高速艇在波浪下的砰擊載荷模型試驗(yàn)研究

劉維勤，胡雨晨，曹俊偉，徐雙喜，吳軼鋼

（1.武漢理工大學(xué)a.船海與能源動(dòng)力工程學(xué)院；b.綠色智能江海直達(dá)船舶與郵輪游艇研究中心，武漢 430064；2.中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，武漢 430064）

0 引 言

高速艇因采用大功率推進(jìn)器和滑行艇型，具有高速航行的特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于軍事和民用領(lǐng)域，如軍事偵察、內(nèi)河巡邏和海上客運(yùn)等。高速艇作為一種形式較為簡(jiǎn)單的高性能船舶，以其優(yōu)越的性能，受到越來越多的關(guān)注和應(yīng)用，關(guān)于高速艇在波浪海況下的砰擊載荷與結(jié)構(gòu)響應(yīng)也成為研究的熱點(diǎn)[1]。由于高速艇在高速航行時(shí)與普通船舶具有截然不同的航行特點(diǎn)，因此要求高速艇艇體具有更輕的船體重量和更高的載荷承載能力[2]。高速艇在高速航行狀態(tài)下的流體動(dòng)力載荷及其運(yùn)動(dòng)響應(yīng)具有十分復(fù)雜的強(qiáng)非線性特性，在高海況下的高速航行時(shí)其水動(dòng)力載荷非線性特征則更為劇烈，如瞬態(tài)流場(chǎng)及流體動(dòng)力特性、流動(dòng)分離和湍流、舷側(cè)噴濺、橫甩、失速、底部砰擊等瞬態(tài)非線性問題[3]，而這些問題帶來的直接影響就是破壞高速艇的穩(wěn)定性、機(jī)動(dòng)性、安全性及適用性等基本特性。在高海況下，高速艇高速航行時(shí)會(huì)產(chǎn)生特別劇烈的運(yùn)動(dòng)，伴隨著周期性的艇體抬艏和砰擊入水現(xiàn)象，高速艇在全艇范圍內(nèi)會(huì)遭受極大的波浪砰擊載荷作用，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致艇體底部結(jié)構(gòu)破損，甚至斷裂。

水池模型試驗(yàn)方法廣泛用于載重型船舶的彎矩載荷測(cè)試。汪雪良等[4-5]指出船體結(jié)構(gòu)遭受的波浪砰擊載荷往往會(huì)引起船體結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度問題和疲勞損傷問題，并以一艘大型LNG船為研究對(duì)象，采用水池模型試驗(yàn)方法與三維線性水彈性理論對(duì)船舶波激振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了比較分析；丁軍等[6]通過變截面梁分段模型試驗(yàn)方法對(duì)一艘超大型VLCC在波浪中的波激振動(dòng)和砰擊振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了比較分析；焦甲龍[7]等提出了一種實(shí)際海浪環(huán)境中大尺度分段模型波浪載荷測(cè)試技術(shù)并進(jìn)行了大尺度分段船模的水彈性試驗(yàn)；任慧龍[8]等開展了某三體船的分段模型試驗(yàn)，研究了該三體船的船舯橫剖面和連接橋縱剖面的波浪載荷特征。

高速艇由于采用滑行艇型，在波浪海況下高速航行時(shí)，會(huì)產(chǎn)生普遍的滑翔效應(yīng)，其砰擊載荷、運(yùn)動(dòng)和結(jié)構(gòu)響應(yīng)具有十分復(fù)雜的強(qiáng)非線性特征，目前尚無有效的數(shù)值方法評(píng)估高速艇的砰擊載荷及其結(jié)構(gòu)響應(yīng)，多采用模型試驗(yàn)的方法進(jìn)行研究。楊清奕[9]等研究了作用于一艘86 m 高速雙體渡船上的波浪總載荷，對(duì)實(shí)際波、運(yùn)動(dòng)和船體應(yīng)變進(jìn)行了測(cè)量，實(shí)船測(cè)量結(jié)果與某些設(shè)計(jì)載荷有很大的不同；張雪平[10]等利用一次在海況較惡劣、砰擊現(xiàn)象頻繁發(fā)生的沿海海域進(jìn)行的小型高速軍用艇實(shí)船試驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)，討論試驗(yàn)測(cè)得的綜合響應(yīng)和水動(dòng)力壓力，獲得了幾種不同的壓力脈沖傳播情況；張琳[11]等按照相似理論制作了一艘高速M(fèi) 型艇試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，研究M 艇在規(guī)則波和不規(guī)則波下重心處垂向加速度與船底砰擊壓力的變化規(guī)律，并分析了航速對(duì)船底砰擊壓力的影響；朱鑫[12]等通過在規(guī)則和不規(guī)則波浪中的玻璃鋼艇模型試驗(yàn)，測(cè)得艇體局部受到的砰擊壓力極值及特性，并采用工程應(yīng)用中的估算方法計(jì)算了艇底砰擊壓力，結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量值吻合較好。由于實(shí)船測(cè)試風(fēng)險(xiǎn)高、耗資大，試驗(yàn)出于安全性考慮很難達(dá)到船艇的極限狀態(tài)，同時(shí)高速艇在遭遇波浪時(shí)的問題比較復(fù)雜，用較常規(guī)的預(yù)報(bào)方法并不適用，所以本文開展高速艇模型試驗(yàn)，研究高速艇在高海況下的砰擊載荷及結(jié)構(gòu)響應(yīng)具有重要意義。

因高速艇非線性載荷和響應(yīng)的復(fù)雜性，尚無有效的數(shù)值方法評(píng)估高速艇的砰擊載荷及其結(jié)構(gòu)響應(yīng)，因此本文采用模型試驗(yàn)的方法進(jìn)行測(cè)試。本文對(duì)一艘20 m 高速艇開展砰擊載荷和響應(yīng)的水池模型試驗(yàn)，基于相似理論設(shè)計(jì)制作出縮尺比的玻璃鋼分段高速艇模型，并將模型置于高速拖曳水池中進(jìn)行高海況下的波浪砰擊載荷和波浪彎矩試驗(yàn)；通過記錄試驗(yàn)現(xiàn)象和統(tǒng)計(jì)傳感器采集的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，研究航速、波高、波長(zhǎng)等參數(shù)對(duì)高速艇砰擊載荷和結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，得到各工況下壓力峰值沿船長(zhǎng)的變化規(guī)律以及高速艇在波浪海況下的砰擊載荷和結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性。研究結(jié)果對(duì)于指導(dǎo)高速艇的實(shí)船設(shè)計(jì)研發(fā)具有重要的指導(dǎo)意義。

1 高速艇砰擊試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

1.1 相似理論

相似理論是模型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的主要理論基礎(chǔ)。實(shí)船與模型的力學(xué)相似是由幾何相似、水動(dòng)力相似、運(yùn)動(dòng)相似、結(jié)構(gòu)剛度相似和重量相似等五種形式的相似條件組成[13]?；? 個(gè)方面的相似理論，設(shè)計(jì)出高速艇模型，滿足反應(yīng)實(shí)船在波浪中受到的砰擊載荷和結(jié)構(gòu)響應(yīng)的換算規(guī)律。

（1）船模的結(jié)構(gòu)外形與實(shí)船需保持一致，滿足幾何相似的要求：

（3）為了保證模型在波浪中運(yùn)動(dòng)與實(shí)船相似，要求斯特勞哈爾（Strouhal）數(shù)相似，即St相等：

（4）試驗(yàn)必須滿足模型的龍骨梁與實(shí)船船體梁結(jié)構(gòu)特性相似即剛度相似，實(shí)船與模型之間的剛度關(guān)系為縮尺比的5次方：

（5）試驗(yàn)必須滿足模型的重心位置和實(shí)船重心位置相似，以及模型分段重量與實(shí)船分段重量相似。

上式中λ是縮尺比，L為船舶長(zhǎng)度，B為型寬，D為型深，V為航速，T為時(shí)間，E為彈性模量，I為截面慣性矩，下標(biāo)r表示實(shí)型，m表示模型。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

為研究高速艇在高海況下的波浪砰擊載荷與結(jié)構(gòu)響應(yīng)，建立某縮尺比下的高速艇三維模型，模型主尺度見表1。充分考慮船模重量和船殼強(qiáng)度的要求，模型外殼選用玻璃鋼材料制作。依照實(shí)船艙室劃分方式將船模劃分為5 個(gè)艙室，試驗(yàn)采用2 分段模型方案，選定在3 號(hào)艙室FR.16肋位處切割船模，分段船模拼接示意圖如圖1（a）所示。船體分段依靠龍骨梁拼接，試驗(yàn)中模型剛度僅取決于龍骨梁剛度，船殼模型只起提供浮力及傳遞流體動(dòng)力的作用。

本試驗(yàn)的龍骨梁采取整根貫穿形式的矩形管梁，通過計(jì)算實(shí)船同肋位處剖面垂向慣性矩，換算模型分段處所需截面慣性矩。并通過自主編程計(jì)算市面上成熟型鋼截面慣性矩進(jìn)行對(duì)比，控制誤差在5%以內(nèi)，最終選定的龍骨梁的長(zhǎng)邊H為120 mm，短邊B為80 mm，厚度t為3 mm。龍骨梁截面示意圖如圖1（b）所示。在船體模型和龍骨梁分別加工完成后，在艇體底部安裝傳感器，對(duì)船體分段處以及甲板進(jìn)行水密處理。最后得到的完整的試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1（c）所示。

圖1 高速艇模型船F(xiàn)ig.1 Test model of high-speed craft

1.3 測(cè)點(diǎn)布置及試驗(yàn)工況

本試驗(yàn)主要目的是測(cè)試高速艇全船范圍砰擊壓力載荷、艇體承受的波浪彎矩和船中分段處的波浪彎矩。因此以船艉0號(hào)肋位處作為原點(diǎn)位置，在高速艇模型艇底布置17個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，測(cè)量高速艇在高速航行過程中艇底的砰擊壓力，如圖2所示。在龍骨梁上船模分段處布置應(yīng)變片，測(cè)量模型的波浪彎矩。壓力傳感器布設(shè)位置在全艇范圍內(nèi)盡可能地布置均勻，以反映模型壓力分布的規(guī)律性，包括縱向分布規(guī)律和橫向分布規(guī)律；避開了在模型分艙肋位和龍骨梁支座附近布置壓力傳感器，其中壓力傳感器的最大量程均為50 kPa。根據(jù)高速艇設(shè)計(jì)要求及中國(guó)特種飛行器研究所高速拖曳水池拖速和造波能力的約束，制定本研究的試驗(yàn)方案，如圖3所示。進(jìn)行有限振幅波（Stokes）理論波陡參數(shù)驗(yàn)證，制定7個(gè)規(guī)則波試驗(yàn)工況，3個(gè)不規(guī)則工況，工況詳情見表2和表3。其中，工況1～5對(duì)應(yīng)的實(shí)船航速為50 kn，實(shí)船海況為二級(jí)海況，實(shí)船波高為0.5 m；工況6對(duì)應(yīng)的實(shí)船航速為40 kn，實(shí)船海況為三級(jí)海況，實(shí)船波高為1.25 m；工況7對(duì)應(yīng)的實(shí)船航速為30 kn，實(shí)船海況為四級(jí)海況，實(shí)船波高為1.88 m。

圖2 壓力傳感器分布示意圖Fig.2 Coordinates of pressure sensor points

圖3 試驗(yàn)方案原理圖Fig.3 Schematic diagram of test scheme

表3 模型不規(guī)則波工況Tab.3 Irregular wave conditions of test model

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

試驗(yàn)過程中，造波機(jī)先開始造波，等穩(wěn)定幾個(gè)波峰后，高速拖車拖著模型船向前滑行。船模首先的運(yùn)動(dòng)為滑行狀態(tài)，當(dāng)模型與波浪發(fā)生遭遇時(shí)，由于前端波浪在傳遞過程中會(huì)發(fā)生衰減，波幅明顯低于設(shè)計(jì)試驗(yàn)工況，待船模經(jīng)過一段穩(wěn)定波浪后，再進(jìn)行該工況下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集。統(tǒng)計(jì)各類傳感器在該工況下遭遇波浪后穩(wěn)定周期范圍內(nèi)采集到的數(shù)據(jù)峰值。以規(guī)則波工況4為例給出高速艇模型的航行現(xiàn)象（圖4），以及工況4的砰擊壓力時(shí)域曲線；以不規(guī)則波工況8為例給出工況8的砰擊壓力時(shí)域曲線；并在圖5中繪制規(guī)則波工況4以及不規(guī)則波工況8的波浪遭遇時(shí)間（Te）歷程曲線。

在激烈的市場(chǎng)環(huán)境下，許多工程企業(yè)對(duì)其自身的發(fā)展戰(zhàn)略缺少清楚的定位，存在嚴(yán)重的清楚不夠情況。[2]因此，在應(yīng)用KPI分解戰(zhàn)略目標(biāo)時(shí)，通常會(huì)出現(xiàn)關(guān)鍵指標(biāo)和戰(zhàn)略目標(biāo)相脫離的情況，進(jìn)而導(dǎo)致KPI的有效作用被弱化，最終導(dǎo)致企業(yè)績(jī)效管理工作和戰(zhàn)略目標(biāo)很難契合，存在脫離的情況。

圖4 高速艇試驗(yàn)砰擊現(xiàn)象Fig.4 Slamming phenomenon in model test

圖5 工況4和工況8遭遇波浪時(shí)間歷程曲線Fig.5 Time history curves of encountering waves in Conditions 4 and 8

2.1 規(guī)則波工況砰擊壓力測(cè)試結(jié)果分析

根據(jù)壓力傳感器測(cè)試結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)砰擊壓力的時(shí)間歷程曲線是一種脈沖響應(yīng)曲線，符合砰擊現(xiàn)象帶來的瞬時(shí)壓力特征。圖6 展示了全船范圍內(nèi)的典型壓力測(cè)點(diǎn)處的砰擊時(shí)間歷程曲線，橫坐標(biāo)為時(shí)間T，縱坐標(biāo)為壓力峰值無量綱系數(shù)ΠP（ΠP=P/ρv2，其中P是測(cè)點(diǎn)壓力值，ρ是流體密度，v是工況航速）。圖6（a）～（b）是工況4 中船艉范圍內(nèi)的1 號(hào)和3 號(hào)測(cè)點(diǎn)，包含了1 號(hào)艙室和2 號(hào)艙室；圖6（c）～（d）是船中范圍內(nèi)9號(hào)和10號(hào)測(cè)點(diǎn)，屬于橫向?qū)Ρ鹊臏y(cè)點(diǎn)，位于3號(hào)艙室；圖6（e）～（f）是船艏范圍內(nèi)15～16號(hào)測(cè)點(diǎn)，位于艏部中縱底部?？梢钥吹礁咚俅谌秶鷥?nèi)都遭受了明顯的波浪砰擊作用，艇體結(jié)構(gòu)易受損壞。

圖6 工況4典型壓力測(cè)點(diǎn)時(shí)間歷程曲線Fig.6 Time history curves of typical pressure points in Condition 4

分析每個(gè)工況中砰擊壓力測(cè)試數(shù)據(jù)，并標(biāo)明每個(gè)艙室內(nèi)的壓力測(cè)試最大值。將工況4 中壓力測(cè)點(diǎn)所采集到的峰值數(shù)據(jù)以及對(duì)應(yīng)艙室內(nèi)規(guī)范計(jì)算結(jié)構(gòu)能承受的壓力極限值進(jìn)行無量綱化處理，得到的模型試驗(yàn)和規(guī)范計(jì)算的壓力峰值無量綱系數(shù)ΠP值匯總于表4，并做出壓力測(cè)點(diǎn)分布沿船長(zhǎng)L的變化曲線，如圖7 所示。工況4 中全范圍內(nèi)的壓力峰值出現(xiàn)在3 號(hào)測(cè)點(diǎn)，該測(cè)點(diǎn)位于2 號(hào)艙。全船范圍內(nèi)，橫向同肋位處船中的砰擊壓力大于船側(cè)的砰擊壓力?？v向從1 號(hào)艙到2 號(hào)艙逐漸增到最大，從船中3 號(hào)艙往4 號(hào)艙方向逐漸減小。船艉處1 號(hào)艙試驗(yàn)過程中沒有明顯出水，受到波浪砰擊作用較小。依據(jù)《海上高速船入級(jí)與建造規(guī)范》（2015 版）結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)載荷部分，對(duì)船底板波浪砰擊壓力進(jìn)行局部載荷計(jì)算，根據(jù)高速艇的設(shè)計(jì)規(guī)范計(jì)算不同艙室范圍內(nèi)的載荷規(guī)范計(jì)算值，以此作為試驗(yàn)載荷測(cè)量結(jié)果的參考數(shù)據(jù)。同時(shí)觀察表4 得到，試驗(yàn)測(cè)量的壓力峰值無量綱系數(shù)均小于對(duì)應(yīng)艙室范圍內(nèi)的理論規(guī)范計(jì)算壓力峰值無量綱系數(shù)，保證了依據(jù)規(guī)范設(shè)計(jì)的高速艇結(jié)構(gòu)的安全性。

表4 工況4中各壓力測(cè)點(diǎn)峰值Tab.4 Maximum slamming pressure at each pressure sensors in Condition 4

圖7 工況4砰擊壓力數(shù)值沿船長(zhǎng)變化曲線Fig.7 Slamming pressure values varying with ship length in Condition 4

圖8 砰擊壓力峰值隨波長(zhǎng)的變化曲線Fig.8 Maximum slamming pressure varying with relative wave length

圖9 砰擊壓力峰值隨遭遇頻率的變化曲線Fig.9 Maximum slamming pressure varying with encounter frequency

分析各個(gè)艙室的壓力峰值測(cè)點(diǎn)，選取同航速同波高工況1～5 對(duì)艙室內(nèi)砰擊壓力峰值的大小關(guān)系進(jìn)行比較，探究相對(duì)波長(zhǎng)的變化對(duì)砰擊壓力峰值的影響，如圖8 所示?？梢园l(fā)現(xiàn)：在船艏和船艉的艙室內(nèi)，相對(duì)波長(zhǎng)（λ/LWL，λ為波長(zhǎng)，LWL為水線長(zhǎng)）為2.5時(shí)，砰擊壓力峰值最大；船中的艙室范圍內(nèi)，在相對(duì)波長(zhǎng)取2.0 時(shí)砰擊壓力峰值最大；除了相對(duì)波長(zhǎng)為1.5 的工況3，其余工況的壓力峰值沿船長(zhǎng)的變化趨勢(shì)相似；由于工況4的遭遇頻率（ωe）與本模型龍骨梁的自振頻率接近，易在船中位置發(fā)生共振現(xiàn)象導(dǎo)致壓力峰值突增。比較遭遇頻率相近的工況5～7，如圖9 所示，可以看到遭遇頻率相近時(shí)，壓力峰值沿船長(zhǎng)的變化趨勢(shì)曲線相似，但是在船中前段的壓力峰值略有差異。

2.2 不規(guī)則波工況砰擊壓力測(cè)試結(jié)果分析

圖10 工況8典型壓力測(cè)點(diǎn)時(shí)間歷程曲線Fig.10 Time history curves of typical pressure points in Condition 8

圖10展示了工況8局部壓力測(cè)點(diǎn)的砰擊時(shí)間歷程曲線。其中圖10（a）是工況8中船艉范圍內(nèi)的1號(hào)測(cè)點(diǎn)，位于1 號(hào)艙室；圖10（b）是船中范圍內(nèi)的9 號(hào)測(cè)點(diǎn)，位于3 號(hào)艙室；圖10（c）是船艏范圍內(nèi)的16號(hào)測(cè)點(diǎn)，位于4 號(hào)艙室。從圖10 可以觀察到在船艏處出現(xiàn)十分明顯的砰擊效果。將工況8 中壓力測(cè)點(diǎn)所采集到的峰值數(shù)據(jù)以及對(duì)應(yīng)艙室內(nèi)規(guī)范計(jì)算結(jié)構(gòu)能承受的壓力極限值進(jìn)行無量綱化處理，得到模型試驗(yàn)和規(guī)范計(jì)算的壓力峰值無量綱系數(shù)ΠP值并匯總至表5 中，并做出壓力測(cè)點(diǎn)分布沿船長(zhǎng)的變化曲線，如圖11 所示。工況8 中全范圍內(nèi)的壓力峰值出現(xiàn)在3號(hào)測(cè)點(diǎn)，該測(cè)點(diǎn)位于2 號(hào)艙；全船范圍內(nèi)，除了船艉的1號(hào)艙室，橫向同肋位處船中的砰擊壓力大于船側(cè)的砰擊壓力；縱向從1 號(hào)艙到2 號(hào)艙逐漸增大，在船中2 號(hào)艙和3 號(hào)艙中間處出現(xiàn)了砰擊壓力降低的一段，在3 號(hào)艙船中前段又出現(xiàn)砰擊載荷的增強(qiáng)，在艏部4 號(hào)艙室的砰擊壓力降低；工況8 和工況4 的砰擊壓力沿船長(zhǎng)的變化趨勢(shì)相同，說明在航速、波高和波長(zhǎng)相同的條件下，規(guī)則波和不規(guī)則波作用在高速艇上的砰擊載荷作用效果相似，砰擊壓力集中較大的位置與相對(duì)波長(zhǎng)的大小有緊密關(guān)系。

圖11 工況8砰擊壓力數(shù)值沿船長(zhǎng)變化曲線Fig.11 Slamming pressure values varying with ship length in Condition 8

表5 工況8中各壓力測(cè)點(diǎn)峰值Tab.5 Maximum slamming pressure at each pressure sensors in Condition 8

續(xù)表5

2.3 船中彎矩測(cè)試結(jié)果分析

在船中分段處的龍骨梁上布置應(yīng)變片測(cè)試艇體分段處遭受的波浪彎矩。統(tǒng)計(jì)各工況下船中彎矩?cái)?shù)據(jù)，將每個(gè)工況下船中彎矩峰值進(jìn)行無量綱化處理，得到彎矩?zé)o量綱系數(shù)ΠM（ΠM=M/mv2，其中M是測(cè)點(diǎn)壓力值，m是模型質(zhì)量，v是工況航速），匯總到表6。其中工況1～7 為規(guī)則波工況，工況8～10 為不規(guī)則波工況。選取工況4的船中彎矩時(shí)域曲線，如圖12所示，橫軸為時(shí)間T，縱軸為彎矩?zé)o量綱系數(shù)ΠM。對(duì)彎矩時(shí)間歷程曲線進(jìn)行傅里葉變換后做頻譜分析，得到如圖13所示的工況4船中彎矩頻域曲線，橫軸為頻率f，縱軸為彎矩M。

表6 規(guī)則波船中彎矩測(cè)量結(jié)果Tab.6 Bending moment test results at middle under all regular wave conditions

圖12 工況4船中彎矩時(shí)間歷程曲線Fig.12 Time history curve of bending moment at middle in Condition 4

圖13 工況4船中彎矩頻域曲線Fig.13 Frequency domain curve of bending moment at middle in Condition 4

分析頻譜中出現(xiàn)波峰的頻率成分，高頻彎矩成分為砰擊誘導(dǎo)成分，低頻成分為波浪彎矩成分。如果彎矩峰值對(duì)應(yīng)頻率接近或小于遭遇波浪頻率，表明彎矩主要是由波浪載荷導(dǎo)致；反之，如果工況彎矩峰值頻率大于遭遇波浪頻率，表明這些工況彎矩響應(yīng)受到了砰擊的影響，砰擊對(duì)結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)存在顯著影響。其中工況4 的遭遇頻率為2.579 Hz，從圖13 可以發(fā)現(xiàn)在頻率為1.33 Hz 下的彎矩幅值響應(yīng)最大，即彎矩峰值頻率小于或接近遭遇波浪頻率，波浪砰擊對(duì)高速艇模型結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)沒有顯著影響。本次試驗(yàn)工況的彎矩頻域分析中，工況4 具有代表性，推測(cè)可能是因?yàn)楦咚偻Ｐ痛L(zhǎng)寬比較小，整體結(jié)構(gòu)特性較剛，砰擊不易引起全船性即彎矩的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，但對(duì)于局部強(qiáng)度仍具有校核意義。

選取同航速同波高工況1～5 對(duì)船中彎矩峰值的大小關(guān)系進(jìn)行比較，探究相對(duì)波長(zhǎng)的變化對(duì)船中彎矩峰值的影響（圖14）。從圖14可以看到船中彎矩峰值對(duì)相對(duì)波長(zhǎng)的變化較為敏感，隨著相對(duì)波長(zhǎng)的增大，船中彎矩峰值變化較為頻繁，呈現(xiàn)先增大后減小再增大再減小的變化趨勢(shì)。在相對(duì)波長(zhǎng)為1.0 和2.0 時(shí)會(huì)出現(xiàn)波峰，且在相對(duì)波長(zhǎng)1.0 工況時(shí)取到船中彎矩峰值的最大值，而相對(duì)波長(zhǎng)取0.5、1.5和2.5時(shí)船中彎矩峰值數(shù)值十分接近。

3 結(jié) 論

圖14 船中彎矩峰值隨相對(duì)波長(zhǎng)的變化曲線Fig.14 Maximum bending moment at middle varying with relative wave length

本文對(duì)高速艇在高海況時(shí)受到的砰擊載荷和波浪彎矩進(jìn)行了模型試驗(yàn)研究，得到了7 組規(guī)則波工況和3 組不規(guī)則波下艇底砰擊壓力和船中波浪彎矩的測(cè)量數(shù)據(jù)。重點(diǎn)分析了同航速同波高的規(guī)則波工況下砰擊壓力和船中彎矩隨相對(duì)波長(zhǎng)的變化規(guī)律，討論了遭遇頻率對(duì)砰擊壓力和船中彎矩的影響。通過本文的研究，可以得到以下結(jié)論：

（1）艇體在運(yùn)動(dòng)過程中會(huì)頻繁地出水再入水，艇體底部中前段砰擊現(xiàn)象十分明顯，但船艉在整體運(yùn)動(dòng)過程中出水現(xiàn)象不明顯，測(cè)量的壓力數(shù)值中靜水壓力占比較大。在全船范圍內(nèi)，艇底船中測(cè)點(diǎn)的砰擊壓力大于船側(cè)的砰擊壓力。艇體的砰擊壓力峰值大多采集于船中段的機(jī)艙艙室范圍和船艏段的儲(chǔ)藏艙艙室范圍。

（2）相對(duì)波長(zhǎng)的變化對(duì)壓力峰值影響較為顯著，在同航速同波高的工況中，可以發(fā)現(xiàn)在船艏和船艉的艙室內(nèi)，相對(duì)波長(zhǎng)為2.5時(shí)，砰擊壓力峰值最大；船中的艙室范圍內(nèi)，在相對(duì)波長(zhǎng)取2.0時(shí)砰擊壓力峰值最大。當(dāng)遭遇頻率與龍骨梁自振頻率相近時(shí)，因共振原因使壓力數(shù)值倍增。在遭遇頻率相近的工況下，壓力峰值沿船長(zhǎng)的變化趨勢(shì)曲線相同，但數(shù)值會(huì)在船中前部有差異，證明遭遇頻率對(duì)壓力峰值的影響較為明顯。

（3）船中彎矩時(shí)域曲線出現(xiàn)明顯的周期性規(guī)律，表明波浪載荷對(duì)船中彎矩影響較為顯著。對(duì)船中彎矩時(shí)域數(shù)據(jù)進(jìn)行傅里葉變換后，分析船中彎矩頻域曲線，發(fā)現(xiàn)頻譜中的峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)頻率基本接近或小于波浪遭遇頻率處，波浪砰擊對(duì)高速艇模型結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)沒有顯著影響，這可能是因?yàn)楦咚偻Ｐ痛L(zhǎng)寬比較小，整體結(jié)構(gòu)特性較剛，砰擊不易引起全船性即彎矩的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，但對(duì)于局部強(qiáng)度仍具有校核意義。在同航速同波高的工況中，隨著相對(duì)波長(zhǎng)的增大，船中彎矩峰值呈現(xiàn)先增大后減小再增大再減小的變化趨勢(shì)，在相對(duì)波長(zhǎng)取1.0的工況中測(cè)得船中彎矩峰值的最大值。

本文開展的高速艇在高海況時(shí)受到的砰擊載荷和波浪彎矩的模型試驗(yàn)研究工作，對(duì)分析高速艇在高海況下的砰擊載荷及結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性具有指導(dǎo)意義，同時(shí)也可為后續(xù)實(shí)船的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供有價(jià)值的方法和參考依據(jù)。