趙春慧

（浙江海洋學(xué)院船舶與海洋工程學(xué)院，浙江舟山　316022）

基于三維水動(dòng)力方法的三體船連接橋波浪載荷計(jì)算分析

趙春慧

（浙江海洋學(xué)院船舶與海洋工程學(xué)院，浙江舟山316022）

文章應(yīng)用三維水動(dòng)力分析方法進(jìn)行三體船連接橋波浪誘導(dǎo)載荷的研究工作，建立三體船水動(dòng)力分析面元模型，計(jì)算三體船在迎浪狀態(tài)下零航速和中低航速運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，并與三體船拖曳水池模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，證明了此計(jì)算方法的可行性。通過(guò)計(jì)算，探討了三體船連接橋波浪載荷隨航速和浪向的變化規(guī)律及特點(diǎn)，并對(duì)連接橋的波浪誘導(dǎo)載荷量級(jí)進(jìn)行了一定的分析，計(jì)算結(jié)果對(duì)于提高三體船耐波性能和加強(qiáng)三體船的強(qiáng)度校核有重要的參考價(jià)值。

三體船；三維水動(dòng)力計(jì)算；連接橋；波浪載荷

近年來(lái)，三體排水型高性能船舶的研究引起人們的較大關(guān)注。三體船的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的規(guī)范尚不成熟，基于波浪載荷預(yù)報(bào)的直接計(jì)算方法是一種合理設(shè)計(jì)三體船結(jié)構(gòu)的方法。

由于世界上已建成的三體船極少，作為新船型，三體船的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)尚未成熟。在水動(dòng)力性能和耐波性方面人們已經(jīng)展開(kāi)了許多研究。在作用于船舶上的所有基本載荷中，船體表面波動(dòng)壓力和波浪誘導(dǎo)的剖面剪力彎矩是在強(qiáng)度計(jì)算中要求取的最重要的外載荷。此外，三體船舶連接橋結(jié)構(gòu)的波浪載荷可以引起連接橋甲板結(jié)構(gòu)變形和疲勞問(wèn)題，為了合理的對(duì)甲板橋結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)，有必要對(duì)其遭遇的波浪載荷進(jìn)行預(yù)報(bào)。因此，研究三體船波浪載荷并對(duì)其進(jìn)行預(yù)報(bào)顯得很有意義。

本文擬展開(kāi)基于三維水動(dòng)力方法進(jìn)行水動(dòng)力求解，在無(wú)限水深條件下，在頻域內(nèi)計(jì)算船舶在規(guī)則波中的水動(dòng)力、運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及波浪載荷的研究工作。了解三體船波浪載荷響應(yīng)函數(shù)和分布規(guī)律特點(diǎn)，為后續(xù)三體船性能預(yù)報(bào)提供依據(jù)。

1　計(jì)算模型的建立和濕表面網(wǎng)格的生成

1.1三體船模型建立

本文通過(guò)Fluent Gambit軟件與AutoCAD軟件的結(jié)合，利用兩個(gè)通用軟件幾何圖形處理的優(yōu)勢(shì)，可以直觀地在型線圖基礎(chǔ)上生成模型并劃分網(wǎng)格而不需要對(duì)型值進(jìn)行直接處理，并且能夠在圖形界面上控制網(wǎng)格的屬性，可以滿足三維水動(dòng)力計(jì)算的需要。

整船濕表面網(wǎng)格共有1 482個(gè)節(jié)點(diǎn)，1 440個(gè)單元。本文選取船型FA-1-A，主體與側(cè)體位置如圖所示：

圖1　FA-1-A的主體和側(cè)體的位置關(guān)系Fig.1　The position relations of FA-1-A between the main and side body

圖2　三體船水線以下網(wǎng)格俯視圖Fig.2　Vertical view of grid underwater

表1　船模主體和側(cè)體主尺度Tab.1　Principal particulars of the trimaran

1.2船體濕表面網(wǎng)格劃分

面元法僅對(duì)水線面以下部分進(jìn)行計(jì)算，所以本文只需建立三體船水線以下部分模型并劃分網(wǎng)格。但水下部分仍然視為一個(gè)剛體，從而按三體船模型整體進(jìn)行水動(dòng)力計(jì)算，這樣保證了與實(shí)船的計(jì)算結(jié)果相符。

在本文中，對(duì)完整的三體船的主題和兩個(gè)側(cè)體劃分了水動(dòng)力網(wǎng)格。整個(gè)水動(dòng)力面元的網(wǎng)格數(shù)目是1 442塊。其中主體劃分了966塊，每個(gè)側(cè)體劃分了288塊。

圖3　三體船網(wǎng)格可視化Fig.3　Grid visualization of the trimaran

2　運(yùn)動(dòng)理論預(yù)報(bào)結(jié)果同試驗(yàn)結(jié)果的比較

基于三維勢(shì)流理論，首先對(duì)三體船的六個(gè)自由度的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了計(jì)算。將得到的垂蕩和縱搖結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較，以驗(yàn)證方法的適用性。模型試驗(yàn)所選取的船型為FA-1-A，拖曳水池模型試驗(yàn)航速選取傅汝德數(shù)Fn=0.2、0.35、0.5、0.667。

圖4～11是三體船模FA-1-A在迎浪中的垂蕩和縱搖幅值運(yùn)動(dòng)響應(yīng)三維理論與模型試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。從上面的比較結(jié)果可知，在中低航速下，三維勢(shì)流理論方法能夠有效的預(yù)報(bào)三體船在波浪中的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，但在高速下，垂蕩和縱搖理論預(yù)報(bào)結(jié)果中出現(xiàn)了峰值振蕩現(xiàn)象，這是水動(dòng)力計(jì)算中的“偽共振”現(xiàn)象造成的。

圖4　垂蕩幅值響應(yīng)（Fn=0.2，β=180°）Fig.4　Heave amplitude（Fn=0.2，β=180°）

圖5　縱搖幅值響應(yīng)（Fn=0.2，β=180°）Fig.5　Pitch angle（Fn=0.2，β=180°）

圖6　垂蕩幅值響應(yīng)（Fn=0.35，β=180°）Fig.6　Heave amplitude（Fn=0.35，β=180°）

圖7　縱搖幅值響應(yīng)（Fn=0.35，β=180°）Fig.7　Pitch angle（Fn=0.35，β=180°）

圖8　垂蕩幅值響應(yīng)（Fn=0.5，β=180°）Fig.8　Heave amplitude（Fn=0.5，β=180°）

圖9　縱搖幅值響應(yīng)（Fn=0.5，β=180°）Fig.9　Pitch angle（Fn=0.5，β=180°）

圖10　垂蕩幅值響應(yīng)（Fn=0.667，β=180°）Fig.10　Heave amplitude（Fn=0.667，β=180°）

圖11　縱搖幅值響應(yīng)（Fn=0.667，β=180°）Fig.11　Pitch angle（Fn=0.667，β=180°）

3　三體船連接橋波浪載荷計(jì)算

計(jì)算中，選取連接橋中點(diǎn)處剖面作為參考，進(jìn)行計(jì)算得到了剖面的縱搖彎矩、垂向彎矩、橫向擠壓力和垂向剪力。計(jì)算的航速選取為傅汝德數(shù)Fn=0，0.2，0.35，浪向角分別為30°、60°、90°、120°、150°、180°。以下圖12～46為各彎矩、剪力隨浪向和航速的變化情況。

圖12　三體船連接橋縱搖彎矩My（Fn=0）Fig.12　Pitch moment My（Fn=0）

圖13　三體船連接橋縱搖彎矩My（Fn=0.2）Fig.13　Pitch moment My（Fn= 0.2）

圖14　三體船連接橋縱搖彎矩My （Fn=0.35）Fig.14　Pitch moment My（Fn=0.35）

圖15　三體船連接橋垂向彎矩Mx （Fn=0）Fig.15　Vertical moment My（Fn=0）

圖16　三體船連接橋垂向彎矩Mx（Fn=0.2）Fig.16　Vertical moment My（Fn=0.2）

圖17　三體船連接橋垂向彎矩Mx （Fn=0.35）Fig.17　Vertical moment My（Fn=0.35）

圖18　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（Fn=0）Fig.18　Lateral extrusion pressure Fy（Fn=0）

圖19　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（Fn=0.2）Fig.19　Lateral extrusion pressure Fy（Fn=0.2）

圖20　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（Fn==0.35）Fig.20　Lateral extrusion pressure Fy（Fn==0.35）

圖21　三體船連接橋垂向剪力Fz （Fn=0）Fig.21　Vertical shear Fz（Fn=0）

圖22　三體船連接橋垂向剪力Fz（Fn=0.2）Fig.22　Vertical shear Fz（Fn=0.2）

圖23　三體船連接橋垂向剪力Fz （Fn=0.35）Fig.23　Vertical shear Fz（Fn=0.35）

3.1浪向?qū)B接橋波浪載荷的影響

通過(guò)計(jì)算結(jié)果可知，對(duì)于縱搖彎矩，在零航速時(shí)，60°和120°時(shí)有較大的峰值。在有航速時(shí)，120°～180°浪向下的幅值相對(duì)零航速有較大的增加，特別是在120°情況下，存在一個(gè)很大的峰值。

垂向彎矩的規(guī)律同縱搖彎矩，在有航速的情況下，120°～180°浪向下幅值相對(duì)零航速有較大增加，特別是在120°的情況下，存在一個(gè)很大的峰值。

對(duì)于連接橋間的橫向擠壓力，在零航速時(shí)，60°和120°時(shí)有較大的峰值。在有航速時(shí)，120°和150°浪向下的幅值相對(duì)零航速增加很多，特別是在120°情況下，存在一個(gè)很大的峰值。

對(duì)于連接橋垂向剪力，在零航速時(shí)，60°和120°對(duì)應(yīng)有較大的峰值。在有航速時(shí)，120°～180°浪向下的幅值相對(duì)零航速有較大增加，特別是在120°情況下，存在一個(gè)很大的峰值。120°和150°時(shí)對(duì)應(yīng)的載荷峰值和零航速相比發(fā)生了較大的變化。

圖24　三體船連接橋垂向剪力Fz （β=30°）Fig.24　Vertical shear Fz（β=30°）

圖25　三體船連接橋垂向剪力Fz （β=60°）Fig.25　Vertical shear Fz（β=60°）

圖26　三體船連接橋垂向剪力Fz（β=90°）Fig.26　Vertical shear Fz（β=90°）

圖27　三體船連接橋垂向剪力Fz （β=120°）Fig.27　Vertical shear Fz（β=120°）

圖28　三體船連接橋垂向剪力Fz （β=150°）Fig.28　Vertical shear Fz（β=150°）

圖29　三體船連接橋垂向剪力Fz （β=180°）Fig.29　Vertical shear Fz（β=180°）

圖30　三體船連接橋縱搖彎矩My （β=30°）Fig.30　Pitch moment My（β=30°）

圖31　三體船連接橋縱搖彎矩My （β=60°）Fig.31　Pitch moment My（β=60°）

圖32　三體船連接橋縱搖彎矩My（β=90°）Fig.32　Pitch moment My（β=90°）

圖33　三體船連接橋縱搖彎矩My（β=120°）Fig.33　Pitch moment My（β=90°）

圖34　三體船連接橋縱搖彎矩My （β=150°）Fig.34　Pitch moment My（β=150°）

圖35　三體船連接橋縱搖彎矩My（β=180°）Fig.35　Pitch moment My（β=180°）

圖36　三體船連接橋垂向彎矩Mx（β=30°）Fig.36　Vertical shear Mx（β=30°）

圖37　三體船連接橋垂向彎矩Mx（β=60°）Fig.37　Vertical shear Mx（β=60°）

圖38　三體船連接橋垂向彎矩Mx（β=90°）Fig.38　Vertical shear Mx（β=90°）

圖39　三體船連接橋垂向彎矩Mx （β=120°）Fig.39　Vertical shear Mx（β=120°）

圖40　三體船連接橋垂向彎矩Mx （β=150°）Fig.40　Vertical shear Mx（β=150°）

圖41　三體船連接橋垂向彎矩Mx （β=180°）Fig.41　Vertical shear Mx（β=180°）

圖42　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（β=30°）Fig.42　Lateral extrusion pressure Fy（β=30°）

圖43　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（β=60°）Fig.43　Lateral extrusion pressure Fy（β=60°）

圖44　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（β=90°）Fig.44　Lateral extrusion pressure Fy（β=90°）

圖45　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（β=120°）Fig.45　Lateral extrusion pressure Fy（β=120°）

圖46　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（β=150°）Fig.46　Lateral extrusion pressure Fy（β=150°）

圖47　三體船連接橋橫向擠壓力Fy（β=1800）Fig.47　Lateral extrusion pressure Fy（β=1800）

3.2航速對(duì)連接橋波浪載荷的影響

在90°（橫浪）時(shí)，剪力和彎矩的幅值都不隨航速的改變而變化。在0°～90°之間，剪力和彎矩的幅值都隨著航速的增大而減小。在90°～180°之間，剪力和彎矩的幅值都隨著航速的增大而增大。

航速較高時(shí)，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)中垂蕩和橫搖響應(yīng)函數(shù)在為（0.4～0.8）之間，浪向角為120°和150°時(shí)較易出現(xiàn)峰值，對(duì)應(yīng)的連接橋波浪載荷在這個(gè)區(qū)域內(nèi)也發(fā)生這樣的情況，這也說(shuō)明由于運(yùn)動(dòng)出現(xiàn)的“偽共振”現(xiàn)象引起波浪載荷預(yù)報(bào)的不準(zhǔn)確性。

在斜浪時(shí)，三體船連接橋載荷的變化較大，所以在船舶強(qiáng)度校核時(shí)，應(yīng)充分考慮斜浪航行狀態(tài)下剪力與彎矩的數(shù)量級(jí)。隨航速的增加載荷變化很大，數(shù)量級(jí)變化也是很大的。所以考慮連接橋的載荷分布情況和數(shù)量級(jí)對(duì)船舶總強(qiáng)度的校核有重要的意義。

4　結(jié)語(yǔ)

本文建立了三體船模型，并劃分了有利于應(yīng)用于三維水動(dòng)力計(jì)算的網(wǎng)格。通過(guò)計(jì)算可知三維勢(shì)流理論能夠有效的預(yù)報(bào)三體船在波浪中的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，但在高速下，預(yù)報(bào)結(jié)果中存在峰值振蕩現(xiàn)象，這是水動(dòng)力計(jì)算中的“偽共振”造成的。應(yīng)用這種方法來(lái)處理目前的多體高速船水動(dòng)力計(jì)算，高航速下多體間水動(dòng)力干擾效應(yīng)沒(méi)有考慮有航速下自由面波浪的三維波型效應(yīng)，造成了片體間振蕩興波的堵塞和干擾，產(chǎn)生水動(dòng)力計(jì)算的虛假共振。水動(dòng)力計(jì)算上的偽共振對(duì)最終的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)結(jié)果產(chǎn)生了影響，因此造成了目前在基于三維的水動(dòng)力計(jì)算的結(jié)果中出現(xiàn)了多峰振蕩的現(xiàn)象。且三維勢(shì)流理論的偽共振均隨著航速的增大，峰值變大，峰值位置向低頻移動(dòng)。本文的計(jì)算結(jié)果對(duì)于提高三體船耐波性能和加強(qiáng)三體船的強(qiáng)度校核有重要的參考價(jià)值。

［1］戴遺山.船舶在波浪中運(yùn)動(dòng)的頻域與時(shí)域勢(shì)流理論［M］.北京:國(guó)防工業(yè)出版社，1998.

［2］魏躍峰.多體船縱向運(yùn)動(dòng)預(yù)報(bào)研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)，2007.

［3］馬山.高速船舶運(yùn)動(dòng)與波浪載荷計(jì)算的二維半理論研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)，2005.

［4］李積德.船舶耐波性［M］.北京:國(guó)防工業(yè)出版社，1981．

［5］盧曉平，酈云，董祖舜.高速三體船研究綜述［J］.海軍工程大學(xué)學(xué)報(bào)，2005，17（2）:44-52.

［6］黃曉瓊，陳立，楊雄輝，等.三體船波浪誘導(dǎo)載荷計(jì)算研究［J］.中國(guó)艦船研究，2008，3（5）:16-20.

［7］李培勇，裘泳銘，顧敏童.高速三體船型概念設(shè)計(jì)研究［J］.上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2004，39（11）:1 185-1 188.

［8］繆國(guó)平，劉應(yīng)中，等.切片理論應(yīng)用于雙體船運(yùn)動(dòng)計(jì)算時(shí)的偽共振問(wèn)題［J］.中國(guó)造船，1997（2）:32-38.

［9］吳帆行，劉見(jiàn)華，黃守成.三體船垂向波浪載荷預(yù)報(bào)［J］.船舶，2008（6）:13-18.

Research on Wave Loads of the Trimaran Cross Structure based on Three Dimensional Hydrodynamic Analysis

ZHAO Chun-hui
（School of Naval Architecture and Ocean Engineering，Zhejiang Ocean University，Zhoushan316022，China）

The research work of using three-dimensional hydrodynamic analysis to solve the wave load of trimaran cross structure is present in this paper.Establish the trimaran hydrodynamic analysis surface model and compute the motion response of the trimaran in head seas at zero speed and low-speed，and compared with the towing model test results to prove the feasibility of the calculation method.By calculation，discusses the variation and characteristics ofwave load on trimaran cross structure with speed and wave，and the cross structure wave loads order is also take into account，the results achieve for improving the trimaran seakeeping performance and strength check has an important reference value.

trimaran；three-dimensional hydrodynamic；cross structure；wave loads

TM619

A

1008-830X（2015）02-0151-07

2015-01-20

浙江省自然科學(xué)基金項(xiàng)目（LY14E090003）

趙春慧（1986-），女，浙江舟山人，助理實(shí)驗(yàn)師，碩士，研究方向：船舶耐波性.E-mail:13715657@qq.com