全墊升氣墊船高速埋首與低速側翻的機理分析及應對措施

張宗科

（中國船舶及海洋工程設計研究院 上海200011）

引 言

全墊升氣墊船最顯著特點是借助于船體下部安裝的柔性圍裙形成高壓氣墊，將船體托起懸浮于運行表面之上［1］。墊態高速航行時，僅側后部圍裙手指底端與水面接觸，阻尼小，可以達到很高的航速（見下頁圖1）。但懸浮運行的特點導致氣墊船存在三大特有的安全風險，即“高速縱向埋首”、“低速側滑翻船”和“高速轉彎甩尾失控”。［2-3］

由于墊態航行時氣墊船縱穩性遠小于排水狀態，因此較小的縱傾力矩便可產生較大的縱傾角。氣墊船一般采用尾部高置的空氣螺旋槳推進，在高速航行時，船的縱傾角一般較小，在遭遇順著船前進方向的突加陣風作用下，螺旋槳的推力會突然變大，產生的低頭力矩會引起船低頭，有可能導致首部圍裙手指底端與水面接觸，使該處手指外表面由承受空氣動力作用轉變為水動力作用。由于水密度遠大于空氣密度（約是空氣密度的800多倍），使手指承受力劇增，導致首部圍裙下拖失穩縮進，局部空氣壓力降低，船低頭角度突然增大，嚴重時甚至發生船體剛性結構觸水、船速急劇下降，并導致設備受損與人員傷亡。英美等國在上世紀六七十年代發生多次此類事件［4］，國內某氣墊船在1989年高速航行過程中也曾發生低頭埋首而導致首部圍裙大面積撕脫［5］。

圖1 氣墊船高速航行時僅側后部圍裙手指末端與水面接觸

另外一種情況是，船在高速航行時，突然遭遇其他船的尾浪，首部圍裙手指觸水也會引發圍裙縮進、船低頭埋首現象發生。如2011年、2016年，國內某小型氣墊船在測航速過程中，高速航行時曾先后發生過兩次該類埋首。

此外，也發生過因船高速航行時急轉彎，導致船不對稱埋首而翻船。如我國711型全墊升氣墊船在1966年5月的高速試航中，因避讓航道上的小船而急轉彎，導致船高速甩尾橫漂，之后大幅橫傾而翻船。［5］

1 氣墊船低頭埋首試驗研究

在氣墊船研究的早期階段，高速低頭埋首曾是氣墊船發展的攔路虎，國內外均作了大量研究。英國氣墊船公司（BHC）動用直升機對實船模擬高速低頭埋首進行航拍，對埋首過程中的船首（尤其是首部圍裙）的行為進行錄像，以便研究埋首機理。［4］國內在同一時期內也曾開展研究，但當時條件簡陋，在淀山湖進行的實船高速縱向埋首試驗中，科研人員將家中五斗櫥上的鏡子拆下來安放在船首，人趴在船上，借助鏡子的反射成像觀察圍裙的動態變化。由于低頭埋首時船會突然急劇減速，巨大慣性可能導致觀察者落入水中，故比較危險。我國科研人員因陋就簡，為科研不怕犧牲，通過多次低頭埋首試驗基本弄清理了埋首機理［5］。美國在2009年研究LCAC高速側滑的實船試驗中，則通過在左舷安裝伸出舷外的專用支架，在上面架設錄像機來觀察記錄圍裙動態變化［6］。

1.1 英國氣墊船低頭埋首試驗研究

為研究氣墊船低頭埋首，英國采用SRNR6型氣墊船進行實船試驗［4］。SRN6氣墊船墊態主尺度（L×B）為14.76 m×7.01 m，裙高1.22 m，重10 t，采用“十”字形氣墊分隔，周邊圍裙為囊指型，分隔圍裙為單囊射流型，參見圖2。

圖2 英國SRN6圍裙系統布置及氣墊圍線形狀（虛線為圍裙手指底端氣墊圍線）

除用直升機拍攝實船埋首試驗外，還利用無線遙控的自航模進行了模擬突加低頭力矩的高速埋首試驗，并人為操控長時間右滿舵模擬埋首翻船的極端情況。

1.1.1 實船試驗結果分析

實船試驗記錄的埋首過程中，縱傾角、前后氣室的氣墊壓力參數見表1［1］。可見，低頭埋首過程急短，在短時間內縱傾角急速增大，船尾抬起，墊升氣流從尾部快速逸出，急劇減速使前氣室的氣墊壓力甚至變為負值，氣墊支撐完全消失，導致剛性船體結構觸水。根據實船錄像得到的埋首過程中首部圍裙變化示意見圖3。

圖3（a）中，船正常航行，飛高間隙（圍裙手指末端與水面之間的垂向距離）正常，首部圍裙手指底端與水面之間有大量水霧噴出，船縱傾角為正（抬頭）。

圖3（b）中，隨船速繼續增加，船縱傾角減小。首部圍裙手指底端間歇觸水（即手指不定時嚙水）。此時，飛高間隙時有時無，首部圍裙有少量水花噴出，船縱傾角尚為正。

圖3（c）中，隨著手指濕水增加，水動阻力也增加，外界低頭力矩使手指底端與水面的間隙進一步減小。這時，手指底端似被水面吸附住，飛高間隙很小，僅相鄰手指間的漏氣三角區有間歇水花噴出。船首部的氣墊泄流大幅減少，前氣室墊升氣流被迫向后流動，墊壓降低，支撐作用下降，手指底端觸水產生的水動力形成低頭力矩，船低頭趨勢加重。

圖3（d）中，圍裙手指觸水縮進與船低頭呈現惡性循環。圍裙手指推水前進，船縱穩性下降，這是將發生埋首現象的預兆。此時，若駕駛員及時采取措施（如減小螺旋槳推力，增加墊升流量等以減小船低頭），則仍可能避免發生埋首。

表1 英國BHC公司SRN6低頭埋首實船試驗數據記錄

圖3 根據錄像得到的英國SRN6氣墊船實船低頭埋首過程首部圍裙觸水情況變化

圖3（e）中，圍裙手指幾乎完全濕水，導致圍裙阻力劇增，同時首部氣流內渦加劇加大，前氣室氣流向后的縱向流動速度更大，首部墊壓降低，手指因承壓降低氣壓支撐力減小而縮進呈惡性循環，手指基本喪失形狀，首部氣墊面積減小，導致較大低頭力矩。

圖3（f）中，由于船埋首及船體拍擊，首部圍裙大囊觸水，在產生較大水動升力的同時阻力大增。船雖急劇減速，但在慣性作用下仍維持一定速度推水前進，會加劇首部的抽吸作用，致使首部墊壓出現負值并進一步降低。若在外界干擾下發生不對稱埋首（即埋首的同時發生偏航側滑），若不及時采取有效措施，可能會導致翻船。

1.1.2 自航模試驗結果分析

試驗開始時自航模高速航行（Fn=2.0），在時間坐標1 s時突然施加顯著的垂向低頭力矩，此后采用兩種試驗方案。一是不打舵，船出現低頭埋首后自行恢復正常狀態；二是施加低頭力矩的同時，打右滿舵30°并維持不變，結果船出現低頭埋首后偏航角迅速增大至70°左右，橫傾角也迅速增大至14°左右，此時船側翻［4］。兩次試驗記錄得到的運動參數時歷變化見圖4。

圖4 SRN6自航模突加垂向低頭力矩后運動參數時歷變化（左不打舵，右30°右舵翻船）

對未打舵的自航模試驗進行分析，可以發現在t= 6 s時，橫傾角最大達-2°左右，此時側滑角β≈28°，FnB≈0.6，這時對應橫向阻力峰位置，橫向氣墊興波產生的橫傾角也最大。

對打30°右滿舵的側翻的試驗進行分析，可以發現右滿舵在初始階段引起船短暫右傾，隨后舵力產生的橫傾力矩與船低頭埋首圍裙拖水引起的橫傾力矩相疊加，導致船橫傾角增大，又進一步使圍裙觸水變大，圍裙拖水產生的橫傾力矩增加，導致橫傾角持續增大直至船側翻。

1.2 美國側壁式氣墊船SES 100A低頭埋首試驗研究

SES 100A是美國研制的一型側壁式氣墊試驗船，長25 m×寬11.6 m，重110 t，最大航速76 kn，首部裝有可伸縮水翼。低頭埋首試驗過程測得縱傾角及首尾氣墊壓力的時歷曲線見圖5。由圖5可見：在前5 s內，SES 100A前氣墊產生的負壓使船快速埋首，這與其首部圍裙觸水后內拖甚至縮進有關。

圖5 美國側壁式氣墊船SES 100A埋首過程中壓力及縱傾角的變化

1.3 我國側壁式氣墊船711-Ⅲ低頭埋首試驗

711-Ⅲ型船是我國研制的第一艘側壁式氣墊試驗船，長6.6 m ×寬2.15 m，重1.7 t，可載客8人，首部裝有水翼。低頭埋首試驗過程為，船越出阻力峰高速航行時，讓部分乘員從船舯移至船首以人為制造低頭力矩使船埋首［1］。結果船出現大幅低頭縱傾，測得的前氣室氣墊壓力最低降低至0 Pa。另一次低頭埋首發生在船越峰高速（約40 km/h）航行時，突然遭遇其他船的尾浪，隨后出現輕微低頭埋首，縱傾角與氣墊壓力的下降幅度均不大。

1.4 側壁式氣墊船與全墊升氣墊船低頭埋首試驗參數比較

由于氣墊船低頭埋首發生在高速航行時，因此需了解縱傾角隨航速的變化情況，以及圍裙觸水抗縮進能力。3艘船在低頭埋首過程中的參數變化比較見圖6。由圖6可以看出，低頭埋首均為短時劇烈過程，縱傾角大幅變為負值。側壁式氣墊船船舷兩側為剛性船體側壁，僅首部和尾部為柔性圍裙氣封，在埋首過程中，剛性側壁阻止墊升氣流逸出，因此埋首過程中的氣墊壓力變化相對較小。

圖6 3艘船埋首過程中的壓力與縱傾角變化比較

2 低頭埋首的機理分析

全墊升氣墊船高速航行時有可能導致航行不穩定，產生低頭（即負縱傾）-埋首（即有較大的負縱傾）-翻船。“低頭”意指船產生負縱傾，但船首之圍裙尚未觸水（或未嚴重觸水）；而“埋首”則指船產生較大負縱傾以至于船圍裙囊產生嚴重觸水并伴之而來的縮進現象。埋首的主要原因是因為柔性圍裙與水接觸后使氣墊船突然產生過量的首傾水動力矩，進而使柔性圍裙與水接觸的水阻力增加而進一步加大這個力矩，以致使氣墊船繼續首傾（或橫傾），使柔性圍裙進一步觸水和阻力增大。埋首的特征是速度急劇下降，并伴有大的首傾（或橫傾），同時有抬起尾部的趨勢，從而迅速產生大偏航角。總之，由柔性圍裙觸水而急劇產生的水動阻力及其“縮進”失穩是埋首的主要原因。

2.1 氣墊船縱傾角隨航速變化

當氣墊船在水面上運動時，氣墊內高壓氣流引起的水面凹陷隨船一同前進，并發生變形，形成氣墊興波。隨航速增大，興波波長越來越大，見下頁圖7。當船前進速度超過興波的傳播速度時，船便將興波甩在身后，興波產生的阻力瞬間大幅衰減，船越出阻力峰高速航行。船首部與尾部圍裙所處位置對應的氣墊興波的波面高低不同，導致船因興波而產生縱傾角，該角度同樣隨Fn而變化（見圖7）。在Fn= 0.6附近達到最大值，隨著速度的增高（Fn＞1.5）逐漸趨向于穩定值，如美國LCAC駕駛員最喜歡的氣墊船高速巡航時的縱傾姿態為抬頭1.3°～1.5°。在高航速下氣墊興波產生的縱傾角較小，但這時氣動力影響逐漸增大，使船的縱傾角變平，如圖7中的船模試驗結果所示。高速區域的風速對縱傾角影響很大，逆風抬頭、順風低頭，首部圍裙很容易觸水。

圖7 加速過程中，船下方中縱剖線處的興波波形及興波引起的縱傾角隨Fn的變化

2.2 圍裙觸水抗縮進能力分析

首部圍裙下部手指觸水后，一般假設與水面接觸之下的部分貼附于水面（其長度為LW），這部分手指（寬度Bf）產生的水動阻力可由FW=計算，正比于航速V的平方［2］，此時，圍裙典型剖面的受力見圖8。內囊膜片OB為一個在（Pb-Pc）壓力作用下的張力膜片，其受壓穩定性是防止圍裙縮進失穩的關鍵。

圖8 圍裙觸水后受力分析

可采用預張力壓桿失穩原理來解釋圍裙內囊膜片的失穩。圍裙觸水后，手指承受水動力產生向下、向內力矩，抵消圍裙內囊承受的預張力，當在囊指外接點處的沿內囊圓弧切線方向的拉力為零時，則內囊不再受拉而失穩。實際上，圍裙手指因前柱面與兩側平面耳片之間垂向交界處局部較硬（圖9），圍裙手指底端觸水后，其在水面下的形狀將不是平滑貼附于水面，而是前柱面與耳片交界處保持原形狀不變，僅手指前柱面下端內收成拱形（圖10），從而導致圍裙手指下端承受的水動力更大，力臂也大，對圍裙大囊產生的下拖力矩更大，使圍裙內囊更易失穩縮進。

圖9 圍裙手指結構（迎水的圓柱面向兩側過渡為平直的三角形耳片）

圖10 圍裙手指底端觸水后的實際變形及數值仿真結果

3 氣墊船橫側翻船原因分析

3.1 側滑時氣墊興波產生搖首力矩

Zilman［7］計算了氣墊船在不同側滑角β下的氣墊興波產生的搖首力矩系數CMz，參見圖11。對其作數字化處理，獲得搖首力矩對側滑角的一階導數ΔMz/Δβ隨β的變化見圖11。由圖11可見，高航速下能穩定回轉的側滑角范圍（ΔCMz/Δβ＜0）隨Fn的增大而減小。

圖11 氣墊船斜航時搖首力矩隨側滑角β的變化斜率

對氣墊興波產生的搖首力矩系數作進一步處理，提取出不同傅汝德數下的最小值（負的最大值），見圖12。由該圖可見，搖首力矩系數的極值位于橫向傅汝德數FnB= 0.5附近。

圖12 不同側滑角下搖首力矩系數的最大值與橫向傅汝德數FnB的關系

與氣墊縱向興波產生阻力峰值相同，橫向興波也會產生阻力峰值。在FnB= 0.5附近，橫向興波波長約等于船寬，船前進一舷與隨邊一舷分別處于興波的波峰與波谷位置處，興波阻力最大，產生的橫傾角也最大。船在斜航時，若沿船寬方向的速度分量對應的橫向傅汝德數接近0.5，則橫向興波產生的影響會更明顯。

一般說來，氣墊船的船長大于船寬，橫向興波對船姿態與阻力的影響相對會更大一些，因此橫向興波阻力峰是導致除CFy之外的CMz極值分布區間的主要影響因素。如果船在利用空氣舵操縱時，應盡量避免側滑角超出一定范圍，否則當橫向興波占據主導時，船的穩定性將變差。

3.2 SRN6自航模高速側翻機理分析

提取SRN6自航模低頭埋首試驗有關參數時歷曲線并加以綜合分析，得到傅汝德數Fn以及橫向傅汝德數FnB隨時間的變化曲線（見下頁圖13）。

SRN6自航模不打舵情形下的高速低頭埋首試驗表明：非對稱埋首自身引起的橫傾力矩有限，產生的側滑角也有限，隨著因首部圍裙拖水而引起的快速減速，船態逐漸恢復正常（參見圖13）。

圖13 SRN6自航模低頭埋首試驗Fn、FnB、β時歷曲線

SRN6自航模持續打右滿舵而側翻，是由于非對稱埋首疊加了打舵而引起急轉彎；同時，氣墊興波產生的搖首阻尼力矩在β超過較小范圍時即變為不穩定力矩（參見圖11），而導致船回轉率迅速增大，并處于回轉失穩甩尾狀態。側滑角在短時間內急劇增大，船幾乎橫向前進。此時，舵力矩疊加圍裙觸水下拖力產生的橫傾力矩使船大幅橫傾并導致側翻，參見圖13。

高速側翻至少需要滿足三個條件：一是高航速，二是大的側滑角，三是外加橫傾力矩持續作用。橫傾力矩使船產生前進方向的低頭角度，高航速使導邊一舷圍裙觸水產生的下拖力矩足夠大。大側滑角使船以橫向氣墊興波為主，圍裙下拖水動力為橫傾力矩，而墊態橫穩性相對縱穩性為小，故此時船會高速側翻。

SRN6自航模打右滿舵而出現高速甩尾，若此時舵角迅速歸零，消除外加橫傾力矩的持續作用，則船會平滑過渡到低速側滑階段，直到FnB= 0.4附近船會出現大幅橫傾。美國LCAC的實船高速側滑試驗證明了此點。

3.3 氣墊船低速側翻機理分析

與高速側翻不同，低速側翻主要指船大角度側滑時的橫向速度分量達到某個特定航速時（對應FnB≈0.4），此時橫向氣墊興波波長約等于船寬，船底縱向分隔裙底端與興波水面之間的間隙最大，縱隔裙將氣墊分隔成左、右氣室的分隔效果最差，使橫傾時左、右氣室內的氣墊壓力差減小（見圖14），導致墊態橫穩性大幅下降，易出現大幅橫傾振蕩現象，在外界風浪干擾下甚至橫傾翻船。

此時船阻力主要來自于隨邊一舷的圍裙下部手指兜水，從而使船速衰減較快。

圖14 氣墊船橫向氣墊興波及其對墊態橫穩性影響

4 防止低頭埋首的技術措施

4.1 設置多個油艙利用燃油調駁動態調整縱傾角

氣墊船墊態航行時懸浮于水面之上，無法直接從外界抽取壓載水，只能通過自身內部質量移動來作為壓載。英、美等國氣墊船通過設置多個燃油艙，利用燃油的前后調駁來實現縱傾角的動態調整。同時氣墊船墊態穩性遠小于排水狀態，使燃油調撥成為可能。美國SSC在船體浮箱的4個邊角處設置燃油箱以動態調整船的姿態。［8］

4.2 圍裙設計技術

4.2.1 圍裙增設D型囊

英國BHC公司通過對比試驗研究，發現在首部圍裙上增加支撐條或在囊指連接處設置通氣小孔，可減小圍裙觸水后貼附于水面的水動阻力，緩解低頭埋首情況。此外，首部圍裙增加D型囊，也可有效提高圍裙的抗縮進能力。國內，裘勝洪等［3］進行的水槽上對比試驗結果也證明此點，參見圖15。

圖15 氣墊船首部圍裙增設D型囊對抗縮進影響水槽水流沖擊試驗結果

英國BHC公司在SRN6之后研制的大型車客氣墊渡船SRN4的圍裙設計中采用D型囊技術，見圖16。周邊圍裙的首部及側部均設有D型囊，且在D型囊上設置單向進氣閥，墊升高壓空氣只能單向進入D型囊與圍裙外囊所圍成的空間。同時，首部圍裙與側部圍裙交界處設有隔片，使首部圍裙的D型囊與圍裙外囊形成封閉的局部空間，在船發生低頭埋首時該區域內部仍可維持較高氣壓、圍裙大囊維持一定形狀提供船首升力，從而減緩低頭埋首影響。除此之外，首部圍裙D型囊下端設于圍裙囊指連接線偏向內一定位置處，以盡量增大圍裙外囊與D型囊所圍成的封閉區域空間。美國LCAC和芬蘭的T-2000等圍裙則沿用該D型囊設計技術［9］。

4.2.2 首部圍裙抗縮進設計

針對如何提高首部圍裙的抗縮進并保持一定的響應度以減小阻力，目前主要采用以下三種技術［2］：

（1）犧牲響應度來保證剛度。如俄羅斯的ZUBR與美國LCAC通過增加首部圍裙剛度來提高圍裙觸水后的抗縮進能力，但導致其響應度相對較差，其特征是首部圍裙外安裝點遠高于側部，外囊形成大包頭形式，內囊較短（參見圖17）。

（2）兼顧高響應度與抗縮進能力。如英國SRN4MK Ⅲ成功設計應用了高響應度、抗縮進首部圍裙，使首部圍裙在滿足一定抗縮進能力的前提下兼具良好響應度，在保證高速縱穩性的同時提高波浪中的讓浪性能，從而提高快速性和適航性，見下頁圖18。其特征是首部圍裙外安裝點與側部的相差不多，內囊較長。

（3）在國內，馬濤［2］等對圍裙在氣動力作用下的響應度和在水動力作用下的抗縮進性能也進行了研究，在國際上首創“響應圍裙氣彈與水彈動力學”理論，并形成第三種首部圍裙設計方案，即介于LCAC與SRN4MK III之間具有高張力外囊與合適內囊的中響應度圍裙。

呂世海、劉春光、馬濤［10］提出結合縱穩性計算研究首部圍裙性能，將圍裙在水/氣動力聯合作用下的響應變形與船升沉、縱傾運動響應結合起來，探討了船高速縱穩性及首部圍裙性能。他們的研究結果表明：當D型囊隔片長度與圍裙剖面靜態成型狀態下外囊弦長相等時，縱傾力矩可以計算到-0.06WLc（縮進臨界狀態）；當D型囊隔片長度為圍裙剖面靜態成型狀態下外囊弦長的1.06倍時，則縱傾力矩只能計算到-0.045WLc（縮進臨界狀態）。因此，設置較緊的D型囊能提高圍裙抗縮進能力，但其對圍裙變形能力的影響恰好相反，即與D型囊松緊程度成正比。首部圍裙縮進是船縱向失穩并導致低頭埋首的必要條件，而為減小船波浪附加阻力和改善波浪中的縱搖運動，又需要首部圍裙具有較高的變形響應能力。首部圍裙設計應兼顧考慮抗縮進與變形響應，綜合優化設計參數，使其在具有一定抗縮進能力的前提下獲得更好的響應性能，以提高船的快速性和耐波性。

圖18 一般圍裙（左）與響應圍裙（右）波浪中變形比較

4.3 船模及實船試驗驗證

正因為縱向高速低頭埋首是氣墊船特有的風險之一，故在圍裙研制中必須予以重視，可通過改變重心縱向位置，以及高速時突加低頭力矩試驗等來驗證圍裙高速抗縮進性能。例如，俄羅斯在新型圍裙研究中，比較了高航速時重心縱向位置對阻力的影響，以使同一阻力水平內的重心縱向位置的范圍更為寬大［12］。目前，重心縱向位置LCG一般取位于重心之后0～0.5%的氣墊長度范圍內，即（Xg-Xc）/Lc≈ -（0～0.5）%。美國 JEFF B、LCAC、SSC在圍裙研發中，也通過船模不同側滑角下的斜拖試驗，以及突加垂向低頭力矩的方法來驗證圍裙抗縮進能力。

然而，由于縮尺船模試驗時，船模所用圍裙材料剛度遠大于實船圍裙的相似換算值，因此基于船模的低頭埋首試驗預報到實船，明顯好于實船測試值，即偏危險。美國LCAC母型船JEFF B船模與實船埋首邊界比較見圖19［2］。由圖19可見，實船高速埋首的低頭力矩-重心前移百分比遠小于模型預報。

圖19 美國JEFF B船模與實船埋首邊界對比

正是由于上述原因，除通過縮尺拖模試驗外，最終需通過實船試驗進行安全航行驗證，如美國在2000年前后為LCAC SLEP換裝第一代深型響應圍裙期間便進行了大量拖模試驗。除在試驗艇LCAC 66對低頭埋首邊界作模擬試驗驗證外，還安裝于現役船LCAC 89上，結合任務進行了長達一年的實船使用考核。其發現若圍裙使用一段時間，首部圍裙手指會出現明顯磨損，此種情況下，若駕駛員在高速航行時不注意首部圍裙手指嚙水現象，則相對于新圍裙更易發生低頭埋首。除此之外，對舊圍裙應更嚴格控制船的配載，嚴禁出航時頭重腳輕。

第二代深型響應圍裙用在為芬蘭設計的氣墊巡邏艇T-2000上，2001年至2003年的實船航行試驗表明：某些運行狀態下的回轉率可超過2°/s（美國LCAC回轉率限界≤2°/s），低頭埋首邊界大幅超出了初始設定的速度/海況/重心縱向位置的運行限界，特意嘗試的低頭埋首情形下的反應也比常規囊指型圍裙緩和，這與LCAC SLEP使用經驗相同［9］。

美國在SSC圍裙競優過程中，對CDI Marine、Icon Polymer以及Textron這三家公司的方案作了大量的船模對比試驗，優選出Textron的單囊套指圍裙方案，并于2009年安裝在試驗艇LCAC 55上進行實船圍裙試驗。航行安全性是三大試驗項目之一，包括不同航速與海況條件下的回轉穩定性，觀察不同航速下艇縱向重心處于極限位置時的低頭埋首趨勢以及高速側滑系列試驗。圍裙后續在LCAC-66上作長期運行考驗，以檢驗其在LCAC惡劣運行環境條件下的耐用性。目前，SSC首制艇LCAC-100正在進行海上試驗。

5 發生低頭埋首時的操縱應對措施

5.1 預防措施

5.1.1 縱傾角及裝載控制

由于縱傾角使船的安全性降低，因此除了對首部圍裙精心設計以提高抗低頭埋首能力外，還需要嚴格規定船的重心縱向位置范圍，通過控制裝載及燃油配載來保持一定的初始尾傾角。美國LCAC船的航行安全限界規定，最高航速縱傾角一般不低于1°；對于裝載變動較大的氣墊登陸艇應設置動態調整縱傾的技術手段，如油艙布置應考慮兼顧壓載功能并設置燃油調駁系統。

美國LCAC要求駕駛員在高速航行時必須時刻注意首部圍裙手指底端嚙水現象，若發生此現象，必須立即減小導管空氣螺旋槳的槳距角以減速，并采取燃油調撥等措施動態調整艇縱傾角。

5.1.2 不同航速下最大允許側滑角限定

英國Crago等［4］通過大量實船及模型試驗，得出了全墊升船可能出現埋首和翻船的速度（Fn）范圍，并據此制定SRN6安全駕駛限界范圍，寫入其駕駛操作手冊內。

美國LCAC將側滑角與縱傾角、回轉率一起作為安全限界的重要指標參數，在其操作手冊中明確規定不同航速下的最大允許側滑角（MAS）限界［13］，見圖20。

圖20 美國LCAC與英國SRN6不同航速下最大允許側滑角限界

5.2 危急應對措施

我國氣墊船駕駛員歸納總結了他們長期駕駛經驗后分析得出：埋首一般在順風高速情況下發生，會引起氣墊船低頭，使首部圍裙阻力大增、負加速度劇增，甚至因船首插人水中而發生翻船。當高速航行感覺有低頭跡象時，應迅速拉低螺旋槳的螺距角以降低推力。由于埋首現象是瞬間發生的，駕駛員應謹慎正確應對，切忌打舵、降低墊升風機轉速等誤操作［11，14］。

對于帶有首推器的氣墊船，在降螺距角的同時，還可將首推器的朝向轉向艇首，以產生負推力并形成抬頭力矩，緩解船的低頭現象。

對于氣墊船回轉時由于側滑角及回轉率過大而發生甩尾時，駕駛員應立即將空氣舵、槳距差等回零，并避免船在FnB= 0.4～0.5區域運行。在船高速甩尾后船速衰減到FnB= 0.4之前，通過加螺距提高航速并配合點舵操縱等，使船橫向速度分量避開FnB= 0.4的對應速度，以防止出現大幅橫傾振蕩。

6 結 語

本文介紹國內外在氣墊船低頭埋首方面所作的主要試驗、理論研究以及采取的技術措施，并基于目前技術進步對低頭埋首機理作了進一步探討。高速低頭埋首若不對稱，會導致大的側滑并引發大幅橫傾，存在翻船風險。若高速航行時的偏航-側滑角超過一定范圍，則會因氣墊興波產生的搖首力矩處于不穩定區域，使船側滑角進一步增大，橫向興波占主導地位；再加上外界風浪的影響，嚴重時可能發生翻船。低頭埋首只在船高速航行過程中發生，除與氣墊船特有的柔性圍裙系統密切相關，也與駕駛操縱有關，在高速行駛時必須注意風向、風速以及其他船的尾浪，切記低頭埋首這一潛在風險。除采用抗縮進性能良好的首部圍裙設計以及設置可動態調整姿態的手段外，出航前及航行過程中必須密切注意縱傾角范圍，嚴格遵從安全限界的約束。由于低頭埋首的突發性及短時性，因此在航行時必須時刻注意觀察周邊環境，在遭遇低頭埋首時正確應對，方能轉危為安！