不同側船體對三體船橫穩性的影響研究

唐建飛，何術龍，徐偉光

（1天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津300073；2中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫214082）

1 引 言

通過擴大單體船的長寬比，可以明顯降低水面艦船的興波阻力、噴濺阻力和波浪增阻，從而達到提高航速的目的。然而，長寬比的增加又會導致船舶橫穩性的下降。為克服橫穩性不足，人們又為細長體船型加上了兩個“耳朵”—側船體，由此構建了三體船型[1]。

增加的側船體也為三體船型帶來了額外的好處，特別是甲板更加寬敞，布置更加靈活，但其主要目的是為了解決細長體橫穩性不足的問題，同時也要確保增加的側船體不會對三體船的阻力性能產生大的影響。因此，三體船的側片體一般較小，其排水量通常只占三體船總排水量的3%-7%。大到美國現役的獨立號瀕海戰斗艦[2]，小到印尼人使用過的三體獨木舟[3]，均為細長的主船體加上更加窄小的側船體構成。

圖1 瀕海戰斗艦Fig.1 Littoral combat ship,LCS

圖2 三體獨木舟Fig.2 Canoe with outriggers

在進行三體船的穩性設計時，設計師可能主要關注其靜穩性，而忽略了側船體動升力對三體船橫穩性的影響。該影響可能不容忽視，主要原因是三體船在橫傾狀態下，作用在兩個側船體上的動升力可能會有較大的差別，而兩個側船體離船舶重心又較遠，因而動升力會產生較大的橫傾力矩，從而增大或減小了三體船的橫傾恢復力矩。

為全面評估三體船橫穩性，本文應用CFD工具分析不同的側船體方案對三體船阻力性能和橫穩性的影響，并與模型阻力試驗結果進行了比較。研究結果也可為側船體選型提供依據。

2 船型方案設計

根據研究需要，設計了四型三體船型線方案。圖3是三體船主、側船體輪廓線和設計水線面示意圖，圖4是三體船各型線方案最大橫剖面的比較，主尺度要素見表1。

圖3 主、側船體輪廓線和水線面示意圖Fig.3 Profile and water plane of the main hull and side hull

圖4 三體船最大橫剖面的比較Fig.4 Comparison of the largest sections of the trimarans

表1 三體船主尺度Tab.1 Main dimensions of the trimarans

各船型方案的主船體為同一型線，排水量相同。側船體的排水量和布局有區別，其中，方案1的側船體是完整的折角船型；方案2的側船體是將方案1側船體內側的排水體積減小一半得到的；方案3的側船體是將方案1的一個側船體從中間剖開得到的；方案4的側船體是將方案3的側船體互換得到的。

各三體船方案的計算結果見圖5。

假定實船重心高度為2.8 m，計算得到各三體船方案在設計吃水（2.8 m）下的橫穩性高見表2。

由圖5可知，隨側船體排水體積的增加，三體船橫穩心半徑增加較快；根據表2，在設計吃水下，方案1橫穩性高最大，方案2次之，方案3和方案4最小。由此可見，三體船橫穩性對側船體排水體積的變化非常敏感。

圖5 橫穩心半徑Fig.5 Transverse metacentric radius

表2 設計吃水下的橫穩性高Tab.2 Transverse metacentric height at designed draft

3 阻力和動升力的CFD計算與分析

3.1 數值方法與模型

采用中國船舶科學研究中心自主研發的船舶專用粘流計算軟件OShip[4]計算三體船的阻力和動升力。OShip軟件通過數值求解RANS方程進行粘性繞流場的模擬，湍流模型為k-ω兩方程模型，包括標準型和SST型（本文計算采用標準型）。

OShip軟件能根據分塊結構化網格，應用重疊網格技術和Level Set處理自由面方法計算船舶粘性繞流場，并預報計算船舶的水動力性能。

自由面采用單相Level Set方法進行計算。單相Level Set方法對船體流動的求解僅在距離函數φ≤0（表示水相）的計算域進行，空氣相則是通過速度擴展（velocity extension）的方法來計算流場速度。因為只考慮單相流場，并且只需要在界面邊界處稍加處理，這樣就成功避免了上述的兩相流界面的過渡問題。此外，在氣體中，只需要布置少許網格來滿足計算條件，因此相比兩相方法，計算資源的消耗大大減小，計算穩定性增加。

OShip軟件采用重疊網格方法來處理運動問題。重疊網格方法就是將模型中各個部分單獨劃分網格，并嵌入到一個均勻劃分的背景網格中（確保各網格之間有重疊），然后除去不必要的網格。計算時利用插值技術使得每個網格可以在重疊區域的邊界進行數據交換[5]，以達到計算整個流場域的目的。

船模坐標軸定義：x軸正方向為從船首指向船尾，y軸正方向為從右舷指向左舷，z軸正方向為豎直向上。繞x軸轉動為橫傾，并規定左傾為正角度。

試驗模型的縮尺比為13.5。為了與模型阻力試驗結果進行比較，計算模型的特征長度與試驗模型的特征長度相同，均為Lpp=4.629 6 m。

3.2 阻力計算結果及與試驗結果的比較

分別計算了4個三體船方案在設計排水量下的自由模阻力，結果見圖6。圖7是4個三體船方案在深水拖曳水池的模型試驗結果。圖8是各方案阻力計算結果的比較。

圖6 阻力計算結果Fig.6 Resistance calculation result

圖7 阻力試驗結果Fig.7 Resistance test results

由圖7可知，各三體船型線方案的阻力隨側船體排水量增加而增加，在模型速度4 m/s時，方案1的模型阻力是方案4的1.05倍，方案2的模型阻力是方案4的1.025倍，而方案3的模型阻力與方案4相當。從排水量變化看，方案1的排水量是方案4的1.038倍，方案2的排水量是方案4的1.019倍。由此可見，在本文三體船水動力布局條件下，側船體排水量越小，阻力性能越優秀。

圖8 阻力計算結果與試驗結果的比較Fig.8 Resistance comparison between calculation results and test results

由圖6和圖8可知，三體船模型阻力計算結果與試驗結果趨勢一致，但在低速段偏高，高速段偏低，最大差距約4.8%。

3.3 橫傾恢復力矩的計算結果

分別計算了4個三體船方案在3個橫傾角度（分別為-2°、-4°、-6°）和6個模型速度（分別為2.10m/s、2.52 m/s、2.80 m/s、3.36 m/s、3.92 m/s、4.48 m/s）下的約束模粘性繞流場，并分析得到了模型所受的橫傾恢復力矩，具體計算分析結果見圖9～11。

圖9 橫傾-2°時的橫傾恢復力矩Fig.9 Roll restoring moment at roll-2°

圖10 橫傾-4°時的橫傾恢復力矩Fig.10 Roll restoring moment at roll-4°

圖11 橫傾-6°時的橫傾恢復力矩Fig.11 Roll restoring moment at roll-6°

圖12 方案4在不同橫傾角度下的橫傾恢復力矩Fig.12 Roll restoring moment of plan 4 at different roll angles

在有航速情況下，橫傾恢復力矩包括了靜壓產生的恢復力矩和動壓產生的恢復力矩。其中，低速情況下的橫傾恢復力矩可認為主要由靜壓產生，因此可認為圖9～11中2.10 m/s速度下的橫傾恢復力矩主要是由靜壓產生的。

如果只考慮靜穩性，則可以認為橫傾恢復力矩是不變的。但由圖9～11可知，在橫傾角不變的情況下，橫傾恢復力矩是隨速度變化而變化的，且有時增加有時減小，即橫穩性會得到加強或減弱，具體情況與側船體形狀及速度有關。從橫穩性設計角度來說，當然希望橫傾恢復力矩總是加強好，這樣船舶更安全。

由圖9～11可知，和2.10 m/s下的橫傾恢復力矩相比，除橫傾-2°以外，各方案在模型速度3.36～3.92 m/s時的橫傾恢復力矩均出現較大幅度的下降；而方案4幾乎在所有速度下的橫傾恢復力矩均下降，在計算范圍內，最大降幅超過30%。圖12是方案4橫傾恢復力矩隨橫傾角的變化曲線，由圖可知，在模型速度3.92 m/s下的橫傾恢復力矩均比模型速度2.10 m/s下的小，其原因主要與方案4側船體形狀有關，即作用在兩個側船體上由水動升力產生的橫傾恢復力矩是負值，由此抵消了部分由靜壓產生的橫傾恢復力矩。

4 結 論

（1）側船體對三體船阻力性能有較大影響，較小的側船體排水體積對阻力性能有利；

（2）三體船橫穩心半徑對側船體排水體積的變化非常敏感，需結合總布置和橫搖等性能設計要求綜合考慮；

（3）三體船橫傾恢復力矩隨速度變化而變化，并導致三體船橫穩性加強或減弱。當出現不利影響時，該影響可能不能忽略。

[1]何術龍,李百齊,程明道,朱德祥.三體船船型分析及興波干擾的模型試驗研究[J].水動力學研究與進展,A輯,2006,21(1):120-129.He Shulong,Li Baiqi,Cheng Mingdao,Zhu Dexiang.Hull form study and wave-making model test for a trimaran ship[J].Journal of Hydrodynamics,Ser.A,2006,21(1):120-129.

[2]獨立號瀕海戰斗艦_百度圖片[EB/OL][2014-6-30].web site:image.baidu.com,2014.

[3]Hornell J.Water Transport.Origins and Early Evolution[M].Cambridge:Cambridge University Press,1946.

[4]周秀紅,趙發明,王麗艷.船舶粘流計算軟件“OShip”開發[J].中國造船,2014,55(1):90-103.

[5]趙發明,高成君,夏 瓊.重疊網格在船舶CFD中的應用研究[J].船舶力學,2011,15(4):332-341.Zhao Faming,Gao Chengjun,Xia Qiong.Overlap grid research on the application of ship CFD[J].Journal of Ship Mechanics,2011,15(4):332-341.

[6]周利蘭,高 高,尹 巍.三體船興波問題的數值計算[J].船舶力學,2012,16(8):853-859.Zhou Lilan,Gao Gao,Yin Wei.Numerical calculation of the wave-making problem for trimarans[J].Journal of Ship Mechanics,2012,16(8):853-859.

[7]李 磊,宗 智.三體船隨浪中的破艙穩性研究[J].船舶工程,2012(1):1-5.Li Lei,Zong Zhi.Study of damage stability of trimaran hull form in following waves[J].Ship Engineering,2012(1):1-5.

[8]倪崇本,朱仁傳,繆國平,范 菊.計及航行姿態變化的高速多體船阻力預報[J].水動力學研究與進展,A輯,2011,26(1):101-107.Ni Chongben,Zhu Renchuan,Miao Guoping,Fan Ju.The resistance prediction for high speed multi-hull vessels with consideration of hull gesture variation during voyage[J].Journal of Hydrodynamics,Ser.A,2011,26(1):101-107.