紀世君 倪其軍 蔣 一

（中國船舶科學研究中心 無錫214082）

0 引 言

超高速氣動增升船能夠利用地效原理提供氣動升力，支撐起船體的極大部分重量，降低船體的浸濕面積，大幅削減航行阻力，實現(xiàn)超高速航行。為了改善其水動力性能、降低高速航行過程中的阻力，參考高速滑行艇的構型特點在船底設置了橫向斷階。一般而言，斷階可將船底分成若干個滑行面，提升每個滑行面的展弦比、提高滑行效率。

近年來對斷階動力特性的研究一直都是高速滑行艇水動性能研究中的熱點問題，尹邦本和蔣一利用數(shù)值手段對二維斷階滑行艇模型的繞流場進行模擬，并針對不同攻角及斷階高度的模型進行對比計算；LOTFI等、MARCO 等和吳本坤等借助模型試驗和不同數(shù)值研究的方法對斷階滑行艇的靜水繞流場進行數(shù)值模擬，數(shù)值方法與試驗結果對應良好，單斷階結構最多能夠取得約15%的減阻收益；章麗麗等對氣動增升型滑行艇底部滑行面通氣機理及其升力分布情況進行研究和分析；BRIZZOLARA等應用STAR-CCM軟件對反曲斷階的減阻特性進行研究；黃淼等、陳楓、鄭小龍等對水陸兩棲飛機滑行階段開展試驗研究，分析斷階對船體水動力性能的影響，并對斷階形式進行優(yōu)化，最終在滑行階段取得了14.8%的減阻收益。

本文中利用數(shù)值手段對斷階在超高速氣動增升船這一特殊船型上應用的合理性進行了檢驗，并分析斷階在氣動增升作用下的減阻效果，探究斷階對阻力、航態(tài)、浸濕面積和氣動增升率等水氣動力特性的影響，為該船型的工程設計提供了較好的技術支撐。

1 超高速氣動增升船及數(shù)值計算方法

1.1 模型簡介

超高速氣動增升船的氣動升力翼采用鴨式布局翼。前翼是小展弦比的升力翼，后翼是帶端板的主升力翼。主要的水動力結構為單船身滑行面，艇底設置一個橫向的斷階。其幾何模型見圖1，主要尺度參數(shù)見表1。

圖1 超高速氣動增升船總體外形示意圖

表1 超高速氣動增升船模型的主要尺度參數(shù)

1.2 研究方法

本文采用基于雷諾平均N-S方程（RANS）方法的渦粘性湍流模型SST-模型（如下式）作為流體控制方程進行求解。該模型對自由剪切流動以及附著邊界層湍流具有較高的數(shù)值計算精度。這對于高速艇長尾流以及艇體附近流場情況的模擬具有較大優(yōu)勢。由于研究超高速氣動增升船的航行特性需要兼顧在航行過程中的水氣兩相特性，進一步引入VOF方法對模型加以修改實現(xiàn)運動界面進行捕捉，以更好區(qū)分二相流體并捕捉兩者的繞流特征。

在上述數(shù)值模型的基礎上，采用六自由度運動求解器結合重疊網(wǎng)格技術對超高速氣動增升船的航行姿態(tài)進行計算，實際的求解流程如圖2所示。

圖2 流場及運動求解的實現(xiàn)過程

在求解過程中，根據(jù)每次迭代計算的結果，艇體表面及計算域內(nèi)的網(wǎng)格節(jié)點移動至新的位置，即可實現(xiàn)艇體的運動模擬，而進一步的流場求解則在新的網(wǎng)格上進行。不斷迭代至收斂后，對應的艇體姿態(tài)即為航行中的平衡姿態(tài)。

按照重疊網(wǎng)格方法，將計算域分為包裹船體的重疊網(wǎng)格區(qū)域以及填充計算域的背景網(wǎng)格區(qū)域。背景網(wǎng)格采用切分網(wǎng)格技術進行劃分，并對自由液面附近網(wǎng)格進行區(qū)域加密，所形成的網(wǎng)格為正交的六面體。重疊網(wǎng)格區(qū)尺度（長×寬×高）為1.5×0.45×0.4，網(wǎng)格運動形式為隨動，相對船體靜止。在重疊網(wǎng)格區(qū)域采用蜂窩狀網(wǎng)格，并在船體底部滑行面、端板浮舟和升力翼等關鍵部分進行網(wǎng)格加密，以對船體表面復雜的幾何外形進行捕捉。船體表面網(wǎng)格運動形式為剛體六自由度運動。得到的計算域總體尺寸和各邊界條件如圖3所示。

圖3 計算域尺寸和邊界條件定義

按上述方法劃分后得到的總網(wǎng)格數(shù)量為6.86×10，最終生成的船體表面網(wǎng)格見圖4，計算過程中用到的網(wǎng)格總體劃分情況見下頁圖5。

圖4 船體表面網(wǎng)格

圖5 網(wǎng)格總體劃分形式

2 計算結果及分析

2.1 模型試驗簡介

本文中所探討的超高速氣動增升船已在中國船舶科學研究中心開展拖曳試驗，試驗模型與數(shù)值計算模型尺度相同，采用高強度復合材料進行加工，表面光潔，可滿足水池拖曳試驗要求。試驗過程中模型通過四自由度適航儀來拖帶實現(xiàn)靜水直航運動，并對拖曳力和模型的運動姿態(tài)進行檢測，試驗中還對模型兩側的興波特性進行記錄，所使用的主要儀器及量程見表2。

表2 超高速氣動增升船模型試驗儀器及量程

2.2 數(shù)值有效性檢驗

在此基礎上，將3~11.1 m/s范圍內(nèi)共計11個航速點（依據(jù)傅汝德數(shù)相似準則，其對應的實船航速為32~120 kn）進行直線拖航運動工況的模擬，并將得到的結果與試驗結果進行對比，以進一步驗證數(shù)值方法的有效性。

圖6 計算值與試驗值的對比

圖7 試驗興波與數(shù)值計算結果的對比

可見，在計算的航速范圍內(nèi)，數(shù)值模擬得到的航行興波、尾跡以及阻力、縱傾等均與試驗現(xiàn)象較為符合；阻力的計算誤差隨著航速提升出現(xiàn)增大趨勢，最大誤差為巡航速度下（= 7.40）的計算結果，約為9.09%。而在航行姿態(tài)上，計算縱傾和計算升沉較試驗值均略有增大，縱傾的平均誤差約為0.33，升沉的平均誤差為0.014，其中在低速及高度段縱傾的計算誤差略微偏大。這主要是因為低速過渡航態(tài)下，首部興波明顯并伴隨著波浪的破碎、翻卷；而在高航速下，首部則會產(chǎn)生較強噴濺，數(shù)值計算尚不能較好地捕捉此類強非線性的流動現(xiàn)象，進而導致艇體的平衡狀態(tài)與試驗結果出現(xiàn)較明顯偏離，但計算姿態(tài)在總體上仍能反映出艇體姿態(tài)與航速的變化趨勢，滿足探究需要。

綜上所述，采用該數(shù)值模擬方法得到的計算值同試驗結果吻合良好，能夠較好地模擬出超高速氣動增升船航行過程中的水、氣流場特點，可用于超高速氣動增升船繞流場特征的分析。

2.3 超高速氣動增升船水氣動力特性分析

對超高速氣動增升船靜水直航試驗結果進行分析，可以發(fā)現(xiàn)超高速氣動增升船的阻力變化趨勢與高速滑行艇類似，都存在一個阻力峰。在進入超高速航行狀態(tài)后，阻力曲線迅速爬升，但阻升比最大也只約0.30，比常規(guī)高速艇仍有不錯的優(yōu)勢。另外，在整個航行過程中，艇體的縱傾在每個航速點均能維持穩(wěn)定航行，在超高航速下有效抑制了海豚運動的發(fā)生，在航行穩(wěn)定性上也表現(xiàn)出優(yōu)良性能。

圖8展示了超高速氣動增升船在巡航速度時的繞流特征及壓力分布，圖9則展示了巡航速度下的艇底浸濕以及艇體興波狀態(tài)。根據(jù)圖示狀態(tài)，由于升力翼在地效區(qū)內(nèi)的增升作用，氣流在經(jīng)過前翼后形成一條低速帶并延伸至主升力翼之下。受到低速氣團的影響，主翼下表面產(chǎn)生明顯的高壓區(qū)域，從而有效提高氣動升力。對于水流場，在流經(jīng)斷階后，流動出現(xiàn)分離并形成明顯的斷階后負壓區(qū)。在高航速下，艇體在氣動升力的作用下已大部分抬離水面，主艇體周圍的空氣在低壓作用下被吸入斷階后的負壓區(qū)，形成斷階后空穴。在上述升力翼與斷階的聯(lián)合作用下，艇底浸濕主要集中在斷階前的滑行面上，斷階之后幾乎處于無浸濕狀態(tài)，從而有效降低高航速時的摩擦阻力，有利于實現(xiàn)超高速航行。

圖8 巡航速度時的繞流特征及壓力分布示意圖

圖9 巡航速度時的試驗興波與艇底浸濕

2.4 斷階對超高速氣動增升船水動力性能的影響

為了進一步探究斷階對超高速氣動增升船水氣動力性能的影響及其減阻機理，開展對比虛擬試驗，對斷階作用下的氣動繞流特性進行研究。試驗中引入一個具有相同尺度特征的無斷階模型作為參照對象，如圖10所示。為最大限度減小其他尺度參數(shù)對計算結果的影響，兩模型的尾緣點高度相同，即無斷階模型舯后的龍骨線逐漸抬升以保持與原模型浸濕的水下排水體積一致。

圖10 有、無斷階模型的對比

兩模型的計算阻力以及航姿的對比如圖11所示。為便于討論，兩模型分別命名為M-OR（原模型）和M-NS（無斷階模型）?？梢钥闯觯鲈O斷階后，高航速下的阻力性能得到明顯改善，兩者的曲線近似相交于= 3.2的工況下。這一結論與細長型斷階滑行艇的試驗結果極為符合。此后，隨著航速的提升，斷階的減阻效果也趨于明顯，在巡航速度下的減阻效果為26.2%，最大減阻效果為33.7%，出現(xiàn)在為6.06的航速下，較普通的細長型斷階滑行艇的性能提升更為顯著。在航行姿態(tài)上，當＞4.04時，設置斷階使船體縱傾更加明顯，在巡航速度下斷階模型較之無斷階模型的縱傾增大1.25。

圖11 有無斷階模型在阻力及航姿上的差異

下頁圖12中，以中縱剖面處水氣兩相分布的形式給出斷階后空氣穴形態(tài)隨航速的演變。由圖可見，在較低的航速下，船體吃水較深，來流在斷階處僅能以泄渦的形式同船體分離。這對低速阻力很不利，因此在較低航速下，斷階模型的阻力性能不如無斷階模型。而隨著航速提高，在水動升力的作用下，船體不斷抬離出水面，斷階與舭部折邊的交叉處開始與空氣流場相通。在這種情況下，流動脫離所形成的負壓區(qū)會將附近的空氣吸入船底形成空穴（見下頁圖12）。

圖12 斷階后空穴形態(tài)隨航速的演變歷程

在= 2.69時，空穴處于初生狀態(tài)，僅有少量氣團附著于斷階后端；隨著航速進一步提升，在氣動升力翼及水動壓力的聯(lián)合作用下，艇體（尤其是艇體尾部）的升沉進一步增大，來流在斷階處的脫離速度增大，空穴也隨之向船尾方向延伸。在巡航速度下，發(fā)展充分的空穴幾乎可覆蓋整個斷階后的滑行面。

圖13和圖14分別展示有無斷階模型在船底興波特性和浸濕特性的差異。

圖13 系列航速下船體興波特性的對比（圖左/右分別為無/有斷階模型）

圖14 系列航速下船體浸濕面的對比（圖左/右分別為無/有斷階模型）

下頁圖15中給出了量化后的無因次化浸濕（A /B L，A為實測浸濕面積）。

圖15 有無斷階模型在船體浸濕特性上的差異

在＜2.69的航速下，空穴處于初生狀態(tài)時，兩者在浸濕特性上的差異并不明顯，無斷階模型的總體浸濕甚至要略小于斷階模型；當航速提升至= 3.37時，空穴的范圍迅速擴大，斷階前的滑行面成為浸濕面積的主要來源。此時，斷階模型的總體浸濕面積開始小于無斷階模型，在阻力特性上也開始表現(xiàn)出相應的優(yōu)勢。在進入高速滑行狀態(tài)之后，無斷階模型實際浸濕并無明顯變化，而斷階模型斷階后空穴不斷擴張，當=5.38時，僅有尾部少量滑行面浸沒在水中。在巡航速度下，斷階之后幾乎處于無浸濕狀態(tài)，其總體浸濕基本上保持下降趨勢。但受縱傾降低的影響，艏部滑行面的浸濕在＞6.06的航速下有所增加。

2.5 斷階對超高速氣動增升船氣動力性能的影響

有無斷階模型在氣動增升率上的差異對比見圖16。可以看出，斷階對氣動增升率的影響主要體現(xiàn)在＞4.04的高速航速下。在此之前，兩個模型幾無區(qū)別。在巡航速度下，斷階模型的氣動增升率約提升16.7%。

圖16 有無斷階模型在氣動增升率上的差異

此處需指出的是，在巡航速度下，斷階空穴的空氣吸入量相比于主升力翼下空氣總流量為小量，對總體的氣動流場并不會產(chǎn)生明顯影響，這一點可以從特定切面內(nèi)的速度矢量分布上得以確認（如圖17所示）。該剖面位于距尾緣0.35處，典型航速取巡航速度?？梢钥闯?，兩者主要的氣動繞流特性并無區(qū)別。因此，設置斷階并未對氣動繞流場產(chǎn)生明顯影響，而氣動升力提升的主要原因是航行攻角增大。

圖17 有無斷階模型速度矢量切片對比

3 結 論

本文中利用STAR CCM+軟件對超高速氣動增升船水、氣動力繞流特性進行初步研究和分析，并引入具有相同尺度特征的無斷階模型作為參照對象，進一步分析斷階對超高速氣動增升船航行性能的影響，得出以下結論：

（1）在升力翼與斷階的聯(lián)合作用下，超高速氣動增升船的艇底浸濕主要集中在斷階前的滑行面上，斷階之后幾乎處于無浸濕狀態(tài)，有效降低高航速時的摩擦阻力，阻升比最大值約0.30。

（2）增設斷階后，高航速下的阻力性能獲得明顯改善，隨著航速提升，斷階的減阻效果也趨于明顯，最大減阻效果為33.7%，比普通滑行艇的性能提升更為顯著。

（3）斷階之后的負壓區(qū)將主船體附近的空穴吸入船底形成空穴。在>3.37的航速下，空穴隨船體的抬升迅速擴張；在=5.38時，斷階之后幾乎處于無浸濕狀態(tài)，浸濕面積較無斷階模型大幅減小，有效改善了高速下的摩擦阻力。

（4）斷階通過改變水動壓力分布增大了船體縱傾，對氣動增升率的影響主要體現(xiàn)在＞4.04的高速航速下，在巡航速度下，斷階模型的氣動增升率約提升16.7%。