和本申请有关的技术可以涉及Jane的高速航海飞艇(High Speed Marine Craft)中的技术。此外，与本申请有关的技术可以包括专利申请 08/814,418中所明确说明的跨声速船体(TH)和跨声速流体场( TH)，以 及专利申请08/814,417中所明确说明的跨声速船体的推进、控制和形状。
尽管过去已制备了在某些方面明显类似于TH的具有三角形船体平面 形状的特定船只(例如，在申请08/814,418的审查过程中由专利局所引用 的文件)，然而如传统船舶的设计那样，这些船只已被设计成在邻近船尾 和船首处具有近似于相等的吃水量。三菱重工的日本专利61-125981A在其 所有的实施例中教导了这个近似于三角形的船体平面在船尾和船首处的 吃水量近似于相等、并且与船体中部的吃水量相等。在这方面，他们遵循 较早的设计标准，甚至早在1859年的美国专利23626的设计标准，其在船 首、船尾和船体中部处也显示出相等的吃水量。船尾处具有宽宽度宽度 (beam)的较深的船尾吃水效率非常低。
在上述的两个专利中，由于它们的平面形状和相等的吃水量，因而， 除非采用船首球缘，它们的船体的浮力中心(CB)的位置因而它们的重 心(CG)的位置将位于它们的平面形状的区域和水线面的中心，通常称 作纵向浮动中心(LCF))处、或者非常靠近该处，其位于船首至船尾的 水线长度的66％处。CG、CB和LCF的这种接近性常见于传统船体中。此 外，这种现有技术无法考虑到CB和CG的位置对向前运动下的阻力的影响。
关于CG、CB和LCF的接近性，我已发现如在传统船体中的它们的接 近性对于TH是不可行的，这是因为所述接近性使得这种的船体即使在受 到较小的前后颠簸扰动时在快速运动下的前后颠簸也具有不稳定的倾向。 这种不利的行为在所述船体的重心靠近其中性点时类似于航空器的长周 期振动的自持续振动。在船舶中，这种振动不仅会增加阻力，而且对于结 构是不受欢迎的，并且对货物和乘客可能会造成危险。
这种根本问题是严重的。三菱的专利教导了利用船首球缘对这种问题 的解决方案。因此，所述三菱专利将已开发并用于平坦型慢速船舶球缘 (bulb)技术与不同类型的船体相混合。这对于船体的设计会增加阻力和 体积，并且阻力问题对现有技术不是优先的。
相反，申请08/814,418中的TH和 TH提出完全不同且创新的解决方案： 在TH的淹没部分中结合向前的深吃水量和向后的浅吃水量，通常的建筑 学上的船舶设计会认为这对于固有的潜水潜力将是危险的，除非采用船首 球缘。然而，在模型测试后，该作者确认TH理论的正确性在于潜水倾向 不是由三角形平面形状决定的。TH的解决方案在LCF与浮力中心之间提供 固有距离，并因此而具有大致在LCF前面的重心。此外，在CB、CG、LCF 和船尾吃水量之间的关系中的数量方面是相关联的，我通过参考超临界和 亚临界状态下的流体静力的船尾条件与船尾的流体动力条件之间的区别 已经发现没有涉及潜水倾向并针对有效负载来进行设置，正如在本CIP专 利申请中关于LCF、CB、CB之间的距离限制以及对静态吃水量的影响。 另外，在涉及处于各种速度状态下进入和退出流动角度的流体动力阻力结 果的当前工作中来建立这些关键的关系。

本发明明确说明新的独特的设计形状、特征和操作方法，从而在本质 上改进并延伸了前述专利申请的跨声速船体TH和跨声速流体场TH发明的 范围。本发明的范围概括如下：
1.通过新的设计特性以及超越排水模式下的前述亚临界和超临界状 态的新的流体动力状态(即：高超临界状态、跨平面状态以及x-状态)而 增加TH的航速包迹线在整个非常宽的速度范围内的延伸。通过这些改进， 单体式TH船体可以在较大的速度频谱范围内以良好的效率航行，否则将 需要具有不同传统船体的两个或三个船；举例而言，传统的排水型船舶处 于较低的速度范围，而V形底部或半滑行式船体用于较高速度。
2.本发明的另一重要特征涉及静水水面线上方和下方的船体特性和 形状，所述船体特性和形状对于在不利的海浪中在较广的速度状态范围上 成功的航行很关键，优选地，与船体内部的质量较重的部件(例如发动机、 燃料和武器)的特定纵向分布可选地相结合。
3.本发明的第三特征涉及特定的形状、纵倾(trim)、平衡、中心的 位置、浮动中心的纵向位置以及各种类型的翼板以及条纹，其中所述特征 需要切实可行并增强且改进跨声速船体在静水中和不利的海浪中的性能 和操纵性。
4.另外，本发明的其它重要的特征为对于雷达和其它传感器具有固 有的低能测性的船体形状以及低可见性和热含量的尾流(wake)，所述尾 流使船体产生隐身(stealth)特性，然而所述隐身特性与在不利的海浪中 的有效的流体动力和良好的性能不相矛盾。
因此，该新的发明是能够在跨声速船体的新的高速流体场状态下航行 的所有天气中均可隐身的跨声速船体，其中所述流体场状态包括高超临界 状态、跨平面状态和X状态。为了简单化，本发明的船体也适用于如TH-II 的特定重要情况中，并且其变宽的流体场为 TH-III。本发明的其它实施例 为适用于TH和TH-II的改进。
因为本发明较宽泛且功能强大，所以在单体船中不必组合本发明的每 一个和所有特征、和方法以及改进，也不必组合所有的权利要求中的每一 个权利要求。
附图说明
图1、图2、图3和图4为和本发明相关的现有技术的实例；本发明的TH 及TH的平面图；
图5、图7a、图7b、图9、图10、图11、图12a、图12b和图14f包括附 加的实例；
图8具体说明TH和IACC船体的阻力与 之间的关系；
图13a和图13b披露了超临界状态中的TH-III和 TH-III；
图14a和图14b披露了跨平面状态中的TH-III和 TH-III；
图14c和图14d披露了船尾轮廓和翼板；
图14e披露了船尾翼板及其轮廓的组合；
图15披露了X-状态下的TH-III和 TH-III；
图16披露了用于控制的船尾和侧翼板；
图17披露了具有用于控制的侧向翼板的在海浪中的TH和 TH；
图18a-g披露了在不利海况和隐身航行中用于航行的TH3-D的形状； 以及
图19-28c进一步披露了与本发明的TH和 TH相关联的实施例和结构。

通过考察传统船体的主要特性并且检查专利申请08/814.418和 08/814.417中的跨声速船体(transonic hull)TH和其流体场(hydrofield) 的局限性和潜力可以更好地理解本发明的性质和范围，其中所述传统船体 在静水中和不利的海浪中具有特定的严重的固有问题，所有这些都提出了 由本发明所解决的概念性疑问。
1.传统船体的特性和问题.
对于这个考察有必要根据船体的航速包迹线(operational speed envelope)以船体类型来区别传统的船体设计。各种船体类型的包迹线用 作为速度与长度比的函数的重量与阻力比来表示，最好是和它们对应的容 积系数一起来考虑，所述容积系数响应它们的速度包迹线来表示纵向表面 和容积分布。
1a.排水型船体.
排水型船体通过浮力上浮而承受船的重量。如过去及目前所设计的， 排水型船体具有被称为“船体速度”的速度上限，水动阻力(阻力)在接近 且大于所述速度上限时以高指数比率增长，举例而言，如图1中所示。当 通过使移动的船体行进而产生的、并与移动的船体一起行进的艏波(bow wave)与艉波(stern wave)之间的长度等于船体的几何长度时，出现所 述“船体速度”。这种情况在以节为单位的船速除以以英尺为单位的船长度 的平方根的比值等于1.34时被以数字的形式表示出来。
排水型船体在重量与阻力比大于100且低于船体速度时是非常有效 的。在极低的速度下，因为阻力接近于零但重量保持恒定，所以效率比会 增加到很高的数值。然而，在接近或高于船体速度时，所述排水型船体的 重量与阻力比快速下降并变得在物理和经济方面无法接受。因此，主要通 过增加船体长度来获得排水型船体的较高速度。遗憾的是长度的速度优点 并不大。举例而言，50英尺船体的标称“船体速度”为9.5节，但是对于300 英尺，船体速度仅为23节。
由于排水型船体的随着其在水中移动的波产生特性(即，波浪形成 (wave making))，“船体速度”极限是排水型船体所固有的。如图2中所 示，当船体所产生的波的长度超过船体的几何长度时，情况变得危急。随 着速度增加而增加艏波的尺寸在船体中部附近引起波谷(trough)的进一 步下降，从而导致船体的下沉量增加并增加船体的攻角。由于船体的弯曲 低于本地水位，所以随着速度增加还会增加下沉量。攻角的增加阻碍速度 的进一步增加，除非非常大的功率被用于爬过艏波并进入滑行状态，稍后 将讨论这种限制。
由于波浪形成而造成的高阻力增加至并且可能超过摩擦阻力，并且在 海上运输的经济方面是非常严重的问题。因此，已经以各种方式做出相当 多的研究以克服所述问题，不幸地是仅有较小的改进。举例而言，球鼻型 船首在特定速度下可以略微减小阻力。另外，细长的船体没有宽大的船体 敏感，但是运载较少的货物且具有其它问题，如稍后所述。
排水型船体的、引起及决定它们最大的航速包迹线的主要特性可用于 各种水源(举例而言，MIT的Philip Mandel教授所提出的“A Comparative Evaluation of Novel Ship Types”)并概括在图3和图4的左侧。对于商用船 舶，航速包迹线(operaional speed envelope)覆盖0.8至约1.0或1.1的速度 与长度比，所述速度与长度比大大低于它们的为1.34的“船体速度”。军用 船舶的速度包迹线包括“船体速度”(举例而言，为1.35的巡游船)以及甚 至高于“船体速度”(举例而言，以约1.7的速度与长度比航行的细长的驱逐 舰)。当高于所述的速度比时，传统的动力装置(power plant)所需的尺 寸和重量以及以较低重量与阻力比进行推进的流体动力问题对于船舶的 任务而言变得不可接受。
因此，仍然迫切需要改进排水型船体的高速效率和范围，至少在排水 型船体的当前速度极限内，优选地突破到高于所述极限。尤其是如果能够 消除限制传统船体的波浪形成曳力类型，则需要无需求助于传统的水动滑 行的实际解决方案。
1b.滑行式船体
人们普遍认为，被称为滑行式船体的不同类型的船体可以克服排水型 船体的速度限制，此外它们在高速时是有效的，其中所述滑行式船体的重 量由来自动量变化的水动升力(不同于排水法上浮)支承。实际上，尽管 滑行允许高船速，然而这仅用于具有近似于平坦的船体下的船，其具有相 对较轻的重量并配备有大推进推力。这种船体的限制特性在于因动量变化 而造成的动力阻力的存在，如对于非粘滞性滑行的极限情况的图5中所示。 实际上，这些船体以3°到6°的攻角航行。对于最佳的平板滑行情况，非粘 滞性的重量与阻力比分别为19和9.5。
如图3和图4的右侧所示，当粘滞阻力增加到动力阻力中时，事实是由 于船重与阻力的最佳比值在6至9的级数范围内，滑行处于效率非常低的流 体动力状态。这小于快约10倍地飞行的现代喷气运输机的一半，并且在接 近但低于船体速度下仅为“合理”长度的排水型船体的1/10(或更小)。滑 行式船体的航速包迹线最佳地由快艇(ski boat)和类似的运动艇作为例示， 其中所述快艇和所述运动艇在低于它们的滑行速度(举例而言，低于约为 4的速度与长度比)时在排水模式下需要具有大的波浪形成阻力的高船首 姿势，一种类似于所示的最低但较长的船体的情况在图2中示出。
尽管图3中的重量与阻力比关于速度的降低看起来随着速度与长度比 的增加是连续的，图3中的左侧和右侧不连续，但是关于船体的形状和类 型-排水型和滑行式是不连续的，其具有不连续且很大程度上不同的容积 系数，如图4中清楚示出。因此，在图3和图4中的左侧，如果包括驱逐舰， 排水型船体覆盖从约0.8到1.8的运行速度与长度包迹线，其中重量与阻力 比从高于120(对于较慢的油轮会更高)平滑地降低到约25，对应的容积 系数从约80(对于较慢的油轮会更高)平滑地降低到针对驱逐舰的约55。 相反地，在图3和图4中的右侧，滑行式船体具有级数为3至大大高于4的航 行速度与长度比(图3)，而重量与阻力比约为6-8，并且容积系数大于100 (图4)，所述容积系数明显高于排水型船体，这只是因为排水型船体更 长。较高的容积系数反映出的事实是，滑行式设计既不用于也不能够持续 地接近或低于“船体速度”来航行，其中与排水型船体相比，应当禁止滑行 式船体的低重量与阻力比。
如以上所述，除了产生大致随着速度的平方而增加的摩擦阻力的近似 恒定的浸湿面积之外，排水型船体具有在速度接近且大于船体速度时急剧 增加的波浪形成阻力分量。这些阻力来源在图1中所示的接近且高于“船体 速度”处组成高的总指数阻力增长。结果，航行速度与长度比对于商用船 舶约为一，而对于军用船舶略低于二。
如图6中所示，摩擦阻力和波浪形成阻力的百分比分配通常被称为剩 余阻力，这是因为它可能包括其它次要的阻力分量。图6显示在高于1.34 的“船体速度”时，多于60％的阻力为剩余阻力-大部分为波浪形成阻力。
在流体动力的对比中，单纯的滑行式船体以3.5或更大级数的速度与 长度比、8或更小的级数的低重量与阻力比航行，并且以低效率的瞬时条 件的较低速度与长度比航行，还具有非常差的重量与阻力比，其中所述滑 行式船体具有大致等于重量的水动升力、依赖于垂直平衡所需的显著攻角 而很高的动力阻力分量以及随着速度而减少的摩擦阻力百分比。
如下所述，过去已提出试图使单体船的排水型和滑行式船体特征相混 合的各种混合式船，以试图达到能够有效地在速度包迹线上航行的单体船 类型，遗憾的是并不是非常成功。
1c.半滑行式船体.
和具有向上弯曲的船尾以及在船首具有曲度的排水型船体不同，其中 所述排水型船体通过随着向前的速度使其重心下沉而造成吸水(增加它们 的装置重量)，并且和具有大部分平坦的底面和趋向于随着向前的速度上 升的CG的滑行式船体不同，半滑行式船体通常具有V形底部，并且，为了 实用的原因，比单纯的滑行式船体重。尽管半滑行式船体可以以高速产生 “平坦”尾流外观，然而所述半滑行式船体的升力是通过浮力和动力的组合 而产生，这样本身效率较低。这些混合式船体与滑行式船体相比较长并具 有较低的容积系数，但仍然比排水式船体高很多，举例而言，如图4中间 所示。
从俯视图来看，半滑行式船体的尾流边界看起来是平坦的，并且在船 尾后特定距离处连接在一起，在水面上产生拖尾的“空洞”，所述空洞可以 从以流体动力训练的鱼的观点来解释，正如长度大于航行的半滑行式船体 的动态水面的长度的虚拟排水型船体。传统的半滑行式船体为效率低的混 合式船体：在低速下，所述半滑行式船体与良好的排水型船体相比具有过 大的阻力。所述半滑行式船体需要非常大的功率来达到半滑行速度，其在 所述半滑行速度下没有单纯的滑行式船体快且效率较低。另一方面，深V 形半滑行式船体为大浪中的较大的有效负载提供更平稳的乘坐，并且比滑 行式船体更适于航海。然而，所述半滑行式船体与排水型船体相比因为较 弱的经得起海上风浪的特性而具有不平稳的乘坐，并且在商业上对于大多 数大型海事应用是不可行的。
1d.半排水型船体
当细长船体中的长度与宽度(beam)比增加时，波浪形成阻力会减 小。根据Saunders所述，在1910年流行的是细长的排水型汽艇。后来，具 有圆形底部的船体的德国Schnell Boote(快艇)被成功地开发作为WWII 的S-船(S-boat)，其在风大浪急的北海高速地良好航行。然而，当半排 水型船的长度-宽度长细比进一步增加时，侧向稳定性和净载货量会进一 步降低。在极端情况下，8-人划船的船壳依赖于用于侧向稳定性的桨。对 于约为30的长度与宽度比，所述半排水型船体的波浪形成阻力在10节时近 似地仅为总量的5％，但其重量与阻力比仅为大约20。航行器中的适当的 对比物是翼间距与弦(wing span-chord)比为25的现代滑翔机。它可以在6 倍的速度且以重量与阻力比为40的情况下航行。
在极限情况下，当细长船体的宽度接近零时，波阻力趋向于零，但是 存在粘滞阻力且净载货量趋于零。因此，高速的半排水型船的近来发展已 提出了一种混合式升起模式，将复杂的侧部或其它附加物用于细长船体以 在较高速度时产生水动升力分量，以便减少排水法上浮分量及其波浪形成 阻力，并且弥补细长船体在高速下的其它缺点，举例而言，由于升力而造 成的侧向不稳定性和/或高船首姿势的趋势以及高阻力。当在半滑行式船 体的情况下，它们的速度潜力小于滑行式船体，并且它们的重量与阻力比 不是非常令人满意，因此，有效负载不大。尽管滑行式船体看起来在接近 或高于“船体速度”时具有优于半滑行式的性能优点，对于前后颠簸较不敏 感，但它们的复杂形状看起来具有固有的尺寸限制以及较低的速度潜力。
1e.由于不利的海浪条件所造成的单体船的附加阻力
上述的各种类型的单体船对于海浪条件具有不同的反应，从而在多数 实际操作中对它们的效率设置关键的附加限制。这是一个重要的问题，这 是由于它可以并且设定了航行速度包迹线的重要极限并带来结构重量和 功率损失，这种损失是不同的且与仅用于在静水中航行的相同船体的设计 情况下的损失相比更不利。
以本作者的观点，对于排水型和半排水型船体，在不利海浪中的阻力 和结构损失由它们固有的不利的容积纵向分配和它们的浮力储备引起，其 是传统的且可能适用于设计成爬波的船舶的较低速度包迹线，并且相对于 海浪的传播速度具有不充分的速度容限(speed margin)。此外，传统船 舶的惯性值将不利于它们关于较高速度包迹线的性能，如果传统的排水型 和半排水型船体另一方面达到这种较高速度。显然，非常需要突破性的发 现以降低所述的排水型船体在海中的附加阻力和重量损失，尤其是如果不 想招致比滑行式船体在不利的海浪中所遇到的甚至更坏的损失，例如所众 所周知的它们在相对抗的海浪中的“撞击”。当遇到相对于即将来临的波 浪，攻角有准-瞬间的很大的增量，达到超出设计的、非常大的瞬变角度 时，出现撞击，其减弱速度并极大地增加船体的结构载荷和重量。
1f.多体船.
上述各种类型的单体船的波浪形成及其它的不利阻力问题一包括海 浪中附加的阻力-严重到使得相当多的新近努力已应用于新的多体船的 开发中。尽管这种领域处于这种涉及单体船的文献范围之外，然而一些说 明是适宜的。为了稳定性而在横向上相隔较宽的双体船的一对非常窄的细 长排水型船体被成功地开发出来并快速用于各种商业应用中，尤其是在亚 洲。由于存在其中每一个均具有一半重量和全部长度的两个船体，所以计 算它们的容积系数是靠不住的。因此，每个船体比单体船具有更有利的容 积系数，但具有两个这种船体。不容易得到有关现代双体船的升力与阻力 比的公开信息。然而，基于所设置的功率和运行重量的阻力估算值表明， 10的数量级的重量/阻力比对于50节速度下的大型半滑行式轻双体船是切 实可行的，并且所述比率对于25节为16，但是相对于它们的总长度和总重 量具有非常小的有效负载。这些重量/阻力比不高且接近于滑行式船体的 重量/阻力比，但是在高于传统的单船体式排水型船体的速度下获得。
三体船通过特定的结构增加可以具有相似的特性，并且它们前面还具 有较大的传统浮力储备，但仅在中央船体上。最近的多体船趋势是研发具 有非常长的排水型中央船体的三体船，以获得中央船体的低的速度与长度 比，而为了横向动稳性并支持宽甲板，具有高的速度与长度比的小而窄的 侧向船体。穿浪式多体船可以具有仅在涌浪中与水接触的中央艇体，在不 利的海浪中提供通常较大的浮力储备，但是在中等海浪时允许波浪穿过。 SWATHS也是依赖于用于平稳行驶的完全淹没的主排水量的多体船，且在 浸湿区域和速度方面有损失。
这些多体船的发展和其它高速船体的发展(举例而言，见Jane的高速 海船(Jane’s High Speed Marine Craft))迄今为止已被限制在用于特定的 商用或军事应用，从而突出对用于新型单体船设计的船舶制造的需求。在 我的专利申请08/814.418和08/814.417的跨声速流体场 TH和跨声速船体 TH发明中已结合附图(附图中示出了平静条件下的水位)对此进行了明 确说明，如在此所限定的，所述船体能够以亚临界和超临界速度有效地航 行。
2.跨声速船体的特性，申请08/814,418和08/814,417。
如前所述，为了理解本发明的性质和保护范围，除了传统船体的问题 之外，还必须考察专利申请08/814,418和08/814,417的跨声速船体TH及 其流体场 TH的限制和潜力，包括对船模试验池(tow tank)测试结果的考 察，其中所述专利申请的申请日先于本发明。
2a.TH和 TH的特性和特征
TH的特征在于在静态和动态条件下具有顶点向前的三角形水线面形 状的淹没部分，在侧面视图中为具有最大船首吃水和最小船尾吃水的三角 形轮廓或改良的三角形轮廓，以及平坦的侧面与水面有大的倾度或垂直于 水面。因此，淹没部分在平面图中呈带有细窄的进水角度和在剖面图中具 有细的尾部出口角度的双楔形体积分布。因此，TH的形状以及其相关联 的流体场 TH的特征在于没有表面波浪形成来源，例如平面形状中的肩部、 船体中部或四分之一弯曲部分；它们在前面具有窄的入口，从而使每单位 时间排出的水容量减至最小，并且导致特定的舷内船体下流动，有助于流 量消减，从而消除了排水型船体的传统波浪形成图案，并且对于新的类型 允许减小的尺寸的流体动力放射现象以及没有中部船体水波谷。TH在其 底面处具有有利的抗滑行的推进压力分量；在侧面上具有有利的收缩流 线；在船体的下表面上具有有利的重力压力梯度；宽的船尾底流可防止上 仰并消除艉波，以及有助于船体下能量以及来自顺浪的能量的回收。
因此，在我的现有专利申请08/814,418中所明确记载的TH和 TH非常 重要的特征是：消除水下波浪形成源，用于在其排水模式范围内在静水中 的高速航行，从而防止或降低波浪形成阻力的高指数增加，所述高指数增 加为传统船体在接近或大于它们的“船体速度”时的特性。如先前所说明 的，标称“船体速度”在通过以节为单位的速度除以以英尺为单位的船长的 平方根来表示时为1.34。在这个速度范围内，举例而言，如图1中所示， 传统船体的总阻力的波阻分量显著增长，并因此根据船体形状、宽度负载 和弗劳德(Froude)数范围(弗劳德数被定义为以英寸/秒(Ft./Sec.)为 单位的速度除以重力加速度的平方根并乘以所用的以英尺为单位的水线 长度)使总阻力以高指数方式增长，典型地是以三或更大的阶数幂增长。
因此，如果消除了关于速度的波浪形成阻力增长的主要来源，如在我 的专利申请08/814,418号的 TH和TH的原型的情况下，则关于速度的阻力 增长的TH的主要其它来源是由于摩擦力，要说明的是(a)TH由于具有清 水出口而在船尾处不具有压力阻力问题，以及(b)因为TH不具有曲面以 显著地增加沿着其浸湿表面的局部压力并因此增加平均动压力，所以TH 具有大幅减小的形状阻力(form drag)。
概括来说，TH的原型的目的和特征是：当处于排水型模式下接近且 大于其“船体速度”时，其总阻力仅关于速度的二次幂增长。专利申请 08/814,418和08/814,417中的排水型航行模式的特征在于和超临界及亚 临界速度有关的外形(figure)。举例而言，在TH中：
·浸湿表面对于给定重量保持近似于恒定；
·如原始申请08/814,418的图13和图14中所示，船体侧面上的水流以 小射线延伸，并且侧向的浸湿表面保持近似于恒定；以及
·船体的底面与水面成近似恒定的负攻角，并且实际上有助于向前的 推进压力分量，所述向前的推进压力分量与作用于TH的淹没侧面上的水 的阻滞压力分量相反，如原始申请08/814,418的图13和本申请的图7中所 示。
2b.TH和 TH的试验池测试(tank test)数据.
来自TH原型模型(无附件)的船模试验池测试的曲线在本申请的图8 中示出，显示出在超临界状态中，以大约对应于传统排水型船体的临界船 体速度的速度开始，TH的总阻力在测试的速度极限内关于高于“船体速度” 的速度的二次幂以大大增长，船体的前后颠簸角度在所述过程期间没有显 著变化，并且观测到底部和侧面的浸湿表面没有实质的变化。阻力增长至 二次幂仅在波浪形成阻力在所述速度范围内没有增长的情况下发生。传统 船体的临界速度出现在艏波与其对应的艉波之间的长度等于船体的水线 长度时，并且它会出现在以节为单位的速度与以英尺为单位的长度的平方 根的比值为1.35时。
作为比较，以与TH相同的长度、宽度和重量在相同的试验池中测试 的精制的国际美洲杯级船体(仅有独木舟；没有附件)的阻力行为也在图 8中示出，显示出在传统船体的临界“船体速度”处与TH大致相等的阻力， 但是超过“船体速度”的阻力增长大于二次幂且比TH大的多，IACC船体也 经历了关于速度的攻角的显著增加。
图8的测试数据显示出IACC船体在约1.55的速度与长度比下具有比 TH原型大40％的阻力，而在约1.75的速度与长度比下具有大28％的阻力。 由于运输速度的限制，TH模型的测试在约大于1.8的速度/长度比下不能考 察流体场。
选择用于TH的总阻力的平方速度增长的初始设计速度视TH的形状 以及其船重与船体长度的立方的比值而定，并且举例而言，通过改变TH 侧面的平面形状中的角度或改变重量可以低于图7中所示的1.35。举例而 言，重量减少20％会使TH的超临界速度状态的起始速度/长度比降低到1.1， 高于1.1阻力增长仅遵循速度的二次幂。
2c.TH关于形状和推进力的特性
作为初始提出申请的专利申请08/814,417包括TH低于水面的下表面 的可供选择的临界形状以及TH高于水面的形状的几个附图，这些附图在 08/814,418中未示出，所述形状对于本发明的隐性特性(stealth characteristics)是重要的，以及涉及TH在不利的海浪中驶过并成功航行的 能力的本发明的船体形状。将在本说明书的随后部分中给出这些先前的特 征的考察及其在本发明的情况下对其的延伸和改进的说明。
3.对导出本发明的传统船体的概念性质疑
对本申请的部分1-6中所覆盖的各种类型的传统船体以及其部分7中 所覆盖的跨声速船体的速度包迹线和限制特性的上述考察导出本发明所 对应的下述概念性质疑。
3a.就显示三种不同类型的最佳传统船体的图3和图4而论，需要具有 众所周知的流体动力状态，例如排水型、半排水型和滑行式，以在静水中 以小于1至大于5的速度与长度包迹线航行，可以设计出能够以所述宽的速 度包迹线航行的单体船吗？
3b.如果3a的回答是肯定的，人们可期待分别优化的、高效并通过区 段覆盖图3的速度与长度比的总宽度的三种类型的船体类型中的重量与阻 力比等于覆盖相同的总宽度的速度范围的单体船类型吗？或者至少在总 速度范围的主要区段上接近，或者新型船体的重量与阻力比可以降低或改 善(至少在宽的速度范围的一部分中)吗？
3c.举例而言，就象本发明的TH-III和 TH-III那样，如果新型单体船类 型被设置为能够在目前需要两种或三种不同船体类型的宽速度范围上航 行，其中各船体类型在发展的整个100年中是最佳的，那么新型船体类型 的速度和重量在不利的海浪中的损失能够大于对于不利的海浪也最佳的 三种类型的船体在它们各自的速度包迹线上所承受的损失吗？或者新型 船体的损失可以较不严重，或者可能会大部分被消除吗？
3d.假定革命性的新型船体类型获得以上3a和/或3b或至3c中所述的 有利特性，则应该怎样修整和控制所述新型船体？并且在平静海浪中以及 不利的海浪中通过什么方法来驱动及操舵？
在专利申请08/814,418所述的跨声速船体TH作为开始参考点的情况 下，上述的概念性质疑是很有挑战性的，并且如下所述已受到关注和研究。
3a至3c的概念性质疑的重新阐述在下文中集中于更多的具体条件：
3e.存在使TH专利申请08/814,418以排水模式进行的实际实施遭遇到 效率减小的研究成果的上限速度范围吗？
3f.如果3e成立，则质变或改进或方法或发现对于申请08/814,418的TH 和 TH是必需且切实可行的。
就3e而论，作者首先考虑不存在关于速度的波浪形成阻力增长的超临 界状态。必须保持阻力随着粘滞源的速度而增长，不完善地被称作摩擦阻 力，其对于给定的船体尺寸必要地随着速度的二次幂增长。因此，由于动 力装置的尺寸要求、重量和成本而遇到实际的限制，这是因为，由于功率 等于阻力乘速度，因此，即使TH的阻力增长为速度的二次幂，功率为速 度增长的立方函数。
此外，由于TH原型在图7a所示的其下表面中的推进压力分量大致恒 定，这是因为船体的重量基本上恒定，所以随着速度的增加可以存在性能 极限。因此，与必须和对应于速度的二次幂的摩擦阻力的增长相反的全部 推进需求相比，图7a中所示的推进压力-Nsinβ的百分比组成会减小。
3g.随着速度增加而使TH的推进压力的益处减小
TH的推进压力分量的近似不变量对于TH的总功率需求是一个重要 问题，以下通过具体实例说明所述问题：
·对于处于1.2的速度与长度比且重量为30,000吨的排水模式的700英 尺长的TH船舶，假定合理的重量与阻力比为100。根据图72，申请 08/814,418的TH船体在这个状态下在其下表面中会经历推进压力分量 -Nsinβ。较高的重量与阻力比表示需要低的总功率。
·上述实例的总阻力在 $1.2\sqrt{700}=31.75$ 节的参考速度下为 30,000/100＝300吨。基于遥控速度的动压力为2,879磅/英尺2。根据图7a， 底面上的总推进压力GPF为-Nsinβ，其中β为底面远离水的负数。如果β为 -4度，则GPF＝2,097吨，被图7b中所示的TH的侧面上的压力的相反向后的 分量在很大程度上抵销。因此，根据定义，底面上的净推进力NPF远小于 GPF，并且远小于300吨的总阻力。假定NPF抵抗20％的总阻力，即，60 吨。
·我们假设在这个实例中对于TH原型，总阻力随速度的增长对应于最 佳 TH流体场的总阻力增长；即，阻力增长仅是由于超过“船体速度”的摩擦 引起的增长，并且所述阻力增长仅随着速度的平方增长。这个假设已被测 试数据证实并示于图8中，直到速度与长度比为2，并且在这个实例中外推 到所述比率外，以便确定推进压力相对无效时速度的增加对TH的重量与 摩擦阻力比的效果。
·如果我们使初始速度加倍到63.5节，则阻力将为四倍，即，1,200吨， 重量-阻力比会降低到50而不是因为推进压力变化，并且速度与长度比增 加到 $63.5\sqrt{700}=63.5/26.45=2.40·$ 对应的动压力为11,516磅/英尺2。然而， 在船体的恒定攻角下仍然为重量的常数函数的NPF现在从总阻力的20％减 小到5％。
·如果我们使速度增至三倍到92.25节，则阻力将以(92.25/31.75)2＝9 的因数增长，达到2,700吨，并且重量-阻力比大大减小到11.1，并且速度 与长度比为92.25/26.45＝3.48。对应的远程动压力为25,911磅/英尺2，并且 NPF的贡献变得成为所需的总推进力可忽略的百分比。
·如果我们使速度成为四倍至127吨，则阻力将会是更高的(127/31.75) 2，即，高达16倍，则产生4,800吨，并且重量与阻力比在速度与长度比为 $127/\sqrt{700}=4.80$ 下将减小到30,000/4,800＝6.25。远程动压力目前为46,064磅/ 英尺2，并且百分数的NPF分摊实际上为零。
以上分析允许确定专利申请08/814,418的TH原型的以下限制特性，从 而回答了本申请的3a和3e的概念性质疑部分：
3h.在较高速度与长度比下用于重量与总阻力比的摩擦阻力项D在极 大的远程动压力q下会达到非常高的数值。粘滞阻力Df由公式Df＝KCfqA 控制，其中A为浸湿面积，Cf为视雷诺数而定的粘滞系数，以及K为用于 解释形状阻力和压力阻力的因数。在高于“船体速度”两至四倍的级数的速 度与长度比下，假定的TH原型的重量与阻力比减小，并且可以低到滑行 式船体的重量与阻力比，对于所分析的实例约为8或更小。
3i.由于总阻力必须克服的粘滞阻力在恒定的浸湿面积下持续随着速 度的平方增长，而即便考虑视重在处于高动态压力的潜没流量下的增加， 重量随着速度的变化因此净推进船体下压力的变化并不明显，所以TH的 下表面上的推进压力作为克服随速度增加的阻力所需的总推进压力的百 分数变得越来越不重要，其中TH的下表面上的推进压力在接近“船体速度” 的排水模式下是很重要的，并且必须为TH的视重(apparent weight)和TH 下表面的负角β的正弦的函数。
3j.潜没流量(subduction flow)-举例而言，专利申请08/814,418的图 14c中的流量f-船体底面的负攻角的结果，具有增加船体的视重并增加推 进压力分量的潜力，但将会增加船体侧面的浸湿面积，这是不受欢迎的。
3k.具有百分数减少的推进压力的TH的益处
尽管随着速度增加推进压力的百分比减小，如上述部分3G所述，如 果对于排水模式下的TH通过合理的动力装置成本和重量可以达到高速 度，则即使TH的重量与阻力比在高速下将与滑行式船体的重量与阻力比 一样不受欢迎，其也将具有非常重要的益处，不同于滑行式船体，TH在 较低速度(包括“船体速度”范围)下具有非常有利的重量与阻力比；以及
·另外，假设修整和控制对于TH情况是合适的，并且在不利的海浪中 的行为是可接受的，代替两种或三种类型的传统船体，单体TH船体可获 得具有可比较的效率的宽速度包迹线。
3l.上述的概念性质疑的结果概述.
对3e部分的概念性质疑的回答是“是”，需要对专利08/814,418的TH 和 TH进行改进，以克服随着速度增加粘滞阻力的问题(会造成推进压力 分量的减小的结果)。并且关于质疑3d的回答也为“是”，涉及修整、控 制以及不利海浪的影响。尽管非常难，然而这些问题的解决方案在理论和 实验上已经被获得并包括在以下部分中所述的本发明的教导和实施例中。
4.本发明的目的
从概念性质疑的解决方案的需求得出TH-III和 TH-III发明的目的，即：
4a.为TH建立新的流体场条件和速度状态，其中用于使速度与长度比 增加至超过2的重量与阻力比具有提高的效率。
4b.以这样的方式获得目的5a，所述方式不会损害申请08/814,418的TH 在速度与长度比低于2时已获得的有利结果。
4c.当可能需要特定的形状、特征、动力推动装置和各种设计装置时， 5a和5b的结果延伸单体跨声速船体TH-III的航行速度状态，以可接受的效 率覆盖通常需要大于一种类型的传统船体的宽速度范围；举例而言，低于 1.35的有效的传统排水型船体的速度与长度比范围加上大于3的传统滑行 式船体的速度与长度比范围。
4d.以这样的方式并通过设计特性获得有利的目的5a、5b和5c，其中 所述方式和设计特性在存在不利的海浪时不会更多(优选地较少)损害传 统船体。
4e.在对于雷达和其它感测方法隐身的TH-III配置中获得上述大多数 或所有目的。
4f.通过允许TH-III在各种海况(包括不利的海浪和风)下有利地航行 和操纵的船体形状、修整特征、控制装置和动力配置，获得上述目的或这 些目的的组合，以获得所有气候的工作能力。
5.本发明的本质和细节.
为了具体说明使 TH流体场延伸到 TH-III的新的速度状态、以及已通过 这个作者的R&D(研发)工作而开发出来的TH-III的创新改进、改良和特 定的关键特性，首先评论本发明的图10和图11中所示的申请08/814,418的 TH的流体动力学和速度状态，在前述申请的范围内：
5a.评论申请08/814,418的TH内的超临界状态.
这是在申请08/814,418的情况下在接近且大于船体速度时对于速度与 长度比的淹没的跨声速流体场的优选的流体动力设计条件。所述TH的外 观在图10中示出：由于TH底面下的摩擦出现在船尾的后部，因此尾流区 域上的表面流动近似于平坦，并且在船尾的后部区域中就重力而言趋向于 等势能，但包括分子扰动。然而，区域1由于其高度方向性的稳定动量而 以独特的方式持续扩展，对于TH的最佳性能表示为成功的抗波潜没。由 于移动的TH所转移的主要容积所造成的流动主要出现在区域1中，最小的 表面改变表现为左侧和右侧的三维射线3和5，并且在下游的尾流切口9处 具有隆起部7所示的最小升高。这在速度与长度比一直到2(试验池的速度 极限)的船模试验池的测试中已被观察到。
5b.评论申请08/814,418的范围内的亚临界状态.
这种速度状态在图11中示出，其中 TH的表面流场在区域11中近于平 坦。但是相对于处于亚临界速度的流动的动量含量的底面粘滞力通过船尾 边界11将11处的尾流的形状和面积限制成哥特式(gothic)拱门型。射线 13和15具有较大的隆起部。在平坦的尾流11的下游有一些漩涡和隆起形式 17以及中央隆起部21。在这种亚临界状态下，由于漩涡和升高，即使对于 没有传统排水型船体类型的横向艉波和艏波的TH来说，在某些情况下相 对于速度的阻力增长也可以高于速度的二次幂。
在超临界和亚临界速度下，申请08/814,418的TH的底面与远程流动成 大体负角并承受显著的推进力。
5c.对于TH-III和 TH-III的超临界状态的发展.
为了获得TH超过所测试的超临界范围的航行能力，新的测试必须超 过为2的速度/长度比以验证下述理论观点：TH的船体下角度应该受到控 制，以从其与表面的初始大负角朝着小很多的负角变化，以便产生新的流 体动力特性，其中，在恒定重量下，仍然会推测出TH的侧向浸湿面在存 在减小的流动潜没的情况下会大幅减小。由于减小的侧向浸湿面积，所以 由于以下原因随着速度和动压增加可导致更有效的、不同3-D流动性能：
·不具有肩部、中间体或四分之一曲线的流体场和船体；
·缺少侧向向外的流动和喷溅。
通过船模试验池中的新的且改进的流体动力特性而获得这些性能，由 于减小的侧向浸湿面而显著减小的阻力，平衡船体下的推进压力所减小的 百分比，导致否则对于超过2以及级数为3的速度与长度比的较高的重量与 阻力比。这个特别不同的状态被称作超临界，用以标记的事实在于(a) 由于TH的底面保持大幅减小但仍为负角，所以不可能有动升力，但是(b) 仍然发生侧向浸湿面的减小。所述状态是唯一有效的，并且在较高的水平 面的作用下关键测量TH特定的三角形平面及其剖面的独特特性，以在超 临界状态下获得较高的动压，并且通过借助于图13稍后将更详细地说明。
5d.对于TH-III和 TH-III的跨平面状态的开发.
在新的模型测试中，对于被控制成达到非常小且临界的正角的船体， 由于非常高的动压力作用于非常大的浸湿平面，即，低平面形状负载，仍 然会提供显著的动升力，当速度进一步增加到超过超临界时，产生第四流 体动力条件和速度状态，与超临界情况相比，TH-III船体的下表面的浸湿 长度仍然会实质上得到减小。我将此状态称为“跨平面(transplanar)”， 因为所述状态保持跨声速船体的超临界状态的某些侧向流入特性；即，流 动方向无法产生代表滑行的显著向外的流动，这种情况在图14f中示出。
概括而言，在本作者针对跨声速船体的研发(R&D)中，在专利申 请08/814,418中被设置成覆盖亚临界和超临界情况的航行状态现在被延伸 并规定为被称作过临界(hypercritical)和跨平面的更高的速度范围内，其 中所述更高的速度范围与08/814,418的TH在排水模式下被供以动力以获 得相同的速度/长度比范围的情况相比，具有实质上更有利的重量与阻力 比且需要较少的动力。
5e.作为过临界情况的开端的超临界状态.
作为参考，图12a示出流体静力状态 $(V/\sqrt{L}=0)$ 、代表具有长度/宽 度比为4.25(宽度未示出)的TH的水线面24、以及对于级数达60的重量/ 长度比(吨/[以英尺为单位的长度/100]3)具有约0.015的吃水量与宽度比 的船尾吃水量23。底面具有在船首处建立比在船尾处更大的吃水量的负角 β。
在高于“船体速度”的动态条件下，超临界状态下的TH相对于远距离 的水线面的侧视图变化到图12b中所示的视图。要说明的是，尽管动态的 船尾吃水量25为零，然而底面角度β和船首处的吃水量以及甲板角度基本 上保持不变，而推进压力27是非常重要的。流体场的对应表面已经在图10 中示出。
5f.过临界状态中的TH-III船身和 TH-III流动的详述
为了使速度增加而超过为2的速度/长度比，本作者所提出的理论为 TH-III的尾流的较高动量含量允许并证明了重心的向后移位，在图13a中示 出，重心随着具有约0.02的吃水量与宽度比的流体静力状态 $(V/\sqrt{L}=0)$ 吃 水量29的增加而向后移位，在船首仍然保持深吃水量。然而，在动态条件 下，当关于船尾的尾流的流体动力吃水量在图13b中变得基本上为零时， 如图12b中，图13b中的底面角度减小到β1，大大小于图12b中的β。为负数 的β1可以接近于零。因为TH-III上没有肩部，并且TH-III的艏波是最小的， 所以攻角的这种变化无法利用传统船体(见图2)的艏波和肩波(shoulder wave)来预测。小角度β使总推进力减小，但是在新模型的测试中证实所 述小角度还会使TH侧面上的粘滞阻力或摩擦阻力减小。当对应的流动的 表面外观如图10中所示时，所述表面外观具有与滑行无关的不同的三维流 场分量，正如无表面分量的船体相对于远距离流动具有正的攻角，但仍然 会使TH侧面中的浸湿面积减小。通过由于大幅减小的潜没量而使视重减 小并且在流体场的表面或尾流中没有显著破坏而使推进压力降低，可以获 得关于图12b改变的使流体静力重量必须基本上等于排出水的条件。新的 状态被称作“过临界”并通过如在螺旋桨轴33中所定位的近似平行且在底 面下方的推进器推力而获得，以利用约为0.5单位(0.007％LOA)的臂部 37提供相对于TH-III的阻力向上上仰的力偶。可供选择地，如果推力线如 在螺旋桨轴35中那样向上倾斜，则所述推力线可以提供等于推力乘角度39 的正弦的升力。举例而言，如果重量与阻力比为75，则阻力将为W/75，并 且39处为10°的角度将导致0.0024W的升力。
图13b的详述不同于图12b且相对于图12b进行如下改进：底面的大角 度变化是从β到β1；船首排水量从大约为长度26大幅减小到较小的数值38； 底面上横向浸湿面积和推进压力大为减小，尾流上的动压力和动量含量增 加，并且结合在这种情况下来自螺旋桨但也可以为喷水器的推力线的特定 效果使重心向船尾移位。上述变化的复杂组合作用产生过临界状态，并造 成对于级数为3或更大的速度/长度比(即，在通常分配给较大的V形底部 的半滑行式船的范围内)会大幅地改善重量与阻力比。然而，要说明的是 过临界状态中的性能没有损害图10的尾流的表面外观，但是TH-III现在以 三种状态航行：亚临界、超临界以及过临界，并且可防止尾流具有显著降 低的表面。
图13b的以上所述内容对于TH配置是切实可行的且独一无二，这是因 为所述TH的侧面没有通常为波浪形成源的肩部、中间体以及为四分之一 弯曲，并且因为TH的最大宽度邻近船尾，并因此聚集整个船体下的动流 量并通过持续防止横向的艉波的形成的高动量含量而将所述动流量从平 坦退出的尾流中排出。
由于所述船体不得不经历超临界和过临界状态，所以关于图13b的谨 慎用词上限制重心向后的移位。错误的选择可以产生自类似于航空器的 “长周期振动”模式的自动持续的前后颠簸振动，所述振动可以变得不稳定 并发散。图13b的CG位置需要特定的限制，稍后将说明。
5g.对于TH-III和 TH-III的TH船身以及跨平面状态下的流动的详述
当TH的速度进一步增加而超过图13b的过临界状态时，在本文被称为 “跨平面”的完全是新的流体动力学被理论化，这是因为所述流体动力学允 许独一无二地有效的部分动升力条件，而无需使传统的半滑行或滑行式处 于不利地位的向外的侧向流动类型，同时保持了还产生并允许超临界和过 临界状态的跨声速船体特征。借助于图14说明所述流体动力学和船体条 件。然而，在说明图14之前，考察图14f(举例而言)的先进设计的传统 滑行式船的设计，使得可以理解跨平面状态的质的差异。传统滑行式的特 征如下：
·滑行式船体在低于滑行速度时在船尾处会下沉，如图2的底部所示， 由于大的艏波和肩波而使攻角增加。
·如果船的船体下侧具有适当的表面且具有足够的动力，则滑行式船 会爬过其艏波和肩波并进入图14f的滑行状态。
·图14f中以侧向喷溅方式向外的流动41是利用传统滑行形状的动量 变化的升起条件的结果。
·如图14f中的43所示的与水接触的最小滑行面积Ap提供具有最小浸 湿面积的提升，从而通过将船重W除以滑行面积Ap所得到的商产生高的面 负载。
·如借助于图5已说明的，由小面积Ap所造成的相对较高的滑行攻角， 由于升起而造成高的动量阻力分量。
·与船体的平面形状43+45的总面积相比，小滑行面积Ap，43在区域 45上的不利海浪中造成高的撞击负载，从而导致通过区域45上的大的船体 体积放大高的前后颠簸振动。
·由将重量W除以宽度47所得到的商得到的在船尾的高宽度负载造 成深尾流和高攻角。
·在横截面视图中，包括空洞49和突出部51的被扰乱的尾流除侧向的 流动损失之外是高动量阻力的表现。
·尾流平面形状除非被螺旋桨滑流所扰乱，否则将具有空洞，所述空 洞通常靠近具有大隆起部53的船尾的下游，是阻力的表现。
·如较早所说明的，大面积部分45和其上相关联的体积引起高撞击负 载，加上较大的浮力变化，导致过量的周期性结构负载、对于乘客和货物 无法忍受的严重前后颠簸和垂荡加速度，并且需要使传统的滑行式船体在 不利的海浪中的航速变慢，其中所述大面积部分仅在静水中是干的而在波 浪中反复与水相连。
图14的TH-III以其跨平面的状态在图14b中示出了侧面图并在图14a 中示出了平面图，所述TH-III克服了传统滑行式船体的所有上述问题。 TH-III的跨平面状态的对比和大的益处在以下说明中将清楚呈现：
·TH上没有TH必须爬过以进入跨平面状态的肩波。
·与小的干燥的平面面积63相比，大的滑行面积Ap61允许产生具有小 正角α的足够的动量升力，其中所述小正角由于最大宽度的位置位于TH-III 的船尾处而无法变大。
·因为Ap61很大，所以跨平面面积负载W/Ap很小。
·船体固有的小攻角α对于具有低面负载W/Ap的足够的升力是切实 可行的。
·由于固有的小数值α而使具有足够的动量升力的动量阻力变小。
·没有来自跨平面状态下的TH-III的侧向能量损失流有助于典型的TH 的侧向射线，不能承受足够的动量升力，TH-III的平面形状在跨平面流动 中具有独特的优点。
·通过在船尾处设置大的最大宽度而获得的在船尾处的低宽度负载 还可以使面负载降低。
·通过小α、低W/Ap获得优越的低能量尾流；如有关跨平面的权利要 求中所指出的，低W/B1、没有向外的流动、取而代之以低能量射线，并且 没有向外的侧向喷射流。
·在不利的海浪中极好的性能是因为干燥的平面形状面积63与浸湿 的滑行面积61以及与总面积63+61的比率在平静海面中很小，由此使对应 于面积61的干燥体积也较小，进而使不利的海浪中的撞击负载和附加的浮 力升力对前后颠簸产生最小的影响，从而避免高结构负载和加速度，如有 关跨平面的权利要求中所指出的那样。
具体而言，图14a在平面图中示出与图10和图11中的船体相似的具有 三角形形状有原型的跨声速船体。然而，图14a中的流体动力状态与图12 完全不同，并且也不同于传统的滑行式船体。在图14b中的跨平面状态下， 船体处于数字65所表示的非常小的正角β11，并且具有浸湿长度61和干燥长 度69。显然，与传统的高速滑行式船体相反，干燥面积63显著小于面积61， 从而在不利的海浪中大幅地减小撞击负载。另外，长度69上方的体积远小 于长度67上方的体积，从而在不利的海浪中减小附加的浮力。在静海中， 尾流表面显示出独一无二地没有侧向喷溅，实际上保持与传统滑行式船体 相反且在其中不可能存在的图10的侧向射线类型。TH-III的这些独特特征 为有关跨平面的权利要求的主题。
在以下实例中说明导致TH-III的独特流体动力学和优越的耐风浪性 的特定的临界几何关系，说明但不作为限制，应用于过临界和跨平面状态 以及x-状态(稍后将述)。在实例中，属于图14的数字以及称为单位的数 字可以为英尺、十位数的英尺、米或其它单位：
LWL＝LOA＝数字67+69＝70单位
B，宽度数字62＝16单位
LWL/B＝4.375
进入平面形状角度60＝13度
滑行长度，数字67＝35单位
图14中的干燥长度，数字69＝35单位
船体的总平面形状面积＝560平方单位
浸湿的、亚临界、超临界、过临界的水线面积＝560平方单位
跨平面、静水的干燥平面形状船首部＝140平方单位
跨平面、静水的浸湿的平面形状，560-140＝420平方单位
过临界下加载的水线面面积％＝100％
在不利海浪中具有额外负载的水线面面积％＝0％
静水、跨平面加载的水线面面积％，420/560＝75％
在不利的海浪中具有瞬间的额外负载的跨平面的面积％＝140/560 ＝25％
船重＝W
平面形状的负载＝W/420，静水，跨平面
平面形状的负载＝W/560，过临界
宽度加载的所有条件W/16
平均干舷高度，数字64＝5单位
跨平面的水线面上的体积＝2100立方单位
跨平面的船首干燥的平面形状上方的体积＝700立方单位，部分地 仅在汹涛海面中相连
船首部的体积与水线面上的体积比700/2100＝0.33
TH的上述设计标准和特性，不是限制性的，是独一无二的。此外， 对于安全的跨平面航行，它们需要适当的定位重心(CG)、纵向的浮动 中心(LCF)以及推力线，使得在微浪和不利的海浪中的性能是合适的。 需要符合跨平面流动中所需条件的重心依赖于侧面为平面形状的船体形 状以及推力线位置。上述实例的对于CG位置的良好数值为从船尾朝前测 量的28单位，即，LWL的40％，且推力线近似于平行于底面并在所述底面 下方的1.25单位处，即，在所述底面下方为1.78％LOA。上述的独特特征 为权利要求的特征。
此外，为了在具有稳定CG的TH-III上获得从超临界至跨平面状态的跃 迁，在船尾处对应的轮廓形状如图14c中的71所示，如73所示，对于底面 长度的近似于最后的2.0单位，具有2.5-3.5％LWL的长度，所述长度应该 以约-5度向上倾斜，如角度-α所示。这与高速滑行式船的轮廓形状是质的 差异和相反的实施方式，所述高速滑行式船建议在船尾处为相对的向下的 拱形，以帮助滑行而不具有过大的攻角，并且在滑行前还会减小峰值阻力； 举例而言，为了缓和图2的底部处的上扬趋势。
通过认识随着流体动力状态从零速度变化到微浪和大浪中的跨平面 状态而涉及前后颠簸平衡的变化、可以更好地理解要在接下来的部分中说 明的船体形状、CG、控制翼板的关键重要性。不得不考虑浮力的流体静 力中心、船体移动期间的浮力的流体动力中心、在跨平面状态下根本上产 生变化的纵向浮动中心(LCF，水线面的面积质心(centroid))、由于动 量变化而造成的动压力中心、以流体动力方式潜没时的船体攻角的变化效 果，所有上述内容在微浪和不利的海浪中各自交互作用。
举例而言，在上述的实例中，其中CG距离船尾28单位，即，40％LWL， 纵向浮动中心(水线面面积质心)从超临界状态下距离船尾23.3单位(33％ LWL)变化到跨平面状态下距离船尾大致为15单位(21％LWL)。因此， CG与LCF之间的临界距离从对于超临界和过临界状态的(28-23.3)单位 ＝4.7单位(为6.7％LOA)变化到跨平面状态下的(28-15)单位＝13单位(为 18.5％LOA)。近似位置如图14a中的数字70所示。
针对所说明的跨声速船体的比例，已示例性地说明了和纵向纵倾、稳 定性和控制有关的这些重要的参数和关系，并且稍后将说明图14d中所示 类型的后缘翼板，所述船体在侧面与底面之间具有半径为1单位的圆形拐 角，为船尾宽度的6.25％。
上述实例中的船体的几何形状的变化将会略微改变纵向纵倾、稳定性 和控制的参数和关系。所述参数和关系还依赖于重量与体积比，举例而言， 以吨为单位的重量与以英尺/100为单位的长度的立方的比率。给出的实例 为用于在50-80等级内的比率的指导。作为参考，30,000吨和750英尺LWL 的船舶具有71.1的重量与体积比。在这方面，重要的是分配跨声速船体的 负载以使船首处的流体静力吃水量远大于船尾处。
如果以静态水线面进行浮动以使TH的底面平行于水线面，如传统船 舶中所常见的，则为了实现TH和TH-III的不寻常特征，浮力中心将落在 33％LOA处，需要相同的CG位置，在排水的超临界状态下将造成过大的 阻力，并且将否定跨声速船体在其各种状态下的CG与LCF之间的大的距 离，并且在较高速度时将会造成不稳定的前后颠簸情况。另外，将会破坏 超临界状态下的TH尾流。通过这种平行浮动，为了前后颠簸稳定性而使 CG向前移动的补偿在超声速船体上将需要淹没的前部球缘，所述前部球 缘将削弱阻力而在不利的海浪中是不受欢迎的，从而在中间体处造成撞击 负载和结构弯矩的较大变化。
5h.使单体TH在各种速度状态下航行的船尾装置.
为了使单体跨声速船体TH在其整个宽速度范围内(即，亚临界、超 临界、过临界和跨平面状态)的灵活性和有效使用切实可行，各种几何船 尾轮廓是临界的并且是最佳结果，举例而言，在船尾处具有后缘翼板，但 是与传统滑行式或半滑行式船上的船尾补翼(stern tab)相比以性质上不 同的重要且相反的方式使用。
图14d显示了TH的具有邻近船尾77的平坦船尾轮廓75的底面，且船尾 翼板76平滑地安装在表面77和75的拐角处，且向上的翼板角度δf为约-6°， 且船尾翼板翼弦为2.5％LWL。在具有保持稳定的40％CG的跨平面状态下、 且在亚临界状态但不是在想要的超临界或者过临界状态下的某些情况下， 此负角被需要以产生和控制图14b中的临界小角度65。
图14e显示了图14d的船尾翼板，所述船尾翼板被安装在图14c中的被 修改以接受最优的船体船尾轮廓的船尾类型中。具体地，存在平坦轮廓的 船尾的船体78，所述船体78逐渐弯曲到4.2％LOA的扇形区79内的后部， 从而减少了约0.18的船尾吃水量，并从而增加了TH-III的后部的浸水容积 作用，而没有过多的局部船尾吃水。在拐角83处铰接有约2.1％翼弦的船 尾翼板82，所述船尾翼板82通过臂85与托架84之间的连接杆从扭矩管86 起动。所述翼板具有用于跨平面流动的约为-5°的角度，且任选地用于亚临 界流动的角度可达到约-8°。然而，所述翼板在用于超临界和过临界状态的 船尾翼板位置88处将向上弯曲79的效果反转到大约零度的出口角，并且具 有特别的制动位置89，所述特别的制动位置89埋入TH的船首并提升其船 尾，用以使来自两个来源的阻力增大，所述阻力增大特别有利于在过临界 和跨平面的速度状态下制动。
借助图12、图13和图14，本人已经评论了对于以下的说明：形状，在 超临界、过临界和跨平面状态下的TH的流体静力学和流体动力学，重心 和LCF位置以及推力线位置，平面形状和宽度载荷，TH的后部轮廓形状， 用于TH的船尾翼板及其组合，干的和浸湿的底面面积和对应的体积分配， 以及它们对于在不利海浪中的船体性能的影响。对于后面的情况，重量的 增加允许更靠船尾的CG位置；例如，对于76的重量与长度比，所述CG可 以从0.40移回到0.39，并且同样，较轻重量与长度比将允许更容易进入跨 平面状态。
5i.TH的附加的X-速度状态
图15显示了由此作者的R&D对跨声速船体所开发出的新的状态。所述 状态具有如此特殊的性质，以致甚至尽管缺少肩部、船体中部和TH的四 分之一弯曲仍然很关键且最有益，然而还没有完全探究其与跨声速流体场 的前提和理解的关系。但是水面条件似乎难以全部了解，因此被确定为在 更高速度范围内所遭遇的X-状态，所述X-状态的证据为显示图15中说明 的、在TH主体90的船尾91的后部处、围绕TH主体90的船尾91的后部处和 到TH主体90的船尾91的后部处的表面条件的照片。所述尾流具有平坦均 匀的凹陷处，所述凹陷处具有平滑的左边缘93和平滑的右边缘97，所述左 边缘93和右边缘97随着主体90的平坦侧面的水的延伸向后突出。96和95 处的尾流横截面显示了在97处的凹陷外部的没有受到干扰的平坦的水面 区域92和凹陷95的外部的没有受到干扰的平坦的水面区域94的水平面以 下的尾流的平坦平面。在射向尾板91的后部的射线的尾流中并不明显，除 了作为下凹的尾流区的边界。对于此X-状态，要注意的是，如图15中虚线 所描绘，TH具有更深的向前吃水量。在尾流的边界外面以及在尾流内部 遍布的流场平面是特别的流体动力学状态的证据，其中可以假定在V sin4 的尾流内的完全地横向分流，且V是船的速度，而4是平面形状的首舷角的 一半。
5j.用于具有船尾和横向翼板以及底部条纹的TH的摇摆控制.
图16显示了对于特别用途的TH的纵倾和控制装置，用于TH在过临界 和跨平面模式中的转弯。在TH13上有宽的船尾100，所述船尾100在其下 边缘具有在共线的轴107处铰接的三个船尾翼板部分。所述中心翼板部分 103主要用于在转弯期间提供向上的纵倾，并因此相对于平坦的下TH表面 112的突出部以角度102提升。所述翼板被显示用于向右转。右侧翼板101 被提升大于102的角度104以使船体113的右侧下沉，且左侧翼板105在与角 度104相反的方向上被降低角度106以提升TH113的左侧。因此，TH向右 侧倾斜，并且TH的底面当TH在传统方向舵的作用下向右偏航时受到向右 的向心分力，在牛顿第二定律下，所述向右的向心分力产生向右的曲线路 径。(在图16中没有示出方向舵)
图16中显示了可选的转弯方法，所述转弯方法包括铰接在轴109处的 可缩回的侧向翼板108，所述轴109在侧视图中倾斜，以相对于在TH侧面 的流动具有正攻角α。图16中示出的翼板108的展开位置在TH113的右侧上 引起增加的升力，且因为左侧翼板114保持收缩，TH的右侧被提升，这使 得TH113转向左侧。对于直线运动，右侧翼板108通过其致动活塞111收缩 且被平稳地放置在TH的侧面上的凹陷109内。
图16的另一细节是在船体的侧向下部拐角处所使用的横截面弯曲。右 侧弯曲对应于具有长轴垂直线和使用在图14a的特定速度状态中的2∶1比 率的局部椭圆扇区以使潜没的下沉效应最小化。在左侧不同的实施例示出 有几乎尖锐的拐角116，所述拐角116最好用于图15的X-状态。结果，左侧 侧向翼板114可以放置在TH113的侧面上的下部的位置处，并具有更强的 效果。
下面以表格的形式描述使用图16中的船尾翼板的模式，其中β代表相 对于船体的底面112的向后突起的角度度数。
    翼板位置   左翼板   中间翼板   右翼板     亚临界，平直   -4   -4   -4     过临界，平直   -5   -5   -5     过临界，右转   +2   -7   -10
船尾翼板的用于右转的跨平面和超临界的应用与过临界相似。
图16的侧向翼板的使用的状态为超临界、过临界和跨平面状态，且如 果需要，纵向长度可以被最优化用于优选的例如如下面概述的速度状态。
5k.用于流体动力学功能的侧向翼板.
图17显示了具有各种应用的侧向装置，如下：
a干燥甲板功能：在TH120上的侧向翼板当在相较于平静的水面121 的例如存在波浪122的不利的水域中运行时展开。在这些条件下，适当设 计的TH将穿过连续起伏的波浪且只有最小的速度损失，但是在穿过波浪 期间可能会有一些来自连续起伏的波浪的水到达干舷的顶部。这种情形被 前部的左右侧向翼板123、在船体中部的侧向翼板124和在船尾的侧向翼板 125最小化。所述翼板可以与图16中的翼板108相似。
b前后颠簸控制功能：在碎浪水域中或者在连续起伏的波浪中或者甚 至在静水中，在高速状态下，侧向翼板的选择性使用可以被用于前后颠簸 控制；例如，展开前部的侧向翼板对123仅用于上仰，或者展开船尾的侧 向翼板对125用于船体的俯冲下倾。
c侧向控制功能：仅仅船体中部的翼板对124中的一个翼板可以在没 有前后颠簸效应的情况下用于摇摆船体，或者仅仅翼板对125中的一个翼 板可以被展开用于朝向不会使其翼板展开的相对侧摇摆并俯冲向下。
d.垂荡控制：在高速的范围内，整个翼板装置的展开将产生一些垂荡， 或者船体中部的翼板对124的展开将产生邻近CG的船体中部垂荡，且前后 颠簸效应最小。
e.将侧向翼板固定为人行道：作为(低成本的)选择，并且损失一部 分静水的性能，永久的侧向翼板可以被用于在通常的和不利的海浪中航 行，且也可以被用作通道以使全体船员在船头和船尾的方向上在它们上行 走，以便检查窗户密封，以便有利于前锚向前操作，等等。
5l.借助垂直底面的导流栅的摇摆控制
图17也显示了垂直的导流栅状的表面127，所述表面127可以适用于在 直线运动中使阻力最小的可收缩底部翼板。当方向舵126旋转时，方向舵 126将在船尾产生离心力，比如纸的向外方向。这将使船尾朝向右侧偏航。 因为形成了向外的运动，向内的朝向导流栅127的横向水分流形成，这提 高了在导流栅127的右侧的压力并因此使TH右侧向上摇摆。由方向舵产生 的偏航和由导流栅127产生的摇摆的组合作用使在船体上产生向左侧的向 心力，根据牛顿第二定律产生左转弯的路径。所述向心力具有两部分：一 是在船体的底部上的向内分量，另一个是在船体的右侧上的向内的力。如 果组合，它们能够产生非常紧的转弯半径。
5m.对实际大小的TH船的效率的独特的尺寸效应.
通过分析自己的试验，本人在估算TH船的可适用于TH的如在模型试 验中确定的特定流体动力状态的重量/阻力比中，进一步发现了非常微妙 但是又非常重要的优点。所述优点是用于TH的船体的尺寸增加的独特功 能，其在用于传统船体的尺寸增加中不存在。因为在排水型超临界、过临 界和流体场状态下，随着TH的速度的阻力增长主要是粘滞源，且在这些 速度范围内波浪形成现象或者动量变化的阻力相较于在同样速度范围内 的传统的排水型或者滑行式船体非常不显著，TH的重量/阻力比因为各种 原因随渐增的尺寸改进；一个重要的原因是当尺寸以恒定的弗劳德数增加 时，粘滞阻力以雷诺数急剧减小。例如，如果阻力系数随着从模型到船的 渐增的比例尺(scale)降低50％，且如果，简单起见，粘滞阻力用比例尺 的立方进行估算，那么粘滞阻力将减少50％，但是波浪形成阻力和重量将 用比例尺的立方计算。而且，因为浸湿面积随着比例尺的平方增加，将会 存在粘滞阻力的进一步降低。在模型试验中，排水型模式中的TH的波浪 形成阻力的减少的实际结果是从模型试验预测的TH船的重量与宽度比可 以被估计为20％的或者多于从传统的排水型船在相同的速度、尺寸和重量 下的模型试验预测的W/D比。
5n.用于解决在不利海浪中的通常问题的TH形状.
船和排水型小船已经在过去被设计出来并具有充分的浮力储备，并且 这些浮力储备从大约船体中部到船首变大，所述浮力储备在不利的海浪中 瞬间地接合，以当遭遇波浪时提升船首。甚至排水型船，例如在水线面平 面处在船首具有锐利的引入线和窄的水线面的驱逐舰，仍然在水线面以上 向外和向前外倾，以既提供浮力储备又允许通过在甲板平面以上的栅栏使 在船头的露天甲板免受不利的海浪的影响。
为了相同的目的，具有V形底部的单体船和滑行式船，从船体中部到 船首也具有充分的浮力储备和滑行类型的表面储备。
传统的船舶和小船的实践是将重的部件放置在船的中间以降低上下 颠簸的惯性。
所述TH设计就用于不利海浪的形状和体积而论不同于这些传统的单 体船方法并与这些传统的单体船方法相反，且几个重要的不同设计特征在 图18a-18g中得到举例说明。
图18a显示了具有70单位长度和16单位的最大船尾宽度的TH130的平 面图。图18b显示了在静态的水134上方的侧视轮廓132；和在水下的轮廓 线136。图18c-18g显示了TH的横截面。要注意下面的独特特征：
-如图18a中所示，在平面形状中进入在水线面以上或者以下的所有 水平面处的波浪的非常尖锐的总进水角(entry angle)，所述尖锐的总进水 角由截面18c、18d、18e确认。
-在如图18b中所示的船体的船首部的三分之一中，在静态水线面以 上降低的干舷和轮廓高度。
-在船体的船首部的区域内的静态水线面以上减少很多的体积，这 在横截面图18c-18f中清楚呈现。
-如图18c-s18f中所示，在船体的船首部的区域内的在静态水线面以 上的横断截面形状分布，具有下落的肩部或者倒V形形状以分散来自被穿 过的波浪的垂直载荷。
-在船体的船首部分的封闭的可居住的体积，以如图18c-18f中所示 允许穿过波浪，而不是在船首部的露天甲板顶部上接受水的传统设计。
在不利的海浪中成功试验的TH的具体形状在上述的图18中示出，且 进一步的特征在于：
-在图18a中，在船体的整个长度上，进水角以大约13°的总角度138 延伸到船体的在水线面以下和以上的侧面。
-如图18b和18d中所示，在距离船尾的80％位置处具有船体的长度 的大约4.2％的船首部的竖直干舷的位置低的轮廓。
-在水线面以上的船体的截面具有如图18d和e中所示的倒V形，或者 如图18f中所示的倒U形，且平滑的位置低的总体轮廓具有在水线面以上的 总长度的大约7％的最大高度。
一个重要参数是在平静的水线面134以上的船体的船首部区域内的浮 力储备的最后所得到的体积，其可在瞬时状态被排出，例如瞬时俯冲进入 例如图18b中的波浪131的很大的波浪期间。此附加的体积应该与由在静水 中的船的重量排出的水体积有关。在下面的情况下已经进行了TH的成功 试验：在图18b中的80％位置与船头之间的附加体积的13％等级的体积比， 在57％位置与80％位置之间的附加体积的32％等级的体积比，且船体的重 心在大约40％位置。这些比通过实际上必要粗糙的图解估计获得，且尽管 因为水线面的船首部和船尾的面积不对称，具有波浪模拟的软件的标准不 完善，但是所述估计能够借助具有波浪模拟的软件的计算机化的计算被改 进。这些比率会导致最小的垂荡和上下颠簸干扰。
参照图18中的TH-III的平面形状和轮廓，非常重要和关键的是阐明例 如在波浪131的作用下在船体的高速下的动载荷比例如在1994年11月的 《海马》出版物中所示的传统的非常瘦长的船要小很多，原因如下：
·在高速时，TH具有例如图13和图14中的接近零或非常小的攻角， 并因此TH.的垂直动量的改变远远小于具有动升力助推的瘦长船体，且所 述瘦长船体在该速度下易于使船头向上，具有很大部分的船体的干燥面积 和体积暴露于波浪冲击，从而能够产生非常大的载荷。
·而且，TH的平面视图对于给定的船体宽度更加尖锐，因为其是三 角形的，最大宽度在船尾处，而不是如其它美国专利中所示的具有两面凸 的(lenticular)侧面，最大宽度靠近船中部。由此，对于给定的轮廓，TH 的浮力储备的体积在船首部的区域较小。
·船首部的截面具有倒置的V形形状以防止在动态水冲击下的极高 的局部载荷，如当穿过波浪时或者波浪打在船体的顶部上，例如，如果， 代替具有倒置的V形，具有倒置的杯形的情况。
借助TH的几何特性，分散船的重的部件以使纵向惯性矩最大化变得 特别有利，所述纵向惯性矩即围绕通过在图18b中的40％处的重心的横轴 的惯性矩，且可选的一个横轴是通过在图18a和b中在33％位置处的浮力的 纵向中心的横轴，尽管因为水线面的船首和船尾的面积不对称，后者的标 准并不完善。将动力装置、重武器、油箱和其它重物邻近船头和船尾放置 非常重要。所述模型试验已经显示出非常有利的结果，多达40％的总船重 靠近船体的端部布置。这在某些情况下可以使图19中所示的不寻常的动力 装置成为必要。
5o.TH的重量分布.
图19a以侧视图显示了TH150，所述TH150具有位于船首部的发动机 152，发动机152驱动通过传统的轴驱动的中部螺旋桨154，两者都由竖直 鳍156保护，所述竖直鳍156在偏航中也能够提供良好的跟踪力和向心力。 在后部是一对左侧及右侧发动机，所述左侧及右侧发动机中仅有一个表示 为发动机156。所述发动机156驱动立轴158，所述立轴158设置在方向舵160 内以驱动安装在方向舵上的螺旋桨168，或者与方向舵分开并在方向舵的 前面。所述动力装置系统因此能够包括三个发动机。油箱151和153也位于 船体的端部，从而重的部件使船体的上下颠簸惯性最大化。船体150的上 部161与图18中的船体在船首部的部分相似，但是在船尾的部分存在具有 两个附加特征的露天甲板，所述两个附加特征独特地与宽的船尾宽度组 合：一个是甲板上的直升飞机降落场164，另一个是图19b中的船尾仓库 170，所述仓库170用于在TH船运动中使辅助机动船172下水和回收辅助机 动船172。图19b也显示了如何将右侧发动机156和油箱151装配到仓库的右 侧，以及左侧发动机174和左侧油箱176装配到仓库的左侧，以及如何装配 在仓库外面的楼梯178。由于船尾的最大宽度，所有这些都是独特地可能 的。
5p.TH的隐身和难以被觉察的特性.
回到图18，现在将描述在水线面134以上的TH的隐身反雷达表面布 置。具体地，船体的外壳遵循低雷达信号的分成块面的标准，所述低雷达 信号的分成块面的标准在船体的右侧可观察到，且具有在截面视图 18c-18g中所示的平坦面板，包括与水线面倾斜成约45°的平坦面板138、与 水线面倾斜成约90°的平坦面板139和顶部平坦面板140。由此，直接从上 述看出的，所述船体只呈现三种面板：倾斜45°的左侧的面板138和右侧的 面板138，以及大体上水平的平坦面板140。从上面的在右侧的倾斜侧视图 中看，只存在三个重要的面板：右侧的138，139以及140。从前视图看， 通过其性质，所述TH形状是极度秘密的。从后部看，其可检测性限于四 个分散的斜面：在右侧的141和142，以及在左侧的没有标号的对应的一对。
5q.TH的重心和水线面形心(centroid).
在图18中的其它重要的细节是在距离船尾的在船体长度的40％的重 心145的CG位置，和距离船尾在33％长度处的浮力的纵向中心LCF143，事 实上是水线面的形心，从而提供了在排水型模式下的在CG与LCF之间的为 船长的40％-33％＝7％的动态稳定臂，这对于其它图形已经提及，并且是 比可能用于传统的排水型船的数值大得多的数量，并且对于TH是唯一可 行且有利的。在跨平面模式下，此差数增加到大大超过7％，且根据跨平 面LCF143TP，可以达到14％的数量级。
5r.用于TH的底面形状和构造方法
如原专利申请08/814,417中说明的，使用复合材料或者冲压金属板 和/或焊接板的现代构造方法可被用于TH；也可使用木材。
然而，利用其形状上独特的简单性，特别是借助于能够用在平坦元件 中的预制的复合板、船用胶合板或者金属板，和/或缓和的单弯曲面板， TH能够被设计成用于低成本的制造方法以获得流体动力学的光滑表面。
原专利申请08/814,417也说明了图20a、20b、21、22、23、24、25、 26和27，且没有改变(除了序号和小的语法纠正)。
图20a显示了TH的等距底视图，所述TH包括：平坦的矩形横向侧面200 和203，且以三角形的外形汇聚在船首204；具有中心线202的平坦的三角 形底部205；和平坦的船尾区域206。如前述的具有浸湿的三角形轮廓的此 形状超出了传统船体的波浪形成阻力，但是可能具有过大的船体浸湿面积 和粘滞阻力。
图20b显示了用简单的构造方法精制的TH，以通过在船体的底面引入 附加的三角形平面而降低粘滞阻力，所述TH被改进为具有在船首204汇聚 的平坦梯形侧面221和223的船体。所述底面包括三个三角形平面，即左侧 平面229，具有中心线222的中间平面225，和右侧平面227。所述三角形在 平坦船尾区域226中终止。
图21显示了TH的纯三角形表面的发展，其中，船体的侧面和底面由 汇聚在船首237并终止在船尾区域238的三角形平面元件231、232、233、 234、235和236限定。
图22显示了从图21发展的形状，但是更精制以进一步减少粘滞阻力。 其底面和侧面包括主要的类似三角形表面241、243、245和247，在这些表 面中的一部分之间有梯形或者三角形的导流带242、244和246，所有导流 带混合在船首248内，并以角度250延伸到竖直，以降低作为吃水量的函数 的每单位时间的体积接合率。表面242、243、244、245和246朝较小深度 的平坦的尾板249向后延伸，所述尾板249仅仅因为绘图的简化而显示为竖 直状。邻近所述尾板的上甲板表面现在与前方甲板表面成一角度240，所 述角度240限定了到侧面241的近似三角形的终止端。为施工简便，在图22 中元件242-246以及甚至244可以是具有非常大的长宽比的矩形，主要的益 处就是降低制造成本。
图23显示了TH的变型，其中，当实际中存在对船体长度和/或单体宽 度的限制时(例如设计规则，或者可得到的用于入船坞的船坞长度，或者 用于拖车载运目的的最大宽度，所有这些都可以影响对于给定排水量的水 的长度和/或扶正力拒)。可能有必要修改图19中的TH原型。例如，图20 中所示的船体形状对于给定的最大宽度借助修改的近似三角形布置满足 用于给定的最大宽度的更大的排水量。
具体地，在图23中，船体的主要部件包括长度254的主三角形主体， 所述三角形主体在船首251与三角形的基础位置252之间以在前面图中显 示的方式延伸。但是，在图23中船体现在向船尾延伸船尾主体的长度255， 所述船尾主体在三角形的基础位置252与船尾区域253之间延伸。要说明的 是，尽管所述延伸部分在甲板水平上沿255在平面形状上近似矩形，但是 浸没的底面借助主三角形表面部件256和257以及平坦的近似三角形表面 部件258和259而保持平坦，延伸到尾板260。
图23中所示的TH的具体特征是使用在船体后部的竖直或者反V形的 小翼216和262，以从沿表面258和259的像扇子的水下流场提取能量，从而 在尾板260处增加船体的有效宽度，且在竖直小翼的情况下不增加其几何 可载运宽度。如果这些小翼如图23的左侧那样以上反角(anhedral angle) 倾斜，那么它们能够开始起到后水翼的作用，所述后水翼支撑的重量的一 部分，否则该部分被船体延伸部分255支撑，并且它们也用于方向控制。
要说明的是，在图20-23中，水下底面是平坦的或者接近平坦的，并 被具有三角形特征的表面元件和流体动态水线面引导，且当水朝向后部移 动时，吃水量降低而宽度增加，并为在流体动力条件下保持活跃的流动设 定有利的重力流体静压梯度。
使用平坦表面部件的形状的发展降低了制造成本，并有助于说明设计 特征。由于TH原型的简单形状之间的独特的协作，所以损失很小，所述 TH原型允许使用平坦和/或单一弯曲的元件以获得相当光滑的双面楔的 TH主体。
图28A显示了使用两个平行TH船体301和303的多体船，如通过船内的 射线图案309和311可以看到，所述两个平行TH船体301和303以超临界速 度或者超过超临界速度航行时在船的附近没有尾流干涉。船外的射线是 313和315。所述船体由螺旋桨305和307驱动。因此，所述流体动力TH的 优点被充分的保留。
图28B显示了用TH船体示例说明的根本上不同的多体船方法，但是可 应用到其它的船体上。具体地，左侧和右侧船体312和310具有它们的纵向 对称轴，相对于总的对称轴以外倾角向外定向。结果，船外射线320和322 具有减小的尺寸和阻力效果，且浸湿的侧面更少，但是船内射线324和326 倾向于干扰，倾向于提升水平面和阻力，并增加船内的浸湿表面。这可以 通过船体310和312的后端处的有利的干扰而进行恢复。然而，图28B中的 多体船配备有水加速推进装置330，所述推进装置330显示为在船体之间的 一组的五个喷水器，当操作时所述五个喷水器恢复射线324和326的某些能 量含量，减小它们的增加水平面的倾向，减小了它们的阻力分担，减小船 内的侧面浸湿表面，并因为另外没有来自船体的附面层落入动力装置提高 了产生推力的效率。所述清楚的加速流动显示为332。
图28C是具有三个TH船体340、342和344的三体船，但是也可以是不 具有外倾的传统的船体，因为对于任何一种情况，所述每一个都属于图28B 所示类型的两个推进器组346和348提供了独特的降低阻力和增加推力的 相互作用的优点。对于较小的多船体，所述动力组可利用船外的船用发动 机的电池制造而成。
上述的设计标准的数值对于被评论的船体特性是代表性的，且在本发 明的精神和其权利要求的范围内可以被调整以用于具有实际大小重量、相 应推力线位置以及其它设计特征的具体的TH船体形状。
所述说明和附图涉及流体动力学和TH形状，且没有涉及机械装置的 结构细节，并且因为模型试验不足以用于确定实际大小的有人驾驶的未知 重量的TH的稳定性，或者其它与安全有关的问题，这些问题应该仅仅由 授权的制造者考察和确定，所述制造者在这些问题中具有单独的责任。
在不偏离本发明的权利要求中涉及的教导的情况下，可以对附图和说 明做出改变。