周廣利,艾子濤,鄧銳,振前,黃德波

(1.哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001；2.英輝南方造船廠(廣州番禹)有限公司 技術(shù)中心，廣東 廣州 511431)

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多體船形狀因子1+k確定方法

周廣利1,艾子濤2,鄧銳1,振前1,黃德波1

(1.哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001；2.英輝南方造船廠(廣州番禹)有限公司 技術(shù)中心，廣東 廣州 511431)

摘要：針對(duì)確定多體船形狀因子(1+k)的方法具有爭(zhēng)議性的問(wèn)題，采用CFD疊模計(jì)算確定雙體和三體等多體船形狀因子的方法。用CFD疊模方法計(jì)算了某單體散貨船以及多體船在不同航速下的船體形狀因子(1+k)，并分析隨航速的變化規(guī)律，結(jié)果表明單體船通過(guò)疊模數(shù)值計(jì)算結(jié)果與ITTC建議的低速模型試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，而多體船其所得結(jié)果存在一定差異。經(jīng)分析得知基于CFD疊模計(jì)算確定單體船形狀因子(1+k)方法具有可行性，采用CFD疊模計(jì)算船體形狀因子更能體現(xiàn)多體船形狀因子隨航速變化的實(shí)際情況，也表明CFD疊模計(jì)算船體形狀因子(1+k)的方法可能更適用于多體船型。

關(guān)鍵詞：多體船；雙體船；三體船；形狀因子；計(jì)算流體力學(xué)；疊模

船模試驗(yàn)是長(zhǎng)期以來(lái)對(duì)實(shí)船性能評(píng)估預(yù)報(bào)最主要和可靠的方法，其中由船模阻力試驗(yàn)結(jié)果換算預(yù)報(bào)實(shí)船阻力性能主要有二因次法和三因次法[1]。二因次法也稱為弗勞德方法，在理論上存在缺陷，但由于對(duì)于常規(guī)單體船型具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值，因此在一定時(shí)期內(nèi)得到了廣泛應(yīng)用。三因次法由休斯提出，在理論上更為合理，該換算方法需要確定船體形狀因子(1+k)[2-3]。對(duì)于常規(guī)單體船來(lái)說(shuō)，可以由低速船模阻力試驗(yàn)(Fr=0.1～0.2)結(jié)果計(jì)算船體形狀因子，結(jié)果具有較高的可靠性。而對(duì)于多體船(如雙體或者三體船)，由于存在著片體之間流場(chǎng)的干擾，大方艉等因素，對(duì)確定船體形狀因子(1+k)的影響甚大，所以將通過(guò)低速船模試驗(yàn)得到的船體形狀因子(1+k)應(yīng)用于高速試驗(yàn)結(jié)果換算時(shí)會(huì)產(chǎn)生較大偏差[4-5]。

本文基于計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)對(duì)雙體船、三體船和單體船分別采用疊模方法計(jì)算其粘性阻力，再采用ITTC建議的平板摩擦阻力公式計(jì)算其摩擦阻力，進(jìn)而求取船體形狀因子(1+k)。同時(shí)對(duì)單體船、雙體船的單片體和三體船的中體、側(cè)體進(jìn)行獨(dú)立計(jì)算以研究多體船片體間的流場(chǎng)干擾及其規(guī)律[6]，分析多體船形狀因子(1+k)在不同航速下變化的規(guī)律。

1疊合模試驗(yàn)確定船體形狀因子方法

通常在船模阻力試驗(yàn)中都是直接測(cè)量船模的總阻力，而不能分別測(cè)出各阻力成分，因此也就不能直接確定船體形狀因子(1+k)。傳統(tǒng)上確定船體形狀因子(1+k)主要是通過(guò)進(jìn)行船模低速阻力試驗(yàn)(Fr=0.1～0.2)，再通過(guò)一定的數(shù)學(xué)方法求得。基于船模低速試驗(yàn)確定船體形狀因子(1+k)的方法主要有普魯哈斯卡(Prohaska) 法和ITTC推薦方法。兩者相近且皆假定興波阻力系數(shù)Cw與傅汝德數(shù)Fr的m方成正比，其中Cw=yFrm，總阻力系數(shù)表達(dá)式為

Ct=(1+k)Cf+yFrm

(1)

不同之處為：普魯哈斯卡(Prohaska) 法選取m為4；ITTC法中m則根據(jù)模型試驗(yàn)結(jié)果應(yīng)用最小二乘法確定。按照假定，無(wú)論哪種方法確定的船體形狀因子(1+k)均為不隨航速變化的常數(shù)。

疊合模試驗(yàn)方法是基于疊模理論，在加工船模時(shí)同時(shí)制作2個(gè)完全相同的模型，將其重疊相扣形成一個(gè)疊合模(以水線面為對(duì)稱面)，置于流體介質(zhì)中進(jìn)行拖曳試驗(yàn)，從而避免常規(guī)船模試驗(yàn)時(shí)，由于船模在水面航行存在自由液面影響而產(chǎn)生興波，形成興波阻力。此時(shí)通過(guò)測(cè)力元件所得到的模型阻力僅為粘性阻力成分。疊合模試驗(yàn)一般在水下或風(fēng)洞中進(jìn)行：水下疊模試驗(yàn)存在著測(cè)量方面的難度以及模型連接機(jī)構(gòu)對(duì)粘性流場(chǎng)的干擾等；風(fēng)洞試驗(yàn)可以獲得較為準(zhǔn)確的船體形狀因子(1+k)，但模型不宜過(guò)大，結(jié)果存在一定的尺度效應(yīng)，同時(shí)試驗(yàn)成本較為昂貴。

應(yīng)用CFD技術(shù)計(jì)算疊模模型的粘性阻力，可以較好地避免物理試驗(yàn)中的系統(tǒng)誤差和偶然誤差，精確地控制來(lái)流速度。通過(guò)疊模數(shù)值計(jì)算船體的粘性阻力結(jié)合應(yīng)用相當(dāng)平板公式計(jì)算船體的摩擦阻力，即可獲得船體形狀因子(1+k)。

2CFD疊模數(shù)值計(jì)算

2.1數(shù)值計(jì)算對(duì)象

本文主要研究確定多體船形狀因子(1+k)的方法，首先從單體船著手，采用疊模方法計(jì)算其形狀因子(1+k)，并與通過(guò)模型試驗(yàn)獲得的結(jié)果對(duì)比分析，檢驗(yàn)疊模數(shù)值計(jì)算方法的可靠性。在此基礎(chǔ)上嘗試對(duì)多體船進(jìn)行疊模數(shù)值計(jì)算，確定其形狀因子。文中選擇某單體船、雙體船和三體船為研究對(duì)象，其中，單體船為某35000DWT單體散貨船，其水線長(zhǎng)、型深、型寬和吃水分別為：5.49、0.938、0.540和0.316 m；雙體船為某200客位內(nèi)河雙體船，其片體的水線長(zhǎng)、型寬、吃水、方形系數(shù)和菱形系數(shù)分別為4.95 m、1.47 m、0.158 m、0.537和0.62，重心縱向坐標(biāo)為-0.126 m；三體船為某3 000 t級(jí)高速三體船主要參數(shù)如表1。

表1　三體船船型參數(shù)

數(shù)值疊模計(jì)算的模型尺寸均與試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷某叽纭⑵w間距和相對(duì)位置保持一致，數(shù)值模型只建設(shè)計(jì)水線以下船體部分。

2.2網(wǎng)格劃分及數(shù)值模型選取

CFD數(shù)值計(jì)算中網(wǎng)格劃分對(duì)計(jì)算結(jié)果影響甚大，無(wú)量綱距離y+影響到網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量和粘性底層捕捉情況，過(guò)大的y+導(dǎo)致計(jì)算誤差增大，過(guò)小的y+值不一定提高計(jì)算精度。進(jìn)出口邊界條件和網(wǎng)格質(zhì)量對(duì)CFD計(jì)算精度和計(jì)算效率具有重要影響。

數(shù)值計(jì)算域應(yīng)用ICEM結(jié)構(gòu)網(wǎng)格離散計(jì)算域；在雙體船兩個(gè)片體間和三體船中體與側(cè)體間流場(chǎng)存在相互干擾，對(duì)其間的網(wǎng)格進(jìn)行加密來(lái)提高計(jì)算精度；y+值取100～200，模型船體表面第一層網(wǎng)格厚度為1 mm左右。

通過(guò)商業(yè)軟件star-ccm+求解計(jì)算域，計(jì)算域設(shè)置分為速度入口邊界、壓力出口邊界，TOP面設(shè)為對(duì)稱面邊界，其他邊界均設(shè)為無(wú)滑移固壁邊界；船體正浮并且航態(tài)固定；流域內(nèi)介質(zhì)為水，其運(yùn)動(dòng)滿足連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程；湍流模擬方法應(yīng)用Reynolds 平均法，湍流模式采用Realizablek-ε模型[7-8]。以雙體船為例，計(jì)算域示意圖見(jiàn)圖1。

圖1　計(jì)算域示意圖Fig. 1　Computational domain diagram

3疊模計(jì)算結(jié)果及分析

為方便與物理試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析，疊模數(shù)值計(jì)算的速度范圍取Fr=0.1～0.2，對(duì)應(yīng)的船模航速范圍是：Vm=0.55～1.10m/s，航速間隔為0.15 m/s。首先對(duì)散貨船進(jìn)行數(shù)值計(jì)算以確定船體形狀因子(1+k)[9-11]。通過(guò)物理模型試驗(yàn)確定船體形狀因子(1+k)，選用ITTC推薦的方法，最終得到的船體形狀因子(1+k)為1.23。數(shù)值計(jì)算與物理模型試驗(yàn)方法獲得的(1+k)對(duì)比結(jié)果如圖2所示。

由圖2可見(jiàn)，在所述Fr段該單體散貨船計(jì)算結(jié)果隨著Fr的增大并沒(méi)有明顯的變化，近似于常數(shù)，其與通過(guò)物理模型試驗(yàn)獲得值之間保持1.24%～1.31%的偏差。因此，對(duì)于散貨船來(lái)說(shuō)，采用CFD疊模數(shù)值模擬方法獲得的船體形狀因子(1+k)與通過(guò)物理模型試驗(yàn)方法獲得的(1+k)基本吻合，說(shuō)明CFD疊模數(shù)值計(jì)算船體形狀因子(1+k)是可行的。至于這種偏差產(chǎn)生的原因，筆者認(rèn)為來(lái)源于流體自由表面的影響以及模型試驗(yàn)測(cè)量設(shè)備的誤差。

雙體和三體船通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算與物理模型試驗(yàn)獲得的船體形狀因子(1+k)對(duì)比如圖3。

圖2　單體散貨船計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 2　Comparison between calculated and test results of bulk carrier

由圖3中的對(duì)比結(jié)果可以看出雙體船和三體船的形狀因子(1+k)在所計(jì)算的Fr范圍內(nèi)均與通過(guò)物理試驗(yàn)獲得結(jié)果較為接近，且均存在著隨航速增加而增大的趨勢(shì)，其偏差范圍分別為2.22%～2.81%和0.42%～2.92%。由(1+k)法應(yīng)用的假定可知，船體形狀因子(1+k)為一常數(shù)，不隨航速變化，而在上述兩種船型的疊模數(shù)值計(jì)算結(jié)果可看出，多體船的形狀因子(1+k)是隨Fr增大而有所增大的，實(shí)際上，許多學(xué)者已指出形狀因子應(yīng)當(dāng)與航速有關(guān)，這一點(diǎn)與上述假定似有不符。

(a)雙體船　　　　　　　　　　　　　　　　　　(b)三體船圖3　疊模計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 3　Comparison between calculated and test results

經(jīng)查閱相關(guān)文獻(xiàn)，國(guó)內(nèi)外大多水池對(duì)于常規(guī)單體船均應(yīng)用普魯哈斯卡(Prohaska) 法或ITTC推薦方法確定船體形狀因子(1+k)。目前對(duì)于多體船這種較新型高性能船舶的船體形狀因子(1+k)的確定方法仍存在爭(zhēng)議，尚無(wú)一種公認(rèn)的可靠方法。上述多體船尤其是三體船在航速較大時(shí)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果存在不穩(wěn)定現(xiàn)象，且與通過(guò)物理模型試驗(yàn)獲得結(jié)果的偏差逐漸增大。分析原因，雙體和三體船的片體之間粘性流場(chǎng)存在相互干擾現(xiàn)象，隨著航速的增大其干擾強(qiáng)度亦增大，這種干擾會(huì)給船體帶來(lái)一種干擾阻力成份，使得船體總阻力增加。另外，所選三體船型的中體與側(cè)體均為大方艉船型，低速時(shí)方艉不利于船體邊界層內(nèi)的流體迅速離體，進(jìn)而在船后形成大量漩渦，產(chǎn)生空穴，增大了艏艉的壓差，這種壓差力(粘壓阻力)的大小亦隨航速而變。

根據(jù)雙、三體船疊模數(shù)值計(jì)算結(jié)果，分別選取Fr在0.1～0.2間3個(gè)工況，對(duì)水線以下5 cm平面和船體表面的來(lái)流方向壓力分布進(jìn)行比較分析[12-14]，結(jié)果如圖4、5所示。

圖4　雙體船在不同F(xiàn)r時(shí)壓力分布Fig. 4　Pressure distribution with different Fr of catamaran

圖5　三體船在不同F(xiàn)r時(shí)壓力分布Fig. 5　Pressure distribution with different Fr of trimaran

通過(guò)圖4、5壓力云圖及其數(shù)值表明壓力高、壓力低的區(qū)域分別位于船艏、艉部，由圖 (a) ～(c)壓力數(shù)值反映出船艏、船艉的壓力差隨著航速增加其增大的幅度亦增大，這可以定性地說(shuō)明船體總阻力中粘壓阻力比例增加，造成船體形狀因子(1+k)隨之增大的原因。由壓力云圖等值線分析可知在雙體和三體船的兩片體之間以及中、側(cè)體之間，由于存在著粘性流場(chǎng)相互干擾，使得在船艏、肩、艉等區(qū)域的壓力分布發(fā)生突變，壓力等值線曲率變化幅度增大。而單體散貨船則不存在片體之間互相干擾的情況，其壓力云圖等值線則相對(duì)平緩，如圖6所示。

圖6　散貨船壓力分布Fig. 6　Pressure distribution of bulk carrier

為了進(jìn)一步定量地說(shuō)明粘性流場(chǎng)干擾對(duì)多體船形狀因子(1+k)的影響，還單獨(dú)計(jì)算了雙體船單個(gè)片體和三體船中體、側(cè)體在相應(yīng)航速下的阻力值，并依其確定船體形狀因子(1+k)，如圖7、8所示。

圖7　雙體船單、雙片體計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 7　Comparison of (1+k) among values from test and calculations of catamaran and its demihull

圖8　三體船、中體、側(cè)體計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 8　Comparison of (1+k) among values from test and calculations of trimaran，center hull and side hull

通過(guò)圖7可以看出，數(shù)值計(jì)算得到的雙體船單片體的形狀因子(1+k)略小于雙片體組合起來(lái)的計(jì)算結(jié)果，且近似為常數(shù)。單個(gè)片體這種計(jì)算域的流場(chǎng)不存在片體之間的相互干擾，也消除了這種干擾對(duì)船體形狀因子(1+k)計(jì)算結(jié)果的影響。圖8表明通過(guò)數(shù)值計(jì)算獲得的三體船中體的形狀因子略小于中、側(cè)體組合在一起的三體船計(jì)算結(jié)果，側(cè)體的形狀因子小于中體，同時(shí)，船體形狀因子(1+k)隨著航速增加而增大。分析原因，側(cè)體的船型參數(shù)與中體有所不同，對(duì)三體船的形狀因子影響較??；對(duì)三體船而言，在對(duì)中體單獨(dú)計(jì)算過(guò)程中沒(méi)有了兩側(cè)體流場(chǎng)的干擾，但中體大方艉對(duì)流場(chǎng)的影響令其形狀因子(1+k)隨著航速的增加而增大，因此三體船中體的形狀因子具有與三體船相似的特點(diǎn)，且大方艉對(duì)船體形狀因子(1+k)的影響遠(yuǎn)大于片體間流場(chǎng)互相干擾所造成的影響。從圖3中亦可看出，三體船尾流場(chǎng)由于大方艉而引起低壓區(qū)域，艉渦產(chǎn)生空穴，增大了船模的粘壓阻力。

通過(guò)對(duì)雙體船單片體、三體船中體進(jìn)行低速船模阻力試驗(yàn)，得到片體形狀因子為1.09(雙體船為1.11)，單片體計(jì)算值為1.07，與物理試驗(yàn)值比較接近。得到中體形狀因子為1.37(三體船為1.38)，由于方艉的影響，計(jì)算值隨航速增加而增大，無(wú)法與物理試驗(yàn)值對(duì)應(yīng)。

M.Insel[15]通過(guò)對(duì)高速雙體船進(jìn)行波形分析和尾流測(cè)量，證實(shí)了粘性和興波干擾阻力，建議總阻力系數(shù)表達(dá)為

(2)

式中：Ct、Cf、Cw分別表示總阻力系數(shù)、摩擦阻力系數(shù)和興波阻力系數(shù)；β、τ分別表示與雷諾數(shù)相關(guān)的粘性干擾因子，與Fr相關(guān)的興波干擾因子，k為單片體形狀因子。

本文認(rèn)為，對(duì)于非方艉船型的雙、三體船來(lái)說(shuō)，不妨將取片體、中體的(1+k)作為船體形狀因子，再根據(jù)船型特點(diǎn)確定對(duì)應(yīng)的β、τ來(lái)?yè)Q算實(shí)船阻力。

4結(jié)論

本文基于粘流理論，探討了采用CFD疊模方法對(duì)單、多體船形狀因子(1+k)進(jìn)行計(jì)算及分析，并與船模試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，得到結(jié)論如下：

1)基于CFD疊模方法計(jì)算船體形狀因子(1+k)，可避免在水池中進(jìn)行低速船模試驗(yàn)時(shí)，由于測(cè)量精度影響所得(1+k)不夠準(zhǔn)確的問(wèn)題。同時(shí)，采用CFD疊模方法確定船體形狀因子(1+k)，無(wú)論對(duì)單體船還是多體船均可獲得較為滿意的結(jié)果。

2)多體船單片體之間的流場(chǎng)干擾會(huì)對(duì)船體形狀因子產(chǎn)生一定的影響：雙體船單片體的形狀因子(1+k)略小于雙體船，三體船中體的形狀因子(1+k)略小于三體船。對(duì)于確定多體船形狀因子而言，雙體、三體船分別采用單片體、中體的形狀因子更為合理。

3)對(duì)于方尾三體船型，船體形狀因子(1+k)具有隨著航速增加而增大的特點(diǎn)，此類船型船體形狀因子(1+k)以及實(shí)船換算方法的確定尚有待進(jìn)一步研究。

參考文獻(xiàn)：

[1]陳紀(jì)平, 趙漢魂, 沈玉林. 船舶附體阻力換算方法研究[J]. 船舶, 2009(2): 13-17.

CHEN Jiping, ZHAO Hanhun, SHEN Yulin. Extrapolation methods for appendage resistance[J]. Ship & boat, 2009(2): 13-17.

[2]姜次平. 船舶阻力的三因次換算方法[J]. 船舶工程, 1986, 43(1): 7-11.

JIANG Ciping. Three-dimensional extrapolation of ship resistance[J]. Ship engineering, 1986, 43(1): 7-11.

[3]周健, 姜次平, 盛振邦, 等. 三因次船舶阻力換算方法中確定形狀因子的探討[J]. 中國(guó)造船, 1982, 90(4): 3-8.

ZHOU Jian, JIANG Ciping, SHENG Zhenbang, et al. Investigation on the determination of form factor in 3-dimensional extrapolation of ship resistance[J]. Shipbuilding of China, 1982, 90(4): 3-8.

[4]鄧銳, 黃德波, 周廣利. 三體船阻力的數(shù)值計(jì)算研究[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2008, 29(7): 673-676.

DENG Rui, HUANG Debo, ZHOU Guangli. Numerical calculation of resistance of trimarans[J]. Journal of Harbin engineering university, 2008, 29(7): 673-676.

[5]黃德波, 周廣利, 鄧銳. 關(guān)于船舶阻力阻力性能試驗(yàn)結(jié)果換算的1+K問(wèn)題[C]//2013年船舶水動(dòng)力學(xué)學(xué)術(shù)會(huì)議論文集. 西安, 2013, 8: 271-278.

[6]陳康. 影響船舶CFD模擬的因素分析與三體船阻力計(jì)算改進(jìn)探討[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué), 2008: 1-150.

CHEN Kang. Analysis of factors affecting ship CFD simulation and study of methods improving calculation of trimaran hull resistance[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2008: 1-150.

[7]周廣利, 黃德波, 鄧銳, 等. 三體船阻力性能的模型系列試驗(yàn)研究[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 31(5): 576-584.

ZHOU Guangli, HUANG Debo, DENG Rui, et al. Investigating resistance of a range of trimaran designs[J]. Journal of Harbin engineering university, 2010, 31(5): 576-584.

[8]鄧銳, 黃德波, 于雷, 等. 影響雙體船阻力計(jì)算的流場(chǎng)CFD因素探討[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 32(2): 141-147.

DENG Rui, HUANG Debo, YU Lei, et al. Research on factors of a flow field affecting catamaran resistance calculation[J]. Journal of Harbin engineering university, 2011, 32(2): 141-147.

[9]李柯. 三體船粘壓阻力研究[D]. 大連: 大連理工大學(xué), 2013: 27-35.

LI Ke. A study of viscous pressure resistance of trimaran hulls[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2013: 27-35.

[10]李云波, 陳康, 黃德波. 三體船粘性阻力計(jì)算與計(jì)算方法比較[J]. 水動(dòng)力學(xué)研究與進(jìn)展, 2005, 20(4): 452-457.

LI Yunbo, CHEN Kang, HUANG Debo. Viscous resistance calculation for a trimaran and the comparism between different calculation methods[J]. Journal of hydrodynamics, 2005, 20(4): 452-457.

[11]王詩(shī)洋, 王超, 常欣, 等. CFD技術(shù)在船舶阻力性能預(yù)報(bào)中的應(yīng)用[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 32(21): 77-80, 93.

WANG Shiyang, WANG Chao, CHANG Xin, et al. Application of CFD technology to the research of resistance performance[J]. Journal of Wuhan university of technology, 2010, 32(21): 77-80, 93.

[12]倪崇本, 朱仁傳, 繆國(guó)平, 等. 基于CFD進(jìn)行實(shí)船阻力預(yù)報(bào)的一種新方法[C]// 第九屆全國(guó)水動(dòng)力學(xué)學(xué)術(shù)會(huì)議暨第二十二屆全國(guó)水動(dòng)力學(xué)研討會(huì)論文集. 上海, 2009: 659-667.

[13]張楊, 陳林, 張忠宇, 等. 基于FLUENT的多體船阻力研究[J]. 船舶, 2012, 23(5): 23-30.

ZHANG Yang, CHEN lin, ZHANG Zhongyu, et al. Research on resistance of multi-hull ships with fluent[J]. Ship & boat, 2012, 23(5): 23-30.

[14]彭輝, 彭旭晗, 聶武. 改進(jìn)船舶力學(xué)計(jì)算的一種新途徑——利用AutoCAD進(jìn)行船舶力學(xué)常規(guī)計(jì)算[J]. 船舶力學(xué), 2007, 11(2): 265-272.

PENG Hui, PENG Xuhan, NIE Wu. A new way for improve calculation in the fields of ship mechanics-The conventional calculation in the fields of ship mechanics can be done by using AutoCAD[J]. Journal of ship mechanics, 2007, 11(2): 265-272.

[15]趙連恩, 韓端鋒. 高性能船舶水動(dòng)力原理與設(shè)計(jì)[M]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué)出版社, 2007: 40-43.

ZHAO Lianen, HAN Duanfeng. Hydrodynamic principle and design of high performance ship[M]. Harbin: Harbin Engineering University Press, 2007: 40-43.

Method for determining the form factor 1+kof multihull vessel

ZHOU Guangli1, AI Zitao2, DENG Rui1, ZHEN Qian1, HUANG Debo1

(1. College of Shipbuilding Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China; 2.Technical Center, Afai Southern Shipyard (Panyu Guangzhou) Ltd., Guangzhou 511431, China)

Abstract：Regarding the controversial issues of the methods for determining the form factor of catamaran and trimaran vessels, this paper proposes an exploratory method for obtaining the shape factor using a stack model based on computational fluid dynamics (CFD) technology. We calculated the form factor of a single-hull bulk carrier and a multihull vessel at different speeds, using the CFD stack model, and analyzed its change with speed. The results show that those calculated from the stack model for a single-hull vessel basically match the low-speed model test results suggested by ITTC , but the multihull vessel calculation results differ from the test results. According to our analysis, the CFD-based method for determining a shape factor of 1 + k is feasible. Using the CFD stack model to calculate the form factor of a vessel body can better characterize the actual conditions of a multihull vessel's form factor as it varies with navigation speed, which demonstrates that the proposed method is more applicable to multihull vessels.

Keywords：multihull; catamaran; trimaran; form factor; computational fluid dynamics (CFD); stack model

中圖分類號(hào)：U661.31

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1006-7043(2016)03-338-06

doi:10.11990/jheu.201501014

作者簡(jiǎn)介：周廣利(1969-)，男，博士，副教授.通信作者：周廣利；E-mail:zhouguangli@hrbeu.edu.cn.

基金項(xiàng)目：工信部高技術(shù)船舶基礎(chǔ)研究資助項(xiàng)目 (2012545).

收稿日期：2015-01-12.

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160104.1648.022.html

網(wǎng)絡(luò)出版日期：2016-01-04.