高速轻型穿浪双体船纵向运动改善措施研究

郑 义 董文才

海军工程大学 船舶与动力学院，湖北 武汉430033

高速轻型穿浪双体船纵向运动改善措施研究

郑 义 董文才

海军工程大学 船舶与动力学院，湖北 武汉430033

针对在改善高速轻型穿浪双体船（WPC）迎浪中波长与船长接近时纵向运动幅度较大的缺点，采用了理论计算与模型试验相结合的方法，对250 t级穿浪双体船开展了水翼改善纵向运动的理论和试验研究，分析了水翼形式、尺度和安装位置等对纵向运动的影响规律。数值计算和试验结果的比较表明，计及水翼—船体水动力干扰影响的切片理论可满足WPC加水翼后波浪中纵向运动计算的需要，但在纵向运动响应峰值处数值计算结果偏高。模型试验表明，250 t级WPC加装水翼后，迎浪纵摇和垂荡有义幅值可减少20%～30%。

穿浪双体船；纵向运动；水翼；耐波性

1 引言

穿浪双体船（WPC）综合了深V型船和小水线面船的优点，具有较好的耐波性、稳性和快速性［1-2］，是目前国际造船界大力开发的新型船舶。该船型在我国也得到了高度重视，我国新研制的用于台湾海峡的“海峡号”工作船也采用了穿浪双体船型。然而，由于受到排水量以及船体尺度的限制，轻型WPC在一些海区的纵向运动幅度仍然较大。尤其在海浪波长与船长较为接近的海区航行时，其垂荡和纵摇幅值将会变大，存在晕船率较高的问题。国内外高速船一般采用带有自动控制系统的T型水翼和艉板装置来改善WPC的耐波性［3-5］。考虑到高速轻型WPC在国内批量建造且其纵向运动需要改善的客观现实，在国家自然科学基金以及相关科研项目的支持下，开展了250 t级高速轻型WPC减摇水翼的理论及试验研究工作。

2 水翼参数设计

借鉴水翼船和水翼复合船型的水翼设计经验［6-10］，可利用水翼在波浪中运动时的附加质量和阻尼来减小船的运动响应。图1所示为250 t级WPC，编号为HG-01。结合此船型的特点，可采用首、中、尾3组水翼的设计形式。为保持WPC原有的穿浪航行特性，应尽量减小水翼对原有航态的影响。在主要航速段，首中尾3组水翼的动升力应基本抵消，这与水翼船或水翼复合船型［6-7］依靠水翼动升力来直接抬升船体是不同的。

图1 HG-01船型的三维设计图Fig.1 3D design sketch of the HG-01 WPC

首水翼主要发挥消波减阻的作用，兼有减纵摇和提供纵向平衡力矩的作用。将其安装在片体穿浪艏内侧，从保证结构强度考虑，可采用展弦比1.0～1.5的薄翼。首水翼还可采用带下反角的安装形式，以进一步增大平均浸深，从而减少在大浪中出水的概率，并降低出水后下落时水翼受到的冲击力。注意，首水翼消波减阻的效果还可部分抵消加装水翼后的增阻。

中水翼主要起到减小船体垂荡的作用。纵向位置靠近船体重心，贯通两片体内侧，可采用V型且有后掠外形的薄翼。水翼V型结构可以增大水翼平均浸深，还可减小出水后下落引起的冲击力。而水翼的后掠外形，则可增大水翼投影面积，进而增大附加质量和阻尼。由于中部两片体间跨度较大，应在中水翼中部加设支柱，并与船体连接桥相接。

尾水翼主要起到减纵摇和提供纵向平衡力矩作用。将其安装在靠近船尾处，可采用水平贯通片体两侧布置方式。由于船尾部受波浪影响较小，尾水翼外形可使用简单平面矩形，并在中部加设支柱。

根据以上分析给出的水翼设计参数如表1所示。表中，L为船片体的总长；Δ为全船排水量；为水翼相对厚度；c为水翼弦长。作为对比，中水翼采用A、B 2种方案，水翼安装如图2所示。

表1 水翼设计参数Tab.1 Hydrofoil design parameters

图2 水翼安装形式示意图Fig.2 Profile of the hydrofoils

3 耐波性理论计算方法

3.1 理论计算方法概述

基于S.T.F法的切片理论，并计及船体和水翼的粘性及水翼升力的影响，建立了纵向运动理论计算方法。假设航行区域水深无限，船以恒定速度作直线航行，入射波为规则波，波幅相等。采用右手直角随船坐标系OXYZ，其以船的平均速度随船平移前进。坐标原点O位于未受扰动的静水表面上，X轴指向船的前进运动方向，Y轴指向船左舷，Z轴通过船的重心垂直向上，XOY平面与静水面重合，XOZ平面与船的中纵剖面重合。经过简化后的纵向运动（纵摇与升沉）方程可以表达为［8］：

势流部分数值计算的关键是二维剖面振荡速度势和水动力系数的求解，本文采用弗兰克精确拟合源分布法来求解水动力系数［8］。

3.2 水翼对船体水动力的影响

WPC加装水翼后，水翼对其水动力系数及波浪扰动力和力矩有较大影响。从理论上进行分析，水翼对WPC水动力的影响主要包括：翼升力的影响；水翼粘性力的影响；水翼和船体之间的干扰效应等。

文献［8］对小水线面双体船鳍的计算给出了经验公式，文献［9］采用势流理论对常规船舶加装水翼（或鳍）进行了数值计算模拟。对水翼与船体之间的粘性影响，目前有效的计算方法是基于有限体积法的CFD方法等。

3.2.1 水翼升力系数的计算

表2 水翼升力系数计算结果比较Tab.2 Lift coefficient of the hydrofoils

3.2.2 附加质量的计算

本文采用附连水质量手册法［13］和Sarpkaya法［14-15］计算水翼的附加质量。这2种方法也是“理论计算+试验修正”的计算公式和图表。作为简化计算方法，忽略了振荡频率的影响。取附加质量系数为：

表3 水翼附加质量系数计算结果比较Tab.3 Added mass coefficient of the hydrofoils

4 理论计算方法的考核

4.1 试验模型

为考核本文所提出的WPC加水翼纵向运动理论计算方法，并从试验的角度来分析加水翼对WPC纵向运动的影响规律，在中国特种飞行器研究所高速拖曳水池中进行了模型试验。试验水池长 510 m，宽 6.5 m，水深 5 m。根据 HG-01线型建造缩尺模型，如图3所示。模型总长3.0 m，重量为68.5 kg。分别进行了不加装水翼、加装水翼A方案和水翼B方案共3种状态的迎浪规则波试验。3种状态下重心纵向位置、重心高度和纵向惯性矩保持不变。

图3 HG-01试验模型照片Fig.3 Test model of the HG-01 light WPC

4.2 理论计算与模型试验结果比较

根据前文建立的计算方法，通过计算得到了水翼穿浪船的迎浪纵摇和垂荡计算值。加装水翼前后，垂荡与纵摇响应算子（RAO）的计算值与试验结果值的对比如图4、图5所示。由图4、图5可见，在有水翼及无水翼状态下，计算值与试验值相比，在运动响应峰值处计算值高于试验值；而在长波范围内（λ／L≥2.5）计算值则低于试验值。 当在RAO相应曲线的变化规律上，试验值与计算值总体相同。在水翼作用的影响上，试验值与计算值也表现了相同的规律， 即在 λ ／L=1.0～2.5 范围内，加装水翼使垂荡减小；在 λ／L=1.0～4.0 范围内，加装水翼使纵摇减小；垂荡和纵摇的响应峰值减小在30%以上。

图4 迎浪垂荡RAO计算值与试验值比较Fig.4 Heaving RAO Cal.vs.Test

图5 迎浪纵摇RAO计算值与试验值比较Fig.5 Pitch RAO Cal.vs.Test

5 水翼参数变化对纵向运动的影响

5.1 中水翼参数的影响

对表1提出的A、B 2种中水翼方案，计算和试验得到的RAO如图6和图7所示。数值计算和试验结果均表明，2种方案RAO结果相近，垂荡RAO 差别较小，而在 λ／L=1.8～3.2 时内 B 方案纵摇RAO小于A方案。

图6 2种方案迎浪垂荡RAO计算值比较Fig.6 Calculated heaving RAO foil A vs.B

图7 2种方案迎浪纵摇RAO计算值比较Fig.7 Calculated pitch RAO foil A vs.B

5.2 首水翼和尾水翼参数的影响

只安装首、中、尾水翼3组水翼中的一组时，计算得到WPC迎浪纵向运动RAO如图9和图10所示。比较可知3组水翼中，中水翼减垂荡效果显著，而尾水翼减纵摇效果显著。常规WPC多采用T型水翼和自控艉板进行纵向运动控制。相比而言，本文尾水翼的减摇效果与艉板相近，而中水翼的减垂荡效果在轻型WPC上的减垂荡效果更为明显。

图9 只安装单组水翼时的垂荡RAO计算值Fig.9 Heaving RAO with only one set of hydrofoils

图10 只安装单组水翼时的纵摇RAO计算值Fig.10 Pitch RAO with only one set of hydrofoils

在只装有首水翼的情况下，变化首水翼纵向位置（选取30%L、24%L和20%L），计算得到的纵摇RAO如图11所示。由图中数据可知，首水翼越靠近船首（即越远离重心）减摇效果越好，同理易推知对于尾水翼是越靠近船尾 （同样是越远离重心）减摇效果越好。但必须注意，首水翼消波减阻要求的安装位置与船体兴波特性相关，这也是本文设计中选取现有首水翼位置的原因。此方面内容主要涉及阻力和船体波形的计算，本文不赘述。

图11 首水翼纵向位置对纵摇RAO的影响Fig.11 Pitch RAO of different bow foil position

6 加装水翼后耐波性的改进

图12 安装水翼前后迎浪有义垂荡值之比Fig.12 Relative significant heaving in seaway

图13 安装水翼前后迎浪有义纵摇值之比Fig.13 Relative significant pitch in seaway

理论计算结果与模型试验预报值相比，减垂荡效果与试验结果较为接近，相差在10%以内。减纵摇效果在Fn＝0.61和0.71时与试验结果相差10～15%，但预报减摇效果要大于试验所得减摇结果；而在Fn＝0.91时，计算结果与试验结果相差达30～40%。总体上说，前文所建立的理论计算方法有一定指导意义，但还需进一步改进。

7 结论

1）为改善迎浪纵向运动特性，对250 t级轻型穿浪双体船加装首、中、尾3组水翼，迎浪纵向运动减小幅度可达20%～30%。首水翼采用小展弦比梯形翼，安装在片体内侧中前部；中水翼采用大展弦比后掠翼，纵向安装位置靠近船体重心，横跨于2个片体之间；尾水翼采用大展弦比矩形翼，靠近片体尾部，同样横跨于2个片体之间；

2）基于S.F.T切片法，采用实用工程算法计算水翼升力系数和附加质量，得到适用于加装减摇水翼的双体穿浪船迎浪纵向运动理论计算方法。计算结果与试验结果比较接近，可用于该船型初步设计阶段耐波性的计算预报。

穿浪双体船加装水翼后，虽然迎浪纵向运动有显著改进，但中低航速下的静水阻力有所增大。后续研究将开展对翼型和水翼装置进行精细设计，以进一步减小阻力。此外，还需进一步完善耐波性理论预报方法，更充分地考虑水翼与船体间的相互干扰作用和非线性影响因素，以进一步提升高航速段下预报精度。

［1］董文才，夏翔，左文锵，等.高速轻型穿浪双体船船型及性能试验研究［J］.中国造船，2008，49（3）：118-126.

DONG W C， XIA X， ZUO W Q，et al.Experimental study on the form and the performance of high speed and light displacement wave piercing catamaran［J］.Shipbuilding of China，2008，49（3）：118-126.

［2］张晓阳，李铁骊，林焰.穿浪双体船阻力性能预报与模型试验分析［J］.大连理工大学学报，2009，49（3）：396-400.

ZHANG X Y，LI T L，LIN Y.Resistant performance prediction and model experiment analysis of WPC［J］.Journal of Dalian University of Technology，2009，49（3）：396-400.

［3］CRUZ D L，LUCAS J M D，ARANDA P，et al.A research on motion smoothing of fast ferries［C］//IFAC Conference-Control Aplications in Marine Systems 2001 （CAMS 2001）.Italy，2001.

［4］GIRON J M， ESTEBAN S.Frequency domain study of longitudinal motion attenuation of a fast ferry using a T-foil［C］//Proceedings of the 17th World Congress of the International Federation of Automatic Control.Koera，2008.

［5］金亨哲.双体小水线面水翼复合型高速船（HYSWATH）概念设计与性能研究［D］.上海：上海交通大学，2005.

［6］JOHNSTON R J.Hydrofoils［J］.Naval Engineers Journal，1985，7（2）：142-199.

［7］MEYER J R.Hybrid hydrofoil technology applications［J］.Naval Engineers Journal，1994，106（1）：123-136.

［8］MIGEOTTE G.Development for hydrofoil supported catamarans with semi-displacement hulls［D］.South Africa：University of Stellenbosch，1997.

［9］B·A·柯雷扎耶夫.水翼船气垫船设计手册［M］.许百春，丁玮，郭琪英，等，译.北京：国防工业出版社，1989.

［10］MICHEL W H，HOERNER S F，WARD L W，et al.Hydrofoil handbook.Vol.2.Hydrodynamic characteristics of components［R］.AD-089681，1954.

［11］LEE C M.Theoretical prediction of motion of small-water-area-plane-twin-hull（SWATH） Ships in waves［R］.ADA033912，1976.

［12］NEUYEN M H，MALICK B，HUBERSON S.Numerical simulation of the effect of lifting appendages on boat seakeeping［C］//2nd International Conference on Marine Research and Transportation.Ischia， Italia， 2007.

［13］鲁谦，钱若棣.船舶的附连水质量［J］.国外舰船工程.1989（1）：21-40.

LU Q，QIAN R L.Added mass of ships［J］.International Ship Engineering，1989（1）：21-40.

［14］DUBROVSKY V，MATVEEV K，SUTULO S.Small waterplane area ships［M］.Fair Lawn： Backbone Publishing Company，2007.

［15］MCTAGGART K.Appendage and viscous forces for ship motions in waves［R］.Canada Defence Research and Development Report，TM 2004-227，2004.

Improvement of Longitudinal Motion Performance of High Speed Light Wave－Piercing Catamaran by Hydrofoils

Zheng YiDong Wen－cai

College of Naval Architecture and Power， Naval University of Engineering， Wuhan 430033， China

The pitch and heave motion range of high speed light wave-piercing catamaran （WPC） in head sea would become much higher while wave length near the ship length.Theoretical approaches together with model test were induced to provide a longitudinal motion performance improvement for a 250 t WPC using hydrofoils.The influence of the hydrofoils parameters， such as the shape， size and mounting locations， were investigated.A comparison of numerical calculation results and test data suggests that the strip method， with hydrodynamic interactions between hydrofoil and the hull taken into account， is applicable to the longitudinal motion prediction of WPC with hydrofoils，though the calculated RAO is a little bigger which near the RAO peak value.Based on the model test data， the significant amplitude of heave and pitch of the tested model in head sea reduced 20%～30%with the hydrofoils installed.

Wave-Piercing Catamaran； longitudinal motion； hydrofoil； seakeeping

U661.32

A

1673-3185（2012）02-14-06

10.3969/j.issn.1673-3185.2012.02.003

2011-09-09

国家自然科学基金资助项目（50879090）

郑 义（1981-），男，博士研究生。 研究方向：高性能船。E-mail：samcool10102＠yahoo.com.cn

董文才（1967- ） ，男，博士，教授。 研究方向：船舶流体力学。 E-mail：haigongdwc＠163.com

董文才。

［责任编辑：饶亦楠］