0 引　言

高速滑行艇是一种通过水动力升力实现高速航行的特种船舶，其独特的滑行机制使其在军事、救援及民用领域应用广泛。当航速达到临界值时，艇体被托离水面，进入滑行状态，显著降低水阻力并提升航行效率。然而，在从排水状态向滑行状态过渡的过程中，艇体阻力急剧变化，并伴随纵倾和垂荡运动，导致稳定性下降和能耗增加，限制了其性能优化与实际应用^[1]。因此，研究滑行艇的水动力特性及减阻技术具有重要意义，不仅有助于提升其综合性能，还可为船舶工程领域的创新提供理论支持。

截流板作为一种典型的减阻装置，通过改变艇体底部的流场结构，能够有效降低航行阻力并改善艇体姿态，也被称为阻流板、扰流器、拦截器、艉插板或艉扰流板等^[2]。近年来，国内外学者对截流板的水动力特性进行了广泛研究。胡帆等^[3]对某8万总吨级豪华邮轮进行了基于阻力性能的全船线型优化及截流板设计，优化后相对于原型实船有效功率下降了7.8%。曹辰泽等^[4]发现新型扰流板对平台横荡、纵荡和首摇运动均有较好的抑制作用，其中对横荡运动抑制效果最为显著，效率高达89%。卜家斌等^[5]发现截流板的减阻效果受水深影响显著，最佳减阻高度及纵倾角度的改善基本不受水深变化影响。此外，截流板虽能有效抑制船后兴波，但其效果随水深减小而减弱。宋科委等^[6]以一艘半排水型方尾船为研究对象，结果表明阻流板在规则波中的减阻率比静水减阻率大1.03%～2.43%。王慧等^[7]讨论阻流板对两用艇水面航行性能的影响规律，为两用艇的艇型设计以及水动力性能研究提供参考。申云磊等^[8]发现合适深度的阻流板能够有效降低滑行艇的阻力和提高运动稳定性；与试验值相比，数值计算的中低速阻力误差小于5%，高速误差小于10%。朱锋等^[9]针对某高速深V快艇，利用数值计算的方法，探究了阻流板在高速深V艇减阻机理。邓锐等^[10]采用Fluent软件对阻流板产生作用的水动力机理进行了初步探讨，将带有阻流板的三维船体简化为二维船型，达到对共性机理进行研究的目的。Avci等^[11]采用试验技术研究了截流板安装位置对高速船阻力的影响，结果表明，当弗劳德数为 0.58～1.19 时，截流板减阻了 1.5%～11.3%。Suneela等^[12]研究了截流板对滑行艇水动力性能的影响，结果表明截流板高度对减小船体倾角和总阻力具有重要影响。Mansoori等^[13]将截流板应用于一艘高速滑行艇上，发现截流板的使用能够对滑行艇的阻力性能和耐波性起到改善效果，很大程度上削弱海豚运动对滑行艇纵向运动稳定性的不利影响。Oossanen 等^[14]利用 CFD 方法研究了截流板对约40 m滑行艇的阻力性能影响，发现截流板不仅在高航速下对滑行艇有减阻效果，在中低速工况下也同样能够降低阻力。

本文以高速滑行艇为研究对象，重点探讨截流板在静水条件下的减阻性能及其对艇体姿态的调控作用。基于计算流体力学（CFD）方法，利用商业软件STAR-CCM+对安装截流板的高速滑行艇进行数值模拟。通过设计不同截流板伸缩量及航速工况，系统研究截流板伸缩量与滑行艇阻力特性、升沉量及纵倾角之间的内在关联。在此基础上，深入分析截流板对高速滑行艇的流场影响机制，揭示其减阻作用机理，为滑行艇水动力性能优化提供理论依据和技术支撑。

1 理论基础 1.1 基本控制方程 1.1.1 质量守恒方程

质量守恒方程即连续性方程，当流体通过控制面流入控制体时，同样也会有一部分流体通过另一个面从控制体中流出。那么流入与流出的质量之差与控制体内的流体增量必然相等^[15]。由此，得出连续性方程：

$ \frac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + u\frac{{\partial \left( {\rho u} \right)}}{{\partial x}} + v\frac{{\partial \left( {\rho v} \right)}}{{\partial y}} + w\frac{{\partial \left( {\rho w} \right)}}{{\partial z}} = 0。$

(1)

对于不可压缩流体，连续性方程简化为：

$ \frac{{\partial u}}{{\partial x}} + \frac{{\partial v}}{{\partial y}} + \frac{{\partial w}}{{\partial z}} = 0 。$

(2)

式中：ρ为流体密度；u、v、w分别为流体速度在直角坐标系x、y、z轴的分量。

1.1.2 动量守恒方程

对于半潜式平台的流体运动而言，质量密度和粘性系数都为常数，此时方程的一般形式为：

$ \partial F = \partial m\frac{{{{\rm{d}}_v}}}{{{{\rm{d}}_t}}} $

(3)

将式(3)微分化，得到如下形式：

$ \rho \left( {\frac{{\partial u}}{{\partial t}} + u\frac{{\partial u}}{{\partial x}} + v\frac{{\partial u}}{{\partial y}} + w\frac{{\partial u}}{{\partial z}}} \right) = \rho {f_x} + \frac{{\partial {p_{xx}}}}{{\partial x}} + \frac{{\partial {\tau _{xy}}}}{{\partial y}} + \frac{{\partial {\tau _{xz}}}}{{\partial z}}，$

(4)

$ \rho \left( {\frac{{\partial v}}{{\partial t}} + u\frac{{\partial u}}{{\partial x}} + v\frac{{\partial u}}{{\partial y}} + w\frac{{\partial u}}{{\partial z}}} \right) = \rho {f_y} + \frac{{\partial {\tau _{yx}}}}{{\partial x}} + \frac{{\partial {p_{yy}}}}{{\partial y}} + \frac{{\partial {\tau _{xz}}}}{{\partial z}}，$

(5)

$ \rho \left( {\frac{{\partial w}}{{\partial t}} + u\frac{{\partial u}}{{\partial x}} + v\frac{{\partial u}}{{\partial y}} + w\frac{{\partial u}}{{\partial z}}} \right) = \rho {f_z} + \frac{{\partial {\tau _{zx}}}}{{\partial x}} + \frac{{\partial {\tau _{zy}}}}{{\partial y}} + \frac{{\partial {p_{zz}}}}{{\partial z}}。$

(6)

对于不可压缩性的流体，N-S方程表示为：

$ \begin{split} &\rho \left({\frac{{\partial u}}{{\partial t}} + \frac{{\partial \left( {uu} \right)}}{{\partial x}} + \frac{{\partial \left( {uv} \right)}}{{\partial y}} + \frac{{\partial \left( {uw} \right)}}{{\partial z}}}\right) = \\ &\qquad \frac{{\partial p}}{{\partial x}} + \mu \left( {\frac{{{\partial ^2}u}}{{\partial {x^2}}} + \frac{{{\partial ^2}u}}{{\partial {y^2}}} + \frac{{{\partial ^2}u}}{{\partial {z^2}}}} \right)，\end{split}$

(7)

$ \begin{split} &\rho \left( {\frac{{\partial v}}{{\partial t}} + \frac{{\partial \left( {vu} \right)}}{{\partial x}} + \frac{{\partial \left( {vv} \right)}}{{\partial y}} + \frac{{\partial \left( {vw} \right)}}{{\partial z}}} \right) = \\ &\qquad \frac{{\partial p}}{{\partial y}} + \mu \left( {\frac{{{\partial ^2}v}}{{\partial {x^2}}} + \frac{{{\partial ^2}v}}{{\partial {y^2}}} + \frac{{{\partial ^2}v}}{{\partial {z^2}}}} \right)，\end{split} $

(8)

$ \begin{split} &\rho \left( {\frac{{\partial w}}{{\partial t}} + \frac{{\partial \left( {wu} \right)}}{{\partial x}} + \frac{{\partial \left( {wv} \right)}}{{\partial y}} + \frac{{\partial \left( {ww} \right)}}{{\partial z}}} \right) = \\ &\qquad \frac{{\partial p}}{{\partial z}} + \mu \left( {\frac{{{\partial ^2}w}}{{\partial {x^2}}} + \frac{{{\partial ^2}w}}{{\partial {y^2}}} + \frac{{{\partial ^2}w}}{{\partial {z^2}}}} \right)。\end{split} $

(9)

式中：$ {{f}}_{{x}} $、$ {{f}}_{{y}} $、$ {{f}}_{{z}} $分别为流体在x、y、z方向上的表面力的分量；μ为流体运动粘性系数；p为作用力所处的压强。

1.2 DFBI运动模型

动态流体−刚体相互作用（DFBI）模型通过求解流场与刚体的耦合关系，预测物体运动轨迹。该模型对物体表面的流体压力场和剪切应力场进行积分，获得总作用力F和力矩N，并结合质量m和惯性矩I建立运动方程。定义角速度w和线速度v，则有：

$ \overrightarrow I {\rm{d}}w/{\rm{d}}t = N ，$

(10)

$ m{\rm{d}}v/{\rm{d}}t = F。$

(11)

旋转轴的惯性矩I对角分量展开式为：

$ I = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{I_{xx}}}&{{I_{yy}}}&{{I_{zz}}} \end{array}} \right]。$

(12)

对于船舶运动旋转轴定义于船舶重心，r_xx、r_yy与r_zz分别为船舶相对于重心的惯量半径。

$ {I_{xx}} = m{r_{xx}}^2,{I_{yy}} = m{r_{yy}}^2,{I_{zz}} = m{r_{zz}}^2。$

(13)

2 舰船阻力验证

因无实船试验结果，为了验证本文提出的数值模拟方法在后续研究中的可靠性，以KCS船为对象，与 2010 年哥德堡研讨会^[16]上提供的实验结果做对比。缩尺比为1∶31.6，数值水池大小为36 m×36 m×27 m，水深为9 m，模型缩尺后速度为2.196 m/s，实船和缩比模型的船型参数如表1所示，网格划分及船模如图1所示。

采用式(4)将仿真结果与实验结果的阻力值进行对比：

$ C_d = \frac{{F_d}}{{\displaystyle\frac{\rho }{2}{v^2}A}}。$

(14)

式中：F_d为总阻力；v为船速；A为船体和船舵的缩放面积。

仿真计算得到的阻力系数与试验值分别为0.003544和0.003711，相对误差为4.48%，小于5%，处于工程允许的合理范围内。结果表明，本文采用的仿真方法具有较高的计算精度，验证了仿真模型的可靠性和边界条件设置的合理性，能够较好地模拟舰船阻力特性，适用于舰船阻力的仿真计算与分析。

3 模型建立及网格划分

数值计算以某高速滑行艇为研究对象，进行全尺寸仿真，主尺度参数如表2所示，几何模型如图2所示。

截流板是一种垂直安装于艇体底部的竖直板结构，其安装方向与水平面垂直，最大设计伸缩量为50 mm。通过动态调节截流板的伸缩量，可有效改变艇体底部流场结构，实现减阻和姿态控制的双重目标。当截流板向下伸出时，会在其迎流面形成局部高压区，背流面产生低压区，这种非对称压力分布能够抑制水流分离，降低湍流能量耗散，从而显著减小摩擦阻力和压差阻力。同时，截流板的伸出增加了艇体底部的有效浸湿面积，改变了水动力作用点的位置分布，进而对艇体的纵倾角和升沉量产生显著影响。故截流板伸缩量（即艉封板底部浸深）是影响其水动力性能的关键参数。为此，本文基于最大伸缩量进行等分设计，选取了12.5 mm（25%）、25 mm（50%）、37.5 mm（75%）和50 mm（100%）四个典型伸缩量工况进行研究。在艇体尾部左右两侧对称安装了2组截流板装置，其具体布置方案如图3所示。

数值波浪水池的几何尺寸设计为5L×3L×3L，其中静水水深设定为1.5L。在边界条件设置方面，计算域的前端面定义为速度入口边界，后端面设置为压力出口边界；计算域顶部和底部均采用速度入口边界条件，其余侧面则定义为对称面边界条件。计算模型采用湍流模型，时间离散采用二阶精度的隐式非定常格式求解。为有效抑制波浪反射对计算结果的影响，在出口区域设置了阻尼消波区，从而确保计算域的边界反射效应最小化。

网格划分方面，本研究采用重叠网格技术以实现高速滑行艇运动的高精度数值模拟。具体而言，将船体及其邻近流域定义为重叠区域，在预设自由度约束条件下，允许该区域在背景计算域内进行相对运动。同时在滑行艇周围布置2个基于开尔文波系特征的局部网格加密区，在背景域的水线面附近也实施网格加密处理，网格划分情况如图4所示。重叠区域略大于船体，具体几何尺寸为19.3 m×5 m×3.3 m。重叠区域与背景域之间的数据传递通过高阶插值算法实现，确保了流场变量的精确传递，从而获得了全流域的高保真流场信息。这种网格划分方法不仅有效避免了网格畸变问题，还显著提升了复杂自由液面流动的捕捉精度。

4 截流板对静水中高速艇水动力性能的影响

本研究基于弗劳德数的航态划分理论，系统分析了截流板在不同航速下的水动力性能。航速设定为5～50 kn，以5 kn为间隔，共10个工况，全面覆盖排水型（Fr_Δ <1.0）、半滑行（1.0＜Fr_Δ <3.0）和滑行（Fr_Δ＞3.0）3种典型航态，具体工况如表3所示。通过这种精细化的航速划分，可深入揭示船舶在不同航态下的水动力特性，为截流板性能评估提供可靠依据。弗劳德数计算公式为：

$ F_r\Delta = \frac{{U_0}}{{\sqrt {g{\nabla ^{1/3}}} }}。$

(15)

式中：U₀ 为航速；▽为排水体积；g为重量加速度。

4.1 纵　倾

截流板在静水中对高速滑行艇不同航速下的纵倾角影响的数值计算结果如图5和图6所示。

可知，纵倾角为负值表示高速滑行艇处于抬艏状态，正值为埋艏状态。可知，高速滑行艇从排水型状态过渡到滑行状态的过程中，在4种截流板伸缩量（25%、50%、75%、100%）的作用下，均能有效减小纵倾角，改善艇体姿态。图6中负值表示纵倾角减小，随着航速的提高，纵倾角减小幅值的绝对值呈现明显的非线性增长趋势，这一现象揭示了尾板水动力特性的变化规律：随着航速增加，尾板受到的水动力升力显著增强，这与截流板的流体力学作用机理高度吻合。在低速阶段（5～10 kn，Fr_Δ＜1.0），高速艇处于排水型状态，纵倾角变化率的绝对值增加速度较慢。当航速提升至过渡阶段（15～30 kn，1.0＜Fr_Δ＜3.0），高速艇转变为半滑行状态，此时纵倾角变化率的绝对值增速明显加快。在高速阶段（35～50 kn，3.0＜Fr_Δ），高速艇进入完全滑行状态，纵倾角变化率的绝对值持续增加。值得注意的是，30 kn为高速滑行艇从半滑行状态向滑行状态的过度阶段，此时在截流板完全伸出的情况下，纵倾角较基准状态可减少高达76.04%，纵倾角绝对度数减小4°。

但如果截流板的伸缩量过大或者航速过高，可能会导致高速艇的姿态从艉倾转变为艏倾，进而导致阻力急剧上升。因此，为了实现所需目标，必须根据不同的航速选择合适的截流板伸缩量，以确保纵倾角保持在合理范围内。

4.2 升　沉

截流板在静水中对高速滑行艇不同航速下的升沉影响数值计算结果，如图7所示。

可知，随着航速和截流板伸缩量的增加，高速艇的升沉现象呈现显著的非线性减小趋势。研究表明，当航速超过25 kn时，截流板开始明显发挥作用，且不同伸缩量对升沉现象的抑制效果呈现明显的分层特征，且截流板伸缩量越多，改善效果越好。值得注意的是，在航速达到50 kn时，通过优化截流板伸缩量，升沉幅度较基准状态可减少最高达50%，升沉绝对距离减小0.18 m。这一现象揭示了高速艇在不同航速下的流体动力特性与稳定性之间存在复杂的耦合关系：随着航速增加，艇体底部流场压力分布发生显著变化，而截流板的调节作用通过改变局部流场结构，有效降低了流体动升力的波动幅度。

4.3 阻　力

截流板在静水中对高速滑行艇不同航速下的阻力影响的数值计算结果如图8所示。

可知，随着航速的增加，不同截流板伸缩量对高速艇的减阻效果呈现出显著差异，且存在一个与航速相关的最佳伸缩量。研究表明，在排水型和半滑行状态下的10种航速工况中，截流板均能有效降低艇体阻力，平均减阻效果达到8.11%。具体而言，当高速滑行艇处于排水状态时，此时艇体主要受静水阻力支配，截流板的减阻效果相对有限。然而，随着航速的提升，当高速滑行艇进入半滑行阶段（1＜Fr_Δ＜3）时，截流板的减阻效果显著增强。如图8(b)所示，在该阶段内，不同伸缩量的截流板均表现出明显的减阻作用，其中在航速为30 kn（Fr_Δ=2.82）时，由于艇体处于从半滑行状态向滑行状态过渡的关键阶段，流体动力特性发生剧烈变化，导致阻力出现峰值。此时，通过优化截流板伸缩量，最大减阻效果可达18.91%，有效缓解了滑行艇克服阻力峰值的压力。当航速进一步提升至35～50 kn（滑行阶段）时，尽管截流板仍具有一定的减阻作用，但其效率显著下降，减阻率普遍低于10%。这一现象可能与滑行阶段艇体底部流场压力分布趋于稳定，以及截流板对流体动力的调节作用减弱有关。研究结果表明，截流板的减阻效果与航速阶段密切相关，其最佳伸缩量的选择需根据具体航速和流体动力特性进行优化调整。

从图9可以看出，在同一航速下，随着截流板伸缩量的不断增加，高速滑行艇的阻力呈现出显著的非线性变化特征，具体表现为先减小后增大的趋势。这一现象表明，截流板的减阻效果随伸缩量的变化存在明显的极值点，进一步验证了截流板存在最佳减阻伸缩量的观点。不过随着截流板的伸缩量不断增加，高速滑行艇的纵倾角不断减小，但若截流板的伸缩量或航速超过某一阈值，高速艇的姿态可能从艉倾转变为艏倾，可能会导致艇体首部浸湿面积增加，进而引发更大的兴波阻力和摩擦阻力，导致阻力急剧上升，甚至可能出现增阻现象，如图9(d)～图9(f)所示。因此，需综合考虑截流板伸缩量、航速以及艇体姿态之间的耦合关系，以避免因姿态突变导致的阻力恶化问题，4种截流板伸缩量的阻力最优方案如表4所示。

在排水型、半滑行和滑行状态下的10种不同航速条件下，截流板的减阻效果表现出明显的最优方案，并对高速艇的运动姿态产生显著影响。具体来说，如表4所示，高速艇裸船的纵倾角变化范围为1.46°～5.26°，表明通过调整截流板以控制高速艇纵倾角在1.5°～3°，可以获得较佳的减阻效果。航速30 kn（Fr_Δ=2.82）裸船体及带截流板下伸25mm的高速滑行艇的自由液面如图10所示。航速10 kn（Fr_Δ=0.94）、30 kn（Fr_Δ=2.82）的船底表面压力（截流板下伸25 mm）如图11所示。

由图可知，当航速为30 kn、截流板伸出25 mm时，艇体的纵倾角绝对值减小了2.73°，这一改变极大地改善了高速滑行艇的航行姿态。从流场流动特性来看，水流变得更加平稳，船体两侧的行波以及船尾的行波波幅均明显降低，兴波阻力也随之大幅减少。

当高速艇以10 kn航行时，处于排水型状态。此时安装截流板，驻点线位置及压力分布基本稳定。而当航速提升至30 kn，高速艇已从排水型过渡至半滑行状态，并处于越阻力峰阶段。此时安装截流板后，纵倾角显著减小，艇尾部压力明显增大，驻点线随之向船首方向移动。这种压力分布的优化，使水流贴体性增强，减少了能量损失。同时，截流板改善了艇体与水流的相互作用，降低阻力，提升航行效率。

如图12所示，在30 kn航速下，水流经过艉封板下缘时，截流板对其产生了显著的阻挡作用。水流被迫改变方向，沿着截流板下方绕过船尾。这一过程使得高速滑行艇底部的流体速度降低，根据伯努利原理，流速的减小导致该区域压力升高。在艇尾部，这种压力变化产生了向上的抬升力，有效减小了艇体的纵倾角和升沉幅度。

5 结　语

本文通过将截流板伸缩量（0、12.5、25、37.5、50 mm）分别对应0%、25%、50%、75%、100%的百分比，在5～50 kn的航速区间内以5 kn为划分步长，逐一分析不同伸缩量和航速组合下高速艇阻力及运动姿态（纵倾角、升沉）的变化规律，主要结论如下：

1）在5～50 kn航速下，装有截流板的高速艇能显著降低阻力，10种航速下的平均减阻效果为8.11%。在航速为30 kn（Fr_Δ=2.82）的半滑行状态下，由于高速艇裸船存在阻力峰值，安装截流板后的最大减阻效果可达18.91%。

2）随着截流板伸缩量的增加，高速艇的升沉和纵倾角不断减小，而阻力基本呈现先减小后增大的趋势，说明截流板的减阻效果先增大后减小。

3）截流板使得艇尾部流场的谷峰值减小，流场流动变得缓和，兴波减小，驻点线前移，艇侧和艇尾兴波的波幅降低。

4）在10种航速下，不同截流板的伸缩量可使高速艇的纵倾角稳定在1.5°～3°，从而获得较好的减阻效果。