摘要
本文介绍了细长双体船静水阻力特性和船体分离干扰效应的实验和数值研究结果。模型船体形式包括具有侧向分离的现代对称双体船船体。取船壳横向分离系数Sc/L=0.2-0.4，并且对应的傅如德数达到0.65的船模在拖曳水池中进行了一系列实验。确定船体之间粘性干扰的试验在低速风洞中进行。数值计算流体动力学模型也被用来估计干扰对电阻分量的影响。结果表明，实验结果与数值结果吻合较好，为阻力成分的估算提供了满意的结果。实验结果为进一步研究波浪和粘性干扰效应提供了实际资料。
关键词
实验、计算流体动力学、抗干扰性、双体船船体间隙
介绍
双体船的结构早已为人所知，但直到最近，这种船体形式才在高速轮渡工业中得到前所未有的使用。细长的船体形状和较高的速度能力促使需要在预测双体船的初步阻力特性方面进行技术改进。因为阻力特性与速度和燃料消耗以及船舶的运行成本密切相关，所以阻力特性也是影响螺旋桨设计的主要方面。阻力预测是船舶建筑师一直关注的问题之一。这首先是希望准确地估计推进船只所需的功率。其次，一直存在增加船舶的能力而不相应增加安装的发动机功率的问题。双体船的静水阻力一般由粘性阻力和静水波浪阻力两大部分组成。双体船的阻力分量由于干扰阻力的发生而与单船体不同，这种现象使得确定双体船阻力变得更加复杂。
在确定一个船体对另一个船体的阻力干扰效应方面，已经对半船体进行了大量的研究，包括在拖曳水池和风洞中的实验工作和理论工作。自由表面算法目前是可用的，并且应用于最近的计算流体动力学( CFD )代码中。从Couser等人的报告中可以看出，他们已经在为自由表面算法在实际航行中的应用展开了工作。本文对对称双体船船型进行了阻力分析，分析了各种侧向分离(间隙)对阻力特性的影响。本文以南安普敦大学的试验研究为基础，总结了Insel和molland 1对对称船型的高速半位移双体船的静水阻力研究。分析了粘性干扰和波浪干扰对总阻力的影响，粘性干扰是由影响边界层形成的半壳周围的不对称流动引起的，波浪干扰是由每个半壳产生的波浪系统的相互作用引起的。他们提出双体船的总阻力可以用这个方程来表示。
（CT）CAT=(1 phi;k)sCF tCW
引入系数phi;考虑了半壳周围的压力场变化，s考虑了两个半壳之间的速度增大，s可以根据湿表面上局部摩擦阻力的积分计算。( 1 k )是分离半壳的形状因子。为了实用方便，该方程被重写为：
(CT)CAT=(1 Bk)CF tCW
因子t是波干扰，可以由以下公式计算：
阻力分量的分离一直是使用CFD工具估计和预测船体周围的流动特性(对于这种特定情况:阻力)的母的之一。已经为海洋应用开展了一些工作。然而，在计算粘性阻力和波动阻力时仍存在不确定性。造成这种情况的原因是这些时期自由表面建模不成功。自由曲面算法现已可用，并在最近的CFD代码中使用。因此，目前的工作集中在发展自由表面模型，考虑到船舶阻力部件的破坏，在这种特殊情况下，双体船阻力。本研究中使用的商用CFD代码是ANSYS - CFX 11.0。采用雷诺平均Navier - Stokes ( RANS )方程的数值解和流体体积法( VOF )模拟自由表面流动。剪切应力输运( SST )湍流模型已应用于粘性流程序中，用于计算域的网格划分。然后，验证是基于在一定速度范围内检查船体周围的流动，并通过将CFD模拟获得的阻力结果与实验和其他公开信息进行比较。并与实验结果进行了比较。研究表明，数值计算结果与阻力曲线吻合较好，CFD方法可以较好地解决双体船半体产生的阻力干扰问题。
试验研究
在印度尼西亚水动力实验室( IHL )的拖曳水池和圣普卢恩理工学院( ITS )的低速风洞中进行了一系列模型试验。拖曳水池的长度为235米，宽度为11米，水保持在5.5米的恒定深度。低速风洞的试验截面尺寸为1.80 *m30.66* m30.66米。双体船包括两个半壳，通常每个半壳具有相同的吃水线长度L和船体宽度b。半壳通常彼此并排放置，中心线Sc之间有一段距离，如图1所示。试验模型为对称双体船，由玻璃纤维制成。模型的主要细节见表1。风洞试验中使用的模型是直到水线的反射模型。考虑到隧道堵塞，模型长度为0.457米。
拖曳水池试验
试验的弗劳德数达到0.65，三个船体分离(间隙)，连同单个半船体情况。试验条件概述于表2中，其中(Sc/L)值是半壳中心线之间的横向分离比。模型采用10毫米宽的砂粒条进行湍流模拟。条带位于船头尾部垂直方向(LBP)之间约5 %的长度处(前缘)。11半壳模型在位于重心长度( LCG )处且垂直于基线上方0.45 t处的点处连接到测力传感器(图2(a))。由于空间有限，双体船模型连接到测力传感器，牵引杆位于甲板水平(图2(b))。对双体船施加补偿力矩以修正随后的配平变化。半体和双体船都可以自由俯仰和升沉。每次运行的总阻力在傅如德数的测试范围内进行测量。
风洞试验
用于风洞试验的反射模型如图3(a)所示，风洞中的模型试验装置如图3 (b)所示。每个半壳共安装44个测压孔，以便测量
其表面上的压力分布。测压口的纵向和圆周位置如图4所示。前缘粗糙度(湍流带)应用于每个半壳。皮托管测速仪位于模型后面大约0.3L处(见图5)。用于水平方向速度分布的测量。在Sc/L=0.2、0.3和0.4时，对模型中心线的流速和压力分布进行了研究。每个Sc/L比的试验是在四种额定风速下进行的，并且基于长度，给出了雷诺数的范围是2.8*05-4.4*105。
计算流体动力学模拟在与模型试验相似的条件下进行CFD模拟，预测阻力以及由于船体间隙引起的半壳周围流速和压力的变化。在CFD模拟中，模型具有固定的水平龙骨，并且不自由俯仰和升沉。规定了在标准条件下具有水和空气的物理区域，并选择了均匀耦合的VOF模型作为自由表面流的推荐模型，其中自由表面在整个区域上被很好地定义。均匀模型允许两个不同的阶段，界面是清晰的并且到处被很好地定义时，例如，自由表面上的船体没有破碎波的情况。
为了求解控制流体方程，流体区域被划分为有限数量的单元，并且这些方程通过使用有限体积方法的离散化过程被改变为代数形式。对于初始模拟，SST湍流模型被应用网格向上游延伸1.5个模型长度，向下游延伸4个模型长度，侧向延伸1.5个模型长度(分别适用于半船体和双体船)，并在自由表面上方和下方延伸足够远。用于多相流计算的初始计算网格分别包括用于半体和双体船的822087和1304943个网格单元。计算方法中采用了如下边界条件:上游采用速度入口边界条件。流速(等于模型速度)和自由表面高度固定在进口处。下游采用压力出口边界条件。假定自由表面不受扰动，计算出口处的静水压。假定地板和侧壁为具有自由滑动条件的光滑壁。对于两相流解，上表面采用压力开口边界条件。假定没有水到达顶面。开口也用作压力的参考点。图7示出了测量船体周围的流速和压力的位置。
结果和讨论
根据试验(拖曳水池)和数值结果，总阻力系数CT定义为
粘滞阻力系数为
其中S是双体船情况下两个船体的润湿面积。对于拖曳水池试验，粘性阻力分量是使用ITTC - 57外推线和形状因子k，通过利用极低速或低弗劳德数( Fr \ 0.2 )的试验数据确定的，其中Cw变得可以忽略不计
CW=CT-CV
CW可以由测量的总电阻CT和粘滞电阻CV推导出，如下: CW = CT。除了该击穿之外，还必须分别考虑粘滞分量和波分量来评估干扰因素。在双体船的情况下，利用方程( 8 )和( 9 )计算了波浪和粘性阻力分量系数的干扰因子
其中CCAT和CDH分别用于双体船和半体船。由压力和流速变化引起的粘性阻力的干扰可使用以下方程确定
通过使用CFD在图7所示位置获得的五个内部和外部的读数计算得到素的和压力的变化。
阻力分量图8中给出了在Sc/L = 0.30这一定值处，由于粘性效应而导致的尾流中速度不足的例子。这清楚地表明船壳速度的降低。双体船的阻力系数受船体间隙(Sc/L)变化的强烈影响
如图9 (a)和(b)所示。这表明间隙(Sc/L)越小，电阻越高。这是由于船体之间更强烈的波浪和粘性相互作用。对于最大船体间隙( Sc / L = 0.4 )，阻力实际上等于且略低于Fr/0.45处半壳阻力的两倍，这表明对于这种分离距离，相互作用效应已经消失。另一方面，对于Fr=0.5，双体船船体的阻力低于对于给定船体间隙的半壳阻力的两倍。在这种情况下，波浪干扰起到了有利的作用。表3显示了半壳(单壳)和双体船粘性形状因子的试验结果。形状因子k是通过利用极低速度或低弗劳德数( Fr/0.2 )的实验数据获得的，其中Cw必须变得可忽略不计。prohaska的方法11允许通过假设在低速下总阻力被描述为
CT=(1 k)CF aFrn
表3显示，半船体(单船体)的形状因数低于具有船体间隙( Sc / L )的双体船。间隙( Sc/L )越小，粘性形状因子变得越高。这归因于船体之间更强烈的粘性相互作用。这些干扰现象是由于半壳周围速度场和压力的变化，从而导致形状因子值的变化。形状因子随Sc / L变化的变化相对较小，并且与Molland等人 . Molland等人中的那些相一致。根据粘性和波动阻力的直接物理测量， 进一步详细解释基于粘性阻力和波浪阻力的双体船形状因子。单体船和双体船的圆舱底适宜形状因子公式由Couser等人给出。这产生了稍低的形状因子。
在低速时，粘性阻力的贡献大于波浪阻力。在低速( Frle;0.4 )时，粘性阻力(摩擦阻力为主)随着船体长度的增加而增加，而在高速( Frge;0.45 )时，波阻增加(见图10至12 )。半船体之间的间隔距离( Sc/L )显著地影响从船的前部(船头)产生并向后传播到船尾的波的相互作用。在一定速度和船体间隙下，波的相互作用的效果在波阻变小的情况下可以是负的(有利的)。在拖曳水池模型试验中观察到，低速时船体之间的波幅表明，由于前(艏)船体表面出现两种波浪系统，波浪发生了畸变。当速度增加时，来自每个半壳的船头波在中心线上相遇，并形成两个或三个波尖，随着速度和船体间隙的增加，波尖向后移动。在临界速度下，第一波尖点不稳定，并随着速度的增加而开始爆发。计算和实验数据的比较如图10至12所示。结果表明，电阻分量的计算值与实验值良好吻合。结果表明，CFD模拟对弗劳德数范围内的阻力系数提供了很有希望的结果，其误差在0.5 %～6.0 %之间，平均误差在3 %以内。尽管结果不同，CFD证明了自由表面船舶建模的强大设计工具，可以在最终设计验证模型试验之前预测船舶阻力成分和评估。数值结果和实验结果之间的差异可能是由于建模、离散化和计算的误差，以及由于数值结果的固定修剪和实验结果的自由修剪而产生的任何差异。在大多数情况下，计算误差只是数值误差的一小部分。当应用离散化方案时，离散化误差主要由网格生成决定。国际拖曳水池会议对网格不确定性的研究提出了简单的建议，但仍在讨论中。网格的不确定性研究是数值模拟的重要组成部分，直接关系到计算结果的精度。未对实验数据进行不确定度分析。模型和模型建立的尺寸精度以及水温和空气温度、阻力和速度等测量数据可能产生误差。根据重复实验，误差估计在1%范围内。
抗干扰元件
干扰阻力分量干扰现象是由于半壳周围速度场的变化、形状因子值的变化和波形的叠加而产生的。图13和14以及表4和5基于储罐测试数据示出了干扰的变化。由于船体间隙( Sc )变化而产生的阻力分量。它们清楚地显示出了主体之间的阻力分量相互作用的显著变化，并且这种相互作用随着Sc/L的增加而降低。应当注意，对于图14中的粘性相互作用，与速度的相互作用只有很小的变化。
因子t是波干扰，并使用等式(3)确定。低速时非常低的t值是不可靠的，并且可能是由于非常小的力的测量中的误差。粘性干扰可以分解为因子phi;，以考虑半壳周围的压力场变化，以及s，以考虑壳之间的速度增大。通过风洞试验和CFD计算，确定了双体船船体间隙变化引起的压力和流速变化。
表6显示了Re=1.1*106-3.9*106范围内的CFD结果。由于试验截面尺寸的限制，在Re=2.8*105-4.4*105的范围内进行了风洞模型试验，结果见表7。结果也显示在图15和16中。结果表明，两种方法的差异较小。
在双体船的情况下，沿船体的外侧和内侧出现的压力和流速显示出差异。流速的干扰因子比(内/外)表明：对于压力比，船体间隙越小，速度差越小，反之亦然。
抗干扰成分因子值
提出了一种预测抗干扰元件因子值的方法。基于表4至表6中的结果，阻力部件对船体间隙的干扰因子示于图17至图19中。
采用了回归技术对这些变量进行了建模和分析。回归分析给出了不同Sc / l的一组曲线形式的阻力分量(t、psi;和s)的干扰因子。根据该方案，船体间隙的干扰因子方程见表8。图20至22示出了每个干扰因子的回归趋势线。在图21和22中，每个Sc/L的六个读数是每个速度的值。
回归模型可以假定特定变量以线性、幂和指数形式发展，如表8所示。
图20至22和表8中的结果提供了t、s和phi;随船体分离变化的趋势。
结论
通过实验和数值计算，得出以下结论:
所采用的实验和数值技术提供了实际数据，并更好地理解了当两个物体(例如双体船的船体)非常接近时的物理流动过程。研究表明，
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