多附體對高速排水型船阻力及航態的影響試驗研究

李 超，歐陽凌浩，毛 磊，王 盟，劉金勇

（中國船舶集團第七一〇研究所，湖北 宜昌 443002）

0 引 言

高速排水型船兼具典型排水型船和滑行艇的特點，通過試驗或數值模擬研究其水動力性能一直是學者關注的焦點[1-4]。船舶航態和航速要求的提高加快了各類附體的應用研究。防濺條[5]能夠降低動壓損失，減小飛濺阻力。壓浪板和阻流板在降低滑行艇阻力和優化航態方面具有良好的效果。Brizzolara等[6-9]以及Mansoori等[10-11]分別討論了阻流板和壓浪板的作用機理，分析了不同高度阻流板對艇底壓力分布的影響，確定了阻流板前端壓力峰值的位置。Mansoori等[10]認為阻流板在船艉產生較大升力，能夠減小縱傾和阻力，減緩滑行艇海豚運動幅度。Steen[12]和李超[13]分別通過大量試驗確定了影響阻流板作用效果的因素，總結了適用于滑行艇和高速排水型船的阻流板誘導升力公式。

之前更多的研究集中在單一或組合附體對滑行艇水動力性能的影響，相關論文[14]也指出組合附體對高速排水型船依然具有良好的作用效果。本文在此基礎上拓展附體組合方案，通過試驗方法研究了多種附體對不同排水量下高速排水型船阻力及航態的影響。

1 試驗模型及內容

1.1 試驗模型

試驗船模（如圖1所示）采用單折角船型，艏部瘦削，水線進角較小，以減小興波阻力，由船艏到船尾剖面的橫向斜升角逐漸減小，至船尾接近0°，為了增加船體虛長度，艉部采用方艉結構。模型船型以英國“C-Sweep”為母型演變而來，主要用于高速拖曳，為了方便雙噴泵以及拖曳絞車的安裝，船體型寬較寬，相較傳統高速排水型而言長寬比較小。

圖1 船體剖面Fig.1 Ship sections

試驗在華中科技大學水池開展，試驗水池長175 m、寬6 m、水深4 m，最大拖車速度8 m/s，符合試驗要求。船模按縮尺比1:4 制作，表面光潔，在模型艏部9 站和9.5 站分別安裝1 mm 激流絲一根。阻力儀與船模通過鋼絲連接，傾角傳感器安裝于模型艏部，導航架與船艏和船艉導航底座相連，拖點高度位于平均吃水上，拖點引出的鋼絲與水平面平行，試驗前對船模進行配重，調整船模浮態和吃水，保證拖航前船模處于正浮狀態。試驗分為正常排水量和滿載排水量兩種，船模尺度如表1所示。

表1 船模主尺度Tab.1 Main dimensions of ship model

1.2 試驗內容

兩種排水量下分別搭載不同附體組合進行靜水阻力試驗，研究各組合對兩種載況阻力和航態的影響，確定最佳搭載方案。其中附體包括艏部長、短防濺條，艉部分段式、整段式壓浪板和艉部阻流板，如圖2所示。

圖2 各附體形式示意圖Fig.2 Schematic diagram of appendages

試驗中的長、短防濺條安裝站位分別為6～9.5，7.5～9.5，位于水線上20 mm，整段式壓浪板伸出船艉50 mm，寬50 mm，阻流板高2 mm。船艉壓浪板長度與船長比較大，為了減弱壓浪板的縱向力矩效果，防止船體產生較大的埋艏，選用分段式壓浪板做對照，分段式壓浪板分三段，每段寬50 mm，伸出船艉50 mm。因船體吃水的限制，為了不影響推進器效率，只考慮壓浪板下反角為0的情況。

2 正常排水量試驗

排水量對高速排水型船阻力的影響是很敏感的[15]，船體正常排水量即裝載50%航程所需油水的載況，相較滿載排水量而言，此時船體排水量和重浮心位置皆發生變化，通過試驗方法研究該載況下不同附體組合帶來的阻力以及航態差異。

對于高速排水型船而言，其阻力除受航態影響之外，隨著航速的增加，還會出現明顯的飛濺，形成飛濺阻力。試驗中先在船艏安裝短防濺條，以此為基礎，逐漸增加防濺條的長度和其它附體。試驗航速為0.84 m/s、1.26 m/s、1.47 m/s、1.68 m/s、1.89 m/s、2.10 m/s、2.31 m/s、2.52 m/s、2.73 m/s、2.94 m/s、3.36 m/s、3.78 m/s、4.20 m/s、4.41 m/s，對應傅汝德數Fr分別為0.219、0.328、0.383、0.438、0.492、0.547、0.602、0.656、0.711、0.766、0.875、0.984、1.094、1.148，部分試驗工況會縮減航速點。根據模型搭載附體的不同分為五種方案，用·表示已安裝該附體，具體如表2所示。

表2 組合附體方案Tab.2 Combined appendage schemes

2.1 試驗結果

根據試驗結果繪制各種方案阻力曲線以及減阻效果曲線，幾種方案的重點在于研究同一船型不同附體對阻力性能的影響，因此阻力采用單位排水量總阻力變化Rt/Δ 和阻力變化值ΔF對數據進行處理。圖3縱坐標為單位排水量總阻力Rt/Δ，圖4縱坐標為總阻力變化值ΔF，方案B-A 表示方案B和方案A 的阻力差值，兩幅圖橫坐標均為傅汝德數Fr。各方案阻力曲線的變化趨勢相近，先急速增長，后趨于緩和，阻力和航速的關系由二次曲線逐漸轉為一次曲線。長防濺條在中低速情況下減阻效果不明顯，Fr大于0.8以后，艏部飛濺嚴重，較長的防濺條能夠吸收飛濺流體的能量，減小飛濺阻力，不過減阻能力有限。長防濺條和壓浪板或阻流板的組合在船體高速航行階段都能達到明顯減阻效果。幾種方案不同點在于方案C 的阻力始終小于方案A，而方案D 和E 在Fr大于0.438 以后才逐漸產生減阻的效果，并且整段式壓浪板的減阻效果要優于三段式壓浪板。對于阻流板和壓浪板而言，速度越高其減阻效果越明顯，Fr＞0.8以后，阻流板的減阻效果優于壓浪板，在Fr=1.2時，阻流板減阻率到達28.2%。

圖3 各方案船模阻力曲線Fig.3 Ship model resistance of each scheme

圖4 各附體減阻效果Fig.4 Drag reduction effects of each appendage

隨著航速的提高，雖然長防濺條能夠在一定程度上減小飛濺阻力，但是飛濺沖擊力會引起船體縱傾角度θ增大（如圖5所示），不利于船體推進和穩定性，單獨通過增加防濺條長度來減小阻力的方案B 不適用于本船體。艉部壓浪板或阻流板產生的埋艏力矩能夠很好地平衡由于防濺條帶來的抬艏力矩，因此，長防濺條和壓浪板或阻流板的組合能夠很好地減小船體縱傾角，并且整段式壓浪板的效果優于三段式。

圖5 各方案對縱傾角的影響Fig.5 Influence of each scheme on trimming angle

與阻力變化趨勢相同，Fr大于0.8 以后，阻流板改善航行姿態的能力要優于壓浪板，進一步驗證了壓浪板和阻流板都是通過改善航行船體姿態實現減阻的。進一步分析，本模型的縱傾角度變化最大不超過7°，相同航速下，縱傾角改變所帶來的摩擦阻力變化不明顯，單位排水量總阻力Rt/Δ 的改變更多的是由單位排水量剩余阻力Rr/Δ 所引起，艉部附體的增加能夠改善艉部流場環境，通過降低剩余阻力來達到減阻的效果。航速增加，阻流板所帶來的剩余阻力減阻值變大，隨著航態的改善，興波阻力和粘壓阻力得到優化。隨著航速進一步增加，阻流板可能會引起埋艏。值得注意的是，方案A 在0.5 ＜Fr＜0.8 區間內縱傾角出現震蕩，此時船模的載況屬于半載狀態，排水量較小，震蕩的速度段位于航態過渡階段，長、短防濺條的單獨加裝都會引起小范圍縱傾角度的不穩定，因方案B 的試驗數據點在該階段較方案A 少，因此未表現出震蕩。當吃水達到滿載狀態后，該種震蕩消失，此時船體對因防濺條引起的航態變化具有更強的抗干擾能力。因本船型長寬比較小，壓浪板的作用力臂相對較短，整個航速段船體并未因整段式壓浪板的存在產生埋艏。

2.2 正常排水量航行姿態

對方案B、C、E不同航速下船體航行姿態、周圍流場進行對比，如圖6所示。

圖6 不同附體方案船體周圍飛濺比較Fig.6 Comparison of splash around hull of different appendages

隨著航速增加，船體縱傾嚴重，在艉部形成明顯“雞尾渦”。此時，船體艏部水流以一定入射角緊貼船體表面開始向后、向上噴射，并且隨著航速的增加，作用范圍和強度逐漸變大，噴射水流受防濺條阻礙作用迅速調轉方向射向水面，在船體周圍形成白色“幕簾”。同時，縱傾角度越大，噴射水流與防濺條的接觸點越靠后，而壓浪板能夠減小船體縱傾角度，將噴射水流與防濺條的接觸點控制在船艏附近。Fr＞1以后，船體艏部飛濺明顯，試驗過程中船體產生不穩定抖動。

3 滿載排水量試驗

正常排水量下整段式壓浪板的效果要優于分段式，船體并未產生埋首現象，滿載排水量下著重開展防濺條和整段式壓浪板、阻流板的組合附體阻力試驗，研究不同附體在阻力和縱傾角度減小方面的作用效果。具體安裝情況如表3所示，用·表示已安裝該附體。

表3 組合附體方案Tab.3 Combined appendage schemes

如圖7所示，三種方案阻力的變化趨勢一致，先急速增長，后趨于緩和。方案C的阻力始終要小于方案A，長防濺條和壓浪板的組合在整個航速段起到有效減小阻力的效果，并且隨著航速的增加減阻效果逐漸明顯，直到Fr=0.7 以后趨于穩定；在Fr=0.438 之前，方案D 的阻力要大于方案A，長防濺條和阻流板的組合并沒有起到減小阻力的效果，反而使阻力增大。直到Fr=0.5之后，方案D的減阻效果逐漸變得明顯，此時，水面開始出現飛濺現象，壓浪板和阻流板在高速下皆能明顯增加艉部雞尾渦，增加船體“虛長度”，降低興波阻力。隨著航速的提高，阻流板在船底產生的高壓區能夠抬升船體，改善航行姿態，并且在Fr=0.8 以后因阻流板帶來的減阻效果大于壓浪板，在更高航速下依然保持該規律不變。

圖7 各方案船模阻力Fig.7 Ship model resistance of each scheme

如圖8 所示，方案C 的減阻值先增后減。低速時，減阻值較小，減阻效率較低，隨著速度的增加，減阻值逐漸增大，在Fr=0.875 時達到最大，最大減小阻力20.4%，此時的長防濺條和壓浪板的組合效果最佳。速度繼續增加，減阻值開始減小，減阻效果開始衰減，但在服務航速段依然具有明顯減阻效果，該規律與一半油水載荷情況下略有不同。方案D 的阻力變化曲線具有兩個轉折點，在Fr=0.438時達到最大增阻11.7%，之后減阻趨勢和方案C 相同，在Fr=0.875 時達到最大，最大減小阻力21.4%，此后減阻效率逐漸降低，降低速度要低于方案C。綜上所述，方案D 更適用于高速排水型船。

圖8 各附體減阻效果Fig.8 Drag reduction effects of each appendage

三種方案的縱傾角隨著航速的增加而呈增加趨勢，如圖9 所示。低速時，方案C 的縱傾角度要大于方案A，但阻力卻小于方案A，此時，壓浪板改善尾流產生的減阻值小于姿態改變產生的阻力增值。三種方案中，D 的航態最佳，θ始終小于3°，Fr=0.7 以后縱傾角趨于平穩，相比于方案A，最大縱傾角度降低70%，縱傾角度的改善能夠降低剩余阻力，這也是阻流板能夠減小航行阻力的重要原因。此外，因阻流板的存在，低速時會產生埋艏，造成阻力增加。

圖9 各附體方案對縱傾角的影響Fig.9 Influence of each scheme on trimming angle

4 結果討論

由上述試驗結果可知，高航速情況下兩種排水量對應的附體減阻效果有所差異，主要差異航速段位于Fr＞0.875 以后，短防濺條船體的阻力和縱搖角發生變化，通過繪制兩種排水量下的方案A 阻力和縱搖曲線進行進一步分析，如圖10所示。

圖10 阻力和縱傾角對比Fig.10 Comparison of resistance and trimming angle

正常排水量和滿載排水量因重浮心存在差異，不同航速下的姿態角不相同，正常排水量下的縱傾角度始終要小，各組合附體在不同排水量下的減阻效果較穩定。當Fr＞0.875以后，正常排水量與滿載相比，阻力和縱傾角的曲線斜率變大，增長趨勢開始增加，此時，飛濺阻力急劇增加，艏部飛濺產生的動升力將船體艏部抬升，縱搖角度增加，使原本平穩的阻力增值急劇增加，正常排水量情況下船體基礎阻力較小，增加的飛濺阻力更容易影響總阻力，因此總阻力增加迅速，附體減阻效果明顯。正常排水量情況下船體的航行Fr最好要小于0.875。

5 結 論

本文開展了正常和滿載兩種排水量下的高速排水型船模型試驗，討論了不同附體對船體阻力和縱傾角度的影響，得到以下結論：

（1）長防濺條在減小阻力的同時，會引起船體縱傾增大，不適合本船單獨安裝使用，整塊壓浪板的減阻效果和改善航行姿態的能力要優于三段式壓浪板，對于本船型而言，整段式壓浪板并未引起船體埋艏。

（2）長防濺條和壓浪板或阻流板的組合能夠很好地減小船體縱傾角，并且隨著航速的增加，阻流板改善船體姿態效果更明顯。

（3）長防濺條和壓浪板或阻流板的組合在減小阻力方面適用于不同航速階段，高速情況下阻流板具有更佳的減阻效果，鑒于本船服務航速較高，長防濺條和阻流板的組合能起到更好的減阻效果。

（4）船體高速航行時各附體減阻效果及縱傾角度的改善因排水量的不同略有差異，引起差異的原因主要是正常排水量情況下總阻力更易受迅速增加的飛濺阻力的影響。