高密度中低速全墊升氣墊船越峰問題的探討與實踐

仰 泳 張宗科

（中國船舶及海洋工程設計研究院 上海 200011）

引 言

十一五預研課題“中型氣墊巡邏艇關鍵技術研究”，針對界江界河狹窄多彎、水淺多風的環境條件，主要研究獨立風機供氣的艏噴管技術，以解決全墊升氣墊船所特有的抗側風能力差、低速操縱性不佳的難題［1］。1噸級試驗艇是為驗證該關鍵技術建立一個平臺，通過該艇的工程研究設計、試驗和試航，驗證關鍵技術并確定其工程化可實現的程度，以及暴露并解決系統集成后的矛盾，為中型氣墊巡邏艇研制縮短周期、降低技術風險并促使其一次成功提供技術儲備。由于研究經費有限，1噸級小艇的主尺度和動力選型受到了極大的限制，而又必須布置獨立風機供氣的艏噴管。尺度的極小化、系統和設備又高度密集，設備難以做到輕量化；加之設計和建造的超重造成氣墊密度大幅提高而成為高密度艇，原基于低速型設計所確定的在阻力峰處推力/阻力裕度變得不足，使小艇出現了越峰困難的問題，凸顯了原阻力計算方法的不完善之處。

全墊升氣墊船由導管空氣螺旋槳提供推力，在墊態航行時，依靠圍裙墊升系統在船體下部形成的氣墊基本懸浮在運行表面之上。該類船無吃水、具有兩棲性，可在陸上、冰上、沼澤地及極淺水域無障礙運行；此外，良好的適應性以及較高的航速，使其也被廣泛用于登陸、巡邏、搜救、救災等。

全墊升氣墊船在靜水中墊態航行時阻力為

式中：Rα為艏艉動量差阻力；

Rm為墊升氣流動量阻力；

Ra為迎風型阻力；

Rw為氣墊興波阻力；

Rs為圍裙濕水阻力與圍裙興波阻力。

風浪中阻力增量為由風速Vb引起的型阻力增量墊升氣流動量阻力增量與風浪引起的圍裙濕水阻力增量典型全墊升氣墊船各阻力成分見圖1。

圖1 典型氣墊船的阻力成分

影響全墊升氣墊船阻力的主要參數有［2］：

氣墊密度不僅對阻力而且對氣墊船的穩性和耐波性等總體性能影響都很大，高氣墊密度一般都會導致較差的總體性能，在設計氣墊船時應盡量將其設計為低氣墊密度。一般將 的氣墊船稱為低密度艇，而的則稱為高密度艇。對于不同用途的氣墊船，氣墊密度差別可以很大。由于一般的民用氣墊船約束較少，自由設計主尺度可使氣墊密度做得很小，典型的如英商用輪渡SR.N4 MK.3，其而軍用氣墊船會受到裝載或運輸的約束，造成其主尺度相對較小，形成高氣墊密度。最典型的如美國的氣墊登陸艇LCAC出于艦載目的，主尺度受母艦塢艙尺度的約束，其美國為芬蘭設計的T-2000不需要進出母艦塢艙，為自由設計，氣墊密度僅為8左右，屬低密度氣墊船。正是由于氣墊密度的明顯區別，使LCAC與T-2000在總體性能上差別很大，兩者的無因次阻力曲線如下頁圖2所示。

圖2 高密度與低密度艇的無因次阻力曲線

氣墊船在加速航行過程中，氣墊壓力在船體下方形成的興波隨航速增加，波谷逐漸后移，形成兩個阻力峰，見圖3。一般，第一阻力峰（窄幅尖峰）在傅汝德數Fn=0.38附近，第二阻力峰在Fn=0.70附近，該峰值隨氣墊長寬比而變化。氣墊密度對氣墊船阻力的影響類似于常規排水型船細長比的倒數對阻力的影響。高密度艇阻力峰明顯，峰值較高，特別是第一峰，但越過阻力峰后高密度艇阻力上升緩慢，在高Fn數時阻力可低于低密度艇，因此高密度艇越阻力峰比較困難，必須要有足夠的推力儲備，但越過阻力峰后航速增加很快。低密度艇第二阻力峰值則不明顯。

圖3 加速過程中，船下方中心線處的興波波形

除了需考慮設計航速處的推進效率之外，還應考慮氣墊船在越阻力峰時的推力儲備或加速越峰時間，即低速或零速時的推力要求。

1 原阻力計算方法的不足之處

原阻力計算方法中，興波阻力系數取自Newman&Poole的阻力系數表，參見圖4中的虛線部分。該方法得到許多氣墊船的驗證，如某艇的船模試驗值與理論計算值的比較如圖5所示。在第二阻力峰以后兩者吻合較好，但在第一阻力峰處理論計算值偏小。對于高速氣墊船而言，由于推力設計要求裕度大，因此，越出第一阻力峰不存在問題。

圖4 原阻力計算方法中所采用的氣墊船興波阻力系數（僅取虛線部分）

圖5 原阻力計算方法與船模試驗換算比較

正是由于原阻力計算方法中，興波阻力系數的取值范圍有限（僅取完整曲線中的一段），所以在第一阻力峰處與完整的Newman &Poole阻力曲線直接計算所得會存在較大的差異。如圖6所示，當Lc/Bc=2時，在第一阻力峰處，由原方法計算所得的無因次興波阻力比Newman &Poole阻力曲線直接計算所得值小16%左右。這是由于原阻力計算方法中，興波阻力系數按氣墊密度和Fn進行雙插值求得，因此較難捕捉到窄幅尖峰的第一阻力峰，從而導致該處計算不夠精確。對高密度中低速型氣墊船而言，由于螺旋槳設計推力相對較小，阻力峰處計算值不準，會造成推力的實際越峰裕度不足，從而造成越峰困難。

圖6 原阻力計算方法中，興波阻力系數不足

2 由移動壓力面興波理論直接計算興波阻力

若忽略圍裙接觸水面所帶來的影響，則全墊升氣墊船運行時的水動力問題可由一移動壓力面來加以模擬。應用線性化波浪理論可將該問題簡化為由擾動速度勢能所決定的。文獻［4］中指出應用線性波浪理論來分析移動壓力面興波，則擾動產生的靜水自由表面平均升高η可由下式求得［4］：

興波阻力：

利用上述理論，編制了直接計算興波波形與阻力的程序，計算所得波形與文獻［3］的比較見圖7和下頁圖8。可見，本文編制的程序計算所得波形與興波阻力系數與文獻中的吻合良好，可用于直接計算實船在第一阻力峰處的興波阻力系數以及總阻力。

圖7 直接計算程序得到的波形與文獻比較

圖8 直接計算程序所得興波阻力系數與文獻比較

3 1噸級小艇越峰試驗

正是由于以往對于高密度低速型氣墊船的越峰性能缺乏研究和認知不足，導致1噸級小艇出現越峰困難問題。以往所設計的中、低氣墊密度的氣墊船，控制點都取在最大航速設計點，且落于高速段（Fn＞1.5），其推力線在峰值阻力處自然高出較多，未出現過越峰問題。因此，以往對于最低越峰推力裕度的衡準也未刻意關注和研究，對于高密度氣墊船（除某型氣墊登陸艇外）尚無數據可查，更未作研究（某型氣墊登陸艇因其高速設計點所需，所形成的越峰推力裕度大至80%）。本艇正屬于高密度氣墊船，其設計控制點偏偏又落于低速段（Fn＜1.2），使越峰問題凸顯嚴重。因此針對該問題開展了一系列研究工作，彌補以往研究工作的不足。為求證本艇越峰推力裕度的臨界點（最小推力裕度），做了不同艇重下的越峰試驗研究，試驗結果見表1。

利用直接計算興波阻力系數的程序，計算1噸級小艇（rLB=2.156）的興波阻力系數，以及同原阻力計算方法計算結果的比較，參見圖9和圖10。

表1 不同艇重下的越峰試驗結果

圖9 直接計算程序得到的興波阻力系數與原阻力計算方法比較

圖10 原方法與直接計算興波在第一阻力峰處比較

由以上試驗可推測實船在第一阻力峰處的阻力實際值至少為理論計算值（按原計算方法）的1.25倍，常用的20%的設計越峰推力裕度顯然不再滿足要求。由直接計算興波阻力系數的方法所求得阻力峰處的阻力比原阻力計算方法所得要大11%左右，也更為接近實船的阻力峰值。

4 解決1噸級小艇越峰困難的技術措施及實踐

4.1 解決越峰問題技術途徑的分析和確定

從以上越峰試驗可見，通過提高推力和降低第一阻力峰值，使越峰推力裕度由11%提高至25%，仍未越出阻力峰，說明本艇越峰裕度未達到所需要值?；谝陨戏治觯醪酵茢嘣椒逶６戎辽傩?0%以上，為使本艇達到必須的越峰裕度，可通過以下技術途徑來實現：

4.1.1 降低阻力峰值

從本艇的阻力特性分析，可知阻力峰的組成分量比例是：氣墊壓力興波阻力占73%、圍裙阻力占23%、其他占4%，因此進一步降低氣墊壓力是最為有效措施（氣墊壓力興波阻力與氣墊壓力的平方成正比）。降低氣墊壓力可采取減輕艇重和增加氣墊面積兩個方面來采取措施。減輕艇重可暫按試驗艇的基本要求，簡化艙室設備和內裝以及甲板口蓋等。增加氣墊面積，可采取向后延伸圍裙的內外接點，以增加氣墊面積和后移壓心，達到降低墊壓和調整縱傾姿態的目的。

4.1.2 更換主機以增加推力

從以上拆除艏噴管裝置以提高推力的試驗可知，在原發動機的基礎上提高推力已達到極限，況且艏噴管裝置還待恢復。若想進一步提高推力，只有尋求同型號強化功率的發動機加以更換以匹配槳距角的加大來產生更大的推力。

通過以上措施的實施，有望解決越峰困難的問題，保證航速滿足指標要求。

4.2 圍裙的內外接點后延500 mm后的試驗

拆除艏噴管裝置，將圍裙的內、外接點均后延500 mm后的實艇越峰試驗結果見表2。

此時，艇剛剛能越出阻力峰，且越峰時間較長，以此作為越峰臨界狀態，由推力與阻力理論計算曲線，可得出實船在第一阻力峰處的阻力實際值約為理論計算值的1.266倍。由直接計算興波阻力系數的方法求得的阻力峰值，更接近實船試航測得的阻力峰值。

4.3 更換強化功率的同型號主機后的試航試驗

將發動機由SOFIM8140.43更換為同一系列的SOFIM8140.43N，最大功率由87 kW提高到107 kW。裸機質量僅增加5 kg，高度方面略有增加，故不需修改原機艙。恢復艏噴管裝置，經估算螺旋槳所產生的靜推力加上艏噴管的推力，總推力為4.464 kN，則滿載排水量4.9 t時，相應的越峰裕度大于30%。

表2 改裝后越峰試驗結果

分別以原方法計算及以實船試航測得的臨界阻力換算作為基礎，則更換主機后，可得到第一阻力峰處的相應越峰裕度（見表3）。

基于實船試航測得的阻力峰臨界值，當排水量為4.9 t時的越峰裕度約為11%（可在5 m/s逆風情況下越峰），當排水量為5.1 t時的越峰裕度約為4%（可在2 m/s逆風情況下越峰）。原艇經改裝后可越出阻力峰，且越峰時間大為縮短，靜水航速27 kn（小艇仍處于加速過程，由于航道原因而停駛）,能夠滿足22 kn的設計航速要求。

表3 更換強化功率的主機后越峰裕度比較

圖11 更換主機后的阻力與推力計算

5 結 論

本文分析了1噸級小艇越峰困難的主要原因是由于尺度最小化與設備輕量化之間的矛盾導致成為高密度艇而引起阻力峰劇增，原基于低速型設計所確定的在阻力峰處推力/阻力裕度不足。原有的阻力峰處的推力裕度設計方法不再適用，必須更精準地計算第一阻力峰值，而原阻力計算方法已不能滿足要求?；贜ewman &Poole移動壓力面興波阻力理論，編制了直接計算興波阻力的程序，計算結果更接近小艇改進試驗結果。第一阻力峰為窄幅尖峰的特點，使得較難真正捕捉到該處真實的峰值，只能采用留有越峰裕度的方法來加以保證。從而得到啟示：在設計高密度中低速氣墊船時要特別關注越峰性能校核，建議第一阻力峰處設計越峰裕度在原計算方法基礎上應修正至不小于30%為宜?，F代氣墊船由于設計邊界條件的約束往往會造成難以回避的高密度設計方案，本文所述可供氣墊船設計者借鑒。

［1］ 張宗科，滕森.艏噴管在全墊升氣墊船上的設計與應用［J］.船舶，2013（5）：46-49.

［2］ 馬濤，鄔成杰.氣墊船總體性能與圍裙氣墊系統流體動力設計［M］.北京：國防工業出版社，2012：29-35.

［3］ YUN L，BLIAULT A.Theory and Design of Air Cushion Craft［M］.Published by Arnold，2000：84-102.

［4］ HUANG T T，WONG K K.Disturbance Induced by a Pressure Distribution Moving Over a Free surface ［J］.Journal of Ship Research，1970，14（3）：195-203.