2026, Vol. 48
2. 中国船舶科学研究中心，江苏 无锡 214082;
3. 陆军装备部驻南京地区军代局驻无锡地区军代室，江苏 无锡 214035
2. China Ship Scientific Research Center, Wuxi 214082, China;
3. Wuxi Military Representative Office of Nanjing Military Representative Bureau, Armament Department of the Army, Wuxi 214035, China
牵引汽艇作为浮桥架桥、门桥漕渡的重要装备，兼具牵引、运输等多重功能，广泛应用于渡河工程或深水大跨度桥梁受损后的快速抢修任务中，是保障物资输送、维持交通线畅通的高效应急手段[1]。牵引汽艇作为水上架桥作业的重要辅助装备，其航行速度与姿态稳定性直接影响架桥作业效率及作业安全[2]。折角滑行艇线型因具备优良的高速航行性能，被广泛应用于特种汽艇设计中，但该类艇型在高速滑行阶段易出现纵倾角过大的问题，不仅影响艇体操纵响应，还会显著增加航行阻力与能耗[3 − 6]。同时，牵引汽艇性能与喷水推进器技术的发展深度绑定。近年来，两者在结构优化、性能升级与场景适配方面取得显著突破，成为水陆工程装备领域的研究热点。通过船体阻力与喷水推进器性能耦合的匹配分析可以实现汽艇航速的快速预报，为牵引汽艇“船-机-泵（推进系统）”一体化设计提供参考依据。
高速艇阻力性能是决定其航速、能效及适航性的核心指标，计算流体力学（CFD）技术凭借成本低、精度较高、工况可控、流场信息获取全面等优势，逐渐成为高速船阻力性能研究的主要工具[7 − 9]，相关研究已覆盖多种船型及复杂航行工况。在数值方法与关键影响因素研究方面，雷诺平均Navier-Stokes方程（RANS方程）是当前主流求解方法，广泛应用于深V滑行艇、断阶船、圆舭折角船等典型高速船型的阻力计算[10]。陈家旺等[11]以某典型高速滑行艇为研究对象，采用CFD 数值计算方法，选取SST k-ω湍流模型结合VOF方法处理自由液面。通过对比不同航速下数值预报结果与模型试验数据，验证了所建 CFD 方法的有效性：总阻力系数预报误差控制在 5% 以内，兴波形态与试验观测结果吻合良好。丁江明等[12]研究表明CFD计算网格的划分精度与策略对计算结果可信度影响显著，尤其是船首兴波区、断阶附近等复杂流场区域的网格质量，直接决定阻力预报精度。同时，船体型线参数（如折角形态、断阶构型）及附加装置（水翼、防飞溅条）通过改变流场结构影响阻力特性，CFD技术可有效量化其减阻效果，例如加装防飞溅条的翼滑艇可显著提升升力并降低阻力，优化深V滑行艇型线可实现约12%的阻力降低。在验证与应用层面，魏子凡等[13] 将CFD数值预报的阻力系数、兴波形态与船模拖曳试验数据及经验公式计算结果进行对比，验证了数值方法在排水、过渡及滑行全航行状态下的适用性。阻力分析揭示了兴波阻力在高速航行阶段成为主导阻力，为高速艇的艇型优化与水动力设计提供的数据支撑与技术参考。彭言峰[14]通过研究建立高速船阻力性能数值预报方法。并基于此对系列化船型 CFD 计算结果进行归纳分析，建立剩余阻力系数与排水量长度系数、傅汝德数的关联图谱，为同类船型的初步设计提供高效阻力预估工具。
当前研究已明确CFD在高速船阻力预报中的核心价值，可作为有效工具开展船舶阻力性能研究。本文以某折角线构型的牵引汽艇为研究对象，通过CFD方法计算分析汽艇阻力特性，耦合喷水推进器推力特性，预报汽艇的航速；并基于原汽艇设计方案阻力和姿态计算结果提出优化改进方案，为牵引汽艇快速性评估与艇型设计改进提供了理论支撑和方案参考。
1 研究对象本艇采用折角滑行艇线型设计，通过三维建模软件SolidWorks建立牵引汽艇三维几何模型，艇长8.1 m，型宽3.0 m，汽艇三维几何外形如图1所示，参数见表1。
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图 1 汽艇三维几何外形 Fig. 1 Three-dimensional geometric shape of the towing launch boat |
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表 1 牵引汽艇主要参数 Tab.1 Main parameters of the towing launch boat |
采用STAR-CCM+计算流体力学软件开展针对汽艇航行性能的数值计算，该软件在船舶粘性流场模拟中具有成熟的应用案例[15]，其计算域如图2所示，计算域长度为8倍船长，宽度为10倍船宽、水线下深度为2倍船长，带自由面。计算采用有限体积法离散粘性流动方程，时间离散采用二阶隐式格式，结合多自由度刚体运动模型与重叠网格技术，实现汽艇姿态与流场的双向耦合求解。在计算域上游采用速度入口边界条件，下游采用压力出口边界条件，汽艇表面采用无滑移壁面边界条件。为提高计算精度，对船行波区域进行网格加密处理，重叠网格技术用于捕捉汽艇运动与流场的相互作用，流场计算域网格划分如图2所示。为保证数值计算的准确性，本文以
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图 2 计算域网格划分 Fig. 2 Meshing of the computational domain |
根据滑行艇阻力变化规律，选取多个典型航速工况进行数值计算，汽艇排水量固定为7.4 t，计算得到的汽艇阻力与航行姿态如表2所示，不同航速下的阻力和试验结果对比如图3所示，数值计算结果与试验吻合良好，最大误差在8%以内，验证了阻力预报数值模拟方法的有效性。纵倾变化曲线如图4所示，可知，当航速从10 km/h提升至30 km/h时，汽艇阻力从1.66 kN增至15.26 kN，纵倾角从−2.06°（尾倾）增至8.33°（首倾）；航速超过30 km/h后，阻力下降，纵倾角略有下降，在设计航速40 km/h时纵倾角仍达7.10°，到50 km/h时还有6.83°，超过安全操作阈值（一般不大于4°）[16]。从整体来看，汽艇航行阻力的阻力峰值航速约为25 km/h。
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表 2 汽艇在不同航速下的阻力与姿态计算结果 Tab.2 Calculation results of resistance and attitude of the launch boat at different speed |
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图 3 牵引汽艇不同航速下的阻力和试验结果对比 Fig. 3 Comparison of numerical and experimental resistance results of towing launch boat at different speed |
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图 4 牵引汽艇不同航速下的航行纵倾角 Fig. 4 Trim angle of towing launch boat at different speeds |
各航速工况下计算得到的牵引汽艇周围自由液面波形与汽艇艇底压力分布如图5～图7所示。
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图 5 不同航速下自由面波形图 Fig. 5 Free-surface wave patterns at different ship speeds |
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图 6 不同航速下自由面波形图 Fig. 6 Free-surface wave patterns at different ship speeds |
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图 7 不同航速下的艇底压力分布图 Fig. 7 Pressure distribution diagram of the hull bottom at different speeds |
由汽艇兴波变化可知，随航速提升，汽艇兴波高度逐渐增加，兴波范围扩大；艇底压力分布呈现“前高后低”的特征，高速工况下压力峰值显著提升，表明滑行面支撑作用增强。
3.3 阻力与推力耦合的汽艇航速预报根据总体设计，汽艇动力系统采用双机双泵，泵输入额定功率为200 kW，由于汽艇航速要求不高，低速作业工况要求推力大，适宜选用大流量低扬程的轴流式推进泵，根据厂家提供的某型轴流式喷水推进器航速-推力-功率曲线，结合牵引汽艇阻力曲线进行航速预报分析，如图8所示。
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图 8 汽艇阻力与喷水推进器推力耦合预报航速 Fig. 8 Speed prediction of for launch boat based on resistance and waterjet thrust |
由图8(a)可知，双机推进在额定功率2×200 kW运行时在0～50 km/h航速范围内推力大于裸船体阻力，但考虑到CFD计算中的喷溅阻力模拟难度大、结果易偏低[17]，以及汽艇的建造偏差和喷水推进器抽吸作用带来的阻力增加，为保障航速预报的可达性，对各航速工况下汽艇阻力设置30%的阻力增额，其综合考虑了风浪增阻为15%～30%、实船与模型差异（附体、粗糙度等）5%～10% [18] 、污底影响 10%～20%[19]、计算不确定性5%～10%[20]、及其他运行因素（浅水区、风流等）的影响选择的合理系数[21]，是船舶设计行业确保性能和安全的通用做法。在此基础上进行航速预报以保证汽艇的实际航行性能，如图8(b)所示，在额定功率2×200 kW运行时，考虑了30%的阻力增额后汽艇阻力与喷水推进器推力平衡时，汽艇航速也可达到48 km/h以上，满足汽艇设计航速不低于40 km/h的要求。
4 艇型优化设计与效果验证由图4可知，原汽艇船型在高速工况下航行将会产生较大的纵倾角。汽艇严重艏倾将会导致航行阻力恶化，操舵响应滞后等系列问题。为进一步改善汽艇航行与操纵性能，研究结合汽艇功能性限制（如尾部装载空间），采用船底安装楔形板的方式优化航行姿态，楔形板可通过改变尾部流场压力分布，抑制艇首上翘，降低纵倾角[22]。设置2种不同楔形角度的楔形板作为汽艇减阻附体进行艇型减阻设计优化，方案1为加装5°楔形角楔形板的汽艇模型，方案2为加装10°楔形角楔形板的汽艇模型，2种方案下的楔形板宽度均为240 mm，尺寸如图9和图10所示。
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图 9 船底楔形角为5°的楔形板 Fig. 9 A wedge plate with angle of 5° |
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图 10 船底楔形角为10°的楔形板 Fig. 10 A wedge plate with angle of 10° |
选取设计航速40 km/h为验证工况，优化后汽艇阻力与姿态计算结果如表3所示。2种方案均能有效改善航行性能。其中，方案1的汽艇通过加装楔形角为5°的楔形板后，航行纵倾角由7.1°下降至3.6°，阻力下降降至10.15 kN（较原方案降低6.6%）；方案2的汽艇通过加装楔形角为10°的楔形板将艇型原始设计方案的航行纵倾角进一步降至2.52°，阻力降至10.08 kN（较原方案降低7.2%），优化效果更显著。
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表 3 增加楔形板后的阻力与姿态数值计算结果 Tab.3 Numerical calculation results of resistance and attitude after adding the wedge plat |
图11和图12分别为优化后的船型方案2艇底压力分布与汽艇周围的兴波状况。可知，楔形板增加了尾部排水体积，提升了尾部浮力，平衡了汽艇前后受力；同时楔形板对水流的导向作用优化了尾部流场，减少了尾涡损失，实现了阻力与姿态的协同改善。
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图 11 设计航速工况下优化船型设计方案2对应艇底压力分布 Fig. 11 Pressure distribution on the hull bottom for optimized design hull form scheme 2 |
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图 12 设计航速工况下优化船型设计方案2对应汽艇兴波状况 Fig. 12 Hull wave-making condition for optimized design hull form scheme 2 |
本文通过不同航速下的牵引汽艇水动力性能数值计算，阻力耦合喷水推进器推力特性的航速预报以及艇底加装楔形板的汽艇减阻优化探究，形成如下结论：
1）基于CFD方法的阻力与姿态预报可准确反映汽艇在不同航速下的性能特征，为航速预报提供有效手段。
2）原始艇型在设计航速40 km/h下纵倾角过大（7.1°），在加装10°楔形角的尾部楔形板后，汽艇航行纵倾角可降至2.52°，阻力降低7.2%。优化后的汽艇航行性能显著提升。
3）通过汽艇阻力耦合喷水推进器特性的航速预报可知，配套喷水推进器在额定功率200 kW时，可确保汽艇航速不低于40 km/h，满足设计要求。
后续研究可进一步优化楔形板结构参数，并结合模型试验验证CFD计算精度，为汽艇工程化设计提供选型支撑，本研究可为类似高速滑行艇型优化提供参考。
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