側(cè)壁式氣墊船峰值減阻數(shù)值研究

楊靜雷，楊東梅，李平，林壯

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

側(cè)壁式氣墊船峰值減阻數(shù)值研究

楊靜雷，楊東梅，李平，林壯

(哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

針對側(cè)壁式氣墊船在越峰過程中阻力峰值過大的問題，本文基于N-S方程，采用以多面體為核心的體網(wǎng)格形式，計算了其在靜水中的阻力值，驗證了數(shù)值計算在阻力峰值處的精確度。借助氣幕減阻思想，利用一層高壓高速的均勻氣幕來代替?zhèn)鹘y(tǒng)的艏部氣封裝置，研究了側(cè)壁式氣墊船在氣幕下的密封性能。在此基礎(chǔ)上，數(shù)值計算了側(cè)壁式氣墊船在約束型氣幕及非約束型氣幕下，指端距離基線高度、噴口位置、噴口角度等氣幕參數(shù)對減阻率的影響。結(jié)果表明：氣幕參數(shù)的變化對減阻率影響較大，減阻率在氣流量為180 m3/h時達(dá)到峰值，而最高減阻率可達(dá)到了35%；艏封采用合理的氣幕形式可有效的降低側(cè)壁式氣墊船的阻力峰值。

側(cè)壁式氣墊船； 數(shù)值計算； 氣幕； 減阻率； 阻力峰值； 氣流量

側(cè)壁式氣墊船是在全墊升氣墊船的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的，其特點是船體兩側(cè)采用剛性側(cè)壁，艏艉采用柔性氣封保持氣墊。由于側(cè)壁的存在，側(cè)壁式氣墊船可以運用螺旋槳或者噴泵作為推進(jìn)裝置，使其不僅具有良好的操縱性和航行穩(wěn)定性，而且速度快，功耗低，經(jīng)濟(jì)性好，易于向大型化發(fā)展[1]。但由于側(cè)壁式氣墊船特殊的船艏結(jié)構(gòu)，其在低速航行時艏封裝置不可避免與水面接觸并產(chǎn)生較大的推水阻力，尤其是在攀爬阻力峰階段。側(cè)壁式氣墊船航行時，能否越過阻力峰值是設(shè)計者十分關(guān)心的問題。阻力峰值過高，會導(dǎo)致主機負(fù)荷增加，嚴(yán)重時船體會一直處于爬峰階段，影響船舶的使用[2-3]。削減阻力峰值是提高船體越峰性能的重要手段，而艏封裝置觸水是引發(fā)附加興波阻力增加阻力峰值的重要原因，改變艏封裝置形式使其避免與水面接觸，可以減小峰阻并能夠改善船體的越峰性能。目前，國內(nèi)外對側(cè)壁式氣墊船越峰性能的研究主要是從改變船體姿態(tài)和增加艉氣囊讓浪性兩方面入手[4-6]，對于改變艏封裝置形式還沒有涉及。

傳統(tǒng)的氣幕減阻技術(shù)原理是利用水與空氣的密度、粘度的差別, 在船底通入空氣, 形成一層薄的氣液兩相混合流, 通過混合流密度、粘度以及流動模式的改變, 減少船體的摩擦阻力[7]。本文采用傳統(tǒng)的數(shù)值計算方法，并借用氣幕減阻的思想，在船體艏部增設(shè)一排長條形細(xì)孔，并充入高壓高速氣體，形成一層薄薄的氣幕用于取代艏封裝置，氣幕一方面能夠封閉氣體，另一方面能夠提供一定的垂向氣動力矩，使船體維持一定的傾角，并保持相應(yīng)的穩(wěn)定性。

1 數(shù)值計算方法

1.1數(shù)值方法

對于不可壓縮的粘性流動，本文采用工程應(yīng)用中最廣泛的Reynolds Navier-Stokes方程[7-8]，忽略密度脈動的影響，其連續(xù)性方程和動量方程如下

(1)

(2)

運動模型采用DFBI，垂向Z運動和縱向Y轉(zhuǎn)動兩個自由度分別對船體的垂蕩運動和縱搖運動進(jìn)行計算。船體重心的運動建立在整體坐標(biāo)系的基礎(chǔ)上，其運動方程如下

(3)

式中：m為質(zhì)量，f為作用到船體上的各種力，ν為運動速度。而轉(zhuǎn)動則是以船體重心為原點的局部坐標(biāo)系建立的，其控制方程如下

(4)

式中：M為瞬時轉(zhuǎn)動慣量,ω為轉(zhuǎn)動船體的角速度，n為作用到船體上的合力矩。

(5)

因為張量具有對稱特性，因此它可以被定義為兩個向量：一個指明了對角線上的主要組成元素(Mxx,Myy,Mzz)，而另一個對非對角線上的組成元素進(jìn)行了說明(Mxx,Mxy,Mxz)。

為了避免標(biāo)準(zhǔn)模型由于強旋流或帶有彎曲壁面流動所造成的失真，湍流模型采用改進(jìn)的Realizable模型[9-10]。計算對SIMPLE算法進(jìn)行求解，PISO壓力修正，并采用VOF方法進(jìn)行液面處理。VOF方法[11]是運動界面追蹤問題的數(shù)值模擬方法之一，它通過研究網(wǎng)格單元中流體和網(wǎng)格體積比函數(shù)F來確定自由面，從而追蹤流體的變化。采用RANSE VOF求解器捕捉船體附近液體的復(fù)雜流動和噴濺效果，從而能夠準(zhǔn)確得出空氣和液體的流場變化。

1.2數(shù)值模型

數(shù)值模型采用增壓室式墊升系統(tǒng)，即高壓高速氣體首先進(jìn)入增壓室[12-13]，經(jīng)過出流小孔進(jìn)入氣墊艙室內(nèi)。船體艉封氣囊采用剛性壁面，艏封囊指情況根據(jù)減阻的要求做相似的改變，如圖1所示。

圖1 數(shù)值模型墊升系統(tǒng)示意圖Fig.1 Diagram of numerical model cushion

主尺度參數(shù)值模型長l/m3.663氣墊長lc/m3.185模型寬B/m1.024片體寬B1/m0.147設(shè)計排水量Δ/kg73.5

網(wǎng)格選用以多面體為核心的體網(wǎng)格形式，并分別在自由液面處、船體周圍以及氣墊艙室進(jìn)行網(wǎng)格加密(如圖2所示)。相較于傳統(tǒng)四面體網(wǎng)格，多面體網(wǎng)格生成更加方便快捷，且在計算效率上也要明顯高于非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在解決了交界面問題的同時，優(yōu)化了網(wǎng)格的數(shù)量及質(zhì)量[14]。根據(jù)計算經(jīng)驗，數(shù)值模型采用整船的形式，整個計算域網(wǎng)格控制在78萬左右，船體表面第一層網(wǎng)格厚度為0.001 m，以保證y+值在50～100，以達(dá)到較好的計算精度。

邊界條件采用常規(guī)船舶的CFD預(yù)報方法，計算域前方設(shè)定為速度入口并給定來流速度，后方設(shè)定為壓力出口，四周界面均設(shè)定為速度入口。

圖2 多面體網(wǎng)格形式Fig.2 Polyhedral mesh formats

1.3氣幕封閉性能研究

本文采用數(shù)值計算方法，首先計算了側(cè)壁式氣墊船在剛性艏封裝置下主阻力峰值處的阻力值，然后采用氣幕形式代替原剛性艏封裝置進(jìn)行計算，最后分別與船模試驗得到的阻力峰值結(jié)果進(jìn)行對比，從而驗證數(shù)值方法的可行性和精確度。

船模試驗?zāi)Ｐ瓦x擇傳統(tǒng)的柔性密封裝置來封閉空氣，艏部采用囊指式圍裙，艉部采用雙囊式圍裙，這與數(shù)值計算采用的剛性艏封有著本質(zhì)的區(qū)別。而采用氣幕形式代替艏封裝置是指在船體艏部甲板下緣增加一個長條形的充氣孔，在此氣孔處設(shè)置速度為20 m/s的恒定氣流，且向內(nèi)傾斜45°，形成一層出流均勻的氣幕。下圖為試驗?zāi)Ｐ汪疾咳嵝匀怪冈跉鈮|支撐時的姿態(tài)以及氣幕形式下數(shù)值計算時艏部的流場和自由液面情況。

圖3 模型靜墊升姿態(tài)Fig.3 Air cushion static of model

圖4 氣幕狀態(tài)下艏部流場和自由液面情況Fig.4 The flow and free surface of bow by bubbly layer

圖5為數(shù)值計算側(cè)壁式氣墊船阻力峰值處阻力值與試驗結(jié)果的對比情況，其中C1為具有剛性艏封結(jié)構(gòu)的數(shù)值模型計算結(jié)果，C2為采用氣幕形式的數(shù)值模型計算結(jié)果，C3為試驗結(jié)果。從圖中可看出：剛性氣封結(jié)構(gòu)計算結(jié)果與試驗值存在較大誤差，誤差值達(dá)到了13%左右；采用氣幕形式代替剛性壁面結(jié)構(gòu)后，計算誤差明顯降低，C2與試驗值的誤差為4.2%。

圖5 阻力計算值與試驗值的對比曲線Fig.5 Contrast curve of calculated and experimental values

在阻力峰值前后Fr分別為0.34和0.42時，采用氣幕形式的艏封計算結(jié)果與阻力峰值處規(guī)律相同，而計算誤差分別為2.5%和3.3%，因此可以看出，采用數(shù)值計算方法計算阻力峰值前后的阻力值與試驗對比誤差較小，可以準(zhǔn)確的對該點處的阻力值進(jìn)行預(yù)報。

圖6為采用氣幕形式的數(shù)值模型氣墊壓力分布云圖，從中可以看出，在計算過程中，氣墊艙室內(nèi)壓力保持均勻分布，而結(jié)合圖4可以得到，流體域自由液面處艏部沒有明顯的向外出流及噴濺情況。艏部船體與自由液面之間的出流面積變化不大，整個船體運行平穩(wěn)，沒有出現(xiàn)縱搖角的突躍和升沉值的變化，因此，速度為20 m/s的恒定氣流可以有效封閉氣墊，并保持均勻的氣墊壓力。

圖6 氣墊壓力分布云圖Fig.6 The air-cushion pressure distribution nephogram

圖7為該氣幕形式下不同數(shù)值計算時間的艏部壓力云圖，從中可以看到，氣墊艙室內(nèi)壓力除了在氣幕處有稍微的下降外，向船艉移動的壓力變化不大；船體前方的壓力始終維持在了一個穩(wěn)定的范圍內(nèi)，可見艏部縱向出流相對較弱，否則會導(dǎo)致氣墊內(nèi)外較大的壓力突變；而在氣幕內(nèi)外側(cè)出現(xiàn)了相對低壓區(qū)，低壓區(qū)范圍有限，縱向?qū)挾戎挥?0 mm左右，同樣驗證了艏部出流不大的事實，同時也符合伯努利方程中有關(guān)速度和壓力之和為常數(shù)的原理。

通過與無氣幕時的峰值阻力計算結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，增設(shè)氣幕的方式來對該側(cè)壁式氣墊船進(jìn)行減阻的方法是可行的，可以用于峰值處的減阻性能研究。

對此，根據(jù)傳統(tǒng)有關(guān)氣幕減阻率的解釋[15]，定義該氣幕形式下減阻率η，其計算公式如下

η=ΔR/R

(6)

式中：ΔR為由于氣幕引起的阻力變化，R為無氣幕時側(cè)壁式氣墊船的總阻力。

2 不同氣幕形式減阻性能研究

2.1約束型氣幕減阻率分析

約束型氣幕減阻是指通過人為改變噴口的速度形成高速高壓噴射氣流，得到理想中封閉氣幕。通過改變艏擋板指端距離基線的高度和氣流速度，對其減阻率進(jìn)行研究。在試驗過程中發(fā)現(xiàn)，氣流量小于150 m3/h時，由于墊升效果不足，船體出現(xiàn)埋艏現(xiàn)場；而當(dāng)氣流量大于220 m3/h時，阻力變化相對較小，因此數(shù)值計算取氣流量分別為150、165、180和220 m3/h。

圖7 艏部壓力分布隨時間變化情況Fig.7 Header pressure distribution changes along time

2.1.1 指端距離基線高度對減阻率的影響

指端距離距離基線高度h設(shè)為基本變量，分別為50、90和130 mm，噴射速度設(shè)定為20 m/s，不同h的減阻率如圖8所示。從圖中可以看到，三種h下，減阻率呈現(xiàn)相似的變化趨勢，均在氣流量為180 m3/h左右達(dá)到最大值，減阻性能最好的一組數(shù)據(jù)最大減阻率達(dá)到35.1%，減阻效果明顯；在減阻率達(dá)到最大值時，三種氣流量減阻率隨著基線高度的增加而加大，最大減阻率和最小減阻率之間的差值為26.7%；當(dāng)氣流量大于200 m3/h時，h為130 mm時的減阻率隨Q的增加急劇下降，其減阻性能降到了12.5%以下，低于其他兩組。

圖8 不同指端高度下減阻率變化曲線Fig.8 Curves of drag reduction rate with various finger heights

2.1.2 氣幕噴射速度對減阻率的影響

將氣幕噴射速度V設(shè)為基本變量，分別為10、15 和20 m/s，指端距離基線高度設(shè)為130 mm，其不同噴射速度的減阻率如圖9所示，從圖中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)氣流量小于170 m3/h時，隨著充氣速度的增加減阻率反而下降，可見，噴射速度過高不利于氣幕減阻，三組曲線的減阻率在氣流量為180 m3/h左右達(dá)到最大值，噴射速度為10 m/s時的減阻率與噴射速度為20 m/s峰值差別不大，兩者的最大減阻率均在35%以上；噴射速度為15 m/s的減阻率明顯小于其他兩組數(shù)據(jù)，在減阻峰值處的最大差值達(dá)到15.4%。

圖9 不同噴流速度下減阻率變化曲線Fig.9 Curves of drag reduction rate with various jet speeds

2.2非約束型氣幕減阻率分析

在工程應(yīng)用中，采用約束型氣幕減阻形式需要單獨設(shè)計一套風(fēng)機管路系統(tǒng)對其進(jìn)行氣體輸送，增加了設(shè)計的復(fù)雜性，可操作性不強。非約束性氣幕是指在不降低減阻率的情況下，將氣幕減阻的流量輸送系統(tǒng)與墊升系統(tǒng)融合在一起，這樣可大大降低實際工程中的應(yīng)用難度，增加可操作性。非約束型氣幕減阻形式將艏部噴流孔與增壓室相連同而自由出流，噴射速度隨墊升系統(tǒng)總氣流量的改變而改變。非約束型氣幕減阻的影響因素需要考慮船體航行姿態(tài)，噴口寬度以及距離前端的距離等。

2.2.1 噴氣口縱向位置減阻率的影響

將噴氣口沿縱向距離前端的距離L設(shè)為基本變量，分別為20、60和100 mm，其不同氣流量下的減阻率如圖10所示。從圖中得到，不同氣流量下的減阻率亦呈現(xiàn)出相同的變化趨勢，即在氣流量為180 m3/h處出現(xiàn)峰值，減阻效率達(dá)到最大。而距離前端的距離分別為20 mm和100 mm時，兩者的減阻率相差不大，且均小于距離前端60 mm處的情況，相應(yīng)的差值最大達(dá)到了66.1%，可見，噴口位置選擇在距離前端60 mm處可得到最佳的氣幕減阻率。

圖10 不同噴口位置下減阻率變化曲線Fig.10 Curves of drag reduction rate with various spout position

2.2.2 噴口寬度對減阻率的影響

將噴氣口寬度B設(shè)為基本變量，分別為2、4和6 mm，其不同氣流量下的減阻率如圖11所示。從圖中發(fā)現(xiàn)，在主阻力峰值處，噴口寬度為2 mm時的減阻率最差，噴口寬度為6 mm時較好，兩者均小于噴口寬度為4 mm時的減阻率。三者呈現(xiàn)出來相同的變化趨勢，而噴口4 mm時的減阻率相比于噴口為2 mm時的最大差值達(dá)到了64.1%。三種不同噴口寬度的減阻率在氣流量為180 m3/h時均達(dá)到了27.5%以上。

圖11 不同噴口寬度下減阻率變化曲線Fig.11 Curves of drag reduction rate with various spout widths

2.2.3 噴口角度對減阻率的影響

將噴氣口角度θ設(shè)為基本變量，分別為30°、45°和90°，其不同氣流量下的減阻率如圖12所示。從圖中可得到如下結(jié)論：噴口角度θ為90°時的減阻率最好，噴口角度θ為45°時次之，噴口角度為30°時最差。而在氣流量的兩個極值附近，噴口角度為45°的減阻率高于噴口角度為90°的減阻率，而在氣流量為180 m3/h附近時，噴口角度為45°的減阻率與噴口角度為30°的減阻率相同，但兩者明顯小于噴口角度為90°的數(shù)值，差值達(dá)到19%。

2.3數(shù)值計算結(jié)果分析

在主阻力峰值FrL=0.39時，以氣幕的形式來代替艏封裝置能夠大幅度降低阻力值，其最大減阻率達(dá)到了35%。不同的氣幕形式對減阻率影響較大，考慮船型姿態(tài)的影響，減阻率在氣流量為180 m3/h附近達(dá)到最大。非約束型氣幕可以和增壓室相連同，與整個墊升系統(tǒng)融合在一起，降低了工程運用的復(fù)雜性，且具有較好的減阻效果，能夠為改善側(cè)壁氣墊船的越峰性能提供一定的參考和借鑒。

圖12 不同噴口角度下減阻率變化曲線Fig.12 Curves of drag reduction rate with various spout angles

3 結(jié)論

1)在阻力峰值處，采用氣幕的形式數(shù)值計算方法代替艏部剛性氣封結(jié)果能夠有效降低計算值與試驗值的對比誤差；

2)從數(shù)值計算得到的三維速度矢量以及艏部指端處的壓力云圖發(fā)現(xiàn)，船艏處的高速噴射氣流可以有效封閉墊升系統(tǒng)內(nèi)的高壓氣體；

3)減阻率在氣流量Q為180 m3/h時達(dá)到峰值，該氣流量下采用氣幕形式封閉氣體可以降低側(cè)壁式氣墊船的越峰阻力；

4)與非約束型氣幕形式相比，約束型氣幕形式減阻效果更為有效，最大減阻率達(dá)到35.1%。

[1] 鄆良.氣墊船原理與技術(shù)[M] 北京：國防工業(yè)出版社, 1990： 93-97.

[2] BHUSHAN S，STERN F，DOCTORS L J. T-craft calm water resistance and motions and seekeeping in regular waves[C]//11thInternational Conference on Fast Sea Transportation(FAST 2011)，Honolulu，Hawaii， 2011： 74-81.

[3] CONNELL，BENJAMIN S，MILEWSKI，et al. Single and multi-body surface effect ship simulation for t-craft design evaluation[C]//11thInternational Conference on Fast Sea Transportation(FAST 2011)，Honolulu，Hawaii，USA， 2011： 130-137.

[4] 周偉麟，華怡，惲良. 側(cè)壁式氣墊船在波浪上縱向運動非線性理論[C]//中國造船工程學(xué)會第一屆船舶耐波性會議論文集， 1979： 239-244.

[5] 鄔廷芳，惲良，程炎南. 側(cè)壁式氣墊船在橫浪中的橫搖與升沉耦合運動[J]. 中國造船， 1987， 8(29)： 6-17.

WU Tingfang，YUN Liang，Cheng Yannan. Coupled roll and heave motions of surface effect ship in beam seas[J]. Ship building of China， 1987， 8(29)： 6-17.

[6] CLEMENTS R J， WILSON P A，LEWTHWAITE J C, et al. The potential for the use of a novel craft, pacscat (partial air cushion supported catamaran)，in inland European waterways[J]. International conference on fast sea transportation， 2005(6)： 304-312.

[7] 董文才，郭日修. 氣幕減阻研究進(jìn)展[J]. 船舶力學(xué), 1998， 2(5)： 73-78.

DONG Wencai，GUO Rixiu. Research progress of air injection drag reduction[J]. Journal of ship mechanics, 1998， 2(5)： 73-78.

[8] JOHN D ANDERSON. 計算流體力學(xué)基礎(chǔ)及應(yīng)用[M]. 北京：機械工業(yè)出版社， 2007： 94-120.

JOHN D ANDERSON. Computational fluid dynamics[M]. Peking：China Machine Press， 2007： 94-120.

[9] BRIZZOLARA S. Hydrodynamic analysis of interceptors with CFD methods[C]//7th International Conference on Fast Sea Transportation. Italy， 2003： 45-56.

[10] WU Haiying，CHEN Haishan，ZENG Mingjian，et al. Analysis of the cold are effect on an extreme precipitation event triggered by inverted trough of typhoon haikui[J]. Journal of tropical meteorology， 2015， 3(21)： 211-220.

[11] HIT C W，NICHOLS B D. Volume of fluid(VOF) method for the dynamics of free boundary[J]. Journal of computational physics， 1987， 6(39)： 201-205.

[12] 李桂春，李錚捷. 氣墊船氣囊與氣墊[M]. 北京：國防工業(yè)出版社， 2011： 156-168.

LI Guichun，LI Zhengjie. Air bag and air cushion of hovercraft[M]. Beijing：National Defense Industry Press， 2011： 156-168.

[13] LIANG Yun, ALAN B. Theory and design of air cushion craft[M]. London: Hodder Headline Group， 2000： 413-415.

[14] VILLA D，BRIZZOLARA S, VATTERONI G. CFD calculation of the hydrodynamics characteristics of planing hulls[M]. Calcoload Alte Prestazioni， 2007： 45-55.

[15] 李奇垚，董文才. 深V型船氣幕減阻數(shù)值研究[J]. 海軍工程大學(xué)學(xué)報, 2011， 12： 31-35.

LI Qiyao，DONG Wencai. Numerical analysis of resistance reduction by bubbly layer for deep-vee ship[J]. Journal of Naval University of Engineering, 2011， 12： 31-35.

本文引用格式：

楊靜雷，楊東梅，李平，等. 側(cè)壁式氣墊船峰值減阻數(shù)值研究[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報， 2017， 38(11): 1709-1714.

YANG Jinglei, YANG Dongmei, LI Ping, et al. Numerical analysis of peak resistance reduction by bubbly layer for surface effect ship[J]. Journal of Harbin Engineering University， 2017， 38(11): 1709-1714.

Numericalanalysisofpeakresistancereductionbybubblylayerforsurfaceeffectship

YANG Jinglei, YANG Dongmei, LI Ping, LIN Zhuang

(College of Shipbuilding Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

To solve the problem of a considerably large peak value surface effect ship (SES) during take-off, this study calculates the resistance of a ship in calm water using the polyhedron volume mesh based onN-Sequations and verifies the accuracy of the resistance peak. Based on the idea of reducing resistance via bubbly layer, a uniform layer comprising a high-pressure high-speed air film is used to replace the traditional header gas sealing device, and the sealing performance is then calculated. A numerical method simulates the air curtain of the SES for a binding or non-binding situation on this basis and analyzes the effect of the air curtain on the resistance reduction rate (including the height from baseline to finger, the nozzle position, and the vent angle). Results show that different air curtain parameters have vastly different effects on the drag reduction rate; the drag reduction rate reaches the peak at a gas flow of 180 m3/h and the value of the peak is 35%. Results show that the header sealing device can effectively reduce the SES resistance peak while using a reasonable bubbly layer.

surface effect ship; numerical calculation; bubbly layer; drag reduction rate; resistance peak; air flow

10.11990/jheu.201608049

http://www.cnki.net/kcms/detail/20170427.1321.008.html

U661.3

A

1006-7043(2017)11-1709-06

2016-08-23.

網(wǎng)絡(luò)出版日期：2017-04-27.

國家自然科學(xué)基金項目(51509055，51509053).

楊靜雷(1985-), 男, 博士研究生；

楊東梅(1979-), 女, 講師,博士.

楊東梅，E-mail:yangdm411@126.com.