WWW.KONF.X-PDF.RU
БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА - Авторефераты, диссертации, конференции
 

Pages:     | 1 || 3 |

«Разработка методов расчета характеристик демпфирования общей вибрации судов с учетом гидродинамических сил волновой и вязкостной природы ...»

-- [ Страница 2 ] --

Таблица 2.4.

1. Результаты сравнения характеристик сопротивления модели с другими программными кодами

–  –  –

остаточного сопротивления, S / L2 - обезразмеренная площадь смоченной поверхности модели, E - погрешность численных расчетов по отношению к эксперименту.

Как видно из рис. 2.4.2 и таблицы 2.4.1, численный расчет, проведенный в программном комплексе ANSYS CFX, хорошо согласуется как с расчетами, проделанными в других программах, так и с экспериментом.



Однако один такой расчет занимает продолжительное время, вследствие чего были внедрены многопроцессорные расчеты, позволяющие существенно сократить общее время расчета.

2.5. Численное определение гидродинамических сил для глиссирующего судна Рассмотренный выше случай обтекания трехмерной неподвижной модели показал хорошую согласованность с экспериментом лишь для скоростей, не превышающих числа Фруда по водоизмещению Fn=1. Как показали проведенные расчеты, для рассмотрения более высоких скоростей необходимо решать задачу с незакрепленным объектом. Задача решалась с двумя степенями свободы: дифферент и всплытие модели глиссера менялись в процессе решения. Для нахождения горизонтальных сил, распределенных по длине корпуса, автором совместно с Рудниченко А.А. была численно решена задача трехмерного обтекания модели глиссирующего судна. В рамках подготовки задачи в среде пакета CAD-моделирования NX была построена модель глиссирующего 16-метрового Unigraphics однокорпусного пассажирского судна, разделенная на 20 секций по шпангоутам. Масштаб модели составляет 1:6,5. Для построения расчетной сетки вокруг модели была построена область, размеры которой обеспечивают наименьшее влияние внешних границ на модель судна. На рисунке 2.5.1 представлена CAD-модель глиссера. Основные параметры расчетной области и модели судна приведены в таблице 2.5.1.

–  –  –

2338 604 74,07 13250 7200 4500 Для решения уравнений методом конечного объема область должна быть разбита на большое количество элементарных ячеек. Таким образом, одним из основных этапов постановки задачи численного моделирования является построение расчетной сетки. Для этого использовался сеточный генератор Star-CCM, позволяющий создавать качественную неструктурированную сетку с возможностью интегрирования призматических слоев на поверхностях для разрешения пристеночной области. При решении задач со свободной поверхностью основное внимание уделяется границе раздела двух фаз, положение которой точно определяется за счет ячеек меньшего размера. В целях уменьшения размера расчетной сетки и экономии вычислительных ресурсов реализуется ее анизотропное по вертикальной координате сгущение в области предполагаемой свободной поверхности. Кроме того, при построении расчетной сетки необходимо обратить внимание на два поперечных редана и транец судна, где происходит отрыв потока.

Задача решалась в трехмерной постановке в среде пакета Star-CCM+ с использованием системы осредненных по Рейнольдсу уравнений НавьеСтокса для несжимаемой жидкости, включающей в себя частный случай уравнения неразрывности при = const и уравнение движения. Для моделирования турбулентных пульсаций была использована k- SST модель турбулентности Ментера, замыкающая систему уравнений Рейнольдса. Для определения уровня свободной поверхности в среде пакета Star-CCM реализуется метод Volume Of Fluid, позволяющий рассчитывать объемную долю каждой из фаз в отдельно взятой ячейке.

Изменение положения судна в области влечет за собой деформации расчетной сетки: для этого используется модель Morpher, основная идея которой заключается в перемещении узлов сетки по связанным с контрольными узлами векторам. Таким образом, данная модель может применяться как при задаваемых напрямую деформациях контрольных узлов, так и при задачах со свободным движением тел. На расчет каждого скоростного режима было затрачено 3 суток работы 1 расчетного узла (24 ядра) кластера.

Задача численного моделирования обтекания модели глиссирующего судна более подробно представлена в статье [60].

Сравнение полученных результатов с экспериментом проиллюстрировано на рис. 2.5.2, на котором представлены силы сопротивления жидкости движению судна. Допускаемая точность вычисления гидродинамических сил сопротивления общей вынужденной вибрации может быть ниже точности определения сил сопротивления жидкости движению судна.

Рис. 2.5.2. Результаты сравнения численного расчета с экспериментом по силам сопротивления для модели глиссирующего судна





2.6. Применение распределенных вычислений при решении сопряженных задач прочности и гидродинамики судов Существенный рост вычислительной мощности современных компьютерных систем привел к широкому использованию в современной практике проектирования кораблей программных комплексов, построенных на решении гидродинамических задач и расчета деформирования конструкций методом конечных элементов. Численное определение параметров напряженно-деформированного состояния и вибрации судовой конструкции предполагает задание нагрузок, которые в свою очередь могут быть определены методами численной гидродинамики. Необходимость в наличии двустороннего обмена данными между программными комплексами расчета напряженно-деформированного состояния и внешних сил потребовало создания алгоритмов и специализированных программных средств, обеспечивающих бесшовный интерфейс решения связанных задач.

Ведущее положение в реализации комплексного подхода для решения сопряженных задач занимают коммерческие программные пакеты: CFX, FLUENT, Dytran, ABAQUS, STAR-CCM+, LS-DYNA, AQWA. Одной из наиболее важных функциональных характеристик этих программ является эффективный набор средств моделирования взаимодействия конструкции и жидкости (FSI - Fluid-Structure Interaction). Эффективной будем считать такую связанную расчетную модель «деформируемая конструкция– жидкость», в которой, во-первых, автоматизирована передача распределенных нагрузок и, соответственно, воздействия поверхности конструкции на жидкость. Во-вторых, процедура согласования алгоритмов расчета деформации конструкции и алгоритма расчета нагрузок, действующих со стороны жидкости, обеспечивает получение сходящегося решения как для случая стационарного обтекания, так и при решении нелинейных динамических задач с адаптивным и динамическим перестроением сеток. Другими словами, с точки зрения обеспечения прочности и оптимального проектирования конструкций наибольший интерес представляют такие программные комплексы, у которых рационально организована автоматизация сопряжения конструкционной и гидродинамической частей задачи.

Рассмотрим наиболее важные функциональные особенности реализации FSI-моделирования на примере известного комплекса ANSYS CFD. Комплекс ANSYS CFD обеспечивает полный доступ ко всем функциональным возможностям CFD-кодов ANSYS CFX и ANSYS FLUENT.

Программы CFX и FLUENT позволяют моделировать течения жидкости в объектах с подвижными границами, а также решать задачи взаимодействия жидкости и твердого тела; содержат расширенный набор моделей турбулентности, и предназначены для моделирования ламинарных и турбулентных потоков (с учетом и без учета сжимаемости среды).

Современные устойчивые алгоритмы решения уравнения течения позволяют применять многопроцессорные и кластерные системы для ускорения вычислений.

Решения задач FSI-моделирования с количеством неизвестных более 1 миллиона требует использования технологии высокопроизводительных вычислений (HPC, high-performance computing) на базе многопроцессорных или кластерных компьютерных систем [5, 54]. В этом случае проявляется общий для представленных выше программных комплексов недостаток – низкая масштабируемость. Другими словами, рост скорости вычислений ограничен 32 процессорами, при этом опыт решения подобных задач показывает, что основной эффект достигается при подключении 12 процессоров, подключение остальных 20 процессоров позволяет увеличить скорость решения на 10-20%. Кроме того, наличие подвижных границ, таких как свободная поверхность жидкости или поверхность контакта конструкции с жидкостью, создают вычислительные сложности в определении локального распределения давлений в пограничной зоне, которые связаны как с интерпретацией взаимодействия поля скоростей и поля давлений, так и с диссипацией межфазовой границы. Указанные проблемы могут приводить к существенному разбросу численных решений, получаемых с использованием различных CFD-пакетов, в определении гидродинамических нагрузок. В таблице 2.6.1 приведены некоторые данные о зависимости количества используемых расчетных ядер на общее время расчета. За единицу принято время расчета одного режима на двух ядрах современного машинного узла.

Как видно из таблицы 3, добавление двух дополнительных ядер дает увеличение скорости счета в 1,6 раза, в то время как добавление 12 дополнительных ядер дает увеличение скорости счета в 2,5 раза.

–  –  –

4 1,6 14 2,5

2.7. Рекомендации по формированию численной модели Выполненное сопоставление расчетных и экспериментальных данных дает основание сделать следующие рекомендации по формированию численной модели трехмерного обтекания в программном пакете ANSYS обеспечивающей достоверную оценку гидродинамических сил CFX, демпфирования волновой и вязкостной природы:

рекомендуется применение более подробной конечно-элементной сетки вблизи линии свободной поверхности для описания формы взволнованной поверхности (корабельных волн) и получения достоверных данных о силах сопротивления. Показано, что достаточная точность расчетов достигается при измельчении элементов в указанной области до размеров, не превышающих 0,5% от характерного линейного размера корпуса судна (в данном случае – длина между перпендикулярами);

для сокращения времени расчета рекомендуется в качестве расчетной модели использовать половину корпуса судна с симметричными граничными условиями по диаметральной плоскости;

рекомендуется использование режима параллельных вычислений (в соответствии с параграфом 2.6 данной главы диссертационной работы), обеспечивающего сокращение времени счета в 1,6 раза при подключении четырех ядер машинного узла;

рекомендуется использование тетраэдральных конечных элементов по всей расчетной области за исключением слоев, примыкающих к судовой поверхности и состоящих из призматических элементов для описания течения жидкости в пограничном слое. Количество примыкающих слоев должно быть не менее десяти. Размер конечного элемента вблизи плохообтекаемых конструкций судна (например, скуловой киль) должен быть не более 0,1 от амплитуды колебаний судна;

для скоростей, соответствующих числу Фруда Fn1 рекомендуется решение задачи с обтеканием неподвижной модели, так как подобный прием существенно уменьшает расчетное время при достаточной точности получаемых результатов. Для скоростей, соответствующих числу Фруда Fn1 рекомендуется решение задачи с незакрепленным объектом.

ГЛАВА 3

РАСЧЕТ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ СИЛ СОПРОТИВЛЕНИЯ

ВИБРАЦИИ, ВЫЗВАННЫХ ПОПЕРЕЧНЫМ ОБТЕКАНИЕМ

КОРПУСА, С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРОГРАММНОГО КОМПЛЕКСА

CFX Введение В эксплуатационных условиях, сопровождающихся воздействием на судно морских течений, морского волнения или действием других явлений, наблюдается не только продольное, но и поперечное обтекание различных конструкций. В первую очередь, подобное явление связано с обтеканием скуловых килей, установленных на корпусе судна. Поперечное обтекание скуловых килей может происходить с отрывом пограничного слоя от поверхности твердого тела и с образованием турбулентного следа по потоку жидкости. Эти явления могут оказаться основной причиной возбуждения колебаний плохообтекаемой конструкции и появления в ней через некоторый промежуток времени эксплуатации усталостных трещин.

Расчет гидродинамических сил в этом случае сложен. Поэтому для прогнозирования наличия при эксплуатации сооружения вибрации его отдельных конструкций часто применяются основанные на физическом эксперименте эмпирические зависимости. Однако избежать такой вибрации в целом ряде случаев не удается, а использовать ее физическое моделирование чрезвычайно сложно и даже практически невозможно. Поэтому для оценки усталостного ресурса конструкций приходится прибегать к численному эксперименту по расчету отрывных течений, требующему применения современных программных продуктов и большого объема вычислений на ЭВМ [42]. Для уменьшения этого объема приходится ориентироваться на использование двухмерных схем обтекания, что ограничивает класс рассматриваемых задач и получаемую информацию о силах.

3.1 Поперечное обтекание цилиндрического стержня

Остановимся кратко на физических представлениях о возбуждении колебаний упругих конструкций. Рассмотрим случай возбуждения колебаний поперечно обтекаемого прямого цилиндрического стержня. Свойство вязкости жидкости при обтекании тела при больших числах Рейнольдса Re играет большую роль в пределах пограничного слоя, толщина которого мала по сравнению с размерами обтекаемой поверхности. В пределах этого слоя скорость жидкости относительно тела меняется от нулевого значения на его поверхности до скорости течения в ядре потока. При отрывном обтекании пограничный слой вытесняется в ядро потока образующейся вблизи поверхности областью обратного течения. При наличии зон на поверхности твердого тела со скачками кривизны отрыв пограничного слоя при обтекании тела обычно наблюдается в зонах скачков. Для гладких поверхностей, например цилиндрических или сферических, положение областей отрыва четко не фиксировано и может перемещаться как с изменением числа Re, так и со временем при постоянном Re.

Гидроупругие колебания обтекаемого тела (конструкции) обусловлены гидродинамическими силами, определяемыми как интеграл по поверхности тела от поля давления. Это поле имеет не только регулярную периодическую, но и случайную составляющую типа белого шума. Основной практический интерес в связи с изучением колебаний конструкций представляет регулярная составляющая, обусловленная периодическим вихревым отрывом. Ее изучению посвящено большинство экспериментальных и теоретических работ. Основное внимание исследователей направлено на изучение периодического вихревого отрыва с образованием позади тела вихревого следа в виде дорожки Кармана. Из известных экспериментов следует, что при поперечном обтекании неподвижного кругового цилиндра диаметром d с числами Рейнольдса, лежащими в диапазоне 2 102 Re 3 105, Sh d / характеризующее частоту отрыва вихрей число Струхаля остается практически постоянным и равным 0,2 (рис. 3.1.1), т.е. частота срыва вихрей растет линейно с увеличением скорости набегающего потока.

Отрыв пограничного слоя при поперечном обтекании кругового цилиндра большого удлинения проявляется в образовании вихревой пелены в виде двух вихревых слоев, которые на некотором расстоянии от цилиндра сворачиваются в вихри (рис. 3.1.5). При относительно малых числах Rе сходят два симметричных стационарных вихря, расположенных за цилиндром, а при Re 102 это периодически сходящие с разных сторон цилиндра вихри, которые сносятся потоком и образуют вихревой след типа дорожки Кармана. В последнем случае возникает периодическая во времени гидродинамическая сила Fг, действующая в рассматриваемом поперечном сечении цилиндра. Эта сила разлагается на две составляющие: Fx продольную (по потоку) и поперечную Fу. Их безразмерными характеристиками являются коэффициент лобового сопротивления Cx и коэффициент подъемной силы Cy, которые определяются по формуле

–  –  –

продольной Cx. С ростом скорости потока растет частота отрыва, а значит и гидродинамической силы. Сказанное относится к случаю, когда уровень турбулентности потока и обусловленные им случайные гидродинамические силы относительно невелики. В противном случае регулярность картины вихревого отрыва нарушается, происходит до определенной степени хаотизация процесса турбулентных пульсаций и следует говорить уже не о частоте гидродинамической силы, а о максимуме сплошного спектра пульсаций давления. Этот максимум соответствует Sh d / 1 0,2, где 1 усредненная скорость потока.

Амплитуда вызываемых обтеканием колебаний стержней сильно зависит от соотношения частоты отрыва вихрей и собственной частоты колебаний стержня.

Источником энергии для колебаний при вихревом отрыве служит стационарный поток жидкости. Взаимодействие конструкции с жидкостью имеет свои особенности, которые можно продемонстрировать на примере поперечно обтекаемого упругого или упруго закрепленного стрежня (кругового цилиндра). Если увеличивать скорость потока, то возрастающая частота отрыва 0,2 / d может совпасть с низшей собственной частотой поперечных колебаний стержня f1. При этом, как показывает эксперимент, резко возрастает амплитуда колебаний и несколько увеличивается гидродинамическая сила Fy. С дальнейшим ростом скорости потока наблюдается синхронизация частоты отрыва вихрей с собственной частотой стержня. Частота отрыва перестает меняться с ростом скорости и сохраняется равной f1 (рис. 3.1.2). При дальнейшем увеличении скорости потока процесс синхронизации нарушается, частота схода вихрей опять начинает соответствовать Sh = 0,2, а амплитуда вынужденных колебаний стержня резко падает.

Рис. 3.1.2. Зависимость частоты отрыва вихрей от скорости набегающего потока Похожие процессы наблюдаются при близости частоты отрыва к собственным частотам высших форм поперечных колебаний стержней. В этой области резонанса амплитуды колебаний стержня и возникающие напряжения могут оказаться чрезвычайно большими, что делает еще более актуальной оценку величины максимальной амплитуды колебаний стержня и соответствующих напряжений.

Для анализа вибрации стержневых элементов необходимо иметь ясное представление о возмущающих, инерционных и демпфирующих силах.

Последняя из них зависит не только от поперечной составляющей потока, но и от составляющей направленной вдоль стержня. Ее оценка может быть выполнена по приближенному способу. Для оценки инерционных и демпфирующих сил при поперечном обтекании стержня рассматриваются плоские задачи о гармонических установившихся колебаниях в жидкости поперечного сечения стержня с единичной амплитудой в двух направлениях (поперек и вдоль потока). При этом гармоническая составляющая силы, находящаяся в противофазе с перемещениями дает значение инерционной силы и позволяет определить присоединенную массу поперечного сечения стержня, а смещенная по отношению к этой составляющей на угол 2 гармоника представляет собой демпфирующую силу, вызванную поперечным потоком. Оценка этих сил с помощью современных численных методов гидродинамики не вызывает принципиальных трудностей.

Остановимся более подробно на способе определения возмущающих сил с использованием современного и быстроразвивающегося программного комплекса Ansys CFX.

Расчетная модель показана на рис. 3.1.3. Она состоит из прямоугольной области, внутри которой расположен цилиндр. Задача решалась в плоской постановке. С левой стороны, согласно рис.3, происходит набегание потока с постоянной скоростью. Было исследовано обтекание цилиндра при двух различных числах Рейнольдса (Re). Режим обтекания при Re=105 известен, как докритический режим. При таком обтекании поток за цилиндром становиться турбулентным. При меньших числах Re, соответствующих этому же режиму обтекания (Re300) пограничный слой остается ламинарным, однако с приближением числа Re к рассматриваемому значению, он переходит в турбулентное состояние. Этот переход начинается с точки, где пограничный слой разделяется, и затем область перехода к турбулентному обтеканию смещается по поверхности цилиндра в сторону критической точки отрыва вихрей. При этом, как правило, пограничный слой переходит в режим турбулентного обтекания лишь с одной стороны цилиндра (либо сверху, либо снизу), оставаясь с другой стороны ламинарным. Это явление соответствует критическому режиму обтекания.

Рис. 3.1.3. Конечно-элементная сетка расчетной модели с увеличенным изображением конечных элементов вблизи поверхности цилиндра Что касается второго рассматриваемого числа Re=5x105, то этот режим известен, как сверхкритический. При таком обтекании пограничный слой становится турбулентным с обеих сторон цилиндра. Тем не менее, чтобы увидеть полностью сформировавшийся турбулентный пограничный слой, необходимо рассматривать более высокие числа Re.

Для верификации расчетной модели было решено несколько задач с постепенным измельчением конечных элементов вблизи поверхности цилиндра. Сходящееся решение наблюдалось при весьма мелкой сетке, которой соответствует около 480 элементов, расположенных по периметру цилиндра. Для более крупных сеток решение являлось неустойчивым.

Поэтому за расчетную была принята описанная выше конечно-элементная сетка. При этом количество элементов, приходящееся на всю расчетную область, составляло около 120 000 штук.

В качестве граничных и начальных условий были выбраны следующие параметры. На входе (с левой стороны, согласно рис. 3.1.3) задана постоянная скорость набегающего потока. Сверху и снизу поставлены стенки со свободным скольжением частиц по ним (free slip), на выходе справа открытые граничные условия, на фронтальной плоскости - условие симметрии, на самом цилиндре - условие стенки без проскальзывания частиц (no slip). В качестве модели турбулентности выбрана модель SST (Shear Stress Transport). Цилиндр расположен в воде.

На рис. 3.1.4 изображены графики вертикальной и горизонтальной сил, действующих на поверхность цилиндра. Как видно из графиков, характер распределения сил имеет установившийся вид. Стоит отметить, что получение такого установившегося вида потребовало длительного расчета по времени, так как в начальные моменты времени силы еще не уравновешиваются.

–  –  –

1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6

-0.02

-0.04

-0.06

–  –  –

На рис.3.1.5 показана качественная картина, наблюдаемая при таком обтекании при числе Re=1x105. На этом рисунке для наглядности выведено поле скоростей в момент времени, соответствующий установившемуся обтеканию. Из рисунка видно, что вихри срываются с цилиндра с четко определенной частотой и имеют регулярную структуру, которая носит название вихревая дорожка Кармана. Частота срыва вихрей слабо зависит то числа Re, и может быть определена по формуле:

–  –  –

Рис. 3.1.5. Поле скоростей при установившемся обтекании цилиндра Приведенные результаты показывают хорошую согласованность с теоретическими и экспериментальными данными. Можно заключить, что используемый программный комплекс Ansys CFX дает хорошие результаты и его можно использовать для расчета гидродинамических сил при анализе вибрации с отрывом пограничного слоя. Эта тестовая задача демонстрирует достоверность решения задач поперечного обтекания цилиндрических поверхностей жидкостью и позволяет перейти к решению задачи обтекания шпангоутного контура со скуловым килем для анализа «поперечного»

демпфирования.

3.2 Постановка задачи поперечного обтекания судна

Для определения вязкостного демпфирования, возникающего при поперечном обтекании судна, и его характеристик ni 4 решалась следующая задача. Суть ее заключается в определении сил гидродинамического сопротивления при обтекании поперечного сечения корпуса судна, совершающего малые вертикальные колебания на границе раздела двух сред (воды и воздуха) [1, 51]. Эта краевая задача для уравнения Навье-Стокса, описывающего движение окружающей судно разнородной сплошной среды, решена в динамической постановке, а гидродинамические силы оценены для установившегося режима первого тона колебаний. Поскольку эти силы найдены путем решения нелинейного уравнения, то на первом этапе расчетного исследования принималась во внимание их нелинейная связь с кинематическими параметрами колебательного движения поперечных сечений корпуса. Затем с помощью гармонического анализа гидродинамические силы разделены на инерционные силы и силы сопротивления вибрации, определены линейные части гидродинамических сил для установившегося режима колебаний. Вычисленные таким образом линейные инерционные силы сопоставлены с известными результатами, приведенными в справочнике [24], благодаря чему установлены высокая степень их соответствия и достоверность численных расчетов. Отметим здесь, что степень нелинейности установившихся колебаний жидкости, вызванных гармоническими колебаниями шпангоутного контура с частотами и амплитудами, характерными для общей вибрации корпуса, невелика.

Иллюстрацией этого факта могут служить расчетные данные таблицы 3.2.1, в которой приведены характеристики демпфирования ni 4, соответствующие основной частоте колебаний, а также супергармоническим колебаниям с частотой 2 и субгармоническим колебаниям с частотой / 2. Расчет выполнен для поперечного сечения корпуса со скуловым килем, ширина которого b (см. рис. 3.2.1) составляла 5% от ширины шпангоута, а относительные амплитуды колебаний (отнесенные к ширине киля b ) – 0,036 и 0,071 (соответствующие абсолютным значениям амплитуд 2,5 см и 5 см).

–  –  –

Схема формирования конечно-элементной сетки при решении описываемой плоской задачи приведена на рис. 3.2.1. Оценка характеристик демпфирования вибрации поперечным потоком ni 4 выполнена для различных форм поперечных сечений корпуса (при варьировании таких конструктивных факторов как отношение ширины на уровне ватерлинии к осадке, полнота площади поперечного сечения и ширина скулового киля, отнесенная к ширине шпангоутного контура). Расчеты показали, что наиболее значимым конструктивным фактором является относительная ширина скулового киля.

При отсутствии киля (при нулевом значении этого фактора) демпфирование поперечным потоком жидкости выражено слабо и его можно не учитывать в расчетах вынужденной общей вибрации судна. При наличии же скуловых килей с относительно большой шириной (порядка 3% от ширины ватерлинии), ni 4 может составлять до 12% от внутреннего сопротивления корпуса вибрации. При наличии килей эту характеристику демпфирования необходимо принимать во внимание при расчете параметров вибрации любых судов (как с плавными обводами в кормовой оконечности, так и судов с транцевой формой кормы), движущихся со скоростями, соответствующими

0.5 Fn 2.

Рис. 3.2.1. Конечно-элементная сетка для решения плоской задачи поперечного обтекания шпангоутного контура корпуса со скуловым килем

–  –  –

Для решения поставленной задачи была разработана компьютерная модель поперечного сечения шпангоутного контура со скуловым килем.

Контур шпангоута рассматривается состоящим из прямолинейных участков, расположенных в днищевой части, в районе конструктивной ватерлинии и выше ее (рис. 3.2.1). Сопряжение днищевого и находящегося на ватерлинии участков (скуловая зона) выполнено по кривой.

Конечно-элементная сетка строилась с помощью генератора сеток, встроенного в программный комплекс ANSYS CFX. По линии свободной поверхности конечно-элементная сетка измельчена таким образом, чтобы наиболее правдоподобно описать волнообразование, возникающее вследствие колебаний шпангоутного контура. Таким образом, линейный размер конечного элемента составил 1/5 от амплитуды колебаний. По поверхности самого шпангоутного контура необходимо было измельчить конечно-элементную сетку таким образом, чтобы при решении разрешающих уравнений удовлетворить числу Куранта Cu, отвечающего за оптимальный выбор величины шага интегрирования и размера конечного элемента в зависимости от скорости потока. Число Куранта можно определить по формуле t Cu, (3.3.1) x где - скорость потока, t - шаг интегрирования, x - линейный размер конечного элемента.

Необходимо разместить несколько слоев таких измельченных элементов для достоверного описания поведения потока, находящегося в пограничном слое. Исходя из описанных условий линейный размер конечного элемента, расположенного по поверхности поперечного сечения шпангоутного контура должен составлять 1/10 от амплитуды колебаний.

Стоит отметить, что описанное измельчение по поверхности шпангоутного контура обязательно лишь для жидкой области, и не играет никакой роли при соприкосновении поперечного сечения с воздушной средой.

В программном комплексе CFX необходимо задать множество параметров. Далее мы рассмотрим задание всех необходимых параметров для решения задачи о малых колебаниях шпангоутного контура. Многие параметры в программном комплексе CFX можно задать, используя язык выражений CFX под названием CEL. Этот язык используется, главным образом, для упрощения задания начальных и граничных условий без привлечения углубленных знаний языка программирования Fortran, на основе которого базируется язык выражений CEL. В таблицах 3.3.1-3.3.8 в столбцах «Значение» приведены необходимые выражения.

В первую очередь, необходимо задать динамический тип анализа. Для этого нужно заполнить соответствующие поля на вкладке задания типа анализа. В таблице 3.3.1 приведены необходимые выражения.

Таблица 3.3.

1. Рекомендуемые выражения для задания типа анализа в программном комплексе ANSYS CFX

–  –  –

Следующим шагом необходимо задать выражения, отвечающие за закон движения шпангоутного контура, задание начального давления на границах рассматриваемой области, шаг интегрирования разрешающих уравнений и общее время счета. В таблице 3.3.2 приведены необходимые выражения Таблица 3.3.

2. Рекомендуемые выражения для задания закона движения шпангоутного контура в программном комплексе ANSYS CFX

–  –  –

Далее необходимо создать области воздушной и водной сред, на границе раздела которых происходят колебания контура. В таблице 3.3.3 приведены необходимые выражения.

Таблица 3.3.

3. Рекомендуемые выражения для задания воздушной и водной сред в программном комплексе ANSYS CFX

–  –  –

В таблицах 3.3.4-3.3.8 приведены выражения для задания граничных условий. Так как задача является симметричной, то решение находится для половины поперечного сечения. Поэтому следует задать симметричные граничные условия для отброшенной половины расчетной области.

Поскольку в программном комплексе CFX используются конечные объемы, то для решения плоской задачи необходимо задать симметричные граничные условия с фронтальной и обратной стороны расчетной области. По левой и днищевой границе расчетной области необходимо задать открытые граничные условия, которые позволяют потоку жидкости втекать и вытекать из расчетной области, не создавая преград. Также здесь задается статической давление жидкости.

Таблица 3.3.

4 Рекомендуемые выражения для задания открытых граничных условий и статического давления жидкости в программном комплексе ANSYS CFX

–  –  –

Для верхней границы расчетной области необходимо также задать открытые граничные условия. Здесь не требуется задание статического давления жидкости, так как с верхней границей соприкасаются только воздушная среда, давление которой принимается постоянным.

Таблица 3.3.

5 Рекомендуемые выражения для задания открытых граничных условий по верхней границе расчетной области в программном комплексе ANSYS CFX

–  –  –

Для самого контура поперечного сечения задаем граничное условие стенки без проскальзывания частиц жидкости, что позволит формироваться пограничному слою жидкости.

Таблица 3.3.

6 Рекомендуемые выражения для задания граничных условий контура поперечного сечения в программном комплексе ANSYS CFX

–  –  –

В качестве начальных условий выбраны нулевые значения для скоростей жидкости и воздуха.

Таблица 3.3.

7. Рекомендуемые выражения для начальных условий

–  –  –

После построения конечно-объемной сетки и настройки всех необходимых параметров в программном комплексе CFX, можно приступить к решению задачи. Так как задача решается в динамической постановке, целесообразно использовать режим параллельных вычислений, описанный в главе 2. Для каждого исследуемого случая было просчитано 10 периодов колебаний. Начиная с пятого периода режим колебаний являлся установившимся. Поэтому для дальнейшего гармонического анализа было выделено четыре последних периода колебаний.

Для автоматизации процесса получения гидродинамических нагрузок из численного расчета автором представляемой диссертационной работы совместно с Александровым А.В. была написана программа для ЭВМ «Программа расчета гидродинамических сил, действующих на плоский контур, который совершает вертикальные гармонические колебания на поверхности жидкости», на которую получено свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ [4]. Программа состоит из макроса, написанного с использованием таких языков программирования как CCL (CFX Command Language), CEL (CFX Expression Language), Perl и запускается из пост-процессора ANSYS CFX.

–  –  –

Определенные по формуле (3.3.4) значения сопоставлены с известными результатами по справочнику [24] и установлено их соответствие. Таким образом, можно говорить о высокой степени достоверности как инерционных, так и сил сопротивления вибрации, определяемым с помощью коэффициентов по формуле (3.3.3).

–  –  –

Как говорилось ранее, наиболее значимым конструктивным фактором является относительная ширина скулового киля. На рис. 3.4.1 изображен график влияния ширины скулового киля (отнесенной к ширине судна) на поперечное гидродинамическое демпфирование.

2

–  –  –

Рис. 3.4.1 Влияние ширины скулового киля на поперечное гидродинамическое демпфирование (b/B – относительная ширина скулового киля, выраженная в процентах, В – ширина судна) Как видно из графика, при отсутствии скулового киля, составляющая гидродинамического демпфирования, отвечающая за поперечное обтекание шпангоутного контура не превышает 3% от составляющей внутреннего сопротивления конструкции. При наличии скулового киля наблюдается увеличение влияния гидродинамического сопротивления вплоть до 12% от внутреннего сопротивления конструкции. Исследование проводилось для скуловых килей с относительной шириной не более 7%.

Влияние формы и осадки поперечного сечения шпангоутного контура оказалось незначительным. Например, из рисунка 3.4.2 видно, что при изменении относительной осадки поперечного сечения с 17 % до 43% изменение поперечного гидродинамического демпфирования не превышает 2%.

8.5 7.5

–  –  –

В рамках проделанных исследований, касающихся поперечного сечения шпангоутного контура, также рассматривалось влияние формы оконечности скулового киля, вблизи которой и происходит наиболее интересное поведение потока. На рис. 3.4.3 показаны выбранные формы оконечности скулового киля, для которых были проведены численные расчеты.

–  –  –

Помимо представленных на рисунках видов скуловых килей, также рассматривался скуловой киль, не имеющий какой-либо характерной оконечности и оканчивающийся прямолинейным срезом. Из проделанных расчетов было установлено, что влияние формы оконечности скулового киля варьируется в пределах 1% и, таким образом, ее изменение можно не учитывать в расчетах сил сопротивления общей вибрации судна.

ГЛАВА 4

РАСЧЕТ СИЛ СОПРОТИВЛЕНИЯ ВОДЫ ДВИЖЕНИЮ СУДНА И

СООТВЕТСТВУЮЩИХ ИМ СИЛ СОПРОТИВЛЕНИЯ ВИБРАЦИИ

–  –  –

Согласно [69], корпус судна разбивается двадцатью теоретическими шпангоутами. Для каждого участка находится величина погонной горизонтальной силы. На рис.1 показано распределение этой силы по длине корпуса для нескольких обследованных режимов движения (нулевой теоретический шпангоут соответствует носовой оконечности судна). Как видно из рис. 4.1.1 с нулевого по пятый теоретический шпангоут силы сопротивления воды движению судна отсутствуют. Это связано с подъемом носовой оконечности глиссирующего судна на высоких скоростях, соответствующих числам Фруда Fn = 2 и больше. Если посмотреть на график распределения силы сопротивления в зависимости от скорости движения модели, то можно увидеть, что рассматриваемые скорости лежат на кривой после так называемого «горба» сопротивления.

Для центральной части модели глиссера (с пятого по тринадцатый теоретический шпангоут) наблюдается постепенное увеличение сил сопротивления. В местах установки реданов, что соответствует 13-му и 16-му теоретическим шпангоутам наблюдается резкое падение сил сопротивления, что связано с образованием каверн, появляющихся при движении модели сразу за реданами.

–  –  –

Отыскание распределения по длине корпуса сил сопротивления воды движению судна связано с последующей оценкой сил сопротивления вибрации судна. Для этого необходимо провести сравнительный анализ, который заключается в следующем: определить внутреннее сопротивление судна, затем определить гидродинамическое сопротивление судна. В итоге сравнить полученные величины. В традиционных методиках полагается, что достаточную точность для определения сопротивления вибрации можно достигнуть, учитывая лишь внутреннее сопротивление судна, однако для быстроходных судов показано, что гидродинамическое сопротивление волновой и вязкостной природы играет существенную роль и его необходимо рассматривать при подобном анализе [50].

4.2 Влияние скорости хода судна и тона колебаний на силы сопротивления вибрации Расчетные исследования показали, что даже при умеренных скоростях хода судов с транцевой формой кормовой оконечности (при Fn 0,1 ) самой важной составляющей гидродинамического демпфирования является транцевое демпфирование. При более низких скоростях хода и при его отсутствии наибольший относительный вклад в гидродинамическое сопротивление вибрации вносит демпфирование поперечным потоком, причем этот вклад слабо зависит от номера тона колебаний и остается значимым при больших частотах колебаний. С ростом тона колебаний корпуса роль дополнительного гидродинамического демпфирования вибрации продольным потоком ослабевает и для тонов выше третьего эта роль становится практически несущественной. Для низких тонов вибрации этот вид демпфирования является значимым в диапазоне скоростей хода, характеризуемых числами Фруда от 0,5 до 2,0 (при движении судна в скоростных режимах, близких к "горбу сопротивления").

Иллюстрацией отмеченных особенностей гидродинамического демпфирования являются данные, приведенные на рис. 4.2.1, где показано процентное соотношение характеристик демпфирования вибрации продольным и поперечным потоками к показателю внутреннему сопротивлению судна ( (ni 2 ni1 ) 100%, (ni 3 ni1 ) 100% и (ni 4 ni1 ) 100%

–  –  –

Рис. 4.2.1. Процентное соотношение составляющих гидродинамического сопротивления к внутреннему сопротивлению судна: а) для 1-го тона колебаний, б) для 2-го тона колебаний, в) для 3-го тона колебаний Из приведенных на рисунке графиков следует, что демпфирование продольным потоком основного тона вибрации составляет порядка 18% от внутреннего сопротивления судна на скорости, соответствующей числу Фруда Fn=2.

При дальнейшем увеличении скорости характеристика демпфирования продольным потоком ni 3 незначительно падает и вновь начинает возрастать при числах Фруда Fn=4 и более. В таблице 4.2.1 приведены процентные соотношение характеристик демпфирования вибрации продольным и поперечным потоками к показателю внутреннего сопротивления судна для основного тона колебаний ( (n13 n11 ) 100% и (n14 n11 ) 100% соответственно).

Таблица 4.2.

1. Процентные соотношение характеристик демпфирования вибрации продольным и поперечным потоками к показателю внутреннего сопротивления судна для основного тона колебаний

–  –  –

Подобная картина наблюдается и для более высоких тонов колебаний, хотя процентное отношение к внутреннему сопротивлению там гораздо меньше: 4% для второго тона и 2% для третьего тона соответственно.

Вязкостное демпфирование, возникающее при поперечном обтекании судна, составляет порядка 10% для всех низких тонов вибрации и всего диапазона расчетных скоростей модели [52].

Рис. 4.2.2. Сопоставление безразмерных характеристик демпфирования вибрации продольным потоком на натурном глиссирующем судне водоизмещением 20 т и его модели (масштаб 1:6,5) Физическое моделирование вынужденной вибрации скоростных и высокоскоростных судов является важнейшим источником информации о динамике деформирования корпуса при взаимодействии с гравитационными волнами и о внешних силах, определяющих прочность судовых конструкций.

Оно обычно реализуется в условиях неполного подобия (при выполнении подобия по критерию Фруда и отсутствии подобия по числу Рейнольдса).

Возникающий при этом масштабный эффект сказывается на точности определения характеристик внешних сил с помощью моделирования.

Результаты расчетной оценки этого эффекта приведены на рис. 4.2.2, из которого следует, что различия в безразмерных характеристиках дополнительного демпфирования продольным потоком, полученных при "горбовых" режимах и малых скоростях движения натурных судов и моделей, пренебрежимо малы (не превышают 1%). На более высоких скоростях движения эти различия могут достигать 2,5 % и более, однако при этом транцевое демпфирование многократно превышает другие виды гидродинамического демпфирования, в связи с чем масштабный эффект относительно мал и не может считаться препятствием для реализации физического моделирования.

–  –  –

Рис. 4.3.1. Зависимость коэффициентов общего, волнового и вязкостного демпфирования вибрации натурного судна (а) и его модели (б) от скорости хода судна для первых трех тонов колебаний Вопрос о том, какая из этих двух форм представления коэффициента 2ni 3 является более предпочтительной при приближенной оценке этого коэффициента, должен решаться с учетом характера зависимостей безразмерных величин k, kволн и kвязк от чисел Фруда и Рейнольдса.

Подробные расчетные исследования показали, что все эти величины очень слабо зависят от числа Рейнольдса. Число Фруда сильно влияет на особенности посадки судна, на площадь его смоченной поверхности, вследствие чего оказывает существенное влияние и на коэффициент kвязк (рис. 4.3.1).

Влияние скорости хода судна (числа Фруда) на коэффициент kволн

выражено несколько слабее. Коэффициент k мало зависит от числа Фруда, слабо изменяется с изменением масштаба объекта, в связи с чем форме представления коэффициента 2ni 3 в виде (4.3.1) из-за ее простоты можно отдать предпочтение. При использовании зависимости (4.3.1) для приближенного определения характеристик демпфирования 2ni 3 коэффициент k должен определяться по формулам, приведенным в таблице 4.3.1. В этой же таблице содержатся линейные аппроксимации зависимости kвязк от относительной скорости хода.

–  –  –

4.4 Сравнение с экспериментом Результаты оценок характеристики гидродинамического демпфирования 2n1 с использованием приведенных приближенных формул сопоставлены с результатами испытаний маломасштабной буксируемой модели судна переходного режима движения в опытовом бассейне, проведенных Ивановым М.А. Модель обеспечивает подобие реальному объекту по геометрической форме и жесткости при изгибе в вертикальной плоскости (рис. 4.4.1).

–  –  –

Более подробно о методике экспериментального исследования и используемом оборудовании описано в работе [19]. Поскольку внутреннее сопротивление модели невозможно оценить с помощью расчета, то при проведении такого эксперимента возможно получение лишь обобщенной характеристики демпфирования n1 на основе опытов, сопровождающихся буксировкой модели, и суммарного значения характеристик демпфирования и n14 (при отсутствии буксировки). Поэтому при сопоставлении n11 характеристик это суммарное значение принято на основе эксперимента.

Затем на основе формул (1.3.5) и (4.3.2) подвергались фактической верификации только расчеты характеристик n12 и n13. В итоге характеристики n12 и n13 суммировались с экспериментально найденными характеристиками n11 и n14. Отличие оценок обобщенной характеристики демпфирования, выполненных на чисто экспериментальных данных и с привлечением формул (1.3.5) и (4.3.2) невелико и лежит в пределах точности эксперимента, что подтверждает достоверность результатов расчетного исследования (рис.4.4.2).

Рис.4.4.2. Сопоставление зависимостей безразмерной характеристики гидродинамического демпфирования от числа Фруда, полученных расчетом (сплошная линия) с использованием формулы (4.3.2) и экспериментальным способом на буксируемой модели судна переходного режима движения (штриховая линия), где - резонансная частота колебаний корпуса судна.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В представленной работе выполнено исследование влияния гидродинамического демпфирования на амплитуды общей вибрации судов (включая суда переходного режима движения и глиссирующие суда).

В процессе проведенного исследования получены следующие основные результаты:

разработаны рекомендации по использованию численных методов для 1.

расчета сил гидродинамического сопротивления волновой и вязкостной природы. Выявлено, что для скоростей судна, соответствующих числу Фруда Fn1 достаточно решения задачи обтекания неподвижного объекта, так как подобный прием существенно уменьшает расчетное время при достаточной точности получаемых результатов. Для скоростей, соответствующих числу Фруда Fn1 решать задачу необходимо с незакрепленным объектом;

предложен практический метод расчета гидродинамических сил 2.

сопротивления общей вибрации для судов переходного режима движения и глиссирующих судов, основанный на использовании приближенных формул, позволяющих упростить и ускорить выполнение расчетов общей вибрации, а также повысить точность расчетов вынужденных колебаний до 30%.

выполнен анализ влияния скорости судна, тона колебаний, формы 3.

поперечного сечения судна, формы скуловых килей и относительной осадки на характеристики гидродинамического демпфирования волновой и вязкостной природы;

выявлено, что максимальное демпфирование продольным потоком 4.

(силами волновой и вязкостной природы) основного тона вибрации составляет порядка 18% от внутреннего сопротивления судна на скорости, соответствующей числу Фруда Fn=2. Установлено, что демпфирование поперечным потоком составляет 9 - 12% от внутреннего сопротивления судна для первых трех тонов колебаний на всех рассматриваемых скоростях хода;

выявлено, что варьирование ширины скулового киля до максимальных 5.

величин, применяемых в проектах судов (до 7% от ширины судна) влияет на гидродинамическое демпфирование в диапазоне 3 - 12% от внутреннего сопротивления судна;

выявлено, что формы шпангоутного контура и скулового киля очень 6.

слабо влияют на гидродинамическое демпфирование.

Таким образом, в диссертации решена задача разработки методов расчета амплитуд общей вынужденной вибрации судна с учетом сил гидродинамического сопротивления волновой и вязкостной природы, позволяющих существенно повысить точность оценки амплитуд. С помощью численных методов проведен анализ влияния конструктивных и эксплуатационных факторов на величину гидродинамических сил волновой и вязкостной природы, возникающих при движении судна. Достоверность метода подтверждена путем сопоставления результатов расчетов с данными модельного эксперимента.

На защиту выносятся следующие основные результаты работы:

верифицированный метод численного расчета характеристик 1.

демпфирования общей вибрации судна с учетом гидродинамических сил волновой и вязкостной природы, позволяющий повысить точность расчетов волновой вибрации до 30 %;

результаты численного анализа влияния скорости судна, тона 2.

колебаний, формы поперечного сечения судна, формы скуловых килей и относительной осадки на характеристики демпфирования, вызванного гидродинамическими силами волновой и вязкостной природы. Установлены диапазоны сильного влияния перечисленных факторов на амплитуды общей вынужденной вибрации судов;



Pages:     | 1 || 3 |
Похожие работы:

«ГОЛОСОВА ЕВГЕНИЯ ВИКТОРОВНА ФОРМИРОВАНИЕ ИНТЕГРАЛЬНОЙ СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕМ В ЖИЛИЩНОМ ФОНДЕ КРУПНОГО ГОРОДА Специальность 08.00.05. Экономика и управление народным хозяйством: экономика, организация и управление предприятиями, отраслями, комплексами...»

«САНКОВСКИЙ Александр Андреевич ОБОСНОВАНИЕ РЕСУРСОСБЕРЕГАЮЩИХ СИСТЕМ РАЗРАБОТКИ СИЛЬВИНИТОВЫХ ПЛАСТОВ В ЗОНАХ ВЛИЯНИЯ ДИЗЪЮНКТИВНЫХ НАРУШЕНИЙ Специальность 25.00.22 – Геотехнология (подземная, открытая и строительная) Диссертация на соискание ученой степени кандидата...»

«ЧЕРКАШИН Александр Александрович ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ ТЕХНОЛОГИИ ИНТЕНСИВНОЙ ОТРАБОТКИ ПОЛОГИХ УГОЛЬНЫХ ПЛАСТОВ НА ШАХТАХ КУЗБАССА В УСЛОВИЯХ ПОВЫШЕННЫХ ВОДОПРИТОКОВ Специальность 25.00.22 Геотехнология (подземная, открытая и строительная) Диссертация на соискание...»

«Иванов Евгений Владимирович ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ ЗОЛОШЛАКОВЫХ СМЕСЕЙ ДЛЯ СТРОИТЕЛЬСТВА ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА С УЧЕТОМ ОСОБЕННОСТЕЙ ВОДНО-ТЕПЛОВОГО РЕЖИМА Специальность 05.23.11 – Проектирование и строительство дорог, метрополитенов, аэродромов, мостов и транспортных тоннелей...»

«Сорокин Роман Николаевич ГЕОТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОГО ПРОИЗВОДСТВА И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТОРФЯНОГО ТОПЛИВА Специальность 25.00.22 Геотехнология (подземная, открытая и строительная) Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель доктор техн. наук, доцент...»

«МЕЩЕРЯКОВ ИЛЬЯ ГЕОРГИЕВИЧ УПРАВЛЕНИЕ ОРГАНИЗАЦИОННЫМИ НОВОВВЕДЕНИЯМИ В ИННОВАЦИОННООРИЕНТИРОВАННЫХ КОМПАНИЯХ Специальность 08.00.05 – Экономика и управление народным хозяйством (управление инновациями) диссертация на соискание ученой степени кандидата экономических наук Научный руководитель д-р экон....»

«ЧЖАО ЦЗЯНЬ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-КОМПОНОВОЧНЫХ РЕШЕНИЙ СОЕДИНИТЕЛЬНОЙ ПЛИТЫ ТЕМПЕРАТУРНО-НЕРАЗРЕЗНЫХ ПРОЛЕТНЫХ СТРОЕНИЙ СТАЛЕЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ МОСТОВ 05.23.11 проектирование и строительство дорог, аэродромов, мостов, метрополитенов и транспортных тоннелей Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук...»

«Сорокин Роман Николаевич ГЕОТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОГО ПРОИЗВОДСТВА И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТОРФЯНОГО ТОПЛИВА Специальность 25.00.22 Геотехнология (подземная, открытая и строительная) Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель доктор техн. наук, доцент...»

«ПЕТРОВА ЗОЯ КИРИЛЛОВНА Кандидат архитектуры ОРГАНИЗАЦИЯ МАЛОЭТАЖНОЙ ЖИЛОЙ ЗАСТРОЙКИ В РОССИИ Специальность 05. 23. 22 – Градостроительство и планировка сельских населенных...»







 
2016 www.konf.x-pdf.ru - «Бесплатная электронная библиотека - Авторефераты, диссертации, конференции»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.