基于模型试验的气垫船低速破冰机理研究

2021-09-02侯月阳田育丰

船舶力学 2021年8期

黄焱，侯月阳，田育丰

（天津大学a.水利工程仿真与安全国家重点实验室；b.港口与海洋工程天津市重点实验室，天津 300350）

0 引言

气垫船是一种在船体周边全部或部分用“围裙”封闭，利用大功率垫升风机将空气抽吸后吹入船底，在船底与水面之间形成空气气垫，进而将船体顶托垫升的高性能船舶[1]。气垫船以优异的全地形行进能力，被广泛应用于军事、工程建设和科学研究等领域[2-3]。在气垫船诞生几十年后，人们发现了将气垫船用于河流破冰的可能性，从而可为冬春交替季节的防汛工作提供帮助。这一工程应用设想最初源自加拿大工程人员的偶然发现，在结冰湖面低速拖曳气垫平台移位时，破坏了周围近1 m 厚的冰层[4-5]。据此，加拿大学者和工程技术人员在随后的几年间，使用该气垫平台在北极周边地区进行了多次破冰试验，如图1（a）所示[5-6]。1972年，英国海军为评估BH7气垫船在不同气候条件下的性能，分别在瑞典和博思尼亚湾等地进行了试验，成功实现了气垫船的破冰作业[7]。1977 年，美国海岸警卫队研发中心在密西西比河开展了LACV-30 气垫船的破冰试验，并对气垫破冰船的设计标准、操纵性和制造成本等内容进行了评估[8]。1979年，Muller[9]探讨了气垫船的尺寸和垫升压力对破冰能力的影响，并建立了简单的数学模型。1980 年，Mellor 提出了两种不同的气垫船破冰模式：低速模式与高速模式。在低速模式下，垫升压力将冰层下方的水体排开，诱发冰排的悬臂梁效应而断裂破环；在高速模式下，气垫船在冰内引起重力波并向前传播，导致冰层发生破环[10]。1995 年，Hinchey 等[11]对加拿大历次平台破冰试验进行了总结，也提出了将气垫平台的破冰模式分为低速破冰和高速破冰两种的论述。2002年，英国利用气垫船的高速破冰原理，制造了世界上第一艘以柴油发动机为动力的气垫船AP.1-88/200，并在圣劳伦斯河开展破冰试验，如图1（b）所示[12-13]。

图1 气垫平台破冰试验Fig.1 Icebreaking test of ACV

对于气垫船高速破冰模式的力学机理，已有大量研究工作相继开展。Kozin 等[14-15]研究了碎冰场中波浪对气垫船航行阻力的影响，提出了降低气垫船破浪阻力的方法，并通过模型试验和理论分析，验证了使用应力波干涉方法可提高冰盖共振破坏的效率；Wang等基于静（动）载荷作用下弹性薄板的振动微分方程，建立了气垫船破冰过程的数学模型，并提出了物理模型试验中各参数的计算方法[16]；薛彦卓等[17]基于重力流理论，通过理论分析方法建立了气垫船低速破冰能力评估模型，得到了破冰厚度与垫升压力之间的关系，并与Wade 实船测试数据进行了对比；Zuev 等[18-19]分析了长径比、速度、压力等参数对气垫船模型破冰阻力的影响，提出了气垫船在水中运动的阻力计算公式。

目前国内外学者对气垫船高速航行时的破冰机理，已形成了较为一致的认识，即气垫船在冰面高速运动时引发冰内的聚能共振增幅效应，从而导致冰排发生变形和破坏。而对于气垫船低速航行时的破冰机理，目前已开展的针对性研究工作相对较少，关键性机理尚未得到完全揭示。自加拿大停止了对ACT-100 气垫平台破冰机理的研究起，对低速模式破冰机理的研究工作主要以数值仿真为手段开展，缺少相应模型试验和实测数据对仿真结果的关键性支撑。另一方面，当气垫船以高速模式破冰时，会引起冰面的大范围破坏，如图1（b）所示。而当气垫船以低速模式破冰时，可在冰面开辟一条较规整的航道，从而具有更广阔的的应用前景。

由此可见，亟需补充模型试验研究工作，对气垫船在低速航行时的破冰机理进行研究。本文即以一艘内河自航气垫破冰船为原型，在低温拖曳冰水池中开展了一系列低速破冰模型试验。基于模型试验现象和测试结果，对低速破冰过程中的关键性机理进行讨论。

1 气垫船低速破冰机理的初步认识

目前，已有研究工作对气垫船低速破冰机理的初步认识为[12]：气垫船在开敞水域垫升后，气垫船底部喷射的高压气流沿水体与气垫船之间的空隙向外逃逸，促使水面产生兴波；由于低速航行下气垫产生兴波的传递速度远大于其航速，所以当气垫船还未到达冰排时，兴波便已先行传递至冰排下方的水体，如图2（a）所示；兴波在进入冰下水体的过程中，将裹挟部分空气一起潜入冰层下方，形成冰下气腔。冰下气腔的存在使得这一范围内冰体失去了水的弹性支撑作用，形成当前初步认识中所谓的“悬臂梁效应”；当气垫船艏部运动至冰排前缘后，垫升风压将在具有“悬臂梁效应”的冰排前端产生一个下压载荷作用，进而在“悬臂”冰排的后端，即冰下气腔的扩展边界位置，产生弯曲力矩；这样，当这一弯曲力矩产生的应力达到冰的抗弯强度时，即会引发冰排前缘的弯曲破坏，如图2(b)所示。由此可知，在这种初步认识的指引下，气垫船低速破冰能力取决于两个方面：一是垫升风压的大小；另一则是冰下气腔的规模。垫升风压往往是一个仅与船体重量和飞高相关的参数，不具备可调空间。而冰下气腔的规模，则与水面兴波的波长及波幅大小正相关。波长或波幅越大，在冰下能形成的气腔范围就越大，致使具有“悬臂梁效应”的冰排范围增大，气垫船的破冰能力随之增强。为验证上述认识的合理性，本文开展了气垫船低速破冰的系列模型试验。

图2 气垫船低速破冰原理[12]Fig.2 Icebreaking mechanism of ACV at low speed[12]

2 模型试验概述

2.1 试验设施

本文开展的气垫船低速破冰模型试验在天津大学冰力学与冰工程实验室的低温拖曳冰水池内完成（如图3所示）。该低温拖曳冰水池的尺寸为40.0 m长、6.0 m宽、1.8 m深，可制取1.0～30.0 cm的模型冰。冰水池置于一个320.0 m2的低温实验室内，通过制冷压缩机组和冷风循环系统调节环境温度。实验室内气温可实现0～-25℃范围内的精准调节，并通过冷风循环系统可控制水面（冰面）各处的冷风风速均小于0.5 m/s，从而保证室内同高度位置温差小于1.0℃。实验室内配有两台拖车，一台试验拖车，一台服务车。其中，试验拖车主要用于固定结构模型，并驱动模型穿越模型冰。试验拖车车速可实现在0.001～1.0 m/s范围内的无级调节，也可以固定速度恒速行驶。服务车主要用于辅助模型安装和模型冰制备，并在部分试验中驱动模型冰运动，车速可在0.001～0.5 m/s范围内无级调节。

图3 天津大学冰力学与冰工程实验室低温拖曳冰水池Fig.3 Ice tank in the ice mechanics and engineering laboratory of Tianjin University

2.2 模型律和模型比尺

冰模型试验同时具有流体试验和材料试验的特点，选取适当的模型律是保证试验结果准确的关键。本文开展的气垫船低速破冰模型试验面对的情况更为复杂，结构与冰的相互作用过程涉及空气、水、冰和柔性材料等多种因素。由于可压流体与不可压流体的相似准则互不兼容，这就需要在模型试验中聚焦核心物理过程，并以此作为确定相似准则的标准。气垫船低速破冰过程中的关键环节是冰在外力作用下发生弯曲破坏，破坏过程中惯性力（重力）和弹性力的作用占主导地位。另一方面，气垫船的垫升压力与围裙内的风压和风速相关，但垫升压力可由气垫船最终呈现的垫升状态（垫升高度或吃水）来表征，从而可将垫升状态纳入统一的模型试验相似准则中。据此，选择弗汝德和柯西相似准则作为本系列模型试验的相似准则，从而确定各物理参数的相似比尺，如表1所示。

表1 主要物理量的模型比尺Tab.1 Model scale of primary physical quantities

2.3 试验模型

本系列气垫船低速破冰模型试验的原型结构是一艘内河自航气垫破冰船，如图4 所示。该气垫船为典型长条形构型，两台垫升风机左右对称布置于甲板，风机出口固定在内嵌于船身的气道结构上。船身周围由柔性围裙包裹，该围裙是由大囊和滑板指气囊组成的嚢指型围裙。同时，船体底部还布置有横稳围裙与纵稳围裙，用于维系气垫船的平衡。风机出口连接气道结构，将高压空气压入气道，继而进入柔性围裙内使其充气成型。围裙成型后，高压气流从底部气囊的开口喷出，在船底形成气垫。气垫船的船身整体由高强度钢形成刚性支撑框架。根据原型结构尺寸和实验室条件，在试验中确定几何缩尺比λ=1:5，部分气垫船原型和模型结构参数列于表2。该船的设计破冰厚度为0.3 m（冰抗弯强度为500 kPa），对应模型冰厚为0.06 m（模型冰抗弯强度为100 kPa），垫升高度为8 mm。

图4 气垫船原型Fig.4 Air cushion vehicle prototype

依据气垫船原型结构特征，气垫船模型设计包括垫升风机、气道结构、支撑结构和围裙结构四部分。其中，气垫船模型支撑结构是由不锈钢型材加工而成的框架结构，支撑结构尺寸和重量根据原型尺寸和模型比尺确定，如图5（a）所示。根据原型围裙结构特征和模型支撑结构型式，将围裙结构模型分为三部分，包括固定在支撑框架上的大囊、连接于大囊下部的滑板指气囊、以及船底的横稳围裙和纵稳围裙。参考原型气道结构特点，选用密度小、柔韧度高的特种板材加工制作气道结构，形成与原型气道相同的布置规则。对气道结构与不锈钢支撑框架的连接位置进行了气密处理。根据原型结构重量和垫升风机参数，对垫升风机模型进行选型。选型工作的技术要点在于保证垫升风机的重量、出口风压和流量与设计要求相匹配。采用经验公式法对相关参数进行估算：

式中：Q为风机出口流量；a=5～10，考虑到本试验需根据各部分设计进行风机的适配选型，在此选取a为10，以满足风机的适用范围；W为气垫船重量。最终选定某型涡轮风机，并以此为基础进行改造。改造工作主要是将涡轮风机的变频电机换装为伺服电机，通过精准控制风机转速，细致调节风机出口的流量和风压，从而使气垫船模型达到目标垫升高度，模拟与原型一致的垫升状态。装配成型的气垫船模型如图5（b）所示。

图5 气垫船模型Fig.5 Air cushion vehicle model

2.4 拖曳装置与测试系统

在本文气垫船低速破冰模型试验中，使用试验拖车拖曳气垫船模型穿越模型冰排，模型连接方式如图5（a）所示。结构模型通过刚性拖曳杆与试验拖车相连，在刚性拖曳杆两端均设有万向节，从而保证气垫船模型在垂向与横向上可以自由运动。使用两条弹性缆绳限制刚性拖曳杆在水平面内的运动，抑制气垫船模型的艏摇和横荡运动。在这种拖曳方式下，气垫船模型的艏摇、纵荡和横荡运动受限，而纵摇、横摇和垂荡运动放开。在横向牵引梁上布置了1个轮辐式拉压传感器（如图6所示），测试结构模型的航行阻力。在每台垫升风机出口处布置了1 个风速传感器（见图7（a））及1 个风压传感器（见图7（b）），用以监测风机出口的流量和风压。在气垫船模型框架的底板上，前后对称布置了2个风压传感器，测试船底的实时垫升风压。

图7 风速及风压传感器Fig.7 Wind speed and pressure sensors

2.5 低温冻结模型冰

在模型试验中使用第4代改进的尿素模型冰，即以尿素为模型冰溶液主要添加剂，经低温冻结制备得到。模型冰制备过程主要包括配置尿素水溶液、制冷降温、喷雾引晶、回温调节和参数检测等环节。制备得到的低温冻结模型冰具有与天然海冰相似的晶体结构，表层为细密的粒状结晶层（约占总冰厚的1/10～1/9），下层为垂向分布的柱状结晶层（如图8 所示），从而保证模型冰的力学性质满足相似性要求。通过回温调节模型冰力学性质，在低温拖曳冰水池内进行悬臂梁弯曲强度测试，当测试结果达到目标强度时即开始模型试验。

图8 模型冰截面图Fig.8 Section of the model ice

2.6 试验流程与试验工况

制备得到满足要求的模型冰排后，按以下步骤开展冰水池模型试验：

（1）气垫船模型在平整地面进行垫升测试，调节伺服电机转速使模型垫升高度达到设计目标，并测试全垫升状态下的垫升压力和风速。

（2）将气垫船模型转运至低温拖曳冰水池，启动风机令模型以全垫升状态拖至开敞水面，标定各传感器。

（3）按照试验工况的垫升状态要求，通过调节气垫船模型上的配重控制垫升高度或吃水。

（4）开启各传感器和摄像机，在试验过程中保持全程测试。启动试验拖车，以设计航速拖曳气垫船模型穿越模型冰排。

（5）停车并停止采集，试验拖车后退一段距离，令结构模型与模型冰排脱离接触，重复步骤（3）～（5）进行下一组试验。

在试验过程中，气垫船模型全垫升工况的试验参数见表3。

表3 试验工况Tab.3 Model test conditions

3 全垫升工况试验现象

在试验工况1 中，将模型拖曳至开敞水面后，由船体底部喷出的高压气流向水面持续施压，在船体与水面间形成高压气垫，并将船体完全垫升。同时，水面在高压气流的作用下形成凹陷，并在高压射流的作用下形成兴波向四周扩散。部分高压气体沿船体与水面的间隙向外散逸，裹挟大量水体形成水雾飞溅的现象（如图9（a）所示）。兴波扩散的过程中带动部分气垫内气体外流，垫升风压也因此发生脉动变化，促使船体出现周期性的升沉运动。气垫船模型在试验拖车的拖曳下航行至模型冰排前缘。此时，由于围裙底部水面凹陷，冰排前缘完全暴露于凹陷区水线面之上，围裙与冰排发生瞬态撞击。冰排前缘在瞬态撞击下发生局部破坏，并出现整体下弯变形，而艏部围裙也在这一撞击事件中出现小幅度弯折变形，如图9（b）所示。随后，船体以“前仰后倾”的姿态沿下弯冰面上爬，此时冰面并未因船体重量的施加而发生大规模弯曲破坏。最终，气垫船模型由水面快速爬升至冰面，并以冰面全垫升状态继续低速航行，如图9（c）所示。船体在冰面航行时，冰排在船底喷出的高压射流作用下发生可见的下陷变形，并形成前文中所论及的冰面兴波，由船体向四周扩散，但冰排未因此而发生破坏。

在试验工况1中，气垫船模型受到的阻力如图9所示。由图可见，在试验初始阶段，气垫船在开敞水面运动时受到的阻力很小（阻力均值为6.5 N）。在船体底部风压波动和水面兴波扩散的影响下，阻力曲线表现出明显的波动。继而，艏部围裙与冰排发生瞬态撞击，阻力水平突升。在随后船体沿冰面上爬过程中，冰排前缘与围裙底部发生持续的摩擦作用，使得阻力在高水平上波动（持续了近1 s）。待气垫船模型全部上爬至冰面后，进入冰面全垫升航行状态，此时阻力水平迅速回落，但仍明显大于其在水面航行时所受的阻力（阻力均值为60.83 N），如图9中红线所示。

图9 试验工况1现象和阻力时程Fig.9 Test phenomena and resistance curve in Condition 1

4 非全垫升工况试验现象

由全垫升工况试验现象可知，气垫船在该状态下是难以实现有效破冰的。究其原因，可归结为由水面兴波扩散形成的冰下气腔并不能产生所谓的“悬臂梁效应”。在试验中发现，由气垫船模型底部喷出的高压气流，因围裙气囊底部与冰排边缘之间存在缝隙而快速散逸，未能冲入冰下汇集成为稳定气腔。这样一来，在兴波的传播过程中，带入冰下的空气就十分有限，并且未与气垫船底部的高压空间形成连通，因此大部分气体很快被静水压推出冰下而散逸。仅存的少部分气体则以小气泡的形式散布于冰体之下，难以形成有效的气腔空间。此时，水体对冰排的弹性支撑作用仍旧有效，并支撑平台上爬至冰面进行全垫升航行。

根据Hinchey和Colbourne对气垫破冰平台的研究[11]，加拿大在上世纪70 年代开展的大量气垫平台低速破冰试验中，均发现平台会促使冰面下形成一个气体空腔，并在随后接触冰面的运动过程中导致冰体破坏。同时，有影像资料显示，乌克兰一座在役气垫破冰平台是以非全垫升状态进行破冰操作的，如图10 所示。据此，本文进一步开展了一系列探究有效破冰模式与机理的非垫升试验，试验工况如表4所示。

图10 乌克兰气垫破冰平台Fig.10 Icebreaking air cushion vehicles in Ukraine

表4 非全垫升试验工况Tab.4 Model test conditions

4.1 非全垫升试验破冰失效试验现象

由试验工况2～5 可知，不断调整气垫船模型的吃水深度。只有在试验工况5，即气垫船模型的吃水深度达到90 mm 时，才能实现有效破冰，其他各组试验现象与试验工况1相近。这一节中以试验工况2 为例，介绍非全垫升状态破冰失效的一般现象。在试验工况2 中，围裙底部的滑板指气囊始终浸没于水中。由气囊喷出的高压气流受到水体抑制，在船体周围出现气泡持续泄放现象，水面不断翻滚，难以形成稳定的水面兴波，如图11（a）所示。当船体抵达冰排前缘时，艏部围裙与模型冰排发生碰撞挤压，造成冰排整体下弯变形，艏部围裙也发生了较大的弯折变形，船体呈现出“前倾后仰”的姿态。更重要的是，此时冰排前缘下方形成了一个明显的环状气腔。在气垫船模型的持续下压作用下，在气腔距艏部最远处开始出现裂纹。裂纹沿气腔边缘向冰排前缘快速发展，沿冰排前缘发生由单条环向裂纹贯穿引起的整体弯曲破坏，如图11（b）所示。在单条环向裂纹扩展的同时，接触区域不断产生径向裂纹，并向前方的环向裂纹延伸，从而将船艏前整体破坏的冰面切割为数块面积较小的碎冰块，呈现出冰面“龟裂”的现象。同时，在模型的整个破冰进程中，还伴随着多条环向裂纹交错扩展的局部破坏模式。局部破坏一般发生于某次整体破坏过程之后。在陆续发生2～3次的局部破坏事件后，模型艏部沿下弯变形的冰面迅速爬升至冰排表面，如图11（c）所示。此时船体在冰面上滑行，围裙底部与冰面接触并发生变形，与冰面发生持续的摩擦作用。

图11 所示为试验工况2 中气垫船模型受到的阻力时程。模型由敞水航行到初次撞击冰排时，同样出现了阻力水平的跃升，这是冰排的整体破坏引发的。在之后的2 s 内，冰排又发生了多次的局部破坏，阻力水平呈逐步下降的趋势。在之后航行的某个时刻，模型迅速上爬至冰面，进入冰面滑行状态，阻力水平也相应迅速下降并逐渐稳定。气垫船模型在冰面滑行的阻力要远高于在敞水区航行时的阻力，也远高于在冰面以全垫升状态航行时的阻力。

图11 工况2试验现象和阻力时程图Fig.11 Test phenomena and resistance curve in Condition 2

4.2 非全垫升试验有效破冰试验现象

在试验工况5中，气垫船模型可以实现有效破冰。在试验初始阶段，模型在开敞水面航行时的试验现象与上文所述相同，如图12 所示。当模型到达冰排前缘时，可以发现前方冰排下面出现了环状气腔。即便只从水上观测，仍可以看到艏部前方冰下存在一个巨大的白色空腔，如图13所示。

另一方面，由于此时结构有一定吃水，与冰排接触的不再仅仅是围裙气囊的下边缘，而是围裙气囊下部，更准确地说，是由于弯折变形而下压的环形围裙表面。随着船体继续向前推进，冰排的下弯变形持续发展。同时，气腔边缘向模型前进方向和船舷两侧扩展，形成长度略大于船宽的环形气腔域。模型继续航行，促使冰排发生整体破坏，如图14（a）所示。径向裂纹也同样出现并将整体破坏后的环形冰面分割为更小的碎冰块。如前所述，冰面的整体破坏会在冰面留下不规则的环形切面，艏部围裙几乎同时与环形冰面边缘接触。在这种情况下，围裙两侧变形较大，前端变形较小，如图14（b）所示。当气垫船模型继续向前航行时，船艏围裙对冰排前缘环形区域两侧的作用力持续增大。在接触点附近开始出现一系列直径很小的环向裂纹，将接触区域冰排分割为尺寸更小的碎冰块。这些碎冰块呈不规则形状，大小相近，平均尺寸为24 cm×16 cm，铺满气垫船模型航道，如图15所示。试验中还发现，冰排在发生局部破坏和整体破坏时，气垫船模型在冰力作用下会发生小幅度的艏摇运动。

图15 航道内冰况Fig.15 Ice condition in the channel

图14 所示为试验工况5 中气垫船模型受到的阻力。由图可见，当冰排发生局部破坏时，船体模型受到的破冰阻力明显小于冰排发生整体破坏时的阻力水平。这种局部破坏模式会维持相当长一段时间，并在某一时刻又突然转变为整体破坏模式。冰排整体破坏与局部破坏的交替出现也成为试验中的重要现象。由图14还可以发现，冰排在发生整体破坏和局部破坏时，都会促使破冰阻力随时间呈现出显著的加载-卸载周期性波动特征。

图14 工况5试验现象和阻力时程Fig.14 Test phenomena and resistance curve in Condition 5

5 试验结果与分析

由低温拖曳冰水池气垫船模型低速破冰系列模型试验结果可知，当气垫船以全垫升姿态（垫升高度为40 mm）按照1 kn 的航速航行时，无法有效破坏设计破冰厚度（0.3 m）和弯曲强度（500 kPa）的平整冰。通过逐渐增大吃水调节气垫船的垫升姿态，当结构吃水达到0.45 m时，可以在1 kn的航速下连续破坏目标平整冰（冰厚为0.3 m，弯曲强度为500 kPa）。由试验工况1 中的现象可知，模型结构抵达冰排边缘时，围裙底部的水面兴波在冰下水体静水压力的作用下，将发生快速的能量耗散，难以形成聚能效应。兴波传递至冰下很小一段距离便被水体推出，难以形成有效的破冰过程。同时，兴波传播过程带入冰下的少量气体，由于缺少持续的气体供应，也很快被静水压推出散逸。残留于冰下的小部分气体则被水体包围，以单独小气泡的形式分布于船艏前方，互不连通，无法形成整块的冰下气腔。

另一方面，围裙底部喷出的高压射流，由于围裙与冰排之间存在缝隙而快速散逸，同样未能冲入冰下形成稳定气腔，上述过程如图16（a）所示。由此可见，全垫升状态下冰下难以形成稳定气腔，水体对冰排的弹性支撑作用仍旧有效，从而支撑气垫船模型最终上爬至冰面。

随着气垫船模型垫升高度的调节，模型由全垫升状态转换为具有一定吃水深度的非全垫升状态。此时围裙气囊完全被水体包围，由气囊喷出的高压射流会在模型底部形成一个具有压力维持能力的气垫气腔。模型在敞水航行时，气垫气腔内的高压气体不断向周围水体扩散，形成内部具有高压气体的气泡群。气泡群在浮力作用下快速上浮至水面，在水面破碎以释放压力。当模型运动至冰排边缘时，艏部围裙下方形成的高压气泡群向前运动，上浮至水面后受到冰面限制，快速汇聚成具有一定规模的气腔域，并以体积扩展的方式释放压力。同时，船体底部的气垫气腔逐渐与冰下气腔域连通，从而可以为冰下气腔规模的扩展和压力维持提供充足的气体输入，如图16（b）所示。

图16 气垫船模型低速破冰原理Fig.16 Icebreaking mechanism of ACV model at low speed

冰下气腔的形成排开了冰下水体，从而消除了水体对冰排的弹性支撑。在气垫气腔压力的持续供给下，冰下气腔压力不断增加，使得气腔压力作用于冰排底面，形成了超过冰排自重的上顶压力。在船体行进过程中，冰排的受力情况为：围裙在冰排边缘上表面的作用力，即不断增大的下压力Fs；冰排下表面承受来自气腔内高压气体的均布上顶压力Pair。随着气垫船模型向前运动，作用于冰排边缘的下压力不断增大，冰下气腔的上顶压力Pair也持续增大。冰下气腔域体积持续扩展，将冰下更多的水体排开，形成更大的上顶载荷面。据此，在下压力Fs与上顶压力Pair的共同作用下，在冰下气腔边缘位置引发由下至上的裂纹贯穿，在冰面形成环向裂纹，从而促使冰排发生向下的弯曲破坏。由试验现象还可发现，只有当达到一定吃水深度后，气垫船模型才能实现持续的破冰操作。这是因为随着模型吃水深度的增加，由围裙底部喷出的高压气体，会在冰下形成规模更大的气腔，从而令更大范围内的冰排失去底部水体支撑。另一方面，气垫船模型吃水的增加也会形成更大的下压力Fs。如此，在下压力、上顶压力和更大气腔规模的共同作用下，具备足够吃水深度的模型可完成对冰层的持续破坏。