0 引　言

随着全球化进程的加速，海洋对各国经济发展、安全防卫等方面具有愈加重要的意义^[1]。双体船作为海洋环境参数监测无人船的一种结构形式，因其独特结构与传统单体船差异显著的水动力特性，使得双体船的阻力性能研究成为船舶优化设计的重要依据。

在国内外研究中，CFD技术被广泛应用于模拟船舶水动力性能。杨兴林等^[2]设计了一种尾插板，并基于CFD方法实施重叠网格方案模拟船舶在静水中的运动，结果表明设计的尾插板达到减阻目的，为船舶尾插板设计提供参考。邓绍初等^[3]采用基于RANS的粘性求解器模拟77.73 m双体船8种航速下的静水阻力和兴波特性，为双体船设计与性能优化提供了理论依据。丁垤涛等^[4]基于STAR-CCM+软件，对不同片体间距、不同片体形态和不同斜向航行角度等工况进行数值计算，分析双体船水动力性能，验证了所设计船型在高速航行状态时的优越性。谢云平等^[5]运用STAR-CCM+软件探究静水阻力数值方法，对不同槽道参数的船型方案开展数值模拟，结果表明设计的双体槽道船具有良好的阻力性能。陈宇婷等^[6]基于STAR-CCM+数值仿真软件，数值模拟小型无人双体船在不同弗劳德数F_r下静水状态和自航状态时的水动力性能，研究为进一步预报双体船的水动力性能提供参考。Park等^[7]选用Realizable k-ε和SST k-ω湍流模型对KCS基准船模周围的湍流进行了数值模拟，研究了船舶阻力对壁面附近网格的敏感性，并揭示近壁处理对船舶阻力敏感性的影响。Song等^[8]使用CFD软件STAR-CCM+对REGAL杂货船进行全尺寸船舶阻力和自推进数值模拟，得到了模拟全尺寸船舶动力性能的策略。

针对无人船在恶劣海况下船体稳定性差、推进动力不足等缺点，本文设计了一款波浪适应双体船，通过对无人船的总体结构设计来使其载荷平台能够在有波浪的海面上保持稳定，减小无人船受到海面波动的影响，并应用Ansys AWQA、Maxsurf、STAR-CCM+等软件对无人船的稳性与阻力性能进行分析，验证所设计船体模型的准确性，为海洋观测和资源勘测提供技术支持。

1 波浪适应双体船总体概况

波浪适应双体船是一种创新的海洋设备，其设计核心在于通过模块化结构、铰接悬挂系统以及优化的推进方式，实现对波浪的主动适应和减振，从而提高载荷平台的稳定性和安全性。波浪适应双体船其结构主要由船体系统、悬挂系统、载荷平台和推进系统组成，如图1所示。与传统双体船相比，波浪适应双体船通过悬挂和铰接系统的创新应用，进一步优化了船舶的运动响应，使其在复杂海况下表现更为优异。

2 波浪适应双体船总体设计 2.1 船体系统设计 2.1.1 船型设计

波浪适应双体船的船体设计采用稳定性强、浮力分布均匀且缓冲击能力强的圆柱形充气式浮筒。此外，为了减小阻力，降低无人船在波浪中颠簸，提高整体稳定性，船体的艏部形状采用球形头设计。浮筒设计如图2所示。

2.1.2 船体尺寸参数确定

双体船的主体尺寸如图3所示。其中，L为船体的长度，m；B为双体船的总宽度，m；b为片体的型宽，m；K为2个片体的间距，m；H为片体的型深，m；d为吃水深度，m。

1）片体的长度系数$ \psi $和长宽比L/b

本文波浪适应双体船尺寸设计主要参考穿浪双体船^[9]。通常，当穿浪双体船的容积弗劳德数$ F_{r_{\nabla}} $=2.0～3.0，长度系数$ \psi $=7.5～8.5，片体的长宽比L/b=8～12时，可以有效降低阻力，提高船体的性能^{[10 − 11]}。其中，长度系数可写为：

$ \psi = \frac{L}{{{\nabla ^{{1 \mathord{\left/ {\vphantom {1 3}} \right. } 3}}}}}。$

(1)

式中：$ \nabla $为船的排水体积，m³。

容积弗劳德数可写为：

$ {F_{{r_\nabla }}} = \frac{V}{{\sqrt g \sqrt[6]{\nabla }}}。$

(2)

式中：V为船速，m/s；g为重力加速度，一般取9.81 m/s²。

2）片体间距比K/b

在双体船的设计中，为减少片体间距对阻力的干扰作用，同时获得足够的甲板空间用于搭载设备，本设计的片体间距比K/b=4。根据无人船实际工作环境，本文设计的波浪适应双体船的具体参数如表1所示。

2.2 悬挂系统设计

波浪适应双体船的悬挂系统的设计思路主要来源于汽车的悬架系统，具体结构如图4所示。其位于左右浮筒上，与前杆和刚性滑板连接，能够衰减和缓冲波浪作用于浮筒上的激励，同时将推进系统产生的推进力和转向力矩传递到前杆上，保证无人船的正常航行。当无人船在海面上行驶时，波浪对浮筒造成的垂向位移会被减震器衰减和缓冲，使得振动的幅值减小，频率增大，从而确保无人船在波浪中行驶过程中载荷平台能够处于稳定状态。

2.3 推进系统设计

推进系统作为船舶的核心动力装置，本文经比较后选定低噪音、低震动且低成本的电力推进系统。结构设计如图5所示，推进短舱铰接在浮筒的尾部，允许其沿着浮筒的横轴进行旋转以适应船体姿态变化，其中推进短舱桶内部有一层用于安装固定泵喷式推进器的隔板，通过隔板分层设计实现推进器模块化维护。在推进器的选型方面，为确保无人船的稳定行驶，使推进器具备可调节的推力，以适应波浪变化和无人船的运动需求，本设计采用泵喷式推进器作为推进装置。

3 波浪适应双体船仿真验证 3.1 波浪适应双体船稳性分析 3.1.1 静水中波浪适应双体船初稳性分析

当船舶在水中的倾斜角度小于10°～15°时的稳性称为初稳性，也称为小倾角稳性。为满足计算软件对模型复杂度的要求，采用SolidWorks软件对模型进行简化，并假定浮力不变，简化模型如图6所示。

通过SolidWorks软件中的质量属性功能，得到模型的重心坐标为（0.03, 0, 0.539）m和转动惯量为（99.128, 126.125, 110.699）kg·m²。随后，将模型导入到Ansys AQWA软件中，基于吃水线位置将模型划分为水下、水上两部分，以便计算初稳性。在Ansys AQWA软件中定义模型的各项仿真参数，设置水深为50 m，选择0.02 m的网格尺寸，对模型进行网格划分，网格单元数为35722，波浪的频率范围为0.1～1.5 Hz。最终，求解出无人船的初稳性高$\overline {GM} $=5.20 m，由于初稳性高大于0，说明波浪适应双体船在设计工况下初稳性满足要求。

3.1.2 波浪适应双体船大倾角稳性分析

船舶在海上航行时，可能会因风浪等自然力的作用产生较大的倾斜，此时需要对船舶的大倾角稳性进行计算。为简化分析，假设船舶处于静止水域中，水线平面保持水平，并且忽略由于船体前后不对称导致的纵倾影响。

在Maxsurf软件中对模型的大倾角稳性进行计算。首先，将简化后的模型导入软件中，并设置水线高度。其次，将船舶的横倾角从0°逐渐增加到80°，观察船舶的稳性变化。同时，假设船舶处于无波浪的平静水面上，忽略波浪的影响，如图7所示。通过Maxsurf软件对无人船模型进行大倾角稳性仿真分析，得到在设计吃水状态下静稳性力臂曲线，如图8所示。

可以看出，无人船的静稳性力臂在横倾角为9.5°时达到最大值0.606 m，表明此时无人船具有最强的抗倾覆能力。随着倾角的增加，静稳性力臂逐渐减小，直到倾角为55°左右时，静稳性力臂为0，此时无人船将发生倾覆。

为测试无人船在三级海浪情况下的大倾角稳性，在Maxsurf软件中设置波长为14 m，波高为1.06 m，如图9所示。在此波浪条件下，对无人船的大倾角稳性进行仿真计算，得到不同的横倾角下，无人船的静稳性力臂曲线，如图10所示。

分析可知，无人船在横倾角为10°时，具有最大的静稳性力臂0.605 m，在横倾角为55°左右将发生倾覆。将三级海浪下的静稳性力臂曲线与静水中的静稳性力臂曲线进行对比，发现两者的最大静稳性力臂、最大静稳性力臂对应的横倾角和稳性消失角的差异较小，说明本文设计的波浪适应双体船在三级海浪以下工况能够满足工作要求。

3.2 波浪适应双体船阻力性能分析 3.2.1 船舶阻力估算

波浪适应双体船在航行过程中所受的总阻力主要有摩擦阻力、剩余阻力和空气阻力^[12]，其计算公式为：

$ R = {R_{_f}} + {R_r} + {R_{aa}} + \Delta R。$

(3)

式中：R为总阻力，N；R_f为摩擦阻力，N；R_r为剩余阻力，N；R_aa为空气阻力，N；$ \Delta $R为两片体间的相互干扰阻力，取值为0.1R_r，N。

$ R_f = \frac{1}{2} \rho V^2 S (C_f + \Delta C_f)。$

(4)

式中：ρ为水的密度，取海水的密度为1028.07 kg/m³；S为湿表面积，m²；C_f为摩擦阻力系数；∆C_f为粗糙度补贴系数，通常取0.4×10⁻³。

$ {R_{aa}} = \frac{1}{2}{C_{aa}}{\rho _a}{A_t}{v_a}^2。$

(5)

式中：C_aa为空气阻力系数，此处取0.04；ρ_a为空气的质量密度，一般取1.225 kg/m³；A_t为船体水线以上部分在垂直方向的投影面积，m²；v_a为船舶与空气的相对速度，m/s。

此外，弗劳德阻力分类法认为摩擦阻力与剩余阻力的比例关系将随船的航速变化而变化^[13]，根据不同的航速计算出相应的弗劳德数，采用插值的方法求出剩余阻力，最终求得无人船的总阻力值如表2所示。

3.2.2 控制方程与湍流模型

本文利用雷诺平均Navier-Stokes（RANS）方程和标准k-ε模型来对无人船的粘性流场进行数值上的模拟分析。假定流体为不可压缩粘性流体，将连续性方程和动量方程中的物理量进行雷诺平均后，便可在直角坐标系下用张量形式表示为:

$ \frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_i}}} = 0,(i = 1,2,3)，$

(6)

$ \frac{{\partial {{\bar u}_i}}}{{\partial t}} | + \rho {\bar u_j}\frac{{\partial {{\bar u}_i}}}{{\partial {x_j}}} = {{\boldsymbol{f}}_i} - \frac{{\partial \bar p}}{{\partial {x_i}}} + \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left( {\mu \frac{{\partial {{\bar u}_i}}}{{\partial {x_j}}} - \rho \overline {{{u'}_i}{{u'}_j}} } \right),\left( {i = {\text{1,2,3}}} \right)。$

(7)

式中：${x_i}$、${x_j}$为流体点的空间坐标，m；${\bar u_i}$、${\bar u_j}$为在${x_i}$、$ {x_j} $方向上的速度分量时均值，m/s；μ为流体的粘度系数，Pa·s；$\rho $为流体的密度，kg/m³；$\bar p$为压力时均值，N；${{\boldsymbol{f}}_i}$为单位体积内的体积力，N/m³；$\rho \overline {{{u'}_i}{{u'}_j}} $为雷诺应力，Pa。

本文采用结构简单且精确性较好的标准k-ε模型进行水动力性能分析。对于不可压缩粘性流体，湍流耗散率ε方程为：

$ \frac{{\partial \left( {\rho k} \right)}}{{\partial t}} + {u_i}\frac{{\partial \left( {\rho k} \right)}}{{\partial {x_i}}} = \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left[ {\left( {\mu + \frac{{{\mu _{\text{t}}}}}{{{\sigma _k}}}} \right)\frac{{\partial k}}{{\partial {x_j}}}} \right] + {G_k} - \rho \varepsilon ，$

(8)

$ {\dfrac{{\partial \left( {\rho \varepsilon } \right)}}{{\partial t}} + {u_i}\dfrac{{\partial \left( {\rho \varepsilon } \right)}}{{\partial {x_i}}} = \dfrac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left[ {\left( {\mu + \dfrac{{{\mu _{\text{t}}}}}{{{\sigma _\varepsilon }}}} \right)\left( {\dfrac{{\partial \varepsilon }}{{\partial {x_j}}}} \right)} \right] + {C_{\varepsilon 1}}{G_k}\dfrac{\varepsilon }{k} - {C_{\varepsilon 2}}\rho \dfrac{{{\varepsilon ^2}}}{k}}。$

(9)

式中：$ {G_k} $为湍流动能k的生成项，m²/s²；$ {C_{\varepsilon 1}} $、$ {C_{\varepsilon 2}} $、${\sigma _k}$、${\sigma _\varepsilon }$为经验常数。

3.2.3 计算域与边界条件

本文针对浮筒的对称特性，仅对其一半进行仿真分析。选择长方体作为计算域，其尺寸为向前后延伸至3.5倍船长，向上下延伸至1.5倍船长，向一侧延伸至1倍船长。此外，定义计算域的边界条件，出口面设为压力出口，底面和一侧面作为壁面，另一侧面作为对称面，而其余各面均设为速度入口。船体表面则设定为不可滑移壁面，以模拟船体与水的相互作用，如图11所示。

3.2.4 网格划分与仿真设置

在对计算域网格划分时，采用适于外部流动的切割体网格生成器，船体表面棱柱层为6层，网格增长率为快。同时，在计算区域内对船体、船体外围和自由界面处的计算域进行加密处理。其整体网格划分如图12所示。此外，为确保阻力计算结果的准确性，在航速为1 kn时分别采用不同数量的网格对无人船的阻力性能进行分析，结果如表3所示，当网格数量为237 万时，计算达到了收敛，最终选定2346471个网格作为计算网格数。

瞬态粘性绕流场的求解采用雷诺平均连续方程，求解过程中，使用隐式非稳态方法，选择VOF多相流模型中的一阶VOF波，设置幅值为0.5 m，波周期为6 s。利用DFBI模型模拟升沉和纵倾运动，对无人船在各航速下的阻力性能进行计算。

3.2.5 仿真结果分析

在STAR-CCM+软件中，对浮筒进行了压力分布的仿真计算，得到了1 kn航速下浮筒的压力云图，如图13所示。可以观察到，浮筒所受的压力主要集中在水面以下的区域。这一压力分布情况与实际情况相符，从而验证了仿真计算结果的准确性。

通过STAR-CCM+软件的仿真计算，得到无人船在最大航速下的升沉曲线和纵摇曲线，如图14所示。可以看出，无人船的升沉运动规律与输入的一阶波的幅值变化相符，其变化周期约为4.5 s，属于正常的周期衰减范围。此外，无人船的纵倾角度变化在10°以内，也在合理的范围内。

通过STAR-CCM+软件分别对波浪适应双体船在1～9 kn航速下的阻力进行仿真计算。根据1～9 kn航速阻力的仿真结果，绘制出无人船的阻力随速度变化的曲线，并与表2经验公式计算总阻力进行对比，如图15所示。分析可得，两曲线变化趋势相同，验证了仿真模型设计的合理性。

4 结　语

1）参考穿浪双体船的尺寸设计原理对无人船的船体主尺寸进行计算，确定船长为3.5 m，片体型宽为0.35 m，片体间距为1.4 m。并通过分析无人船的工作环境和任务需求，选择悬挂与铰接的方式设计无人船，以确保无人船在执行任务时具有较高的稳定性和可靠的推进力。

2）对波浪适应双体船的稳性进行分析。通过Ansys AQWA和Maxsurf仿真软件，对无人船初稳性和大倾角稳性进行系统的验证。仿真结果表明，无人船的初稳性高为5.2 m，在静水条件和三级海浪中，大倾角稳性差异较小。在设计的工作条件下，无人船稳性满足预定的性能要求。

3）通过STAR-CCM+软件分析波浪适应双体船在波浪中的阻力性能，与经验公式计算结果进行对比，两曲线变化趋势相同，验证了设计的合理性。

4）所设计的波浪适应双体船在稳性与推进性方面均达到了预期的设计目标，为海洋科研、环境监测及海上作业等领域提供了一套可靠的设计方案。