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    高速內(nèi)傾穿浪無人三體船靜水阻力性能優(yōu)化

    2018-06-05 08:16:12李志君高霄鵬
    兵器裝備工程學(xué)報(bào) 2018年5期
    關(guān)鍵詞:體船波峰船型

    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。

    [1] BRIZZOLARA S,BRUZZONE D.Hydrodynamic optimization of high-speed trimaran hull forms[C]//Sydney:Proceedings of the International Offshore and Polar Engineering Conference,2008:547-554.

    [2] 酈云,盧曉平.高速三體船阻力性能研究[J].船舶力學(xué),2007,11(2):191-198.

    [3] 顧敏童,鄭豐,裘泳銘.小水面三體船阻力試驗(yàn)研究[J].上海交通大學(xué)學(xué)報(bào),2003,37(8):1222-1225.

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