基于船舶興波能量守恒的形狀因子算法

王文華，顧溟宇，王言英

（大連理工大學船舶工程學院，遼寧大連，116024）

基于船舶興波能量守恒的形狀因子算法

王文華，顧溟宇，王言英

（大連理工大學船舶工程學院，遼寧大連，116024）

為了拓展傳統(tǒng)的根據船模阻力試驗數(shù)據確定形狀因子計算方法的適用測量速度范圍，文章提出了基于船舶興波能量守恒的形狀因子計算方法。該算法以興波阻力系數(shù)的理論近似表達式取代ITTC（1978）方法的興波阻力系數(shù)近似表達式，采用梯度下降最優(yōu)算法對船模阻力試驗數(shù)據進行數(shù)值擬合計算求得形狀因子。以4250 TEU集裝箱船作為算例，將文中算法同傳統(tǒng)的普魯哈斯卡法和ITTC（1978）方法的計算結果進行了比較，驗證了該算法的合理性和精確性。

船舶阻力；三因次換算；形狀因子；興波能量守恒；梯度下降最優(yōu)算法；集裝箱船

0 引言

在船舶設計初期，型線設計完成后大多數(shù)船舶都需要預報實船航速。目前，船模快速性試驗仍然是預報實船航速方法中最為常用，也是最為可靠的方法。其中比較重要的一個環(huán)節(jié)就是船模阻力試驗，其目的主要為研究船模在水中等速直線運動時所受到的作用力及其航行狀態(tài)，從而獲得船模的阻力隨航速的變化關系，為預報實船性能提供必要的數(shù)據[1]。

目前，根據對阻力成分劃分的不同，船模阻力試驗的尺度效應換算方法可以分為二因次和三因次法兩種[2-3]。三因次法又稱為（1+k）法，關鍵問題是確定形狀因子（1+k）。傳統(tǒng)形狀因子計算方法主要包括普魯哈斯卡方法和ITTC（1978）方法。這兩種方法分別將興波阻力系數(shù)表示為正比于傅汝德數(shù)Fr的4次和n次方的形式[4-5]。在第26屆ITTC會議最終給出的阻力報告中已經明確指出，采用這兩種方法計算形狀因子的船模試驗點的傅汝德數(shù)應該介于0.1～0.2之間[6]。

然而，對于類似集裝箱船的中高速運輸船舶，其船模阻力試驗服務航速范圍已不再屬于低速范圍（傅汝德數(shù)通常都高于0.2）。如果通過普魯哈斯卡或ITTC（1978）方法確定形狀因子，需要額外進行傅汝德數(shù)在0.1～0.2范圍內的低速試驗，這無疑將會增加船模試驗的成本。此外，船模低速試驗較高速更為困難，易受各種因素的干擾，導致阻力波動和測量結果誤差增大，這將會給船模阻力試驗帶來一定的難度。為此，尋求一種適用測量速度范圍更廣的形狀因子計算方法是很有必要的。

本文從船舶興波能量守恒角度出發(fā)，給出適用于任何航速情況下的興波阻力系數(shù)的理論近似表達式，并且配合梯度下降最優(yōu)算法對阻力試驗數(shù)據進行擬合得到表達式中的參數(shù)，以此實現(xiàn)對傳統(tǒng)形狀因子計算方法的改進，提出了一種適用的測量速度范圍更廣的形狀因子計算方法。最后，以一艘4250 TEU集裝箱船作為算例，將傳統(tǒng)普魯哈斯卡法、ITTC（1978）方法及本文方法的形狀因子計算結果進行了比較，驗證了本文方法的合理性和精確性。

1 基于船舶興波能量守恒的形狀因子計算方法

在三因次船舶阻力尺度效應換算方法中，傳統(tǒng)普魯哈斯卡法和ITTC（1978）方法將興波阻力系數(shù)表示為正比于傅汝德數(shù)Fr的4次方和n次方的形式，其總阻力系數(shù)分別為公式（1）和（2）。雖然這兩種方法在低速條件下能夠滿足工程精度要求，但是在中高速情況下準確度卻不夠高。

其中：CT為總阻力系數(shù)、CF為摩擦阻力系數(shù)、1+k為形狀因子，y和n為待定參數(shù)。

1.1 基于船舶興波能量守恒的興波阻力假定

船舶在水面航行時產生波浪，船體必須提供興波的波能（即要克服興波阻力做功），這就是從能量觀點解釋興波阻力的由來[7]。

當船舶航行時，整個船波（首波和尾波系）隨同船體一起前進。因此，整個船體波系的總能量包括船首橫波中未受干擾部分、首尾波系中散波、和首尾橫波干擾后合成波的能量之和：

其中：E是船體波系總能量，H1為船首橫波的波高，H2為船尾橫波的波高，H3為散波的波高，b為所選截面處的波寬，λ為波長，2πq為干擾橫波的相位差，Kd和K為常系數(shù)。

從能量角度分析，船體波浪在一個波長內的總能量，等于興波阻力在2倍波長的距離內所作的功（E=RW·2λ）。則有：

由于船波僅限在船后的扇形區(qū)內，波寬b與波長λ成正比。再根據公式可知波長λ與波速c（即船速v）的平方成正比，因此b∝v2。此外，由伯努利方程可知水面高度的變化與速度平方成比例，由此推想船行波波高H正比于船速v的平方項（H∝v2）。同時，考慮到興波長度mL=（n+q）λ，得到船體興波阻力系數(shù)的表達式：

參考ITTC（1978）方法對普魯哈斯卡法的改進，并且引入λ∝v2的比例關系，最終可以得到興波阻力系數(shù)的表達式：

式中：A，B，M和n為常系數(shù)，F(xiàn)r為傅汝德數(shù)。

1.2 形狀因子計算方法

在三因次船舶阻力換算方法中，總阻力系數(shù)CT可以表示為：

其中：Re為雷諾數(shù)、Fr為傅汝德數(shù)；CF為摩擦阻力系數(shù)、CPV為粘壓阻力系數(shù)、CW是興波阻力系數(shù)；1+k為僅與船體形狀有關的形狀因子。

根據1957-ITTC平板摩擦阻力系數(shù)公式，CF可以表示為：

然后，將公式（6）和（8）代入到（7）中，并且利用傅汝德數(shù)和雷諾數(shù)的定義將公式變?yōu)楦等甑聰?shù)的函數(shù)形式，從而能夠得到新的船舶總阻力系數(shù)表達式，

其中：k、A、B、M和n為待定參數(shù)。a為常數(shù)，通過下式計算：

式中：L為船長，v為流體運動粘度系數(shù)，g為重力加速度。然后，根據船模試驗所得一系列散點（Fr，CT），采用公式（9）去擬合試驗點，即可求得形狀因子。

1.3 梯度下降的數(shù)值擬合算法

根據新的船舶總阻力系數(shù)表達式（9）和m組船模試驗數(shù)據（Fr，CT）i（i=1，2，…，m），計算公式中5個待求未知參數(shù)k、A、B、M、n。

定義參數(shù)向量為ξ=［k，A，B，M，n］T，構造擬合誤差函數(shù)E（ξ）：

使得E（ξ）取得最小值的參數(shù)向量ξopt的值，即為阻力系數(shù)表達式中的待定參數(shù)的取值。

因為上述優(yōu)化對象為多元非線性函數(shù)，用常規(guī)最小二乘法無法求解，所以這里采用梯度下降法進行數(shù)值求解[8-9]。構造迭代方程：

其中：▽E（ξ）為擬合誤差函數(shù)E（ξ）的梯度，h為迭代步長。

在梯度下降法中，采用的迭代收斂條件：

其中：α，β，γ為預先給定的閾值。當公式（21）同時滿足時，迭代結束。

為了加快收斂速度，這里選用相對接近極值的ITTC（1978）方法的結果作為初值迭代計算形狀因子，從而能夠提高計算效率。

2 算例分析和方法驗證

以4250 TEU集裝箱船作為算例，通過與傳統(tǒng)的普魯哈斯卡法和ITTC（1978）方法進行比較，驗證了本文新方法的合理性和精確性。4250 TEU集裝箱船的主尺度如表1所示。

表1 4250 TEU集裝箱船的主尺度Tab.1 Main dimensions of 4250 TEU Container Vessel

2.1 船模和實船試驗數(shù)據

4250 TEU集裝箱船的船模阻力試驗結果見表2，該船模試驗在德國漢堡水池進行，實船與模型的縮尺比為30.42。其中，VM代表航速、RTM為船舶阻力、CTM為總阻力系數(shù)。

表2 4250 TEU集裝箱的船模阻力試驗結果Tab.2 Resistance results of model test for 4250 TEU Container Vessel

續(xù)表2

此外，針對同系列4250 TEU集裝箱船的20次實船航速試驗結果，根據ISO 15016標準實船航速試驗數(shù)據修正辦法進行修正，得到實船在標準狀態(tài)下的航速功率散點如圖1所示。

圖1 標準狀態(tài)下實船的航速功率Fig.1 Speed power of 4250 TEU Container Vessel under standard state

結合4250 TEU集裝箱船的船模阻力試驗結果（如表2）和實船航速試驗結果（如圖1），利用1978-ITTC標準航速預報方法進行船模與實船相關分析。當功率相關因子為1時，通過分析可以得到最佳形狀因子的值為1.157，即最優(yōu)k的取值為0.157。

2.2 三種方法計算結果的比較分析

這里，根據表1中No 1～13共13組船模試驗數(shù)據，分別采用普魯哈斯卡法[7]、ITTC（1978）方法[4]和本文新方法計算得到形狀因子和其他未知參數(shù)，如表3所示。

表3 不同方法的參數(shù)擬合結果Tab.3 Fitting parameter of three different methods

將通過三種方法所得到的模型總阻力系數(shù)的擬合曲線和船?？傋枇ο禂?shù)試驗數(shù)據繪制在圖2中。從圖中可以看出，與傳統(tǒng)普魯哈斯卡法和ITTC（1978）法相比，本文新方法擬合曲線更接近船模試驗數(shù)據點。為了進一步說明三種方法對船模試驗數(shù)據的擬合優(yōu)度，下面將選用判定系數(shù)R2來進行討論。

圖2 船?？傋枇ο禂?shù)計算結果Fig.2 Total coefficient of ship model versus various methods

判定系數(shù)R2作為度量擬合優(yōu)度的重要統(tǒng)計量，反映的是擬合曲線對船模試驗數(shù)據的擬合程度，其取值范圍是［0，1］。R2的值越接近1，擬合程度越好；反之，則擬合程度越差。計算公式為

表4 不同方法的判定系數(shù)R2Tab.4 Coefficient of determination R2versus various methods

從圖2和表4中可以看出，與傳統(tǒng)普魯哈斯卡法和ITTC（1978）法相比，通過本文方法計算所得曲線關于船模試驗數(shù)據的上下波動最小，擬合程度最好。此外，本文新方法中的船舶興波阻力表達式是基于船舶興波能量守恒所進行的理論推導，因此本文方法能夠更準確地描述船舶興波阻力和總阻力的物理意義。

此外，將三種方法計算所得形狀因子中的擬合參數(shù)k與通過實船航速試驗結果推得的最優(yōu)k進行比較，如表5所示。

表5 不同方法所得擬合參數(shù)k的比較Tab.5 Comparison of fitting parameter k versus different methods

從表5中可以看出，對于集裝箱船服務航速范圍的船模阻力試驗數(shù)據，采用傳統(tǒng)普魯哈斯卡法和ITTC（1978）法計算所得參數(shù)k與實船試驗推得的最優(yōu)k值相比，誤差已經超出工程精度所允許的范圍。此外，k作為阻力換算的重要參數(shù)，反映了船舶所受粘壓阻力與摩擦阻力的比值關系，因此，采用普魯哈斯卡法和ITTC（1978）法進行中高速船舶的阻力計算和航速分析可能會產生較大誤差。另一方面，采用本文新方法所得參數(shù)k非常接近最優(yōu)k值。這說明從工程應用角度，本文新方法的計算結果能夠更好地滿足工程精度要求。

3 結論

本文從船舶興波能量守恒角度出發(fā)，給出適用于任何航速情況下的興波阻力和總阻力的理論近似公式。并且配合梯度下降最優(yōu)算法對船模阻力試驗數(shù)據進行數(shù)值擬合計算，求得表達式中參數(shù)，實現(xiàn)對傳統(tǒng)三因次船舶阻力換算方法的改進，得出了一種適用測量速度范圍更廣的形狀因子計算方法。

以4250 TEU集裝箱船作為算例，通過與傳統(tǒng)普魯哈斯卡法和ITTC（1978）方法進行比較，驗證了本文方法的精確性和合理性。此外，從解釋物理現(xiàn)象和工程實際應用角度本文闡明了該方法的優(yōu)越性，驗證了該方法可在更廣的測量速度范圍內實現(xiàn)對船舶阻力和航速的計算。

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Calculation method of form factor based on energy conservation of ship wave-making

WANG Wen-hua,GU Ming-yu,WANG Yan-ying
(School of Naval Architecture,Dalian University of Technology,Dalian 116024,China)

In order to expand the applicable measurement speed rang of the traditional method which is used to determine the form factor by the ship model test data,this paper presents a calculation method of form factor based on energy conservation of ship wave-making.In this method,from energy conservation of ship wave-making,the theoretical approximation formula of wave-making resistance can be obtained and replace the one used in ITTC(1978)method.New expression of total resistance coefficient can be achieved and used to determine the parameters by using gradient descent algorithm,and then form factor can be acquired.Finally,for a test case of 4250 TEU Container Vessel,by comparing with traditional Prohaska and ITTC(1978)methods,the feasibility and accuracy of proposed method were validated.

ship resistance;3-dimensional extrapolation of scale effect;form factor;energy conservation of wave-making;gradient descent algorithm;container ship

U661.31

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2015.05.001

1007-7294（2015）05-0477-07

2014-10-23

王文華（1981-），男，講師，碩士生導師，Email：wangwenhua@dlut.edu.cn；

顧溟宇（1981-），男，博士研究生，Email：gu.mingyu@foxmail.com；

王言英（1938-），男，教授，博士生導師，Email：yygwang@dlut.edu.cn。