劉怡錦，李英輝，唐建飛，張?jiān)７?/p>

(上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

通常從水動(dòng)力角度來看，F(xiàn)n＜0.20的船舶為低速船，0.20＜Fn＜0.30的船舶為中速度，F(xiàn)n＞0.30的船舶稱為高速船［1］。當(dāng)今的高速船種類繁多，新的船型不斷出現(xiàn)，但就其基本情況而言，從高速船的結(jié)構(gòu)和原理來看，單體船中絕大多數(shù)都為滑行艇或半滑行艇，它們往往通過動(dòng)力支撐減少排水降低阻力，然而面對多浪的水域情況，波浪造成動(dòng)力支撐不穩(wěn)定，形成“海豚跳”，降低了船舶耐波性，成為其致命的弱點(diǎn)。這里試圖探索高性能排水性船，在不減少其排水保證耐波性的同時(shí)降低阻力。近幾年來，從常規(guī)高速雙體船、小水線面雙體船、穿浪雙體船到三體船、多體船，高性能排水型船逐漸成為一個(gè)新的研究方向。

放眼世界，從英國的VSV“極細(xì)長艇”到美國的DDG1000朱姆沃爾特級驅(qū)逐艦，均為高性能排水型穿浪單體內(nèi)傾船。較之于以往的常規(guī)艦艇，它們增加了L/B的同時(shí)，對于艏部也進(jìn)行了比較大的改造。超細(xì)長的艇體和尖峭的艏部，如一巨斧般的劈開波浪，高速地破浪而行，并保持著良好的平穩(wěn)性，與此同時(shí)，這種外形設(shè)計(jì)能顯著降低雷達(dá)和可見光特征信號，并便于地面和空中運(yùn)輸［2］。但是針對這種新船型，艏部型線研究還寥寥無幾，因此，這里以此為切入點(diǎn)進(jìn)行初步的探索。

這里研究的穿梭艇是一艘排水型高速船，其干舷內(nèi)傾，高速行駛時(shí)與其他高速船類似，興波阻力在總阻力中占了非常大的比例，因此，興波阻力對于穿梭船同樣是一個(gè)不可或缺的考慮方面。有研究表明［3］，在一定的弗洛德數(shù)(Fn)范圍內(nèi)，興波阻力對船型的變化相當(dāng)敏感，適當(dāng)修改船體型線可使興波阻力明顯降低，而艏部線型是影響興波阻力的重點(diǎn)。因此將探討這種船型艏部型線及其水動(dòng)力特征。

從快速性角度看，艏部幾何特征主要表現(xiàn)為橫剖面形狀特征和其相應(yīng)的水線形狀。設(shè)計(jì)水線的形狀特征和橫剖面形狀特征密切相關(guān)，設(shè)計(jì)水線確定后，很大程度上已經(jīng)決定了橫剖面形狀。同時(shí)，近水面處的水線形狀對興波阻力的影響較大，因此以設(shè)計(jì)水線為代表進(jìn)行研究。設(shè)計(jì)水線的特征和參數(shù)主要為水線面系數(shù)、平行中段長度、端部形狀、半進(jìn)流角以及尾部的縱向傾斜等。由于穿梭艇船體超級細(xì)長，沒有明顯的平行中段。但具有明顯區(qū)別于普通船舶的特殊艏柱等特征，因此這里以半進(jìn)流角和艏柱傾斜角為探索方向。

1 船舶型線

穿梭艇艇體細(xì)長，L/B=10。由于L/B較大，船體瘦長，船體型線的縱向曲率較小，船體興波區(qū)域的型線變得平直，興波作用趨于和緩，波高變低，興波作用所消耗的能量減少，所以興波阻力較其他船型更小［4］。由于實(shí)際工程需要，穿梭艇的設(shè)計(jì)主尺度:水線長Lwl=20 m;船寬B=2 m;在船腫處保證船舶為最大船寬，圖1為符合要求的某一模型。

圖1 設(shè)計(jì)模型Fig.1 Design model

2 計(jì)算模型和邊界條件處理

由于計(jì)算模型為細(xì)長船體，表面縱向曲率很小，在計(jì)算其興波阻力時(shí)，可有效地直接應(yīng)用線性興波阻力理論。假設(shè)流體為不可壓縮無粘的理想流體，其運(yùn)動(dòng)無旋，船體以恒定速度v在靜水中沿x軸正向航行。數(shù)值計(jì)算的坐標(biāo)系統(tǒng)如圖2所示。

假定總定常速度勢為Φ，擾動(dòng)速度勢為φ，則總速度勢可表示為

圖2 線性理論坐標(biāo)Fig.2 Linear theory coordinate

在流域內(nèi)其擾動(dòng)速度勢φ需滿足拉普拉斯方程(2)，同時(shí)還需滿足物面不可穿透條件(3)，自由面條件(4)，水底不可穿透條件(5)和無窮遠(yuǎn)條件(6)。

在船體濕表面和自由面上布置源匯，可求出擾動(dòng)速度勢，根據(jù)伯努利方程，可得到流場中壓力分布，經(jīng)過壓力積分可求得興波阻力。采用SHIPFLOW中的線性勢流方法，基于Dawson方法的面元法，研究表明，該軟件對于細(xì)長體的興波阻力計(jì)算，可以得到較為準(zhǔn)確的結(jié)果［5-7］，因此這里采用該方法進(jìn)行阻力比較研究。

在具體計(jì)算設(shè)置方面，船艏前取0.5船長，船尾后取整船長，寬度取0.7船長，構(gòu)成整個(gè)計(jì)算的自由液面域，網(wǎng)格數(shù)為2 032，各方案自由液面設(shè)置相同。由于各船型不同，船體網(wǎng)格數(shù)不盡相同，通過前期的網(wǎng)格測試，當(dāng)船體網(wǎng)格數(shù)大于700時(shí)，計(jì)算結(jié)果已達(dá)到精度要求。

3 進(jìn)流角影響結(jié)果分析

在滿足設(shè)計(jì)要求的情況下，首先從常規(guī)外傾船舶入手，比較不同的進(jìn)流角度對船舶興波阻力影響，選取了3種方案進(jìn)行比較分析，半進(jìn)流角分別為17°、14°、11°(見表1)。由于必須保證船腫處達(dá)到最大船寬，半進(jìn)流角不宜過大或過小。

表1 各方案的主要幾何特征Tab.1 Geometrical characters of each scheme

計(jì)算得到3種方案排水量最大相差不過7%，因此在比較時(shí)采用相同的吃水，吃水D=1 m，艏柱傾斜角度為120°。圖3為3種方案的進(jìn)流段水線，從外到內(nèi)依次為方案1、方案2、方案3。

圖3 三種方案的進(jìn)流段水線Fig.3 Entrance lines of three schemes

由圖3可以看出，方案1和方案2差別主要在于進(jìn)流段水線的中后部，方案2和方案3的主要差別在于進(jìn)流段水線的前部。結(jié)合計(jì)算結(jié)果(見圖4)，可以看到三種方案的興波阻力曲線趨勢大致相同，方案2稍優(yōu)于方案1，但差別不是很大。方案3明顯優(yōu)于方案1、2，特別是Fn＜0.5之后?？梢缘贸觯绞强拷嫉倪M(jìn)流段線型對于興波阻力的影響越是關(guān)鍵。因此穿梭艇必須保證進(jìn)流段的前部尖削，才能明顯的降低興波阻力。

圖5為這3種方案產(chǎn)生的最大波高比較，為避免單位造成的麻煩，這里所有的波高均用船長無量綱化。其中，除Fn=0.5左右時(shí)，三種方案較為接近，其他航速方案3的最大波高明顯低于方案1、方案2，這與圖4的結(jié)果也是相吻合的。因此，可以得出最佳的半進(jìn)流角度方案為方案3，在之后的艏柱傾斜比較中確定半進(jìn)流角為11°。

圖4 三種方案的興波阻力系數(shù)曲線Fig.4 Wave-making resistance coefficient curves of each scheme

圖5 三種方案的波峰高度曲線Fig.5 Wave heights of each scheme

4 艏柱傾斜影響結(jié)果分析

這里的研究對象穿梭艇艏部薄而尖峭，有助于劈開迎面的波浪，降低甲板上浪的危險(xiǎn)，減少噴濺阻力。艏柱傾斜角度關(guān)乎到艏部的尖峭程度，選取4種方案(見圖6)進(jìn)行比較分析，其中方案四為常規(guī)外傾式艏柱，方案三為過渡式艏柱，方案一和方案二為內(nèi)傾式艏柱，但兩者內(nèi)傾角度不同(見表2)。

計(jì)算所選用的模型主尺度:水線長Lwl=20 m;船寬B=2 m;吃水D=1 m;水線面系數(shù)為0.62～0.63;半進(jìn)流角為11°。

表2 各方案的主要幾何特征Tab.2 Geometrical characters of each scheme

圖6 四種方案的艏部模型Fig.6 Model of four schemes

圖7為四種方案的興波阻力系數(shù)曲線?？梢钥吹?，在整個(gè)范圍內(nèi)，方案一的興波阻力系數(shù)明顯小于其他三個(gè)方案。方案二的興波阻力系數(shù)略大于方案一，并且在0.5＜Fn＜0.8最為明顯。方案三的興波阻力系數(shù)最大，方案四的興波阻力系數(shù)稍微小于方案三。

在圖7中，內(nèi)傾式在興波阻力系數(shù)上已經(jīng)明顯優(yōu)于過渡式(方案三)和外傾式(方案四)，選取方案一為代表進(jìn)行研究。下面觀察三種艏部類型所產(chǎn)生的波形，圖8至圖11為三種方案在Fn=0.26和Fn=0.5時(shí)的波形分布圖，其中圖8和圖10上半部分為內(nèi)傾式(方案一)，下半部分為過渡式(方案三);圖9和圖11上半部分為內(nèi)傾式(方案一)，下半部分為外傾式(方案四)。

在Fn=0.26時(shí)，可以看出，這三種方案產(chǎn)生的波形都較弱，都屬于性能良好的艏部線型。具體比較能發(fā)現(xiàn)內(nèi)傾式(方案一)的波形分布更均勻，艏部的高壓區(qū)和肩部的低壓區(qū)均小于其他三種方案，這也導(dǎo)致了向下游傳播的興波明顯小于其他方案。圖12是沿船體的自由面波高圖，可以看出無論是艏波還是肩波，內(nèi)傾式(方案一)波高都有了明顯的降低，尾波的波高也略有降低，這與低速段的興波阻力系數(shù)是吻合的。與此同時(shí)，艏波還發(fā)生了前移，而肩波略有向后移動(dòng)。

圖10至圖11為三種方案在Fn=0.5時(shí)的波形分布對比，此時(shí)船舶已經(jīng)處于中高速階段，此時(shí)興波阻力已經(jīng)成為主要阻力，肩波幾乎消失，興波主要集中在艏尾兩端。從波形圖來看，此時(shí)的差別已經(jīng)不是特別明顯，但從艏部壓力來看，內(nèi)傾式(方案一)還是要稍低于其他兩種。圖13為此時(shí)三種方案船側(cè)波形，可以看出過渡式(方案三)和外傾式(方案四)波形相差不大，最大波高均大于內(nèi)傾式(方案一)，并且內(nèi)傾式(方案一)艏波稍靠前。

圖7 四種方案的興波阻力系數(shù)曲線比較Fig.7 Wave-making resistance coefficient curves of four schemes

圖8 方案一與方案三波形分布圖對比(Fn=0.26)Fig.8 Waveforms of Scheme 1 and Scheme 3(Fn=0.26)

圖9 方案一與方案四波形分布圖對比(Fn=0.26)Fig.9 Waveforms of Scheme 1 and Scheme 4(Fn=0.26)

圖10 方案一與方案三波形分布圖對比(Fn=0.5)Fig.10 Waveforms of Scheme 1 and Scheme 3(Fn=0.5)

圖11 方案一與方案四波形分布圖對比(Fn=0.5)Fig.11 Waveforms of Scheme 1 and Scheme 4(Fn=0.5)

圖12 三種方案船側(cè)波形比較(Fn=0.26)Fig.12 Waveforms of three schemes(Fn=0.26)

圖13 三種方案船側(cè)波形比較(Fn=0.5)Fig.13 Waveforms of three schemes(Fn=0.5)

雖然方案一和方案二同為內(nèi)傾式，但它們之間還是存在差異的，圖14為方案一和方案二在不同F(xiàn)n時(shí)的艏波波高比較，可以看到在低Fn時(shí)二者差別較為明顯，但隨著航速不斷的增加，二者的差別越來越小。圖15和圖16分別是二者在Fn=0.26和Fn=0.5時(shí)的波形分布圖對比。在低速(Fn=0.26)時(shí)，方案一的艏部的正壓和肩部的負(fù)壓明顯低于方案二，并且散波也相對小很多，但當(dāng)速度提升到Fn=0.5時(shí)二者差異已經(jīng)很小。

圖17至圖20為四種方案在Fn=0.5時(shí)的艏部壓力分布。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，常規(guī)外傾式艏柱(方案四)艏部有相當(dāng)大的區(qū)域受到較高的壓力，并且壓力變化梯度較為明顯，進(jìn)而引起了較強(qiáng)的興波，這一點(diǎn)通過圖7興波阻力系數(shù)曲線可以得到驗(yàn)證，因此外傾式艏柱并不能保證穿梭艇最大限度地發(fā)揮其快速低阻的特性。方案三(90°)作為一種中間過渡型情況，雖然能降低艏部的壓力，但效果并不明顯。相比之下，內(nèi)傾式船艏明顯降低了艏部的壓力，從圖17圖18中可以看到，方案一和方案二的艏部壓力較大的區(qū)域明顯減少，產(chǎn)生的興波阻力系數(shù)隨之降低。而同樣為內(nèi)傾式的兩方案相比，方案一受壓較大的區(qū)域明顯低于方案二。因此，可以推斷，對于新船型穿梭艇，相比于常規(guī)的外傾式艏柱，內(nèi)傾式能有效的降低艏部壓力，除此之外，內(nèi)傾式的艏柱傾斜角度對于結(jié)果有重要的影響，內(nèi)傾式船型艏柱與基線夾角角度越小，艏部越尖削，壓力降低越明顯。

圖14 方案一與方案二艏波波高比較Fig.14 Head wave heights of Scheme 1 and Scheme 2

圖15 方案一與方案二波形分布圖對比(Fn=0.26)Fig.15 Waveforms of Scheme 1 and Scheme 2(Fn=0.26)

圖16 方案一與方案二波形分布圖對比(Fn=0.5)Fig.16 Waveforms of Scheme 1 and Scheme 2(Fn=0.5)

圖17 方案一(30°)表面壓力分布圖(Fn=0.5)Fig.17 Surface pressure of Scheme 1(Fn=0.5)

圖18 方案二(60°)表面壓力分布圖(Fn=0.5)Fig.18 Surface pressure of Scheme 2(Fn=0.5)

圖19 方案三(90°)表面壓力分布圖(Fn=0.5)Fig.19 Surface pressure of Scheme 3(Fn=0.5)

圖20 方案四(120°)表面壓力分布圖(Fn=0.5)Fig.20 Surface pressure of Scheme 4(Fn=0.5)

5 結(jié)語

分別通過改變半進(jìn)流角和艏柱傾斜角度兩方面，分析穿梭艇艏部的特征，并改善整體的阻力性能。首先通過對興波阻力系數(shù)和最大波高的分析，得出了半進(jìn)流角為11°時(shí)能有效降低船舶興波阻力。在滿足這一條件下，進(jìn)一步分析外傾式、過渡式以及內(nèi)傾式船艏對船舶的興波阻力和流場的影響，結(jié)果表明內(nèi)傾式30°的船艏能有效降低波浪高度。除此之外，歸納了穿梭艇艏部型線特征如下:

1)進(jìn)水角應(yīng)盡量小，并且進(jìn)流段的中前部對興波阻力的影響最大;

2)外傾式、過渡式船艏受到的壓力、產(chǎn)生的波高明顯大于內(nèi)傾式船艏，因此前兩者并不能保證穿梭艇的優(yōu)良性能;

3)內(nèi)傾式船艏的內(nèi)傾角度對壓力、波高影響很大，內(nèi)傾式船型艏柱與基線夾角越小，艏部越尖峭，艏部壓力和艏波高度降低越明顯。

但由于一些客觀要求，文中只進(jìn)行了一些初步探索，對于這一新船型，還有很多特征待于進(jìn)一步的分析和優(yōu)化。

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