高速槽道双体艇船型设计与阻力性能评估.pdf

期刊网址：www.ship-引用格式：蒋中沅,丁江明,李凌勋,等.高速槽道双体艇船型设计与阻力性能评估 J.中国舰船研究,2024,19(增刊 1):1827.JIANG Z Y,DING J M,LI L X,et al.The ship design and resistance performance estimation of high-speed planning tun-nel catamaranJ.Chinese Journal of Ship Research,2024,19(Supp 1):1827(in Chinese).高速槽道双体艇船型设计与阻力性能评估蒋中沅1，丁江明*1，李凌勋1，赵辉21 武汉理工大学 船海与能源动力工程学院，湖北 武汉 4300632 中国舰船研究设计中心，上海 201108摘 要:目的目的槽道双体艇是一种中部贯通含有两个滑行片体的特殊滑行艇船型，中部槽道受到气旋抬升作用能使艇体脱离水面达到更高的航速，具有良好的快速性，同时在高速航行时能很快进入稳定状态。针对高速槽道双体艇的艇型参数化设计与阻力性能评估对于高性能船舶的船型开发与设计具有重要意义。方法方法采用 clamped B 样条曲线定义槽道双体艇的主要型线进行艇体船型参数化构型，并通过 STAR-CCM+软件设置多船型方案对比，研究双体艇槽道尺寸和斜升角大小对艇体阻力性能的影响。结果结果得到比初始设计船型阻力降低 17.3%的优选船型方案。结论结论与同尺度同排水量单体滑行艇对比，结果证明，在中高速工况下，本文所研究的高速槽道双体艇具有更加优良的航行性能。关键词：槽道艇；参数化设计；船型优选；计算流体力学中图分类号:U661.311文献标志码:ADOI：10.19693/j.issn.1673-3185.03365 The ship design and resistance performance estimation ofhigh-speed planning tunnel catamaranJIANG Zhongyuan1,DING Jiangming*1,LI Lingxun1,ZHAO hui21 School of Naval Architecture,Ocean and Energy Power Engineering,Wuhan University of Technology,Wuhan 430063,China2 Shanghai Division,China Ship Development and Design Center,Shanghai 201108,ChinaAbstract:ObjectivesThe tunnel catamaran is a special type of planing craft with two planing bodies con-nected in the middle channel.The central channel is lifted by a cyclone which can lift the hull off the surfaceof the water to achieve a higher speed.It has good rapidity and can quickly enter a stable state during high-speed navigation.The parametric design and resistance performance estimation of a high-speed planing tunnelcatamaran play important roles in the development and design of catamarans.MethodsThe parameterizedconfiguration of the hull is carried out by defining the main lines of the planing tunnel catamaran hull with aclamped B-spline curve.The influence of the channel size and deadrise angle of the catamaran on its hull res-istance performance is then studied by setting multiple hull designs in STAR-CCM+.ResultsAn optim-ized hull design is obtained with 17.3%resistance reduction compared with the original.ConclusionsCompared with a planing hull of the same scale and displacement,this study proves that a high-speed planingtunnel catamaran has superior sailing performance under medium and high-speed working conditions.Key words:planing tunnel catamaran；parametric design；ship selection；computational fluiddynamics(CFD)0 引言槽道双体艇是一种中部贯通，具有两个滑行片体的特殊滑行艇船型。与单体滑行艇相比，槽道内部的气旋抬升作用使得槽道双体艇的航行姿态更加稳定，并能有效避免高速单体滑行艇在航行过程中出现的海豚运动现象。与常规高速双体船相比，高速槽道双体艇可以突破水面接触限制收稿日期:20230516 修回日期:20230701作者简介:蒋中沅，女，2000 年生，硕士生。研究方向：船舶水动力。E-mail：丁江明，男，1976 年生，博士，副教授。研究方向：高速高性能船艇与无人艇设计开发。E-mail：*通信作者:丁江明 第 19 卷 增刊 1中 国 舰 船 研 究Vol.19 Supp 12024 年 1 月Chinese Journal of Ship ResearchJan.2024达到更高的航速，具备更加优良的快速性，是国际高性能船型设计开发的热点。对高速槽道双体艇进行船型参数化设计和阻力性能评估可直观反映槽道双体艇各设计参数对艇体阻力性能的影响差异，能够为槽道双体艇的船型优选提供研究思路与探究方案，为高速船型的开发设计提供参考。为实现滑行艇的参数化构型，Morteza1使用了抛物线法、椭圆方程和 B 样条曲线法这 3 种不同方法通过特征点生成各船体剖面曲线，建立了近似于含有两纵通槽道的三体艇船体模型。Prez-Arribas2则针对单体滑行艇提出了一种基于均匀 B 样条曲线的参数化建模方法。王建东等3提出的单体滑行艇参数化构型方法与前者类似，都是利用特征点、特征线之间的约束关系建立数学模型得到各剖面形状后放样得到整船模型。与具有两条纵通槽道的三体滑行艇相比，槽道双体艇的槽道数量少，槽道型线简单，所需建立的特征线形式也没有三体滑行艇复杂。结合槽道双体滑行艇的自身特点可进行槽道双体滑行艇的参数化设计，减少设计参数，简化设计流程。在对双体滑行艇的性能研究方法上，早期国内外学者多以模型试验为主。Payne4在 1984 年利用“超临界航速”概念设计的 Wavestrider 船型方案进行超高速航行试验，奠定了双体滑行艇模型试验研究的理论基础。刘谦等5通过大量的模型试验，形成了国内比较完善的高速双体滑行艇船型设计方法和水动力性能研究方案。近年来，CFD 数值方法被广泛运用于滑行艇的流场计算中，马睿6使用 CFD 方法开展了滑行艇流场数值计算，分析并证明了 CFD 方法模拟高速双体滑行艇流场的准确性。姬朋辉7运用 CFD 方法对某倒型槽道滑行艇进行了水动力特性的研究，并结合计算结果说明了 V 型槽道内部的水气分布特性。运用 CFD 进行阻力性能预报已成为槽道双体艇船型开发设计的常用手段，通过艇体参数化进行槽道双体艇的构型建模可以更加高效地完成各设计船型阻力性能的优选比较。本文根据槽道双体艇船型特点选取特征曲线和设计参数进行船型参数化构型，并通过改变槽道尺寸和斜升角角度进行艇体阻力性能比较得出优选船型。同时结合艇体流场特性说明槽道减阻机理及槽道尺寸与斜升角变化对艇体流场造成的影响，为槽道艇的船型设计与优选提供了研究方法与设计方案。1 槽道双体艇参数化构型双体滑行艇与单体艇的整体船型曲线相似，但需要考虑槽道型线的参数化构建。与三体滑行艇相比，双体滑行艇的槽道型线形状更简单，可选用更少的设计参数。双体滑行艇的参数化设计构型思路总结为以下 3 个步骤：首先选取龙骨线、甲板边线、折角线、艉部型线与槽道型线作为船型特征曲线；其次以双体艇船舶主尺度、槽道尺寸及其他特殊尺度大小作为主要设计参数；最后使用 B 样条曲线构建各特征曲线之间的约束关系建立船体型线。如图 1 所示，采用 clamped B 样条曲线对槽道双体艇的主要型线龙骨线、弦线与折角线进行定义。clamped B 样条曲线首尾端均经过槽道双体艇主要型线上的节点，将型线两端节点作为曲线的首尾控制点 K0，K1，型线外取一点 P0作为型线曲率控制点。首尾控制点处与水平线的夹角分别记为 0，0。代入 n 阶 B 样条曲线公式与 CoxdeBoor 递归公式7，得到三控制点的 2 阶 clamped B样条曲线公式。CL(u)=B20(u)K0+B21(u)P1+B22(u)K1(1)Bnj式中：u 为节点向量，u0,1；为第 j 个 n 阶 B-样条基函数。zoKk0k0s0c0k0c0s0Pk1Ps1Pc1Kk1Ks1x(a)龙骨线(b)弦线(c)折角线yoxxKs1Kc0Kc1yo图 1主要型线定义Fig.1 Main profiles of planing tunnel catamaran利用约束条件CL(0)=K0，CL(1)=K1，CL(0)=tan0，CL(1)=tan0，构成方程组即可求解出控制点P 的坐标。同时由式（1）代入 3 个控制点的坐标可求解出各主要型线的曲线拟合函数 CL(u)，得到各控制点间的约束关系与图 2 所示的艇体型线。槽道双体艇初始设计方案的主尺度要素如表 1 所示，所构建的槽道双体艇船型的初始设计参数如表 2 所示。在软件 Solidworks 中完成各型线的绘制后，通过曲面放样并生成实体得到高速槽道双体艇的船体模型，如图 3 所示。增刊 1蒋中沅等：高速槽道双体艇船型设计与阻力性能评估19 zxyzyoox弦线折角线龙骨线(Lc,Hc)(a)正视图(b)仰视图(c)艏艉型线图c(a,b)(0,Hs0)(0,Hc0)(Ls,Hs)(0,Bs)(0,Bc)(Ls,a)(Lc,a)图 2高速槽道双体艇型线图Fig.2 High-speed planing tunnel catamaran profile diagram 表 1 双体滑行艇主尺度要素Table 1 The main scale elements of planning tunnel catamaran船长L船宽B型深H槽道宽2a槽道高b数值/m132.91.50.80.6 表 2 双体滑行艇设计参数Table 2 The designing parameter of planing catamaran参数数值弦线长Ls/m13折角线长Lc/m11.27弦线高Hs/m1.5折角线高Hc/m0.6艉部弦线高Hs0/m1.25艉部折角线高Hc0/m0.21弦线最大半宽Bs/m1.45折角线最大半宽Bc/m1.2槽道半宽a/m0.4槽道高b/m0.6斜升角角度c/()15 2 不同船型主尺度及 CFD 计算方案 2.1 理论基础流体满足连续介质假设，为不可压缩黏性流动，流动处于湍流状态。计算过程中所选用的控制方程与物理模型如下：1）连续性方程。流动满足质量守恒定律，对于不可压缩流体，密度为常数3，其连续性方程可表示为ux+vy+wz=0(2)式中，u，v 和 w 分别是速度矢量 u 在 x，y 和 z 方向的分量。2）动量方程。不可压流体动量方程可表示为ut+div(uiu)=1grad(p)+g+div(gradu)(3)divuigrad(u)=uxi+uyj+uzk式中：u 为速度矢量；表示散度；表示速度矢量 u 在 i 方向的分量（i=x,y,z）；grad 表示梯度，；为流体密度；为动力黏性系数。3）湍流模型。k不可压流动的标准模型可表示为(k)t+(kui)xi=xj(+tk)kxj+Gk(4)()t+(ui)xi=xj(+t)xj+c13kGkC22k(5)tt=Ck2CGkC1C2k式中：为湍动黏度；，其中为经验常数；为平均速度梯度引起的湍动能 k 的产生项；和都是经验常数；和分别是湍动能 k和耗散率 对应的 Prandtl 数，可取经验常数。2.2 计算域及网格处理由于槽道双体艇船体左右两侧流场对称，本文取半船计算域进行 CFD 数值计算分析，双体艇计算域及边界条件见图 4。高速滑行艇在航行时的航行姿态变化较大，采用重叠网格技术能更好地模拟槽道双体艇的运动变化状况，如图 5、图 6所示 8。将计算域划分为背景域和重叠域，背景域为(a)主视图(c)仰视图(d)立体图(b)侧视图图 3高速槽道双体艇模型Fig.3 The model of high-speed planing tunnel catamaran20中 国 舰 船 研 究第 19 卷长方体，来流进口距艇体首部 1 倍船长，出口后端距艇体尾部 6.5 倍船长，侧面距对称面 2.5 倍船长，高度上侧距基线面 1 倍船长，下侧距基线面1.3 倍船长。将背景域顶部、底部、侧面和进口设置为速度进口，将出口设置为压力出口，对称面设置为对称平面，船体设置为壁面。重叠域为长方体，略大于船体，长取 1.4 倍船长，宽为 1 倍船宽，高度约为型深的 1.6 倍。将重叠域与背景域之间的边界设置为重叠网格，插值方式采用线性。采用流体体积法（VOF）方法捕捉自由液面变化，同时为减小波反射造成的影响，设置 VOF 波阻尼为 1 倍船长。设置 DFBI，释放船舶在 z 方向的平动和 y 方向的转动以预报船舶在航行过程中的纵倾角和升沉值的变化情况。在背景域和重叠域之间设置网格加密进行过渡，并划分三层逐级增加的自由液面与开尔文波，对艉部流场区域进行加密。网格类型选择切割体网格，在船体表面选择棱柱层网格生成边界层如图 7 所示。边界层厚度公式9如下：=0.0598lgRe3.107L(6)式中：为边界层厚度；L 为艇体长度。2.3 CFD 可靠性验证Fr对 10 m/s(=2.34)航速工况下的艇体进行阻力性能预报并开展 CFD 可靠性验证。由于槽道双体艇的航行姿态受航速变化影响大，用体积弗劳德数10作为双体艇的无因次速度参数能更好地反映双体艇阻力变化情况。Fr=vg1/3(7)式中：v 为双体艇航速；为双体艇排水体积；g=9.8 m/s2为重力加速度。1）近壁面处理。采用全 Y+壁面函数的处理办法，根据 ITTC 规范要求，将 Y+值控制在 30300 之间，如图 8 所示。0306090120150壁面 Y+图 8双体艇壁面 Y+分布图Fig.8 Wall Y+distribution of planing catamaran 2）网格收敛性分析。在相同网格划分和加密方案下，通过改变网格尺寸得到 3 套疏密不同的网格方案，各方案在10 m/s 工况下的阻力计算结果如表 3 所示。表 3 阻力计算结果网格收敛性分析Table 3 Grid convergence of resistance网格方案网格1网格2网格3计算域网格数量/万81126176阻力（R1，R2，R3）/N6 5987 7807 960 对计算结果进行收敛性分析，将计算差值记为：1=R2R1=1182(8)2=R3R2=180(9)2/1=0.152 1说明随着网格数量的增加，双体艇的阻力计算结果不断接近某一常数，网格方案满足收敛条件。其中方案 2 计算量小，精度较高。因此在后续其他船型和工况的阻力计算中，可选用方案 2 的网格尺寸设置以节约网格数量，缩短计算时间。3）时间步长选择。在使用相同网格方案的情况下，分别使用0.005，0.002 5 和 0.001 s 这 3 种不同时间步大小 顶部速度入口底部速度入口6.5L1L1L2.5L1.3L对称边界图 4双体艇计算域及边界条件Fig.4 Computational domain and boundary conditions of planingcatamaran 图 5双体艇网格划分Fig.5 Grid division of planing catamaran 图 6自由液面与开尔文波加密Fig.6 Grid refinement of free surface and kelvin wave(a)舯部(b)艏部图 7网格细节图Fig.7 Grid detail增刊 1蒋中沅等：高速槽道双体艇船型设计与阻力性能评估21完成艇体阻力性能计算，得到的艇体水气分布情况如图 9 所示。随着选取时间步长的减小，艇底的水气分布越合理，所求阻力值大小越接近真实情况。阻力收敛曲线（半船）如图 10 所示；库朗数测量分布图如图 11 所示。00.20.40.60.81.0(a)t=0.005 s00.20.40.60.81.0(b)t=0.002 5 s00.20.40.60.81.0(c)t=0.001 s水体积分数水体积分数水体积分数图 9艇底水气分布图Fig.9 VOF distribution 5 0004 8004 6004 4004 2004 0003 8003 6003 4003 2003 0002 8002 600总阻力5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70时间0.005 s0.002 5 s0.001 s图 10阻力收敛曲线（半船）Fig.10 Resistance convergence curve(half ship)00.10.20.30.40.5图 11库朗数测量分布图Fig.11 Courant number 如表 4 所示，随着选取时间步长的减小，所求艇体阻力逐渐趋于一稳定常数。当时间步长取到 0.001 时，库朗数范围在 00.5 之间，计算平稳后的水气分布情况较前两种更为合理。3 双体艇阻力影响分析与船型改进双体艇在高速航行时，槽道内通入空气后形Fr成气旋使艇体抬升，在整个航行过程中使艇体的行驶姿态发生变化，槽道高度和宽度会直接影响槽道内部的气液混合状态，底部斜升角则会对艇体兴波造成影响。以槽道双体艇的初始设计参数作为母型船的船体主尺度要素，保证艇体排水量不变，在 10 m/s(=2.34)的工况下就槽道尺寸和底部斜升角两方面进行船型优选，采用多方案对比、逐级优选和层层递进的方式得出优选船型。3.1 槽道高度对双体艇阻力性能的影响在 10 m/s 的中高速工况下对 3 组不同槽道高度（0.4，0.6，0.8 m）但其他条件均相同的船型进行阻力性能预报。得到的阻力计算结果如表 5所示。不同槽高下的水气分布如图 12 所示，其中槽高为 0.4 m 时，艇体所受阻力最小。随着高度的增加，压阻力占总阻力的比例越来越大，总阻力随高度不断增大，但阻力的增加幅度却逐渐减小。同时，随着槽道高度的增加，由于艇体受到的抬升作用不断减弱，艇体纵倾角逐渐减小。表 5 不同槽道高度下的双体艇阻力计算结果Table 5 Resistance of each channel height槽道宽度/m槽道高度/m阻力/N压阻力占比/%压阻力/N纵倾/()升沉/m0.80.47 246402 898.42.590.0870.80.67 780594 590.22.310.0670.80.87 822695 397.182.270.043 (a)0.4 m(b)0.6 m(c)0.8 m图 12不同槽高下的水气分布图Fig.12 VOF distribution of each channel height结合艇体周围的兴波状况进行讨论，如图 13所示。随着槽道高度的增加，艇体尾浪散射程度不断增大，艇体对周围水域的干扰程度越大，受到的兴波阻力越大。从图 14 槽道内的速度场分布来看，当水面越接近槽道顶部时，水流带走槽道内的大量空气，使槽道内部的压强降低，气流两侧受压不均衡被 表 4 阻力计算结果时间步收敛性分析Table 4 Time-step convergence of resistance时间步长/s0.005 00.002 50.001 0阻力/N6 4957 8767 96022中 国 舰 船 研 究第 19 卷压向槽顶壁面，产生气旋。艇底将受到气旋的抬升作用抬升。随着槽道高度的增加，槽道内部的流体速度变化越平缓，当槽道高度为 0.8 m 时，槽道内部的流体流动平顺流畅，没有明显的气旋产生，艇体首部基本不受抬升作用。3.2 槽道宽度对双体艇阻力性能的影响选择 0.4 m 的槽道高度，在 10 m/s 的中高速工况下对 3 组不同槽道宽度（0.6，0.8，1.0 m）其他条件均相同的船型进行阻力性能预报。得到的阻力计算结果见表 6，随着槽道宽度的增加，双体艇的总阻力不断减小，减小幅度随宽度的增加逐渐增大，但阻力的各个成分占比没有发生较大的变化。各槽宽下的双体艇摩擦阻力与总阻力之比都接近 60%，在艇体阻力成分中占主导地位。但槽道宽度的变化对艇体的航行姿态影响较小。对不同槽道宽度下的气液分布情况进行分析，不同槽宽下的水气分布图如图 15 所示。在各个槽宽尺度下的水气分布状况大致相同，但槽道内部的气液混合影响存在差异。槽宽为 0.6 m时，槽道对船体的抬升能力弱，航行阻力大。在槽道宽度达到 1.0 m 时，艇体受到的摩擦阻力和兴波阻力最小，航行性能更好。表 6 不同槽道宽度下的双体艇阻力计算结果Table 6 Resistance of each channel width槽道宽度/m槽道高度/m阻力/N压阻力占比/%压阻力/N纵倾/()升沉/m0.60.47 418402 967.22.540.0790.80.47 246402 898.42.590.0871.00.46 430382 443.42.560.100 (a)0.4 m(b)0.6 m(c)0.8 m图 15不同槽宽下的水气分布图Fig.15 VOF distribution of each channel width(a)0.4 m(b)0.6 m(c)0.8 m高度/m0.30.30.90.61.25.551 1e17高度/m0.30.30.90.61.25.551 1e17高度/m0.30.30.90.61.25.551 1e17图 13不同槽高下的艇体兴波状况Fig.13 Wave making of each channel height(a)0.4 m(b)0.6 m(c)0.8 m0246810速度/(ms1)0246810速度/(ms1)0246810速度/(ms1)图 14不同槽高下的速度场分布Fig.14 Velocity distribution of each channel height增刊 1蒋中沅等：高速槽道双体艇船型设计与阻力性能评估23槽道宽度的改变对于艇体兴波情况没有较大影响，在一定范围内适当增大槽宽能很好地改善双体艇的气动升力，并减小航行阻力。不同槽宽下的艇体兴波状况如图 16 所示。(a)0.6 m高度/m1.20.90.60.300.3(b)0.8 m高度/m1.20.90.60.300.3(c)1.0 m高度/m1.20.90.60.300.3图 16不同槽宽下的艇体兴波状况Fig.16 Wave making of each channel width 结合图 17 槽道内的速度场分布来看，在一定范围内槽道的宽度越大，水流带走的空气量越大，槽顶壁面附近的流体两侧压差更大，气旋的抬升作用越强。(a)0.4 m(b)0.6 m(c)0.8 m图 17不同槽宽下的速度场分布Fig.17 Velocity distribution of each channel width 3.3 底部斜升角角度对双体艇阻力性能的影响确定双体艇槽道高度为 0.4 m，槽道宽度为1.0 m，在 10 m/s 的双体艇航行工况下，保持其他设计参数不变，设置斜升角为 5，15和 20的 3 个船型设计方案进行阻力性能 CFD 数值计算。斜升角为 15时艇体航行阻力最小，但 3 种斜升角下的双体艇模型总阻力成分中的压阻力占比相似。存在最佳斜升角使得双体艇受到的阻力最小，并使艇体纵倾角度处于对减阻有利的范围内。不同斜升角下的双体艇阻力计算结果见表 7。表 7 不同斜升角下的双体艇阻力计算结果Table 7 Resistance of each deadrise angle槽道宽度/m槽道高度/m斜升角/()阻力/N压阻力占比/%压阻力/N纵倾/()升沉/m10.457 368402 947.22.650.03910.4156 430382 443.42.560.110.4206 990392 726.12.640.121对舷侧和艇体尾部气液分布情况进行分析，斜升角变化所引起的气液分布情况差异不大，但斜升角为 15时的槽道内部气液混合状态最明显，对周围水域的兴波干扰增加不大，但受到的抬升作用最强，艇体总阻力最小。不同底部斜升角下的水气分布图与艇体兴波状况如图 18 和图 19 所示。(a)5(艉部)(b)15(艉部)(d)5(舷侧)(e)15(舷侧)(f)20(舷侧)(c)20(艉部)图 18不同底部斜升角下的水气分布图Fig.18 VOF distribution of each deadrise angle(a)5高度/m1.20.90.60.300.3(b)15高度/m1.20.90.60.300.3高度0.324中 国 舰 船 研 究第 19 卷结合图 20 艇体速度场分布进行讨论。斜升角过小将导致气旋作用在靠近槽道壁面的位置，气旋的抬升作用减小。斜升角过大会使槽道内的流体流速增大，气旋两侧的压强差减小，抬升作用效果较差。(a)5(b)15(c)20图 20不同斜升角下的速度场分布Fig.20 Velocity distribution of each deadrise angle 通过对双体艇槽道尺寸和斜升角变化对艇体阻力性能影响的研究讨论，最终确定双体艇的槽道尺寸为 0.4 m1.0 m(槽道高度槽道宽度)，斜升角大小为 15，如表 8 所示。与其他船型方案对比，该方案下的槽道双体艇受到的总阻力最低。与槽高 0.6 m、槽宽 0.8 m、斜升角为 15的初始设计船型相比，改进后的最终船型方案艇体航行阻力较原船型设计方案减少了 17.3%。表 8 原设计船型与改进船型对比Table 8 Original design and the optimized项目初始船型数值改进船型数值船长L/m1313船宽B/m2.92.9型深H/m1.51.5槽道宽2a/m0.81.0槽道高b/m0.60.4底部斜升角c/（）1515阻力R/N7 7806 430 4 槽道双体艇流场特性 4.1 阻力特性优选后的双体艇各典型航速工况下的阻力预报统计值如表 9 所示，随着航速的增加，艇体总阻力中的压阻力成分占比不断增大，摩擦阻力始终大于压阻力占据主导地位。艇体总阻力随着航速的增大不断增加，但阻力增加趋势逐渐放缓。表 9 艇体阻力值随航速变化统计表Table 9 Hull resistance value with speed船型速度/(ms1)Fr阻力/N压阻力占比/%双体艇20.466362740.923 0642161.395 1702681.856 20833102.316 43038143.238 11244单体艇40.922 45078102.317 31064143.238 71451 图 21 为同主尺度、同排水量的单体滑行艇和槽道双体在各工况下的艇体阻力预报结果统计图，图中的三角形标记点表示同主尺度要素和相同排水量下的单体滑行艇阻升比变化。在低速工况下，单体艇的航行阻力较小，但在中高速工况下，双体艇的阻力性能明显优于单体滑行艇。说明中高速工况下，双体艇底部的纵通槽道能有效调整艇体航行姿态，具有良好的减阻作用。同时双体滑行艇在航行过程中以摩擦阻力为主要的阻力成分，滑行后的压阻力成分减小逐渐稳定，而单体滑行艇在滑行阶段的阻力成分以压阻力为主，但在滑行后以摩擦阻力为主，在 10 和 14 m/s之间的压阻力变化较大，艇体的航行姿态还有较大变化，没有进入到较稳定的滑行阶段。说明槽道双体艇能改善艇体周围流场的压力分布，提高滑行效率，使艇体更快进入滑行阶段。0.0160.0140.0120.0100.0080.0060.0040.002000.51.01.52.02.53.03.5单体艇双体艇优化模型体积弗劳德数阻升比图 21阻力预报结果统计图Fig.21 Hull resistance 高度0.3高度0.3(c)20高度/m1.20.90.60.300.3图 19不同底部斜升角下的艇体兴波状况Fig.19 Wave making of each deadrise angle增刊 1蒋中沅等：高速槽道双体艇船型设计与阻力性能评估254.2 艇体兴波随航速的变化当 Fr1 时，双体艇的航行状态和排水型船舶相似，在船首和船尾周围产生横波和散波，形成明显的凯尔文波系。双体艇自由液面兴波云图如图 22 所示。(a)Fr=0.92(b)Fr=1.39(c)Fr=2.31(d)Fr=3.23图 22双体艇自由液面兴波云图Fig.22 Wave making of planing catamaran 当 1Fr3 时，鸡尾流形状更加明显狭长，尾流高度增大，散射角度变化不大，逐渐稳定，由槽道内喷射出的水柱也随航速的增加变得更加明显。双体艇与单体艇的液面兴波变化规律类似，单体艇自由液面兴波云图如图 23所示。(a)Fr=0.92(b)Fr=2.31(c)Fr=3.23图 23单体艇自由液面兴波云图Fig.23 Wave making of planing hull 4.3 艇体底部压力分布情况双体艇的航行姿态受艇体底部压力分布的影响，图 24 反映了 4，10 和 14 m/s 这 3 种航速工况下双体艇和同主尺度、同排水量单体艇之间艇体底部压力分布的差异。表 10 展现了同主尺度、同排水量双体艇和单体艇在 3 种航速工况下的航行姿态对比。随着航速增加，双体艇和单体艇的船体尾倾逐渐增大。4 5002 2001002 4004 7007 000(a)单体艇 4 m/s4 5002 2001002 4004 7007 000(b)双体艇 4 m/s4 5002 2001002 4004 7007 000(c)单体艇 10 m/s4 5002 2001002 4004 7007 000(d)双体艇 10 m/s4 5002 2001002 4004 7007 000(e)单体艇 14 m/s4 5002 2001002 4004 7007 000(f)双体艇 14 m/s压力/Pa压力/Pa压力/Pa压力/Pa压力/Pa压力/Pa图 24艇体底部压力对比Fig.24 Pressure of bottom 表 10 单体艇和双体艇的纵倾升沉对比Table 10 Trim and sinkage船型速度/(ms1)Fr升沉/m纵倾/()单体艇40.920.010.23102.310.122.4143.230.212.86双体艇40.920.20.81102.310.12.56143.3202.69航速变化和艇体底部压力分布都将会影响到滑行艇的航行姿态11，表 10 是双体滑行艇和单体滑行艇在 4，10 和 14 m/s 下的纵倾升沉情况，计算时两船初始吃水相同，以负值表示吃水增加。两船初始纵倾为 0，以负值表示尾倾。在 4 m/s 的航速下，单体艇和双体艇的压力分布情况总体类似。两者都处于 Fr1 的排水航行状态，艇体受静浮力支持，航行姿态变化不大。但由于双体艇内部的纵通槽道距离水面一定高度，双体艇底部槽道间的压力比单体艇小，导致26中 国 舰 船 研 究第 19 卷双体艇吃水更大。在 10 m/s 的航速下，单体艇和双体艇处于1Fr3 的滑行状态，两船艇体首部受到较强的抬升作用，尾倾增加趋势逐渐平缓。艇体底部高压分布区明显后移，双体艇首部高压分布比单体艇高压分布靠前。但由于双体艇的纵通槽道内部也产生了局部高压，且该局部高压区域分布靠后，使得双体滑行艇尾倾减小，而单体滑行艇的尾倾更大。因此在高速工况下，槽道双体艇将具有更稳定的航行姿态。5 结论1）槽道双体艇的阻力随槽道高度的增加而增加，压阻力成分占比不断增大。并且随着槽道高度的增加，艇体受到的抬升作用变小，纵倾角减小。槽道宽度的变化对阻力成分占比的影响较小，但在一定范围内随着槽道宽度的增加，艇体的阻力不断减小。同时改变槽道宽度对艇体航行姿态和兴波状况影响不大。2）槽道斜升角主要影响艇体周围的兴波状况及艇体姿态，在适宜的斜升角下，艇体受到的抬升作用强，艇体阻力小。3）与同主尺度要素和同排水量的单体滑行艇比较，得出槽道双体艇的流场特性：槽道双体艇的阻力成分以摩擦阻力为主，能更快进入滑行阶段；兴波高度和散射状况减小，片体尾流交汇延长虚长度；艇体底部出现局部高压，改善尾倾，增加航行稳定性，并使得槽道双体艇在中高速工况下具有更好的阻力性能。4）在保证各船型方案下的艇体排水量不变的情况下，通过对艇体参数化构型变化槽道尺寸和斜升角角度进行艇体阻力性能比较与船型优选，优选后的船型方案较初始设计方案的艇体阻力减少了 17.3%。参考文献：GHASSABZADEH M,GHASSEMI H.An innovativemethod for parametric design of planing tunnel vesselHull formJ.Ocean Engineering,2013,60:1427.1 PREZ-ARRIBAS F.Parametric generation of planinghullsJ.Ocean Engineering,2014,81:89104.2 王建东,庄佳园,罗靖,等.滑行艇参数化建模方法 J.华中科技大学学报(自然科学版),2020,48(12):8388.WANG J D,ZHUANG J Y,LUO J,et al.Parametricmodeling method of planing hullsJ.Journal ofHuazhong University of Science and Technology(Nature Science Edition),2020,48(12):8388(inChinese).3 Payne P R.Supercritical planning hullJ.Ocean Engin-eering,1984,111(2):129184.4 刘谦,庞立国,王鲁,等.高性能双体滑行艇设计 J.船舶,2001(1):2632.LIU Q,PANG L G,WANG L,et al.The design ofhigh performance catamaran planing craftJ.Ship&Boat,2001(1):2632(in Chinese).5 马睿.双体滑行艇阻力与姿态性能研究 D.哈尔滨:哈尔滨工程大学,2020.