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。 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 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 ポテンシャル計算を用いた場合、 時間平均的な影響についてある程度の精度の推定は可能だが・・・ プロペラ・舵周りの局所的流れが反映されないため、 ・表面圧力変動の推定が不可能 ・キャビテ－ションの予測が不可能 これまで、相互干渉に関する実験的研究や数値計算による研究が数十年に亘り行われてきたが、未だ評価計算手法は確立されていない。 主流 プロペラをポテンシャル理論で解き、その解を船体周りのCFD計算に体積力として与える　（日夏ら、川村ら、田原ら、Chaoら等）

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。 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。 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） 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 翼面ハイブリッド格子 一般に翼面格子は、 構造格子又は、非構造格子のいずれかで生成するのが普通 中心：非構造格子 一般に翼面格子は、　構造格子又は、非構造格子のいずれかで生成するのが普通 翼面の格子は、「翼面ハイブリッド格子」を新たに提案し、生成する。 翼面ハイブリッド格子 ・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、 ・非構造格子の格子生成の容易さ、 両者の利点を取って組み合わせた格子 翼縁：構造格子 図2．翼面ハイブリッド格子

対称性を利用し、１翼のみの格子で計算を行う。 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 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） periodic 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

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 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。 最適化したパラメータを用いた格子では、前進係数Jが0付近で、推定精度が落ちるものの、実験値と非常に良い一致を示す結果となった。 表１．格子パラメータ η 10KQ 上記のパラメータを用いた格子で計算を行い図４にその結果を示す。　 KT:スラスト係数、KQ：トルク係数 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。 図5．MP-B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 図6．KP505計算結果-POT曲線 実験値：NMRI（1978） 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。 図7．青雲丸通常型プロペラ計算結果-POT曲線 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。 KT 10KQ 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

時間刻みは、プロペラが１度回転するように設定した。 計算条件 スライディングメッシュ 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 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） 図12．舵表面圧力測定点 図13．chord-Aに於ける圧力分布 赤：左舷 青：右舷 舵表面の圧力分布比較　 実験値、森山ら（1981） x chord-A chord-B chord-C chord-D chord-E 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

舵表面の圧力分布比較 ２ 図14．chord-Bに於ける圧力分布 図15．chord-Cに於ける圧力分布 赤：左舷 赤：左舷 青：右舷 舵表面の圧力分布比較　２ B C 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 図16．chord-Dに於ける圧力分布 図17．chord-Eに於ける圧力分布 赤：左舷 赤：左舷 青：右舷 舵表面の圧力分布比較　３ D E 赤：左舷 赤：左舷 青：右舷 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 線は舵無し点は舵有り 舵のプロペラへの影響は、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

＊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。 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

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。 計算条件 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175万 レイノルズ数Re 0.591×106 計算領域 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。

プロペラの吸い込み効果による船体抵抗の増加 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

実験及び他の計算は、CFD WORKSHOP2005＠海技研より 自航要素の推定精度 有効伴流係数(1-wT) 実験 7m模型船 海技研 本研究 全CFD ポツダム水槽 Luebke 全CFD 府大田原ら 無限翼数 プロペラ HSVA　 Chao プロペラVLM 推力減少係数(1-t) 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）

ビルジ渦の影響による右舷での流速の増加が計算により再現出来ている 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増加が計算により再現出来ている 実験値：日夏ら（2000）

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 プロペラ近傍の圧力変動、船体表面の圧力変動 （非定常キャビテ－ション） （エロージョン） サーフェースフォース （船体振動） ベアリングフォース 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。 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