RANSによる船体・プロペラ・舵の相互干渉のシミュレー

RANSによる船体・プロペラ・舵
の相互干渉のシミュレーション
応用流体工学研究室
46295 箕輪剛
指導教員
川村隆文助教授
山口一教授
発表内容
・研究背景と目的
・数値計算
プロペラ単独性能計算
プロペラと舵の直接計算
プロペラと船体の直接計算
・結論
研究背景と目的
研究背景１
近年、CFD (Computational Fluid Dynamics)を活用
した船型設計が盛んに行われるようになった。
船舶設計の３要素
船型
プロペラ
舵
従来は、船体周りの流場解析を中心にCFDの
応用が進められてきた。（宮田ら、児玉ら、F.Sternら等）
研究背景２
最近では、プロペラへの適用も進められている。
プロペラの幾何形状の複雑さがボトルネックに
個々の要素の性能推定に関する研究が盛んに
これらの要素の相互干渉が
設計効率向上の観点から重要である。
要素を組み合わせて性能を推定する
研究背景３
これまで、相互干渉に関する実験的研究や数
ポテンシャル計算を用いた場合、
値計算による研究が数十年に亘り行われてき
時間平均的な影響についてある程度の
たが、未だ評価計算手法は確立されていない。
精度の推定は可能だが・・・
主流
プロペラ・舵周りの局所的流れが反映さ
プロペラをポテンシャル理論で解き、その解を
れないため、
船体周りのCFD計算に体積力として与える
・表面圧力変動の推定が不可能
（日夏ら、川村ら、田原ら、Chaoら等）
・キャビテ－ションの予測が不可能
研究目的
CFDのみを用いた手法により、船体・
プロペラ・舵の相互干渉を詳細に解き、
実用的な予測手法を確立する。
１．船体・プロペラ・舵の形状モデリング方法、
格子生成手法を確立する
２．高精度な性能推定を可能とする格子パラ
メータと計算条件を確立する
３．実験データとの詳細な比較により、実現可
能性と問題点を明確にする
数値計算
プロペラ単独性能計算
プロペラ単独性能計算の目的
１．数値データからCADモデルを作成する手
法を確立する
２．高精度で性能推定可能なパラメータを明か
にする
３．最適化したパラメータを４つの異なるプロペ
ラの格子に適用し、一般性の高い結果を得る
CADモデリングには、Pro/Engineer
格子生成には、GRIDGEN 15.7
数値計算には、Fluent 6.2 を使用する。
計算対象プロペラ
５翼のハイリースキュー
ドプロペラ（HSP）
「P410R」を中心に、パ
ラメータの検討を行う。
HSPの場合、通常型プ
ロペラと異なり、捩れが
大きくなって多少格子生
成が複雑となる。
図１．P410RのCADモデル図
計算対象プロペラ２
MP-B-通常型プロペラ
KP505-HSPプロペラ
青雲丸通常型プロペラ
CADモデル作成
点列のオフセットデータを用意
オフセットデータをプログラムで処理
（翼端形状のスプライン補間等）
CADソフトにデータを読み込み、成形
データが形状に正確に反映されているか
チェックをおこなう
格子生成へ
翼面の格子生成
中心：非構造格子
一般に翼面格子は、
構造格子又は、非構
翼面ハイブリッド格子
造格子のいずれかで
生成するのが普通
・構造格子の特徴である、縦・横方向の格
子間隔の独立した制御、
翼面の格子は、「翼面
・非構造格子の格子生成の容易さ、
ハイブリッド格子」を新
両者の利点を取って組み合わせた格子
翼縁：構造格子
たに提案し、生成する。
図2．翼面ハイブリッド格子
変更パラメータ
スパン方向格子間隔
1.00、2.70、5.80×10-3の３通り
periodic
コード方向格子間隔
0.50、1.00、2.50×10-3の３通り
境界層成長率
1.35、1.30、1.25、1.20の4通り
（境界層格子厚さは一定とする）
対称性を利用し、１翼のみ
の格子で計算を行う。
図3．計算格子全体図と境界層格子
計算条件
計算コード
Fluent6.2
乱流モデル
SST ｋ-ω
（精度は標準ｋ-ωとほぼ同じだが、計算が安定）
スキーム
圧力：2次中心差分、運動量他：QUICK
格子数
約25～60万
レイノルズ数Re 0.6×106
計算領域
半径3D,長手7,角度72°(周期境界)
翼は固定し、周囲流体を旋回させ、
セル中心に遠心力とコリオリ力を体積力として与える
最適格子を用いた計算結果
パラメータを変更させて生成、試計算繰り返し、
最適な格子生成パラメータを明かにした。
表１．格子パラメータ
スパン方向格子間隔 5.80E-03
コ
ード方向格子間隔 5.00E-04
最適化したパラメータを
境界層第一層厚さ
5.00E-05
用いた格子では、前進
格子成長率
1.25
係数Jが0付近で、推定
境界層数
20
精度が落ちるものの、実
上記のパラメータを用いた
験値と非常に良い一致
格子で計算を行い図４に
を示す結果となった。
その結果を示す。
KT:スラスト係数、KQ：トルク係数
η
10KQ
KT
図４．P410R計算結果-POT曲線
最適格子を用いた計算結果２
他のプロペラに適用し、良い結果を得た。
10KQ
10KQ
KT
KT
η
η
図5．MP-B計算結果-POT曲線
実験値：NMRI（1978）
図6．KP505計算結果-POT曲線
実験値：NMRI(2000)
最適格子を用いた計算結果３
他のプロペラに適用し、良い結果を得た。
10KQ
KT
η
図7．青雲丸通常型プロペラ計算結果-POT曲線
実験：IHI試験水槽（1983）
プロペラ単独性能計算について
高い精度で性能予測が可能な格子パラメータを
標準化することが出来た。
CADモデルの成形においては、プログラムの適
用や、ソフトのギャップ補間機能を用いることで、
正確な形状の表現を可能にした。
数値計算
プロペラと舵の直接計算
プロペラ・舵の直接計算の目的
１．最適化したプロペラ格子生成パラメータを
用いて格子生成し、高精度な性能推定を行う。
２．舵についても２次元で最適な格子を検討し、
プロペラと舵の相互干渉効果を再現する。
３．安定して計算が行われる条件を明かにす
る。
計算対象プロペラと舵
５翼の通常型プロペラ
「MP-B」と、
NACA0015の一様断
面を持った矩形舵
「MR-2」を組み合わせ
て計算を行った。
図8．プロペラ・舵のCADモデル
計算格子生成
プロペラの格子は、単独性能計算で標準化した
格子生成パラメータを用い、舵については、２次
元で格子の最適化を行い、それを元に生成した。
図9．プロペラ・舵の計算格子全体
図10．プロペラ・舵の表面格子
計算条件
移動ブロック境界面
計算コード
Fluent6.2
乱流モデル
SST ｋ-ω
スキーム
圧力：2次中心差分、運動量他：QUICK
格子数
約241万
レイノルズ数Re 0.48×106
前進係数J
0.501
スライディングメッシュ
計算領域
水平方向６D、鉛直方向６D、長手7D
プロペラの格子を含むブロックを回転させ、その他の
舵を含むブロックは静止させたままで計算を行う「スラ
イディングメッシュ法」を用いて計算を行った。
時間刻みは、プロペラが１度回転するように設定した。
計算結果
プロペラの舵へ及ぼす影響について
プロペラの舵への主な影響は、プロペラ
旋回流による左右の舵表面の圧力差
図11．舵表面の圧力分布（左：左舷右：右舷）
舵表面の圧力分布比較
実験値、森山ら（1981）
chord-A
chord-B
chord-C
chord-D
chord-E
x
赤：左舷
青：右舷
図12．舵表面圧力測定点
図13．chord-Aに於ける圧力分布
B
C
舵表面の圧力分布比較２
赤：左舷
赤：左舷
青：右舷
青：右舷
図14．chord-Bに於ける圧力分布図15．chord-Cに於ける圧力分布
舵表面の圧力分布比較３
赤：左舷
青：右舷
D
E
赤：左舷
青：右舷
図16．chord-Dに於ける圧力分布図17．chord-Eに於ける圧力分布
舵表面の圧力分布比較について
プロペラ軸中心（ｘ軸）の近くでは、負圧のピー
ク値の推定精度は良くないが、ピークを除けば
実験値と良い一致を示している。
また、軸から遠くなるほどピークも精度良く再現
されており、誤差は2％程度である。
計算結果
舵のプロペラへ及ぼす影響について
線は舵無し
舵のプロペラへの影響
点は舵有り
は、舵による排除効果
でKT、KQが増加する
ことである。
KT、KQ共に増加し、定
性的に見て良く再現さ
れていると言える。
図18．舵の有無による性能の変化
数値計算
プロペラと船体の直接計算
プロペラ・船体の直接計算の目的
１．最適化したプロペラ格子生成パラメータを
用いて格子生成し、高精度な性能推定を行う。
２．船体との直接計算を行い、自航要素や伴
流分布を実験値と比較し、CFDによる性能推
定が可能であることを示す。
＊2005年のプロペラと船体の相互干渉
計算に関するワークショップに於いて、プ
ロペラの扱いは無限翼数理論が主流。
計算対象プロペラと船体
プロペラは、５翼のHSP「KP505」と、船型は、コ
ンテナ船「KCS」を対象に計算を行った。
図20．船体KCSのCADモデル(上)と
５翼のプロペラ、KP505のCADモデル(左)
計算格子生成
プロペラの格子は、単独性能計算で標準化した
格子生成パラメータを用いた。船体は単独で格
子生成し、検討を行ったものを用いた。
図21．船尾の格子の様子
図22．船体格子全体図
計算条件
計算コード
乱流モデル
スキーム
格子数
レイノルズ数Re
計算領域
Fluent6.2
SST ｋ-ω
圧力：2次中心差分、運動量他：QUICK
約175万
0.591×106
水平１L、鉛直１L、長手４L (Lは船長)
舵の相互干渉計算時と同様、「スライディングメッシュ
法」を用いて計算を行った。
計算結果
プロペラと船体の相互干渉について
自航要素と呼ばれる要素から評価を行う
有効伴流係数 (1-wt)
船体影響によるプロペラへの流入速度変化
推力減少係数 (1-t)
プロペラの吸い込み効果による船体抵抗の増加
プロペラ効率比 (ηR)
プロペラ単独と船尾で作動する時の効率比
推力減少係数(1-t)
有効伴流係数(1-wT)
自航要素の推定精度
1.00
0.90
0.80
0.70
0.60
0.50
実験
実験
7m模型船
海技研
(海技研）
実験
0.50
(海技研）
本研究
本研究
Fluent
全CFD
本研究
Fluent
Luebke
Taharaら
C hao
C FX5
Flow pack
C om et
ポツダム水槽府大田原ら
HSVA
Luebke
Chao
無限翼数
全CFD
プロペラプロペラVLM
Luebke
Taharaら
C hao
C FX5
Flow pack
C om et
0.60
0.70
0.80
0.90
1.00
実験及び他の計算は、CFD WORKSHOP2005＠海技研より
船体による影響 -伴流- (曳航状態)
図23.プロペラ直前の伴流分布
実験値：日夏ら（2000）
船体による影響 -伴流- (自航状態)
図24．プロペラ直後の軸方向流速分布
（左：実験値、右：計算値）
ビルジ渦の影響による右舷での流速の
実験値：日夏ら（2000）
増加が計算により再現出来ている
CFDによる非定常な流場の再現
船体伴流中で作動するプロペラの圧力変動
（非定常キャビテ－ション）
サーフェースフォース
ベアリングフォース
（エロージョン）
（船体振動）
プロペラ近傍の圧力変動、船体表面の圧力変動
プロペラ・船体の相互干渉について
伴流中でのプロペラの作動による非定常な
船尾流場をCFDにより詳細に再現した。
曳航状態及び自航状態の伴流分布も実験
と良い一致を示しており、ビルジ渦のプロペ
ラへの影響も再現することが出来た。
定量的に見て、自航要素を高い精度で推定
出来た。
結論
結論
CAD・格子生成法・CFDソルバーの連携により、船体・プ
ロペラ・舵の相互干渉の詳細なモデリングを実現した。
翼面ハイブリッド格子の適用、格子パラメータの標準化に
より、相互干渉を推定するのに十分な精度を持つ格子生
成を可能とし、また実験と比較することで、精度を十分検
証した。
CFDの適用により、自航要素の推定だけでなく、船体・プ
ロペラの相互干渉に関し、非定常かつ詳細な解析が可能
であることを示した。
結論～今後の課題～
プロペラ単独性能、自航要素の定量的な推定について
かなり改善をしたが、まだ数％の誤差があり、実験と置
き換えるまでには至らない。
乱流モデルの検討（LES、DESなど）
格子のさらなる検討
等が必要となる。
非定常流場に関しては、実験値とのより詳細な比較が
必要である。変動圧に関しては、本質的にはキャビテー
ションが重要となり、今後、キャビテ－ションモデルを導
入した計算を行う必要がある。本研究ではその基礎を
築いたと言える。
終

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