小水线面四体船阻力分析

小水线面四体船阻力分析

上帝是一个以出色的抗波性而闻名的高性能船，但与普通单船相比，其较高的阻力和较高的结构重量在一定程度上限制了其应用。许多研究人员在优化sws船型方面做了大量工作，取得了巨大成功。然而，由于线性优化，结构的复杂形状对施工技术和成本产生了不利影响，阻力的减少也非常有限。减少阻力和提高速速性的另一个有效方法是使用多艘船。20世纪90年代，洛克希德马丁的rimsc-slid-slie号是他的杰作之一。SLICE的基本设计目标是在保持SWATH原有耐波性能的前提下减小阻力,该船采用四支柱四潜体的小水线面船型,将通常的SWATH每侧的水下潜体分为两个,其在纵向和横向都有间距,后体安置在前体的后外侧,螺旋桨安装在前体后,这种错位是为了获得前后体之间的有利兴波干扰,同时也可以改善螺旋桨尾流,提高推进效率.SLICE的每一水下潜体带一个支柱,与甲板平台连接.该船的船型如图1所示.众所周知,船体的阻力成分包括由摩擦阻力、形状阻力组成的粘性阻力和非粘性项的兴波阻力两大部分,考虑到空气阻力与附体阻力在SLICE的阻力成分中所占比重较小,为抓住问题的主要方面,在本文中暂不涉及,并以同等排水量的双支柱SWATH作为比较对象予以讨论.1潜体的流变学模型为简化问题,假设相对比的SWATH和SLICE有相同形式及尺寸的支柱,且仅对比在等排水量条件下潜体由一个变成两个后粘性阻力的大体变化情况.1.1s法律条件分析在给定速度下,摩擦阻力虽与雷诺数有关但在同样流态(紊流)条件下主要取决于湿表面面积的大小.当保持水下潜体的总容积不变由双体变成四体时,讨论湿表面积的变化,考虑两种极端的典型变化情况:保持SLICE与SWATH的下体直径不变允许改变总长,或保持总长度不变允许改变直径.分别讨论其湿表面面积的变化.SWATH与SLICE潜体的主尺度简图如图2所示,其中:L为潜体总长;La为潜体后段长度;a为平行中体长度;Lf为潜体前段长度;Cpf为潜体前段棱形系数;Cpa为潜体后段棱形系数;Cwf为潜体中心剖面前段水线面面积系数;Cwa为潜体中心剖面后段水线面面积系数.l=L-a=Lf+La,αL′为前后体间距.(1)若保持两者直径相同,即D=D′,则按∇=∇′,有:L′(1−α)−L=l−(LfCpf+LaCpa)(1)L′(1-α)-L=l-(LfCpf+LaCpa)(1)此时两者湿表面面积之差为(仅指一侧下体):S−S′=πD[Lf(Cpf−Cwf)+La(Cpa−Cwa)](2)S-S′=πD[Lf(Cpf-Cwf)+La(Cpa-Cwa)](2)由于通常潜体前后段均为回转体,中心剖面面积系数大于棱形系数,即Cwf>CpfCwa>Cpa,故有:S-S′<0.这表明这种场合下SLICE的湿面积总要大于SWATH,相应的摩擦阻力也大于SWATH,且前后段愈长(平行中体愈短),湿面积增大愈多.(2)若保持总长度L不变,即L=L′,此时甲板面积保持不变,为保持排水量不变,必须增大直径.实际上,按∇=∇′的条件,有:(DD′)2=[1+LfCpf+LaCpa−αL−lLfCpf+LaCpa+L−l]=A＜1(3)(DD′)2=[1+LfCpf+LaCpa-αL-lLfCpf+LaCpa+L-l]=A＜1(3)由于括号中的分式小于零,从而有D′>D.而湿面积相对变化量:ΔSS=S−S′S=1−D′D(1+LfCwf+LaCwa−αL−lLfCwf+LaCwa+L−l)=1−D′DB(4)ΔSS=S-S′S=1-D′D(1+LfCwf+LaCwa-αL-lLfCwf+LaCwa+L-l)=1-D′DB(4)令:B=1+LfCwf+LaCwa−αL−lLfCwf+LaCwa+L−l(5)B=1+LfCwf+LaCwa-αL-lLfCwf+LaCwa+L-l(5)显然有B<1.按条件(3)式可将(4)式改写成:ΔSS=1−BA√(6)ΔSS=1-BA(6)从(6)式来看,似乎ΔS/S可正可负,由于通常Cwf>Cpf,Cwa>Cpa,故有A<B,但在大多数情况下A√＞BA＞B,因而ΔS/S是正值,即此条件下SLICE的湿面积要比SWATH小.这也是容易理解的,因为固定长度时,靠增大直径来保持排水体积,SLICE的潜体短而粗,其湿面积会小一些.1.2固定长度和长径比对s法律蛋白表达的影响在流动无分离条件下,形状阻力相对摩擦阻力而言是较小的量,通常不足以对粘性阻力的值起决定性作用.换言之,在以上讨论的固定直径不变的条件下,只要无流动分离,形状阻力的变化可以认为与摩擦阻力一样.而在固定长度的条件下,由于SLICE潜体的长径比大幅度减小,流动分离往往不易避免,此时形状阻力将显著增大,达到与摩擦阻力同样的量级甚至更大.由水下回转体的阻力特性中可知,当长径比L/D≤5时,阻力明显增大,而在固定长度条件下,SLICE的长径比L′/D′>5是远远达不到的,可见这时很难使SLICE有较小的形状阻力.在这种限制条件下,一般SLICE的形状阻力也要大于SWATH.当然在工程实践中,既不固定长度,也不固定直径.可以用增大直径来减小湿面积,用增大总长度来维持一定的长径比,但此时的长径比总要小于SWATH的一半.因此,要使SLICE的粘性阻力小于相应的SWATH是非常难做到的.2兴波阻力的变化SLICE的兴波阻力可以比SWATH低,如果SLICE的前后浮体(包括支柱和潜体)错位合适,使前后浮体的兴波获得有利干扰.从定性的判断可以看出,对于保持直径不变的情况,当前后浮体合理错位,兴波阻力一般来说会有较明显的下降,此时对抵消粘性阻力的增大会有所裨益.对于保持长度不变的情况,由于SLICE的潜体过于粗短,加之前后间距过分小,往往很难使兴波阻力获得明显的减小.文献对SLICE的兴波阻力进行过定量分析,用船模试验对比SLICE与SWATH的剩余阻力.由于粘压阻力在中高速范围内变化不大,剩余阻力的变化规律直接反映了兴波阻力的变化规律.2.1sbyt-pcr的阻力曲线文献对3种不同的船模(分别为M-1、M-2和M-3)进行了试验.M-1为LMSC设计的SLICE的简化模型,只保留了SLICE潜体和支柱的形状及其位置;M-2为文献设计的SLICE改进型,将SLICE潜体和支柱较钝的进流段和较为直削的去流段分别改为较尖锐的抛物线型和流线型,潜体与支柱的位置未作改动;M-3的潜体采用文献设计的高速下SWATH的优化线型,支柱采用与M-2相同的支柱线型.3种船模的排水量相同,支柱的长度及其最大宽度相同,M-1和M-2的片体间距、支柱与潜体的相对位置基本相同.3种船模换算成实船后的总阻力曲线、剩余阻力曲线如图3和图4所示.由图3和图4可见,在速度小于16kn的范围内,M-1、M-2的总阻力曲线存在明显的峰值,且峰值处的阻力值显著地大于M-3,剩余阻力曲线的规律也基本如此.在速度高于16kn后,M-1的阻力依然高于M-3,且随着速度的增大两者的差值也逐渐增大.但M-2的阻力值则基本与M-3持平,直到30kn以上,M-2逐渐略高一些.由此可知3点:一是SLICE与高速下线型优化的SWATH相比阻力并不占优,但改进后可以达到与其基本持平的水平;二是SLICE在低速范围内的阻力要显著大于同等排水量的SWATH;三是比较M-1与M-2的阻力曲线可知,在吃水较浅时(M-1、M-2的潜体离水面距离均小于潜体的一倍直径),潜体与支柱的形状对兴波阻力的消减起着重要的作用.下面具体分析浮体干扰对兴波阻力的影响.2.2浮体横向错位除了上面的影响因素外,采用前后浮体的横向错位,是非常有效地降低兴波阻力的措施,正如第一艘SLICE实船那样,这样才有可能使总阻力有较明显的得益.文献对此也作了研究,进行了两组试验以进行对比,第一组按照LMSC的设计前后浮体在横向有错位,第二组前后浮体在一条中心线上,没有错位.试验结果如图5和图6所示.由图5和图6可见,在低速段横向错位对阻力消减的作用并不明显,因为在低速时,摩擦阻力与粘压阻力占主要成分,兴波阻力较小,横向错位对流场的影响也不大.在阻力峰值处,横向错位的影响也不明显,表明前后浮体的不利干扰与横向错位关系不大.而速度高于16kn后,傅汝德数Fn1(Fn1是以前、后潜体的长度之和为特征长度的傅汝德数,Fn2则以前潜体的长度为特征长度)大于0.6以后的高速段,横向错位的影响逐渐表现出来,且随着速度的增大愈趋显著,从而可能使总阻力有所下降.2.3支柱与潜体形状对阻力的影响船模M-1与M-2的差别主要在于潜体与支柱的形状,特别是两者在进流段与去流段的线型不同.M-2作为文献对LMSC的SLICE(M-1)的改进,将M-1的潜体与支柱较钝的进流段改为较尖锐的抛物线型,对于兴波阻力造成如下影响:一是改变了支柱与潜体在首部的相互影响;二是减小了浮体在首部的兴波,在高速段尤为显著.另外,潜体的形状变化也反映在潜体长径比(L/D)的变化上,M-2的潜体长径比由M-1的4.2增大为5.由水下回转体的阻力特性中可知,当长径比L/D≤5时,阻力明显增大,虽然文献为保持SLICE的基本形状,只将M-2的长径比增至5,介于阻力发生明显变化的临界处,但对于阻力的降低肯定有所裨益.如若再增大SLICE的潜体的长径比,无疑能进一步减小阻力.另外,对支柱与潜体长度相差不是很大的SLICE而言,潜体的长径比的变化还直接影响到支柱与潜体的相互作用,其对阻力的影响也不容忽视.由图3可以看出,支柱与潜体形状的影响是使得SLICE的阻力能够与高速下优化线型的SWATH的阻力持平的主要原因.但是,支柱与潜体形状的改变不仅影响了兴波阻力,而且还造成了其它的影响,M-2的支柱与潜体在尾部的流线线型,使得M-2的流场在尾部更加均匀,避免了流动分离,使粘压阻力降低,特别是支柱尾流段的流线化对流场的影响较大.2.4阻力增值的计算方法SLICE阻力减小的一个重要因素是兴波干扰,而兴波干扰必然与航速有关.文献给出了用线性兴波理论计算得到的在固定长度和固定直径时(吃水为一倍潜体直径),两种船型的阻力增值随间距α和航速的变化关系曲线,曲线呈现明显的波动状.虽然用线性兴波理论计算的兴波阻力随速度的变化往往夸大了其波动的峰谷值,但从曲线上还可以大体上看出能使SLICE减阻的航速与间距范围.这一点也是十分重要的,即表明SLICE阻力的减小只在一定的航速范围与间距条件下才成立.2.5排水对兴波阻力的影响在文献给出的模型试验中,从改变了M-1的吃水后的试验结果中可发现,M-1的阻力随吃水的增加而略有增大,这一部分是因为摩擦阻力的增大,另一方面,吃水的增大虽然减小了潜体兴波,但也使得兴波干扰的效果减小了.从文献的研究中也可发现吃水的增大对SLICE是不利的.对小水线面船来说,增加吃水,兴波阻力本身是会下降的,另外对耐波性也有利,但是恰恰使兴波干扰作用减弱,从而使SLICE的优势减小,所以就阻力性能而言SLICE用在浅吃水状态优势较明显,在深吃水时就不见得有利.3m-2和m-3在速度下的阻力特性旋涡阻力是粘性阻力的一部分,但是因为SLICE的旋涡阻力存在一些特殊的情况,故对其单独进行分析.在文献给出的船模试验中,有一个问题需引起特别重视.在M-1、M-2和M-3的试验观察中,在实尺度航速20～40kn范围内,M-1和M-2在性能上有显著的不同.在这些速度下,M-1在支柱和潜体的后连接处产生了一个巨大的旋涡,在水面上出现了一个像鸡尾状的波浪.随着速度的增加,旋涡中心沿着潜体尾流方向后移,而这一现象在M-2和M-3的试验中未出现.对比M-1与M-2、M-3的阻力曲线可知,鸡尾波可能是造成高速时M-1阻力激增的原因之一.文献认为鸡尾波的产生不是由喷溅造成的,是因为流动不能顺应船形变化引起的分离产生了旋涡而造成的.当M-1、M-2和M-3在同一速度下进行比较时,可以很明显地看到在M-1试验的鸡尾波中只有小部分是由支柱的喷溅产生,而M-1支柱的去流段直削的形状则是造成支柱尾流明显的旋涡脱落从而引起鸡尾波的原因.M-2船模对潜体的形状改变后,特别是支柱与潜体去流段的更加流线型的形状,避免了流动分离,使鸡尾波在M-2试验中没有出现.4s法律的局限性:执法尺度不确定,浮体的使用受限制在粘性阻力方面,SLICE一般要比相应的SWATH差.在兴波阻力方面,在浅吃水时一定的航速范围条件下,SLICE的阻力与相应的SWATH相比存在一定的优势,但在深吃水时,该优势就不一定存在.从总阻力上看,SLICE还有进一步挖掘的潜力.如果合理地调整SLICE的尺度,选定合理的航速与浮体间距,则可以通过浮体间的兴波有利干扰,不但抵