用GAMBIT生成FLUENT求解器需要的网格。为了能够准确描述船体的横摇运动及其周围流场(尤其是近壁区流场)对横摇运动的影响,在网格划分时采用了局部加密技术,如图2船体位于中间矩形非结构网格加密区域内,在数值计算中矩形加密区域为网格重划区,矩形区域外为静态结构网格区域;同时,在水平方向为了避免水池边界的反射作用对运动船体周围流场的影响,把水池的长度取得相对较大,并且在离船体较远的区域采用了逐渐变稀的网格,起到了数值消波的功能,可以消去船体运动产生的辐射波,这与试验中采用海绵层来消波所达到的效果是相同的。
1.4 模型选取
数值模拟采用的计算模型是按照文献[8]中提及的驳船船模试验建立起来的。试验在一个理论上二维的波浪水槽中进行,试验水深为0.9 m,初始横摇角为15°。试验中将驳船的横剖面简化为一矩形结构,分析得到了静水条件下无航速驳船剖面的横摇阻尼系数及固有频率,试验结果及详细分析可见文献[8]。与试验方法一致,根据模型试验相似准则,通过采用1∶0.9的Froude模型比尺将试验模型映射到FLUENT二维数值波浪水槽模型中,数值计算水深取为Hw=1.0 m。这种处理方式既可保证模型的合理性又可使计算量大大减少。模型的具体参数见表1。
2 数值模拟结果及分析
2.1 横摇衰减曲线分析
利用上述数值方法和计算模型,对黏性流场中驳船截面自由横摇衰减运动进行了数值模拟,以下分析结果已是将数值模型结果按照比例关系换算成试验模型结果,以便与试验结果进行对比。图3(a)描述了无航速的驳船横剖面由初始横摇角15°释放后作自由横摇衰减运动的数值模拟时间历程,通过与Kwang Hyo Jung(2006)的试验结果(图3(b))进行对比可知,两者幅值有相同的变化规律。由于水阻尼产生了能量耗散,自由横摇幅值随时间在逐步衰减,且衰减幅度呈现出先急后缓的趋势,一段时间过后横摇角幅值趋于0,船体剖面停止运动。由横摇幅值的衰减规律知,当横摇角度比较大时,横摇运动开始显现出一定的非线性特征。
2.2 横摇固有周期的比较
众所周知,当船舶在静水中作自由横摇衰减运动时,横摇阻尼对周期的影响很小,它只稍稍增大了船舶的横摇固有周期,因此可以认为,船舶在静水中的自由横摇周期就代表了船舶的横摇固有周期。从图3中的数值模拟结果可以直接读取出平均横摇周期为Tm=0.928 2 s。当以此值代表船舶的横摇固有周期Tθ时,它与试验结果(Tθ=0.93 s)的相对误差仅为0.19%, 可以忽略不计,说明了利用FLUENT软件来预报船舶的横摇固有周期具有相当的精度。
2.3 横摇阻尼系数计算结果比较
横摇阻尼模型的选取是一个古老而重要的问题。由于考虑的是初始横摇角为15°的自由横摇衰减运动,因此可初步选取线性阻尼模型,即认为阻尼力矩与角速度成线性关系:
2.4 漩涡阻尼对横摇运动的影响
图5显示了驳船截面作自由横摇运动时一个周期内各个时刻对应的周围流体速度矢量分布。从图中可以明显看出,随着时间的推移,驳船截面舭部附近的漩涡从发展到衰减的周期演变过程,它们的位置与Ikeda(1978)[11]的试验结果非常相似,且产生了两个漩涡。定义“正”漩涡阻尼为逆时针方向,“负”漩涡阻尼为顺时针方向,同时定义横摇运动的“正负”方向与漩涡阻尼的“正负”方向相反,即:顺“正”逆“负”。由图中结果分析得知,当驳船横剖面由初始横摇角15°释放后开始作正向横摇运动时,在船体截面的右侧及左下侧开始形成正漩涡阻尼,一段时间过后(t=0.2 s),漩涡阻尼的强度迅速变强并附着在船体截面底部;正向横摇运动未到达峰值之前(t=0.4 s),漩涡阻尼始终保持正向,因而有增大横摇运动幅值的趋势;当正向横摇运动到达峰值之后船体截面开始作负向横摇运动(t=0.6 s),此时在船体截面左侧及右下侧形成了负漩涡阻尼,且在负向横摇运动的整个过程中漩涡阻尼始终保持负向,因而也有增大横摇运动幅值的趋势。因此可以推断在船体截面自由横摇衰减运动的整个过程当中,漩涡阻尼的贡献是增大横摇运动幅值,而不是对船舶横摇运动产生阻尼效应,这主要是由于在船体截面的拐角处流体的速度相对截面的速度较大,导致流体分离以及漩涡的形成,且漩涡形成和维持的位置主要在船体截面运动方向的“后方”,从而有加速船舶运动的趋势。
3 结论
本文以计算流体力学(CFD)理论为基础,采用流体体积函数VOF方法和动网格技术,成功地将商业CFD软件FLUENT应用于船舶横摇阻尼和固有周期的数值预报中。通过对某一无航速驳船的二维横剖面在静水中作自由横摇衰减运动进行数值模拟,分析得到了船体剖面的横摇阻尼系数及固有周期。与相关试验结果的对比结果表明,横摇阻尼系数和固有周期的结果吻合良好,相对误差均小于3%,从而验证了本文数值计算方法的结果是准确可靠的,相比于物理模型试验,具有更加便捷高效,费用低廉和精度易控制等优点。因此可以推断,基于非定常RANS的数值计算方法在预报船舶横摇运动性能方面拥有巨大潜能,可进一步拓展应用于船舶波浪中耐波性能的预报分析及船型优化设计等方面。
参考文献
[1]Chakrabarti S.Empirical calculation of roll damping for ships and barges.Ocean Engineering,2001;28:915—932
[2]Larsson L,Stern F,Bertram V.A workshop on numerical ship hy-drodynamics.In:Proceedings of the Gothenburg2000,Chalmers U-niversity of Technology,Gothenburg,Sweden;September2000
[3]Simonsen D,Stern F.Verification and validation of RANS for maneu-vering simulation of Esso Osaka:effects of drift and rudder angle on forces and moments.Computers Fluids,2003;32:1325—1356
[4]Tahara Y,Long J,Stern F,et al.Comparison of CFD and EFD for the series60CB=0.6in steady yaw motion.In:Proceedings of the22nd ONR Symposium on Naval Hydrodynamics,Washington,DC,August1998
[5]Alessandrini B,Delhommeau G.Viscous free flowpast a ship in drift and in rotating motion.In:Proceedings of the22nd ONR Symposium on Naval Hydrodynamics,Washington,DC,August1998
[6]张怀新,刘应中,缪国平.船体各种剖面的横摇阻尼与漩涡的形状.水动力学研究与进展(A集),2001;16(3):382—389
[7]朱仁传,郭海强,缪国平,等.一种基于CFD理论船舶附加质量与阻尼的计算方法.上海交通大学学报,2009;43(2):198—203
[8]Hyo Jung Kwang,Chang Kuanga-An,Jo Hyo Jae.Viscous effect on the roll motion of a rectangular structure.Journal of Engineering Me-chanics,2006;132(2):190—200
[9]王福军.计算流体动力学分析—CFD软件原理与应用.北京:北京理工大学出版社,2004:1—4
[10]刘应中,缪国平.船舶在波浪上的运动理论.上海:上海交通大学出版社,1986