權(quán)曉波， 包健， 孫龍泉， 王都亮

(1.中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院， 北京 100076； 2.哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院， 黑龍江 哈爾濱 150001；3.中國(guó)船舶集團(tuán)有限公司 第716研究所， 江蘇 連云港 222006)

0 引言

航行體入水是一個(gè)涉及多相流動(dòng)、自由液面和動(dòng)邊界多場(chǎng)耦合的復(fù)雜過(guò)程，其作用時(shí)間短暫，參數(shù)變化劇烈。尤其在高速入水時(shí)，航行體會(huì)受到強(qiáng)烈的瞬時(shí)沖擊壓力及過(guò)載，如果不進(jìn)行緩沖降載，則極易發(fā)生結(jié)構(gòu)的損壞及內(nèi)部設(shè)備的失靈，造成無(wú)法挽回的損失。因此研究航行體高速入水降載技術(shù)勢(shì)在必行。

在入水降載方面，Howard最早提出使用泡沫材料制作緩沖頭帽的想法。Hinckley等研究在沖擊載荷條件下通過(guò)使用可壓碎材料來(lái)減輕沖擊和吸收能量。最初頭帽為一個(gè)整體，經(jīng)過(guò)發(fā)展改進(jìn)，頭帽分為外罩和緩沖材料兩個(gè)部分，外罩起到在空中飛行階段整流作用，緩沖材料起到隔沖降載、緩沖吸能、隔絕碎片的作用。在后續(xù)對(duì)頭帽的研究中，宣建明等通過(guò)入水實(shí)驗(yàn)，采用復(fù)合材料作為外罩的主體材料，研究了外罩的破壞形式。徐新棟等提出兩種使頭帽入水后更易破裂的改進(jìn)方法，一種為降低頭帽和雷體之間的摩擦力，另一種為降低整流罩強(qiáng)度，并通過(guò)仿真計(jì)算方式進(jìn)行了驗(yàn)證。這些研究主要針對(duì)外罩的破壞模式，為外罩結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供基礎(chǔ)，但對(duì)內(nèi)部降載元件的設(shè)計(jì)及高速入水條件下的優(yōu)化未做過(guò)多涉及。針對(duì)內(nèi)部降載元件的研究中，王永虎等采用入水沖擊加載條件下的本構(gòu)關(guān)系式，計(jì)算了帶緩沖頭帽入水的動(dòng)態(tài)緩沖性能，討論了不同入水速度、不同密度泡沫對(duì)緩沖效果的影響。王永虎等又引入硬質(zhì)聚氨酯泡沫塑料(RPUF)在沖擊條件下的本構(gòu)關(guān)系，并進(jìn)行了相應(yīng)修正，求出入水沖擊響應(yīng)本構(gòu)關(guān)系式，得出了快速確定RPUF控制參數(shù)的方法。隨著航行體入水速度的提高，至今仍沒(méi)有令人滿意的解決方案來(lái)解決高速入水時(shí)的降載問(wèn)題。一方面，高速入水實(shí)驗(yàn)操作困難，條件極難實(shí)現(xiàn)。另一方面，入水問(wèn)題十分復(fù)雜，很難通過(guò)理論分析來(lái)解決。數(shù)值模擬作為研究入水問(wèn)題的有效手段，在入水及降載問(wèn)題研究上有著顯著優(yōu)勢(shì)。

耦合歐拉- 拉格朗日(CEL)方法是研究入水問(wèn)題的一種有效數(shù)值方法，本文針對(duì)高速入水問(wèn)題，設(shè)計(jì)一款用于航行體入水防護(hù)的緩沖頭帽，討論緩沖頭帽在航行體垂直入水和傾斜入水時(shí)的降載效果，分析緩沖頭帽撞水后的破壞形式以及空泡的發(fā)展過(guò)程。結(jié)果表明，緩沖頭帽在撞水后沿預(yù)制裂紋破碎并貼著空泡壁向外擴(kuò)散，在最惡劣的垂直入水條件下，降載率可達(dá)75%以上。

1 模型建立

1.1 物理模型設(shè)計(jì)

頭帽裝置由兩部分組成，分別為最外層的外罩和內(nèi)部緩沖材料，外罩起到在空中飛行階段整流作用，保護(hù)航行體頭部，承受載荷，以及防止航行體頭部與空氣摩擦產(chǎn)生的熱量影響，外罩在入水過(guò)程中撞碎解體。內(nèi)部緩沖材料起到隔沖降載、緩沖吸能、隔絕碎片，防止外罩破碎產(chǎn)生的碎片對(duì)航行體本體造成劃傷的作用。圖1所示為頭帽安裝整體示意圖。

圖1 物理模型整體圖Fig.1 Overall diagram of physical model

航行體選取MK46魚(yú)雷作為模型，其長(zhǎng)度為 2 670 mm， 直徑為324 mm.

外罩形式為球冠尖拱頭型，帶有8條預(yù)制裂紋，根據(jù)錢立新等的研究，預(yù)制裂紋外罩一方面能夠有效實(shí)現(xiàn)航行體入水的“撐進(jìn)破壞”模式，另一方面可以減少外罩碎片對(duì)航行體頭部的撞擊。材料選用T700-3234碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，在周向需要破裂的位置開(kāi)預(yù)制裂紋槽，做弱化處理。外罩尺寸參數(shù)如圖2所示。圖2中，為頭帽長(zhǎng)度，為平頭半徑，為球冠半圓心角，、、分別為航行體半徑、掃描半徑、球冠半徑。

圖2 尖拱族頭型的一般形式Fig.2 General type of arch pointed nose

各參數(shù)之間存在以下幾何關(guān)系：

(1)

式中：

(2)

王永虎定義了尖拱頭型特性參數(shù)，可以用來(lái)描述正切尖拱、截頭尖拱、球冠尖拱等頭型。的表達(dá)式為

(3)

式中：為尖拱曲徑比，=(2)；為長(zhǎng)細(xì)比，=(2)；為球冠半徑比，=；為平頭半徑比，=。

文獻(xiàn)[14]運(yùn)用最小二乘法擬合出Waugh通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得的入水阻力系數(shù)與尖拱長(zhǎng)細(xì)比的關(guān)系曲線圖，如圖3所示。

圖3 入水阻力系數(shù)Cd與尖拱長(zhǎng)細(xì)比s的擬合曲線Fig.3 Fitting curve of water entry resistance coefficientCd and slenderness ratio s of pointed arch

入水阻力系數(shù)隨長(zhǎng)細(xì)比的增大而減小，但由于制造限制，長(zhǎng)細(xì)比不可能無(wú)限增大，由圖3可以看出，長(zhǎng)細(xì)比大于1時(shí)，隨著長(zhǎng)細(xì)比增大，阻力系數(shù)的降低并不明顯，本文選取外罩長(zhǎng)細(xì)比為1。MK46模型的直徑為2=0324 m，選取=1，則=2=0324 m?？梢杂帽硎境觥?、：

(4)

(4)式代入(3)式，得

(5)

令d(ln ())d()=0，求得的值為05 m左右。取=05 m，計(jì)算出其他參數(shù)值，最終得到外罩截面尺寸。

內(nèi)部降載材料采用泡沫鋁，泡沫鋁在受壓時(shí)，其應(yīng)力- 應(yīng)變曲線呈現(xiàn)明顯的三階段特征，即彈性變形階段、塑性屈服平臺(tái)階段和壓縮密實(shí)化階段。相對(duì)密度(=，為泡沫鋁表現(xiàn)密度，為致密鋁密度)范圍一般為2～60，平臺(tái)強(qiáng)度和壓實(shí)應(yīng)變是主要的2個(gè)參數(shù)，根據(jù)Gibson等對(duì)泡沫鋁的實(shí)驗(yàn)分析和經(jīng)驗(yàn)公式，得到不同相對(duì)密度泡沫鋁的參數(shù)。泡沫鋁參數(shù)如表1所示，表中為彈性模量。在入水速度不同時(shí)，選用不同強(qiáng)度的泡沫鋁材料。

表1 泡沫鋁參數(shù)

1.2 數(shù)值模型建立

CEL方法是一種歐拉單元和拉格朗日單元相互耦合的計(jì)算方法，它結(jié)合了歐拉算法和拉格朗日算法的優(yōu)點(diǎn)。本文采用CEL方法建立數(shù)值模型，航行體采用Rigid Body約束，網(wǎng)格采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，尺寸為0.02，網(wǎng)格數(shù)量為54 496。

外罩設(shè)置剛體，采用分瓣建模，然后用粘接方式將各瓣模型粘接在一起，以此模擬預(yù)制裂紋外罩。將外罩模型分為8瓣，分瓣模型網(wǎng)格尺寸為0.01，外罩總體網(wǎng)格為5 712個(gè)。

泡沫鋁緩沖結(jié)構(gòu)形狀設(shè)計(jì)為圓臺(tái)型，頂部半徑0.12 m，底部半徑0.1 m，高度0.1 m. 材料模型設(shè)置采用Crushable Foam塑性模型，該模型用于分析可壓碎的泡沫，通常用作能量吸收結(jié)構(gòu)。網(wǎng)格采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為0.01，數(shù)量為 5 740。 航行體、外罩及泡沫鋁模型的建模及網(wǎng)格劃分對(duì)比如圖4所示。

圖4 航行體帶緩沖頭帽網(wǎng)格劃分Fig.4 Gird division of underwater vehicle with cushion nose cap

歐拉域分為兩部分，上側(cè)為空氣域，下側(cè)為水域，為提高計(jì)算效率，網(wǎng)格在水- 氣交界面進(jìn)行加密，加密處網(wǎng)格采用漸進(jìn)網(wǎng)格，靠近水- 氣交界面處網(wǎng)格最密，以最大程度地保證觸水時(shí)刻的計(jì)算精度，最密處網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.015。航行體位于水面上方，其裝配示意圖如圖5所示。

圖5 入水模型裝配示意圖Fig.5 Assembly diagram of water entry model

歐拉域底面和四周固定，頂部施加一個(gè)大氣壓力，空氣域內(nèi)部壓力設(shè)置為101 300 Pa，水域壓力隨水深遞增。重力加速度為-9.8 m/s，方向豎直向下。采用通用接觸，切向應(yīng)力設(shè)置摩擦系數(shù)為0.02。初始時(shí)刻航行體位于自由液面上方。航行體位移無(wú)約束，給定沿軸線向下的初速度。

1.3 有效性驗(yàn)證

仿真模型設(shè)置中，歐拉域尺寸與實(shí)驗(yàn)水箱尺寸一致，網(wǎng)格劃分如圖6所示。小球采用Rigid Body約束，流體水域采用六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格在中間進(jìn)行加密。

圖6 歐拉域網(wǎng)格劃分Fig.6 Grid division of Euler domain

球體初始時(shí)刻的速度為2.17 m/s，垂直于靜水表面。球體和水被賦予重力加速度-9.8 m/s，方向垂直于靜水表面。為了模擬水槽對(duì)流體域的邊界限制作用，分別給歐拉域的底面和側(cè)面予以約束，球體的位移不受限制。

圖7所示為仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)圖像的空泡對(duì)比，圖8所示為球心位移曲線對(duì)比。由數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比中可以看出，CEL方法模擬的空泡與入水試驗(yàn)空泡形態(tài)近似，仿真的水花濺射效果沒(méi)有試驗(yàn)清晰，位移曲線吻合度較好，趨勢(shì)基本一致，可以確定本文數(shù)值方法有效。

圖7 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)圖像的空泡對(duì)比(左側(cè)為仿真結(jié)果，右側(cè)為實(shí)驗(yàn)圖像)Fig.7 Comparison of simulated (left) and experimental (right) water entry cavities

圖8 球心位移曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of displacement curves of center of sphere

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 垂直入水沖擊性能分析

帶緩沖頭帽(=17%)的航行體以100 m/s的速度豎直入水，其加速度變化曲線如圖9所示。下面結(jié)合航行體受力示意圖與入水加速度曲線，分析該緩沖頭帽的降載過(guò)程。

圖9 航行體整體豎直入水加速度變化過(guò)程Fig.9 Acceleration curve of vertical water entry of underwater vehicle

在入水初期，帶緩沖頭帽航行體垂直入水撞擊水面時(shí)，頭帽入水部分迅速排開(kāi)附近的水域，導(dǎo)致自由液面開(kāi)始上升，且在水面以上產(chǎn)生噴濺。外罩首先受到入水阻力的影響，速度降低。與此同時(shí)，動(dòng)能通過(guò)水阻力傳遞給航行體附近的水域，水域質(zhì)點(diǎn)在獲得動(dòng)能以后由靜止?fàn)顟B(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)檫\(yùn)動(dòng)狀態(tài)，逐漸形成開(kāi)空泡。航行體與外罩接觸部位，外罩的橫截面內(nèi)徑和航行體外徑相同，外罩傳遞給航行體的力很小，而航行體繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，航行體和外罩之間產(chǎn)生相對(duì)位移，航行體向前撐進(jìn)，在2 ms之前外罩與航行體接觸部位橫截面直徑變化率較小，航行體受到的阻力幾乎為0 N；隨著外罩與航行體接觸部位橫截面直徑變化率減小，外罩和航行體之間的作用力也隨之增大，外罩受到航行體給的擠壓力，逐漸開(kāi)始出現(xiàn)裂紋，如圖10(a)所示。

圖10 航行體豎直入水過(guò)程示意圖(以初速度 100 m/s入水為例)Fig.10 Schematic diagram of vertical water entry process of underwater vehicle(Take the initial speed of 100 m/s water entry as an example)

隨著外罩入水深度的增加，外罩沾濕面積在速度方向上的投影逐漸增大，開(kāi)空泡的直徑也隨之增大。外罩的開(kāi)裂增大了外罩沾濕面積在速度方向上的投影，入水阻力隨之逐漸增大，作用在外罩上，通過(guò)外罩傳遞給航行體。到達(dá)6 ms時(shí)刻，入水阻力達(dá)到第1個(gè)峰值，此時(shí)航行體的受力如圖10(b)所示，入水阻力使外罩減速，剩余傳遞給航行體，轉(zhuǎn)化為力。此時(shí)開(kāi)空泡的輪廓與外罩開(kāi)裂后的外輪廓保持一致，表明開(kāi)空泡發(fā)展初期受航行體頭部的外形輪廓影響較大。

隨后由于外罩的速度與航行體的速度相比降低得多，外罩和航行體之間相對(duì)位移越來(lái)越大，外罩破片逐漸脫離航行體，到達(dá)8 ms時(shí)刻，外罩已經(jīng)基本脫離，外罩分瓣附著在空泡壁面上且隨著空泡直徑的擴(kuò)大向四周散開(kāi)。外罩和航行體之間的作用力消失，航行體此時(shí)出現(xiàn)卸載，泡沫鋁緩沖材料開(kāi)始接觸到水面，緩沖材料受力壓縮吸能。

經(jīng)過(guò)一段塑性變形，達(dá)到密實(shí)化階段，之后傳遞給航行體的力增大，在10 ms時(shí)刻，自由液面以下的空泡直徑繼續(xù)發(fā)展，帶動(dòng)空泡壁面的外罩分瓣繼續(xù)向四周散開(kāi)，最大開(kāi)空泡直徑約為航行體直徑的1.86倍。航行體頭部側(cè)面直接接觸到水面，受到入水阻力的作用，達(dá)到第2個(gè)加速度峰值。自由液面處的開(kāi)空泡在表面張力、空氣阻力、重力勢(shì)能等作用下向航行體軸線運(yùn)動(dòng)，進(jìn)行表面閉合。10 ms時(shí)刻的受力如圖10(c)所示。隨著入水深度的繼續(xù)增加，航行體的加速度值逐漸減小，趨于平緩。

泡沫鋁緩沖材料受力被壓縮，在入水過(guò)程中主要起降載作用。研究帶泡沫鋁緩沖層的航行體入水降載效果，提取同一入水速度下不同相對(duì)密度泡沫鋁降載過(guò)程加速度峰值，可以得到加速度峰值隨相對(duì)密度變化曲線?；趯O龍泉等的研究，航行體以50 m/s入水時(shí)，相對(duì)密度8%的泡沫鋁材料降載效果最佳；100 m/s入水時(shí)，相對(duì)密度17%的泡沫鋁材料降載效果最佳；150 m/s入水時(shí)，相對(duì)密度29%的泡沫鋁材料降載效果最佳。

將帶緩沖頭帽航行體和無(wú)頭帽航行體入水的加速度曲線進(jìn)行對(duì)比，檢驗(yàn)緩沖頭帽的降載效果，如圖11所示。提取其中的加速度峰值，如表2所示。由表2可以看出：整體緩沖頭帽能夠避免航行體觸水瞬間產(chǎn)生的瞬時(shí)巨大沖擊力，并能降低后續(xù)頭部入水階段由于入水阻力產(chǎn)生的加速度峰值。由緩沖頭帽降載后，其加速度最大值降低量都在75%以上，表明緩沖頭帽具有良好的緩沖降載效果，然而隨著入水速度的增大，降載效果降低。

圖11 直接入水與帶頭帽入水加速度對(duì)比Fig.11 Acceleration comparison between water entries with and without nose cap

表2 降載前后加速度值對(duì)比

2.2 斜入水沖擊性能分析

以初速度為100 m/s、入水角度為45°的入水過(guò)程為例，首先分析外罩的破裂和緩沖材料脫落的過(guò)程。圖12所示為45°斜入水受力示意圖。由圖12可以看到：緩沖頭帽隨航行體入水，與垂直入水產(chǎn)生近似軸對(duì)稱噴濺不同，由于斜入水時(shí)航行體撞擊水面的不對(duì)稱，外罩下邊緣首先觸水，并且由于航行體具有水平方向的速度分量，導(dǎo)致斜入水產(chǎn)生的噴濺主要向水平速度分量方向運(yùn)動(dòng)。外罩接觸到水面后，受到入水阻力的作用，同時(shí)外罩承受航行體接觸面處的反作用力，產(chǎn)生彎矩，外罩破裂，破裂后的破片向上翹曲，擠壓緩沖材料，產(chǎn)生作用于緩沖材料上的作用力，可分解為軸向方向分量和切向分量，傳遞給航行體，航行體產(chǎn)生對(duì)緩沖材料反作用力，緩沖材料受力在和的作用下壓縮變形吸收部分能量。同時(shí)在的作用下脫離航行體，從入水過(guò)程可以看到，在入水角度較小時(shí)，由于外罩破片對(duì)緩沖材料的擠壓，導(dǎo)致緩沖材料在并未完全壓縮情況下已經(jīng)脫離航行體，失去繼續(xù)降載的作用。如圖13所示：在3 ms時(shí)刻，外罩撞水開(kāi)始破裂并產(chǎn)生朝著水平方向運(yùn)動(dòng)的噴濺，且自由液面處的開(kāi)空泡呈現(xiàn)不對(duì)稱形狀，航行體上側(cè)的空泡壁面在噴濺和自由液面共同作用下一起向上運(yùn)動(dòng)發(fā)展，使附近水域高于遠(yuǎn)處的靜水平面。然而航行體下側(cè)水域在向下運(yùn)動(dòng)時(shí)受到附近水域的阻滯作用，雖然在靠近自由液面的部分水域也上升了一定高度，但相較于航行體上側(cè)水域上升高度小。在6.5 ms時(shí)刻，隨著航行體入水深度的增加，開(kāi)空泡形成并得到發(fā)展，空泡直徑主要沿著航行體切向方向擴(kuò)散增大，外罩破裂分解并向上翹曲，促使緩沖材料脫落，航行體頭部逐漸與水接觸，隨后航行體繼續(xù)向前運(yùn)動(dòng)，外罩破片和緩沖材料貼著空泡壁面繼續(xù)向四周擴(kuò)散，逐漸脫離航行體，直至完全脫離，自由液面以下最大開(kāi)空泡直徑約為航行體直徑的2.2倍。圖14所示為航行體整體傾斜入水加速度。

圖12 45°斜入水受力示意圖Fig.12 Schematic diagram of force during 45° oblique ater entry

圖13 航行體整體傾斜入水過(guò)程示意圖(以初速度100 m/s，45°入水為例)Fig.13 Schematic diagram of oblique water entry process of underwater vehicle (Take the initial speed of 100 m/s and 45° water entry as an example)

圖14 航行體整體傾斜入水加速度(以初速度 100 m/s，45°入水為例)Fig.14 Acceleration of underwater vehicle entering water obliquely (Take the initial speed of 100 m/s and 45° water entry as an example)

從圖13、圖14中可以看到，在初始時(shí)刻，外罩接觸到水面，受到入水阻力的作用，傳遞給航行體，產(chǎn)生外罩對(duì)航行體的作用力′，同時(shí)外罩對(duì)緩沖材料作用力的軸向分量也會(huì)傳遞給航行體，產(chǎn)生力′。隨著入水深度的增加，入水阻力逐漸增大，′和′隨之逐漸增大，在3 ms時(shí)刻達(dá)到一個(gè)峰值，此時(shí)′較′大得多，切向加速度到達(dá)峰值。隨后隨著入水深度的逐漸增加，在65 ms時(shí)刻，外罩和緩沖材料脫離航行體，航行體頭部直接與水接觸，受到入水阻力的作用，軸向加速度達(dá)到峰值。此時(shí)航行體的受力如圖13中(c)所示，隨著入水深度的增加，加速度值逐漸降低，然后趨于穩(wěn)定。

圖15 不同入水角度下加速度峰值變化曲線Fig.15 Variation curve of acceleration peak value at different water entry angles

圖15(a)、圖15(b)、圖15(c)分別為入水速度為50 m/s、100 m/s、150 m/s時(shí)，不同入水角度下帶緩沖頭帽降載后的加速度峰值變化曲線圖。由圖15可以看出，隨著入水角度增加，降載后的加速度峰值不斷上升，降載后的加速度峰值隨入水角度改變的差值并不太大，加速度峰值的最大值仍然出現(xiàn)在垂直入水的工況。

航行體以一定的入水角度直接傾斜入水時(shí)產(chǎn)生的砰擊壓力，垂直于水面向上，可以分解為軸向分量和切向分量，如圖16所示，由于在入水角度越小時(shí)，速度的垂直方向分量越小，瞬時(shí)砰擊壓力越小。同時(shí)入水角度越小，和之間的夾角越大，分量越小，航行體的軸向加速度值也相應(yīng)地越小。將45°、60°、75°和90°光彈入水的軸向加速度曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖17所示。由圖17可見(jiàn)，雖然入水角度越小時(shí)，緩沖材料壓縮越不完全，導(dǎo)致降載效果越差，但是同時(shí)隨著入水角度減小，砰擊壓力也會(huì)減小，使得不同入水角度之間降載后的加速度最大值差別并不大。

圖16 水砰擊力的分解示意圖Fig.16 Decomposition diagram of water entry slamming force

圖17 航行體不同入水角度入水的軸向加速度對(duì)比Fig.17 Axial acceleration of water entry at different water entry angles of underwater vehicle

3 結(jié)論

本文針對(duì)航行體高速入水載荷問(wèn)題，設(shè)計(jì)一款用于航行體入水防護(hù)的緩沖頭帽，使用CEL方法分析緩沖頭帽撞水后的破壞形式以及空泡的發(fā)展過(guò)程，計(jì)算緩沖頭帽在不同速度下豎直入水和傾斜入水時(shí)的降載效果。得到以下主要結(jié)論：

1)整體緩沖頭帽對(duì)于不同入水速度垂直入水的航行體都有良好的降載效果，在入水速度分別為50 m/s、100 m/s和150 m/s時(shí)，由緩沖頭帽降載后，其加速度最大值降低量都在75%以上，但是其降載效果隨著入水速度的增加而降低。

2)在入水角度在45°～90°的斜入水情況下，緩沖頭帽的降載效果在入水角度較小時(shí)由于緩沖材料并不能完全壓縮就脫離航行體而使降載效果降低，但入水角度較小時(shí)所受砰擊載荷也較小，使得降載后的加速度峰值隨入水角度變化的差值并不太大，且垂直入水時(shí)的載荷相較其他角度都稍大，故只要滿足垂直入水時(shí)的載荷目標(biāo)即可。