李志君,高霄鵬,霍 聰

(海軍工程大學(xué) 艦船工程系， 武漢 430033)

21世紀(jì)以來，各國海軍實(shí)力不斷綜合增長，反潛能力已經(jīng)成為衡量各國海軍實(shí)力的一個(gè)重要指標(biāo)。近年來，將水面無人船用于執(zhí)行反潛任務(wù)得到了越來越多的關(guān)注。反潛無人船是指能夠適應(yīng)遠(yuǎn)海航行需求，由岸基出發(fā)獨(dú)立部署并完成反潛任務(wù)(包括巡邏、偵查和持續(xù)跟蹤等)的水面無人船。反潛無人船的出現(xiàn)將直接對敵下一代攻擊型核潛艇構(gòu)成威懾，而成本僅為目標(biāo)潛艇的百分之一，可形成強(qiáng)有力的新型非對稱作戰(zhàn)力量，發(fā)展反潛無人船具有重大意義。由于當(dāng)前探潛拖曳聲吶通常只能在5節(jié)左右的低航速下工作，要求反潛無人船快速到達(dá)指定海區(qū)展開探測。因此，需要設(shè)計(jì)具有優(yōu)良快速性能的反潛無人船型以滿足反潛任務(wù)的需求。

三體船型具有阻力性能優(yōu)良、適航性、穩(wěn)性和總體布置性好等諸多優(yōu)點(diǎn)，是極具潛力的長航時(shí)船型。國內(nèi)外學(xué)者對三體船的阻力性能已經(jīng)進(jìn)行了大量的試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究工作，主要集中在側(cè)體的布置及阻力性能的優(yōu)化。Brizzolara等[1]對圓舭型三體船和主體為折角線型的三體船進(jìn)行了船模試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算，對三體船的剩余阻力進(jìn)行了研究;酈云等[2]對主體和側(cè)體均為Wigly船型的高速三體船進(jìn)行了模型試驗(yàn);顧敏童等[3]提出了一種新型三體船船型，其主體是小水線面型，并進(jìn)行了阻力試驗(yàn)研究;李培勇等[4]對超細(xì)長三體船阻力進(jìn)行了計(jì)算研究；以上研究表明：主體和側(cè)體船型會(huì)對阻力性能產(chǎn)生顯著影響。賈敬蓓和宗智等[5-6]通過變換側(cè)體的縱向位置進(jìn)行了大量試驗(yàn)，提出了前三體船的概念，分析了其優(yōu)勢；陳飛宇等[7-8]通過數(shù)值計(jì)算和船模試驗(yàn)探究了側(cè)體布局對三體船阻力的影響規(guī)律；Javanmardi等[9-10]通過自行編制的CFD程序計(jì)算并分析了不同側(cè)體位置對三體船阻力性能的影響；以上研究充分說明了側(cè)體的相對位置對阻力性能影響顯著。然而，目前的三體船研究目標(biāo)主要集中在千噸級，缺少針對百噸級無人船型的相關(guān)研究。相對于大型三體船，小型無人船無甲板，去除了人員保障系統(tǒng)，從排水量、空間及動(dòng)力學(xué)特性都與傳統(tǒng)的有人船存在顯著差異，需要制定適合于無人船特點(diǎn)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案。

本文提出了一型高速內(nèi)傾穿浪無人三體船，該船型主船體以O(shè)NR Tunblehome船型為母型，側(cè)體采用NPL Trimaran(穿浪艏斧型)船型，主體與側(cè)體之間通過懸臂連接。首先，變換主船體和側(cè)體的主尺度，找到保持排水量不變的前提下，阻力性能最優(yōu)的主尺度方案。其次，通過變換主側(cè)體相對位置，確定側(cè)體的布置方案，最終確定初步設(shè)計(jì)方案。

1 計(jì)算模型

本文以O(shè)NR Tunblehome船型作為三體船主船體母型，該船型屬于內(nèi)傾穿浪細(xì)長船型。以NPL Trimaran船型作為側(cè)體的母型，采用斧型艏設(shè)計(jì)，同時(shí)結(jié)合穿浪艏部的設(shè)計(jì)理念，參照對比主船體母型尺寸，自主設(shè)計(jì)建模。表1、表2分別列出了主船體、側(cè)體的母船的主要船型參數(shù)，它們的幾何模型分別如圖1、圖2所示。

表1 ONR Tunblehome母船主要船型參數(shù)

表2 側(cè)體母船主要船型參數(shù)

在保證排主體和側(cè)體排水量不變的前提下，在Maxsurf軟件中對主體和側(cè)體母船進(jìn)行長寬比的變換。分別得到長寬比為12、13、14的主體模型(簡稱主A、B、C)和長寬比為12、16、18、20的側(cè)體模型(簡稱側(cè)A、B、C、D)。

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 求解方法

在湍流的非直接數(shù)值模擬中，應(yīng)用最廣泛的是RANS方法，本文以它作為求解船體黏性興波流場的基本方程。其具體形式如下：

(1)

式(1)中:ρ為流體密度；μ為流體黏度；p為靜壓；fi為單位質(zhì)量的質(zhì)量力；ui、uj為速度分量。

然后，使用k-ε湍流模型來求解RANS方程，該方法可較好地模擬存在流動(dòng)分離和逆壓梯度的復(fù)雜流動(dòng)問題。湍流脈動(dòng)動(dòng)能方程(k方程)為式(2)，湍流能量耗散率方程(ε方程)為式(3)：

(2)

(3)

自由液面處采用VOF法進(jìn)行追蹤。VOF方法是一種可以處理任意自由面的方法，其基本原理是利用計(jì)算網(wǎng)格單元中流體體積量的變化和網(wǎng)格單元本身體積的比值函數(shù)F確定自由面的位置和形狀。

2.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

采用立方體控制域，計(jì)算域長度取6倍船長，模型位于控制域前1/3處，以方便觀測尾流場，高度為3倍船長，寬度為2倍船長。x軸取指向船艏為正，y軸取指向右舷為正，z軸取向上為正。運(yùn)用布爾運(yùn)算(Boolean)使船體與拖曳水池分離，在船體表面設(shè)定無滑移壁面。采用重疊網(wǎng)格技術(shù)模擬船體運(yùn)動(dòng)，在數(shù)值拖曳水池中，使水流以定流速流向船體，船體自身隨著內(nèi)域重疊網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)，流域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。設(shè)定入流界面為速度入口，出流界面為壓力出口，各壁面均設(shè)定為無滑移邊界條件。在對控制域進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，為保證計(jì)算的可行性并節(jié)約計(jì)算時(shí)間，在對遠(yuǎn)離船模的周圍控制域的六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分時(shí)，采用稍微稀疏的網(wǎng)格；同時(shí)為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對水線面、艏部以及興波較明顯的區(qū)域進(jìn)行加密處理，保證計(jì)算網(wǎng)格質(zhì)量。以長寬比為14主體船模為例，給出邊界條件、網(wǎng)格類型如圖3、圖4所示。

3 阻力優(yōu)化方案

3.1 主船體主尺度方案優(yōu)選

將3種不同長寬比的主體方案在STAR-CCM+10.04中進(jìn)行靜水阻力計(jì)算。根據(jù)目前已知服役潛艇的最大航速一般為20～25節(jié)，選擇模擬航速為3.6 m/s，即對應(yīng)實(shí)船25節(jié)。

得到主體船各方案的總阻力、壓阻力和摩擦阻力，各方案具體參數(shù)如表3所示。

方案長寬比摩擦阻力/N壓阻力/N總阻力/N主A1212.799.9422.73主B1313.488.8421.92主C1413.628.0021.62

不同長寬比的主船體受到的總阻力隨時(shí)間的變化曲線如圖5所示。由阻力時(shí)歷曲線可知，各主船體總阻力在5 s之后基本穩(wěn)定，振蕩變化幅度小于1%。在這3個(gè)長寬比的模型中，主體船的摩擦阻力隨著主船體長寬比增加而增加，壓阻力隨長寬比增加而減小，總阻力隨長寬比增加而減小。因此，選擇長寬比為14的主體作為三體船模型的主體。

3.2 側(cè)體主尺度方案優(yōu)選

同理，得到4種不同長寬比的側(cè)體方案仿真后得到的各參數(shù)如表4所示。側(cè)體受到的總阻力隨時(shí)間的變化曲線如圖6所示。由阻力時(shí)歷曲線可知，各側(cè)體方案總阻力在5 s之后基本達(dá)到穩(wěn)定，振蕩變化幅度小于1%。由圖表看出，在這4個(gè)不同長寬比的側(cè)體方案中，隨著側(cè)體船長寬比增加，船體所受的摩擦阻力變化趨勢為增減增，這主要是因?yàn)殡S著側(cè)體長寬比增大，船體的濕表面積并不是單調(diào)變化，導(dǎo)致摩擦阻力呈現(xiàn)增減增趨勢，而壓阻力為單調(diào)減小，最終船體所受的總阻力先減小后增大，長寬比為18時(shí)，受到的總阻力最小。因此選擇長寬比為18的側(cè)體作為三體船模型的側(cè)體。

方案長寬比摩擦阻力/N壓阻力/N總阻力/N側(cè)A121.941.233.17側(cè)B162.290.763.05側(cè)C182.050.622.67側(cè)D202.170.512.68

3.3 主側(cè)體相對位置布置方案優(yōu)選

根據(jù)以上計(jì)算可知，阻力性能最優(yōu)的主體和最優(yōu)側(cè)體的長寬比分別為14和18，兩種最優(yōu)方案的wave圖如圖7、圖8所示。圖7中A、B、C分別代表了主體的首波峰、波谷和尾波峰；圖8中a、b、c分別代表了側(cè)體的首波峰、波谷和尾波峰。根據(jù)主體、側(cè)體波峰波谷相消的原則對側(cè)體進(jìn)行布置。

使用STAR-CCM+改變主、側(cè)體相對位置，制成以下7種方案：方案1：主體的首波波谷B交側(cè)體首波峰a處，此時(shí)側(cè)體完全處于主體波系內(nèi)，主體與側(cè)體間縱向距離為0.5 m；方案2：側(cè)體尾端處于位于主體首波峰A之外，即側(cè)體不受主體波系干擾，主側(cè)體縱向距離不變；方案3：主體位于側(cè)體波系干擾區(qū)外，即主體尾端位于側(cè)體首波峰a之外，主側(cè)體縱向距離不變；方案4：側(cè)體波谷b交主體尾波峰C起點(diǎn)處，主側(cè)體縱向距離不變；方案5：用主體波谷B抵消側(cè)體尾波峰c，主側(cè)體縱向距離不變;方案6：為了增加三體船的穩(wěn)定性，適當(dāng)增加側(cè)體與主體間的縱向距離，因此設(shè)計(jì)了一種方案，使主體與側(cè)體重心對齊，縱向位置增加0.8 m；方案7：為了與前面的方案進(jìn)行對比，對阻力最差的情況進(jìn)行計(jì)算，即主體首波峰A與側(cè)體首波峰a相疊加的情況，縱向距離與前五種方案相同為0.5 m。

7種方案所受各種力的大小如表5所示，總阻力隨時(shí)間的變化曲線如圖9所示。

表5 三體船各方案受力情況

由阻力時(shí)歷曲線可知，總阻力在4 s之后基本達(dá)到穩(wěn)定。經(jīng)過分析可知：

1) 主船體和側(cè)體相對位置布置方式改變對總阻力性能影響很大。方案7阻力最大為30.18 N，方案2阻力最小為26.38 N，方案2相較于方案7總阻力減少14.5%。

2) 改變主船體和側(cè)體相對位置主要影響壓阻力的變化，而對摩擦阻力大小變化影響較小，壓阻力的改變是導(dǎo)致總阻力性能差異的主要原因。

3) 通過主側(cè)體間有利興波或者避免波系干擾均能有效減少壓阻力成分。方案1利用艏波相消與方案2采用避免波系干擾的方式相較于方案7總阻力分別減少了14.3%、14.5%。

4) 主側(cè)體合并布置時(shí)的阻力值大于主船體和側(cè)體單獨(dú)阻力之和。這主要是由于主側(cè)體合成后，船體的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)為整體的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)，特別是側(cè)體的縱傾和升沉有大幅改變，這是導(dǎo)致阻力較主側(cè)體單獨(dú)存在時(shí)顯著增大的主要原因。

以方案1、方案7為例、給出兩種方案的wave圖，如圖10、圖11所示。由wave圖中可以看出方案1中主體的首波谷與側(cè)體首波峰相消，而方案7中主體首波峰與側(cè)體首波峰相互疊加。

綜上所述，消波情況較好的是方案1，方案2，方案5。其中方案1屬于波高峰值區(qū)位置對應(yīng)較好，所以消波效果明顯。而方案2和方案5在消波原理上，主要是利用側(cè)體波來抵消主體首波波峰，所以這兩種方案雖然相對位置不同，但是都達(dá)到了較好的消波效果。

4 結(jié)論

本文基于Star-CCM+數(shù)值拖曳水池仿真技術(shù)，對幾種變化長寬比的主船體和側(cè)體船型方案開展計(jì)算。結(jié)果表明：采用ONR Tunblehome船型為母型的主船體長寬比為14、以NPL Trimaran為母型的側(cè)體長寬比為18時(shí)阻力性能最優(yōu)?；趦?yōu)選的主船體和和側(cè)體的船行波系的波峰和波谷的分布情況，擬定了7種主船體和側(cè)體布置方案作對比。綜合分析發(fā)現(xiàn)：通過主體、側(cè)體波峰波谷相消的原則可以大幅減少興波阻力，當(dāng)側(cè)體位于主船體興波干擾區(qū)內(nèi)時(shí)，在側(cè)體和主船體的艏波相消時(shí)，總阻力最??；當(dāng)側(cè)體位于主船體興波干擾區(qū)外時(shí)，總阻力也較小，但此時(shí)側(cè)體位于船體前部，不利于航行機(jī)動(dòng)性。該三體船的機(jī)動(dòng)性及耐波性有待進(jìn)一步研究。

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