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船舶阻力设计与优化实用评估
计算流体动力学，乔治梅森大学，费尔法克斯，美国弗吉尼亚州，海洋与土木工程学院，上海交通大学，上海200240，中国。
摘要：我们考虑拖船的两个主要组成部分，即“摩擦阻力”和“波浪阻力”
在船体表面产生摩擦和波浪，主要取决于雷诺数和弗劳德数。我们还考虑了下沉和修剪，粘度和非线性对阻力的影响。摩擦阻力的总和经典的ITTC摩擦公式和由修改预测的波阻力称为Neumann-Michell（NM）理论发现船舶波浪的经典纽曼开尔文理论在四艘船的实验阻力测量值的约10％以内对理论预测和实验测量进行比较。 ITTC摩擦阻力和NM的总和然后可以期望波浪阻力产生真实的实际估计值，这对于常规应用来设计和包裹船体是有用的 形成广泛的位移船的优化。此外，我们注意到这个高度简化的几个简单的扩展可以预期显着提高准确性的方法。
关键词：摩擦阻力，波阻抗，Neumann-Michell（NM）理论，下沉和微调，非线性效应
1介绍
船体的阻力 - 稳步前进在平静的河水中沿着直线路径不断的速度有效的无限深度和横向范围 - 是相当可观的实际重要性，因为拖累是重要的也是船舶设计的关键元素。于是预测船体周围的流动是一种经典的基本的船舶水动力学问题被广泛认为是一个庞大的文学体系。事实上，一些替代性的理论和数量已经开发了一些方法来计算围绕船体流动。 参考文献[1]中可以找到这些替代方法的简要回顾。船舶设计（特别是早期设计）和船体优化（越来越多地用于船舶设计）需要现实的计算方法，即这说明了所有支配流动物理学，但是很强大。事实上，鲁棒性和效率.
事实上，稳健性和效率对于优化尤其重要，需要计算非常多的可能存在很大差异的形状的替代船体。另一方面，准确性（一方面）和稳健性，效率和实用性（另一方面）是必不可少的，尽管竞争甚至是矛盾的要求使计算工具对日常应用的设计和优化有用。特别是，对于准确的CFD方法来说，成功的一个完整衡量标准 - 充分考虑了流动的不稳定性和湍流（正确模拟船s附近的bow波和流动所需的），并且可以预测全尺度船体平滑或粗糙的流动这不是该方法是否比基于简化的近似方法产生更准确的预测。假设（显然是预期的），但是该方法是否足够稳健和实际可用于系统参数研究，这对于优化和早期设计本质上是必需的。同样，如果一个高效的近似理论不能产生真实的预测，那么它的实际用处就会有限。船舶阻力的两个主要组成部分是“摩擦阻力”和“波浪阻力”，它们与船体表面的粘性摩擦和波浪作用有关，并且主要取决于雷诺数和弗劳德数。这些然后在这里考虑两个组件。还考虑了下沉和修剪，粘度和非线性对阻力的影响。经典的ITTC摩擦公式（对于光滑的船体表面）给出的摩擦阻力和修改所预测的波阻力的总和，称为Neumann-Michell（NM）理论，并在文献[1-4]中给出发现船舶波浪的经典纽曼开尔文理论在四个船体的实验阻力测量值的约10％内，其中对实验测量结果和理论预测进行比较。然后，ITTC摩擦阻力和NM波阻力的总和可以预期产生实际的（但不是非常准确的）实际估计值，这对常规应用来设计和广泛船舶的船体形状优化是有用的。此外，这种高度简化的方法的几个扩展可以期望显着提高准确性。
图1 Wigley抛物壳（顶部）和60系列（Cb = 0.6）模型（底部）
2.粘性摩擦和波动
船的速度VS和船的长度Ls被用于无阻地拖动，无量纲阻力系数Ct取决于船体形式，雷诺数Re和弗劳德数Fr。 对于给定的船体形式，我们有Ct=(Re,Fr)和Re=VsLs/v和Fr=Vs/radic;gLs v=1.5*10-6m2/s是水的运动粘度，g=9.8 m / s 2是重力加速度。拖船的两个主要组成部分Cf是“摩擦阻力”Cf和“波浪阻力”Cw与船体表面的粘性摩擦和波浪作用有关。摩擦阻力Cf和波阻力Cf主要取决于雷诺数Re和弗劳德号Fr.阻力Ct可以表示为Ct(Re,Fr)=Cf(Re) Cw(Fr) Cdelta;(Re,Fr)其中Cdelta;是两个主要分量Cw和Cf的阻力Ct和总和Cw Cf之间的差值。分解（1）为评估船舶阻力提供了有用的基础，如下所示。
图2 NM理论预测的波浪阻力（NM）和Wigley船体（顶部）和Series 60模型（底部）的剩余阻力（Exp。）的实验测量结果在静止平衡位置保持“固定” （不允许下沉或修剪）
使用潜在流动理论和自由表面的线性Kelvin-Michell边界条件可以得到对波阻抗Cw的实际估计。具体而言，修改，参考文献[1-4]中所述并称为Neumann-Michell（NM）理论，这里使用经典的纽曼-开尔文船波理论来评估波浪阻力。这种实用的理论为经典的Hogner近似预测的波浪提供了一种修正，该波浪根据船速，船体长度和船体形式进行了明确定义。
图3波浪拖曳
Cw由NM理论和剩余阻力（下部曲线和数据），ITTC摩擦阻力Cf（虚线）以及总和Cw Cf和Wigley的阻力Ct（上部曲线和数据）的实验测量值的相应实验测量值预测 左侧）和60系列（右侧）船体长度Lm = 2.5米（上排）或= Lm = 4米（下排）
NM理论对Cw（以及船体周围流动的其他特征）产生了现实的预测，如现在对经典的Wigley抛物壳和图1所示的60系列（Cb = 0.6）模型所示。该图显示了用于流量计算的Wigley和Series 60船体的边y 0近似8 000个三角形平板。图2描述了参考文献[5-7]中报告的剩余阻力的实验测量（Exp。），以及由NM理论（NM）给出的Wigley船体（顶部）和图1所示的Series 60模型（底部）给出的波浪阻力（通过整合船体表面的流动压力确定）的预测。对于NM流量评估和图2中所示的实验测量，Wigley和Series 60船体在静止平衡位置（不允许下沉或修剪）保持“固定”。摩擦阻力Cf的实际估计值经典的ITTC摩擦配方给出了平滑的船体表面
图3描述了由NM理论预测的波阻力Cw以及剩余阻力（图2中已经考虑）的相关实验测量结果，ITTC摩擦阻力Cf，总和Cw Cf以及Wigley阻力的实验测量值（左侧）和60系列（右侧）船体，船长为Lm = 2.5 m（上排）或Lm = 4 m（下）。总和Cw Cf与总阻力Ct的实验测量结果相当一致。因此，分解（1）中的波动摩擦阻力Cw Cf提供了对船体阻力Ct的合理估计。
通常通过拖曳长度为Lm的船舶模型来以实验方式测量船只的阻力，该模型的速度，其中模型尺度Lm处的弗劳德数与满量程Ls处的弗劳德数相同。 雷诺数雷姆为船模和相应的全尺寸船的雷诺数Res相关
ITTC公式（2）表明，模型尺度的摩擦阻Cfm与全尺度的摩擦阻力CfS相关
图4波浪阻力
由NM理论预测的Cw以及假设的模型尺度长度Lm = 4m（模型）或满尺度的Wigley（顶部）和60系列（底部）船体的波浪阻力Cw和ITTC摩擦阻力Cf的总和Cw Cf 长度Ls = 100m（船）
图5 Wigley船体（左侧）和60系列模型（右侧）经历的下沉（顶行）和修剪（下行）的NM理论（NM）给出的实验测量.
3.下沉和修剪效果
船体的动态流动压力稳定地在平静的水面前进，导致水动力升力和俯仰力矩作用于船体，并导致移动的船体下沉和修剪。 潮湿的船体表面
图6 NM理论预测的波浪阻力（NM）和船体（左侧）和系列 60模型（右侧）的剩余阻力的实验测量。 对于底部和顶部所示的实验测量结果，这些模型分别是“自由”沉降和修剪，或者保持“固定”在静止平衡位置（不允许下沉或修剪）。 在顶部和底部行中显示的NM预测对应于“固定”船体（没有下沉或修剪）
因此众所周知，sum;VH以速度Vs前进的船舶的船体表面sum;VH与船舶的湿润船体表面sum;0H不相同。图5显示了Wigley船体经历的下沉（顶行）和修剪（底部）的实验测量（左侧）和60系列车型（右侧）。由NM理论（NM）预测的下沉和修剪，适用于Wigley或60系列船体，静止时，在图5中也可以看出。潮湿的船体表面sum;0H和相应的船体表面之间的差异，在静止时面对sum;VH会导致船体的摩擦阻力和波浪阻力的变化。现在考虑这些变化。根据ITTC公式（可以估计下沉和修剪对摩擦阻力Cf的影响。该公式表明，摩擦阻力Cf的变化与船体表面1和船体静止的相应表面ASV源于AS0或ASV的浸湿区域sum;VH和sum;V0之间的差异。浸湿区域AS0和ASV之间的差别主要来自下沉sum;VH，其中h=H/L,对应于相对于0le;H的向下竖直位移。我们有ASV- AS0asymp;2HLSW 其中2LSW代表弧的弧长船舶吃水线。 因此，基于静止船体的表面AS0的浸湿面积Cf0，船体的摩擦阻力V与摩擦阻力sum;0H之间的差可被估计为
与h=H/L,b=B/Ls和d=D/Ls在这里，B,D带代表船体梁和吃水，而粗略近似LSwasymp;Ls和AS0asymp;Ls(B 2D)被使用。 关系（4）表明评价可以预期基于静止船体的sum;0H湿润面积AS0的摩擦阻力会低估摩擦阻力约10小时。 对于Wigley船体和系60模型，图5表明，对于图5中的最高弗劳德数，摩擦阻力的这种低估可以高达约5％。现在考虑了的下沉和修剪效果。 图6显示了Wigley船体（左侧）和系列 60模型（右侧）的这些影响。 这张图描绘了“自由”船体的实验残余物拖延（实验）sum;VH允许下沉和修剪（下排），或者在实验中不允许下沉或修剪的“固定”船体（顶部）。 由NM理论（NM）预测的波浪拖动应用于“固定”船体H0也在图6中描述。 对于船体sum;0H和sum;VH的波浪拖曳之间的差异是可观的，尽管不是很大，对于弗劳德数Fr大于约0.3。 此外，图6的最下一行显示NM理论预测的船体sum;0H（没有下沉或纵倾）预测的波浪拖欠，但与船体sum;VH的实验剩余拖曳值合理一致。
图7 DTMB-5415型号（顶部）和KCS型号（底部）
NM理论现在应用于参考文献[8,9]中考虑的DTMB-5415模型和KCS模型，如图7所示。具体而言，图7的顶行和底行分别描绘了DTMB-5415和KCS船体的侧面yle;0。这两（一半）船体近似为9928或9452平面三角形面板，用于流量计算。图8显示了实验测量（实验）的参考文献[8,9]报告的剩余阻力以及图7所示的DTMB-5415船体（顶部）和KCS船体（底部）的波浪拖曳的相应NM预测（NM）。图8中报告的NM流量计算是针对船体进行的sum;0H处于静止状态（即计算中不考虑下沉或修剪），而下沉和修剪允许用于实验测量。在波浪阻力的NM预测和剩余阻力的实验测量之间的比较图8和图6表明，对于图7和图1所示的四种船体形式，波浪阻力由NM理论预测的Cw 在休息时的平衡位置上应用于船体sum;0H提供船速sum;VH随船速Vs前进的波浪阻力的现实估计。
图8由NM理论预测的波阻力（NM）和图7所示的DTMB-5415船体（顶部）和KCS船体（底部）的剩余阻力的实验测量值
4.粘性影响
船体的特征横向尺寸LBD定义为（LBD=BD(0.5B D）其中B和D是船的横梁和吃水深度，我们有LBDlt;B和LBDlt;2D船体的细长度
与b=B/Ls和/ d=D/Ls。对于梁长度比b=0.15和吃水长度比d=0.05全长细长sigma;H=0.06。船体是精简细长的机体，以高雷诺数运行，通常大于109。古典的理论高雷诺数流过流线型细长体，表明粘性效应被限制在船体周围的薄边界层内，流动分离限制在船尾的一个小区域，尾部延伸出一个尾流。这个经典理论也表明了这种变化横跨薄粘性边界层的流动压力可忽略不计。此外，该理论表明，船体表面sum;H处的压力分布（以下称为“无粘性船体”）可以通过考虑在下文中称为“粘性船体”的修改后的船体表面sum;H周围的无粘性流动来评估，其通过向外法向位移 的无粘性
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