■事業の内容
研究に際しては、過去の研究との関連を重視し、また、粘性流場が主眼であることを考慮し、低速肥大船の典型としてSR98の母型(23万重量トンタンカー)の船尾をタイプシップに選び、低回転大直径プロペラを採用するためプロペラ付近の形状を若干変更したものを母型(SR196-A)とした。後はこれをベースに、理論解析結果を援用しながら船型変化のシリーズを定め、フレームラインシリーズ4隻(A、B、C、S)とCpカーブシリーズ5隻(D、E、F、G、H)の船型を研究対象船に定め、これらについて実験、理論解析・計算を次のとおり実施した。ただし、D、E、Fの3隻は実験していない。
(1) 設計手法の検討
[1] 三次元境界層理論及び実験データによる粘性抵抗推定法の精度向上の検討
3次元乱流境界層理論を船体まわりの粘性流の解法に応用し、粘性抵抗、後半部境界層流れ、そして粘性伴流を推定する手法について検討した。
境界層近似の最も重要な結果の一つは、壁面から法線方向に圧力が変化しないこと、すなわち外部の圧力が層内に直接伝わることである。したがって、船体まわりのポテンシャル流れの圧力分布、流速分布が船体まわりの3次元境界層の発達を支配することになる。流線方向の逆圧力勾配や流線の縮少効果は運動量厚さの増大、そして抵抗の増加をもたらす。また、流線に直角な方向(大略ガース方向)の圧力勾配は流線のねじれを生じ、その結果、層内2次流れの発生、縦渦の発達、そして抵抗増加の要因となる。船体まわりの境界層計算の目的は、外部ポテンシャル流れの特性も含めて、粘性流れのこれらの諸量を量的に明らかにすることであり、またそれらと船型との関係を把握することである。
外部ポテンシャル流れの計算は全てヘス・スミス法によった。船体まわりの3次元境界層の計算には次に述べる数種類の方法を用いた。境界層方程式を厚さ方向に積分した運動量積分式(積分法)が比較的簡単で、中でも2次流れを微小と仮定した方法は流線方向の常微分方程式を解くこととなり、その結果を検討した。さらに、圧力勾配や流線の曲率等が微少と展開して上記の近似解を解析的に求めることも可能であり、これを利用した方法も検討した。また、積分法の中で、圧力の層内変化なども考慮した高次境界層理論(永松)も可能であるが、ここでは2次流れを微小と仮定しない厳密な3次元境界層方程式を直接差分近似で解く方法を実施し、この結果も検討した。
境界層流れの計算値を用いて粘性抵抗を推定する方法として、摩擦応力や圧力の表面積分による方法と、後流積分による方法とがあるが、本研究では主として後者の方法を用いた。後流中での流れの変化をスクワイヤ・ヤングの方法により仮定すれば、船体後部での境界層諸量のみで抵抗が推定できる。
2次流れによる抵抗(渦抵抗と呼ぶ)についても姫野により同様な推定手法が示されており、これらを組み合わせることによって粘性抵抗の推定精度の向上が図られる。この方法は船型の主要目変化に対して有効であることがすでに示されており、本研究は主としてこの方法を船尾主船体の形状の微少変化の推定に応用し、その有効性を検討することを一つの目的にした。また、ポテンシャル流れが境界層流れを左右するのであるから、ポテンシャル流れから決まるパラメータを用いてもある程度粘性抵抗を推定できる。それらの手法についても検討した。さらに、船型がポテンシャル流れを決めるとすれば船型要素と抵抗の関係を統計処理によって推定可能であるが、この場合にも流れの諸量に密接に関係するパラメータの選定が重要であり、その手法の一つを検討した。
上記の諸手法により、載荷状態、レーノルズ数、船体のパネル数、流線本数等を種々変更して、ポテンシャル流線、修正圧力勾配、流線曲率、排除厚さ、運動量厚さ、壁面における横流れ角、2次流れによる主流方向の渦度にもとづく循環密度、形状影響係数、渦抵抗、運動量損失抵抗、粘性抵抗等を計算し、船型間の差や計算結果と実験結果との比較を行った。その結果、境界層理論による粘性抵抗推定の手法は、船体主要目の変更だけでなく、船尾形状の微少変更にもある程度適用可能であることが明らかとなった。すなわち、この手法は境界層計算が妥当な結果を与える船尾主船体(S.S.3〜1)の形状変更には有効である。したがって、船尾形状の設計にあたっては、本手法の限界を考慮に入れた上でこれを適用することが肝要である。
(実施場所:三井造船、石川島播磨重工、日本鋼管、常石造船、大阪造船、尾道造船、サノヤス、横浜国大)
[2] 境界層計算結果及び実験データを用いた伴流値及び伴流分布推定法の精度向上の検討
境界層の仮定は、その厚さの増大する船尾端で成立しないと言われており、事実、境界層計算は船尾のプロペラ位置付近で発散することが多い。しかしながら、船尾での圧力値を境界層外端の値とするなど、何らかの方法で計算の発散が押えられれば、あるいは、発散する前方での値を取るなどの工夫を講ずれば、船尾端での計算値は、上流の船尾主船体での粘性流の影響を多分に受けているはずである。この意味において境界層計算による伴流の推定も無意味ではないので、そのような手法による伴流分布の推定を試みた。もとより境界層の近似が成立し難い領域を対象としているので、その推定は定性的、相対的にならざるを得ない。
さらに、境界層計算値を用いる手法、タイプシップからの微少変化の影響を境界層近似の仮定に基づいて推定する手法、船尾端で渦拡散方程式を応用した例、および船尾端で粘性損失を無視した簡便法も検討した。有効伴流については、プロペラによる吸引圧力が境界層に与える影響として考えることができるので、その応用手法を検討した。また、最近開発が行われ始めた乱流ナビエ・ストークス方程式の直接解法も試みた。
上記の諸手法により伴流分布(S.S.1、l/2、プロペラ位置)、速度ベクトル、渦度分布等を計算し、船型間及び計算結果と実験結果との比較を行った。その結果、計算の結果は実験値と必ずしも一致しているとは言えず、また、縦渦も顕著には現われておらず、計算値をそのまま実用に供することは困難である。しかし、船尾形状の変更による伴流値や分布の変化の傾向は定性的に現われており、相対評価という意味において船尾形状の設計に使用することができる。さらに、流線を上流に追跡することにより、船型変更による伴流分布の操作にこれを利用することも可能である。
(実施場所:三井造船、三菱重工、日本鋼管、常石造船、幸陽船渠、広島大学、大阪大学、東京大学、船舶技研)
[3] 数種の船型についての総合的推進性能の検討
粘性流体理論を用いて船尾形状を設計するという新しい試みの一環として、船尾フレームラインを系統的に変化させた船型(A、B、C及びG)に対して境界層理論による粘性抵抗の面からの検討が加えられ、模型実験結果と比較検討されているので、自航推進性能の面からも次に述べる計算法によって、上記4隻の船型と自航試験において用いられたプロペラと舵の組み合せに対して、推力減少率、有効伴流率、推進器効率比等の計算を行い、実験結果と比較検討した。さらに、船体と舵に対するプロペラ位置が舵抵抗及び船の推進性能に及ぼす影響を調べるために、プロペラ位置変更試験がA、B、Cの3船型を用いて行われたので、これに対応する理論計算を行い、実験結果と比較検討した。
a. 石田の方法……石川島播磨重工業及びサノヤスで採用。
b. 船研の方法……船舶技研で採用。
c. 九大の方法……住友重機械工業、日立造船、三菱重工業及び常石造船で採用。
d. 池畑の方法……横浜国大及びサノヤスで採用。
以上の結果、理論計算は本質的にはポテンシャル計算であるが、うまく利用すれば実験による推進性能の定性的な傾向を大体求めることができることが明らかとなった。
(実施場所:三菱重工、石川島播磨重工、日立造船、住友重機、常石造船、サノヤス、横浜国大、船舶技研)
(2) 模型実験
[1] 大型模型船による水槽試験
23万重量トンタンカーを対象として、船尾フレームラインシリーズのA、B、Cの3隻及びCpシリーズのG1隻を供試船として以下の試験を実施した。
{1}. 長さ6mのパラフィン模型船(G船型)の抵抗試験及び自航試験を実施した。試験状態は満載及び軽荷の2状態。
{2}. G船型のプロペラ位置における伴流分布を計測した。試験状態は満載状態。
{3}. C船型の満載状態において境界層速度分布を計測した。計測断面は、S.S.l/2及びl。
{4}. A,B及びC船型について、プロペラ前後位置を3種類に変更した自航試験を行った。試験状態は満載状態。
{5}. 上記{4}.の試験において舵抗力の計測を行った。
また、模型船から舵を取り外し、舵単独の低抗試験を曳航水槽で行った。
以上の結果について考察した結果、次の点が明らかとなった。
○ 船尾フレームライン形状に関するシリーズA、B、Cの3船型の間では、形状影響係数及びl-WTの差が明瞭に認められ、両状態ともに船尾がU型であるほど形状影響係数が大きく、l-WTが小さい。G船型はA船型、B船型、C船型の中ではA船型に近い値を示している。
EHPで比較すると、両状態とも4隻の中でC船型(U型)の値が大きいが、BHPではA船型、B船型、C船型の差が小さくなり、満載状態におけるG船型だけが大きい値を示している。G船型は全体的にA船型に近い値を示しているが、満載状態のl-WTがA船型より大きくなっていることがその原因と考えられる。
形状影響係数は4船型とも実験結果と計算結果はよくあっている。
○ A、B、C3船型間では船尾フレームラインがU型のものほど伴流の大きい領域が外側へ広がっている。G船型はA船型に近い分布形状になっている。
○ A船型とC船型のS.S.lにおける速度分布を比較すると、両者はかなりよく似ており、顕著な差は認められない。
○ プロペラが標準位置にあるときと前後へ移動させたときの各船型間の自航要素の変化については、l-tの値で比較すると、A船型については、標準位置にあるときの方が大きく、B船型及びC船型については、逆に小さくなっている。しかし、その差は0.0l程度である。
○ 舵の抵抗係数は満載状態と軽荷状態で係数の形が全く異っており、いずれの場合も摩擦抵抗係数の2倍よりかなり大きい。また、実験値と計算値は満載状態ではかなりよく一致しているが、軽荷状態では実験値の方が相当大きい。
(実施場所:造技センター、九州大学)
[2] 小型模型船による水槽試験
日立造船の回流水槽において模型船6隻(A、B、C、G、H、S船型)の満載状態において次の試験を行った。
{1}. 抵抗試験(6隻全部)
{2}. 自航及び荷重度変更試験(A、G、H、Sの4隻)
{3}. プロペラ単独試験
{4}. 自航試験時の舵力計測(A、G、H、Sの4隻)
{5}. NPL型5孔管による伴流計測
これらの試験結果から次の点が明らかとなった。
○ 抵抗値はB船型○ 自航要素は船殻効率で比較すると、S船型○ 舵に働く抗力はCxでみるとG船型○ 伴流値はH船型 また、佐世保重工の回流水槽において模型船6隻(A、B、C、G、H、S船型)の満載状態において次の試験を行った。
{1} 抵抗試験(A、B、C船型)
{2} 自航試験(A、B、C船型)
{3} 船尾流場計測(G、H、S船型)
{4} 船尾の限界流線観察(G、H、S船型)
これらの試験結果から次の点が明らかとなった。
○ 抵抗値はB船型○ 自航要素は船殻効率で比較すると、A船型○ 3孔管による計測結果から、G船型とH船型を比較すると、運動量厚さはそれほど差がないが、キール付近でG船型の値が大きく、水線付近でH船型の値が大きい。2次流れの壁面値と循環密度もガース方向の変化については同様の傾向がみられるが、G、H船型間の差はやや大きい。
S船型はG、H船型と比べいずれの値も小さい。
○ 5孔管による計測結果から、G船型とH船型のS.S.lとl/2での境界層を比較すると、両者の差はさほどないが、プロペラ面で比較すると、水線と船底部の中央、船体中心線付近でH船型の面内速度がやや下向きであり、船長方向の速度が小さい。S船型はフレームライン形状がG、H船型と大きく異なるため、流速分布の様子もかなり異なる。
S.S.l/2の流速分布から船尾縦渦の発生位置がG、H船型より高いことがわかる。
■事業の成果
近年わが国を中心とする粘性流体理論の発展は目ざましいものがあり、初期の2次元境界理論のレベルから発展し、現在では3次元境界層理論、厚い境界層理論(3次元、伴流も含む)のレベルにまで到達している。また、計算機の能力も飛躍的に向上し、大規模な非線形計算も次第に実行できるようになってきた。このような状況の中で、本研究ではすでに述べたように、具体的に船型を与えてその周りの粘性流場や推進性能要素の計測及び計算を実施し、船舶運航上の諸性能を求めることが従来以上に向上した。
これらの研究成果を船尾形状の設計に応用し、船尾周りの粘性流場を理論的に求めることにより、船尾形状と流場との関係をより明確かつ合理的に把握することができ、船尾形状の設計に極わめて役立ものと考えられる。
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