氣墊平臺破冰阻力的模型試驗研究1)

黃 焱 孫 策 田育豐

(天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300350)

(天津大學港口與海洋工程天津市重點實驗室，天津 300350)

引言

氣墊平臺的基本原理是利用墊升風機將高壓氣流導入平臺底部，進而形成動力氣墊，將平臺墊升脫離支撐面[1-2].自1948 年，英國科學家、氣墊船之父克里斯托弗提出氣墊船的設計思想以來，已發(fā)展出全墊升式氣墊平臺、側壁式氣墊船、雙體式氣墊船等各具特色、功能多樣的結構型式[3-5]，廣泛服務于軍事、水利和航渡等諸多領域[6-8].

將氣墊平臺用于河流破冰的概念始于一次偶然事件.在1971—1972 年的冬季，研究人員在位于加拿大耶洛奈夫市的大奴湖(大斯雷夫湖)內，開展了一項將氣墊平臺ACT-100 改裝為北極地區(qū)鉆井平臺的試驗，但是在移動該氣墊平臺時意外發(fā)現(xiàn)其擁有不錯的破冰能力，試驗現(xiàn)場將0.76 m 厚的冰層破壞[9-10].為此，加拿大研究人員對氣墊平臺的破冰效果進行了多次嘗試，先后在環(huán)北極的雷鳴灣、帕里灣、多倫多和蒙特利爾進行了氣墊平臺的破冰試驗，均取得了較好的破冰效果.如圖1(a)所示為ACT-100 氣墊平臺在圖克托亞克圖克進行絞車拖拽破冰試驗的照片，該試驗中冰層厚度為60 cm，可以觀察到一條比平臺更寬的航道被開辟出來.之后，加拿大海岸警衛(wèi)隊于1975—1976 年，在雷鳴灣以輕型破冰船亞歷山大·亨利號頂推ACT-100 平臺的方式，實現(xiàn)了以6.5 kn(1 kn=1.852 km/h)航速有效破壞40 cm 厚的平整冰[11]見圖1(b).美國則利用CCGS Waban-Aki 氣墊船在圣勞倫斯河，開展了氣墊船在低航速條件下的破冰試驗，同樣取得了較好的測試效果[12].Hinchey 等[13]對加拿大20世紀70 年代所開展的大量氣墊平臺破冰試驗進行了總結，并將氣墊平臺的破冰模式按照航速不同，劃分為低速破冰與高速破冰兩種模式.在低速破冰模式下，平臺會首先促使冰面下形成一個氣體空腔，并在隨后接觸冰面的運動過程中導致冰體的破壞.在高速破冰模式下，平臺則以冰面上高速運動的形式，產生大振幅的重力波，進而引發(fā)冰排破壞.俄羅斯針對氣墊平臺的低速破冰模式開展了大量有益工作.Kozin 等[14]對氣墊破冰船的共振破冰機理進行了較為深入的研究，在研究中將氣墊平臺結構簡化為一個運動載荷，將冰水介質簡化為半無限冰面和半無限水面模型，從而推導出彎曲重力波在冰面的傳播特性，以及利用共振法破冰的可能性.Zhestkaya 等[15]將積分變換方法和有限差分混合算法相結合，研究了冰排在遭受不同載荷沖擊時的變形過程，計算了冰排在單點脈沖作用下的撓度.其他各國學者也針對氣墊平臺破冰這一新技術開展了大量的研究工作[16-24].

圖1 ACT-100 破冰試驗Fig.1 ACT-100 ice breaking test

Takizawa[25]在研究移動載荷對浮冰層下沉位移的影響時提出了臨界速度的概念，并將導致冰層下沉位移最大且下沉范圍最小時的載荷移動速度定義為臨界速度.盧再華等[26-28]對氣墊船位于冰面上高速航行時的破冰過程進行了研究，利用LS-DYNA 模擬了氣墊船以臨界航速(11 kn)及超臨界航速在冰面的運動，得到了由船體運動所激勵的冰面興波及應力變化規(guī)律.研究結果表明：當船速超越臨界航速后，船體將不斷超越先前形成的興波波峰，從而對興波的冰表面?zhèn)鞑バ纬煞醋饔茫焕谂d波破冰；當船速小于臨界航速時，船體始終位于早前激勵的興波后方，且新產生的興波將推動早前產生興波的擴展，有益于興波破冰.劉巨斌等[29-30]同樣對冰面興波問題開展了研究，利用求解船舶興波的Rankine 源計算方法，計算了氣墊船在冰面上高速航行時的興波和冰層變形，并對興波阻力進行了求解.李宇辰等[31-32]基于黏彈性薄板假設和勢流理論，參照中國黃河實際冰層情況，模擬了氣墊船在亞臨界速度、臨界速度(11 kn)和超臨界速度于冰面上的航行情況，對不同狀態(tài)下的冰面興波傳遞、冰層應力變化及破冰效果進行了計算分析.薛彥卓等[33]基于重力流理論，將氣墊船下方的氣墊壓力假設為均布載荷，開展了數值仿真工作，得到了氣墊壓力與最大破冰厚度的關系，為氣墊平臺的設計提供了有益參考.張志宏等[34-35]基于彈性薄板振動微分方程和相似理論，建立了氣墊船在冰面航行時振動波形傳播的相速度和群速度計算公式，得到了冰--水系統(tǒng)波動傳播的相速度和群速度.繼而采用聚氨酯(PU)薄膜材料模擬冰面，開展了模型試驗研究，分析了氣墊速度、高度、壓力及水深等參數對冰排的動力響應影響，揭示了興波激勵冰面變形響應的聚能共振增幅機理，為氣墊船的實際應用提供了基礎理論及試驗數據.

綜上所述，學術界在氣墊平臺的高速破冰機理認識上已基本清晰，即在移動載荷激勵冰層引起的聚能共振增幅效應下，形成了冰面興波進而引發(fā)冰排破壞.而對于低速破冰機理，僅存在一種初步的認識，即平臺在水面的全墊升狀態(tài)下，會形成水面興波，波動在向冰下水體的傳播過程中會誘發(fā)冰下氣腔的形成，導致冰排喪失水體的彈性支撐作用，進而促進了平臺后續(xù)破冰過程.也就是說，在低速破冰模式下，促使冰排破壞的關鍵由高速模式下的冰面興波轉化為了冰下興波.然而，已有大量研究表明，開敞水域波浪在向有冰覆蓋水域傳播時，會發(fā)生快速的能量耗散，難以形成聚能效應，而高速氣流隨水面波動向冰下的匯集過程，也尚未得到有效的測試和論證.同時，有影像資料表明，烏克蘭一座最新投入使用的破冰平臺，是以一種非全墊升模式來實現(xiàn)破冰操作的，如圖2 所示.該氣墊平臺專為破冰作業(yè)設計，不同于以全墊升姿態(tài)進行破冰作業(yè)的常規(guī)氣墊平臺，該結構主體設計為倒錐臺形狀.在開敞水域保持全墊升狀態(tài)，進入破冰作業(yè)模式后即在設計吃水條件下破冰航行.氣墊平臺倒錐臺的線型能夠形成對冰排的有效下壓作用.這種操作模式的出現(xiàn)，說明上述關于低速破冰機理的初步認識是不全面的，甚至可能是錯誤的.

由此可見，氣墊平臺的低速破冰機理是尚待探索的，尤其是墊升狀態(tài)與冰下氣腔形成過程間的關聯(lián)性.因此，為了充分解析烏克蘭該型破冰專用氣墊平臺的設計思路，探索在全墊升和設計吃水條件下氣墊平臺的低速破冰機理，以該型破冰氣墊平臺為原型，開展了氣墊平臺低速破冰的冰水池模型試驗.本文將在對模型試驗測試內容及結果進行介紹的基礎上，開展機理性討論.

1 模型試驗概述

1.1 試驗設施

本文開展的模型試驗在天津大學冰力學與冰工程實驗室內完成如圖3.實驗室低溫空間面積為320.0 m2，用于容納拖曳冰水池進行模型試驗.冰水池長40.0 m、寬6.0 m、深1.8 m，制冰能力為1.0～30.0 cm.實驗室制冷系統(tǒng)包括制冷壓縮機組和冷風循環(huán)系統(tǒng).其中，制冷壓縮機組主要由3 臺壓縮機組成，具有制冷量大、自動化程度高、溫差控制精準、節(jié)約能源等特點，可使試驗中的制冰溫度在0?C ～?25?C 范圍內精準調節(jié).冷風循環(huán)系統(tǒng)主要包括10 臺風機和多級強迫分壓均勻送風頂棚等，可令到達水面(或冰面)的冷風風速小于0.5 m/s，從而控制室內同高度位置溫差小于1.0?C.

除制冷系統(tǒng)外，實驗室的主要試驗設施還包括試驗拖車和服務拖車.其中，試驗拖車通過齒輪齒條的嚙合傳動，拖車車速可以在0.001～1.0 m/s 的范圍內無級調節(jié)，也可在規(guī)定的速度下恒速行駛.服務拖車主要用于輔助模型冰的制備和測量，以及在一些試驗中推動冰排沖擊模型.服務拖車車速可以在0.001～0.5 m/s 的范圍內無級調節(jié).

1.2 相似律和相似比尺

冰模型試驗是一種相當特殊的試驗，因為它同時具有流體模型試驗和材料試驗的特點，因此選取適當的相似律是指導冰模型試驗研究的關鍵.在本文氣墊平臺破冰阻力模型試驗中，需要模擬冰排在平臺結構前的破壞和后續(xù)碎冰的運動，其中包含了慣性力、重力、氣流壓力、靜水與動水壓力等眾多力學過程，涉及空氣、水、冰及柔性材料等多種介質的相互作用.目前，尚不存在一種同時適用可壓流體與不可壓流體的相似理論及準則，這就需要聚焦試驗中核心的物理過程，以此選定相似律.本研究的目的在于探索氣墊平臺破冰機理，因此試驗中關注的核心物理過程是冰在氣墊平臺壓力作用下的彎曲破壞，這就意味著慣性力、重力和彈性力的作用占主導地位.同時，盡管在氣墊平臺與冰的相互作用過程中，可壓縮氣流的壓力變化也具有重要的影響，但這種影響在一定程度上可以用氣墊船的墊升高度或吃水深度來表征，而不必追究氣壓參量所遵循的相似律.據此，試驗中對于各項物理參數的設定采用遵循弗勞德和柯西相似律的方式進行.

弗勞德數Fr假定重力和慣性作用占重要地位，即遵循水流試驗的幾何相似、運動相似、動力相似和邊界條件相似的準則，在動力相似中，要滿足重力相似的要求.弗勞德數Fr由慣性力與重力比值的平方根來定義

柯西數Ca假定彈性力和慣性作用占重要地位，即在動力相似中，要滿足彈性力相似的要求.柯西數Ca由慣性力與彈性力的比值來定義

試驗中采用的幾何縮尺比λ=1:5，得到的氣墊平臺模型結構參數，如表1 所示.

表1 氣墊平臺模型結構參數Table 1 Structure parameters of air cushion platform

繼而根據幾何縮尺比λ 和選定的相似律，進一步確定其他物理參數詳細的相似比尺關系，如表2 所示.

1.3 試驗模型

如前所述，本文的試驗原型為一座烏克蘭現(xiàn)役的破冰平臺，原型結構如圖4 所示.該平臺整體結構呈倒錐形，兩臺墊升風機對稱的布置于平臺甲板,多組手指氣囊相連形成圍裙.平臺內含獨立的氣道結構，用于接收墊升風機吹出的高壓氣流，并向圍裙內提供氣壓一致、流量相同的高壓氣體.此種結構使得圍裙內部氣壓分布均勻，繼而誘使由氣囊吹出的高壓氣體流量與氣壓基本一致，有利于平臺的墊升平衡性及操縱性.該型氣墊平臺的破冰作業(yè)模式與常規(guī)設計不同，并不是以全墊升姿態(tài)航行，而是在設計吃水條件下破冰航行.為深入研究兩種不同墊升狀態(tài)下結構的破冰過程和機理，本文先后開展了兩個系列的模型試驗研究，即全墊升破冰試驗與非全墊升破冰試驗.

表2 主要物理量的相似比尺Table 2 Similar scale of primary physical quantities

圖4 氣墊平臺原型Fig.4 Air cushion platform prototype

依據氣墊平臺原型結構特征，模型結構設計包括不銹鋼制支撐框架、圍裙和氣道結構3 部分.

根據試驗模型的尺寸要求及重量要求，確定平臺模型支撐框架由不銹鋼加工而成，如圖5(a)所示.設計過程中考慮了該框架所需具備的兩種功能：一種功能是為氣墊平臺圍裙構造型式提供依托基礎；另一種功能是為氣道結構提供基礎支撐.同時，考慮到試驗過程中的拖曳作業(yè)要求，該結構還需預留出用于平臺拖曳的橫向牽引梁，并進行了局部加強.

根據原型圍裙制式特征及模型不銹鋼制支撐框架的特點，試驗模型的圍裙的設計分為兩類、8 塊子圍裙.第一類為直邊手指圍裙，共有4 塊；第二類為扇形區(qū)手指圍裙，同樣有4 塊.利用強度高、延展性好的特種材料加工圍裙.圍裙通過高氣密性的特殊工藝與不銹鋼支撐框架相連，同時，不同類型、不同部位的圍裙采用該工藝拼接為統(tǒng)一整體.

根據原型氣道結構及模型結構特點，并充分考慮模型重量、不銹鋼制支撐框架外形及制作流程等因素，選用密度小、柔韌度高的特種板材進行氣道結構的加工制作，最終形成與原型相同的氣道布置規(guī)則.氣道結構與不銹鋼支撐框架的連接同樣進行了氣密處理.

根據平臺支撐框架、圍裙及氣道結構的重量，對墊升風機的重量和出口流量進行選型.選型工作的技術要點在于根據模型結構尺寸及重量選擇墊升風機的結構尺寸、重量、出口流量及功率.采用經驗公式法對相關參數進行估算[36]

式中，Q為風機出口流量，單位為m3/s；a=5 ～10 m3/(s·kg)，考慮到本試驗需根據各部分設計進行風機的適配選型，在此選取a=10，以最大滿足風機的適用范圍；W為平臺質量，單位為kg.最終選定某型渦輪風機，并以此為基礎進行改造.改造工作主要是將渦輪風機的變頻電機換裝為伺服電機，通過精準控制風機轉速，細致調節(jié)風機出口的流量和風壓，從而使平臺模型達到縮尺后的飛高參量(即墊升高度)要求，形成與原型一致的墊升狀態(tài).原型平臺在水平面內的重心位置在結構的幾何中心處，垂向上的重心位置在設計吃水位置以上1.07 m.在模型試驗中，非全墊升工況下氣墊平臺模型的重量與原型平臺的最大排水量相對應，重心位置與原型平臺的重心位置相對應.由于全墊升狀態(tài)并不是原型氣墊平臺的設計破冰模式，在全墊升工況下僅保證平臺墊升姿態(tài)和有效飛高與原型相似.裝配成型的氣墊平臺模型如圖5(b)所示.

1.4 拖曳裝置與測試系統(tǒng)

試驗采用拖車拖曳平臺模型穿越冰蓋的方式進行，如圖6 所示.結構模型通過剛性拖曳桿與試驗拖車相連，在剛性拖曳桿兩端均連接有萬向節(jié)，以保證氣墊平臺在垂向與橫向上可以自由運動.在此基礎上，剛性拖曳桿在水平面內的運動通過兩條彈性纜繩限制，從而抑制平臺模型的艏搖和橫蕩運動，使平臺模型保持航向.因此，在此拖曳模式下，氣墊平臺模型的艏搖、縱蕩和橫蕩運動是受限制的，而縱搖、橫搖和垂蕩運動基本不受影響.

圖5 氣墊平臺模型Fig.5 Air cushion platform model

在試驗過程中，墊升風機通過氣道向圍裙內注氣，并通過控制伺服電機調節(jié)風機流量及墊升壓力.因此在每臺墊升風機出口處布置了1 個風速傳感器(圖7(a))及1 個風壓傳感器(圖7(b))，用以監(jiān)測風機的出口流量及風壓.在平臺框架底板下面前后對稱布置2 個風壓傳感器，測試氣墊下的實時墊升風壓.在橫向鋼梁上布置1 個輪輻式拉壓傳感器，以記錄模型的航行阻力(圖6).試驗中各傳感器的采樣頻率均為100 Hz.在氣墊平臺前進方向上布置了1 臺高速攝像機，記錄模型冰在氣壓作用下的破壞模式.在水池中布置了1 臺跟隨氣墊平臺模型運動的水下攝像機，用以記錄圍裙下方模型冰排的變形和破壞情況.在拖曳試驗過程中，氣墊平臺的航速由主拖車控制，氣墊平臺底部在艏部破冰狀態(tài)下的墊升壓力及艉部墊升壓力由風壓傳感器測得.

圖6 平臺模型拖曳方式Fig.6 Towing mode of the structure model

1.5 低溫凍結模型冰

氣墊平臺破冰阻力模型試驗，使用第4 代改進的尿素模型冰，即以尿素為模型冰溶液主要添加劑，經低溫凍結制備得到.模型冰制備過程主要包括配置尿素水溶液、制冷降溫、噴霧引晶、回溫調節(jié)和參數檢測等環(huán)節(jié).

制備得到的低溫凍結模型冰具有與天然海冰相似的晶體結構(圖8)，均由上部的粒狀晶層和下部的柱狀晶層組成.模型冰晶體結構和尺寸與天然海冰相似，從而保證模型冰表現(xiàn)出來的力學性質滿足相似律要求.當回溫調節(jié)模型冰力學性質達到預定目標時，在低溫拖曳冰水池內進行單軸壓縮試驗和懸臂梁彎曲試驗，測試冰強度滿足要求，即開始模型試驗.

圖8 模型冰截面圖Fig.8 Section picture of the model ice

1.6 試驗流程與試驗工況

完成低溫凍結模型冰制備后，按以下步驟開展冰水池試驗：

(1)氣墊平臺在平整地面進行墊升測試，通過調整風機轉速將平臺模型墊升至指定飛高，核定平臺全墊升狀態(tài)下的風機參數及氣墊壓力.

(2)將氣墊平臺轉運至低溫拖曳冰水池，啟動伺服渦輪風機，調節(jié)轉速至核定值，將氣墊平臺以全墊升狀態(tài)拖入冰水池中的開敞水面，進行水上全墊升氣墊壓力的標定.

(3)按全墊升及非全墊升狀態(tài)要求，在氣墊平臺模型上放置配重，調節(jié)結構吃水至預定位置.

(4)啟動試驗拖車，設計航速和距離拖曳氣墊平臺穿過模型冰排.拖曳開始前開啟各傳感器和攝像機，在試驗過程中保持連續(xù)測試.

(5)停車后退一段距離，使結構模型與模型冰脫離接觸，并重復步驟(3)～(4)開展下一輪試驗.

在試驗工況的制定中，以氣墊平臺的墊升高度來控制全墊升與非全墊升狀態(tài)，并測試不同航速下平臺所受阻力，設計試驗工況見表3.其中，全墊升狀態(tài)的飛高參數對應原型平臺的設計有效飛高，非全墊升狀態(tài)的吃水參數完全遵照原型平臺的設計吃水進行設置.

表3 模型試驗工況Table 3 Model test conditions

2 試驗現(xiàn)象

2.1 全墊升試驗

當氣墊平臺在開敞水面全墊升時，平臺下方的水面在圍裙氣囊噴出的高壓氣體作用下，形成了一個氣墊凹陷，如圖9 所示.可見氣墊凹陷在水中形成明顯邊界，同時形成水面興波向四周擴散.部分氣體沿平臺與水面的間隙向外散逸，裹挾大量水體形成飛濺水霧的現(xiàn)象,見圖10(a).興波的擴散過程造成風壓的脈動變化，進而致使氣墊平臺發(fā)生持續(xù)的升沉運動.結構模型在試驗拖車拖曳下由開敞水面行駛2 m 后，形成了穩(wěn)定的航行姿態(tài)并到達模型冰排前緣.此時，由于平臺底部存在水面凹陷，使得冰排前緣已經完全暴露于水面之上，并與圍裙發(fā)生瞬態(tài)的撞擊.這一瞬態(tài)的撞擊事件，導致冰排前緣發(fā)生局部破壞，并伴隨整體的下彎變形姿態(tài)，同時艏部圍裙也發(fā)生小幅彎折變形，見圖10(b).但這一過程并未促成冰排的大尺寸彎曲斷裂.在全墊升狀態(tài)下，氣墊平臺艏部圍裙的底部與冰排邊緣發(fā)生接觸，圍裙底部發(fā)生小幅彎折變形后順勢抬升，氣墊平臺以“前仰后傾”的姿態(tài)沿彎曲冰面順利上爬至冰面上.當氣墊平臺完全上爬至冰面后，氣墊平臺以全墊升狀態(tài)在冰面上保持低速航行,見圖10(c).冰排則在風壓作用下發(fā)生了可見的下陷變形，且形成冰面興波，但試驗全程并未發(fā)生破壞.

圖9 試驗工況1 水下試驗現(xiàn)象Fig.9 Test phenomena under water in condition 1

圖10 試驗工況1 現(xiàn)象和阻力時程Fig.10 Test phenomena and resistance curve in condition 1

全墊升工況中的氣墊平臺阻力時程同樣在圖10 中予以展示.由圖10 可見，初始階段氣墊平臺在開敞水面移動，此時航行阻力均值水平很低，并且由于風壓的脈動效應和水面的興波過程，致使阻力出現(xiàn)顯著的波動現(xiàn)象.隨后，圍裙氣囊與冰排的瞬態(tài)撞擊和上爬過程，導致阻力水平突升，尤其是圍裙底部在上爬過程中與冰排前緣的持續(xù)摩擦過程，致使這種大阻力過程持續(xù)了近1 s 的時間.隨著氣墊平臺上爬至冰面，由水面全墊升狀態(tài)轉換為冰面全墊升狀態(tài)，阻力快速回落.氣墊平臺在冰面上航行時，圍裙底部會與冰面發(fā)生摩擦作用，受到的阻力水平明顯大于在水面航行狀態(tài)時，如阻力時程曲線中標注的均值紅線所顯示的.

在全墊升工況試驗中還發(fā)現(xiàn)，盡管氣墊平臺模型拖曳裝置中有兩條彈性纜繩限制結構的平面內運動，但仍觀察到氣墊平臺有顯著的艏搖運動趨勢.這是平臺自身外形特點與平臺兩側受力的不均勻性共同導致的.這一現(xiàn)象可能對原型氣墊平臺或驅動船只的操縱性造成十分不利的影響.

2.2 非全墊升試驗

由全墊升試驗的現(xiàn)象可知，有效的破冰過程是難以實現(xiàn)的.參考原型氣墊平臺的設計資料，采用其設計吃水條件進行非全墊升模式試驗.將結構模型在開敞水域壓載至設計吃水(27 cm)，其他試驗條件不變.

在敞水拖曳航行階段，由于圍裙氣囊底部已浸沒水中，所以高速氣流不再以裹挾水顆粒的方式發(fā)生飛濺，而是在平臺四周形成持續(xù)的氣泡泄放，進而造成水面的持續(xù)翻滾，難以形成穩(wěn)定的水面興波情形.當模型艏部抵達冰排前緣時，圍裙前端受到冰排全厚度的碰撞擠壓，發(fā)生局部較大的彎折變形，阻礙了內部氣道向下噴射高壓氣體，從而使得船艏底部暫時失去高壓氣體支撐，導致艏傾現(xiàn)象出現(xiàn).同時，冰排也隨之出現(xiàn)整體的下彎變形.更重要的是，此時冰排前緣的下方已經匯聚有一個明顯的氣腔，即便單從水上觀測，也可以看到冰下一個巨大的白色空腔，如圖11 所示.

圖11 冰排底部空腔Fig.11 Airspace under ice

另一方面，由于此時平臺具有一定的吃水，因此與冰排接觸的不再僅僅是圍裙氣囊的下邊緣，而是具有倒錐形下壓構型的圍裙氣囊表面.這樣一來，隨著平臺的繼續(xù)向前推進，冰排的下彎變形持續(xù)發(fā)展，并很快在距離冰與圍裙氣囊表面的接觸前緣大概5 倍冰厚的位置，出現(xiàn)了一條垂直于平臺前進方向、平行于平臺型寬方向的環(huán)向裂紋.這一環(huán)向裂紋快速向兩側擴展，當長度與前端接觸區(qū)域寬度相當時，開始呈現(xiàn)向接觸區(qū)域閉合發(fā)展的趨勢，并最終抵達冰排前緣，致使冰排發(fā)生由單條環(huán)向裂紋貫穿的整體彎曲破壞.需要注意的是，環(huán)向裂紋的大范圍擴展過程中，會不斷有徑向裂紋由接觸區(qū)域向環(huán)向裂紋擴展，進而在抵達環(huán)向裂紋時將整體斷裂的冰排前緣分割為一系列的碎塊.而當平臺的側舷開始進入接觸區(qū)域后，則會繼續(xù)將已經初步斷裂的冰排進一步壓斷，形成一條整齊的“割痕”.由此，隨著平臺的持續(xù)航行，就會在冰面上留下一條布滿較小碎冰塊的破冰航道，航道周圍則散布著一系列大的環(huán)向裂紋痕跡，如圖12 所示.

圖12 航道及兩側冰況Fig.12 Ice conditions in the channel and on both sides of the channel

上述單條環(huán)向裂紋貫穿式擴展所引發(fā)的冰排整體破壞現(xiàn)象，在整個試驗過程中并不是唯一的，還存在多條環(huán)狀裂紋交錯擴展的局部破壞模式.這種破壞模式發(fā)生在某次整體破壞現(xiàn)象之后，此時平臺艏部圍裙氣囊與完好冰排的再次接觸區(qū)就不再是規(guī)則的形狀，由此導致圍裙氣囊與冰排的接觸具有非同時特征，進而致使一系列距離接觸較近的環(huán)向裂紋沿平臺艏部先后出現(xiàn)，并在擴展過程中發(fā)生交錯.這種交錯的擴展就加劇了徑向裂紋的產生與擴展，并將整個接觸區(qū)域的冰排分割為一系列尺寸更小的碎塊，如圖13 所示.

圖14 給出試驗工況2 試驗現(xiàn)象和阻力時程曲線，可以看出，局部破壞模式下的破冰阻力水平會明顯比整體破壞下的阻力低.這種局部破壞模式會維持相當長一段時間，并在某一時刻又突然轉變?yōu)檎w破壞模式.冰排的整體破壞與局部破壞的交替出現(xiàn)也成為試驗中重要的現(xiàn)象.觀察圖14 所示的阻力時程曲線還可以發(fā)現(xiàn)，不論是冰排的整體破壞還是局部破壞，都會促使破冰阻力隨時間呈現(xiàn)出顯著的加載--卸載周期性波動特征.

圖14 試驗工況2 試驗現(xiàn)象和阻力時程曲線Fig.14 Test phenomena and resistance curve in condition 2

試驗中另一種重要的現(xiàn)象是水下氣腔的發(fā)展與釋放.伴隨著冰排的周期性破壞進程，由水下攝像可以發(fā)現(xiàn)冰下的氣腔也存在周期性的發(fā)展與釋放過程.圖15 展示了一張從水下錄像中截取的氣腔景象，圖15 中黃色虛線指示了氣腔邊緣位置.該景象對應于冰排發(fā)生一次整體彎曲破壞前的時刻，可以看到，此時水下的氣腔是與平臺下部的氣墊空間相貫通的，所形成的外擴輪廓也恰恰與冰面上正在發(fā)展的環(huán)向裂紋相吻合.而當冰排的整體斷裂事件發(fā)生時，則會在平臺艏部圍裙氣囊前伴有高高噴射而出的水霧.在局部破壞事件發(fā)生時，這種水下氣腔的壓力釋放過程，往往會將破碎的冰塊頂起，形成一種冰排發(fā)生局部向上彎曲破壞的假象，如圖16 所示.

圖15 試驗工況2水下試驗現(xiàn)象Fig.15 Test phenomena under water in condition 2

圖16 冰排向上彎曲破壞Fig.16 Upward bending failure of ice sheet

在非全墊升工況試驗中，仍然發(fā)現(xiàn)氣墊平臺出現(xiàn)了顯著的艏搖運動趨勢.在連續(xù)破冰過程中，冰排的非同時破壞導致氣墊平臺兩側受力不均勻，從而會對原型氣墊平臺的操縱性帶來不利影響.

3 試驗結果和分析

3.1 氣墊平臺破冰機理

由試驗工況1 的現(xiàn)象可知，氣墊平臺在全墊升狀態(tài)下運動至冰排邊緣后，由平臺底部形成的水面興波，在向冰下水體傳播的過程中，將發(fā)生快速的能量耗散，難以形成聚能效應，因此難以依靠冰下興波促使冰排破壞.而對于興波傳播過程中帶入冰下的有限空氣，由于并未與氣墊的高壓空間形成連通，所以大部分很快被靜水壓推出冰下而發(fā)生散逸，一小部分則以小氣泡的形成散布于冰體之下，難以形成有效的氣腔環(huán)境.另一方面，由平臺底部吹出的高壓氣流，因圍裙氣囊底部與冰排邊緣之間存在縫隙而快速散逸，同樣未能沖入冰下匯集成為穩(wěn)定氣腔，該過程如圖17 所示.由此可見，由于全墊升狀態(tài)下冰下難以形成穩(wěn)定氣腔，所以水體對于冰排的彈性體支撐作用仍舊維持，進而造成冰排的抗彎和垂向承載能力增強，并由此支撐平臺最終上爬至冰面全墊升行進.

而當平臺狀態(tài)轉為具有吃水的非全墊升狀態(tài)時，圍裙氣囊的下部完全被水體封閉，因此，平臺底部本身就存在一個具有壓力維持能力的超大氣腔.在敞水條件下，這一超大氣腔不斷由底部向周圍的水體釋放高壓氣流，并經由水氣交界面得以釋放壓力.然而，當這些水下上升的高壓氣泡群遭遇水面冰排的阻礙后，就會快速匯聚為一定規(guī)模的氣腔，并以體積擴展的方式釋放壓力.而平臺底部的超大氣腔則會隨著平臺與冰的作用發(fā)展，與冰下氣腔形成連通，進而不斷為冰下氣腔的規(guī)模擴展和壓力維持提供源源不斷的輸入，這也正是圖15 中冰下氣腔的形成機理.

圖17 全墊升平臺破冰失效原理圖Fig.17 Sketch of ice breaking process by full-cushion platform

更重要的是，冰下氣腔的形成并不僅僅是消除了水體對冰排的彈性支撐作用，而是在氣墊壓力的供應下，對冰排產生了超過上部冰體自重的上頂載荷作用，如圖18 所示.這樣一來，冰排的受力條件就轉變?yōu)椋荷媳砻娴那岸顺惺芷脚_圍裙的局部下壓作用Fs，這一局部下壓力Fs與平臺的倒錐形線型促使冰排發(fā)生向下的彎曲變形；下表面的冰下氣腔范圍內承受近乎均布的上頂壓力作用Pair.隨著氣墊平臺的推進，越來越多的平臺重量將向冰排前緣轉移，即Fs在不斷增大；同時冰下氣腔的邊緣也不斷向冰排遠端擴展，而由于其內部的壓力維持能力，即Pair變化很小，導致冰排承受的總的上頂載荷也不斷增大.由此可推知，冰排內部就形成了一個沿厚度方向不斷增強的剪切應力場，最大的剪切應力自然就出現(xiàn)在冰下氣腔的邊緣位置上.冰下氣腔上頂壓力在冰內形成剪應力場，加快了冰內環(huán)向裂紋的擴展進程，從而促使冰排發(fā)生向下的彎曲破壞.

圖18 非全墊升平臺有效破冰原理圖Fig.18 Sketch of ice breaking process by non-full-cushion platform

圖19 為平臺破冰結束后的航道及兩側冰排破壞圖，可以發(fā)現(xiàn)大規(guī)模環(huán)向破壞隨平臺行進呈逐漸擴大趨勢.平臺第一次大規(guī)模環(huán)向破壞事件如圖19 中環(huán)向切面①所示，由①切面至④切面出現(xiàn)了斜向裂紋②和③，這是由平臺局部環(huán)向破壞所引發(fā)的.破冰進程中最后兩次大規(guī)模環(huán)向破壞事件如④和⑤切面所示.這就說明平臺破冰進程中持續(xù)地向冰排底部輸送氣體，使得氣腔域規(guī)模逐漸向航道兩側冰排延伸，如圖20 所示.由此可見，冰排底部能否形成穩(wěn)定氣腔，是決定氣墊平臺能否有效破冰的誘因，而氣腔域的規(guī)模決定著冰排破壞的規(guī)模.

圖19 冰排大規(guī)模環(huán)向破壞Fig.19 Global failure of ice sheet

圖20 平臺行進中冰下氣腔規(guī)模擴展Fig.20 Expansion of air space under ice during structure moving

圖21 非全墊升工況風壓曲線Fig.21 Wind pressure curves in non-full-cushion conditions

圖21 非全墊升工況風壓曲線(續(xù))Fig.21 Wind pressure curves in non-full-cushion conditions(continued)

如前所述，平臺破冰進程中的艏部破冰風壓，由安裝于平臺艏部區(qū)域的風壓傳感器測量.圖21 所示分別為非全墊升試驗工況2,3,4 條件下，平臺艏部破冰風壓時程曲線和頻譜.由試驗現(xiàn)象可知，平臺破冰進程中，由敞水航行轉換為連續(xù)破冰航行后，艏部圍裙與全厚度冰排相互擠壓造成圍裙大幅度非線性變形，平臺整體也出現(xiàn)了明顯的艏傾現(xiàn)象.如此，艏部前傾將氣墊體積短時壓縮，反映在風壓時程曲線上則表現(xiàn)為風壓值的瞬態(tài)躍升.待冰排被平臺彎曲破壞后，平臺航行姿態(tài)回調，且受慣性力的影響，平臺艏部將超越敞水航行時的平衡姿態(tài)，形成短暫的上躍.此時，氣墊體積快速增大，而氣流在這一短暫的時刻不能快速填補增大后氣墊空間，這就使得艏部破冰風壓出現(xiàn)下降.如此，平臺在破冰操作中經上爬與下沉姿態(tài)連續(xù)轉換，艏部破冰風壓則會因此表現(xiàn)出明顯的周期性波動特征，且整體保持在一定波動范圍內.同時，還可以發(fā)現(xiàn)，平臺以不同航速進行破冰操作時，艏部破冰風壓的波動幅值基本一致，波動頻率基本相同.這說明航行速度對氣墊壓力的影響較小.

3.2 破冰阻力隨航速的變化

在模型試驗中，氣墊平臺的航行阻力通過模型拖曳裝置中的輪輻式拉壓力傳感器測得.3 種非全墊升試驗工況下測得的破冰阻力均值和最大值列于表4 中.

表4 不同工況下破冰阻力結果Table 4 Ice breaking resistance in each condition

在試驗工況2～4 中，分別測試了氣墊平臺在3 種航速下的破冰阻力.其中，根據相似律，試驗工況2 對應原型結構的1 kn 航速，試驗工況3 模擬原型結構的2 kn 航速，試驗工況4 對應原型結構的0.5 kn 航速.取各組試驗中氣墊平臺連續(xù)破冰階段的阻力均值，作為衡量結構破冰阻力水平的度量參數，從而可用于設計氣墊平臺主機的平均功率.破冰阻力極值出現(xiàn)在冰排發(fā)生整體彎曲破壞過程中，與貫穿式單條環(huán)向裂紋同時出現(xiàn).破冰阻力極值反映了破冰過程中結構可能遭遇的最大載荷，從而可用于設計氣墊平臺的瞬態(tài)過載能力.

不同航速下氣墊平臺的破冰阻力極值和阻力均值如圖22 所示.

圖22 破冰阻力隨航速變化情況Fig.22 Changes of ice breaking resistance with speed

由圖22 可見，氣墊平臺模型在設計吃水條件下的破冰阻力極值和均值隨航速增加而增大.這是由于在設計吃水條件下，氣墊平臺的航行阻力由兩部分組成，一部分是破冰過程受到的冰阻力，另一部分是水中航行受到的水阻力.水阻力隨航速增加而增大，從而造成氣墊平臺的破冰阻力隨航速增大.另一方面，隨航速增加，氣墊平臺與冰排的接觸過程更為迅速，圍裙變形更大，導致結構承受的冰阻力水平也隨之增大.由此可見，為減小破冰阻力，該型氣墊平臺在進行破冰作用時應設置較低的航速條件.需要注意的是，當航速由2 kn 增大至3 kn 時，破冰阻力極值和均值的增大幅度并不明顯，可見阻力隨航速增加而增大的速率有所減小.

圖22 中兩個三角符號數據點分別代表試驗工況1 的航行阻力極值和阻力均值.在試驗工況1 中，氣墊平臺處于全墊升狀態(tài)，結構受到的阻力主要來自于冰面的摩擦作用.由圖可見，在全墊升狀態(tài)下，氣墊平臺冰面航行阻力均值(9.51 N)明顯小于在設計吃水條件下進行破冰作業(yè)時的阻力.由試驗現(xiàn)象分析可知，全墊升工況下的阻力極值是氣墊平臺圍裙與冰排發(fā)生初始碰撞時產生的，這一過程常伴隨有冰排的局部破壞.因此，試驗工況1 的阻力極值較大，接近破冰工況2～4 的阻力均值水平.但由于圍裙與冰排接觸面積較小，未引起冰排的整體破壞，試驗工況1 的阻力極值遠小于破冰工況2～4 的阻力極值.

4 結論

本文開展了平整冰條件下的氣墊平臺低速破冰試驗，分別測試了不同墊升狀態(tài)和航行速度對結構破冰進程及破冰阻力的影響.通過試驗得到以下主要結論：

(1)對于本文研究的破冰專用氣墊平臺，非全墊升狀態(tài)更有利于冰排發(fā)生破壞，在破冰作業(yè)時應采用非全墊升模式.

(2)平臺浸入水中后，底部高壓氣流擴散至冰排底部將水體排開，形成冰下氣腔，且圍裙底部可為冰下氣腔的規(guī)模擴展和壓力維持提供源源不斷的氣體輸入.待平臺與冰排相互作用后，失去水體彈性支撐的冰排在結構的下壓作用下發(fā)生彎曲變形，在氣腔上頂壓力的作用下，氣腔邊緣位置冰排中出現(xiàn)環(huán)向裂紋，冰排發(fā)生彎曲破壞.發(fā)現(xiàn)平臺破冰的關鍵機理，是可在冰排底部形成氣腔.

(3)氣墊平臺的艏部破冰風壓隨航速變化較小，破冰阻力隨航速增大而增大.

(4)氣墊平臺在破冰過程中會出現(xiàn)明顯的艏搖運動趨勢，這是氣墊平臺幾何構型與冰力作用的不均勻性共同導致的.

綜上，氣墊平臺在非全墊升狀態(tài)下會受到很大的阻力作用.在此情況下，采用自航模式破冰難以配備能產生足夠推力的風機，更無法有效控制平臺的航行姿態(tài).在實際應用中，可以考慮配備具有足夠推進功率的船舶，驅動氣墊平臺進行破冰作業(yè)，并通過剛度較強的連接框架控制平臺姿態(tài)，從而保證氣墊平臺能夠安全、穩(wěn)定的連續(xù)作業(yè).