不同侧船体对三体船横稳性的影响研究

唐建飞，何术龙，徐伟光

（1天津大学 水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津300073；2中国船舶科学研究中心，江苏 无锡214082）

1 引 言

通过扩大单体船的长宽比，可以明显降低水面舰船的兴波阻力、喷溅阻力和波浪增阻，从而达到提高航速的目的。然而，长宽比的增加又会导致船舶横稳性的下降。为克服横稳性不足，人们又为细长体船型加上了两个“耳朵”—侧船体，由此构建了三体船型[1]。

增加的侧船体也为三体船型带来了额外的好处，特别是甲板更加宽敞，布置更加灵活，但其主要目的是为了解决细长体横稳性不足的问题，同时也要确保增加的侧船体不会对三体船的阻力性能产生大的影响。因此，三体船的侧片体一般较小，其排水量通常只占三体船总排水量的3%-7%。大到美国现役的独立号濒海战斗舰[2]，小到印尼人使用过的三体独木舟[3]，均为细长的主船体加上更加窄小的侧船体构成。

图1 濒海战斗舰Fig.1 Littoral combat ship,LCS

图2 三体独木舟Fig.2 Canoe with outriggers

在进行三体船的稳性设计时，设计师可能主要关注其静稳性，而忽略了侧船体动升力对三体船横稳性的影响。该影响可能不容忽视，主要原因是三体船在横倾状态下，作用在两个侧船体上的动升力可能会有较大的差别，而两个侧船体离船舶重心又较远，因而动升力会产生较大的横倾力矩，从而增大或减小了三体船的横倾恢复力矩。

为全面评估三体船横稳性，本文应用CFD工具分析不同的侧船体方案对三体船阻力性能和横稳性的影响，并与模型阻力试验结果进行了比较。研究结果也可为侧船体选型提供依据。

2 船型方案设计

根据研究需要，设计了四型三体船型线方案。图3是三体船主、侧船体轮廓线和设计水线面示意图，图4是三体船各型线方案最大横剖面的比较，主尺度要素见表1。

图3 主、侧船体轮廓线和水线面示意图Fig.3 Profile and water plane of the main hull and side hull

图4 三体船最大横剖面的比较Fig.4 Comparison of the largest sections of the trimarans

表1 三体船主尺度Tab.1 Main dimensions of the trimarans

各船型方案的主船体为同一型线，排水量相同。侧船体的排水量和布局有区别，其中，方案1的侧船体是完整的折角船型；方案2的侧船体是将方案1侧船体内侧的排水体积减小一半得到的；方案3的侧船体是将方案1的一个侧船体从中间剖开得到的；方案4的侧船体是将方案3的侧船体互换得到的。

各三体船方案的计算结果见图5。

假定实船重心高度为2.8 m，计算得到各三体船方案在设计吃水（2.8 m）下的横稳性高见表2。

由图5可知，随侧船体排水体积的增加，三体船横稳心半径增加较快；根据表2，在设计吃水下，方案1横稳性高最大，方案2次之，方案3和方案4最小。由此可见，三体船横稳性对侧船体排水体积的变化非常敏感。

图5 横稳心半径Fig.5 Transverse metacentric radius

表2 设计吃水下的横稳性高Tab.2 Transverse metacentric height at designed draft

3 阻力和动升力的CFD计算与分析

3.1 数值方法与模型

采用中国船舶科学研究中心自主研发的船舶专用粘流计算软件OShip[4]计算三体船的阻力和动升力。OShip软件通过数值求解RANS方程进行粘性绕流场的模拟，湍流模型为k-ω两方程模型，包括标准型和SST型（本文计算采用标准型）。

OShip软件能根据分块结构化网格，应用重叠网格技术和Level Set处理自由面方法计算船舶粘性绕流场，并预报计算船舶的水动力性能。

自由面采用单相Level Set方法进行计算。单相Level Set方法对船体流动的求解仅在距离函数φ≤0（表示水相）的计算域进行，空气相则是通过速度扩展（velocity extension）的方法来计算流场速度。因为只考虑单相流场，并且只需要在界面边界处稍加处理，这样就成功避免了上述的两相流界面的过渡问题。此外，在气体中，只需要布置少许网格来满足计算条件，因此相比两相方法，计算资源的消耗大大减小，计算稳定性增加。

OShip软件采用重叠网格方法来处理运动问题。重叠网格方法就是将模型中各个部分单独划分网格，并嵌入到一个均匀划分的背景网格中（确保各网格之间有重叠），然后除去不必要的网格。计算时利用插值技术使得每个网格可以在重叠区域的边界进行数据交换[5]，以达到计算整个流场域的目的。

船模坐标轴定义：x轴正方向为从船首指向船尾，y轴正方向为从右舷指向左舷，z轴正方向为竖直向上。绕x轴转动为横倾，并规定左倾为正角度。

试验模型的缩尺比为13.5。为了与模型阻力试验结果进行比较，计算模型的特征长度与试验模型的特征长度相同，均为Lpp=4.629 6 m。

3.2 阻力计算结果及与试验结果的比较

分别计算了4个三体船方案在设计排水量下的自由模阻力，结果见图6。图7是4个三体船方案在深水拖曳水池的模型试验结果。图8是各方案阻力计算结果的比较。

图6 阻力计算结果Fig.6 Resistance calculation result

图7 阻力试验结果Fig.7 Resistance test results

由图7可知，各三体船型线方案的阻力随侧船体排水量增加而增加，在模型速度4 m/s时，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的模型阻力与方案4相当。从排水量变化看，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。由此可见，在本文三体船水动力布局条件下，侧船体排水量越小，阻力性能越优秀。

图8 阻力计算结果与试验结果的比较Fig.8 Resistance comparison between calculation results and test results

由图6和图8可知，三体船模型阻力计算结果与试验结果趋势一致，但在低速段偏高，高速段偏低，最大差距约4.8%。

3.3 横倾恢复力矩的计算结果

分别计算了4个三体船方案在3个横倾角度（分别为-2°、-4°、-6°）和6个模型速度（分别为2.10m/s、2.52 m/s、2.80 m/s、3.36 m/s、3.92 m/s、4.48 m/s）下的约束模粘性绕流场，并分析得到了模型所受的横倾恢复力矩，具体计算分析结果见图9～11。

图9 横倾-2°时的横倾恢复力矩Fig.9 Roll restoring moment at roll-2°

图10 横倾-4°时的横倾恢复力矩Fig.10 Roll restoring moment at roll-4°

图11 横倾-6°时的横倾恢复力矩Fig.11 Roll restoring moment at roll-6°

图12 方案4在不同横倾角度下的横倾恢复力矩Fig.12 Roll restoring moment of plan 4 at different roll angles

在有航速情况下，横倾恢复力矩包括了静压产生的恢复力矩和动压产生的恢复力矩。其中，低速情况下的横倾恢复力矩可认为主要由静压产生，因此可认为图9～11中2.10 m/s速度下的横倾恢复力矩主要是由静压产生的。

如果只考虑静稳性，则可以认为横倾恢复力矩是不变的。但由图9～11可知，在横倾角不变的情况下，横倾恢复力矩是随速度变化而变化的，且有时增加有时减小，即横稳性会得到加强或减弱，具体情况与侧船体形状及速度有关。从横稳性设计角度来说，当然希望横倾恢复力矩总是加强好，这样船舶更安全。

由图9～11可知，和2.10 m/s下的横倾恢复力矩相比，除横倾-2°以外，各方案在模型速度3.36～3.92 m/s时的横倾恢复力矩均出现较大幅度的下降；而方案4几乎在所有速度下的横倾恢复力矩均下降，在计算范围内，最大降幅超过30%。图12是方案4横倾恢复力矩随横倾角的变化曲线，由图可知，在模型速度3.92 m/s下的横倾恢复力矩均比模型速度2.10 m/s下的小，其原因主要与方案4侧船体形状有关，即作用在两个侧船体上由水动升力产生的横倾恢复力矩是负值，由此抵消了部分由静压产生的横倾恢复力矩。

4 结 论

（1）侧船体对三体船阻力性能有较大影响，较小的侧船体排水体积对阻力性能有利；

（2）三体船横稳心半径对侧船体排水体积的变化非常敏感，需结合总布置和横摇等性能设计要求综合考虑；

（3）三体船横倾恢复力矩随速度变化而变化，并导致三体船横稳性加强或减弱。当出现不利影响时，该影响可能不能忽略。

[1]何术龙,李百齐,程明道,朱德祥.三体船船型分析及兴波干扰的模型试验研究[J].水动力学研究与进展,A辑,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]独立号濒海战斗舰_百度图片[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]周秀红,赵发明,王丽艳.船舶粘流计算软件“OShip”开发[J].中国造船,2014,55(1):90-103.

[5]赵发明,高成君,夏 琼.重叠网格在船舶CFD中的应用研究[J].船舶力学,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]周利兰,高 高,尹 巍.三体船兴波问题的数值计算[J].船舶力学,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.三体船随浪中的破舱稳性研究[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,朱仁传,缪国平,范 菊.计及航行姿态变化的高速多体船阻力预报[J].水动力学研究与进展,A辑,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.