蔡君蕾, 姚天成, 劉 宏, 萬立健 萬 軍, 樊 翔, 趙永生

(1. 上海交通大學(xué) 海洋工程國家重點實驗室,上海 200240; 2. 自然資源部第二海洋研究所 極地深海技術(shù)研究院, 浙江 310012; 3. 上海交通大學(xué) 海洋裝備研究院; 高技術(shù)船海裝備創(chuàng)新研發(fā)中心,上海 200240; 4. 上海達華測繪科技有限公司,上海 200120;5. 上海船舶研究設(shè)計院,上海 201203)

海洋觀測技術(shù)是海洋科技格局發(fā)展中最具活力的創(chuàng)新領(lǐng)域之一.中國作為海洋大國,對海洋環(huán)境的監(jiān)測和水文資源要素的采集有迫切需求.傳統(tǒng)的海洋環(huán)境監(jiān)測通常以浮標、潛標和載人調(diào)查船為載體,存在難以適應(yīng)復(fù)雜惡劣的海況、機動性能較差、綜合成本較高等方面的天然局限,因此海上監(jiān)測載體正在向無人化、智能化發(fā)展.無人艇[1]作為一種無人海洋智能運載平臺,可在海洋中承擔長時間、大范圍、低成本的海洋監(jiān)測任務(wù),其中雙體無人測量艇因其優(yōu)良的橫穩(wěn)性、快速性及操縱性能和充足的甲板面積,正成為研究開發(fā)的熱點方向.

在無人測量艇的設(shè)計過程中,航行阻力大小直接決定了測量艇的經(jīng)濟性能和工作性能,因此阻力性能的預(yù)報十分重要.目前,阻力預(yù)報方法主要有模型試驗、理論計算和計算流體力學(xué)(CFD)方法.羅良[2]利用Holtrop經(jīng)驗公式法對KCS船模和實船分別進行分析研究,并開展物理試驗進行對照,最終證明該方法能滿足工程精度要求;孫源等[3]利用半理論半經(jīng)驗方法對某滑行艇進行阻力預(yù)報,并與物理試驗結(jié)果進行比較,得出在高速滑行區(qū)間,阻力結(jié)果與試驗值較接近,但縱傾角的計算值還存在一定誤差;鄧芳等[4]、楊顯原等[5]運用細長體理論對雙體無人船進行了阻力預(yù)報,與調(diào)研的參考文獻試驗結(jié)果進行驗證對比,分析不同參數(shù)在減阻方面的影響;董文才等[6]比較分析了滑行艇阻力計算中常用的2類半經(jīng)驗半理論方法的適用范圍,提出查潔法結(jié)合雷諾平均(RANS)方程的滑行艇阻力計算方法,與物理試驗值進行比較,結(jié)果吻合較好.由此可知,物理試驗是阻力預(yù)報最可靠的方法,但由于成本和試驗設(shè)施因素,在船舶設(shè)計初期通常難以開展;而基于經(jīng)驗公式和勢流理論的計算方法在阻力預(yù)報方面具有一定應(yīng)用價值,但在精度方面仍有所欠缺.

CFD方法可以考慮流場的黏性影響,模擬更真實的實際流場情況,且相較于經(jīng)驗公式和勢流理論方法,CFD方法能達到更高的精度,解決很多黏性流場帶來的非線性問題,如對極端海浪、甲板上浪、波浪破碎等現(xiàn)象中船舶運動和載荷響應(yīng)預(yù)報的模擬.不少學(xué)者也利用該方法進行阻力研究.倪崇本等[7]對阻力成因進行分析,提出用基于CFD方法的疊模法求解黏性阻力,用Euler方程求解興波阻力來進行總體阻力預(yù)報;肖國權(quán)等[8]對小型單體無人船進行了CFD阻力分析,得到阻力關(guān)于不同參數(shù)的變化;邵峰等[9]利用FLUENT模擬了帶有附體的小型無人船阻力預(yù)報,數(shù)據(jù)吻合良好;方靜等[10]利用OpenFOAM對一艘超小型雙體無人船進行CFD阻力分析,得到阻力性能較優(yōu)的船體線型和非常規(guī)槳的布置方案;戴現(xiàn)令等[11]、梁嚴等[12]也分別利用FLUENT對三體無人船進行了阻力分析,來對片體型線、位置布置等參數(shù)進行阻力性能優(yōu)化;趙核毓等[13]用CFD方法對深V滑行艇的多個船型進行阻力預(yù)報比較,為后續(xù)研究提供了數(shù)據(jù)參考;郭軍等[14]提供了一種Savitsky方法結(jié)合CFD重疊網(wǎng)格技術(shù)的預(yù)報方法,提高了CFD方法對滑行艇阻力預(yù)報的計算效率和精度.綜上所述,當前對小型多體無人船的阻力研究主要集中在中高航速區(qū)間的阻力預(yù)報,而對無人雙體船從低航速到高航速區(qū)間和涉及較完整的航態(tài)變化的阻力性能研究還較為有限.

1 目標船總體方案

目標艇為上海交通大學(xué)船舶與海洋工程設(shè)計研究所自主研發(fā)設(shè)計的新型多功能無人雙體測量艇.船體片體橫剖面采用雙折線設(shè)計,片體型線關(guān)于片體中心線不完全對稱.該測量艇主要用于搭載多波束聲學(xué)設(shè)備,也可以搭載其他探測設(shè)備進行海上作業(yè).該船的外觀效果圖如圖1所示,船體橫剖面型線如圖2所示,實船及船模的主要設(shè)計參數(shù)如表1所示.

表1 主要設(shè)計參數(shù)Tab.1 Main parameters

圖1 目標船外觀效果Fig.1 Appearance rendering of target ship

圖2 目標船橫剖面型線Fig.2 Cross-section of target ship

2 船模水池靜水阻力試驗

試驗在上海交通大學(xué)多功能船模拖曳水池完成,水池全長 300 m,寬16 m,深7.5 m,并配備最大速度為10 m/s的高速拖車.

靜水阻力試驗在設(shè)計吃水狀態(tài)下進行,試驗過程中,船模通過連接在模型重心位置的前后共4根鋼絲拖曳前行,鋼絲與模型連接處的4個拉力傳感器的合力即為模型總阻力.試驗中開放縱傾和升沉兩個自由度,通過傾角儀測量得到模型的縱傾角度,通過Qualisys光學(xué)測量系統(tǒng)記錄升沉并換算至模型重心位置,同時測量記錄水池溫度與拖車速度.

圖3 試驗整體布置Fig.3 Overall layout of model test

3 目標船靜水阻力性能預(yù)報

在數(shù)值計算方面,采用兩種阻力預(yù)報方法進行比較.其中,基于統(tǒng)計學(xué)回歸分析的Holtrop經(jīng)驗公式法依托Maxsurf平臺[15]進行,主要進行阻力成分的分析比較;黏性計算流體力學(xué)方法則借助STAR-CCM+平臺開展,用于全航速的阻力和航態(tài)模擬,最后將各個預(yù)報結(jié)果與水池物理試驗結(jié)果進行對比和分析.

3.1 Holtrop經(jīng)驗公式法

Holtrop方法由荷蘭 MARIN 水池在1978—1984 年發(fā)表,是根據(jù)船模試驗和實船試航資料基于統(tǒng)計學(xué)方法分析而得到的實船阻力計算公式.其數(shù)據(jù)資料來自非系列排水型船舶,且涵蓋弗勞德數(shù)Fr在0.55以上的高速船,可用于預(yù)測油輪、雜貨船、漁船、拖船等不同船型的阻力,適應(yīng)范圍較廣.阻力一般估算公式[16]為

Rt=Rf(1+k)+Rapp+Rw+Rb+Rtr+Ra

(1)

式中:Rf為摩擦阻力,根據(jù)ITTC1957公式[17]得到;1+k為船舶形狀因子;Rapp為船舶附體阻力;Rw為興波阻力;Rb為球鼻艏引起的附加阻力;Rtr為方艉引起的附加阻力;Ra為船模與實船相關(guān)的修正因子.Holtrop方法[18-19]給出了式(1)中每個參數(shù)的回歸公式.

由于研究對象為雙體船,故該方法中的形狀因子可表示為1+βk,其中β為雙體船片體間的黏性干擾因子.通過Molland公式[20]來定義形狀因子,

(2)

3.2 黏性計算流體力學(xué)方法

黏流CFD方法選取的控制方程為RANS方程,數(shù)值離散方法為有限體積法,湍流模擬選取k-ε湍流.針對本次模擬,采用VOF方法對自由面進行捕捉,同時使用重疊網(wǎng)格技術(shù)和DFBI模型來模擬運動船體.

3.2.1控制方程 流場模擬基于RANS方程進行,在歐拉坐標系下,兩相不可壓縮流體運動的基本控制方程[21]為連續(xù)性方程和動量守恒方程,即N-S方程,分別為

(3)

(4)

為使上述方程封閉,需要引入湍流模擬(方程),根據(jù)文獻[22]中的研究,選取了可實現(xiàn)的k-ε兩層湍流模型,該模型在魯棒性和準確性之間提供了良好的折衷,能更好地模擬船體流線彎曲程度較大的流動.

3.2.2基于重疊網(wǎng)格技術(shù)的DFBI模型 重疊網(wǎng)格是將復(fù)雜的流動區(qū)域分成多個幾何邊界比較簡單的子區(qū)域,各子區(qū)域中的計算網(wǎng)格獨立生成,彼此存在重疊、嵌套或覆蓋的關(guān)系,流場信息通過插值在重疊交界面上進行匹配和耦合.在處理物體非定常運動數(shù)值仿真時,重疊網(wǎng)格可以解除物體與網(wǎng)格之間的拓撲結(jié)構(gòu)約束,物體在計算域內(nèi)自由運動,計算網(wǎng)格無需重新生成,將該方法應(yīng)用于物體運動幅度較大的數(shù)值模擬中,能提高模擬結(jié)果的精度和穩(wěn)定性.DFBI是一種通過計算剛體在流體中的力來推導(dǎo)剛體軌跡的模型,建模時可根據(jù)需要分別設(shè)置剛體6個自由度的約束,以進行針對性的自由度響應(yīng)分析.結(jié)合重疊網(wǎng)格技術(shù)建立DFBI模型,可實現(xiàn)流體作用下剛體運動特性更真實的模擬.

3.2.3網(wǎng)格劃分與邊界條件 在STAR-CCM+平臺中建立模型尺度的數(shù)值波浪水池模型,數(shù)值波浪水池長10 m,寬8 m,高度6 m.邊界設(shè)置如圖4所示,在距離壓力出口2 m以內(nèi)的區(qū)域設(shè)置消波區(qū),即一個船長的阻尼消波區(qū),保證達到消波效果又盡量不影響船舶運動時產(chǎn)生的興波流場.

圖4 數(shù)值波浪水池邊界設(shè)置Fig.4 Boundary setting of numerical pool

網(wǎng)格劃分采用切割體網(wǎng)格,主要在自由液面的興波部分進行加密,計算域網(wǎng)格劃分如圖5所示.

圖5 計算域網(wǎng)格劃分Fig.5 Grid division of computational domain

表2 網(wǎng)格收斂性測試阻力結(jié)果(船模航速3 kn)Tab.2 Results of grid convergence study about resistance (model speed=3 kn)

由表2可知,粗糙網(wǎng)格得到的阻力結(jié)果為11.23%,誤差較大,而中等網(wǎng)格和細化網(wǎng)格得到的結(jié)果與水池試驗值的相對誤差均在7%左右,在可接受范圍.因此,綜合考慮計算精度和計算效率,最終選擇中等網(wǎng)格的劃分方式.

4 阻力計算與試驗對比分析

圖6 靜水阻力預(yù)報結(jié)果Fig.6 Results of hydrostatic resistance predictions

圖7 阻力分量變化Fig.7 Resistance component of ship model

圖8 CFD-物理試驗縱傾值Fig.8 Trim of ship model (CFD-model tests)

圖9 CFD興波俯視圖Fig.9 Vertical view of waveform around ship model by CFD

綜上可知,Holtrop經(jīng)驗公式法主要適用于測量艇排水狀態(tài)的阻力預(yù)報,對黏性流場的模擬較粗糙,與真實航行狀態(tài)相比雖存在一些偏差,但計算效率高,在船舶設(shè)計初期可以快速預(yù)報測量艇在低速測量工況下的阻力性能;而黏流CFD方法能完整模擬預(yù)報測量艇的所有航行狀態(tài)和阻力值,且能達到較高精度,但需花費較長時間,在32核數(shù)(CPU主頻2.5 GHz)的計算機上進行單個工況的模擬所需時間約為8 h.

5 測量工況下的航態(tài)優(yōu)化分析

測量艇航態(tài)是影響其阻力性能的關(guān)鍵因素,選取適當?shù)某跏己綉B(tài)能起到良好的減阻效果.一般在設(shè)計排水量下,通過適當調(diào)節(jié)壓載分布來改變重心的縱向位置是改變航態(tài)的有效方法,以及通過對比目標艇不同重心縱向位置下的阻力性能進行航態(tài)優(yōu)化分析.計算工況選取重點關(guān)注的實船工作航速 6 kn,設(shè)計了10個不同重心縱向位置的工況,如表3所示.

表3 航態(tài)優(yōu)化分析工況Tab.3 Conditions for attitude optimization

工況5為初始設(shè)計重心縱向位置,在此基礎(chǔ)上選取4個尾傾工況和5個首傾工況,得到的阻力和縱傾值關(guān)于重心縱向位置的變化如圖10所示.

圖10 航態(tài)優(yōu)化阻力與縱傾值變化Fig.10 Resistance and trim of attitude optimization

由圖10可知,通過改變重心的縱向位置,即主要改變船舶的縱傾航態(tài),對靜水阻力影響十分顯著.在這10個工況中,重心縱向位置的移動范圍為平衡位置處約±15%的船長,靜水阻力最大值和最小值有35%的相對變化,其中重心的縱向位置在3.6 m和4.8 m處阻力達到了兩次極小值,說明這是測量速度下兩個比較經(jīng)濟的航態(tài),這兩個工況下船體周圍波形如圖11所示.

圖11 兩種航態(tài)船體周圍波形Fig.11 Waveform around ship model of two navigation posture

由圖11可知,在阻力值相似的條件下,重心縱向位置在3.6 m處時,船體產(chǎn)生的開爾文波波幅較小,船頭波形也相對平穩(wěn),沒有太多的波浪破碎現(xiàn)象;重心縱向位置在4.8 m時,船體產(chǎn)生的開爾文波幅較大,存在約6° 的首傾,即出現(xiàn)了埋首現(xiàn)象,船頭伴有部分波浪破碎現(xiàn)象,整體穩(wěn)定性不如前者.故經(jīng)綜合考慮,選定重心縱向位置在距離船尾3.6 m,即距離船尾45%的船長處,縱傾為1.4° 的尾傾為船模測量速度下的經(jīng)濟航態(tài),此時船體所受阻力較小,開爾文波形和縱向航態(tài)均趨于平穩(wěn),適合需要穩(wěn)定環(huán)境下的探測設(shè)備進行工作.

6 測量傳感器布置位置優(yōu)化

目標艇用于搭載傳感器進行海洋觀測作業(yè),傳感器安裝在測量艇的兩個片體中間開槽區(qū)域,具體安裝位置根據(jù)不同工況決定.以多波束聲學(xué)設(shè)備為例,該探測設(shè)備的安裝位置需保證傳感器所處介質(zhì)的統(tǒng)一,避免傳感器出入水,故需在高液位區(qū)域安裝傳感器,保證其工作中始終處于自由液面以下.為此,在選取經(jīng)濟航態(tài)基礎(chǔ)上,用CFD方法監(jiān)測實船工作航速下的靜水阻力片體間波形,5和6 kn航速下片體間波形的左視圖和俯視圖分別如圖12和圖13所示.

圖12 實船5 kn航速下的片體間波形Fig.12 Waveform between hulls at 5 kn

圖13 實船6 kn航速下的片體間波形Fig.13 Waveform between hulls at 6 kn

由圖可知,航速5 kn時,片體間高液位峰值在距船尾0.47個船長處;航速6 kn時,片體間高液位峰值在距船尾0.39個船長處.綜合考慮得出,在工作航速時,距船尾約0.3～0.5個船長的位置存在一個相對穩(wěn)定的高液面區(qū)域,如果把多波束聲學(xué)探測設(shè)備放在此處,可有效減少設(shè)備出水風(fēng)險;同時,高液位區(qū)可遠離自由面,以避免自由面上的氣泡和亂流影響.綜上所述,可以確定該工作航速下傳感器的推薦安裝位置,根據(jù)不同的工況和設(shè)備需求也可通過同樣的方法調(diào)整設(shè)備的安裝位置.

7 結(jié)論

綜合利用經(jīng)驗公式、CFD方法和水池物理模型試驗等方法對自主研發(fā)的雙體無人測量艇進行靜水阻力性能研究,同時分析不同航態(tài)下的阻力變化和工作航速下片體間流場形態(tài),得到主要結(jié)論如下:

(2) 本雙體測量船在重心縱向位置從平衡位置移動±15%船長的范圍內(nèi),靜水阻力有35%的相對變化,說明縱傾值對阻力性能的影響十分顯著.在測量航速下得出本測量艇較為經(jīng)濟的航態(tài)為1.4° 的尾傾,此時重心縱向位置在距離船尾45%船長處,由此可知與本船型相近的雙體船的推薦初始航態(tài)為1.5° 左右的尾傾,重心的推薦縱向位置布置點位于船體中部偏后處.

(3) 本船工作航速下,片體間距離船尾約0.3～0.5個船長的位置存在一個相對穩(wěn)定的高液位區(qū)域,故多波束聲學(xué)探測設(shè)備的推薦布置位置為片體間船體中后部處,以保證多波束設(shè)備的探測精度和穩(wěn)定性.