高密度中低速全垫升气垫船越峰问题的探讨与实践

仰 泳 张宗科

（中国船舶及海洋工程设计研究院 上海 200011）

引 言

十一五预研课题“中型气垫巡逻艇关键技术研究”，针对界江界河狭窄多弯、水浅多风的环境条件，主要研究独立风机供气的艏喷管技术，以解决全垫升气垫船所特有的抗侧风能力差、低速操纵性不佳的难题［1］。1吨级试验艇是为验证该关键技术建立一个平台，通过该艇的工程研究设计、试验和试航，验证关键技术并确定其工程化可实现的程度，以及暴露并解决系统集成后的矛盾，为中型气垫巡逻艇研制缩短周期、降低技术风险并促使其一次成功提供技术储备。由于研究经费有限，1吨级小艇的主尺度和动力选型受到了极大的限制，而又必须布置独立风机供气的艏喷管。尺度的极小化、系统和设备又高度密集，设备难以做到轻量化；加之设计和建造的超重造成气垫密度大幅提高而成为高密度艇，原基于低速型设计所确定的在阻力峰处推力/阻力裕度变得不足，使小艇出现了越峰困难的问题，凸显了原阻力计算方法的不完善之处。

全垫升气垫船由导管空气螺旋桨提供推力，在垫态航行时，依靠围裙垫升系统在船体下部形成的气垫基本悬浮在运行表面之上。该类船无吃水、具有两栖性，可在陆上、冰上、沼泽地及极浅水域无障碍运行；此外，良好的适应性以及较高的航速，使其也被广泛用于登陆、巡逻、搜救、救灾等。

全垫升气垫船在静水中垫态航行时阻力为

式中：Rα为艏艉动量差阻力；

Rm为垫升气流动量阻力；

Ra为迎风型阻力；

Rw为气垫兴波阻力；

Rs为围裙湿水阻力与围裙兴波阻力。

风浪中阻力增量为由风速Vb引起的型阻力增量垫升气流动量阻力增量与风浪引起的围裙湿水阻力增量典型全垫升气垫船各阻力成分见图1。

图1 典型气垫船的阻力成分

影响全垫升气垫船阻力的主要参数有［2］：

气垫密度不仅对阻力而且对气垫船的稳性和耐波性等总体性能影响都很大，高气垫密度一般都会导致较差的总体性能，在设计气垫船时应尽量将其设计为低气垫密度。一般将 的气垫船称为低密度艇，而的则称为高密度艇。对于不同用途的气垫船，气垫密度差别可以很大。由于一般的民用气垫船约束较少，自由设计主尺度可使气垫密度做得很小，典型的如英商用轮渡SR.N4 MK.3，其而军用气垫船会受到装载或运输的约束，造成其主尺度相对较小，形成高气垫密度。最典型的如美国的气垫登陆艇LCAC出于舰载目的，主尺度受母舰坞舱尺度的约束，其美国为芬兰设计的T-2000不需要进出母舰坞舱，为自由设计，气垫密度仅为8左右，属低密度气垫船。正是由于气垫密度的明显区别，使LCAC与T-2000在总体性能上差别很大，两者的无因次阻力曲线如下页图2所示。

图2 高密度与低密度艇的无因次阻力曲线

气垫船在加速航行过程中，气垫压力在船体下方形成的兴波随航速增加，波谷逐渐后移，形成两个阻力峰，见图3。一般，第一阻力峰（窄幅尖峰）在傅汝德数Fn=0.38附近，第二阻力峰在Fn=0.70附近，该峰值随气垫长宽比而变化。气垫密度对气垫船阻力的影响类似于常规排水型船细长比的倒数对阻力的影响。高密度艇阻力峰明显，峰值较高，特别是第一峰，但越过阻力峰后高密度艇阻力上升缓慢，在高Fn数时阻力可低于低密度艇，因此高密度艇越阻力峰比较困难，必须要有足够的推力储备，但越过阻力峰后航速增加很快。低密度艇第二阻力峰值则不明显。

图3 加速过程中，船下方中心线处的兴波波形

除了需考虑设计航速处的推进效率之外，还应考虑气垫船在越阻力峰时的推力储备或加速越峰时间，即低速或零速时的推力要求。

1 原阻力计算方法的不足之处

原阻力计算方法中，兴波阻力系数取自Newman&Poole的阻力系数表，参见图4中的虚线部分。该方法得到许多气垫船的验证，如某艇的船模试验值与理论计算值的比较如图5所示。在第二阻力峰以后两者吻合较好，但在第一阻力峰处理论计算值偏小。对于高速气垫船而言，由于推力设计要求裕度大，因此，越出第一阻力峰不存在问题。

图4 原阻力计算方法中所采用的气垫船兴波阻力系数（仅取虚线部分）

图5 原阻力计算方法与船模试验换算比较

正是由于原阻力计算方法中，兴波阻力系数的取值范围有限（仅取完整曲线中的一段），所以在第一阻力峰处与完整的Newman &Poole阻力曲线直接计算所得会存在较大的差异。如图6所示，当Lc/Bc=2时，在第一阻力峰处，由原方法计算所得的无因次兴波阻力比Newman &Poole阻力曲线直接计算所得值小16%左右。这是由于原阻力计算方法中，兴波阻力系数按气垫密度和Fn进行双插值求得，因此较难捕捉到窄幅尖峰的第一阻力峰，从而导致该处计算不够精确。对高密度中低速型气垫船而言，由于螺旋桨设计推力相对较小，阻力峰处计算值不准，会造成推力的实际越峰裕度不足，从而造成越峰困难。

图6 原阻力计算方法中，兴波阻力系数不足

2 由移动压力面兴波理论直接计算兴波阻力

若忽略围裙接触水面所带来的影响，则全垫升气垫船运行时的水动力问题可由一移动压力面来加以模拟。应用线性化波浪理论可将该问题简化为由扰动速度势能所决定的。文献［4］中指出应用线性波浪理论来分析移动压力面兴波，则扰动产生的静水自由表面平均升高η可由下式求得［4］：

兴波阻力：

利用上述理论，编制了直接计算兴波波形与阻力的程序，计算所得波形与文献［3］的比较见图7和下页图8。可见，本文编制的程序计算所得波形与兴波阻力系数与文献中的吻合良好，可用于直接计算实船在第一阻力峰处的兴波阻力系数以及总阻力。

图7 直接计算程序得到的波形与文献比较

图8 直接计算程序所得兴波阻力系数与文献比较

3 1吨级小艇越峰试验

正是由于以往对于高密度低速型气垫船的越峰性能缺乏研究和认知不足，导致1吨级小艇出现越峰困难问题。以往所设计的中、低气垫密度的气垫船，控制点都取在最大航速设计点，且落于高速段（Fn＞1.5），其推力线在峰值阻力处自然高出较多，未出现过越峰问题。因此，以往对于最低越峰推力裕度的衡准也未刻意关注和研究，对于高密度气垫船（除某型气垫登陆艇外）尚无数据可查，更未作研究（某型气垫登陆艇因其高速设计点所需，所形成的越峰推力裕度大至80%）。本艇正属于高密度气垫船，其设计控制点偏偏又落于低速段（Fn＜1.2），使越峰问题凸显严重。因此针对该问题开展了一系列研究工作，弥补以往研究工作的不足。为求证本艇越峰推力裕度的临界点（最小推力裕度），做了不同艇重下的越峰试验研究，试验结果见表1。

利用直接计算兴波阻力系数的程序，计算1吨级小艇（rLB=2.156）的兴波阻力系数，以及同原阻力计算方法计算结果的比较，参见图9和图10。

表1 不同艇重下的越峰试验结果

图9 直接计算程序得到的兴波阻力系数与原阻力计算方法比较

图10 原方法与直接计算兴波在第一阻力峰处比较

由以上试验可推测实船在第一阻力峰处的阻力实际值至少为理论计算值（按原计算方法）的1.25倍，常用的20%的设计越峰推力裕度显然不再满足要求。由直接计算兴波阻力系数的方法所求得阻力峰处的阻力比原阻力计算方法所得要大11%左右，也更为接近实船的阻力峰值。

4 解决1吨级小艇越峰困难的技术措施及实践

4.1 解决越峰问题技术途径的分析和确定

从以上越峰试验可见，通过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，说明本艇越峰裕度未达到所需要值。基于以上分析，初步推断越峰裕度至少需30%以上，为使本艇达到必须的越峰裕度，可通过以下技术途径来实现：

4.1.1 降低阻力峰值

从本艇的阻力特性分析，可知阻力峰的组成分量比例是：气垫压力兴波阻力占73%、围裙阻力占23%、其他占4%，因此进一步降低气垫压力是最为有效措施（气垫压力兴波阻力与气垫压力的平方成正比）。降低气垫压力可采取减轻艇重和增加气垫面积两个方面来采取措施。减轻艇重可暂按试验艇的基本要求，简化舱室设备和内装以及甲板口盖等。增加气垫面积，可采取向后延伸围裙的内外接点，以增加气垫面积和后移压心，达到降低垫压和调整纵倾姿态的目的。

4.1.2 更换主机以增加推力

从以上拆除艏喷管装置以提高推力的试验可知，在原发动机的基础上提高推力已达到极限，况且艏喷管装置还待恢复。若想进一步提高推力，只有寻求同型号强化功率的发动机加以更换以匹配桨距角的加大来产生更大的推力。

通过以上措施的实施，有望解决越峰困难的问题，保证航速满足指标要求。

4.2 围裙的内外接点后延500 mm后的试验

拆除艏喷管装置，将围裙的内、外接点均后延500 mm后的实艇越峰试验结果见表2。

此时，艇刚刚能越出阻力峰，且越峰时间较长，以此作为越峰临界状态，由推力与阻力理论计算曲线，可得出实船在第一阻力峰处的阻力实际值约为理论计算值的1.266倍。由直接计算兴波阻力系数的方法求得的阻力峰值，更接近实船试航测得的阻力峰值。

4.3 更换强化功率的同型号主机后的试航试验

将发动机由SOFIM8140.43更换为同一系列的SOFIM8140.43N，最大功率由87 kW提高到107 kW。裸机质量仅增加5 kg，高度方面略有增加，故不需修改原机舱。恢复艏喷管装置，经估算螺旋桨所产生的静推力加上艏喷管的推力，总推力为4.464 kN，则满载排水量4.9 t时，相应的越峰裕度大于30%。

表2 改装后越峰试验结果

分别以原方法计算及以实船试航测得的临界阻力换算作为基础，则更换主机后，可得到第一阻力峰处的相应越峰裕度（见表3）。

基于实船试航测得的阻力峰临界值，当排水量为4.9 t时的越峰裕度约为11%（可在5 m/s逆风情况下越峰），当排水量为5.1 t时的越峰裕度约为4%（可在2 m/s逆风情况下越峰）。原艇经改装后可越出阻力峰，且越峰时间大为缩短，静水航速27 kn（小艇仍处于加速过程，由于航道原因而停驶）,能够满足22 kn的设计航速要求。

表3 更换强化功率的主机后越峰裕度比较

图11 更换主机后的阻力与推力计算

5 结 论

本文分析了1吨级小艇越峰困难的主要原因是由于尺度最小化与设备轻量化之间的矛盾导致成为高密度艇而引起阻力峰剧增，原基于低速型设计所确定的在阻力峰处推力/阻力裕度不足。原有的阻力峰处的推力裕度设计方法不再适用，必须更精准地计算第一阻力峰值，而原阻力计算方法已不能满足要求。基于Newman &Poole移动压力面兴波阻力理论，编制了直接计算兴波阻力的程序，计算结果更接近小艇改进试验结果。第一阻力峰为窄幅尖峰的特点，使得较难真正捕捉到该处真实的峰值，只能采用留有越峰裕度的方法来加以保证。从而得到启示：在设计高密度中低速气垫船时要特别关注越峰性能校核，建议第一阻力峰处设计越峰裕度在原计算方法基础上应修正至不小于30%为宜。现代气垫船由于设计边界条件的约束往往会造成难以回避的高密度设计方案，本文所述可供气垫船设计者借鉴。

［1］ 张宗科，滕森.艏喷管在全垫升气垫船上的设计与应用［J］.船舶，2013（5）：46-49.

［2］ 马涛，邬成杰.气垫船总体性能与围裙气垫系统流体动力设计［M］.北京：国防工业出版社，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.