張宗科

（中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院 上海200011）

引 言

全墊升氣墊船由于具有優(yōu)良的兩棲性，可裝載重型主戰(zhàn)裝備實現(xiàn)快速超越登陸，而被美、俄等軍事強國用作氣墊登陸艇來實現(xiàn)主戰(zhàn)坦克的末端輸送［1］。它使全世界可供登陸的岸線由17%激增到73%以上，是奪島戰(zhàn)、突襲登陸作戰(zhàn)的利器。全墊升氣墊船因氣墊壓力興波而存在兩個阻力峰，越出第一阻力峰后，船依靠氣墊圍裙系統(tǒng)基本懸浮在運行表面之上，由導管空氣螺旋槳提供推進力而高速航行，依靠槳后空氣舵來操控航向，美國氣墊登陸艇（LCAC）還有首推器提供部分推力及航向操控力［2］。

氣墊船越出阻力峰高速航行時，僅有圍裙下部手指末端與運行表面接觸，故阻尼很小。若打舵過大或回轉(zhuǎn)率過高，船會發(fā)生甩尾側(cè)滑；若缺乏橫向運動控制手段，船易發(fā)生大角度側(cè)滑。由于橫向阻力大，橫向速度會快速衰減。當側(cè)滑速度達到一定值時，橫向氣墊興波的波長與船寬基本相同，這時船底的縱隔圍裙下端與興波波面之間的間隔增大，導致縱隔圍裙的氣墊分隔效果迅速變差，船墊態(tài)橫穩(wěn)性大幅下降，此時在外界擾動（橫風、橫浪）作用下，船易發(fā)生翻船風險。為避免發(fā)生以上安全性問題，特給出嚴格的安全運行限界，諸如最高航速限制、航行過程縱橫傾角限制、高航速只能點舵回轉(zhuǎn)、最大回轉(zhuǎn)角速度限制等。此外，LCAC還限定了不同航速下的漂角、回轉(zhuǎn)時漂角與回轉(zhuǎn)角速度，俄羅斯大型氣墊船ZUBR則規(guī)定了更嚴格的安全限界［2］。不過，過嚴的限界會嚴重制約氣墊船高速機動性的發(fā)揮，甚至影響其戰(zhàn)斗力。對于因高航速時回轉(zhuǎn)而引發(fā)高速甩尾，繼而引起高速側(cè)滑等一系列后果進行研究，評估其是否處于可接受范圍，從而合理制定安全運行限界，提升高速機動性等。

由于實船直接試驗存在較大風險，因此國外對該問題的研究主要遵循船模試驗、理論分析、實船驗證、理論模型修正的一般規(guī)律，但相關(guān)研究較少［3］。國內(nèi)對此未進行專門研究，僅在實船操縱性試驗以及安全邊界航行試驗中偶然發(fā)生過側(cè)滑現(xiàn)象［2］。

1 國外船模試驗及理論分析

為研究裝備新型圍裙的氣墊船橫向側(cè)滑特性，文獻［3］利用LCAC拖曳船模先后5次進行90°橫向減速試驗。船模側(cè)向阻力、船模速度的時歷曲線見圖1。

試驗過程中可對風險因素加以控制，如在船模上增加保險繩等，以保證不會側(cè)滑翻船。本文利用HUANG T T 等人［4］所發(fā)展的 Newman & Poole［5］興波計算方法，編程計算LCAC船模在不同橫向傅汝德數(shù)下的氣墊興波。船舯橫剖面處對應的波面凹陷參見下頁圖 2。無因次波面升高系數(shù) η = ρgζ / Pc（其中：ζ為波面升高，m；ρ為水密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；Pc為氣墊密度，Pa）。橫向傅汝德數(shù)（其中：V為航速，m/s；Bc為氣墊寬度，m）。無因次橫向位置y′= y/Bc（其中：y為沿船寬方向距船中縱剖面的距離，m）。

由圖2可見,當橫向傅汝德數(shù)FnB為0.3和0.55時，船前進方向一舷為興波波峰，而隨邊一舷對應波谷，前后興波高度差最大，對應兩個阻力峰。在FnB=0.4處，氣墊興波波長基本等于船寬，前后兩舷均對應波峰，而中縱剖面對應波谷。此時，船底與興波水面之間圍成的體積最大，而位于中縱剖面處的縱向分隔裙距水面間隙最大，其分隔效果最差，從而使船墊態(tài)橫穩(wěn)性變差，在外界風浪擾動下易發(fā)生大幅橫傾。理論計算得到的無因次氣墊興波阻力、總阻力系數(shù)與船模試驗結(jié)果的比較見圖3。

由于常規(guī)阻力理論計算中，對隨邊一舷圍裙下部手指兜水阻力估算不足，理論總阻力小于船模實船預報值。相對而言，船模減速試驗預報實船橫向側(cè)滑減速阻力的變化趨勢，與實船側(cè)滑中觀察到的現(xiàn)象更為接近。

2 國外實船試驗與結(jié)果分析

作為氣墊船的特有系統(tǒng)，圍裙在船模與實船上所用制造材料的物理特性（如彈性模量、剛度）不能做到縮尺模擬，船模圍裙相對不易變形、剛度偏大，造成船模阻力、抗低頭埋首能力均偏大［6］。美國LCAC試驗阻力與船模按縮尺比λ的三次方直接換算預報獲得的實船阻力相比偏大，且波浪阻力隨波高增加而明顯加大，因而提出將船模試驗阻力預報到實船波浪中阻力的波高修正因子CWHF。同理，船模高速側(cè)滑后行為預報到實船也會存在較大的不相似性，因此利用實船進行試驗驗證非常必要。

美國深型圍裙已發(fā)展到第三代，在LCAC的升級換代品——艦岸連接器SSC的圍裙競優(yōu)中，通過大量拖模試驗，Textron公司的側(cè)部單囊套指形式圍裙方案勝出。為驗證裝備優(yōu)選圍裙的艇高速側(cè)滑后行為，在專用試驗艇LCAC-66上進行實船側(cè)滑試驗。除航拍以外，為更清晰、全面地觀察記錄高速側(cè)滑時側(cè)部圍裙的變形響應，在側(cè)滑前進方向一舷安裝專門的舷外攝像機進行實時錄像。通過操艇經(jīng)驗豐富的駕駛員對空氣舵與首推器的精心聯(lián)合操作，使LCAC快速右轉(zhuǎn)，船向左高速橫向側(cè)滑（見圖 4）。

由于尾部圍裙下端的滑板指觸水較多，船尾承受阻力大，船橫向側(cè)滑后期出現(xiàn)左轉(zhuǎn)（見圖5）。

側(cè)滑過程中，船的橫向速度隨時間變化參見圖6。

由于橫向側(cè)滑時隨邊一舷的圍裙下部手指兜水影響，橫向阻力較大，速度下降較快，甚至比LCAC的母型船JEFF B實船縱向慣性試驗測得的螺旋槳與首推器反向推力剎車時的減速更快。側(cè)滑過程中，航向角與首向角變化率、橫傾角以及FnB的時歷曲線見下頁圖7。

基于本文編制的橫向氣墊興波計算程序，得到的LCAC實船側(cè)滑減速曲線與以往文獻中的比較見下頁圖8。以往文獻中僅計算水動阻力，而本文計算中考慮了所有阻力的影響，因此結(jié)果與試驗更為接近。

由圖3與圖5可知，首向角ψ轉(zhuǎn)過90°后，橫向傅如德數(shù)FnB從1.2下降至0.8，由于興波阻力增加不大，因此減速較慢；而當FnB從0.8下降至0.2時則，由于興波作用艇橫向速度迅速減小，同時由于橫穩(wěn)性迅速變小，艇此時很不穩(wěn)定，加之本身隨橫向波傾角影響，橫傾角大幅波動，因此在外界風浪擾動下會發(fā)生更為危險的大幅橫搖。

從圖7可見，在短短5 s時間內(nèi)，F(xiàn)nB從0.8下降至0.2、橫傾角從+6°迅速下降到-12°，舷側(cè)甲板上水。

3 國內(nèi)輕型氣墊船操縱性試驗中的甩尾側(cè)滑

國內(nèi)在20世紀90年代的輕型氣墊船實船靜水操縱性試驗中，左舵30°回轉(zhuǎn)時發(fā)生甩尾，船甩尾側(cè)滑后的速度、漂角、回轉(zhuǎn)角速度、縱/橫傾角、首向角等運動參數(shù)的時歷曲線如圖9所示［2］，各參數(shù)坐標定義見圖10。對記錄的時歷曲線作數(shù)字化處理，所得側(cè)滑軌跡圖以及速度、橫向速度、橫向傅汝德數(shù)、縱/橫傾角的時歷曲線見下頁圖11。

從下頁圖12可見，首向角ψ從90°至270°范圍內(nèi)，船處于回轉(zhuǎn)失穩(wěn)甩尾狀態(tài)，回轉(zhuǎn)率γ（ψ ′）從 3°/s迅速增至 10°/s，橫傾角 φ 從 0.5°增至 5°。

4 國內(nèi)重型氣墊船航行試驗中的意外側(cè)滑

國內(nèi)某重型氣墊船作自動駕控系統(tǒng)安全航行邊界試驗時曾發(fā)生意外高速側(cè)滑，所記錄的有關(guān)運動參數(shù)的時歷曲線見圖12。經(jīng)分析得出，出現(xiàn)側(cè)滑的主要原因是為了盡快達到給定的回轉(zhuǎn)率而長時間打大舵角，船超過穩(wěn)定界限后回轉(zhuǎn)率陡增導致。

從圖12可見，在第40～50 s內(nèi)，F(xiàn)nB從0.8降至0.2，而橫傾角φ從-0.5°到-8°再到3.5°，變化較大。

國內(nèi)重型氣墊船實船意外側(cè)滑運動軌跡示意圖如圖13所示。

船側(cè)滑過程涉及到時間戳、坐標、速度、縱/橫傾角、航向角和側(cè)滑角等多個運動參數(shù)。在AutoCAD中利用Visual LISP進行二次開發(fā)，將以上運動參數(shù)綜合體現(xiàn)在軌跡圖中（參見圖14），可更直觀顯示與分析處理。圖中的箭頭表示船首方向。

5 三型船側(cè)滑比較

高速側(cè)滑與高速低頭埋首一樣，都是全墊升氣墊船船型所特有的潛在風險。將三型船側(cè)滑的運動參數(shù)時歷曲線繪制在一起（見圖15）。

可以發(fā)現(xiàn)兩型重型高氣墊密度船具有較大的相似性。在FnB由0.8降到0.2時，船出現(xiàn)大幅橫向振蕩現(xiàn)象，橫傾角變化幅值達12°～18°，氣墊密度越大則橫傾角也越大。根據(jù)圖2計算求得船底氣墊壓力面興波在船舯橫剖面處的波形?？梢姡贔nB=0.4處，氣墊興波波長基本等于船寬，前后兩舷均對應波峰，而中縱剖面對應波谷，此時船底與興波表面之間圍成的體積最大。氣墊容積增大、囊壓比短時下降，而位于中縱剖面處的縱向分隔裙距水面間隙最大，其分隔效果最為惡化，使船墊態(tài)橫穩(wěn)性變差，從而導致外界風浪擾動下易發(fā)生大幅橫傾。

輕型低密度氣墊船操縱時很容易甩尾，回轉(zhuǎn)率γ可從3°/s增至10°/s，即使在FnB從0.8降到0.2的過程中，其橫傾角變化也不大，無論是低速甩尾還是高速甩尾，橫傾角始終在5°左右。這說明氣墊密度低，則回轉(zhuǎn)運動阻尼小，且氣墊興波凹陷小，因而其橫穩(wěn)性在回轉(zhuǎn)中變化不大。

橫向氣墊興波使得縱向分隔裙下端與水面之間的間隙yc變大，參見圖16。橫傾時，隨邊一舷圍裙下部觸水增大，圍裙下端的開式手指“兜水”后阻力激增，船又反向橫傾，呈現(xiàn)出大幅橫向振蕩現(xiàn)象（見圖17）。高速側(cè)滑時，隨邊一舷圍裙下部開式手指“兜水”使船很快減速，側(cè)部圍裙與尾部圍裙以及圍裙內(nèi)安裝邊處的應力集中區(qū)域存在因過載而受損的風險。?

由于氣墊興波的波高與氣墊壓力成正比，因此對于低氣墊密度的國內(nèi)輕型氣墊船，在最不利的FnB=0.4附近時，氣墊興波凹陷所造成氣墊容積的變動仍相對較小，墊態(tài)橫穩(wěn)性下降較少，橫傾角變化幅值也較小。根據(jù)圖2計算得到的興波波形，可以換算得到橫向側(cè)滑時，船橫傾角隨橫向傅汝德數(shù)的變化關(guān)系（參見圖18）。當船橫向減速較快，橫向速度衰減到FnB＜0.55時，自身氣墊興波引起的橫傾角急劇減小，自身慣性所產(chǎn)生的重力傾斜力矩較大，在FnB=0.4附近橫穩(wěn)性最小。此時，重力傾斜力矩作用下產(chǎn)生反向大幅橫傾，在觸水反彈力矩作用下，又產(chǎn)生正向大幅橫傾，形成快速橫搖。

高密度氣墊船在橫向傅汝德數(shù)FnB=0.4附近時會出現(xiàn)快速大幅橫搖，如美國LCAC實船試驗中，橫傾角在4s時間內(nèi)從6°迅速減至-12°，基本接近右舷剛性船體結(jié)構(gòu)觸水，該側(cè)快速下沉激起的大量水花被吸入導管空氣螺旋槳與墊升風機內(nèi)，有可能造成槳葉、風機葉片損壞。低密度氣墊船與高密度的美國LCAC相比，在橫向阻力峰的波傾角小很多，如圖18所示，因此其在FnB=0.4附近橫傾角變化也遠小于LCAC。

氣墊船橫向側(cè)滑在FnB=0.4附近時橫穩(wěn)性最差，易受外界風浪干擾，如遭受橫向陣風或橫浪，并且存在橫向翻船的風險（參見圖19）。由于橫穩(wěn)性最差，船可能向側(cè)滑前進方向低頭埋首乃至向前翻船，也可能向后側(cè)翻船，這種隨機不確定性在國內(nèi)船模90°橫向側(cè)滑試驗中也得到過驗證。

氣墊船側(cè)滑甩尾在靜水中相對風險較小，但在波浪中風險也很大，因此在安全限界內(nèi)，應與橫傾失穩(wěn)一樣加以嚴格限定。根據(jù)輕型與重型氣墊船的廣泛試驗結(jié)果，一般均在側(cè)滑角β≥45°以及回轉(zhuǎn)率γ≥3°/s以后才開始甩尾或大幅橫傾。

正是由于高速側(cè)滑存在較大的風險，美國LCAC將側(cè)滑角與縱傾角、回轉(zhuǎn)率一起作為安全限界的重要指標參數(shù)，在其操作手冊［7］中明確規(guī)定不同航速下的最大允許側(cè)滑角（Maximum Allowable Sideslip，MAS），參見下頁圖20。

根據(jù)國內(nèi)重型氣墊船的實船試驗情況，提出高速側(cè)滑后避免大幅橫傾的應對措施建議：在高速側(cè)滑發(fā)生時密切注意船側(cè)滑角與橫向速度，在側(cè)滑角超過60°且橫向速度下降到接近FnB=0.4對應的橫向速度前，可加大導管空氣螺旋槳的槳距角以增加首向分速度，使船合速度增大，以避開船自身的橫向興波范圍，從而避免大幅橫傾以及快速橫搖的出現(xiàn)。

6 結(jié) 論

全墊升氣墊船越出阻力峰后高速航行時，若操作不當（如長時間打大舵角等），會產(chǎn)生高速側(cè)滑。由于氣墊興波的影響，在FnB=0.4附近時，橫穩(wěn)性急劇下降，船在外界風浪擾動下會出現(xiàn)大幅橫搖，從而給圍裙和船體結(jié)構(gòu)等帶來不利影響，危險性較大。本文介紹了國外研究情況，并與理論計算結(jié)果進行比較，對國內(nèi)實船試航中出現(xiàn)的意外側(cè)滑進行分析，表明高速側(cè)滑后橫向興波將引起船橫傾角大幅變化，且隨邊一舷圍裙下部手指嚴重兜水導致圍裙局部損壞，從而給氣墊船的安全性與可靠性帶來較大問題。實際使用時可視要求放寬船的安全運行限界，但這將使高速側(cè)滑的風險大增，因此必須引起足夠重視！

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［2］ 馬濤，鄔成杰. 氣墊船總體性能與圍裙氣墊系統(tǒng)流體動力設(shè)計［M］.北京：國防工業(yè)出版社，2012.

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