/
Text
СУДОВЫЕ
УСТРОЙСТВА
СПРАВОЧНИК
Под редакцией д-ра техн, наук
проф. М. Н. Александрова
ЛЕНИНГРАД
„СУДОСТРОЕНИЕ**
1S87
ББК 39.42
С89
УДК 629.12.066: 534.647
Рецензент инж. Л. П. Ковчегов
Ship equipment: Handbook/Ed. by M. N. Alexandrov — L.:
Shipbuilding, 1987.—656 p., ill.
С89
The Handbook comprises the main types of ship equipment providing reli-
able and effective seagoing ship exploitation as well as safety of man on
board. Information on rudder, cargo, anchor, mooring and other equipment
routine for all types of cargo ships is given. Ship equipment operation
conditions are analysed and recommendations on designing and effective
exploitation are presented.
The Handbook is intended for engineers, designers, shipbuilders and
seamen.
Судовые устройства; Сп^Йочник/Под ред. М. Н. Алек-
сандрова. — Л.: Судостроение/ 1987. —656 с., ил.
ИСБН *
Справочник охватывает важнейшие разделы судовой техники, обеспечиваю-
щей надежную в эффективную эксплуатацию морских судов, а также безопасность
находящихся на них людей. Приведены сведения о являющихся обязательными
для всех типов морских судов рулевых^, грузовых, спускоподъемны я, якорных,
швартовных и других устройствах. Проведен анализ условий работы судовых
устройств и даны рекомендация по их проектированию и эффективной эксплуа*
тацин^
Для специалистов, занимающихся проектированием, постройкой и эксплуа-
тацией судовых устройств.
_ 3605030000- 0311U
4» 1У-О/
048(0f)-87
39.42
© Издательство «Судостроение», 1987 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Судовые устройства играют решающую роль в обеспечении
надежной и эффективной эксплуатации морских судов, а также
безопасности находящихся на борту людей. При всем многообра-
зии выполняемых функций и конструктивных типов они имеют
общий признак — их основные элементы располагаются вне
корпуса судна.
К функциям традиционных судовых устройств относятся
управление движением судна, его удержание в заданном районе
акватории или у причальной стенки, обеспечение буксировки,
грузовых и спасательных операций. Такие устройства были рас-
смотрены в «Справочнике по судовым устройствам», выпущенном
издательством «Судостроение» в 1975 г. За прошедшее время эти
устройства во многом изменились, усовершенствовались методы
их проектирования. Возросли возможности, открываемые приме-
нением современных вычислительных средств для проектирования.
В то же вре_мя повысились требования к охране окружающей
среды, механизации работ на судах, экономии материальных и
энергетических ресурсов. Все это вызвало необходимость созда-
ния нового Справочника.
Его содержание значительно расширено по сравнению с преж-
ним изданием, что вызвано постоянным пополнением состава
судовых устройств, усложнением их функций, появлением новых
конструктивных решений. Например, новые сведения содержит
глава, посвященная спускоподъемным устройствам, обеспечива-
ющим спуск на воду и подъем на борт судна различных техниче-
ских объектов для исследования и освоения Мирового океана.
К новым материалам, содержащимся в Справочнике, относятся
также сведения о люковых закрытиях и аппарелях, кранцевых
устройствах и др. Впервые приводится математическое описание
взаимодействия якоря и ^орского грунта, излагается функцио-
нальный подход к нормированию судового спасательного снаб-
жения и т. д.
В Справочнике отражены изменения в методах проектирования
судовых устройств. Длительное время эти методы основывались
1* 3
на статических расчетных схемах..Однако рациональное проекти-
рование судовых устройств возможно только при достаточно пол*
ном учете особенностей их эксплуатации. В связи с этим возра-
стает роль исследований колебаний» ударов, рывков и других
динамических явлений, возникающих в элементах судовых уст
ройств, чему в Справочнике посвящена целая глава.
Справочник состоит из одиннадцати глав. Рекомендуем гнта-
телю прежде всего ознакомиться с материалом двух первых глав.
В этих главах излагается методология проектирования судовых
устройств, понимание которой необходимо для чтения осталь-
ных глав. Вместе с тем последующие главы не связаны между
собой и каждая из них может быть прочитана отдельно.
Справочник рассчитан на специалистов, занимающихся про-
ектированием, постройкой и эксплуатацией судовых устройств,
учащихся высших и средних специальных учебных заведений су-
достроительного профиля, а также морских училищ при изуче-
нии соответствующих курсов, при курсовом и дипломном проек-
тировании. Он может оказаться полезным для любителей мор-
ского дела, энтузиастов парусного и других водных видов спорта.
Основой Справочника является опыт проектирования и экс-
плуатации судовых устройств, накопленный сотрудниками Нико-
лаевского и Ленинградского кораблестроительных институтов и
специалистами судостроительной промышленности составившими
авторский коллектив. Главы 1 и 10 написаны к т н. доцентом
Б. А. Бугаенко, глава 2 — д. т. н профессором В. Э. Магулой,
глава 3 — д. т. н. профессором М Н. Александровым и инж.
Ю. А. Ершовым глава 4 — к. т н доцентом А С. Симоненко,
глава 5 — к. т. н. доцентом Ю Н. Коробановым глава б —
д. т. п профессором М. Н. Александровым и инж. Л. В. Камен
чуком (§ 6.6 — по материалам инж. Н. С. Коротича) глава 7—
к. т. я. Ю Д Жуковым главы 8 и 9 — к. т. н. доцентом
В. В. Зайцевым (§ 8.6 — по материалам к т н. доцента
А. Я Казарезова) глава 11— к т. н. доцентом А Я Казаре
зовым
Пожелания просим направлять по адресу: 19106а Ленинград
ул Гоголя, 8 издательство «Судостроение*.
Г лава 1
ДИНАМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ
В СУДОВЫХ УСТРОЙСТВАХ
§ 1.1. Силовые воздействия
на судовые устройства
и критерии их безопасной работы
Режимы работы традиционных и специальных судовых
устройств отличаются повышенной динамичностью вызываемой
ветром и волнением, а также силовыми воздействиями приводов
Так, при работе грузовой стрелы у пирса динамические явления
возникают за счет силовых характеристик приводов механизмов
подъема и опускания груза, поворота и изменения вылета стрелы
В этих условиях следует учитывать также порывы ветра. При
эксплуатации грузового устройства в открытом море значитель-
ные динамические нагрузки в его элементах вызываются вол
нением и качкой.
Для судовых устройств характерны силовые и кинематические
динамические возбуждения. В первом случае источником их воз-
никновения являются известные силовые воздействия, во втором —
перемещения, скорости и ускорения судна,
В практике проектирования расчеты прочности многих судо
вых устройств выполняются традиционными статическими мето-
дами, при этом динамические нагрузки учитываются коэффициен-
тами запаса, назначаемыми на основании опыта эксплуатации.
При определении конструктивных размеров устройств обычно
используются правила постройки классификационных организа-
ций, в частности Регистра СССР,
Однако при проектировании судовых устройств все чаще воз
пикают нетрадиционные задачи, для решения которых необходим
тщательный анализ эксплуатационных факторов. Основными из
Этих факторов являются различные динамические явления, такие
как удары, колебания, вибрация и т. д. В связи с тем что причины
их возникновения имеют ярко выраженный случайный характер,
в практику проектирования все активнее внедряются методы,
основанные на вероятностных подходах.
Расчетное проектирование судовых устройств включает:-
— определение внешних воздействий, т. е. внешних сил иди
кинематических возбуждений для устройства в целом или его
частей'
5
— расчет напряжений в корпусных элементах устройства,
перемещений, скоростей, ускорений и других параметров, харак-
теризующих состояние устройства и обслуживаемых объектов;
— оценку работоспособности и надежности устройства, т. е.
выбор необходимых критериев, их расчет и сравнение с норма-
тивами, соответствующими безопасной работе при заданных внеш-
них условиях.
Для оценки допустимого уровня динамичности в судовых
устройствах используются различные критерии. Прочность упру-
гой связи проверяется по значению коэффициента динамичности,
который представляет собой отношение максимальных динамиче-
ских нагрузок к статическим. В систе-
мах слежения для обслуживания пла-
вучих объектов одним из критериев
безопасной работы является перемеще-
ние объекта, которое определяет длину
каната. В задачах, связанных с раска-
чиванием грузов, критерием допусти-
мого уровня динамичности является
угол отклонения груза, соответствую-
щий контакту с судовыми конструк-
циями. В качестве критерия допусти-
мого уровня динамичности могут исполь-
зоваться допустимые ударные нагрузки.
Общая схема вероятностной оценки работоспособности судо-
вого устройства предполагает сравнение законов распределения
величин Q и R, характеризующих соответственно внешние воз-
действия и способность устройства воспринимать их. Например,
при оценке прочности конструкции сравниваются распределение
динамической нагрузки на конструкцию f (Q) и несущей способ-
ности конструкции f (Д) (рис. 1.1), которые могут считаться не-
зависимыми. Условие разрушения конструкции выражается не-
равенством Q R. Для некоторого значения R вероятность со-
бытия Q Эй R равна
<ю
p(Q^R) = \f(Q}dQ.
R
77?С .Шр G,
Рис. 1,1, Распределение ди-
намической нагрузки и несу-
щей способности конструк-
ции.
Если учесть, что элементарной несущей способности dR соответ-
ствует. вероятность f (R) dR, то для интервала, ограниченного
значениями и Rvl3*, можно записать выражение вероятности
неблагоприятного события
ъ
p(Q^R) = J /(/?)
«шт
(Q) dQ dR
6
или
^ItMX
J /(«)[! - FK(Q)]dR,
«mm
если считать
со да R
I f(Q) dQ = f f(Q)dQ - J f (Q)dQ = 1 - Fr(Q).
R Q 0
где FR (Q) — интегральное распределение динамической нагрузки.
При математическом описании работы судовых устройств
необходимо четко определять взаимные перемещения судна, эле-
ментов устройства и обслуживаемого объекта. Часто встреча-
ющиеся ошибки заставляют особенно внимательно отнестись
к выбору систем координат и правил знаков. Рассмотрим системы
координат применительно к спускоподъемному устройству
(рис. 1.2).
У неподвижной системы координат оси и Oq лежат
в плоскости невозмущенной поверхности воды, а ось ОС располо-
жена вертикально. Аналогичное направление осей имеют системы
координат, связанные с судном и объектом Их
начала совпадают с центрами тяжести 6г и G2. У подвижных
систем координат G,x1y1z1 и G^x^y^ начала также совпадают
с центрами тяжести судна и объекта. Положительные значения
осей G1x1, Gjt^j и GiZi направлены в нос судна, в сторону пра-
вого борта и вниз. Аналогично расположены оси G2x2, G^ и
Gaz2 обслуживаемого объекта. В исходном состоянии подвижные
системы координат G^y^ и G^x.^^ совпадают с координатными
системами и Ga£2r]a£2. Проекции поступательного переме-
щения центров тяжести судна и объекта на оси неподвижной
системы координат равны соответственно ^g, и %Gt, Лб, и t]g±,
Cg, и Cg.. Поворот судна в плоскости y-fi^ описывается углом 0lt
7
образованным осью Gvy± и линией узлов GjAj. Он определяет
угол крена судна. Линия узлов представляет собой пересечение
координатных плоскостей G^y^ и Угол лежит в пло-
скости между осью G^ и линией GrNL и определяет угол
рыскания судна. Положительное значение угла соответствует
повороту судна вправо. Угол ipi лежит в плоскости G^Xj и при-
ближенно равен углу дифферента судна, положительное значение
которого соответствует дифференту на корму. Аналогично обра-
зуются соответствующие углы для обслуживаемого объекта.
§ 1.2. Морское волнение
Наиболее часто источником морского волнения служит ветер. Ветро-
вое волнение определяет расчетные режимы работы многих судовых устройств.
Мертвая зыбь представляет собой медленно затухающее волнение, возникающее
в штормовую погоду. Для некоторых судовых устройств необходимо учитывать
волны, создаваемые судном при движении.
Ветровое волнение. В судостроении получило распространение спектраль-
ное представление нерегулярного ветрового волнения, которое рассматривается
как суперпозиция бесконечного числа цилиндрических волн различной длины,
распространяющихся под различными углами к главному направлению бега
волн [10, 411. Это представление соответствует трехмерному волнению. Если
направление волн одинаково, имеет место двумерное нерегулярное волнение.
К каждой составляющей волне применимы зависимости плоских прогрес-
сивных воли малой амплитуды. Ординаты профиля такой волны, движущейся
в направлении осн tj, описываются выражением
£в — г cos (ю/ йт]), (1.1)
где k— частота формы водны (волновое число), k— 2я/1в; здесь Xs—длина
волны; (и частота волны, w -- 2я/тв; тв — период волны; г амплитуда;
i — время.
Частота волны и частота формы вол ны связаны соотношением го'2 _ kg th kfiB,
где g — ускорение силы тяжести; Нв — глубина воды. Для мелкой воды (ffB
^1В) th kH it -» kHB и <и2 — ИгЁНв, при большой глубине (Нв -» оо) th kHB
• и а2 - kg.
Скорость перемещения волнового профиля (фазовая скорость)
Ь -р11*Яв,
к У к
для мелкой воды с V^gHB, для глубокой с — V~gik.
Двумерное волнение — сумма бесконечного числа прогрессивных волн (1.1),
имеющих свою амплитуду г£-, частоту и фазу б;,
<Х
£п - У! Ъ cos(a>it —kit] — 6Z).
i- -I
При трехмерном волнении дополнительным параметром является угол
между направлением бега простых прогрессивных волн и главным направлением,
соответствующим обычно направлению ветра.
Процесс развитого волнения является стационарным. Плотность вероят-
ности волновых ординат имеет вид
где — дисперсия волновых ординат, которая может быть выражена зависи-
мостями:
8
— для двумерного волнения
со
S; (и) Ла;
6
- для трехмерного волнения
D~ - - f f Sr (w, г) d&dg.,
О -л?2
здесь S* (w), Sj (и, е) - одномерная и двумерная спектральные плотности
волновых ординат; е — угол между главным направлением бега волн я направ-
лением, в котором определяется двумерный спектр.
Для описания двумерного волнения рекомендуется спектр, используемый
при сравнительных расчетах качки судов и нагрузок на конструкции 110, В].
Он имеет вид
Sr (ы) — S] (оз) -г Ss (ш).
(1.3)
где
51(»^9,4зД*-(^)'ехр
*<•>..,7.92^(л^у„₽
здесь тп1, ®ш/, ы; дисперсии волновых ординат, частота максимума спектра
и средняя частота; m01 — О,885то; т^2 ~ 0,f ISzn^; Wj-- 2л/т; 62 0,82<aml;
iBmI — 2л/тт; тт - расчетное значение периода максимума спектра;
— 0,70юш1.
Характеристики расчетного спектра волнения S^ (ш): дисперсия волновых
ординат — ffl0 — m01+ mo2 == 0,0358Aj%, где — высота волны трехпро-
центной обеспеченности; средний период волны т = 2л/ы --- 0,77тт. Высота
волны k3„, принимается по верхней границе заданной балльности волнения:
Волнениет баллы Высота волны, м Характеристика нолнения
0 0 Отсутствует
1 До 0,25 Слабое
2 0,25—0,75 Умеренное
3 0,75—1,25 Значительное
4 1,25—2 и
5 2—3,5 Сильное
6 3,5—6 »
7 6—8,5 Очень сильное
8 8,5—1) » »
9 >11 Исключительное
Расчетный спектр волнения выбирается в зависимости от определяющего
вида качки. Для бортовой качки тт = 0,6tq при движении «резонансным» кур-
совым углом, тт = тр при движении лагом к волне. Для продольной качг^и
средний период волнения должен соответствовать кривой (тт)ер (рис. 1.3). Если
9
Таблица Id. Основные параметры расчетных спектров волнения
Параметр Интенсивность волнения, баллы
3 4 5 6 7 8
Высота волны й3%, м 1,25 2 3,5 6 8,5 11
Средний период волны т, с 3,7 4,5 6 7,6 8,7 9,5
Дисперсия волновых ординат Dr, „2 ’ 0,059 0,143 0,438 1,29 2,58 4,33
Средняя частота волнения ш, с-1 1,7 1,4 1,05 0,827 0,722 0,661
Частота максимума спектра вол- нения ит, с-1 1,31 1,08 0,809 0,636 0,555 0,508
ставится задача оценки наибольших амплитуд продольной качки, используется
кривая (тт)шх) для затухающего волнения — (тт)т1л. Основные параметры
Рис. 1.3. Зависимость периода
волнения от высоты волны.
расчетных спектров волнения приведены
в табл. 1.1.
Спектральную плотность углов волно-
вого склона можно получить по формуле
/Л4
S«.(<a)^-^-SE(<B)-57,32. (1.4)
Для трехмерного волнения спектраль-
ная плотность волновых ординат определя-
ется по зависимости (®, e)=mSj(®) cos ne,
где 8 — текущее значение угла относительно
направления бега волн (—л/2 <8 < л/2);
Sj (®) — двумерный спектр волнения, вы-
числяемый по формуле (1.3); п, т — ко-
эффициенты, имеющие следующие значения;
л - 1, т — 0,5; п — 2, т ~ 2/я; п= 3,
fit ~ 4/Зл. Спектральная плотность углов'
волнового склона для трехмерного вол-
нения определяется по формуле, аналогич-
ной (1.4).
В некоторых задачах, связанных с анали-
зом динамики судовых устройств, удобным
оказывается волновой спектр Рахманина—
Фирсова
4 ft®
Sj (°) - я _|_ 2<D*as -j-
или
„ . , 4 ,, ft*
- я Dt« р 4.2а* ш»4-2ю’в» + &*’
где а? = а* — 0*; ft* - а* + 0®; а = 0,21; 0 = 0,82. Этим спектрам соответ-
ствуют корреляционные функции
К (т) -Ргс““|т 1 ^cos0t + sin0|T0 ;
К(т) = РЕе-“’<г(со80т
2а*+0* shl₽l^l)-
10
Такое представление корреляционных функций способствует эффективному
применению методов теории случайных функций 137, 72J, Знание дисперсии
волновых ординат позволяет достаточно просто устанавливать значения высот
волнения различной обеспеченности.
Распределение высот волн подчиняется закону Рэлея с плотностью вероят-
ности
fW = 4ST е‘,1а^БОс)- 0 <ft <оо.
Дисперсия высот волн связана с дисперсией волновых ординат зависи-
мостью l,7l7Dr. Средняя высота волны ft = 2,51 Обеспеченность
высоты волны р (ft) ехр (—h®/8D^ представляет собой вероятность осуще-
ствления неравенства ft > hp, где hp — заданное значение высоты волны. Высота
волны с любой обеспеченностью р может быть найдена также по формуле ftp =
= 1,712Л]Л—lg р (й). Высота волны 3%-иой обеспеченности, используемая для
нормирования степени волнения в отечественной практике, h3„, — 2,11ft —
= 5,29/D^.
Волны зыби. Зыбь представляет собой волнение, сохраняющееся после ослаб-
ления ветра или изменения его направления. Зыбью является также волнение,
распространившееся из области волнообразования в другую область.
При прекращении действия ветра спектральная плотность зыби может быть
описана зависимостью 162]
S* (©) = 2,87- 103Я*т_®в",ехр ]—3,6- Ю’т^ы-’],
где Лит — средние высота и период волны.
Если направление бега зыби не совпадает с направлением ветра, то обра-
зуется смешанное волнение. Спектральная плотность такого волнения имеет
две вершины, одна из которых соответствует компонентам ветрового волнения
(высокочастотная), другая (низкочастотная) — компонентам зыби.
Спектр смешанного волнения имеет вид Sj (ы) — 75/ (ь>), где 5/ (®) —
составляющие спектров ветрового волнения и зыби.
Корабельные волны. Состояние водной поверхности вблизи судна имеет
большое значение для спуска и подъема технических средств на ходу судна,
а также для эксплуатации кормовых буксируемых систем.
При двнжеиин судна образуются как расходящиеся волны, так и попереч-
ные волны. Середины гребней расходящихся волн расположены из прямой,
составляющей с диаметральной плоскостью судна угол а, который для глубокой
воды равен 18—20°. Сами гребни расходящихся волн с диаметральной пло-
скостью судна образуют угол р = 2а.
Носовые и кормовые расходящиеся волны на неограниченной акватории
распространяются независимо друг от друга с малым изменением высоты по мере
удаления от судна. Поперечные волны распространяются между расходящимися
волнами. Расстояние между гребнями поперечных волн примерно одинаково
и равно X — 2nvft/g, где и0 — скорость движения судна. Так как по мере уда-
ления от судна протяженность поперечных волн возрастает, а энергия их остается
постоянной, то высота этих волн уменьшается.
Для определения ординат волн, вызванных носовой или кормовой оконеч-
ностью, можно использовать зависимость
e-^cos(v|x| + ^),
где коэффициент v = glv%; х — расстояние от источника волнообразования.'
При интерференции носовых и кормовых поперечных волн суммарная ам-
плитуда
r = 1/^ + ^ + 2rHrKcos6,
11
где гя и г,! — амплитуды носовой и кормовой поперечных .волн; б - сдвиг фаз
интерферирующих волн, б = 2л (Lt/k}; здесь L, — но.чнообразующая длина
судна, т. е. расстояние между гребнями первой носовой и первой кормовой волн.
Для судов с низкими и средними числами Фруда справедлива формула
3
Кента +-^-кт где «р — коэффициент продольной полноты судна; L —
длина судна по действующей ватерлинии.
Характеристики некоторых частных видов волнения приведены ниже.
При увеличении глубины аналогом волновой поверхности являются поверх-
ности равного давления, ординаты которых
Ьн, W --re'^’cos (<а/ — ki]}—e~ 6Я°£В (О, (1-5)
где Нй —рассматриваемая глубина. Если представить (1.5) в качестве динамиче-
ской системы, преобразующей случайное воздействие £n (t), то модуль ампли-
тудно-частотной характеристики этой
системы
] Ф (1'ы) [ = е kfi« е-ш’На g
Спектральная плотность волновых ор-
динат на глубине (ординат поверх-
ности равного давления)
5 {«) = | Ф (|В>) Р St (<о)
SS: (И).
,Метод учета влияния корпуса
судна на параметры волнения пред-
ложен И. К. Бородаем 110, Н] на
основе решений Хаскин да |88).
Профиль регулярной волны мо-
жет быть представлен в виде
£* Г* (X) f—** COS [И/ — to] + d (x)[,
где г* (х), 5 (х) — амплитуда и сдвиг
фаз волны за преградой, зависящие от
ее ширины и глубины.
Если преградой является корпус
Рис. J.4. Кривые коэффициентов экра-
нирования и сдвига фазы волнения.
за корпусом судна.
судна, то отношение амплитуд волны
за судном и перед ним представляет со-
бой коэффициент экра ннрованияfr (х)=
— г* (х).'т, где г—амплитуда свободной
волны. Коэффициент экранирования
может быть выражен в виде произведения fr (х) = /в (со) fT (со), где fB (и).
fa (со) — коэффициенты экранирования, учитывающие ширину судна н его
осадку. На рис. 1.4 показано изменение коэффициентов экранирования в зави-
симости от отношения (BIT). Знак минус относится к зоне за судном, знак
плюс — к зоне перед судном. Дана также зависимость для сдвига фаз волнения.
Для спускоподъемных устройств, обслуживающих объекты относительно
малых размеров, коэффициент экранирования будет практически постоянным
для всего района, в котором проводятся слускоподъемные операции. По реко-
мендациям [II] оценка эффекта экранирования может быть произведена не
только при положении судна лагом к волнению, но и при других курсовых
углах.
Дифракционное искажение волнения у вертикальной пластины бесконечной
осадки, ограниченной вертикальной осью, оценивается согласно решению Хас-
кннда [88] коэффициентами экранирования f’r+ (перед пластиной) и f'r_ (за
12
пластиной), значения которых приведены на рис. 1.5. В реальных условиях,
когда конструкции погружены на ограниченную глубину, экранированием
следует пренебречь.
Рис. 1.5. Кривые
коэффициентов эк-
ранирования вол-
нения перед пла-
стиной и за ней
в зависимости от
параметра (J —
= (2х;Лв) sin® -1-
ИЛИ (x;Kg) W2 X
. .. £
X а^у.
§ 1.3- Начна судна
При исследовании поведения судовых устройств в реальной обста-
новке используют спектральную теорию нерегулярной качки судна на волнении
[7, И, 68]. При линейной постановке задачи судно рассматривается как линей-
ная динамическая система, находящаяся под воздействием стационарного слу-
чайного процесса — волнения, частотный (энергетический) спектр которого счи-
тается известным (см. § L2).
Спектральные плотности различных видов качки можно найти на основании
соотношения Винера— Хинчина Su (<в) = |Фи (iw) |2 Sj (<в), где и — индекс рас-
сматриваемого вида качки; | (iw) |—модуль амплитудно-частотной харак-
теристики судна как линейной динамической системы для качки вида a; Sj (<о) —
спектральная плотность волнения.
Амплитудно-частотные характеристики определяются исходя из дифферен-
циальных уравнений качки известными методами теории корабля. Так как вход-
ной процесс (волнение) является стационарным нормальным с нулевым мате-
матическим ожиданием, то и выходной процесс (качка) в линейной динамической
системе также будет стационарным нормальным с нулевым математическим ожи-
данием. В этом случае для описания качки достаточно лишь одной характери-
стики — дисперсии, при расчете которой используется зависимость
= J Su(o))d®=^J | Фи (йй) |2 (©) de). (L6)
о о
Распределение ординат качки описывается нормальным законом аналогично
выражению (1.2).
Для амплитуд качки справедливы следующие зависимости:
— средняя амплитуда
= 1.25 /5“ (1.7)
— амплитуда с 3 %-ной обеспеченностью
Uo30/o =2,64/57;
— амплитуда с обеспеченностью р
«ор-нв-1.712 Г-lgPfUo)- (1-9)
При трехмерном волнении (1.6)
<х> л/2
= J j 1®н(Х. е- «®) I3 Sj (<в, s)dtods, (1.10)
о —л/2
13
где х — курсовой угол судна по отношению к генеральному направлению бега
ноли; в — текущие значения угла, определяющие направление спектральных
Составляющих трехмерного волнения; (ы, с) — спектральная плотность трех-
мерного волнения (см. § 1.2).
Соотношения (1.6) и (1.10) характеризуют качку судна при отсутствии хода.
Движение судна учитывается введением кажущейся частоты волнения <вн _-
ш2 , .
= ш — ~~^~v cos (X ' ®), гДе <о — истинная частота волнения: и - скорость
судна.
Дисперсии значений скорости я ускорений различных видов качки можно
определить по формулам
оо
[ ш3 |ФН (ito) |а S. (®) (LU)
о
со
Ой -= [ ®* | фп 0'®) I* sf (®) Ао. (1.12)
о
Распределения скорости и ускорений также будут нормальными и будут иметь
нулевые математические ожидания.
Для определения амплитудных значений й и я справедливы выражения
вида (1.7) — (1.9).
Средняя частота качки определяется по формуле
(1.13)
Определение характеристик случайных колебаний фиксированной точки
судна, а также относительных перемещений двух судов, подверженных нере-
гулярной качке, излагается на основе работ [10, II].
Проекции на осн координат т], £ перемещений точки, принадлежащей
судну и имеющей координаты х, у, г, определяются зависимостями
4m, =4g — te+ч»;
t>m, =Zg — V* + &f'
(1.14)
где ig, T]g, — координаты центра тяжести судна; в, ф, <р — углы соответ-
ственно крена, дифферента и рыскания (см. рис. 1.2). Проекции скоростей и
ускорений на оси е, т|, С получают дифференцированием по времени выраже-
ний (1.14).
Проекции перемещений, скоростей и ускорений точки представляют со-
бой линейные комбинации случайных процессов (I), T]g (t), ((), в (i), ф (t),
Ф (?) и их производных, имеющих нормальные законы распределения с нулевым
математическим ожиданием. Для определения амплитуд и средней частоты этих
процессов пригодны выражения, аналогичные (1.7) — (1.9) и (1.13). Дисперсии
проекций перемещений
=“ Dlg + — 2^/?фф;
+ г2Ое 4- x»Dv — 2z/?4g0 -J- 2xRng(f — 2хг(?еф,
Dtmi Dtg + x2DV + y2D»— + 2y/?ig0 — 2xyR&p,
(1.15)
где Ruv — корреляционные моменты различных видов качки, связанные с коэф-
фициентами корреляции формулой Ruu^ Значения коэффи-
циентов корреляции можно найти, обработав результаты натурных измерений
параметров качки судна, либо одним из расчетных методов.
14
Дисперсии проекций скоростей и ускорений имеют вид, аналогичный (1.15),
где вместо gj, 4g, Z>g, 0, ф, ф необходимо подставить соответственно tg, tgt
0, ф, Ф яли fjg, tSr 0, ф, ф.
Для ориентировочных оценок скоростей и ускорений можно использовать
приближенные зависимости Du at <n^Du и Da ~ ®4DU.
В расчетной практике при определении проекций перемещений скоростей
и ускорений обычно пользуются выражениями вида (1.6), (1.11), (1.12). Напри-
мер, дли проекций на вертикальную ось
во
^га,= ( | (М I2 (®) <&;
о
о»
Dtm =j | J1'®) Г SE <w)
1 О
де
D'im = j I Г 5Ь (<в) d“’
1 if
где | (iffl) [ — модуль амплитудно-частотной характеристики преобразова-
ния волнения в вертикальные перемещения точки mL судна.
Корреляционные моменты двух видов качки и и и можно выразить следу-
ющим образом:
де
«ив = j I Ф|. О’®) I I фв (*®) I Sr (®) cos (би — So) d ш,
о
где |Фи (мп) | и |Ф„(1<п)| —модули амплитудно-частотных характеристик раз-
личных видов качки; 6tt и б„ — сдвиги фаз этих колебаний по отношению к вол-
нению.
Квадраты модулей амплитудно-частотных характеристик проекций пере-
мещений на оси координат выражаются через модули амплитудно-частотных
характеристик соответствующих видов качки
|®Ега1 = 0“)Г = |фЕв|2+;'!|фф|!1+2а1®ф1а-
— 2р[ФЕг||Фф|со8(6^ — бф)-|-2г|ФЕв||Фф|соз(б£г—6ч,) —
— 2|/з |Фф 11 Фф | cos (бф — бф);
|ФПт1(1<п)р=]ФЛу^ + ^|Ф0Р + ха|ФФ1>-
l®ng| I cos(fing~6e) + 2х| ®ng | |Фф I cos^—6Ф) —
— 2xz | Фр |1 Фф | cos (бе — 6ф);
I <%mi 0'®) |г=|фЕг|* + ха|Фф11 + ^1фв|3-
— 2x|®Eg||®#|cos(66g —бф)4-2у |Фбг1|Фе1«®(бЕв — б8) —
— 2ху | Фр 11 Фф | cos (бр — бф).
При совместной качке двух судов относительные перемещения точек mt
и иг,, принадлежащих первому и второму судну, равны
‘Чт *iml Чш, 1
Snt = Snij Cm, •
(1-16)
15
С учетом (1-М) зависимости (1.16) имеют вид
5m =- 5Я, - 5* ~ <Р]<6 + ФА + ФА - Ф&;
»к ’к. — пЛ1 — + 0А + фа — фа;
5m - tgl ~ lg, — ФА 4' ФА I Ml - вА’
(117)
Линейные комбинации различных видов качки, описываемых ' зависимо-
стями (1.17), являются стационарными нормальными выходными процессами
с нулевым математическим ожиданием. В связи с этим возможно получение
дисперсий таких процессов путем преобразования волнения линейной динамиче-
ской системой, определяемой выражениями (1.17). В качестве примера такого
процесса рассмотрим случай расположения судов лагом к волнению, когда суда
подвержены бортовой и вертикальной качкам, а также поперечным и горизон-
тальным колебаниям.
Система (1.17) примет вид
-01г1 +e2*2;
5m = tgl — lgt + fySt — б^-
Квадраты модулей амплитудно-частотных характеристик
I *4 Г -1 ф% Г+1% Г+। фе. I2 +
+I % I2 -21 %, 11 %. Itos (Ч - Ч -kl) -
- 2г11 ®в£111 %, | .«* (\а - 8pt) 4- 2*21 11 ф0г Icos (4, - 4 - w) +
+ | 11I cos (6fi] ~-kl) ~2z2 Iфе J| | cos (fi0i -64 J -
2?A I % JI *41(бе, - 4 - kl)
I «U w Г -1 Г + I Фея, I2 4- I ®0112 + si I фв112 -
- 21II ®cs. Icos (hl, - *g, - + 2s, I % JIФ0 J COS (6£si -««,)-
- 2*21 ®tK111 Фе, I cos i 6^ - 6fti - kl) - 2yt | ФСя± 11 Фе J COS (6Cgi - kl) +
+ 2s21 ®Egi 11Ф011 cos (6tgi - й0а) - 2ylfe1 ®e JI Фр, I cos (S0i - 60i - kl).
где й0р , 6Ч — сдвиги фаз процессов 6t (i), 5^ (/), т]^ (0 150 отношению
к профилю волны при т] — 0 в формуле (1.1); бц — сдвиги фаз про-
цессов 62 (Z), (/), т) (/) по отношению к профилю волны при т] — I, где I —
расстояние между диаметральными плоскостями судов.
При расчете модулей амплитудно-частотных характеристик относительных
перемещений двух судов необходимо учитывать экранирующий эффект корпуса
судна, расположенного со стороны направления движения волн.
§ 1.4. Гидродинамические силы
Гидродинамические силы возникают при движении
в жидкости элементов судовых устройств или обслуживаемых
объектов.
Давление жидкости, действующее на погруженную поверх-
ность тела, может быть представлено главным вектором —
16
] pads и главным моментом Af = [(pn х г) dS, где рп— век-
•S S
тор давлений, раскладывающийся на нормальную р и каса-
тельную т составляющие к площадке dS поверхности тела S;
г — радиус-вектор рассматриваемой точки относительно начала
координат (центра приведения сил). Касательные усилия тзависят
от вязкости жидкости. В идеальной жидкости т = 0.
Проекции главного вектора и представляют собой
соответственно сопротивление жидкости движению тела, боко-
вую и подъемную силы. Воздействие идеальной жидкости на
движущееся в ней тело может быть определено на основании за-
кона об изменении кинетической энергии жидкости [86]. Так,
при прямолинейном движении
1 dTw
v0 dt
где Уж — кинетическая энергия жидкости; — скорость пере-
мещения тела.
Кинетическая энергия неограниченного объема жидкости
в которой движется тело, равна
Тж- \p~dV =
К»
(1.18)
2 ’
где X — коэффициент присоединенной массы жидкости; р — плот-
ность жидкости. Сопротивление жидкости движению тела будет
равно
n ___ 1 dlfy Vg dk __ , dug I>0 di,
Л 2 dt ~ A dt 2 dx' *l ly^
При поступательном движении тела в безграничной жидкости
второй член в (1.19) обращается в нуль, т. е. dMdx — 0. Если
движение жидкости, вызванное перемещающимся телом, может
считаться безвихревым с потенциалом скоростей ср. то его кине-
тическая энергия 186]
Тж= j<p-^-dS,
s
где S — площадь смоченной поверхности тела; ду/дп — нормаль-
ная составляющая скорости частицы жидкости у поверхности
тела.
Для определения потенциала скоростей используется урав-
нение Лапласа
д2Ф , ^Ф । ^ф _ л
йх® “Г й/а “г йга ’
а также граничные условия на бесконечности (ско ость вызван-
ного движения жидкости равна нулю) и-» - ти тела
--
& 4 "Х 17
f )
С M Я"
Таблица 1.2. Коэффициенты присоединенных масс простейших тел
Ферма тела Коэффициент
Лд.
|у Круговой ЦИЛИНДР £ Д-Ь- V/' ) X рлг« рлг£ 0
Эллиптический й -£ ЦИЛИНДР 2 Ч Й1 X ряб2 рла2 («2 - 6’Р
Параллелепипед - квадратного сечении ~ 'а, 1,5рлаа 1,5ряя2 —
Пластина 2 р а 0 рлс2 рла*/8
Шар <У —у X §. сч {со oj| to о а Фьэ 0
Писк Л?т /Чл 1 У 0 ы| 00 Т5 1 0
я
Примечание. У цилиндров, параллелепипеда и пластины присоедн* иениые массы даны для единицы длины (пространственный характер обтекания учитывается поправкой Пабста).
18
dtp/dn u0 cos (n, x). Потенциал скоростей может быть пред-
ставлен в виде суммы
Ф (х. у. 2. О - £ Vi (?) ф» (х. у, 2), (1.20)
1—1
где У], 2, з (/) — проекции скорости на осн; vit 5, е (1) — угловые
скорости тела относительно осей х, у. z; <f£- (х, у. г) — единичные
потенциалы, удовлетворяющие уравнению Лапласа и условию иа
бесконечности (фЕ -> 0).
Используя выражение (1.20), получим кинетическую энергию
жидкости
об г да>.
’•.=4SS^(-p
i= I k- t
где слагаемые
|_p[4i^dS)
\ s J
являются обобщенными присоединенными массами, зависящими
от формы тела и направления движения. Если в процессе дви-
жения площадь смоченной по-
верхности тела изменяется, как
это происходит при подъеме
различных объектов из воды,
то присоединенные массы также
изменяются, а в выражении для
гидродинамической реакции
(1.19) сохраняется второе сла-
гаемое. Работы 122. 241 содер-
жат экспериментальные данные
по присоединенным массам тел
различной формы.
При приближенных расче-
тах присоединенных .масс тела
сложной формы могут заме-
няться набором тел простой рис i g дривые коэффициентов ло-
формы, для которых имеются бовоГо сопротивления.
точные решения либо экспери- > -для шара: З—для цилиндра.
ментальные данные. Коэффици-
енты присоединенных масс для ряда тел приведены в табл. 1.2.
Реакции жидкости при равномерном движении тела для пло-
ского случая равны
р Г* Раб с .
— —т “2~
D /"* Ра0 С
— ~2~
19
где Сх и Су — безразмерные коэффициенты лобового сопротивле-
ния и подъемной силы; S, — площадь характерного поперечного
сечения тела.
На рис. 1.6 показаны графики изменения коэффициентов лобо-
вого сопротивления Сх шара и цилиндра в зависимости от числа
Рейнольдса Re = vL /у, где и — скорость тела; L — характерный
линейный размер тела; v — коэффициент кинематической вязко-
сти жидкости (для воды при f==O':Cv = 1,8-10~6 м2/с; при i —
= 20 JC v 1,01-10^ м2/с).
Для расчетов канатов и кабель-буксиров обычно используют
экспериментальные значения коэффициентов лобового сопротив-
ления: при Re <2-10* Сх = 1.14-1,35; при Re с 4-Ю4 Сх —
- 14-1,1; при Re >4-10* Сх — 0,8. В качестве характерной
площади принимают произведение длины каната на его диаметр.
Коэффициенты сопротивления канатов, кабель-букснров отно-
сительно мало зависят от скорости буксирования.
Гидродинамические силы, действующие на тела, движущиеся
у поверхности воды. Теоретические и экспериментальные иссле-
дования показывают, что коэффициенты присоединенных масс и
сопротивлений тела при его движении у поверхности воды и
в бесконечной жидкости существенно отличаются по величине.
В значительной мере это объясняется отсутствием на глубине
волновых процессов.
При движении тела у поверхности общий потенциал скоростей
складывается из потенциалов:
— движения жидкости от перемещения тела;
— набегающих и отраженных волн;
— движения жидкости при качке тела.
Составляющие гидродинамической реакции жидкости опреде-
ляются интегрированием по смоченной поверхности тела давлений,
связь которых с потенциалом скоростей описывается интегралом
Лагранжа—Коши [68].
Для неподвижного тела, расположенного лагом к волне III],
восстанавливающие силы и главная часть возмущающих сил
равны
Rg 1 Яги = Pg^ifif^ sin «Г —xqaZ);
i- Rrz = - pgV — pgSBJ^g -i- p£X/SBJ1 cos и/ =
= — D pgS^g -I- pgxE£B>
где x4, xE — редукционные коэффициенты, зависящие от соотно-
шения размеров тела и волн; V — подводный объем тела; D =
= pgV — весовое водоизмещение тела; г, о>, k, а — параметры
волны; 5ВЛ —- площадь ватерлинии тела, которое в районе ватер-
линии считается прямостенным; ?Е и — ординаты волнового
профиля в начале координат (см. рис. 1.1) и перемещение центра
тяжести объекта.
20
Гидродинамическая составляющая возмущающих сил является
результатом дифракции волн н записывается в виде
где куц. к,,. кву, р71, рПг/ — присоединенные массы, моменты
инерции и демпфирующие коэффициенты; х^, х- — редукционные
коэффициенты гидродинамических компонентов возмущающих
сил. Если размеры обслуживаемых объектов относительно не-
велики. то расчетные значения редукционных коэффициентов
близки к единице.
О gc 1 ________L- . ---------I 4—
’г? 0,2 0,4 0,6 0,8 1 к о 0,2 0,4 0,6 0,8 1 к
Рис. 1.7. Кривые инерционных коэффициентов и коэффициентов демпфиро-
вания.
d — полуширина судна: Т — осадка судна.
Инерционно-демпфирующие силы, возникающие при движении
тела от качки судна, равны
Рву®' ^нг — HzzSjf*
Инерционные коэффициенты ХЭЗ=(2Х33—10а9)/(рла2) и коэффициен-
ты демпфирования 633 = pJZ/(p<a2a) зависят от частоты колебаний
А = <a2/g для значений коэффициента полноты мидель-шпангоута
Р - 0,8 (рис. 1.7).
Влияние заглубления объекта на гидродинамические силы.
Для шара радиусом а коэффициенты Кх и Ку, представляющие
собой отношение присоединенных масс шара при заглублении Н
к присоединенным массам шара в безграничной жидкости,
равны
Х-=-т('—5-“’)(‘+тНТ
21
где а — a/h< х, у — индексы, относящиеся соответственно к гори-
зонтальному и вертикальному движениям шара.
Для прямоугольной призмы, цилиндра, шара эксперимен-
тально получены следующие приближенные зависимости для
присоединенных масс и демпфирующих коэффициентов при вер-
тикальном колебательном движении-.
' е ' ' 1 g
it я Г
I 1>о ------------- I
' 0
g
где t, — глубина центра тяжести объекта; — коэффициент
присоединенной массы в безграничной жидкости; S — средняя
площадь поперечного сечения объекта; <а — частота; g — уско-
рение свободного падения.
Рис. 1.8. Зависимость при-
соединенной массы шара от
расстояния до твердой стен-
ки.
Рис. 1.9. Зависимость присоединен-
ной массы сферического тела от
соотношения размеров тела и шах-
ты.
Параметры щ. и Ьс тоа!£ зависят от формы тела. Эксперимен-
тально получены следующие их значения: для прямоугольной
призмы с соотношением размеров 4 X 2х 1 ак = 1,25, бс 1Пазс --
= 0,16; для цилиндра ак -- 1, бегаах = 0,174; для шара ак — 0,75,
6,. шах = 0,087. Сила сопротивления движению тела в жидкости
= 45с (£, to) <лрУ£, где 5С (£, со) — линеаризованный коэф-
фициент сопротивления; р — плотность воды; V—вытесненный
телом объем жидкости.
Влияние твердой стенки на гидродинамические силы. Твердая
стенка, представляющая собой, например, днище судна, исклю-
чает волнообразование у ее поверхности. Поэтому гидродинамиче-
ские коэффициенты не зависят от характера движения объекта.
Присоединенная масса увеличивается по мере приближения
к твердой стенке (рис. 1.8).
22
Для шара справедливы выражения [391:
— при движении перпендикулярно к стенке
*=М«»(1+4-£);
— при движении вдоль стенки
где (оо) — присоединенная масса при движении шара в безгра-
ничной жидкости; а — радиус шара; h — расстояние от его цен-
тра до стенки.
Данные для пластины, овала, круглого Цилиндра, движу-
щихся параллельно и перпендикулярно стенке, приводятся
в [24].
Некоторые экспериментальные данные о гидродинамических
коэффициентах при движении объектой в судовых шахтах приве-
дены на рис. 1.9. Показано влияние зазора между шахтой и по-
груженным телом сферической формы на присоединенные массы.
Гидродинамические силы, возникающие при подъеме объекта
из воды. При подъеме объектов из воды форма их погруженной
части меняется по мере изменения осадки. Это усложняет опре-
деление гидродинамической реакции жидкости и делает необ-
ходимым учитывать в выражении (1.19) второй член, поскольку
присоединенная масса изменяется. Теоретическое решение [22]
получено лишь для эллиптического контура, первоначально на-
ходящегося в полулогруженном состоянии. Присоединенная масса
в зависимости от осадки Т определяется по формуле
к(Т) = р -^5-1 (Т),
где е0 и Ьй—главные полуоси эллиптического контура {Ъй — верти-
кальная); А, (Т) — безразмерный коэффициент присоединенной
массы,
(Л = ^- [1 + (5 — 6У)1 -- У2 — - J- arcsin у ] ;
здесь у = у!Та-, Та — начальная осадка контура (рис. 1.10, а).
Учитывая связь между скоростью подъема тела ц0 и измене-
нием его осадки = —dTtdt = dyjdt, сопротивление жидкости
при подъеме тела можно представить в виде
яи.ж=-*4г+м,
где 6 = VjDJdi.
В безразмерном виде коэффициент скоростной составляющей
б = б/(рОо) может быть выражен как
4(T) = ^.[6/T^7 + (5S-6S>+1)7tL?].
23
Графики зависимостей Л (7) и 6 (Т) приведены на рис. 1.10, б.
В табл. 1.3 приведены данные экспериментального определе-
ния безразмерных коэффициентов присоединенных масс тел раз-
личной формы в начальный момент подъема. Модели указанных
плавучих тел имели одинаковую начальную осадку и близкие
массы (^8 кг). Из данных таблицы следует, что зависимость при-
соединенных масс от формы тела при их одинаковом водоизмеще-
нии относительно невелика.
Гидродинамические силы при ударе объекта о воду. В теоре-
тических исследованиях жидкость при ударе считается идеальной
Рис. 1.10. Зависимость присоединенной массы эллиптиче-
ского контура от осадки.
О 02 О,1!-0,6 0,8 1,Оу
и несжимаемой, промежуток времени, в течение которого про-
исходит удар, и перемещения жидкости за время удара считаются
малыми- Присоединенные массы некоторых тел простой формы
имеют следующие значения:
— для плавающего щара радиусом R, наполовину погружен-
ного в воду, А----^-лр/?3;
— для кругового цилиндра радиусом R, погруженного на
глубину R (1 — cos а) (на единицу длины),
Ь + 2А=2) - « + 4 sin 2а] ’
где k — 1 — а/л, здесь а — половина центрального угла смо-
ченной дуги окружности;
— для цилиндра, полностью погруженного в воду (а — л,
к =- лр/?2 (л3/6 — 1) W 2,026лрЯ«;
— для пластины шириной а и длиной b
Л О - ( 1 __ 0,425 -*).
г 8 ]Ла2_|_/,2 \ a2-^b2 /
При входе тела в жидкость, когда погружение нельзя считать
мгновенным, вертикальная гидродинамическая сила определяется
24
Таблица 1.3. Безразмерные коэффициенты присоединенных масс
различных тел
Вид тела
Коэффициент
трех- мерного тела экв и валентного плоского Нонтур»
Некруглый цилиндр
Трехосный эллип-
соид
2,47 Га
9,79Т0
Подводный аппарат
Параллелепипед
.t
1,38
1,50
1,50
1,46
1.70
1,85
1,63
1.62
2,50 Га
Круглый цилиндр
1,50
так же, как при ударе о жидкость пластины, площадь и форма
которой совпадают с площадью и формой ватерлинии тела, а ско-
рость равна скорости погружения тела.
При погружении в жидкость клиновидного тела, ватерлиния
которого имеет форму прямоугольника или окружности, мгновен-
ные значения присоединенных масс равны соответственно [86]
— лр£г (£)/2 (для единичной длины) и — 4prs (f)/2, где b (f)
и г {/) — ширина
от времени.
Вертикальная
клина, радиус круга (для конуса) в функции
гидродинамическая сила
~ dt z к dt
25
Производные от присоединенных масс по времени:
— для клина
“3“ = n?h (“5“ - 1)2У*при 0<р<-5-;
— для конуса
Л “4РА Utgfj) L1 4 ( 8 ' ln tgp )J^’
где ₽ — угол наклона грани клина или образующей конуса;
h — глубина погружения.
§ 1.5. Динамичесние явления,
вызываемые в элементах судовых устройств
приводными механизмами
В судовых устройствах применяются разнообразные
типы приводов. Наиболее широко используются электрический
и гидравлический приводы, значительно реже — паровой и пнев-
матический.
Электрический привод отличается значительным
разнообразием. Находят применение двигатели постоянного тока
с последовательной и параллельными обмотками возбуждения;
асинхронные двигатели с контактными кольцами и коротко-
замкнутые; системы генератор—двигатель и т. п. Обеспечиваемые
ими процессы разгона и торможения описываются относительно
простыми зависимостями. В частности, используется допущение
о том, что в пределах одной пусковой ступени момент на валу
двигателя в процессе его разгона меняется по линейному закону
135 J
М = Mwax(l (1.21)
где Мтах — максимальный пусковой момент; и0 — угловая ско-
рость двигателя при отсутствии нагрузки; со — текущее значение
угловой скорости вала двигателя.
Если в приводе крутящий момент трансформируется в усилие,
то для последнего справедлива зависимость Р = Рт^ X
X (1 — о/оо), где Ртах — максимальное усилие привода; va —
максимальная линейная скорость движения, создаваемая приво-
дом без нагрузки; v — текущая скорость.
На основании зависимости (121) законы изменения угловой
скорости <в и ускорения б имеют вид
<о = и0(1-е^); E = (1.22)
где Т — /<ооЛИтах — электромеханическая постоянная, здесь I —
момент инерции всех подвижных масс механизма, приведенный
к валу двигателя.
26
На практике применяется многоступенчатый пуск электро-
привода. В расчетах используется графический метод построения
кривых и (0 и е (0 Результирующие кривые разгона получаются
суммированием участков кривых (1-22) для каждой ступени
разгона. Исследования показывают, что реальные законы разгона
хорошо аппроксимируются параболическими зависимостями
/ /" i I 1
Ю - Е. I t — „ т : £ El 1-------—г ,
Ч / Д ti I
где — время разгона до установившейся скорости вращения
вала двигателя; ек —усредненное по времени tl угловое ускорение.
61 7, (я - L)’
здесь — угловая скорость установившегося движения дви-
гателя; п — показатель параболы, зависящий от пша электро-
привода и количества пусковых ступеней. Для электродвигателей
всех типов при двух и одной ступени разгона п — 1,5: для элек-
тродвигателей с последовательной параллельной или смешанной
обмоткой возбуждения, а также для асинхронных двигателей
с контактными кольцами при трех ступенях разгона п — 2; при
четырех и пяти ступенях п. = 3; для системы генератор—двига-
тель и тиристорного привода, а также всех типов электропривода
при шести и более ступенях разгона п = 5.
Для режимов торможения пр вменяются зависимости, анало-
гичные режимам разгона. Если торможение чисто механическое,
то п. 5, при совместном электрическом и механическом тормо-
жении п — 24-5 [351.
Гидропривод с объемным и дроссельным
регулированием широко используется в судовых уст-
ройствах. При объемном регулировании 1251 наибольшей про-
стотой отличается схема с неавтоматическим регулированием
насоса при нерегулируемом гидромоторе. Во всем диапазоне
оборотов гидромотора при постоянной внешней нагрузке крутя-
щий момент остается неизменным. При изменении внешней на-
грузки на привод насоса передается изменяющийся крутящий
момент.
Существуют схемы, в которых крутящий момент регулируется
изменением давления рабочей жидкости в зависимости от внешней
нагрузки. При этом производительность насоса с помощью авто-
матического регулятора постоянной мощности изменяется обратно
пропорционально давлению. Снижение внешней нагрузки при-
водит к уменьшению давления в гидросистеме, автоматическому
увеличению производительности насоса и соответствующему повы-
шению скорости вращения гидромотора. Так как мощность гидро-
привода остается постоянной, электропривод насоса работает
с постоянным числом оборотов и его свойства не влияют на сум-
марную механическую характеристику всей установки.
27
Регулирование гидропривода возможно также за счет измене-
ния объемной постоянной гидромотора. Определение характери-
стик гидропривода при автоматическом регулировании может
производиться методами теории регулирования систем 1251.
Регулирование гидроприводов может осуществляться с по-
мощью дросселей. На практике необходимые параметры дросселей
подбираются экспериментально с учетом индивидуальных особен-
ностей гидросистемы, трубопроводов и присоединительной аппа-
ратуры.
Существенные особенности работы судовых устройств, влия-
ющие на характер динамических процессов, обусловлены волне-
нием моря и качкой судна. При этом относительные скорости
объектов, вызванные приводом и качкой, существенно различны.
Так, подъем плавучих объектов осуществляется обычно со ско-
ростью 10—30 м/мин. Относительные скорости вертикальных
перемещений при качке судна на волнении до 5—6 баллов могу г
достигать 150—220 м/мин.
Для неавтономных глубоководных объектов скорость подъема
обычно составляет 50—60 м/мин, но при подтягивании объекта
к устройству подъема она снижается до 5—10 м/мин. При таких
соотношениях скоростей неточность аппроксимации законов дви-
жения под действием привода мало сказывается на значении ди-
намических нагрузок в упругих связях устройств.
Следует отметить, что в работах 123, 351 показана малая за-
висимость динамических нагрузок в грузоподъемных машинах
от характера нарастания усилия в приводе. Учет обратной связи,
т. е. зависимости усилия от скорости привода, снижает расчетную
нагрузку на механизм. Поэтому можно допустить, что скорость
привода в момент нарастания динамических нагрузок постоянна,
так как это дает одгибку в безопасную сторону.
Гидроприводы с гидропневмоаккумуля-
торами получили большое распространение в судовых уст-
ройствах. Гидропневмоаккумулятор представляет собой герме-
тичный сосуд, разделенный резиновой диафрагмой или подвиж-
ным поршнем на две полости. В одной из них находится рабочая
жидкость, в другой — газ под давлением. Давление жидкости
и газа в аккумуляторе одинаково. В следящих системах, реаги-
рующих на перемещение объектов на волнении, гидропневмо-
аккумулятор связан с гидромотором (гидроцилиндром), который
работает в режиме насоса или мотора. В первом случае, соответ-
ствующем движению объекта вниз, рабочая жидкость накачи-
вается в гидропневмоаккумулятор и давление в нем повышается.
Во втором случае жидкость из гидропневмоаккумулятора посту-
пает к гидродвигателю и заставляет его вращаться.
Изменение давления в газовой полости гидропневмоаккуму-
лятора описывается политропным законом р\'п РоИо, где
Го и V — начальный и текущий объемы газа в аккумуляторе;
28
рп и р — начальное и текущее давление газа; п — показатель по-
литропы, зависящий от продолжительности зарядки 13 следующим
образом:
^Э' С 2—3 3—4 5 >5
п 1,3 1.2 1,1 1.0
Связь между объемом газа в аккумуляторе и перемещением
привода слежения имеет вид
V = V0 — kvH> (1.23)
где Н — ход привода слежения, измеряемый от среднего поло-
жения (соответствующего Ко); kv — изменение объема рабочей
жидкости в гидропневмоаккумуляторе на единицу хода привода
слежения, м3/м.
Рис. 1.11. Схема гидропривода с гидропневмоаккумулятором.
Используя выражение (1.23), текущее давление можно пред-
ставить как
Р = Р»(1 - ss рд (1 -j- nkvH/Vb).
Приближенно гидропривод с гидро пневмоаккумулятор ом мо-
жет быть уподоблен линейной пружине, жесткость которой для
гидроцилиндрового механизма (рис. 1.11, а)
с = (ponky/Vo) Fn = pQnFllVQ, (1.24)
где F„— эффективная площадь поршня гидроцилиндра и kv =
Fa, а для лебедочного привода с гидромотором (рис. 1.11, б)
с = '^= о-25)
где 1Р — передаточное отношение редуктора; d& — диаметр ба-
рабана лебедки; q — производительность гидромотора на один
оборот вала; Л41пах и ртак — максимальный момент на валу ги-
дромотора и соответствующее ему максимальное давление рабочей
жидкости; kv = qip/{n dG).
29
В формулах (1.24) и (1.25) не учитываются потери на трение.
Эти потеря целесообразно учитывать отдельно при составлении
уравнений движения системы.
Выбор показателя политропы п может быть связан с периодами
колебаний судна и объекта. При этом следует иметь в виду, что
За один период колебаний происходит один цикл зарядки — раз-
рядки аккумулятора, т. е. время зарядки равно половине периода.
§ 1.6- Особенности вероятностного подхода
к расчету судовых устройств
в динамических режимах
Использование вероятностных методов в расчетах су-
довых устройств позволяет изучать поведение различных систем
при случайных внешних воздействиях и случайных изменениях
свойств системы [91.
Основным случайным внешним воздействием для судовых
устройств является нерегулярное волнение. Случайными являются
также качественные характеристики самих устройств из-за раз-
личных условий их изготовления и эксплуатации. Обычно началь-
ный разброс свойств однотипных устройств при расчетах не учи-
тывается, а изменения свойств судовых устройств во время экс-
плуатации могут быть учтены методами теории надежности [85]
на базе анализа потока отказов, результатов испытаний надеж-
ности и т. д.
Для определения соотношений между параметрами внешнего
возбуждения исследуемой системы и выходного процесса исполь-
зуются методы статистической динамики. Различают четыре вида
задач статистической динамики. Решение задач первого вида
заключается в определении характеристик выходного процесса
при известных входных параметрах и свойствах системы. В за-
дачах второго вида известны выходные параметры и свойства
системы, а находятся входные параметры. В задачах третьего
вида определяются параметры системы по известным входным и
выходным параметрам. Задачи четвертого вида имеют оптимиза-
ционный характер, т. е. подбираются параметры системы, которые
при заданных внешних воздействиях обеспечивают наилучшие
ее свойства.
При проектировании судовых устройств обычно приходится
решать задачи первого и четвертого видов, что выполняется
с помощью следующих методов.
Спектральный метод наиболее эффективен при
анализе систем, подверженных стационарным случайным воздей-
ствиям 117, 72]. Параметры стационарного процесса не зависят
от времени, а его корреляционная функция определяется лишь
величиной промежутка между рассматриваемыми моментами вре-
мени, Частным случаем проявления стационарности является
постоянство математического ожидания и дисперсии случайного
процесса.
30
Приведем общую схему расчета системы с использованием спек-
тральной теории случайных функций. Пусть имеется линейная
система £, испытывающая стационарное случайное воздействие
х (0 с математическим ожиданием тх и спектральной плотностью
Sx (ю). На выходе системы образуется случайный процесс q (t),
т, е.
q(t) = L {х (0}. (1.26)
Если преобразование процесса х (f) в q (f) определяется ли-
нейным дифференциальным уравнением с постоянными коэффи-
циентами, то
(апр'1 -г аЛ-1Рп-1 -1-- aiP -Ь а0) q (i) =
(Ьтрт н- bm-iP”1-1 Ч---г Т ьо) X (0, (1.27)
где р = dJdt — оператор дифференцирования.
Из сравнения (126) и (1.27) следует, что
Ч (0 = Lx (t) = х (t) = x (f).
anp + + о» vo
Заменив оператор дифференцирования p выражением tco, можно
получить частотную характеристику (передаточную функцию)
Ф((\а)=Вщ (йй)/Ап (ш). Комплексную частотную характеристику
удобно представить в виде Ф (t<o) — а (<а) -f- ф (со) или Ф (ш) =
= |Ф (йа) | ef4> где ф (со) = arctg^^ .
Модуль частотной характеристики ]Ф (Йо) | называется ампли-
тудно-частотной характеристикой (АЧХ), а функция ф (со) —
фазово-частотной характеристикой системы (ФЧХ). Математиче-
ское ожидание реакции системы mq = тх.
Спектральная плотность реакции 5?(<о) — | Ф(гсо)|25а;(|в) и
СО
дисперсия Dq (<и) J | Ф (йв) j2 S (со) dm.
а
Для определения квадрата модуля амплитудно-частотной ха-
рактеристики можно использовать зависимость
|Ф(М18-Птгм!г2 -
Спектральный метод применяется в тех случаях, когда рас-
сматриваемые процессы имеют достаточную длительность, а сама
система за время работы не изменяется.
Метод преобразования плотностей ве-
роятности функций случайных величин
31
применим, если реакцию системы можно вычислить как функцию
от внешнего воздействия с известным распределением случайных
параметров И 7, 50].
Если функция х (0 — случайная непрерывная величина с плот-
ностью распределения ? (х), а искомая случайная величина q
связана с ней функциональной зависимостью д — <р (х), где ф (х)—
дифференцируемая функция, монотонная на всем участке воз-
можных значений аргумента х, то плотность распределения слу-
чайной величины q равна g (q) — f [ф (q) ] |ф' (#)|, здесь ф —
функция, обратная ф.
Если ф — функция немонотонная, то обратная функция неод-
нозначна. При этом плотность распределения случайной вели-
чины q определится в виде суммы слагаемых, имеющих столько
значений, сколько значений при данном q имеет обратная функ-
ция
где ф± (<?), ..., фЛ (q) — значения обратной функции для данного q.
Этот метод может быть использован при расчете максимальных
динамических нагрузок в канатах при подъеме объекта в усло-
виях волнения и качки*
Метод статистической линеаризации при-
меняется в тех случаях, когда уравнения, описывающие поведение
динамической системы, являются нелинейными 150, 72].
Если нелинейная система приводится к дифференциальному
уравнению вида q -г 2nq -г F (q) = X (0, где F (д) — нелиней-
ная характеристика, то это уравнение можно заменить линейным
q + 2nq -f- Xaq - X (0, эквивалентным нелинейному в стати-
стическом смысле.
Коэффициент эквивалентности следует выбирать из усло-
вия равенства средних (математических ожиданий) или средне-
квадратичных значений функций F (q) и Кяд. Для этой цели
может быть также использовано условие минимума среднего
значения квадрата разности нелинейной и линейной функций
Л4 ] [F (q) — min, гДе М {•} — символ операции
математического ожидания. Дифференцируя последнее выраже-
ние по и приравнивая его нулю, получаем
ь «И ’
(1.28)
Величина из (1.28) позволяет использовать спектральную
теорию для определения числовых характеристик распределения
выходных параметров системы.
Метод оценки вероятности событий на
основе теорем о повторении опытов исполь-
зуется при проектировании судовых устройств на базе анализа
вероятности наступления некоторого критического события. На-
32
пример, вероятность разрыва каната при подъеме объекта из води
связана с возникновением динамических перегрузок. Представ-
ляет интерес, как изменяется эта вероятность при увеличении ко-
личества подъемов и изменении условий волнения. Учесть это
можно на основании частной и общей теорем о повторении опытов
[17]. Согласно частной теореме, вероятность хотя бы одного со-
бытия при независимых опытах в одинаковых условиях равна
— 1—(1 — рУ1, где р — вероятность рассматриваемого собы-
тия. Общая теорема определяет вероятность хотя бы одного собы-
тия при п независимых опытах в различных условиях Л =
Л
= 1 — П (1 — pt}, где pt —- вероятность появления события
i==L
б i-м опыте.
При проектировании судовых устройств возможно использо-
вание других методов статистической динамики. Во многих слу-
чаях математические модели судовых устройств нельзя считать
стационарными, так как их параметры меняются во время работы.
Например, изменение длины каната, поднимающего груз, меняет
частоту собственных колебаний системы. Ее поведение описы-
вается дифференциальными уравнениями с переменными коэф-
фициентами при случайном возбуждении, решение которых воз-
можно, в основном, численными методами [72]. Оценка выходных
параметров таких систем возможна и с применением теории мар-
ковских процессов [72].
В заключение следует указать, что исследования в области
статистической динамики судовых устройств интенсивно продол-
жаются и требуют все большего применения современных вероят-
ностных методов анализа протекающих процессов [8, 9, 50, 72].
Г лава 2.
КАНАТЫ И ЦЕПИ
§ 2.1. Применение гибких связей
в судовых устройствах
Гибкие связи, важнейшими из которых являются ка-
наты и цепи, обладают способностью воспринимать только растя-
гивающие усилия. Гибкость канатов и цепей проявляется при всех
видах нагружений (якорные цепи см. главу 7). В морской практике
все канаты подразделяются в зависимости от толщины на лини,
тросы, перлини и собственно канаты. Судовые канаты в зависимо-
сти от материала волокон бывают растительными, синтетическими
и стальными.
2 Александров М Н. н др
33
Из растительных канатов в судовых устрой-
ствах применяют пеньковые* манильские и сизальские. Пеньковые
канаты выделывают из длинных (0,7—2,2 м) волокон мягкой, так
называемой, русской пеньки конопли. Манильские канаты изго-
товляют из жесткой пеньки тропического растения абаки (или
текстильного банана) с длиной волокон I—5 м. На сизальские i
канаты идут жесткие волокна некоторых видов тропического 1
растения агавы, длина волокон 0,6—1,5 м. «
Синтетические канаты вырабатывают из фила- |
ментных (однородных) сколь угодно ДЛИННЫХ ВОЛОКОН ВЫСОКО- I
молекулярных соединений, получаемых синтезом простейших |
органических молекул. Наиболее распространены канаты из |
полиамидных волокон — капрона, нейлона. Используют также I
канаты полиэфирные (лавсан, терилен), поливиниловые (куралон), |
полипропиленовые, полиэтиленовые, полистирольные (дакрон), |
специальные особо прочные (типа кевлар). |
Металлические канаты изготовляют нз непокры- |
той (светлой) или покрытой цинком или алюминием проволоки
обычно круглого сечения диаметром 0,4—3 мм.
Длительнее время на морских судах все канаты были пеньковые. Одним
из главных поставщиков пеньки была Россия. Манильские и сизальские канаты,
обладающие лучшими эксплуатационными свойствами, В судостроении стали
широко причепять с конца XJX^-начала XX в. Синтетические канаты появи-
лись незадолго до второй мировой войны. Массовое их применение на судах
в качестве швартовных и буксирных концов началось с середины 50-х гг. Сейчас
они практически заменили в этих устройствах растительные канаты и сильно
потеснили стальные.
Прообразом современных стальных канатов были проволочные канаты.
Промышленное производство Таких канатов началось уже в середине XVIII В.
Витые проволочные канаты впервые появились в начале XIX в. Несколько
позже стали переходить к машинному изготовлению железных, а затем и сталь-
ных канатов. Широкое использование железных якорных цепей относится к на-
чалу XIX в. Вскоре они полностью вытеснили из якорного устройства расти-
тельные канаты. 1
Из обширной номенклатуры видов и марок канатов в судовых f
устройствах применяют лишь сравнительно небольшое их коли- }
чество. Рекомендации по применению канатов в судовых устрой-
ствах приведены в табл. 2.1 и 2.2. |
При выборе канатов следует учитывать соотношение между :
направлениями их свивки и вращения барабана. Вызвано это тем, ;
что большинство канатов обладает склонностью к закручиванию. |
Проявляется это свойство в появлении петель, если канат не ’
нагружен, в образовании «колышек» после внезапного снятия I
нагрузки, в закручивании полиспастной подвески, в неправиль-
ной укладке каната на барабане.
Для уменьшения закручивания канаты рекомендуется хорошо
обтягивать перед использованием в устройствах. При проектиро-
вании для этой цели необходимо соответствующим образом под-
бирать направления свивки и вращения барабана. Направление
укладки витков каната на барабан зависит от направления свивки
34
и направления движения канатов. Если укладка витков каната
производится слева направо на барабан, то направление свивки
каната должно быть правое, под барабан — левое. При укладке
каната справа налево на барабан направление свивки каната
должно быть левое, а под барабан — правое.
Вытяжку канатов производят грузом или на вытяжных стан-
ках в течение 5 мин, постепенно увеличивая нагрузку до 50 %
от разрывной для стальных, манильских и пеньковых канатов,
до 30—35 % — для сизальских. Вытяжка помимо стабилизации
деформационных свойств увеличивает более чем вдвое стойкость
и долговечность канатов.
Выбор каната проводится с учетом его назначения, ответствен-
ности устройства, данных функционально-стоимостного анализа
и т. д. Однако на начальной стадии проектирования устройств,
особенно новых типов, работающих в необычных условиях, полезно
иметь более простые критерии, позволяющие быстро оценивать
и сравнивать качество канатов. Простейшие из таких критериев
дают оценочные формулы для линейной массы тг, разрывной
прочности Гр и жесткости каната при растяжении J5F: tnx =
Таблица 2.1. Рекомендации по применению стальных канатов в судовых
устройствах
Конструкция каната Диаметр каната, мм Применение
ЛК-0 6X7 (1 + 6) + 1 О. С. 2,12—19,5 Стоячий такелаж, такелаж радиоантенн, штуртросы, ле- ера, канаты тентового устрой- ства
ТК6Х 19(1 + 6+12)+ 1 о. с. 3,3—24,0 Стоячий такелаж
ТК 6X37 (1 + 6+ 12+ 18) + + 1 о. с. 5,0—66,5 Канаты грузовых устройств (шкентели, топенанты, горде- ни), канаты талей, канаты подъ- ема забортных трапов
ЛК-РО 6Х 36 (1 + 7 + 7/7 + + 14) + 1 о. с. >12 Буксиры и швартовы при автоматических лебедках, якор- ные канаты
ЛК-Р 6Х19 (1 + 6 + 6/6) + + 1 о. с. 4,8—24,0 Шкентели грузовых лебедок
ЛК-0 6X19 (1 + 9+9) + +1 о. с. 6,4—28,0 Канаты лифтов
ЛК-3 6Х 25 (1 + 6; 6 + 12) + + 1 о. с. 8,1—27,5 Канаты лифтов, кабели и ваеры траловых устройств
ЛК 6X30 (0+15+15) + + 7 о. с. 7,2—65,0 Швартовы и буксиры, ис- пользуемые без автоматических лебедок, леерные ограждения, стопоры, ваеры, джильсоны, вы- тяжные и стяжные концы
Примечание. Все канаты двойной свивки.
2*
35
Таблица 2,2. Рекомендации по применению синтетических я растительных
канатов в судовых устройствах
Тип каната Длина окруж- ности. Применение
Синтетические
Полиамидные (капроновые) плете- ные восьмяпрядные 60—250 72—300 >150 90—300 >175 50—90 2S— 70 25-30 Швартовы, воспринимающие большие уси- лия и динамические нагрузки; швартовы на автоматических лебедках и лебедках с разделенными барабанами швартовы, подаваемые на берег первыми Вставки для стальных швартовов Буксиры при буксировке судов в откры- том море, на автоматических лебедках е ка- натоукладчиком Вставки для стальных буксиров Шлюп-тали Шлюпочные Снасти Бросательные концы
Полиамидные (капроновые) круче- ные трехпрядные 150-300 90—300 Вставки для Стальных швартовов к бук- сиров Буксиры при буксировке в открытом море, на автоматических лебедках с ка- натоукладчнком
Полиэфирные (лавсановые) плете- ные восьмипрядиые >60 >150 >90 >175 Швартовы, не воспринимающие больших усилий Вставки для стальных швартовов, швар- товы на автоматических лебедках и лебед- ках с разделенными барабанами Буксиры при буксировке судов в порту Вставки для стальных буксиров
Полиэфирные (лавсановые) круче- ные трехпрядные >150 >90 >175 Вставки для стальных швартовов Буксиры при буксировке судов в порту (допускается) Вставки для стальных буксиров (в порту)
Полипропилено- вые плетеные вось- ми при дные >60 >90 >175 25—30 Швартовы, не воспринимающие больших усилий; швартовы на автоматических ле- бедках Буксиры при буксировке судов в порту Вставки к стальным буксирам (в порту) Бросательные концы
Полипропилено- вые крученые трех- прядные >60 Буксиры при буксировке судов в порту (допускается) Вставки к стальным буксирам при бук- сировке в порту
36
Прадолжвкне табл. 2.2
Тип каната Давка окруж* воет в, мм Применение
Манильские, си- зальские Пеньковые Ра 60—250 90—250 25—30 50—90 50-90 50—90 50—90 25—70 30 50—90 25—70 стител ь н ы е Швартовы Буксиры Бросательные концы Лопари талей оттяжек и контроттяжек грузовых стрел Топрики грузовых стрел Шлюл-тали Шлюпочные гордени Шлюпочные снасти Бросательные концы Шлюпочные гордени . Шлюпочные снасти
Тр — c2d2, EF = c3d®, где сх, cs, сэ — коэффициенты; d — диаметр
каната.
Более полное представление о качестве гибких связей дают
критерии kt их линейной массы, полученные при условии восприя-
тия разными канатами одинаковых заданных воздействий. Чем
меньше значение критерия, тем меньше линейная масса каната
в рассматриваемых условиях работы.
Ниже приводятся выражения для критериев массы гибких
связей, соответствующих различным условиям эксплуатации:
— короткая связь, воспринимающая статическую нагрузку,
= cJC2,
— длинная, вертикально висящая связь, воспринимающая
статическую нагрузку, kt = kJ (1 —kgigl}, где I — длина связи;
п — запас прочности; g — ускорение свободного падения;
— длинная, вертикально висящая в воде связь со средней
плотностью р, кг/м3 (при плотности воды рв),
к =________h_______.
1 1—WHp—рв)/р ’
— короткая связь, воспринимающая импульсную нагрузку,
k\ — С|С3/4>
— длинная связь, воспринимающая динамическую нагрузку
от массы М, перемещающейся в момент начала рывка вдоль
связи со скоростью V,
ь
1 (1-lmKW*
где b и f — коэффициенты, зависящие от р = М/т*. В табл. 2.3
и 2.4 даны примерные значения критерия kt для статических и ди-
намических нагрузок.
37
Таблица 2.3. Критерии массы каватов при статических нагрузках
в зависимости от длины каната
Вид канат* 10» 10* Й». 10« к,-10' к,. 10* k,. 10* fcj. IC‘ f
1 - 100 ы 1 = 100 м 1 = 000 м
Стальной * Капроновый Полипропиленовый Манильский 7,66 3,94 3,75 10,4 7,96 4,02 3,82 10,96 7,92 3,95 3,74 9,43 4,36 4,13 13,95 9,15 3,99 3,72 12,26 4,88 4,59 21,2 11,37 4,04 3,69
* Для стальйых канатов 1540 МПа. «з удельным разрывным усилием проволока
Таблица 2.4. Критерии массы канатов при динамических нагрузках
в зависимости от скорости рывка каната
Вид каната 10* kr 1 О' про скорости v, ч/а
0.1 0.5 1 2 3 4
Стальной * 196 205 248 342 631
Капроновый 0,37 0,37 0,37 0,38 0,38 0,39 0,40
Манильский 7,45 7,52 7,78 8,14 8,92 9,83 11,35
* Для стальных канатов а удельным разрывным усилием проволоки 1540 МПа.
§ 2.2. Конструкции канатов и цепей
По способу изготовления канаты подразделяются на
витые (крученые), невитые и плетеные. По конструкции неметал-
лические и стальные канаты несколько отличаются друг от друга.
Растительные и синтетические канаты. Наиболее распростра-
нены в судовых устройствах витые канаты (рис. 2.1). Растительные
волокна 1 свивают в тонкие каболки 2. Филаментные синтетиче-
ские волокна собирают в пучки, оставляя параллельными, либо
свивают в нити; пучки или нити скручивают в каболки. Каболки
свивают в пряди 3, пряди — в канат. Обычно волокна, нити,
пучки свивают в каболки по часовой стрелке (Z), каболки в пряди—
против часовой стрелки (S), пряди в канат — также по часовой
стрелке (Z). Такой способ изготовления характерен для канатов
прямого спуска, или правой свивки (см. рис. 2.1, а). При числе
прядей более трех внутрь каната вводится растительный сердеч-
ник, который заполняет пустоты между прядями, способствуя
сохранению канатом формы, и за счет смазки, имеющейся на нем,
38
препятствует проникновению внутрь каната влаги. Свивкой не-
скольких канатов, обычно трех, называемых в этом случае стрен-
дямн, или стренгами 4 (см. рис. 2.1, б), получают канаты кабель-
ной работы.
Крученые канаты, несмотря на свивку их элементов в разные
стороны, склонны к раскручиванию. Плетеные канаты, образован-
ные переплетением одинакового количества прядей правого и
левого кручений, уравновешены. Плетеные растительные канаты
употребляют на лаглини, сигнальные фалы. Согласно стандартам,
синтетические канаты для судовых устройств всегда должны быть
плетеными.
Рис. 2.1, Конструкции витых
растительных и синтетических
канатов: а — тросовой работы
(свивки по часовой стрелке Z);
б — кабельной работы (свивки
против часовой стрелка S).
Рис. 2.2. Конструкции сталь-
ных канатов: а — односто-
ронней свивки; б — кресто-
вой; в — комбинированной;
s — с точечным касанием;
& — с линейным касанием
проволок.
Для предотвращения гниения пеньковые канаты пропитывают
древесной смолой, масса которой составляет до 16—20 % всей
массы каната. Однако пропитка снижает прочность каната на
20 %, после трех лет хранения прочность смоленого каната падает
еще на 15—20 %.
Невитые растительные и синтетические канаты представляют
собой слабо скрученные пучки или нити, заключенные в защит-
ную пластмассовую оболочку или наружную оплетку. Проч-
ность и жесткость при растяжении таких канатов более высо-
кие, чем у витых канатов.
Стальные канаты. В судовых устройствах применяют канаты
из стальной проволоки с пределом прочности на растяжение 1760,
1570 и 1370 МПа. В особых случаях, например в глубоководных
якорных устройствах, употребляют канаты из проволоки с проч-
ностью 3000—3500 МПа и выше. Материалом для проволоки слу-
жит углеродистая сталь марок 35—85 с пределом прочности 700—
1200 МПа. Повышение прочности проволоки достигается при
протяжке заготовки-катанки в фильерах и специальной термооб-
работке. Судовые канаты обычно изготовляют из проволоки круг-
лого сечения.
39
Витые канаты наиболее применимы в морской практике.
Проволоки свиваются в пряди чаще всего против часовой стрелки
(левая свивка) по 7—37 проволок и более в одной пряди. Пряди
могут иметь органический сердечник, форма их поперечного
сечения может быть различной: круглая, треугольная и пр.
В судостроении применяют круглопрядные канаты.
По роду свивки различают канаты одинарной свивки (спираль-
ные), двойной свивки, тройной свивки (кабельной работы), Канаты
одинарной свивки состоят из одной пряди, образованной прово-
локами, расположенными по спирали в один или несколько
концентрических слоев вокруг центральной проволоки.
В судовых устройствах такие канаты сейчас не применя-
ются.
Канаты двойной свивки образуются несколькими прядями,
расположенными по спирали в один или несколько слоев вокруг
центрального металлического или органического сердечника.
Стальные канаты тройной свивки образуются свивкой канатов
(стренг) двойной свивки. Они имеют повышенную гибкость, но
не стойки к механическому износу. В судовых устройствах их
применять не рекомендуется.
По взаимному направлению свивки проволок в прядях и пря-
дей в канате различают одностороннюю, крестовую и комбини-
рованную свивки (рис. 2.2, а, б, в). При односторонней свивке
направления свивки проволок и прядей одинаковы, при крестовой
свивке — они противоположны, при комбинированной — одна
половина прядей имеет левую свивку, другая — правую. Комби-
нированные канаты применяют редко [32, 73].
Канаты односторонней свивки по сравнению с канатами кре-
стовой свивки обладают большей гибкостью. При работе на бло-
ках и в барабанах они изнашиваются меньше, потому что прово-
локи соприкасаются с опорной поверхностью на большой длине.
Однако такие канаты неуравновешены, склонны к раскручиванию
и непригодны для подвешивания груза к свободному концу.
Канаты крестовой свивки более жестки при изгибе, лучше урав-
новешены, но сильнее изнашиваются из-за малой площади каса-
ния проволок с поверхностью блока или барабана,
По характеру взаимного касания проволок в пряди разли-
чают канаты с точечным (ТК) и линейным касанием (ЛК). Прядь
с точечным касанием состоит из проволок одного диаметра. Каж-
дый слой имеет свой шаг свивки, поэтому проволоки соприка-
саются друг с другом в отдельных точках (рис. 2.2, г). Прядь
с линейным касанием состоит из проволок разного диаметра,
свиваемых с одним шагом. Проволоки касаются друг друга вдоль
винтовой линии (рис. 2.2, д). Реже применяют канаты с точечно-
линейным (ТЛК) касанием проволок. Стальные канаты с линей-
ным касанием проволок имеют лучший коэффициент использова-
ния поперечного сечения, более износоустойчивы, однако они
менее гибки.
40
Канаты одинарной свивки (рис. 2.3, а, б) имеют один или
несколько слоев вокруг центральной проволоки. Существенное
значение в стальных канатах имеют сердечники. Они бывают
металлическими и органическими. Канаты с металлическими
сердечниками (рис. 2.3, в, е) лучше сохраняют форму сечения
при многослойной навивке. Однако они плохо переносят ударные
нагрузки, не имеют внутренней смазки, их пряди склонны к вы-
пучиванию.
Органические мягкие сер-
дечники — центральный и
внутри прядей (рис. 2.3, г,
д) — сообщают канату боль-
шую податливость при рас-
тяжении, что повышает его
способность к восприятию
рывков. Такие сердечники,
пропитанные смазкой, предо-
храняют канаты от коррозии
и уменьшают трение между
прядями и проволоками.
В то же время канаты с мяг-
кими сердечниками хуже со-
храняют форму при изгибе.
В канатах, подвергающихся
многослойной навивке, из-за
возможности смятия реко-
мендуют иметь лишь один
центральный сердечник. Вы-
полняют сердечники из пень-
Рис. 2.3. Сечения стальных канатов: а —
одинарной свивки с линейным касанием
проволок; б — одинарной свивки с точеч-
ным касанием проволок; е — двойной
свивки с металлическим одиопрядным
сердечником; г — двойной свивки с орга-
ническим сердечником; д — двойной свив-
ки с семью органическими сердечниками;
е — двойной свивки с металлическим мн о-
гопрядным сердечником.
ки, манилы и сизали, полиэтилена, капрона и т. п. Для пред-
упреждения коррозии стальные судовые канаты изготовляют
из проволок с цинковым защитным покрытием. В зависи-
мости от условий работы канатов применяют следующие виды
цинковых покрытий: С — для средних «агрессивных» усло-
вий работы, Ж — для жестких условий и ОЖ—для особо же-
стких условий. Наиболее подходят для работы на морских судах
канаты с покрытием ОЖ. Однако у канатов бегучего такелажа
покрытие ОЖ быстро растрескивается из-за большой толщины
цинка на проволоках.
В последние годы для шкентелей и топенантов грузовых уст-
ройств начали применять алюминированные канаты, которые
служат s два-три раза дольше оцинкованных. Канаты или их
пряди покрывают также искусственными синтетическими мате-
риалами, Канаты для океанографических исследований иногда
изготовляют из нержавеющей стали с 18 % хрома и 8 % ни-
келя. Высокую коррозионную стойкость имеют канаты из
медных, медно-никелевьгх и иных сплавов. Однако у них меньшая
прочность [32].
41
з i чается следующим о разом:
(♦][♦ »)вх6(С1 + ^+ •••)-}-₽(♦ ♦ *1,
где [*) —тип касания проволок в прядях (ЛК, ТК, ТЛК);
[ ♦ * J — диаметр проволок в отдельных сдоях прядей (О — оди-
наковый во всех слоях, Р — различный в верхнем слое пряди,
РО — различный в одних слоях прядей и одинаковый в других
слоях, 3 — между двумя слоями проволок одинакового диаметра
размещены заполняющие проволоки меньщего диаметра); а —
число прядей; Ь — число проволок в одной пряди; сх, са, ... —
число проволок в слоях пряди; е — число сердечников;
тип сердечника. Например, марка кэ-
: LJL 5 пата ЛК-0 6х 19 (1 + 9 +9) + 1 о, с.
означает — канат шестипрядный ли-
нейного касания с 13 проволоками
в трехслойной пряди и одним органн-
Шческим сердечникам, проволоки в каж-
Ш дом сло0 одинакового диаметра.
Металлические невитые канаты
представляют пучок прямых проволок,
одетых в пластмассовую оболочку.
У таких канатов высокая жесткость
на растяжение. Их применяют для
РЯС 2 4 Схема сеч»*, го*. закРеплени« океанографических буев,
еойссущего кабеля, Ш а также в тех случаях, когда тре-
буется малая деформативность каната.
Особая разновидность канатов — грузонесущие кабели (ка-
бель-тросы), на которых закрепляют буксируемые носители аппа-
ратуры. Схематический разрез грузонесущего кабеля показан
на рис. 2.4. Груэонесущий элемент выполнен в виде двухслойной’
спиральной проволочной брони 1 с противоположным направле-
нием свивки. Проволока из маломагнитной нержавеющей или
углеродистой стали имеет диаметр 4—4,6 мм. Электрическую
часть кабеля составляют силовые 4 и служебные токопроводящие 5,
6 жилы, которые могут быть экранированными (4,5) и неэкраниро-
нанными (б). Число жил достигает нескольких сот. Жилы покрыты
полиэтиленовой, фторопластовой или Другой электроизоляцией.
От воды жилы изолируют оплетка 7 из прорезиненной тканевой
ленты и пластмассовая оболочка 8. Общий пучок токопроводя-
щих элементов имеет оплетку из прорезиненной ткани 2 и заклю-
чен в пластмассовую оболочку 3, поверх которой навиты слои
несущей проволоки.
Комбинированные канаты, Канаты пенька—сталь («Герку-
лес») и капрон—сталь сочетают в себе ряд достоинств канатов
стальных, синтетических и растительных. Канат пенька—сталь
имеет более высокую, чем у пеньковых, прочность, меньшее удли-
нение под нагрузкой, кроме этого — повышенную гибкость и
более безопасен при работе. Эти канаты рекомендуется применять
4?
на рыболовных судах. Канаты капрон—сталь имеют высокую
стойкость к изгибам, повышенную гибкость, способность к об-
мерзанию у них невелика, вероятность травмирования рук ра-
ботающих оборвавшимися проволоками незначительна. Однако
из-за сложности изготовления комбинированные канаты распро-
странения не получили.
Цепи. Конструкция якорных цепей подробно описана в главе 7.
Применяемые на судах цели по назначению подразделяются на
такелажные и якорные. Такелажные цепи используют в грузовых
устройствах (сейчас довольно редко) при закреплении тяжело-
весных грузов. Якорные цепи — в якорных, изредка в буксирных
и швартовных устройствах. Звенья цепей бывают без распорок
и с распорками. Звенья без распорок употребляют в такелажных
и якорных цепях малых калибров (до 19 мм). В зависимости от
прочности цепи делят на четыре категории: обыкновенные — кате-
гория 1, повышенной прочности — категория 2, особой проч-
ности — категория 3 и сверхпрочные.
Судовые якорные цепи изготовляют двумя способами: литьем
и электрической сваркой оплавлением. Технология отливки це-
пей хорошо отработана и пригодна для получения цепей любого
калибра без существенных изменений оснастки и применения
дополнительного оборудования, Распорки, отливаемые заодно
со всем звеном, не подвержены расшатыванию. Недостатком ли-
тых цепей является большая по сравнению со сварными вероят-
ность появления внутренних дефектов. Однако следует отметить,
что производство литых цепей связано с применением ручного
труда, плохо поддающегося механизации. Отечественной промыш-
ленностью выпускаются литые цепи категорий 1 и 2.
Производство сварных цепей электрической сваркой с оплав-
лением механизировано и хорошо поддается автоматизации.
Так как заготовки для звеньев получают прокаткой, то вероят-
ность появления в металле дефектов снижается. Для изготовле-
ния сварных цепей может быть использована сталь высокой
прочности. Главный недостаток изготовления цепей таким спо-
собом состоит в том, что для каждого типоразмера цепи требуется
специальная оснастка к станкам. Пока цепи самых больших
калибров электросваркой не изготовляют.
Для эксплуатации судовых устройств часто приходится соединять канаты,
крепить их с жесткими деталями (рымами, барабанами, гаками, фундаментами),
Очень важно, чтобы места соединений и креплений имели равную с основной
частью каната прочность.
Обрезку стальных канатов выполняют ножницами ка прессах или перенос-
ными приспособлениями, ножовкой или рубкой зубилом. Усилие, кН, необхо-
димое для обрезки каната ножом, можно определить по формуле Р т 0,4f п,
где Гп — площадь сечения проволок каната, мм2.
Сращивание стальных канатов выполняют коротким или длинным сплеснем.
В коротком сплесне пряди каждого из канатов вплетаются в другой канат про-
бивкой, выполняемой в определенном порядке. При этом у каната диаметром
40—80 мм пряди предварительно развивают на длину ~2,4 м. При сращивании
длинным сплеснем у канатов того же диаметра развивают пряди на длину 10—
43
14 м. Прочность такого соединения составляет 80—90 % от прочности целого ка-
ната. Поэтому в грузоподъемных устройствах Регистр СССР запрещает приме-
нять сплесненные канаты.
I'
i
Для пропуска скоб и болтов на конце каната делают огон (петлю) (рис. 2.5, д).
Чтобы предохранить проволоки от перетирания, внутрь огона часто заводится
металлический коуш (рис, 2.5, б). Коуши бывают стальные (кованые, штампо-
вание, литые), а также чугунные (литые). Дли деталей грузовых устройств раз-
решены только стальные кованые и
штампованые коуши. Огоны изготовляют
различными способами. Старый способ —
еплесиевание — используется для ка-
натов всех диаметров. Чтобы защитить
руки работающих от концов проволок,
участок сплесня заделывают клетнем —
канатом небольшого диаметра. Сталь-
ной канат в районе заделки после силе-
сяевания остается достаточно гибким.
Рис. 2.5. Заделка концов каната сплесне-
эанием {а, б), зажимами (а) и клипом (г).
Прочность заделки составляет около 90 %
прочности каната. Потеря прочности, боль-
Рис, 2.5. Заделка концов кана-
та; а патроне (а, б), свиваемой
втулкой («), металлической втул-
кой методом запрессовывания
(г, 5).
шая трудоемкость работ, не поддающихся
механизации, заставили искать более совершенные способы заделки канатов в ого-
ны [3 ], Заделка канатов зажимами является одной из самых простых (рис, 2.5, в),
Винтовые зажимы размещаются на расстоянии около шести диаметров каната
друг от друга. При диаметре каната d< 16 мм число зажимов три, при d~
— 374-62 мм — шесть, Прочность заделки составляет около 70 % прочности
каната. Огоны с винтовыми зажимами применяют для временного крепления
канатов в найтовах, оттяжках и т. п.
Клиновой зажим (рис. 2.5, а) представляет собой втулку с проушиной,
в которую вместе с клином заводят канат. Натяжением каната клин затягивается
во втулку и зажимается. Прочность заделки составляет 70—85 % прочности
каната. Заделка проста и поддается регулировке. Однако канат во втулке емц-
44
кается, интенсивно ржавеет, теряя прочность. При большом сечении каната
зажим имеет большие габарита, Для постоянно нагруженных ответственных
элементов клиновую заделку употребляют редко,
Заделка каната в патроне с заливкой цинком — одна из самых компактных
н надежных. Стальной конусный патрон бывает закрытый (рис. 2.6, а) или с вил-
кой и штырем (рис. 2.6, б). При изготовлении заделки канат выше наложенной
марки распускают, обезжиривают, внутреннюю поверхность патрона протравли-
вают соляной кислотой. После введения конца каната в патрон внутри каната
вырезают органические сердечники, концы проволок загибают на 180’ (крюч-
ками) и лудят припоем. Распределив проволоки равномерно по объему патрона,
его полость заливают цинком. Заделка обеспечивает полное сохранение проч-
ности каната, компактна я удобна в работе. Главный ее недостаток — высокая
стоимость.
Очень проста заделка каната в огоне свиваемой алюминиевой втулкой
(рис. 2.6, а). Во втулку пропускают конец каната, один конец втулки зажимают,
другой вместе с канатом закручивают воротком. Из-за малой прочности (до
70 % прочности каната) такую заделку употребляют только для канатов диаме-
тром до 10 мм.
При заделке каната металлической втулкой методом запрессовывания конец
каната пропускают через алюминиевую втулку овального сечения (рис. 2.6, г),
Затем втулку с канатом помещают в матрицу и обжимают прессом с усилием
в несколько тысяч килоньютонов, Втулка приобретает форму цилиндра с конус-
ным расширением к огону (рис, 2.6, 6). Достоинство метода — высокая произ-
водительность в условиях специализированного участка.
В перечисленных заделках один конец каната имеет свободный срез. Чтобы
предупредить его раскручивание, накладывается марка (клетневание), однако
она не препятствует проникновению влаги между проволоками. Хорошую плот-
кость имеет конец стального каната, луженный припоем или оловом и спаннный
в плотную массу.
Синтетические я растительные канаты соединяют и заделывают так же, как
стальные. Среди заделок распространены сплесневание, заливка в патронах
эпоксидной смолой и, особенно в последнее время, опрессовка алюминиевыми
втулками. Зажимы на синтетических канатах из-за эластичности материала
ненадежны.
§ 2.3. Линейная плотность
и прочность гибких связей
Линейной плотностью (линейной массой) каната или
цепи называется масса единицы ее длины гг1( кг/м, Значения ли-
нейной плотности указываются в соответствующих стандартах
н других документах. Для оценочных расчетов массы каната
удобно пользоваться приближенной формулой % = ctd2, где d —
диаметр каната или калибр цепи, мм. Значения коэффициента сг
даны в табл. 2.5.
Разрывная нагрузка Гр, Н, канатов и цепей обычно соответ-
ствует медленному нарастанию усилий и характеризует статиче-
скую прочность. В приближенных расчетах можно пользоваться
формулой Tv = СгС?. Примерные значения коэффициента сг даны
в табл. 2.5.
Общий характер зависимости разрушающей нагрузки цепей
с распорками от их калибра показан на рис. 2.7. С ростом калибра
цепи величина с2 = а + bd падает. Для цепей категории 1 а =
“ 0,431, Ъ = —0,000784; категории 2 а == 0,603, Ь = —0,001092;
категории 3 а “ 0,863, b = —0,001567, Аналогичная (нелиней-
45
Таблица 2.5. Основные характеристики целей и канатов
Вид Коэффициенты Относи- тельное удл и не- кие б, %
массы с. 10‘, кг/(м. мм*) прочности Н/мм* жест- кости Н/ым*
Цепи я к о р ные
Обыкновенные 218 300—400 —*. 8-12
Повышенной прочности 218 430—580 8-12
Особой прочности 218 620-830 .— 8—12
Сверхпрочные 218 850—900 —г 8—12
К а н а ты стал ь н ы е
Из проволоки прочностью, МПа
1760 36 440-560 6.104 2-3
1570 36 430-500 6.104 2-3
1370 36 370-430 6-Ю4 2-3
Канаты синтетические отечественные
(капрон)
Крученые г
обычные 6,3 125-135 150 45-55
повышенной плотности 6'3 140—160 150 45-55
Плетеные:
обычные 4,9 130-140 150 40—50
повышенной плотности 6 160—170 150 40—50
1 Канаты синтетически е аарубе иные
Полиамидные (найлон) 6,5 150—200 200 40-55
Полиэфирные 8 130—150 300 26-38
Полипропиленовые 4,5 100—130 200 33-40
Полистирольные 7,1 135-160 440 —
Канаты растительные
Манильские (повышенной прочности) Сизальские (повышенной 7,3 50-80 500 13-22
6,7 52—62 400 13—20
прочности)
Пеньковые:
смольные специальные 8,8 37—60 400 12-14
бельные специальные 7,4 53—62 400 15—20
иая) зависимость с2 от d характерна для неметаллических канатов,
в частности для синтетических канатов (рис. 2.8). У стальных
канатов с2 слабо зависит от d, Коэффициент са зависит от кон-
струкции каната и числа органических сердечников.
Потеря прочности синтетических канатов обусловлена продол-
жительностью светового воздействия на них. Если оно длится
в течение 4 мес, то потеря прочности полиэфирных канатов со-
46
ставляет 2—3 %, полиамидных 4—6 %, полипропиленовых 6—
8 %. После светового воздействия на канаты в течение 8 мес
потеря прочности для перечисленных типов канатов соответ-
ственно составляет 3—5, 6—8 и 8—12 %. Световое воздействие
на канаты в течение года снижает прочность полиэфирных кана-
тов на 5—8 %, полиамидных на 8—10 % и полипропиленовых
на 12—15 %. После двух лет све-
тового воздействия средняя потеря
прочности синтетических канатов
достигает 35—40 %. Канаты с дли-
ной окружности > 150 мм теряют
прочность медленней, чем канаты
Рис. 2.7. Зависимость раз-
рушающей нагрузки цепей
с распорками от калибра,
I — для цепей еиерхпр очных;
2 — категории 3; 3 — катего-
рии 2; 4 — категории i.
с меньшей длиной окруж-
ности. Поэтому числа, ха-
рактеризующие потери
прочности синтетических
Ряс, 2.8, Зависимость коэффициента
прочности от диаметра синтетических
канатов.
I — кзпрочодый крученый обычный; 1 —
капроновый плетеный обычный; 3 — кап-
роновый крученый повыше иной прочности;
4 — капроновый плетеный повышенной
прочности; 3 — иолягфопплеяоный плете-
ный восьми пряди ыЩ f » полна жидкий
плетеный еосьмипрядныв (1 — 4 - отече-
ственные канаты. 3—4 -> зарубежные ка-
наты).
канатов от светового воздействия, при окружности каната
90—150 мм делят на 1,3, при окружности >1о0 мм — на 1,5.
У растительных канатов потери прочности от воздействия света
несколько меньшие. При намокании прочность синтетических
канатов падает на 10—15 %, у растительных почти не меняется.
Высокая деформативность синтетических канатов позволяет
им хорошо амортизировать динамические нагрузки. Однако на-
капливаемая канатом при растяжении энергия создает опасность
для людей, находящихся поблизости. При обрыве швартов может
травмировать человека. Во время работы на барабанах канат
47
может проскальзывать и перемещаться рывками. Поэтому Ре-
гистр СССР рекомендует, например, для швартовных операций
синтетические канаты большего сечения, чем требуется по усло-
виям статической равнопрочности со стальными канатами. Пре-
вышение площади сечения синтетических канатов составляет для
канатов с длиной окружности >150 мм 40—100 %, а для канатов
с длиной окружности 90—150 мм— 100—180 $6.
Разрывная нагрузка каната (особенно стального) определяет
его несущую способность только на прямолинейных участках.
На участках, где канат охватывает неподвижную цилиндрическую
поверхность, его прочность определяется суммарным воздей-
ствием растягивающих и изгибающих усилий. Для стального ка-
ната диаметром d, охватывающего цилиндр диаметром D, разрыв-
ное усилие ориентировочно может быть найдено по приближенной
формуле Рело — Баха Тк^ = txF(as~ ₽£ d/D)t где F — площадь
сечения проволок; ов — предел прочности проволоки; Е — мо-
дуль упругости проволоки; а, 0 — численные коэффициенты,
зависящие от угла свивки и других параметров каната.
При работе на вращающихся шкивах проволоки испытывают
переменные растягивающие, изгибные и контактные напряжения.
Они по-разному влияют на долговечность каната У, определяемую
числом перегибов, которое выдерживает канат при заданных
условиях эксплуатации, Традиционно N находится при некоторых
фиксированных условиях эксплуатации в функции от средних
растягивающих напряжений ор и отношения диаметра шкива
к диаметру каната D/d.
Из-за того что условия эксплуатации отличаются от условий
эксперимента, фактическая долговечность каната не равна но-
минальной. Это учитывают различными эмпирическими коэффи-
циентами. Существует несколько методов расчета на долговеч-
ность (см. например, [33]).
Более логичным и физически обоснованным представляется метод, учиты-
вающий кинетическую концепцию прочности канатов. Один из методов расчета
долговечности стального каната приведен ниже. Пусть t — долговечность ка-
ната, с; f0 = 10-1а — некоторая «полюсная» долговечность; Т — температура, К;
R — 8,31 Дж< моль^К”1 — универсальная газовая постоянная. Тогда энергия
активизации разрушения каната при произвольных условиях работы U запи-
шется как U — RT In (t/to).
Так как t = Nl<t>, где ю — частота циклической нагрузки, то цикловая
долговечность каната определится на выражения N exp (U/RT). Вели-
чина U зависит от конструкции и материала каната, экстенсивных параметров
(средних растягивающих напряжений «р, диаметра шкива D, толщины прово-
локи 5) и интенсивных параметров (материала и формы сечения желоба шкива,
состава смазки, ее наличия, свойств среды, угла охвата шкива канатом). Этот
метод расчета основан на подтвержденном рядом экспериментов допущении, ана-
логичном разделению переменных в математике. Величину V выражают через
некоторую начальную энергию активации разрушения U9, «термодинамическое
напряжение» а< и угловой коэффициент р, т. е. U = UB — рщ.
Предполагается, что UB, названная критерием долговечности стального ка-
ната, не зависит от экстенсивных и интенсивных параметров и может быть уста-
48
довлена прв испытаниях на заводе, а также что 0 зависит только от интенсивных
параметров, a at —только от экстенсивных.
Для о< рекомендована формула
б У-----
ai= 1,4Й2*10‘~/(р{2), (2.1)
где
[4-(2 + ^П атссоэа)] ;
п (1 т *) L d J
здесь а — Пр/ои> <?и — E&ID — расчетные нагибные напряжения в проволоке;
Е — 1011 — модуль нормальной упругости проволоки, Па,
Для определения 0 следует провести небольшую серию испытаний каната
при ожидаемых во время эксплуатации интенсивных параметрах (экстенсивные
могут не совладать). Для этих испытаний, получив i = I* и подсчитав по фор-
муле (2.1) at = oj, находим U s= U* и вычисляем 0 s 0*, где 0* = (4/0 —
— (/•)/<!£. Далее при любых экстенсивных параметрах получаем U ~ Ua — 0*сЦ
и долговечность У каната для интересующих условий эксплуатации.
Данных для использования рассмотренного метода еще недо-
статочно, поэтому пользуются приближенными оценками надеж-
ности. Регистр СССР регламентирует четыре характеристики,
в значительной мере определяющие долговечность канатов; число
проволок в канате, число сердечников, отношение Did и запас
прочности.
Швартовные и буксирные канаты должны иметь не менее 144
проволок и семь органических сердечников; канаты автоматиче-
ских швартовных лебедок •— не менее 216 проволок и один орга-
нический сердечник; канаты бецщего такелажа — 114 проволок
и один органический сердечник.
Для тумб кнехтов должно быть выдержано соотношение
D/d^slO при стальном швартове, Did 5,5 — при синтетиче-
ском и Did ж 3,1 — при растительном. Для шкивов при работе
со стальными канатами Did 14, если канаты неподвижны, то
Did > 9, при работе с синтетическими и растительными кана-
тами Did 5,
Запас прочности канатов п принято определять относительно
разрывной нагрузки в целом. Если расчетные нагрузки в сталь-
ных канатах грузовых устройств определены исходя из допущения
об их статической работе., то для шкентелей, топенантов, талей
оттяжек стрел, грузовых и стреловых канатов следует принимать;
при грузоподъемности Q < 10 т п 5, при Q — 30 т п > 4 и
при Q ~ 50 т п 3,5 с промежуточной интерполяцией; для
стоячего такелажа, мантылей оттяжек, контроттяжек п прини-
мают соответственно равным 4; 3,5 и 3. При расчете бегучего
такелажа-с учетом динамичности принимают и 3, для стоячего
такелажа п — 2,5, а для лопарей шлюпбалок п = 5. При расче-
тах канатов спускоподъемных устройств в статическом варианте
расчета принимают п = 6, в динамическом п 2,5. Для буксир-
49
пых канатов запасы прочности связывают с тягой на гаке: при
Р « 98,1 кН п = 5, при Р 294 кН п =~ 3. Стальные канаты
штагов шифтингбордсов рассчитывают при п ~ з.
§ 2,4. Деформативность и фрикционные
свойства канатов
Канаты представляют собой систему изогнутых волокон,
проволок, нитей, прядей, взаимодействие между которыми прояв-
ляется при растяжении нелинейно и односторонне (с потерями
Ряс. 2.9. Диаграммы растяжения: а —- иногопикловые сталь-
ного каната; б — мяогоцикловые синтетического каната; а —
капронового каната, обтянутого с усилием 1Б0 кН; в — капро-
нового каната окружностью 175 мм при наибольшем усилии,
близком к разрывному; 3 — схема определения модуля упру-
гости канатов.
энергии). Деформация каната зависит от способа приложения
нагрузки, времени выдержки связи под нагрузкой, числа циклов
нагружения.
К
На рис. 2.9, а, б (кривые 2) показаны многоцикловые диа-
граммы растяжения стального и синтетического канатов, нагру-
жаемых до 40—50’% от разрывной нагрузки. По горизонтальной
оси отложены относительные деформации в, по вертикальной —
отношение растягивающего усилия Т к разрывному Tv. Видно,
что кривые при увеличении и уменьшении нагрузки не совпадают,
но постепенно сближаются. Остаточная деформация связана с не-
которым выпрямлением проволок (волокон), устранением техно-
логических напряжений.
На рис. 2.9, а кривые 1 приведены для того же стального ка-
ната, прошедшего предварительное обтягивание. Гистерезисные
петли узкие, кривые близки к прямым, однако некоторая нели-
нейность сохраняется. У синтетических канатов даже после вы-
тяжки деформационная кривая остается нелинейной (рис. 2.9, а, 5).
Если требуется высокая точность расчета, следует пользоваться
опытными кривыми Т (в). Обычно кривую Т (е) линеаризуют
и определяют условный модуль упругости каната £к.
Если рассматриваются колебания каната относительно неко-
торого равновесного состояния В (рис. 2,9, 5), то следует поль-
зоваться законом Гука
ДГ = ЕЯЕ Ав; (2.2)
Т = 7’в + ЕкЕ(в-вв), (2.3)
где F — площадь сечения каната, для стальных канатов F =
= Fn— суммарная площадь поперечного сечения проволок (се-
чение нормально к оси проволоки), для синтетических и расти-
тельных канатов F = FK = ncF/4. Для определения Ея в точке В
проводят касательную ЕС, откуда Ея = 8T/(F&E).
Когда рассматривается деформация каната во всем рабочем
диапазоне, кривую Т (s) заменяют прямой OF, отсекающей равные
площади выше и ниже кривой. Такая линеаризация по принципу
равной энергоемкости более точна при расчетах деформаций ка-
ната от динамических нагрузок; закон Гука в этом случае имеет
вид
Т - EKFe. (24)
Если необходимо определить усилие в канате, целесообразно
уравнять площади под кривой Т (в) и прямой DA, проходящей
через верхнее значение расчетной деформации; при этом закон
Гука примет форму
T^E'F^-e*). (2.5)
Значения модуля упругости в формулах (2.2)—(2.5) различны.
Наиболее применима формула (24).
При расчетах колебаний канатов и грузов на них, особенно
в резонансных и нестационарных режимах, необходимо учиты-
51
вать силы внутреннего трения в канатах. Обычно полагают, что
сила внутреннего трения R пропорциональна скорости деформа*
ции о:
R w ~№, (2.6)
Однако с экспериментальными данными лучше согласуется за*
висимость
R =-^101*0, (2.7)
в которой показатель затухания v н множитель А определяются
экспериментально. При v = 0 формула (2.7) переходит в (2.6),
которой обычно пользуются в практических расчетах, линеаризуя
более сложные зависимости. В таких случаях внутреннее трение
в канатах характеризуется коэффициентом затухания п, а бы-
строта затухания—логарифмическим декрементом 61( которые
связаны с частотой k собственных колебаний одномассовой си-
стемы формулой 61 = ain/k.
Логарифмический декремент представляет собой натуральный
логарифм отношения амплитуд соседних волн колебаний =
= 0,5АА/А, где ДА—энергия, рассеиваемая за один цикл ко-
лебаний (площадь гистерезисной петли); А—наибольшая энер-
гия деформации цикла колебаний.
Для оценки внутренних потерь энергии деформации исполь-
зуется коэффициент вязкого трения plt с,
Формула (2.8) позволяет определить Hi н п по опытной кривой
затухающих колебаний. При расчетах стальных канатов при-
нимают, что в среднем = 0,005 с.
Важная характеристика деформации канатов — относительное
удлинение при разрыве 6 (см. рис. 2.5). Для оценки свойств син-
тетических канатов полезна табл. 2.6.
Деформации обтянутых стальных канатов в области рабочих
нагрузок (20—25 % от разрывных) удовлетворительно описы-
ваются законом Гука в форме (2.4) Т — EBFnB. Жесткость при
растяжении EHFn зависит от конструкции и сечения каната.
Величину модуля нормальной упругости Ек определяют статиче-
ски, подвергая канат растяжению, или динамически, по скорости а
распространения вдоль каната упругой волны (скорость звука)
по формуле Ея — где Mjl — линейная масса каната. Ста-
тический и динамический модули близки по величине.
У используемых в устройствах хорошо обтянутых стальных
канатов двойной односторонней и крестовой свивки Е„ я* 1,65 X
X 108 МПа. Это число можно рекомендовать при расчетах колеба-
ний канатов под нагрузкой. При расчетах полной деформации
каната можно в среднем принять Ея « 1,3* 10е МПа. Регистр
СССР рекомендует при расчетах стоячего такелажа принимать
Е„ = 105 МПа.
52
Таблица 2.6. Средние ей меняя относительного удлинения синтетических
канаток
каната Относительное удлинение 6 при нагрузке
разрыаиой 50 % ОТ pal- рыэкоА 30 % от раа- рыаной
Плетеный в о с ь м к п р я д н ы й
Полиамид 43—45 35-37 28-30
Полиэфир 35—37 23-25 17- !9
Полипропилен 33—35 21-23 16-18
Крученый трехпрядный
Полиамид 49—50 39—41 32-34
Полиэфир 35—38 25—27 19-21
Полипропилен 34-36 23-25 18—20
При ориентировочных расчетах жесткость каната оценивается
формулой
“» Cad*.
(2.9)
где d принимается в миллиметрах.
Для обтянутых стальных канатов при расчетах колебаний
с8 «6-Ю4 Н/мм8 (см. табл. 2,5), при расчетах общей деформации
с, л? 4,7-10'* Н/мм8. У необтянутых канатов модуль упругости
весьма условная величина, она составляет 0,7—0,75 н менее мо-
дуля упругости канатов обтянутых.
Полная деформация растяжения синтетических и растительных
канатов складывается из трех составляющих: быстро исчезающей
упругой, медленно исчезающей эластичной и остаточной пласти-
ческой. Доля каждой из составляющих зависит от числа циклов
предварительного нагружения и величины полной деформации.
Так, после первого нагружения каната на 0,4—0,5 от разрывного
усилия остаточная деформация составит 0,38—0,30 соответству-
ющего удлинения Д/р При втором таком же нагружении остаточ-
ное удлинение будет (0,07—0,04) Д(а, при третьем нагружении
остаточное удлинение близко к нулю. У капроновых канатов
после пятикратного нагружения остаточное удлинение практи-
чески исчезает.
Типичные деформационные кривые обтянутых капроновых ка-
натов имеют нелинейный характер (см. рис. 2.9, а, а). При их
линеаризации пользуются формулой
T-EJ*, (2.10)
жесткость каната можно оценивать зависимостью (2.9).
63
Таблица 2.7. Коэффициенты трения при протягивании канатов поперек
барабана
Канат Материал барабана
Сталь Алюкинвй Дерево
Стальной 0,10—0,25 0,45—0.55 0,25-0,40
Капроновый 0,10—0,17 0,13—0,20 0,20-0,50
Полиэфирный 0,10—0,19 0,12-0,23 —
Полипропиленовый 0,11—0,35 0,25—0,38 —
Манильский 0,12—0,34 0,15-0,27
Сизальский 0,12-0,38 0,14-0,29 0,25-0,60
Пеньковый смоленый 0,14-0,32 0,20-0,50 0,25-0,60
Трение между канатом и твердой поверхностью в одних слу-
чаях бывает полезным, так как повышает, например, надежность
крепления швартова на кнехте, в других вредным — при протя-
гивании швартова через клюз
и т. д.
Пусть канат опирается на
твердую поверхность, воспри-
нимая нормальную к поверх-
ности распределенную нагрузку
интенсивностью (рис. 2.10).
К концам каната приложены
силы Та и Tlt Та >Tt. При
постепенном возрастании Та до
Рис. 2,10. Нагрузки, действующие на
канат при его страгивании и протя-
гивании.
момента страгивания каната
силы трения qt удерживают канат. Для момента страгивания .
и дальнейшего движения каната зависимость между силами qt
и qn определяется по закону Амонтона — Кулона
Qt=±fqn, (2.И)
где f — коэффициент трения (для пары капроновый канат — по-
лированная нержавеющая сталь получено f = 0,06). Значения f
при протягивании каната поперек барабана даны в табл. 2,7.
§ 2.5. Статика пространственной гибкой нити
Главное свойство канатов и цепей — их высокая по-
датливость при изгибе и неспособность к восприятию сжимающих
усилий. Это позволяет при расчетах моделировать канаты и цепи
гибкой нитью — линейным телом очень малых поперечных раз-
меров, не воспринимающим изгибающих моментов, перерезыва-
ющих сил и продольных сжимающих нагрузок. Из определения
гибкой нити следует, что ее особенностью является отсутствие
определенной формы нити без нагрузки. Форма и внешние силы
гибкой нити взаимосвязаны.
54
Условия работы гибких связей судовых устройств разделяются
на статические и динамические. В зависимости от формы гибких
связей во время работы задачи, связанные с их расчетом, под-
разделяются на пространственные, плоские и линейные.
С гибкими нитями, моделирующими гибкие связи и приобре-
тающими во время работы форму пространственных кривых, стал-
киваются при проектировании якорных устройств для глубоко-
водной стоянки судов, подводных буксируемых систем, промыс-
ловых устройств.
Рис, 2, И, Пространственная гибкая нить,
I—i* — кривая в райоие точки ЛГ; 2—2' — проекция кривой I—Г ив соприка-
сающуюся плоскость; 3. 4, S — плискостя соотаетстаевво соприкасающаяся,
Спрямляющая к иирмальцая,
В прямоугольных декартовых координатах х, д, t (рис, 2,11) простран-
ственная кривая задается а параметрическом виде
»=хй; у-Д(0; 1=г(0, (2.12)
В частном случае, если t s а, где j — длина дуги кривой, имеем
х •= * (а); у =• у (s); I = г («). (2.13)
Положительное направление координат на кривой, представленной в форме
(2,12) и (2,13), соответствует увеличению параметров t и а. Реже пространствен-
ная кривая записывается в неявном виде Fx (х, у, z) — 0, Fa (х, у, х) ~ 0. С точ-
ностью до положения в пространстве форма кривой определяется двумя нату-
ральными уравнениями
ft “ ft (1)J М в» X (1),
(2.14)
65
где k — кривизна кривой; к — кручение кривой. Кривизна характеризует откло-
нение кривой от прямой линии, кручение — от плоской кривой. Если кривая
задана в виде (2,13), то
(2.15)
где штрихом обозначены производные по 3.
С пространственной кривой в каждой ее точке связаны три взаимно перпен-
дикулярные плоскости и три взаимно перпендикулярные прямые (см рис, 2.11, б).
Касательная прямая определяется предельным положением секущей Л1У при
N-+M, ей перпендикулярна нормальная плоскость. Соприкасающаяся пло-
скость содержит касательную прямую и занимает предельное положение той
плоскости, которая проходит через три близкие точки кривой М. N и Р, когда
NМ и Р-*М (см, рис, 2,II, я), Главная нормаль образуется пересечением
нормальной и соприкасающейся плоскостей. Бинормаль •• прямая, перпенди-
кулярная к соприкасающейся плоскости, Спрямляющая плоскость содержит
касательную и бинормаль, Нормаль, бинормаль и касательная в некоторой точке
кривой образуют натуральный трехгранник единичных эекторов л, 5, !<
Пусть на гибкую нить (см, рис, 2.11, в) действует распределен-
ная по ее длине сила интенсивностью (/, Н/м, с составляющими
вдоль касательной к кривой главной нормали —qn и бинор-
мали ць (на рисунке не показана). Тогда можно записать следу-
ющие уравнения равновесия нити:
dT/'ds~ (2,16)
kT - 77/? - (2.17)
(2,18)
которые дополняет физическое соотношение однородной нити
X = dsldl •- f (Г), (2.19)
В уравнениях (2.16)—(2.19) Т — натяжение нити, Н; R - \'k ---
радиус кривизны кривой; I — длина нити в ее ведеформированном
состоянии. Равенство (2.18) означает, что под действием внешней
нагрузки нить принимает всегда такую форму, при которой век-
тор нагрузки находится в соприкасающейся плоскости.
В проекциях на прямоугольные декартовы координаты урав-
нения равновесия гибкой нити, воспринимающей распределенную
нагрузку с составляющими qx = X, qv ~ Y, дг = Z. имеют вид
d / dx \ _
du \ ds /
(2.20)
(2,21)
(2.22)
56
Для замкнутости системы (2.SO)—(2.22) к ней добавляется
геометрическое соотношение
и физическое соотношение (2.19).
Уравнения равновесия в натуральных координатах (2.16)—
(2.16) просты и легко интегрируются, если силы qt и qn заданы
в функции от длины дуги s. Но в большинстве задач внешние
нагрузки задаются в зависимости от угла между касательной
к кривой и некоторым направлением, например скорости потока
жидкости. Кроме того, для определения координат концов нити
требуется переход от натуральных величин k (s) н и (s) к величи-
нам х, у, г. Поэтому определенные практические преимущества
имеет запись уравнений равновесия в форме (2.20)—(2.22).
Для гибких связей якорных устройств, буксируемых носителей
и тралов силу сопротивления воды задают в функции от углов
набегания потока на нить, например от направляющих косину-
сов dxids, dy/ds, dzi'ds. В таких случаях система (2.19)—(2.23)
интегрируется в квадратурах. Обозначив dxlds= и, dy/ds = uwt
т. е,
w — dy/dx, (2.24)
и представив X - X (u, a/), Y Y (и, ш), Z = Z (и, ю), полу-
чаем выражения для искомого натяжения нити, длины дуги
в напряженном з и начальном / состояниях, координат х, у, z:
Т-С1 exp j du. (2.25)
(2.26)
<227»
J--™ +c" ,2-28>
(2-29)
(2 30)
где [ (7') взято из физического соотношения (2.19);
Ф (н, w) — --и (1 — и2) X + u*wY 4-
+• и (1 ы1 uW/a z. (2.31)
57
to «, иео ходимая для использования формул
(2*24)—(2.31), определяется решением дифференциального урав-
нения
Лэ в>Х~- У
du Ф(и, и)
(2.32)
Когда деформации гибкой связи описываются законом Гука,
го / = 1 + аТ; когда деформациями пренебрегают, / 1,
§ 2,6. Статика плоской нити
У плоской гибкой нити кручение отсутствует, т, е.
х = 0. Поэтому на натуральных уравнений (2.14), определяющих
Рис. 2.12. Плеская гибкая нит^
форму нити, следует
k ~ k (s), (2.33)
Представим плоскую нить
в прямоугольных декартовых
координатах х, г (рис.
2.12, а). Тогда форма нити
описывается уравнениями: в яв-
ном виде
2 « г (х); (2,34)
в параметрическом виде при
параметре f
х - х (0;
2^2(0. (2.35)
Кривизна нити является
функцией координат
|jt £|
. == 1 в г = !*
(2.36)
где штрих означает дифференцирование по х, точка — по i.
Уравнения статики И физическое соотношение плоской нити
удобно принимать в форме (2.16)—(2.19)
dT = ^tds', (2.37)
T/R~qn; (2.38)
1 •= ds/dl « I (T). (2.39)
58
Из (2.37) интегрированием получаем выражение для натя-
жения нити
r = (2.40)
где То — натяжение в начальном сечении нити при s = 0.
При решении конкретных задач полезны геометрические со-
отношения, вытекающие из рис, 2.12, а,
ds=Rda; dz = ds sin a; dx —ds cos а. (2.41)
Так как уравнение (2.37) проинтегрировано, то после подста-
новки (2.40) в (2.38) остается одно уравнение равновесия
(« \
Г.-),,*). (2.42)
Для перехода к координатной (2.34) или параметрической
(2.35) записи уравнений используются соотношения (2.36) и (2.33).
Подстановка (2.36) в (2.42) приводит обычно к весьма сложным
дифференциальным уравнениям. Нередко решение задачи дости-
гается проще, если вместо уравнений равновесия в дифферен-
циальной форме использовать уравнения равновесия участка
нити между началом координат и заданным сечением, т. е. в ин-
тегральной форме. При атом полезно сразу использовать выраже-
ние (2.40). Тогда получим два тождественных уравнения равнове-
сия в проекциях на оси х и z
*
- То cos Обо + То cos Gt - cos a J 4
а
a s
/ 9ndz + jqt-^-£l2^0;
а о
(2.43)
11 1
— То sin «о + То sin а-sin а j—j ^n~ dz-(-= 0.
0 0 о
(2.44)
При решении задач статики гибкой нити достаточно восполь-
зоваться одним (любым) из уравнений (2.43) или (2.44) и физиче-
ским соотношением (2.39). В некоторых случаях целесообразно
обратиться к решению уравнений в форме (2.24)—(2.32), которое
для плоской нити заметно упрощается.
Выражения (2.16), (2.17), (2.38) и (2.40) позволяют заключить:
— натяжение в нити, не несущей касательной нагрузки qt,
одинаково по всей ее длине, следовательно, переменность нор-
мальной нагрузки уп по длине нити не влечет за собой переме-
нности натяжения в ней; натяжение изменяется скачкообразно
в точке приложения к нити сосредоточенной силы;
59
— кривизна нити меняется пропорционально нормальной
нагрузке;
— нить или ее участок могут быть прямолинейными только
при отсутствии на этом участке нормальной нагрузки.
Внешняя Нагрузка может быть задана составляющими дх и qt
(рис. 2.12, б, в)t тогда •
*» sin а — qz cos a; qt = qx cos a 4- qz sin a;
0, = 9tC°s« -f- 0»sin «; 0i = fltsin a — qn cos к.
Уравнения (2.38) и (2.40) приобретут вид
Т//? = qx sin a — cos a;
(2.45)
а уравнения (2.43) и (2.44) вид
< 1
— T0cosae-f-T0cosa —cosaj-^^-cosa J gxdz 4-
o D
+ Нйг“°: <2M>
0
— Tosln Og 4- Tosina—sin a J — slna J qz dz 4- J -|Й“ °’
0 OS
(2.47)
Заменив в (2.46), (2.47) dz на tg a dx, можно представить все
интегралы как функции от х, т. е. с верхним пределом интегри-
рования х:
--Tg COS Oq 4- Tg COS Л — COS а
-cosa j?ttgad*+f-^ = O;
о о
— r0 sin Оо 4- То sin a — sin a J qx dx —
о
X >
— sin a f ?I tgadx 4- J= 0.
J J WO Wb-
o a
(2.48)
60
В общем случае система уравнений равновесия плоской нити ре-
шается только численными методами.
Из общих приемов аналитического интегрирования уравнений
равновесия плоской нити можно выделить следующий. Одно из
уравнений равновесия (2.43) и (2.44) или (2.46) и (2.47) интегри-
руют дважды по переменному верхнему пределу интеграла [или
по координате х, если используется (2.48)1. Если исходить, на-
пример, из уравнения (2.43), то получаем после первого интегри-
рования и деления на sin a (da/dz)
<?п । { _ 0
. (fa I J sin a
sfna— 0
Повторное интегрирование приводит к дифференциальному
уравнению второго порядка
(йа \ * 1\й I qa di dz ' 7
После отыскания z (a) или a (z) еще одно параметрическое
уравнение, описывающее форму нити, наиболее просто получить,
представив
dx dx di dz . ta en.
-5— = -j—t— = cig a -7—; (2.50)
da di aa ° da . < f
x = j-^-cigada + C.
Указанное преобразование с уравнениями (2.49), (2.50) эффек-
тивно, когда внешние нагрузки заданы в функции от а, г и (а, г)
или, после перехода к переменной х, — от х и (а, х).
Когда qt = 0, уравнение (2.49) упрощается и имеет вид
da/dz = sin a), (2.51)
Приведем некоторые аналитические решения частных задач
статики плоской гибкой нити, характерных для расчетов судо-
вых устройств.
Протягивание нити, охватывающей твердый цилиндр. Гибкая
нить на участке 1—2 (рис. 2.13, а) прилегает к твердому цилиндру
произвольной формы. Форма участка задана уравнением R (а)
или R (з), где R — радиус кривизны сечения цилиндра, a — угол
между нормалью к сечению в некоторой точке и нормалью в точке
1. Нить разностью сил и 7\ протягивается поперек цилиндра.
Использование уравнений равновесия (2.37), (2.38), зависи-
мостей (2.41) и закона Амонтона — Кулона (2.11) дает формулу
Эйлера
Г, == (2.52)
в!
На рис. 2.13, б показана зависимость ехр (— Дх) от угла а.
Как видно, с ростом угла охвата цилиндра гибкой нитью отно-
шение усилий T’j/T’s быстро уменьшается. Из (2.52) следует, что
величина снижения усилия не зависит от радиуса кривизны ци-
линдра, а значит и от формы его сечения. Такое положение сохра-
Рис. 2.13. К задаче о протягивании гибкой инти поперек цилиндра:
а — цилиндр с нитью; б — Зависимость относительной сила удержа-
ния нити от угла охвата.
няетсА до тех нор, пока не начинает сказываться изгибная жест-
кость нити.
Гибкая нить в поле силы тяжести. Пусть q — линейная сила
веса нити, т. е. для цепи или каната, например в воде, разница
между силой тяжести q, и силой плавучести qnjt будет q = qr —
— Чал- Из уравнений равновесия нити (2,38), (2.40) и выраже-
S2
ний qn = q cos a, qt °= — q sin a (рис. 2.14) нетрудно получить
" =-V'" | *8 (1 + т) —v ta I 41-
=i-i"|i +-£-+ /(11|; (2.53)
‘-->Ыг- •)=Ыг" >)=(*-%-’)"
-^-(У,+4г-‘)—Утт=1-' f2-54)
» _ i. tg « _ i. Cig jl _ г j/l+^s- -
-»V4££|-Wb
где 0 = л/2 — a.
Уравнения (2.53), (2.54) описывают форму цепной линии.
Когда отсчет длины дуги ведется от произвольной точки на цеп-
ной линии Ol (см. рис. 2.14), то вводятся новые координаты rlt
2Х, При КОТОрЫХ
= z_, ________________________!_V
0 q \cosa cosaj/ q \sin 0 sin 0g/’
sx = s - s0 =-^ (tg a - tg aj =(ctg 0 — ctg px),
(2.56)
где To = Тх cos ax = 1\ sin pa.
Натяжение в канате T и его горизонтальная Те и вертикаль-
ная Тв составляющие равны: Т — Т6 + qz\ ТГ = То; Тв = qs.
Формулы (2.53)—(2.55) значительно упрощаются, если ввести
безразмерные величины £ = дх!Тй, £ = q2jTa, и = qs/T0. Тогда
форма цепной линии описывается единственной безразмерной
кривой
С = ch Е ~ 1 (2.57)
или
E-ln|ctg4|; 5-^-1. (2.S8)
Это значит, что все цепные линии имеют форму, описываемую
уравнением (2.57) или (2.58) и отличаются друг от друга масшта*
6’.
qn (а) И
на Ц из
dT/T =
(2.59)
(2.60)
бами координатных осей. Безразмерная длина дуги н =• ctg =
= sh J = 2 (1 + 2/0V2,
Гибкая нить, нагруженная силами, зависящими только от
угла а. Эти условия характерны для квазистатических задач
обтекания канатов. Полагаем, что известны функции
qt (а). Подстановка (2.41) в (2.37) и замена 7? в (2.41)
(2.38) приводят к дифференциальному уравнению
== - - (qt/qn) d“» решаемому в квадратурах
Т^Твех₽(< J
1 J ЧП !
- <ХТ
Уравнение нити в параметрической форме
а а
Г Т $in сс da f Т cos ct da.
длина дуги
a
f Tda
S — -----.
J Qn
*0
Когда заданы qx (a) и qz (a), то подстановка в (2.59)—(2.61)
формул (2.45) приводит и в этом случае к интегралам от некото-
рых функций угла а.
Гибкая нить, нагруженная нормальными силами qn (a), qt
= 0, — частный случай предыдущей задачи. Согласно (2.44),
а также непосредственно из (2.59)—(2.61)
a
Г -Л-const:
J Gn
(2.61)
Z “
a
sin ns do: ... Г cos a da
---—x — 7 ,.-------
<ln
Гибкая связь, нагруженная нормальными силами qn (s), qt=0.
Из (2,37) и (2.38) имеем
T ~ To = const; я -- gc0 i- j qnds>
г = j sina(s)ds; x— j cos a (s) ds.
Задачи статики гибкой нити, не поддающиеся аналитическому
решению, реализуются численными методам! .
«4
Численные методы расчета задач статики гибкой нити. Эти
методы широко применяют в расчетах гибких связей судовых
устройств, так как многие важные для практики задачи статика
плоской нити не имеют аналитических решений. Даже получе
мне квадратурных формул, подобных приведенным выше, часто
не позволяет найти аналитическое решение задач статики плоской
нити при конкретных граничных условиях, тем более чти инте-
гралы редко удается выразить в элементарных функциях. Вид
расчетных алгоритмов зависит от типа задачи и способа задги/я
внешних нагрузок qn и qs.
Обозначим индексом «О» зна-
чений величин на летом конце
Нити, принимая его за начало коор-
динат, т. е- х6 4 sfi
0; для правого конца питч
используем индекс «1> (xlt 2it 4»
SI» ? i)-
Задачи расчета плоских нитей
судовых устройств перечислены
ниже:
— заданы а0, 4, Тв, функция
<7„, qt’, определяются а>, Xj.
st, Тц функции z (х), Т (х) либо
Т (/), Т (s); пример — расчет ка-
ната буксируемого носителя;
— заданы Xi, zt, 4» фуи«Ч»и
9л. определяются ай. att st,
пример — расчет закрепленного
Рис, 2.15- Апггасжсгмашгя яйняй
нити дугами oxpyruracTfcfi.
T9t Тх, функции 2 (х). Т (х);
но двум концам провисающие
каната;
— заданы zx, 4, Txi (составляющая натяжения связи в точке
1 в направлении оси х, см. рис. 2.13, с), функции qn, q ; опре-
деляются к„, а1( xlt sit TOl Т,, функции 2 (х), Т (х); пример —
расчет якорной цепи или каната;
— заданы tz0, zt, Т^, функции qn, qt; определяются aJt xl,
4. slt To> Ti, функции z (x), T (x); пример — расчет якорной цени,
часть которой лежит на грунте, когда аа = 0;
— заданы а0, at, lt, функции qnt qt, определяются хх, zlt sx,
To, Tt, функции z (х), Т (х); пример — определение усилий, вос-
принимаемых якорным канатом, по замеренному углу выхода
каната из клюза.
Наиболее типично для расчетов судовых устройств «здание
внешней нагрузки в форме: qn (к). 9( (“)• ?п (0. <?х (0; <h> (*» z),
9i U. z); qn (z), qt (z) или qn (x), qt (x); qn («, z), (a, z).
Из многих численных методов расчета плоских гибких нитей
отметим два, наиболее простых н точных.
Первый метод основан на представлении линии нити
дугами окружностей с общими касательными. Нить разбивается
на участки: первый 0Ц второй 12 к т. п. (рис. 2.15), форма кото-
3 Дасяеавярое М. if. я др.
65
рых аппроксимируется дугами окружностей. Центры смежных
дуг лежат на общей нормали, а их радиусы определяются по
формуле (2.38). Натяжение нити и внешняя нагрузка принимаются
на каждом участке постоянными. Величина этих параметров
может определяться для левого края, правого края или середины
участка нити.
Ниже представлены три алгоритма, в которых R, Т, qn и qt
находятся для левого края участка. Обозначим: s!t it — длины
дуг деформированной и недеформироваиной нити на участке
между началом координат и точкой i (xit zj; Да(, Д$п Д/п &xh
Д?ь — приращения величин a, s, I, х, z на участке между точками
(i — 1) и i; Tj — натяжение нити в сечении i, рассматриваемом
как левый край участка i (i 4- 1).
В алгоритме 1, когда задан Да — шаг по углу а, для опреде-
ления основных характеристик нити в сечении I имеем следую-
щие приближенные формулы:
f
СС( ~ 4- Дв| = аа 4" 25 Дсс^;
/=о
i-t
Tj ~ ~ Т9 П
ASj = —-j_ Д^;
(i-t)
АГ -
*Г А —2 '
4-^+44-г.У’ -—п®/ :
Дх( = ASj cos (at — 0,5 Да*);
*t = *i-i4-A*i =
< г / * х '
“Г'Е 9~^с°ч^+2Аа<_0’5Дай ;
Azj = Дз1 sin(at — 0,5 Aaj);
2i ~ Zu 4- Д2| ~
i г / А \ A-S
==r°S ^^-sinl°?»+SAa*-0»SAe*lriw/ ’
66
где П — знак произведения;
=* 1 ~ ТГ д“/+п Да° = °:
VnJ
в а
S= 1 при а<0; 2=0 при псО; qni, qtt — значения
I
qn и qt в сечении i.
В алгоритме 2, когда задан шаг по длине деформированной
нити Дз, имеем
t
Sj = -j- As( = 2 As/5 Aso = 0;
№
i
Tf=^Tt^i — qt u—lj As = To — ^2 0/(/—ij Д5/ ’
Agi=fr“-V-A2L;
««- «<-1 + A“i “ «о + У ;
/-0
i =i » Ai< -V As> •
/—О
г
*« — *1-14- A?i sin (а( — 0,5 Aaf) ™ 2 Asj sin (а; — 0,5 Да/):
£nQ
z, “ z«-i + Д$1cos (a* “ 0,5 Aaf) = £ As/ cos (af — 0,5 Дау).
/“0
В алгоритме 3, когда задан шаг по координате z — Az, имеем
рекуррентные формулы
1
z, = Zj_j -j- Ах,= 2 А*/» А^д = 0;
/»0
Д«( = - tg а(-1 + + ;
“1 = а1-1 + Да*:
т — т___________Я1 tl-u Afr .
л 1 ~ 1 *-* sin («f-14-0.5 Да/) ’
* _________Д*| = T/.t Да/ .
* sin (a/_i + 0.5 Да/) ffnu_n *
Si = S/-1 + AS/i *i = X/-i + tg(a/_1 + 0.5A«i) *
Второй метод основан на представлении нити лома-
ной линией с прямолинейными отрезками и нагрузкой в узлах,
S* &7
т. е. гибкая нить заменяется шарнирно сочлененными стержнями.
Этот прием широко используется в строительной механике, при
расчетах буйрепов в потоке с переменным по глубине течением.
Расчет пологих нитей и нитей под сосредоточенной нагрузкой.
Пологой называют нить, стрелка провисания которой относи-
тельно хорды не превышает примерно 1/10 длины хорды. Поло-
гость нити позволяет вместо точной формулы для кривизны (2.36)
пользоваться приближенной й «j z", а нагрузку, распределенную
по длине нити, заменять распределенной по хорде или коорди-
натной оси. Для общих случаев нагружения нити достигаемые
при таких допущениях упрощения алгоритмов оказываются мало-
существенными. Формулы пологой нити эффективны, главным
образом, при учете параллельных сил, особенно сил тяжести.
На рис. 2.16, а показана гибкая нить, нагруженная равно-
мерно по длине силами тяжести интенсивностью q (s) и закреплен-
ная в точках 1 и 2. Обозначим: s2 и — длина нити между точ-
ками 1 и 2 в деформированном и недеформированном состояниях;
Ls — длина хорды; = s2/L2 = s2 cos <p/L; f — стрелка провисания
нити, измеренная по вертикали в сечении х = L/2; А. = / cos (р —
стрелка провисания нити в том же сечении, измеренная перпен-
дикулярно к хорде.
Для сравнения приближенных решений статики тяжелой гиб-
кой нити необходимо точное решение задачи, которое приводится
68
ниже. Когда sa задана, точное решение в соответствии с форму-
лами (2.56) получают из уравнения
с +(„2= ехР - О)]» (2,62>
в котором (см. рис. 2.16, а)
““ТЕЬ: °"т*’®-»'-* + W"* ,263)
В = ста — (ия — 1),/а; о = sJZj.
После определения из (2.62) значения а и из (2.63) значения о
находим натяжение нити в точках 1 и 2: Тъ = qz-Jlii — d); Tt =
“ Л + qzt.
Уравнение (2.62) в силу своей трансцендентности малоудобно
для практических расчетов.
Допущение о пологости нити при решении той же задачи при-
водит н использованию выражений (рис. 2.16, б)
т т 1 / 1 х «)
Ta = Tvn = -jy - I-j^=-----Г d J ,
где q^ — интенсивность нагрузки вдоль оси х; Ф = 2Хх cos ф —
— 1 — cos1 ф.
Уравнение, описывающее форму нити в координатах zB (xD),
где Тг — горизонтальная составляющая натяжения,
Текущее усилие в нити и стрелка прогиба
{о г / ! \ 1211/г
Тр4-[тЛёф + 91(-±--х„)] ] ;
. qiL* Кзф L
* ВТ Р 4cosq>
Нередко рекомендуют принимать Тпих « Тг. Однако при
Ф ф 0 это приводит к большим погрешностям. Например, когда
Ф = 30° и = 1,05, оказывается, что Tmax/T’r «1,6 при отли-
чии значения 7тах от точного значения, составляющего около 8%.
Деформативность пологой нити в рассматриваемой задаче целе-
сообразно определять последовательными приближениями.
69
Когда опоры расположены на одном уровне (рис. 2.16, в),
расчет заметно упрощается
Тг “ ?24(₽1Г ; Л = ЛяГшах = + 6(^-1)ГР;
f = /0,375 (Xj - 1) ~; Т. = 4 L*
Ввиду малости члена 6 (Xj — 1) часто полагают натяжение нити
постоянным и равным распору Т яг 7\. Если учитывается де
Рис, 2-17. Гябмя нить под сосредоточенной нагрузкой.
формация нити с жесткостью EF и начальной длиной I, то натя-
жение Т9 определяется из решения кубического уравнения
7»з I (Хв—’1)£Л' л,? (fiL-EF —
где Хо = //£.
Сосредоточенную силу можно рассматривать как сочетание
нормальных и касательных нагрузок при сокращении размера
участка их действия до нуля. Согласно (2.36), из-за безграничного
возрастания нормальной нагрузки радиус кривизны нити в рай-
оне нагружения стремится к нулю. Это означает, что в точке
приложения сосредоточенной силы Q нить имеет излом.
Предположим, что невесомая нить в точке А нагружена силой
Q заданного направления (рис. 2.17, а). Натяжения в ветвях А1
и А2 нити получают разложением вектора Q по направлениям вет-
вей. Если ветви нити дополнительно нагружены распределенными
нагрузками qn и qt, то излом в точке А сохранится. Однако вы-
ражения, определяющие условия равновесия точки сопряжения
двух криволинейных ветвей, становятся более сложными.
Гибкие нити, нагруженные системой сосредоточенных сил,
в судовых устройствах встречаются редко. Применяемые для их
расчетов способы построения так называемого веревочного мно-
гоугольника описываются в строительной механике.
Своеобразны встречающиеся при расчетах судовых устройств
задачи, в которых заданная по величине и направлению сила Q
свободно перемещается вдоль нити (например, на шкиве). Если
в точках 1 и 2 нить закреплена (рис. 2.17, б), то геометрические
места возможных положений точки В описываются эллипсом
с фокусами в точках / и 2. Равновесному состоянию нити соот-
70
ветствует точка В на эллипсе, наименее удаленная от прямой
перпендикулярной к направлению действия силы Q. Если, на
пример, Q — сила тяжести, то точка 2 — нижняя точка эллин
тической траектории (рис. 2.17, в).
§ 2.7. Гидродинамические силы,
возникающие при взаимодействии
гибких связей с потоком жидкости
Рассмотрим пространственную гибкую связь — нить,
обтекаемую параллельным потоком жидкости со скоростью и
(рис. 2.18, а). С нитью связана система прямоугольных декарто-
в)
Рис. 2.18. Гибкая пространственная нить в потоке жид-
кости.
вых координат х, у, г. Текущая точка нити Ох является началом
системы координат хх, jrx. zx. Оси х и хг направлены параллельно
вектору скорости потока v в противоположном ему направлении.
Положение в пространстве элемента нити длиной ds опреде-
ляется углами а, 0, у (рис. 2.18, б) с направляющими косинусами
— = cosa; -J- = cosp; -J- = cos у, (2.64)
П
причем « — угол между положительными направлениями каса-
тельной к нити и осью х, г. е. угол атаки истока. Значения углов
а (2,64) взаимосвязаны. поэтому для описания положения эле-
мента нити достаточно двух углов, на пример аир. Часто вместо
угла ft удобнее пользоваться углом ф между плоскостью /10,5,
в которой лежат касательная st элементу и ось х,, и горизонталь-
ной плоскостью ВОгС (см. рис. 2.18, б), т. е.
cos р =з sin a cos ф. (2.65)
Вектор скорости v можно представить нормальной 5Я и каса-
тельной Oj составляющими, лежащими в плоскости Л'С^Й
(рис. 2.18, в),
cn = v sin а; С| •= t cos а. (2.66)
Составляющие б создают на элементе нити систему сил интен-
сивностью Rr>, Rt, Я* (рис. 2.18, г),
Rn ~ Сл-0,5ру^; Rt — CrO.Spt&i; R& ~ C^0,5pvnutd. (2.67)
На рис. 2.18, д показаны направления боковой силы R<, в за-
висимости от свивки и положения каната. Кружком с точкой
обозначена Rt, действующая перпендикулярно к плоскости листа
вверх, кружком с крестом вниз.
В формулу (2.67) для Rt часто вводят множитель я, уменьшая
соответственно Ct. Это следует учитывать при использовании
рекомендаций различных авторов относительно значений Ct,
например (30, 701.
Подстановка в (2.67) выражений (2.66) приводит к формулам
Rn — CH*0,5pt,sdsinsa; Rt Ci-0,5pifdcoss а; ]
Rs = Cr0,5p*'d..in а соз а. I f2'68)
Безразмерные коэффициенты Cni Cf, Cs зависят от угла
атаки а, чисел Рейнольдса Re = vdfv и Струхаля Sh = fd/v,
конструкции гибкой связи и ее шероховатости (v—кинематиче-
ская вязкость жидкости, м2/с; / — частота отрыва вихрей при
обтекании каната; d — диаметр каната).
Зависимость Сп от угла атаки можно выразить формулой
Сп^СФ+~^. (2-69)
где Сф и Сг — коэффициенты сопротивления формы и трения.
Так как ж 33, то изменением второго члена в (2.69) обычно
пренебрегают.
Для гибких связей судовых устройств число Рейнольдса лежит
в пределах 2-10* ч- 10% где зависимость Сп от Re слабая. За-
висимость коэффициента Сп от конструкции каната видна из
табл. 2.8. Резко снижают нормальнее сопротивление укрепляе-
мые на канате обтекатели (см. глазу 10).
72
Таблица 2.8. Коэффициенты сопротцзлеияя стальных каиатоз
Кана* С„ к
Без обтекателя: гладкий, в облицовке 0,9—1,2 o.oos—e.oi О.СЗ
шероховатый, нитей трех- 1,2-1.4 0,01—0,03 0,84 0,05
ирядный шероховатый, витой шести- 1,2—1,4 0,01—0,03 0,65 0,05
прядный вибрирующий в потока До 1.8 0,01—0,03 0,65—0.84 0,05
С обтекателем: принепным 0.3 0,5
секционным 0,2 мж — 0,75
муфтовым эластичным 0.12 *—* -г— 0,0
При определеяных условиях обтекания иа канате образуются
вихри, частота которых может совпадать с одной аз частот соб-
ственных колебаний каната. В результате канат вибрирует, глаз-
ным образом, в боковом направлении, перпендикулярном к со-
прикасающейся плоскости. Частота срыва вихрей связана с нор-
мальной скоростью потока числом Струхаля (для круглых кана-
тов Sh я? 0,2)
f-JJ-Sb-.0,2^. (2.70)
Собственные колебания гибкой нити имеют вид стоячих воля.
Если нить длиной s связывает два достаточно массивных тела
(судно и буксируемый носитель н т. п.), спектр частот колебаний
нити fa определяется формулой
С2-7»
где п — целое число; гг,1 и — линейные (погонные) масса ка-
ната и присоединенная масса воды; Т — среднее по длине натя-
жение нити.
Скорость потока, соответствующая резонансу боковых коле-
баний нити, из (2.70) и (2,71) равна
______nd___у f 7'________nd 7f Т
2ns Jh sin a / mi -f- А, ~ 0,4;» su a i fy-Hi '
Так как канат в потоке обычно изогнут и угол а изменяется
по длине, колебания возбуждаются лишь на части длины каната
и распространяются на соседние участки, где иа колебание ока-
зывается демпфирующее действие.
Эксперименты показали существенную зависимость Сл от
амплитуды колебаний каната, связанной с искомыми парамет-
рами гибкой нити. Получено, например, для шестипрядного ка-
ната при Sh — 0,2 эмпирическое выражение резонансной кор-
73
мальной сиды Сл л# Спи + 2,4§/<f, где Сп0 — значение Сп для
каната, не испытывающего вибрацию; £ — амплитуда боковых
перемещений каната, которая может быть получена только при
решении уравнения движения каната. Поэтому при инженерных
расчетах часто принимают некоторое постоянное значение Сп.
Коэффициент Ct у канатов без обтекателей невелик (см.
табл. 2,8), поэтому его обычно полагают постоянным. Более
того, в [56 I принято Ct cos8 а/С„ = const.
Коэффициент Сь определяется конструкцией каната. У глад-
ких канатов, одетых в облицовку, Сь — 0; у витых его опреде-
ляют по опытным данным или полуэмпирическим формулам.
Например, [6,32] Сь = в sin® а, т. е. Rb ~ е-О.броУ sin® а cos а,
где в = ± 0,84 для трехпрядного каната, в = ± 0,65 для шести-
прядного (знак плюс отвечает канату правой свивки, минус —
левой).
Равновесие элемента гибкой нити, обтекаемого потоком жидко-
сти, определяется уравнениями равновесия (2.20)—(2.22) и их
решениями (2.24)—(2.32), в которые входят составляющие внеш-
них сил R*, RVi Rz вдоль пространственных координатных осей
xlt Vi* zi- Эти составляющие связаны с Ra, Rt и Rb формулами
R* = Сл*0,5ро4й; RB = Cp*0,5pu2d; Rx — Cz-0,5pu3d, (2.72)
где в соответствии с (2.68) имеем
Ся = — (Сп sin3 а + Ct COS3 а); (2.73)
Cj,= sin3 а cos а cos ф — Ct sin а cos2 a cos ф — в sin3 а cos а sin ф;
(2-74)
Сг = Ся sin® а COS а sin ф — С( sin а cos1 сс sin ф -|- в sin3 а cos а cos ф.
(2.75)
В решении (2.24)—(2.32) использованы направляющие косинусы
н = cos ct, uw = cos 0. Из уравнения (2.65) получаем
* cos 8 ittff л /1 — u3 — tifap \ 1/2
cosib = - н : sinib = (-—г-—— j . (2.76)
т sma т \ 1— ая ) '
При расчете гладкого каната в (2.74), (2.75) слагаемые, со-
держащие в, отсутствуют. При расчете канатов с обтекателем
боковую силу не учитывают, однако формулы для определения Сп
и Ct оказываются иными, в частности для Сп предлагалась фор-
мула (2.69) [32, 33], а для Ct предполагалось Ct ~ CT/cos а.
В [30] предложены формулы близкого вида
Сп = (1 - -j- -Д-) Cnl; Ct=*( ——Ь v—Сп1, (2.77)
где CnI соответствует C„ при a «=• 90°. Опытных данных по зна-
чениям v недостаточно. Ввиду малости второго члена в выраже-
нии для Сп из (2.77) им часто пренебрегают. Примерные значе-
ния р, входящего в (2.77), даны В табл. 2.8. Другие виды зависи-
мостей С„ (и) и С( (а) имеются в [30, 71].
П
§ 2.8. Расчет гибких связей в потоке жидкости
Пространственная задача. На канат, обтекаемый пото-
ком жидкости со скоростью v (см. рис. 2.18), действуют линейные
силы гидродинамического сопротивления Rx, Ry, Rx и веса ка-
ната в воде д', тогда X — Rx; Y ~ Ry\ Z — Rt — д. Величина
этих сил зависит только от координатных углов аир или с уче-
том (2.65) — ат углов а и ip. Следовательно, для расчета каната
пригодно решение системы (2.20)—(2.23) в форме (2.25)—(2.32).
Основу расчета составляет уравнение (2.32) и выражения для сил
X, Y, Z. С учетом (2.72)—(2.76) получаем
X - г [—Сл (1 - u2)’/2 - (2.78)
Y = г ЦСП (I - а2)1* - C,u] u?w - eh (I - u2) (1 — «= — и2®2)1'2);
(2.79)
Z=г {[Ся (I - u2)V= - с(н] и (I - н2 - А2)'/’ 4- ен2 (I - и2) а»} -
(2.80)
у- = и [с„(1 - и2)2'2 (1 + к - и2) 4- Ctu2(l - и2) («—!) —
_ Г (1 _ „2 _ ttW„l. (2.81)
_ —Си (1 — «Е)172 № + ей (1 — н2) (1 — — aga^)tf 2 /9 Д9,
du ®77 ’
Ф/г
где г = O,5pird.
Обыкновенное нелинейное дифференциальное уравнение (2.82)
решается одним из известных численных методов. Подстановка
получаемого w («) и выражений
(2.78)—(2.81) в (2.25)—(2.31) с уче-
том граничных условий дает чи-
сленное решение любой из кон-
кретных задач.
В [27, 321 предложен ряд при-
ближенных решений, в которых
для различных частных случаев
обтекания каната пренебрегают
некоторыми слагаемыми в форму-
лах (2.81) и (2.82). Полученные
упрощенные квадратурные выра-
жения протабулированы (вслед-
ствие большого объема таблиц
они здесь не приводятся),
У гладких или снабженных
обтекателями канатов боковая
Рис. 2.19. Плоская нить в потоке
жидкости.
сила отсутствует. Если они принимают пространственную форму,
то в выражениях (2.78)—(2,82) исчезают члены с s. Уравнение
(2.82) упрощается, но тем не менее требует численного решения.
Расчет плоской гибкой нити в потоке. При буксировке без от-
водящих устройств изгибающиеся гладкие канаты и канаты с обте-
75
кателями сохраняют плоскую форму (в однородном потоке). Часто
к допущению об изгибе в одной плоскости прибегают и для приб-
лиженного расчета пространственных нитей.
На плоскую нить в потоке действуют линейные силы (рис. 2.19),
знаки которых приняты в соответствии с рис. 2.12, qn = q cos a —
— Rn, qt = — q sin a — Rt. Для канатов без обтекателей с уче-
том (2,68)
qn = geos a — A sin’ a; qt ~ —q sin a — A Ci^5 ”. t
где
При
нами
расчетах удобно
A — Cn'O,Spa’d.
пользоваться безразмерными
(2,83)
величи-
- As .
S ~ To ’
_ _ Ax , _ _ Az
г_ 4 T - T
1 T, ’ To
(2-84)
где To — натяжение каната в начале координат.
Параметры каната определяются из выражений (2.59)—(2.61),
приобретающих ‘
после подстановок (2,83), (2,84) форму
(2.85)
Т da
Т da
J q cosa — sin’a ’
a.
Ct _
f Т sb a da ,
J q cos a — sin* a ’
a.
; (2.86)
f (T) (q cos a — sin1 a)
a _
f Г cos a da
J q cos a — sin1 a *
E,
где С — постоянная интегрирования, определяемая из гранич-
ных условий; / (Т) — физическое соотношение (2.39), приведен-
ное к безразмерному натяжению;
/х =------L-ln|±±P-|;
f — Р j “ + ' I
7 • I I Г P* 1 2 (pa +14- Kl — P* К1 — tt’)
J, — - • arcsin и 4--I , K In —- ~ И ——
r~P [ /1 — “ + ₽
—r----- arcs in
Kr1—1
и = cos a; р =
те
Иногда для определения Т вместо (2,85) удобнее запись
(г-р)
I ц + р [-т=ГГ 2(р«+ 1 + К1 — Ра /1 — «я)
a-j-л ! и-}-р
Г Ct / . . г" , ru + 1 \
X ехр -уА — arcsin и -4-----r . arcsin —р— .
|_Сл \ (г— р) /г=— 1 и + г }_
Когда можно пренебречь касательной нагрузкой (Rt = 0),
то формулы (2,86), (2.87) для s, z и х при расчете остаются без
изменений. Определяем
r-c(g;+*-g)-<"’; D-(4+?)«.
Интегралы (2.86) и (2.87), определяющие s, z, х, находим
численно.
Для канатов с обтекателями с учетом (2.77)
= q cos а — (1 — р) slnaa — р sin а; (2.88)
qt = -г- — —gsina — pcosa — vsin a cos а. (2.89)
Формулы для расчета параметров каната в потоке, получен-
ные из (2.59)—(2.61) и (2.88), (2.89), имеют вид
где
7-
Т = Cr exp J; 7 = j
“о
Tda
f(T)qn
а _
s“=
J Чп
в,
а _ а _
-____ Г Г sin ct tfa . _____ [ 7~ cos ct <fct
— J Qn. 1 X ~ J К
a, cs0
(2.90)
-^[а11п|/-М + Я1п|/-/я| + -£-1п| ** + «£ + &[ +
4 L *
+ arctg + 4 In | £a + 11 + F arctg ф (2.91)
И 4o -— а1 у 4b — л® 45 J
£ = tga/1,
здесь At, В, Сг, D, E, F — постоянные, определяемые из системы
шести алгебраических линейных уравнений первой степени
anAi Н- ацВ -|- flisCa -|- altD -|- aitE 4* oieF —
aai^i 4" НяяВ 4- + a^D 4~ owE 4- axgF — Ья;
(2.92)
aei^i 4“ 4- а&Ся 4~ ам^ 4~ ам£ 4* a««F — bg.
77
Коэффициенты системы (2.92) au и 6( даны в матрицах
О
1
(a-tl)
(1 + i — at2)
(d ~~~ 6fj)
(6 — ata}
-bta
1
(a - fi)
(1 4 6-afj
(a — 4 — blj
(b-atj
-Wi
I
— (fi 4 fa)
i
(а — fi ’— fa)
Uifa — й (fi 4 fs) + ЭД
[afjfa — b (fa 4 fill
Sfifa
0
- (fl + fa)
flfl
О
0
1
(a-fi-M
[fifa 4 b - a (f, 4 fa)]
[afrfa — b (ft 4 fa)]
Wifi
— (f* 4 fa)
fifa
; (2-93)
О
—И
2(4- v)
О
2(?4*)
Р
(2.94)
корнями
где fa, fs— действительные корни уравнения;
+ = 0;
величины а и & связаны с комплексно сопряженными
f3 и f4 того же уравнения формулами
Таким образом, натяжение каната, снабженного обтекателя-
ми, в потоке жидкости записывается в элементарных функциях.
Для натяжения каната из (2.90) и (2.91) можно получить
f = Сг П t - 4 [2Д111 ~ fa рз | 4 at 4 & 4 1)E]-W x
{и 4 i 2f -4- a \
x exp (F arctg I + y——, arctg уд^-).
§ 2.9. Колебания гибких связей
При эксплуатации гибких связей возникают два вида
их колебаний: продольные и поперечные.
Продольные колебания гибких связей. Гибкие связи (канаты
а цепи) многих судовых устройств во время работы сохраняют
7В
прямолинейную форму и воспринимают продольные усилия.
К ним относятся грузовые шкентели стрел, кранов и СПУ, ка-
наты пересадочных устройств, швартовы, ваеры тралов в период
подъема улова, якорные цепи и канаты буев. Источником дина-
мических продольных нагрузок служат колебания точек закреп-
ления связей при качке судна, рывки при грузовых операциях и
т. д. Динамические деформации связи могут носить волновой
характер или в каждый момент времени иметь одинаковые значе-
ние во всех точках связи (в этом случае расчет колебаний гибкой
связи существенно упрощается). Исследование свободных про-
дольных колебаний гибких связей необходимо для определения
Рис. 2.20. Эпюры свободных продоль-
ных колебаний груза на упругой Гибкой
нити.
Рис. 2.21. Зависимость безразмер-
ных частот свободных продольных
колебаний груза на упругом ка-
нате от относительной массы груза.
вероятности возникновения резонанса колебаний с колебаниями
судна или механизмами устройств.
При линейной массе связи Щц ее жесткости EF, длине I,
скорости звука вдоль связи а — EF/rn^ (рис. 2.20) продольные
перемещения и точек связи в зависимости от координаты х и
времени t описываются однородным одномерным волновым урав-
нением
= <2-95)
Решение уравнения (2.95) осуществляют двумя методами: Да-
ламбера (более физически наглядным, но и более сложным) и
Фурье (более формализованным, но удобным для вычислений).
При использовании метода Фурье решение уравнения (2.95) имеет
вид
СР
п (х, 0 = S (A cos ktt -j- Bt sin kLt) (Ct cos ofx + D, sin <y£ x), (2.96)
<-=i
где ki — частота колебаний; <т( — частота формы колебаний; Л£,
Bit Ct, Dt — постоянные, определяемые из начальных и гранич-
ных условий.
Когда подвешенный к концу связи груз массой = Q/g отве-
ден в начальный момент вниз на некоторую величину и отпу-
79
щен, он и каждая точка связи совершают свободные гармониче-
ские колебания е амплитудой я™, представленные, согласно
(2.96), уравнением и — ат sin ах COS (kt — а), являющимися опи-
санием стоячих волн растяжения-сжатия, эпюры которых пред-
ставлены на рттс. 2,20.
При относительной массе груза р — ЛТДпц/) (отношение массы
груза к массе каната) безразмерная частота формы колебаний
a' " al определяется из уравнения р a1 tg а' «= 1. В связи с пе-
риодичностью tg а' это частотное уравнение имеет бесконечное
множество решений, образующих спектр частот собственных коле-
баний, На рис. 2,21 показаны кривые а* (р) для первых двух
частот о( и а?. Частоты
о, k и период колебаний
т связаны зависимостями
k — аа и т = 2я/А ~
= 2?с/(«о).
Длина волны А » 2я/о
сростом р увеличивается
(ем. рис. 2.20). Когда
р > 4 б, на длине ка-
ната умещается малая
часть волны и зяюра
близка к равномерной.
Следовательно, в каж-
дый момент времени все
точки инти испытывают при мер нс одинаковые деформации.
Последнее характерно для колебаний одномассовой системы,
когда инерционность нити не учитывается и
С> S) в) г) д) е)
P.ic. 2.22. Схемы вяеэааного нагружения
жакета грузом.
А —
Л - =, Л1/Л«_ g
1 у? I Г М ~ / М ’
где = mJ — масса каната; с =* EF/1 — линейная жесткость ка-
ната при растяжении. Кривая oj (р) показала на рис, 2.21. Видно,
что при р > 4 -=- 5 кривые ojj и <rj практически совпадают. Таким
образом, волновые явления при расчете частот продольных коле-
баний гибких связей следует учитывать, если длина каната ве-
лика.
Когда 4 4- 5 > р > 1, с погрешностью до 1% можно поль-
зоваться формулой
___ 1______ я ___ ’ / с___________
И*р (ТТрЖ 1 ~ Af (1+,и/3) •
Продольные колебания каната под действием внезапно пови-
сающего с начальной скоростью о груза массой д( « Q/g (ряс. 2.22,
д, б) наблюдаются во время качки судна при появлении в грузо-
вых канатах устройства «слабины». Возникающие нестационар-
ные колебания описываются уравнением (2.95) при начальных
во
условиях, отличающихся от условий в случае свободных колеба-
ний. Использование метода Даламбера показало, что колебания
происходят следующим образом.
В начальный момент (рис. 2.22, б, в) деформации растяжения
подвергается только нижний участок каната. Со звуковой ско-
ростью деформации распространяются во канату, сохраняя форму
экспоненциальной эпюры (рис. 2.22, а, д, а). Эпюры деформаций
внезапно нагруженного каната в различные периоды времени t,
отсчитываемого с начала рывка, показаны на рис. 2.22, в—е.
За время l/а волна достигает крепления каната, отражается
от него и проходит вниз, между тем как вверх продолжает сме-
щаться предыдущая волна. В результате происходит наложение
деформаций. Затем волны отражаются от места крепления груза
и т. Д. Реальный процесс за счет потерь энергии на внутреннее
трение затухает.
Максимальное (без учета потерь) значение динамической состав-
ляющей растягивающего усилия можно определить по прибли-
женной формуле
Тя _ - EF ± (fi i /if) - о УЬ + -М, (2.97)
где b = 1, f *= 1 при р > 24; fi = 1Д, f «= 1 при S < и < 2*;
fi == 1,8G8, f *= 0,656 при р < 5.
Для одномассовой системы
= (2.98)
где W — энергия груза в момент начала рывка. Сравнение (2.97)
и (2.98) показывает, что при р »• 24 Тя т» яз i,2TR0 |пах, при
р = б Тя то, #» 1,57*^ w. Значит, при расчете динамических
усилий пренебрежение волновыми явлениями приводит к боль-
шей ошибке, чем при расчете частот колебаний.
Продольные колебания, возбуждаемые гармоническим пере-
мещением одного из концов нити (х = /) по закону и (I, t) =
«- и0 sin mt, приводят к динамическому натяжению нити
a sin-
а
Продольные колебания нити с подвешенным грузом массой М
при гармонических перемещениях верхнего конца нити вызывают
динамические натяжения
«г / л [ Ма> ах 1 aw \
Т- (X, г) ----:----ту------( -угу-COS--------sin——}.
А' ’ tot , Ala , al \ EF a a al
cos-------------b —sin
a EF a
Когда груз колеблется в воде, в его массу включается также
присоединенная масса воды.
81
Поперечные колебания гибких связей. Поперечные колебания
канатов и цепей судовых устройств возникают при самых различ-
ных обстоятельствах. К ним могут быть отнесены изменения формы
провисающей части якорной цепи при качке судна, буксирного
каната от продольных перемещений судна, грузонесущего кабеля
от качки судна, связей канатной дороги при движении груза и
Качке. В одних случаях представляют интерес усилия в связях,
в других нужны только резонансные частоты.
Пусть qx и Цг — составляющие линейных нагрузок, действую-
щих на однородную нерастяжимую нить. Ее форма и натяжение
определяются двумя уравнениями движения и геометрическим
соотношением
(2.100)
В этой системе три неизвестные функции от s и /: Т, х, г. Решение
возможно численными методами.
Когда нагрузка задана нормальной qn и касательной д( состав-
ляющими (см. рис. 2.12), то вместо (2.100) можно использовать
систему
34 За\з ( да у 3^ да _
as» s \ ds J ~ 1 к а/ / 3s г"*л дз ’
1 а I да \ _ w д*а t а?п "да
Г ds V дз ) ~ 1 dt* дз ** дз ’
(2.101)
Система (2.101) упрощается, когда нормальные и касательные
усилия зависят только от угла а, т. е. (а), qt — qt (а),
д1Т f да f да Xs t ( < \ да .
дзя \ дз ) 1 \ di ) \ 5а ^п] ds ’
1 У — г» 6I(t _l I dq* „\ da
T 3s X1 ds / di* \ da $* / дз *
(2.102)
(2.103)
численно од-
Когда же на нить действует только сила веса q, система (2.101)
принимает еще более простой вид
д*Т ,Г/да\2
1 д / ^,2 да \ j_ Й»«
Тй V дз / — di* *
Системы (2.100)—(2.102), (2.103) интегрируются
ним из известных методов. Когда нить пологая и допустимо в (2.102)
пренебречь (da/d$)*, то в получаемой таким образом системе урав-
нений можно применить метод разделения переменных. Пусть
82
T (s, f) = T, (s) Тг (f), a (s, f) — ctj (s) a, (I). Тогда из (2.102 и
(2.103) можно получить связь между а и t в форме
* = С V 2SJ [ф (И) - ф {“о)П Ti ~ 7F ехр
где ___ ______________________
«0 = “»]/^-;
Ф (и) — табулированная функция, являющаяся интегралом ве-
роятности,
ф (a) = j е~“* du;
о
ut и b — постоянные, определяемые из начальных и граничных
условий,
а _________________.
1 (daA-ff)1 <PTi№* ’
h — 1 d!% _ 1 d /„Л (fax \
Tt<x.t dt* ds \ 1 ds /’
aM соответствует значению а в точке начала отсчета.
Ряс. 2.23. Фермы колебаний струны.
Для определения 7\ и aL имеем, два дифференциальных урав-
нения
= _ ДД a’; 1 ^_ (6
ds2 aL 7\at ds \ 1 ds / ”
интегрируемых численно обычными методами. Эти уравнения
можно также свести к нелинейному уравнению второго порядка.
Довольно полно изучены колебания сильно натянутых струн
и пологих нитей [67,78,801. Стоячий такелаж мачт, контроттяжки,
шкентели, швартовы обыкновенно сильно обтянуты и не несут
существенных поперечных нагрузок. Поэтому их допустимо мо-
делировать струной. Поперечные колебания струны (рис. 2.23)
83
описываются волновым уравнением (2.95), решение которого
имеет вид [см. формулу 2.96)1
Ofr
и (х, t) = X] (Лг COS ktt -f- Bi Sin ktt) Sin OiX,
где ___
=_^ = 2* j/JL; * = (2.104)
i i
Ai = J uoi sin OiX dx; Bt= ~~ J sin OjX dx,
□ a
здесь T — натяжение струны; a1 = Т]тг; i — количество колеб-
лющихся полуволн с определенной формой собственных колеба-
ний. Первые две формы собственных колебаний показаны на
рис. 2.23, а—е. Свободные колебания общего вида не обладают
свойством сохранения формы, присущим собственным колебаниям.
На рис. 2.23, г показаны формы отклонений «щипком» в точке А
струны. В канатах и цепях колебания высших гармоник быстро
затухают, если они не попадают в резонанс с вибрацией корпуса
и механизмов.
При колебаниях струн относительно большой амплитуды At
собственные частоты зависят от нее и при неподвижных опорах
равны
2К 1
где К — полный эллиптический интеграл первого рода с модулем
ь _ ь .. 1 - я — iin‘EF
я ь ~ у 2 (^ + Р,Я‘<) ’ Pi “ 4mtl* '
величину k( находят по формуле (2.104). Когда 1. то
3₽,Л* у/я
—4 } *
К модели струны с неподвижными опорами приводятся обтяну-
тые канаты такелажа и швартовы.
У струны с «противовесом», т. е. у нити, которую обтягивает
груз массой М,
£.________
‘ 2Е -j/ 1 — ’
где Е — полный эллиптический интеграл второго рода с модулем
k = kb =
2р#Л2
14-2МЗ ’
84
Когда 2цИ? < 1, то
к ~ kl _
/i + М?
Для пологой нити с опорами, расположениями на разных
уровнях, частоты собственных колебаний в плоскости провиса-
ния определяются по формулам
. _ Г i*n*T . (8Pn*+1536)EFficosa ]«/* . . „ _
- [“SJ5- +------SiWmJ*------] ’ 1 - *• * 5’
. Г iWT . cosaW . „ . с
fc‘4“S^“+-------W-------J ' i = 2, 4, 6е ...
где I — расстояние между опорами; а — угол наклона н горизонту
хорды, соединяющей опоры; Л — стрела провисания нити, изме
ренная перпендикулярно к хорде. Формулы справедливы при
разнице уровней опор до (0,10 4- 0,12) I.
Г лава 3.
РУЛЕВЫЕ УСТРОЙСТВА
§ 3.1 Управляемость судов
Управляемость, т. е. способность судна двигаться по
заданной траектории, является необходимым эксплуатационным
качеством судна. Комплекс средств и механизмов, обеспечиваю-
щих это качество, называется рулевым устройством.
Развитие техники в последние десятилетия отразилось и на
средствах, обеспечивающих управляемость морских судов. По-
явились системы автоматизированного управления судами с ис-
пользованием спутников Земли, подруливающие устройства, раз-
личные тормозные системы и т. д. Однако у большинства судов
основным средством управления остаются традиционные рули.
Совершенствование рулевого устройства осуществлялось за
счет различных конструктивных новшеств, вызванных увеличе-
нием размеров и скорости судов. Длинное, тяжелое рулевое весло
было заменено лопастью с вертикальной осью вращения, в верх*
ней части которой размещался румпель — рычаг, с его помощью
руль поворачивался на нужный угол. С увеличением размеров
рулей совершенствовалась их конструкция, узлы крепления.
Появились различные рулевые приводы и передачи, позволившие
разместить пост управления движением судна в более удобном
Й5
месте с лучшим обзором. Многое изменилось с появлением руле-
вых машин, сначала паровых, а потом электрических н гидрав-
лических.
Современное рулевое устройство показано на рис. 3.1. Основ-
ные элементы рулевого устройства перечислены ниже:
— руль — плоская конструкция, поворот которой за счет
взаимодействия с водой при движении судна приводит к обра-
Рис. 3.1, Схема совре-
зованию силы, необходимой для управления
судном;
— баллер — вал, предназначенный для
поворота руля;
— рулевой привод — устройство, обе-
спечивающее передачу на баллер момента,
необходимого для поворота руля;
— рулевая передача — силовой или уп-
равляющий связующий элемент между ру-
левой машиной и рулевым приводом;
— привод управления — устройство,
обеспечивающее связь поста управления
с рулевой машиной;
— рулевая машина — механизм, созда-
ющий момент, необходимый для перекладки
руля.
Рулевое устройство включает также за-
пасные и аварийные рулевые приводы.
ценного рулевого уст-
ройства,
/ лер© куля; 2 — опо-
ра лера руля; 3 — Мйж-
ifEifl Подшипник баллера;
4 — бадлер; $ — Верх-
ний подшипник баллера;
б — рулевая машина
с рулеиой передачей: 7 —
рулезой привод; 8 — при-
аод управления; $ —
пост управления.
ограничители перекладки руля и многие
другие элементы, обеспечивающие эффек-
тивную и надежную работу устройства.
Классификация средств управления судами
приведена на рис. 3.2.
Пассивные средства могут обеспечивать
управление судном только при его движе-
нии, так как необходимое для этого усилие
возникает за счет взаимодействия воды
с перемещающимися элементами устройства. Судовой руль,
являющийся наиболее распространенным средством управле-
ния, относится к пассивным средствам.
Активные средства обеспечивают необходимое управляющее
воздействие независимо от того, движется судно или нет. К этой
группе относятся движительно-рулевые устройства, поворотные
насадки, активные рули и многочисленные подруливающие уст-
ройства.
Исходя из приведенных выше определений средства управ-
ления должны обеспечивать как устойчивость судна на курсе,
так и его поворотливость.
Устойчивость на курсе — это способность судна двигаться
прямолинейно в заданном направлении. Поворотливость — спо-
собность судна производить нужные изменения в направлении
36
своего движения. Эти свойства противоречивы — чем более устой-
чиво судно на курсе, тем сложнее изменить направление его дви-
жения. Если судно может удерживаться на прямом курсе без
использования средств управления, то его устойчивость на курсе
называется автоматической, в противном случае устойчивость
называется эксплуатационной. Устойчивость на курсе зависит в ос-
новном от особенностей судового корпуса: отношения длины судна
к его ширине, полноты его диаметрального сечения и т. д.
Рис. 3.2. Классификация средств управления судами.
Поворотливость судна обеспечивается только при использо-
вании средств управления. Рассмотрим традиционное рулевое
устройство. При перекладке руля, т. е. при его повороте на опре-
деленный угол, обтекание руля становится несимметричным. На
поверхности руля, обращенной к потоку, давление возрастает,
на обратной стороне руля появляется разряжение. В результате
возникает значительная боковая сила, которая и используется
для управления судном. Силы, действующие на руль и судно,
схематически показаны на рис. 3.3. Гидродинамические нагрузки,
действующие на руль, имеют большую интенсивность в передней
его части, поэтому центр приложения их равнодействующей F
расположен в передней части руля. Проекция F образует отно-
сительно центра тяжести судна вращающий момент и вызывает
боковое смещение, т. е. дрейф судна, который характеризуется
углом дрейфа (к
Поворот судна и его дрейф вызывают несимметричное обте-
кание подводной части корпуса и существенное перераспределе-
87
нне гидродинамических сил, которое должно уравновесить силы
инерции и боковую силу, возникающую на руле.
В зависимости от соотношения всех силозых воздействий
перемещение центра тяжести судна, отсчитываемое от момента
начала перекладки руля, может быть разделено на три периода:
— маневренный, совпадающий с продолжительностью пере-
кладки руля и характеризующийся резким возрастанием силы,
Рис. 3.3. К определению сил, действующих на руль и судно.
действующей на руль, появлением неустановившихся инерцион-
ных и гидродинамических сил;
— эволюционный, характеризующийся возрастанием гидро-
динамических и инерционных сил и некоторым уменьшением силы
на руле из-за изменения характера его обтекания;
— установившийся, возникающий, когда все действующие
на корпус судна и его руль силы уравновешиваются, отличающий-
ся Неизмененным значением угловой скорости судна (центр тя-
жести судна при этом движется по окружности).
На рис. 3.4 показаны геометрические характеристики цирку-
ляции, т. е. траектории движения центра тяжести судна от мо-
мента, соответствующего началу перекладки руля на некоторый
ва
Ряс. 3.4. Геометрические характе-
ристики циркуляции.
угол, который далее остается неизменным. Основные из них
следующие;
— выдвиг Ве — перемещение центра тяжести судна в направ-
лении исходного курса до того момента, когда диаметральная
плоскость судна завершает поворот на 90°;
— прямое смещение Са — расстояние от неходкого курса до
центра тяжести судна в тот момент, когда его диаметральная
плоскость совершит поворот на 90е;
— обратное смещение Со —
максимальное перемещение судна
в сторону, противоположную на-
правлению поворота;
— диаметр тактической цир-
куляции О, —> расстояние от ис-
ходного курса до центра тяжести
судна в тот момент, когда его
диаметральная плоскость совер-
шит поворот на 180°;
— диаметр установившейся
циркуляции Оуст —• диаметр ок-
ружности. соответствующей тра-
ектории центра тяжести судна
в установившемся периоде цир-
куляции.
Теория управляемости являет-
ся основой для проектирования
рулевого устройства. Она исполь-
зуется при определении необ-
ходимой эффективности средств управления судном, при выборе
лучших типов этих средств и их геометрических характеристик
с учетом назначения и размеров судна. Теория управляемости
используется также при анализе сил, действующих ка конструк-
тивные элементы рулевого устройства. Этот анализ дает воз-
можность выполнить необходимые расчеты прочности, оценить на-
дежность как отдельных элементов, так и рулевого устройства в це-
лом. Для оценки эффективности средств управления судами необ-
ходимо четко сформулировать критерии эффективности, а также
определить допустимые пределы их количественных изменений.
Однако это весьма затруднительно, так как требует учета боль-
шого количества сложных для анализа факторов. Помимо теоре-
тических и экспериментальных задач, которые должны быть
решены для того, чтобы надежно предсказать поведение судна
при маневрировании в реальных условиях, необходима оценка
размеров ущерба из-за отказов и низкой эффективности средств
управления судами, строительных затрат и т. д.
Нормирование управляемости морских судов является основ-
ной проблемой теории управляемости. Обычно оно сводится к ог-
раничению диаметра установившейся циркуляции как меры по-
R9
Рис, 3.5. Диаграммы уп-
равляемости судов.
1 — устойчивее ее курсе;
I — яеустойчаяое в* курсе.
воротливости судна. Практика подтвердила» что обеспечение
эксплуатационной устойчивости судна не связано с какими-либо
трудностями, так как необходимая для этого площадь руля заве-
домо меньше площади, требуемой для достижения достаточной
поворотливости.
Полезным для анализа управляемости является использо-
вание диаграмм управляемости, которые представляют собой
зависимости вида й = f (а), где й — безразмерная угловая ско-
рость при установившемся движении судна на циркуляции, соот-
ветствующей перекладке руля на угол а, й — 1//?уст = L/Rycr.
На рис. 3.5 изображены диаграммы
управляемости для судна, автоматически
устойчивого на прямом курсе, и для
судна, не имеющего этого качества.
Положительное значение угла перекладки
соответствует повороту руля на правый
борт. Характерной для диаграммы управ-
ляемости является точка(ам, йД которая
определяет величину критического угла
перекладки. На этот угол должен быть
переложен руль, чтобы изменить направ-
ление самопроизвольной циркуляции суд-
на, не обладающего автоматической устой-
чивостью на прямой курсе. Эксплуатаци-
онная устойчивость судна и его пово-
ротливость обеспечиваются в том слу-
чае, если максимальный угол перекладки
руля будет больше критического угла. Соответственно, чем
меньше критический угол, тем лучше управляемость судна.
При самопроизвольной циркуляции судна из-за косого обтекания
его корпуса возможно такое положение руля, когда боковая сила
на нем не возникает. Соответствующий угол перекладки опре-
деляет положение на диаграмме управляемости второй критиче-
ской точки. За счет построения ряда критических точек можно
оценить значение в обеспечении управляемости такого важного
фактора, как форма кормы или коэффициент полноты диамет-
ральной плоскости судна. При сложившейся практике проекти-
рования судов форма кормы является единственным параметром,
изменение которого возможно на стадии проектирования руле-
вого устройства. Площадь руля принимается исходя из заданного
относительного значения угловой скорости при максимальном
значении угла перекладки, что равносильно заданию диаметра
установившейся циркуляции. Оба параметра назначаются на
основании опыта.
Существует другой метод определения характеристик средств
управления судном, который состоит во включении статистиче-
ских данных в качестве коэффициентов в уравнения, описываю-
щие криволинейное движение судна. Наиболее пригодным для
90
этой цели можно считать упрощенное дифференциальное урав-
нение для угловой скорости рыскания. В качестве критерия
управляемости используется отношение максимальной угловой
скорости, которую судно может иметь, к времени, необходимому
для ее набора. Чем больше это отношение, тем лучше судно реа-
гирует на действие средств обеспечения управляемости. В работе
[18] показано, что нормирование предложенного критерия рав-
носильно нормированию относительной эффективности средств
управления судном, т. е. п“ = £[Л/(1^)1 ЛгаГзС*, где и, 4,
— поправки, учитывающие влияние корпуса судна, гребного
винта и рудерпоста на угловую скорость; С“ — производная от
коэффициента боковой силы руля по углу перекладки; A/(Ld) —
относительная площадь руля.
Нормирование является более гибким, так как позволяет
полнее учитывать конкретные условия работы различных средств
управления судов. В работе 177] показана необходимость нор-
мирования скорости перекладки руля. Существующие регламен-
тации являются необоснованно жесткими для судов больших
размеров, а для малых время перекладки руля на практике
принимается значительно меньшим.
Таким образом, можно отметить, что при назначении основ-
ных характеристик средств управления судами ориентируются
преимущественно на подходящий прототип или используют ста-
тистические данные [4, 5, 18, 31, 51, 69, 79, 91). Широкое при-
менение находят также данные модельного экспериментирования.
Регистром СССР и некоторыми другими классификационными
организациями раньше нормировалась минимальная величина
площади руля как
Лп>1п — pq (0,75 -j- £_|_75 ) м1»
где р—коэффициент, р = 1,2 для рулей, расположенных вне
струи гребного винта, р — I для рулей, работающих непосред-
ственно за гребным винтом; q — коэффициент, q — 1,25 для бук-
сиров, q = 1 для остальных судов; L, d — длина и осадка судна.
Позднее эта регламентация из Правил Регистра СССР была ис-
ключена, так как даваемые ею значения оказывались значительно
меньшими фактически назначаемых площадей рулей.
Таким образом, нормируются только наименьшие допустимые
значения эффективности средств управления судами. Основанием
для этого является информация о судах, имеющих достаточную
управляемость.
Статистические отчеты большинства зарубежных классифи-
кационных организаций свидетельствуют о том, что ущерб, при-
чиняемый судну навигационными авариями за срок эксплуата-
ции, измеряется десятками тысяч долларов. Представление о при-
чинах аварий можно получить, обратившись к схеме на рис. 3.6.
9]
Прямо или косвенно недостаточная маневренность судна и отказы
в системе его управления обусловливают большинство аварийных
ситуаций. В [2] показано, что даже небольшое улучшение манев-
Рис. З.б. Схема анализа причин по-
садок судов на грунт.
Ряс. 3.7. К оценке эффективности
средств управления судном.
1 — суммарные затраты; 2 -- начальные
еатрагы; 3 — эксплуатационные затраты,
включающие ущерб от аварчб.
ренных качеств судна весьма
эффективно. Например, умень-
шение выдвига Вс на 15% со-
кращает вероятность эксплуа-
тационных повреждений при посадках на грунт в два раза.
На рис. 3.7 схематически показано, что область, соответствую-
щая практике проектирования средств управления судном (за-
штрихована), находится вне зоны оптимальной эффективности.
92
Проблема повышения эффективности рулевого устройства может
быть решена только на основе системных методов, включающих
тщательный анализ начальных расходов и эксплуатационных
затрат.
§ 3.2. Судовые рули
Классификация и геометрические характеристики. Ос-
новные элементы руля — корпус, называемый пером руля, опоры
и узел, обеспечивающий соедине-
ние пера руля в баллером. Форма
руля определяется его профилем,
т. е. фигурой, образующейся при
сечении руля плоскостью, пер-
пендикулярной к оси его враще-
ния, и контуром, т. е. линией,
ограничивающей сечение руля
вертикальной плоскостью его сим-
метрии (рис. 3.8). Контур руля
позволяет определить высоту руля
hp и ширину руля 6Р, а про-
филь — толщину руля /р. Отре-
зок, соединяющий переднюю и
заднюю точки профиля, называ-
ется хордой.
Площадь руля А — основная
геометрическая характеристика
руля, представляющая собой пло-
щадь плоской фигуры, ограни-
ченной контуром руля. У всех
Рис. 3.8. Основные геометрические
характеристики руля.
рулей ось вращения отстоит от
передней кромки на определенное расстояние. Часть руля, рас-
положенная в нос от оси вращения, называется балансирной.
Для сравнения формы рулей рекомендуются следующие без-
размерные характеристики:
— относительное удлинение руля X — отношение высоты руля
к его ширине, X = ftp/bp яа flp/bp.cp я£ fi^/A;
— относительная толщина руля (профиля) tp = tp/bp,
— коэффициент компенсации руля — отношение площади ба-
лансирной части руля к плошади всего руля Кр = AJA.
Судовые рули классифицируют по следующим признакам:
расположению оси вращения руля, размещению руля относи-
тельно элементов конструкции копмпвой оконечности и по типу
крепления руля (рис. 3.9).
Современные рули и их геометпические характеристики при-
ведены на рис. 3.10. Небалансирные рули, расположенные за
рудерпостом, длительное время являлись наиболее применимыми.
Постепенно их стали заменять балансипными рулями, позволяю-
щими существенно снизить мощность рулевой машины. Однако
S3
сложность крепления последних привела к большому распростра-
нению пслубалансирных рулей. Чаще всего полубалансирные
рули размещают за кронштейном. Небалансирные рули с несколь-
кими опорами на рудерпосте применяют на ледоколах и грузо-
вых судах, предназначенных для эксплуатации в арктических
морях. На морских судах всех типов в основном применяют об-
текаемые руля. Простые рули можно встретить лишь на катерах
и небольших несамоходных баржах.
Профиль руля в значительной степени определяет его эффек-
тивность. Для морских судов используются симметричные про-
фили, отличающиеся друг от друга (рис. 3.11) положением по
хорде точки, соответствующей максимальной толщине профиля,
а также формой хвостовой части.
Данные, позволяющие построить наиболее распространенные
профили рулей, приведены в табл. 3.1.
Профиль НЕЖ назван в честь своего автора — Николая Его-
ровича Жуковского. Этот теоретический профиль для практиче-
ских целей должен быть изменен. В частности, следует утолстить
его хвостовую кромку. Эти модификации были выполнены в Гет-
тингенской лаборатории и положены в основу профилей G6429,
G6538 и G6539. Профили ЦАГИ разработаны в Центральном
аэрогидродинамическом институте им. Н. Е. Жуковского. Нахо-
дят широкое применение для судовых рулей также профили
NASA (Национальное управление по аэронавтике и космическому
94
Tun I
Тил /V Тип VI Тип VII
Рис. 3.10. Типы расположения рулей и их опор; а — полубалансириый руль
с конусным соединением баллера, расположенный за кронштейном и гребным
винтом (тип I); б — полубалансирный руль с конусным соединением баллера,
расположенный за дейдвудом (тип II); в — балансирный руль с опорой на пятке
ахтёрштезня, расположенный за гребным впитом, с конусным соединением бал-
лера (тип Щ); г — небаланснрный руль за рудерпостом к винте?.!, с конусным
соединением баллера (тип IV); й — небаланснрный руль с опорой на пятке
ахтерштевня с конусным соединением баллера (тип VI); е — полубаланснрнын
руль с фланцевым соединением баллера, расположенный За гребным винтом
(тип VII); ж— полубаланснрнын руль с фланцевым соединением баллера, рас-
положенный за дейдвудом (тип VHI); з — небаланснрный руль с опорой на
пятке ахтерштевня, расположенный За гребным винтом, с фланцевым соедине-
нием баллера (тип IX); « небаланснрный руль за рудерпсстсм с фланцевым
соединением баллера (тип X); к — балансирный руль со съемным рудсрпсстсм
с опорой на пятке ахтерштевня (тип XI); л — небаланснрный руль с опорой на
пятке ахтерштевня с фланцевым соединением баллера (тип XII); лс — небалан-
сирный руль за рудерпостом с фланцевым соединением баллера и двумя штырями
(тип XIII); н — балансирный подвесной руль за гребным винтом (тип XIV).
Типы расположения рулей с насадками V и XV см. рис. 3.41.
1—4 — характерные сечения конструкций; G — центр тяжести части площади полу под-
весного руля расположенная ниже сечения 4; G± — центр тяжести o6iiie.fi площади
руля Л; G* — центр тяжести части ялещадн руля. яаходящеЯся я струе гребного вккта Л я.
96
пространству США). Ординаты этого профиля могут быть опре-
делены аналитически
±4-[1.4845/^- 0,63-Т-— 1,758 (~.)г
1.4215(i)‘ - 0,5075
Рис. 3.1L К. сравнению профи-
лей рулей.
Некоторые особенности профиля NASA: при х = 0 dyldx = <х>,
при х = 0,36р dyidx = 0 и у t„Q. что соответствует макси-
мальной толщине профиля.
Профили серии JFS58TR и
JfS61TR разработаны для балан-
сирных рулей в судостроительном
институте при Гамбургском уни-
верситете (ФРГ). Они позволяют
обеспечить достаточную прочность
руля при высоких гидродинами-
ческих качествах.
При проектировании рулей с
рудерпостом, применяемых в ос-
новном на ледоколах и судах ледового плавания, основное
внимание уделяется их прочности. Руль и рудерпост при этом
рассматриваются как единый гидродинамический комплекса еди-
ным профилем, при выборе которого нужно обратить внимание
на толщину хвостовой части.
Таблица 3.1. Относительные ординаты профилей рулей в зависимости
от относительных абсцисс х;Ьр
Тип Nl профиля 0,005 0.010 Dr025 0.050 0,075 0.100 0.130 0.200
НЕЖ -0 0,068 0,148 0.226 0,311 0,369 0,410 0.460 0,490
ЦАГИ ' 0 0,103 0,205 0,310 0,410 0,462 0.483 0.498 0,498
NASA г- 0 0,062 0,141 0,218 0,296 0,350 0,39 0.445 0.478
JFS58TR 0 0,135 0,20 0.272 0,353 0,-436 0,477 0,495 0.495
JpS6lTR 0 0.135 0.20 0,272 0.353 0.403 0,436 0,477 0,495
G6410 0 0.086 0.136 0.225 0.31 0.465 0,450 0,450 0,480
1ип профиля й.зоо 0.400 0,500 G.600 0,700 0.800 0.900 0.Э5О L00
НЕЖ 0,495 0,470 0.409 0.334 0,240 0.150 0.075 0,030 0.00
ЦАГЙ 0.461 0.387 0,294 0,218 0.151 0,092 0,045 0,025 0.01
NASA 0.500 0.484 0,440 0,380 0,305 0,218 0,121 0.067 0.01
JFS58TR 0,490 0.445 0,440 0,251 0.155 0,111 0,100 0.100 0,10
JfS6LTR 0.470 0,400 0.306 0.213 0,143 0.108 0.100 0,100 0,10
G641O 0.495 0.445 0,390 0.310 0.220 0.135 0.060 0.035 0,00
4 Александре» М. Н. и др.
97
Гидродинамические характеристики изолированных рулей. Ос-
новные гидродинамические характеристики изолированных ру-
лей следующие:
— угол атаки руля (профиля) а — угол между направлением
скорости поступательного перемещения руля (профиля) и плоско-
стью его симметрии;
— геометрический угол перекладки руля (профиля) аг —
угол между диаметральной плоскостью судна и плоскостью сим-
метрии (хордой профиля) руля;
— центр давления руля (профиля) — точка пересечения пло-
скости симметрии (хорды профиля) руля с линией действия равно-
действующей гидродинамических сил. приложенных к рулю
(профилю);
— эффективный угол атаки руля (профиля) аэф — угол
между направлением скорости центра давления руля (профиля) и
плоскостью симметрии (хордой профиля) руля.
В гидродинамических исследованиях обычно перемещение
руля заменяется обратным по направлению движением жидкости.
Схема сил, действующих на переложенный руль, показана на
рис. 3.3, где система координат хОу определяет положение судна,
а система х^О^ — положение руля.
Проекции равнодействующей F гидродинамических сил на
руле сила сопротивления Fх, боковая сила Fa, нормальная Fn
и тангенциальная Fx составляющие — связаны между собой
следующим образом:
Fv ~ Fn cos а — FT sin а;
Fx — Fn sin ft — FT cos a;
Fn ~ Fa cos a Fx sin a;
FT = Fx cos a Fs sin a;
f - KfTPT =
Моменты гидродинамической силы относительно передней
кромки руля и оси баллера равны М - Fnr4, д и Мб = Fn (хцд—
— хб), где Хц.д — абсцисса центра давления, х0 — абсцисса оси
баллера.
Безразмерные коэффициенты сил и моментов имеют вид;
— коэффициент боковой силы Су = FM/(0,5pv2 Л);
— коэффициент нормальной силы Сп - Fa/(0,5pyM);
— коэффициент лобового сопротивления Сх — Fx/(0.5puM);
— коэффициент тангенциальной силы Ст = FT/(0,5pnM);
— коэффициент гидродинамического момента См —
= М/(0,5рп2Лйр);
— - коэффициент момента на баллере Сб = М6’(0,5риМ Ьр);
— коэффициент центра давления Сд = ха.д//»р, где р — мас-
совая плотность; и — скорость набегающего на руль потока.
98
Гидродинамический расчет руля выполняется в два этапа.
Сначала определяются силы и моменты, действующие па изоли-
рованный руль в бесконечном потоке жидкости. Затем в полу-
ченные значения вносятся поправки, учитывающие влияние на
руль корпуса судна, гребного винта и свободной поверхности
жидкости.
Обычно для изолированного руля безразмерные коэффициенты
сил и моментов даются в зависимости
ное влияние на эффективность руля
ное удлинение 1 и относительная
толщина профиля руля tp. Анализ
экспериментальных данных пока-
от угла перекладки. Основ-
оказывают его относитель-
Рис. 3.12. Зависимость измене-
ния акз от относительного удли-
нения X и относительной тол-
щины руля fp.
Рис. 3.13. К определе-
нию клиновидности
руля.
‘ - («в - 'и)/*р = 0;
2 - - и*р=0-05--
fir).'*p= °-09-
зывает, что при увеличении угла перекладки до некоторой ве-
личины акр функция Су (а) является линейной. Однако в даль-
нейшем происходит резкое уменьшение величины С9, что вы-
звано срывом потока со стороны разрежения руля. Угол <хкр
принято называть критическим углом перекладки. Таким обра-
зом Cs можно представить как Су — adCy!da.
Градиент боковой силы 0 можно получить из теорети-
ческого решения для профилей Жуковского при К -* оо, Су -
— 2л sin а. При малых углах атаки sin а да а, откуда
I = 2л-
аа [<х=о
При реальных удлинениях руля для приближенных расчетов
можно воспользоваться интерполяционной зависимостью
Прандтля
*Су
da.
2л
1+Т
(3.1)
4*
99
Значение критического угла перекладки акр представляет
большой интерес, так как определяет величину Су [ТМХ. На рис. 3-12
показано изменение акр в зависимости от относительной толщины
руля и его удлинения X. Отметим, что акр мало зависит от
Рис. 3.14. Изолированные рули различных типов: а — балан-
сирный прямоугольный руль; б — пмубалансирный руль;
в — балансирный прямоугольный руль с горизонталь-
ной стенкой; г — балансирный клиновидный руль со скосом
задней кромки к горизонтальной стенкой; д—балансирный
клиновидный руль со скосом передней кромки и горизонталь-
ной стенкой; е — лолубалацсирный руль с горизонтальной
стенкой.
Для рулей с горизонтальной стенкой относительный зазор руля
&~е —
с Р
толщины руля и определяется в основном величиной X. Показан-
ная на рис, 3.12 зависимость может быть аппроксимирована вы-
ражением аир = «</1/"X, где коэффициент ас — 31° для рулей
с профилем НЕЖ и ас = 33® для рулей с профилем NASA.
Форма контура руля мало влияет на его гидродинамические
характеристики. Небольшое увеличение Су может быть получено,
если руль выполнить в виде лопасти с изменяющейся толщиной
100
(рис. 3.13). Изолированные рули различных типов приведены на
рис. 3-14, а их гидродинамические коэффициенты — в табл. 3.2.
Влияние корпуса судна, гребного винта и свободной поверх-
ности на гидродинамические характеристики руля. В общем виде
формула для определения боковой силы руля может быть пред-
ставлена в виде
Fy = СХ^лаэф Ая, (3.2)
где Су — градиент боковой силы руля по углу перекладки; kK,
— поправки, учитывающие влияние, оказываемое на работу
руля корпусом судна и гребным винтом; ааф — эффективный угол
Рис. 3.15. К определению площади кормового подзора Ап; а —
судно с кронштейнами гребных валов; б — судно с обтекате-
лями гребных валон; в — судно с обыкновенным рулем; г —
судно с рулем За рудерпостом.
перекладки руля; kA = А/Ая— коэффициент относительной пло-
щади руля; А — площадь руля; Ая — LdoK — приведенная
площадь погруженной части диаметральной плоскости судна;
Од — коэффициент полноты погруженной части диаметральной
плоскости; L — расчетная длина судна; и — скорость судна; р —
массовая плотность жидкости.
Выражение (3.2) можно представить как Fy — 0,5ро2ЕаЭфЛд,
где Е — CykKkBkA — приведенный градиент боковой силы руля.
Для определения коэффициента полноты од рекомендуется
выражение
. 3 Ап . 0,054 .
стд- 1 20 — I U diL
где I — номер теоретического шпангоута в месте перехода формы
шпангоутов от V- к U-образной; Ап — площадь кормового под-
зора, т. е. площадь фигуры, дополняющей диаметральное сече-
ние судна в корме до прямоугольника, образованного основной
линией и кормовым перпендикуляром (рис. ЗЛ5); — угол диф-
101
Таблица 3.2. Гидродинамические коэффициенты изолированных рулей
ъное ! руля X ь Z и Значения гидродинамических коэффициентов при перекладки руля а, град у гл а х
Относится удлинение к tr К <& <г О !4 0 о 10 15 2U 25 30 35
Профиль НЕЖ. fptrorc — 20 °/ (см, рис. 3.14, «)
U0 сж cs ьд 0,030 0,040 0,160 0,225 0.060 0,340 0,245 0,100 0,530 0.270 0,175 0,715 0,290 0,317 0,860 0,315 0,405 1,005 0,340 —
1.5 н «с 0,045 0,045 0,240 0,225 0,060 0.470 0,242 0,095 0,685 0,260 0,185 0,875 0,290 0,290 1,100 0,315 0,395 0,900 0,340 1 1 1
2,0 Сх сг ьд 0,030 0,040 0,250 0,230 0,060 0,530 0,245 0,090 0,835 0,265 0,170 1,060 0,285 0,270 1,100 0,365 0.385 1,000 0,330 —
2.5 Сж су сд 0,040 0,040 0,255 0,230 0,055 0.570 0,235 0,090 0,870 0,245 0,165 1,115 0,245 0,255 0,560 0,270 0.370 0,535 0,400 0,450 0,542 0,395
Профиль NASA, fpmax — 21 4, (см. рис. 3-14, £ 0
1.0 Й «S и 0,028 0,045 0,165 0,180 0,070 0,330 0,205 0,115 0,515 0,230 0,195 0.695 0.270 0,330 0,845 0,295 0.440 0,920 0,315 1 1 1
1.5 Сх сг ьд 0,020 0,025 0,195 0,190 0,055 0,395 0,193 0,095 0,590 0,200 0,150 0,780 0,215 0,230 0,940 0,260 0,325 0.840 0,375 0,405 0,565 0,370
2.0 Сх % сд 0,013 0,025 0,215 0,195 0,045 0,460 0,200 0,090 0,680 0,205 0,165 0,905 0,220 0,250 0,975 0.270 0,340 0,725 0,340 0,430 0,530 0,390
2,5 К =4 « 0.015 0.030 0,280 0,220 0,060 0,580 0,210 0,110 0,840 0,220 0,180 0,970 0,230 0,300 0,630 0,370 0,360 0,620 0,380 0,460 0.620 0,380
Профиль NASA, fpinak —20 % (см. рис. 3.14, б)
.18,6 Сх с„ 0,005 0,000 0,025 0,178 0,130 0,080 0,355 0,151 0,170 0,530 0,169 0.285 0.710 0,190 0,395 0.887 0,216 0,465 1,025 0,243 —
102
Продолжение табл. 3.2
руля А, ф- "Значения гидродинамических коэффициентов при углах перекладки руля <х> град
ш к я sf
с £ t* к я е л 20 23 30 35
О СП 0 * и 1 •}
Профиль НЕЖ, fp щах- — 20 % (см. рис. 3.14, в
Для переднего хода при Лё - 0,0071
1,0 Я 3 К С 0.0 0,02 0,0 0,175 0,035 0,177 0,218 0.375 0,070 0,382 0,245 0,590 0.130 0.604 0,269 0,800 0,212 0,824 0,286 0,992 0,325 1,036 0,305 0,175 0,460 1,248 0,326 1,220 0,580 1,332 0,350
Для переднего хода при Лё 0,0870
1.5 и а НС 0,0 0.02 0,0 0,240 0,030 0,242 0,184 0,490 0.060 0.493 0,191 0,735 0,115 0,740 0.201 0.955 0,198 0,965 0,214 1,150 0,300 1,169 0.239 0,545 0,410 0,677 0,304 1 1'1 1
Для переднего хода при Лё = 0,100
2,0 маис 0,0 0,016 0,0 0,295 0,030 0,296 0,205 0,585 0,062 0,587 0,235 0,875 0,120 0,876 0,260 1,080 0,203 1,084 0,290 1,085 0,300 1,320 0,360 — —
Для заднего хода при Лё - 0,0071
1.0 ли й и OU OCj 0,0 0,055 0.0 0,0 0,300 0,088 0,307 0.688 0,545 0,168 0,566 0,692 0,755 0,290 0,804 0,692 0.813 0,415 0,906 0,688 0,718 0,483 0,855 0,685 — 1111
Для заднего хода при Ле ~ 0.0870
1,5 св ьх С„ сд 0,0 0,05 0.0 0,0 0,425 0.082 0,430 0,680 0,700 0,160 0,718 0,697 0,855 0.260 0,893 0,709 0,785 0,350 0,857 0.714 0,595 0.425 0,719 0,711 — —
Для заднего хода при Лё = 0.100
2.0 с‘ Сп 0,0 0,049 0.0 0,500 0,105 0,507 0.664 0,725 0,190 0,747 0,664 0,800 0,297 0,850 0,660 0,705 0,382 0,798 0,653 — — —
103
л;
ПродолжеЕтие табл. 3.2
Относительное удлинение руля К & dj Значения гидродинамических коэффициентов при углах перекладки руля а, град
£ 1 tp Q * 0 5 ]0 IB 20 25 3D 35
Профиль НЕЖ> tp так 20 %г -0,071 ( см. рис. 3,14, г)
Для переднего хода *
1,0 Г> Г> r> С) 3= S li ч= 0,0 0,021 0,0 0,205 0.025 0.206 0.191 0,415 0,050 0,417 0,220 0,620 0,105 0.625 0.243 0,820 0,190 0,835 0,263 1.015 0,295 1.045 0,281 1,195 0,425 1,247 0,301 1,257 0,545 1,342 0,326
Для заднего хода
1,0 Й и 0,0 0,037 0,0 0,330 0,080 0,337 0,655 0,570 0.163 0.590 0,701 0,753 0,270 0.797 0,704 0,900 0,935 0,981 0.687 0.962 0,515 1.089 0,665 0,670 0,590 0,875 0,648 1111
Профиль НЕЖ, Эр тэх — 2( %, Аё _ 0,071 (см, рис. 3.14, 0)
Для переднего хода * *
1,0 , а» н й, М 0,0 0,03 0.0 0,230 0,042 0,233 0,229 0,465 0,080 0,472 0,246 0,700 0,150 0,715 0,259 0,927 0,245 0,955 0,269 1.150 0,350 1,191 0,277 1.360 0,482 1,419 0,286 1,555 0,640 1,641 0.300
Для заднего хода
1,0 ч ч 0,0 0,072 0,0 0,300 0,110 0,308 0,717 0,565 0,181 0,588 0,737 0,790 0,300 0,841 0,731 0,938 0,457 1.038 0,710 0,845 0,525 0,988 0,690 —
1.0 & С*< ?а см Профил! 0,0 — 0,014 0,0 0,0 ь НЕЖ, 0,135 0.0 0.134 0,218 —0,001 р mas = (см. Для nepi 0,295 0,035 0,297 0,247 0.007 0,245, А ТИС; 3.14, ’днего хоё 0,468 0,100 0,478 0,275 0,025 р - 0,22 <’) а*** 0,620 0,185 0,646 0,297 0,048 3, лё- 0,748 0.280 0,795 0,308 0,068 0,06 0,850 0.375 0,924 0,318 0,088 0.895 0,483 1,010 0,331 0,109
Для заднего хода
1,0 с? Сп сл см 0,0 0,063 0,0 0.0 0,330 0,100 0.337 0.768 —О'183 0,585 0,185 0,608 0,713 —0,298 0,760 0,315 0,816 0,673 —0.367 0,860 0,450 0,962 0,648 —0,404 0,885 0,545 1.032 0,625 —0,415 0.703 0,627 0,922 0,615 0,361 1 1 1 1 1
104
Продолжение табл. 3.2
1Ы!0Р ' руля >u с. Значения гидродинамических коэффициентов при углах перекладки руля ", град
ноеител линей щ 3 я <Т- 0 5 tG J.j 20 2о- 3G 35
От УД 2
Профиль НЕЖ, Z р тал — 250, К (см. рис, 3.14, р 0,249, - е) 0,083
Для переднего иода
1.5 Л О Г) О Г) й и в к « 0,0 -0.005 0.0 0.0 0,158 0,012 0.158 0,124 —0,020 0,320 0.052 0.324 0.205 —0,014 0.480 0,115 0,493 0.237 —0,006 0,645 0.207 0,677 0,255 0,004 0,805 0,305 0,858 0,264 0,013 0,890 0,390 0,966 0.273 0.023 0,725 0,470 0,863 0,293 0,038
Для заднего хода
1.5 % Сп сл 0,0 0,058 0,0 0.0 0,430 0,110 0,438 0,793 —0,238 0.700 0.190 0.722 0,762 —0,370 0,850 0,310 0.901 0,739 —0,441 0,925 0,430 1,016 0,721 —0.479 0.740 0,515 0.888 0,708 —0,407 1 11 II 1 1 Ш 1
Профиль НЕЖ, fpmax --- 0,250, Кр — 0,250, Лё -= (см. рис. 3.14, е) -г 0,01
Для переднего хода.
2,0 person S И Я И К 0.0 —0,028 0,0 0,0 0,230 0,015 0,209 0,242 —0,002 0,395 0,060 0,399 0,260 0.003 0,550 0,135 0,566 0,272 0.012 0.4)97 0.205 0,725 0,282 0,023 0,840 0,280 0,880 0,290 0,035 0,935 0,375 0,997 0,304 0,054 0,690 0,458 0,828 0,336 0,071
Для заднего хода
2,0 су ^Х сп с* 0,0 0,045 0,0 0,0 0,355 0,085 0.361 0,790 —0,195 0.565 0,145 0,582 0,769 —0,303 0,710 0,215 0,741 0,753 —0,373 0,800 0,305 0,856 0,739 —0,419 0,530 0,400 0,649 0,722 —0,306 — —
= * При a ’* При к *•* При a 0,240. 40° С = 0.685; = 40е С = 1,680; = 40° С = 0,780; Сх = 0,610; Сп 0,917; С Сх = 0.810: Сп — 1,808; С; Сх = 0,570; Сп 0,964; С „ =- 0,359 ! = 0,318. -= 0,352; С м
105
ферента, складывающийся из статического дифферента, обуслов-
ленного посадкой судна или технологией его постройки, и ходо-
вого дифферента.
Выражение (3.3) применимо при традиционных обводах судна.
Для судов с сигарообразной кормой или утолщенным дейдвудом
Рис. 3.16. Теоретические чертежи кормовых частей судов.
Рис. ЗД7. Схемы расположения руля по высоте относительно кор-
пуса судиа.
О/I основная плоскость судна,
рекомендуются следующие формулы, полученные на основе экспе-
риментальных данных;
— для судна с сигарообразной кормой (рис. 3.16, а)
п 0,054 ,
ал = 0,975
— для судна с утолщенным дейдвудом (рис. 3.16, б)
Онг'п 0,054 .
,962 фй.
Корпус судна оказывает существенное влияние как на вели-
чину скорости набегающего на руль потока, так и на его направ-
ление. Изменение боковой силы за счет уменьшения скорости
набегающего на руль потока может быть учтено коэффициентом
106
1
kK = (1 — да)2, где да — коэффициент расчетного попутного по-
тока. Тогда скорость набегающего на руль потока пр — и (1 — да).
Значение да определяется по результатам экспериментов на моде-
лях судов [18].
Ниже приведены рекомендации расчета коэффициента попут-
ного потока да для судов, оборудованных балансирными или полу-
балаисирными рулями. Если прямоугольный или трапециевид-
ный руль верхней кромкой прилегает к корпусу судна, т. е.
< tp (рис. 3.17. а), то
да - (0,68Св- 0.25 Ада - 0.18 да0;
\ iirr /
если верхняя кромка руля находится от корпуса на расстоянии, ’
большем максимальной толщины руля, т. е. Де > tp (рис. 317, б),
то
да -- (0,68Св - 0,43 - Дда - 0.18 “’о-
>
где Св — коэффициент общей полноты подводной части корпуса
судна.
Для полубалансирных рулей (рис. 3.17. в)
|/Z — «,i)z +А (1 — в>г)я
где о»! и да2 соответствуют значениям да при Де < tp и Де > £р.
для судов с транцевой кормой Дда = 0, для судов с крейсерской
кормой Дда — 0,18.
Коэффициент дай = 1, если руль распо- ™
ложен в диаметральной плоскости (ДП); ‘ /
для рулей, смещенных к борту, дап — ?/
= С в + 0.15.
Для морских судов с плавными очер-
таниями кормовой оконечности и промыс- aj ' o.s oj са
ЛОВЫХ судов коэффициент попутного ПО- рис з 18 Ррафик из_
тока может быть рассчитан по приближен- менения коэффициея-
ным зависимостям:
та попутного потока
— для руля, расположенного в ДП за в районе руля,
гребным винтом, да = 0,ЗСв;
— для руля, расположенного в ДП, при отсутствии перед ним
гребного винта w = 0;
— для бортовых рулей да = 0,4Св — 0,13.
Для транспортных одно- и двухвинтовых судов при Св =
= 0,54-0,8 и с одним рулем, расположенным в ДП, коэффициент
попутного потока определяется по графику на рис. 3.18. Для
транспортных одно- и двухвинтовых судов с полными обводами
корпуса при Св > 0,8 и одним рулем, расположенным в ДП,
коэффициент попутного потока рассчитывается по следующим
формулам:
107
— При U-образной форме шпангоутов в корме
w - 0,35 -( 2(СЙ — 0,8); (3-4)
— при V-образной форме шпангоутов в корме
X' = 0,30 -1 3,6 (Св — 0,8); (3.5)
—- при сигарообразной форме кормы
ж 0.48 + 2 (Ся — 0,8). (3-6)
Формулы (3.4), (3.5), (3.6) для расчета коэффициента w приме-
нимы для двухвинтовых судов с двумя рулями, удаленными от
ДП на расстояние не более OJZ? (ширины судна).
Для двухвинтовых судов с рулем, расположенным в кормовом
подзоре в ДП судна, а также для двухвинтовых судов с рулями,
смещенными от ДП на расстояние более чем на 0JS (ширины
судна), коэффициент w рассчитывается по формуле Папмеля
в виде
ш —ОДббСд (3,7)
где г — количество рулей; V — объемное водоизмещение судна,
м3; DB — диаметр гребного винта судна, м.
Корпус судна оказывает существенное влияние и на направ-
ление набегающего на руль потока. Угол дрейфа у руля с учетом
влияния корпуса на направление потока
Рр ии₽ т "27
где Ly — расстояние от центра тяжести судна до оси вращения
руля, м.
Для приближенной оценки коэффициентов х& и х1Л даются
следующие рекомендации:
— для руля, навешенного на кормовой дейдвуд, = 0 и
xfrt — 0,50;
— для руля в диаметральной плоскости, установленного с за-
зором от кормового дейдвуда, хр = 0,25 и хи —- 0,67;
— для бортовых рулей при наличии у судна дейдвуда и для
среднего руля при транцевой корме хр = 0,50 и хю = 0,85;
— для бортовых рулей при транцевой корме хр = 0,75 и
хю = 1.
Фактический угол атаки аф = а — Асимметрия потока
возникает при обтекании бортовых рулей. В этом случае угол
скоса потока асй = 510 (Ly/L) j/si'n где у( — угол между ДП
и прямой, проведенной через середину высоты руля, как показано
на рис. 3.19; Ly — отрезок этой прямой в пределах двух ближай-
ших шпаций в нос от руля.
Рудерпост и кронштейны используются для крепления неба-
лансирных и полубалансирных рулей, оказывая на их работу оп-
108
ределенное влияние. В комплексе руль — рудерпост руль может
рассматриваться как закрылок, а возникающее изменение эф-
фективности оценивается поправочным коэффициентом Ари =
CGI . Z’iCt
•V р-рл-’Ьу.
На рис. 3.20 показано изменение поправочного коэффициента
&рП в зависимости от относительной ширины руля Вр = Ьр;'Ьр_рп
Рис. 3.19. К определению параме-
тров и L-,.
Рис. 3.20. К определению коэффициен-
тов Арп.
и относительного удлинения комплекса Хр_рп- Аппроксимацион-
ная зависимость для поправочного коэффициента
fepiI — 1 0,20Хр2рн 5ш|я 0 30 + Q
Относительное удлинение комплекса руль — рудерпост может
быть определено по соотношению
т ftp Лр_______
лр-рл “к ~ h А ’
ир-рп D(p-pu) ср лр-ри
в котором fep-pn, i'tp-p.ijcp, Ар-рп — ширина, средняя ширина,
площадь рулевого комплекса руль — рудерпост соответственно.
Регистром СССР влияние рудерпоста на значение боковой
силы учитывается путем введения вместо С“ коэффициента С“р_р™
который равен
„ 2лХ1)_гш .—
С^р-.рп = 2 4- X J пг , 1? Стт’ (3.8)
J -т Ар.рп D.5 + %р_рп
где Ст — коэффициент нагрузки винта по упору.
В выражении (3.8) коэффициент нагрузки винта
<jt = 9,3877[DbI> (I — да)]2, (3.9)
109
где Т — упор, кН, развиваемый винтом при скорости судна к,
уз; DB — диаметр винта, м, При отсутствии достоверных данных
о величине упора Т коэффициент нагрузки винта
or - 6,23Arf/(zBt'3D;), (3.10)
где Л'с номинальная суммарная мощность энергетической уста-
новки, кВт, развиваемой судном при скорости у, уз; zB — число
гребных винтов.
Влияние кронштейна полубалансирного руля на величину
боковой силы может быть учтено поправочным коэффициентом
, 1’3,2
=”' L (VwW-6 J ’
где 5кр — относительная ширина кронштейна, определяемая
в зависимости от относительной высоты и площади Дир крон-
штейна,
г /1кр . г й,!р . УГ Ак₽
, -Т , г ’ ^лр — . , ЛКр — J
Гребной винт вызывает изменение скорости потока, набегаю-
щего на руль, а возникающее за винтом закручивание потока
существенно влияет на величину эффективного угла атаки руля.
Если дополнительную скорость, вызванную винтом, обозначить
vB, а площадь руля, попадающего в зону действия потока за вин-
том Лв, то боковая сила на руле
F = С“ -f (v + vBf Ав 1- С? f гг (Л - - Ло).
Отношение F к боковой силе изолированного руля равно
*в А~/* ’ -Ф-(1 +^)2.
А А \ 1 и /
Если учесть, что va/u = 0,5 (у^ 1 -f- оу — 1), то
Поправка, учитывающая изменение направления потока за
счет вращения струи гребного винта, вводится в виде среднего
угла скоса потока по высоте руля ав. ср. Следует принимать во
внимание, что в струю за гребным винтом может попадать только
часть площади руля. В связи с этим существует значительное
количество вариантов взаимного расположения руля и винта.
Для расчета соответствующих значений ав. ср рекомендуется
использовать работы [18, 51, 69]. Средний угол скоса потока
для руля ав. Ср ав. РДВЛ4.
Влияние свободной поверхности на боковую силу руля может
быть учтено с помощью эффективного удлинения руля А,Эф. Из-
менение зависит от числа Фруда Frp = v/y ghv и относитель-
1 Ю
ного зазора АЛ — Aft'ftp, где Aft — заглубление верхней кромки
пера руля. Для значений Frp > 0,5 изменение Х9ф можно пред-
ставить зависимостью
л г 1 9—1ОЛ^
М> _ 1 ______ 0 9g 100АЙ
Л i7-2Fr2
При больших значениях чисел Фруда (Frp оо) Хэф.А — 0,8.
Аэрация, или проникновение поверхностного воздуха на сто-
рону разрежения руля, вызывает уменьшение боковой силы.
Для учета этого явления можно использовать рекомендации,
приведенные в [77]. В итоге безразмерный коэффициент боковой
силы руля Су C^kKkjjitma3fy, где С“ — производная коэффи-
циента боковой силы руля по углу перекладки, вычисленная по
формуле (3.1); а;)ф — эффективный угол перекладки, аэф — а —
— асн — авр — ₽р, ® — геометрический угол перекладки руля;
авр — средний для руля угол скоса потока за гребным винтом;
рр — угол дрейфа в корме с учетом спрямляющего действия кор-
пуса судна; аск — угол скоса потока для бортовых рулей.
При маневрировании судна с использованием всех установ-
ленных рулей
Cfl — д—^P1T Лк^вЛрцС^^ аэф;
См ~ £сб^ф£,р.
где Lp = Lp/L — относительное расстояние от центра тяжести
судна до руля.
Анализ сил и моментов, действующих на руль, позволяет
выбрать расчетные значения, которые необходимы для определе-
ния конструктивных размеров элементов рулевого устройства.
§ 3.3- Расчетные нагрузки рулевого устройства
Расчет конструктивных элементов рулевого устрой-
ства, как правило, выполняется по максимальным нагрузкам,
возникающим на пере руля при перекладке его на наибольший
угол ct =- 35° и движении судна передним и задним ходом. Ско-
рость переднего хода судна v принимается равной наибольшей
скорости при осадке судна по летнюю грузовую ватерлинию,
а скорость заднего хода иа. х назначается равной 0,5и.
Расчетные нагрузки и Fa, кН, составляющие суммарную
нагрузку на перо руля для переднего хода судна
F = Fi + F«, (311)
могут быть определены по формулам
Fr = 5,59 • КНМз (6,5 + Ар.кр) (&! - Св) Av1-,
F2 = + Ap/Dl,
Hi
где k2 — коэффициент, kY — 0.95 для полубалансирных рулей,
k± — 0,89 для рулей за рудерпостом, kt 1 для остальных трапе-
циевидных и прямоугольных рулей; k., — коэффициент, k2 — 1 —
для рулей, работающих непосредственно за гребным винтом,
k2 " 1.25 для рулей, не работающих непосредственно за гребным
винтом; — относительное удлинение комплекса руль —
кронштейн; bL — коэффициент, £>, 2,2 для рулей, расположен-
ных в ДП судна, bt - 2,32 для бортовых рулей: Т — упор греб-
ного винта при скорости V, кН; Лв — часть площади руля, находя-
щаяся в струе гребного винта, м2; DB — диаметр гребного винта, м;
Св — коэффициент общей полноты судна.
Условная расчетная нагрузка F должна приниматься не менее
нагрузки F3, определяемой ио формуле F, -- , где k<, - - коэф-
фициент, равный 171 для ледоколов категории ЛЛ2, 150 для
ледоколов категории ЛЛ2, 130 для ледоколов категории ЛЛЗ,
ПО для ледоколов категории ЛЛ4, 81 для судов категории ледо-
вого усиления УЛА, 66 для судов категории ледового усиления
УЛ, 53 для судов категории ледового усиления Л1, 18 для осталь-
ных судов. Если величина F3 > F, то в дальнейших расчетах
вместо F принимается F3 и считается, что F2 — 0.
Условная расчетная нагрузка х, кН, действующая на перо
руля на заднем ходу судна, определяется из выражения
р _ '^э-
зх А (0,7 —Аг! А, ’
где Af-j, х — расчетный крутящий момент, действующий на рулевое
устройство на заднем ходу судна, кН-м; A4 — часть площади
пера руля, расположенная в нос от оси его вращения, м2.
Расчетный крутящий момент Л1к, кН-м, действующий на руле-
вое устройство на переднем ходу, находится по формуле
Мк - FA ^0,35 - Др; (3.12)
расчетный крутящий момент М д. х, кН-м, действующий на руле-
вое устройство на заднем ходу, определяется из выражения
.Мэ,х = МЧх(0,7 (3.13)
У
В формулах (3-12), (3.13) F — суммарная расчетная нагрузка,
определяемая по (3,11); kt — коэффициент, Л4 =- 0,185 для рулей,
работающих непосредственно за гребным винтом, = 0,139 для
остальных рулей; v3> х — максимальная скорость заднего хода,
но не менее 0,5о, уз.
При конструировании элементов пера руля, соединений руля
с баллером, рулевых опор и т. д. необходимо знать значения
изгибающих моментов и реакций опор R , действующих в i-x
сечениях рулевого устройства (см. рис, 3,10). Ниже приведены
формулы для расчета этих значений,
t
112
Для полубалансирных рулей типов I и II (см. рис. 3.10, а. б)
значения изгибающих моментов, кН м, и реакций опор, кН,
рассчитываются по формулам
7И1 = мк^; ^i=v-: (З.н)
(315)
= Q"'i' (316)
M3^ M2^-Q^~~Qth^--, (3.17)
1-v) 1 ^0 v)-^- (318)
Расчетное значение изгибающего момента М4. кН м, дей-
ствующего в сечении 4 (нижняя опора) и в любом поперечном сече-
нии пера руля выше сечения 4 (см. рис. 3.10, а, б), определяется
по формуле
Mt - Q2c; (3.19)
расчетное значение изгибающего момента Му, кН м, в любом
поперечном сечении пера руля ниже сечения 4 находится из
выражения
M’j =-Г (3.20)
Для балансирных рулей и рулей за рудерпостом типов III,
IV, VI (см. рис. 3.10, в, а, д) значения изгибающих моментов
и реакций опор в сечениях I, 2, 3 рассчитываются по формулам
(3.14)—(3.17). Значение изгибающего момента Л44, кН-м, в сече-
нии 4 равно нулю, а реакция опоры /?4, кН, в сечении 4 рассчиты-
вается по (3.18). Расчетное значение изгибающего момента Му,
кН-м, действующего в любом поперечном сечении пера рулей
типов III, IV, VI (см. рис. 3.10, в, е, д) определяется по формуле
". = 4-м,^(2 -±---$_)—*-<&Л (2 - Ау. (321)
Для полубалансирных рулей с фланцевым соединением бал-
лера типов VII и VIII (см. рис. 3.10, е, ж) значения изгибающих
моментов и реакций опор в сечениях 7, 2 и реакция опоры в сече-
нии 4 рассчитываются по формулам (3.14), (3.15), (3.16), (3.18).
Значение изгибающего момента М4, кН-м, действующего в сече-
нии 4 нижней опоры и в любом сечении руля выше нижней опоры,
определяется по (3.19), Расчетное значение изгибающего момента
Му, кН м, действующего в любом поперечном сечении пера ниже
сечения 4, определяется по формуле (3.20),
Для балансирных, небалансирных рулей и рулей за рудер-
постом типов IX, X, XI и XII (см, рис. 3.10, з, и, к, л) значения
изгибающих моментов и реакций опор в сечениях I, 2 и реакция
113
опоры в сечении 4 рассчитываются по формулам (3,14), (3.15),
(3.16). (3.18). Значение изгибающего момента М4, кН-м, в сече-
нии 4 равно нулю. Расчетное значение изгибающего момента
кН-м, действующего в любом поперечном сечении пера руля,
определяется по (3.2]). Расчетное значение изгибающего момента
/Мрв. кН-м, действующего в поперечном сечении съемного рудер-
поста у фланца, для руля типа XI определяется по формуле
;Ирп = I 0,42 --S2'2 - 0,24 ф--?- 0,15 (-^-V ], (3.22)
где 7П — среднее значение момента инерции поперечного сечения
подошвы ахтерштевня, см4; 7рп — среднее значение момента
инерции поперечного сечения рудерпоста, см4.
Для небалансирных рулей за рудерпостом типа ХШ (см.
рис. 3.10, расчетное значение изгибающего момента в сечении 1
определяется по (3.14). Расчетные значения изгибающего момента
и реакций опор в сечениях 1, 2 равны: = 0; М2 = 0; —
- F (hj/hp). Расчетное значение изгибающего момента кН-м,
действующего в любом поперечном сечении пера руля, опреде-
ляется по формуле Mv = Q,lF(hi/hp).
Для балансирных подвесных рулей типа XIV (см. рис. 3.10, «)
расчетное значение изгибающего момента в сечении I определяется
по (3.14). Расчетные значения реакций опор и изгибающих момен-
тов в сечениях 1, 2 и 3 находятся по формулам
О _ Г С1 i Г .
Л12 - F& -|- F2c2;
Л43 = F1 (с2 — е) -j- F„ (с2 — е).
Расчетное значение изгибающего момента Мй, кН-м, действу-
ющего в сечении пера руля (см. рис. 3.10, н), равно:
— для сечений при у
м9 {у ~ "г М
В формулах, приведенных выше, Л4К — расчетный крутящий
момент, действующий на рулевое устройство (при рассмотрении
режима работы судна на задний ход в качестве Мк принимается
значение величины Л1а. х); hc — расстояние по оси баллера от
середины верхнего подшипника до середины сектора или румпеля;
г2 — расстояние от оси баллера до линии действия силы от руле-
вого привода в секторе или румпеле; у — ордината рассматрива-
емого сечения; h = /2 — е — линейный размер для рулей ти-
114
пов III—IV, IV—XII; Q1 и Q2 —расчетные нагрузки, действу-
ющие на рулевое устройство, для рулей типов I, II, VII, VIII
Q, -- F — Q2, Qa — (FJA 4- Fz/A*) Л„, p; для рулей типов I И,
IV, VI, IX—XII Qt — F, Q2 — 0; An_ p — часть площади полу-
балансирного руля, расположенная ниже сечения 4
(см. рис. 3.10, а, б. е. ж).
Коэффициенты из формулы (3.15) определяются следующим,
образом:
‘•-2(тУ(3 т)"1 ( +
(3.23)
ь- 0 : 4)- <3-24)
где la — среднее значение момента инерции поперечного сечения
баллера, см4; /р — среднее значение момента инерции попереч-
ного сечения пера руля на участке между сечениями 3 и 4 (рули
типов I— IV, см. рис. 3.10, а—г} или между сечениями 2 и 4
(рули типов VII—XII, см, рис. 3.10, е~л), см4.
Для рулей типов I—IV, VI, VII (см. рис. 3.10)
<ха - -1Д- (4 - З-feg-) -г- (1
где 1Х — момент инерции поперечного сечения кронштейна руля
у его основания, см4; Ь„о — максимальная ширина горизонталь-
ного сечения кронштейна руля (сечение 4); ЬК1 — максимальная
ширина горизонтального сечения кронштейна руля у его основа-
ния; /2 — момент инерции на кручение поперечного сечения
кронштейна у его основания,
'’ = 4Л«’/Ё4-'
/ М
Лкр — площадь, охватываемая средней линией обшивки крон-
штейна (сечение у основания), смг; IOi — длина средней линии
обшивки данной толщины (soi) в том же сеченин; п — число уча-
стков длиной lai.
Для рулей типов III, IX (см. рис, 3.10) и для поворотных
насадок (см. рис, 3.41)
!“=тйг(4-3-ё-)'
где !а1 — момент инерции поперечного сечения подошвы ахтер-
штевня у его основания, см4; йп0 — ширина поперечного сечения
подошвы ахтерштевня у штыря руля; 5П1 — ширина поперечного
сечения подошвы ахтерштевня у основания.
Н5
Для рулей типов IV и X (см. рис. 3.10)
»‘--<(»-075V + 0-334v);
для руля со съемным рудерпостом (тип XI)
a, -A- j (0.075 -р- + 0.334 А-) -
I 'pH г3 /
_ 0,282 А_А I' 1.55 А + 0.053 ( А-У ™ if;
*4 I *э X ’ ч * pu -I I
для рулей типов II, VI, VIII и XII а4 = 0.
§ 3.4. Конструкция пера руля.
Соединения руля с баллером
Для пера руля, независимо от его типа характерны
следующие конструктивные элементы: обшивка, диафрагмы
и торцевые листы, хвостовая кромка, соединение пера с баллером.
Обшивка пера руля. Рассмотрим панель обшивки пера руля,
которая ограничена двумя вертикальными и двумя горизонталь-
ными диафрагмами. Правилами Регистра СССР регламентируется
минимально допустимая толщина обшивки пера руля, величина
которой должна составлять:
— для судов длиной <80 м
Зш- 21,5 £ + мм;
— для судов длиной э=80 м
с о. л L 4~ 37
Smin — 24,0 £ + 240 мм,
где L — длина судна, м.
Для судов ледового плавания толщина обшивки пера в пре-
делах ледового пояса должна быть не менее толщины ледового
пояса наружной обшивки в кормовой части судна при величине
шпации, равной расстоянию между вертикальными диафрагмами
пера руля. Толщина обшивки пера руля ледокола должна быть
не менее
s = Q,2k$a 1/ -5s— b 6 мм,
“ Keff
где a — меньшая сторона опорного контура панели обшивки, м
(при расчетах величина а должна приниматься не менее 0,6 м);
pR — условная ледовая нагрузка, кПа; Re[f —верхний предел
текучести материала обшивки пера руля, МПа; — коэффициент
для обтекаемых сварных рулей, = 1 — 0,38 (а/й)а, здесь b —
большая сторона опорного контура панели обшивки, м.
116
В Правилах Регистра СССР для определения толщины об-
шивки пера руля рекомендуется формула
-1 / «
s — aks у --------------5--------=-— ; 1.5 мм,
bi,-fl
где d — осадка судна, м; F\ и F2— расчетные нагрузки. кН;
А — площадь пера руля, м2; Дь — часть площади руля, в не-
переложенном положении находящаяся в струе гребного винта, ма;
ks — коэффициент, определяемый соотношением сторон опор-
ного контура Ь/а:
bia 1 1,1 1.2 ЕЗ I-.+ Е6 1.8
^9 8.2 8.8 9,2 9.4 9.6 9.8 Ю
fe10 — коэффициент. = 18.6 для обшивки в пределах 0.35
ширины пера руля от его передней кромки. &10 - 8 для остальной
обшивки; — коэффициент. k1Y — 1 для участка обшивки,
расположенной в струе гребного винта. kn = 0 для остальной
обшивки.
Диафрагмы и торцевые листы. Форма руля, прочность и устой-
чивость его обшивки обеспечиваются вертикальными и горизон-
тальными диафрагмами, толщина которых обычно принимается
равной толщине обшивки руля. При определении меньшего из
расстояний между диафрагмами, т. е. меньшей стороны опорного
контура обшивки пера руля, ориентиром считается шпация на-
бора корпуса судна в кормовой оконечности, которая не должна
превышать 600 мм. Обычно таким принимается расстояние между
горизонтальными диафрагмами, положение которых также
должно согласовываться с положением опор руля.
Положение вертикальных диафрагм определяется конструк-
тивными соображениями. Так, в районе оси вращения руля
располагают одну или несколько вертикальных диафрагм, обес-
печивающих общую прочность руля при изгибе. Момент сопро-
тивления этих диафрагм м4, с присоединенными поясками
должен быть таким, чтобы удовлетворялось соотношение о —
— Ю00Л1в/1Рд < 0,5/?еЯ, где .Ми — изгибающий момент в наибо-
лее напряженном сечении руля, кН-м.
Ширина условных присоединенных поясков должна быть
равна 4/в высоты пера или полусумме расстояний до ближайших
диафрагм в зависимости от того, что меньше. В диафрагмах пера
руля делаются вырезы, которые обеспечивают беспрепятственный
переток воды внутри полости пера руля, а также позволяют
несколько уменьшить его массу.
117
Особое внимание обращается на соединение диафрагм и об'
шивки. Для одной стороны диафрагмы используют обычные
приемы сварки, для другой — применяют пробочные швы. На
диафрагму наваривают полосу шириной около 50 мм, к которой
приваривают обшивку пера руля через прорезы в ней
(рис. 3.21, а). Более сложным является соединение, показанное
на рис. 3.21, б. На диафрагмах предусматриваются выступы в виде
гребенки, а в обшивке делаются специальные прорезы. Обшивка
прижимается к диафрагмам клиньями, и выступы диафрагм
тщательно обвариваются. В дальнейшем выступы срезаются.
Верхняя и нижняя части пера
должны замыкаться торцевыми листами
толщиной не менее 1,2 наибольшей
толщины обшивки. В торцевых листах
должны быть предусмотрены спускные
пробки из нержавеющего металла.
Хвостовая кромка руля. Многие
Рис. 3.21. Соединение диа-
фрагм с обшивкой руля •. а —
пробочный шов; б — шов в ви-
де гребенки.
1 - обшивка ру-пя; 2 — сварка
шлицами; 3 диафрагма: 4 —
гребенки.
профили рулей имеют в хвостовой
части довольно острую кромку, раз-
личные конструкции которой показаны
на рис. 3.22. Непосредственное сое-
динение листов (см. рис. 3.22, а) при-
меняют для рулей небольших разме-
ров. Оформление хвостовой кромки
с помощью прутка (см. рис. 3.22, б, а)
допускается для рулей с большей тол-
щиной пера в хвостовой части. Для ру-
лей средних и больших размеров исполь-
зуются конструкции, показанные на рис. 3.22, г, д, е. В конструк-
циях. показанных на рис. 3,22, д, е, для соединения листов при-
меняют кованый профиль.
Соединение пера руля с баллером. Применяется несколько
видов соединений руля с баллером. Наиболее распространены
в настоящее время конусное соединение и соединение с горизон-
тальным фланцем (рис. 3.23). Они в наибольшей степени отвечают
предъявляемым к этому узлу требованиям — обеспечивают проч-
ную и надежную связь руля и баллера, достаточно конструктивны
и позволяют снять руль без значительных вертикальных переме-
щений баллера (последнее требование вызвано тем, что подъем
баллера связан с необходимостью частичного демонтажа рулевой
машины, а иногда и с более сложными работами).
Конусное соединение показано на рис. 3.23, а.
Длина конусной части баллера должна быть не менее 1,5 диаметра
баллера, а конусность — не менее 1 г 10. По образующей конуса
ставится шпонка с закругленными концами. Площадь сечения
шпонки AF^ смя, следует принимать не менее большего значения,
полученного по формуле Ар = ^12Мк/(^ЦеН), где й12 — коэффи-
циент, А]2 — 6920 для переднего хода, kl2 = 4950 для заднего
118
хода; Л4К — расчетный крутящий момент. кН-м; —диаметр
сечения конуса на середине длины шпонки, см; Rcfl — предел
текучести материала шпонки, МПа.
За конусом размещается нарезная часть, наружный диаметр
которой должен быть не менее 0,9 наименьшего диаметра конуса.
Рис. 3.23. Соединение руля и баллера; а. — конусное; б — фланцевое.
J — баллер; 2 - отливка ахтерштевня; 3 — отливка пера руля; 4 — шлоика;
5 — гайка.
Закрепление баллера осуществляется гайкой с наружным диа-
метром и высотой соответственно не менее 1,5 и 0,8 наружного
диаметра нарезной части. Приварные планки и шплинты исполь-
зуются для предотвращения самоотдачи гайки.
Горизонтально-фланцевое соединение
(рис. 3.23, б) состоит из фланцев руля и баллера, а также соедини-
тельных болтов, количество которых должно быть не менее шести.
Минимальный диаметр болтов
<4 = 0.62 >
119
Рис. 3.24. К расисту
параметров г2 и rg.
J - • расстояния для рис-
чета 2 — расстояния
для расчета
Рулевые опоры.
где d2 — диаметр баллера у фланца, см; г4 — число болтов; гг —
среднее расстояние от центров болтов до центра системы отверстий
фланца, см. (рис. 3.24); Кс.цг, Rent ~ пределы текучести мате-
риала баллера и болтов, МПа.
Правилами Регистра СССР ограничивается также наименьшее
допустимое значение диаметра соединительных болтов в резьбовой
части, которое должно быть не менее
4г - 76,841/. см,
где ;Ии — расчетный изгибающий момент, действующий в сечении
баллера у фланца, кН м; гя ~ среднее расстояние от центров бол*
тов до продольной оси симметрии бал-
лера, см.
Среднее значение должно быть не ме-
нее 0.9 диаметра баллера у фланца,
а среднее значение г3 — не менее 0.6 диа-
метра баллера у фланца. Все болты должны
быть призонными. Если в соединении ис-
пользуется шпонка, то призонными могут
быть только два болта. Толщина фланца
должнабыть не менее диаметра болтов. Цент-
ры отверстий для болтов должны отстоять
от наружных кромок фланца не менее, чем
на 1,15 диаметра болта.
Основными элементами рулевых опор яв-
ляются штыри и петли. Количество опор рулей Правилами Ре-
гистра СССР не регламентируется, исключение — ледоколы и суда
ледового плавания, для которых количество штырей должно быть:
для категорий ЛЛ1 и ЛЛ2 — не менее 4, категорий ЛЛЗ, ЛЛ4,
УЛА — не менее 3, категории УЛ — не менее 2 и категории Л1 —
не .менее 1.
Одним из критериев выбора размеров штырей является удель-
ное давление, которое в зависимости от материала трущихся пар
не должно превышать значений, указанных ниже: 2,4 МПа —
нержавеющая сталь или бронза по бакауту (смазка водой);
6,9 МПа — нержавеющая сталь по бронзе (смазка водой);
4,4 МПа — сталь по баббиту (смазка маслом). Для нержавеющей
стали или бронзы по текстолиту или по синтетическим матери-
алам допустимое удельное давление должно быть согласовано
с Регистром СССР.
Диаметр штыря без облицовки, см, должен быть не менее
определенного по формуле = 18 УRJR^n^ где —расчет-
ное значение реакции опоры, кН; ReHm — верхний предел теку-
чести материала штыря, МПа.
Обычно штырь имеет цилиндрическую и коническую части.
Коническая часть используется для закрепления штыря в петле
руля или в петле ахтерштевня. Длина конической части должна
120
быть не меньше определенного выше диаметра штыря и иметь
конусность не более 1 : 10. Закрепление штыря осуществляется
с помощью гайки. Нарезная часть штыря должна иметь наружный
диаметр не менее 0,8 наименьшего диаметра конуса. Минималь-
ные размеры гайки: диаметр 1,5 и высота 0,6 наружного диаметра
нарезной части.
Длина цилиндрической части должна быть не менее 1 и не бо-
лее 1.3 диаметра штыря (вместе с облицовкой, если она имеется).
Гайка штыря не должна самоотдаваться, поэтому ее следует
надежно застопорить. Для этого используются либо две привар-
ных планки, либо приварная планка и шплинт.
Размеры штыря, полученные из условия его достаточной проч-
ности, следует проверить по удельному давлению, определяемому
по формуле р — 10 А!с/(Л/т), где d* — принятый диаметр штыря
с его облицовкой, см; /? — высота втулки, см. Допустимые зна-
чения удельных давлений приведены выше.
Для обеспечения достаточной прочности петель руля и ахтер-
штевня толщина материала петель должна быть не менее поло-
вины диаметра штыря без облицовки. Может допускаться умень-
шение толщины стенки петли до 0,35 диаметра штыря, если вы-
держивается соотношение Zy/t/i Зг ReH ш/Иг-н и-
Для крепления руля может использоваться съемный рудер-
пост (см. рис. 3.10. к, тип XI). Его диаметр выбирается из условия
достаточной прочности. Действующие в верхнем сечении непо-
средственно у фланца нормальные напряжения, МПа, не должны
превышать половины предела текучести используемого материала
а - (Mpn/^i) 10*. где ds — диаметр рудерпоста, см; /Ирп— изги-
бающий момент, кН-м, определяемый по формуле (3.22).
В районе между опорами руля диаметр рудерпоста может
быть уменьшен на 10 %. Коническая и нарезная части рудерпоста
должны соответствовать требованиям, аналогичным перечислен-
ным выше для штырей. Верхняя часть съемного рудерпоста кре-
пится к корпусу судна фланцем и болтами, число которых должно
быть не меньше шести. Диаметр болта определяется по формуле
V
de - 6,77 » —
^22- [/ 1-1 (0,17-5-0.6-^-У
ZzR.-Hii
где rt — среднее расстояние от центров болтов до центра системы
отверстий фланца, м; г3 — расстояние от оси вращения пера руля
до плоскости соприкосновения фланцев съемного рудерпоста и
ахтерштевня, м; г2 — число болтов; —предел текучести
материала болтов, МПа; — реакция опоры в сечении 2 (см.
рис. 3.10, к), кН. определяемая по формуле (3.16),
Расстояние от центра любого болта до центра системы отвер-
стий должно быть не менее 0,7 диаметра съемного рудерпоста,
а до вертикальной оси симметрии плоскости фланца не менее
121
0,6 диаметра съемного рудерпоста. Толщина фланцев должна
быть не менее диаметра болтов.
Типичные конструкции опор приведены на рис. 3.25. На
рис. 3.26 показаны различные конструкции опоры пера руля,
Рие. 3.25. Опоры пера руля с верхним (а) и нижним (б) рас-
положением конусной части штыря.
штырь; 2 — гайка; 3 — кегля пера руля; 4 — шпонка; 5 — петля
ахтерштевци; *' — облицовка штыря; 7 — прижимное кольцо; £ —
уатлотнитедьцый шнур; 9 — ©тулка штыря.
Рис. 3.26. Опоры пера руля, воспринимающие горизонтальные я верти-
кальные усилия: а — с опорным кольцом; б — с опорным стаканом,
/ — петля кера руля; 2 — (ктырь; 5 — облицовка, штыря; 4 ••• бакаут; 5 • брон-
зовля втулка пётл«; б ' опорное кольцо; 7 — петля тсятки ахтерштевия; Л -
опорный стакан; .9 — петля ахтер1итенкя.
способной воспринимать не только горизонтальные, но и вер-
тикальные усилия. В первом случае (см. рис. 3.26, а) вертикальное
усилие воспринимается специальным опорным кольцом и пере-
дается на ахтерштевень, во втором (см. рис. 3.26, б) вертикальное
усилие передается на торцевую поверхность штыря.
122
Традиционная конструкция крепления штыря совершен-
ствуется. Так, для закрепления конусной части штыря вместо
гайки применяется стопорный клин (рис, 3.27). Для снижения
изгибающих моментов и перерезывающих сил в сечениях штырей
применяется конструкция нгтыря. показанная на рис. 3.28.
Цилиндрические части штырей, вращающиеся в петлях, за-
крываются износоустойчивой облицовкой из материалов, стойких
к коррозии в морской воде. Для этой цели используют бронзу
БрА9Мц2Л, латунь ЛМц58-2, нержавеющую сталь 0Х18Н10Т
Рис. 3.28. Конструкция шты-
ря в опоре пера руля замко-
Рис, 3.27. Конструкции крв![-
ления штыря с помощью сто-
норного-клина. вого типа.
/ — штырь; 2 - облицовки шты-
ря; 3, 5 — уплотнительный
игпур; 4 - прижимное кольцо'. ИЛИ 12XL8H10T. РвКОМеН-
о -- шпонки; 7 - шайба; 8 — * л
стопорный клин. дуется, чтобы облицовка
пггыря выходила из петли
примерно на 5 % диаметра штыря. Следует исключить воз-
можность попадания воды между облицовкой и материалом
штыря. Это достигается как за счет плотной посадки
облицовки, так и за счет различных уплотнений. Толщина
облицовки изменяется в пределах 5—10 % диаметра штыря,
если он меньше 200 мм, и в пределах 3—-5 %, если диаметр
штыря превышает 200 мм (большие значения относятся к мень-
шим диаметрам). Внутренняя трущаяся поверхность петли обычно
образуется втулкой. Для изготовления втулок используют ба-
каут, бронзу или текстолит. Плотная посадка и стопорные кольца
по торцам обеспечивают неподвижность втулок. Толщина втулок
составляет 10—15 % диаметра штыря, если диаметр меньше
200 мм, и 5—10 %, если диаметр больше 200 мм. Зазор между
втулкой и облицовкой штыря колеблется в пределах 0,5—1,5 %
диаметра штыря. Изготовляют штыри из качественной углеродис-
той или легированной стали.
Конструктивные схемы некоторых типов рулей показаны
на рис. 3.29.
123
Рис, 3.29, Конструктивные схемы рулей: и — балансирный двух-
опорный с конусным соединением баллера; б — руль за рудерпо-
стом с конусным соединением баллера; s — балансирный со съемным
рудерпостом и фланцевым соединением баллера; г — балансирный
йолугтодвесной с фланцевым соединеЕгием баллера; д — балансир-
ный подвесной с конусным соеди!(Сцием баллера.
§ 3-5. Активные рули
Активный руль представляет собой устройство, в котором обычный
руль приобретает качества активного средства управления за счет упора, созда-
ваемого расположенным в нем вспомогательным движителем. Таким движителем
обычно бывает гребной винт в насадке, которая повышает эффективность винта
и предохраняет его от повреждений. Естественно, что в этих условиях нет необ-
ходимости ограничивать угол перекладки, который для активного руля состав-
ляет 70—907
К осчовиым геометрическим характеристикам активных рулей относятся
параметры, свотцдиснные обычным рулям, а также еще следующие дополнитель-
ные параметры (рис. 3.30): диаметр вспомогательного гребного винта dB; макси-
124
мальный диаметр оитекателя ао; внутренний диаметр насадки (1,005-:-
1.02) d„; длина насадки 1Н; отстояние центра насадки от оси баллера х„
Направление вргпцения винта активного руля принимается обратным на-
правлению вращения основного винта. При их совместной работе снижение по-
терь на закручивание потока позволяет повысить пропульсивный КПД всего
движительного комплекса.
Существуют два варианта передачи
мощности на вспомогательный винт.
При прямой передаче в пропульсивной
наделке руля (обтекателе) размещается
водопогружной электродвигатель, непо-
средственно вращающий винт. Привод-
ной двигатель может размещаться и
в корпусе судна. Вращательный момент
в таком случае передается на винт ва-
лом. проходящим через баллер в руле и
изменяющим свое направление с помо-
щью конической зубчатой передачи.
Активный руль способствует повы-
шению сопротивления судна, особенно
в том случае, когда винт застопорен.
Для расчета сопротивления активного руля
г, кН, можно использовать зависимость
Рис. 3.30. Основные геометрические
характеристики активного руля.
6.5 — 0,05 (о -8)- -I- [275 — 10.9 (о - 8)[ ----0,2^ 2 10,01/?,
где /? -сопротивление судна. кН; с--скорость судна, уз.
При свободном вращении вспомогательного винта сопротивление судна
па 2 3 % меньше. Однако свободное вращение винтя сильно снижает ресурс
устройства, что заставляет отдать предпочтение застопоренному винту. Приме-
нение в качестве движителя винта регулируемого шага позволяет плавно регули-
ровать величину бокового усилия и существенно снижать сопротивление на ходу
судна путем установки лопастей винта во флюгерное положение.
На активный руль при работающем винте (рис. 3.31) действуют реакция R,
возникающая ка пере руля при его повороте, упор движителя руля Тп и сила FH
на направляющей насадке при ее косом обтекании. В системе координат хоу,
определяющей положение судна, рассматриваются: сила сопротивления руля Хи,
боковая сила руля Кд, крутящий момент относительно оси баллера ;WK, осе-
вая Тд.в и боковая Тув составляющие упора движителя руля, сила сопротивле-
ния и боковая сила Л'9И, действующая на направляющую насадку. Кроме
этого, vnop движителя руля Ts и сила на насадке FH образуют относительно
оси баллера моменты и Л1Н
Сумму всех действующих на активный руль сил и моментов можно предста-
вить в виде
У ц — ТуВ
X ~ + Лев — Fxio
Л1р - Мк г Aly -j- Л4Н.
При использовании винта без направляющей насадки все члены с индек-
сом кн» должны быть из системы исключены.
В расчетах используются следующие гидродинамические характеристики
активного руля: угол перекладки активного руля а; угол атаки рулевого ком-
плекса аа: аксиальная скорость потока в районе движителя руля Су'. средняя
по размаху руля скорость потока при работающем движителе руля иа; скос
потока на задней кромке руля при работающем движителе руля 04; коэффи-
циент попутного потока, обусловленный обтекателем руля относительная
поступь винта руля Xs -- up/(nt/B); коэффициент упора движителя руля Кт —
125
T^f>n2d^', коэффициент момента винта активного руля ~Mf(pn-d*y,
коэффициент упора движителя руля на швартовном режиме — Tnf(pn2d*y,
коэффициент момента движителя руля при швартовном режиме М»/(Рп2<Цу,
КЦД. движителя активного руля flg — (ks/2n) (Кт/КлХ)> коэффициенты силы
сопротивления Сх, боковой силы Су и момента руля без обтекателя и движи-
теля СЛ1; коэффициенты лобового сопротивления С“, боковой силы насадки С"
и момента возникающих на насадке сил относительно оси баллера С^.
Рис. 3.31. Схема сил. действующих на активный руль при ра-
ботающем гребном винте руля.
Работающий движитель активного руля существенно изменяет процесс
обтекания всего рулевого комплекса. Увеличение скорости набегающего на руль
потока может быть найдено по формуле
Ц . К 'l ,
йа лЛр п + я 2 'arC g 2(1- CJ 1
’ .где Сп — безразмерный коэффициент, определяемый в зависимости от 1/А по
графику на рис. 3.32.
Угол атаки рулевого комплекса
, vasina
«а а — arctg------,
v Н иа cos а
Обтекатель активного руля несколько изменяет гидродинамические харак-
теристики рулевого комплекса. На рис. 3.33 показана зависимость коэффициеи-
: тов ял от размаха руля i и от относительного удлинения обтекателя d —
'*= dBiby С помощью этих коэффициентов, учитывая также, чтакж=^ 1,2, при
известных Сх, Су, для обычного руля можно получить С®' р — *ХСХ. С* р —
—. р — Скорость аксиального потока в районе движителя
активного руля Vp -- v (I — (1 — cos аь здесь w0 — 0,20 и «1 -= 0,47а;
126
w — коэффициент попутного потока руля,, определяемый по рекомендациям § 3.2.
Результаты испытаний активных рулей с работающими движителями пока-
зали, что наибольшая боковая сила возникает при углах поворота руля 60—-70
Неравномерность набегающего на вспомогательный винт потока обусловлена
обтекателем и изменениями, вызываемыми перекладкой руля. Следствием не-
равномерности потока является существенное увеличение величины крутящего
момента на валу гребного винта руля. Так, для швартовного режима работы
это увеличение составляет около
30%. Поэтому необходимо увели-
чивать мощность приводного дви-
гателя. Нужно отметить, что ре-
жимы работы, близкие к швар-
товным, когда скорость судна мала
или отсутствует, возникают до-
вольно часто при маневрировании
в портах ч узкостях. При проек-
тировании активного руля сначала
следует определить необходимую
тягу и боковую силу на малых
ходах для заданных силы ветра и
скорости течения.
Обычно скорость, которую развивает еудно под действием только движи-
теля активного руля, принимается равной 3—5 уз. Сила ветра, при которой
целесообразно использовать движитель активного руля, назначается в пределах
5—6 баллов по шкале Бофорта.
Проектирование активного руля включает; выбор и расчет руля и его дви-
жителя. Расчет составляющих конструктивных элементов руля (пера, опор
баллера, привода и двигателя привода руля) выполняется как для обычного
Рис. 3.33. Зависимость коэффициентов икд< от удлинения руля ?,
и относительного удлинения обтекателя d.
руля с учетом влияния на него геометрических и'гидродинамических характе-
ристик элементов движителя руля. В расчет движителя руля входят: выбор
типа движителя, назначение диаметра гребного винта, расчет движителя исходя
из заданной тяги, расчет необходимой мощности и выбор типа привода, опреде-
ление конструктивных размеров устройства,
Расчет коэффициентов упора и момента гребного винта активном; руля вы-
полняется в последовательности, приведенной в работах |4, 5, 18, 69).
Проверка прочности элементов движителя производится по нагрузкам,
соответствующим швартовному режиму или возникающим при запуске электро-
двигателя гребного винта. Для цилиндрических и угловых зубчатых передач
по методикам, изложенным в [19], выполняется проверка шестерен на контакт-
ную и изгибную выносливость и выбирается передаточное отношение для ре-
дуктора.
127
Основные геометрические параметры активного руля, обеспечивающие необ-
ходиыые маневренные качества судна, рассчитываются при застопоренном дви-
жителе руля. Наибольшие нагрузки, действующие на перо руля, и момент на
баллере, необходимые для расчетов прочности конструктивных элементов руля
и выбора рулевой машины, находят при работающем движителе руля и макси-
мальной скорости судна.
§ 3.6. Поворотные насадки
Поворотная насадка представляет собой кольцо, образованное не*
симметричным крыловым профилем и расположенное соосно с гребным винтом
(рис. 3.34). Насадка, за счет доворота относительно вертикальной оси изменяет
направление отбрасываемого винтом потока, что вместе с взаимодействием самой
Рис. 3.34. Пово-
ротная насадка.
Рис. 3.35. Пово-
ротная насадка
со стабилизато-
ром.
Рис. 3.36. Основные геоме-
трические характеристики
поворотной насадки.
насадки с потоком жидкости позволяет создавать боковое усилие, необходи-
мое для управления судном. Обычно поворотная насадка имеет стабилизатор
(рис. 3.35),. который способствует повышению пропульсивных качеств винта
за счет спрямления потока и оказывает положительное действие на маневрен-
ность судна, особенно при движении малым ходом.
Обозначения основных размеров поворотной насадки показаны на рис, 3.36.
К се геометрическим характеристикам относятся: относительное удлинение
насадки Хн — 1а/Оя; относительная толщина профиля iK— геах''ЛГ площадь
сечения насадки в плоскости диска гребного винта Д1£ — 0,25л (Ьв -+- 2V)'2: пло-
щадь входного сечения Аоч - 0.25лО^к; площадь выходного сечения АВЬ)К =
гт-О,25лР^ыХ; длина входной части насадки /ак; длина хвостовой части на-
садки /хв; относительный зазор V — коэффициент раствора насадки
Авх/Ан; коэффициент расширения насадки Й2 — Авмк/Аи; коэффи-
циент компенсации насадки -- ZBX.7H.
Геометрическими характеристиками стабилизатора насадки являются вы-
сота hCT, ширина 6С1., площадь А ст и гяп профиля. Практические рекомендации
для назначения основных геометрических параметров насадок приводятся !:иже.
Относительное удлинение насадки следует принимать в пределах 0,6 <3 1
(наиболее распространены насадки с Хи — 0,7-т-0,8). Длина входной части на-
садки должна составлять (0.4<0,5) (н. Коэффициент раствора 0j назначается
таким образом, чтобы обеспечивался безударный вход воды при расчетном ре-
жиме работы гребного винта. Это выполняется при в2 = 1.30-=-1,35.
Эффективность направляющей насадки в. значительной степени определяется
величиной коэффициента ее расширения (для буксиров 9- 1,1-4-1.12, для
транспортных судов 0— 1,12-4-1,15). Величина зазора V существенно влияет
128
на КПД гребного винта. Для снижения концевых потерь относительные зазор
должен составлять V = 0,005 ч-0,010, а максимальная величина зазора быть
равной 15 мм.
Для поворотных насадок используются специальные несимметричные про-
фили с утолщенной задней кромкой, что увеличивает прочность насадки (рис. 3.37).
В табл. 3.3 приведены данные, необхо-
димые для построения некоторых профи-
лей насадок (рис, 3.38). Из-за большой
сложности теоретического описания ра-
боты насадок их гидродинамический
Ряс, 3.37. Профили поворотных
насадок: а — модифицирован-
ный профиль NASA; б — упро-
щенный профиль; в — профиль
№ 7 Ван-Мвиеиа; а — профиль
№ 19а Ван-Манена.
Боковую силу и момент на баллере
в виде
Рис. 3.38. К определению отно-
сительных ординат и толщин
профилей насадок.
расчет основывается на использо-
вании эмпирических зависимостей,
полученных по результатам акспе-
риментальиых исследований.
поворотной насадка можно представить
Рук “ СуЯ 2
puj.
где Сия и Смя — коэффициенты боковой силы н момента на баллере; он — осред-
ненная скорость потока в районе гребного винта, определяемая с учетом влияния
попутного потока wH, он — и (1 — и>в). Боковая сила может быть представлена
в виде — 0,5pi^£gaBAs, где Еи — гидродинамическая эффектив-
ность комплекса поворотная насадка—винт, Ен = 0,9С^нйл\, здесь С^в —
производная коэффициента боковой силы насадки по углу перекладин, йа —
коэффициент относительной площади насадки, йд — Ан/Ад; Ад — приведенная
площадь погруженной части диаметральной плоскости судна (см. § 3.2); kK —
поправка на влияние попутного потока, вызываемого корпусом судна, Ан =
= (I — Шн)1.
5 Ляямсидрои М. Н. ж да. 129
й Таблица 3.3. Зависимость относительной ординаты и относительной толщины профилей насадок от их
5 относительной абсциссы xt/lw %
100 3,0 1,18 0,33 4,00
о ю ,7 ,93 СО «О еосм
ем о
| 00,0 2,4 0,72 2,25 6,45
о о Ш О СМ ш
00 —• о тУ so
70.0 1,4 И Ю счсо со” o'
0’09 W о со о о сГ 4*3*2
50.0 о ес о o’о” 10,17 | 13,96 1
О о о* о” 11,67 15,47
30.0 О из сГсГ 12,59 16,50
о'ог 0,75 1,08 12,67 16,32
fl'sr 1Л 11,92 15,38
О ш со юо
oico О 00
1Л ьГ 3,15 4,0 ! 1 8^ oTcj
«о о ’Ф СМ- со 03 03 м о
ts. оз м я
«3 о о » * * 169] Ван-
1Л <6 О ю~со О о с с М rt
0.0 4 * *, сч 1 1 м « rt ft « «9 и <а «а т л
Ь- СО
4> Ж К о g О 1 Относитель- ? мая ордината 1 % Относитель- ная толщина % * Црофн ** Профя
Если зависимость градиента
боковой силы от угла перекладки
считать линейной, то Свв _
= 0,9С“нан. Для определения С£н
можно использовать эмпирическую
зависимость
/ л 1 тс । 0,275 \ г 1 ,
се« ~ ^°'175 + J I1 +
+ 0,25 (1 + У1 + аг)2] 4- .
Для поворотной насадки, рас-
положенной в диаметральной пло-
скости, коэффициент попутного по-
тока и>в = 0,2Св, для бортовой
поворотной насадки шн — 0,1Св и
для заднего хода судна шн в х =
= 0,7шн.
Расчетное значение угла атаки
поворотной насадки зависит от
величины геометрического угла
перекладки и направления потока
в районе винторулевого комплекса,
Т- е. аа.я= «и^хп (₽ + е1г)»
где Ов — геометрический угол пе-
рекладки насадки; хп — приведен-
ный коэффициент влияния корпуса
и гребиого винта, равный произ-
ведению коэффициентов хн и иВ1
учитывающих соответственно влия-
ние корпуса и винта; р — угол
дрейфа судна; е = хн/£ — отно-
сительное расстояние оси баллера
насадки от миделя; ш = ш (L/ve) —
безразмерная угловая скорость;
о — vlv,) — относительное падение
скорости судна на циркуляции.
Коэффициент хн может быть
назначен приближенно в зависимо-
сти от формы кормы; при разме-
щении поворотной насадки в ДП
судна за кормовым дейдвудом
хи = 0,5; при размещении насадки
с борта, при отсутствии или при
небольшом дейдвуде хн = 0,7;
если при крейсерской корме судно
имеет небольшой дейдвуд, исполь-
зуемый для постановки судна в док,
хн — 0,9; если судно имеет транце-
вую корму без дейдвуда хи = 1.
Для поворотных насадок ха
может быть вычислен по аппро-
ксимационной формуле ха =
= 0,05ат — 0,75.
Коэффициент центра давления поворотной насадки может быть рассчитан
по формулам:
— для переднего хода судна
Ся. д = С(а + 6КП) [(1,7803 — 0,37) + (1,64 — 2,12<хв)
3
; Ло Ли“ W 30 20 ан~10°
0 1 2 3 4 бт
Рис. 3.40. К определению коэффициентов a i 4,
— для заднего хода судна
сл. д. а- х = Са. х [д + f> (1 -|- K„)J [(1,78^—0,37) + (1,64 — 2,120^^1,
где С, Са,! , в и Ь определяются по графикам рис, 3,39 и 3.40 в функции от на-
грузки гребного винта в насадке Оу для переднего н заднего хода соответственно.
Таблица 3.4. Значения коэффициентов р и q я зависимости
от- коэффициента нагрузки су и относительного удлинения иасадхи Хж
1я — 0.5 4, = 0.7 *и “ °-9
Д « р « р «
0,5 50 5,4 38 4,0 32 2,7
1,0 61 6,3 47 4,7 39 3.1
2,0 82 8,2 62 6,1 51 4,0
3,0 103 9,8 78 7,3 64 4.8
4,0 123 11,5 93 8,6 76 5,6
5,0 143 13,0 107 9,7 88 6.4
Таблица 3.5. Значения коэффициентов Ь и с
вТ 0,5 1 2 3 « 1
Л 0,30 0,38 0,51 0,60 0,68 0,75
е 0,096 0,064 0,030 0 —0,026 —0.044
Таким образом, коэффициент момента на баллере для переднего хода С.ми ~
~ Суи (^в. д 1— Хц), для заднего хода См и. в. х = Су и, >, х О “ Сд. н.з, х*"
— Хи). Коэффициент боковой силы поворотной насадки для заднего хода Су н,». х
принимается равным коэффициенту для переднего хода С^.
Параметры, определяющие конструктивные размеры элементов насадок,
регламентируются Правилами Регистра СССР* Так, суммарная нагрузка, дей-
ствующая на поворотную насадку и ее стабилизатор, должна быть не менее
определенной по формуле
F=Fh+Fci. (3.26)
Где Гц - расчетная нагрузка, действующая на насадку, кН, FK — 9,81 X
X 10-8дРв7в»®; FCT — расчетная нагрузка, действующая на стабилизатор, кН,
Хст = 9,81- 10~^рпДстх£; »в — скорость, уз, ~ о (1 ~~ wB); шв — средний
коэффициент попутного потока; v — наибольшая скорость переднего хода, ио
не менее 17 уз для судоа с категорией ледового усиления УЛ, 14 уз для судов
с категорией ледового усиления Л1 и 11 уз для остальных судов; р, д — коэф-
фициенты, определяемые в зависимости от нагрузки винта оу и относительной
длины насадки Кн (табл. 3.4); т — коэффициент, зависящий от относительного
удлинения стабилизатора Хс, = hCT/lCTt прн Хст = 1; 2; 3; 4; 5 т равно соот-
ветственно 2,1; 3,1; 3,8; 4,2 и 4,5; для промежуточных значений Хв¥ величина
коэффициента т определяется линейной интерполяцией.
Точка приложения расчетной нагрузки Ха считается расположенной на
уровне продольной осн на расстоянии гя от передней кромки насадив. Расстоя-
ние гк должно быть не менее определенного по формуле гя = 1Я (ЬКЖ + с). Коэф-
фициенты бис определяются в зависимости от величины Су по табл. 3.5.
Нагрувка Рст обычно приложена на уровне продольной осн насадки на
расстояния <ст ~ 0,25$Ст от передней кромки стабилизатора. Расчетный сум-
марный крутящий момент А4Н, иН-м, действующий на устройство с поворотной
насадкой н стабилизатором, определяется по формула
1Ив“ Л4нЧ*1Иет« (3.27)
132
где — крутящий момент от нагрузки Мв = FB (Iq — ги); Me, ~ кру-
тящий момент от нагрузка Fe»< At ст == ^ст (па.ст+гст); Яс. ст—отстояние
осн баядера от передней кромки стабилизатора.
Максимальное значение Мв, кН-м, должно быть не менее
М(0,721и ~ + °’5{ет)' (З М)
При конструирования элементов поворотной насадки, ее опор и соедине-
ний с баллером необходимо знать значения изгибающих моментов и опорных
реакций, действующих в сечениях устройства.
Рве. 3.41. Типы поворотных насадок: а — поворотная с опо-
рой на пятка ахтерштевия (тип V); б — подвесная (тип XV).
1-< —- ««меняй рулевого устройства.
Дин поворотной насадки с опорой на пятке ахтерштевия (рис. 3.41, а) зна-
чения нагибающего момента и реакций опоры В сечении I рассчитываются по
формулам (3,14). Расчетное значение изгибающего момента Ма, кН-м, я реакция
опоры кН, в сечении 2 определяются по формулам
At, -р-;
о Йт
где F ~ суммарная нагрузка, действующая на поворотную насадку, опреде-
ляется по (3.26); h — линейный размер, для Поворотной насадки Л = I»— е;
&«> “ коэффициенты, рассчитываемые по формулам (3.23), (3.24), в которых
для /р необходимо принять среднее значение момента яиерцня поперечного
сечения поворотной насадки на участке между сечениями 3 и 4t а коэффициент а*
рассчитать по выражению (3.25). Расчетное значение изгибающего момента Ма,
кН*м, и сечении 3 определяется в виде
м<м^—-rFfc-t*
Расчетное аначениа реакции оворы Rfy кН, в сечении 4 находится по выражению
133
Для Подвесной поворотной насадки (рис. 3.41, б) значение изгибающего мо-
мента AJj, кН-м, в сечении 1 рассчитывается по формуле (3.14). Расчетное зна-
чение реакции опоры кН, в сечении / находится но формуле = без-
расчетное значение изгибающего момента Л4}, кНм, и реакции опоры Яг, кН,
в сечении 2 определяются в виде Af, = Fcr и = F (1 4* сЛ). Расчетное зна-
чение изгибающего момента A4S, кН-м, Действующего в сечении 3 (в соединении
баллера с поворотной насадкой), находится но выражению F (cj — е).
Конструктивная схема поворотной насадки со стабилизатором показана
на рис. 3.42. Толщина наружной обшивки поворотной насадки за, ми, должна
быть не менее рассчитанной по формуле
Ркс. 3.42. Конструктивная схема поворотной насадки со стаби-
лизатором.
где d — осадка судна, м; йт — коэффициент, зависящий от отношения та =
= umil„ (um — расстояние между продольными диафрагмами, и; 1т— расстоя-
ние между поперечными диафрагмами, м):
1.0 1Л 1.2 1.3 1.4 1.6 >1.8
5.7 6.0 6,3 6.6 6,8 7,0 7.2
Минимальная толщина внутренней обшквхн зв, крона ее среднего пояса,
должна быть
j„ = 6,39 VT мм,
где Т — упор винта, кН, при скорости о.
Толщина среднего пенса внутренней обшивни поворотной насадив
1ер = 7,34 А- УТ + 0.51 чм,
где 1п — расстояние мажду поперечными диафрагмами, расположенными в районе
среднего пояса внутренней обшннки, м.
Ширина среднего пояса должна перекрывать хромки лопасти винта на 0,05DK
в иос и иа 0,Юй в корму. Во всех случаях толщина наружной и внутренней
обшивок должна быть ие меньше минимальной толщины обшивки руля (см.
134
$ 3.3). Наружная я виутренвяя обшивки васедкн подкрепляются поперечинмк
к продольными диафрагмами. Расстояние между продольными и поперечными
диафрагмами не должно превышать соответственно 1000 и 600 мм. Должно быть
не менее четырех продольных днафрнгм, равномерно распределенных по окруж-
ности насадки. Толщина диафрагмы принимается не меньше толщины наружной
обшивки. Для насадок используются такие же методы соединений элементов
конструкций, как И для рулей. Пробочный шов используется для соединения
диафрагм с наружной обшивкой.
В районе среднего пояса находится не менее двух поперечных диафрагм.
Толщина обшивки стабилизатора должна быть не менее найденной по формуле
, -|/“98Л;1Т+2б^Г
5й1=^ ------1'2 им,
где —- коэффициент, определяемый в зависимости от отношения me=
адесь и'т — расстояние между горизонтальными днафра> майн, м; j'm — расстоя-
ние между вертикальными диафрагмами или диафрагмой я кромкой стабилнва-
тора, м.
Толщина диафрагм должна быть равна толщине общявкн стабилизатора.
Общая прочность стабилизатора обеспечивается одной или несколькими верти-
кальными диафрагмами. Момент сопротивления диафрагм вместе с присоединен-
ными поясками обшивки должен быть не менее
W «= 1390ДегЛст
и--------С
Ширина присоединенных поясков обшивки равна одной пятой высоты стабили-
затора.
§ 3.7. Баллеры рулей и поворотных насадок.
Подшипники баллеров
Баллеры рулей подвержены как кручению, так и из-
гибу. Диаметр головы баллера, см, в его верхней части можно
определить по формуле = й8/МД!Н, где Л1к — расчетное
значение крутящего момента, кН-м; определяемое для переднего
(3J2), (3.27) и заднего (3.13) хода судка; — коэффициент, при-
нимаемый равным 26,1 и 23,3 при движении судна соответственно
передним н задним ходом.
Прн совместном действии кручения и изгиба напряженное
состояние баллера оценивается по приведенным напряжениям
апр = а* + Зта, где а—нормальное напряжение, мПа, о =
— 9820 MKfdl; <t — касательное напряжение, МПа, т =
= 4610 Afx/df; Л4М— расчетное значение изгибающего момента,
кН-м, dt — диаметр баллера, см.
По конструкции баллеры делятся на изогнутые и прямые.
Изогнутый баллер (рис. 3.43, а) в ннжней части заканчивается
горизонтальным фланцем, который болтами соединяется с фланцем
руля. Прямой баллер в зависимости от конструкции руля и типа
соединения может заканчиваться фланцем (рис. 3.43, б) или кону-
сом с нарезной частью (рис. 3.43, в). Форма нижней части изогну-
того баллера и размеры фланца должны быть такими, чтобы при
135
повороте баллера и отсоединенного руля в разные стороны на
предельные углы можно было бы снять руль.
Надежность баллера в значительной степени зависит от состо-
яния его наиболее изнашиваемых элементов, к которым относятся
опорные поверхности и узлы соединения баллера с рулем. В связи
с этим рабочие поверхности шеек баллеров обычно предохра-
няются защитной рубашкой, представляющей собой цилиндр,
изготовленный из бронзы или нержавеющей стали, который
Рис. 3.43. Конструктивные типы
баллеров.
Таблица 3.6. Зависимость толщины
рубашки от диаметра шейки баллера
Диаметр кейки баллера, ММ Толщина стенки рубашки, мм, м
брамам м«ржавв* стали
<50 2.5 2,5
50—70 3.0 3,0
70—80 4,0 4,0
80-90 5.0 5,0
90-100 6,0 5,0
100-150 6,0-10,0 5,0-8,5
150-300 10,0-16,0 8,5—14,0
300—400 16,0—20,0 140^17,0
400—500 20,0—24,0 17,0—21,0
>500 24.0—30,0 21,0—26.0
плотно насаживается на шейку
баллера. Рекомендуемые тол-
щины рубашек приведены в
табл. 3.6.
Крайне нежелательно попадание морской воды в наиболее
ответственный узел — конусное соединение баллера с рулем или
поворотной насадкой. Хорошо зарекомендовавшие себя на
практике узлы уплотнения баллера показаны на рис. 3.44 и 3.45.
Подшипники баллера обеспечивают беспрепятственный пово-
рот руля, воспринимая и передавая на корпусные конструкции
усилия, действующие на баллер (вместе с собственным весом
баллера и руля). Различают подшипники опорные, воспринима-
ющие нагрузки, действующие только в поперечном по отношению
к оси баллера направлении, и опорно-упорные, способные вос-
принимать и осевые нагрузки. Так как нижние подшипники
баллеров препятствуют попаданию воды внутрь корпуса, они
должны быть водонепроницаемыми.
Особое внимание должно быть обращено на надежность н
ремонтопригодность подшипника. Надежность достигается ис-
пользованием износоустойчивых материалов для втулок и других
трущихся частей. При этом должны быть обеспечены свободный
136
доступ к сальникам в процессе эксплуатации, легкий демонтаж
и разъем подшипников в период ремонта.
В Правилах Регистра СССР указывается, что к конструкции
опорных подшипников баллера предъявляются те же требования,
что и к конструкции штырей. Исходными данными для констру-
ирования подшипников баллера являются опорные реакции,
а также собственный вес баллера и руля. Вес баллера может
быть достаточно точно определен по его чертежу. Если для руля
точные данные о его весе отсутствуют,то для приближенной оценки
может быть использовано вы-
Рис. 3.44. Уплотнение баллера: д —
в верхней части конуса; б — в нижней
части конуса.
J — балл«р; 2 — болт нажииной; 3 — на"
полннтель эпоксидный; 4 — уплотнитель*
Ное колыю; 5 — ступица пера руля; (У —
опорная шайба; 7 — уплотнительный шнур;
5 гайка конуса»
Рис. 3,45. Уплотнение баллера: а —
в верхней части; б — а нижней части,
1 — шпилька нажимной атулки; 2 втул-
ка нажимная; 3 — втулка сальника; 4 —
уплотнительный шнур; 5 — опорная шай-
ба; £ — кольцо уплотнительное; 7 — втул-
ка баллера: 8 — облицовка баллера; 9 —
баллер; /Р — ахтерштевень; 11 — проклад*
ка; 12 — болт; 13 — кольцо нажимное;
14 — наполнитель эпоксидный.
Опорные узлы подшипников баллера выполняются в виде
подшипников качения и подшипников скольжения. Большое
значение для снижения трения имеет подбор материала трущихся
пар. В корпус подшипника запрессовывается втулка, высота
которой принимается равной 1—1,2 диаметра баллера. Одним
из критериев при определении размеров подшипника является
удельное давление р = где — реакция опоры;
йит •— высота втулки, см; dt — диаметр баллера в подшипнике, см.
Для изготовления втулок используются нержавеющая сталь,
бронза, бакаут, текстолит, сталь с наплавкой бронзы и латуни.
Допустимое удельное давление для различных комбинаций мате-
риалов не должно превышать следующих величии: 236 Н/см8
для нержавеющей стали или бронзы по бакауту; 441 Н/см8 для
нержавеющей стали по баббиту; 655 Н/см8 для нержавеющей
стали по бронзе. Толщина втулок обычно составляет 5—10 %
диаметра баллера.
137
§ 3.8. Рулевые приводы
Рулевой привод предназначен для передачи на баллер
момента, необходимого для поворота руля и удержания его в нуж-
ном положении. Основные элементы рулевого привода — баллер,
румпель, сектор или другое устройство, обеспечивающее поворот
баллера и руля, рулевая передача, рулевая машина и привод
управления. Классификация рулевых приводов приведена на
Рис. 3.46. Классификация рулевых приводов.
Расчет основных параметров рулевого привода при его проек-
тировании выполняется исходя из условий, соответствующих
ходовому и маневренному режимам движения судна.
Ходовой режим судна с эксплуатационной скоростью характе-
ризуется частыми перекладками руля на угол 4—6°. Число вклю-
чений привода в час составляет в среднем около 400 при ручном
управлении и до 1500 при автоматическом управлении. Количе-
ство перекладок руля в целом зависит от степени устойчивости
судна на курсе, внешних условий (ветра, волнения, течения)
и ряда других факторов. Большое количество перекладок руля
приводит к повышенному нагреву вращающихся пар привода,
поэтому ходовой режим движения судна является расчетным для
рулевого привода по условиям нагрева.
Режим маневрирования на больших скоростях хода судна
связан с возникновением на руле максимальных моментов. Этот
режим является определяющим для выбора типа привода, расчета
прочности основных его элементов, расчета потребной мощности
и частоты вращения исполнительного двигателя рулевой машины.
Бремя перекладки руля регламентируется Правилами Регистра
СССР, а также может быть определено из условия реального и
безопасного маневрирования судна.
138
Ходовой и маневренный режимы судна являются также опре-
деляющими для расчета надежности и долговечности рулевого
привода и рулевого устройства. Требования, предъявляемые
к конструкции рулевых приводов, изложены в разделах «Рулевое
устройство» и «Механизмы» Правил Регистра СССР. Основные
из этих требований, учитываемые при проектировании и выборе
рулевых приводов, перечислены ниже.
Для обеспечения безопасности плавания судов рулевое устрой-
ство любого судна должно быть снабжено двумя независимыми
приводами — главным и вспомогательным. Главный рулевой при-
вод должен обеспечивать перекладку полностью погруженного
руля или насадки с 35° одного борта на 35° другого борта при дви-
жении судна передним ходом с максимальной скоростью. Время
перекладки руля не должно превышать 23 с. Вспомогательный
рулевой привод должен обеспечивать перекладку полностью
погруженного руля (поворотной насадки) с 15° одного борта на
15° другого борта не более чем за 60 с при движении судна перед-
ним ходом со скоростью, равной половине максимальной, но не
менее 7 уз.
Главный и вспомогательный рулевые приводы или по крайней
мере один из них рекомендуется располагать над самой высокой
грузовой ватерлинией. Если это невозможно, то на судне пред-
усматривается аварийный рулевой привод, располагаемый выше
палубы переборок. Аварийный рулевой привод должен обеспечи-
вать перекладку полностью погруженного руля (поворотной
насадки) с борта на борт при скорости переднего хода судна не
менее 4 уз.
Главный и вспомогательный рулевые приводы должны дей-
ствовать на баллер руля или поворотной насадки независимо
один от другого, в .противном случае допускается, чтобы главный
и вспомогательный рулевые приводы имели некоторые общие части
(румпель, сектор, редуктор или цилиндрический блок), при этом
конструктивные размеры общих частей должны быть увеличены.
Румпель-тали можно использовать как вспомогательные
или аварийные рулевые приводы только на самоходных судах
валовой вместимостью менее 500 per. т и на несамоходных судах.
Расчетный крутящий момент для любого рулевого привода
определяется с учетом трения в подшипниках баллера и руля
А1Н.С - !-S Мтр, (3.29)
где Л1к — расчетный крутящий момент, действующий на рулевое
устройство, кН-’м, определяемый по формулам (3.12), (3.13),
(3.27); IjAUp — суммарный момент трения в подшипниках бал-
лера и руля, кН-и, Мтр = 0,5 здесь — реакция
»’-й опоры руля в подшипнике, кН, определяемая по методике,
139
изложенной в § 3.3, а зависимости от принятой расчетной схемы
(см. рис. 3.10); di — диаметр баллера, штыря руля в районе под-
шипника, м; fa — коэффициент трения в подшипниках баллера
и штырей. Коэффициент f( = 0,15 для подшипников скольжения
при трении стали по бронзе при контакте с морской водой без
дополнительной смазки (как правило, нижняя опора баллера
и опоры штырей); ft — 0,10 для стали по бронзе при периодиче-
ской смазке (как правило, опоры, располагаемые выше сальника);
ft = 0,04-^0,14 для бронзы по бронзе; ft = 0,12-4-0,14 для тексто-
лита по бронзе; Д 0,015 для шариковых подшипников качения;
ft = 0,030 для роликовых подшипников качения. Для опорных
подшипников коэффициент трения «скользящей» пяты ft ~ 0,15-4-
-4-0,25; коэффициент трения роликовой пяты ft = 0,054-0,10.
В опорных подшипниках в качестве расчетной реакции Rt
принимается вес рулевого устройства, воспринимаемый опорным
подшипником. Рулевое устройство должно иметь систему ограни-
чителей поворота руля (поворотной насадки).
Все детали системы ограничения должны быть рассчитаны
или проверены по усилиям, соответствующим предельному обрат-
ному моменту Мпр, кН»м, действующему на руль, Л.'пр =
=» l,I35/?eff rfa-lO”4, где — действующий диаметр головы
баллера, см; Rglj — верхний предел текучести материала баллера,
МПа. При этом напряжения в таких деталях не должны превы-
шать 0,95 верхнего предела текучести их материала. Рулевые
приводы должны иметь устройство, прекращающее его действие
прежде, чем руль дойдет до упора ограничителя поворота руля.
Электропривод рулевого устройства должен обеспечивать!
автоматическое удержание руля при отрицательных моментах
со стороны пера руля; ограничение момента двигателя вплоть
до его остановки под напряжением; автоматический переход
двигателя на рабочий режим после прекращения перегрузки;
изменение направления вращения пера руля на тот или иной борт;
разгон привода; остановку привода без применения механических
тормозов; большое число включений.
Расчет механических рулевых приводов. Штуртросовые и вали-
ковые рулевые приводы, относящиеся к категории механических,
применяются на малых судах, портовых плавсредствах и несамо-
ходных судах при моменте на баллере руля, не превышающем
4 кН.м. Для механических рулевых приводов расчет параметров
румпеля, червячного редуктора, редуктора штурвала или штур-
вального барабана производится для заданных усилий на рукоят-
ках штурвала и крутящем моменте на баллере руля. При этом
окружная скорость вращения штурвала определяется скоростью
перекладки руля и передаточными отношениями редукторов при-
вода и должна быть не более 0,6—0,8 м/с. Подробный расчет пара-
метров механических приводов приведен в [28, 75 ]. Винтовой
привод применяют на судах в качестве аварийного нян вспомога-
тельного рулевого привода.
140
Расчет электромеханических рулевых приводов. Основным
типом электромеханических рулевых приводов является секторно-
зубчатый привод, имеющий в своем составе румпель, выполненный
в виде зубчатого сектора, червячную и цилиндрическую передачи,
соединяемые о исполнительным электродвигателем с помощью
муфты.
Проектировочный расчет рулевого привода заключается в опре-
делении размеров его основных элементов и выборе электродвига-
теля, при этом обычно задаются расчетный крутящий момент,
действующий на рулевое устройство Мк, и минимальное время
перекладки руля 4. Крутящий момент рулевого привода Мн, а,
кН-м, для выбранного типа руля рассчитывается по формуле
(3.29). По заданному с учетом конструктивных особенностей руля
и кормовой оконечности судна размеру румпеля и скорости пере-
кладки руля рассчитывается прочность румпеля и проверяется
контактная и изгибная выносливость цилиндрической и червячной
пар для предварительно выбранного электродвигателя и переда-
точного числа привода [191.
Мощность, развиваемая электродвигателем, кВт, Ne =
= Мя, гДе л — частота вращения вала электродвига-
теля, с-1; i — общее передаточное число привода, равное произ-
ведению передаточных чисел его отдельных звеньев, i — tjiVj
ит. д.; 7]м — общий механический КПД привода, состоящего-иэ
последовательно соединенных звеньев, равный произведению КПД
отдельных звеньев, в приближенных расчетах принимается т]и =
= 0,84-0,9.
Уточненный расчет электродвигателя рулевого привода
включает его проверку на соответствие мощности и времени
перекладки руля заданным режимам работы привода. Если ходо-
вой режим или режимы маневрирования судна не обеспечиваются
мощностью выбранного электродвигателя рулевого привода
или если они обеспечиваются мощностью более потребной, под-
бирается новый двигатель [84].
Суммарное время перекладки руля определяется по формуле
ta = tu. р + if + t-r> гДе tn. р — продолжительность разгона;
tf — продолжительность установившегося движения привода;
— продолжительность торможения привода.
В заключение выполняются: проверка двигателя на нагрев
и на допустимое число включений; расчет электропривода при
заклинивании руля с учетом рекомендаций [28, 841 и расчет
надежности и долговечности рулевого привода.
В табл. 3.7 приведены основные технические характеристики
рулевых секторных машин типа РЭР. Масса привода, отнесенная
к моменту на баллере, колеблется в пределах (4н-5). IO”1 ki/(H-m),
Общий КПД передачи обычно находится в пределах 0,4—0,5,
мощность рулевого электродвигателя не превышает 70 кВт. До-
стоинства секторной передачи простота и надежность ра-
боты, недостатки — большие масса и габариты*
141
Таблица 3.?. Основные технические характеристики рулевых секторных
машин типа РЭР
Тип Число рулей Номи- нальный Момент на бал* лере, кН-и Мощность электро- привода постоянно- го тока {220 BL кВт Габариты Масса рулей машины с электриче* скнм обору- дованием» кг
РЭРЗ-1 2 29,5 2 2100X4710X1200 3130
РЭРЗ-2 1 29,5 2 1970Х1980Х1050 2100
РЭРЗ-З 2 29,5 2 2200X 5110X1200 2930
РЭРЗ-4 1 29,5 2 1970X1930X1050 2100
РЭРЗ-5 2 29,5 2 2190X 5385X1053 5000
РЭРЗ-6 1 29,5 3 1970Х 1860Х 1150 1220
РЭРЗ-8 1 29,5 2 1770Х 1970X850 1850
РЭР5-1 1 49 4,2 2545X3885X2080 3165
РЭР7.5-3 2 73,5 6,2 2550Х 6370Х 1280 5300
РЭР 10-2 2 98 6,2 4620Х2920Х 1530 3940
РЭР1О-3 3 98 6,2 5700Х 3080Х1735 3870
РЭР 10-5 1 98 6,2 3380X600X1725 5080
Расчет электрогидравлических рулевых приводов. К группе
электрогидравлических относятся плунжерные, лопастные и плун-
жерно-реечные рулевые приводы (рис. 3.47, 3.48, 3.49). Рулевые
Приводы с качающимися цилиндрами являются разновидностью
плунжерных. Проектирование электрогидравлических рулевых
Ряс. 3.47. Принципиальная схема плунжерного привода.
1 — гидравлический цилиндр; 2 — плунжер; 3 — баллер руля; 4 = румпель;
6 — шарнир.
приводов включает определение конструктивных размеров основ-
ных элементов привода, проверочный расчет их прочности, выбор
гидравлического насоса, обеспечивающего расчетную подачу
масла к силовому гидро цилиндру исполнительного органа, и его
электродвигателя.
Исходными данными для проектирования привода являются:
время перекладки руля с борта на борт ta; расчетный максималь-
ный крутящий момент, действующий на рулевое устройство Л4К;
зависимость крутящего момента на баллере от угла перекладки
142
Л1Я (а); номинальное удельное давление насоса Ркао. н. Крутящий
момент рулевого привода AfK. п для выбранного типа руля и его
опор (см. рис. 3.10) рассчитывается по формуле (3.29).
При проектировании производятся уточнение характеристик
основных элементов привода, окончательный выбор гидравли-
ческого насоса и электродвигателя, а также определение суммар-
ного времени перекладки руля. Осуществляется проверка двига-
теля на нагрев и допустимое число включений. Выполняется
расчет перегрузок электропривода при заклинивании руля о уче-
том рекомендаций [28].
В электрогидравлических рулевых приводах обычно при-
меняют плунжерные электрогидравлические машины типов Р01—
Рис. 348, Принципиальная схема ру- Рис. 3.49. Принципиальная схема
левого двухлопастного привода.
/ — гидравлический цилиндр; 2 — лопасть;
j — уплотнение; 4 — баллер руля; 5 —
разделительная перемычка.
рулевого гглунжерно-феечнога при-
вода.
i — баллер руля* 3 — румпель (ше-
стерня); 3 — моментный гидроцвднндр;
4 — плунжер с нарезноб зубчатой рей-
кой; 5 — уплотнительные манжеты
плунжера.
РЮ с насосом постоянной подачи
или типов Р11—Р22 с насосом
регулируемой подачи, которые изготовляются двух- или четырех-
цилиндровыми. Связь плунжера с баллером осуществляется
с помощью шарнира (см. рис, 3.47), что обеспечивает возможность
перемещения плунжера относительно румпеля в вертикальной
и горизонтальной плоскостях.
Электрогидравлические машины могут выполняться с па-
раллельным и перпендикулярным относительно диаметральной
плоскости судна расположением цилиндров. Установки с парал-
лельным расположением четырех цилиндров применяются на
крупных судах и обычно имеют два самостоятельных (резервный
и основной) гидравлических насоса, работающих каждый на свою
пару цилиндров.
Основные технические характеристики плунжерных элек-
трогидравлических машин типов Р01—Р22 с электроприводом
постоянного или переменного тока приведены в табл. 3.8.
Электрогидравлические плунжерные машины с одним,
двумя или четырьмя исполнительными гидроцилиндрами требуют
преобразования поступательного движения плунжеров во
вращательное движение баллеров, что усложняет конструкцию
привода.
143
Таблица 3.8. Основные технические характеристики рулевых плунжерных
алектрогидравлических машин типов Р01—Р22
Тип Число рулей Номинальный момент на баллере, 10"4 Н-и Число цилиндров рулевой машины Мощность электропри- вода. кВт ГабернтЕг руленой ДОШНКЫ, мм Масса рулевой нашнкы с электро* оборудоеаиием без рабочей жидкости, кг
передок ног о то- ма (220/380 В) постоянного То- ка (220 В) постоян- ного ток* пере- менного T9XU
Р01 1 0,62 2 0,7 0,4 970X1160X 885 570 650
Р02 2 0,62 2 0,7 0,4 970X 880X 885 580 660
РОЗ 1 0,98 2 0.7 0,6 870X1300X885 690 770
Р04 2 0,98 2 0,7 0,6 1950X 850X885 710 790
Р05 1 1,57 2 2,2 0,75 1650X1450X 980 850 940
Р06 2 1,57 2 2,2 0,75 2200Х 985Х1010 800 890
Р07 1 2,45 2 2.2 1.4 1850X1480X1010 1 040 1 040
Р08 2 2,45 2 2,2 1.4 2120X1035 1010 1 040 1040
РОЭ I 3,92 2 3,2 2,2 2210X1070X1030 1 465 1630
РЮ 2 3,92 2 3,2 2,2 3000X 1075Х 1080 1 595 1 705
Р11 ! 6,18 2 8 4,2 3240X1520X915 2 510 2 690
Р12 2 6,18 2 8 4,2 3800X1100X 915 2 440 2 620
PI3 I 9,8 2 8 4,2 3600Х1700Х 1365 3 030 3 230
Р14 2 9,8 2 8 4.2 4400X1100X950 3 150 3 350
Р15 1 15,7 4 11 7 3390Х2020Х 1427 4 750 5 000
РЮ 1 24,5 4 19 8,5 3760X 2I90X 1539 6 450 6 750
PI7 I 39,2 4 27 16 4380X2550X1710 И 500 12 100
Р18 1 62 4 55 27 5090X 2855X1735 13 650 14 250
Р21 1 122 4 72 —- 6200X 3680X1095 — 25 400
Р22 1 157 4 95 —- 6430X 4045X1095 — 28 200
Имеются рулевые электро гидравлические машины одинар-
ного и сдвоенного типов РГ и 2РГ с плунжерно-реечным приводом
баллера с моментами 2,5—80 кН. м (см. рис. 3.49). Малые габариты
и масса рулевых машин с плунжерно-реечным приводом баллера
достигнуты благодаря высокому рабочему давлению в цилиндрах
(6,5—8,5 МПа), небольшим размерам румпеля (шестерни) и воз-
можности установки двух и более моментных цилиндров.
В электрогидравлических рулевых приводах применяют также
лопастные электрогидравлические машины. Поворот баллера
руля (см. рис. 3.48) в таких приводах производится в самом
исполнительном цилиндре. Цилиндр делится перемычками
и лопастями на четыре полости. В одну пару полостей жидкость
подводится от насоса под давлением, из другой пары полостей
вытесняется во всасывающую часть насоса. Лопасти поворачи-
ваются вместе с баллером, производя перекладку руля. Описан-
ный привод представляет собой по существу высокомоментный
144
реверсивный неполноповоротный гидравлический двигатель.
Такие двигатели могут быть одно-, двух- и четырехлопастными.
Рулевая лопастная электрогидравлическая машина РЭГ-ОВИМУ-7
работает при давлении рабочей жидкости 3,5—5 МПа и развивает
вращающий момент на баллере 70—100 кН-м.
§ 3.9. Подруливающие устройства
Классификация и основные характеристики подруливаю-
щих устройств. Подруливающие устройства относятся к активным
средствам управления судами, т. е. позволяют создавать управля-
ющее силовое воздействие на судно, даже если оно не движется.
Подруливающие устройства должны:
— обеспечивать достаточную управляемость при небольших
скоростях и отсутствии хода;
— зависеть по возможности в меньшей степени от глубина
погружения, крена и дифферента судна;
— не снижать свою эффективность на волнении;
— допускать эксплуатацию на мелководье;
— обеспечивать быстрое и плавное изменение величины упора,
а если необходимо, то и его направления;
— иметь защиту от повреждений плавающими предметами;
— выполнять функции вспомогательного движителя;
— управляться дистанционно с одного или нескольких
постов;
— не вызывать вибраций и шума;
— быть прочными, надежными, отличаться простотой монтажа
и ремонта.
Подруливающие устройства подразделяются на подрулива-
ющие устройства туннельного типа и выдвижные винтовые ко-
лонки различных типов.
У подруливающих устройств туннельного типа движитель,
создающий необходимый упор, располагается в сквозном туннеле.
Направление выбрасываемой струи в устройствах этого типа
может быть постоянным и регулируемым. Кроме того, подрулива-
ющие устройства туннельного типа могут быть: по расположению
судна — носовыми и кормовыми; по форме туннеля — с прямым
туннелем, с S-, Т-, П- и К-образным туннелем (рис. 3.50); по
типу движителя — с винтом регулируемого шага, с винтом фикси-
рованного шага, с соосными винтами, с осевым лопастным насосом,
с центробежным насосом, с крыльчатым движителем; по типу
приводного двигателя — с электродвигателем, с двигателем вну-
треннего сгорания.
Основные геометрические характеристики проточного ка-
нала подруливающего устройства туннельного типа следующие
(рис. 3.51): диаметр проточной части туннеля DT; диаметр выход-
ного отверстия сопловой части Do; заглубление оси (диска) дви-
жителя Я8; отстояние диска движителя от основной плоскости Лв;
145
Рис. 3-50, Подруливающие устройстве туннельного типа с тунне-
лями: а — прямым; б — S-образным; в — Т-образным; е — П-об-
рааным; д — К-обрааным.
Рис. 3.51. Основные геометрические характеристики подрули-
вающих устройств туннельного типа с туннелями: а — пря-
мым; б — Т-образным.
146
длина проточной части туннеля 4; длина сопловой части /с; угол
наклона борта в районе сопловой части у0.
Площадь поперечного сечения проточной части вычисляется
по формуле А1 = а площадь поперечного сечения сопловой
части по формуле Дс =
Для движителя подруливающего устройства добавляются еле*
дующие характеристики: диаметр ступицы движителя der; диа-
метр гондолы редуктора угловой передачи dr.
Гидродинамические характеристики подруливающего устрой-
ства туннельного типа перечислены ниже.
Коэффициент поджатия выходного сечения туннеля Пс пред-
ставляет собой отношение площадей поперечных сечений сопловой
(выходной) части и проточной части туннеля, т. е. Пс= 4С/АТ.
Расход жидкости Q — объем жидкости, проходящей через
сечение туннеля в единицу времени, рассчитывается по формуле
Q = Дтот = Асис.
Масса жидкости Мт — количество жидкости, обрабатываемой
движителем в единицу времени, Мт = pv^AT.
Тяга устройства на ходу судна определяется разностью ско-
ростей жидкости, втекающей »В1 и вытекающей »0 из устройства,
Ту. х ~ М-Т (ИВХ Ус)*
Величина тяги при движении судна снижается за счет образо-
вания зон разрежения и сил засасывания внутри туннеля устрой-
ства и за его пределами на корпусе судна. Поэтому тяга на ходу
судна Ту. х равна разности тяги, развиваемой на швартовном
режиме работы устройства, Т?. ш и сил засасывания, образу-
ющихся в туннеле устройства Тв. т и на корпусе судна в, т. е.
Ту. х = Ту, ш — Т#>т Тв,и. (3.30)
Тяга Ту.ш, развиваемая на швартовном режиме работы уст-
ройства,
Ту,ш = роИ, /Т+хГ/П*, (3.31)
где р — массовая плотность жидкости; пт — средняя скорость
потока в туннеле устройства в районе движителя; — коэффи-
циент давления в потоке струи на выходе из туннеля.
Сила засасывания Ts.t, образующаяся в туннеле устройства,
вызванная скоростью в и углом дрейфа р судна,
Тя, т = pwToAT sin р. (3.32)
Сила засасывания Ts, к, образующаяся на корпусе судна при
его движении,
Тз,к = 0,5роаСвАт, (3.33)
где С3 — гидродинамический коэффициент силы засасывания.
Тяга устройства при возвышении выбросного сопла над
поверхностью воды Ту!1 = ш — 2pg/;A0, где А — возвышение
147
центра тяжести надводной площади выходного поперечного сече-
ния выбросного сопла над поверхностью воды.
Упор движителя Тп подруливающего устройства обеспечивает
создание необходимой тяги подруливающего устройства и пре-
одоление гидравлических сопротивлений в туннеле. Для швар-
товного режима работы устройства
где £0 — коэффициент гидравлических потерь в сопловой части;
51 Cj — сумма коэффициентов гидравлических потерь в про-
i
точной части туннеля устройства.
Напор Тн, развиваемый насосом устройства, рассчитывается
по формуле
Г. = р + ь + с. + пг £ ь+до (-b)’J .
Коэффициент нагрузки движителя по тяге <гв для швартовного
режима
2Г. „ о /---------------------------------
а*= рф4т
Коэффициент нагрузки движителя по упору ат и напору сн
а* = р^лТ" = TTf [1 +Хт + + 2sfi (^г) ]; 0,1 ™ °т'
(3.34)
Коэффициент качества туннеля равен отношению реальной
и идеальной удельной тяги устройства: Ст = или
г = KT+fr
(1 + зст + Сс + П=£сЛ2'э ‘
X i I
Максимальному значению коэффициента качества
г „ КЗ ______________________/Т+ь__________
&’и“" 2
соответствует оптимальная величина поджатия туннеля По. о„
и коэффициента нагрузки по напору пЯопт
ГГ _____/ I 4~ Хт 4* Ес \ */* /о qcv
‘1С.ОГ1Т -/ I ;
\ I /
= 4 J] (3.36)
на
КПД гидромеханического комплекса подруливающего устрой-
ства
_ ____ ^урс _ ГуРс ^Д°т
Лу ~ N* ~ TavT N,
— ПтЧй'
где т]т = (ЗуТи) (ис^т) — КПД туннеля; т}д “ Тдо,/Я, — КПД
движителя; N, — мощность, потребляемая приводом движителя.
Ряс. 3.52. Принципиальная схема вы- Рис, 3.53. Основные геоме-
движной винтрвой колонки. трическне характеристики
выдвижной винтовой колон-
Выдвижные винтовые колон- кн-
ки— это подруливающие устрой-
ства, конструкция которых имеет движитель, создающий необ-
ходимый упор, а также механизм, обеспечивающий его пере-
мещение из походного положения в рабочее и обратно.
Принципиальная схема выдвижной винтовой колонки пока-
зана на рис. 3.52. Обычно в такой колонке используется гребной
винт 1 в направляющей насадке 2. Баллер 3 и его привод 5 позво-
ляют изменить направление тяги винта. Рабочее положение
движитель занимает за счет телескопических цилиндров 4 меха-
низма перемещения. Привод гребного винта включает электро-
двигатель 8, передаточную муфту 7, цилиндрический зубчатый
редуктор 6, шлицевой выдвижной вал 9 и коническую зубчатую
передачу 10.
Основные геометрические характеристики выдвижной вин-
товой колонки показаны на рис. 3.53 (см. также § 3.5).
149
К гидродинамическим характеристикам выдвижной винтовой
колонки помимо обычных характеристик для гребных винтов
относятся: коэффициент упора винта в насадке с учетом влияния
на упор гондолы и кронштейна колонки Кг = Тд/(рп2£)в); коэф-
фициент крутящего момента гребного винта в насадке с учетом
влияния на момент гондолы и кронштейна колонки Км =
= ЛГд/(рп?£)|); коэффициент эффективной тяги гребного винта
в насадке с учетом влияния на тягу гондолы и кронштейна ко-
лонки Kt — TK/(pn“Da); коэффициент крутящего момента на бал-
лере колонки Кб = Л4б'(рп2Ьв); коэффициент сопротивления ко-
лонки с застопоренным винтом при скорости судна v Сха =
= 2^жя/(ро2Лн); мощность приводного двигателя колонки Ne =-
= (2лр/т]м) KmK'D'b', частота вращения движителя п; эффективная
тяга Тк, упор 7\ и крутящий момент движителя Мд; крутящий
момент на баллере колонки М%; сила сопротивления колонки
с застопоренным винтом КПД механической передачи ко-
лонки Т]м.
Особенности проектирования подруливающих устройств. Под-
руливающие устройства туннельного типа
служат для улучшения маневренности судов в стесненных аква-
ториях. При проектировании подруливающих устройств опре-
деляется необходимая тяга подруливающего устройства с учетом
назначения и особенностей эксплуатации проектируемого судна.
Полученный результат используется в дальнейшем для расчета
гидродинамических характеристик и конструктивных размеров
элементов устройства.
Проектирование подруливающего устройства туннельного
типа включает: выбор типа устройства; проектировочный расчет
гидродинамических характеристик и основных элементов водо-
проточного туннеля и движителя; расчет механической передачи;
выбор привода устройства.
Эффективность подруливающего устройства существенно
зависит от скорости судна. При движении судна по мере возраста-
ния его скорости поток воды, проходящий через туннель, как на
входе, так и на выходе из него, все больше отклоняется от нормали
к диаметральной плоскости. Образуются зоны повышенного и
пониженного гидродинамического давления, в результате чего
возникает сила засасывания Та. При этом тяга подруливающего
устройства на ходу с учетом выражений (3.30)-—(3.33) вычисляется
по формуле
+ — ~П081пр — 0,5С3 (—) ].
Коэффициент давления в потоке струи на выходе из туннеля Хт
зависит от угла наклона бортов судна у0 в месте установки устрой-
ства, относительного радиуса скругления r/DT торцевых кромок
и рассчитывается по графикам, приведенным: на рис. 3.54. Коэф-
фициент силы засасывания Са, зависящий от относительной
160
скорости о/от и формы носовой оконечности корпуса судна, при-
ближенно может быть определен по графику рис. 3.55. Влияние
скорости судна на тягу подруливающего устройства тем меньше,
чем больше скорость истечения струи ос.
Рис. 3.55. График яэменекия
коэффициента силы засасыва-
ния.
Рнс. 3.54. Зависимость коэффициента
давления Хт = Ха + ^Х 01 относитель-
ного радиуса скругления туннеля r!D4
и наклонов бортов судна ув.
С целью снижения отрицательной силы засасывания Ть. к,
возникающей на корпусе при движении судна на переднем ходу,
предусматривается дополнительный туннель выравнивающего
давления (ТВД), схема действия которого приведена на
рис. 3.56. В ТВД индуцируется течение, расход жидкости в кото-
ром Огвд зависит от скорости судна, формы и расположения
Рис. 3.56. Схема давлений, возникающих иа корпусе судна при работающем
подруливающем устройстве (а), и яа корпусе судна с подруливающим устрой-
ством и туннелем, выравнивающим давление (б).
Л 4 — зоны разряжения; 2, 3 — зоны, повышенного давления»
туннеля по отношению к рабочему водопроточному каналу устрой-
ства (рис. 3.57).
Сила SP, нейтрализующая засасывание на корпусе судна Тв. к,
может быть рассчитана по формуле = рСтвдМтвд, -где
Лтвд ~ площадь поперечного сечения ТВД; Фтвд — расход
жидкости в ТВД, м3/с, определяемый по графику на рис. 3.57.
При малой скорости движения судна и на заднем ходу в ТВД
индуцируется поток, направление которого противоположно на-
правлению потока в рабочем канале подруливающего устройства,
151
что способствует снижению тяги устройства на швартовном ре-
жиме. Для предотвращения этого явления целесообразно закры-
вать ТВД по мере снижения скорости судна.
Эффективность устройства значительно снижается, если
на пути струн, выбрасываемой из туннеля, есть препятствие.
В эксплуатационных условиях, особенно при швартовных опера-
циях, такими препятствиями могут быть стенки причалов, кана-
лов, борта других судов и др. Между бортом и стеикой за счет
Рис. 3.57. График
изменения расхода
жидкости в тунне-
ле, выравниваю-
щем давление, в за-
висимости от ско-
рости судна, разме-
ров и расположе-
ния туннелей.
I — ТВД с
^ТВд/^Г Ц4* Ссз
скругления входных
кромок: 1 — ТВД с
',твд/пг ” 0,4 и
радиусом скругления
входных кромок
0,075;
3 — ТВД с
^твд/^т “ Q-4-
вход туннеля
оформлен в виде
ложкообразной вы-
емки; 4 — ТВД с
^твд/^г 0,4 а
относительным ра-
диусом скругления
входных кромок
ГТВД/СГ “ °-075-
ось ТВД рясположе-
на ниже осн рабочего
канале подрулива-
ющего устройства;
6 — ТВД в форме эллипса; 6 — ТВД в ^ТВД/^Г *” скругления вход-
ных кромок.
действия вытекающей струи возникает зона разряжения, в то
время как с другого борта давление остается неизменным. Зависи-
мость относительной силы засасывания Та. К/Ту. m от величины
зазора, характеризуемого отношением AB/De, где Dc — диа-
метр выходного сечения туннеля, показана на рис. 3.58.
Для подруливающих устройств, эксплуатирующихся на малой
глубине, характерно явление засасывания. Появление экраниру-
ющей поверхности перед входными кромками водозаборника
резко повышает сопротивление на входе туннеля, величина кото-
рого, по данным гидродинамических испытаний, увеличивается
(рис. 3.59) начиная с < 0,25.
Гидравлические потери в подруливающем устройстве склады-
ваются из потерь на преодоление местного сопротивления в сопло-
вой части и гидравлических сопротивлений в проточной части.
152
Суммарные гидравлические потери в рабочем канале подрулива-
ющего устройства рассчитываются по формуле Тв = Лтр 4- +
+ Ли 4- Лд + Лрш + Аи + Ла» где Лтр — потеря напора на
преодоление трения; Лвх — потеря напора в водозаборной части
туннеля; Ли — потери напора из-за искривления туннеля; Лд —
потерн напора из-за изменения сечения туннеля; Лрш — потери
напора, вызванные сопротивлением защитных решеток в туннеле;
Лк — потери напора, вызванные сопротивлением конструкций
привода в туннеле; Ля — потери напора из-за подъема туннеля
над уровнем свободной поверхности воды.
силы засасывания от величины зазора
между стенкой и корпусом судна.
Рис. 3.59. Зависимость коэф-
фициента сопротивления
входных участков туннеля
с закругленными кромками
от относительного заглубле-
ния hsJD,.
Все перечисленные потерн на-
пора представляются безразмер-
ными коэффициентами сопротив-
лений Коэффициент
жег быть вычислен по формуле
потерь напора на треиие мо-
.________/ 0,3164
bT₽”DTp Re°.25
где I и Dip—длина и диаметр участка трубы; Re = o,DTp/v — число
Рейнольдса; v — коэффициент кинематической вязкости, зна-
чения которого в зависимости от температуры воды приведены
ниже:
t, °C 0 10 20 30
v-10*, м’/с 1,792 1,306 1,006 0,805
Потери напора в водозаборной части туннеля во многом опре-
деляются ее конструкцией. Коэффициент сопротивления входной
части туннеля £вх = А[£вх, о. где — поправка, учитывающая
наклон бортов (или наклон оси водозаборника), определяемая
iS3
Рис. 3.60. График изменения
коэффициента k^, учитывающе-
го наклон борта в месте уста-
новки туннеля.
Рис. 3.61. График изменения коэффи-
циента £В1. о сопротивления входного
участка туннеля.
Рис. 3.62. График изменения Коэф-
фициента сопротивления Си-
Рис. 3.63. График определения коэффи-
циента сопротивления Z-образвого ка-
нала.
Рис. 3.64. Конфузоры: а — конический; б — плавный.
Рве. 3.65. График изменения С'
в функции от q>.
Рнс. 3.66. К определению коэффициен-
та kg, учитывающего падение сопро-
тивления плавного конфузора в зави-
симости от относительного удлинения.
164
по графику на рис. 3-60; £В1. о — коэффициент сопротивления
входного отверстия, определяемый в зависимости от радиуса
закругления торцевых кромок по графику на рис. 3.61.
Возрастание потерь напора из-за
вается коэффициентом сопротивления
от угла поворота приведена на
рис. 3.62. Для определения коэф-
фициента Ся Z-образного туннеля
кривизны туннеля учиты-
£в, зависимость которого
Рис. 3.68. Форма сечения
элементов защитных ре-
шеток и график измене-
ния коэффициента сопро-
тивления элементов реше-
ток в зависимости от стес-
ненности потока.
f — ф «я 2,4; 2 *— Ф “
J - ф W 0.3; 4 — ф » 13,
Для конического конфузора
Рис. 3-67. Конический диффузор тун-
неля.
может быть использован график
на рис. 3.63.
Потери напора из-за измене-
ния сечения туннеля характери-
зуются отношением площадей
выходного и входного сечений,
туннеля (рис. 3.64, а)
Сд — £ 0 — ^bmxMbx:) + Стр*
для плавного нелинейного конфузора (рис. 3.64, б)
где определяется по графикам на рис. 3.65;
____________________________0,3164_________г. / \а1.
т₽ Reo,as-8staO,5«p L \ ^вх / J*
kt определяется по графику ка рис. 3.66.
Для конического диффузора туннеля (рис. 3.67) коэффициент
сопротивления £д = £р1са) + £тР, где при расширении сечения
О < ф < 40° _____
= 3,2 tg l/tg-f* (1 — Лв” ) •
Коэффициент сопротивления защитных решеток £р1п ~ Ф£рш s,
где Ф — коэффициент формы сечения элементов решеток; Срт0 —
коэффициент сопротивления элементов решеток, зависящий от
стесненности потока, который характеризуется отношением elk,
155
здесь е — толщина элемента, 1Я — расстояние между осями сосед-
них элементов (рис. 3.68).
Коэффициент сопротивления защитных решеток может быть
определен по графику на рис. 3.69 в зависимости от отношения
площади отверстия в свету с решеткой Лрш н без нее Лс.
В проточной части туннеля могут размещаться конструкции,
обеспечивающие крепление движителя н подвод к нему необхо-
димой мощности. Потери напора, вызванные сопротивлением
угловой колонки, могут определяться кривыми сопротивления
движителя, если испытывалась непосредственно колонка с вин-
тами в туннеле. Если производились
испытания изолированного винта в
трубе, то в расчет потерь должны быть
внесены соответствующие поправки
(рие. 3.70).
Рис. 3,70. К опре-
делению коэффи-
циента сопротив-
ления угловой ко-
лонки движителя
Подруливающего
устройства.
Рис, 3.69. К определению коэффициента
гидравлического сопротивления защит-
ных решеток.
Потери напора, связанные с подъ-
емом туннеля над уровнем свободной
поверхности жидкости, учитываются
коэффициентом где Л — возвышение центра тяжести
надводной части выходного сечения туннеля над поверхностью жид-
кости. В качестве движителей в подруливающих устройствах тун-
нельного типа используются гребные винты и лопастные осевые
насосы. Цель их проектировочного расчета — получение наивыс-
ших пропульсивных качеств устройства с одновременным удовлет-
ворением требований прочности и уменьшения кавитации.
Расчет гидродинамических характеристик движителя обычно
выполняется по данным серийных испытаний моделей гребных
винтов и насосов в трубах. Эти данные представляются графически
в виде диаграмм (для насосов) безразмерного коэффициента на-
пора Кн = К» (KQ), критерия кавитации Кд* = (KQ),
гидравлического КПД насоса ije = ц, (Kq), относительной по-
ступи насоса X, = 4Q/(nn£^), где Kq — безразмерный коэффи-
циент расхода 134, 42, 76, 81].
156
Коэффициенты напора, расхода, а также гидравлический КПД
насоса определяются по формулам
(nDB)« ’ ~ BD® * Я» 2п
где Км — безразмерный коэффициент момента насоса.
Для гребных винтов в трубе по диаграммам [31, 421 опре-
деляются следующие безразмерные коэффициенты и гидравличе-
Рис. 3.71. Диаграмма кавита-
ционных испытаний гребных
винтов в трубах.
О]- — коэффициент нагрузки греб-
ного книга по упору.
Рис. 3.72. Диаграмма
расчета дискового от-
ношения винта по дан-
ным кавитационных
испытаний гребных
винтов в трубах.
ский КПД от относительной поступи винта Xsi безразмерный
коэффициент упора гребного винта Ki •• Ki (М; безразмерный
коэффициент момента гребного винта = Kt (Xs); гидравличе-
ский КПД гребного винта ть = t]s (X,).
Кавитация значительно меняет качество работы движителей
подруливающих устройств. Режим работы движителя, с которым
связано ухудшение его гидравлических характеристик, принято
называть первой стадией кавитации (критическим режим-.;).
Началу второй стадии кавитации соответствует срыв работы
движителя. Число кавитации рассчитывается по формуле
X. = -‘+рЙГ™-------<>+2П. (3-37)
где Рл — атмосферное давление; Ра — давление насыщенных па-
ров воды; Яи — глубина погружения движителя; £ — сумма
коэффициентов гидравлических потерь в проточной части
туннеля перед движителем.
167
Гидродинамические характеристики слабонагруженных вин-
тов фиксированного и регулируемого шага, соответствующие
началу второй стадии кавитации, могут быть рассчитаны с по-
мощью диаграмм на рис. 3-71; это — число критическое кавита-
ции х,И11 и дисковое отношение винта Л/Лй. Значение
Ряс. 3.73. Кавитационные испыта-
ния насосов гребных винтов се-
рии Трооста.
... - — ысосыЗ — гребмыб
ты.
обеспечивающее бескавитацион-
ное состояние, должно быть
не менее
~4 >1.2
Хя кр А/Ад
на быть не менее определенной по формуле
W -X» •— число кавитации, рас-
считанное по формуле (3.37),
Для гребных винтов с коэф-
фициентом нагрузки по упору
ат >2 следует использовать диа-
грамму, приведенную на рис. 3.72,
по которой в функции от нагрузки
винта по упору находится произ-
ведение z(6/Db}x»«p> гДе 2~~
количество лопастей движителя;
b’Do — относительная ширина ло-
пасти винта иа относительном
радиусе, равном 0,925. Величина
blD„, соответствующая отсутствию
второй стадии кавитации, долж-
*х>
Для лопастных осевых насосов при расчете их гидродинами-
ческих характеристик используются результаты кавитационных
испытаний насосов, представляемые в виде зависимостей
(рис. 3.73) аНе = f (xJTa), где aHt == ая (г#с£х), здесь —
скорость перед рабочим колесом, ом — (0,06-i-0,08) naQ. Об-
ласть наименьших чисел кавитации соответствует зависимости
Х«/То = (пн« + 1)/2, где Тв = rt/(2b/DB) — шаг решетки концевых
сечений лопастей рабочего колеса; b — ширина лопасти рабочего
колеса.
Критерий, .определяющий начало второй стадии кавитации,
рассчитывается по формуле
«•—Д'. 0-38)
где
ДА
Т 2g
158
Последовательность проектировочного расчета подрулива-
ющего устройства для случая, когда заданы тяга устройства
и скорость судна, приведена ниже.
1. Для ряда значений средней скорости потока жидкости
в туннеле vT1, пта, .... отп с использованием Приближенной зави-
симости тяги устройства от соотношения скоростей vlv4 (3.30)—
(3.33) определяется эффективная тяга, соответствующая швартов-
ному режиму работы, Т7.т = Ту.х -|- 7\, т Тви.
2. С использованием формулы (3.31) в первом приближении
для коэффициента давления %т = 0 и поджатия туннеля Пс — 1
определяется диаметр винта для швартовного режима работы
устройства
D, = V - - (3.39)
' ря У 1 +Хт
3. Проверяются возможность размещения винта получен-
ного диаметра и заглубление оси туннеля в корпус судна. Если
это невозможно, рассматривается возможность размещения в кор-
пусе судна двух и более устройств.
4. Для полученного значения диаметра винта определяется
форма туннеля. По графикам на рис. 3.54, 3.61—3.71 вычисляются
коэффициенты давления и гидравлических потерь. По формуле
(3.35) определяется оптимальная величина коэффициента под-
жатия туннеля Пс.
5. По формуле (3.39) методом последовательных приближений
уточняется диаметр гребного винта,
6. Определяется коэффициент нагрузки по упору (см. фор-
мулу (3.34)]. Для насосов вычисляется оптимальная величина
°я. опт> соответствующая оптимальному По опт, по формулам
(3.35), (3.36).
7. Рассчитывается число кавитации Xs (или Хн), характери-
зующее режим работы движителя устройства [см. формулы (3.37),
(3.38)1.
8. Рассчитываются геометрические характеристики движи-
теля из условия отсутствия второй стадии кавитации.
По результатам расчетов (пункты 1—8) определяются мини-
мальный диаметр винта и его дисковое отношение.
9. Для выбранного дискового отношения с помощью диаграмм
гребных винтов или универсальных диаграмм насосов [31, 42,
75, 81 ] определяется оптимальная частота вращения движителя.
Последовательность этого расчета такова: для некоторых значе-
ний частоты вращения п рассчитываются поступи винта X, =
= v-t/(nDB) и коэффициенты упора винта Kt = оглХ;/8; для осе-
вого насоса определяются
= -Э" ** *1 = -яй Q = М.-’ (3.40)
1Б9
Полученные кривые = Кх (К«) или Кя = Кн (Kq) наносятся
на диаграмму гребного винта Kt — или насоса Кн — Kq,
затем выбираются значения Kt или соответствующие наиболь-
шему КПД движителя; по диаграмме Кг—определяются все
остальные элементы гребного винта.
Оптимальная частота вращения движителя может быть рас-
считана приближенно по обобщенным зависимостям наивыгод-
Рие. 3.74. Обобщенные зависимости
наиаыгоднеЛшнх режимов работы осе-
вых насосов и гребных винтов: а — за-
висимость оц (Зц (л4); б — зависи-
мость От = От (лв); в — обобщенная
зависимость результатов испытан нА
насосов и гребных винтов Хх — f (Xg),
J — ло данным мегштяныЯ моделей ня co-
coa; ? по результатам испытаний йасо-
соя; Л — но результатам испытания вин-
тов.
нейших режимов работы осевых насосов и гребных винтов
(рис. 3.74) в функции
1 _ ___________Q
л* “ ллЗГ “ 0,25яОгя«пСи *
Коэффициент быстроходности л„ «* 3,65л Оптималь-
ная частота вращения для осевых насосов и гребных винтов
п = n,oTvl/(7,3g-/Q).
10. Для винта регулируемого шага рассчитывается момент,
скручивающий лопасть. С полученной кривой = Кг (Xs) по
диаграммам — К, снимается ряд значений X, для нескольких
величин шагового отношения H:Dt. По определенным Х5 и HID*
с диаграммы Ст — С™ (Xs, HlD^j (рис. 3.75) снимаются значе-
ния Ст. Далее рассчитывается гидродинамический момент, скру-
чивающий лопасть, Мт — Стрпфь. Для всего диапазона изме-
нений HlDa строится кривая Мт и по максимальному значе-
160
вию Afm рассчитывается потребная мощность механизма изменения
шага лопасти винта.
11. Развиваемый упор гребного винта или насоса определяется
соответственно по формулам Тд = pKira"£>B и Тя ~ К„ (nDB)\
При использовании соосных гребных винтов без спрямляющего
аппарата между ними задний винт оказывается более нагружен-
ным. Это обусловлено тангенциальной скоростью, вызванной
Рис. 3.75. Диаграмма Cm = f H/DB) ВРШ с дисковым
отношением ЛМ<| = 0,52.
передним винтом. Упор заднего гребного винта может быть опре-
делен по приближенной формуле
т т чу
= (Я/ов)^хДх,) •
где
здесь Кг — 0.97 для трехлопастных гребных винтов, Кг = 1 для
четырехлопастных гребных винтов.
Величина гидродинамической нагрузки рассчитывается для
более нагруженного заднего гребного винта по формуле
12. Момент, развиваемый гребным винтом или рабочим коле-
сом осевого насоса, определяется соответственно по формулам
Мд = pKan’D®; Мн = -Ц- .
6 Лмхсмдвоа М. Н. в Др.
161
13- Мощность приводного двигателя устройства, кВт, при
использовании гребного винта
2лрК2л3Р|
Ле — 1000t)a7]e
или при использовании осевого Лопастного насоса
‘ ~ 1000
к^п3Р3.
Если известны мощность приводного двигателя, потребная
тяга устройства и скорость судна, то расчет подруливающего
устройства выполняется в последовательности, приведенной ниже.
1. С учетом значений 71, и т)м для выбранной формы туннеля
методом последовательных приближений определяется диаметр
гребного винта, обеспечивающего заданную тягу 71,,
2. Средняя скорость потока в туннеле перед движителем
„ - 1 т/
* Л а у ря К1 -Г Хт *
3. Для выбранной формы туннеля и скорости vr вычисляются
коэффициенты нагрузки движителя по тяге и упору.
4. Рассчитывается число кавитаций, характеризующее
режим работы движителя устройства.
5. Из условия отсутствия начала второй стадии кавитации
винта определяются дисковое отношение винта и его другие гео-
метрические параметры.
6. По выбранному дисковому отношению выбирается серия
движителей, которые используются для последующих расчетов
параметров подруливающего устройства.
7. С помощью диаграмм серийных испытаний моделей гребных
винтов (Kj — Хя; Къ — кг) и осевых насосов (Кн — Kq) опре-
деляется оптимальная частота .вращения движителя. Последова-
тельность этого расчета такова: для заданных значений частот
вращения п. рассчитываются соответствующие поступи X* =
= v<r/(nD^ и коэффициенты моментов для гребных винтов
lOffiW/ X®
а также по формулам (3.40) коэффициенты напора и расхода для
осевых насосов; полученные зависимости (X,) и Кн =
= Кн (*«) наносятся на диаграммы Ка — Ks или К}1 — Kq
и для принятого типа движителя определяются значения Кл
или Кн> соответствующие наибольшему КПД t)t; по диаграмме
Ki *— Хг определяются все остальные элементы гребного винта.
162
В первом приближении оптимальная частота вращения дви-
жителя может быть рассчитана по обобщенным зависимостям
наивыгоднейших режимов работы осевых насосов и гребных
винтов (см. рис. 3.74). Полученные параметры туннеля и движи-
теля являются весьма приближенными. Чтобы их уточнить,
необходимо повторить пункты 1—7 расчетов методом последова-
тельных приближений для достижения наибольшей эффективности
движителя и подруливающего устройства в целом.
3. Расчет упора и гидродинамических моментов движителя
выполняется по пунктам 10—12 предыдущей схемы расчета.
Выдвижные винтовые колонки применяются
для улучшения маневренности судов в открытых акваториях.
Так же как и для подруливающих устройств туннельного типа,
при проектировании выдвижных винтовых колонок предвари-
тельно следует определить необходимую тягу устройства и диапа-
зон скоростей судна, при которых целесообразно применение
винтовых колонок.
Проектирование выдвижных винтовых колонок включает
следующие этапы:
— выбор типа выдвижной колонки;
— расчет гидродинамических характеристик движителя
устройства, элементов его привода;
— выбор н расчет привода поворота винтовой колонки;
— проектирование устройства перемещения движителя в ра-
бочее положение.
Расчет гидродинамических характеристик движителей вин-
товых колонок выполняется по данным испытаний моделей греб-
ных винтов в насадках и без них с учетом элементов конструкции
колонки (гондолы и кронштейна).
Влияние неравномерности потока, вызванной присутствием
гондолы и кронштейна перед диском движителя, на коэффициенты
упора и момента гребного винта может быть учтено поправками
Хр= Хм = ^- (3-41)
При работе движителя на корпусе колонки возникают силы
сопротивления и засасывания, уменьшающие эффективность уст-
ройства. Суммарная тяга выдвижной винтовой колонки равна
разности развиваемого упора и сил сопротивления и засасывания,
т. е. Ту = Тя — Т9. Их влияние на коэффициент тяги может быть
учтено поправкой
X. - й- <3'42>
Значения Хр и Хг практически не зависят от величины коэффи-
циента нагрузки гребного винта и в пределах 0 < 1/с, < 1 могут
приниматься Хр = и х« = 0J0.
6*
163
Коэффициент тяги изолированного гребного винта в насадке
КеЦ = Кия (1 - М, (3.43)
где (н — коэффициент засасывания насадки в свободной воде,
который может быть определен по графику на рис. 3.76. Коэффи-
циент засасывания насадки на швартовном режиме !ка = 1,2^.
Рис. 3,76. График для опре-
деления коэффициента заса-
сывания насадки в функции
от коэффициента нагрузки
гребного винта ие.
Приведенные рекомендации
справедливы для гребных винтов
с тяговым отношением в пределах
0,6—1 и для насадок с характеристиками Хн = 0,54-0,65; 0а =
=s 1,304-1,35; 0а = 1,13 при диаметре гондолы примерно 0,5DB.
Относительный зазор между лопастью винта н насадкой должен
составлять V = (0,0054-0,01).
Рис. 3.78. Графкк изменения коэф-
фициентов продольной и попе-
речной Сва сил сопротивления вин-
тов колонки при застопоренном
винте в функции от угла поворо-
та а (для колонки с H/DB = 1).
Рис. 3.79. Зависимость коэф-
фициента от 1/<ге.
Коэффициент момента
на баллере винтовой ко-
лонки достигает макси-
мального значения при
повороте колонки на 60°. Графики соответствующих коэф-
фициентов Кб — ЛГеДрп^в) в функции относительной поступи
гребного винта Хг и относительного отстояния диска винта
от оси баллера LJDB приведены на рис. 3.77. Для расчета
прочности кронштейна и устройства перемещения необхо-
димо найти максимальное усилие, действующее на колонку.
Большее значение усилия выбирается из двух режимов его ра-
I
164
боты — когда винт застопорен, а судно движется со скоростью
6 уз, и при максимальном упоре колонки на швартовном режиме.
График изменения коэффициента силы сопротивления колонки
с застопоренными винтами при ее повороте представлен на
рис. 3.78. Если шаг винта колонки HID?, не равен единице, то
коэффициент сопротивления
СяЯ = (1,35- 0,75 т^)Скв.
Гидродинамический расчет движителя винтовой колонки по ааданной тяге Гу
к скорости судна о выполняется в последовательности, приведенной ниже.
1. С учетом конструктивных особенностей корпуса судна выбирается диа-
метр гребного винта DB.
2. Для каждого значения л рассчитываются относительная поступь ввита X,
н коэффициент эффективной тяги Ке, т. е. ia = v/(nDB) и = Ty/(pn2D^J.
3. По рабочим диаграммам винтов подбираются элемента двнжнтельного
комплекса, обеспечивающего нужную тягу Ту или коэффициент тяги Кв, да-
ющий максимальное значение пропульсивного КПД т|я. Величина тяги опреде-
ляется по формуле Г, = Гя — Гв или с использованием зависимостей (3.41),
(3.42), (3.43). т. е.
Гу ~ [Хр^14-и — (* — f н)1 Рп2°в>
(1 /н)] К1+н.
В первом приближении величина может быть найдена по графику на
рис. 3.76 при пе ~ 8Ке/(лХ2), если ое не задан.
4. В зависимости от величины Х1+а по диаграмме гребного винта Кв — i.t
определяются Kt и На графине (рис. 3.79) по значению 1/ов опреде-
ляется хм-
5. Рассчитывается коэффициент крутящего момента движителя /Гм—
— XAtK'j и соответствующая ему мощность двигателя
В случае необходимости диаметр винта может варьироваться. Расчет повто-
ряется для различных значений DB устройства с целью повышения его эффектив-
ности, определяемой удельной мощностью TyiNe в минимальной стоимостью.
Г лава 4.
ГРУЗОВЫЕ УСТРОЙСТВА
§ 4.1. Характеристики и особенности грузов,
перевозимых морским транспортом
Перевозимый груз в значительной степени определяет
конструкцию судна. Погрузка и разгрузка судна обеспечиваются
комплексом портовых и собственно судовых грузовых средств.
До середины XX в. основой грузового устройства морских судов
являлись стрелы, представляющие собой стержни с шарнирной
165
нижней опорой, поворот которых, а также подъем и опускание
груза осуществлялись с помощью тросовой оснастки* В это время
большинство грузопотоков между любыми портами формиро-
вались из штучных (генеральных) грузов, погрузка которых
велась «россыпью».
Начало второй половины XX в. характеризовалось наиболее
интенсивным развитием судовых грузовых устройств, появлением
новых типов транспортных судов для перевозки генеральных гру-
зов, созданием транспортных систем с нетрадиционными спосо-
бами грузообработки. К 50-м гг. сложилась ситуация, когда сухо-
грузные суда большую часть времени проводили в портах на по-
грузо-разгрузочных работах, являясь своего рода складами, а не
транспортными средствами. Поэтому возникла необходимость
создания грузовых устройств, обеспечивающих большие скорости
выполнения грузовых операций. Стимулировали поиски новых
способов погрузочных работ также и развивающаяся тенденция их
механизации и снижение количества рабочих, выполняющих эти
работы. Достигнуть существенного сокращения состава бригад
докеров при традиционной схеме выполнения грузовых работ и
использовании судовых или береговых (портовых) средств верти-
кальной грузообработки не удается. Поэтому широкое распро-
странение получили контейнеровозы, баржевозы, суда с гори-
зонтальной грузообработкой. Появились комбинированные суда,
на которых возможно несколько вариантов выполнения грузовых
операций.
Следует отметить, что перераспределение грузов между раз-
личными способами транспортировки, в свою очередь, влияет на
грузовые устройства судов. Передача значительного объема
грузов на контейнеровозы, суда типа ро-ро я т. д. сделала воз-
можным увеличение грузоподъемности устройств традиционных
сухогрузных судов. При освоении континентального шельфа пона-
добились средства для перевозки грузов большой массы. В ре-
зультате появился новый тип судов для транспортировки тяжело-
весных грузов. В настоящее время процесс поиска эффективных
способов грузообработки продолжается.
Классификация грузов. Грузы, перевозимые морским транс-
портом, делятся на жидкие, насыпные или навалочные, лесные,
генеральные.
Жидкие грузы в большинстве своем перевозятся нали-
вом на специальных судах — танкерах. Их погрузка и разгрузка
осуществляются грузовыми системами, проектирование и особен-
ности эксплуатации которых составляют содержание одного из
разделов самостоятельной специальной дисциплины — судовые
системы.
Насыпные или навалочные г р у з ы в основ-
ном образуют устойчивые по объему и направлению грузовые по-
токи. В эту категорию грузов входят сырье (уголь, руда, сланцы),
продукция, полученная в результате промышленной переработки
166
сырья (кокс, рудные концентраты, удобрения, соль), строитель-
ные материалы.
Свойства навалочных грузов, которые необходимо учитывать
при выполнении грузовых работ и транспортировке, — это ги-
гроскопичность, смерзаемость, самовозгорание, способность вы-
делять легковоспламеняющиеся взрывоопасные газы. Естествен-
но, что каждое из названных свойств присуще лишь отдельным
видам грузов. Так, самовозгорание характерно для руд с большим
содержанием серы, гигроскопичность — для соли и некоторых
сортов минеральных удобрений. Существенными оказываются и
механические свойства, основные из которых рассмотрены ниже.
Кусковатость — количественное распределение частиц, со-
ставляющих груз, по их линейным размерам, определяемая сито-
вым анализом, т. е. просеиванием пробы через ряд решет или сит
[29]. В зависимости от однородности состава кусков различают
сортированные и рядовые грузы. У сортированных отношение
размеров наибольшего и наименьшего кусков не превышает 2,5.
Если это условие не выполняется, груз относится к рядовым.
В зависимости от кусковатости насыпные грузы подразделяются
на крупнокусковые (наибольший размер куска ат!>х. > 160 мм),
среднекусковые (<3™ = 604-160 мм), мелкокусковые (атах =
= 104-60 мм), крупнозернистые (агоах = 24-10 мм), мелкозерни-
стые (д™, = 0,54-2 мм), порошкообразные = 0,054-0,5 мм),
пылевидные (атах < 0,05 мм).
По величине объемной массы у0 (массы единицы занимаемого
объема) насыпные грузы делятся на легкие (у0 — 600 кг/м3) —
древесные опилки, торф и т. п.; средние (у0 = 6004-1100 кг/м3) —
зерно, каменный уголь, шлак и т. п.; тяжелые (у0 = 11004-
4-2000 кг/м3) — песок, гравий, щебень и т. п.; весьма тяжелые
(уо > 2000 кг/м3) — руда и т. п.
Истирающая способность, т. е. свойство насыпных грузов
истирать соприкасающиеся с ними поверхности, зависит от твер-
дости составляющих груз частиц и оценивается по десятибалльной
шкале (алмаз—10 баллов; гипс, каменная соль — 2 балла,
тальк — 1 балл).
Липкость — свойство грузов прилипать к поверхности твердых
тел. В большинстве случаев этим свойством обладают влажные
грузы. Они же склонны к сводообразованию, т. е. образованию
сводов над выпускными отверстиями.
Угол естественного откоса а, образуемый плоскостью естест-
венного откоса с горизонтальной плоскостью и зависящий в ос-
новном от коэффициента внутреннего трения и состояния опорной
поверхности, оказывает большое влияние на характер заполнения
грузом трюмов судна.
Насыпные и навалочные грузы перевозят обычно большими
партиями на специализированных судах. При погрузке судов
полувагоны разгружают вагоноопрокидывателями. Из вагонов
груз попадает в приемные бункеры и далее стационарными кон-
167
Таблица 4.1. Основные характеристики насыпных и навалочных грузов
Груз Удельный погрузочный объем, м3/т Угдл есте- ственного откоса» град Примечание
Асфальт 0,84—0,92 —
Апатит 0,65—0,71 30—32
Битум 0.84—0,98 мм —
Бобы 1,28—2,79 — Необходима вентиляция
Глина (каолин) 1,12 40—45 Имеет тенденцию к слипа*
НИЮ
Гравий 0,60 25—45
Жмыхи 1,12—1,62 —
Зерно, 1,25—2,12 —•
Ильменит 0,36 «—
Камень 0,39—1,1 33—38
Картофель 1,54-1,67 35—45 Опасность подмораживания
Кобальт 0.50—0,56 —
Кокос 2,65—2,79 е— Боится сырости
Копра 2,51—3,07 — Требует вентиляции
Корунд 0,61—0,67 - ——
Кости 2.23—2,43 Принимаются только после
Кости персж- санитарной обработки
женые 2,79
Маис м
Орех:
бразильский 2,92—2,37 •«-* Боится сырости
земляной 2,79—2,93
Пек, смола 0,84—0,98 —к Плавится в теплых поме*
щеннях
Песок 0,53-0,56 28-30
Поташ 0,92 — —
Пшеница 1,31—1,37 20—25
Руда 0,51—1,00 30—40
Семя:
конопляное 1,62 30—38
льняное 1,40 25-30
Топливо в бри- 0,92—1,00 Несовместимо с продтова-
кетах рами
Цемент (порт- 0.61—0,64 25—30
лаидский)
Ядро ореха 1,4—1,67 Подвержено самонагрева-
Пальмы нню
вейерами передается к причальным судовым перегрузочным ма-
шинам. Принято объединять обслуживающие погрузку машины
в автоматизированные технологические комплексы- При разгрузке
судов груз с помощью грейферных перегружателей подается в бун-
кер на портале, откуда его распределяют системой конвейеров и
пересыпных станций.
Комплекс с одним причалом включает следующие основные
подъемно-транспортные машины: два вагоноопрокндывателя, два
штабелеобразователя, Два—четыре штабелер азборщика. две судо-
погрузочные машины [531. Производительность судопогрузочной
168
машины конвейерного типа со спускной трубой и разбрасывающим
механизмом 8—10 тыс. т/ч, причальных перегружателей для раз-
грузки судов 800—1500 т/ч, штабелеразборщнков 2500—4500 т/ч,
штабелеобразователей 10 тыс. т/ч. Каждый вагоноопрокидыватель
может разгружать около 20 вагонов за 1 ч.
Насыпные грузы, изменяющие свои свойства под воздействием
влаги, перевозят в крытых транспортных средствах. На суда их
грузят причальными судопогрузочными машинами, как правило,
конвейерного типа с телескопическими вертикальными спускными
трубами. Выгрузку выполняют обычно пневмоперегружателями.
Рис. 4.1. Классификация лесных грузов.
В мелководных портах для разгрузки крупнотоннажных судов
до проходкой осадки используют плавучие пневмоперегружатели,
имеющие до четырех технологических линий, производительность
каждой из которых 80—350 т/ч. Для грузовых операций с пылевид-
ными грузами на всех участках технологической линии целесооб-
разно применять пневмотранспорт.
Основные характеристики наиболее распространенных насып-
ных и навалочных грузов приведены в табл. 4.1.
Лесные грузы, перевозимые морем, — это круглый
лес, пиломатериалы, изделия из дерева (рис. 4.1). В зависимости
от влажности древесина может быть транспортной (влажность
до 22 %) и сырой (свыше 22 %).
Для порядка выполнения грузовых операций большое значение
имеет длина груза. Круглый лес делится на длинномерный
(>3 м) и короткомерный « 3 м). В соответствии с принятой тех-
нологией перегрузочных работ круглый лес грузят россыпью или
в пакетах. При погрузке россыпью в трюмах укладку штабеля
начинают от поперечной переборки; в штабель подбирают бревна
одной длины и укладывают их поочередно комлями и вершинами
в разные стороны. На палубу круглый лес грузят от средней над-
стройки в нос и в корму, по ширине — от бортовых стоек или стен-
169
Таблица 4,2. Основные характеристики некоторых видов обычных
генеральных грузов
Груз Удельный погрузочный объем, м’/Т Вид упаковки Примечание
теоре- тике’ С КИЙ с учетом укладки груза на судне
Арахис очищен- 1,90 Ящики —-
ный
То же 1,95 -** Мешки —
Асбест 1,70 2,52
Бальзам канад- ский 1,48 1,53 Бочки Не помещать с прод- товарами
Бекон 1,65 — Ящики Выделяет рассол
Бумага 2,51 3,06 Рулоны —
Бумага старая 2,2 2,7 Тюки —
Бура 1,20 1,25 Мешки —
Вазелин 1,68 м_ъ Бочки Плавится в теплых
» 1,48 «ш Ящики помещениях
Волокно пальто-
вое 2,8 3.1 Тюки —
Волос (прессован- 1,95 4,4 —
ный)
Воск 1а5 2,1 Ящики
Гвозди 0,84 1,75 > ——
Горох 1Д — Мешки —
Джут 1,62 1,85 Тюки Пожароопасен
Жир 1,7 — Бочки
Известь хлорная 2,15 2,75 Барабаны Перевозить на палубе
Икра 1,45 — Ятики —
Каучук 1,85 1,95 Тюки мм
Кислота борная 1,60 1,80 Бочки
Кишки животных 1,25 2 Бочоики При перевозке охла- ждать
Клей 5 Тюки Подвержен самовоз- горанию
Копра 3 3,5 Мешки Требует вентиляции
Коралл 2,7 — Хрупкий груз
Краска 0,55 0,62 Барабаны —
Креозот 1,67 — Бочки —
Крупа манная 1,53 1,61 Мешки ——
Ликер 2 2,10 Бутылки в ящиках —
Макароны 2,38 Ящики —
Маслины 1,9 । Бочки —
Масло оливковое 1,7 > —
Мастика 1,7 Ящики —
Миндаль 1,95 1,95 » —
Мыло 2,1 —1 > —
Мясо 1,44 1,7 Бочки —
Наждак 0,7 —1 Мешки —
Отруби 3,2 3,7 » Весьма легкий груз
Отходы хлопка 3,95 — Тюки —•
Парафин 1,45 — Мешки
> 2 — Бочки
> 1,97 — Ящики
170
Продолжение табл. 4.2
Груз Удельный погрузочный объем, и’/т Вид упаковка Примечание
теоре- тике* скнА с учетом укладки груза на судне
Пробка 10 Тюки —
Руда никелевая 0,65 — бочки •в™
> > 0,56 0,7 Мешки
Руда урана 0,48 — »
Свинец в листах 0,59 Ящики —*
Свинцовые белила 0,7 — Бочонки Паста
Селитра 1,02 —— Мешки Пожароопасна
Сульфат медный 1,25 Бочонки Ядовит
Табак 4,2 — Тюки —
Тальк 1,3 Мешки 1 «-Г»
Трепанг 3,9 — Тюки Сырой груз
Уксус 1,77 — Бочки Коррозионен
Финики 1,15 1,22 Ящики Влажный груз
Формальдегид 1,58 — Бочки ——
Хлопок 3,7 —— Тюки Пожароопасен
Хлопчатобумаж- ные ткани 2 — Кипы —
Холст 1,78 Тюки ——
Цемент 1.2 Бочки —
Цинковые отбросы 0,55 — Ящики Склонен к самовоз- горанию
Шелк товарный 3,4 > —
Шерсть 1,4 Тюки —
Шкуры овечьи 4 > —
Щетина 1,8 — Ящики *—
зелей к ДП судна. Длинномерный круглый лес укладывают на
палубе таким образом, чтобы каждый штабель опирался не менее
чем на два стензеля.
Пиломатериалы транспортируются в виде предварительно
сформированных пакетов. Используются многооборотные полу-
жесткие стропы, выпускаемые в пяти вариантах. В качестве грузо-
захватных элементов применяются парные стропы или четырех-
крюковые подвески. Изделия из дерева также транспортируются
в виде пакетов различных размеров. Грузообработка технологи-
ческой щепы, опилок и т. п. мало отличается от грузовых операций
с насыпными грузами.
Генеральный груз из-за обширной номенклатуры
подразделяется на следующие группы:
— обычный генеральный груз (груз в упаковке массой до 3 т);
— специальный генеральный груз (грузовое место имеет массу
свыше 3 т или большие габариты);
— свободный генеральный груз (груз без упаковки с массой
грузового места до 3 т).
171
Основные характеристики наиболее часто встречающихся ге-
неральных грузов каждой группы приведены в табл. 4.2—4.4.
Транспортные объединения грузов (ТОГ). Большое разнооб-
разие грузов, перевозимых морским транспортом, многочислен-
ные ограничения при их погрузке и транспортировке значительно
затрудняют проведение грузовых операций и снижают их эффек-
тивность. Поиски путей совершенствования грузовых операций
привели к появлению новых способов транспортировки генераль-
ных грузов, основанных на использовании транспортных объеди-
нений грузов. Транспортным объединением грузов будем считать
грузовое место, сформированное на время перевозки и имеющее
унифицированные габариты н массу.
Имеются следующие варианты транспортных объединений
грузов! паллеты, контейнеры, флеты, трейлеры и лихтеры (баржи).
Обеспечивая определенные преимущества в проведении грузовых
операций, ТОГ имеют и недостатки: потеря грузового пространства,
необходимость накопления в портах и возвращения тары,
увеличение стоимости перевозок и т. д. При выборе варианта ТОГ
учитывают в первую очередь физические характеристики груза
и особенности линии транспортировки. Существуют также пока-
затели, влияющие на выбор способа транспортировки, к числу
которых относятся: трудоемкость; количество рабочих, занятых
на выполнении грузовых работ; производительность грузовых
операций (количество груза или грузовых мест, передаваемое в за-
данное время).
При сравнении различных вариантов ТОГ необходимо учиты-
вать наличие в портах линии соответствующего оборудования.
За исходную схему погрузки можно принять грузовые операции
с генеральным грузом без использования ТОГ. Число людей,
обслуживающих один трюм, в разных портах колеблется от 16
Таблица 4.3. Освовные характеристики некоторых свободных генеральных
грузов
Груз Удельный погрузочный объем, м*/т Форка груза
Бамбуковый тростник Дерево сандаловое Железо Железо оцинкованное Клепка дубовая Линолеум Медь обработанная Медная проволока Мрамор > Проволока: колючая обычная 1,85 2,5 0,28—0,34 0,84 2,7 1,67—2,23 0,28—0,34 0,84 0,57 0.47 1,62 0,98—1,04 Связки > В чушках Мотки Связки Рулоны Слитки, куски Мотки Плктии Глыбы Мотки Бухты
172
Продолжение табл. 4.3
Груз Удельный погрузочный объел, и'/т Форма груаа
Рельсы Ротанг Свинец Свинец листовой Трос из коксового волокна Тростник Фанера Фольга 0,36—0,42 3,35—4,46 0,25—0,31 0,45—0,55 2,50—2,8 3,1—3,35 2,1— 2,2 0,81—0,7 Связки В чушках Рулоны Бухты Связки » >
Примечание. Рулоны линолеума при перевозке укладываются вер- тикально.
Таблица 4.4. Основные характеристики некоторых специальных
генеральных грузов
Груз Удельный погрузочный объем, мя/т Масса одного месте, кг
Двигатели: внутреннего сгорания паровые Грузовые автомобили: ЗИЛ-130-76 КамАЗ-5320 «Урал-4320» КрАЗ-257Б1 КамАЗ-5511 Тягачи; КамАЗ-4510 МАЗ-504Б КрАЗ-2Э8Б1 1,50 2,10 10 8 6,5 6,5 5,6 6,8 5,8 5,6 3 500 4 500 4 300 7 080 8 020 10 285 8 770 6 800 6 650 9 680
Прнмечанке, Двигатели внутреннего сгорания в в ящиках; все остальные грузы перевозят без упаковки. паровые перевозят
до 25 чел. Наиболее распространенной является бригада, состоя-
щая из 21 человека: бригадир — 1, сигнальщик — 1, операторы
лебедок ~ 2, трюмная группа — 8, причальная группа — 7,
стропали — 2. Приведенная расстановка людей необходима при
погрузке судна; при разгрузке распределение людей несколько ме-
няется — около половины рабочих находятся на причале, одна
треть — в трюме, остальные — на палубе.
Средняя производительность работ составляет около 18—
20 т/ч на каждый люк. Следует отметить, что производительность
определяется характером груза — так, для грузов, требующих
173
осторожного обращения (стеклянные изделия, легковые автомо-
били), она составляет 5—6 т/ч, а при погрузке тяжеловесного
механического оборудования может достигать 45—50 т/ч.
Паллет (поддон) — прямоугольная платформа, имеющая
конструкцию, облегчающую грузовые операции; предназначена
для размещения грузов штабелем. Размеры паллетов-в плане, см,
определены стандартом ИСО: 80 X120,100 X120,120Х 160,120х 180.
На рис. 4.2 показаны деревянный, металлический и пластмассовый
паллеты. Высота паллета должна быть минимальной, но достаточ-
ной для его подъема с помощью вилочного погрузчика. На пал-
лете размещают груз массой до 2 т или объемом до 3,5 м*. Исполь-
Рис. 4.2. Судовые паллеты: а — деревянный; б — пластмассовый; в — метал-
лический.
зоваиие паллетов исключает необходимость формирования грузо-
вого места непосредственно на причале. Паллеты с закрепленным
на них грузом подаются к борту судна погрузчиком, передаются
краном или стрелой в трюм, где другой погрузчик доставляет их
к месту крепления по-походному.
Использование паллетов позволяет сократить число докеров,
работающих в одном грузовом отсеке, до 8—10 чел. и одновременно
увеличить производительность работ на 35—40 %. Масса паллетов
составляет около 3 % массы перевозимого груза, т. е. весьма не-
значительна. Более существенна потеря объема трюмов, которая
достигает 20 % и может снизить экономические показатели судна.
В целом паллеты удобны на линиях, где перевозится большое ко-
личество грузов в небольших однородных упаковках, особенно
если грузы направляются мелкими партиями различным адреса-
там.
Контейнеры обеспечивают размещение груза, его за-
крепление и защиту от неблагоприятных погодных воздействий
на всех этапах транспортировки, причем для перевозки может ис-
пользоваться практически любой вид транспорта (автомобиль-
ный, железнодорожный, морской, авиационный). Из четырех
типов контейнеров, соответствующих международному стандарту
(табл. 4.5), наибольшее распространение получил 20-футовый
контейнер (тип IC). В последние годы на морском транспорте на-
чинают перевозить и 40-футовые контейнеры, на некоторых судах
для их размещения специально оборудуют часть трюмов. На верх-
174
Таблица 4.5. Основные характеристики контейнеров, соответствующие
рекомендациям ИСО R668
Тип Высота, мы Ширина, мм Длина, мы Максимальная масса брутто, ч
IA 243513 2435+] 12 190+] 30
IB 24351] 24351] 912521О 25
IC 24351] 2435+] 6 0551] 20
ID 24351| 24351] 2 990+1 10
ней палубе можно перевозить и те, и другие контейнеры; переобору-
элементов крепления.
дование выполняется с помощью сменных
Для транспортировки контейнеров на
линии между специализированными пор-
тами (контейнерными терминалами) ис-
пользуют суда-контейнеровозы, которые
не имеют собственных грузовых ус-
тройств. Погрузка и выгрузка выпол-
няются береговыми контейнерными кра-
нами, имеющими следующие характери- Рис 4 3 Конструкция
стики: грузоподъемность 30 т, вылет флета.
стрелы в сторону судна 35—40 м, вылет
стрелы в обратном направлении 9—12 м, максимальная вы-
сота спредера над причалом 20—25 м; расстояние между подкра-
новыми путями 15—20 м.
Скорость выполнения грузовых операций зависит от продол-
жительности грузового цикла крана и организации работ причаль-
ной группы. Теоретически современные контейнерные краны могут
обеспечивать погрузку 30 контейнеров в 1 ч. Однако такой темп
погрузки достигнут на ограниченном числе терминалов.
Число контейнерных кранов, используемых для погрузки
судна, зависит от его вместимости. Ориентировочно можно счи-
тать, что если судно перевозит менее 300 контейнеров, его может
обслужить один кран, при вместимости 300—800 контейнеров —
два крана; при вместимости более 800 контейнеров — три крана.
Таблица 4.6. Основные характеристики флетов, соответствующих
международному стандарту
Тип Длина, мм Масса, т
порожней с максималь- ным грузом груза, нетто
1А40 IC20 12 192 6 058 4,95 2,24 30,48 20,32 25,53 18,07
Прнмечгияе. Ширина и высота флетов £438 мм.
175
м Таблица 4,7, Основные характеристики автомобильных полуприцепов
Марка Грузоподъемность, т н о U <4 & К flj м о С Нагрузка на ось, кН Размер шин» мм Чи- Чи. с.то ело осей колес Давление И шинах, МПа Колея, м Ваза, м
s грузу порожнем
Передний । мост 1 Задний ноет , Передний ! мост j Задние мост Задний мост Передний моет I «а м Передний мост Задний каст | МОСТОВ ‘ Телелеек
КАЗ-717 11,3 15,5 44 108 7 32 260Х508р 2 8 0,4 0,4 1,80 1,80 4,00 1,4
ОдАЗ-9370 13,9 19,1 79 108 13 34 260Х508р 2 8 0,4 0,4 1,85 1,85 6,10 1,3
МАЗ-5205А 19,6 25,7 75 176 10 46 320Х508р 2 8 0,6 0,6 1,86 1,86 5,50 1,3
МАЗ-9398 25,7 32,7 144 176 13 51 300X 508p 3 6 0,5 0,5 1,96 1,95 4,12 1,3
А1 АЗ-93801 13,2 17,6 75 98 13 27 ЗО0Х508р 1 4 0,7 0,7 1,86 1,86 3,70 2,1
МАЗ-9387 19,6 26,8 86 176 19 48 300Х508р 2 8 0,6 0,6 1,46 2,14 7,50 1,5
МАЗ-9398 31,8 38,7 144 235 12 50 ЗООХБОЗр 2 4 0,6 1,46 2,14 6,20 1,8
За счет скученности погрузочной техники на причале производи-
тельность работы двух кранов на 10 % меньше суммарной теоре-
тической, при работе трех кранов она меньше на 20 % .
За счет приема нескольких ярусов контейнеров на верхнюю
палубу вместимость (по грузу) судна-контейнеровоза оказывается
практически равной вместимости сухогрузного судна одинаковых
размеров.
Ф л е т ы конструктивно выполняются в виде плоской плат-
формы, ограниченной по торцам проницаемыми стенками (рис. 4.3).
На верхних концах угловых стоек предусмотрены узлы, подобные
угловым фитингам контейнеров. Размеры флетов (табл. 4.6)
совпадают с размерами стандартных контейнеров, что обеспечи-
вает возможность выполнения грузовых операций с помощью
контейнерных кранов.
Трейлеры по характеру размещения грузов в основном
близки к контейнерам, что очевидно из сопоставления их размеров
(табл. 4.7). Сквозную транспортировку грузов на трейлерах можно
обеспечить с помощью судов с горизонтальным способом грузо-
обработки. Скорость выполнения грузовых операций в основном
зависит от числа линий движения транспортных средств по .за-
бортной аппарели, т. е. от ширины аппарели. В случае размещения
трейлеров в грузовых помещениях судна теряется до 65 % объема,
поэтому этот способ целесообразен только на очень коротких ли-
ниях протяженностью 200—300 миль.
Лихтеры (баржи) имеют значительно большие размеры,
чем контейнеры и трейлеры (табл. 4.8), и соответственно могут при-
нимать более разнообразные грузы. Верхнее расположение грузо-
вого люка делает возможным транспортировать в барже не только
генеральные грузы, но и насыпные и навалочные. Несмотря
на существенные различия в схемах выполнения грузовых опера-
ций, скорость погрузки барж приблизительно одинакова и может
быть принята равной 2,5—3 баржи в 1 ч.
Таблица 4.8. Основные характеристики лихтеров
Характеристика Тип лихтеровоза
С продольно* перемещаю- щимся краном С кор?ловым подъемником Доковый
Длина, м Ширина, м Высота борта, м Осадка в полном грузу, м Размеры люка, м Вместимость, м® Грузоподъемность, т Масса (с люковыми закры- тиями) порожнем, т 18,74 9,5 3,96 2,68 13,72X7,93 555 375 95 29,72 10,64 5.44 3,25 25,3X9,75 ИЗО 834 185 24 9,5 5,1 4,06 21X8 1000 800 125
177
S Таблица 4.9. Характеристики грузовых автомобилей
S
Марка Грузоподъемность, кН Полная масса, т 1 . Нагрузка на ось, кН Размер ШВИ, ИМ Чн- 1 Чи- сло СЛО осей [ колес Давление в шинах» МПа Колея, м База, к
Я грузу порожнем
Передний моет В О Я S S to Передний мост Задний мост Задний МОСТ Передний Мост Задний мост Передний мост Задний мост £ О h о О Я тележек
МАЗ-200 69 13,6 35 99 30 32 12—20 1 4 0,4 0,5 1,95 1,92 4,52 —
МАЗ-500 74 14,2 41 98 32 32 12—20 1 4 0,4 0,5 1,95 1,90 3,85 —
МАЗ-205 59 12,8 35 91 29 35 12—20 1 4 0,4 0,5 1,95 1,92 3,80 —-
КрАЗ-219 117 23,5 46 185 42 71 12—20 2 8 0,5 0,5 1,95 1,92 5,75 1,4
КрАЗ-222 98 22,3 46 172 40 181 12—20 2 8 0,5 0,5 1,95 1,92 4,78 1,4
КрАЗ-214 69 19,6 57 135 52 71 15—20 2 4 0,3 0,3 2,03 2,03 5,30 1,4'
КрАЗ-257Б1 117 22,5 44 176 41 60 320—508р 2 8 0,4 0,5 1,95 1,92 5,10 1,4
КрАЗ-3255Б1 74 19,4 53 65 50 65 1300X530 2 4 0,3 0,3 2,00 2,00 4,60 1,4
КрАЗ-260 88 22,0" 65 151 60 66 1300X530 2 4 0,4 0,4 2,20 2,20 4,60 1,4
КрАЗ-25631 117 23,0 45 181 38 68 320—508р 2 8 0,4 0,5 1,95 1,92 5,10 1,4
КаМАЗ-5320 78 15,3 43 107 32 37 260—508р 2 8 0,7 0,5 2,03 1,85 3,20 1,3
КаМАЗ-53212 98 18,4 43 137 35 45 260—508р 2 8 0,7 0,6 2,03 1,85 3,70 1,3
КаМАЗ-5511 98 19,2 44 144 37 52 260—508р 2 8 0,7 0,5 2,03 1,85 3,20 1,3
КаМАЗ-55102 69 15,6 44 109 34 49 260—508р 2 8 0,7 0,5 2,03 1,85 3,20 1,3
МАЗ-5355 78 15,0 49 98 33 32 300—508р 1 4 0,6 0,7 1,97 1,87 3,90
МАЗ-5549 78 15,4 53 98 35 35 300—5О8р 1 4 0,6 0,7 1,97 1,87 3,95 —
ЗИЛ-133Я 98 17,8 44 131 32 42 260—508р 1 8 0,7 0,5 1,83 1,85 4,61 1,4
Примечание. Передний мост имеет одну ось и два колеса.
Для судов с новыми видами грузообработки большое значение
приобретает основная и вспомогательная колесная техника —
автомобили различных типов, погрузчики, тягачи. Из большого
разнообразия грузовых автомобилей следует выделить самораз-
гружающиеся автомобиля. Характеристики грузовых автомобилей,
тягачей и полуприцепов приведены в табл. 4.9. Давление в шинах
и их размеры являются исходными для расчета прочности насти-
лов палуб, платформ и т. п. Вид отпечатка диагональной и ради-
альной шин показан на рис. 4.4, а распределение давлений —
на рис. 4.5. Для доставки 40-футовых контейнеров и крупногаба-
Рис. 4.4. Формй отпечатков диаго-
нальной н радиальной шин.
Ряс. 4.5. Распределение давления
по отпечатку следа шины.
ритных грузов используют роллтрейлеры в сочетании с портовыми
тягачами, оборудованными специальным захватом-гузнеком.
§ 4.2. Классификация судовых
грузовых устройств.
Портовые и судовые грузовые устройства
К грузовому устройству судна относится комплекс
оборудования, механизмов и конструкций, обеспечивающих по-
грузку и разгрузку судна, а также перемещение грузов внутри
него. Классификация судовых грузовых устройств приведена на
рис. 4.6.
По принципу действия различают грузовые устройства непре-
рывного и периодического действия. Грузовые устройства непре-
рывного действия (ленточные и цепные транспортеры, пневматиче-
ские и шнековые перегружатели, элеваторы) обеспечивают непре-
рывный поток грузов. Функционирование грузовых устройств
периодического действия характеризуется рабочим циклом, вклю-
чающим рабочий ход (перенос груза) и холостой ход — возвраще-
ние грузозахватного элемента за очередной партией груза. Ос-
новные виды грузовых устройств периодического действия —
судовые стрелы и краны. В качестве внутрисудовых грузовых
средств, обеспечивающих перенос груза с одной палубы на дру-
гую, используются лифты и подъемники.
Основные характеристики грузовых устройств периодического
действия следующие:
— грузоподъемность — максимальная масса безопасно под-
нимаемого груза;
т
081
Рис. 4.6. Классификация судовых грузовых устройств.
Непрерывного действия | Периодического действия
— производительность — масса груза, передаваемого в задан-
ный промежуток времени;
—- распределительная способность — отношение площади,
на которую может доставить груз данное грузовое устройство
без перерывов в рабочем цикле для переоснастки, ко всей пло-
щади обслуживаемой им зоны.
Распределительная способность грузового устройства зависит
от числа рабочих движений. Рабочее движение представляет со-
бой направление изменения положения груза при работе только
одного из приспособлений, обеспечивающих перемещение груза.
Для устройства, стационарно закрепленного на судне, максималь-
ное число рабочих движений — три. У перемещающихся кранов —
четыре (добавляется перенос груза при движении крана).
Грузовое устройство со стрелами отличается высоким рас-
положением точек крепления оснастки, удерживающей стрелу
в рабочем положении. Для этой цели используют мачты и над-
стройки.
В зависимости от грузоподъемности различают легкие стре-
лы — грузоподъемность до 10 т и стрелы-тяжеловесы — грузо-
подъемность более 10 т. Эти два типа стрел отличаются кон-
струкцией бегучего такелажа и числом рабочих движений. Два
рабочих движения имеют легкие стрелы при одиночной работе
(перемещение груза по вертикали на грузовом шкентеле и перенос
при повороте стрелы оттяжками) и легкие стрелы, оснащенные для
спаренной работы (перенос груза по вертикали и горизонтали на
шкентелях). Некоторые легкие стрелы и все стрелы-тяжеловесы
имеют три рабочих движения. Они могут изменять угол наклона,
имея груз на гаке.
В зависимости от обеспеченности стрелы механизмами (лебед-
ками, входящими в комплект оборудования именно этой стрелы)
для выполнения рабочих движений различают обычные и механи-
зированные стрелы. Так, обычная легкая стрела не может менять
вылет, имея груз на гаке. Иногда поворот стрелы-тяжеловеса
осуществляется оттяжками, ходовые концы которых обслуживают
вспомогательные барабаны грузовых лебедок легких стрел. Ме-
ханизированные стрелы, как легкие, так и тяжеловесы, имеют три
рабочих движения (см. § 4.4). Стрелу часто называют по имени
изобретателя схемы оснастки или по названию фирмы-изготови-
теля.
Судовые грузовые краны в отличие от стрел связаны с корпусом
судна только своими опорными конструкциями. Шкивы для запа-
совки тросов бегучего такелажа размещаются на стреле и на кор-
пусе крана. Пр способу закрепления на судне различают стацио-
нарные и перемещающиеся краны. По принципу работы — полно-
поворотные, портальные с консолями, портальные с грузозахват-
ным элементом в пределах портала. Практически все варианты кра-
нового грузового вооружения сводятся к одному из названных
выше или к их комбинации.
181
Отдельно остановимся на грузовых устройствах судов-барже-
возов. Очевидно, что краны баржевозов должны быть отнесены
к группе устройств периодического действия с двумя рабочими
движениями (подъем — опускание баржи и ее перенос вдоль судна
при движении крана). На баржевозах с кормовым подъемником
весь процесс погрузки осуществляется поочередным действием
двух устройств, каждое из которых выполняет одно рабочее
движение. Подъем и опускание барж производит подъемник, а их
перемещение вдоль судна — транспортная тележка. Суда-барже-
возы докового типа грузового устройства не имеют, поскольку
носовые ворота, подобно забортным аппарелям судов с горизон-
тальной грузообработкой, лишь обеспечивают возможность дос-
тавки груза в грузовые помещения судна.
В современной морской практике имеют место самые различные
варианты использования портовых и судовых грузовых устройств.
Так, например, полностью обходятся собственными устройствами
суда-баржевозы, поскольку береговые краны не в состоянии пере-
мещать грузы такой массы, как груженые баржи. Однако почти
у всех судов-контейнеровозов собственных грузовых устройств
нет и они могут работать только между специализированными тер-
миналами. У традиционных сухогрузных судов вопрос о целесооб-
разности оборудования их собственными грузовыми средствами
до сих пор не получил однозначного ответа.
При работе судна на линии между хорошо оборудованными
портами собственные грузовые устройства обычно не использу-
ются. Грузовые операции выполняются портовыми кранами.
В этих условиях имеет смысл отказаться от судовых грузовых уст-
ройств, что снижает стоимость судна, увеличивает его грузовмести-
мость, улучшает условия приема палубного груза, сокращает
эксплуатационные затраты. Однако, имея собственное грузовое
устройство, судно получает возможность выполнять грузовые опе-
рации даже в необорудованном порту. Увеличение грузоподъем-
ности судовых грузовых стрел достигается значительно проще,
чем у портовых кранов, Именно из этих соображений большинство
сухогрузных судов, которые работают на перевозке разрозненных
грузов с посещением нескольких портов в каждом рейсе, обору-
дуется собственными грузовыми устройствами.
Иногда наличие собственных грузовых устройств позволяет
сократить простои судна, вызванные неблагоприятными погод-
ными условиями. Это объясняется тем, что при скорости ветра
более 15 м/с работа портовых кранов прекращается. Судовые уст-
ройства, особенно стрелы, могут работать в более сложных по-
годных условиях. Возможность увеличивать грузоподъемность су-
довых устройств становится еще более ценной при использовании
транспортных объединений грузов. Грузовые устройства специа-
лизированных судов для перевозки тяжеловесных грузов имеют
настолько большую грузоподъемность, что могут считаться уни-
кальными. Аналогов среди береговых грузовых средств у них нет.
182
§ 4.3. Определения состава судовых
грузовых устройств
Многообразие перевозимых морем грузов и расширяющаяся спе-
циализация морских судов обусловливают сложность выбора состава судовых
грузовых устройств. Так, для судов-баржевозов тип и характеристики грузо-
вого устройства определены однозначно. На судах-контейнеровозах в качестве
собственных грузовых устройств используются продольно перемещающиеся пор-
тальные и специальные полноповоротные краны.
Наиболее разнообразны грузовые устройства сухогрузных судов. Если
учесть, что количество вариантов грузового вооружения сухогрузного судна
может быть значительным, возникает необходимость в разработке рекомендаций
по выбору характеристик грузового устройства, который осложняется отсут-
ствием нормативной и регламентирующей документации. Так, для грузового
устройства Правила Регистра СССР предусматривают только допускаемые на-
пряжения, нормы и методы расчета, применять которые можно для конструкций
грузовых устройств на заключительных стадиях проектирования. А начальным
этапом проектирования грузового устройства является выбор наиболее пригод-
ного способа грузообработки.
Формулы для обоснования характеристик проектируемого грузового устрой-
ства могут быть получены из теории массового обслуживания. Ддя выполнения
грузовых операций с заданной интенсивностью необходимо выполнение условия
МРг<1. (4-1)
где Хц — параметр, соответствующий плотности потока требований, в данном
случае это количество грузов, проходящих в заданный промежуток времени;
рг — интенсивность грузообработки.
Если рассматривать в качестве входящего потока требований все грузы,
проходящие через порт, то отдельные суда будут выполнять роль обслужива-
ющих устройств. Такая постановка задачи дает лишь общую оценку требований,
предъявляемых к грузовому устройству каждого судна. Более интересно решение
задачи, где входящим потоком являются грузы, идущие на линию, для которой
проектируется судно. В такой постановке задачи обслуживающими устройствами
можно считать отдельные грузовые комплекты судна, что дает возможность вы-
брать их характеристики по критериям эффективности, принятым иа данной
линии транспортировки.
Интенсивность грузообработки, удовлетворяющая условию (4.1), может
быть обеспечена как за счет отдельного комплекта грузового устройства, так
и за счет определенного числа таких комплектов. Выбор более целесообразного
способа грузообработки зависит от возможных дополнительных условий и огра-
ничений (максимальная скорость, минимальная трудоемкость и т. д.).
Для определения плотности потока требований необходим прогноз грузо-
потока. При выборе прогнозируемого периода следует учитывать, что через
8—10 лет после начала эксплуатации судно пройдет капитальный ремонт, во время
которого в состав грузовых устройств могут быть введены необходимые допол-
нения и изменения. Следовательно, достаточным можно призвать выполнение
прогноза на 5—6 лет с момента начала эксплуатации.
В процессе сбора статистических данных источником информации будут
ежегодные отчеты порта, сведения по судам, эксплуатируемым на некоторой
линии. В судовой документации регистрируются масса и номенклатура прини-
маемых грузов, причем информация дается для каждого порта отдельно.
Промежуток времени, за который должны быть собраны статистическве
данные, зависит от многих факторов. Следует отметить, что в большинстве слу-
чаев характеристики грузопотоков, проходящих через порт, имеют весьма устой-
чивый характер, что позволяет ограничить выборку данными за 6—8 лет. Соот-
ветственно, в процессе прогнозирования грузопотоков придется ограничиться
наиболее простыми моделями — постоянной (одна степень свободы) и линейной
(две степени свободы). Для развитых стран интенсивность поступления отдель-
ных видов товаров весьма устойчива (количество товаров, имеющих нестабиль-
ный характер поступления, составляет всего 4,7 %).
183
Если анализировать только стабильные временные ряды, задача прогно-
зирования значительно упрощается и может быть решена с использованием
метода наименьших квадратов для построения кривой, отражающей тенденции
изменения количества грузов данной категории, поступающих на заданном
промежутке времени [55],
Учитывая стабильный характер поступления грузов, для прогнозирования
Грузопотоков целесообразно использовать линейную модель, в соответствия
с которой предполагается, что изменение поступления грузов во времени под-
чиняется закону уг = йг + t>Pt, где вг — количество грузов, проходящих за за-
данный промежуток, в момент начала отсчета; &г — коэффициент, отражающий
скорость изменения объема грузов во времени. Если по результатам наблюдений
найти приближенные значения коэффициентов а' и й', то можно предположить,
что поток груза в момент времени (0 будет равен рг0 = а' +
Предполагается, что переменная ут — случайная величина, имеющая нор-
мальное распределение с математическим ожиданием аг -ф- iri0 и дисперсией о?.
Тогда Можно утверждать, что а' + &'/0 является средним значением прогнози-
руемой величины И действительное значение уг0 будет отличаться от этого сред-
него. Кроме того, на среднее значение величины ут влияют ошибки в вычисле-
нии а^. и Ь'г. Если аг, йг и и известны, то 95 %-ный доверительный интервал
для уг будет
аР-|- brt0 -— 1,96о Of 1,96а,
поскольку имеется вероятность 0,95, что действительное значение уР будет в пре-
делах 1,96а от среднего значения.
Когда аг, йг и а не известны, доверительный интервал устанавливается
в зависимости от их приближенного значения следующим образом: сначала
Определяется
А = /еа' Г _« ГЛ±2_+ а°~°а 1, (4.2)
|/ SGi-?)s
затем интервал прогнозирования 100 (1 — е) в виде
Р{(^+*'го~Л^уг<^ + йгго+л } = ! — е-
В выражениях (4.1), (4.2) п — размерность выборки (число данных по го-
дам); ta — год, на который делается прогноз; Ц — i-й год в выборке; (е — пере-
менная с (-распределением Стьюдентз с л — 2 степенями свободы; I — среднее
значение t в выборке.
Ширина интервала прогноза равна 2А и зависит от размера выборки, года,
на который делается прогноз, среднего Значения п в выборке и переменной ie.
Отметим, что ширина интервала прогноза практически не уменьшается ври
увеличении числа наблюдений В выборке свыше 10, Кроме того, независимо
от размера выборки для определения аг и йг ширина интервала не может быть
мекыпе 2(еа'. Прогноз, по возможности, следует выполнять по видам груза,
поскольку именно в такой форме выполняется отчетная документация портов.
Результат выполнения прогноза для одного конкретного вида груза показан
на рис. 4,7.
Анализ характеристик грузов позволяет объединить их в группы по роду
упаковки, удельно-погрузочному объему, массе единичного подъема. Такое
объединение нескольких грузопотоков позволяет уменьшить относительную ве-
личану доверительного интервала. На рнс, 4.8, а показан результат прогнози-
рования для грузопотока, не очень устойчивого во времени, а на рис, 4,8, б —
вдя суммы трех подобных грузопотоков (отметим, что здесь использованы слу-
чайные грузопотока; общим для них является то, что все принятые к рассмотре-
нию грузы допускают транспортировку на паллетах).
184
По характеристикам, принятым для формирования групповых грузопото-
ков, можно выявить типы судов, пригодных для транспортировки. Выбор кон-
кретного способа грузообработки следует производить методами теории массо-
вого обслуживания. При этом судно должно рассматриваться как многоканаль-
ная обслуживающая система, в которой число каналов обслуживания соответ-
ствует числу комплектов грузового устройства. В общем случае, когда в состав
грузового устройства входят неодинаковые комплекты оборудования, например
палубные краны и стрелы-тяжеловесы, система является неполнодоступной,
так как не каждый вид груза может быть обслужен любым комплектом устрой-
ства.
Предложенные методы прогнозирования грузопотоков являются основой
для определения характеристик входящего потока требований.
Рис, 4.7. Кривая прогноза груза,
имеющего стабильный характер по-
ступления во времени.
Рис, 4.8. Кривые прогноза неста-
бильных грузопотоков.
а)
В прикладных задачах удобно
рассматривать простейший (пуассо-
новский) поток, в котором вероятность
поступления в промежуток времени t
Пуассона
Поток грузов, проходящих через порт, является в общем случае суммой
случайных потоков и по своим характеристикам приближается к пуассоновскому.
Для проверки соответствия некоторого грузопотока пуассоновскому может быть
использован известный прием [37]. Период в 1 год делят на 73 промежутка
по 5 сут. Определяют максимальное и минимальное количество грузов, прохо-
дящих в такой промежуток в заданном направлении. Полученную величину де-
лят на несколько интервалов и находят число промежутков времени гц, в тече-
ние которых через порт проходит одинаковое количество грузов. Очевидно, что
£/12 ~ 73. Находят математическое ожидание объема грузов, проходящих
в течение 5 сут, а — Ео, . Используя полученное значение а в качестве
параметра потока, находят зиачеиие вероятности объема грузов при пуассонов-
ском распределении. Отдельно вычисляют математическое ожидание числа ин-
тервалов, в которые проходит некоторый определенный наперед заданный объем
грузов.
Для определения соответствия полученного процесса прохождения грузов
пуассоновскому вычисляют величину
где я-}--математическое ожидание числа интервалов, в которые проходит задан-
ный объем грузов.
185
Оценку соответствия полученного процесса простейшему потоку производят
по таблицам, где входными величинами являются значения х2 и число степеней
свободы ш, вычисляемое по формуле <а = (щ — 2), где т — число групп, на
которые был разделен грузопоток. По таблицам [17] также определяют вероят*
ность того, что экспериментальное распределение является пуассоновским.
Результаты прогноза грузопотока используются и из последующих этапах
проектирования. Так, если наиболее приемлемым типом судна оказывается уни-
версальный сухогруз, то полученные данные позволяют обосновать выбор отдель-
ных комплектов в составе грузового устройства, их грузоподъемность, объем
помещений, обслуживаемых конкретным комплектом.
§ 4.4, Типы судовых грузовых стрел
Судовые грузовые стрелы различаются по грузоподъем-
ности и видам оснастки (см. § 4.2).
Легкие стрелы. Оснастка для одиночной ра-
боты стрелы показана на рис. 4.9. Легкие стрелы с ос-
Рнс. 4.9. Легкая стрела с оснасткой
для одиночной работы.
1 — грузовой шкентель; 3 — грузовой
блок; 3 — топенант; 4 — стрела; 5 —
топенвигнай блок; S — отводной блок;
7 — оттяжки.
Рис. 4.10. Легкие стрелы с оснаст-
кой для спаренной работы.
насткой для одиночной работы
имеют ограниченное примене-
ние в качестве вспомогательного
грузового устройства. Причиной этого является необходимость
осуществлять поворот стрелы оттяжками вручную.
Оснастка для спаренной работы стрел
(рис. 4.10) встречается на судах и в настоящее время. Грузовые
шкентели двух стрел объединяют на общем трехзвеннике, к кото-
рому крепится и гак. Нок одной из стрел (люковой) устанавлива-
ется над люком, а другой (бортовой) — выносится за борт. Стрелы
раскрепляются неподвижно с помощью топенантов, оттяжек и
топрика. Продолжительность полного грузового цикла при спарен-
ной работе стрел около 30 с, что обеспечивает высокую произво-
дительность грузовых операций. Недостатки — снижение общей
допустимой грузоподъемности по сравнению с номинальной гру-
186
зоподъемностью каждой из стрел, низкая распределительная спо-
собность комплекта из двух стрел.
Оснастка Фарелла (рис. 4.11) также применяется
для спаренной работы стрел. В этой усовершенствованной ос-
настке оттяжки закрепляются на стойках у борта так, что точки
крепления оказываются ка одной линии со шпорами стрел. То-
пенанты обеих стрел оснащаются талями, и ходовые концы пода-
ются на топенантные лебедки, что позволяет менять вылет стрел
без их полной переоснастки-
Спаренно-параллельная работа стрел
на общую траверсу (рис. 4.12) делает возможным погрузку крупно-
Рис. 4.11. Оснастка Фарелла для
спаренной работы стрел.
1 — оттяжка бортовой стрелы; 2 —
бортовая стрела; 3 — топенант тали;
4 — оттяжка люковой стрелы; S — лю-
ковая стрела; 6 — топенаитная ле-
бедка.
тоннажных грузов (включая
20-футовые контейнеры). Однако
Рис. 4.12. Схема спаренно-па-
раллельных стрел.
1 — гак; 2 — подвижная траверса;
3 — шкентель; 4 — неподвижная
траверса; S — грузовая стрела; € —
ходовой конец, шкентеля; 7 — ка-
нат крепления траверсы; 8 — топ»
рнк-тали; 9 — оттяжка; 10 •— тали
топенанта; И — ходовой конец то»
пенанта; 12 — салинг; 13 — ходо-
вой конец тонрвка; 14 “ мячга.
эта оснастка громоздка и тре-
бует использования семи лебедок: двух грузовых, двух топе-
нантных, двух для оттяжек и одной для топрик-талей, работа
которых должна быть согласованной.
Стрелы-тяжеловесы. Традиционная оснастка
(рис. 4.13) применяются при грузоподъемности стрелы до 20 т.
Сама стрела опирается шпором не на мачту, а на палубный фунда-
мент. Топенант-тали обеспечивают изменение вылета стрелы под
грузом, что обязательно для всех типов стрел-тяжело-
весов.
На практике часто применяют оснастку стрел-тяжеловесов
с врезным шкивом (рис. 4.14). Врезной шкив устанавливается на
расстоянии 1,5—2 м от нока стрелы. Грузовой шкентель, пройдя
врезной шкив, направляется на отводной блок на салинге. Такая
оснастка позволяет несколько разгрузить топенант-тали.
Существуют варианты оснастки, в которых неподвижные отно-
сительные стрелы шкивы топенант-талей и грузовых талей закреп-
187
ляют на общей оси и обойме, на ноке стрелы. В этом случае ходо-
вой конец грузового шкентеля проходит отводной блок на салинге.
Рис. 4.14. Стрела-тяжеловес
с врезным шкивом.
Рис. 4.13. Стрела-тяжедсзес с традиционной
оснасткой.
/ — стрела^ 2 — палубный, фундаменту £ — от*
Водные шкивы; 4 — начтя; S — направляющие
щкивы на топе мачты! б — ноковая обойма; 7 —
грузовой полиспаст; 5 — тали оттяжки.
Рис. 4ч 15. Схема запас&вки шкентеля
при двойной основе полиспаста-
Рис. 4.16. Оснастка Мо-Слевинг.
/ — колонка; 2 — манты ль оттяжки; 3 —
ходовой конец топенанта; 4 — топенант*
ный блок; 5 — салинг; б - коренной ко'
нец топенанта; 7 — грузовой шкентель;
8 — верхний блок оттяжки; 9 — нижний
блок оттяжки; 10 — двухбарабанная то-
пенантная лебедка; /7 — грузовая ле-
бедка .
J — стрела; 2 — фундамент; 3 —
ходовой конец грузового шкентеля;
4 — мачта; 5 “ направляющие
шкивы; б — топенант-тали; ? —
врезной шкив; 8 — грузовой по-
Кратность талей определяется с учетом грузоподъемности
стрелы и тягового усилия лебедок. При одиночной основе грузовых
талей число шкивов в них редко превышает 10—12, что связано
183
с большими потерями иа трение в многошкивных талях и, соот-
ветственно, с низким КПД. Следует также отметить большую длину
грузового шкентеля, превышающую иногда канатоемкость одной
лебедки. Двойная основа грузовых талей (рис. 4.15) позволяет
использовать для выбирания шкентеля две лебедки.
Оснастка М о-С л е в и н г (рис. 4.16) является вариантом
оснастки механизированных стрел. Сдвоенный топенант со значи-
Рнс. 4.17. Оснастка Велле.
/ — лебедка изненення вылета; 2 —
ходовые ков цы топенанта; 3 — направ-
ляющие блоке да салинге; 4 — на-
правляющие блохи на траверсе; 5 —
траверса; 6 — грузовой блок; 7 — тру-
довой шкентель; 9 — лебедка поворо-
та; У — отводной блок; /б *- грузовая
лебедка.
Рис. 4.18. Оснастка Халлена.
1 — топеваитная лебедка; 2 — хо-
довой конец топенанта; 3 — пово-
ротная штанга; 4 — горизонталь-
вый тросовый ограничитель; 5 —
кронштейн ыачты; 6 — салинг; 7 —
вертикальный тросовый ограничи-
тель; 8 — топенант тали; 9 — от-
водной блок; 10 — грузовой блок;
// — грузовой шкентель; 12 — на-
и равняющий блок грузового шкен-
теля; J3 грузовая лебедка.
тельным разносом топенантных блоков — особенность оснастки
многих стрел-тяжеловесов. В оснастке Мо-Слевинг, допускающей
короткий салинг, сдвоенный топенант совмещен с оттяжками.
Коренной конец каждого топенанта закреплен на салинге. Трос,
пройдя через блок на ноке стрелы, идет к нижнему блоку оттяжки,
возвращается на второй блок на ноке и через топенантный блок на
салинге направляется к одному из барабанов специальной двух-
барабанной топенантной лебедки. Мантылн связывают нижние
блоки оттяжек с колонками, установленными у фальшборта так,
что точки крепления мантылей оказываются на линии, проведен-
ной через шпор стрелы перпендикулярно к ДП судна. Вылет
стрелы изменяется при вращении барабанов топенантной лебедки
в одну сторону с одинаковой скоростью. Вращение барабанов в раз-
ные стороны обеспечивает поворот стрелы. Грузовой шкен-
189
тель выполняется одиночным или с талями в зависимости от гру-
зоподъемности стрелы и обслуживается обычной грузовой лебед-
кой.
Оснастка Велле (рис. 4.17) имеет две ветви сдвоенного
топенанта, оснащенного одним непрерывным тросом, которые вы-
полняют функции оттяжек. Оба конца топенантного троса закреп-
’ Рнс. 4.19. Стрела системы Рис. 4.20. Оснастка типа двой-
Щтюлькен с вилочным иском. ной маятник.
1 — Фундамент; 2 — поворотная
обойма; 3 — направляющие шки-
вы; 4 — ходовой конец топенант-
талей; i — ходовой конец грузово-
го шкентеля; 6 — топенант-тали;
7 — поворотный направляющий
шкив яа Коковой вилке; а — по-
движные блоки грузовых талей;
3 — неподвижные блокк грузовых
талей; 10 — вилка нова стрелы:
11 — вертлюг топенаят-талеЙ; 12 —
поворотный бугель; 13 — стрела-
тяжеловес; 14 — легкие стрелы
и походном положении; 16 —пло-
щадки для обслуживания стрел.
1 — кок стрелы; 2 — маятниковый
фитинг с направляющими катками;
3 — неподвижный блок грузовых
талей; 4 — соединительные тяги;
б — подвижный блок топенант-та-
лей; 6 — поворотная обойма; 7 —
салинг; 3 — направляющий шкив;
3 — подвижный блок грузовых та-
лей; 10 — соединительная травер-
са; 11 — вертлюг гака; 12 — гак;
13 — шпор легкой стрелы; 14 —
фиксатор подвижного блока; 16 —
шпор стрелы-тяжеловеса; 16 —
штырь я опора штыря; 17 — ле-
бедки.
ляются на Лебедке изменения вылета и навиваются в одну сторону.
Для предотвращения запутывания троса барабан лебедки может
быть разделен на два участка ребордой. Через систему направля-
ющих блоков трос подается на лебедку поворота, на барабане кото-
рой он делает несколько (три-четыре) витков и возвращается на
лебедку изменения вылета. При вращении барабана лебедки
поворота длина одной ветви топенанта уменьшается, а другой уве-
личивается, что вызывает поворот стрелы. Изменение вылета про-
исходит за счет увеличения или уменьшения длины обеих ветвей
190
талей топенанта от оси
Рис. 4.21. Стрела системы
Штюлькен типа маятник.
1 — колонна мачты; 2 — пово*
ротная головка; 3 — направля-
ющий шкнв; 4 — топенант-тал^;
5 — поворотный направляющий
блок; 6 — нок; 7 — ходовой ко-
нец грузового шкентеля; <8 —
ходовой конец топенанта; 9 —
бугель.
топенанта одновременно. Грузовой шкентель имеет обычную
оснастку. Достоинство оснастки Велле — простота управления,
обеспечиваемая тем, что все лебедки могут работать независимо
друг от друга. Стрела может одновременно поворачиваться, изме-
нять вылет, перемещать груз по вертикали на шкентеле.
Оснастка X ал лена представлена на рис. 4.18. Ра-
бота стрел-тяжеловесов системы Халлена обеспечивается Т-об-
разными или Y-образными мачтами, позволяющими получить
большое удаление неподвижных блоков
мачты. Каждый топенант обслужива-
ется отдельной лебедкой. При враще-
нии барабанов лебедок в одну сторону
стрела изменяет вылет, при работе ба-
рабанов в разные стороны — поворачи-
вается. Конструктивные изменения ос-
настки, а также увеличение грузо-
подъемности достигается за счет введе-
ния грузовых талей и повышения крат-
ности талей топенанта. Коренной конец
каждого топенанта закрепляют на бло-
ках в средней части салинга. Эта часть
оснастки называется средними топе-
нант-талями. Отсюда ходовой конец
идет на бортовые топенант-тали, непо-
движные блоки которых крепят на
поворотной штанге.
Система Штюлькен пока-
зана на рис. 4.19. Стрела-тяжеловес
с этой оснасткой обслуживает два
смежных люка. Ее особенность —
сдвоенные топенанты, объединяющие
функции топенанта и оттяжек.
На рис. 4.19 показана стрела с вилочным ноком, грузоподъем-
ность которой может достигать 300 т. Перенос стрелы на другой
люк осуществляется согласованным выбиранием грузового шкен-
теля и топенанта. Топенант-тали к стреле крепятся посредством
вертлюга, а на мачту опираются через поворотную обойму. Эго
позволяет осуществить перенос стрелы с одного люка на другой
без ее предварительной переоснастки. Этому способствуют и по-
воротные шкивы на вилке нока для ходового конца грузового
шкентеля. Особенность подвижной обоймы грузовых талей — на-
личие сменных шкивов, между которыми проходит ходовой конец
шкентеля при переносе стрелы с одного люка на другой.Устанав-
ливают стрелу на палубный фундамент между колоннами V-об-
разной мачты.
Оснастка типа двойной маятник показана
на рис. 4.20. Для переноса стрелы с оснасткой типа двойной маят-
ник с одного люка на другой необходимо, предварительно сняв
191
соединительную траверсу с гаком, перевести подвижные блоки
Грузового полиспаста на сторону другого люка. После этого блоки
снова соединяются траверсой. Конструкция направляющих шки-
вов обеспечивает поворот всех элементов бегучего такелажа.
Стрелы этого типа имеют грузоподъемность до 300 т.
Для стрел меньшей грузоподъемности может использоваться
система Штюлькен типа маятник, в которой неподвижные блоки
грузовых талей закрепляются на боковой стороне стрелы
(рис. 4,21). В этой схеме нет необходимости отсоединять гак и
Ряс. 4.22. Конструк-
ция нока перекидного
тяжеловеса с меняю-
щимися блоками.
1 — стрела; 2 — пово-
ротная головка нока
стрелы; 3 — неподвиж-
ные шкивы; 4 — фикса-
тор; S — подвижные
шкивы; С — гак.
Рис. 4.23. Схема расположения шкивов а иско-
вой насадке и аапасовки троса грузового шкен-
теля,
/. 2, 3 — заправляющие щкявы.
смежные с ним детали при переводе
стрелы с одного люка на другой. Скру-
чивающий момент в стреле, возника-
ющий из-за несимметричного приложе-
ния нагрузки, компенсируется тем, что подвижные блоки топе-
нант-талей устанавливаются на разном расстоянии от нока.
Перекидной тяжеловес сменяющимися
блоками (рис. 4.22) разработан в нашей стране [831. Нок
выполнен таким образом, что при переносе стрелы с одного люка
на другой подвижный и неподвижный блоки грузовых талей ме-
няются функциями. Для переноса стрелы с одного люка на другой
ее устанавливают под некоторым заранее заданным углом так,
что при выбирании грузового шкентеля подвижный блок талей
входит в специальное гнездо в цоковой насадке. После этого од-
новременным выбиранием ходовых концов грузового шкентеля
и топенанта стрела приводится в положение, близкое к верти-
кальному. Дальнейшее движение стрелы обеспечивается тяговым
канатом, коренной конец которого закреплен на стреле в ее верх-
ней части.
После перехода стрелы через вертикаль блок, который до
этого был неподвижным, выходит из гнезда в исковой насадке
и становится подвижным блоком грузовых талей. Схема располо-
192
жения направляющих шкивов в исковой насадке и запасовки
троса грузового шкентеля показана на рис. 4.23. Ходовые концы
грузового шкентеля и топенанта подают на поворотную головку
на топе мачты (рис. 4.24). Пройдя направляющие шкивы, они
попадают внутрь мачты, откуда подаются к лебедкам.
Стрела супертяжеловес (рис. 4.25) способна пе-
ремещать грузы массой до 600 т. Ее оснастка, принцип компоновки
Рис. 4.24. Поворотная головка
на топе мачты.
/ — отводной блок лопаря грузо-
вых талей; 2 — неподвижные бло-
ки талей гопеазнт-оттяжки; 3 —
направляющие блоки лопарей гру-
зовых талей и талей топенант-от-
тяжки.
деталей и узлов заметно отлича*
ются от всех существующих. В ниж-
ней части грузовой колонны раз-
мещено поворотное кольцо, к ко-
Рис. 4.25. Полнопозоротная стрела-
супертяжеловес.
1 — стрела; 2 — подвижный блок грузо-
вых талей; 3 — блок шкивов на ноке стре-
лы; 4 — поворотный салинг; 5 — грузе*
вал колонна; 6 — опорное поворотное
кольцо; 7 трос привода поворота стре-
лы; & — лебедка привода поворота стре-
лы; 9 — грузовая площадка.
торому крепится шпор стрелы. Причем узел крепления подобен
узлу крепления стрелы крана: стрела в нижней части выполнена
раздвоенной и устанавливается на цапфах. Таким образом, отпа-
дает необходимость в оттяжках, поскольку стрела поворачивается
вместе с опорным кольцом. Поворот обеспечивают четыре лебедки
с вертикально расположенными барабанами, на каждом из кото-
рых закреплены оба конца троса привода поворота.
Стрела оснащена грузовыми и топенантными талями, подвиж-
ные блоки которых установлены на ноке стрелы, а неподвижные —
на конструкции, внешне напоминающей салинг, но закрепленной
на мачте с возможностью поворота вокруг вертикальной оси. При
работе поворотный салинг следует за неком стрелы.
Возможный угол поворота стрелы ограничивается длиной ка-
натов привода поворота, а также необходимостью принятия мер
против закручивания ходовых концов грузового шкентеля и то-
7 Аде.сандро. М. Н в др.
193
крытои палубе, тем более что
Ряс. 4.26. Т-обраэная исковая под-
веска.
1 — стрела; 2 — поперечная штанга; 3 —
неподвижные направляющие блоки; 4 —
подвижные направляющие блока.
пенанта, которые проходят внутри грузовой колонны до второй
палубы. Грузовые и топенантные лебедки устанавливают в твин-
деке. Все чаще лебедки устанавливают внутри грузовых помеще-
ний судна, в трюмах или твиндеках. Тяжеловесные крупногабарит-
ные грузы, доля которых возрастает, удобнее перевозить на от-
часто из-за больших габаритов
возможность их размещения
в трюме исключена. При разме-
щении лебедок в подпалубных
карманах в твиндеках они ока-
зываются защищенными от не-
погоды, а также более доступ-
ными для обслуживания и ре-
монта. Механизированные стре-
лы рассчитаны на одиночную
работу. Из-за возрастания ско-
рости выполнения грузовых
операций и значительной массы
грузов все более опасным ста-
новится явление раскачивания
груза. Эффективной мерой его
- предотвращения оказалась запа-
совка грузового шкентеля на
основе Т-образного нока (рис.
4.26). Однако схема с Т-образ-
ным ноком возможна только
при использовании сдвоенных
грузовых талей и двух грузо-
вых лебедок.
§ 4.6. Расчет
конструктивных элементов
грузовых стрел
При определении требуемой
длины стрелы для одиночной
работы ширину судна и габариты грузового люка следует
считать известными. Отстояние поперечного комингса люка от
мачты или палубного фундамента, к которым может крепиться
стрела, должно быть достаточным для надежной работы лебедок.
Важной характеристикой стрелы является ее вылет й, т. е.
расстояние от нока вываленной за борт стрелы до плоскости борта,
которое зависит от типа стрелы, условий выполнения грузовых
операций и размеров перевозимого груза. Минимальный вылет
стрелы для одиночной работы 2—2,5 м. Нормальным для легких
стрел, работающих в обычных условиях, считается вылет, рав-
ный 4—4,5 и. Вылет более 5 м может быть принят лишь в тех слу-
чаях, когда его обеспечение не вызывает усложнения и утяжеле-
194
ния конструкции. Вылет стрел-тяжеловесов обычно 5—6 м. Тре-
буемая длина стрелы вычисляется по формуле (рис. 4.27)
t ь+-г~?
cos a sin ф (4-3)
Угол наклона стрелы а должен быть таким, чтобы высота нока
стрелы, перекрывающей 2/3 длины люка, над уровнем комингса
или фальшборта составляла 5—6 м. Эту высоту можно увеличить,
если придется выполнять опера-
ции с грузами, имеющими большие
габариты. Угол поворота стрелы
относительно ДП ф при наличии
Рис. 4.27. К определению тре-
буемой длины стрелы.
Рис. 4.28. К определению тре-
буемой длины стрелы при спа-
ренной работе.
стоячего такелажа ориентировочно равен 65—70°. Для мачт, не
раскрепленных стоячим такелажем, он составляет 75—60°.
Отстояние шпора стрелы от ДП судна у зависит в основном от
типа мачты, на которой стрела установлена. У одиночной мачты
наибольшее расстояние от ее оси до шпора легкой стрелы равно
3—3,5 м. Портальные и Л-образные мачты позволяют довести зна-
чение у до 5—6 м. Выбранная по формуле (4.3) длина стрелы обе-
спечивает ее одиночную работу.
Чтобы обеспечить возможность спаренной работы легких
стрел (рис. 4.28), необходимо выполнение следующих дополни-
тельных требований [65]:
— бортовая стрела при установке ее с минимальным углом на-
клона (но не менее 15°) должна обеспечивать вылет, равный 4 м,
который получается при отстоянии нока стрелы от ближайшего
комингса люка, равным 1/5 длины люка, если установлены четыре
стрелы на люк (такое грузовое вооружение называется полным),
и 1/4 длины люка, если установлены две стрелы;
— люковая стрела при угле наклона не менее 15° и отстоянии
ее нока на 1 м от ближайшего продольного комингса должна пере-
195
крывать 2/3 длины люка при полном грузовом вооружении (3/4
длины, если люк обслуживается двумя стрелами);
— на пути следования груза высота узла соединения грузовых
шкентелей над фальшбортом или комингсом люка зависит от га-
баритов груза и должна составлять не менее 4 м для стрел грузо-
подъемностью до 2 т и 5 м для стрел, грузоподъемность которых
превышает 2 т; это требование выполняется, если нок стрелы на-
ходится на высоте ha = Лт 4- 0,Зск, где hT — требуемое возвы-
шение трехзвенника над фальшбортом или комингсом люка,
си — расстояние (в плаце) между
Рис. 4.29. Диаграмма определения ниж- Рис. 4.30. Силовая диаграм-
него положения трехзвенника для задан- ма легкой стрелы.
иого значения угла между Шкентелями.
1 — шкентель люковой стрелы; 2 — шкентель К ТреХЗВвННИКу Нв ДОЛЖен
бортовой стрелы; 3 — возвышение гака; 4 — ппр'пкттпятг, 190°- nr.nr.7KP
комингс (фальшборт). ПрсВЫШДТЬ 1ZU , ПОЛОЖс
ние груза, для которого
следует выполнить расчет, определится в соответствии с рис. 4.29.
Для выбранной таким образом стрелы следует установить ме-
ста крепления шпора и топенантиого блока. Шпор легких стрел
крепится обычно на высоте 2—2,5 м, что обеспечивает безопасную
работу оператора. На судах, перевозящих палубный груз (напри-
мер, лесовозах), шпор крепят к мачте на высоте до 3,5 м. Высота
шпора тяжеловесных стрел 0,7—I м.
Важной характеристикой для каждой стрелы является высота
топенантиого блока над шпором Л, которую обычно выражают
отношением h/l. Уменьшение h/l позволяет уменьшить высоту мач-
ты, но при этом возрастают сжимающее усилие в стреле и натя-
жение топенанта. Для легких стрел отношение h/l меняется от
0,4 до 1, для стрел-тяжеловесов от 0,7 до 1.
Грузоподъемность стрелы, ее длина и положение топенантиого
блока определяют сжимающее усилие в стреле и натяжение то-
пенанта, которые могут быть вычислены как аналитически,
так и графически путем построения силовых диаграмм. Полюсом
силовой диаграммы считают вершину С треугольника АВС
196
(рис. 4.30), в котором сторона АС соответствует длине стрелы,
а сторона АВ — возвышению топенаитного блока над шпором.
Угол а принимается равным 15°. Из точки С вертикально вниз
откладывают в масштабе силу, соответствующую грузоподъем-
ности стрелы, по линии С А строят вектор CD, соответствующий
натяжению в шкентеле за грузовым блоком. Для одиночного
грузового шкентеля CD = СМ1т\г где rj — КПД блока, для одно-
шкивного блока с подшипником скольжения и стального троса
т] — 0,95-4-0,96, для одношкивного блока с подшипником каче-
ния т] = 0,98.
Включение в оснастку гру-
зовых талей позволяет исполь-
зовать более дешевые лебедки,
тяговое усилие которых меньше
номинальной грузоподъемности
стрелы. Возможны два варианта
оснастки грузовых талей: со сбе-
гом ходового конца лопаря с не-
подвижного блока (рис. 4.31, а)
и со сбегом ходового конца
лопаря с подвижного блока
(рис. 4.31, б).
Формулы для определения
Рис. 4.31. Оснастка грузовых талей.
натяжения в ходовом конце ло-
паря и КПД талей для обоих вариантов оснастки приведены в
табл, 4.10 и 4.11 [831. Следует отметить, что на легких стрелах
отводной блок расположен на шпоре и всегда используется ос-
настка со сбегом ходового конца шкентеля с неподвижного блока.
Вектор СЕ (см. рис. 4.30) представляет сумму сил, приложенных
к ноку стрелы. К нему прибавляется половина силы тяжести стрелы
Таблица 4.10. Выражения для определения натяжения в сбегающей ветви
лопаря Р„ и КПД талей т)
Показатель Сход лопаря с неподвиж* кого блока (G -4* Сход лопаря с подвижного блока (G — Р)
Подъем По- кой Спуск Подъем Покой Спуск
gGei (в— 1} gG gG(B — 1) gGe« (е — 1) Gg Gg(e—1)
Е»— 1 Л е(е«— 1) 8к+1 J 1 a«+l — 1
ч еп — 1 1 е (в" — 1) Е«« — 1 1 е«+т — 1
пе« (е— I) П (8 — 1) (я + 1) (е — 1)
Примечание, в = 1,05 для стальных тросов и шкивов с п од шил ни- каын скольжения; 8 = 1.02 для стальных тросов а шкивов с подшипниками ка- чения; а — iJO для растительных канатов.
197
Таблица 4.11. Значения ц и Р„ при подъеме груз»
Искома» велпвм Число шипов
1 Э 4 5 б 7 8 9 10
41 , Рщ — Ча Ри1- 1/[2(п+ 1)ч) 0,94 0,53 0,96 0,35 0,92 0,36 0,94 0,27 0,91 0,28 0,92 0,22 0,89 0.23 0,91 0,18 0,87 0,19 0,89 0,16 0,86 0,17 0,87 0,14 0,84 0,15 0,86 0,13 0.83 0.13 0,84 0.12 0,81 0,12 0,83 0,11
Пркигча««е. Величины в индексом 1 откосятся к условиям света лопаря я неподакжиого шкваа. а с индексом 2 — в подвижного.
(вектор EF). На начальных стадиях проектирования массу стрелы
рекомендуется определять по следующим приближенным фор-
мулам:
Fp у эоводъеми о «ЭД
середы» «
1—3 .
4—8 .
9—15,
20—30 .
40—60.
60—90.
90—120
Майе» стрела*.
*. в аавноя-
мости
о» ей длявм I,
н
0,65(1—4.5)
0,080 (I — 4,5)
0,115(1—4,5)
0,165 (I — 4,5)
0,260 (I — 4,5)
0,360(1 — 4,5)
0,425 (1 — 4,5)
Разложение вектора CF на направление стрелы и топенанта
дает значения сжимающего осевого усилия в стреле CN и натяже-
ния топенанта NF.
В простейшем случае (для одиночного шкентеля без талей
и одиночного топенанта) можно зависать аналитические зависи-
мости:
— сжимающее усилие в стреле
р.-(«с+»^)4-+-5-; (4.4)
— натяжение топенанта
Т-(<в+»^.)5;^, (4.5)
где G — грузоподъемность стрелы; тс — масса стрелы.
Зависимости (4.4) и (4.5) показывают, что, во-первых, осевое
сжимающее усилие в стреле не зависит от угла наклона стрелы, а
определяется отношением Uh (чем выше расположен топенантный
блок, тем меньше усилие Ро) и, во-вторых, натяжение в топенанте
увеличивается с уменьшением угла наклона стрелы.
198
При графическом методе расчета стрелы-тяжеловеса (рис. 4.32)
также предварительно строится треугольник, вершины которого
соответствуют положению нока, шпора и топенантиого блока.
Расчетный угол наклона стрелы-тяжеловеса принимается равным
25°. Если лопарь грузового шкентеля сбегает не параллельно
топенанту, на линии АВ должно быть показано положение соот-
Рис. 4.32. Силовая диаграмма
стрелы-тяжеловеса.
Рис. 4.33. К определению истин-
ного значения натяжения в то-
левант-оттяжкак,
Г — суикариое аатяжеиае, мйдев-
воело силовой диаграмме; 7*п, Тя —
ватяжевве в правой в левой топе-
яаят-оттяжках: с,- о, — положения
направляющих шкивов топенаит-
оттяжек иа салвлге мачты; в —
угол поворота стрелы от ДП на
борт.
ветствующего отводного блока
(точка X).
Типичным для стрел-тяжело-
весов является передача усилий
иа ноковую вилку, поэтому из полюса силовой диаграммы (точ-
ка С) откладывается вертикально вниз вектор СМ, соответству-
ющий суммарной массе груза, ноковой подвески н половины
стрелы. Из точки М параллельно направлению лопаря строятся
векторы, равные натяжению лопаря при подъеме и опускании
груза ME и ME'. Величины суммарных векторов СЕ и СЕ'
представляют в виде компонент по направлениям вдоль стрелы и
топенанта. Силовая диаграмма показывает, что максимальное
сжимающее усилие в стреле возникает при подъеме груза, а на-
тяжение в топенанте оказывается большим при опускании груза.
При построении силовой диаграммы определяются также усилия,
действующие на оси всех блоков и узлы их закрепления. Для стрел,
оснастка которых выполнена с использованием топенант-оттяжек,
найденные по предложенной выше схеме усилия в топенанте дол-
жны быть распределены между его ветвями с учетом поворота стре-
199
лы от ДП к борту на предельный угол. Эта операция выполняется
с помощью обычных способов начертательной геометрии: поворо-
том плоскости получается проекция на плоскость, проходящую
через нок стрелы и топенантные блоки, после чего усилие в то-
пенанте, найденное по силовой диаграмме, распределяется между
ветвями топенант-оттяжек (рис. 4.33). Соотношение усилий в то-
пенант-оттяжках зависит от положения стрелы относительно ДП, по-
этому построения выполняются для нескольких положений стрелы.
Нахождение усилий при спаренной работе стрел начинают
с определения их расчетного положения (рис. 4.34). Нок люковой
Рис. 4.34. Схема расчетного по-
ложения стрел при спаренной
работе.
стрелы должен находиться над серединой длины обслуживаемой
зоны на расстоянии 1/4 ширины люка от дальнего продольного
комингса. Бортовая стрела должна обеспечивать требуемый вы-
лет, когда ее нок выходит за ближний поперечный комингс на
расстояние 1/5—1/4 длины люка (в зависимости от числа стрел на
люк). При определении траектории движения грузового гака не-
обходимо, чтобы угол между грузовыми шкентелями не превышал
120° (диаграмма, по которой строится траектория гака, приведена
на рис. 4.29).
Построение пространственной силовой диаграммы при спарен-
ной работе стрел весьма сложно и не обеспечивает необходимой
точности. Предпочтение отдается поэтапному графическому оп-
ределению усилий в стрелах и такелаже. Предварительно для комп-
лекта спаренных стрел строится схематический вид сверху
(рис. 4.35) и сечения плоскостями, проходящими через каждую
стрелу и ее топенант в том виде, как это показано на рис. 4.36.
Затем строится проекция на плоскость, в которой находятся
грузовые шкентели, и на ней задается положение гака, для кото-
рого должны выполняться расчеты.
Дальнейшие построения выполняются для случая, когда на
гаке находится единичный груз. Порядок определения усилий
следующий [531.
200
Строится параллелограмм сил в грузовых шкентелях
(рис. 4.37 *), для определения углов наклона шкентелей использу-
ется рис. 4.29. По данным рис. 4.37 и 4.35 вычисляются горизон-
Рис. 4.37. Схема сил в грузовых
шкентелях.
1 — шкентель люковой стрелы; 2 —
шкентель бортовой стрелы; <5 ?РУ*
ла гаке.
Рис. 4.36. Расчетное положение
алементов оснастки при спарен-
ной работе легких стрел.
/ — люковая стрела; 2 — бортовая
стрела.
Ряс. 4,38. К определению усилий в стрелах и оттяжках: а — для бортовой
стрелы; б — для люковой стрелы.
1 — люковая стрела; 3 — Аортовая стрела; 3 — шкентель.
тальные проекции сил, действующих на стрелы и оттяжки
(рис. 4.38). Следует обратить внимание на правильность выбора
места установки обуха оттяжки на палубе. Ситуацию, когда
Цифры на рас. 4.37—4.41 равна велнчиваи усилий в элеиентах оснастки.
201
в стреле возникает растягивающее усилие (рис. 4.39), нужно иск-
лючить. По известным значениям r„, rs, h„. л, Лв. б (см.
рис. 4,35 и 4.36) строят действительный наклон оттяжек
(рис. 4.40, а) и находят усилия в них.
По значениям натяжения в грузовых шкентелях на участке,
где они параллельны стрелам, значениям горизонтальных проек-
Рис. 4.39. Схема возянкновеипя растягивающих усмлжй в стреле прп
неправильном выборе точки крепления оттяжки.
1 — люковая огрела; 3 - бортовая стрела; Я — пкаятеяь.
Рис. 4.40. Истинное положение оттяжек и усилия в них.
1 — истинная Длина оттяжка люковой стрелы; 1 — истинная Длвяа оттяжки
бортовой стрелы.
иий усилий в оттяжках и шкентелях, вертикальным составляющим
усилий в шкентелях, силе тяжести стрел строятся замкнутые
многоугольники сил (рис. 4.40, б), из которых можно найти сжи-
мающие усилия в стрелах и натяжение в топенантах.
Найденные усилия используются в качестве критерия,
с помощью которого определяется допустимая грузоподъемность
стрел при спаренной работе. Необходимым условием при этом
является равнопрочность конструктивных элементов при одиноч-
ной и спаренной работе стрел.
202
Удобство графического метода в том, что он дает возможность
оценить роль каждого элемента оснастки в работе устройства и
проследить взаимное влияние их друг на друга. Все приведенные
выше графические построения обычно объединяются на сводной
диаграмме (рис. 4.41).
Из аналитических методов расчета наибольшее распростране-
ние получил метод Сольди. Для его применения необходимо иметь
Рас. 4.41. Сводная диаграмма усилий,
действующих на люковую стрелу (в) и
бортовую стрелу (б).
а — угол наклона стрелы; 0 — угол наклона
топенанта.
чертежи общего расположения ус-
тройства, по которым определяют
координаты конечных точек стре-
лы, топенанта, оттяжек и век-
тора натяжения шкентеля в координатной системе, начало которой
совпадает с ноком стрелы. Примем положительные направления
для осей х, у, z соответственно в нос, на правый борт и вниз.
Если обозначить длину стрелы, топенанта и оттяжек Z, £, г,
усилия в них Lo, Т, R, размеры их проекций на оси lx, tx, гх,
lv, tst то направляющие косинусы будут
м . ^z .
m‘x ~ I 1 m‘y Г' т1г— [ ’
^х * м .
m,x— t ’ mty----Г’ i ’
203
Проекции натяжения шкентеля на оси х, у, г равны суммам
проекций на те же оси усилий в стреле, топенанте и оттяжке
Gx = Lamix + Tmtx + Rmrs',
GB = + Tmtji +
Gi = Lami -|- Tint -J- Rmf.
* * J
(4.6)
Решая систему уравнений (4.6) методом последовательного
исключения неизвестных, находим полное значение усилий в от-
тяжке R и топенанте Т. Осевое сжимающее" усилие в стреле опре-
деляется как сумма силы Lc и натяжения в сбегающей ветви шкен-
теля (если она параллельна стреле) Ро = Lo + gG/i].
Используя аналитический метод решения, можно определить
характер изменения усилий в элементах оснастки при перемеще-
нии груза шкентелем. При проверке устойчивости стрела рас-
сматривается как длинный стержень, свободно опирающийся на
концах. Эйлерова нагрузка для такого стержня Ра = яа£///*,
где Е — модуль нормальной упругости материала стрелы; / —
момент инерции поперечного сечения (при отношении диаметра
стрелы к толщине стенки D/& = 35-е-40 можно приближенно счи-
тать I — ~ 6Daj .
Гибкость судовых стрел l = 2Zayr2/D обычно характеризуется
соотношением X > 110 при I/O >40, т. е. значение эйлеровой
нагрузки может использоваться в расчетах без поправок, учиты-
вающих отступление от закона Гука.
Для проверки устойчивости стрел вводятся понятия условного
и действительного запасов устойчивости.
Условный запас устойчивости вычисляется в предположении,
что диаметр поперечного сечения стрелы одинаков по всей ее длине.
Минимальный условный запас устойчивости стальных стрел ра-
вен пяти.
Форма некоторых стрел отличается от цилиндрической. Запас
устойчивости, вычисляемый с учетом изменения сечения по длине
стрелы, называется действительным запасом устойчивости. Для
цилиндрических стрел действительный и условный запасы устой-
чивости совпадают.
Формула определения критической сжимающей силы стрелы
с учетом отступления от цилиндрической формы, имеет вид Рк =
= kt (Е10/Р), где 10 — момент инерции поперечного сечения
в средней части стрелы; I — длина стрелы; — коэффициент,
зависящий от отношений IJI, и формы изменения сечения
по длине стрелы, здесь /0 — длина средней цилиндрической части
стрелы; Is — момент инерции поперечного сечения концевого
участка стрелы.
Для стрел, у которых сечение меняется ступенчато и по линей-
ному закону, значения коэффициента приведены в табл 4.12
204
Таблица 4.12. Значения
коэффициента kt для стрелы
с коническими участками
lo/L
0 0.2 03 0,6 0,8
0,1 5,01 6,32 7,84 9,14 9,77
0,2 6,14 7,31 8,49 9,39 9.81
0,4 7,52 8,38 9,10 9,62 9,84
0.6 8,50 9,02 9,46 9,74 9.85
0,8 9,23 9,50 9.69 9,81 9,86
Таблица 4.13. Значения
коэффициента для ступенчатой
стрелы с коническими переходами
lo/L
0r2 0,4 0,0 0.8
0,1 1,47 2,40 4,50 8,59
0,2 2,80 4,22 6,69 9,33
0,4 5,09 6,68 8,51 9,68
0,6 6,99 8,19 9,24 9,78
0,8 8,55 9,17 9,63 9,84
Рис. 4.42. К определению мо-
мента от внецентренного прило-
жения нагрузки.
и 4.13. Действительный запас устойчивости стрелы Рк/Р0 5= 4,5.
Напряженное состояние стрелы определяется сжатием и из-
гибом от собственной массы, внецентренного приложения сжимаю-
щего усилия и прогиба стрелы.
Момент от собственной массы стрелы
Л4, = gmcllk2, где /пс— масса стре-
лы; kz — коэффициент, учитывающий
форму стрелы, для цилиндрических
стрел йг = 8, для стрел с перемен-
ным по длине диаметром сечения
k2 = 7,5.
Момент от внецентренного при-
ложения сжимающего усилия воз-
никает в связи с тем, что составля-
ющие натяжения топенанта и усилия
на нижней скобе, направленные
вдоль стрелы, неравный приложены
на разном расстоянии (рис. 4.42).
Этот момент равен М2 Р02е2 —
= Рое- За счет прогиба стрелы под действием собствен-
ной массы образуется плечо, на котором действует сжимающая
сила. Возникающий при этом изгибающий момент вычисляется
по приближенной формуле
Л*8 = Л) i_po/p-’
где /о — прогиб под действием собственной массы,
, 5 gmcl°
'° 384 EI ’
Иногда для уменьшения действующего суммарного изгибаю-
щего момента специально создают дополнительный изгибающий
момент обратного знака. Этого можно добиться путем смещения
205
обухов на ноке стрелы (см. рис. 4.42),тогда на нон стрелы дейст-
вует дополнительный момент Л14 = Т'еа.
Максимальные суммарные напряжения, действующие в стреле,
можно определить по формуле
______J_ Г gmcf . Р » I р fo__________f'g 1
° ~ F IF Л, рв/ри 1 eaJ .
Знак момента, возникающего за счет эксцентриситета, может
меняться при изменении размеров обухов, установленных на ноке.
Допускаемые напряжения в металлоконструкциях грузовых
устройств устанавливаются Регистром СССР [65] и зависят от их
грузоподъемности:
Допу-
Грузе- екаемвв
подъемном*.. вапря-
I ження,
МГЦ
-<;5................. - . . . 0,4ат
10. -.................. 0,42о,
15.........................0,44а,
20 ........................ 0,46ат
' 25............. ........... 0,48ат
30.................... . . 0,50ят
40 . . . ............. 0,54а,
50.......-.................О,57ат
60- - .................. 0,59а,
>75 ....................... 0,60а,
Расчет стрел-тяжеловесов выполняется по рассмотренной выше
схеме расчета для одиночной стрелы. Особенности расчета, свя-
занные с наличием или отсутствием врезного шкива, и использо-
Рнс. 4.43. Конструкции стрел:
а — цилиндрическая; б ~ ци-
линдрическая с коническими
концами; в — ступенчатая ци-
линдрическая.
Рис. 4.44. Конструкция ступенчатого
переходного участка.
1 — загвутыб участок трубы; 2 — опорное
кольцо; J -- труба большего дкаметра;
4 — труба иевьшего диаметра.
ванием двойной основы грузовых талей, учитываются введением
соответствующих корректив. Специфичным для расчета является
необходимость учитывать крен и дифферент, если они превышают
соответственно 5 и 2°. Для этого рекомендуется определить пре-
дельно допустимые углы крена и дифферента при номинальной
грузоподъемности стрелы, которые должны иметься в инструкции
по эксплуатации грузового устройства.
206
Наиболее распространенные конструкции стрел показаны
на рис. 4.43. Изготовляют стрелы из бесшовных труб или листо-
вой стали. Обычно используется судостроительная углеродистая
сталь с о, = 2504-300 МПа, обладающая пластичностью н хоро-
шей свариваемостью.
Рве. 4.45. Комбинированная кон-
струкция переходного участка.
1 — конический оереиол; 3 — ступен-
чатый переход.
Конструкция стрелы должна отвечать следующим основным
требованиям:
— толщина стенки стрелы должна быть не менее 4 мм;
— отношение наибольшего диаметра стрелы к толщине стенки
должно быть равно 30—40;
— диаметр сечения стрелы у нока и шпора должен быть не
менее 0,65 диаметра в средней части;
— длина средней цилиндрической части стрелы переменного
сечения должна быть не менее 1/3 длины стрелы.
Рис. 4.46. Нок легкой стрелы
с вварными листовыми обухами (а)
я с литыми обухами (б).
Рис. 4.47. Нок стрелы-тяжеловеса.
1, 6 — распорки; 3 -- шкив; S — щека;
4 — ось} f - огрела; 7 — квит.
Цилиндрические стрелы используют при длине стрелы до 12 м,
цилиндрические с коническими концами — при длине > 12 м.
На практике встречаются также ступенчатые цилиндрические стре-
лы. Оформление ступенчатого переходного участка в конструкции
стрелы возможно с коническим участком или с опорными коль-
цами (рис. 4.44). Для уменьшения концентрации напряжений
угол наклона образующей конического переходного участка
должен быть не менее 15°. Если используется переходной учас-
ток с опорными кольцами, то разница в диаметрах сопрягае-
мых труб не должна превышать 40—50 мм. В таких конструк-
циях нет необходимости изготовлять переходные конические у час-
207
тки. Возможны конструкции стрел, в которых используются
конические и ступенчатые переходные участки (рис. 4.45).
Из двух вариантов конструкции нока легкой стрелы
(рис. 4.46) наиболее распространена конструкция с вварными
обухами как более технологичная. Торец нока закрывается за-
глушкой для предотвращения попадания воды. Нок стрелы-тя-
желовеса выполняют в виде вилки, где на общей оси закрепля-
ются направляющие шкивы грузового шкентеля и топенант-
талей (рис. 4.47). Ноки перекидных тяжеловесов представляют
собой более сложные конструкции (общее представление об их
Рнс. 4.48. Вилка шпора легкой стрелы (а) и шпор стрелы-тяжело-
веса (б).
устройстве может быть получено из рис, 4.22). В оснастке обычных
стрел-тяжеловесов часто используют врезные шкивы, которые ста-
вятся непосредственно на стреле на некотором расстоянии от нока.
Диаметр шкива принимают равным 12—15 диаметрам каната шкен-
теля. Потеря прочности стрелы в месте установки врезного шкива
компенсируется цилиндрическим накладным листом.
Шпор как легкой стрелы, так и стрелы-тяжеловеса выполняется
в виде вилки (рис. 4.48). Различие заключается в том, что обухи,
образующие вилку шпора тяжеловеса, ввариваются в прорези,
выполненные в корпусе Стрелы. Эго обеспечивает более надежное
соединение вилки шпора с трубчатой частью стрелы, чем в шпоре
легкой стрелы, где основание с приваренными обухами и распор-
кой вставляется в торец стрелы и обваривается по периметру.
Конструкция, на которую опирается шпор стрелы, должна
обеспечить возможность поворота стрелы относительно вертикаль-
ной и горизонтальной осей. Опорой легкой стрелы (рис. 4.49)
является башмак. В сварном башмаке опорный подшипник и под-
пятник соединены в одну деталь с помощью боковых вертикальных
планок и нескольких горизонтальных книц. Наружными кром-
ками планок и книц башмак приваривается к мачте.
208
Поворот вокруг вертикальной оси выполняется в помощью
штыря, пропущенного через опорный подшипник до подпятника.
В верхней части штыря имеется проушина, на которую одевают
Рис. 4.49. Опора легкой
стрелы.
i — боковая плавка] 3 —
кваца; 3 — штырь; 4 —
вилка шпора; S — уплотне-
ние; в — опорный подшип-
ник: 7 —• обойме отводного
блока; 3 стопорное коль-
цо; 9 — подаятянк; 30 —
горизонтальная ось.
вилку шпора. Диаметр штыря должен быть на 2—3 мм меньше
отверстий в подшипнике и подпятнике. В опорном подшипнике
предусматривается войлочное уплотнение. Верхняя часть штыря
может быть изогнутой (см. рис. 4.49) или прямой. В промежутке
между опорным подшипником и подпятником на штырь одевают
Рис. 4.50. Расчетная схема опоры легкой стрелы.
1,3 — опоры штыря.
обойму для направляющего блока и опорное кольцо. Кольцо
предотвращает выскакивание шпора из башмака при резких
динамических нагрузках на грузовой шкентель. Носок на высту-
пающей части обоймы отводного блока не дает блоку опуститься,
если в ходовом конце шкентеля нет натяжения.
Расчетная схема опоры легкой стрелы представлена на рис. 4.50.
По значению осевого усилия в стреле Ро и суммарному вектору
209
натяжения в шкентеле до отводного блока и после него выпол-
няется расчет штыря на изгиб и сжатие. Наибольшие нормаль-
ные напряжения
_ Mts ! Pt sin а
° “ OJd* + 0,78&Р ’
где d — диаметр штыря; Ро sin а — максимальное сжимающее
усилие; Мд — изгибающий момент на опоре /.
Рис> 4.5L Опора стрелы-тяжеловеса.
1 — подл ятя ни; 2 — стопоряое кольцо; 3 — опорный иодшвикик; 4 —
штырь; S — вилка шпора; f —« горизонтальная ось; Г — камень шпора;
й — камень подпятника.
Опорные реакции в проушинах башмака
l)cosa-/».(l I;):
= Ро-^-cos а 4- Ре-^.
Касательные напряжения при вращении штыря т =
= Л4,р/(0,24э), где ЛГтр —-момент сил от трения в опорах,
Мтр = 0,5pd (/?i + Rz) + 0,33pdPc sin a,
здесь p — 0,1 — коэффициент трения в проушинах башмака.
Горизонтальная ось, соединяющая вилку шпора и штырь,
может рассматриваться как свободно опертая балка с пролетом,
равным расстоянию между обухами шпора. На части пролета она
загружена равномерно распределенной нагрузкой, дающей в сум-
ме Л» Для такой балки расчетный изгибающий момент
210
где s, b — толщина обухов вилки шпора и расстояние между
ними; — толщина проушины шпора.
Особенностью расчетной схемы опоры стрелы-тяжеловеса
(рис. 4.51) является переменное по высоте сечение штыря и от-
сутствие силы Рс. Расчетным является только сжимающее усилие
в стреле.
Обух топенантного блока должен поворачиваться относительно
вертикальной оси одновременно со стрелой (рис. 4.52). Мачта или
Рис. 4.52. Конструкция обуха то-
пенактного блока.
1 — аертлпг; 2 — «ержявв подшапнкк;
S — уплотшвже; 4 — обух; S — ичж-
at П0ДШЖПН1К.
салинг в месте приварки
к ним вертлюга должны
обязательно подкрепляться.
Расчет прочности деталей вертлюга топенантного блока вы-
полняют по известному натяжению топенанта Т. Ось вертлюга
рассматривается как балка на двух опорах, загруженная в про-
лете равномерно распределенной нагрузкой интенсивностью Tjh
и сосредоточенным моментом ТВЬ, который можно условно счи-
тать приложенным в середине пролета. Тогда расчетный изгиба-
ющий момент Мши = TJ1I8 4- ТвЬ/2. Опорные реакции в под-
шипниках вертлюга = 0,5Тг + 7В (Ь/Я); /?2 = 0,577 —Т, (&//t).
В расчете необходимо учитывать трение оси вертлюга в опорах
Л1тр = pdR, отсюда получаются расчетные значения напряжений
__ । Тв
Опих — OiI(p -г 0.785^ ’
, __ ^тР
В ходе расчета прочности съемных и несъемных деталей стре-
лового грузового устройства часто приходится определять размеры
различных обухов (вилки шпора стрелы, обухов на ноке, обухов
крепления топенантного блока и т. д.). Обычно рассчитывают про-
211
ушину обуха (рис. 4.53) на растяжение o = Q/[s(2J?H— d)J,
где s — толщина обуха, и на смятие осм — Q/(sd).
Наибольшее местное напряжение находится по формуле Ляме
+ 0,25d*
О max = Осм _025if2 *
Для всех снастей такелажа стрелы применяются стальные
канаты. Канаты из растительных или синтетических волокон
служат только для талей оттяжек легких стрел при их одиночной
работе. В этом случае применяются канаты окружностью около
90 мм как наиболее удобные для работы вручную.
Для бегучего такелажа используются стальные канаты, изго-
товленные из оцинкованной проволоки с пределом прочности
1180—1770 МПа. Вязкость материала должна быть достаточной
для многократного пробегания канатов по направляющим шки-
вам. Число проволок в канате должно быть не менее 114. Не ре-
комендуется применять канаты с шестью и более органическими
сердечниками, поскольку при многослойной навивке на барабан
они сминаются под давлением верхних слоев. Для бегучего та-
келажа стрел в основном применяются следующие типы канатов:
(6x36) -j- 1 органический сердечник ЛК-Р», (6 X 19) + 1 орга-
нический сердечник ЛК-Р, (6 X 37) ~f- 1 органический сердечник
ТК. По роду свивки прядей применяют канаты как с точечным ка-
санием проволок (типа ТК), так и с линейным (типа ЛК). Реко-
мендуются канаты крестовой свивки, которые меньше раскручи-
ваются. Все канаты бегучего такелажа подбираются по значению
максимального усилия и коэффициенту запаса относительно раз-
рывного усилия.
Для обеспечения прочности канатов бегучего такелажа дол-
жно выполняться неравенство
RJF > k, (4.7)
где /?н — разрывное усилие каната в целом; F — наибольшее
натяжение в данной снасти (без учета динамических нагрузок);
k — коэффициент запаса, который задается в зависимости от гру-
зоподъемности стрелы [65] (табл. 4.14).
Таблица 4.14. Коэффициенты запаса прочности стальных канатов
относительно разрывной нагрузки
Снасть такелаж* Залас прочности при грузоподъемности,, т
<10 10—50
Шкентели, топенанты н тали от- ' тяжек стрел н кранов Вайты и штаги, мантыли оттяжек, хоитр оттяжки 5 4 4 3,5 3,5 3
212
Рис. 4.55. Гак легкой
стрелы.
4.54. Верт-
совиещен-
с противо-
Рис,
люг,
ный
весом.
В качестве расчетного натяжения F в выражение (4.7) для гру-
зового шкентеля подставляется натяжение в ходовом конце за
отводным блоком, для одиночного топенанта — натяжение на
участке между ноком и топенантным блоком, для топенант-талей
у стрел, имеющих три рабочих движения, — натяжение в ходовом
конце после топенантного блока.
Длина канатов снастей бегучего такелажа зависит от условий
их работы. При определении длины грузового шкентеля исходят
из того, что шкентель бортовой стрелы должен доставать до самых
удаленных участков трюма, шкентель люковой стрелы - до лих-
тера (в том случае, когда /Ж\
судно находится на плаву
с минимально допустимой
осадкой).
Длина топенанта обус-
ловлена тем, что стрела
может быть поставлена в
положение с минимальным
вылетом или опущена в по-
ложение, близкое к гори-
зонтальному. Во всех слу-
чаях нужно учитывать,
что на барабане лебедки
должно оставаться не ме-
нее четырех шлагов троса
во избежание передачи
усилия на узел крепления
троса к барабану. Для поддержания некоторого натяжения в шкен-
теле при отсутствии груза на гаке, предотвращения образования пе-
регибов и выскакивания троса из направляющих шкивов в состав
грузового шкентеля включается противовес. В последние годы
на легких стрелах цепные противовесы заменяются литыми или
коваными деталями, совмещающими функции противовеса и верт-
люга (рис. 4.54). У стрел-тяжеловесов обойма подвижных шкивов
создает требуемое натяжение, поэтому нет необходимости в ис-
пользовании противовеса.
Съемные детали оснастки грузовых стрел: гаки (рис. 4.55),
вертлюги, противовесы, скобы и т. и., рассчитанные на нагрузки
5—100 кН для легких стрел и 160—800 кН для стрел-тяжеловесов,
выбирают из числа серийно выпускаемых промышленностью.
§ 4.6. Грузовые мачты
В составе грузового устройства грузовые мачты служат для разме-
щения шкивов, предназначенных для проводки тросов бегучего такелажа стрел.
На мачте закрепляются детали, используемые в качестве опор для легких стрел.
Условия размещения этих элементов определяют форму и габариты мачт, а уси-
лия, передаваемые стрелами, являются исходными для расчетов прочности и
устойчивости мачт.
213
8
Рис. 4,56. Грузовые мачты: а — одиночная; б — Л-обраЗная; в — П-образиая
(портальная); г — V-обраЗная.
1 — ыачта; 7 — траверса; 3 — ванты; 4 — контр штаг; 5 — салинг; б — стен ь-контрштаг;
7 — стеньга; 3 — стеньштаг; 9 — стеяь-вавты; 19 — штаг; // — поворотная головка;
12 — консольный салинг.
214
По форме надпалубного строения мачта делятся иа одиночные, Л-образные,
П-образные (портальные) я V-обраэяые (рис. 4.56). Отличительным признаком
мачты является число опор в корпусе судна. Из-за сложности закрепления одно-
опорные мачты встречаются редко. Наиболее распространены двухопорные
мачты. Трехопорные мачта используются в том случае, когда одна из промежу-
точных палуб судна конструктивно слабее других. Влияние третьей опоры на
распределение усилий в конструкции мачты невелико и при составлении расчет-
ной схемы ею, иак правило, пренебрегают.
Высота мачты измеряется от самой верхней из палуб, через которые она про-
ходит. В устройствах, где имеется грузовая площадка, ее палуба используется
в качестве верхней опорной конструкции. Исключение представляют конструк-
ции, в которых площадка не влияет иа изгиб мачты в продольном и поперечном
направлениях. - ~
Рис. 4.58. Травер-
са, вакреллевиая
на вентиляцион-
ных колоннах.
Рис. 4.57. Схема
сечения Халлеиа.
Рис. 4.59. Схема пере-
дачи усилий на мачту.
Одиночная'мачта без салинга и траверсы применяется только на небольших
судах, поскольку на этих мачтах можно закрепить только две стрелы (по одной
в нос и в корму). Однако полное грузовое вооружение с одиночной мачтой воз-
можно, если на ней предусмотрены салинг и траверса, позволяющие разиестж
шпоры стрел и топенаитные блоки на 3—3,5 м от ДП. Большее расстояние между
шпорами легких стрел и между их топенантнымн блоками (до 10—12 м) может
быть получено на Л-образных и портальных мачтах. Угол наклона стержней
Л-образной мачты к вертикали составляет 15—25°, под палубой они распола-
гаются вертикально. Угол наклона каждой колонны V-образной мачты к верти-
кали 16—18е.
Основные размеры мачт — высота от палубы до салинга, отстояние тра-
версы от палубы, длина траверсы и салинга, определяются при расчете длины
стрел на условий одиночной и спаренной работы. Форма сечения стержня мачты
обусловлена ее конструктивными особенностями. Так, для одиночной мачты,
не раскрепленной стоячим такелажем, наиболее целесообразным будет кольцевое
сечение, обеспечивающее одинаковую изгибную жесткость в любом направлении.
Для Л-образных и портальных мачт характерны более сложные варианты сече-
ний — прямоугольные, эллиптические, Халлеиа (рнс. 4.57).
Соотношение между наружным диаметром DH мачты и толщиной ее стенки 6
выбирается из условия обеспечения требуемых моментов инерции и сопротивле-
ния. Правила Регистра СССР [65] ограничивают максимальный диаметр при
заданной толщиве: DH = 10006/(25 — 6) при 6 15 мм и Dg = 1006 при 6 >•
> 15 мм. В реальных конструкциях отношение £>н/6 меняется в пределах 50—80.
Приведенные выше значения относятся к сечению мачты иа уровне верхней
опоры. У салинга диаметр мачты может быть уменьшен на 30—40 %, а толщина
стенки на 25—30 %. Минимальная толщина составляет 5 мм для участков мачт,
215
находящихся в закрытых подпалубных помещениях или имеющих доступ внутрь,
и 6,5 мм для открытых участков или используемых для вентиляции.
Траверсу устанавливают на высоте не менее 2,5 м от палубы. Выполняют
ее обычно в виде замкнутой коробчатой балки, опирающейся своими концами
на специальные стойки или на вентиляционные колонны (рис. 4.58). Таи как
башмак для крепления шпора стрелы и топеяантный блок должны находиться
на одной вертикали, то длина салинга должна быть равна длине траверсы. На оди-
ночных и Л-образных мачтах салинги обычно имеют коробчатую конструкцию,
на портальных — преимущество отдают фермам. На V-образных мачтах салинг
выполняют консольным. Леерное ограждение на салинге обеспечивает безопас-
ность работ по установке и обслуживанию топенангных блоков, походному креп- I
лению стрелы и т. д.
Основные нагрузки, воспринимаемые мачтами, связаны с работой грузовых
стрел. Схема усилий при одиночной работе стрелы показана на рис. 4.59. В опор-
ном сечении мачты (точка Л) на конструкцию действует сжимающая сила Q =
= Тв + Ров + в и изгибающий момент
M —TF (Лс -f- Лт) Р<цАт + РС. Г^Т + УВЙ1 + В®!’ 0-8)
где Тв, Рдв — вертикальные составляющие натяжения в топенанте и сжимающего
усилия в стреле; Рс_ g — вертикальная проекция усилия, действующего ва ось
отводного блока; ТР, Рог, Рс. г — горизонтальные составляющие соответству-
ющих усилий; kr — высота шпора стрелы над верхней палубой; hc — возвыше-
ние салинга над траверсой; ег, — отстояние от оси мачты точек крепления
топенантного И отводного блоков.
Изгибающий момент, связанный с эксцентриситетом приложения усилий Т |
и Рс, оказывается незначительным, в большинстве случаев нм пренебрегают. [
Аналогичным образом находят значения изгибающего момента для других сече-
ний. При установке только легких стрел расчетным может оказаться момент
в сечении непосредственно над траверсой. По найденным величинам изгибающих
моментов и сжимающих усилий конструкцию мачты проверяют на прочность и
устойчивость. Как правило, для мачт, не подкрепленных стоячим такелажем,
при проектировании металлоконструкции определяющими будут условия проч-
ности.
В случае подкрепления мачты снастями стоячего такелажа распределение
воспринимаемых усилий между мачтой и канатами такелажа зависит от соотно-
шения жесткостей. Для мачты, опирающейся на две опоры и имеющей одинако- 1
вое сечение по высоте, жесткость, Н/см, Вычисляют по формуле
А
3EI
X »М >
где £ — модуль упругости материала мачты; ///см8; I — момент инерции попе-
речного сечения, саг; /ы — длина стержня мачты на участке от верхней палубы
До точки крепления снастей стоячего такелажа, см; п — расстояние между опо-
рами на палубах, см.
Жесткость сиастн, Н/см,
£тр<в cos4 <р
Ае --------------
/с
где £тр — модуль упругости каната, из которого выполнена снасть, Н/см4;
со — площадь поперечного сечения каната, сма; — длина каната, см; <р — угол
наклона снасти к горизонту, град (рис. 4.60).
По известным значениям жесткостей можно найти долю усилия, приходя-
щегося на мачту JVM и на снасть Д/о,
где N — горизонтальная составляющая внешнего усилия.
216
Зная усилие, найденное по формуле (4.9), можно определить натяжение,
действующее в снасти, Тс = ATc/cos ф.
Если направление действия внешней силы составляет с плоскостью, прове-
денной через ось мачты и снасть, некоторый угол ф, то жесткость можно найти
ио формуле
. Etp со cos1 п> .
Ас = р 5------- cos ф.
•с
Суммарная жесткость нескольких снастей стоячего такелажа находится
с помощью графических построений. Так, для одиночной мачты, подкрепленной
с каждого борта тремя вантами, строится положение вант в плане (рис. 4.61).
На продолжении линии, отражающей положение ванты, за точкой пересечения
этой ливни с осью мачты строят окружность, диаметр которой соответствует
Рис. 4.60. К определению жесткости
снасти стоячего такелажа.
Рис. 4.61. Диаграмма суммарной жест-
кости вант.
в заданном масштабе жесткости данной ванты. Суммарная жесткость вант одного
борта может быть найдена суммированием хорд, полученных пересечением окруж-
ностейлинией, совпадающей с направлением действия внешнего усилия. Очевидно,
что каждая ванта передает на мачту сжимающее усилие Тс_ в = Nc tg ф созф.
Мачты, раскрепленные стоячим такелажем, проверяются на устойчивость.
Штаги и контрштаги расположены обычно более полого, поэтому их влияние
на величину сжимающего усилия в стреле не столь значительно. Тем не менее
в каждом конкретном случае необходимо это влияние оценивать.
При определении расчетной величины и направления внешней нагрузки
анализируются все возможные положения стрел. Дальнейшие расчеты выпол-
няют имея ввиду самые неблагоприятные условия загрузки той или иной кон-
струкции мачты или снасти. Иногда необходимо выполнить проверку мачты на
прочность при кручении. Для одиночной мачты с четырьмя легкими стрелами
максимальный крутящий момент будет соответствовать положению одной легкой
стрелы для работы в нос с одного борта и другой в корму от мачты с другого
борта.
Снасти стоячего такелажа изготовляют в большинстве случаев из стального
каната с одним органическим сердечником. Реже для этой цели используют спи-
ральные канаты или прутковую сталь. Требуемое разрывное усилие определяют
по максимальному действующему натяжению с учетом коэффициента запаса,
задаваемого Правилами Регистра [65].
В составе каждой снасти должен быть предусмотрен винтовой талреп для
обеспечения некоторого начального натяжения, без которого участие снасти
в работе мачты не будет эффективным. Закрепляют канаты, нз которых изготов-
лены снасти, на обухах, устанавливаемых на мачте или салинге и на фальш-
бортах.
217
$ 4.7. Типы судовых грузовых кранов
За последнее время появились принципиально новые
конструкции палубных кранов, а у кранов традиционной конструк-
ции заметно возросла грузоподъемность, в качестве приводов
стали использоваться новые механизмы.
По способу закрепления на судне краны делятся на стационар-
ные и перемещающиеся. По конструктивным признакам разли-
чают краны следующих типов;
— полноповоротные, стрелы которых изменяют угол наклона
и поворачиваются вместе с корпусом крана вокруг вертикальной
оси на любой угол;
— портальные с выносными консолями, у которых грузозах-
ватный элемент перемещается по верхней части портала и вынос-
ным консолям;
— портальные с грузозахватным элементом, который переме-
щается только по вертикали; перемещение груза возможно также
за счет движения всего портала.
Схемы расположения на судах полноиоворотных кранов
приведены на рис. 4.62. Основные характеристики кранов этого
типа даны в табл. 4.15. Одиночные стационарные краны, устанав-
ливаемые в ДП, рекомендуются на судах шириной до 20—22 м.
При больших размерах судна достаточный вылет конструкции
может быть обеспечен только за счет ее значительного усложнения.
При использовании стационарных кранов, расположенных
между люками и бортом, обеспечение требуемого вылета стрелы
за борт не вызывает трудностей. Длина стрелы определяется
условиями приема груза в любом месте просвета грузового люка.
Эта схема требует двойного количества кранов, что увеличивает
стоимость устройства. Предположение об увеличении скорости
выполнения грузовых работ за счет проведения их на оба борта
оказалось несостоятельным. По требованиям техники безопасности
запрещается вносить груз в просвет люка, если там работают люди.
А такая ситуация неизбежно возникнет при работе двух кранов
на один люк. Тем не менее неподвижные краны по бортам довольно
часто используются на транспортных судах больших размеров.
В схеме, показанной на рис. 4.62, в, краны перемещаются
по направляющим, установленным на верхней палубе вдоль пре-
дольных комингсов люков. Для обеспечения требуемого вылета
стрелы необходима такая же длина, как и для стрел стационарных
кранов в ДП. При этом число кранов на судне может быть меньшим,
чем число трюмов. Это обусловлено тем, что при выполнении гру-
зовых работ число технологических линий меньше числа трюмов,
Рис. 4.62. Слемы судового грузового устройства с полиоповоротными кранами;
а — стационарные краны в ДП; б — стационарные краны по бортам; в — про-
дольно перемещающиеся; г —- поперечно перемещающиеся; д — продольно пере-
мещающийся портал с поперечно перемещающимся краном; е — спаренные.
218
21'J
Таблица 4.15. Основные характеристики полноповоротиых палубных кранов
с электрогидравлическим приводом
Грузе* подъеи- HQCTb, т Вылет стрелы крана, м Максимальная скорость Подъема, м/с Время изменения вылета, с Скорость полорота крана, об/мин
макси- мальный мини- мальный груза гака
1.6 10 12 14 2.5 0.7 1,4 15 19 28 1,5
3,2 10 12 14 2,5 0,9 1.8 15 19 . 23 1,6
5,0 14 16 18 2.5 0.9 1.8 23 27 31 1,8
8.0 14 16 18 20 2,5 2,5 2,5 3,0 0,7 1.4 23 27 31 34 1.6
12,5 18 20 22 2.5 2,5 3,0 0,6 1.2 39 43 48 1.2 1,2 0,9
16,0 18 20 22 25 3.5 3,5 3,5 4.0 0,42 0,84 36 41 45 58 1,0 1,0 0,9 0,9
Прки«яанно. На базе приведенных кранов выпускаются спаренные краны грузоподъемностью 16. 25 в 32 т.
поскольку большое скопление людей и техники на причале отри-
цательно сказывается на производительности грузовых работ.
Поперечно перемещающиеся краны применяются крайне редко,
так как неизбежное уменьшение длины люков увеличивает раз-
меры подпалубных карманов и снижает скорость выполнения гру-
зовых работ. Кроме этого уменьшается площадь палубы, на кото-
рой может быть размещен груз.
Практически лишены этих недостатков поперечно перемеща-
ющиеся краны, установленные на порталах с продольным переме-
щением (рис. 4.62, <?). Однако весь грузовой комплекс в этом слу-
чае конструктивно усложняется.
220
В последнее время все большее распространение получают
спаренные краны (рис. 4.63), устанавливаемые на поворотной плдт-
форме. Каждый из кранов также может поворачиваться вокруг
вертикальной оси. Угол поворота каждого крана не превышает
200°. Предусматриваются меры, исключающие контакты кранов
при раздельной работе. При спаренной работе кранов (на один
Рис. 4.63. Спаренные краны
иа поворотной платформе.
Рис. 4.64. Общее расположе-
ние деталей и механизмов
полноповоротного крана.
2 — опорная плита; 2 — грузо-
вая лебедка; 3 — дверь; 4 — то-
пенантвая лебедка; 5 — направ-
ляющие шкивы топенанта; 6 —
головка корпуса; 7 — направ-
ляющие шкивы грузового шкен-
теля; 8 — кабина крановщика;
5 — стрела; 20 — механизм поворота; 11 — ведущая шестерня; 12 — корпус; 13 —
цапфа; 14 — упоры стрелы.
груз) управление осуществляется с пульта одного из кранов (ко-
торый называется ведущим). Грузовые шкентели кранов объеди-
няют на общей траверсе. При спаренной работе краны не повора-
чиваются относительно платформы, а перенос груза в горизонталь-
ной плоскости выполняется поворотом платформы или одновремен-
ным изменением вылета обоих кранов. Грузоподъемность кранов
при спаренной работе почти вдвое превышает грузоподъемность
одного крана.
Схема общего расположения деталей и механизмов полнопово-
ротного крана приведена на рис. 4.64. Кран смонтирован на опор-
ной плите. Внутри корпуса, выполненного в виде усеченной
22t
многогранной пирамида, размещены грузовая н топенантная
лебедки. В верхней части корпуса на головке расположены шкивы
для запасовки канатов топенанта н грузового шкентеля. Стрела
закрепляется с помощью цапф, расположенных на корпусе крана.
Этим обеспечивается поворот стрелы вместе с корпусом и ее нраще-
ние в вертикальной плоскости. Для облегчения монтажа шпор
Стрелы выполняется разъемным (рнс. 4.65).
Форма стрелы выбирается в зависимости от грузоподъемности
крана. Конструкция, показанная на рис. 4.66, характерна для
кранов грузоподъемностью 3—5 т. При грузоподъемности 10—
20 т чаще встречается стрела, выполненная из двух балок, соеди-
—j- л
Рис. 4.65. Разъемная опора стрелы. II ] \\
Рис. 4.66. Стрела крана малой гру- /У // И
эоподъемности. ]Г ц // 11
Ряс. 4.67. Стрела крана средней М И II I П
грузоподъемности. U | и и" “I” ’ U
ценных перемычками (рис. 4.67), При большей грузоподъем-
ности каждая из продольных балок стрелы изготовляется в виде
ферменной конструкции.
На ноке стрелы устанавливаются направляющие шкивы для
запасовки грузового шкентеля и топенанта. Число таких шкивов
меняется от одного до шести в зависимости от грузоподъемности и
схемы оснастки.
Упор, ограничивающий максимальный угол подъема стрелы,
необходим только при использовании тросового топенанта (так
называемый гибкий подвес стрелы). Если для изменения угла
наклона стрелы применяется гидравлический привод (рис. 4.68),
то упор, ограничивающий угол подъема стрелы, может не устанав-
ливаться. При применении гидроцилиндров изгибающий момент
в стреле оказывается весьма значительным, однако такое конст-
руктивное решение упрощает конструкцию корпуса крана.
В стенках корпуса крана находятся одна или две двери для
обеспечения доступа внутрь него с целью обслуживания и ремонта
механизмов. Для обеспечения безопасного обслуживания, ос-
мотра и профилактики внешних узлов и деталей на корпусе Дол-
жны быть предусмотрены специальные площадки с комингсами
и леерным ограждением.
Кабина оператора устанавливается на корпусе над стрелой для
обеспечения хорошего обзора. Рама переднего окна кабины должна
222
быть открывающейся и позволять протирку наружной стороны
стекла из кабины. В состав оборудования кабины крана также вхо-
дят снегоочистители и обогреватели смотрового стекла; приборы
освещения кабины и пульта управления; кресло, положение кото-
рого может регулироваться; приборы отопления и вентиляции;
солнцезащитный козырек. Существуют краны, на которых преду-
смотрена малогабаритная установка кондиционирования воздуха.
Опорные конструкции н детали привода поворота стационар-
ных кранов обычно объединяются. В схеме, приведенной на
рис. 4,69, основой узла крепления является неподвижная колонна
цилиндрической формы, которая доходит до второй палубы (на
однопалубных судах — до настила второго дна). Внутри колонны
размещаются опорный и опорно-упор-
ный подшипники. На верхнем торце
колонны устанавливается зубчатый ве- ( \
нец, пробегая по которому, ведущая [
шестерня обеспечивает поворот крана
относительно вертикальной оси. Вра- _______
щающаяся часть крана имеет баллер, |
который передает вертикальные и гори-
зонтальные усилия на соответствующие Рис- 4.68. Гидропривод иэме-
корпусные конструкции через подшип- неиня вылета стрелы.
ники колонны. Баллер изготовляется
полым. Внутри него находятся кабели для подачн электроэнергии
к механизмам крана. Описанный вариант крепления пригоден
только для стационарно закрепленных кранов.
Более универсальной является схема установки крана на па-
лубном фундаменте с креплением корпуса крана непосредственно
к опорно-упорному подшипнику (рис. 4.70). Подшипник состоит
из наружного кольца, закрепляемого с помощью болтового соеди-
нения к верхнему фланцу палубного фундамента. Две части вну-
треннего кольца соединены тремя специальными шпильками,
выступающие части которых входят в отверстия в опорной плите
крана, что и обеспечивает точную установку крана на подшипник.
Опорная плита поворотной части крана соединяется с внутренним
кольцом подшипника, собираемым нз двух частей. По внешней
стороне наружного кольца подшипника устанавливается зубча-
тый венец механизма поворота крана. Механизм поворота крана
выполняется аналогично показанному на рис. 4.69.
Рассмотренная конструкция (см. рис. 4.70) отличается компакт-
ностью и может быть использована в любой из схем, показанных
на рис. 4.62.
В состав бегучего такелажа крана входят грузовой шкентель
и топенант. Выбор схемы оснастки состоит в размещении направ-
ляющих шкивов и определении их числа. Подвижные шкивы шкен-
теля и топенанта крепятся на одной оси на ноке стрелы. При опре-
делении места установки неподвижных шкивов на головке корпуса
необходимо исключить возможность провисания топенанта, что
223
может вызвать выход каната топенанта из желоба направляющего
шкива, его заклинивание и разрыв. Поэтому обязательным явля-
ется расчет натяжения в топенанте для некоторых значений угла
наклона стрелы. Если при каком-либо наклоне стрелы натяжение
в топенанте отсутствует, положение неподвижных шкивов меня-
ется и расчет повторяют.
Обычно отношение возвышения топенантного блока над шпо-
ром стрелы к длине стрелы принимается близким к 0,35. Умень-
шение этой величины приводит к значительному возрастанию
сжимающего усилия в стреле и
увеличивает ее массу. Отстояние
топенантного блока от вертикали,'
Рис. 4.70. Крепление крана на па-
лубном фундаменте.
/ — фундамент; 2 — опорно-упорный
подшипник; 3 — зубчатый венец; 4 —
корпус крана.
Рис. 4.69. Крепление Крана
на неподвижной колонне.
1 — опорно-упорный подтип-
ннк; 2 — опорный подшипник;
3 — зубчатый венец; 4 — кор-
пус крана; 5 — ведущая ше-
сгерня; 6 — баллер; 7 — ко-
лоннах
проходящей через шпор стрелы, должно быть таким, чтобы при мини-
мальном вылете стрелы угол между осью стрелы и топенантом соста-
влял б—8°. При работе судовых палубных кранов оператор значи-
тельную часть времени не видит груза, находящегося на гаке. Во из-
бежание ударов груза о палубу или причал целесообразна такая
оснастка грузового шкентеля, которая обеспечит горизонтальное
перемещение груза при изменении наклона стрелы. С этой целью
канат грузового шкентеля пропускается через так называемый
уравнительный полиспаст.
Допускаемое отклонение груза от горизонтали обычно состав-
ляст 0,035 (йотах — йт1п), где — вылет стрелы при ее горизон- I
тальном положении; bwla — вылет стрелы при ее подъеме на пре-
дельно допустимый угол.
На рис. 4.71 приведены наиболее распространенные схемы за- |
пасовки грузового шкентеля и топенанта. Варианты оснастки, по-
казанные на рис, 4.71, а, в, д, не обеспечивают горизонтального
перемещения груза при изменении вылета стрелы. В остальных
схемах грузовой шкентель проходит через уравнительный поли-
224 ||
спаст Схемы на рис. 4.71, г, е, близки по конструкции. Разница
заключается в том, что в схеме рис. 4.71, е на головке корпуса
крана приходится размещать две группы неподвижных шкивов
на некотором расстоянии одну от другой.
Оснастка, показанная на рис. 4.71, б, хуже других, так как
грузовой шкентель проходит через семь шкивов, что приводит
к существенному росту натяжения в ходовом конце шкентеля.
Запасовку грузового шкентеля по схеме рис. 4.71, е применяют
только там, где шкентель имеет двойную основу. Распределение
Ряс. 4.71. Схемы запасовки грузового шкентеля и топенанта пол-
ноповоротного крана.
нагрузки на два ходовых конца позволяет применить канаты мень-
шего диаметра. Эта схема запасовки канатов встречается довольно
часто на кранах средней и большой грузоподъемности.
§ 4.8. Расчет судовых грузовых кранов
Положение блоков шкентеля, удовлетворяющее усло-
вию горизонтального перемещения груза при изменении вылета
стрелы, может быть найдено из условия сохранения высоты груза
при максимальном н минимальном вылете стрелы (рис. 4.72)
/а = ;
. ______,_________________________ (4.10)
Za - -1-1 sin a = V fl +12 - 2ZtZ cos (90° - аш - ₽),
где I - длина стрелы, м; a — угол наклона стрелы, град; т —
число ветвей грузового шкентеля между неком стрелы и обоймой
шкивов на головке корпуса; /х — расстояние от шпора стрелы до
осн шкивов грузового шкентеля на головке корпуса, м; Z« — рас-
fl Александров М Н к др 225
Рис. 4.72. К определению положе-
ния направляющих шкивов грузо-
вого шкентеля.
стояние между осями шкивов грузового шкентеля на ноке стрелы
и головке корпуса, и; 0 — угол между вертикалью и линией,
соединяющей шпор стрелы и блок грузового шкентеля на головке
корпуса, град.
Система уравнений (4.10) записана для схемы запасовки гру-
зового шкентеля, приведенной На рис. 4.71, г. Исключив из урав-
нений (4.10) lit получим
— Slflcos (90° — 0) “(slna =
-/4 + Г- 21.1 COS(90° - «ПИХ — ₽)
Зная расстояние 4, методом подбора определяют значение угла
Р и находят необходимое положение оси шкивов грузового шкен-
теля на головке корпуса. Далее
проводится проверочный расчет
положения груза для нескольких
промежуточных значений угла
наклона стрелы.
Канат для грузового шкентеля
подбирается по его разрывному
натяжению Трая = k (G + Р^1т]я,
где G — усилие, соответствующее
грузоподъемности стрелы, Н; Ра—
сила тяжести ноковой подвески,
Н; т] — КПД шкива, т] = 0,93-г
4-0,95 для шкивов с подшипни-
ками скольжения, т) = 0,98 для
шкивов с подшипниками качения; я — число шкивов в принятой
схеме запасовки грузового шкентеля; k — требуемый коэффициент
запаса, который задается Правилами Регистра СССР в зависи-
мости от грузоподъемности крана.
На последующих стадиях проектирования для выбора каната
грузового шкентеля можно воспользоваться более точной форму-
лой, учитывающей динамические явления,
Лша = g (т, 4- /ли) ф ,
ч
где Fmax — максимальное натяжение в грузовом шкентеле, Н;
тг — масса груза, кг; ти — масса ноковой подвески, кг; ф —
коэффициент, оценивающий влияние динамического приложения
нагрузки на натяжение шкентеля [65].
По найденному значению максимального натяжения Fmax
с учетом требуемого коэффициента запаса по отношению к раз-
рывному усилию выбирают канат для грузового шкентеля. Диа-
метр направляющих блоков, мм, который измеряется по дну ка-
навки блока, вычисляют по правилам Гостехнадзора [61 ] по
формуле D6n = dK (е — 1), где dx — диаметр каната, мм; е — ко-
226
эффициент, для грузоподъемных механизмов, работающих в лег-
ких условиях, е—16, в средних е—18, в тяжелых е—20, в весьма
тяжелых е = 25 (условия работы судовых палубных кранов
принято относить к весьма тяжелым).
Схема распределения усилий в такелаже крана, приведенная
на рис. 4,73, построена для оснастки по схеме рис. 4.71, е. Пере-
ход к другой схеме эапасовки канатов бегучего такелажа выпол-
няется с помощью простых графических построений и не вызывает
затруднений.
Натяжение топенанта оп-
ределяется из уравнения мо-
ментов сил относительно шпо-
ра стрелы (см. рис. 4.73)
—2Tt sin ys — 2F (/ sin ух +
+ R) — F (I sin ?! — /г) +
Ч- F (I cos а 4- R) +
+ PckJ cos а — 0, (4.11)
где Т — натяжение топенан-
та, Н; F — сила тяжести
груза и исковой подвески,
Н; R — радиус блока, м;
Рис. 4.73. Схема распределения усилий
в такелаже крана.
Ра — сила тяжести стрелы,
Н; ki — коэффициент, учи-
тывающий отстояние центра
чальной стадии проектирования можно принять Ах = 0,5.
Величины углов yt и ?а определяются в зависимости от вели-
тяжести стрелы от шпора, на на-
чины угла а из ДОВС и ДОЛ С, соответственно (см. рис. 4.73).
По теореме синусов из Д ОВС получим
ОД
sinyx
I
sin(I80“ —(90е—а —0)—yd *
Примем а + Р 9, тогда после соответствующих преобра-
зований
_ cos 6
tgTl== Т/бй-ataO-
Аналогично, из Д ОАС при 0Х = а —
.. cos Of
tgT1“ i/ОД—sinV
После некоторых преобразований уравнение (4.11) приводится
к виду
jt = F f сода о slnyi \ , , Ро cos а
= ”5\siny1 ° sin у, / ‘ 2 sinyt ’
При принятых соотношениях длины стрелы и расстояния
между шпором и осями блоков натяжение в топенанте может
»• 227
достигать максимального значения как в нижнем, так и край-
нем верхнем положениях стрелы. В связи с этим принято строить
график изменения натяжений топенанта в зависимости от угла
наклона стрелы. Построение такого графика позволяет также оце-
нить вероятность появления слабины в топенанте. К статическому
натяжению топенанта нужно добавить инерционную нагрузку
от торможения стрелы при изменении ее вылета и ветровую на-
грузку. Динамическая нагрузка при торможении стрелы зависит
от скорости изменения вылета, времени торможения и момента
инерции стрелы. Если оснастка стрелы не обеспечивает горизон-
тального перемещения груза при изменении вылета, в расчетах
должна учитываться инерционность груза.
Для стержней большой длины, к которым относится стрела
крана, момент инерции вычисляется по формуле
/ — -у (г) -|- г/а fj), (4.12)
где Гц rt — отстояние концов стержня от оси вращения, м.
Для стрелы ось совпадает с одним концом стержня. Разделив
массу стрелы на две составляющих — равномерно распределен-
ную по длине стрелы массу металлоконструкции и массу
нока Ря, получим
I — 1 я f /2
з g “г g ‘
Зная максимальный угол наклона и время изменения
вылета ilr определим угловую скорость стрелы — ага.т/(360^).
Задав время торможения it и приняв изменение скорости нока
линейным, определим момент при торможении = /лп^ЗО^).
Следовательно, в топенанте возникает добавочное усилие 7\ =
= sin yj.
Ветровая нагрузка определяется в соответствии с требова-
ниями [65]. Удельное давление ветра на стрелу и груз прини-
мается равным 400 Н/ма. За расчетную площадь парусности при-
нимают площадь, соответствующую рекомендациям Правил Ре-
гистра СССР.
Площадь груза, если она не оговорена в задании на проектиро-
вание, принимается равной 2 ма/т при грузоподъемности крана
до 2 т и 1 ма/т при грузоподъемности крана Юти более. Проме-
жуточные значения площади груза определяются линейной ин-
терполяцией.
При определении усилия в топенанте интерес представляет
ветровое давление в продольном направлении при минимальном
вылете стрелы, создающее момент ЛГа = (pSJ/2) sin где р —
ветровое давление, р = 400 Н/ма; S3 — площадь парусности
стрелы н груза, ма. Добавочное усилие в топенанте Та —
— sin yj. Максимальное усилие в топенанте с учетом всех
нагрузок Гт» = Т 4- Тг + Tt. В дальнейших расчетах топе-
223
нанта следует иметь в виду, что при а = 0 ветровое давление
в натяжении топенанта отсутствует.
Схема нагрузок, действующих на стрелу, приведена на
рис. 4.73. Рассмотрим порядок определения отдельных состав-
ляющих внешних усилий, действующих на стрелу.
Суммарная нагрузка, передаваемая на стрелу грузовым шкен-
телем и топенантом, определяется для крайних положений стрелы
по формуле
Ро == tilFшах COS COS у> —1“ Fшах sin сс,
где т — число ветвей грузового шкентеля между ноком и голов-
кой корпуса крана; mj — число ветвей топенанта.
Поперечная нагрузка, действующая на нок стрелы, склады-
вается из трех составляющих.
Динамическая сила торможения при повороте крана, которая
вызвана массами стрелы и груза,
(413)
где I — момент инерции стрелы 1см. (4.12)], кг-м*; пл—'Ско-
рость поворота крана, мин-1; — время торможения при пово-
роте, с.
Усилие, возникающее при отклонении шкентеля от плоскости
блока (например, при крене судна), Gv = G sin -v, где v— угол
между направлением шкентеля и плоскостью блока.
Ветровая нагрузка, действующая на груз в продольном на-
правлении,
FB = S^, (4.14)
где St — площадь парусности груза, м1. Поперечная ветровая
нагрузка Ft определяется так же, как продольная ветровая на-
грузка.
По известным усилиям уточняются конструктивные размеры
стрелы. Учитывая, что стрела представляет собой сжатый стер-
жень, необходима проверка ее устойчивости. Для заданных в пер-
вом приближении размеров поперечного сечения стрелы опреде-
ляют площадь сечения, моменты и радиусы инерции относительно
главных осей симметрии.
В соответствии с требованиями Правил Регистра СССР про-
верка на устойчивость стрелы производится по формуле
а = N/S < ф 1п], (4.15)
где N = PJ2 — продольная сжимающая сила, кг; S — площадь
поперечного сечения укосины стрелы, см1; [о] — допускаемые
напряжения, принимаемые в зависимости от грузоподъемности
в пределах (0,44-0,6) ат.
Значения коэффициента <р даются (65] для стрел из различ-
ных материалов в зависимости от характеристик гибкости X,
т. е. отношения расчетной длины к радиусу инерции поперечного
229
сечения, Л — /РД, где /р — расчетная длина стержня, !р ® рГ0;
4 — длина стержня между опорами, принятыми к расчету; р =*
® '/Х/Лф» здесь Ра — эйлерова сила одиопролетного стержня
с шарнирными опорами на концах и постоянным сечением; Ркр —
критическая эйлерова сила данного рассматриваемого стержня,
определяемая методами строительной механики.
Значения коэффициента р для наиболее распространенных
вариантов расчетных схем приведены в Правилах Регистра СССР.
При расчете Р3 и Ркр считается, что материал стрелы в процессе
деформации меняет свои свойства в соответствии с законом Гука
Рис. 4.74. Схема проверки
устойчивости стрелы (а) я
нижней части укосины (б).
Рис. 4.75. Расположе-
ние элементов опоры
стрелы.
В процессе проектирования следует предусматривать вероят-
ность возникновения нескольких вариантов потери устойчивости
всей стрелы или ее отдельных участков. Для конструкции, пока-
занной на рис, 4.74, проверяют три варианта внешних нагрузок
и участков стрелы, которые могут потерять устойчивость:
— устойчивость всей стрелы под действием сжимающего уси-
лия при минимальном вылете; в этом случае lp — I, расчетная
схема соответствует показанной на рис. 4.74, а; влияние попереч-
ных распорок на устойчивость исключает возможность ее потери
в плоскости хОу;
— устойчивость части стрелы от шпора до первой перемычки
(см. рис. 4.74, б) при минимальном вылете; здесь возможна по-
теря устойчивости в плоскости хОу;
— устойчивость всей стрелы при максимальном вылете под
действием сжимающего усилия Ро, найденного в предположе-
нии a = 0 и равномерно распределенной нагрузки от массы
стрелы; здесь наибольшие сжимающие напряжения
„ N' ql* 1
8Г 1—A7V
где q ** pjl — интенсивность распределенной нагрузки; W —
момент сопротивления поперечного сечения стрелы; ЛГ » Ро/2;
Ро — продольная сжимающая сила при максимальном вылете
стрелы.
230
(4.16)
Для определения реакций опор (см. рис, 4.74, а) используются
уравнения
И Мв = l3RY (Л, + Рс) - 4 Fл - /Л = 0;
25Р, = Л14-Л>-Р.-Ро = 0. (4-17)
В дальнейших расчетах опор стрелы используется большая
по величине реакция в опоре. Определение размеров деталей
А
Рис.
са крана.
опоры начинается с выбора
габаритов вкладыша, кото-
рые задаются из условия
обеспечения допустимого удельного давления в опоре, Н/см*,
р = R„,„/(db), где Ртах — большая по значению опорная реак-
ция, Н; b — ширина вкладыша, см; d — диаметр вкладыша, см.
Правильность выбора вкладыша проверяется расчетом проч-
ности цапфы, размеры которой определяются в зависимости от
материала вкладыша (рис. 4.75). Максимальный изгибающий мо-
мент в опасном сеченни цапфы = R^a. Соответственно,
изгибные напряжения ои = Л4тах/(0,1<Р). В этом же сечении
цапфа работает на срез х = 47?мэт/(диРк Условие прочности за-
писывается в виде Од + Зт2 < [о]. Используя соотношения
(4.10)—(4.17), находим размеры деталей опоры, удовлетворяющие
условиям прочности.
Усилия в канатах такелажа передаются на конструкцию
корпуса крана через оси направляющих шкивов. Расчетная схема
231
корпуса крана показана на рис. 4.76. Расчет прочности выпол-
няется сначала как проверочный для сечения, ослабленного вы-
резом для дверей (сечение А—Л), при этом назначаются ориенти-
ровочные конструктивные размеры корпуса. Затем для подобран-
ной таким образом конструкции корпуса выполняется расчет
прочности. Сечение А—А разбивается на ряд элементов, имею-
щих площади Л1, Ал, Ап. После чего определяются;
— суммарная площадь сечения
А = £ Л,;
— суммарный статический момент отиоентельно оси а—1
п ft
£ = S Atgt;
!«! i—l
-- отстояние нейтральной оси от оси сравнения
п *
— момент инерции сечения относительно нейтральной оси
л
= £ Л-
<=1
Запись формулы для вычисления момента инерции каждого
элемента зависит от ориентации данного элемента относительно
нейтральной оси. Для сечения, показанного на рис. 4.76, можно
получить
Ь = 2 4- XiFi);
/а = 2 (-^cos2^ -|- sin3 <pi + Xjga);
/з = 2(-§- + Ла9|);
h ~ 2 (n^-cos2 Фа + s}fl2Фа + •
Коэффициент 2 в выражениях для момента инерции отдельных
элементов появляется в связи с тем, что расчеты выполняются
для симметричного относительно оси у—у сечения (см. рис. 4.76).
Момент сопротивления сечения W = 1^{Ь — у0), где Ь — ши-
рина сечения А—А, перпендикулярного к оси z, Ь — у0 = ртм-
232
Корпус крана испытывает воздействие изгибающих и осевых
усилий. Проверка прочности выполняется для нескольких по-
ложений стрелы. Если принять, что точки В и С соответствуют
точкам пересечения сил F и Т с плоскостью сечения А—А я обоз-
начить е и отстояние этих точек от нейтральной оси сечения, то
выражение для вычисления наибольших суммарных напряжений
запишется в виде
пшях = sin (« - Ь) + Л (4 + ) + miTC0Sy~V1JG +
-4- [±mF sin (а - Ь) + Л + -f cos(|=T1) С -
Интерес представляют три положения стрелы: при минималь-
ном угле наклона а = 0; при максимальном подъеме стрелы а =
= «пих; промежуточное положение, при котором а = уд, так как
в этом случае изгибающий момент от силы F и силы Т достигает
максимального значения. Большее из этих трех значений напря-
жений сравнивают с напряжением, допускаемым по Правилам
Регистра СССР.
Размеры и конструкция корпуса крана в значительной сте-
пени зависят от габаритов размещаемых механизмов. Разработка
механизма изменения вылета стрелы начинается с выбора каната
для топенанта по известному значению максимального натяже-
ния. Запас прочности по отношению к разрывному усилию дол-
жен быть не менее 5 при грузоподъемности крана до 10 т и 4 при
грузоподъемности свыше 30 т. Промежуточные значения запаса
прочности определяются линейной интерполяцией.
Длина каната, навиваемого на барабан, [(ЛС)пих —
—MQmitJ- Из дОДС (см. рис. 4.73) по теореме синусов получим
______АС___________ОА
sin (90° + 0! — a)_sin у,
По заданному минимальному и максимальному углам наклона
определяем £н.
Отношение диаметра барабана Ds к диаметру каната dT ме-
няется от 16 до 20, причем большее число относится к устройствам,
работающим в тяжелых условиях. Условия работы палубных кра-
нов относятся к категории весьма тяжелых, поэтому на них встре-
чаются конструкции cDe/dT > 20. При проектировании топенант-
ных лебедок можно исходить из Dstd^ — 20.
Длина барабана Is зависит от диаметра каната, его длины
и числа слоев навивки каната на барабан. Там, где это возможно,
следует принимать однослойную навивку на барабан, исключаю-
щую деформации троса в поперечном направлении. В общем слу-
чае длина барабана 16 — (md? + £>е)], где m —• число
слоев навивки каната.
233
Расчетным усилием для определения толщины стенки барабана
является радиальное давление намотанного на него каната [16].
Для обеспечения прочности стенки барабана требуется выполне-
ние условия сгсж = ip77(fH6) [ссж], где Т —действующее в ка-
нате натяжение, Н; ip = 0,74-0,8 — коэффициент, учитывающий
снижение натяжения в навитом на барабан канате; /н — шаг
канавки, мм; 6 — толщина стенки барабана, мм; [оСяJ — допус-
каемые напряжения, для чугуна [осж] = п;(/5, для стали [<тсж] =
= о,/2.
Рис. 4.77. К определению усилий в опоре крана.
При отношении длины барабана к его диаметру > 3
необходимо проверить его прочность по приведенным напряже-
ниям __________
_ /Л4и 4 аЛ?кр
«прив ' •----у?-----,
где Л1кр — изгибающий и крутящий моменты; W — эквато-
риальный момент сопротивления, W — 0,8 (Пе — 6)s6; а =
= 0,75 — поправочный коэффициент.
По найденным размерам барабана можно ориентировочно оп-
ределить габариты лебедки и проверить возможность ее разме-
щения в корпусе крана. Габариты механизма подъема груза оп-
ределяются аналогичным образом.
В большинстве конструкций механизм поворота объединяется
с зубчатой передачей и шаровой опорой. Осевая сила, действую-
щая на опору в этом случае, складывается из массы крана, груза
и исковой подвески (рис. 4.77)
Qi = Gi + + Рв. (4-18)
при этом необходимо также учесть опрокидывающий момент
М = (Pr + Рв) rP + Gtrg 4- РА. (4-19)
в этих формулах Рг — сила тяжести груза; Ря — сила тяжести
исковой подвески; rv — плечо действия груза; Gx — сила тяжести
234
крана; rg — плечо действия силы тяжести крана; Рв — ветровая
нагрузка (см. ниже); Ла — плечо действия ветровой нагрузки.
Радиальная нагрузка на опору складывается из трех состав-
ляющих /?3 = N cos q> 4- Qi sin 6 4- Рв> где ф — угол между
направлением силы и плоскостью опрокидывающего момента
(рис. 4.78).
Две из составляющих — ветровая нагрузка и составляющая,
вызванная креном судна, могут быть найдены на предваритель-
ной стадии проектирования: Рв = pSK; Qi = Qt sin fi, где SK —
площадь парусности крана (при опущенной стреле); fi — угол
крена.
Рис. 4.78. Схема зубчатого
зацепления механизма пово-
рота.
1 — плоскост» действия опра-
хидыаающего моментах 2 — ве-
дущая шестерня; 3 — губчатый
еяец.
Третья, самая существенная составляющая, зависит от сил,
действующих в зубчатом зацеплении. Она может быть определена
лишь после выбора привода механизма поворота по формуле Я =
= 2AfKp/(D0 cos а), где Мкр — крутящий момент на валу привода
механизма поворота; Do — диаметр приводной шестерни; а —
угол зацепления.
Расчет полноповоротного крана для схем кранового грузового
вооружения, показанных на рис. 4.62, не отличается от приве-
денного выше. Необходимо только дополнительно выполнить
расчет прочности и устойчивости конструкции перемещающихся
порталов и проверить способность устройства противостоять
опрокидыванию.
Расчетная схема несущей портальной конструкции приве-
дена на рис. 4.79, где вертикальная сосредоточенная сила Р'
складывается из осевого давления на опору [см. формулу (4.18)1,
силы тяжести самой опоры и фундамента. Нагрузка q' соответ-
ствует распределенной массе материала в конструкции портала.
В реальных конструкциях распределение не будет равномерным,
однако форма изменения интенсивности нагрузки по длине про-
лета портала может быть задана только после определения его
конструктивных особенностей. Сосредоточенный момент в сере-
дине пролета следует принять равным опрокидывающему моменту,
вычисленному для шаровой опоры [см. выражение (4.19) ].
Устойчивость от опрокидывания характеризуется коэффициен-
том устойчивости — отношением момента сил, препятствующих
опрокидыванию, к моменту, создаваемому внешними силами.
Оба эти момента вычисляются относительно условно задаваемой
линии — ребра опрокидывания.
235
По Правилам Регистра СССР [65] условия, при которых
обязательна проверка устойчивости крана, следующие:
— разгон или торможение механизма подъема груза при опе-
рациях с грузом, масса которого на 25 % превышает номиналь-
( ную грузоподъемность крана (остальные меха-
г/5' низмы не работают, кран неподвижен);
1111 11 И1 — разгон или торможение механизмов
с грузом, превышающим грузоподъемность на
10 % (кран движется, вращается, меняется
вылет, поворот), удельное давление ветра на
77&Т db- конструкцию и груз равно 400 Н/м’;
Рис. 4.79. Расчет- — механизмы отключены, груз отсутствует,
ная схема несущего удельное давление ветра 2000 Н/м’; давление
портала. ветра можно уменьшить (если существуют
обоснованные доказательства возможности
такого уменьшения), но во всех случаях оно должно быть
не менее 1000 Н/м’.
При определении коэффициентов устойчивости крана в рас-
четы вводят самые неблагоприятные сочетания внешних нагрузок
и положений крана, даже если вероятность таких сочетаний на
практике мала. Так, рассматривается давление ветра в 2000 Н/м’
при крайнем верхнем положении стрелы крана. Моменты от внеш-
Рис. 4.80. Положение крана для расчета устойчивости.
них сил вычисляют для крана, установленного горизонтально,
а момент массы крана — с учетом возможного крена в 5°, превы-
шающего вероятность опрокидывания.
Коэффициенты kY, k*, определяемые для первых двух условий
нагрузки, называются коэффициентами грузовой устойчивости.
Если нагрузка задается по третьему условию, то найденный коэф-
фициент Ая называется коэффициентом собственной устойчивости.
На рис. 4.80 показано расчетное положение крана, принимаемое
236
для определения коэффициентов устойчивости. Там же даны обо-
значения некоторых величин, используемых при их вычислении
в следующих формулах:
Q (6 cos а— h sin а) . GlT (0,5 4- 0,75ф) ’ (4.20)
Q (Ь cos а — Л sin а) . (4-21)
А
Аз — Q (b cos а — h sin а) (4-22)
МОР^жРа ’
где А = Glr (0,5 + 0,6ф)
(%+G)Paj + f Ю (Рв. нр -Н рв. Д); 8*з J
Q — сила тяжести крана, кН; Qnp — сила тяжести стрелы и обо-
рудования стрелы, приведенная к ноку стрелы, кН; G — усилие,
соответствующее грузоподъемности, кН; Ра. к — сила давления
ветра на конструкцию крана в рабочем положении, кН; Рв. г—
сила давления ветра на груз, кН (считается приложенной к ноку
стрелы); и — сила давления ветра на конструкцию крана
в нерабочем положении, кН; ф — коэффициент динамичности
при подъеме и опускании груза; а — угол наклона крана (соот-
ветствует крену судна), град; 4 — расстояние по горизонтали
от ребра опрокидывания до вертикали, проходящей через центр
тяжести груза, м; b—расстояние по горизонтали от ребра опрокиды-
вания до вертикали, проходящей через центр тяжести крана,и; h—
расстояние от центра тяжести крана до плоскости опорного кон-
тура крана, м; р, рт — hlt р2 — расстояние от плоскости опор-
ного контура крана до центра приложения результирующей силы
давления ветра, м; vz — скорость горизонтального перемещения
нока стрелы, м/с; vz — скорость вертикального перемещения
нока стрелы, м/с; п —- число поворотов крана в минуту; —
время неустановившегося режима работы механизма перемеще-
ния крана (торможение, пуск), с; /2 — время неустановившегося
режима работы механизма изменения вылета стрелы (пуск, тор-
можение), с.
При вычислении ветрового давления Pa. R и Pi. г принимается
удельное ветровое давление р = 0,04 кН/ма, усилие Р1. к опреде-
ляют в предположении, что р = 0,2 кН/м2.
Коэффициент динамичности ф = 0,7пт/[п], где [nJ—до-
пускаемые напряжения в долях от предела текучести.
К конструктивным особенностям перемещающихся кранов
относятся также рельсовые захваты (рис. 4.81), или обратные
ролики, которые могут быть постоянными или съемными. Они
237
кран, движущийся с максимально
предназначены для повышения устойчивости крана. С этой же
целью используются закрытые рельсовые направляющие
(рис. 4.82).
Рельсовые захваты и закрытые направляющие можно учиты-
вать при оценке устойчивости кранов, если рельсы достаточно
надежно прикреплены к корпусу судна. Захваты могут обеспе-
чивать фиксацию крана относительно направляющих. На концах
направляющих с обеих сторон должны быть предусмотрены кон-
цевые упоры, рассчитанные на то, чтобы остановить загруженный
допустимой скоростью. Не-
которое смягчение удара
достигается установкой пру-
жинных буферов на упорах
или на металлоконструкции
самого крана.
В конструкции крана и
направляющих предусматри-
ваются средства, исключаю-
щие сход крана с направля-
ющих. Необходимо также
учитывать вероятность, хак
ни мала она, поломки колеса
или смежных с ним конст-
рукций. Для исключения
больших перемещений краиа
при такой аварии предусмат-
риваются специальные упо-
ры. В нормальном рабочем
положении крана расстоя-
ние между палубой и упором не должно превышать 20 мм.
Необходимо отметить, что кран должен собираться из таких
агрегатов и конструкций, которые обеспечивают удобство мон-
тажа и обслуживания, а также допускают транспортировку по
железной дороге. В соответствии с действующими стандартами
конструкции походного крепления должны быть такими, чтобы
кран сохранял полную работоспособность после длительного воз-
действия статического крена до 15° на любой борт, дифферента
до 5° на нос или корму, воздействий бортовой и килевой качек
с амплитудами до 40 и 10° соответственно, ветровой нагрузки
до 2000 кН/м2 и температуры наружного воздуха до —50 °C.
Рис. 4.81. Рельсовый захват.
I — каток; 2 — рельсовая направляющая;
J — обратный ролик.
Рис. 4.82. Закрытая рельсовая направля-
ющая.
1 — палуба; 2 — рельс; 3 — контрфорс; 4 —
каток.
§ 4.9. Механизмы грузовых устройств
При проектировании механизмов грузовых устройств
(или выборе их из числа серийно выпускаемых) в качестве исход-
ных параметров принимаются: наибольшее иатяжеиие, диаметр
каната и скорость выбирания или травления. Определение уси-
лий в грузовых шкентелях и топенантах стрел и кранов приве-
238
дено в § 4.5 и 4.8, там же даны рекомендации по расчету требуе-
мой длины тросов, диаметров и канатоемкости барабанов. Если
названные параметры известны, то мощность механизма, кВт,
jVm = С2о/т]нех, где и — скорость подъема груза, м/с; 02 — уси-
лие на грузозахватном элементе, соответствующее грузоподъем-
ности крана с учетом массы ноковой подвески, кН; -qMex — КПД
механизма, цне1 = т]перт]от|б, здесь -qnep — КПД передачи; ц0 —
КПД канатной системы; т]п — КПД барабана, который принимают
таким же, как КПД блоков.
Для приближенного определения КПД передачи т|пер необхо-
димо наметить ее схему, поскольку эта характеристика зависит
от вида используемых зубчатых передач [19 J:
Передаче Л
Цилиндрическая:
открытая ... 0,93—0,95
в редукторах , . , 0,96—0,98
Коническая .... , , . 0,95—0,97
Закрытая червячная с чяслои заходов
червяка :
1.....................................0,65—0,70
2 . 0,70—0,75
3.................................0,80—0,85
Планетарная:
2KH-I.................................0,70—0,95
3KH-II при передаточном числе i:
5................................ 0,8—0,9
100............................. 0,7—0,85
По найденной мощности и типу привода подбирают двигатель
механизма или лебедки из числа серийно выпускаемых. Скорость
подъема груза обычно оговаривается в задании на проектиро-
вание, В общем объеме изготовляемых грузовых кранов их рас-
пределение в зависимости от скорости подъема груза будет сле-
дующим: 40 % — скорость подъема менее 30 м/мин, 45 % —
скорость подъема 30—50 м/мин и 15 % — скорость подъема
>50 м/мин. В мировом краностроении заметна тенденция повы-
шения скорости подъема груза.
Для стреловых грузовых устройств по формулам (4.10)—
(4.17) выбирают грузовые и топенантные лебедки, а также ле-
бедки, обслуживающие топенант-оттяжки (у механизированных
стрел).
Расчет привода поворота палубного полноповоротного крана
отличается от расчета механизмов подъема груза и изменения вы-
лета стрелы. Суммарный момент сил сопротивления повороту
крана — Мтр -[- Мл + Л4нр + Л4а, где Мтр — момент тре-
ния в опорных конструкциях крана; Л1в — момент сопротивле-
ния повороту крана, вызванный действием ветровой нагрузки;
А4кр — момент, вызванный креном судна; Ма — момент, вызван-
ный отклонением грузового шкентеля в связи с раскачиванием
груза.
239
Момент трения в опорно-упорном подшипнике Мтр (см.
рис. 4.70) не изменяется в процессе поворота,
Afip = /-f-(Q»d-----^- + 2,2/?ttga), (4.23)
где / — коэффициент трения качения, f At 0,004-4-0,005; D3 —
диаметр окружности качения, м; — осевая сила, действующая
на подшипник, кН; R3 — радиальная сила, кН; а — угол кон-
такта в зубчатом зацеплении механизма поворота, град; Мопр —
опрокидывающий момент, кН-м.
Для вариантов опорных конструкций, в которых опорный
и упорный подшипники выполнены раздельно, моменты трения
вычисляются для каждого подшипника и Л4тр определяется как
их сумма.
Следует отметить, что в выражение (4,23) входит значение
радиальной силы Д8, которая может быть найдена только после
выбора механизма поворота крана. В связи с этим приходится
пользоваться методом последовательных приближений. Рекомен-
дуется в первом приближении пренебречь величиной Мтр при
определении суммарного момента сил сопротивления повороту
крана либо увеличить Л(с для каждого положения крана на не-
которую условную величину. Далее с учетом полученного в пер-
вом приближении значения усилия в зубчатом зацеплении меха-
низма поворота уточняют величину Л4тр и в случае заметного
несовпадения полученной величины с величиной Мс расчет пов-
торяют.
Момент сопротивления повороту, вызванный действием ветро-
вой нагрузки,
Л4Л = pSala sin’ <jp + pSrTr sin ф, (4.24)
где p — расчетное ветровое давление, кН/м’; Sc — боковая пло-
щадь парусности стрелы с учетом ее формы, числа балок, расстоя-
ния между ними, м2; /п — отстояние центра парусности стрелы от
оси поворота крана, м; Sr — площадь парусности груза, м’;
гг— отстояние центра парусности груза от оси поворота крана, м;
Ф — угол поворота крана, град.
При определении ветрового момента предполагается, что на-
правление ветра совпадает с направлением движения волн, вы-
зывающих бортовую качку. Если в задании иа проектирование
не оговаривается значение крена, при котором необходимо обес-
печить работу палубных кранов, то момент сопротивления по-
вороту вычисляется при крене в 5° по формуле
Мнр = (Grr + Qrg) sin 0 sin ф. (4.25)
В суммарном моменте сопротивления повороту существенную
долю составляет момент вызванный отклонением грузового
шкентеля от плоскости, проведенной через стрелу и ось враще-
ния крана. Причиной такого отклонения могут быть смещение
240
груза за счет инерционных сил, возникающих при изменении
скорости поворота, а также раскачивание груза, вызванное кач-
кой судна. За время поворота крана на 90° груз может совершить
несколько колебаний, и момент Ма изменяется как по величине,
так и по знаку:
Ма = Gr, lg~ (cos <р -f - sin <j>), (4.26)
где a = ял/30 — угловая скорость установившегося движения;
п — число поворотов крана в 1 мин; tv — время разгона; rt —
расстояние от осн поворота крана до центра тяжести груза при
максимальном вылете.
В расчетах момента сопротивления необходимо использовать
среднеквадратическое значение момента сопротивления повороту
крана, определяемое по сумме моментов, действующих на край
при повороте его на 90° из положения в ДП,
/J] (MCi + Mc/+1?
—------п--------, (4-27)
4Л ’
где k — число одинаковых интервалов, на которое делится угол,
равный 90°, при определении ЛГСК.
В частном случае при расчете момента сопротивления с ин-
тервалом 10° формула для Л40» (4.27) приводится к виду
/”э
S(A^ + *W- (4.28)
° У /=о
Расчет по формулам (4.23) — (4.28) выполняют для двух ус-
ловий: при рабочей нагрузке, крене 5° и удельном давлении
ветра до 250 Н/м®; при максимально допустимой нагрузке, макси-
мальном крене и удельном ветровом давлении до 400 Н/м®. Учиты-
вая крайне малую вероятность возникновения ситуации, соответ-
ствующей второму условию, его используют в основном для
оценки возможных перегрузок привода.
Крутящий момент на оси привода с учетом передаточного
числа и КПД т) зубчатой передачи вычисляется по формуле
^кР- (4-29)
По известному моменту Л4ир уточняется сила, действующая
в зубчатом зацеплении. Каждый механизм грузового устройства
должен быть оборудован тормозом. Требуемый тормозной момент
для механизмов, обслуживающих канатные системы, Мт =
= TDbt\k!2, где Т — максимальное натяжение в обслуживаемом
канате, кН; — диаметр барабана, м; k — число шкивов, ис-
пользуемых для запасовки каната.
241
По известному крутящему моменту на барабане механизма
[см. формулу (4.29)] тормозной момент Л1т = Л4ирт]м- КПД
шкивов, на которых запасован канат, записывается в степени 2k,
поскольку при торможении механизма силы трения в шкивах
уменьшают требуемое усилие.
Для механизмов с жесткой кинематической связью (напри-
мер, механизм поворота с зубчатым приводом) тормозной момент
Ряс. 4.83, Колодочный
тормоз.
/ — колодка; 2 — лрнжнч-
вой рычаг; 3 -- тормоз вой
шкив; 4 *- опорный обух.
Рис. 4-84, Ленточный тормоз.
/ — тормозной шкна; 2 — лента;
3 — рычаг; 4 — пружина.
вычисляется с учетом инерционных нагрузок. Пересчет Мкр
выполняется по формуле
Й4кр =
jWc —
------7------П.
где Мв — максимальный момент сил сопротивления повороту
крана при удельном давлении ветра р = 400 H/ms; i — передаточ-
ное число зубчатой передачи; т| — КПД зубчатой передачи,
Л = 0,97.
В зависимости от назначения механизма коэффициент запаса
торможения kt вычисляется как отношение момента, создавае-
мого тормозом, к статическому моменту, создаваемому на тормоз-
ном валу при действии в обслуживаемом канате наибольшего на-
тяжения. Для механизмов подъема груза коэффициент запаса
торможения должен быть не менее 1,5, для механизмов изменения
вылета > 2; для механизмов поворота значение коэффициента
оговаривается в задании на проектирование и является в каждом
конкретном случае предметом рассмотрения Регистра ОХР.
Расчетный требуемый момент торможения Mi = k-rM?.
По требованию Правил Регистра СССР [65 ] тормоза всех ме-
ханизмов грузовых устройств должны быть замкнутого типа. По
конструкции тормоза могут быть колодочными (рис. 4.83) и лен-
точными (рис. 4.84).
В колодочных тормозах (см. рис. 4.83) к тормозному шкиву
механизма с помощью специальных рычагов прижимаются тор-
242
Таблица 4.16. Осноаныа характеристики тормозных накладок
Вид нахлндок Коэффициент трения по металлу f Допускаемое удельное давление Н/ем> Допускаемая температура магрева °C
Лента вальцованная 0,4—0,45 20—60 220
Формованные накладки 0.4—0,45 30-80 250
Лента асбестовая тканая 0,35—0.4 20—60 175—200
Чугунные холодки 0,15—0,2 100—200 150
иозиые колодки. Усилие прижатия всех колодок обычно одина-
ково. Тормозной момент, создаваемый на шкиве, М‘, —
“ nNfD^jl, где л — число колодок; N — сила прижатия колодки
к тормозному шкиву; [ —• коэффициент трения тормозных на-
кладок (табл. 4.16); DT — диаметр тормозного шкива.
Требуемую силу нажатия на рычаг находят из условия ра-
венства моментов относительно шарнира рычага
R = Nlfh. (4.30)
Найденное но формуле (4.30) усилие N не должно превышать
160 Н, если тормоз управляется рукояткой, и 320 Н при педаль-
ном управлении.
Для ленточного тормоза (см. рис. 4.84) тормозной момент Д4т
выбирается с учетом коэффициента запаса и диаметра тормоз-
ного шкива. Расчетное окружное усилие Р — 2Л1т/£>. По дей-
ствующим нормативным материалам подбирают тормозную ленту,
определяют размеры сечения ленты BXfi и коэффициент трения
ленты по тормозному шкиву f. Угол охвата лентой тормозного
шкива а меняется в незначительных пределах и составляет
обычно 130—140°.
Натяжение в сбегающем конце ленты Te0 = P/(efe — 1).
Соответствующее ему натяжение в набегающем конце ленты Гнв —
— ТсГ!е‘а. Удельное давление в контакте между лентой и шки-
вом Р « 277(BDT).
Тормозная лента обычно крепится к стальной ленте такой же
ширины с помощью заклепок. Напряжения, возникающие в сталь-
ной ленте, вычисляются по формуле
где i — число заклепок в ряду; d9 — диаметр заклепки; fi — тол-
щина стальной ленты. Зная допускаемые напряжения, из формулы
(4.31) можно определить требуемую толщину стальной ленты.
Соотношение длины плеч рычага а и b дает возможность оп-
ределить установочное усилие пружины или массу груза (в за-
висимости от того, какой способ поддержания усилия в тормоз-
243
ной ленте используется) Q = (п/й)х(Г0(1/т)Р)» где т|р — КПД
рычажной системы, т}р = 0,95. ।
Требуемый ход привода рычажной системы (на рис. 4.84 I
условно показана пружина) зависит от угла охвата лентой тор- I
мозного шкива а, величины отхода ленты от шкива в растормо-
женном положении Д и соотношения длины плеч рычажной си-
стемы Н — (fe/a) осД.
Конструкция ленточного тормоза предполагает действие на
вал привода дополнительной радиальной нагрузки, равной раз-
ности усилий Т и ТоС, что следует считать недостатком. В боль-
шинстве конструкций тормозов предпочтение отдается колодоч-
ным тормозам с тремя колодками, поставленными под углом 120°.
Дисковые тормоза, встроенные в двигатель, встречаются на элек-
тродвигателях переменного тока серин МАП со ступенчатым
регулированием частоты вращения и на электродвигателях по-
стоянного тока серии ДПМ. Конические тормоза с осевым нажа-
тием в механизмах судовых грузовых устройств встречаются
сравнительно редко.
В конструкциях тормозов должна быть предусмотрена воз-
можность регулировки и замены материалов тормозящих поверх-
ностей. В устройствах с электроприводами тормоза замкнутого
типа должны действовать автоматически при прекращении пи-
тания электропривода и растормаживаться при подаче питания.
Для длительного удержания груза в поднятом положении
служат стопоры (остановы), включаемые в состав грузовых меха-
низмов. Простейший пример такого стопора — храповой меха-
низм, используемый в основном в механизмах с ручным приво-
дом. Его применение на других механизмах ограничивается тем,
что при спуске груза собачка должна быть откинута, т. е. храпо-
вой механизм как стопорное устройство практически отключается.
Отметим, что по требованию Регистра СССР в механизмах
подъема груза и изменения вылета, предназначенных для грузо-
вых операций с особо опасными грузами (ядовитыми, взрыво-
опасными и т. п.), устанавливается по два тормоза. Правила
Регистра СССР оговаривают также рекомендуемые направления
перемещения рукояток рычагов на пультах управления и условия
их возвращения в нулевое положение. В комплекте грузового
устройства предусматриваются приборы, исключающие перегрузку
деталей и механизмов.
§ 4.10. Вспомогательные грузовые устройства.
Средства для крепления грузов
Вспомогательные грузовые устройства предназначены для погрузки
на судно снабжения и продовольствия, выполнения вспомогательных работ
по обслуживанию машинных отделений, некоторых операций с промысловыми
устройствами на рыбодобывающих судах, поддержания в нужном положении
шлангов для передачи жидких грузов на танкерах и т. п.
На верхних открытых палубах в качестве вспомогательных грузовых уст-
ройств обычно используются легкие стрелы или полноповоротные краны грузо-
244
подъеиностью 2—5 т (их проектирование аналогично рассмотренному в § 4.6
и 4.8). Стрелы грузоподъемностью до 1 т иногда имеют упрощенную конструк-
цию (рис. 4.85). Ходовые концы грузовых и топенантных талей проводят на руч-
ные лебедки, установленные непосредственно иа стреле. Поворот стрелы выпол-
няют вручную с помощью оттяжек. Такие конструкции можно встретить на судах
внутреннего и смешанного плавания.
Для работы с грузами массой до 0,5 т используют грузовые поворотные
балки (рис. 4.86), которые в соответствии с действующим стандартом выпускаются:
съемными, несъемными и заваливающимися. Для всех типов балок допускается
использование ручной лебедки, установленной иа кольце, имеющемся в верхней
Рис. 4.85. Вспомогательная легкая
грузовая стрела.
1 — стрела; 3 — грузовая лебедка; 3 —
таая оттяжек; 4 — грузовой полиспаст;
5 — топеааят-тали; 6 — топевантяая ле-
бедка.
Рис. 4.8S. Грузовая поворотная балка,
1 — етавдерс; 3 — грузовая лебедха; 3 —
стрела; 4 — механизм поворота.
части стацдерса и поворачивающемся вместе со стрелой. Ходовой конец грузо-
вого шкентеля может быть подай на отдельно стоящую лебедку. Механизм пово-
рота грузовых балок размещается внутри ставдерса и приводится в действие
вручную.
Обслуживание машинных отделений выполняется в большинстве случаев
с помощью мостовых кранов, состоящих из передвижной ферменной конструк-
ции, по которой движется тележка с грузозахватным приспособлением. В состав
оборудования крана входят механизм подъема груза и два независимых меха-
низма перемещения, один из которых обеспечивает движение всего крана, а дру-
гой — движение грузовой тележки.
Для кранов, работающих в закрытых помещениях (рис. 4.87), сила сопро-
тивления движению, Н,
RB =г —— --------------с cos а g 2 । т sin а, (4.32)
где £т — суммарная масса перемещающихся объектов, кг; g — 9,81 м/с2; / —
коэффициент трения в цапфах, для подшипников скольжения f= 0,1-?0,2, для
подшипников качения [ = 0,01-5-0,05; — коэффициент трения качения колеса
по рельсу, = 0,05 см; ги — радиус колеса, см; гц — радиус цапфы, см; с ~
коэффициент, учитывающий сопротивление трения реборд колес о головки рель-
сов, для подшипников скольжения с — 1,2-е-1,8, для подшипников качения
245
С — 24-4 (бйльшие значения принимаются, когда колея тележки больше расстоя-
ния между осями колес, средние значения, — если зтн величины равны, мень-
шие — когда база больше колеи).
В суммарную массу перемещающихся объектов входит масса груза, нахо-
дящегося на грузозахватном элементе крана. Значение угла подъема подкрано-
вого пути а задается исходя из максимального угла креиа или дифферента, при
котором требуется обеспечить работу крана.
Формула для определения силы сопротивления движению тележки анало-
гична формуле (4.32), разница лишь в величинах гк, гя н а.
При известном значении силы сопротивления перемещению крана мощ-
ность механизма, кВт, N — (Д3о/т])- Ю-3. гДе » ~ скорость передвижения краиа,
I м/с; ц — КПД механизма перемещения
Рис. 4,87. расчетная схема мосто-
вого крана.
(на ранних стадиях проектировании
можно принимать ц = 0,8).
Вспомогательные грузовые устрой-
ства на промысловых судах используются
для стягивания трала на воду, деления
улова, его выливки и т. и. Конструктивно
они оформляются либо в виде грузовых
стрел, либо в виде направляющих шки-
вов, закрепленных на порталах, пере-
ходных мостиках и других корпусных
конструкциях.
При качке судна па грузы, находя-
щиеся в трюмах, твиндеках и палубе,
действуют инерционные усилия. При
недостаточно надежном закреплении
эти усилия могут вызвать смещение
груза. Если принять систему координат,
начало которой совпадает с ЦТ судна, ось х направлена в нос, ось у на правый
борт, а ось z вверх, то величина инерционных усилий, вызванных бортовой кач-
кой, кН,
(4.33)
где т — период бортовой качки судна, с; 0 — амплитуда бортовой качки, рад;
тг •— масса i-го грузового места, т; yi, 2/ — отстояние центра массы от начала
координат ио горизонтали и по вертикали, м.
Горизонтальная составляющая усилия, вызванного килевой качкой, кН,
пренебрежимо мала, поэтому можно принять, что
4я>
(4.34)
*н
где ф — амплитуда килевой качки, рад; Xi — отстояние центра массы i-го груза
от начала координат по горизонтали, м.
Величина усилия от вертикальной качки, кН,
4л1
(4.35)
где а — амплитуда вертикальных перемещений ЦТ судна, м. Значение а зависит
от главных размерений судна, высоты и периода волнения. Доля усилия, вы-
званного вертикальной качкой, в суммарном усилии оказывается незначитель-
ной, поэтому можно приближенно считать — QtlgmP. Для определения вели-
чины суммарного усилия, действующего на груз (рис. 4.88), достаточно просум-
мировать векторы сил, найденные по формулам (4.33)—(4.35).
248
В расчетах прочности деталей крепления грузов горизонтальная составля-
ющая суммарного внешнего воздействия, кН,
FT — SrapZ + gmr cos fl.
Все детали, снасти и приспособления, используемые для походного крепле-
ния грузов в трюмах и на палубах судна, можно разделить на две группы. В пер-
Рис. 4.88. Схема усилий, действующих на
груз при волнении.
Рис. 4.89. Обухи для креп-
ления найтовов: а — стацио-
вариый; б — откидной.
вую входят детали, постоянно закрепленные на корпусных конструкциях, во вто-
рую — съемные приспособления, связывающие отдельные грузовые единицы
друг с другом или с корпусом судна.
Большое число стационарных деталей для крепления концов удерживающих
груз найтовов и оттяжек было разработано и внедрено в связи с использованием
транспортных объединений грузов и особенно контейнеров. Стандарты СЭВ
на типоразмерные ряды таких изделий
упрощают практику их проектирования.
Так, стандарт регламентирует размеры
обухов, привариваемых к палубе и рас-
считанных на крепление от одного до
пяти найтовов (рис. 4.89, а). При сравни-
тельно небольшом усложнении обухн мо-
гут быть закреплены так, что обеспечи-
вается возможность их поворота н укладки
на палубу (рис. 4.89, б). Эго также пред-
усмотрено стандартом. Наименьшее раз-
рушающее усилие для каждого обуха
равно 350 кН, что позволяет использо-
вать их для закрепления довольно круп- Рис. 4.90. Ввариое гнездо для креп-
ных специальных генеральных грузов. ленйя гяка найтова*
Перевод обуха в положение, когда
он уложен на палубу, может понадо-
биться для обеспечения проезда колесной техники я удобства перемещения
людей. Более удобными для этого являются водонепроницаемые вварные гнезда
(рис. 4.90), в которых оттяжки закрепляются гаком за пруток. Для закрепления
найтовов используются также различные приварные планки, в которых найтовы
фиксируются захватным приспособлением специальных форм (рис. 4.91).
Основой съемных деталей для крепления грузов являются различного рода
найтовы, или оттяжки, включающие элементы, с помощью которых вайтов кре-
247
пится к упаковке грузе и к корпусным конструкциям (для этого концы найтовов
оформляют в виде коушей). Необходимое натяжение найтова в процессе крепле-
ния груза обычно достигается с помощью винтового талрепа (рнс. 4.92).
Если в качестве груза рассматривать контейнер, то в соответствии со стан-
дартом ИСО все его углы оформляются таким образом, чтобы обеспечивалось
их соединение между собой и крепление к палубе с помощью стандартных фитин-
гов, струбцин и контейнерных стопоров (рис. 4.93). При закреплении контейне-
ров на палубе судна или на люковом закрытии помимо соединения контейнеров
Рис. 4.92. Винтовой талреп. Рис. 4.93. Струбцины для крепления контейнеров
между собой в общем штабеле их раскрепляют найтовами, возможное располо-
жение которых показано на рис. 4.94.
Для закрепления колесной техники используются тросовые и цепные най-
товы со • специальным натяжным устройством (рис. 4.95), которое позволяет
не только создавать в найтове требуемое натяжение, но и быстро изменять его
длину. Деревянные стопорные подушки, устанавливаемые с двух сторон колеса
(рис. 4.96), исключают прокатывание техники по палубе после ее закрепления
и делают нагрузку на палубу более равномерной. Расстояние между двумя ча-
стями стопорной подушки регулируется в зависимости от размеров колеса с по-
мощью цепочки.
248
Рис. 4.94. Варианты расположения найтовов для крепления
контейнеров.
Рис. 4.95. Тросовый найтов с натяжным устройством.
1.1 — последовательность выполнения работ.
249
При транспортировке трейлера его передняя часть опирается на металличе-
скую раму с деревянными брусьями по опорным поверхностям. Задняя часть
трейлера приподнимается на специальных домкратах, что позволяет разгрузить
рессоры и несколько ограничить раскачивание трейлера при качке судна. Схема
расположения элементов крепления трейлера в походном положении показана
на рис, 4.97.
Рис, 4.96, Деревянные стопор-
ные подушки.
Рис. 4.97. Схема крепления трей-
лера.
1 — опорная рама; 1 — стопорная по-
душка; 3 — палубное гнездо; 4 — аеп-
ноЯ найтов; £ — винтовой Домкрат.
Если Позволяет высота помещения, то грузовые автомобили предпочтительно
размещать наклонным способом, что позволяет почти на 25 % увеличить грузо-
вместимость судна. Для автомобилей ГАЗ 52-03 и ЗИЛ-130 высота помещения,
допускающая их наклонное размещение, составляет 3,5 м, для автомашин ЗИЛ-13!
Рис. 4.93. Схема крепле-
ния автомобилей наклон-
ным способом.
/ — стопорная подушка; S —
клиновая распорка; 3 — най-
тов; 4 — борт автомобиля-
и ЗИЛ-157К —3,65 и. Схема крепления автомобилей показана на рис. 4.98.
Если высота- помещения не допускает наклонного расположения автомобилей,
то их устанавливают в ряд, вплотную один за другим.
Для крепления перевозимых на открытых палубах лесных грузов исполь-
зуют металлические или деревянные стензели. На судах грузоподъемностью
свыше 2000 т допускаются только металлические стензели, которые могут быть
250
A-A
Ряс. 4.99. Стационарный стенэель.
5?л*! е1еяаея"3 2 ~ траверс»; а книц»; 4 — обух; S — фальшборт; в —
браката; 7 — палуб».
Рис. 4.100. Съемный металлический стенэель.
i — балка стеиаеля: 2 — обух; 3 — палуба; 4 — бракета; £ —
сгаядарс; S — фальшборт.
251
Рис, 4.101, Заваливающийся стензель.
j — фурдамсят; 2 — палуба; 3 — фальшборт; 4 - - балка стежаеля; 3~.—
обук; б — ось.
I
I
I
I
I
I
Рис. 4.102. Съемный деревянный стензель.
/ — балкЗ сТензеля; 2 — фальшборт; 3 — скоба; 4 — гнездо; 5 — палуба; 4 —
планширь,
252
стационарными, съемными, заваливающимися (рис. 4.99, 4.100, 4.101). При
меньшей грузоподъемности судно может быть оборудовано деревянными стензе-
лямн (рис. 4.102). Устанавливают стензели вдоль фальшборта по всей длине
участка палубы, предназначенной для размещения палубного лесного груза.
При расчетах прочности стензелей предварительно определяют объемную
массу каравана палубного леса т„ = где у — объемная масса древесины,
кг/м , Рд — коэффициент заполнения каравана палубного леса.
Объемная масса древесины меняется в зависимости от породы дерева и влаж-
ности в довольно широких пределах; от 340 кг/м* (пихта маньчжурская) до
980 кг/м* (береза железная). Объемная масса Древесины, наиболее часто встре-
чающейся при перевозках, равна 500—600 кг/м*. Коэффициент заполнения |»л
Рис. 4.103. Расчетная схема стен-
зеля.
чающейся при перевозках, равна 500—600 кг/м*. Коэффициент
зависит от формы транспортируемой дре-
весины и составляет 0,6—0,65 для круг-
лого леса, 0,7—0,75 для досок и брусков.
Интенсивность суммарной боковой
нагрузки, воспринимаемой стензелем,
включает статическую, динамическую и
сдвиговую компоненты и вычисляется
по формуле
Р = gnis А1Ял (^ст &цав *Ь ^одв)' Ю
(4.36)
где А/ — расстояние между стензелями,
м; Яп — высота каравана леса, и йст,
Адннг ^сдв — коэффициенты, определяю-
щие названные выше компоненты на-
грузки; g — 9,81 м/с®.
Статическая боковая нагрузка по вы-
соте стензели распределена по треуголь-
нику и зависит от угла хрена судна 6 и
угла естественного откоса перевозимого груза ф, равного 35° для круглого леса
и 75° для пиломатериалов. Коэффициент статической нагрузки
_ cos® ф cos 0 -f- (1 + sin* ф) sin 9 / _ z \
CI — (14-5тф)соз9 — cos ф sin в \ Ял /’
где г — высота рассматр иваемого сечения стензеля над палубой, м.
Коэффициент динамической составляющей
«а W 1 a/t х, , я« । А
Ядвн---^-т,- у е —2“ + *; »
где Вл — ширина каравана палубного леса, м; т — период бортовой качки, с;
Ал — возвышение центра тяжести каравана леса над центром тяжести судна, м;
гв — полу высота волны, м.
Распределение динамической составляющей боковой нагрузки по высоте
стензеля соответствует трапеции. Сдвиговую составляющую боковой нагрузки
следует учитывать, если крен судна достигает величины, при которой tg 0// > 5,
где f — коэффициент трения в караване палубного леса, для круглого леса
/ = 0,50, для пиломатериалов f — 0,55.
Коэффициент сдвиговой составляющей
*c«B=T7sin9(i tgo")'
Эта составляющая по высоте стензеля распределена равномерно.
Расчетная схема для съемного стензеля показана на рис. 4.103, а. Расчетная
схема для стационарного стензеля (рис. 4.103,. б) отличается тем, что планширь
фальшборта не является для него опорой. Для представленных схем опреде-
ляются опорные реакции н находится расчетный изгибающий момент. Прочность
расчетного сечения проверяют по условию аПр =/"<** + Зт® <С <тд, где <гд =
— 0,7 предела текучести материала стензеля.
353
Глава б.
ЛЮКОВЫЕ ЗАКРЫТИЯ, АППАРЕЛИ
$ 5.1. Конструктивные типы люковых закрытий
Закрытия судовых грузовых помещений имеют большое
значение в обеспечении безопасности морских транспортных су-
де» и повышении эффективности нх эксплуатации. В далеком
прошлом небольшие люки парусных судов обычно забивали дос-
ками, а щели между ними конопатили. Позднее закрытия состояли
из деревянных щитов — лючин, плотно уложенных иа съемные
бимсы. Для обеспечения непроницаемости лючины покрывали
несколькими слоями брезента, которые плотно обтягивали и об*
жимали металлическими шинами. Такие закрытия состояли из
множества съемных частей, а время открывания измерялось ча*
сами. Брезент и крепежные детали быстро изнашивались.
Первые металлические закрытия состояли из нескольких щи-
тов, укладываемых на люки грузовыми стрелами или откидывае-
мых на петлях, которыми они крепились к поперечному ко-
мингсу. Щиты прижимались к комингсу винтовыми зажимами,
а водонепроницаемость обеспечивалась прокладками из ре-
зины [581.
Современные механизированные люковые закрытия обеспечи-
вают необходимую безопасность судна и позволяют существенно
увеличить размеры грузовых люков, уменьшить трудоемкость гру-
зовых операций и сократить их продолжительность. Усовершенст-
вование закрытий активно осуществляется и в настоящее время
[521.
Люковые закрытия должны отвечать следующим требованиям:
— обеспечивать непроницаемость грузовых помещений, на-
дежно перекрывать грузовые проемы;
— иметь достаточную прочность для размещения грузов в слу-
чае необходимости на самом закрытии;
— сохранять работоспособность при углах крена судна до 8°
и дифферента до 3° независимо от седловатостн палубы, а также
при температурах окружающего воздуха от —30 до +50 °C;
— не затруднять грузообработку судна в положении «открыто»;
— иметь минимальные затраты труда на их обслуживание;
— отвечать общеинженерным требованиям, т. е. иметь мини-
мальную массу, высокую ремонтоспособность, технологичность
и т. п.
Люковые закрытия располагаются на верхней или промежуточ-
ной палубах. По кинематическому признаку различают закрытия
съемные, шарнирно-откидные, откатываемые, сдвигаемые н на-
матываемые. Некоторые из закрытий могут сочетать в себе не-
254
сколько кинематических признаков. Другими отличительными
признаками закрытий являются тип привода, количество секций
и пр.
Съемные люковые закрытия в целом или по-
секционно отделяются от комингса и переносятся обычно на со-
Рис. 6.L Съемные люковые закры-
тия.
седний люк с помощью бере-
говых кранов или собствен-
ных грузовых средств (рис.
5.1, а). Иногда крышки пере-
мещаются с помощью тележки
и укладываются в штабель
возле поперечного комингса
грузового люка (рис. 5.1, б).
Секции съемных люковых за-
крытий в вертикальном поло-
жении занимают у поперечного комингса меньше места (рис. 5.1, в}.
Съемные люковые закрытия имеют простую конструкцию. Од-
нако при размещении крышек на соседних люках следует учи-
тывать очередность грузообработки трюмов. На рис. 5.1, г при-
веден пример размещения двухсекционных съемных люковых
закрытий. В первых двух вариантах размещения люков доступ
открыт к каждому из пяти грузовых трюмов, люки которых
открыты наполовину. В остальных вариантах показано, что люки
отдельных трюмов могут быть одновременно открытыми как пол-
ностью, так и частично. Следует заметить, что такое манипулиро-
вание крышками удобно, если все грузовые помещения судна рас-
255
положены по одну сторону от надстройки и мачты отсутствуют.
Многосекционные люковые закрытия позволяют вести грузообра-
ботку судна при частично снятом палубном грузе (рис. 5.1, 5).
Шарнирно-откидные закрытия являются
наиболее распространенными на судах. Они различаются коли-
чеством секций, направлением их откидывания вдоль судна или
к бортам и кинематикой привода. При открытых грузовых лю-
ках вертикально расположенные секции крышек занимают мало
места на палубе, это и определило широкое применение шарнирно-
откидных закрытий на судах с близко расположенными друг
к другу люками.
Ряс. 5.2. Основные схемы шаринрио-отхндны* аакрытий.
Односекционные шарнирно-откидные закрытия (рис. 5.2, а)
используются на люках небольших размеров. С увеличением раз-
меров закрытий возвышающиеся над палубой крышки открытого
люка могут затруднить грузовые операции. У двухсекционного
закрытия (рис. 5,2, б, в) крышки откидываются к противополож-
ным сторонам трюма — двухстворчатая конструкция — или к од-
ной из них (группа секций, откидываемая к одному комингсу,
образует створку). В последнем случае секции шарнирно соеди-
нены между собой. Трехсекцнонные закрытия (рис. 5.2, г), от-
кидываемые к противоположным сторонам люка (трехсекционные
двухстворчатые), встречаются довольно редко. Секции четырех-
секционного закрытия откидываются попарно к противополож-
ным комингсам люка (рис. 5.2, е) или все к одному из них
(рис. 5.2, 3). В последнем случае целесообразно, чтобы секции за-
крытий двух соседних трюмов смещались в сторону их общей по-
перечной переборки. Шести- и восьмисекционные закрытия
(рис. 5.2, яс—й) позволяют закрывать люки практически неогра-
ниченной протяженности.
При грузообработке судна с помощью ленточных транспорте-
ров необходимо иметь малое возвышение секций над комингсом
открытого люка. В таких случаях секции укладываются горизон-
тально (рис. 5.3, а) поворотом ведущей секции на 180°. Такая
схема хорошо реализуется на четырех секционных двухстворча-
тых закрытиях, откидываемых попарно к противоположным ко-
мингсам.
Кинематика четырехсекционного шарнирно-откидного закры-
тия, смещаемого к одному комингсу, показана на рис. 5,3, б—г.
256
Как видно, для откидывания второй пары секций используются
самостоятельные приводы различной конструкции. Вертикально
стоящие секции шарнирно-откидных закрытий должны быть раз-
мещены между комингсом люка и осью шарнира, соединяющего
коренную секцию с палубой или комингсом люка. Расстояние
это должно быть не менее суммарной толщины всех секций и
Рис. 5.4. Общий вид четырехсекционного шарнирно-откид-
ного закрытия.
равно длине кронштейнов, которыми коренная секция крепится
к шарниру (рис. 5.4). Привод закрытия, изображенного на
рис. 5.4, состоит из двух пар гидроцилиндров, опирающихся на
9 Александров М. Н. и др. 257
палубу. Штоки гидроцилиндров, откидывающих третью я чет- i
вертую секции, заканчиваются вилками, которые входят в зацеп-
ление с роликами на третьей секции.
Часто в многосекционных шарнирно-откидных закрытиях
приводы предусматриваются в районе межсекционных шарни-
ров. Наиболее простым из таких приводов является четырехзвен-
Ркс. 5.5. Приводы многосекционных шарнирно-откидных закрытий.
ный механизм (рис. 5.5, а, в), образованный петлями секций 1
и 4, а также шарнирными рычагами 2 и 3, приводимыми в дви-
жение гидроцилиидром 5. Аналогичное назначение имеет зубчатый
механизм, преобразующий поступательное перемещение штока
гидроцилиядра во вращательное движение секций (рис. 5.5, б).
Скользящее перемещение Т-образного рычага также позволяет
вращать одну секцию относительно другой (рис. 5.5, г). В цепном
приводе (рис. 5.5, д) используется электродвигатель. Для того
чтобы межосевое расстояние зубчатых колес оставалось постоян-
ным, ось одной из шестерен является и осью межсекционного шар-
нира.
258
Размещение гидроцилиндров под крышками люков может вы-
звать порчу груза в случае подтекания рабочей жидкости. В кон-
струкции четырех секционного закрытия (рис. 5.6) межсекцион-
ный привод расположен снаружи. Он состоит из гидроцилиндров,
попарно соединенных с трехшарнирной кулисой и секциями за-
крытия.
Рис. 5.6. Четырехсекционное одностворчатое закрытие с наружным
расположением привода.
Рис. 5.7. Шарнярно-откидные люковые закрытия рефрижераторов.
Люковые закрытия, используемые на рефрижераторах, должны
обеспечивать минимальное изменение температуры в трюмах
при грузообработке судна. Этой цели подчинен выбор размеров
грузовых люков и типа люковых закрытий. Они выполняются
многосекционными и многостворчатыми, что позволяет вести грузо-
обработку рефрижератора при открытых одной створке люка,
двух створках или при полностью открытом люке (рис. 5.7, а).
9'
259
Рис. 5.8. Откатываемые люковые закрытия.
260
Шестисекционные четырехстворчатые шарнирно-откидные за-
крытия (рис. 5.7, б) также позволяют вести погрузку при частично
или полностью открытом люке. На рефрижераторах-фруктовозах,
использующих для ведения грузовых операций подъемники, уста-
навливаются грузовые люки, оборудованные дополнительными
лючками (рис. 5.7, в, а).
Ряс. 5.9. Вариант размещения сдвигаемых закрытий на судне с горизонтальной
грузообработкой.
Рис. 5.10, Сдвигаемые ^ножовые закрытия.
Откатываемые закрытия имеют секции, которые
при открывании люка перемещаются на катках вдоль одного из
комингсов. В простейшем из таких закрытий секции, перемещаясь
по своей направляющей, входят одна под другую. Из-за слож-
ности обеспечения водонепроницаемости такие закрытия приме-
няются только на речных судах.
Известна конструкция откатываемых закрытий (рис. 5.8, а),
у которых секция I снабжена кронштейнами 2, а секция 3 — кат-
ками 4. Приподняв секцию 1 с помощью вертикальных подъем-
ников 5 и подкатив под нее другую, можно обеспечить их совмест-
261
ное перемещение вдоль судна. Секция 3 обычно имеет привод.
Если ширина грузового люка не превышает половины ширины
судна, то секции откатываемого закрытия удобно смещать к бор-
там. Каждая из секций 6 имеет две пары катков 7 и свой привод 8
(рис. 5.8, б). У откатываемых многосекционных закрытий секции
у комингса люка устанавливаются вертикально. Секции соеди-
Рис. 5.11. Наматываемые люко-
вые закрытия.
няются между собой це-
пями (рис. 5.8, в) или же-
сткими тягами (рис. 5.8, а).
Сдвигаемые за-
крытия имеют секции,
которые смещаются, не опираясь на катки, таким образом, что каж-
дая последующая входит в предыдущую. Эти закрытия использу-
ются для люков внутренних палуб, а также в качестве платформ
для легковых автомобилей на судах с горизонтальной грузообра-
боткой (рис. 5.9). Сдвигаемое закрытие, приведенное на рис. 5.10, а,
состоит из секций 1 листового профиля с отогнутыми фланцами
для большей жесткости. Секции связаны между собой тягами 6, спо-
собными перемещаться по штангам 2. Длина тяг может незначи-
тельно изменяться с помощью регулировочных гаек 8. На ведущей
секции, имеющей катки 4, установлена лебедка 3, с помощью кото-
рой секции собираются в пакет. При этом стопоры 7 каждой секции
262
входят в зацепление с зубчатыми скользящими рейками 5
(рис. 5.10, б). Полиспаст 9 поворачивает пакет секций в верти-
кальное положение (рис. 5.10, в). Общий вид ведущей секции при-
веден на рис. 5.10, е.
Наматываемые закрытия имеют секции, которые
шарнирно соединены между собой и при открывании люка нама-
тываются на ось, барабан или одну из секций. Простейшее из
этих закрытий представляет собой набор труб, шарнирно соеди-
ненных между собой и образующих покрывало (рис. 5.11, а).
Однако такое закрытие ненадежно и быстро изнашивается.
Более практично закрытие, основным элементом которого яв-
ляется гофрированная лента, наматываемая на барабан
(рис. 5.11, б). Водонепроницаемость такого закрытия может быть
обеспечена резиновыми прокладками, прижимаемыми к торцам
гофр. Из-за легкости, простоты и большой протяженности эти
закрытия применяются на речных судах и баржах.
Многосекционное наматываемое закрытие показано на
рис. 5.11, в, г. Длина его секций последовательно возрастает,
что позволяет укладывать их в несколько слоев. Некоторые ва-
рианты конструкций многосекционных наматываемых закрытий
показаны на рис. 5.11, д—е. У закрытия, изображенного на
рис. 5.11, ж, каждая из четырех секций поворачивается на угол
90° относительно соседней.
§ 5.2. Проектирование люковых закрытий
Прн проектировании люковых закрытий необходимо учитывать раз-
меры грузовых люков, их расположение иа судне, количество и т. д. Рост числа
люков обычно позволяет увеличить число линий грузообработки судна, что ведет
к интенсификация грузовых работ и сокращению стояночного времени. Одиако
при большом количестве люков снижается удобство ведения грузовых операций,
увеличиваются масса корпуса судна и его стоимость.
Поиск оптимальных размеров грузовых люков ведется иа начальных ста-
диях проектирования самого судна, поскольку размеры люков связаны с проч-
ностью судна, количеством и размерами его грузовых помещений. Размеры люков
должны быть такими, чтобы можво было уложить груз или захватить его из лю-
бой точки грузового помещения, не прибегая к его подтягиванию, переноске
или подгребанию. Суда с люками таких размеров обычно имеют минимальное
время грузообработки.
На современных судах распространены центральные люки, парные (двух-
рядные), тройные (трехрядные) и парные поперечные. Ширина центральных
люков колеблется от 6 до 12 м (рис. 5.12, а) к лишь на отдельных судах дости-
гает 15—16 м. Применение парных люков позволяет значительно уменьшить
их размеры на крупных судах (рис. 5.12,6), сохранив значительное раскрытие
палуб (при этом коэффициент лючности kn = 0,84-0,82). Общая прочность судов
с парными люками обеспечивается проще, поскольку в изгибе судна участвует
средний пояс палубы, расположенный между рядами люков.
На очень крупных судах возможно применение тройных (трехрядных) люков
(рис. 5.12, в). Однако при этом увеличивается зона пониженной производитель-
ности грузового оборудования. Такая зона сравнительно невелика на ячеистых
контейнеровозах, что и определило применение тройных люков на судах этого
типа. Парные поперечные люки (рис. 5.12, г) считаются малоперспективными
из-за сложности расположения смещаемых к бортам крышек; сечение судна
с такими люками в общем не отличается от сечения судна на рис. 5.12, а.
263
Размеры грузовых люков зависят от типа судна и рода перевозимого им
груза. Для универсальных навалочных судов и рудовозов характерны люки
центрального расположения. Ширана их принимается не менее 6 м, что объяс-
няется требованиями к грузообработке сыпучих грузов. Для рудовозов ширина
грузовых люков составляет Ьл — (0,67 4-0,72) Втр от ширины грузового поме-
щения яля Ьа (0,324-0,34) В- от ширины судна; для навалочных судов Ьа =
— (0,744-0,78) Втр (суда с двойными бортами) и 6Л= (0,44-0,46) В (суда с оди-
нарными бортами).
При грузообработке штучных грузов ширина люков может быть уменьшена
до 4 м. Стремление свести до минимума тепловые потери через грузовые люнн
определило применение на рефрижераторных судах центрально расположенных
по отношению к ДП люков шириной 4—6 м. Грузовые люки судов, предназна-
ченные для транспортировки пакетированных грузов и контейнеров, должны
Рис. 5,12, Основные типы су-
довых грузовых люков.
иметь размеры, кратные размерам контейнеров. Ширина подпалубных карманов
к борту не превышает обычно 0,6 м и к переборкам 2,1 м. При этом часто исполь-
зуются парные люки.
Размеры подпалубных карманов заметно сказываются на интенсивности
грузообработки судна. Так, на расстоянии 2 м от просвета люка интенсивность
работ по перегрузке генеральных грузов снижается примерно на 25 %, а на рас-
стоянии 5—6 м падает на 50 %, В связи с этим на большинстве транспортных
судов (кроме рефрижераторов) протяженность грузовых люкои = (0,844-
4-0,86) fTP, где /тр — длина грузового помещения.
Выбор типа закрытия грузовык люков зависит от ряда факторов: обеспече-
ния водонепроницаемости закрытия, размещения на нем груза, условий распо-
ложения крышек закрытия, привода и других деталей на судне.
Сдвигаемые закрытия, не обеспечивающие водонепроницаемость люка, реко-
мендуются для люков, расположенных па внутренних палубах. Наматываемые,
закрытия в большинстве своем неспособны нести на себе палубные грузы, это
определило их применение на лихтерах, речных судах и пр.
Съемные закрытия рекомендуются к применению на судах с палубными ка-
тучими кранами портального типа (иа ячеистых контейнеровозах и лихтерово-
зах LASH), а также на судак, имеющих места для складирования крышек на
палубе или на соседних люках. При этом учитывается состав грузовых средств
на берегу и на судне. Например, иа рудовозах имеются места для расположения
крышек съемных закрытий, однако грузообработка таких судов ведется транс-
портерами либо грейферами, что затрудняет перемещение крышек береговыми
средствами.
Шарнирно-откидные закрытия эффективны, если грузовые люки распола-
гаются на небольшом расстоянии друг от Друга, Применение шарнирно-откид-
ных закрытий практически не ограничивается ни его шириной, ни его длиной.
264
А
Если вертикально стоящие секции закрытия не препятствуют грузообработке
судна, то закрытия такого типа могут быть приемлемы практически на веек
судах.
Открываемые односекционные закрытия удобны на судах с шириной грузо-
вого люка Ьл — 0,3В (рудовозы). Секция смещается к борту. Двухсекционное
закрытие (секции смещаются от ДП к бортам) рационально при ширине люка
йл — 0,6В (навалочники). Многосекп ионные откатываемые закрытия с поворо-
том секций в местах складирования размещаются обычно вдоль судна, так как
длина люка в этом случае практически не ограничивается.
Компоновка люковых закрытий на судне должна проводиться с учетом
их взаимосвязи с грузовыми устройствами , надстройками, грузовыми рубками
Рис. 5.13. Схемы компоновки шарнирно-откидных закрытий на откры-
тых палубах.
и элементами конструкции грузовых помещений. При этом должны обеспечи-
ваться: максимально возможный доступ к грузам, удобство грузообработки
судовыми и портовыми средствами, надежное предохранение секций закрытия
и приводов от возможных ударов груза, удобство манипулирования закрытием
и т. д. Если допускается открытие люков не только в порту, но и в море, то же-
лательно обеспечить закрытием защиту открытых люков от волн и брызг.
Места расположения грузовых люков делятся иа два района: район I —
Открытые палубы надводного борта и возвышаемых квартердеков, открытые
палубы надстроек, расположенные в пределах одной четверти длины судна от но-
сового перпендикуляра; район II — открытые палубы надстроек, расположенные
по направлению к корме вне пределов одной четверти длины судна от носового
перпендикуляра. Высота комингсов грузовых люков должна быть не мевее 600 и
450 мм для районов I н II соответственно.
Компоновка съемных закрытий обычно не вызывает затруднений, поскольку
секции не связаны непосредственно с корпусными конструкциями. Следует
только предусмотреть места для размещения" секций закрытия при открытых
люках. При компановке шарннрпо-откидйых закрытий следует стремиться
к сокращению числа секций в створке, хотя это приводит к росту размеров сек-
ций. Отсутствие собственных грузовых "устройств и постов управления ими позво-
ляет увеличивать размеры секций, однако это ограничивает сектор обзора при
грузообработке.
Располагать секции шарнирно-откидных закрытий предпочтительно в местах,
где уже имеются возвышающиеся над палубой судоиые конструкции или устрой-
ства: у стойки крепления грузовых стрел (рис. 5.13, а), у вентиляционной ко-
лонны (рис. 5.13,6), под крановой площадкой (рнс. 5.13, в), у надстройки
(рис. 5.13, г). Вертикально стоящие секции у грузовой рубки (рнс. 5.13, 6) обычно
не должны возвышаться над уровнем ее леерного ограждения. Секции, располо-
265
женные под площадкой грузовой рубки (рис. 6.13, е), защищены от ударов гру-
зов и от обмерзания.
Шарнирно-откидные закрытия с поворачивающейся на 180° коренной сек-
цией компонуются в основном из четырех секций, объединяемых в две створки.
Каждая из них откидывается я своему борту. Ширина люка при таком закрытия
может быть йл = (0,62-5-0.64) В. Такне же двухсекционные закрытия на одних
центральных грузовых люках откидываются к одному борту, иа других — к дру-
гому (рис. 5.13, яс), Эго позволнет избежать накренения судна при открытик
всех люков.
Рис. 5-14. Схема компоновки откатываемых закрытий.
Такая же цель преследуется при компоновке на палубе судна одвосекцнои-
ных откатываемых к борту ааирытий (рис. 5.14, о). При открытых люках шар-
нирно-откидного закрытия с поворачивающейся иа 180° коренной секцией и
одкосекционных откатыиаемых к борту' закрытиях должен быть обеспечен про-
ход шириной не мекее 1,2 м между сложенными секциями закрытия и фальшбор-
том. При использовании двухсекционных откатываемых к бортам закрытий про-
ход может быть предусмотрен под смещенными секциями крышек (рис. 5.14, б).
Возвышение комингсов грузовых люков тогда достигает 1,8—2,5 м, что целесооб-
разно иа очень крупных судах.
Откатываемые вдоль судна многосекциоивые закрытия с поворачиваемымк
в районе складирования секциями принято размещать под площадкой грузовой
рубкв (рис. 5.14, а). В составе попарно откатываемых закрытий удобво чередо-
вать одну поднимающуюся секцию с двумя транспортирующими (рис. 5.14, г).
Расстояние между поперечными комингсами соседних люков с такими закры-
тиями может быть сведено до минимума — для размещения упоров крышек и
уплотнений. Направляющие откатываемых закрытий должны быть непрерывны
на всем протяжении грузовых люков. Следовательно, закрытие такого типа
можно легко использовать на судах без собственных грузовых средств, с кор-
мовым расположением машинного отделения и очень близко расположенными
между собой уширенными центральными люками.
Компоновка сдвигаемых и наматываемых закрытий обычно ке вызывает
затруднений, поскольку на этом этапе проектирования наилучшим образом про-
является основное их свойство — компактность в положении «открыто». Ня су-
266
Н еу Дов летворительная
Рис. 5.15. Блок-схема проектирования закрытий судовых грузовик люков.
267
дах, предназначенных для перевозка опасных грузов, установка сдвигаемых
закрытий исключается.
Люковые закрытия, выполненные заподлицо с палубой, находят примене-
ние на судах с горизонтальной грузообработкой, на пассажирских судах, на па-
лубах, предназначенных для размещения автомобилей, на промысловых судах
и плавбазах, имеющих люки в непосредственной близости от кормового слипа.
В таких случаях обычно устанавливаются съемные или шарнирно-откидные за-
крытия. Последние предпочтительны и для промежуточных палуб. Однако сле-
дует учитывать, что размеры секций ограничиваются высотой твиндеков.
Исходными данными при проектировании люковых грузовых закрытий яв-
ляются: архитектурно-конструктивный тип судна, его размерения, род перево-
зимого груза, размеры и общее расположение грузовых помещений, тип грузо-
вых Люков. Основные этапы проектирования люковых закрытий представлены
в ваде блок-схемы (рис. 5.15).
Проектирование люковых закрытий обычно ведется методом последователь-
ных расчетно-конструкторсккх приближений. При этом расчеты прочности
закрытия и его узлов, расчеты приводных систем могут неоднократно повто-
ряться по мере уточнения массы и габаритов люкового закрытия и кинематиче-
ской проверки его работоспособности.
Выбор и уточнение конструкции деталей закрытия, его узлов производятся
С учетом требований унификации устройства, а также с использованием стан-
дартизированных и типовых элементов. В состав закрытия входят узлы уплотне-
ний, задрайки, разобщающие устройства, катки, межсекционные соединения и пр.
Экономическая целесообразность проектируемого люкового закрытия уста-
навливается при комплексной оценке приведенных затрат на создание устрой-
ства к создаваемой им прибыли за счет возможной интенсификации грузовых
работ и сокращения стояночного времени судна.
§ 5.3. Расчет прочности люковых закрытий
Для люковых закрытий существуют два режима на-
гружений. Один соответствует открыванию и закрыванию, дру-
гой обусловлен давлением воды, палубного груза и средств меха-
низации грузовых работ. Величина нагрузок, действующих на
закрытие, зависит от его расположения, типа и размещения
груза. Так, для закрытий, расположенных в районах судна,
расчетное давление р должно быть не менее: при длине судна
L = 24 м для района I р = 9,81 кПа, для района II р — 7,35 кПа;
если L 100 м, для района I р = 17,16 кПа, для района II р =
= 12,75 кПа. Промежуточные значения р определяются линейной
интерполяцией.
При транспортировке контейнеров их масса должна быть уч-
тена как сосредоточенная нагрузка в местах установки угловых
фитингов. Если для крепления контейнеров предусмотрены най-
товы, то должны быть учтены вертикальные составляющие воз-
никающих в них усилий.
Закрытия грузовых люков промежуточных палуб должны быть
рассчитаны на давление, соответствующее 0,7 наибольшей вы-
соты укладки груза в данном твиндеке. Однако величину этого
давления не следует принимать менее 20 кПа [64].
Если грузовое помещение может использоваться для транспор-
тировки жидких грузов наливом, то его люковое закрытие рас-
считывается на действие давления снизу. При поперечной системе
268
набора закрытия (ребра жесткости расположены перпендикулярно
к диаметральной плоскости судна) давление р считается равно-
мерно распределенным:
р = О,7р0 + 1,275 (4 + 2г) + 0,245/ 2,554, (5.1)
где Z, b — длина и ширина люка, м; ра — максимальное давление
открытия дыхательного клапана, кПа; г — расстояние между
продольными осями симметрии парных люков, м, г = 0 для цен-
трально расположенных люков и для парных, разделенных водо-
непроницаемой отбойной переборкой, установленной в ДП судна.
Дыхательные клапаны обычно конструируются таким образом,
чтобы давление паров жидкости в грузовом помещении не превы-
шало /?0 = 1,96 кПа и не снижалось более чем на 6,86 кПа атмос-
ферного давления. Для некоторых грузовых помещений давле-
ние допускается выше указанного, но не более чем на 68,6 кПа
выше атмосферного.
При качке судна давление жидкого груза неравномерно по
ширине закрытия. Поэтому для продольной системы набора лю-
ковых крышек (ребра жесткости параллельны диаметральной
плоскости судна), а также для смешанной системы набора крышек
интенсивность давления определяется в зависимости от расстоя-
ния у между осью симметрии люка и рассматриваемой точкой за-
крытия, м,
р = О,7ро + 1,275 (й + 2г + 2у) + 2,554. (5.2)
При г > 0 величина у принимается положительной в сторону
ближайшего борта от оси симметрии люка и отрицательной в про-
тивоположную сторону. При г = 0 рассматриваются два варианта
расчетной нагрузки: если у положительно (левый борт) и у отри-
цательно (правый борт). Величина 4, входящая в (5.1) и (5.2),
определяется в зависимости от расстояния между внутренними
кромками настила палубы и настила закрытия люка, м:
4 = С — 2,44, (5.3)
где С — расстояние от продольного комингса люка у борта до
бортовой обшивки или обшивки бортовой цистерны, м. Если
между парными люками имеется отбойная переборка, то получен-
ное расстояние С необходимо сравнить с расстоянием между
непроницаемой отбойной переборкой и ближайшим к ней про-
дольным комингсом и большее значение принять в качестве рас-
четного. Величина С измеряется на уровне палубы. Если в соот-
ветствии с (5.3) 4 <1 0, следует принять 4 = 0.
Допускаемые напряжения в конструкциях люковых закрытий,
расположенных в районе I, не должны превышать/ 0,47?еН
(где — предел текучести материала), а для люковых закры-
тий района II быть не более 0,547?еИ. Люковые закрытия грузовых
помещений, в которых возможна перевозка жидких грузов, не
должны испытывать напряжения более 0,77?вН. Напряжение
269
в конструкциях внутрисудовых закрытий не должно превы-
шать 0,6/?вЯ.
Жесткость закрытий судовых грузовых люков должна быть
такой, чтобы прогиб их не превышал 0,0028/, где I — длина про-
лета конструкции. Для закрытий понтонного типа эта величина
составляет 0,0022/.
В расчетах прочности каждая секция люкового закрытия рас-
сматривается как отдельное перекрытие, свободно опирающееся
на комингсы грузового проема.
Минимально допустимая толщина обшивки закрытия, соответ-
ствующая интенсивности нагрузки р = 17,16 кПа, составляет
большую из величин 0,01^ или 8 мм, где — расстояние между
связями набора. Собственная масса закрытия в расчетные нагрузки
приведенные выше, на включается. Если интенсивность расчет-
ной нагрузки р 17,16 кПа, то толщину обшивки, мм, следует
определять по формулам
s = 0,01а1/р/17,16; (5.4)
s = б/р/17,1б; (5.5)
5 = 25/Ж7 (5-6)
и принимать большее значение.
Размеры подкрепляющих обшивку закрытия ребер жесткости
определяются по минимальному моменту сопротивления, который
Для районов судна I и II (с учетом присоединенного пояска)
равен, см3, 1
IFi = kipailz; (5.7)-
для люковых закрытий внутренних палуб
= ktfaj*, (5.8)
где I —- длина ребра жесткости, м; — коэффициент, равный
большей из двух величин 3068/ReH или 5215/ов, здесь Refit
ов — пределы текучести и прочности материала, МПа; й2 =
= 228 l/os ~ коэффициент. Ширина присоединенного пояска об-
шивки секции закрытия принимается равной расстоянию между
ребрами жесткости.
Если ребра жесткости имеют переменное по длине сечение, то
максимальные напряжения ни в одном из сечений не должны пре-
вышать напряжения в середине пролета для ребер с постоянным
сечением, В случае когда настил и составные элементы ребер
жесткости выполнены из различных сталей, коэффициенты ki
и k2 необходимо определять для стали, из которой изготовляются
свободные пояски ребер жесткости с дополнительной проверкой
напряжений в стенке и настиле.
270
Момент инерции ребер жесткости с постоянным поперечным
сечением, см4, для люковых закрытий, расположенных в районах I
и II, должен быть не менее, определяемого по формуле
Л = 2,26/щЛ (5.9)
а для люковых закрытий внутренних палуб
А = 1,58рО1/3. (5.10)
Если ребра жесткости имеют переменное сечение, то необхо-
Рнс. 5.16. Характеристики составного набора судовых закрытий.
грузке не превышал наибольшего прогиба ребер с постоянным
по длине моментом инерции, определенным по формулам (5.9)
и (5.10).
Размеры тавровых профилей набора люковых закрытий можно
определить, придерживаясь следующей схемы. Пусть известны
толщина обшивки закрытия, определенная согласно (5.4)—(5.6),
а также требуемый момент сопротивления, найденный по (5.7)
или (5.8). Марка стали, из которой предполагается изготовление
закрытия, также известна. Толщину sCI, см, стенки таврового
профиля назначают равной толщине s обшивки закрытия или на
1—2 мм меньше.
Пользуясь графиком, приведенным на рис. 5.16, а, по извест-
ному моменту сопротивления W, см3, определяем расстояние между
осями свободного и присоединенного поясков Л, см. Используя
график, изображенный на рис. 5.16, б, определяем площадь сво-
бодного пояска таврового профиля fB, см2. Ширина свободного
пояска Ьп, см, равна она не должна превышать 0,4 расстоя-
ния между балками набора. Профили, подобранные по при-
веденной схеме, удовлетворяют требованиям, предъявляемым
к их моментам инерции (5.9) и (5.10).
Обшивка закрытий судовых грузовых люков должна быть про-
верена на устойчивость. Считая панель обшивки жестко защем-
271
ленной по контуру, определим эйлеровы напряжения в ней
, л2£з 10'3 /е 1 1\
О. Я 1 л ч / г 9\ 9 W • М
3 12af (I — р2) ’ v '
где Е — модуль упругости, МПа, для стали Е — 2,1-105 МПа;
р — пуассоново отношение; k — коэффициент, принимаемый в за*
висимости от отношения l‘aL, здесь /, aL — длина пролета балок
набора закрытия и расстояние между ними, см; при Иаг = 2
k = 8,2; при tIaY ~ 3 k = 7,8; при llaY > 3 k = 7,0.
Рис. 5,17. Расчетная схема секции закрытия на прочность.
Максимальный прогиб vmax закрытия определяется по фор-
муле
,, __ 56 Р?/* .£ | Q.
Umax— 38^ > W-
где р — интенсивность нагрузки, действующей на закрытие, кПа.
Расчет прочности люковых закрытий, на которых возможна
транспортировка контейнеров, иногда сводится к проверке проч-
ности контейнерных балок, являющихся основными связями на-
бора закрытия, воспринимающими реакции угловых контейнер-
ных фитингов. Чаще секции закрытия рассчитываются как сво-
бодно опертое перекрытие (рис. 5.17, а). Считается, что контейнер-
ные балки (рис. 5.17, в) нагружены только сосредоточенными
силами веса контейнера Рк, приходящимися на один фитинг.
Поперечные несущие балки нагружены равномерно распределен-
ной нагрузкой q (рис. 5.17, а), а продольные нагружены только
272
силами реакций в узлах пересечения балок набора закрытия
(рис. 5.17, б). Поперечные несущие связи обычно выполняются
неразрезными и рассчитываются как многопролетные балки на
жестких опорах.
Расчет прочности бескомингсных люковых закрытии, по ко-
торым возможно перемещение автомобилей или автопогрузчиков,,
выполняется по схеме, близкой к расчету судовых аппарелей.
У сдвигаемых закрытий рассчитывается на изгиб один из элемен-
тов.
§ 5.4. Приводы люковых закрытий и их расчет
Приводы закрытий предназначены для перемещения
крышек люков. Если люки приходится открывать сравнительно
редко, то в качестве привода используются механизмы' грузовых
или других устройств. Исполнительные приводы подразделяют
на тросовые, зубчатые, винтовые, цепные, переносные, гидравли-
ческие.
Тросовые приводы используются в тех случаях,
когда усилия для перемещения крышек малы, но сами перемеще-
ния значительны. Это характерно для сдвигаемых и откатывае-
мых закрытий, а также для шарнирно-откидных (рис. 5.18, а).
Зубчатые приводы применяют в основном на отка-
тываемых закрытиях. Зубчато-реечный привод откатываемого
закрытия (рис. 5.18, б) имеет с внутренней стороны секции зуб-
чатую рейку 1, а снаружи рейку 2. Между наружной и внутрен-
ней рейками имеется зазор, в котором располагается уплотне-
ние крышки. Вращаемая от гидромотора 5 шестерня 3 перемещает
наружную зубчатую рейку, а вместе с ней и крышку закрытия
на расстояние, достаточное для зацепления внутренней рейки 1
с шестерней 4, осуществляющей дальнейшее откатывание крышки.
Зубчатая рейка 6 (рис. 5.18, в) может быть установлена вне
уплотнительного контура закрытия. Зубчато-штыревой привод
также устанавливается снаружи уплотнительного контура
(рис. 5.18, г). Штыри, как и рейка наружного расположения,
устанавливаются вдоль боковых сторон крышки и на кронштей-
нах 7 для того, чтобы обеспечить их зацепление с зубчатым коле-
сом на начальной стадии закрывания.
Винтовые приводы используются в основном на срав-
нительно небольших закрытиях шарнирно-откидного типа. При-
вод, изображенный на рис. 5.18, д, не защищен от атмосферного
влияния, поэтому используется для внутрисудовых закрытий.
Приводимый во вращение шестерней 12 винт 8 перемещает ры-
чаг 9, в паз которого заходит сухарь 11, расположенный на крон-
штейне 10. При опускании его рычагом 9 он поворачивает крышку.
Винтовой привод, размещенный в корпусе 16, показан на
рис. 5.18, е При вращении вала 18 с конической шестерней на
конце во вращение приводится гайка 17, имеющая зубчатый ве-
нец. Она обеспечивает осевое перемещение винта 14, который,
273
Рис. 5.18. Приводы судовых закрытий.
274
будучи соединенным с петлей 13 на крышке закрытия, поворачи-
вает ее. Гайка с зубчатым венцом 17 опирается на конические под-
шипники 15.
Рассмотренные выше приводы можно отнести к разряду ста-
ционарных.
Цепные приводы чаще имеют подвижное исполнение,
т. е. они перемещаются с закрытием (рис. 5.18, ж). Основным
элементом такого привода является электродвигатель 19 с редук-
тором 20, на валу которого насажена цепная звездочка 21, соеди-
ненная с цепью 23, проходящей вдоль комингса закрытия. Ро-
лики 22 необходимы для увеличения угла обхвата цепью тянущей
звездочки, вращение которой вызывает перемещение закрытия.
Питание к электродвигателю подается по гибкому кабелю.
Переносные приводы обычно используются для внутрисудовых
закрытий (рис. 5.18, з). Переносная электрическая или пневмати-
ческая машинка 24, устанавливаемая в специальное гнездо на
палубе, приводит во вращение барабан лебедки 25 и перемещает
с помощью заведенного на него троса секции закрытия.
Г ндравлические приводы являются самыми рас-
пространенными на судах. Простейший из них — гидропривод
прямого действия (рис. 5.19, а), у которого шток гидроцилиндра 3
шарнирно закреплен на кронштейне 2 секции закрытия 1. По
мере выдвижения штока секция поворачивается относительно
своей оси. Гидроцилиндр 5 может быть соединен с секциями за-
крытия посредством рычагов 4 и 6 (рис. 5.19, б), что позволяет
использовать в качестве привода только один гидроцилиндр.
Гидроцилиндр (рис. 5.19, в), составляющий основу большин-
ства гидравлических^приводов, состоит из поршня 10 со штоком 12,
расположенных в корпусе 9 с крышками 7 и 11. Кроме того, в кор-
пусе расположены штуцера 8 для подвода рабочей жидкости и
сапуны для спуска воздуха. На цилиндрической поверхности
поршня имеются проточки под резиновые уплотнительные кольца.
Регулировка базового расстояния между осями проушин штока
и корпуса цилиндра обеспечивается тем, что верхняя проушина
соединена со штоком на резьбе и стопорится гайкой 13.
Перемещение ролика 14 (рис. 5.19, г) между двух направляю-
щих 15 и 16 позволяет приподнять крышку люка 17. Направляю-
щие 18 могут быть ориентированы параллельно оси закрытия,
но при этом они должны быть изогнуты (рис. 5.19, д).
Поступательное перемещение поршня 19 гидропривода
(рис. 5.19, е) может быть преобразовано во вращательное движе-
ние оси 21. При этом рычаг 22, жестко посаженный на оси, пово-
рачивается шатуном 20, шарнирно соединенным с поршнем. Если
корпус такого привода закреплен на комингсе, а ось его соединена
с осью шарнира закрытия, то его можно поворачивать за один
ход поршня.
Высокой компактностью обладает гидравлический шарнир
винтового типа (рис. 5.19, ж). При монтаже он обычно сойме-
275
щается с осью межсекционного соединения. Гидрошарнир вклю-
чает в себя винтовой вал 26, концы которого имеют левую и пра-
вую многоходовые резьбы. На валу установлены две гайки-
поршня 25, входящие в зацепление с резьбами вала и продольными
Рис. 5.19. Гидравлические приводы судовых закрытий.
шлицами корпуса 24. К нему присоединены два цилиндра 23. При
подаче жидкости через центральный штуцер 27 гайки-поршни
перемещаются к концам шарнира. При этом движении вал пово-
рачивается относительно корпуса. Поскольку корпус такого при-
вода неподвижно связан с одной секцией, а вал с другой, то гидро-
276
шарнир поворачивает секции относительно друг друга. Недостат-
ком такого привода является сложность его изготовления. Труд-
ность уплотнения полости цилиндров создает опасность попада-
ния рабочей жидкости в грузовые помещения.
Более простую конструкцию уплотнений имеют лопастные
гидравлические шарниры. Сечение такого шарнира показано на
рис. 5.19, з. Лопастные шарниры, так же как и винтовые, монти-
руются в районе межсекционных соединений закрытия.
Крейцкопфный гидравлический шарнир (рис. 5.19, и) преобра-
зует поступательное движение поршня 34 во вращение хвостика 28
за счет одновременного продвижения цапфы 29 с роликами на
ней 30 по прямолинейным пазам в корпусе 31 и винтовым пазам 32
цилиндрического вкладыша 33. При этом цилиндрический вкла-
дыш проворачивается вместе с хвостиком 28 относительно непод-
вижного корпуса 31.
Рассмотренные выше приводы принято относить к числу основ-
ных. Обычно механизированные закрытия снабжаются также и
аварийными приводами, в качестве которых принято использовать
средства судовой механизации.
При нарушении нормальной работы привода, а также при вы-
ходе из строя источника энергии, его конструкция должна обеспе-
чивать возможность удержания люковых закрытий в промежуточ-
ном положении или их плавное опускание. В системах гидравли-
ческих приводов обычно предусматриваются специальные устрой-
ства, исключающие падение секций при обрыве трубопровода.
Расчет приводов заключается в определении усилий и момен-
тов, необходимых для перемещения закрытий из положения «за-
крыто» в положение «открыто» и обратно. Как правило, расчеты
приводов выполняются статическими методами. Динамические
нагрузки от качки судна учитываются в том случае, когда закры-
тия могут открываться и закрываться в открытом море.
Исходными данными для расчета приводных систем считаются:
собственная масса закрытия, усилия обжатия уплотнительных
прокладок, ветровая нагрузка. Следует также учитывать крен,
дифферент судна и седловатость палубы. Схема расчета усилий и
моментов, возникающих при манипулировании закрытием, за-
висит от типа закрытия и его кинематической схемы.
Съемные закрытия имеют наиболее простую схему расчета.
Расчетными усилиями для грузоподъемного устройства являются
силы веса крышек или отдельных секций.
Для откатываемых закрытий расчет привода достаточно прост,
если не предусматривается поворот секций. Для таких секций
учитываются трение при откатывании крышки, а также угол крена
или дифферента судна. Усилие, необходимое для откатывания
секции, можно определить по формуле
Fо = Pig/Па cos ф.
(5.13)
277
где m3 — масса секции; g = 9,81 м/с’ — ускорение свободного
падения; рх — коэффициент трения катка,
здесь и А — коэффициенты трения качения шарикоподшип-
ника и катка да 0,001; k & 0,05; d, — диаметр дорожки вну-
треннего и наружного колец шарикоподшипника; 6 — диаметр
шарика; D — диаметр катка.
а;
Рис. 5.20. Расчетная схема привода откатываемого закрытия.
Откатываемые закрытия с укрупненными секциями опираются
на катки, одна часть которых связана с приводом, а другая —
не связана. Если QB — сила веса секции закрытия, приходящаяся
на ведущие катки, a QH —-на опорные, то, считая движение за-
крытия равномерным, получим
AjQb cos а — (Qb ф- Qk) sin а pQK cos а = 0, (5.15)
где k2 = 0,1 — коэффициент максимального трения покоя; а —
угол наклона направляющей к горизонту; его предельное значе-
ние, при котором возможно перемещение закрытия вверх, можно
определить по формуле
а — arete ~~
a-arctg Qe + Qk .
Откатываемые закрытия, секции которых складируются вер-
тикально, имеют два характерных положения: первое — начало
страгивания, второе — разворот промежуточной секции; боль-
шее из усилий, возникающих при этом, принимается в качестве
расчетного для привода. Положение секций, соответствующее
278
страгиванию закрытия, приведено на рис. 5.20, а. Уравнения рав-
новесия при этом
i
— S (Rai sin aAi FAi cos aAt + sin aBl + FBl cos aad -f
+ ^t} = 0 (5.16)
Pi — Xj (Rai cos aAi -f- FAt sin aAI -j- RBt cos aBt -j-
4- Pbi sin aBt — GtPrj) — 0, (5.17)
где t — номер секции закрытия; Gt — сила веса t-й секции; aAt
и aBt — углы наклона к горизонту направляющих нисходящей А
Рис. 5.21. Расчетная схема привода
шарнирно-откидного закрытия.
/—4 — содвв аажрытня»
и восходящей В в районе
нахождения i-Ъ секции; RAi,
RB[ — реакции первого и ба-
лансирного катков; FAt, FBi—
касательные составляющие
этих сил; Ря — усилие, не-
обходимое для страгивания закрытия. Для нормальных и каса-
тельных реакций катков справедливо FtJ ~ piRft’ ]' ~ А, В.
Уравнение моментов относительно балансирного катка позво-
ляет определить реакции RAt и RBt. Для первой секции можно
записать
S М„ = RAlAi - FAhAl - Gllt - Р^Р = о, (5.18)
если считать секции не связанными между собой. Для режима стра-
гивания аЛ1 = ав1 = 0.
Разворот промежуточной секции в вертикальное положение
откатываемого закрытия и усилия, действующие при этом, пока-
заны на рис. 5.20, б. Уравнения равновесия составляются по
аналогии с уравнениями, соответствующими страгиванию за-
крытия.
279
Характеристики привода шарнирно-откидных закрытий за-
висят от количества секций и типа разобщающего устройства.
Общим для шарнирно-откидных закрытий является расчет при-
вода четырехсекционного закрытия. Третья и четвертая секции
имеют катки, перемещающиеся по направляющим, в которых для
фиксации закрытия сделаны гнезда с углом наклона стенок уе =
= 70" (разобщающее устройство в закрытии отсутствует)
(рис. 5.21, а). Цель расчета приводных систем такого закрытия —
определить значения реакций и моментов в шарнирах при стра-
гивании.
Для третьей и четвертой секций (рис. 5.21, б) могут быть со-
ставлены следующие уравнения статики:
S Х3 = Q3 л- (R3 г /?4) sin у,, -ф (F3 + F4) COS ус - - Яаз cos as = 0;
(5.19)
Л Zs = (R3 -4 R4) cos yc — (F3 4- F4) sin yc -- /?23sina3 — G3 — G4=0;
(5.20)
2 Л43 = (/?3 -J- R4) sin т<Лз 4- (F3 + F4) cos yc/i3 4- /?3 cos yj3 +
R4 cos yc(4 -f- — G$l3— Giti -|- A43 =0, (5.21)
где 2?гз — реакция отброшенной второй/секции; R3, R4 и F3,
Ft —- нормальные и касательные составляющие реакции направ-
ляющей; Q3 — сила давления резиновой уплотнительной про-
кладки на стыке; G3, G4 — сила тяжести третьей и четвертой сек-
ций; — момент трения в шарнире между второй и третьей
секциями,
Л4зш=₽2з4-^ (5-22)
здесь d3 — диаметр оси шарнира; р3 — коэффициент трения в шар-
нире. Расчетная схема коренной секции закрытия показана на
рис. 5.21, в.
В большинстве случаев под направляющими устанавливаются
разобщающие устройства, которые перед страгиванием припод-
нимают секций закрытия над комингсом. Воспользоваться урав-
нениями (5,19)—(5.20) применительно к расчету закрытий с ра-
зобщающими устройствами можно с учетом того, что угол наклона
стенок гнезда направляющий ус = 0°. При этом искомыми вели-
чинами являются Rsv R3, R,, a3 и Л1^.
В случае применения разобщающих устройств расчетным (для
приводной системы) может быть положение первых двух секций,
близкое к вертикальному. Однако при этом должны учитываться
усилия от ветровой нагрузки, принимаемые равными произве-
дению давления скоростного напора на высоте 10—15 м для
шквального ветра 200—300 Н/м2 на площадь проекции большей
секции на плоскость, параллельную комингсу, к которому отки-
дывается закрытие. Аэродинамический коэффициент лобового
сопротивления сл = 1,2.
280
У сдвигаемых закрытий коренная секция перемещается на кат-
ках, остальные опираются на зубчатую скользящую рейкч (см.
рис. 5.9). На судне с креном или дифферентом (в зависимости от
направления сдвигания закрытия ф — угол крена или диффе-
рента) усилие, необходимое для перемещения сдвигаемого за-
крытия,
F с = MHgk — raGe) cos q>, (5.23)
где GB, nGc — силы веса коренной и п ведомых секций; pL, kp —
коэффициент трения катка и зубчатой рейки по направляющей;
— коэффициент случайных перегрузок, вызванных перекосом
секций, засорением дорожек и т. д., ktt = 1,2.
§ 5.5- Детали закрытий и их расчет
В состав закрытий входят узлы уплотнений, задрайки,
устройства разобщения крышки закрытий и комингса грузового
проема, катки и т. д., большое разнообразие конструкций которых
является следствием интенсивного развития и совершенство-
вания закрытий.
Задрайки предназначены для обжатия уплотнительных
прокладок закрытий, а также для крепления крышек к коминг-
сам грузовых люков.
Винтовые задрайки можно было встретить на судах, люки ко-
торых обтягивались брезентом 3 (рис. 5.22, а). По кромкам с по-
мощью шины 2 и болта 1 брезент прижимался к комингсу грузо-
вого люка. Крюкообразные винтовые задрайки стали использо-
ваться на металлических люковых крышках (рис. 5.22, 6). Вин-
товые задрайки с угольником (рис. 5.22, а) можно встретить на
откатываемых закрытиях грузовых люков. Подпружиненные вин-
товые задрайки (рис. 5.22, г) удобно крепить к крышке закрытия
на скобах 4. Задрайки с Т-образным штоком (рис, 5.22, д) имеют
набор тарельчатых пружин 5. При обжатии крышки выступы
штока заводят под крючья 6.
Винтовые соединения с мелкими резьбами в морских условиях
быстро разрушаются под действием коррозии. Стремление ук-
рупнить резьбы привело к созданию задраек, обжимающих су-
довое закрытие за один виток (рис. 5.22, г). Предварительный на-
тяг штока таких задраек регулируется гайкой и резиновым амор-
тизатором 7.
Обмерзание задраек значительно затрудняет эксплуатацию
закрытий в условиях обледенения. В этом случае задрайки поме-
щают в специальный контейнер (рис. 5.22, ж). Для бескомингс-
ных водонепроницаемых закрытий грузовых помещений приме-
няют потайные задрайки винтового типа (рис. 5.22, з).
Закладные задрайки удерживают крышку закрытия специаль-
ными чеками, скобами или штырями, устанавливаемыми после
обжатия уплотнения. Простейшая из таких задраек (рис. 5.23, а)
281
состоит из закрепленного на комингсе закрытия рычага 1 с по-
воротной скобой 3, упорного кронштейна 2 и Г-образного крюка 4,
под который после обжатия закрытия заводится скоба 3. Усилие,
необходимое для прижатия крышки закрытия к комингсу, пере-
дается на рифленую поверхность рычага 1 по стрелке, указанной
на рисунке. Поскольку такое усилие ограничено весом человека,
Рис. 5.22, Винтовые аадрайкн.
эти задрайки применяют только в сравнительно небольших за-
крытиях. Значительные прижимающие усилия можно создавать
при помощи рычага 5 (рис. 5.23, б).
На больших люковых закрытиях крышка прижимается ги-
дравлическим переносным домкратом 6 (рис. 5.23, в). Стопорится
она в таком положении штырями 8, продеваемыми в проушины
на комингсе и в петли соединительных тяг 7. Тяги имеют во две
петли, связанные двухходовым винтом, что позволяет изменять
степень обжатия закрытия.
Эксцентриковые задрайки позволяют выполнить обжатие за-
крытия одним движением. Основным элементом таких задраек
282
является эксцентрик 1 (рис. 5.24, а), шарнирно закрепленный
на штоке 3 и входящий в зацепление с упорами 2, расположенными
на крышке закрытия. Поворот эксцентрика выполняется с по-
мощью съемного ломика 4. Эксцентриситет, создаваемый двух-
щарнирными планками 5 (рис. 5.24, б), соединяющими стакан 6
для переносного ломика со штоком 7, также позволяет обжимать
крышку закрытия одним движением. Такие задрайки имеют вин-
товую пружину, применяемую в качестве амортизатора.
Рис. 5.24. Эксцентриковые задрайки.
Аналогичную кинематическую схему обжатия крышек закры-
тия имеет задрайка, приведенная на рис. 5.24, в. Несколько та-
ких задраек, посаженных на общую тягу 8, могут приводиться
в действие одновременно. Задрайки, приведенные на рис. 5.24, г,
также могут приводиться в действие одновременно с помощью
шарнирного четырехзвенника 9. Задрайки с наружной эксцентри-
ковой поверхностью показаны на рис. 5.24, д, с внутренней —
на рис. 5.24, е.
Клиновые задрайки обычно отличаются высокой надежностью.
Принцип действия простейшей из них (рис. 5.25, а) состоит в том,
что с помощью Г-образного ломика 4 пятка штока 2 надвигается
на клинообразный наплыв 3 под комингсом закрытия. Шток зак-
реплен на кронштейне 1, расположенном на крышке закрытия.
Углубление на клинообразном наплыве, куда попадает пятка
штока, исключает самопроизвольную отдачу задраек. Клиновые
задрайки, прижимающие крышку за счет совмещения отверстий
в проушинах 5 и 6 при горизонтальном перемещении конусного
штыря 7, обычно механизированы (рис. 5.25, б). Задрайки с на-
283
кидным крюком 8 стопорятся с помощью перемещаемого клино-
вого наплыва 9 (рис. 5.25, в). Клиновые эадрайки бескомингс-
ных закрытий обжимают уплотнительную прокладку при сколь-
жении запорного рычага 10 по клиновидной планке 11
(рис. 5.25, г).
Межсекционные задрайки предназначены для обжатия уплот-
нительных прокладок в районе межсекционного стыка закрытия.
Наиболее типичны межсекционные задрайки клинового и экс-
а.) Л-Л
Рис. 5 25. Клиновые задрайки.
центрикового типов. Задрай-
ки наружного расположе-
ния перемещаются обычно
вручную (рис. 5.26, а). Задрайки, расположенные внутри
закрытия, различаются направлением смещения клина, кото-
рый может располагаться поперек уплотнительной проклад-
ки (рис. 5.26, б) или вдоль нее (рис. 5.26, е). Часто прокладка
межсекционного уплотнения обжимается при скольжении
поворачиваемого рычага по клинообразной планке (рис. 5.26, е).
Эксцентриковые задрайки обычно располагаются только внутри
закрытия. Эксцентрик воздействует на обойму уплотнительной
прокладки при поворачивании вала, создавая усилие, обжимаю-
щее уплотнение межсекционного соединения (рис. 5.26, д). Экс-
центрик с шарнирно-закрепленной на нем прижимной планкой
позволяет регулировать предварительное усилие обжатия уплот-
нения. Для этого на эксцентрике предусмотрен винт с гайкой
(рис. 5.26, е, где также приведена последовательность 1—3 об-
жатия межсекционного уплотнения; стрелками показаны направ-
ления усилий, возникающих при этом обжатии).
284
Устройства разобщения уплотнений приз-
ваны исключить перемещение прижатого буртика по уплотни-
тельной прокладке при открывании и закрывании люков. Обычно
устройства разобщения уплотнений предусматриваются на на-
правляющих, в местах, где находятся катки при закрытом люке.
Рис. 5.27. Клиновые устройства разобщения уплотнений.
Эти устройства поднимают катки и одновременно секцию закры-
тия до уровня направляющих, обеспечивая их свободное пере-
мещение.
Устройства разобщения уплотнений клинового типа приве-
дены на рис. 5.27. Такое устройство с клином 1, перемещающимся
по горизонтальным направляющим 4, -поднимает каток 2 и сек-
цию закрытия. Посредством тяг 3 соединяются несколько клиньев,
что обеспечивает одновременный подъем нескольких катков
(рис. 5.27, а). Перемещение планки 5 по наклонным направляю-
щим 6 также вызывает подъем катка 7 (рис. 5.27, б) до уровня на-
правляющих. Катки двух секций могут быть приподняты одно-
временно с помощью устройства разобщения, приведенного на
рис. 5.27, в.
285
Рычажные устройства разобщения обычно состоят из гидро-
цилиндра 1, связанного с рычагом 2 (рис. 5.28, а, б). Они харак-
терны для шарнирно-откидных и откатываемых люковых закры-
тий. На откатываемых закрытиях гидроцилиндры поднимают
Рис. 5.28. Рычажное устройства ряаобщения уплотнений.
Рис. 5.29. Эксцентриковые устройства разобщения уплотнений.
направляющую посредством рычагов. Иногда гидроцилиндры раз-
общающего устройства имеют непосредственное соединение с на-
правляющей (рис, 5.28, в).
Простейшие эксцентриковые устройства разобщения уплот-
нений, показанные на рис. 5.29, а, в, приводятся в действие
усилием ноги (по направлению действия стрелки), а показанные
286
на рис. 5.29, б — посредством съемного ломика 1. Применение
гидропривода в составе эксцентриковых разобщающих устройств
позволяет использовать их при неограниченных массах закрытий.
При этом гидроцилиндр 2 может быть соединен с поворачиваемой
обоймой и катками (рис. 5.29, а), с кривошипно-шатунным меха-
низмом (рис. 5.29, а), а также с парой эксцентрично закрепленных
на крышке закрытия катков одновременно (рис. 5.29, д). Если
пружины приподнимают закрытие по мере ослабления задраек,
то они также могут выполнять роль разобщающего устройства
(рис. 5.29, ж).
Устройства разобщения на бескомингсных люковых закрытиях
располагаются ниже уровня палубы. Крышка закрытия 3
(рис. 5.29, а) с катками 4 приподнимается на направляющей балке 5,
которая закреплена на подвижной каретке 6 и роликами 7 опи-
рается иа корпусные конструкции. Механизм подъема состоит из
гидроцилиндра 10 с блоком 5, гибкой связи 9, перекинутой через
направляющий блок 11.
Разобщающе-задраивающие устройства
призваны совместить в одной конструкции функции двух устройств.
Треугольный рычаг 1 одного из таких устройств имеет изогнутый
хвостовик 2 (рис. 5.30, а) и полосу направляющей 5 под каток 4.
При повороте рычага 1 хвостик 2 входит в зацепление с кронштей-
ном 3 на секции закрытия, а полоса направляющей 5 опускается,
увлекая за собой каток 4 и соответственно всю секцию закрытия.
При опускании участка направляющей 6 боковой штырь 8
поворачивает крюк 11 относительно оси 9 и тот входит в контакт
со штырем 10 (рис. 5.30, б). Находящийся на этом участке каток
закрытая опускается одновременно с направляющей 6. Наклад-
ные щеки 7 обеспечивают перемещение ее в своей плоскости.
Рычаг сложной формы разобщающе-задраивающего устрой-
ства (рис. 5.30, в) включает в себя участок направляющей 13
и уступ 14, входящий в зацепление с кронштейном 15 на катке
закрытия. Уступ 14 увлекает за собой кронштейн 15 при повора-
чивании рычага гидроцилиндром 12, чем и обеспечивается обжа-
тие уплотнительной прокладки закрытия.
Набрасывание скобы 16 на ось катка 17 предшествует приве-
дению в действие разобщающе-задраивающего устройства
(рис. 5.30, г). Опускаемый участок направляющей посредством
наброшенной скобы 16 прижимает крышку к комингсу. Анало-
гичный принцип использован в устройстве на рис. 5.30, д. Только
вместо скобы здесь использован штырь с кольцом 18 и пружин-
ным амортизатором 19.
Направляющая 21 может быть соединена с комингсом закры-
тия посредством шарнирных рычагов 20 (рис, 5.30, е). Оси шар-
ниров установлены под некоторым утлом к линии комингса.
Продольное перемещение направляющей 21 вызывает ее одновре-
менное боковое и вертикальное смещение. При этом хвостовик
направляющей 22 захватывает хвостовик крышки закрытия 23
287
и прижимает его к комингсу люка. В таком устройстве катки
закрытия перемещаются только по плоской направляющей.
Задраивающие устройства могут применяться в комбинации
с приводными системами. Примером такого сочетания может
служить устройство (рис. 5.30, ж), гдр щток приводного гидро-
цилиндра люкового закрытия снабжен коромыслом 24. При
Рис, 5.30. Разобщающе-задраиваимцие устройства.
опускании крышки люка коромысло упирается в фигурную кромку
рычага 25, связанного системой тяг 26 с задрайками клинового
типа.
Уплотнения обеспечивают водонепроницаемость люко-
вых закрытий. К уплотнениям предъявляется большое количество
требований. Так, нагрузки, возникающие при движении судна
на волнении, не должны вызывать смещений уплотнительной
прокладки относительно уплотнительного бурта. Относительные
деформации уплотнительной прокладки, достигающие 20—25 %,
не должны вызывать преждевременного износа прокладки или
ее разрушения. Остаточные деформации должны быть минималь-
ными и не вызывать нарушений проницаемости при многократном
открывании и закрывании люков. Материал уплотнительной
288
прокладки не должен терять упругих свойств при температурах от
—30 до +70°C, ее рабочие поверхности должны быть износо-.свето-,
озоностойкими и не поддаваться воздействию нефтепродуктов.
Совершенствование уплотнений ведется в двух направле-
ниях. Создаются уплотнительные материалы, которые не имели бы
остаточных деформаций при длительной эксплуатации. Кроме
того, предусматриваются более совершенные конструкции уплот-
нительных устройств.
Изготовляются уплотнения в основном из резиноподобных
материалов, которые могут испытывать сжатие до 8—10 % без
9 19 11 12 13 П 15 16 17
Рве. 5.31. Типовые сечеиня уплотнительных прохладах судо-
вых вакрытий.
накопления остаточных деформаций. Деформации корпусных кон-
струкций при изгибе и кручении судна требуют податливости
уплотнительных прокладок до 20—25 %.
Большое значение имеет форма сечения уплотнительных про-
кладок. Это привело к созданию самых разнообразных уплотни-
тельных прокладок, типовые сечения которых показаны на
рис. 5.31. Сечение самого простого уплотнения имеет вид прямо-
угольника /. Обжатие уплотнительных прокладок по прямолиней-
ным кромкам предусмотрено для сечений 2—4, обжатие по пазам
прокладок — для сечений 5, б, Р. Лабиринтное уплотнение 7
рассчитано на контакт с плоскостью. Уплотнение 8 применяется
в качестве дополнительного на люках рефрижераторных судов.
Пустотелые сечения позволяют при обжатии прокладок 10—15
заменить деформации сжатия изгибными, уменьшая тем самым
накопление остаточных деформаций. В пневматических уплот-
нениях деформации сжатия практически отсутствуют. В отличие
от уплотнительной прокладки 16 в прокладке 17 воздухом запол-
нена только внутренняя труба.
Вся линия уплотнения судового закрытия обычно состоит из
типовых элементов, соединенных вулканизацией на стыках.
К уплотнительным пазам прокладки крепятся на клею. Размеры
пазов обычно составляют 32 х 67 и 42 X 67 мм. Примеры типовых
элементов уплотнений приведены на рис. 5.32. Прямолинейные
участки отличаются только поперечным сечением. Угловые меж-
секционные уплотнения различаются в зависимости от конструк-
ции сочленения секций. Для секций, соединенных между собой
шарнирно, используются уплотнения, показанные на рис. 5.32, а, б
10 АивсаяДров М. Н. Цр. 289
(например, на многосекционных шарнирно-откидных люковых
закрытиях). На несочлененных секциях (откатываемых много-
секционных) применяются уплотнения, показанные на рис. 5.32, в,
г. Уплотнения на рис. 5.32, б, д изготовляются из каучуков ни-
триловой основы и могут быть использованы на закрытиях гру-
зовых помещений нефтенавалочных судов. Другие уплотнения
выполняются на неопреновой основе.
Узел уплотнения углового межсекционного стыка показан
на рис. 5.32, д, он состоит йз уплотнительного бурта секции 1
Рис. 5.32. Типовые детали уплотнительных прокладок.
и комингса грузового проема. Уплотнительную прокладку 2
линейного участка дополняет коротыш 3 с одной стороны меж-
секционного стыка и угловой вкладыш 4 с другой.
Возможны два варианта обжатия уплотнительных прокладок
судовых закрытий. В первом случае обжатие происходит до тех
пор, нока жесткая конструкция крышки не соприкоснется с коминг-
сом грузового проема, во втором — металлические детали крышки
и комингса не соприкасаются. Выбор варианта обжатия уплотне-
ния зависит от типа закрытия, а также от упругих показателей
материала и типа уплотнения.
Наиболее часто встречающиеся типы уплотнений показаны
На рис. 5.33. Уплотнения с прямоугольным сечением 1—3, 13,
14 при различной ориентации уплотнительного бурта наиболее
распространены. Уплотнения, обжимаемые по наклонным кром-
кам угловой полосой 4 и наклонными плоскостями буртов, могут
быть однорядными 5, 6 и двухрядными 7, 8. Пустотелые уплот-
нительные прокладки могут быть обжаты плоским торцом сосед-
ней секции 5, уплотнительным буртом 10 или уплотнительной
прокладкой ближайшей секции 11, 12. Уплотнения с пазом на
рабочей поверхности выполняются под профилированный бурт 15,
290
16. Своеобразный профиль уплотнительного бурта необходим
и для многополосных прокладок 17, 18. В двухрядном уплотне-
нии 19 одна прокладка (прямоугольная) обеспечивает водонепро-
ницаемость, вторая необходима для сокращения тепловых потерь
в охлаждаемых грузовых помещениях. Для сдвигаемых закрытий
характерно уплотнение из толстостенной резиновой полосы 20.
Уплотнение 21 обеспечивает водонепроницаемость по торцам гоф-
рированных наматываемых закрытий.
Пневматические уплотнения допускают большие перемещения
рабочей поверхности без накопления остаточных деформаций
материала. Такие уплотнения выполняются пустотелыми и замк-
нутыми. При его обжатии давление находящегося внутри воздуха
повышается до 0,05 МПа, что обеспечивает надежность уплотне-
ния даже при криволинейной кромке уплотнительного бурта
(рис. 5.34, а). Обжатие пневматического уплотнения может быть
10* 291
Рис. 5.35. Пневматическое уст-
ройство разобщения уплотне-
ний, совмещенное с системой
пнеамоуплотнення закрытий.
осуществлено как за счет сил собственного веса закрытия, так
и с помощью продольной щеки (рис. 5.34, в).
Расклинивание упругих эластичных уплотнений между верти-
кальными стенками комингса и крышки закрытия (рис. 5.34, б)
распространения не получило. Пнев-
матические конструкции уплотнений
используются в различных вариан-
тах, например в виде дополни-
'Тёльного уплотнения (рис. 5.34, а).
Надежность пневматических уплот-
нений может быть повышена
за счет использования защиты в
виде профилированного протектора
(рис. 5.34, д) или протектора из ли-
стового резинотканевого материала
(рис.5.34, е).
Нашли применение на судах пнев-
матические уплотнения, в полость
которых подается сжатый воздух из
судовой магистрали. Пневмосистемы
таких уплотнений иногда совмещаются с пневматическими приво-
дами задраек или устройств разобщения уплотнений (рис. 5.35).
Совмещение пневмосистемы уплотнения с приводом устройства раз-
общения позволяет приподнять секцию закрытия 1 и одновременно
Рис. 5.36, Подвижные уплотнения.
с этим убрать избыточное давление из полости уплотнения 2.
Причинами, препятствующими широкому распространению
пневматических уплотнений, являются их легкая повреждаемость
и сложность ремонта в судовых условиях. Небольшие горизон-
тальные смещения крышек люковых закрытий могут привести
к истиранию уплотнительной прокладки. Такие смещения воз-
292
ннкают при бортовой качке особенно часто, если на крышках
расположен груз, например контейнеры. Для ограничения этих
смещений применяют боковые упоры в виде конических отливок
Подвижная система уплотнений практически исключает износ
уплотнительных прокладок. В этом случае уплотнительные про-
кладки располагаются иа отдельной раме 4, прижимаемой к уплот-
нительным буртам пружинами 2 (рис. 5.36, а). Водонепроницае-
мость между уплотнительной рамой и крышкой закрытия 1 обес-
печивается гибким ограждением 3, которое дает возможность
перемещать уплотнительную раму в вертикальной плоскости
с помощью гидроцилиндров. При закрывании люка достаточно
разгрузить гидроцилиндры и пружины равномерно прижмут
уплотнение к комингсу. Подвижные системы уплотнений имеют
ряд разновидностей. Гибкое ограждение иногда заменяют более
широкой уплотнительной прокладкой, обжимаемой двумя бур-
тами 5 (рис. 5.36, б), или используют двухконтурное уплотнение
(ряс. 5.36, в).
Каждое задраивающее приспособление грузового люка должно
быть рассчитано на действие на него усилия F, кН,
F = -Ь (4.4Q 4- 7р1Р) - ЮЛ (5,24)
где га — количество задраек, расположенных по периметру 1Р, м,
грузового люка; Q — общая масса крышек закрытия, кг; р —
давление уплотнительной прокладки при обжатии ее на макси-
мально возможную глубину, р 2? 49 Н/см. Величина F, определяе-
мая согласно (5.24), должна быть не менее 40 кН.
При транспортировке на крышках грузовых люков контей-
неров задраивающие устройства или упоры выравнивающих точек
должны быть рассчитаны на воздействие инерционных горизон-
тально направленных нагрузок к диаметральной плоскости
судва Fp, кН,
Fp = (86,3 — 0.065L) (nR + Q). 10"1 (5.25)
и нагрузок, направленных параллельно диаметральной плоско-
сти судна Fq, кН,
F« = 2,26 (га/? 4- Q). КГ», (5.26)
где R, Q — масса контейнера и масса закрытия люка, кг; L 2»
180 м — длина судна, м; га — число контейнеров, установ-
ленных на данном закрытии.
Каждое задраивающее устройство закрытий грузовых помеще-
ний, в которых попеременно перевозятся сухие грузы и жидкие
наливом, должно быть рассчитано на большее из усилий Fx или
Fa, кН,
Fi = v [4,4G 4- 2,94Мя (&л + 2г 4- 2^)) 1О-3; (5.27)
Fa = ^~M«4-44, (5.28)
293
где G — масса крышек закрытия, кг; я — общее чило задраек
данного люка; kx = С — 0,75ft 0; 1„, Ьл — длина и ширина
люка, м; h — возвышение обшивки закрытия над уровнем палубы, м;
С — расстояние от продольного комингса люка до обшивки борта
или бортовой цистерны, измеряемое на уровне палубы, м.
Задраивающие устройства, расположенные на продольном
комингсе люка, должны быть рассчитаны на действие уси-
лия F3, кН,
Л ~ (1,136я + 1,72 г + 1.72^ + 35,3,
где а — расстояние между задрайками, м; и С — 2,14ft 5= 0.
Для разобщающих устройств расчетной нагрузкой являются
силы веса секций закрытия, которые необходимо приподнимать
перед началом открывания грузового люка.
§ 5.6. Классификация} общее устройство
аппарелей и рамп
Появление транспортных судов с горизонтальной гру-
зообработкой связано с развитием единых транспортных систем,
важным элементом которых являются трейлеры и различные виды
колесной техники.
Суда с горизонтальным способом грузообработки отличаются
большой производительностью грузовых операций, которая су-
щественно сокращает стояночное время. Перемещение груза при
погрузке и выгрузке, а также с палубы на палубу осуществляется
с помощью аппарелей, Эти устройства чрезвычайно разнооб-
разны, отличаются большой конструктивной сложностью и про-
должают совершенствоваться 113].
Различают три типа судов с горизонтальной грузообработкой:
автомобиль но-пассажирские паромы, специализированные и уни-
версальные транспортные суда. Автомобильно-пассажирские па-
ромы предназначены для транспортировки пассажиров с их
личными автомобилями и небольших партий грузовых автомоби-
лей с коммерческими грузами. Специализированные транспортные
суда используются для перевозки автомобилей и других видов
колесной техники, отличающейся большой удельной погрузочной
кубатурой. Эти суда имеют развитую сплошную надстройку и
большое количество грузовых палуб. Универсальные суда с го-
ризонтальной грузообработкой используются для перевозки гене-
ральных грузов, контейнеров, трейлеров, автомобилей, колесно-
гусеничной техники, а также длинномерных грузов и пакетирован-
ных лесоматериалов [92].
На рис. 5.37 показаны устройства, характерные для автомо-
бильно-пассажирских паромов и универсальных судов с горизон-
тальной грузообработкой. На паромных судах носовая 2 и кор-
мовая 7 аппарели обеспечивают сквозной проезд автомобилей.
Закрытия кормовых грузовых проемов б, 9 обычно откидываются
294
вверх» носовой проем закрывается еще и обтекателем 7 для со-
хранения требуемой транспортным судам формы носовой оконеч-
ности. Погрузка багажа пассажиров, почтовых грузов выпол-
няется вилочными автопогрузчиками, движущимися по борто-
вым аппарелям 4 внутрь судна. Такие грузы могут подаваться
ленточными транспортерами через бортовые лацпорты 5. Переме-
щение автомобилей с палубы на палубу осуществляется подъем-
никами 3, которые значительно компактнее внутритрюмных
аппарелей.
Рис. 5.37. Общая схема устройств, обеспечивающих горизонтальную
грузообработку судов.
Для универсальных транспортных судов с горизонтальной
грузообработкой используются более производительные аппа-
рели 8. Передвижение колесной техники с палубы на палубу
осуществляется по внутрисудовым аппарелям 10, палубный проем
которых имеет закрытие 11. Часто сами внутрисудовые аппарели
являются закрытиями грузовых проемов в палубах. Для пере-
мещения грузов на верхнюю открытую палубу в ней предусма-
триваются выездные проемы, имеющие герметизированные за-
крытия 12, аппарели или пандусы. Непотопляемость судна при
сохранении горизонтальной схемы погрузки обеспечивается по-
перечными переборками с герметично задраивающимися грузо-
выми проемами 15.
Повысить скорость грузообработки можно, используя портовое
крановое оборудование. Этим объясняется появление на судах
с горизонтальной грузообработкой обычных люков 14, которые
не выступают над уровнем палубы. Пакетированные грузы могут
загружаться через бортовые лацпорты 13.
По назначению аппарели делятся на береговые, обеспечива-
ющие транспортное сообщение судна с причалом, н внутрисудо-
295
вые, дающие возможность перемещать грузы с одной палубы на
другую. Береговые аппарели различаются: по размещению на
судне — носовые, кормовые, бортовые; по ориентации относитель-
но диаметральной плоскости судна — осевые, угловые; по типу
привода — электрические, электрогидравлические, гидравличе-
ские; по типу конструкции—поворотные, телескопические, одно-
секционные, многосекционные^''
Ряс, 5.38. Схену размещения аппарелей на судах с горизонтальной грузообра-
боткой.
Наиболее распространенные случаи расположения аппарелей
приведены на рис. 5.38. Схема с носовой осевой аппарелью
(рис. 5.38, а) существенно усложняет конструкцию носовой око-
нечности. При этом повышаются требования к точности подхода
судна к причалу с его фиксацией. Носовые осевые аппарели яв-
ляются единственно возможными для железнодорожных паромов.
Для транспортных судов можно рекомендовать носовые поворот-
ные (рис, 5.38, 6} и телескопические (рис, 5,38, в) аппарели. Бор-
товые аппарели могут быть угловыми (рис. 5.38, г) или прямыми
(рис. 5.38, д). Две симметрично расположенные угловые аппарели
(рис. 5.38, е) позволяют вести грузообработку судна с каждого
из бортов. Осевые кормовые аппарели выполняются одиночными
(рис. 5,38, ж), сдвоенными (рис. 5.38, в) и даже строенными
(рис. 5.38, и), что позволяет повысить рядность движения при
грузовых операциях- Двухъярусные аппарели (рис. 5.38, к) обе-
спечивают одновременную погрузку на две палубы, однако могут
использоваться только со специальными береговыми рампами. *
С помощью кормовых угловых аппарелей (рис. 5.38, л) произво- t
дятся грузовые операции с одного борта (как правило, с правого).
296
Полуповоротные аппарели сочетают в себе свойства угловых и
осевых (рис. 5.38, м). Кормовые поворотные аппарели (рис. 5.38,я)
обеспечивают грузовые операции с любого борта и с кормы.
На судах с горизонтальной грузообработкой можно встретить
различные сочетания аппарелей. Например, в корме могут быть
расположены угловая и осевая аппарели (рис. 5.38, о) или две
угловых (рис. 5.38, п). Часто в таких сочетаниях аппарели обе-
спечивают въезд на палубы разного уровня.
Внутрисудовые аппарели по назначению подразделяются на
аппарели-подъемники и аппарели-закрытия грузовых помещений.
По конструкции они могут быть прямыми, S-образными и сочле-
ненными. Привод внутрисудовых аппарелей, как правило, ги-
дравлический.
Кинематические схемы внутрисудовых аппарелей показаны
на рис. 5.39. Прямая аппарель с шарнирным закреплением конца
(рис. 5.39, а) — наиболее распространенный тип внутрисудовых
аппарелей, применяемых на универсальных судах с горизон-
тальной грузообработкой. Шарнирно-подвижное закрепление
конца аппарели (рис. 5.39, б) характерно для S-образных аппа-
релей, обеспечивающих загрузку автомобильных платформ. Шар-
нирно-подвижное крепление аппарели позволяет подтягивать
ее к вышестоящей палубе, а освободившееся пространство исполь-
зовать для размещения крупногабаритных грузов, грузовых
автомобилей, контейнеров. Внутрисудовые аппарели с незакреп-
ленными концами (рис. 5.39, в) могут освобождать палубный проем
для работы крана или другого грузового устройства. Внутрису-
довые аппарели многопалубной грузообработки (рис. 5.39, г)
обеспечивают доступ на верхнюю 1 или нижерасположенные па-
лубы 3, 4, а также на автомобильную платформу 2. Аппарели
такого типа применяются на крупных многопалубных судах
с горизонтальной погрузкой, в том числе на автомобилевозах.
Общее устройство кормовых аппарелей показано на рис. 5.40.
Угловая кормовая аппарель (рис. 5.40, а) состоит из ведущей
секции 1, ведомой секции 4 и опорного основания 5, которое
принято считать отдельной секцией. Ведущая и ведомая секции
соединены между собой межсекционным шарниром 2. Привод
межсекционного шарнира состоит из лебедки 10 и трособлочного
полиспаста 6. Ведущая секция удерживается полиспастами 11
и лебедками 14. С их же помощью аппарель подтягивается к опор-
ным колоннам 13 при установке в походное положение. Гидро-
домкраты 12 служат для начального вываливания ведущей сек-
ции. В нерабочем положении аппарель удерживают фиксаторы 15.
Изменение угла между ведущей и ведомой секциями в рабо-
чем положении аппарели осуществляется поворотом опорного
рычага 7, опирающегося на кронштейн 3. Опорный рычаг 7 при-
водится в действие гидродомкратом 9. Критические углы между
ведущей и ведомой секциями аппарели при ведении грузовых
работ фиксируются с помощью конечных выключателей 8. Выклю-
297
298
Ряс. 5.40. Общее устройство кормовых аппарелей судов с горизонтальной
груаообработкой.
299
чателй связаны с системой сигнализации и предупреждают о воз-
можном касании аппарелью припала. Энергообеспечение лебедок
межсекцйоаяого привода 10, гидродомкрата 9 осуществляется
с борта судна. Рабочая жидкость подается к ним по гибким в районе
коренного шарнира 16 шлангам 17s''
Осевая кормовая аппарель (рйс. 5,40, 6) состоит из опорного
основания 5, ведущей секции л являющейся и закрытием грузо-
вого проема. Подъем и опускание аппарели производятся с по-
мощью канатных трособлочных полиспастов 11. Их ходовые концы
заведены на барабаны лебедок 14. Блоки полиспастов и упоры 20,
ограничивающие поперечные перемещения аппарели в походном
положении, установлены на мачтах 13. В нерабочем положении
аппарель подтягивается лебедками 14 к комингсу грузового про-
ема 18 и прижимается к нему гидравлическими домкратами 19.
В таком положении аппарель закрепляется винтовыми фикса-
торами 15. Захваты прижимных домкратов и фиксаторов соеди-
няются с крепежными скобами ведущей секции, проходя через
отверстия 21 в ее настиле.
Осевые аппарели наиболее просты. Чаще других они выпол-
няются без межсекционного привода и эксплуатируются совместно
с береговыми ра?лпами. Конструкция трехсекционных аппарелей
в значительной степени определяется типом межсекционяого
соединения, в который входят межсекциоиный привод, устройство
изменения угла между ведущей и ведомой секциями, межсекцион-
ный шарнир.
На рис. 5.4! показаны основные типы межсекционных соеди-
нений. Трособлочные полиспасты распространены в качестве
межсекционного привода на крупных аппарелях. Шкивы поли-
спастов должны отстоять на некотором удалении от оси соеди-
няющей секции. Если ось одного шкива закреплена на ведомой
секции, то ось другого располагается на консоли ведущей секции
(рис. 5.41, а). На консоли 1 находится кронштейн 5, явля-
ющийся опорой при эксплуатации аппарели совместно с берего-
вой рампой. В таких случаях аппарель не раскладывается. Ле-
бедка 4 трособлочного полиспаста 2 располагается на ведущей
секции. Изменение угла между секциями производится с помощью
гидродомкрата 3. Аналогичную конструкцию имеет узел меж-
секционяого соединения, изображенный на рис, 5.41, О. Однако
изменение угла между секциями лролззоптся гпдродомкратом 3,
расположенным перпендикулярно к оси консоли ведущей секции.
Гидродомин ат связан с рычагам 6, который шарнирно закреплен
на ведущей секции и опирается па кронштейн 7. Кронштейн рас-
положен на ведомой секции.
Ось одного из шкивов полиспастного межсекциопного привода
может быть закреплена на ведущей секции, тогда ось второго
располагается та консочи ведомой секции (рис. 5.41, д). Такая
компоновка межсекционяого узла позволяет располагать лебедки
полиспастного привода на судне, а ие на ведущей секции, Устрой-
300
ство изменения угла между секциями состоит из гидродомкрата 3
и упорного кронштейна 9.
Лебедка межсекционного привода 4 и один из шкивов поли-
спаста располагаются на рычажной консоли 10 (рис, 5.41, а).
Рас, 5.41. Основные типы межсекционных соединений.
Ее положение относительно ведущей секции регулируется гидро-
цилиндром 3. Рычажная консоль 10 имеет общую ось с межсек-
ционным шарниром. Она же выполняет функции устройства изме-
нения угла между секциями, приводом которого является ги-
дроцилиндр 3.
При раскладываний аппарели ведущая секция удерживается
трособлочными полиспастами 3. Один из шкивов закрепляется
непосредственно на ведущей секции. Расположение шкива ка-
301
наглого полиспаста ведущей секции на треугольном межсекцион-
ном рычаге 11 позволило объединить межсекционный привод
с устройством изменения угла между секциями (рис. 5.41, д}.
Рычаг И шарнирно закреплен на межсекционной оси и с помощью
гидродомкрата 3 соединен с ведомой секцией.
Межсекционный привод в виде парных гидроцилиндров также
позволяет изменять угол между секциями в рабочем положении
аппарели. В конструкции межсекционного узла, изображенного
на рис. 5-41, е, это достигается соединением гидроцилиндра 12
ведущей секции с гидроцилиндром ведомой 13 через кулису 14.
Гидроцилиндры шарнирно соединены с кулисой и секциями аппа-
рели. Кулиса имеет общую ось вращения 15 с секциями аппарели.
Межсекционный узел (рис. 5.41, ж), состоящий из пары разно-
Ходовых гидроцилиндров, верхнего 16 и нижнего 17, также может
изменять угол между секциями аппарели, находящейся в рабочем
положении. Места крепления гидроцилиндров выбраны так, чтобы
создаваемый ими момент относительно межсекционной оси был
наибольший на всех стадиях раскладывания аппарели.
Сравнительно небольшие трехсекционные аппарели не склады-
ваются в походном положении, следовательно, не имеют межсек-
диошгого привода. На таких аппарелях (рис. 5.41, з) устанавли-
вается только гидроцилиндр 18 для изменения угла между сек-
циями аппарели в процессе слежения за относительными уров-
нями между въездной площадкой судна и причалом.
Тип межсекционного соединения влияет на конструкцию сочле-
няемых секций, их весовые характеристики и общую кинема-
тику аппарели. Для полуповоротных и поворотных аппарелей
не менее важным является выбор типа поворотного механизма.
Привод поворота аппарели (не определяя ее конструкции) суще-
ственно влияет на монтаж аппарельного устройства на судне.
Поворот аппарели в горизонтальной плоскости можно осуще-
ствлять с помощью лебедок, удерживающих ведущую секцию.
Блоки полиспастного привода должны быть установлены на строго
определенном расстоянии (рис. 5.42, а). Если ширина аппарели Ь,
расстояние от оси поворота аппарели до точки крепления блоков
полиспастного привода и угол поворота на каждый борт а,
то расстояние между точками крепления верхних направляющих
блоков Ьк должно быть не менее
&в 2/к sin a -f- Ъ cos а. (5.29)
Одноцилиндровые гидравлические приводы чаще применяются
на аппарелях полу поворотного типа (рис. 5.42, б). В таких кон-
струкциях гидроцилиндр 3 крепится к аппарели 1, а его шток
к коренной секции 4, относительно которой аппарель поворачи-
вается на угол до 45° относительно оси 2.
Двухцилиндровые гидравлические приводы более произво-
дительны, исключают перекосы, однако требуют синхронного
управления. Гидроцилиндры 3 (рис. 5.42, в) шарнирно закреплены
302
на корпусе судна и общей траверсе 5 коренной секции аппарели.
Траверса закрыта полукруглым настилом 6 на уровне въездной
площадки.
Рис. 5.42. Общие схемы механизмов поворота аппарелей.
Аналогично действует двухцилиндровый привод в составе ме-
ханизма поворота аппарели, изображенного на рис. 5.42, г. По
303
двум дугообразным пазам 7, сделанным в палубе судна, гидро-
цилиндры 3 перемещают ползуны 8, укрепленные на нижней
части ведущей секции аппарели. Пазы выполнены так, что позво-
ляют поворачивать аппарель на каждый из бортов. Поворотные
приводы с гидроцилиндрами, непосредственно связанные с корен-
ной секцией (поворотным основанием), располагаются под насти-
лом въездной площадки судна. Это затрудняет их монтаж, обслу-
живание и ремонт.
Гидрополиспастный привод позволяет устанавливать гидро-
цилиндры на значительном удалении от коренной секции аппарели.
Такой привод изображен на рис. 5.42, д. Поворот производится
двумя гидроцилиндрами 9, соединенными системой тросов 10
с аппарелью 1.
Секторно-зубчатые приводы просты и надежны (рис. 5.42, е).
Электродвигатель через редуктор приводит во вращение ше-
стерню 11, входящую в зацепление с зубчатым сектором коренной
секции 12, и поворачивает ее на требуемый угол. Сложность изго-
товления зубчатого сектора, соизмеримого с шириной аппарели,
несколько ограничивает применение такого привода.
Конструкции аппарелей существенно зависят от оборудован-
ное™ причала. Специализированные причалы обычно имеют
рампы, которые позволяют упростить конструкцию судовых аппа-
релей и уменьшить их размеры. Суда с аппарелями, рассчитан-
ными на совместную работу с береговыми рампами, в необорудо-
ванных портах теряют универсальность, так как ограничены
в ведении грузовых операций.
Существуют две тенденции развития средств, обеспечивающих
горизонтальную грузообработку судов. Первая — стандартиза-
ция рамп в портах мира. Их постоянная эксплуатация и суще-
ственное упрощение судовых аппарелей могут дать определенный
экономический эффект. Вторая — использование только аппаре-
лей. Это вызвано стремлением судовладельцев не «привязывать»
свои суда только к оборудованным портам.
Конструкции береговых рамп разнообразны. Простейшие из
них представляют собой бетонированный уклон на причале, на
который должна опускаться судовая аппарель (рис. 5.43, а).
Довольно распространены рампы в виде моста, один конец ко-
торого опирается на причал, второй на опоры, оборудованные
подъемником (рис. 5.43, б). Подъемник изменяет угол наклона
рампы по мерс загрузки судна или изменения уровня воды при
приливах и отливах. Часто рампы устанавливаются на понтонах.
Наклон рампы регулируется подъемниками (рис. 5.43, в), гидро-
домкратами (рис. 5.43, г) или лебедками, удерживающими сво-
бодный конец рампы на мертвом якоре (рис. 5.43, 5). Повысить
интенсивность грузообработки позволяют многоярусные рампы,
сочетающие бетонированный уклон на причале для приема аппа-
рели одной из палуб с регулируемой подъемником наклонной
площадкой для аппарели вышестоящей палубы (рис. 5.43, е).
304
Рис. 5.43. Коаструктнвные схемы береговых рамп.
305
С помощью аппарелей также-межно обеспечивать выгрузку на
воду, на ледяной припай и проводить грузовые операции на не-
специализированных причалах.
§ 5.7. Проектирование аппарелей
Тип и размеры аппарелей выбираются в зависимости от назначения
судна и проектной интенсиваостн грузовых работ. Для начала необходимо знать
типы и характеристики колесной техники, используемой В грузовых операциях
(см. главу 4). Для сравнительно небольших судов, у которых перевозимые грузы
малопартионны и одновременные погрузо-разгрузочные работы не предусматри-
ваются, тип колесной техники позволяет непосредственно определить ширину
аппарели. Для крупных универсальных судов ширина аппарели выбирается
по так называемому контейнерному эквиваленту. Считается, что судно загру-
жается только двадцатифутовыми контейнерами. Если число контейнеров, при-
нимаемых судном,^ равно то число автопогрузчиков, участвующих в гори-
зонтальной грузообработке судна,
Л0-», (5.30)
‘ гр
где Тгр — время, отводимое на грузовые операции судна и измеряемое восьми-
часовыми рабочими сменами, ч; —средняя продолжительность доставки кон-
тейнера с терминала на судно, мин.
Число автопогрузчиков, обрабатывающих судно, может быть определено
также и по наибольшей интенсивности их движения исходя из минимального
интервала между ними At,:
я„ (д/(2 Д/д). (5.31)
Если число автопогрузчиков, определенных согласно (5.30), превышает лп
(5.31), то ширину аппарели целесообразно принимать такой, чтобы был обеспечен
проезд груженых автопогрузчиков в одном направлении и порожних в обратном.
Расчет количества погрузчиков по контейнерному эквиваленту носит услов-
ный характер, однако он позволяет получить зависимость между размерами
аппарели и интенсивностью грузовых операций. Аналогично определяется коли-
чество автопогрузчиков по автомобильно-трейлерному эквиваленту, согласно
которому предполагается, что горизонтальная грузообработка ведется только
автомобилями при одновременной погрузке и разгрузке.
Возможные схемы движения колесной техники на примере осевых аппарелей
показаны на рис. 5.44, а. В заиисимости от типа транспорта и порядка движе-
ния ширина аппарели может колебаться от 5 до 12 м. При проектировании угло-
вых, поворотных и полуповоротных аппарелей необходимо учитывать возмож-
ность маневрирования транспорта в момент перемещения с аппарели иа палубу
судна. Для маневрирования колесной техники необходимо расширение проезжей
части. На рнс. 5.44, б показаны размеры проезжей части, необходимой для по-
ворота грузового автомобиля и тягача с роллтрейлером, а также при зигзаго-
образном движении; здесь же даны размеры проезда, необходимого для маневри-
рования фронтального автопогрузчика с двадцатифутовым контейнером.
Длина аппарели зависит от перепада высот причала относительно въездной
площадки судна и угла ее наклона. Угол наклона аппарели, в свою очередь,
зависит от типа перемещающейся по ней колесной техники. При углах наклона
аппарели свыше -8° движение роллТрейлеров затруднено за счет ограниченного
клиренса или ограниченного просвета консольной части (рнс. 5.44, в). Предель-
ный угол наклона аппарели а можно определить, если известны клиренс транс-
порта Ли и расстояние между его осями /0:
а < arctg — rg-,
а(^о-а)-лк
где « — расстояние самой низкой точки подвески транспортного средства от оси.
306
Для S-образных внутритрюмных аппарелей, предназначенных для въезда
легковых автомобилей на платформы, угол наклона может быть увеличен до 2(Г
(рис. 5.44, г). Радиус сопряжения плоскостей настилов палубы и аппарели дол-
жен быть не менее определяемого по формуле /?»le^^2sin-g-^—г, где г—
радиус колеса легкового автомобиля, м; 1g — расстояние между его осями, и;
а —угол наклова аппарели.
Рис. 5.44. Возможные схемы движения транспортных средств, опреде-
ляющие размеры аппарелей и углы их наклона.
Длина осевых аппарелей зависят от максимального угла наклона н отноше-
ния высоты причала Я к осадке судна d. Если Яж — возвышение въездной пло-
щадки над основной плоскостью судна, то длина осевой аппарели должна быть
не менее
LgB =----------:---------Ь
sin а
(5.32)
где ha — высота опорного основания аппарели, м.
Длина поворотных и полуповоротных аппарелей выбирается как наиболь-
шая величина из условий осевого и углового положений. Для осевого положения
длина определяется по формуле (5.32). В угловом положении ограничивающими
факторами являются условие размещения аппарели на судне (относительно ДП)
и угол наклона, измеряемый у коренного шарнира вниз от горизонтали (судно
порожнем);
^--тг?-т-[Я.-Я-^-Л-ЛЛ(9)-ЛЛ(ф)1, (5.33)
«Ш (*
где Дй (0), Дй (ф) — понижение коренной осн аппарели вследствие креиа в диф-
ферента судна, вызванных перемещением груза, и.
307
Если ось вращения поворотного основания смещена от диаметральной пло-
скости на величину у, м, в стороиу''причала, то длина расположенной таким
образом аппарели должна быть не менее
, В + 2(Д —j?) + ftacos<p
L1----------2 sin a sin ф------>
где В, b ширина судна и аппарели, м; ф — угол поворота аппарели относи-
тельно диаметральной плоскости судна; Д максимальное расстояние между
линиями борта и причала.
Рис. 5.45- Исходные данные для проектирования аппарелей.
Больший из определенных согласно (5.33) и (5.34) размеров аппарели при-
нимается в качестве расчетной длины поворотной или полуповоротнон аппарели.
Большинства аппарелей должно обеспечивать горизонтальную грузообра-
ботку судна при положении его въездной площадки ниже уровня причала. Такне
аппарели выполняются трехсекциоиными. Длина ведущей секции
I — ба COS ф — 2у
1 2 sin ф51П а
Длина ведомой секции должна быть не менее
ls = —b-S- + -±-.
tg ф sin ф
Суммарная длина ведущей и ведомой секций трехсекцнонной поворотной или
полуповоротной аппарели не должна быть меньше величины, определяемой со-
гласно (5.33). В зависимостях (5.32)^(5.36) размеры опорного основания не учи-
тывались.
303
(5.35)
(5.36)
Длина угловых аппарелей также определяется с учетом угла наклона, диа-
грамм высот причала и условий расположения аппарели на судне. Для угловых
аппарелей проверяется кинематика раскладывания. Эго необходимо для того,
чтобы установить, не является лн причал препятствием приведения аппарели
в рабочее положение.
Пример диаграммы высот причала приведен на рис. 6.45, а. По данным
диаграммы можно получить два характерных положения судна относительно
заданных высот причала. Одно из них соответствует положению судна в полном
грузу. При этом аппарель расположена так, что ведомая секция параллельна
плоскости пирса, а ведущая секция наклонена вниз от нее. Тогда длина ведущей
секции может быть определена по выражению (5.35). Если учесть, что ось аппа-
рели наклонена к оси коренного шарнира (ip « 80°), то определяет расстояние
от оси шарнира до причальной стенки (рис. 5.45,6).
Посадка порожнего судна у причала заданной высоты определяет второе
характерное положение аппарели. При этом въездная площадка судна возвы-
шается над плоскостью пирса, а плоскости ведущей и ведомой секций совпадают.
Совместная длина ведущей и ведомой секций определяется согласно (5.33). Длина
ведомой секции может быть найдена по (5.36).
Такой подход к определению размеров угловых аппарелей гарантирует,
что при промежуточных посадках причал не станет препятствием для грузовых
операций судна.
Площадь опорного основания определяется по допустимой нагрузке на
причал {^], обычно эта величина не превышает 20 кПа. Площадь опорного осно-
вания аппарели должна быть не меяее f0 ~ Qt + 0,5Ga/[^J, где QT — нагрузка
на причал от въехавшего на аппарель транспортного средства, кН; Ga — нагрузка
на причал от веса аппарели, кН.
Форма опорных оснований в плане может быть различной. Для осевых аппа-
релей опорное основание выполняется в виде прямоугольника, и если 6а — ши-
рина аппарели, длина ее опорного основания (оп = Опорные основания
поворотных аппарелей имеют в плане вид пятиугольника (рис. 5.45, а). Длвна
Прямоугольной' части основания а0 = (f0 — 0,256й), высота треуголь-
на
ной части Ло « 6а/2.
Для угловых аппарелей применяются опорные основания с более сложными
очертаниями (рис. 5.45, а). Если задаться отношением длин участков опорного
основания, разграниченных осью опорного шарнира а^с^— п (я— 14-3,5),
то протяженность одного участка можно выразить в зависимости от другого как
Г . , , „ , , ,.2 , 2n* Bfosin^smE
з1п(фЧ-|)^-6а(н-Ь1)+ у 6t(»+ir+ S1n(ifr + E)"
п2 sin ip sin £ ’
где f0 — площадь опорного основания, мг; 6а — ширина аппарели, м; угол
5 = 20°.
В зависимости от типа межсекциояяого привода различают две характерные
последовательности приведения аппарели в рабочее положение. При первой
сначала освобождается от походного крепления ведомая секция н поворачи-
вается на угол около 100—110°. Затем поворачивается ведущая секция и за счет
постепенного увеличения межсекциопного угла опорное основание укладывается
на причал. Такая последовательность приведения аппарели в рабочее положение
возможна для межсекционных приводов, изображенных на рис. 5.41, е, ж.
При второй — сначала ведущая секция отклоняется от вертикального положения
на некоторый угол и только после этого осуществляется поворот ведомой секции
относительно межсекционного шарнира. Раскладываемая таким образом аппа-
рель опускается своим основанием на причал. Такая последовательность приве-
дения аппарели в рабочее положение характерна для межсекционлых приводов
(см. рис. 5.41, а—г). В походном положении они создают относительно межеек-
ционного шарнира момент противоположного знака.
309
Кинематическая проверка процесса раскладывания аппарели в рабочее по-
ложение позволяет уточнить выбранные ранее размеры секций аппарели, найти
оптимальное Положение коренного шарнира на судне и установить, не является ли
причал помехой при раскладывании аппарели.
Пусть угол между осью аппарели и диаметральной плоскостью судна ф,
угол между осью аппарели и коренным шарниром -ф (см. рис. 5.41, б), тогда
с учетом длины участка опорного основания аг длина ведомой секции угловой
аппарели может быть уточнена. Вместо (5.36) имеем
G = —ctgij)) + -^^-, (5.37)
где Ьа — ширина аппарели, м; Д — амплитуда возможных отклонений ошварто-
ванного судна относительно линии причала, м. Длина ведущей секции опреде-
ляется по (5.35). Ведущая секция в районе коренного шарнира вначительно
шире, чем в средней части. Это необходимо для маневрирования транспорта при
передвижении его с аппарели иа судно. Расширяется проезжая часть аппарели
примерно от линии борта судна. Расстояние от торца коренного шарнира до ли-
нии борта судна должно быть
osin^-ф') у _A__6<(ftcos^_ctg^)y,
(5.38)
где
(A Sin ф — 1) . . 1и
ф' =-• arctg —-----i-----------i---------; A ™ — -
— 1." —-r------ba (A cos ф — ctg if) *
sin ф sin ф
Для беспрепятственного раскладывания аппарели ва судне, пришвартован-
ном к причалу высотой Я, расстояние с должно быть
с > (J? sin i|>i — a) sin (ф 4-ф) — sin О cos (ф + ф) —
— J? cos 6 sin фт tg ф sin (ф + ф), (5.39)
- G + Яа— Я — d .
6 = arccos——!—;
К
ад sin ф cos E
* 1 + sin(t + E) + я *'
аг sin ф sing , . _ , u Г Я-H+ffi-h + Я 1
~ mn+B *— I------------------ao-ce) J-
здесь ii — длина лепестков опорного основания, м; Я* — возвышение коренного
шарнира над основной плоскостью судна, м; аа — длина въездного участка
опорного основания, м.
Варьируя величину угла ф, можно добиться того, чтобы величина с, опре-
деляемая из (5.38), была не менее расстояния, полученного из (5.39). Такое усло-
вие определяет размеры наименьшей аппарели, способной обеспечить горизон-
тальную грузообработку судна в соответствии с заданной диаграммой высот
причала.
Зависимости (5.38) и (5.39) соответствуют первой из числа рассмотренных
последовательностей приведения аппарели в рабочее положение. Если движению
ведомой секции предшествует поворот ведущей секции относительно коренного
810
шарнира на некоторый угол у, то вместо (5.39) необходимо использовать следу-
ющую зависимость:
с — (R sin ф — a) sin (ф -|- ф) — sin 0 -f- lt s in у) cos (<p 4- ф) —*
— £ cos 0 sin ф tg ф sin (<p + ф),
где
0 = arccos .
Рве. 5.46. Блок-схема проектирования аппарелей.
Зная тип проектируемой аппарели и ее основные размерения, можно дать
необходимую оценку экономической целесообразности ее эксплуатации. Основой
для такой оценки могут служить относительные стоимостные показатели апла-
311
релей различного типа, которые приведены яа рис. 5.45, г. За единицу стоимости
аппарели принята стоимость аппарели шириной 8 м, длиной 12 м с эксплуата-
ционной нагрузкой 500 кН. Относительная стоимость аппарелей других типов
приведена под каждым из них.
Последовательность проектирования аппарелей представлена на блок-схеме
рис. 5.46. Исходными данными для проектирования аппарели обычно являются:
главные размерения судна; Грузовместимость; возвышение въездной площадки
над основной плоскостью; размещение аппарели (бортовое, носовое, кормовое);
стороны грузообработки (левый борт, правый, вдоль ДП судна); тип колесной
техники, допускаемой к грузообработке судна. Выбор типа в размеров аппарели
включает выбор типа межсекционного привода, типа поворотного привода ко-
ренной секции (дря поворотных и полуповоротных аппарелей), определение
длины аппарели, размеров опорного основания, проверку кинематики расклады-
вания аппарели (для угловых аппарелей). Если полученные результаты проек-
тирования аппарели удовлетворительны, необходимо уточнить ее конструкцию,
провести расчет ее прочности, а также расчет приводных систем.
§ 6.8. Конструкции аппарелей
Бортовые аппарели используются на небольших паро-
мах или на судах-автомобилевозах. Часто бортовые аппарели яв-
ляются закрытием бортового лацпорта, а также платформой для
дополнительной аппарели. Дополнительная съемная аппарель
Хранится на палубе и устанавливается вдоль борта судна в тех
случаях, когда воспользоваться стационарной бортовой аппа-
релью невозможно из-за портовых сооружений, близко располо-
женных к причальной линии.
Бортовая аппарель (рис. 5.47, а) состоит из опорного осно-
вания 7, ведущей секции 2 и полиспаста 3. В нерабочем положе-
нии опорное основание поворачивается на угол около 90° отно-
сительно ведущей секции и укладывается на опоры открытой
палубы. На рис. 5.47, б показано положение аппарели, когда
устанавливается дополнительная съемная аппарель. В этом слу-
чае стационарная аппарель удерживается полиспастами 3 под
небольшим углом к поверхности борта. Платформа 4 удерживается
тросами 5, являясь частью настила аппарели, к ней крепится
также дополнительная аппарель. Размеры платформы 6 меньше
размеров платформы 4 (рис. 5.47, в); платформа 6 может быть
использована для погрузки пакетированных грузов по системе
авто погр узчик—автопогрузчик.
Бортовая аппарель имеет поперечную систему набора. Про-
дольную прочность обеспечивает рама коробчатого профиля с че-
тырьмя коробчатыми перемычками ~ две по торцам основного
пролета и две в средней части. Комингс вокруг бортового лац-
порта уменьшает заливание уплотнений и защищает металлокон-
струкцию аппарели от повреждений при швартовках, доковании
или шлюзовании судна. На рис. 5.47, г бортовая аппарель изоб-
ражена в момент приведения ее в рабочее положение.
Поворотные и полу поворотные аппарели применяются значи-
тельно чаще бортовых. Трехсекционная носовая поворотная аппа-
рель (рис. 5.48, а) состоит из коренной секции (поворотного
основания) /. ведущей секции 2, ведомой секции 3 и опорного
основания 4. Поворот аппарели осуществляется с помощью по-
лиспастов 5. Лебедка одного из них работает на выбирание, ле-
бедка второго — на вытравливание.
На рис. 5.48, б аппарель показана в рабочем и походном
(пунктиром) положениях. Обтекатель носовой оконечности (штрих-
8}
Рис. S.47. Бортовая аппарель.
пунктир), в пределах которого аппарель должна укладываться
в сложенном состоянии, шарнирно закреплен на верхней палубе.
Межсекционный привод состоит из двух гидроцилиндров прямого
действия б, шарнирно соединенных с секциями аппарели и общей
кулисой 7. Наклон опорного основания изменяется с помощью
гидроцилиндра 8. Между ведомой секцией и опорным основанием
закреплена секция с катками, обеспечивающая перемещение
опорного основания в диапазоне ±150 мм. Промежуточная сек-
ция состоит из амортизатора и системы рычагов 9, приводимых
в движение гидроцилиндром 10 при укладывании опорного осно-
вания в походное положение. Внешний вид аппарели в рабочем
положении показан на рис. 5.48, в.
313
Кормовые поворотные аппарели имеют меньше конструктив-
ных ограничений, чем однотипные носовые. Высота кормового
аппарельного устройства В походном положении практически
неограничена. Этим объясняется использование полиспастных
межсекционных приводов, обычно увеличивающих высоту аппа-
рели в походном положении за Счет рычажных консолей.
Рис. 5.48. Носовая трехсекциовиая поворотная аппарель.
Кормовая поворотная аппарель (рис. 5.49) состоит из корен-
ной 5, ведущей 3 и ведомой 2 секций и опорного основания 1.
Консоль межсекционного привода 15 расположена на ведущей
секции 3. Это позволяет использовать кронштейны 16, располо-
женные на консолях 15, как опору при эксплуатации аппарели
в сочетании с береговыми рампами. Аппарель в таких случаях
не раскладывается. Поворот аппарели производится с помощью
гидропривода трособлочного полиспаста 7, направляющие блоки 8
которого расположены на мачтах 9, соединенных ригелем 10.
Винтовые талрепы 11, прижимающие ведомую секцию 2, нахо-
дятся на уровне верхней палубы. Здесь же расположены длинно-
ходовые гидродомкраты 12, необходимые для выталкивания аппа-
рели в начальный момент ее раскладывания. Поскольку поворот-
ное основание затрудняет использование ведущей секции аппа-
рели в качестве закрытия, грузовой проем имеет автономное
закрытие 13 с гидроприводом 14. Устройство поворота аппарели
314
Q)
S)
Рнс, 5.49. Кормовая
трехсекционная поворот-
ная аппарель; а — вид
сверху; б — вид сбоку;
в — вид с кормы на ап-
парель в походном поло-
жении.
содержит баллер 6 и круговой погон 4, на который ведущая сек-
ция опирается катками.
Полуповоротные аппарели располагаются обычно в корме.
Такие аппарели сравнительно невелики и не складываются в по-
ходном положении. Полуповоротная аппарель (рис. 5.50) состоит
из коренной секции 8, ведущей секции 9 и опорного основания 10.
Подъем и опускание аппарели производятся полиспастами 2.
Угол между секциями изменяется с помощью гидродомкрата 3.
Коренная секция полуповоротной аппарели имеет вид четырех-
угольника с дугой окружности, соединяющей две противополож-
ные стороны. Угол между ними составляет 35—45°, что опреде-
ляет крайние положения аппарели при ее повороте. К корпусным
конструкциям коренная секция крепится с помощью шарнира 5.
Часть ведущей секции 9, закрытая настилом коренной секции,
имеет вид коробчатой пустотелой рамы 7, замкнутой у оси пово-
рота аппарели б. К одной из сторон рамы крепится гидроцилиндр 4,
который соединен с набором коренной секции. С помощью гидро-
цилиндра 4 осуществляется поворот аппарели в горизонтальном
положении. Отводные блоки полиспастов 2, обеспечивающих
подъем и опускание аппарели, расположены на мачтах 1.
Угловые кормовые аппарели самые крупные из подобных
устройств. Длина ИХ достигает 50 м при ширине проезжей части
12 м. Такие аппарели обеспечивают горизонтальную грузооб-
работку судов дедвейтом более 10 000 т при колебаниях высоты
причала от 0,5 до 8,5 м.
Угловая кормовая аппарель (рис. 5.51) состоит нз ведущей 4
и ведомой 3 секций и опорного основания 2. Лепестки 1 облегчают
316
въезд транспорта на опорное основание. Межсекционный привод—
полиспастный 8 с консолями 6 на ведомой секции. Для компенса-
ции изменения относительного положения пирса в процессе
погрузочных работ .служат гидроцилиндры 7. Конечный выклю-
чатель 19 установлен для контроля за положением ведомой сек-
ции, которая не должна касаться причала, если уровень въездной
площадки судна окажется ниже его уровня.
Рис. 5.51. Трехсекадонная угловая аппарель: а — вид сверху; б — вид
сбоку; а — вид с корны на аппарель в походной положении.
Лебедка межсекционного привода 12 расположена на одной
из палуб судна. Ходовой конец 9 полиспаста 18 связан с ней
через направляющие блоки на мачтах 10. Привод 11 подъема и
опускания аппарели располагается на мачте. Упоры для фикса-
ции аппарели в походном положении и винтовые талрепы веду-
щей секции размещены на ригеле 13. Гидравлические домкраты 14
прижимают опорное основание 2 через прорези в настиле ведущей
секции 4.
Пешеходное сообщение с берегом осуществляется с помощью
поворотного трапа 5, который в походном положении уклады-
вается вдоль аппарели. Грузовой проем имеет автономное закры-
тие 15. Комингс проема и уплотнительный бурт установлены ниже
уровня въездной площадки в нише, которая в рабочем положении
317
Ряс. 5.62. Вещгиая секши угловой аппарель
Рис. 5.53. Ведомая секция угловой аппарели.
318
закрывается перекидным мостиком 16. Он же обеспечивает плав-
ный съезд транспорта с аппарели в районе коренного шарнира 17.
Типичная конструкция ведущей секции кормовой угловой
аппарели показана на рис. 5.52. Продольный набор из полосо-
бульбов (сечение Д—Д} и продольные рамные связи (сечение Г—Г)
опираются на рамные бимсы. Перекрытие достигает наибольшей
Рис. 5.54. Опорное основание аппарели.
высоты на расстоянии одной трети длины секции от межсекцион-
ного шарнира (вид А). Образованный верхним пояском несущей
балки плоский участок (сечение Б—Б) используется для размеще-
ния шкивов полиспаста ведущей секции и домкрата, изменя-
ющего межсекционный угол.
Схема набора ведомой секции угловой аппарели показана на
рис. 5.53. Ноки консольных рычагов увеличены. На них распола-
гаются шкивы полиспаста межсекционного привода. Узел сты-
ковки консольного рычага с несущей балкой ведомой секции уси-
лен двумя вертикальными диафрагмами (сечение А—А). В этом
319
месте действует наибольший изгибающий момент при раскладыва-
нии аппарели в рабочее положение.
Опорное основание является неотъемлемой частью аппарели
любой конструкции. На рис. 5.54 изображено опорное основание
поворотной аппарели. В районе проезжей части оно имеет настил,
а внизу опирается на плиту толщиной 30—32 мм. Часть опорного
основания, находящаяся при эксплуатации аппарели под ведомой
секцией (рис. 5.54, а), настила не имеет (сечение Г—Г). Часто
в конструкции опорного основания отсутствуют лепестки, облег-
чающие въезд транспорта на аппарель. Тогда продольные сечения
опорного основания имеют явно выраженную клиновидную форму
(сечение А—Л). По обеим сторонам опорного основания уста-
новлены полозья (сечение В—В), которые необходимы для пере-
мещения катков ведомой секции относительно опорного основания.
Схема крепления настила опорного основания к набору пока-
зана на рис. 5.54, б, в, здесь же даны размеры шлицев под сварку
и расстояния между ними, а также размеры поясков набора
под шлицы и разделка их кромок. Сечение въездной кромки опор-
ного основания дано на рис. 5.54, г.
Важным элементом кинематически подвижных аппарелей яв-
ляется поворотное основание (коренная секция), которое обычно
состоит из баллера 3, платформы 1 (рис. 5.55). В корпусе стакана 4
баллер закреплен шарнирно. Подшипники качения 2 и 5 умень-
шают трение вращающегося баллера, который крепится на болтах
к платформе (стакан крепится к корпусным конструкциям судна).
зяо
Платформа поворотного основания выполнена в виде полукруга.
Набор ее состоит из яолукольцевых тавровых балок, радиаль-
ных основных и промежуточных связей. Прямолинейный участок
платформы подкреплен бракетами (сечение А—Л). По краям его
предусматривается установка петель коренного шарнира. Рас-
сматриваемое поворотное основание привода не имеет.
Внутрисудовая составная аппарель (рис. 5.56) состоит из
секций, шарнирно закрепленных на вышележащей 4 и нижеле-
жащей 3 палубах. Такие аппарели предпочтительны для связи
одной из внутренних палуб с верхней открытой. В этом случае
одна секция аппарели является одновременно и водонепроницае-
мым закрытием грузового проема верхней палубы. В нерабочем
положении секция 4 подтягивается яод верхнюю палубу, а сек-
ция 3 укладывается в нише нижестоящей палубы. В таком поло-
жении обе секции не мешают движению транспорта.
В рабочее положение аппарель приводится следующим обра-
зом. Нижняя секция 3 поднимается гидроцилиндром У и в наклон-
ном положении фиксируется упором 2. Секция 1 с помощью ги-
дроцилиндра 5 опускается на секцию 3. В походное положение
секции аппарели укладываются в обратной последовательности.
Упор 2 выводится из вертикального положения с помощью гидро-
11 Александров М. Н. к др.
321-
привода, размещаемого в палубной нише. Фиксируют верхнюю
секцию уплотнительные клинья 7, приводимые в движение ги-
др оцилиндрами 6.
Размеры внутрисудовых аппарелей определяются в зависи-
мости от угла наклона и высоты межпалубных грузовых ПОМе-
5-5
'dd^ddddddddd. 'U—1—~1 Г*1
Вид А
(° I II 1 . 11 I I ‘ II I II I И III =ТЧ
Рис. 5.57. Нижняя секция составной яяутрисудовой аппарели: а — вид сверху;
б — конструкция шарнира нижней секции.
щенин. Ширина аппарели должна быть достаточной для безопас-
ного движения грузового автомобиля или роллтрейлера и обычно
равна -**4 м. Длина верхней секции составной внутрнсудовой
аппарели определяется высотой проезда между ее настилом и
набором верхней палубы.
Нижняя секция составной судовой аппарели (рис. 5.57) имеет
продольную систему набора с обычными и рамными связями.
Рамные связи предусматриваются н в местах крепления петель
(сечение А—Л). Стаканы шарниров секций аппарели с впрессо-
322
ванными бронзовыми втулками подкрепляются кницами. Высота
стаканов обычно равна ширине пояска рамной продольной балки.
Верхняя секция составной судовой аппарели (рис. 5.58, а)
является закрытием грузового проема в палубе. Продольный и
поперечный наборы секции состоят из чередующихся тавровых
балок различной высоты. Конструкция шарнира верхней секции
(рис. 5.58, б) принципиально не отличается от конструкции шар-
А-д
б-б
! 1 '1 1 I -1- d. -L J. 1 J. +
ниров нижней секции, однако его ось смещена вниз от середины
сечения, что необходимо для размещения водонепроницаемого
уплотнения над шарниром. Зубчатая кромка торцевой части на-
стила верхней секции стыкуется с аналогичной кромкой настила
верхней палубы судна, образуя бесщелевое соединение палубы
с настилом проезжей части аппарели.
Для большинства конструкций аппарелей характерна про-
дольная система набора. На рис. 5.59, а приведены типичные
узлы пересечения продольных и поперечных связей. Аппарели
имеют значительное количество приводных систем. Чаще других
применяются гидравлические приводы. Ответственным узлом
приводной системы является соединение рабочего цилиндра с we-
ll* 323
таллоконструкциями аппарели. На рис. 5.59, б показаны узлы
соединения штока гидроцилиндра, а также его стакана с крепеж-
ными обухами. Обух цилиндра с запрессованной в него бронзовой
втулкой может вращаться относительно оси. От осевого смещения
она стопорится запорной планкой на болтах. Эта же вланка пре-
Рис. 5.59. Конструктивные элементы аппарелей.
пятствует проворачиванию оси в крепежных обухах. Крепление
штока гидроцилиндра к обухам металлоконструкции аппарели
предусматривает запрессовку в сфероидальный сухарь бронзовой
втулки, скользящей по оси соединения. Сухарь запрессован
в отверстие обуха штока гидроцилиндра. Такое крепление позво-
ляет компенсировать перекосы осей при монтаже и во время
эксплуатации.
Перекидные мостики являются еще одним часто встречающимся
элементом в конструкциях судовых аппарелей. Они сводят до
324
минимума зазоры между стыкуемыми поверхностями, закрывают
комингсы и уплотнительные бурты грузовых проемов, обухи
шарниров. На рис. 5.59, в показана одна из конструкций пере-
кидного мостика, устанавливаемого в районе стыка секций со-
ставной внутритрюмпой аппарели. Одно сечение перекидного
мостика сделано в месте расположения приводного гидроцилиндра,
второе — в середине его пролета.
Опорный рычаг, используемый для поддержания составных
внутрисудовых аппарелей, изображен на рис. 5.59, г. В верти-
кальное положение он устанавливается по мере поднятия нижней
секции и фиксируется упором 2. В таком положении рычаг 1
удерживает аппарель. При укладывании аппарели в нерабочее
положение гидроцилиндр 4 продвигает клин 3 под упор 2, под-
нимая его вверх. Нижняя часть рычага 1, лишенная упора,
скользит по настилу, не создавая препятствия опусканию аппа-
рели. Для наглядности на схеме опорного рычага и его привода
сделано несколько характерных сечений, поясняющих взаимо-
действие клина и упорного рычага.
§ 5,9. Расчет прочности аппарели
и ее конструктивных элементов
Расчет прочности аппарели выполняется для рабочего
и походного ее положений. В первом случае необходимо также
учитывать динамику перемещающегося по аппарели транспорта.
Допускаемые напряжения в балках аппарели должны быть:
нормальные [о]<0,7₽ен, касательные [т] с 0,572?^. Допу-
скаемые напряжения в пролетных сечениях пластин [а] <£ 0,8/?вн,
в опорных [о] < Refi, где Rea— предел текучести материала.
Стрелки прогиба связей набора и с 0,0041, где I — пролет связи.
При расчете прочности аппарели в рабочем положении учи-
тываются силы ее собственного веса, веса перемещаемого транс-
порта и контактные давления от колес. Площадь контакта колеса
с настилом аппарели зависит от типа шины, давления в ней,
нагрузки на ось и количества колес. Нагрузка на одно колесо
определяется в долях от нагрузки на ось, с учетом того, что Q =
= 0,5Р для одинаковых колес, Q = 0,4Р для спаренных и Q =
= 0.25Р для строенных, здесь Р — нагрузка на одну ось, Н.
Площадь контакта колеса с настилом аппарели, см’, определяется
как отношение F = (Q/po) • I04, где ри]— избыточное давление
в шине, МПа.
Размеры полуосей эллипса отпечатка пневматической шины
определяются из системы уравнений
F = яа'6';
-р-=/ад;.
325
где — наружный диаметр колеса, мм; 6К — ширина колеса, мм;
а' и 6-полуоси эллипса отпечатка, см. Стороны прямоугольника
равновеликого по площади эллипсу отпечатка равны аг — 0,89а',
bi = 0,896'. В дальнейшем при расчете прочности настила аппа-
рели принято, что давление контакта распределено равномерно
в пределах прямоугольника с определенными выше сторонами.
Продольные несущие балки аппарели рассчитываются в соот-
ветствии со схемой, приведенной на рис. 5.60, а. Они обеспечи-
вают общую прочность аппарели и воспринимают часть сил ее
веса в виде равномерно распределенной нагрузки, часть сил
веса аппарели Ре в виде сосредоточенных нагрузок, а также силы
веса транспорта, находящегося на аппарели Ра. Если вес транс-
Рис. 5.60. Схема расчета прочисти несущих балок аппарели.
портного средства сосредоточен на одной оси, как у фронтального
автопогрузчика, то сосредоточенное усилие на середине пролета
продольной несущей балки равно, кН, Р}, = + Ре, где ka —
коэффициент динамичности внешней нагрузки.
Если транспортное средство имеет большую базу и равно-
мерное распределение нагрузки между осями колес, то в расчет-
ной схеме продольных несущих балок появятся три сосредото-
ченных усилия (рис. 5.60, б). Два из них соответствуют нагрузкам
на переднюю и заднюю оси колес транспорта, третье — части сил
веса аппарели, приведенной к сосредоточенной силе.
Коэффициент динамичности воздействия внешней нагрузки
на аппарель можно выразить через значения амплитуд динамиче-
ских усилий йд = 1 + (sin лХ)/л1, где! — параметр нагружения,
представляющий собой отношение времени нарастания нагрузки t0
к периоду собственных колебаний аппарели N. Возрастание на-
грузки при перемещении транспорта вызывается неровностью
настила, а также изломами линии движения при въезде на аппа-
рель и съезде с нее. Неровность настила связана с его деформа-
цией в промежутке между набором.
При движении транспорта по аппарели со скоростью 10 км/ч
время нагружения составляет 1—2 с, в то время как период соб-
ственных колебаний меньше этой величины в два-три раза. В этом
случае коэффициент динамичности можно определить по формуле
кд ~ 1 4- Л7(л/0). На начальных стадиях проектирования можно
принять кд = 1,2.
326
Для трехсекционных аппарелей ведущая и ведомая секции
рассматриваются как неразрезная балка, у которой сжатие
в верхних поясках передается через упоры межсекционного
узла, а растяжение в нижних поясках воспринимается непосред-
ственно межеекционным шарниром. Наибольший изгибающий
момент в середине суммарного пролета La продольных несущих
балок ведущей и ведомой секций, кН-м, в соответствии с расчетной
схемой рнс. 5.60, а равен М = PpLjl + Qt.Lg/8.
Максимальное значение опорных реакций следует ожидать
при положении наиболее нагруженной оси автопогрузчика или
другого транспортного средства над опорой, кН: R = Ре + 0,5Qe.
Рнс. 5.6L Расчетные схемы ярочнелтя настила аппарели.
Несущие продольные балки имеют в сечении коробчатый
профиль, размеры которого подбираются по действующим изги-
бающим моментам. Затем производится проверка сечения по каса-
тельным напряжениям, МПа, т » 11,5R/(nhs), где R — перерезы-
вающее усилие, кН', Л, s — высота стенки профиля и его тол-
щина, см; п — количество стенок сечения несущих балок аппарели.
Стрелка прогиба продольных несущих балок аппарели для рас-
четной схемы, изображенной на рис. 5.60, а, равна, см,
PpLi 5QL’
° 1=1 4.9£/св Т 39Е/ср'’
где /«р — осредненный момент инерции сечений продольных не-
сущих балок, см4; Е — модуль упругости, £ = 2-10® МПа;
принимается в сантиметрах.
Расчет местной прочности аппарели выполняется после вы-
бора ее системы набора. В этот расчет входит проверка прочности
настила проезжей части аппарели, продольных и поперечных
балок набора.
Толщина настила проезжей части аппарели определяется как
осредненная, полученная из расчета свободно опертой пластины
н пластины, жестко защемленной по двум сторонам. Сторонами
опорного контура являются стороны прямоугольника, образован-
ного продольными и поперечными балками набора. Нагрузкой,
327
действующей на пластину, МПа, является давление колеса
на площади прямоугольника, равновеликого отпечатку: у =
= Q.SQ/ia^)-
Для свободно опертой жесткой пластины (рис. 5.61, а) изги-
бающие моменты, действующие в направлении осей х и у, равны
Мж0 = • £2Q и М&0 - A3Q, где k2 и k3 — коэффициенты, определяе-
мые соотношением сторон опорного контура (табл. 5.1). Исполь-
зовав больший из определенных выше изгибающих моментов,
можно найти толщину пластины, мм, f--= /бМ’Чо!, где [al —
допускаемые напряжения, МПа.
Рис.. 5.62. Схема расчета прочно-
сти продольных балок аппарели.
Рис. 5.63. Схемы расчета проч-
ности продольных связей аппарели
как многопродетной балки с раз-
личными случаями нагружения.
Для тонкой жесткой пластины, защемленной по двум сторонам
опорного контура, изгибающие моменты равны (рис. 5.61, б):
Mxfl ~ М,й -= k3Q, Мхе = k2Q; коэффициенты k2, А3, й2
определяются по табл. 5.2. Наибольший из этих моментов при-
нимается в качестве расчетного при определении толщины пла-
стины.
Продольные балки набора аппарели рассчитываются в соответ-
ствии со схемой, приведенной на рис. 5.62. Балка считается упруго
защемленной на рамных би_мсах. Нагрузка равномерно распре-
делена по длине отпечатка колеса. Если пролет продольной
балки I, м, то опорный момент жесткой заделки Мо — 0.125Р/,
а опорный момент упругой заделки М' - kM'o, где k — коэффи-
циент податливости опоры; Р принимается в килоньютонах.
Изгибающий момент, кН-м, и стрелка прогиба в середине про-
лета балки, см, будут
XZ ИХ’
М - -------- Мо;
" к 4,95/ 0,8£/ j ’
где I — момент инерции связи, см4; Е = 2,1 105 МПа.
Наибольшее перерезывающее усилие в продольной балке, кН,
возникает с приближением колеса к краю пролета R — Р [1 —
— й1/(2/) ], тогда касательные напряжения, МПа, можно опре-
делить по формуле т - - 11,5/?/иет, где <ист — площадь сечения
стенки балки, см3.
328
Таблица 5.1. Коэффициенты пропорциональности изгибающих моментов
жестких пластин (см. рис. 5.61)
А, с при отношении равном &з. при отношении «i.-'t/, равном
0.4 о,6 0.8 1.0 0 0.2 0,4 0,6 0.8 1,0
При b - - сТ
0 251 180 141 112 92 308 P3V 188 1 55 127
0,2 308 21 4 161 127 103 84 251 214 179 150 125 105
0,4 232 179 1 И 113 92 75 180 161 1’11 1'21 108 86
0,6 188 150 1 21 99 81 57 141 127 J 13 99 85 71
0.8 1 126 103 85 70 57 М2 ЮЗ 92 81 71 58
1,0 127 1 05 86 71 58 -18 92 84 79 57 а? 48
При b — 1,2и
0 265 198 154 1’25 103 301 232 186 133 126
0.2 322 229 17? I 116 95 249 211 177 149 125 104
0,4 250 197 138 129 106 88 179 160 140 121 103 85
0.6 206 169 139 116 95 76 140 12? 1 13 99 85 70
0.8 |?1 116 121 101 8+ 70 113 103 93 82 70 59
1.0 J 49 125 105 88 74 61 91 86 78 69 59 49
При b = Е .4с.-
0 276 208 163 134 110 299 230 183 151 125
0.2 332 239 186 152 125 103 245 208 175 147 1-24- 102
0.4 261 207 168 138 115 95 177 157 138 119 101 83
0.6 219 181 151 126 105 86 138 125 11 ] 97 83 69
0.8 187 158 134 112 94 78 1 12 102 91 80 69 5»
1.0 162 139 118 1С0 84 70 93 85 77 68 58 49
1.2 1-11 122 104 89 75 62 79 72 65 58 50 42
U4 123 106 91 г / 65 54 68 62 об 50 43 36
При b = ] .6/2
0 282 214 169 -139 194 297 228 182 151 123
0,2 340 246 193 157 130 107 244 206 173 145 122 101
0.4 268 214 175 141 120 99 174 155 135 117 99 82
0.6 226 188 157 132 110 91 135 123 109 95 81 68
0,8 196 166 141 120 100 83 110 Юо 99 79 68 56
1.0 171 147 126 108 91 95 91 83 75 66 57 47
1Д 151 131 EI3 97 82 58 7/ 71 64 56 49 41
1.4 134 117 101 86 73 61 67 61 5о 49 42 35
1.6 118 103 80 66 54 58 54 18 43 37 31
При b = 1 ,8а
0 286 218 173 1 13 117 29-5 226 180 149 122
0.2 345 250 197 161 132 110 243 204 171 144 121 100
0Л 273 219 179 148 123 102 173 154 134 115 98 81
0.6 230 192 161 135 ИЗ 94 134 121 107 94 80 67
о,я 200 171 146 123 104 86 108 98 88 77 66 65
1,0 177 153 132 112 95 79 89 82 73 65 56 46
1,2 157 137 119 102 86 72 76 69 62 55 47 39
1.4 140 123 107 92 78 65 65 во а4 47 41 34
1,6 126 И1 96 83 71 59 57 52 47 42 36 30
1,3 113 99 86 75 63 53 51 46 42 37 32 27
При Ь = 2,0а
0 289 220 175 144 118 294 225 179 148 122
0.2 347 2о’2 ’ 199 163 135 111 242 203 170 143 ] 20 99
0,4 275 221 181 150 125 103 172 152 133 114 97 81
0.6 233 195 164 138 Н5 95 133 120 106 93 79 66
0,8 203 1 74 L48 126 106 88 107 97 87 76 65 54
1.0 179 135 134 1 15 97 80 89 81 73 64 55 46
1,2 161 141 122 105 89 74 74 68 61 54 46 39
1,4 144 127 111 96 81 68 64 58 52 46 40 33
1.6 130 115 101 87 74 62 56 51 46 40 35 29
1.3 118 101 91 79 67 56 49 45 41 36 31 26
2.0 107 94 83 72 6L 51 44 41 37 32 28 23
329
Й Таблица 5.2. Коэффициенты пропорциональности изгибающих моментах пластин (см. рис. 5.61, б)
6. А, при отношения я,/с, рапном ht при отношении а^/а, рапном А, при отношении aja, рапном
С 0.4 ОЛ 0,6 в, а 1.0 0 0.2 0,4 0.6 0,8 1,0 0 0.2 0.4 0.6 0.6 1.0
а
При b» а
0 271 199 158 129 106 189 124 91 69 56 —166 — 162 -151 — 136 -117 —98
0,2 212 178 146 121 101 84 250 158 107 79 61 49 — 166 —162 -150 —135 — 116 —97
0,4 140 126 109 93 79 65 178 125 90 67 52 42 — 166 — 161 —149 -132 —113 —54
0,6 106 06 83 72 62 51 136 100 74 55 43 35 —165 — 159 — 145 —126 — 108 —80
0,8 82 74 65 57 48 40 108 81 60 45 35 28 — 164 — 155 — 136 —117 —98 —82
1,0 66 59 52 45 39 32 87 65 48 36 28 23 — 163 -140 -119 -10! —84 —70
При Ь~ 1,2а
0 0,2 271 210 179 146 128 106 97 83 75 67 60 183 240 151 174 121 132 96 104 77 84 62 — 169 — 165 -169 — 165 -168 — 164 — 167 — 161 — 166 — 157 — 165 — 141
0,4 203 151 113 87 68 54 118 103 86 70 57 46 -155 — 155 — 152 -147 — 139 — 121
0,6 162 126 97 77 59 48 84 73 62 51 42 33 — 141 — 140 — 137 — 130 — 120 — 103
0,8 135 106 83 66 52 42 63 55 47 39 32 26 — 125 — 124 — 120 — 113 — 103 —89
1.0 ИЗ 91 72 56 45 36 49 44 37 31 25 20 — 109 -108 — 104 —98 —89 —76
1.2 96 77 61 48 39 31 41 36 31 25 20 17 -93 —92 —89 —83 -76 -64
При b ~ 1,4а
0 270 210 147 107 83 67 237 172 129 102 83 — 169 — 169 — 168 — 167 — 166 — 164
0,2 178 128 97 76 61 181 147 U8 94 76 61 —166 — 165 — 164 — 162 — 157 — 141
0,4 203 149 112 86 68 55 115 100 83 68 54 43 — 156 — 155 -153 — 148 — 139 — 121
0,6 164 127 98 76 60 48 81 71 60 49 40 33 — 142 — 141 — 138 — 131 — 121 — 104
0.8 136 107 85 67 53 42 50 52 43 36 29 23 -127 — 126 — 122 — 115 — 105 —89
1,0 116 92 73 58 46 37 46 40 33 27 23 18 -112 — 111 — 107 — 100 —91 —77
1.2 99 80 64 51 40 32 37 32 28 22 19 15 —98 —97 —94 —87 —78 —67
1,4 86 69 55 44 35 28 31 27 22 18 15 12 —86 -85 —8! —76 —68 —58
При 6
CO^CMOOObwtOlOiO’i'M* 777711 И III
1Л МО ООО-ФООТОТСМЮО ЩЮСОСЧООЬЮЩЮШ 77ТТТ11 " "
NONOIOQCOCOOTC40 С£><£)^ГСО — О^ОГ-СОСОЮ 777777 " । । '
ScOOl^-^N-^CO-^cOO <2CDlfl^WQCrjGOr-'<0<£) 77777711111 ООчТ^ОЮ —CQNNOW CD(DlO-^OI<~<Q)QOS»<bc0 777777 " 111
СОч}<иЭ-мЮСЧ<53СОСООСО CDCDlO^$iOl~MQ>Q0C—{^<D 77 1777 1 11 " Ol^COr-rt ScNOOONO
CM -чТ Xf’ <J0 00 ~<IOWOO)CQ
ОТ co Ю 00 -Ф to 01 UO 010 0 >| CM ОТ О -чг CQ CM —« ^-i ^-i •cs — - -. - -
S T* r? 9S cm co oo m co cm £X b- —• °0 Ю ’Tf’ CO cm ** —• —* C .
(DNCQOT OOOCQOJCO©^ CO4#‘OTCDl/>COCMCM«-₽****< CM —•
C^a^N^Tf-NCOOh оО~Г-»Ю-^сОСЧСЧСМ«-'| V*M
C'»^4i<c—саь-*соотЮч#*о CO<DU3Ti<4i<cOCOG4C4CNC4
CMCDt*-OCMin-*«>C4OTCD оОЬчСООЮт^’^СОГОСЯСЧ
CDC0lOcDCDOOG4c0Ob^CM ©OT^SCDlfllCrr Ti’tnci
CDt^CMOO^COlONi^CO*-» 5fG4 -lOlCOf*«>lOl£) 4#*^*
О NOC>(^ ^NlOWOOTCONCOinuj £4~
*« cm co ь-m 0 00c* 00 bO CDCOMOCONN«> CM CM. **ЖГ<
СЧ CO CO 0 O1 DO 0^ 0 gToo 0^-T^^CM
331
Таблица 5.3. Коэффициенты пропорциональности изгибающих моментов
(см. рис. 5.63)
А; при о.5 < Bi/i < г ki *1
i при 0,5 < В,// < I при 1,0 <В,Л < 3
1 —0,044 —0,133 —0,054 -0,639 —0,079
2 0,20 —0,133 —0,161 0,181 —0,059
3 — — —0,054 —0,059 —0,059
4 — — — — —0,079
Примечание. При 0.5 С Bj/1 <2 k[ = 0.
Среди конструктивных схем набора аппарелей можно выде-
лить схему продольного набора, равного по высоте бимсам. Расчет
сводится к раскрытию статической неопределимости многопро-
летной балки на упругих независимых опорах, загруженной уси-
лиями от колес. Однако можно ограничиться следующей схемой
расчета (рис. 5,63). Пусть база транспорта Blt расстояние между
бимсами /, а соотношение между ними 0,5 < В JI < 1, тогда
(рис, 5,63, а) максимальный изгибающий момент в пролете /Итах=
= k^k'bkiPl, а на опорах ТИ^ах — kRkbk"iPl, где kb = 1 — 0,596/2;
й“0,5 4,8 ^ + 5,6 (1.6-4-)]-
Здесь k'i и ki — коэффициенты, приведенные в табл. 5.3; I — ин-
декс, показывающий порядковый номер опоры или пролета;
aj
Гл Гл «л р Ггр
жжжжж1жжжижжж1:жжж!
Рис. 5.64. Схемы расчета -бимсовых балок аппарели.
b — длина отпечатка колеса. При соотношении 0,5 < В-JI < 2
справедлива расчетная схема, изображенная на рис. 5.63, б.
Схемой на рис. 5.63, в можно воспользоваться, если выполняется
условие 1 < Bjl <3.
Бимсы аппарели рассчитываются в соответствии со схемой,
приведенной на рис. 5.64. Балка свободно оперта, нагружена
силами собственного веса, настила и продольных связей, примы-
кающих к ней Qn, а также сосредоточенными усилиями от колес
транспорта. Длина прилегающих к бимсу продольных балок изме-
ряется между серединами их пролетов по обе стороны от рассчи-
332
тываемого бимса. Ширина настила, поддерживаемая бимсом,
принимается равной, длине прилегающих балок. Вес аппарели
считается равномерно распределенным. Если известны ширина
колеи транспорта Ьк, пролет бимса /, м, распределенная весовая
нагрузка Qa, кН, то максимальный изгибающий момент М =
= Qn//8 + n'0,5P (I — &и), где Р — усилие, передаваемое одним
колесом, кН; п' — количество колес по одну сторону оси.
Касательные напряжения могут быть определены в зависимо-
сти от опорной реакции R — п'Р + 0,5Qn- Прогиб бимса, см,
определяется формулой
где а — 0,5 (/ — 6К) м. Такая расчетная схема (рис. 5.64, а)
присуща аппарелям с односторонним транспортным движением.
При двухстороннем движении по аппарели учитывают на-
грузку от двух транспортных средств, находящихся над рассчи-
тываемым бимсом. На рис. 5.64, б приведена расчетная схема
бимса при двухстороннем движении порожних и груженых авто-
погрузчиков. Максимальный изгибающий момент при этом
М = — Ра [-|-(c + d) -Ь-7~(азЧ-с)(а1-|-с)-с-аг] —
— ргр [т-(с + а1) + 'Т'^ + а1+1’и)~~ d~ ai~ Ь«~с]’
где с = Ьк + аг, м; d = Бд + а3, м; Р„, Ргр — усилие, пере-
даваемое колесами порожнего и груженого автопогрузчика, кН.
Крен судна при ведении грузовых операций вызывает кручение
аппарели. При горизонтальной грузообработке судна крен обычно
не превышает 0 с 5°. Находящийся на опорном основании аппа-
рели транспорт стесняет ее кручение. Крутящий момент, кН-м,
при этом Мдр = ОЛДд-КГ4, где О — модуль сдвига, МПа;
6К = 0,0873/La — относительный угол закручивания аппа-
рели, м"1; — длина аппарели, м; а = 1,2 — коэффициент
формы сечения. Момент инерции сечения аппарели при свободном
кручении /н, как целой балки незамкнутого профиля, см4, опре-
деляется по формуле — -у У'г ГДе Si — параметр средней
линии каждого элемента профиля, см; f( —толщина элемента
профиля, см.
Наибольшие касательные напряжения в поясках продольных
несущих балок, МПа, определяются по формуле тгаах = X
X fmax-IO1 (в качестве может быть взята толщина стенки про-
дольной несущей балки, см).
Конструкция опорного основания аппарели состоит из про-
дольных и поперечных связей, приваренных к опорной плите.
На промежутке между узлом соединения с ведомой секцией и
въездной кромкой опорное основание имеет сплошной настил.
333
Снизу к плите опорного основания крепится сплошная резина
толщиной 20—30 мм. Следовательно, набор основания должен
быть рассчитан с учетом упругости резиновой прокладки. Если
модуль нормальной упругости резины Ер, МПа, а толщина ре-
зинового основания £р, см, то коэффициент его податливости,
МПа/см, k0 = Ер/i?.
Коэффициент измерителя жесткости балок опорного основа-
ния, см"1, р = j/"где / — момент инерции продольных
балок опорного основания, см4; Е = 2,1 - 10s МПа; k — k^bjn^ МПа;
— количество продольных балок основания; Ьц — ширина
основания» см. Считается, что опорное
основание нагружено силами веса
[равномерно распределенным интен-
сивностью q = где 10 — длина
продольных балок опорного основа-
ния, м], а также частью веса аппарели
(?Е, кН, и транспорта Ра, кН, находя-
щегося на ней. Последние две нагрузки
сосредоточены и приложены в районе
Рис. 5.65. Схема расчета
прочности опорного основа-
ния.
соединения опорного основания с ве-
домой секцией. Их суммарная величина равна, кН (рис. 5.65),
Р — 0,5Ga + где Ал — коэффициент динамичности.
Начальные параметры изгиба продольной балки на упругом
резиновом основании в соответствии со схемой, приведенной на
рис. 5.65, будут
ft — Ct^Ug —„
~ 9,84 Cj—Dfa
а —Р*Р СгЛ;_о—
° ~ 9,84 Cf-D^
где Ai = Ах при х — I и т. д.; а принимается в сантиметрах.
Тогда уравнение упругой линии изгиба балки у, см, запишется
как
Входящие в начальные параметры функции имеют вид
Ах — ch 0х cos рх;
Вх = — (ch рх sin рх sh рх cos рх);
Сх = -у sh Рх sin рх;
Dx — (ch рх sin рх — sh ₽х cos рх),
где переменная х соответствует координате сечения балки» см.
Изгибающий момент и перерезывающие усилия в произвольном
334
сечении балки опорного основания, кН*м, могут быть определены
по формулам
Мх = 4P«£Z 4- + К. Вх_а + ± С,)• 103;
= 4₽3Д/ (у0Вх + 0ОС, + % Ах_а + f Ва).
Движущийся по аппарели транспорт вызывает ее вибрацию.
Частота собственных колебаний при этом будет
tfe = 9,55-jrr]/
ЕГ
fltg "j-
где Г — осредненный момент инерции сечений продольной несу-
щей балки. Для первого тона колебаний а — л. Приведенная
масса аппарели за счет распределенной части ее веса Qe имеет
вид m0 = Qc/(9,8ILa). а приведенная масса аппарели за счет
части ее веса Ре, представляемой равнодействующей сосредото-
ченных нагрузок, mj = Ре/(9,8Щ). где £я — длина аппарели.
Если вес въехавшего на аппарель транспорта то частота
собственных колебаний аппарели
г oi# + mi -j- т
где т — Ра/(9,81£а).
При движении транспорта по аппарели со скоростью и частота
возмущающих сил может быть найдена из выражения п = vl(nD^,
где £)в — наружный диаметр колеса транспортного средства,
движущегося по аппарели.
Возможное совпадение собственной частоты колебаний аппа-
рели с находящимся на ней транспортом N и частоты возмуща-
ющих сил п вызывает резонанс. Поэтому для отношения If In
необходимо соблюдать условие 0,7 > If/n > 1,3.
Расчет прочности аппарели в походном положении выпол-
няется только для наружных аппарелей. Известными считаются
места крепления аппарели в положении по походному, весовые
характеристики отдельных секций и координаты их центров
масс. Отстояние центров масс отдельных частей аппарели xt от
мидель-шпангоута судна соизмеримо с половиной длины судна.
Поэтому достаточно определить аппликату приведенного центра
массы аппарельного устройства г — £ 0;г(/(2 Gt), где Gj силы
веса отдельных секций аппарели и привода, кН; Zi — аппликаты
секций, м.
336
Если суммарная сила веса аппарели Ga, кН, длина и ширина
судна L и В, м, то на центр массы аппарельного устройства ока-
зывают неодновременное воздействие следующие усилия:
Рх -= |(-р^— 0,59 j (о, 132+ - 0,054 Ga;
= (о,3 - (1,27 -0,91-^- -^0,44^) Ga;
Рг
(1,3
20
£
38
£
х2
£’
)(?«,
ГЯрРх,Ру, Pz
х — отстояние
х л? L 2.
— проекции действующих на аппарель усилий, кН;
центра массы аппарели от мидель-шпангоута, м,
Рис, 5.66- Схемы расчета аппарели
в походном положении.
Система координат «02 для аппарели в походном положении
показана на рис. 5.66, а. Схемы усилий, действующих на аппа-
рель в походном положении, даны на рис. 5.66, б (плоскость zo0)
и на рис. 5.66, в (плоскость гоа). Усилие на стопоре, удержива-
ющем аппарель, можно определить в соответствии со схемой,
изображенной на рис. 5.66, б; оно будет R — Р2/г.-7.
Вертикальная и горизонтальная составляющие реакций в ко-
ренном шарнире Лг -- R sin у и Ак =- Рг — R cos а. Их резуль-
тирующая Лр — |//4г+Лв-
Горизонтальная составляющая Рх усилия, действующего на
аппарель в походном положении, обычно мала. Если окажется,
что усилие Рх значительно меньше усилия Ру, то расчет проч-
ности крепления аппарели на воздействие Рх можно не произво-
дить, так как эти усилия действуют не одновременно. Одна из
составляющих усилия Ру направлена перпендикулярно к плоскости
коренного шарнира PBf) — Ps sin tp, а другая — параллельно
336
ему Руа = Ру cos <р, где ip — угол между осью аппарели и диа-
метральной плоскостью судна.
Реакция, возникающая в стопоре от действия составляющей
усилия Psp, равна R ~ P^ l. Вертикальная Дг и горизон-
тальная Ар реакции в петлях коренного шарнира от воздействия
равны Az — R cos у. Др — PsS — R sin у. их результирующая
Лр = 1 Д1 Д|. (5.40)
Аппарель, находящуюся в походном положении, можно пред-
ставить как балку с жесткой заделкой в районе коренного шар-
нира и свободной опорой на боковом упоре (рис. 5,66, е). Тогда
под воздействием горизонтально направленного усилия на бо-
ковом упоре возникнет реакция
р ____ Руа^З I 1 _ •_ h I
JXya — gi 1 j» i
“yn • *уп lyn !
Реакция, направленная вдоль оси
Ra =
коренного шарнира,
*3 *3*4 \
*уп *уП J
Если расстояние между петлями коренного шарнира
вертикальная составляющая реакции в них
р _ Руа *3*4 / 1 । *4 \
~ -nt---1 \1 т- ~i I ’
*ул X *уп '
а составляющая реакции, направленная перпендикулярно
скости ведущей секции, R„ -= Руа.1^Ьш. Их результирующая
равна
Ьш, то
к пло-
Rm. к = V' Rm I- Rl
(5.41)
Суммарное вертикальное усилие в петлях коренного шарнира,
вызванное действием Ру, запишется в виде Дв. с = Дв + Rm X
X cos у + Rв sin у. Суммарное горизонтальное усилие от дей-
ствия Ру равно
Л.с = Лг-j-R„cosy -|-RHsiny. (5.42)
Полученные таким образом нагрузки являются исходными для
расчета прочности деталей крепления аппарели в положении
по-походному, а также для проверки прочности петель коренного
шарнира. При такой проверке в качестве расчетного принимается
большее из усилий, определяемых по (5.40) или (5.41) и (5.42).
§ 5.10. Расчет приводных систем аппарелей
Для приведения аппарели в рабочее положение необ-
ходимы привод подъема ведущей секции, межсекционный привод,
привод опорного основания, а также привод поворота коренной
секции (поворотного основания). Исходными данными для рас-
337
чета приводов считаются силы веса отдельных секций аппарели,
положения приведенных центров масс и тип приводной системы.
Для ведущей секции применяются в основном полиспастные
приводы. Направляющие блоки полиспаста должны быть разме-
щены на мачтах или других корпусных конструкциях с возвы-
шением над въездной площадкой (рис. 5.67, а) не менее hr =
== 0,84ам 4-2, 4- at, где 4 — длина ведущей секции; ам — от-
Рис. 5.67. Расчетные схемы привода ведущей секции аппарели.
стояние мачты от оси коренного шарнира; аг —- отстояние точки
крепления полиспастных блоков на ведущей секции от межсек-
ционного шарнира.
Привод ведущей секции должен обеспечивать подъем аппарели
При наиболее неблагоприятном положении судна относительно
причала, которое соответствует максимальному возвышению въезд-
ной площадки судна над причалом. В момент отрыва опорного
основания от причала усилие, необходимое для подъема, кН,
р ~ CQS и -р бз
sin ’
где <3Ь G2, 63 — силы веса ведущей, ведомой секций и опорного
основания, кН; <р — угол наклона оси полиспаста к настилу
338
аппарели; а — угол наклона аппарели к горизонту. Усилие в хо-
довом конце полиспаста, кН,
Kn+1 — 1
где К — коэффициент, К = 1 4- р.; р — коэффициент трения;
п — количество шкивов.
При выборе лебедки привода необходимо также учитывать,
что она должна обеспечивать слежение без превышения удельных
нагрузок на причал. Необходимое усилие, развиваемое полиспа-
стом в момент движения транспорта по опорному основанию, кН
(рис. 5.67,6),
(G j G2) cos а — Г Gs—|-
--------------L---2
--W+G.+ O*
2 /I h-bi®
J sin ф
(5.43)
где — длина ведомой секции, м; Gv — сила веса транспортного
средства, кН; АТ? — допустимое усилие равнодействующей реак-
ции причала опорному основанию, кН. Если Ft с 0, в системе
слежения нет необходимости.
Усилие, развиваемое полиспастом при расположении транс-
портного средства GT на середине пролета ведомой секции, кН
(рис. 5.67, в),
(Ga 4- Ga 4* GT) cos а
Fa==---------------
cos а _ _
Г~ГТ~ДЯ+Gs
/1 4“ Д-r X
T+G)sm<p
(5.44)
на оси межсекционного шарнира (рис. 5.67, г)
(Gi 4- Gs + GT) cos a- [GaJ^ 4- G, 4- 4) + G^] ДД+°Э
Fa==-----------------.-----------------------1---?-------
(5.45)
на середине пролета ведущей секции (рис. 5.67, д)
(G1 + G, + G,) cos а - [ G2 lf -J- (Gj + GT) + ^) ] T^T2~+ G*
F, =--------------L—----t--7—rx-------1--?------
Г” ) 8Жф
'2 /
(5.46)
Формулы (5.43)—(5.46) необходимы для выбора неавтоматиче-
ских лебедок и оценки усилий в режиме слежения аппарелей
с односторонним транспортным движением. При двухстороннем
движении или при грузообработке судна автопогрузчиками может
оказаться, что один из них (Gi) находится на опорном основании,
339
а другой (б”) — на ведущей секции. Тогда усилие, развиваемое
полиспастом, кН, должно быть (рис. 5.67, е)
(GI + <?2 + GJ) cos а - [б2 ± + (G, + g;> (l3 + ^-) ] -
-a^+g3 + g;
В режиме пассивного слежения привод ведущей секции не
только уменьшает удельные нагрузки опорного основания на
причал, но и совместно с межсекционным приводом может обеспе-
Рис, 5.68. Расчетные «гемы полиспастных межсекционных приводов.
чивать слежение за изменением уровня въездной площадки судна
относительно уровня причала. В режиме пассивного слежения
гидроцилиндры опорного основания закольцовываются и под-
ключаются к ппевмогидроаккумуляторам среднего давления.
Упорные гидродомкраты и гидроцилиндры межсекционного при-
вода подключаются к пневмогидроаккумуляторам высокого дав-
ления.
Межсекционные приводы отличаются наибольшим разнообра-
зием, однако из них можно выделить два основных типа — ги-
дравлические и полиспастные. Расчет полиспастных приводов
выполняется согласно последовательности приведения аппарели
в рабочее положение. Если сначала вываливается ведомая секция
аппарели, а ведущая принимает вертикальное положение под
действием собственного веса, то усилие, необходимое для пово-
рота ведомой секции относительно ведущей, кН (рис. 5.68, а),
ft (6R cos 0 + sin ₽ +IJ2 х
р- - Х cos 0 + lK sin 0) (G2 + G3)
1 If (/в cos0-J-sin 0) ’ 1 '
где p — угол наклона ведущей секции к горизонту; /н — длина
рычажной консоли полиспастного привода; Ьв — возвышение оси
консоли над осью межсекционного шарнира.
340
При горизонтальном положении ведомой секции усилие, раз-
виваемое межсекциопным полиспастом, кН, должно быть не
менее
[OsSGglg -f- Gg (Zz 0,51s)J — Ги cos р -f- 6^ sin P)4 x
x/^ + ^ + ^ + 2i4(2>Ksin₽ —iKcos₽)
f2 =-------------/Z^smp+^cospj--------------’ (5Л8>
Для выбора привода межсекционного шарнира нужно
построить диаграмму усилий, необходимых для поворота ведомой
секции относительно ведущей. Тем не менее усилия и F'z могут
использоваться для выбора лебедки привода, поскольку большее
из них определяет расчетное усилие межсекционного полиспаста.
Межсекционный полиспастный привод с рычажными консо-
лями на ведомой секции обеспечивает иную последовательность
приведения аппарели в рабочее положение (рис. 5.68, б). К ходо-
вому концу межсекционного привода прикладывается некоторое
усилие F', с помощью которого ведущая секция поворачивается,
создавая положительный момент относительно оси соединения
с ведомой секцией. Одновременно создается вываливающий момент
ведущей секции относительно коренного шарнира. Когда ведомая
секция наклонена к горизонту на угол р, а ведущая остается
в вертикальном положении, то усилие, развиваемое полиспастом
межсекционного шарнира, можно определить по (5.47). Если
ведущая секция наклонена на угол р, а ведомая приняла горизон-
тальное положение, то усилие, создаваемое полиспастом, должно
быть не менее определяемого по формуле (5.48).
Гидравлические межсекционпые приводы способны поворачи-
вать ведомую секцию независимо от положения ведущей. Если
длины ведомой секции и опорного основания 1г, /3, м, а их силы
веса и Gs, то упор, создаваемый гидроприводом, кН, должен
быть не менее
л __ 0,5(?г1й Gs (f2 0,5/3)
Чг — а >
где а — плечо, определяемое перпендикуляром, восстановленным
из оси межсекционного шарнира па ось гидроцилиндра, м. Приве-
денная зависимость справедлива для приводов, изображенных на
рис. 5.41, d—ж. Гидравлический привод межсекционного шарнира
с парными гидроцилиндрами (см. рис. 5.41, ж) может развивать
необходимый момент совместно верхним и нижним гидроцилин-
драми (одни из них развивает толкающее усилие, другой тянущее).
Усилие, развиваемое приводом для поворота опорного основа-
ния, имеющего вес G4, кН, должно быть не менее Qn = G«/0/an,
где 1а — расстояние от центра массы опорного основания до оси
соединения ведущей секции к ним, м; аа — плечо гидродомкрата
относительно этой же оси, м.
Исходными данными для расчета гидропривода являются
необходимые усилия на штоках гидроцилиндров, Н: тянущее Qj
и толкающее Qz. Если перепад давлений в поршневой и штоковой
341
полостях гидроцилиндра ДР, МПа, то его внутренний диаметр
D ~ 1,13 у ^/(ДРт}^), где т]и — механический КПД гидропри-
вода. В зависимости от тянущего усилия на штоке его диаметр
41 = /4(?в/(ДР11ля) — D2,
Если рабочая жидкость подается в поршневую полость гидро-
цилиндра с расходом Йо, то скорость его перемещения Оц =
= 4Й0т]0/(яР2), где л о — объемный КПД гидроцилиндра. При
поступлении жидкости в штоковую полость гидроцилиндра ско-
рость перемещения поршня иш — 4£20т]0/1я (D2 —da)j.
Если известны время приведения аппарельного устройства
в действие fa, с, количество насосов ген и количество обеспечивае-
мых ими гидроцилиндров пГ1 то можно определить потребную
производительность насосов Q = 4,71DnrS/(/0rj!I), где S — ход
штока гидроцилипдра. При известной частоте вращения электро-
двигателя гидромашины п3 ее рабочий объем q = £2. 1O3/(t]g7z3).
При ведении грузовых работ в целях уменьшения удельной
нагрузки опорного основания на причал приводы включаются
в режим пассивного слежения. Гидромоторы специальных лебедок
подключаются к пневмогидроаккумуляторам высокого давления.
Исходными данными для расчета гидропривода в режиме слеже-
ния являются: необходимое тянущее усилие в канате лебедки Q2,
расчетный диаметр барабана dG лебедки и передаточное отношение
редуктора лебедки i. Перепад давления в гидромоторе в режиме
слежения Др — d6.107(й/адг). где Пр> Лг — КПД редуктора
лебедки и гидромотора.
При числе гидромоторов на лебедках ли объем рабочей жидко-
сти в пневмогидроаккумуляторах, необходимый для обеспечения
следящего режима лебедок, должен быть не менее V = iqlnM х
X 10~3/(ги/о), где I — длина каната, участвующего в слежении.
Расчет трубопроводов гидропривода аппарели сводится к опре-
делению внутреннего диаметра напорного и сливного трубопро-
водов, а также толщины их стенок. Допускаемая скорость движе-
ния жидкости в напорных трубопроводах он ограничена (6—8 м/с),
поэтому при расходе жидкости Й внутренний диаметр трубопро-
вода должен быть не менее da = 0,2123£2/и1Г. При ограниченной
скорости движения жидкости (2—3 м/с) в сливном трубопроводе но
его внутренний диаметр dc = Y0,2123Q/oc.
Толщина стенок труб при внутреннем давлении р может быть
определена по формуле
= 1 _ « (зоофЙ-Ьр + & + с) ’
где d — наружный диаметр трубопровода; а — 0,15 — минусовый
допуск на толщину трубы; <р = I — коэффициент прочности для
сварных труб; b — надбавка на утонение труб при гибке; с —
надбавка к толщине трубы на коррозию; [о]—допускаемые
напряжения для материала труб,
342
Глава 6
СПАСАТЕЛЬНЫЕ СРЕДСТВА
§ 6.1. Классификация спасательных средств
Деятельность человека, связанная с необходимостью
пребывания в море, характеризуется фактором риска для его
жизни. Практика показывает, что опасность для жизни человека
возникает обычно при авариях судов и плавучих сооружений.
Поэтому обеспечение безопасности мореплавания имеет огромное
значение. Для решения этой проблемы необходимо совершенство-
вать мореходные качества судов, повышать надежность судовых
конструкций, улучшать средства навигации и противопожарной
защиты и т. д. Однако очевидно, что полностью исключить ава-
рийные ситуации в практике мореплавания нельзя, поэтому,
допуская определенную вероятность гибели судна (или другого
плавучего объекта), необходимо исключить фактор риска для
жизни людей [1].
Основные причины гибели людей в море • систематизированы
в виде так называемого логического дерева опасностей (рис. 6.1).
Гибель людей возможна в результате воздействия факторов, явив-
шихся непосредственно причиной аварии, но опыт показывает,
что потери эти обычно незначительны. При угрозе гибели судна
возникает необходимость эвакуации людей. Эта операция связана
со значительным риском, особенно в условиях сильного волнения.
Опасны отказы спусковых устройств, которые могут быть вызваны
большим креном судна. При спуске на воду шлюпка может опро-
кинуться, застрять у нижележащей палубы, сильно удариться
о борт судна.
Опасность для жизни человека может возникнуть из-за не-
удачной конструкции спасательного жилета, при длительном
пребывании человека в воде, из-за переохлаждения (гипотермии)
и истощения. Аварии нефтеналивных судов осложняются возмож-
ностью появления вокруг судна зоны горящей нефти. При отказе
системы орошения спасательной шлюпки действие высокой темпе-
ратуры может оказаться гибельным для человека. Опасными для
жизни являются опрокидывание и заливание спасательных шлю-
пок. Большое значение во всех аварийных ситуациях имеют пси-
хологические факторы. Для людей, не подготовленных к суровым
обстоятельствам морских аварий, эти факторы часто бывают опре-
деляющими в борьбе за выживание. Все сказанное выше позво-
ляет сделать выводы о большой сложности создания эффективных
спасательных средств.
Первым средством, специально предназначенным для оказания помощи на
воде, считают заполнявшиеся воздухом бурдюки, сшитые из шкур животных,
343
Первым коллективным спасательным средством на морских судах были дере-
вянные спасательные шлюпки, До начала XX в. они оставались основным сред-
ством оказания помощи при авариях судов. Позднее шлюпки стали делать
из стали, легких сплавов, пластмасс, усовершенствовались также средства спуска
шлюпок на воду. Однако недостаточная живучесть открытых шлюпок, плохая
защита людей от непогоды, сложность и продолжительность спуска на воду за-
ставляли искать новые виды спасательной техники. Существовавшие с конца
прошлого столетия жесткие спасательные плоты и плавучие приборы (понтоны,
скамейки и т. д.) имели только вспомогательное значение.
Рне. 6.]. Логическое дерево опасностей для человека в море.
1 — динамические перегрузки; 2 — нервные перегрузки; 3 — гипотермия; # — утопле-
ние; 5 истощение; 6 — высокая температура; 7 — обезвоживание; 8 — травмы.
В годы второй мировой войны в авиации большой популярностью пользо-
вались надувные спасательные плотики, рассчитанные на одного или двух чело-
век. Они имели небольшие габариты при походном хранении, быстро приводи-
лись в рабочее состояние, достаточно хорошо защищали люден от непогоды.
Послевоенные годы отмечены широким распространением надувных спасательных
плотов в мировом флоте. К середине 50-х гг характеристики плотов стали
регламентироваться классификационными организациями многих стран. В на-
стоящее время интенсивно ведется поиск более совершенных средств оказания
помощи при авариях морских судов,
Развитие техники определяло не только состав спасательных средств, но и
характер спасательных операций. Так, в начале XX в. оснащение судов радио-
связью делало более целесообразным потерпевшим аварию оставаться в непо-
средственной близости от места, указанного В сообщении об аварии. Стали не-
нужными рейсы спасательных шлюпок к берегу, которые часто заканчивались
трагически и затрудняли поиск пострадавших проходящими судами и спасатель-
ными партиями.
Большое значение для повышения эффективности спасательных операций
имеет морская спутниковая связь. Использование искусственных спутников
Земли позволяет обеспечить надежную и устойчивую связь независимо от рас-
стояния, погоды и времени суток. В комбинации 0 аварийными радиобуями кос-
344
мическая связь дает чрезвычайно надежную информацию об авариях и позволяет
быстро организовать необходимую помощь. В результате сокращается продол-
жительность пребывания людей в опасных для жизни условиях, уменьшается
вероятность их гибели от пере-
охлаждения, физического и
нервного истощения.
Анализируя состояние су-
довой спасательной техники,
следует отметить роль ИМО
(Международная морская орга-
низация) в ее совершенствова-
нии. В связи с развитием судо-
ходства и частыми авариями
морских судов уже в начале
XX в. стала необходимой меж-
дународная координация усилий
по обеспечению безопасности
мореплавания. В 1914 г. непо-
средственно после гибели «Ти-
таника» состоялась первая меж-
дународная конференция поэтам
проблемам. Однако реализации
ее решений помешала первая
мировая война. Последующие
конференции состоялись в 1929
и 1948 гг. В 1948 г. организаци-
онные и секретарские функции
взяла на себя Межправитель-
ственная морская консультатив-
ная организация (ИМКО), об-
разованная в рамках ООН.
Координация деятельности мно-
гих стран и обобщение накап-
ливаемого опыта в форме реко-
мендаций — Конвенций по охра-
не человеческой жизни на море
в большой степени способство-
вали повышению безопасности
на море.
Необходимо отметить, что
длительное время правила Кон-
венций были ориентированы на
традиционные конструктивные и
организационные меры, это
сдерживало использование но-
вых типов спасательных средств
на судах. В связи с этим по
Рис. 6.2. Схематическая последовательность
принятия новой рекомендации ИМО.
инициативе советских заинтере-
сованных организаций и пра-
вительств ряда стран был начат
пересмотр содержания гла-
вы III «Спасательные средства»
Международной Конвенции СОЛАС 1960 г. В основу работы по пересмотру тре-
бований Конвенции был положен функциональный подход. Из-за сложности
как самого процесса спасения людей, так и технических средств, предназначен-
ных для его осуществления, было признано целесообразным разделить спаса-
тельную операцию на следующие этапы: эвакуация людей с гибнущего судна,
поиск спасательных средств и спасающихся, завершение спасательной операции.
Такое подразделение спасательной операции позволило четко сформулировать
требование и критерии сравнения эффективности новых и существующих спаса-
345
Спасательные
тельных средств. Весь процесс создания нового спасательного средства, его
изготовления* испытаний, одобрения на различных уровнях и включения в
Конвенцию схематически представлен на рис. 6.2. Можно отметить, что по
крайней мере на трех этапах должно быть проверено соответствие характеристик
нового средства установленным требованиям и критериям.
Для примера обратимся к гравитационным шлюпбалкам. Одним из крите-
риев их эффективности является предельный антикрен, т. е. угол крена судна
в сторону противоположного борта, при котором возможно вываливание шлюпки
за борт. У современных шлюпбалок он равен 20°. Вновь проектируемая шлюп-
балка будет более эффективной, если предельный антикрен увеличить до 25°,
так как интервал времени для вываливания шлюпки будет больше.
346
с
Коллективные
Основные функции судовых спасательных средств следующие:
— эвакуация людей с гибнущего судна и обеспечение условий
для их выживания;
— подбор с воды людей, покинувших гибнущее судно;
— оказание помощи пострадавшим при авариях других судов;
— спасение людей, случайно оказавшихся за бортом;
— удержание человека на плаву в безопасном положении.
Необходимость выполнения разнообразных функций обусло-
вила обширную номенклатуру типов спасательной техники. Клас-
сификация современных спасательных средств приведена на
рис. 6.3. Одним из признаков классификации, не нашедшим
отражения в приведенной схеме, является материал спасательного
средства. Нужно отметить, что дерево потеряло свое прежнее
значение. Деревянные шлюпки имеют низкую прочность, большую
массу, подвержены гниению, требуют значительных затрат на
обслуживание и поддержание в состоянии готовности. Наиболее
распространенными материалами для изготовления спасательных
средств стали различные виды пластмасс и легкие сплавы.
Коллективные спасательные средства делятся на пассивные
и активные в связи с их способностью двигаться и маневрировать.
У активных спасательных средств в качестве привода исполь-
зуются в основном дизели. Ручные способы движения (гребля,
рычажный ручной привод н др.), позволявшие шлюпке лишь
отойти от судна и удерживаться при небольшом ветре носом на
волну, отошли в прошлое, а весла иногда включают в снабжение
шлюпок и плотов как резервное средство движения.
Спасательные капсулы находят применение на морских буро-
вых установках. Спуск их на воду обычно осуществляется вер-
тикально на одном шкентеле. На судах также применяют спаса-
тельные шлюпки с частичным жестким закрытием, однако прин-
ципиально они не отличаются от открытых, поэтому в отдельную
группу не выделены.
§ 6.2. Аварии морских судов
Аварии морских судов подразделяются иа следующие категории:
столкновения, посадки иа грунт, пожары, затонули, пропали без вести, осталь-
ные причины. Первые три категории достаточно очевидны. Для анализа осталь-
ных обратимся к конкретным данным. В табл. 6,1 приведены сведения о потерях
морских судов и 1978 г. (этот год отличался наибольшими потерями). Анализ
обстоятельств аварий доказывает, что и большинстве случаев причиной гибели
судов, относящейся к категории «затонули», являлась потеря остойчивости.
Можно предполагать, что суда, пропавшие без вести, также имели недостаточную
остойчивость (невелики их размеры — средняя валовая вместимость всего
1600 per. т). При гибели судов от столкновений и посадок на грунт обычно имеется
достаточное количество следов, объясняющих причину гибели. Только при вне-
запном и скоротечном опрокидывании судна свидетельств и очевидцев катастрофы
не остается. Часто не хватает даже времени для радиосообщения о критической
ситуации. Это является подтверждением того, что пропавшие без вести суда также
можно считать судами, потерявшими остойчивость. Учитывая сравнительно не-
большое количества аварий, относящихся к остальным категориям, при после-
348
Таблица 6.!. Потери морских судов в 1978 г.
Категория аварии Коли- чество судов Валовая вмести- мость, Tbsc, per. т Относительные потерн, % Средняя валовая вмести- МОСТ&, per. т
по коли- честву судов по валовой вмести* мости
Столкновения 56 140,3 11,8 8,2 2 500
Посадки на грунт 144 692 30,5 39,9 4 700
Пожары 85 586,4 18 34,3 6 900
Затонули 169 258,6 35,7 15,1 1 500
Поопали без вести 9 - 14,7 1.9 0,8 1 600
Остальные причины Ю 29 2.1 1,7 2 900
Всего; 473 1721 100 100 20 100
Таблица 6.2. Распределение судов мирового флота по валовой вместимости
Валовая вместимость» тыс. per. у Относитель- ное коли- 1 чество I судоа, % Валовая вместимость, тыс. per. т Относитель- ное коли- чество судов» % Валовая вместимость, тыс, per. т Относи- тельное количе- ство судов» %
0,1—0,5 0,5-1 1—2 48.6 10,5 7,4 8.5 4—6 6—8 8—10 10—15 3,9 3,6 4,2 5,0 15—20 20—30 >30 Всего: 2,5 2,1 3,7 100
Таблица 6.3. Распределение погибших судов по валовой вместимости
(среднее значение за 1978—1979 гг.)
Валовая вместимость, тые. per. т Относитель- ное коли- чество ! судов. % Валовая вместимость, тыс» per. т Относятель- ' ное коли- чество судов, % Валовая вместимость, тыс. per. т От носи- тель аое количе- ство судов, %
0,1—0,5 44,2 4—6 4,5 15—20 1,1
0,5—1 9,1 6-8 5.4 20—30 0,9
1—2 13,0 8—10 5,2 >30 2,6
10,8 10—15 3,2 Всего: 100
дующем анализе будем принимать во внимание только четыре категории ава-
рий — столкновения, посадки на грунт, опрокидывания, пожары.
В последние годы распределение судов мирового флота по размерам стало
более стабильным. Это связано с резким сокращением строительства сверхкруп-
ных танкеров, используемых для транспортировки сырой нефти. Именно из-за
этих судов средний тоннаж судна к 1979 г. увеличился с 3500 до 5500 per. т.
Проанализируем влияние размера судна на вероятность его гибели (исполь-
зуются статистические данные 1978—1979 гг.). Распределение судов мирового
флота по валовой вместимости W приведено в табл. 6.2, а сведения о валовой
349
вместимости погибших судов даны в табл. 6.3. Из табличных данных видно, что
размеры эксплуатировавшихся и погибших судов различны. Примем отношение
Потерь судов за год пс к числу эксплуатирующихся судов Nc за среднюю вероят-
ность гибели судна. Конкретное значение вероятности гибели судна того или
иного размера может быть получено путем умножения средней вероятности ги-
бели судна на коэффициент т]. Изменение К] в зависимости от валовой вместимости
судна показано на рис. 6.4. Видно, что вероятность гибели малого или среднего
Рис, 6.4. Зависимость изменения коэффи-
циента Т1, учитывающего размер судна, от
валовой вместимости W.
по размерам судна в два-три
раза больше, чем у крупнотон-
нажного. Вывод о снижении ве-
роятности гибели малотоннаж-
ных судов нуждается в про-
верке.
Соотношение между основ-
ными категориями аварий за-
висит от размеров судна и яв-
ляется достаточно устойчивой
величиной. В табл. 6.4 и на
рис, 6.5 приведены данные, по-
лученные на основе анализа ста-
тистического материала за боль-
шой промежуток времени. Кос-
венно полученные зависимости
позволяют учитывать и такой фактор, как назначение судна. Средний размер
промыслового судна составляет 400 per. т. Опрокидывание для малых судов
является наиболее частой причиной их гибели (см. рис. 6.5). Нефтеналивные суда
находятся на другом полюсе размерной шкалы. Средняя вместимость танкера
равна 20 тыс. per. т. Для судов этого назначения большую опасность предста-
вляют пожары, что должно быть учтено при выборе типа спасательных среш-тп
Возраст судна оказывает огромное влияние на вероятность аварии. Данные
для такого вывода взяты из ежегодных отчетов Английского Ллойда (табл. 6.5).
Рис. 6.6. Значения коэф-
фициента 5, учитывающе-
го возраст судна.
Рис. 6.5. Зависимость изменения Соотно-
шения между различными категориями
аварий от размера судна.
Введем коэффициент £ (рис. 6.6), учитывающий отклонение вероятности гибели
судна той или иной возрастной группы от ее среднего значения, равного отноше-
нию числа погибших судов к количеству эксплуатирующихся судов. Тогда ве-
роятность гибели судна с учетом его размера и возраста BF= ^nc/Nc.
Потери судов в возрастной группе 10—15 лет соответствуют среднему значе-
нию лс/ДГс. Для первых двух возрастных групп судов аварийность (см. табл. 6.5)
существенно ниже среднего значения, а для старых судов она более чем в два
раза превышает величину nc/JVc. Отметим, что закономерность изменения £
весьма стабильна во времени и может использоваться хак для текущего, так н
перспективного проектирования.
350
Обстоятельства аварий значительно
влияют на проведение спасательных опера-
ций. Однако литературы с информацией об
обстоятельствах гибели судов чрезвычайно
мало. Подробный анализ аварий норвежских
судов дай в 198], а обстоятельства аварий
японского флота детально описаны в [99].
Распределение относительных частот аварий
норвежских судов по месяцам приведено на
рис. 6.7. Наибольшее количество аварий
в зимние и осенние месяцы обусловлено
ухудшением условий плавания. Распределе-
ние относительных частот аварий норвеж-
ских судов в течение суток приведено на
рис. 6.8.
Как уже отмечалось, эффективность
спасательных операций зависит от характера
и продолжительности аварии. Остановимся
на особенностях аварий различных кате-
горий.
Посадки на грунт к столкновения. Ава-
рии, связанные со столкновениями и посад-
ками на грунт, являются наиболее частыми.
Так, при сроке эксплуатации судна 20 лет
вероятность его гибели от эксплуатационных
повреждений корпуса равна 10 %. В среднем
за период эксплуатации каждое судно полу-
чает серьезные повреждения корпуса со зна-
чительными экономическими последствиями
примерно 2,5 раза. Основными характеристи-
ками повреждений корпуса при столкнове-
ниях и посадках на грунт являются поло-
жение пробоины по длине судна, площадь
и длина повреждения, положение пробоины
по высоте. Необходимые данные для оценки
продолжительности аварийного периода при-
ведены в табл. 6.6—6.9.
Для расчетов вероятной абсциссы цен-
тра пробоины могут быть использованы
сглаженные распределения их частот, при-
веденные иа графиках рис. 6.9. Математи-
ческое ожидание длины повреждений при
столкновениях равно 7,3 м, при посадках
на грунт 7,8 м. Для обеих категорий аварий
распределения параметров повреждений
с достаточной точностью могут описываться
одинаковыми зависимостями, составленными
для судов различных размеров (рис. 6.10).
Площадь пробоины, через которую вода
вливается внутрь судна, составляет в сред-
нем половину площади повреждения, охва-
тывающей весь район разрушений н дефор-
маций судовых конструкций. Распределение
высоты нижней кромки пробоины иад основ-
ной линией судна приведено иа рис. 6.11.
Приведенные выше данные позволяют
рассчитать распределение продолжительности
погружения судна, т. е. время его гибели.
Для упрощения этих расчетов были приняты
следующие допущения: погружение судна
| Относительные потерн. %, судов валовой вместимостью, тые. per. т J Среднее —< —*о> ьГ СО СО —• О о
с* р» счс*> о о
С? 1 о с* —< ъ- ел ео сч сч о о
cl i «Л О 00 СО СО СЧО1—4 м* о о
1А 7 о со СЧ о о ^4
7 «О «сосчсч о о
с& 1 Ср ю to еч «5 —«оэ сч сч о с «*и
Ср 1 1Д 1Л Ю ю 8
1 11 33,5 37 18,5 О о
«4 2 X СО 'ч* о о
7 » о’ in 1П^ о 010 —« со » о о
toio ddo>o —1 со м* —< о о
Категория аварки Столкновения Посадки па грунт Опрокидывания Пожары Всего;
351
Таблица 6.5. Распределение по возрасту эксплуатирующихся и погибших судов
Во^рзс» судна» лет Количество судов, %
эксплуати- рующихся погибших з 197в г. погибших н 1979 г. ч
0-5 20,8 5,3 6,7
5—10 23,3 13,3 8,0
10—15 17,3 17,3 18,3
15—20 15,2 17,1 17.4
20—25 8,5 20,9 22,6
25—30 4.6 Н,1 12,4
>30 10,3 15,3 14,6
Всего: 100 100 100
рассматривается как статический процесс, что позволяет пренебречь инер-
ционными силами и сопротивлением среды; посадка судна изменяется
только под воздействием воды, влившейся в его внутренние помещения;
влияние волнения и других внешних факторов не учитывается. Вероятно-
стный подход к расчету времени погружения вызван тем, что большинство
исходных величин являются случайными. Так как связь между временем
гибели и конкретными значениями ис-
ходных параметров является детерми-
нированной, то математически задача
представляет собой поиск функции мно-
Рис. 6.8. Распределение аварий
норвежских судов в течение суток.
Рис, 6.7. Распределение аварий нор-
вежских судов по месяцам года.
гих случайных переменных, которыми являются характеристики повреждений
корпуса и некоторые особенности судна (состояние загрузки, коэффициенты про-
ницаемости грузовых помещений и др.). Для конкретного судна число варьируе-
мых параметров равно шести: положение пробоины по длине судна х, высота
пробоины над основной линией z, длина пробоины I, площадь пробоины F, вы-
сота надводного борта Д/7, коэффициент проницаемости судовых помещений р.
Найдя функциональную зависимость f— f (х, z. I. F, &Н, р), можно опре-
делить вероятность гибели судна за некоторый интервал времени А/, что позво-
ляет построить график распределения времени гибели судна при повреждениях
корпуса. Алгоритм расчета времени гибели судна приведен на рис. 6.12 и вклю-
чает следующие расчетные схемы: автоматическое формирование координат кон-
туров поврежденных помещений, расчет времени заполнения водой поврежден-
ных помещений, определение посадки поврежденного судна.
При расчете произвольным образом перебираются все комбинации исходных
параметров, Состояние судна, соответствующее его гибели, наступает после по
552
Таблица 6.6. Распределение абсолютных и относительных частот абсцисс
центров пробоин
Номера теоретиче- ских шпангоутов Частота абсолютная Частота относительная Номера теоретиче- ских шпангоутов Частота абсолютная Ч астата относительная
при столк- новениях при посад- ках на грунт при столк- новениях при посад- ках на грунт при столк- новениях при посад- ках на грунт при столк- новениях при посад-* ках на грунт
О 173 41 32 23 22 22 23 26 27 26 14 10 12 6 7 14 10 8 11 11 0,284 0,067 0,052 0,036 0,036 0,036 0,037 0,042 0,044 0,042 0,0825 0,0625 0,0750 0,0375 0,0437 0,0875 0,0625 0,0500 0,0500 0,0687 10—11 11—12 12—13 13—14 14—15 15—16 16—17 17—18 18—19 19—20 34 33 18 26 25 17 16 9 9 12 15 7 5 4 11 3 4 4 2 5 0,055 0,054 0,029 0,042 0,041 0,027 0,025 0,015 0,015 0,020 0,0937 0,0437 0,0312 0,025 0,0687 0,0188 0,025 0,025 0,125 0,0312
Всего: 614 163 1,0 1.0
Таблица 6.7. Распределение относительных частот длин повреждений
при столкновениях н посадках судов на грунт
Длина Распределение длины повреждений Сглажен- ные частоты Длина Распределение длины повреждений Сглажен- ные частоты
повреж- дения, 1£ при столк- новениях судов при по- садках на грунт при столкно- вениях и посад- ках на грунт Повре- ждения, м при столк- новениях судов при по- садках на грунт при стол кно- вейнях н посад- ках на грунт
0—2 0,162 0,151 0,160 20—22 0,007 0,023 0,01
2-Л 0,209 0,207 0,194 22—24 0,005 0,017 0,008
4—6 0,159 0,151 0,180 24—26 0.005 0,012 0.007
6—8 0,142 0,104 0,128 26-28 0,004 0,009 0,006
8—10 0,088 0,113 0,095 28—30 0,004 0,007 0,005
10—12 0,086 0,085 0,068 30—32 0,004 0,004 0,005
12—14 0,054 0,009 0,05 32—34 0,004 0.004 0,004
14—16 0,021 0,047 0,029 34—36 0,004 0,004 0,004
16—18 0,017 0,019 0,024 36—38 0,004 0,003 0,004
18—20 0,017 0,028 0,015 38—40 0,004 0,003 0,004
12 Алемгеклров М. Н к пр
353
Таблица 6,8. Распределение абсолютных и относительных частот длин
повреждений а зависимости от длины судна L
Д = 30 + 70 и t = 70** 1 30 м * ; 130 ы
Для па Частота повреждения
прйбоияы, м абсо- оТносЯ* абсо- сткоеи* абсо* I отпоен*
ЛЮТМАЦ: тельиак лютня я тельная лкяиая тельная
0-2 52 0.413 45 0.187 20 0,107
2—4 33 0,261 51 0,212 25 0.134
4—6 16 0,127 31 0,129 30 0.160
6—8 8 0,063 30 0.124 23 0,123
8—10 6 0.048 21 0.087 22 0.118
10-12 4 0,032 И 0.046 19 0.102
12—14 2 0,016 8 0.033 14 0,075
14—16 4 0,032 6 0.025 4 0,021
16—18 0 0 3 0,012 3 0,016
18—20 1 0,008 8 0,033 3 0,033
20—25 0 0 6 0,025 9 0,048
>25 0 0 21 0,087 15 0,080
Всего: 126 1,0 241 1.0 187 1.0
Рис. 6.9. Распределение абсцисс
посадках иа грунт (б).
Рис. 6.10. Распределеииедли-
мы повреждений.
центров пробоин при столкновениях (в) и при
₽аспРвделеии® высоты нижней кромки пробоины нал основной
линией при столкновениях (а) и при посадках на грунт (б) основной
354
Таблица 6.9. Распределение абсолютных н относительных частот площадей повреждений в эзвкеимосгн от длины судна £
£—30*30 и £—61)*70 И £—704-90 м £—90* ПО к £—110*130 м £—130*130 hf £—150*170 м
Площадь повреждений. Частота аоареждеяяй
** абсо- лют- ная отно- сится ь* Яая абео- лют» яая отяося» тельная абео- лют» вал относи- тельная абсо- лют* яая отводе» тельная абсо- лют- как отмеси- тельная абсо- лют- ная отноея- тедьная абсо- лют- ная относи- тельная
0—10 60 0,95 50 0,89 38 0,8 44 0,77 52 0,55 50 0,43 20 0,32
10—20 3 0,05 5 0,09 Б 0,1 7 0,12 19 0,2 23 0,2 П 0,18
20-30 0 0 0 0 3 0,06 3 0,05 14 0,15 20 0,17 14 0,23
30—40 0 0 t 0,02 1 0,02 2 0,04 5 0,05 10 0,08 6 0,1
40-50 0 0 0 0 1 0,02 I 0,02 3 0,03 5 0,04 4 0,06
1 0,01 Б 0,04 3 0,05
50—60 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0,01 2 0,02 2 0,04
60—70 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0,01 1 0,01
Количество повреждений 63 56 48 57 94 116 61
Средняя площадь повреждений 5,48 6.43 6,75 9,04 13,95 18,22 22,18
cry пленяя в пего критического объема воды ^кр- Гибели судна соответствует
уменьшение величины надводного борта до нуля с учетом возможного крена и
дифферента. Для расчета времени затопления используется зависимость t
' Г'G^tz , где V объем влившейся воды; £ - коэффициент расхода
воды; hH — напор.
Потеря остойчивости. При анализе причин гибели судов исследование остой-
чивости очень важно. Однако продолжительность аварийного периода и возни-
кающая при этом опасность для жизни людей в большинстве случаев не учитыва-
лись, Получить точное представление о времени гибели судна при опрокидывании
выбор комбинации
параметров
£
Оппвделвнив
Расчет посадки
затапливаемых —судна
Определение VKp
помещении
£
V
Информация по
затапливаемым —
помещениям
'Критерий гибели.
Судно гибнет ?
Количество
оставшихся \
комбинаций п /
---------------------------------.-----------------------------
Изменение посадки
Ци * Vnifl
Суммирование
времени ц изме -
нении посадки
«Ф -?Vni
—я—
{конец )
Рис. 6,12, Алгоритм расчета времени гибели судна.
достаточно сложно из-за большого разнообразия возможных критических ситуа-
ций. В отчетах об авариях можно найти такие обстоятельства, как ход судна
на попутном волнении, смещение грузов при качке, динамическое воздействие
волн и ветра, неудачное маневрирование, рывки буксирных тросов, влияние
влившейся на падубу воды и многое другое, В отчетах ИМО аварии этой кате-
гории классифицируются следующим образом: внезапное опрокидывание, посте-
пенное накренение, затопление с крепом и неизвестные причины (группу неиз-
вестные причины можно отнести к внезапным опрокидываниям). Все случаи
внезапного опрокидывания относятся к скоротечным авариям, продолжитель-
ность которых измеряется десятками секунд.
Для остальных случаев потери остойчивости характерно постепенное нара-
стание крена с последующим опрокидыванием. Весь процесс в реальных авариях
занимает в большинстве случаев несколько часов, и человеческие жертвы обычно
отсутствуют. Эти аварии могут быть отнесены к продолжительным. На рис. 6.13
приведена зависимость риска внезапного опрокидывания судна от его размера.
Таким образом, появляется возможность приближенно получить график распре-
деления продолжительности гибели судна при потере остойчивости.
Пожары. Особенность большинства аварий этой категории — их значитель-
ная продолжительность. Случаи, когда судно разрушается взрывом полностью,
исключительно редки. Следует отметить, что очень важно не упустить время
356
своевременного начала спасательных операций» так как из-за распространения
огня затрудняется подход к спасательным средствам, а шлюпки и плоты пора-
жаются ОГЕЮМ-
Статистическое распределение времени гибели судна может быть представ-
jreffo следующим образом:
/ (О -- Sc/C (О 4- ВКЛ (f) -t- Bof° (t) ч- Baf,L (О.
где fc (t). fK (rt, f° (7), fn (0 - - распределение времени гибели при столкновениях,
посадках на грунт, опрокидывании к пожарах; Вс, Вк, Во, Вп — вероятность
соответствующих аварий.
Для упрощения последующих расчетов все аварии подразделим на скоро-
течные, продолжительность которых заведомо мала по сравнению со временем
спасательной операции: продолжительные, занимающие значительно больше
времени, чем спасательная операция; с конечной продолжительностью, соизме-
римой с продолжительностью спасатель-
ной операции. Продолжительность ско-
ротечных аварий условно ограничим од-
ной минутой. Частоты, соответствующие
продолжительным авариям, при расчете
во внимание не принимаются.
§ 6.3. Спасательные
операции
Спасательная операция со-
5 •? 20 30 Ч; 3S 00 70 ВО
д/шт м
Рис. 6.13. Зависимость риска вне-
запного опрокидывания судна от
его размера.
стоит из следующих этапов: эва-
куации людей с гибнущего судна;
поиска спасательных средств и
спасающихся; завершения спа-
сательной операции (соответствует устранению риска для
жизни пост рада вши х).
Эвакуация людей с гибнущего судна. Это — наиболее сложный
и опасный этап спасательной операции, что обусловлено большим
многообразием аварийных ситуаций, применением различных спа-
сательных средств и основное — быстроизменяющимися внешними
условиями. В ситуациях, которые возникают после успешного
завершения этого этапа спасательной операции, обычно имеется
достаточно эффективных средств для оказания помощи постра-
давшим.
Эвакуация людей с гибнущего судна включает действия по
спасению людей от момента подачи команды «Оставить судно»
до отхода спасательных средств с людьми на безопасное расстоя-
ние от судна. Предполагается, что люди, которые оставили судно
самостоятельно и находятся в воде, должны быть подобраны
в шлюпки и плоты. При эвакуации с помощью современных спа-
сательных средств сначала людей собирают у мест посадки
в шлюпки и плоты, затем осуществляется их посадка в спасатель-
ные средства, спуск средств на воду и отход от судна. Люди также
могут занимать места в шлюпках и плотах, предварительно спу-
щенных на воду. Для этого используются трапы, желобы, скаты
и другие средства (прыжки в воду следует считать исключением).
357
Таблица 6.10. Скорость перемещения людей (возраст 20—25 лет)
Место перемещения Скорость, м/е
бегом быстрым ШАГОМ шагом
Гладкая палуба с настилом Узкий проход Гладкая палуба, крен 30’ Трап без покрытия, наклон 55е Трап с наклоном 75° Скоб-трал шириной 0,35 м 3,6 3,3 2Л 1.4/1,6 1,2/1,2 2.3 2,0 1.6 0,9/1,2 0,8/0,9 0,7/0,4 1.6 1,3 0,9 0,7/1,1 0,7/0,8 0,5/0,4
Примечание. В числителе даме скорость перемещен ля вверл. в аиа-
Иенателе — вниз.
Основная цель этого этапа спасательной операции — обеспе-
чение безопасной эвакуации людей с гибнущего судна с исполь-
зованием судового спасательного устройства при возможных
неблагоприятных обстоятельствах. Критерием эффективности пер-
вого этапа спасательной операция является вероятность успеш-
ного завершения эвакуации людей, что может быть обеспечено
только в том случае, если продолжительность эвакуации меньше
времени гибели судна. Это условие можно записать в виде
Тх < Т3, где 7\ — время, затрачиваемое на эвакуацию людей;
Г, — продолжительность гибели судна.
Примем следующие условные обозначения: А (/), Fi (0 —
соответственно дифференциальный и интегральный законы рас-
пределения времени эвакуации; Д (0, F, (/) — дифференциальный
и интегральный законы распределения продолжительности ги-
бели судна. Вероятность успешной эвакуации В (7\ < ~
OQ
= 1 — j Л (0 Fs (0 dt. Для конкретной спасательной операции
при малой дисперсии Л и плавном изменении F3 (t) в окрестно-
сти 7\ получим В (Тх < Ts) = 1 — Fz (7\), где — математи-
ческое ожидание времени эвакуации.
Для расчета продолжительности сбора людей у мест посадки
в спасательные средства примем два ограничения: к моменту
выхода на открытую палубу спасающийся должен быть одет
в соответствии со временем года и климатическими особенностями
места аварии; к моменту выхода на открытую палубу на спаса-
ющемся должен быть спасательный жилет. Таким образом, пер-
вые действия пассажиров и членов экипажа после объявления
команды Юставить судно» заключаются в одевании и подготовке
индивидуальных спасательных средств. Затем спасающиеся крат-
чайшим путем направляются к местам посадки в спасательные
средства. Продолжительность этой операции определяется с уче-
том возможных задержек из-за скопления людей у трапов, выхо-
358
доз и т. д. Путь к местам посадки проходит по коридорам, трапам
и открытым участкам палубы. Скорость перемещения людей за-
висит от наличия крека, освещенности, состояния поверхности
палуб и т. д. (табл. 6.10). Пол и возраст людей сказываются на
скорости их перемещения по судну. Для людей пожилого возраста
(55—S0 лет, мужчины, женщины) скорость движения по судну
снижается на 50 %. Скорость движения лиц женского пола (20—
25 лет) составляет 0,8 скорости движения лиц мужского пола того
же возраста.
Для определения закономерностей, характеризующих продол-
жительность сбора людей у мест посадки в спасательные средства,
были проведены исследова-
ния, основанные на данных,
полученных при эксперимен-
тах в натурных условиях.
Анализ их результатов по-
казал, что распределения
времени сбора людей могут
быть описаны нормальным
законом распределения. По-
лучены закономерности, оп-
ределяющие параметры этих
распределений, в частности
математическое ожидание
Таблица 6.11, Продалжительипсть
посадки людей а шлювки
Тип шлюпки ж ее положен хе ж момент жоседкж люде! Среднее время одедкв, в Времен- ной ж втер- вед, е
На шлюпбалках:
закрытая 10,7 3,9
открытая У палубы: 10,3 3,2
закрытая 9,5 3,8
открытая 4,1 2,9
времени сбора людей у мест
посадки 1 линейно зависит от длины L судна. Среднеквадратич-
ное отклонение S в свою очередь линейно связано с количеством
людей, находящихся на судне.
Для расчетов времени сбора людей можно использовать сле-
дующие аппроксимационные зависимости:
— на транспортных судах — сбор людей у мест посадки
в спасательные средства, с, I = (0.35L + 50) н S ~ (0,25# +
+ 23)*, выход людей на ближайшую открытую палубу, с, f —
- (0.35L + 40) и S = (0,25# + 21);
— на пассажирских судах — сбор людей у мест посадки
в плоты и шлюпки, с, I = (1,15L +20) и S = (0,03# + 50);
выход людей на ближайшую открытую палубу, с, г = (0.85L +
+ 40) и S - (0,03# + 40), где L — длина судна, м; # — количе-
ство людей на борту, чел. Для промысловых судов могут быть
взяты средние значения.
Используя свойства нормального закона распределения, можно
определить продолжительность сбора всех людей у мест посадки
в спасательные средства н время выхода людей на ближайшую
открытую палубу, которые равны математическому ожиданию
и трем среднеквадратичным отклонениям.
В табл. 6.11 приведены данные о продолжительности посадки
людей в коллективные спасательные средства при авариях судов.
Интервалом посадки условимся называть промежуток времени,
359
который отделяет моменты посадки последовательно двух лиц.
Дальнейшая последовательность эвакуации — спуск спаса-
тельных средств на воду и отход их от борта судна. Для обеспече-
ния спуска шлюпок рекомендуются только гравитационные
шлюпбалки. Вываливание шлюпок за борт может быть ограни-
чено креном в сторону противоположного борта. Это делает не-
целесообразным посадку людей в шлюпки, еще находящиеся на
шлюпбалках. Рекомендуется предварительно вывалить шлюпку
и спустить ее до уровня посадочной палубы. В этом случае посадка
людей в шлюпки происходит в начале аварии и проводится бы-
стрее. Для большего удобства шлюпки подтягиваются к борту
Рис. 6.14. Последовательность использования надувных спасательных плотов
судна. Практика эксплуатации судовых устройств показывает, что
существующие нормы продолжительности спуска шлюпок доста-
точно хорошо отражают фактические затраты времени на эту
операцию.
Несколько иное положение сложилось со спасательными пло-
тами, применяющимися на море сравнительно недавно. Компакт-
ность надувных плотов в условиях походного хранения опреде-
лила широкое их использование прежде всего на малых и сред-
них судах, где размещение громоздких спасательных шлюпок
с комплектами шлюпбалок затруднительно. Небольшая высота
надводного борта этих судов определила и способ использования
плотов: сначала сбрасываются на воду плоты, затем люди спры*
гивают на них или в воду (рис, 6.14).
На больших судах вначале надувными спасательными плотами
пользовались так же, как и на небольших. Однако в дальнейшем,
чтобы спасающиеся при оставлении судна не попадали в воду,
стали применять спускаемые плоты, обслуживаемые специальными
кран-балками. Устройство действует следующим образом. После
освобождения от контейнера плот надувается и стрелой кран-
балки выносится за борт. Люди занимают места в плоту и спу-
скаются на воду. Отдача шкентеля кран-балки производится
автоматически при снижении нагрузки в момент, когда плот ка-
сается воды. Далее стрела подготовляется к спуску следующего
360
плота. Обычно одно такое спусковое устройство предусматри-
вается для обслуживания трех-четырех плотов. Отметим, что ве-
роятность спасения в надувном спасательном плоту выше, чем
в шлюпке, только при его однократном спуске. Плот, спускаемый
на воду вторично, преимуществ перед шлюпкой уже не имеет.
Последовательность расчета критерия эффективности эвакуа-
ции приведена ниже.
1. Для заданного судна определяется соотношение между
основными категориями аварий.
Рис. 6.15. Распределение времени гибели судна при поврежде-
ниях корпуса,
1 — прн ограниченном количестве исходных параметров* 2 — сгла-
женные частоты; 3 — уточненное распределение.
2. С использованием характеристик повреждений корпуса
при столкновениях и посадках на грунт рассчитывается распре-
деление времени гибели судна при повреждениях корпуса
(рис. 6.15).
3. По главным размерениям судна определяется вероятность
его мгновенного опрокидывания.
4. Рассчитывается интегральное суммарное распределение вре-
мени гибели судна с учетом вероятности каждой из названных
категорий аварий.
5. Определяются параметры распределений продолжительно-
сти сбора людей у мест посадки в спасательные средства или вы-
хода их на ближайшие открытые палубы.
6. Рассчитывается продолжительность эвакуации людей с гиб-
нущего судна, включая посадку людей в спасательные средства
и их спуск на воду. (Такие расчеты выполняются для различных
комбинаций спасательных средств коллективного пользования.)
7. Определяется эффективность эвакуации людей при гибели
судна, представляющая собой вероятность успешного завершения
этого этапа спасательной операции при использовании различных
спасательных средств.
861
Выживание спасающихся и поиск спасательных средств. После
завершения эвакуации с судна пострадавшие могут оказаться
или в воде, или в коллективном спасательном средстве. Безопас-
ное положение человека, находящегося в воде, обеспечивается
индивидуальным спасательным средством. В такой ситуации
основной угрозой для его жизни является гипотермия, бороться
с которой чрезвычайно сложно. Нужно принять по возможности
все меры для сокращения продолжительности пребывания людей
в воде. Именно поэтому на судах предусматриваются активные
спасательные средства н средства для экстренного оказания
помощи. Применяются также специальные костюмы, предохраня-
ющие людей от переохлаждения в воде.
Обеспечение безопасности пострадавших, находящихся в кол-
лективных средствах спасения, также связано с рядом проблем.
Использование закрытых спасательных шлюпок и надувных
плотов позволяет решить одну из них — предохранить людей
от предельных температур, атмосферных осадков и заливания.
Большое значение для выживания имеют питьевая вода я пищевой
рацион, которые являются обязательным элементом снабжения
шлюпок я плотов [40].
Критерий эффективности этого этапа спасательной операции —
продолжительность периода выживания. В настоящее время все
расчеты ведутся исходя из продолжительности периода выжива-
ния 6 сут, так как по статистическим оценкам этот срок можно
считать достаточным для обнаружения и спасения потерпевших
аварию.
Рост интенсивности судоходства, а также изобретение радио
существенно повлияли на возможности поиска потерпевших
кораблекрушение. До появления средств дальней связи люди,
оставившие гибнущее судно, были предоставлены самим себе.
Они не имели возможности сообщить об аварии н своем место-
нахождении. Незначительной была надежда получить помощь
от случайно проходящих судов. Единственным выходом из поло-
жения были попытки самостоятельно добраться до ближайшего
берега. Очень часто такие попытки заканчивались трагически.
Появление радио изменило характер спасательных операций.
Шлюпки и плоты должны теперь оставаться по возможности ближе
к району, указанному в сообщении об аварии, что значительно
облегчает их поиск. Символично, что первым практическим при-
менением нового средства связи была спасательная операция.
По радиовызову ледокол <Ермак» направился для спасения рыба-
ков, унесенных в Финский залив на оторвавшейся льдине.
В настоящее время разработан комплекс средств поиска по-
страдавших при аварии. Эти средства подразделяются на элек-
тронные, визуальные и звуковые.
Первое сообщение об аварийной ситуации осуществляется
с помощью судовой радиостанции — главной или резервной
(аварийной), хотя судовые радиостанции и не являются спаса-
363
тельным оборудованием. В комплект судового спасательного снаб-
жения необходимо включать аварийные радиобуи, которые должны
быть на всех судах неограниченного и ограниченного районов пла-
вания I. Даже после погружения судна радиобуи остаются на
поверхности и автоматически посылают в эфир сигналы бедствия.
Аварийный радиобуй после пуска должен функционировать
не менее 48 ч, причем на конец этого срока должно оставаться
не менее 20 % начальной мощности. Включается буй вручную или
автоматически после попадания в воду. Конструкция радиобуя
должна исключать необходимость его обслуживания в течение
по крайней мере одного года. Существуют аварийные радиобуи
типов М (маломощные), Н (мощные) и запасные. Они имеют оди-
наковую дальность действия (30 миль) и отличаются напряжен-
ностью поля (более и менее 10 мкВ/м). Аварийные радиобуи
должны без повреждений выдерживать удар о воду при сбрасы-
вании их с высоты 10 м, обладать положительной плавучестью
при дополнительной нагрузке в 7,5 кг. В настоящее время авто-
матические аварийные радиобуи предполагается включать в снаб-
жение всех спасательных средств коллективного использования.
На спасательных средствах предусматриваются и другие виды
радиосвязи. Так, на пассажирских судах при общем количестве
людей до 1500 одна из моторных шлюпок должна быть оборудо-
вана стационарной радиостанцией. При общем количестве людей
свыше 1500 радиостанции должны иметь две шлюпки, по одной
с каждого борта. Аналогичное требование предъявляется к про-
мысловым судам.
Дополнительно на судах должны предусматриваться радио-
телефонные аппараты, обеспечивающие связь со спасательными
средствами и между спасательными средствами.
Сохраняют свое значение в морской практике и визуальные
средства поиска. Критерием эффективности визуальных средств
поиска является дистанция обнаружения объекта с учетом погод-
ных условий и времени суток. Современные визуальные средства
поиска должны обеспечивать обнаружение спасательных средств
при состоянии моря не менее 6 баллов и силе ветра не менее 8 бал-
лов с самолета на высоте 3000 м на расстоянии по крайней мере
10 морских миль при ясной погоде как днем, так и ночью. С судна
спасательные средства должны обнаруживаться на расстоянии
не менее 4 морских миль при ясной погоде как днем, так и ночью.
Состав визуальных средств достаточно разнообразен. Эти
средства могут быть разделены на активные и пассивные. Актив-
ные средства перечислены ниже.
Парашютная ракета достигает высоты не менее 250 м. В наи-
высшей точке она выстреливает горящий заряд с парашютом.
Интенсивность свечения должна достигать 20 тыс. кд и сохра-
няться в течение 40 с при скорости спуска не более 5 м/с. Фальш-
фейер дает ярко-красный свете интенсивностью не менее 15тыс. кд
в течение не менее 1 мин. Он снабжен средствами для самозажига-
363
ния. Плавучая дымовая шашка производит дым яркого цвета
в течение не менее 3 мин. Ее работа не должна прекращаться при
погружении в воду на 10 с и при ветре в 8 баллов. Сигнальное
зеркало используется для подачи сигналов отраженным солнечным
светом самолетам и судам. Электрический фонарь с комплектом
запасных батарей и запасной лампочкой пригоден для подачи
сигналов по азбуке Морзе.
Пассивным средством обнаружения служит прежде всего яркая
окраска закрытий и тентов спасательных средств, спасательных
жилетов и других видимых предметов. В условиях моря наиболее
различимым оказывается ярко-оранжевый цвет. В настоящее время
Рис, 6.16. Расположение светоотражающих пленок; а — на спаса-
тельной щдюпхе; б — на надувном плоту; а — на спасательной жи-
лете.
его спектр стандартизован, В последние годы большое распро-
странение получают светоотражающие пленки, существенно
облегчающие поиск спасательных средств в ночное время. Рас-
положение светоотражающих пленок на различных спасатель-
ных средствах показано на рис. 6.16.
Активные визуальные средства, используемые в индивидуаль-
ных спасательных средствах (кругах, жилетах), должны способ-
ствовать обнаружению спасающихся на расстоянии одной морской
мили от судна при ясной погоде как днем, так и ночью, а пассив-
ные визуальные средства — обнаружению спасающихся на рас-
стоянии 0,2 мили при аналогичных условиях.
К звуковому средству привлечения внимания, входящему
в комплектацию индивидуального спасательного средства, отно-
сится свисток.
Завершение спасательных операций. Завершением спасатель-
ной операции следует считать перемещение людей на берег или
на находящиеся рядом суда. Буксировка спасательного плота или
шлюпки является одним из вероятных вариантов завершения
операции. Для этой цели должны быть предусмотрены буксирные
тросы и устройства для их крепления. Конструктивные размеры
и прочность этих деталей должны обеспечить движение буксиру-
емой шлюпки или плота со скоростью до 2 уз при волнении до
6 баллов.
Во всех странах интенсивно разрабатываются различные ак-
тивные спасательные средства для применения в экстренных
зм
ситуациях. Они предназначаются также для транспортировки
и подъема на борт пострадавших.
При завершении спасательных операций большое значение
имеют береговые спасательные станции. В настоящее время их
работа регулируется Международной конвенцией по поиску и
спасению, которая была подготовлена ИМО и принята
в 1979 г. [63 J. Согласно Конвенции Мировой океан разделен на
секторы, в каждом из которых определенные страны осуществляют
координацию всех действий по поиску и оказанию помощи терпя-
щим бедствие. Все поисково-спасательные работы проводятся
Рис, 6.17. Спаса- Рис. 6.18. Спасатель-
тельиый пояс.
пая корзина.
Рис. 6.19. Спасательная сет-
ка.
независимо от правового статуса и национальной принадлежности
судна. Конвенцией установлены единые административные и
технические нормы деятельности поисково-спасательных служб,
порядок использования морских и авиационных спасательных
средств.
Своевременное оказание помощи потерпевшим бедствие
на море является очень важным фактором. Однако с помощью
морских средств не всегда удается справиться с задачами экстрен-
ного спасения. Так, помощь гибнущему судну, удаленному от
берега даже на 25—30 миль, может быть оказана не ранее чем
через 2—3 ч. В северных районах положение людей, находящихся
в воде, в такой ситуации становится безнадежным. Часто спаса-
тельные катера не могут подойти к пострадавшему судну из-за
сильного волнения, опасности сесть на скалы и так далее. Не-
заменимыми в таких ситуациях оказываются вертолеты. Их
достоинства: значительная скорость, маневренность, способность
сохранять неподвижное положение на различной высоте над
объектом.
Разработан целый комплекс средств для снятия людей с гиб-
нущего судна, шлюпок, плотов и воды при помощи вертолета.
Наиболее простое из них — спасательный пояс, который пред-
ставляет собой прочную тканевую основу, обшитую несколькими
слоями мягкой ткани и совместно простеганную. Концы спаса-
865
тельного пояса имеют кольца, которыми он навешивается на
карабин шкентеля от вертолета. Способ использования этого
устройства показан на рис. 6.17. Применяемая для этих же целей
спасательная корзина показана на рис. 6.16. Через открытый
верх спасающийся забирается внутрь корзины. Спасательную
корзину можно использовать для подъема людей, ослабевших
и потерявших сознание. Довольно часто находит применение
спасательная сетка (рис. 6.19). Одна сторона этого приспособле-
в то же время ограничивает ее ис-
пользование, так как не каждый
спасающийся, находясь в сетке,
способен надежно удержаться
в ней.
§ 6.4. Индивидуальные
спасательные средства
Индивидуальные спасатель-
ния открыта, что упрощает и
Рис. 6.20. Спасательный «агрудник. ные средства — спасательные кру-
ги, жилеты, гидрокостюмы и те-
плоизолирующие мешки — предназначены для того, чтобы в тече-
ние относительно короткого промежутка времени поддержать спа-
сающегося на плаву, а иногда и предохранить от переохлаждения.
Спасательный круг — старейшее спасательное сред-
ство. Согласно международным требованиям наружный диа-
метр круга должен быть не более 800 мм, внутренний — не менее
400 мм, масса не менее 2,5 кг. Долгое время для кругов в качестве
заполнителя использовали капок и крошеную пробку, а оболочку
круга делали из парусины. Однако такие спасательные круги
деформировались в воде и не обеспечивали устойчивой опоры для
спасающегося. Из-за намокания круг быстро терял плавучесть,
а после использования его требовалось тщательно просушивать,
иначе материал быстро загнивал. Эти недостатки заставили искать
новые материалы.
Современный спасательный круг представляет собой жесткий
объем из вспенивающегося полистирола, который обшит тканью
из синтетического волокна. Спасательный круг должен поддер-
живать на плаву в течение 24 ч груз массой 14,5 кг. Спасательный
круг, помещенный в открытое пламя на 2 с, не должен загораться
или плавиться. Его прочность должна быть достаточной, чтобы
выдерживать сбрасывание в воду с высоты 30 м.
Для удобства обращения спасательный круг имеет с наружной
стороны леер, к нему можно также закреплять спасательный пла-
вучий линь длиной не менее 30 м. Чтобы облегчить поиск спаса-
ющихся, каждый второй спасательный круг снабжен автомати-
чески зажигающимся огнем. На двух спасательных кругах,
входящих в снабжение судна, должны иметься автоматически
действующие дымовые шашки. Эти круги и круги со спасатель-
ными линиями должны размещаться на обоих бортах судов.
366
Спасательный жилет является основным инди-
видуальным спасательным средством. Длительное время на мор-
ских судах находили применение спасательные нагрудники
(рис. 6.20). Их изготовляли из парусины, а в качестве заполнителя
применяли пробку или капок. В последние годы такие спасатель-
ные нагрудники исключены из снабжения (из-за тех же недостат-
ков, что и у описанных выше спасательных кругов).
Исследования показали, что человек, находясь в воде в бес-
сознательном состоянии, занимает положение, показанное на
рис. 6.21, а. Спасательный пояс и нагрудник (рис. 6.21,6) не
изменяют этого естественного положения, так как поддержнва-
Рис. 6.21. Положение человека в воде в бессознательном состояния.
ющие силы равномерно распределены вокруг тела в районе его
центра тяжести и не создают необходимого момента. Безопасное
положение человека в воде со спасательным жилетом показано
на рис. 6.21, в. Жилет должен обеспечивать такое положение
обессилевшего или потерявшего сознание человека, чтобы рот его
находился не менее чем на 12 см выше поверхности воды. Это
достигается за счет размещения основного объема плавучести
у груди с фиксацией положения головы. Тело человека должно
не более чем за 5 с автоматически занимать такое положение.
Спасательный жилет не должен причинять повреждений чело-
веку и не должен повреждаться сам при прыжке человека в воду
с высоты не менее 4,5 м. Жилет должен быть удобным, не стеснять
движений, позволять проплывать короткое расстояние и заби-
раться в спасательную шлюпку или плот. Жилет должен наде-
ваться человеком без посторонней помощи не более чем за 1 мин.
Каждый человек на борту судна должен быть обеспечен спасатель-
ным жилетом. Плавучесть жилета не должна уменьшаться более
чем на 5 % после погружения его в пресную воду на 24 ч.
Имеются три типа спасательных жилетов: надувные, жесткие
и эластичные. Жесткие и эластичные жилеты наиболее надежны
и не требуют каких-либо затрат в процессе эксплуатации. Но они
менее удобны, чем надувные, если человеку с надетым жилетом
требуется выполнить какие-либо работы на палубе судна.
367
Отечественные жесткие спасательные жилеты (рис. 6.22) изго-
товляются двух типоразмеров: I — для людей массой до 35 кг,
II — для людей массой свыше 35 кг. Основные размеры и масса
жилетов приведены в табл. 6,12.
При изготовлении жестких спасательных жилетов в качестве
наполнителя применяют полистирол вспенивающийся, имеющий
структуру замкнутых ячеек; в качестве оболочки — ткань из хими-
ческих или натуральных волокон с пределом прочности по основе
не менее 755 Н/5
см, по
утку — не менее 589 Н/5 см. Жесткие
жилеты должны иметь в подбородочной
части нагрудника и в затылочной части
воротника мягкую прокладку. Чтобы
быстрее обнаружить пострадавшего,
поверхность жилета окрашивается
в оранжевый цвет и на каждой стороне
жилета в месте, расположенном выше
поверхности воды и видимом при по-
гружении в нее человека, должно быть
не менее трех полос из светоотражаю-
щей пленки размером 50 х 100 мм.
В комплект спасательного жилета
входят сигнальный свисток и сигналь-
ная лампочка с силой света не менее
0,75 кд, а также источник энергии,
обеспечивающий ее включение не ме-
нее чем на 8 ч.
Конструкция эластичного жилета
аналогична конструкции жесткого
только в качестве наполнителя камер
Рис. 6,22- Жесткий спаса-
тельный жилет.
1 — карман для батареи; 2 —-
воротвнк; 3 — вагрудаик;
карман для свистка; 5 — кар-
пав для электролампы;
Лента,
4 —
6 —
спасательного жилета,
плавучести вместо полистирола используется пенополиэтилен.
Рассмотрим конструкцию надувного спасательного жилета
(рис. 6,23). В сложенном виде он хранится в специальном кар-
мане 10. Основная часть жилета —- камеры плавучести 5, изго-
товленные из синтетической прорезиненной ткани и окрашенные
в ярко-оранжевый цвет. Динамические нагрузки, возникающие
при прыжке человека в воду, воспринимаются поясным ремнем 7
Таблица 6.12. Размеры жесткого спасательного жилета (см. рис. 6.22)
Тип жилета 0 4 bi 6, к
I 11 80 ±Б юо±Б 250 ±Б 300±Б 210±5 235±5 95±б 130±5 220—1Б 250± 10
Тип Жнлетв bi h. f Масса JH, кг. не более
1 II 290—10 325±10 120±5 95±s 105±l° 115±10 1600±БО ЗИЮ*60 0,9 1.4
368
и двумя вспомогательными ремнями 1. Спасательный жилет
имеет подъемный ремень, образующий петлю 3, предназначенный
для подъема человека из воды. На надувной камере с наружной
стороны располагается сигнальная лампочка 2, которая питается
от батарейки, соабатывающей при заполнении ее морской водой.
Так как сигнальная лампочка необходима в ночное время, доступ
воды ограничивается при закрытии батарейки пробкой. На наруж-
Рис. 6.23. Надувной спасательный жилет.
ной части жилета в кармане находится
свисток 6. Система газонаполнения
жилета состоит из баллончика 9,
который заполнен жидкой углекисло-
Рис. 6.24. Форма камер спа-
сательных жилетов: а — оте-
чественного; б — компании
RFD; в—фирмы OS&R
(ФРГ); г — фирмы <Фран-
кенштейн» (Англия).
той под давлением до 20 МПа, и специальной головки. При
вытягивании верхней части головки специальный боек про-
калывает диафрагму и обеспечивает выход газа в камеру
плавучести. Процесс заполнения жилета воздухом занимает 2—
3 с. Трубка поддува расположена в верхней части жилета 4.
Для того чтобы связать двух спасающихся, можно использовать
пеньковый шкерт 8.
Спасательные жилеты различных зарубежных фирм отли-
чаются формой камер плавучести (рис. 6.24) и некоторыми
второстепенными деталями.
Г идротермокостюм предназначен в основном для
предотвращения переохлаждения спасающихся или работа-
ющих в холодной воде. Наиболее распространены гидротермо-
костюмы, представляющие собой цельнокроеный комбинезон с ка-
пюшоном, рукавицами и сапогами (рис. 6.25). В передней части
гидротермокостюма имеется герметизируемый разъем для его
надевания. Несколько выше талии расположен поясной ремень
с металлическим кольцом и карабином для возможности подъема
человека из воды. Разрывная нагрузка пояса должна быть не
менее 3 кН (300 кгс). На коленях, бедрах, предплечиях и капю-
шоне размещаются светоотражающие элементы размером
~5 х 9 см.
369
Рис. 6.25. ГидротерМокостюи.
Плавучесть гидротермокостюмов обеспечивается двумя
способами. При первом способе гидрокостюм может использо-
ваться вместе со спасательным жилетом, который надевается
поверх костюма. При втором способе в гидрокостюме совмещаются
функции средства предотвраще-
ния гипотермии и спасательного
жилета, поэтому он имеет сигналь-
ный свисток и электроогонь по-
иска. Такой гидрокостюм обеспечи-
вает также поворот человека из
положения лицом вниз в положе-
ние лицом вверх более чем за 5 с.
Гидротермокостюмы изготовля-
ют из водонепроницаемых материа-
лов, которые не должны поддер-
живать горение или плавиться
после полного охвата пламенем в
течение 2 с. Необходимо, чтобы
костюм можно было надевать, н
если требуется, совместно со спаса-
тельным жилетом, без посторонней
помощи в течение не более 2 мин.
Человек в гидротермокостюме
должен иметь возможность: подни-
маться и спускаться по вертикаль-
ному трапу; прыгать в воду с высо-
ты не менее 4,5 м; проплывать
25 м и забираться в спасательное
средство; писать карандашом после
пребывания в течение 1 ч в воде при
температуре 5 °C.
По теплозащитным свойствам гидротермокостюмы можно раз-
делить на два типа. Костюмы первого типа изготовляют из мате-
риала, не обладающего теплоизоляционными свойствами (напри-
мер, прорезиненная ткань); эти костюмы должны надеваться на
теплую одежду и таким образом обеспечивать достаточную тепло-
защиту человека. Температура тела человека не должна падать
более чем на 2 °C после пребывания в течение 1 ч в воде при
температуре 5 °C.
Костюмы второго типа изготовляют из материала, облада-
ющего теплоизоляционными свойствами (например, огнестойкий
неопрен); надеваются они на обычную одежду и должны обеспечи-
вать такую теплозащиту, чтобы температура тела человека не
падала более чем на 2 °C после пребывания его в течение 6 ч в воде
с температурой 0—2 °C.
Теплоизолирующий мешок предназначен для
пассивной защиты от переохлаждения людей, поднятых из воды
в коллективное спасательное средство. Он представляет собой
370
цельнокроеный мешок, изолирующий от воды все тело человека,
кроме лица (рис. 6,26). Известны три типа мешков. Мешок первого
типа имеет надувные полости, изолирующие человека от пола
в положении «лежа» и заполняемые выдыхаемым воздухом как
самим спасаемым, так и другими лицами. Мешок второго типа
имеет надувные полости по всей своей поверхности. Мешок треть-
его типа надувных полостей не имеет.
Теплоизолирующий мешок имеет разъем с застежкой «молния»,
предусматривающий возможность самостоятельного одевания и
снятия мешка в течение 2 мин, когда на человеке надеты зимняя
Рис, 6.26, Теплоизолирующий мешок.
одежда и спасательный жилет. Свои функции теплоизолирующий
мешок выполняет при температуре воздуха от —30 до 4-20 °C.
Изготовляют их из водонепроницаемого материала теплопровод-
ностью не более 0,25 Вт/(ма-К). Хранят мешки в чехлах из водо-
непроницаемого материала.
Накопленный опыт использования гидротермокостюмов и те-
плоизолирующих мешков позволяет обосновать нормы снабже-
ния ими морских судов и спасательных средств. Гидротермо-
костюмами должны быть обеспечены все лица, назначенные
в команду дежурной шлюпки. На пассажирских, грузовых и
прочих судах количество гидротермокостюмов и теплоизолиру-
ющих мешков зависит от наличия на них полностью закрытых
спасательных шлюпок и спускаемых плотов. На всех спасатель-
ных шлюпках, спасательных плотах и дежурных шлюпках должны
иметься теплоизолирующие мешки в количестве, достаточном для
обеспечения 10 % людей, размещенных на спасательном средстве.
§ 6,5, Судовые спасательные шлюпки
До появления в 1945—50 гг. надувных спасательных
плотов шлюпки были единственным достаточно надежным спаса-
тельным средством. И в настоящее время они широко исполь-
371
зуются на морских судах. Шлюпки отличаются большим разно-
образием конструкций. Ранее в нашей стране использовались
восемь конструктивных типов спасательных и рабочих шлюпок
(деревянные открытые спасательные шлюпки с внутренним запа-
сом плавучести; понтонные спасательные шлюпки со сплошной
палубой, кокпитом и с постоянным водонепроницаемым фальш-
бортом; открытые шлюпки с откидным фальшбортом, внутренним
и внешним запасами плавучести и т. д.).
По мере накопления практического опыта и результатов
исследовательских работ стали создаваться более совершенные
спасательные средства коллективного использования с примене-
нием легких сплавов и пластмасс, жестких закрытий, эффективных
средств спуска шлюпок на воду.
Проектирование спасательных
шлюпок — весьма сложный процесс,
который включает не только все
элементы проектирования морских
судов, но н ряд специфических осо-
бенностей.
Вместимость и пассажировмести-
мость шлюпок. Основной характери-
стикой размера шлюпки является
пассажировместимость. Если эта ве-
личина задана, то главные размере-
ния и валовая вместимость шлюпки
Рис. 6.27. Схема сидящего че-
ловека в плане.
определяются практически однозначно (это обусловлено существо-
ванием достаточно жестких соотношений между названными харак-
теристиками), Определение пассажировместимости по известным
размерам шлюпки или ее валовой вместимости может быть осущест-
влено различными способами. Для этой цели может быть исполь-
зован удельный валовой объем, т, е. валовой объем шлюпки, при-
ходящийся на одного человека, который составляет 0,283 м3/чел.
при длине шлюпки свыше 7,3 м и 0,396 м3/чел. при длине 4,9 м 166},
Современными нормами установлено, что число людей,
допускаемых к размещению в спасательной шлюпке, должно
соответствовать меньшей из следующих величин: числу людей
средней массой 75 кг с надетыми спасательными жилетами, кото-
рые могут сидеть в нормальном положении, не мешая работе
средств приведения шлюпки в движение и оборудования, на-
ходящегося в ней, или количеству мест для сидения, которое
может быть получено по данным рис, 6,27. Площади сидений могут
увеличиваться, если имеется достаточно пространства для ног,
а вертикальное расстояние между верхним и нижним сиденьем
составляет по меньшей мере 350 мм.
Учитывая мореходные качества шлюпок малых размеров
и сложность спуска на воду шлюпок больших размеров, минималь-
ные и максимальные их размеры ограничиваются. Длина спаса-
тельной шлюпки должна быть не менее 7,3 м, в исключительных
372
случаях на морских судах могут быть допущены шлюпки с дли-
ной до 4,9 м. Максимальная пассажировместимость спасательных
шлюпок 150 чел. Масса шлюпок не должна превышать 20 т.
Валовая вместимость спасательной шлюпки, м3, может быть
подсчитана с использованием правила численного интегрирования
Симпсона или по формуле IF — 8LHB, где 6 — коэффициент
полноты валового объема шлюпки. Правила Регистра СССР
ограничивают минимальное значение коэффициента для всех
шлюпок величиной 0,64.
Мореходные качества шлюпок во многом зависят от соотно-
шения их главных размерений. Отношение Н/В для открытых
шлюпок из легких сплавов и пластмассы находится в пределах
2,4—2,6, для закрытых шлюпок значение отношения Н(В близко
к приведенным выше.
Плавучесть и остойчивость спасательных шлюпок. Большую
опасность для открытых спасательных шлюпок представляет
заливание, так как запас плавучести, образуемый надводным
бортом, не всегда может обеспечить непотопляемость шлюпки.
В шлюпках этого типа предусматривается внутренний запас пла-
вучести, достаточный для поддержания на плаву полностью
залитой шлюпки со снабжением и находящимися в ней людьми.
При определении положения полностью залитой шлюпки
нужно учитывать, что вес полностью погруженного в воду чело-
века составляет 40—60 Н, а объем тела человека распределяется
следующим образом, корпус — 30 %, ноги — 30 %, руки —-23%
и голова — 20 %. Средняя высота сидящего человека, измеря-
емая от поверхности сиденья, составляет 85 см. Таким образом,
для сохранения безопасного положения человека достаточна
поддерживающая сила, соответствующая вытеснению 25—30 л
воды. Этим объясняется норма объема воздушных ящиков, равная
10 % валового объема спасательной шлюпки, что составляет 28 л
на одного человека.
При определении фактического объема воздушных ящиков
необходимо внести следующие поправки. У моторных шлюпок
дополнительный объем воздушных ящиков должен соответство-
вать весу механизмов за вычетом силы поддержания, соответству-
ющей числу людей, не размещенных в шлюпке. Для компенсации
веса корпуса шлюпок устанавливаются следующие нормы: на 1 кг
стали принимается 1 л воздушного отсека, на 1 кг алюминиевого
сплава — 0,76 л, на 1 кг пластмасс (не учитывая пенопласты
и другие заполнители) — 0,2—0,3 л.
Размещать воздушные ящики следует так, чтобы не загро-
мождать внутренние помещения шлюпки и способствовать ее
остойчивому положению. Для этого они должны как можно
ближе примыкать к бортам. Средства плавучести не ре-
комендуется располагать в днищевой части шлюпки и оконеч-
ностях. Общепринято совмещение воздушных ящиков с бор-
товыми сиденьями (рис 6.28, &). У пластмассовых спасательных
373
шлюпок трехелойной конструкции необходимые водонзмещающие
объемы образуются за счет утолщенных бортов (рис. 6.28, б).
Длина встроенного воздушного отсека не должна превышать
1,2 м.
Обеспечение безопасности спасательных шлюпок связано
с сохранением ими остойчивого положения. Для нормирования
остойчивости спасательных шлюпок полезным является опыт,
накопленный при длительной эксплуатации деревянных шлюпок.
Остойчивость деревянных шлюпок рассчитывалась для их нор-
мального рабочего состояния — без забортной воды, с полным
снабжением и полным количеством людей. Для этого состояния
начальная метацентрическая высота шлюпки h должна быть не
меньше полученной по формуле h = 0,05В2—0,05В 4~ 0,2, где В —
ширина шлюпки, м. Для оценки
а) ч________ 5J ।________ столь важного качества было
[ 1 1 Ж достаточно только одного пара-
Wj I {Ж? Ш Щ метра—ширины шлюпки. В совре-
менИыХ правилах добавлено еще
одно требование. При размеще-
нии половины людей по штат-
Рис. 6.23. Расположение внутрад- ным местам ПО одну сторону ОТ
них водоиамещающих объемов. диаметральной плоскости надвод-
ный борт шлюпки должен со-
ставлять не менее одной десятой высоты борта.
Существует правило, что открытые спасательные шлюпки
должны сохранять положительную остойчивость в полностью
затопленном состоянии, когда уровень воды достигает планширя.
Большую ценность для анализа остойчивости спасательных
средств имеет практический опыт, который нашел отражение
в Правилах Регистра СССР. Так, для деревянных шлюпок ранее
регламентировался момент кренящий шлюпку на 10°; мини-
мально допустимые его значения приведены ниже:
Номер шлюпка 0 1 2 3 4 5 6 7 8 е io It
450 550 650 900 1150 1500 2100 2750 3300 5200 <700 5500
Для расчета остойчивости открытых шлюпок из других мате-
риалов использовалась величина работы динамического креня-
щего момента, Дж, при накренении шлюпки до входа планширя
в воду Лкр = g Д/i (ai/2), где Д — масса полностью оборудован-
ной шлюпки с пассажирами, т; h — метацентрическая высота, м;
а3 — угол крена, соответствующий входу планширя в воду,
рад. Значения Лнр, полученные по этой зависимости, должны
быть не менее указанных ниже:
3?4
N. а J0 15 30 35 30 40 50 60 80 ЮО | 120 180
^хр« Дж 170 180 330 340 500 720 1160 1600 2040 2930 3320^ 4200 6050
Существенными недостатками открытых спасательных шлю-
пок являются их заливаемость и плохая защита людей от экстре*
мальных температур и атмосферных осадков. Закрытые шлюпки
имеют определенные преимущества в этом отношении. Но при
опрокидывании спасающиеся оказываются в безнадежном поло-
жении.
Рее. 6.29. Схемы ваесивного самовосегзиовления шлюпок.
Нереальность создания абсолютно остойчивой шлюпки за-
ставила искать другие пути обеспечения безопасности людей при
опрокидывании шлюпок. В начале 60-х гг. была разработана пер-
вая закрытая самовосстанавливающаяся шлюпка. Интенсивные
исследования в этой области ведутся как зарубежными, так
и отечественными проектными организациями.
Способы самовосстановления шлюпок могут быть пассивными
и активными. При пассивном способе способность возвращаться
в исходное положение обусловлена конструкцией шлюпки. Чаще
всего это достигается за счет отрицательной начальной остойчи-
вости шлюпки в перевернутом положении или в результате сохра-
нения в таком положении некоторого опрокидывающего момента.
Таким образом, при пассивном способе способность самовос-
становления шлюпки зависит только от положений ее центра
величины и центра масс. Если, например, жесткому закрытию
шлюпки придать цилиндрическую форму (рис. 6.29, а), то при
накреиении перевернутой шлюпки центр величины практически
сохранит свое положение, а перемещение центра тяжести вызовет
быстрое возрастание опрокидывающего момента, который стре-
мится вернуть шлюпку в нормальное положение. Если надстройка
шлюпки имеет некоторую асимметрию (рис. 6.29, б), то накренение
шлюпки в перевернутом положении значительно ускорится.
Увеличения опрокидывающего момента можно добиться за счет
дополнительного объема плавучести, поднятого над палубой
(рис. 6.29, в). При этом достигается перемещение центра величины
шлюпки в опрокинутом положении в сторону, противоположную
375
накренению, с соответствующим увеличением опрокидывающего
момента. Постоянный балласт в днище также увеличивает креня-
щий момент в перевернутом положении. Предполагается, что
люди, пристегнутые к сиденьям ремнями, при опрокидывании
шлюпки не меняют своего положения.
Для активного обеспечения самовосстановления шлюпки
предназначена система с перетоком жидкости из днищевого бал-
ластного отсека в бортовой (рис. 6.30). Таким образом дости-
гаются перемещение центра тяжести шлюпки в направлении
крена и увеличение опрокидывающего момента. Система с водяным
балластом не лишена недостатков, это — увеличение начальной
стоимости шлюпки и необходимость установки более мощного
Рис. 6.30. Схема актив-
ного способа самовосста-
новления.
двигателя из-за роста ее водоизмещения.
Однако шлюпки с активным самовосста-
новлением быстрее возвращаются в нор-
мальное положение. Ускорить самовос-
становление можно за счет несимметрично
расположенных эластичных баллонов, за-
полняющихся воздухом после опрокиды-
вания шлюпки.
Прочность шлюпок и материалы для их
изготовления. Для расчетов прочности
шлюпок и их конструктивных элементов
используются обычные для строительной механики и конструкции
корпуса методы. Существуют также практические способы про-
верки общей и местной прочности спасательных шлюпок из раз-
личных материалов.
Для проверки общей прочности шлюпку сначала подвешивают
на шлюпочные тали и обмеривают. После этого к металлической
шлюпке прикладывается нагрузка, которая равна четверти веса
шлюпки и пяти четвертям суммарного веса оборудования и пасса-
жиров. Таким образом создается 25 %-ная перегрузка. Для
шлюпки из стеклопластика перегрузка должна составлять 50 %.
Далее вся дополнительная нагрузка убирается, и шлюпка по-
вторно обмеривается. Считается, что шлюпка выдержала испы-
тания, если не остается остаточных деформаций.
Прочность борта и шлюпки в целом проверяют при ударных
испытаниях, Каждая спасательная шлюпка, полностью загружен-
ная людьми, снабжением и оборудованием, должна иметь доста-
точную прочность, чтобы выдержать удар о борт при скорости
в направлении борта не менее 3,5 м/с, а также сбрасывание на
воду с высоты не менее 3 м. После испытаний корпус шлюпки не
должен иметь повреждений и остаточных деформаций.
Представление о нагрузках, действующих при испытаниях,
можно получить при проверке общей прочности шлюпки. Рассто-
яние между шлюпочными гаками согласно требованиям Регистра
СССР принимается равным (0,86£ 4- 0,3) м, где L — длина
шлюпки, измеренная от крайней точки наружной обшивки у фор-
376
штевня до соответствующей точки у ахтерштевня. С учетом воз-
можной концентрации нагрузки в средней части шлюпки изгиба-
ющий момент» действующий на шлюпку в подвешенном состо-
янии, равен Л!иаг == gA£/6, где g& — вес шлюпки с полным
снабжением и предписанным количеством людей. Если учесть
устанавливаемые для испытаний нагрузки, то изгибающий момент
для металлических шлюпок составит g4L/4,75, для пластмассо-
вых g^Lfi. Испытательные нагрузки существенно превышают
эксплуатационные и являются кратковременными, поэтому до-
пускаемые напряжения можно назначать в пределах 0,85—0,90
от опасных [66].
Основными свойствами материалов для изготовления спаса-
тельных шлюпок следует считать прочность, удельную массу,
коррозионную стойкость, технологичность. Наружная обшивка
и набор легкосплавных спасательных шлюпок выполняются
обычно из алюминиево-магниевого сплава АМгбМ, имеющего
следующие механические свойства: временное сопротивление
275 МПа, предел текучести 145 МПа, относительное удлине-
ние 15 %. .
Все большее распространение получают пластмассы. Пласт-
массовые шлюпки не гниют, имеют хороший внешний вид, не
нуждаются в окраске. Внутренний и наружный корпуса шлюпок,
а также жесткое закрытие изготовляют из стеклопластика на
основе полиэфирной смолы и различных тканевых материалов.
Полиэфирная смола — связующий элемент стеклопластика —
представляет собой гомогенный раствор полиэфира в акрилатной
смоле. Такая комбинация обеспечивает получение стеклопластика
холодного отверждения. При изготовлении конструкций в вер-
тикальном и наклонном положениях, чтобы избежать стекания,
в смолу вводят наполнитель — аэросил. После тщательного
перемешивания смеси получают однородную пастообразную массу.
В качестве ускорителя используется нафтенат кобальта.
Для изготовления стеклопластика применяют ткань из стек-
лянных крученых комплексных нитей. Она вырабатывается из
алюмоборосиликатного стекла с содержанием окислов щелочных
металлов не более 0,5 %. Ткань имеет разрывную нагрузку не
менее 1750 Н по основе и 930 Н по утку. Она негорюча и неток-
сична. Выпускается ткань шириной 70, 80, 90, 100, НО, 115 см.
Находит применение и стеклянная сетка с разрывной нагруз-
кой 590 Н по основе и не менее 490 Н по утку. Формирование
стеклопластика ведется следующим образом. На поверхность
подготовленной оснастки на разделительный слой наносится слой
связующего, на который укладывается стеклоткань. Полной про-
питки стеклоткани добиваются за счет нанесения следующего слоя
связующего. На слой пропитанной стеклоткани укладывается
сухая стеклоткань, она проглаживается До появления на поверх-
ности смолы, после чего наносится следующий слой связующего.
Так повторяется до получения стеклопластика нужной толщины.
377
Обычно два слоя стеклоткани, пропитанные смолой, имеют тол-
щину 1 мм. Для получения полиэфирного стеклопластика соотно-
шение связующего и армирующего материалов по массе должно
быть 1 : 1.
Средства движения спасательных шлюпок. Согласно класси-
фикации, к активным спасательным средствам относятся только
моторные шлюпки. Ручной привод не позволяет шлюпке осуще-
ствлять все функции активного спасательного средства. Следует
учитывать, что согласно требованиям Конвенции по охране чело-
веческой жизни на море 1974 г. каждая спасательная шлюпка
должна быть оборудована двигателем внутреннего сгорания с вос-
пламенением от сжатия. Все шлюпки нефтеналивных судов также
должны быть моторными. Не допускается использовать двигатели,
работающие на топливе с температурой вспышки 43 "С и ниже.
Важным моментом при проектировании спасательных шлю-
пок является определение их целесообразной скорости. В совре-
менной морской практике принято, что скорость шлюпки должна
составлять не менее 6 уз. Это нашло отражение в регламентиру-
ющих материалах, а также используется для определения мощ-
ности двигателей шлюпок. Испытания ходкости и мощности
двигателя шлюпок производятся на тихой воде при безветренной
погоде.
Мощность двигателя кроме обеспечения необходимой скорости
на тихой воде должна быть достаточной для удержания шлюпки
носом на волну при сильном встречном ветре. Скорость при таком
режиме практически отсутствует, а ветровое воздействие пропор-
ционально площади парусности, т. е. второй степени линей-
ного размера.
В табл. 6.13 приведены значения фактически выбираемой
мощности двигателей и потребной мощности, пропорциональной
квадрату длины шлюпки. Шлюпки больших размеров имеют
недостаточную мощность и в тяжелых погодных условиях по-
падают в худшее положение. Требуемые для них мощности при-
Табляца 6,13. К анализу мощности двигателей спасательны» шлюпом
Пассажиро- вместимость, чел. Длина, м Поллан масса, кг Факти- ческая МОЩ- НОСТЬ, кВт Квадрат дакни, н1 Требуемая мощность, кВт Скорость ха тихой воде, уа
37 7,3 4 650 6,3 53,3 6,3 6
48 7.9 6 450 7,9 62,4 7,4 6
62 8,5 8 060 8,7 72,3 8,6 6
74 9,1 8 960 8,4 82,8 9,9 7
84 9,4 10 560 9,6 88,4 10,5 6,5
105 10,2 12 940 10,3 104 12 7,2
130 10,7 15 800 11,5 114,5 13,6 7
142 11,3 17 160 11.9 127,7 15,2 7.5
378
ведены в табл. 6.13, таи же приведена соответствующая этой
мощности скорость шлюпок на тихой воде.
Спасательные капсулы, находящие применение на бурильных
установках и других морских сооружениях, не нуждаются в ори-
ентации относительно направления волнения и имеют скорость
4—5 уз.
Запас топлива спасательных шлюпок должен быть достаточным
для непрерывной работы двигателя в ходовом режиме в течение
24 ч. С учетом необходимости высокой готовности спасательных
средств жесткие требования предъявляются к запуску двига-
телей. Так, при температуре —15 °C на эту операцию отводится
всего 2 мин. Двигатели самовосстанавливающихся шлюпок
должны иметь способность работать в перевернутом положении
или автоматически отключаться при опрокидывании шлюпки,
а также легко возобновлять работу в нормальном положении.
Топливная система и система смазки должны исключать потери
топлива и смазки при опрокидывании шлюпки.
Гребной винт следует размещать таким образом, чтобы обес-
печивалась его эффективная работа при всех возможных состо-
яниях нагрузки. Этого можно достигнуть, увеличив заглубление
винта, однако должна быть исключена возможность его поврежде-
ния при спускоподъемных операциях. Приближенно необхо-
димая мощность двигателя спасательной шлюпки, кВт, может
быть определена по формуле = 0,I2Ls.
Снабжение спасательных шлюпок. По своему назначению
средства снабжения спасательных шлюпок можно разделить на
три группы: средства, обеспечивающие эксплуатацию шлюпок;
средства сигнализации и привлечения внимания; средства, обес-
печивающие выживание людей.
К первой группе относятся: весла, отпорные крюки, средства
осушения шлюпки, компас, плавучий якорь, фалини, топоры,
складной нож, спасательные кольца с плавучим лннем. Весла
и отпорные крюки позволяют шлюпке отойти от гибнущего судна.
Плавучий якорь используется для предотвращения или уменьше-
ния дрейфа. Фалини применяют для удержания шлюпки у борта
судна или для ее буксировки.
Во вторую группу входят: прожектор, четыре парашютные
ракеты, шесть фальшфейеров, две плавучие дымовые шашки,
электрический фонарь, годный для сигнализации по азбуке Морзе,
сигнальное зеркало, один экземпляр таблицы спасательных сиг-
налов, сигнальный свисток, радиолокационный отражатель.
Третья группа включает: инструкцию по сохранению жизни,
сосуды с водой из расчета 3 л на каждого человека, пищевой
рацион из расчета не менее 10 000 кДж на каждого человека.
Использование опреснительной установки позволяет сократить
запас воды до 2 л на человека. В каждой шлюпке обязательно
имеются аптечка первой помощи и шесть доз лекарства от морской
болезни. Предусмотрены один комплект рыболовных принадлеж-
379
ностей, градуированный сосуд для питья» нержавеющий ковш,
три консервовскрывателя. Кроме того, в шлюпке должны быть
шерстяные одеяла и комплекты шерстяного белья в водонепро-
ницаемой упаковке, а также теплоизолирующие мешки для
защиты от гипотермии в количестве, достаточном для 10 % людей,
находящихся в шлюпке.
Конструкции спасательных шлюпок. Для изготовления шлю-
пок как в отечественной практике, так и за рубежом используются
Ряс. S.31. Мидель-шпангоут спасательной излюпкз as алюмяниево-иагийевого
сплава; а — обычный; б — с рамный бимсом в переборкой.
легкие сплавы н пластмассы. У отечественных спасательных
шлюпок из легких сплавов все основные связи (наружная об-
шивка, набор, переборки, зашивка иоздушных отсеков и бал-
ластных цистерн, палуба я рубка} изготовляют из алюминиево-
магниевого сплава АМг5М. Соединение связей осуществляется
сваркой. Обычно применяют поперечную систему набора со шпа-
цией, равной 400 мм в средней части и 250—300 мм в оконеч-
ностях.
Сплав АМгбМ технологичен, легко сваривается, имеет доста-
точную прочность. Его недостаток — подверженность коррозии,
что заставляет применять различные защитные лакокрасочные
покрытия и эмали.
Мидель-шпангоут шлюпки из алюминиево-магниевого сплава
показан на рис. 6.31. Главные размерения шлюпки: расчетная
длина 8,5 м, наибольшая длина 8,64 м, наибольшая ширина 3 м,
высота борта 1,28 м.
Пластмассовые шлюпки могут иметь традиционную и трех-
слойную конструкцию корпуса. При традиционной конструкции
380
основные перекрытия шлюпки состоят из обшивки и набора.
Мидель-шпангоут такой шлюпки показан на рис. 6.32. Главные
размерения шлюпки: расчетная длина ЮЛ м, ширина по обшивке
3,7 м, высота борта на миделе 1,7 м, пассажировместимость 90 чел.
Обшивка днища и борта имеет толщину 4 мм. Армирующий мате-
риал — жгутовая стеклоткань, связующий материал — поли-
эфирная смола. Набор имеет коробчатый профиль (рис. 6.33, а),
он изготовлен из стеклопластика и заполнен пенопластом. Кон-
Рнс. 6.32. Спасательная шлюпка традшшоввой конструкция » пласт-
массы.
j — аеспивха, » = 2 мн; я — етршгер авлавкк, = 4 ин: 3 — флор, в » В кк;
4 — стрингер с флввцем 40 мм, в = 4 мм: S — подувереборкс, * » 4 иа.
струкция планширя шлюпки показана на рис. 6.33, б, а узел
пересечения рамного флора со стрингером — на рис. 6.33, а.
Воздушные ящики, заполненные пенополиуретаном, имеют за-
шивку из стеклопластика толщиной 2 мм; разделительными
переборками (рис. 6.33, г) они делятся на несколько изолирован-
ных объемов.
Технологические преимущества пластмасс реализуются зна-
чительно полнее в шлюпках трехслойной конструкции. Мидель-
шпангоут такой шлюпки показан на рис. 6.34. Главные размере-
ния шлюпки следующие: наибольшая длина 7,62 м, наибольшая
ширина 2,52 м, наибольшая высота 2,59 м, пассажировместимость
40 чел.
Корпус шлюпки образуется наружной и внутренней обшив-
ками, изготовленными из стеклопластика, толщиной соответ-
ственно 4 и 2,5 мм. Наружная обшивка имеет пигментный слой
стандартного ^оранжевого цвета. Узел соединения наружной
н внутренней обшивок в районе планширя показан на рис. 6.35, а.
381
К этому узлу примыкает обшивка жесткого закрытия толщиной
6 мм, прочность и жесткость которой обеспечиваются гофрами.
Обшивки разделены шпангоутами, каждый из которых
(рис. 6,35, б) состоит из полиэтиленового рукава, заполненного
пенополиуретаном и покрытого стеклопластиком на основе поли-
эфирной смолы и уточного стеклотрикотажа цилиндрической
формы. Промежутки между шпангоутами также заполнены пено-
Рвс. 6.33. Уалы конструкции пластмассовой шлюпки: а — коробча-
тый профиль набора; б — планширь; а — пересеченно рамного флора
со стрингером; г — полупереборка воздушного ящика.
полиуретаном. Киль шлюпки (см. рис. 6.34) представляет собой
выступ наружной обшивки, где заформована труба из легкого
сплава диаметром 80 мм с толщиной стенки 2 мм.
Закрытия спасательных шлюпок имеют существенное
значение для обеспечения безопасности людей. На открытых
шлюпках находят применение эластичные съемные закрытия. Для
надежного предохранения людей от предельных температур и
осадков закрытие должно быть изготовлено из двухслойной ткани
с воздушной прослойкой. Наружная сторона ткани окрашивается
в оранжевый цвет. Следует предусмотреть возможность сбора
с закрытия дождевой воды и росы. Устройство входов должно
обеспечивать необходимую вентиляцию, но вместе с тем исключать
попадание внутрь морской вода,
382
Жесткие закрытия характерны для современных шлюпок.
Требования, предъявляемые к их конструкции, весьма противо-
речивы, что усложняет получение целесообразных решений.
Основное внимание при аварии должно быть уделено быстрой
и удобной посадке людей в шлюпки. Этого можно достигнуть
за счет увеличения размеров люков, что, однако, затрудняет
Рис. 6.35. Конструктив-
ный узел корпуса шлюп-
ки.
I — сосна; 3 — рука* пола-
тиленовый: 3 — шпангоут
(стеклопластах).
Рис. 6.34. Мидель-шпангоут
пластмассовый спасательной
шлюпки трехслойной конструк-
ция.
обеспечение водонепроницаемости корпуса шлюпки. Прочность
закрытия должна быть достаточной для того, чтобы выдержать
давление воды при опрокидывании шлюпки. Самовосстановление
шлюпки требует увеличения размеров закрытия, но при этом уве-
личиваются парусность я ветровой дрейф шлюпки.
Следует обеспечить и достаточный внутренний объем шлюпки.
Так, высота от настила днища до внутренней поверхности закры-
тия на протяжении по крайней мере половины длины шлюпки
должна составлять не менее 1,3 м при вместимости 9 чел. и не
менее 1,7 м при вместимости более 24 чел. Промежуточные зна-
чения могут находиться интерполяцией. Наружная поверхность
закрытия должна быть окрашена в оранжевый цвет, внутренняя —
в светлые тона.
383
Управление операциями спуска и подъема шлюпки должно
осуществляться из шлюпки, для чего необходим достаточный
обзор, поэтому для оператора на шлюпке обычно предусматри-
вается небольшая рубка с иллюминаторами.
Разобщающие устройства спасательных шлю-
пок — наиболее ответственные элементы их конструкции. Эти
устройства Должны быть устроены так, чтобы оба гака (носовой
и кормовой) отдавались одновременно. Разобщение спасательной
шлюпки и шлюпочных талей возможно после спуска спасательной
шлюпки на воду при отсутствии хода судна,
когда нагрузка на гаках отсутствует, а так-
же при спуске шлюпок на ходу судна
Рис. 6.36. Подъемный гак.
1 — Гаке протнаовесои; 2 —
кожух; 3 — тяга; 4 — баш-
мак; S — кянатявя проводка
цеитралкзовавиой отдача.
Рнс. 6.37. Разобщающее
устройство спасательной
шлюпки (со снятой ще-
кой).
под нагрузкой. При втором способе разобщение должно обеспечи-
ваться как при отсутствии нагрузки, так и при перегрузке до 10%
по отношению к общему весу спасательной шлюпки, имеющей
снабжение и полное количество людей. Должна быть обязательно
предусмотрена надежная защита от случайной или преждевремен-
ной отдачи шлюпки. Разобщающее устройство должно также
обеспечивать отдачу каната, на котором шлюпка буксируется.
Надежность устройства разобщения обеспечивается шести-
кратным запасом прочности относительно предела прочности
применяемых материалов в предположении, что вес шлюпки
равномерно распределен между талями. К устройству разобщения
предъявляются и другие требования, так, оно должно быть на-
дежным при работе в различных климатических условиях (в ча-
стности, не отказывать при обмерзании). Головные образцы
устройств следует испытывать на предельную нагрузку, равную
двойной пробной нагрузке. Такие же требования по перегрузке
предъявляются ко всем вновь изготовляемым разобщающим уст-
ройствам. Кроме этого, задается время выдержки под нагрузкой,
которое должно составлять не менее 5 мин. Механизм управления
384
разобщением должен быть окрашен контрастным цветом, замет-
ным на фоне окружающих предметов.
Традиционный подъемный гак спасательной шлюпки показан
на рис. 6.36. Канатная проводка позволяет отдать носовой и кор-
мовой гаки одновременно. Рабочее положение гака обеспечи-
вается противовесом. Однако эта конструкция не может быть
рекомендована для использования на современных шлюпках,
так как не позволяет освободить шлюпку под нагрузкой.
Разобщающее устройство, используемое в отечественной прак-
тике, показано на рис. 6.37. Концевое звено шлюпочных талей
удерживается защелкой 4, установленной на щеке 5. Основная
нагрузка воспринимается гаком 1, поворот которого ограничи-
вается фиксатором 2. Положение фиксатора определяется кулач-
ком 3, соединенным с рычагом 6, который удерживается противо-
весом. Это позволяет предотвратить случайную или несвоевремен-
ную отдачу шлюпки. Положение элементов устройства после
отдачи звена шлюпочных талей показано на рис. 6.37 пунктиром.
Стойка 7 обеспечивает прочное соединение разобщающего устрой-
ства с килем шлюпки.
Огнезащищенные спасательные шлюпки. При авариях танке-
ров, газовозов и некоторых типов судов для перевозки химических
продуктов на поверхности воды часто образуются зоны горящих
грузов. Обычные шлюпки в такой ситуации оказываются не-
пригодными, поэтому суда названных категорий должны быть
обеспечены специальными шлюпками, способными предохранить
людей от действия высокой температуры и задымленности. В тех-
ническом отношении это Достаточно сложная задача, если учесть,
что температура пламени превышает 1000 °C, а время пребывания
в зоне огня может достигать 10 мин.
Существуют два способа защиты шлюпки от огня: орошение
поверхности шлюпки водой и термоизоляция корпуса. Достоин-
ством орошения, относящегося к активным способам защиты от
огня, является возможность сохранить внутреннюю температуру
шлюпки на допустимом уровне достаточно продолжительное
время. Недостатки орошения — возможность отказа привода
насоса системы орошения; опасность подсоса заборным патрубком
нефти с поверхности воды; сложность системы орошения, которая
должна обеспечивать равномерный слой воды по всей поверхности
надводной части шлюпки. Эксперименты показали, что даже при
небольшой площади сухого участка поверхности происходит рез-
кое повышение температуры внутри шлюпки.
При использовании термоизоляции, т. е. пассивного способа
защиты, необходимую температуру в шлюпке удается сохранить
только при значительной толщине изолирующего слоя- и в течение
ограниченного промежутка времени. Достоинства этого способа —
постоянная готовность к действию и простота обслуживания
шлюпки. Однако термоизолирующие материалы подвержены
старению, что требует их периодической замены.
13 Алексей дров М. Н. н др.
385
Рассмотрим конструкцию танкерной шлюпки вместимостью
30 чел. отечественного производства (рис. 6.38). Ее корпус изго-
товлен из легкого сплава. Главные размерения шлюпки: длина
8,5 м, ширина 2,5 м, высота борта 1,68 м. Шлюпка имеет метал-
Рас, 6.38. Танкерная спасательная шлюпка.
Рис. 6.39. Танкерная спасательная шлюпка с включенной системой
орошения.
лическое закрытие, Допускающее быструю посадку людей через
люки. Водяную защиту обеспечивает система орошения с 48 го-
ловками, распыляющими воду и позволяющими подать на 1 м2
поверхности 28 л воды в 1 мин (рис. 6.39).
Закрытие шлюпки негерметично. Чтобы исключить проникно-
вение дыма в шлюпку, внутри нее создается небольшое избыточное
давление воздуха. Для этой цели, а также для снабжения людей
386
свежим воздухом в шлюпке предусмотрены три баллона со сжатым
воздухом.
Головной образец спасательной шлюпки прошел сложную
систему испытаний, включая длительное пребывание в задымлен-
ной зоне, а также огневые испытания, при которых шлюпка в те-
чение 10 мин находилась в зоне горящей нефти. Благодаря эф-
фективной водяной защите температура внутри шлюпки за этот
промежуток времени поднялась всего на 10 °C. Результаты огне-
вых испытаний должны соответствовать следующим требованиям:
температура на уровне головы сидящего человека не должна пре-
вышать 60 °C, предельная концентрация окиси углерода внутри
шлюпки должна быть 0,2 мг/л, содержание двуокиси углерода
по объему должно оставаться ниже 3 %.
Для защиты корпуса танкерной спасательной шлюпки в период
спуска с борта судна в горящую нефть рекомендуется применять
специальное огнезащитное вспучивающееся покрытие, представ-
ляющее собой смесь термостойких газообразующих и волокнистых
наполнителей в водном растворе полимерных связующих. При
толщине сухого слоя 4 мм это покрытие обеспечивает предел
огнестойкости конструкций в течение 0,75 ч. Физико-механические
свойства покрытия следующие: адгезия к металлу 50—100 Па,
прочность при ударе 500 Н/см. Оно нетоксично и негорюче. По-
крытие поставляется в виде густотертой пасты, которая должна
быть доведена до рабочей консистенции путем разбавления водой.
§ 6.6. Судовые шлюпбалки
Спуск спасательных средств на воду является наи-
более сложным и ответственным этапом спасательной операции.
Вываливание за борт и спуск на воду спасательных шлюпок осу-
ществляются судовыми шлюпбалками. Классификация судовых
шлюпбалок приведена на рис. 6.40.
Длительное время на судах применялись радиальные шлюп-
балки. Процесс спуска был сложным, продолжительным и выпол-
нялся вручную. За последнее время появилось значительное
количество более эффективных конструкций шлюпбалок.
Увеличение размеров спасательных шлюпок сделало необхо-
димым механизировать операцию их вываливания за борт. Зна-
чительное количество конструкций шлюпбалок имеет общий
признак — вращение стрелы при вываливании шлюпки осуще-
ствляется относительно горизонтальной оси, параллельной
борту. Варианты таких шлюпбалок, получивших название зава-
ливающихся, показаны на рис. 6.41.
Наиболее простой из них является прямая шлюпбалка
(см. рис. 6.41, а). Однако значительное удаление оси поворота
стрелы от борта привело к увеличению ее длины. При перемещении
оси поворота стрелы к борту (см. рис. 6.41, б) необходимый вы-
лет, т. е. перемещение пока за борт, можно получить при более
13*
387
Рис. 6.40. Классификация шлюпбалок,
коротких стрелах, но тогда весь комплекс занимает на палубе
значительно больше места. У S-образной шлюпбалки (см.
рис. 6.41, в) достоинства предыдущих конструкций совмещены.
Однако шлюпка в походном положении опирается на стрелу, что
делает необходимым увеличивать прочность шлюпбалки. При
Рис. 6.41. Заваливающиеся шлюпбалки.
серповидной шлюпбалке (см. рис. 6.41, е), обладающей всеми пере-
численными выше преимуществами, шлюпка в походном по-
ложении остается на кильблоках.
Вываливание стрел у шлюпбалок всех перечисленных типов
происходит при помощи винтового механизма, приводимого
в действие вручную. Шлюпка спускается на воду под действием
собственного веса и веса находящихся в ней
людей. Контролируется эта операция тор-
мозом шлюпочной лебедки.
Секторная шлюпбалка (рис. 6.42) имеет
винтовой механизм вываливания. Однако
она менее надежна, так как загрязнение
иля обмерзание зубчатой рейки часто явля-
ется причиной отказов.
Использование в рассмотренных выше
шлюпбалках ручного привода увеличивало
продолжительность спасательной операции
и снижало ее эффективность. В последую-
щем были сформулированы требования
К эксплуатации судовых шлюпбалок. Согласно Рис. 6.42. Секторная
одному из них вываливание шлюпок за борт шлюпбалка.
и спуск их должны осуществляться незави-
симо от судовых источников энергии с использованием при этом
только силы веса или энергии, накопленной механическим путем.
Конструкция и прочность шлюпбалок должны быть рассчи-
таны на выполнение спасательных операций при крене судна
до 20° на любой борт и дифференте до 10°. Спуск шлюпки на воду
и ее освобождение от шлюпочных талей должны выполняться
одним человеком. Время осмотра и обслуживания шлюпбалок
должно быть минимальным. Спусковое устройство должно надежно
работать и при обмерзании.
389
Всем перечисленным требованиям в наибольшей степени удо-
влетворяют гравитационные шлюпбалки (рис. 6.43). Скатыва-
ющаяся шлюпбалка (рис. 6.43, а) размещается обычно на двух
палубах. Стрела изменяет свое положение при перемещении
катков по направляющим. Сначала она движется поступательно.
После того как первый каток попадает на криволинейный участок
направляющей, движение стрелы становится вращательно-
Рис. 6.43. Гравитационные шлюпбалки.
поступательным. У склоняющейся шлюпбалки (рис. 6-43, б)
стрела также совершает вращательно-поступательное движение,
которое определяется формой направляющих, по которым
перемещаются катки стрелы.
Описанные типы шлюпбалок имеют существенный недостаток,
связанный с перемещением катков в частично замкнутых напра-
вляющих. Заклинивание катков может быть вызвано обмер-
занием, загрязнением и коррозией направляющих.
Более надежными являются шарнирные шлюпбалки. Стрела
одношарнирной шлюпбалки (рис. 6.43, в) под действием веса
шлюпки и собственного веса вращается относительно шарнира.
Движение стрелы контролируется лопарем шлюпочных талей,
скорость травления которого регулируется тормозом шлюпочной
390
лебедки. После достижения стрелой предельного положения на-
чинается вертикальный спуск шлюпки. Одношарнирная шлюп-
балка отличается простотой и надежностью. Однако эти качества
достигаются за счет некоторого увеличения ее габаритов.
Двухшарнирная шлюпбалка (рис. 6.43, г) имеет меньшие
габариты. Ее стрела состоит из двух шарнирно-сочлененных
элементов. Вываливание начинается с вращения обоих элементов
Рис. 6.44. Размеры двухшарннриых
шлюпбалок.
Рис. 6.45. Четырехшарнирная грави-
тационная шлюпбалка.
J — исковый блок; 2 <— стрела; 3 <* няй«
тов; 4 — спасательный шкентель* 5 — на»
правляющий шкив; ff — лебедка ЛШВ;
7 —» стопор стрелы; 8 — станина; 5 °—
большой рычиг; 10 — малый рычаг; 11 —
фундаменты станниы.
стрелы относительно неподвижного шарнира. Рычаг, достигнув
предельного положения, останавливается, а стрела продолжает
вращаться относительно промежуточного шарнира. Предельное
положение стрелы ограничивается телескопической тягой.
На рис. 6-44 даны размеры двухшарнирных шлюпбалок,
а в табл. 6.14 — их значения.
Важной характеристикой гравитационных шлюпбалок
является допустимый антикрен, т. е. крен в сторону борта, про-
тивоположного спуску, при котором, еще существует гравитацион-
ный момент, достаточный для успешного срабатывания шлюп-
балки. По действующим нормам, допустимый антикрен соста-
вляет 20°. Увеличение допустимого антикрена может быть достиг-
нуто за счет изменения конструкции шлюпбалки. На рис. 6.45
показана четырехшарнирная шлюпбалка. Ее стрела совершает
вращательно-поступательное движение, определяемое траекто-
риями шарниров Ot и О2. При достаточно высоком отношения вы-
лета нока к высоте шлюпбалки допустимый антикрек удалось
391
Таблица 6,14. Характеристики двухшарнириых гравитациовяых шлюпбалок
(см. рис. 6.44)
Тип Номиналь- ная груао- яодъем- аость Рн, кН Размеры, мн Реестояяие между шлюпбалка- ми f, мы Масса одной шлюп- балки М, кг
L, L,
Ш62П1 2,5В 24,5 1740 2650 3210 1340 4000, 4600 455
Ш62П14В 39,2 2025 3180 3900 1440 5250 672
Ш62Ш 6,3В 61,8 2570 3760 4735 1670 5700, 6000, 7000 1220
Ш6211Г 10В 91,8 2730 4270 5365 1900 6600 1810
Ш62Ш 16В 157 3600 5150 6170 2250 8800 3580
Таблица 6.15. Основные характеристики четырехшарнирных гравитациовяых
шлюпбалок (см. рис. 6,45)
Тиа Номиналь- ная груэо- лодъемкосГь Рв. кН р&эмерн. мм Расстояние между шлюпбалка- ми f, мм Масса комплекта шлюпбалок кг
L, Lt Lt
ШбЧШ 6,3 63,5 3560 3725 4920 5200, 6000 3510
ШбЧШ 8,0 81 4460 4400 6175 6300, 6600 4950
ШбЧШ 10,0 100 4460 4505 6175 7000 5190
повысить до 20°. Основные характеристики некоторых шлюпбалок
этой конструкции приведены в табл. 6.15.
Конструктивные элементы шлюпбалок. Стрела гравитацион-
ной шлюпбалки (см. рис. 6,45) имеет форму, позволяющую на-
Рис. 6,46. Нок стрелы гравитационной (четырехшарнирной) шлюп-
балки: а — общий вид; 6 — продольный разрез.
дежно закрепить шлюпку при походном хранении и вывалить ее
за борт на необходимое расстояние. Шлюпка в походном поло-
жении прижата к стреле. Форма стрелы на этом участке повторяет
обвод соответствующей части шпангоута шлюпки. При выборе
392
формы нока стрелы и расположения исковых блоков учитывается
то, что ноковая подвеска со шлюпочным блоком должна нахо-
диться над диаметральной плоскостью шлюпки. В нижней части
стрелы четырехшарнирной шлюпбалки расположены узлы шар-
нирных соединений с рычагами.
Конструкция нока стрелы по-
казана на рис. 6.46. Шлюпочный
блок подвешивается на рог нока,
что исключает преждевременное
движение шлюпки вниз. Блок
сходит с рога только при таком
наклоне стрелы, когда шлюпка
беспрепятственно спускается вниз.
На станине размещен стопор
стрелы шлюпбалки (рис. 6.47),
используемый для походного кре-
пления стрелы, состоящий из
Рис. 6.47. Стопор стрелы шлюп-
балки.
1 — наметка; 2 — крюк; 3 — ось сто-
пора; 4 — маховик; 5 — стрела; 6 —
станина.
крюка с винтовым приводом и на-
метки. При вращении маховика
винтового привода и его повороте
крюк освобождает наметку, после чего стрела удерживается
только лопарем шлюпочных талей.
Такелаж гравитационной шлюпбалки показан на рис. 6.48.
Оснастка с одним подвижным блоком и закреплением коренного
конца гибкой связи называется двойной основой. Одним из до-
Рис. 6.48. Такелаж
двухшарнирной
шлюпбалки.
/ — ШЛЮПОЧНЫЙ
блок^ 2 — исковые
блоки; 3 — направ-
ляющие блоки на ста-
нине; 4 — отводные
блоки.
стоинств двойной основы лопаря шлюпбалки является симметрия
относительно средней плоскости стрелы, что исключает ее
скручивание.
Натяжение, действующее в лопарях шлюпбалок, определяется
для всех режимов ее работы (вываливания шлюпбалки, спуска
и подъема шлюпки, заваливания шлюпбалки). На натяжение
лопаря влияет трение каната по шкиву. Коэффициент трения ра-
393
Jg Таблица 6.16. Основные характеристики шлюпочных лебедок
вен 0,05, если шкив имеет
подшипники скольжения,
и 0,02, если шкив имеет
подшипники качения. Для
расчета натяжений в ло-
паре используются тради-
ционные методы [93 J.
В оснастке шлюпбалок
используются стандартные
блоки.
Работа судовых шлюп-
балок обеспечивается спе-
циальными лебедками, ко-
торые Делятся на ручные,
безмоторные и моторные.
Основным элементом шлю-
почной лебедки является
тормоз, позволяющий кон-
тролировать скорость вы-
валивания шлюпбалки и
спуска шлюпки. Исполь-
зование тормоза не тре-
бует значительных уси-
лий, поэтому лебедка при
спуске шлюпки не нужда-
ется в силовом приводе.
Большие усилия должны
быть приложены при подъ-
еме шлюпки на борт. Одна-
ко эта операция не прово-
дится в экстремальных
ситуациях, поэтому нет
необходимости поднимать
шлюпку с большой ско-
ростью. Так, если ско-
рость спуска составляет
20—30 м/с, то скорость
подъема шлюпки в зави-
симости от вида привода
колеблется от 0,5 до
5 м/мин.
В настоящее время
применение ручных шлю-
почных лебедок ограни-
чено устройствами, об-
служивающими шлюпки
массой до 500 кг. Такие
шлюпки могут рассматря-
ваться только как резервное спасательное средство. Ограничено
применение и безмоторных шлюпочных лебедок, приводимых
в действие механизмами других устройств (грузовыми лебед-
ками, шпилями, брашпилями и т. д.). При этом стальной трос
с барабана лебедки проводится к турачке используемого меха-
низма, на которую накладывается 3—4 шлага. Иногда для этой же
цели используются специальные переносные электрические или
пневматические двигатели.
В большинстве случаев работа судовых шлюпбалок обеспечи-
вается электрическими шлюпочными лебедками. Основные харак-
теристики некоторых из них приведены в табл. 6.16.
Кинематический н силовой расчеты гравитационных шлюп-
балок. Целью кинематического расчета шлюпбалок является опре-
деление оптимальных размеров и взаимного расположения их
конструктивных элементов. Достигается это за счет увеличения
вылета, т. е. горизонтального перемещения нока стрелы, умень-
шения высоты шлюпбалки и сохранения достаточного запаса
гравитационного момента в исходном положении и при вывалива-
нии стрелы. Для надежного срабатывания шлюпбалки в началь-
ной стадии важна величина усилия, передаваемого на узел поход-
ного крепления стрелы. Ее возрастание может привести к закли-
ниванию стрелы в начальный момент вываливания шлюпки.
При проектировании гравитационных шлюпбалок необходимо
иметь в виду следующие конструктивные ограничения:
— с учетом допустимого крена и дифферента шлюпбалка
должна обеспечить прохождение шлюпки или спускового полоза
шлюпки на расстоянии не менее 100 мм над кромкой ширстрека
шлюпочной палубы;
— в походном положении шлюпка и элементы шлюпбалки не
должны выходить из пространства, которое ограничено пло-
скостью, проходящей через верхнюю кромку ширстрека и накло-
ненной на 3d внутрь судна;
— при спуске шлюпки самая высокая точка касания ею борта
должна быть по крайней мере на 300 мм ниже палубы;
— усилия, создаваемые вываливающейся шлюпбалкой без
нагрузки, должны быть достаточными для раскручивания бара-
бана шлюпочной лебедки;
— должна быть обеспечена устойчивость шлюпбалки при
вываливании и спуске шлюпки, т. е. усилие в лопарях на участке
стрела — станина должно по крайней мере на 15 % превышать
номинальную нагрузку на стрелу.
Кинематический расчет шлюпбалок, определение размеров
конструктивных элементов и действующих на них усилий могут
быть выполнены двумя способами — графическим и аналитиче-
ским. Первый способ, являющийся традиционным, достаточно
подробно описан в литературе (791. Второй способ получает боль-
шое распространение в связи с применением ЭВМ. Он заключается
в математическом описании работы шлюпбалок, что позволяет
39S
оптимизировать ее конструкцию и учитывать значительно большее
количество варьируемых параметров. Ниже приводится по-
следовательность кинематического расчета гравитационных
шлюпбалок с применением ЭВМ.
]. Формирование массива исходной информации. В массив исходной инфор-
мации входят следующие элементы:
Длина шлюпки
Ширина шлюпки
Высота борта шлюпки на миделе
Пассажировместимость шлюпки
Численность персонала, обслуживающего шлюпку
Высота центра тяжести шлюпки над ее основной плоскостью (ОП)
Положение центра тяжести шлюпки по длине
Расстояние между осями подъемных гаков
Высота подъемного гака над ОП шлюпки
Максимальный расчетный креп судна
Максимальный расчетный дифферент судна
Угол крена при подъеме шлюпки
Угол ската палубы (от погиби)
Период бортовой качки судна
Период килевой качки судна
Амплитуда бортовой качки судна
Амплитуда килевой качки судна
Положение ЦТ судна по длине
Возвышение ЦТ судна над ОП
Расстояние от палубы до точки касания шлюпки и борта
Допустимое возвышение шлюпки над ширстреком
Угол между плоскостью борта и шлюпкой
Нагрузка, приходящаяся на одну шлюпбалку
Вес ноковой подвески
Радиус шкива нока и станины
Радиус отводного блока при одношкивпой проводке
Высота верхней кромки ширстрека над палубой
Количество точек контура мидель-шпангоута шлюпки
Координаты Zf контура (i — 1, А28)
Координаты $1 контура (£ — 1, Ass)
Количество точек участка шпангоута, прилегающего к стреле
Координаты г/ этих точек (£ - 1, Азг}
Координаты yt этих точек (г — 1, ASi)'
Усилие раскручивания барабана лебедки
Вес шлюпки при подъеме •
Допускаемые напряжения для стрелы и рычагов
Допускаемые напряжения для станины
Допускаемые напряжения для осей шарниров
Допускаемые напряжения для втулок шарниров
Aj
А3
Аз
Л4
А,
Ас
А7
А а
Ад
А к
Ац
А 1й
А13
А и
А15
A ts
А17
Ajg
A io
А3о
Agi
A as
А23
As4
А 25
Аао
Аг7
A3g
А391
Азог
Азь
Азгг-
Азз;
А 34
Аз»
Азз
А 37
Азв
А39
Исходная информация включает необходимые данные об обслуживаемых
шлюпках, особенностях судна и используемых для шлюпбалки материалах.
Расчетная нагрузка, приходящаяся на пару шлюпбалок, Н, может быть
определена по формуле Р — [(Pj qgm) k -j- qt -f- <?2] kt, где Рг — вес шлюпки
со снабжением, но без людей, Н; т. — расчетное количество людей; q = 75 кг —
средняя масса одного человека; q± — вес исковых подвесок (2Аа1), Н; q3 — вес
спусковых полозьев, Н; k— 1,10 —• коэффициент, учитывающий неравномер-
ность нагрузки; 1,10-^1,25— коэффициент, учитывающий возможные ди-
намические явления при спуске шлюпки.
Для определения параметров и Л35 можно использовать следующие реко-
мендаций. Шлюпка вместимостью менее 41 чел. обслуживается командой из 2 чел.,
396
вместимостью 4)—60 чел. — командой из 3 чел.., вместимостью 61-—85 чел. —
командой из 4 чел., вместимостью более 85 чел. — командой из 5 чел.
При расчете деталей спасательного устройства, испытывающих воздействие
эксплуатационных нагрузок, принимается пятикратный запас прочности по от-
ношению к пределу прочности материала. При действии случайных нагрузок,
могущих привести к разрыву лопарей шлюпочных талей, допускаемые напряже-
ния следует принимать равными 0,90—0,95 предела текучести материала.
2. Составление эскизной компоновочной схемы шлюпбалки. Эта схема вы-
полняется на базе массива основной исходной информации с использованием
графических дисплеев и графопостроителей,
3. Формирование массива дополнительной информации. В массив дополни-
тельной информации входят следующие элементы:
Высота заднего фундамента до оси шарнира
Отстояние оси шарнира заднего фундамента от борта
Высота переднего фундамента до оси шарнира
Отстояние оси шарнира переднего фундамента от борта
Длина малого рычага
Длина большого рычага
Угол наклона малого рычага
Угол наклона большого рычага
Расстояние от нижнего шарнира до нока
Угол заваливания стрелы
Длина Коковой подвески
Аппликата центра шкива станины
Ордината центра шкива станины
Ширина сечения стрелы
Высота сечения стрелы в нижней части
Высота сечения стрелы в средней части
Высота сечения стрелы в верхней части
Толщина горизонтальных листов профиля стрелы
Толщина вертикальных листов профиля стрелы
Аппликата центра отводного ролика стрелы
Ордината центра отводного ролика стрелы
Ширина сечения большого рычага
Высота сечения большого рычага
Толщина горизонтальных листов рычага
Толщина вертикальных Листов рычага
Ширина сечения малого рычага
Высота сечения малого рычага
Толщина горизонтальных листов малого рычага
Толщина вертикальных стенок малого рычага
Вт
В,
В3
в*
В6
Be
В;
В8
В9
Вм
Ви
В12
Bis
в„
В15
В«
В17
B1S
В1В
Bjo
Ви
B„
Ba
Ba
Bjb
Bae
Bit
Bag
Bia
4. Выбор варьируемых параметров, пределов их изменений и шага вариа-
ций. К варьируемым параметрам могут быть отнесены следующие линейные
параметры (см. пункт 3): В4, BS1 В3, В4, В6, Вв, Bs, углы поворота большого и ма-
лого рычагов В-,, Bs и угол заваливания стрелы Вм. Даже при небольшом объеме
варьирования с необходимыми вычислениями могут справиться только доста-
точно мощные ЭВМ.
5. Аналитическое представление основных кинематвческих параметров
шлюпбалки. Координаты центров шарниров зависят от высоты фундаментов В±
и Вя, угла ската палубы отстояния фундаментов от борта Вг и В*. Аппли-
ката центра шарнира заднего фундамента CL = Вг + В2 tg А13 яв Вг + ВЯА13.
Для переднего шарнира С3 — В3+ В4 tg А1а ж Вя + В4А1а. Ордината оси шар-
нира заднего фундамента С2 = Bs.
Ордината оси шарнира переднего фундамента С4 ~ В4. Положение шарни-
ров на стреле определяется длиной рычагов В5 и Вв> углами их наклона Вт и Ва,
координатами шарниров фундаментов С4, С21 С3, С4. Аппликата нижнего шар-
нира стрелы С5 ~ С3 ВЕ sin В~. Аппликата верхнего шарнира стрелы Ст =
= Ci Be sin В». Ординаты шарниров стрелы Се С4 — Bs cos Вт и С8 =
— С2 — Ва cos В8. По расстоянию между нижним шарниром и ноком В» и углу
397
заваливания стрелы можно определить координаты центра нохового шкива Cs,
Сщ и положение шлюпки С9 = С6 + Вя cos Си = Св -f- Св sin В10. Этими
и аналогичными зависимостями определяется исходное положение шлюпбалки.
6. Проверка требования о размещении устройства в зоне, ограниченной
плоскостью, которая проходит через кромку ширстрека и наклонена внутрь
судна на 3°.
7. Проверка условий функционирования шлюпбалки. В процессе вывалива-
ния расстояние между шарнирами стрелы остается постоянным. При заданном
повороте большого рычага, определяющем положение верхнего шарнира стрелы,
перемещение нижнего шарнира ограничивается точкой пересечения дуг двух
окружностей — описанных малым рычагом и отрезком между шарнирами стрелы.
Находится угол поворота стрелы,
2
что позволяет построить траекторию нока.
Вращение стрелы прекращается после
того, как верхний шарнир достигнет упора
на палубе, что Достаточно просто описы-
вается математически. При неправильном
подборе размеров возможно «расклини-
вание» стрелы в том случае, когда новое
положение иижнего шарнира совпадает
со старым. Дальнейшее травление ло-
паря шлюпочных талей приводит к спу-
ску шлюпки. Чтобы исключить удар
шлюпки о палубу, она должна касаться
борта судна несколько ниже кромки
ширстрека. Проверить выполнение этого
условия можно графически. Для пре-
дельного положения стрелы необходимо
провести вертикальную линию, касаю-
щуюся борта шлюпки, обращенного к
судну. Точка пересечения этой линии
с бортом судна должна находиться ниже
палубы иа величину не меиее 0,3 м.
8. Выбор оптимальных кинематиче-
ских характеристик шлюпбалки.
9. Проверка устойчивости работа
шлюпбалки.
Рис, 6.49. Стержневая схема грави-
тационной шлюпбалки.
Цифрами ва рисунке обозначены узлы
стержневых элементов шлюпбалки.
Дальнейшие этапы расчета конструктивных размеров шлюпбалки удобнее
вести в диалоговом режиме с ЭВМ,
10. Подбор контура стрелы, определение веса и положения центр и тяжести.
11. Расчет усилий в такелаже.
12. Формирование массива информации для расчета прочности конструк-
тивных элементов шлюпбалки. Этот массив должен включать изгибающие мо-
менты, осевые и перерезывающие силы, действующие на элементы шлюп-
балкв.
Более удобным, чем традиционный расчет прочности, основывающийся на
методах механика стержневых систем, является метод конечных элементов (МКЭ),
позволяющий рассмотреть взаимодействие всех элементов шлюпбалки с исполь-
зованием при этом современных вычислттельных средств. Он сводит расчет на-
пряженно-деформируемого состояния исследуемой конструкции к системе линей-
ных алгебраических уравнений, порядок которой может быть весьма высоким.
Удобно то, что в практику уже внедрены программы расчета различных стержне-
вых конструкций, нз которых гравитационные шлюпбалки не являются самыми
сложными.
Конструкция гравитационной шлюпбалки представляет собой систему кри-
волинейных (стрела) и прямолинейных брусьев. Стрела заменяется последова-
тельностью линейных стержневых элементов (рис. 6.49), достаточное количество
узлов которых обеспечивает необходимую точность расчетов напряжений.
Из-за возможного дифферента не удается ограничиться решением плоской
задачи. Составляющие сил, направленные перпендикулярно к плоскости симме-
трии шлюпбалки, приводят к изгибу и скручиванию стержней и соответственно
398
к использованию трехмерной модели шлюпбалки. Принимается допущение о том,
что стержни системы являются призматическими и нерастяжимыми. Исчерпы-
вающее изложение метода конечных элементов можно найти в [59,60].
13. Проверка прочности конструктивных элементов шлюпбалки.
14. Оформление данных для работы периферийных устройств ЭВМ по вы-
пуску чертежей и другой технической информации. На этом этапе автоматизи-
рованная система проектирования может совмещаться с автоматизированными
системами технической подготовки производства.
Все расчеты (включая проверку прочности конструктивных элементов шлюп-
балки) выполняются для различных вариантов нагрузки и условий работы шлюп-
балки. При неудовлетворении тех или иных требований подбираются новые
параметры устройства. При работе в диалоговом
Информацию о том, какое условие или требова-
ние нарушено и в какой степени. Это позволяет
быстрее подобрать наиболее целесообразный
конструктивный вариант устройства.
режиме конструктор получает
Рис. 6.50. Спасательный на-
дувной 15-местный плот фир-
мы RFD.
I — камеры плавучести; 2 —
водимые карманы; 3 — надув-
ной порог; 4 — наружный леер;
5 •— тент; 6 — надувная стойка.
§ 6.7. Спасательные плоты
и устройства для их спуска
на воду
Надувные спасательные плоты.
Многие факты свидетельствуют об эф-
фективности надувных спасательных
плотов. В Исландии в первый же год
после внедрения их в рыболовный флот
команды четырех погибших в море су-
дов успешно использовали это спаса-
тельное средство. Только за 1978 г. на
спасательных плотах фирмы RFD (рис. 6.50) — одного из крупней-
ших производителей надувных спасательных средств — спаслось
64 человека. Проектирование спасательных плотов регламентиру-
ется требованиями Международной конвенции по охране челове-
ческой жизни на море 1631. Минимальная пассажировместимость
плота 6 человек. Общая масса плота и его контейнера не должна
превышать 185 кг. Исключение допускается в том случае, если
плот предназначен для спуска на воду с помощью спускового
устройства.
Количество людей, которые могут быть размещены в спаса-
тельном плоту, определяется как меньшее значение следующих
величия:
— наибольшего целого числа, полученного от деления объема
главных камер плавучести в надутом состоянии на 0,096 мэ;
— наибольшего целого числа, полученного от деления гори-
зонтальной площади, ограниченной внутренними кромками камер
плавучести, на 0,372 м2;
— количества людей со средней массой 75 кг с надетыми
спасательными жилетами, которые могут сидеть в плоту с доста-
точным комфортом.
Плавучесть плота обеспечивается главной камерой, разделен-
ной по меньшей мере на два отдельных отсека, каждый из которых
должен надуваться через свой невозвратный клапан. В случае
399
повреждения одного из отсеков или если он не будет надут, функ-
ционирующие отсеки должны поддерживать находящихся в плоту
людей, сохраняя некоторый надводный борт по всему периметру
плота.
Камеры плавучести должны заполняться нетоксичным газом
за 1 мин при температуре наружного воздуха 18—20 °C и не более
чем за 3 мин при температуре —30 °C, Для этой цели может
использоваться углекислый газ, который переходит в жидкое
состояние при давлении 5—6 МПа. Таким образом исключается
возможность повышения давления в баллоне, где хранится газ.
Однако при резком расширении газа его температура понижается,
что приводит к образованию снеговых пробок в каналах и шлан-
гах. Чтобы исключить это явление, в углекислый газ добавляется
небольшое количество азота (4—7 % по массе). Каждая камера
плавучести должна иметь предохранительный клапан, ограничи-
вающий максимальное давление, и клапан для ручной подкачки
газа.
Форма плотов в плане может быть круглой и овальной. Контур
сечения камер плавучести обычно имеет форму восьмерки. До-
стоинство такой конструкции в том, что при функционировании
только одной камеры сохраняется площадь плота и его остойчи-
вость. Так как напряжения в оболочке прямо пропорциональны
ее диаметру, их величина в камере, имеющей форму восьмерки,
при одинаковом давлении будет меньше. Это позволяет исполь-
зовать менее прочный материал. Однако для изготовления камер
такой формы требуется больше материала и затрат труда. Основ-
ные характеристики некоторых надувных спасательных плотов
приведены в табл. 6.17.
Таблица 6.17. Основные характеристики надувных спасательных плотов
Марка Форма Ширина диаметр **, м Дли- на плота, м Вы- сота плота, м Масса с кон- тейне- ром, кг Контейнер
дли- на, м диа- метр, м
ПСН6М Овальная 1,85 3,05 1,20 100 1.15 0,60
пен ЮМ 2,36 3,70 1,35 145 1,40 0,60
RFD 4ММ Круглая 1,84 — 1,14 57,1 1,14 0,42
RFD6MM » 2.22 1,14 71,2 1,24 0,47
RFD8MM 2,53 — 1,38 88,6 1,40 0,47
RFD ЮММ > 2,80 — 1,33 102,5 1,35 0,52
RFD 12ММ > 3,03 — 1,38 119,3 1,35 0,52
RFD l&MM * 3,35 — 1,80 139,2 1,60 0,57
RFD 20ММ 3,72 — 1,80 171,4 1,60 0,57
RFD25MM 4,30 — 2,25 180,9 1,60 0,57
* Ширина для плотов овальной формы.
** Диаметр для плотов круглой формы.
400
Остойчивость плота, согласно требованиям Регистра СССР,
должна быть такой, чтобы при размещении половины нагрузки
на одном борту верхняя кромка камер плавучести не погружалась
в воду. Все современные плоты на днищевой части имеют водяные
карманы (рис. 6.51), которые увеличивают остойчивость плота
и препятствуют его дрейфу. Если при крене часть днища выходит
из воды, то заполненные водой карманы создают значительный
восстанавливающий момент.
Остойчивость плота в опрокинутом положении должна быть
такой, чтобы и на волнении, и на тихой воде его мог перевернуть
в рабочее положение один человек. Плот с полным комплектом
людей должен сохранять остойчивость при его буксировке на
тихой воде со скоростью до 3 уз.
Прочность плота должна быть доста-
точной, чтобы выдерживать давление _____
в камерах плавучести. Расчетная ве-
личина давления по крайней мере в три ----ia-=^
раза должна превышать рабочее дав-
ление. Необходимо предусмотреть меры Рйс- 6-51- Схема действия
защиты от возникновения давления, В°ДЯНЫХ карманов,
более чем в два раза превышающего
рабочее. Для этого используются предохранительные клапаны
или устройства, ограничивающие количество подаваемого газа.
Прочность и конструкция плота должны допускать его сбра-
сывание в контейнере с высоты не менее 18 м, после чего все обору-
дование должно удовлетворительно работать. Прочность спаса-
тельного плота, находящегося на плаву как с поднятым тентом,
так и без него, должна быть достаточной и в том случае, если он
заполняется людьми, прыгающими в него с высоты не менее
4,5 м.
Дополнительные требования предъявляются к плотам, спуска-
емым на воду с помощью специальных устройств. Такие плоты
с полным количеством людей и оборудованием должны выдержи-
вать удары о борт судна при скорости соударения не менее 3,5 м/с,
а также сбрасывание на воду с высоты не менее 3 м.
Спускаемый плот в подвешенном состоянии должен выдержи-
вать нагрузку, в четыре раза превышающую вес его полного ком-
плекта людей со снабжением при температуре окружающего
воздуха 20 ± 3 °C, когда ни один из предохранительных клапанов
не действует, а также нагрузку, на 10 % превышающую такой же
вес при температуре —30 °C, когда все предохранительные
клапаны исправны.
Надежность плота определяется прочностью как материала,
из которого он изготовлен, так и его соединений. Для наиболее
ответственных элементов конструкции плота разрывная проч-
ность ткани должна быть не менее 5 МПа. Прочность соединений
должна быть не меньше прочности основного материала. Для
изготовления плотов применяются прорезиненные ткани. В ка-
«1
честве основы для ответственных элементов используют капрон
и нейлон, для менее ответственных — хлопчатобумажную ткань.
Водонепроницаемость обеспечивается натуральным каучуком
или его заменителями. Натуральный каучук хорошо сохраняет
эластичность при низких температурах, однако сильно подвержен
действию нефтепродуктов. Заменители каучука обеспечивают
ткани большую плотность, они стойки к воздействию нефтепродук-
тов, но становятся хрупкими при низкой температуре.
Днище спасательного плота должно быть водонепроницаемым
и обеспечивать достаточную изоляцию людей от холода. Для этого
его изготовляют из нескольких слоев водонепроницаемой ткани
с воздушной прослойкой, давление
в которой должно регулироваться на-
ходящимися в плоту людьми.
Тент илота предназначен для за-
щиты людей от экстремальных внеш-
них воздействий. Он должен устанавли-
ваться автоматически, когда плот уже
спущен и находится на плаву, и обес-
печивать достаточные удобства для
сидящих людей. Тент образуется двумя
слоями водонепроницаемой ткани с воз-
душной прослойкой. Входы в тент
Рис. S.52. Контейнер спаса- имеют эффективные закрытия, откры-
тельного плота. ваемые изнутри и снаружи, которые
должны обеспечивать необходимую
вентиляцию, но исключать проникновение морской воды внутрь.
В тенте должны быть предусмотрены смотровое окно и приспо-
собление для сбора дождевой воды.
На грузовом судне посадка людей в спускаемые плоты должна
осуществляться не более чем за 3 мин с момента подачи команды
к посадке. У одного из входов в плот должна быть оборудована
наклонная посадочная площадка, позволяющая забираться в него
людям, находящимся в воде. Входы, не оборудованные площад-
ками, должны иметь посадочный трап, нижнюю ступеньку кото-
рого следует располагать по меньшей мере на 0,4 м ниже ватер-
линии спасательного плота порожнем.
Контейнеры для хранения спасательных плотов (рис. 6.52)
должны быть изготовлены так, чтобы выдерживать условия
эксплуатации в морской среде. Они должны надежно предохра-
нять плоты от повреждений как при походном хранении, так и при
сбрасывании их в воду. Контейнер с упакованным плотом должен
обладать плавучестью, достаточной, чтобы привести в действие
механизм газозанолнения при погружении тонущего судна.
Спасательный плот упаковывается таким образом, чтобы после
освобождения от контейнера он надувался в прямом положении.
Крепление контейнера с плотом на палубе должно быть надежным,
но позволяющим быстро освободить контейнер в случае необхо-
402
димости. При погружении судна плот с контейнером автомати-
чески всплывает, для чего в крепление включается гидростатиче-
ское разобщающее устройство, один из вариантов конструкции
которого показан на рис, 6.53. При погружении вода поступает
в щелевой зазор между корпусом и крышкой и начинает давить
на подпружиненную мембрану. На глубине около 3 м под этим
Рис, 6.53, Гидростатическое разобщающее устройство.
1 — педаль: 2 — крепление к палубе; 9 — крышка; 4 — цеибрваа; 5 — флавец; ff —
пружина; 7 — шток; 8 — втулке; 9 — корпус; /0 — шарик; 11 — разобщающее знеко.
давлением шток перемещается, позволяя шарику войтн в прорезь
во втулке и освободить разобщающее звено вместе с найтовом,
который удерживает плот.
Многие конструктивные особенности плотов обусловлены
способом их использования при аварии судна. Компактность
плотов при хранении сделала возможным широкое применение
их на судах малых и средних размеров, где в случае необходимости
плоты просто сбрасываются на воду, а спасающиеся спрыгивают
на них или в воду. При значительной высоте борта используются
различные трапы, надувные скаты и т, д.
«OS
Все большее распространение получают спасательные плоты,
спускаемые на воду специальными стрелами.
Опыт использования плотов свидетельствует об их достаточной
живучести. Однако следует увеличить надежность конструкции
закрытия, повысить прочность соединения тента с камерами пла-
вучести и остойчивость. Изменение положения людей и волнение
приводят к значительной деформации плота, что существенно
осложняет теоретическое описание его поведения (эта задача еще
ждет своего решения).
Жесткие спасательные плоты. Ограниченное распространение
жестких спасательных плотов объясняется тем, что они занимают
много места при походном хранении, плохо защищают спасаю-
1 — тент; 2 — лампочка; 3 — рым:
«7 — -заполнитель: 7 — днище.
4 — камера плавучести: 5 — леер;
щихся от экстремальных температур, заливания и осадков. Кон-
струкции жестких плотов показаны на рис. 6.54, а основные их
характеристики приведены в табл. 6.18.
Так же как у надувных спасательных плотов, объем камер
плавучести жесткого плота на одного человека должен быть не
менее 0,096 м3. Минимальная площадь плота на одного человека
составляет 0,372 м2. К остойчивости жестких плотов предъяв-
ляются требования, аналогичные описанным: выше.
В табл. 6.18 приведена площадь плота, приходящаяся на
одного человека (для спасательных шлюпок эта величина ко-
леблется в пределах 0,3—0,45 м2), т. е. только при хранении
жестких плотов стопками можно добиться такого же, как у шлю-
пок, использования площади палубы.
Таблица 6,18. Основные характеристики жестких спасательных плотов
Тип ГТзсса^кра- вместимость, чел. Габариты, м Площадь плота на одного человека, м1
СПА 4 4 1,95X1,70X0,62 0,83
СПА 6 6 2.58X1,82X0,62 0,78
СПА 12 12 3,06X2,59X0,62 0,66
404
Плавучие приборы. Это спасательное средство позволяет нахо-
дящимся в воде людям удерживаться на поверхности. Иногда
для этой цели предназначаются скамьи и другие предметы, име-
ющие достаточные водонепроницаемые объемы. Специальный
плавучий понтон показан на
рис. 6.55.
Судовые плотбалки. Для
спуска на воду спасательных
плотов применяют устройства
со стрелами, имеющими по-
стоянный вылет, — плотбалки.
Конструкция отечественной
плотбалки показана на рис. 6.56.
Поворотная часть плотбалки Рис. 6.55. Спасательный понтон,
состоит из стрелы и баллера,
который закрепляется в стандерсе. Спуск плота осуществля-
ется за счет его собственного веса и веса находящихся в плоту
людей. Скорость вращения барабана регулируется ленточным
Рис. 6.56. Судовая плотбадка.
t — стандсрс; 2 — лебедка ЛЩР12; 3 — стрела; 4 — вьюшка; 5 — канат
вытяжной; 6 — блок; 7 — лопарь; В — топенант; £ — блок двухшкив-
ный; 1G — конец вытяжной; ц — автоматический захват; /2 — дистан-
ционное управление лебедкой*
тормозом лебедки и центробежным тормозом. Управление лебед-
кой (ЛШР12) может осуществляться с пульта или дистанционно.
Спасательный плот при спуске может быть отсоединен от
судна как при уменьшении нагрузки на лопарь в момент касания
плотом воды, так и в воздухе под нагрузкой. При эвакуации людей
порядок выполнения операций следующий. Сначала плот под-
405
тягивается под стрелу на специальную площадку и надувается.
Затем он выносится за борт, люди занимают места в плоту и
осуществляется его спуск на воду. Операции завершаются осво-
бождением плота и возвращением захвата для спуска следующего
плота. Продолжительность цикла 5 мин.
Основные характеристики плотбалки приведены ниже:
Грузоподъемность, кг ...........-.............. 1800±80
Максимальный вылет захвата, мм ................ 3500
Диаметр стального каната, мм ........... . 16,5
Допустимые крен и дифферент, град. ..................±20; ±10
Тяговое усилие при подъеме плота и спасательной коман-
ды ручным приводом, кН............................... 4,5
Скорость спуска плота, м/мин ................... 50—60
Скорость подъема плота ручным приводом, м/мин ... 18
Скорость подъема Захвата, м/мин . ................35—50
Данатоемкость барабана лебедки, м .................... 40
Масса плотбалки с лебедкой, кг...................... 2350
§ 6.8. Нормирование судового
спасательного снабжения
Определение типов и количества спасательных средств на судах —
одна из проблем обеспечения безопасности мореплавания — относится к ком-
петенции ИМО и национальных классификационных обществ. ИМО является
агентством Организации объединенных наций и в международном масштабе за-
нимается регламентацией мер, направленных на обеспечение безопасности чело-
веческой жизни на море. Объектом деятельности ИМО являются морские суда,
совершающие заграничные рейсы без каких-либо ограничений. Подобные регла-
ментации составляют содержание периодически издаваемых Международных
конвенций по охране человеческой жизни на море, или Конвенций СОЛАС (Sa-
fety of Life at Sea).
Положения Международных конвенций СОЛАС являются основой для фор-
мирования национальных норм, связанных с обеспечением безопасности иа
море и, в частности, со снабжением судов спасательными средствами. Однако
в практике морских держав заграничные рейсы не исчерпывают всех форм транс-
портировки грузов и пассажиров морем. Поэтому распространение на все виды
судоходства жестких требований Международных конвенций вряд ли целесооб-
разно.
Все национальные нормы обеспечения безопасности на море отличаются
значительным многообразием категорий плавания и типов морских судов. Так,
в Правилах Регистра СССР по конвенционному оборудованию морских судов
различают следующие категории (районы) плавания:
— неограниченный;
— ограниченный район плавания I — район, в открытых морях ограни-
ченный расстоянием от места убежища до 200 миль, с предельным расстоянием
между местами убежища до 400 миль; в закрытых морях — без ограничений;
— Ограниченный район плавания II — район, в открытых морях ограни-
ченный расстоянием от места убежища до 50 миль, с предельным расстоянием
между двумя местами убежища до 100 миль; в закрытых морях границы в каж-
дом случае устанавливаются Регистром СССР;
— смешанный район плавания (река—море) II СП — внутренние водные
пути и морские районы с волнением не более 6 баллов с удалением от места
убежища: в открытых морях до 50 миль, с допустимым расстоянием между ме-
стами убежища до 100 миль; в закрытых морях —до 100 миль, с допустимым
расстоянием между двумя местами убежища до 200 миль;
406
— ограниченный район плавания III — прибрежные районы, акватория
портовых вод и рейды, имеющие границы, установленные Регистром СССР,
Под местом убежища понимается любая естественная или искусственная
защищенная акватория, которая может быть использована для укрытия судна
в случае возникновения обстоятельств, угрожающих его безопасности.
Спасательное снабжение определяется также и типом судна. Существуют
нормы снабжения для пассажирских, грузовых, нефтеналивных, промысловых
и рыболовных судов.
Согласно Правилам Регистра СССР по конвенционному оборудованию все
пассажирские суда должны быть обеспечены спасательными средствами в соот-
ветствии с данными табл. 6.19.
Для судов неограниченного района плавания вместимость спасательных
шлюпок одного борта может быть снижена до 37,5 % за счет замены части шлю-
пок спасательными плотами. Для судов ограниченного района плавания I до-
полнительно регламентируются минимальное количества шлюпбалок и мини-
мальный объем всех спасательных шлюпок. Нормы спасательного снабжения
Грузовых судов приведены в табл. 6.20,
Несамоходные суда трех первых районов плавания могут иметь только
спасательные плоты, общая вместимость которых рассчитана на 150 % общего
числа находящихся иа судне людей. Для судов с валовой вместимостью менее
500 per. т ограниченных районов плавания I и II при общей вместимости плотов
до 100 % общего числа людей иа судне вместимость шлюпок иа каждом борту
может быть сокращена до 50 %. Для таких судов допускается и полная замена
шлюпок спасательными плотами.
Для нефтеналивных судов спасательное снабжение аналогично предназна-
ченному для грузовых судов, за исключением судов ограниченного района пла-
вания Ill, где вместо 100 % плотов рекомендуется иметь шлюпки. Все шлюпки
Таблица 6.19. Спасательное снабжение пассажирских судов
Район плавания Количество людей, обеспечиваемых спасательными средствами. %
спасательными шлюпками на каждом борту спасательны* мн плотами плавучими приборами
Неограниченный 50 25 3
Ограниченный I 50 10 5
Ограниченный И и смешанный II СП 50 — 10
Ограниченный III — 100 *—
Таблица 6.20. Спасательное снабжение грузовых судов
Район пяапаннн Количество людеЛ. обеспечиваемых спасатель- ными средствами. %
шлюпками на каждом борту плот а мп
Неограниченный 100 50
Ограниченный 1 100 50
Ограниченный Н и смешанный (река— море) И СП 100 —
Ограниченный III — 100
407
на нефтеналивных судах должны иметь жесткое закрытие и защиту от огня, дыма
и высокой температуры.
На промысловых судах, т. е. судах, используемых для лова и обработки
рыбы или только для обработки улова, предусматриваются спасательные шлюпки
с вместимостью, достаточной для размещения половины общего количества людей
с каждого борта, и спасательные плоты, рассчитанные на 50 % всего количества
людей. Так же как и для пассажирских судов, допускается некоторое сокраще-
ние числа шлюпок. Нормы спасательного снабжения для рыболовных судов при-
ведены в табл, 6.21. На судах этого назначения допускается замена спасатель-
ных шлюпок плотами одинаковой вместимости.
Для каждого человека, находящегося на судне, должен быть предусмотрен
спасательный жилет одобренного типа. В качестве резерва на пассажирских
судах неограниченного и ограниченного районов плавания I предусматриваются
дополнительные спасательные жилеты не менее чем для 5 % общего количества
людей. На судах ограниченного района плавания II количество дополнительных
жилетов составляет 3 % от общего количества людей
Для детей на пассажирских судах имеются детские спасательные жилеты
в количестве не менее 10 % от общего числа людей. На грузовых судах дополни-
тельные спасательные жилеты предусматриваются для одной вахты.
Количество спасательных кругов зависит от типа судна и его величины
(т?бл. €.<21, По крайней мере один спасательный круг с каждого борта судна
Таблица 6.21, Спасательное снабжение рыболовных судов
Район плавания Количество людей, обеспечиваемых спасатель- ными средствами, %
шлюпками на каждом борту плотами
Неограниченный 50 100
Ограниченный I 50 100
Ограниченный II и смешанный (река— море) И СП — 150
Ограниченный III 200
Таблица 6.22. Снабжение судов спасательными кругами
Тип судна Длина судна, м Количество спасательных кругов» шт
всего с Самоэажнгающимнся огнями
Пассажирское и <15 4 1
промысловое 15—31 6 2
31—61 8 к
61—122 12
122—183 18
] 83-244 24 ио не менее 6
>244 30
Г рузовое <15 2 1
Наливное 15—31 4 2
Рыболовное >31 6 4
408
должен иметь спасательный линь. Если на судне должно быть не менее четырех
спасательных кругов с самозажигающимися огнями, то по крайней мере два
из них должны иметь дымовые шашки.
§ 6.9. Повышение эффективности
спасательных операций
Эффективность спасательных операций зависит не
только от качества судовой спасательной техники, но и от распо-
ложения средств спасения, их готовности к использованию,
спосббности судового персонала и пассажиров своевременно и
умело использовать все имеющиеся в их распоряжении возмож-
ности.
Расположение спасательных средств. Спасательные шлюпки
и плоты должны быть расположены поблизости от жилых и слу-
жебных помещений в таких местах, где обеспечен безопасный
спуск спасательных средств на воду, т. е. в районе прямостенных
участков бортов, в отдалении от гребных винтов и нависающих
над водой частей корпуса судна. В носовой части спасательные
средства должны размещаться в корму от таранной переборки.
В бортах в районе спуска шлюпок и плотов не должно быть водо-
отливных отверстий, дверей, лацпортов, иллюминаторов, препят-
ствующих спуску.
Противоречивы требования к высоте размещения спасательных
средств. Уменьшение высоты упрощает спуск их на воду, однако
при этом увеличивается вероятность повреждения шлюпок вол-
нами. Не рекомендуется располагать спасательные средства ниже
второго яруса надстроек. Следует обратить внимание на то, чтобы
при пользовании спасательные шлюпки и плоты не мешали друг
другу, а также другим спасательным, средствам.
Шлюпки, находящиеся у борта, могут быть повреждены при
крене судна у причала. Если спасательные средства не будут
выходить за плоскость, проведенную через верхнюю кромку борта
и наклоненную к диаметральной плоскости не менее чем на 3е,
то вероятность повреждений существенно уменьшится.
При общей компоновке элементов спасательного устройства
следует обеспечить свободный подход к местам посадки в спаса-
тельные средства. Все трапы, ведущие к шлюпочной палубе,
должны иметь наклон не более 55° и ширину не менее 800 мм.
Свободная ширина прохода между рубками, шахтами и леерными
ограждениями на пассажирских и промысловых судах должна
составлять 0,9; 1; 1,2 м при количестве мест в шлюпках одного
борта, равном соответственно 50, 100 и 200.
На транспортных судах ширина проходов должна составлять
не менее 800 мм. Места посадки в спасательные средства, а также
поверхность воды в районе спуска должны иметь достаточное
освещение. Средства, обеспечивающие освещение, питаются от
судовых и аварийных источников питания. Аналогичным образом
409
должны освещаться и выходы из главных отсеков, занимаемых
пассажирами и экипажем.
Хранение спасательных средств. Современные требования
допускают спуск шлюпок на воду только с помощью гравита-
ционных шлюпбалок. Таким образом, шлюпки могут храниться
по-походиому только непосредственно на стрелах шлюпбалок.
Спирается шлюпка на
3
подкильный кронштейн, а удерживается
и прижимается к стреле специальным
найтовом. Для исключения повреж-
дения шлюпок их прижимают к киль-
блокам, закрепленным на стрелах.
Устройство найтова должно обес-
печивать быстрое освобождение
шлюпки (рис. 6.&7). Найтов должен
исключать перемещения шлюпки, не
причиняя ей никаких повреждений.
Жесткие спасательные плоты кре-
пятся по-походному на специальных
скатах, наклон которых должен со-
ставлять не менее 30". Допускается
их размещение просто на палубе в до-
ступных местах. Во всех случаях
необходимо обеспечить плотам воз-
можность всплыть при погружении
судна. Для этой цели в найтов, кре-
пящий плот, всегда включается
гидростатическое разобщающее ус-
тройство.
Надувные спасательные плоты
хранят обычно на палубе на спе-
циальных легких фундаментах.
Удерживаются они также найтовом
с гидростатическим разобщающим
устройством. Если предусмотрен
спуск плотов на воду, то их следует размещать в непосредственной
близости от спускового устройства.
Обучение пассажиров и судового персонала. Опыт подтверждает,
что подготовленность и тренированность людей способствуют
успешному завершению спасательных операций. Подготовка пас-
сажиров происходит в форме сборов и учений. Первый учебный
сбор пассажиров должен быть проведен в течение 24 ч после
выхода судна из порта. Дополнительные сборы по тревоге и учения
проводятся еженедельно. Если капитан считает это практически
невозможным, то необходимое обоснование должно быть внесено
в вахтенный журнал.
При проведении учений должны поочередно быть задейство-
ваны различные группы основных спасательных средств. Если
осуществить спуск спасательных средств невозможно из-за одно-
410
Ряс. 6.57. Найтов для походно-
го крепления шлюпки.
t — обух яа стреле шлюпбалки;
S — тросовый талреп* 3 наклад-
ка; 4 —- курок; f — станина шлюп-
балка.
кратного характера их использования, то обучение должно быть
более полным, чтобы члены команды умели выполнять все пред-
писанные им функции.
Сборы экипажа для спасательных учений проводятся регу-
лярно, за это время экипаж изучает спасательную технику и полу-
чает достаточные навыки для ее использования. Даты учебных
сборов фиксируются в вахтенном журнале, там же записываются
результаты осмотров спасательного снабжения. В вахтенном
журнале регистрируются все операции, которые проводились со
спасательным оборудованием.
Основой подготовки пассажиров и судового персонала служит
методическое пособие «Руководство по обучению», которое содер-
жит планы занятий о применении различных предметов спаса-
тельного оборудования, а также общие сведения по спасательным
1 операциям. В ряде случаев даются более подробные объяснения,
касающиеся:
— применения спасательного жилета;
— сбора у мест посадки в спасательные средства;
— порядок посадки в спасательные средства;
— спуска на воду, контролируемого изнутри спасательного
средства;
— освобождения шлюпочных талей;
— применения осветительных устройств в местах посадки
и спуска спасательных средств на воду;
— использования двигателей и плавучих якорей;
— воздействия окружающей среды;
— особенностей использования водяного и пищевого рационов.
Организация спасательных операций определяется «Расписа-
нием по тревогам». В этом документе указываются характеристики
системы аварийной сигнализации и действия, предпринимаемые
экипажем и пассажирами при подаче аварийных сигналов. Регла-
ментируются также действия экипажа, связанные со следующими
операциями:
— закрытием водонепроницаемых и противопожарных дверей,
бортовых иллюминаторов, клапанов, шпигатов, световых люков
и др-;
— общей подготовкой спасательных средств и другого обору-
дования ;
— спуском спасательных средств на воду;
— использованием средств связи.
В «Расписании по тревогам» указывается, что наблюдение
за постоянной готовностью спасательных средств и другого обору-
дования вменяется в обязанность членам командного состава.
Определяются также обязанности членов судового экипажа по
отношению к пассажирам, которые включают:
— оповещение пассажиров;
— наблюдение за правильным использованием спасательных
жилетов и достаточным количеством одежды;
Mi
— оказание помощи при сборе пассажиров у мест посадки;
— поддержание порядка в проходах и на трапах;
— обеспечение спасательных средств достаточным количеством
одеял и г. д.
Экземпляры «Расписания по тревогам» вывешиваются в раз-
личных местах на судне, а также в жилых помещениях экипажа
до выхода судна в море и остаются там, пока судно находится
в море.
Особое внимание обращается на сигналы, которые предназна-
чены для оповещения пассажиров и экипажа о необходимости
сбора у мест посадки в спасательные средства. Сигналы подаются
сиреной или свистком и состоят из семи или более коротких сигна-
лов с последующим продолжительным. Они могут сопрово-
ждаться аналогичными световыми сигналами и сообщениями по
судовой трансляционной системе.
Г лава 7.
ЯКОРНЫЕ УСТРОЙСТВА
§ 7.1. Классификация якорных устройств
При эксплуатации мбрских судов и плавучих сооруже-
ний часто возникает необходимость удерживать их в заданном
районе акватории. Причинами этого могут быть: ожидание осво-
бождения причала; погрузоразгрузочные работы, выполняемые
на рейде; проведение некоторых работ в открытом море промысло-
выми и рыбообрабатывающими базами, гидрографическими, спе-
циальными судами и судами-спасателями; ожидание лучших
погодных условий; предотвращение дрейфа в случае поломки
энергетической установки или рулевого устройства и т. д.
Для таких плавучих сооружений, как плавучие маяки, плаву-
чие буровые установки, швартовные бочки, буйковые системы
и рейдовое оборудование, удержание в заданном месте — необ-
ходимое условие выполнения основных функций [43].
Для падежного закрепления судов и плавучих сооружений
используется якорное устройство, которое обеспечивает стоянку
в заданном районе акватории только за счет собственных средств.
История не сохранила свидетельств, которые позволили бы определить
место и время появления первого якорного устройства. Однако есть все основа-
ния предполагать, что предшественником современных якорных устройств мор-
ских судов является массивный якорный камень с гибким канатом. Археологиче-
ские находки, относящиеся ко второму и третьему тысячелетию до нашей эры,
свидетельствуют о широком распространении якорных камней разнообразных
видов (рис. 7,1); монолитных, с желобом (канавкой) для предотвращения соскаль-
412
зывания каната, плоских, круглых и пирамидальных с отверстиями для крепле-
ния якорного каната и деревянных кольев, увеличивающих держащую силу
якорной» камня. В состав якорного устройства входил закрепленный на судне
шест, к которому крепился коренной конец якорного каната (рис. 7.2). Неболь-
шая масса якорных камней, соответствовавшая размерам судов, позволяла вруч-
ную поднимать их на борт и укладывать в носовой части. В целом удерживающая
способность якорного камня была недостаточной.
Рис. 7.1 Якорные камин, использовавшиеся в древности.
С ростом размеров судов в конструкцию якорного камня включалась кре-
стовина нз заостренных сучьев. Аналогичный принцип конструкции использо-
вался и в якорях-крюках мореплавателей Древнего Востока (рис. 7.3). Однако
якорь с одним рогом, даже утяжеленный камнем, часто ложился плашмя на
грунт вверх рогом и не держал судно.
Позднее у деревянного крюка с перекладиной сделали еще один рог. Теперь
якорь состоял из двух рогов, веретена и перекладины, перпендикулярной к пло-
скости рогов (рис. 7.4). Принцип действия такого якоря по праву считается
Рис. 7.4. Древние ки-
тайские двурогие яко-
ря с перекладиной-
штоком.
классическим, находя применение и поныне в конструк-
циях штоковых якорей (адмиралтейского, Нортхилла.
Трот мана и др.). Если перекладшта-шток находится
Рис. 7.3. Якоря-крюки
мореплавателей Древнего
Востока.
Рис. 7.2. Якорное устрой-
ство древних египтян
(третье тысячелетие до
н. э.).
в плоскости, перпендикулярной к поверхности грунта,то при натяжении якорного
каната образуется момент, опрокидывающий якорь, и один из его рогов врезается
в грунт за счет силы натяжения якорного каната То и веса якоря Ся (см. рис. 7.13).
К недостаткам штоковых якорей относится то, что веретено якоря из-за
штока не может быть втянуто в клюз, через который проходит с палубы якорный
канат, поэтому якорь необходимо убирать на палубу судна. Якорные устройства
для штоковых якорей сложны по составу. Они отличаются высокой трудоем-
костью и опасностью работ по перевалке якоря через борт судна. Поэтому в на-
стоящее время их применяют очень редко — на некоторых парусных, научно-
исследовательских и специальных судах, предназначенных для работы в усло-
виях глубоководной якорной стоянки. Иногда штоковые якоря и соответству-
413
ющне устройства применяются в качестве вспомогательных, кормовых и т. п.
К первой половине XIX в. относится появление бесштоковых втяжных
якорей с двумя поворотными лапами (см. рис. 7.15), к этой же группе относится
широко известный якорь Холла (см. рис. 7.35, б). Уборка и отдача бесштоковых
якорей крайне просты. При подъеме якорь втягивается в клюз н в таком поло-
жении хранится по-походному. При постановке на якорь необходимо лишь
отдать стопор и стравить якорную цепь на нужную длину.
Современное якорное устройство обычно включает следующие
элементы (рис. 7.5):
— втяжной якорь 6, который благодаря своей массе и форме
входит в грунт» создавая необходимое сопротивление перемеще-
нию судна или плавучего объекта;
Рис. 7.6. Основные элементы якорного устройства.
— якорный канат 4, передающий усилие от судна к находя-
щемуся на грунте якорю и используемый для отдачи и подъема
якоря;
— якорные клюзы 5 и цепная труба 9, позволяющие якорному
канату проходить через элементы корпусных конструкций и слу-
жащие для хранения втянутого в них якоря по-походному;
— якорный механизм 1, обеспечивающий отдачу и подъем
якоря, торможение и стопорение якорного каната;
— цепные 3 и якорные 2 стопоры, которые служат для за-
крепления якорного каната при стоянке судна на якоре и для
крепления якоря по-походному;
— цепные ящики 7 для размещения якорных канатов на судне;
— механизмы для крепления и отдачи якорного каната 8.
По назначению и условиям эксплуата-
ции различают якорные устройства морских транспортных,
промысловых и пассажирских судов, плавучих маяков, причалов
и молов, морских навигационных буев и буйковых станций;
глубоководные якорные устройства специальных судов; якорные
устройства плавучих буровых платформ, плавучих доков, дно-
углубительных снарядов и рейдового оборудования.
По месту расположения на судне различают
носовые и кормовые якорные устройства. Пример расположения
414
и состава таких устройств для морских транспортных судов при-
веден на рис. 7.6.
По типу якорных механизмов судовые якор-
ные устройства разделяют на устройства с брашпилем, со шпи-
лями или якорными (якорно-швартовными) лебедками.
Рис. 7.6. Носовое я кормовое якорные устройства: а — носовое
якорное устройство со шпилями; 6 — носовое якорное устрой-
ство с брашпилем; в — кормовое якорное устройство с клюзом
в ДП; г — кормовое якорное устройство с клюзом в стороне
от ДП.
1 — шпиль; 2 — цепной Клюз; 3 — лоток; 1 — стояночный стопор:
5 — стопор для крепления якоря ио-походному; В — клюз; 7 — бра-
шпиль; & — цепной стопор.
По способу размещения якорей якорные
устройства бывают с обычными якорными клюзами, с якорными
нишами, с выступающими клюзами, без клюзов (хранение якорей
на палубе).
Глубина якорной стоянки обусловливает деле-
ние якорного устройства на обычное н глубоководное.
В некоторых случаях элементы якорного устройства могут
быть использованы для буксировки и торможения судна.
При проектировании якорного устройства и его конструктив-
ных элементов необходимо учитывать особенности внешних воз-
действий, испытываемых стоящим на якоре судном; свойства
грунтов, а также динамику, связанную с ветроволновыми воздей-
ствиями.
415
§ 7.2, Внешние воздействия на судно,
стоящее на якоре
Величина аэро- и гидродинамических сил, воспринимаемых стоящим
на якоре судном, зависит от скорости и направления ветра и течения, характе-
ристик волнения, формы надводной и подводной частей корпуса судна, размеров
и расположения надстроек, рубок, мачт и т. и.
Исходными данными для определения аэродинамических сил являются вет-
ровые режимы вероятных районов якорных стоянок. Статистическая информа-
ция О ветрах в различных районах Мирового океана, приводимая в справочной
литературе, содержит в основном данные о скорости ветра и его направлении [62].
Наиболее частым является устойчивый порывистый ветер, для которого харак-
терна незначительная пульсация скорости [15].
В практических целях скорость ветра оценивают по шкале Бофорта, каж-
дому баллу которой соответствуют определенные средние значения ов и удельного
давления р (табл. 7,1). Изменение скорости ветра по высоте над уровнем моря
связано с существованием над водной поверхностью некоторого слоя воздуха
(условная толщина его принимается Zo = 0,002 м), средняя скорость которого
равна нулю. С учетом сил внутреннего трения воздуха скорость ветра на произ-
вольной высоте z над поверхностью моря вычисляется по формуле
“w-”-'6*-ffUj-- ,7J)
В практических расчетах эффективную скорость ветра с учетом ее колебаний
при шквалах определяют по формуле
^ф-^р/1+4(т^)+4-(т^)2’ f7-2)
где оСр —средняя скорость ветра, м/с; v — дополнительная скорость ветра при
шквале, м/с. Для приближенных расчетов рекомендуется принимать отношение
р/пср = 0,5.
Различают три типа морских волн: ветровые, волны зыби и прибойные.
Ветровые волны имеют явно выраженный нерегулярный характер. Как пра-
вило, направление ветровых волн отличается от направления ветра не более
чем на 45°. У таких вали подветренный склон круче наветренного. Волны зыби
Таблица 7.1. Скорость и давление ветра по шкале Бофорта
Ветер Сила ветра, баллы Скорость ветра м/с Удельное давленое р, Па (кгс/м1)
6 м над уров- нем моря при шквале
Штиль 0 0—0,5 1.0 0
Тихий ] 0,6—1,7 3,2 2 (0,2)
Легкий 2 1.8—3,3 6,2 5 (0,5)
Слабый 3 3.4—5,2 9,6 21 (2,2)
Умеренный 4 5,3—7,4 13,6 44 (4,5)
Свежий 5 7,5—9,8 17,8 59(6)
Сильный 6 9,9—12.4 22,2 108 (11)
Крепкий 7 12,5—15,2 26,8 167(17)
Очень крепкий 8 15,3—18.2 31,6 245 (25)
Шторм 9 18,3—21,5 36,7 353 (36)
Сильный шторм 10 21,6—25,1 42,0 461 (47)
Жестокий шторм 11 25,2—27,0 47,5 628 (64)
Ураган 12 >29 53 >725 (>74)
416
образуются в процессе затухания ветрового волнении при исчезновении вторич-
ных волн и имеют более правильный характер. Прибойные волны возникают
вблизи берегов и на отмелях, когда глубина водоема меньше полудлины волн.
Эго крутые, большой разрушающей силы волны.
Основными характеристиками волнения являются высота волны 3%-ной
обеспеченности йзч, , м, и средний период волнения тг, с. Связь между основными
численными характеристиками волнения можно определять по зависимости сред-
него периода волнения тг от высоты волны 3 %-ной обеспеченности 148]
(рис. 7.7). При решении практических задач используют статистическую инфор-
Рис. 7.7. Зависимость среднего периода волнения от высоты
волны 3 %-ной обеспеченности.
J теоретическая кривая по спектру Неймана; 2 — развивающееся
волнение; -3 — затухающее волнение.
мацию, представленную в виде таблиц 162], где дли каждого района Мирового
океана указаны частоты появления различных сочетаний скоростей ветра и вы-
сот воли. При вероятностном анализе внешних воздействий на судно, стоящее
на якоре, можно использовать обобщенное распределение частот ветроволновых
воздействий в районах возможных якорных стоянок. Примеры такого распреде-
ления для районов Мирового океана с повышенной аварийностью судов (посадки
на мель, выброс на берег, скалы и т. п.) приведены в табл. 7.2.
Морские и океанские течения можно разбить на три группы: устойчивые,
приливно-отливные и временные (ветровые). Наибольшее влияние на заякорен-
ное судно течение оказывает при совпадении направления его действия с направ-
лением ветра. Устойчивые течения в некоторых точках Мирового океана распро-
страняются до глубины 1000 и. Временные течения в большинстве случаев за-
хватывают только поверхностные слои. Толщина перемещаемого слоя бывает
различной (до 200 м) и зависит ог силы и продолжительности действия ветра.
Приливно-отливные течения отличаются от других тем, что захватывают всю
толщу жидкости ог ее поверхности до дна.
Максимальная скорость сильных устойчивых течений Мирового океана мо-
жет достигать 4—5 уз (табл. 7.3). Скорость приливно-отливных течений нахо-
дится в этих же пределах. Скорость ветровых течений характеризуется ветровым
коэффициентом (62 | k— vTivB, где ут - скорость ветрового течения; ов --ско-
рость ветра. Наблюдения показывают, что ветровой коэффициент меняется
14 Александров М. Н. и др. 4(7
Таблица 7.2. Обобщенное распределение частот ветроволночрго воздействия
на судно
Скорость ветра ив. ц/с Высота волны Лз%, м
0-2 2—4 4-6 6-6 >8
0-6 0,1793 0,1108 0,0197 0,0031 0,0013
6-12 0,2469 0,1755 0.0353 0,0070 0.0026
12-16 0,0549 0,0706 0,0224 0,0043 0,0013
>16 0,0185 0,0253 0,0147 0,0043 0,0022
Таблица 7.3. Наиболее сильные течения океанов
Океан Течение Скорость ’и- У»
Атлантический Тихий Индийский Юж но-экваториальное (пассатное) Гвианское (северо-западное) Северное пассатное Экваториальное противотечение Гольфстрим Северо-Атлантическое Куросио Южное пассатное Северное пассатное Течение Кромвелла Пассатное 2—3 1,25-2,5 0,6-1 1,5—2 3,5—5 0,5-0,8 3,3—5,4 1,0—2,5 0,5—0,8 До 3 4,5
в весьма узких пределах; k ~ 0,0124-0,028. Экспериментально установлено, что
на мелководье даже при сильных ветрах скорость течения не превышает 0,2—
0,4 м/с.
В связи с тем что скорость течения не может резко меняться во времени,
его воздействие принимается статическим. На динамические процессы наиболь-
шее влияние оказывают скорость ветра св и высота волны которые являются
случайными величинами.
Наиболее опасны для стоящего на якоре судна его колебания, вызываемые
волнением и порывами ветра. Б теории корабля различают основные и допол-
нительные виды качки [68]. Первые представляют собой колебания относительно
положения устойчивого равновесия, вторые — относительно безразличного по-
ложения равновесия. Для стоящего на якоре судна к основным лидам качки
наряду с вертикальной, бортовой и килевой качкой относятся вращательные
колебания судна вокруг вертикальной оси (рыскание). Восстанавливающие силы
возникают только при основных видах качки [68]. При рыскании они обуслов-
лены упругими свойствами якорной связи, соединяющей судно с якорем. Нали-
чие якорной связи вносит дополнительную асимметрию во все виды качки.
В настоящее время достаточные теоретические обобщения, позволяющие
в общей постановке определять параметры движения заякоренного судна и
усилия в элементах якорного устройства, отсутствуют. Поэтому при проектиро-
вании якорных устройств используется ряд упрощений. Рассмотрим поведение
стоящего на якоре судна и характер действующих на него сил.
На судно, стоящее на якоре, действуют внешние силы, обусловленные тече-
нием St и ветром а также реакция упругой якорной связи Тк, приложен-
ие
иая у якорного клюза (рис. 7.8). На приведенной схеме отсутствует сила, вызы-
вающая волновой дрейф, поскольку а практических расчетах ее величиной пре-
небрегают.
Величину силы, вызванной течением RT, находят по формуле
где С — безразмерный коэффициент сопротивления, вычисляемый методами
теории корабля; ри3/2 — скоростной напор, т/м5; 42 - площадь смоченной по.
верхности корпуса судна, м^.
Рис, 7.8. Схема действия сил на сгоншее аз якоре судно.
С учетом гипотезы о независимости друг от друга отдельных составляющих
полного сопротивления воды движению судна можно записать
/?т ” /?тр ' 2^иолн S® 4~ Яш Ra ч -X. /?я,м, (7.4)
где /?Тр — сопротивление Трения; Я волн — волновое сопротивление; Йф - - со-
противление формы; -сопротивление, обусловленное общей и местной ше-
роховатостями корпуса судна; /?Вс ч - сопротивление выступающих частей;
7?я. в — сопротивление застопоренных винтов.
С достаточной для практики точностью при обычных скоростях течения
можно принять /?в = Яф — 0. Сопротивление застопоренного гребного винта
R3 г— 6,97Й£)|о^т> где 8 дисковое отношение гребного винта; DB—диа-
метр гребного винта, м; и„ — скорость течения, уз
Так как каждое слагаемое выражения (7.4), кроме Ra в, можно предста-
вить в виде (7.3), то
2?i — (Стр + Ст' Г Св-ч) —4~ 2?з.м- (7>5)
где vr — скорость течения, м/с; р — массовая плотность воды, кг2м8; 42 - - пло-
щадь смоченной поверхности корпуса судна, и8, вычисляемая при отсутствии
точных данных при коэффициенте общей полноты CB^Z 0,7 по формуле Мура-
гина 42 — L (1,367 4- 1.13Са) и при Сд > 0,7 по формуле Семеки 42 = L [27 4-
4- 1,37 (Са— 0,274) В], здесь L, В, Т—длина, ширина и осадка судна, м;
Стр — коэффициент сопротивления Трения эквивалентной технически гладкой
пластины, вычисляемый обычно по формуле Праидтля—Шлихтинга Стр =
= O,455/(ig Re)1-6®, здесь Re = vTLlv — число Рейнольдса; v = 1,57-10“* м5/с —
кинематический коэффициент вязкости воды; Сш — коэффициент сопротивления,
учитывающий местную и общую шероховатости обшивки корпуса, для свеже-
окрашенного корпуса Сш — (0,2-т-0,3) 1<Г\ для обросшего корпуса или для
корпуса спустя 6—8 мес после доковой очистки Сш — (0,5ч-0,6)-10"3; Св. я —
коэффициент сопротивления, учитывающий наличие выступающих частей, для
одновальных судов Св ч = (0,14-0,2)- 1СГВ, для миоговальиых Свч=(0,3-~
4-0,5) -КГ’.
14*
419
Для оценки сила воздействия течения аа корпус судна используют прибли-
женную формулу
j?T = 0.314Г (v*„ + 0,641в„) + R3 в, (7.6)
где JF—численный коэффициент, IP = 1,057. (1,7Т ~f- Св)-
Рис. 7.9. Схема колебаний стоящего на якоре судна.
t—S — положения корпуса судна; J'—5* — положения центра тяжести
судяа.
—О — - траектория центра тяжести судна;--------— якорный канат.
Сила давления ветра на надводную часть корпуса и надстройки
“и
ЙЕ = 6Н | (г) оаф(г)</2.
а
(7-7)
где ks - - коэффициент ветрового сопротивления; гт — возвышение самой вы
сокой точки надводной части судна над поверхностью воды; (г) — площадь
проекции надводной части судна высотой di
на плоскость, перпендикулярную к направ-
лению действия ветра; аЭф (г) — эффектив-
ная скорость ветра, определяемая выраже-
нием (7.2).
Площадь проекции надводной части судна
на плоскость, перпендикулярную к направ-
лению действия ветра, не остается постоян-
ной. Даже при ветре постоянного направле-
ния судно, стоящее на якоре, совершает
сложные колебания (рис. 7.9), а величина
угла ав между диаметральной плоскостью
судна и направлением действия ветра по дан-
ным натурных наблюдений может достигать
15—30°. Поворот судна относительно напра-
вления ветра увеличивает площадь парус-
£’ис. 7.10. Зависимость давле-
ния ветра RB на судно от угла аЕ
между направлением действия
ветра и диаметральной пло-
скостью судяа для различных
значений скорости ветра ов
— давление ветра при »в _
= 20 м/с и ав = 90°).
ности и, следовательно, силу действия ветра
на судно (рис. 7.10).
В практических расчетах можно исполь-
зовать следующие приближенные формулы,
учитывающие изменение положения судна;
— при стоянке на одном якоре
Кв - *вР (Sc.n sin ав 4- S$.n cos ав). (7.8)
420
где feB ~ 0,8 — коэффициент ветрового сопротивления; р — среднее давление
ветра на пластину, расположенную перпендикулярно к его направлению при
заданной балльности по шкале Бофорта, Па (см. табл. 7.1); So, п, Зф П —при-
веденные площади боковой и фронтальной парусности, и*, Sa. п = So. и 4*
+ 0,3Ss. к, S$. п = 5ф. н + 0,35ф. к, здесь Sa. в. So. в — площади проекций
на диаметральную плоскость надстроек (с учетом палубных грузов) и надводной
части корпуса, м*; 5ф. 8, S* к — площади проекций тех же элементов на пло-
скость мидель-шпангоута, и»; коэффициент 0,3 учитывает приближенно умень-
шение скорости ветра у поверхности воды; <хв — угол между направлением
ветра и диаметральной плоскостью судна, С4В = 30°;
— при расположении судна носом на ветер (стоянка на двух якорях)
<7Э>
где kB ~ 0,0001 кН-с4-м* — коэффициент ветрового сопротивления; еэф опреде-
ляется по формуле (7.2); Зф. п вычисляется так же, как в формуле (7.8).
Условие равновесия стоящего на якоре судна (см. рис. 7.8) можно записать
в виде векторного уравнения
?в + йт4-Л = 0, (7.10)
где Тт — вектор горизонтальной составляющей натяжения якорного каната
у якорного клюза судна, модуль которого
здесь у — угол между вектором Тк и горизонтальной плоскостью.
Из уравнения (7.11) следует, что значение действующей в рассматриваемый
момент держащей силы зависит от натяжения Тв якорного каната у клюза и
угла у. Чем меньше угол у, тем больше Тг и тем меньшая часть якорной цепи
лежит на грунте. Чтобы исключить перемещения якоря по дну акватории, гори-
зонтальная составляющая натяжения Гг ие должна превышать некоторую вели-
чину Т'г — Ия + где RB —держащая сила якоря, Н; — сила трения
якорного каната длиной 1Г о грунт, = fqlF, Н, где f — коэффициент трения
якорного каната о грунт, q — вес единицы длины якорного каната, Н.
По данным, приведенным в литературе [93, 94), величина составляет
примерно 6—9 % суммарной держащей силы якоря н якорного каната. Коэф-
фициент трения якорной цепи о грунт в среднем равен единице. Таким образом,
условие (7.10) необходимо дополнить неравенством
Гксозу^йя + Яц. (7.12)
§ 7.3. Основные свойства морских грунтов.
Вероятностная модель грунта
Грунты акваторий якорных стоянок морских судов
с учетом их глубин и отстоянии от берега представляют собой
разнообразные сочетания четырех основных типов грунтов [20].
Галечником называют скопления несцементированных
окатанных обломков размером в несколько сантиметров, с трудом
поддающихся забиранию лапами якоря. Более мелкие струк-
туры — гравий и дресва — по своим свойствам занимают проме-
жуточное положение между галечником и крупным песком.
Песчаные грунты состоят в основном из кварцевых
частиц размером от десятых долей миллиметра до 2 мм. Держащие
свойства песка существенно зависят от его плотности. В плотном
421
состоянии, характерном для песка без примесей на морском дне,
это малосжимаемое основание, хорошо поддающееся забиранию
лапами якоря и обладающее высокой несущей способностью.
Водонасыщенный песок с большим числом примесей при динами-
ческих воздействиях имеет низкую держащую способность.
Глинистые грунты включают тонкозернистые связ-
ные структуры, характерным свойством которых во влажном со-
стоянии является пластичность, т. е. способность изменять форму
под действием приложенных сил. Свойства глинистых грунтов
существенно зависят от количества впитываемой .ими воды. В за-
висимости от плотности и прочности глинистые грунты делятся на
твердые,, мягкие и текучие
Илом, или илистым грунтом, называется тонко-
зернистый водонасыщенный грунт с высоким содержанием орга-
нических примесей, придающих грунту темный цвет. В результате
определенных изменений ил способен превратиться в глину. Его
держащие свойства зависят от стадии этого процесса.
Под нагрузкой возможно существование двух форм напряжен-
ного состояния грунта. Первая форма отличается вполне опреде-
ленными и стабильными деформациями Вторая соответствует на-
пряжениям критического уровня, при которых деформации могут
неограниченно развиваться, и приводит к хрупкому разрушению
грунта или возникновению значительных смещений (пластическое
течение).
Наличие указанных форм напряженного состояния грунта
обусловливает два режима работы судовых якорей в однородном
грунте. Режим работы якоря в пределах первой формы, при кото-
рой деформации грунта незначительны, отличается стабильной
держащей силой. Другой режим работы якоря соответствует пре-
дельному состоянию грунта, деформации которого значительны,
и якорь ползет. Поскольку якорь предназначен быть опорой для
якорной цепи, то второй режим работы якоря следует считать
критическим и якорное устройство при этом не выполняет своих
функций
422
Таким образом, одной из основных проблем при оценке держа-
щей способности грунта является установление критерия его
перехода в предельное состояние.
Рассмотрим схему скалывания грунта, приведенную на
рис. 7.11. На площадку АА'В'В, расположенную под углом
внутреннего трения р5 к горизонту, действуют нормальная R
и касательная Т силы, зависящие от силы тяжести Q массива
грунта АВСА'В'С' и внешнего усилия Р, приложенного к пло-
щадке АСС'А'. Возникающие при этом нормальное а и касатель-
ное т напряжения вычисляются достаточно просто
-^(Qc°sp.+fsi«Pj!
т (7.13)
« = F------= cos Р« ~ G 310 РЛ
*ЛЛ*В'В °*
где сила тяжести Q рассматриваемого массива грунта находится
по формуле Q = (у,/2) lh&', здесь у, — удельный вес грунта.
Известны и другие модификации теории Кулона, в которых
значения сиг вычисляются с учетом нагребания грунта перед
лапами якоря при последовательном скалывании массивов грунта
в процессе его протаскивания. Однако механизм разрушения
грунта остается неизменным и состоит в следующем. После того
как касательные напряжения т от внешней нагрузки достигнут
критического значения, несущая способность грунтового массива
исчерпывается, начинаются потеря устойчивости и сдвиг части
массива по поверхности скольжения АА'В'В. Для точного опи-
сания этого явления требуется достаточно совершенная модель
среды, которой до настоящего времени исследователи не распо-
лагают.
Существенной особенностью эксплуатации судовых якорей
является бесконечное многообразие свойств грунтов Мирового
океана, что делает невозможным опытное определение их проч-
ностных параметров. Возникает необходимость введения обобщен-
ного критерия перехода грунта в предельное состояние. В ка-
честве такого критерия предложено понятие удельного сопротив-
ления грунта ф, под которым понимается предельная нагрузка,
воспринимаемая грунтом до начала перемещения [891. Величину
удельного сопротивления грунта можно выразить в виде отноше-
ния ф = Paf(bh), где Ра — предельное значение внешней на-
грузки Р, соответствующее потере грунтом устойчивости; 6 =
= h = 1 м. Очевидна вероятностная природа ф. Для морского
грунта характерен нормальный асимптотический закон распре-
деления ф с математическим ожиданием ЛГф = Фо и дисперсией
рф = о»фвг т. е. ф Е W (фо. <«Ро)-
Значения удельного сопротивления и <р2 в двух точках
(например, для двух лап якоря), расположенных на расстоянии г
423
(7-16)
друг от друга, отличаются по величине из-за природной неоднород-
ности грунта, но связаны между собой следующими соотноше-
ниями:
/Ифг -- Л4фя = <р0;
°Ф1 = охр* = оф0; (7 14)
ГИ (Ф1Ф«)-МфдЛЛф» _ „ , ,
mpjatpj '
где (г) — корреляционная функция.
Нетрудно показать, что условия (7.14) выполняются, если
значения величин ф, и Фз определяются следующим образом:
Ф1 = Ф,+ Ф’0.5г; j
Ф. = Ф.-ф-0,5г,| ' J
где ф» — среднее значение удельного сопротивления грунта;
ф — удельная неоднородность грунта, под которой понимается
отнесенное к единице длины изменение удельного сопротивления
грунта,
Ф« = Фо + Яз*Фо (1 ~-1Е~У~) :
Ф = !Ц-1,25ф0фв,
здесь символами ф0 и ф0 обозначены выражения ф0 = £ф0 + т|1°Фо и
Фо ~ 1Фо + Т1*°Фо» при этом т)( — стандартизованные нормальные
величиныTj( £ jV (0,1), ф0—относительная неоднородность грунта,
под которой понимается отношение среднего абсолютного отклоне-
ния удельной неоднородности ф £ АГ (0 оф) к математическому
ожиданию удельного сопротивления грунта,
Фо - - 0,7979
Таким образом, вероятностная модель грунта, определяющая
поведение и держащую силу якоря, включает четыре параметра —
математическое ожидание £ф0 и дисперсию <лр0 удельного сопротив-
ления грунта, а также математическое ожидание |ф0 и дисяерсию
оф0 относительной неоднородности грунта.
На расчетное значение удельного сопротивления фр влияет
также величина заглубления элемента якоря в грунт h. С достаточ-
ной точностью можно принять линейный закон увеличения удель-
ного сопротивления при глубине до 2 м и сохранить его значение
постоянным при дальнейшем заглублении
ФР = + (2 - k)U+(h - 2)], (7.17)
где () — асимметричная единичная функция.
Вероятностная структура приведенной модели грунта требует
для количественного анализа привлечения аппарата имитацион-
ного моделирования [891.
424
Получение значений параметров вероятностной модели грунта
экспериментальным путем не представляется возможным. Для этой
цели может быть использовано сравнение расчетных и эксперимен-
тальных значений держащей способности якорей различных
типов и размеров. Для их поиска сформулируем задачу математи-
ческого программирования с целевой функцией
"я г
FW-S '
(=1
I3
— -—— min,
ki J *ex
где x = {£<p0, пф0, £фи, оф0| ; А? (х) — осредненное значение коэф-1
фициента держащей силы i-ro якоря по результатам имитационного
моделирования его поведения
на грунте, (х) =
А? —.осредненное эксперимен-
тальное значение коэффици
ента держащей силы того же
якоря; NB— количество яко-
рей, используемых для ре-
шения задачи.
Область допустимых ре-
шений X определяется си-
стемой ограничений
Офо>0; £фо5*3огф0; '
Но >0; Ефо2э=3стфо;
в — [nA" (х) — oAj]2^ 0.
где в — точность выполнения
Рис. 7,12. Экспериментальные и расчет-
ные значения коэффициента держащей
силы Ад с якорей Холла различной мас-
сы Ga.
— —-------экспериментальные значения, по
данным {15. 93, 951; —----среднее рас-
четное значение; —--------границы довери-
тельного интервала расчетных значений.
ограничения, е > 0.
При решении рассматриваемой задачи были использованы ма-
тематическая модель взаимодействия якоря с грунтом, определяю-
щая держащую силу якоря, и экспериментальные данные по дер-
жащей силе якоря Холла. В результате получены следующие
значения параметров вероятностной модели грунта: £ф0 =
= 2,45 кПа, сгфо = 0,265 кПа, &ф0 = 0,0225, сгф0 = 0,008.
На рис. 7.12 приводятся сравнительные экспериментальные
и расчетные значения коэффициента держащей силы якорей Холла
различной массы.
§ 7.4. Особенности взаимодействия
яноря с грунтом
Процесс взаимодействия якоря с грунтом можно условно разделить
на четыре периода: забирание якорем грунта, устойчивое удержание якоря,
потеря якорем устойчивости (выход из грунта, частичная или полная потеря
держащей способности) и выбирание якоря.
Самым кратковременным является период забирания якорем грунта. Его
продолжительность зависит от конструкции якоря и свойств грунта. Рассмотрим
425
Процесс забирания грунта штоковым (адмиралтейским) и бесштоковым с пово-
ротными лапами якорями.
Возможны два исходных положения адмиралтейского якоря на грунте и
одно рабочее (рис. 7.13). Шток якоря может находиться в плоскости, перпенди-
кулярной к поверхности грунта. Такое положение является неустойчивым. Под
действием натяжения якорного каната, направленного от якорной скобы вниз,
якорь стремится занять положение, при котором его шток лежит на грунте.
Это положение является устойчивым и исходным для забирания грунта (рнс. 7.14).
Ряс. 7.13. Положения адмиралтейского якоря на грунте: а — неустойчивое;
б “ устойчивое; в — рабочее.
Рис. 7.14. Схема забирания грунта адмиралтейским
якорем.
Лапа врезается в грунт за счет натяжения якорного каната Тй и силы тяжести
якоря ия, Целесообразно, чтобы равнодействующая Т сил, действующих в точке С,
совпадала с касательной и лапе (а =; а'), так как это направление соответствует
минимальному сопротивлению грунта. Лежащий на грунте шток исключает
возможность вращения якоря относительно оси веретена. Величина заглубления
веретена адмиралтейского якоря в грунт ограничена из-за возникновения подъем-
ной силы на второй лапе якоря.
Более сложен процесс забирания грунта якорем с поворотными лапами.
Попадая на Грунт, якорь ложится плашмя (рнс. 7.15, д). Для забирания грунта
лапы якоря должны иметь некоторый предварительный наклон. Для этого
в якоре Холла у основания лап имеется широкий фланец, который погружается
в грунт и при движении якоря создает момент нужного направления (рис, 7.15, б).
Заглубление якоря Холла ограничено из-за большого сопротивления фланцев,
которые при протаскивании нагребают перед якорем грунт (рис. 7,15, в). У не-
которых других типов якорей начальный наклон лап создается за счет утолще-
426
ния их коренной части. При этом существенно снижается сопротивление грунта
заглублению якоря (рнс. 7.16). Такие якоря обладают повышенной держащей
способностью.
Удержание судового якоря является устойчивым» если забранный им грунт
находится в допредельном напряженном состоянии и его деформации незначи-
тельны (см. рис. 7.13, в, 7.15, а, 7.16).
Рис. 7.15. Схема забирания грунта якорем с поворотными лапами
Рис. 7.16. Рабочее положе*
ние в грунте якоря повышен*
ной держащей силы.
При увеличении натяжения якорного каната в грунте могут возникнуть кри-
тические напряжения. Неограниченное развитие деформаций грунта приводит
к смещению якоря. Такой режим работы якоря следует считать критическим8
так как при этом якорное устройство не выполняет свои функции несмотря иа то'
что в дальнейшем может произойти повторное
забирание якорем грунта.
Опыт показывает, что причиной недоста-
точной держащей способности многих якорей
с поворотными лапами является неустойчи-
вость, обусловленная неоднородностью грунта,
Разные по величине реакции грунта на лапах
создают момент, стремящийся вывернуть якорь
из грунта (рис. 7.17), что приводит к снижению
держащей сиды якоря. Все изложенное выше
позволяет считать устойчивость якоря в грунте
главным фактором, определяющим его держа-
щую силу.
Для составления уравнений равновесия якоря в грунте используем упро-
щенную теоретическую модель якоря (рис. 7.18) с двумя прямоугольными пово*
ротными лапами толщиной (л, длиной 1П и шириной Ьа, а также с двумя перпен-
дикулярно расположенными к лапам прямоугольными фланцами толщиной )П1
длиной 1В и шириной йп с круглым веретеном радиусом тв и длиной hg. Угол
отклонения оси веретена от плоскости лап якоря обозначим «. Введем две примо-
рие. 7.17. Положения бесштокового якоря на неоднородном грунте при росте
тягового усилия.
угольные системы координат — неподвижную охуз и подвижную o'x'jf'z'. При
этом ось о'х' является осью веретена якоря, а ось ох совпадает по направлению
с горизонтальной составляющей натяжения якорного каната у скобы веретена.
Точки начал координат оно' лежат на одной вертикали, расстояние между ними
обозначено Zq. При заглублении якоря в однородном грунте по ось подвеса лап
якоря (2а = 0) указанные системы координат совпадают -
427
Рис, 7,18. Простейшая теоретическая модель судового якоря с двумн поворот-
ными лапами.
Рис. 7,19. Взаимное расположение Координатных осей: а — с учетом угла 8
Поворота якоря Относительно оси его веретена; 6 — с учетом угла у отклонения
оси веретена от горизонтали; в — с учетом угла £ поворота якоря относительно
вертикальной оси.
428
На рис. 7.19 приведены варианты взаимного расположения координатных
осей и введены обозначения соответствующих углов и проекций площадей эле-
ментов конструкции: FJ — площадь проекции i-й лапы якоря (i = 1 для левой
лапы, i = 2 для правой) на s-ю координатную плоскость, s = (хоу, zoy, xoz,
x'o'y', x'o'z', zVy'}; Ф( — площадь соответствующей проекции i-ro фланца
на s-ю координатную плоскость; Фв — боковые площади соответственно
лапы н фланца, F(j = l„ta, Фр = bnfn.
В общем виде уравнения равнове-
сия якоря в грунте представляют собой
следующую систему:
S«j + ^ + G'a=O;
) (7.18)
£ =0,
j” i о а ,
где — проекция на /-ю координатную
ось реакций грунта на 1-м элементе кон-
струкции якоря; / = {х, у, г}; Тв —
проекция силы натяжения якорного
каната у скобы веретена на j-io коорди-
натную ось; М? — соответствующие мо-
менты сил /?(, Т; и силы тяжести яко-
ря относительно /-й координатной осн;
Ga = gGя, здесь G,t — масса якоря; g —
ускорение свободного падения.
Сопротивление грунта перемеще-
нию i-го элемента конструкции якоря
Рис, 7.20. К определению условия
равновесия якоря в горизонтальной
плоскости.
в /-м направлении в общем виде определяется следующим выражением:
= J ф (У. z) dF,
(7.19)
где — площадь проекции i-ro элемента конструкции якоря на плоскость,
перпендикулярную к рассматриваемому /-му направлению; ф (-) — удельная
плотность грунта в точке с координатами (у, г); dF = dy
Выражение (7.19) значительно упрощается при использовании вероятностной
модели грунта, рассмотренной в § 7,3,
(7.20)
где фр — расчетное значение удельной неоднородности грунта, являющееся
выходным параметром указанной вероятностной модели.
В рабочем положении якорь имеет шесть степеней свободы. Его возможные
перемещения можно условно разбить на две группы — ограниченные и неогра-
ниченные. К первой группе относятся вертикальное перемещение и вращение
относительно осей у к г. Их ограничения связаны с возникновением восстанавли-
вающих сил, стремящихся вернуть якорь в исходное положение. Ко второй
группе относятся перемещения вдоль осей х и у и вращение относительно оси
веретена ох, которые могут привести к частичной или полной потере якорем
устойчивости.
Соответственно можно выделить продольную и поперечную устойчивость
якоря, а также устойчивость от опрокидывания. Ограниченные перемещения
сами по себе не приводят к потере якорем устойчивости, однако онн могут созда-
вать условия, способствующие этому. Рассмотрим условия потери якорем попе-
речной устойчивости. Якорь разворачивается в горизонтальной плоскости на
некоторый угол ft за счет неоднородности грунта (рис, 7.20). Однако приложен-
429
мая к скобе сила сохраняет свое направление, и на якорь начинает действовать
момент TBhB sin 0, который стремится вернуть его в исходное положение. После
поворота на некоторый угол 0п наступит равновесие
(/?* q* _ „ q«) I _ TohB sin 0П =.. О, (7.21)
где I - плечо реакций на лапах и фланцах относительно вертикальной оси;
Дл, — горизонтальные проекции реакций грунта на лапах; Q*. Qx — соответ-
ствующие проекции реакций грунта на фланцах.
С учетом обозначений, принятых на рис. 7.18 и 7.19, и зависимостей (7.15)
и (7.20) получаем
₽* ~ (*Ps J-' ’Н) sln а cos ₽'•
(?2 — (ф2 — ф() F-2 sin а cos 0;
Q * — (ф( -г Ф() cos а cos р;
(7.22)
Q$ (ф( — фЦ Фа cos а cos р.
Решая выражение (7.22) относительно 0П с учетом равенств (7.22), имеем
(7.23)
Однако при повороте якоря (| 0И | > 0) возможно нарушение поперечного
равновесия, так как появляется составляющая Tt. sin 0П силы натяжения якор-
ного каната. Для этого случая можно записать
sinp^ ~ т~2
(7.24)
где R6 — реакция грунта на боковых кромках правых и левых лап я флан-
цев якоря.
При достижении некоторого угла 0Ир сила ТР sin 0ир превысит боковое
сопротивление грунта и начнется смещение якоря вдоль осн о’у' (см. рис. 7,20),
т. е, произойдет потеря якорем поперечной устойчивости.
Приведенные зависимости (7.23) и (7.24) для угла поворота 0 позволяют
сформулировать условие равновесия якоря в горизонтальной плоскости при
работе н неоднородном грунте. Если действующие на якорь моменты уравновеши-
ваются при 0П рКр, т. е. до поворота на угол, соответствующий боковому сме-
щению, то якорь не потеряет боковую устойчивость и будет держать. Если 0В >
> 0ни, якорь держать ие будет.
Путем аналогичных рассуждений можно прийти к формулированию крите-
риев для продольной устойчивости и устойчивости якоря от опрокидывания.
При этом система (7.18) преобразуется в следующую систему, определяющую
устойчивый режим удержания якоря:
Тт cos у cos 0 — gGa sin у q>j (Fx sin a f- cos a) + <p2 (F2 sin a -j- Ф, cos a);
Tr cos у sin 0—gG„ sin fi^(Fc j ©e) (<Pi Ф»)’,
TT (a — y) cos 0 + gGa sin (a—у) < ф1 {FN + Фх) + ф» (FN + Ф3);
Gflg£e sin a cos у sin fi + £<pj (Фх sin a — Fx cos a) -j- (<ps (F2 cos a —
— ©2sina) = 0;
ГгЛв cos 0 sin у 4- gGf&f, cos (a — y) cos 6 -j- 0,5(n sin a (Fjtpj -f- Е2ф2) = 0;
7'СЛВ sin 0 cos у + (фх cos 0 [Fx sin (« — y) 4- Фх cos (a — ?)] —
— cos 0 [Fs sin (a — y) J- Ф2 cos (a — y)] — 0.
(7-25)
430
Система (7,25) позволяет вычислить величину держащей силы якоря произ-
вольной конструкции в грунте с параметрами <ps и ф. Для этого необходимо
определить его геометрические характеристики: площади элементов конструк-
ции, координаты центров площадей и т. п.
В общем виде математическую модель судового якоря произвольного типа
и массы можно представить в виде системы
Л4я=(2СЯ.Р), (7.26)
где X — множество переменных входа математической модели якоря, X =
— (xi). i= L «11 R— множество инструкций, устанавливающих связь между
переменными входа я выхода математической модели якоря, R = (/{}, i = 1, nt;
Р =множество переменных выхода математической модели якоря, Р = {pj},
i — 1» Ла.
В качестве переменных входа рассматриваемой модели (7.26) удобно при-
нять два параметра — тип и вес якоря (nt = 2). В первом приближении для
обеспечения решения системы (7.25) переменные выхода модели якоря составят
семимерный вектор Р (ла = 7)
P = {F, Ф, F0, я, ftB, I, (д). (7.27)
Для подавляющего большинства Типов судовых якорей полностью сохра-
няется их геометрическое подобие; размеры элементов якоря можно выразить
при помощи постоянных коэффициентов и характерного размера т, называемого
нодулем якоря. Поэтому модель якоря состоит из восьми (п» = 8) уравнений
fy'Gal F = в1®я + 611
Ф = -f- £t; Fq = a3nt*+ 63;
Ли = Ciffl + di; In = -j-
( = Сзл) + ^ ЬЯ = ВД.
Значения коэффициентов уравнений (7.28) для четырех известных типов
судовых якорей приведены в табл. 7.4. Относительная погрешность расчетных
формул (7,28) при использовании эмпирических коэффициентов из табл. 7.4
не превышает 5 %,
Таблица 7.4. Безразмерные коэффициенты математической модели
судовых якорей
Коэффи- циент Адмирал- тейский Холла АС-И Матросова
массой 25 кг массой 3S—200 кг нассоЯ 150—1500 кг
23 18,5 10 14 14 14
at 0,041 0,1145 1,183 0,362 0,3 0,29
аа 0 0,0775 0,743 0,2 0,17 0,16
0,023 0,0217 0,232 0,13 0,109 0,103
h —5 —100 0 —15 93 300
0 0 —100 —2 60 185
ьг 5 —30 —36 —4 32 125
Cl 1,14 0,966 2,01 1,42 1,42 1,42
Са 7,7 0,48 1,34 0,828 0,828 0.828
*3 0 0,232 0,855 0,5 0,5 0,5
di 0 —0,5 —31 11,5 11,5 11,5
dt 2,9 0 —22 6,71 6,71 6.71
Ь 0 —1 —10 8 8 8
431
Система (7.25), включающая в себя три трансцендентных уравнения и три
неравенства, содержит четыре неизвестных 7Г, Р, у, S и может быть решена
Только численными методами. Может быть рекомендована такая последователь-
ность вычислений: задается произвольное значение Тг, решается система трех
трансцендентных уравнений относительно углов Р, у, 5, после чего производятся
проверка выполнения трех неравенств, являющихся условиями устойчивости
Рис. 7.22. Зависимость
держащей силы якорей от
угла 0 наклона якорного
Рис, 7.21. Расчетная схема усилий, действующих
при выбирании якоря на грунта.
якоря в заданном грунте при усилии Тг. Если каната у скобы веретена
критерии устойчивости выполнены, производится к горизонту,
увеличение иа величину ДТ, определяемую
необходимой точностью расчета держащей силы якоря. Весь цикл операций
повторяется до тех пор, пока одно из неравенств системы (7.25) не будет нару-
шено. Если же критерии устойчивости нарушены при первой итерации, необ-
ходимо пошаговое уменьшение Тт на
когда все неравенства системы будут
ту же величину ДТ до того момента,
выполняться. При этом величина дер-
жащей силы якоря будет вычислена
с точностью зЬДТ.
Рассмотренная процедура вычис-
лений отличается высокой трудоем-
костью работ даже при применении
быстродействующих ЭВМ, так как для
оценки эффективности судового якоря
необходимо численно моделировать
его поведение на большом числе грун-
тов с различными характеристиками
Ф, и ф. Эта особенность ограничивает
Ркс. 7.23. Распределение держащей
силы якоря Холла массой 1 т при ра-
боте на различных грунтах по резуль-
татам имитационного моделирования:
математическое ожидание £7Г = 3,98;
среднеквадратичное отклонение о =
= 0,44.
применение описанного метода при
решении прикладных задач.
В ходе натурных эксперименталь-
ных исследований установлено, что
основной формой нарушения стабиль-
ности работы якорей является потеря
продольной устойчивости. В боль-
шинстве случаев она происходит при
существенном повороте якоря отно-
сительно вертикальной оси ([ р | > 0). Потеря устойчивости относительно осн
веретена (опрокидывание якоря) происходит только после потери якорем попе-
речной устойчивости (перемещение вдоль оси подвеса лап якоря). Якорям, облада-
ющим достаточной поперечной устойчивостью, опрокидывание не свойственно.
Таким образом, из Всех критериев первичным является критерий устойчи-
вости по условию Р РКр, что позволяет свести систему (7.25) к виду
432
77 2<Pp [cos (a — arcsin —j j Cos ft
P \ .
(7-29)
f-a'“'8(^1.-г
Trsinp<2q>p (F& + ®C).
Система (7.29) достаточна проста и удобна для анализа процесса взаимодей-
ствия судового якоря произвольной конструкции с грунтом, представляемым
вероятностной моделью с параметрами 5ф0, °Фо> S't’o. или конкретными зна-
чениями <р, и ф.
При выбирании якоря характерно изменение направления натяжения якор-
ного каната. Выше вытравленная длина икорного каната предполагалась доста-
точной для обеспечения строго горизонтальной передачи указанного натяжения.
Рис. 7.24. Зависимости удельной держащей силы якорей от угла откло-
нения лап от оси веретена ос, площади лап якоря F и относительного
заглубления центра площади лап якоря
------^среднее расчетное значение; О. Ai □ — экспериментальные точки*
Для анализа процесса выбирания якоря используем расчетную схему,
приведенную на рис. 7.21. Наклон якорного каната (fl > О) обусловливает появ-
ление вертикальной составляющей силы натяжения Тв = Ти sin 0, что значи-
тельно снижает держащие свойства якоря. На рис. 7.22 приведены данные о сни-
жении держащей силы якорей в зависимости от величины угла 9. Наклон якор-
ного каната лишь в 5° приводят к потере четверти держащей силы, а увеличение
угла наклона до 15° уменьшает держащую силу якоря более чем вдвое.
Процесс выбирания якоря является относительно непродолжительным,
однако он определяет режим работы и мощность якорных механизмов.
Ниже приводится последовательность расчета держащей силы якоря.
I. Используя процедуру моделирования прочностных свойств грунта, изло-
женную в § 7.3, по формулам (7.19) определяем расчетные значения удельного
сопротивления и относительной неоднородности грунта.
2. Используя систему уравнений (7,28), решаем смешанную систему (7.29)
относительно Тг и осуществляем проверку устойчивости якоря.
3. Повторяя процедуру расчета по пунктам 1 н 2 N раз, получаем статисти-
ческое распределение Р (Тг) держащей силы якоря при его работе иа различных
грунтах якорных стоянок (рис. 7.23) и статистическую вероятность его иеопро-
кидываиия (относительную эффективность) £0=1 — (n/N), где # — число слу-
чайных проб имитационного моделирования; п — число случайных проб, в ко-
торых якорь терял устойчивость в грунте (см. пункт 2).
Параметры распределения Р (Тг) держащей силы якоря (математическое
ожидание £ТГ и дисперсия <тТг) совместно с относительной эффективностью £0
в полной мере характеризуют держащую способность и надежность якоря.
Возможность теоретической оценки держащих свойств судового якоря,
заданного системой (7.26), позволяет оптимизировать его конструкцию, добиваясь
433
увеличения коэффициента держащей силы йд.о и относительной эффективно-
сти Е$, На рис, 7,24 приведены сравнительные теоретические и эксперименталь-
ные зависимости, подтверждающие работоспособность имитационной модели
поведения якоря на грунте. Ее использоваиие открывает перспективы совершен-
ствования конструкции бесштокового якоря с двумя поворотными лапами. Реше-
ние этой задачи привело к появлению оригинальной конструкции якоря «Садко>
(рис. 7.25).
§. 7-5- Классификация и конструкции якорей
К современным судовым якорям предъявляется мно-
жество требований, зачастую весьма противоречивых. Значитель-
ная часть требований относится к держащей силе и поведению
якоря на грунте. В соответствии с этими требованиями якорь
должен: иметь возможно большую держащую способность при
заданной массе; быстро входить в любой грунт; обладать устойчи-
востью на грунте; «держать на коротком конце», т. е. сохранять
держащую силу при увеличении угла подъема якорного каната;
легко отделяться от грунта при выбирании.
Часть требований относится к эксплуатационным качествам
якорей и особенностям их изготовления. Так, необходимо, чтобы
якорь был удобным при уборке и хранении по-походному; имел
достаточную массу для преодоления сопротивления цепи при
отдаче якоря; не выступал за габариты судна, так как это может
привести к повреждениям при швартовке; был прочным и техно-
логичным; имел минимальное число конструктивных элементов.
Следует отметить, что имеется огромное количество различных
типов якорей.. Однако удачные конструкции их чрезвычайно
редки. Одной из причин этого можно считать отсутствие необхо-
димых теоретических обобщений, относящихся к поведению яко-
434
рей на грунте. Даже наиболее удачные конструкции являются
результатом экспериментального синтеза, включающего многолет-
ние исследования натурных якорей. Конструкции, полученные
теоретическим путем на основе вероятностного подхода, должны
еще пройти экспериментальную проверку эффективности в натур-
ных условиях.
Существует большое число признаков классификации якорей:
конструктивные, функциональные, технологические и т, п. В за-
висимости от выполняемых функций якоря разделяются на ста-
новые и вспомогательные [761.
Рис. 7.26. Бесштсковые якоря: а.— Крусона; б- «Юнион»; в — «Байерс-
Брнтаник»; г — Тэйлора; д — Спека.
Рис. 7.27. Якоря повышенной держащей силы; а—Матросова; б — Дан-
форта; в — Крусона — Хейна; г — Стевииа; д — Стокса.
Становые якоря предназначены для выполнения основной
функции — удержания судна в заданном местеТЪепомогательные
якоря позволяют ограничивать перемещение судна и могут быть
использованы для снятия судна с мели. К вспомогательным отно-
сятся кормовой якорь (стоп-анкер) и легкие завозные якоря
(верпы).
По величине держащей способности различают якоря с нор-
мальной и повышенной держащей силой. К якорям с нормальной
держащей силой относятся практически все стандартные бесштоко-
вые якоря с поворотными лапами, типичным представителем кото-
рых является якорь Холла! Сюда относятся также следующие
типы якорей: Крусона, «Юнион», «Байерс-Британик», Тейлора,
Спекав рис. 7.26) с диапазоном изменения коэффициента держащей
силы = Зч-4.
435
Повышенную держащую силу имеют якоря: Матросова, Дан-
форта, Крусона—Хейна, Стевина и Стокса'(рис. 7.27). Они появи-
лись в результате многочисленных работ по увеличению держащей
способности якорей. В соответствии с рекомендациями МАКО
якоря повышенной держащей силы (ЯПДС) должны иметь держа-
щую силу как минимум вдвое большую, чем у обычного бесштоко-
вого якоря при одинаковой массе. В связи с появлением якорей
повышенной держащей силы, предназначенных для плавучих
буровых установок (см. рис. 7.33), МАКО в 1974 г. уточнила
определение станового ЯПДС как якоря, не требующего специаль-
ных мер для его отдачи (например, отдача с завозом). Близки
Рис. 7.28, Новы? якоря повышенной держащей силы: а — «Садко»; б -
литой с плоскими лапами (ГДР); в — японский NCHP; г — голландский
«Флиппер-Дельта»; д — английский АС-14.
к якорям этой группы отечественный якорь «Садко», литой якорь
С плоскими лапами (ГДР), японский якорь типа NCHP, голланд-
ский якорь «Флиппер-Дельта», разработанные в последние годы,
а также английский якорь АС-14 (рис. 7.28), Эти якоря зары-
ваются глубоко в грунт, достаточно устойчивы в нем, коэффициент
их держащей силы также достигает значения 10 и более.
Как видно из рис. 7.27 и 7.28, современным якорям повышен-
ной держащей силы свойственны вытянутые вдоль веретена лапы
и большая длина самого веретена, что соответствует уменьшению
величины угла поворота относительно вертикальной оси 1см.
равенство (7.23)], т. е. повышению устойчивости якорей в грунте,
чем и объясняется их высокая держащая способность. Их кон-
структивные особенности отражают тенденции современного раз-
вития якорей.
На рис. 7.29 приведены сравнительные показатели удельной
держащей силы якорей четырех типов (см. табл. 7.4), определенные
с помощью имитационного моделирования их поведения с исполь-
зованием вероятностной модели грунта (см. формулы (7.15)—
(7.17)]. Приведенные данные хорошо иллюстрируют принцип
классификации якорей по величине их держащей способности.
Т1о эксплуатационным особенностям можно выделить якоря
со штоком на веретене. Эти якоря (типичный представитель —-
адмиралтейский якорь) быстро забирают грунт, достаточно усгой-
436
чивы в нем, хорошо держат на коротком конце, просты и техноло-
гичны. Однако наличие штока усложняет уборку якоря и его
крепление по-походному. Именно поэтому адмиралтейский якорь,
который длительное время являлся основным становым якорем,
был вытеснен другими, более удобными в эксплуатации конструк-
циями. У якорей с поворотными лапами веретено не имеет штока,
что позволяет втягивать их в клюз. Значительно упрощается
процесс отдачи: достаточно освободить якорную цепь, и якорь под
действием собственного веса выходит из клюза.
К конструктивному признаку классификации якорей отно-
ится количество лап н рогов. Количество лап изменяется от нуля
кд с
Рис. 7.29. Средние значения коэф-
фициентов держащей силы якорей
по результатам имитационного мо-
делирования.
1 — якорь Хелла; 2 — адмиралтейский
якорь; 5 — якорь Матросова; 4 — ли-
той с плоскнни папаин (ГДР).
до четырех и более, поэтому раз-
личаются якоря безрогие, одно-
рогие (однолапые), двурогие и
Рис. 7.30. Массивный (а) и сегментный (б)
мертвые якоря.
многорогие. К безрогим якорям
относятся мертвые якоря — гри-
бовидный якорь, винтовой и т. д.,
которые используются обычно для
закрепления плавучих маяков и швартовных рейдовых бочек.
Доковый и ледовый якоря составляют группу однорогих
якорей. Наиболее многочисленна группа двурогих якорей.
Они, как отмечалось выше, делятся на несколько типов:
якоря со штоком; втяжные бесштоковые якоря; якоря втяж-
ные без штока и со штоком, обладающие повышенной держа-
щей силой. В отечественной практике широко применяются адми-
ралтейские якоря, якоря Холла и Матросова. Многолапые якоря
в современной морской практике используются редко.)
Рассмотрим конструктивные особенности наиболее распро-
страненных типов якорей.
Безрогие якоря. Массивные мертвые якоря
(рис. 7.30, а) — самые простые и распространенные в группе без-
рогих якорей. Выполняют их. из чугуна или железобетона в виде
усеченных многогранных пирамид. В донной части такого якоря
обычно расположена выемка, которая облегчает засасывание
якоря в грунт. Чтобы исключить возможность появления воздуш-
ной подушки, якорь имеет несколько вертикальных каналов для
отвода воздуха. В верхней части находится рым для закрепления
якорного каната. Держащая сила мертвых якорей не превышает
их собственной силы тяжести. Чтобы увеличить надежность
437
стоянки, мертвые якоря часто укладывают в специально вымытую
воронку.
Сегментный литой якорь (рис. 7.30, б) является
разновидностью мертвых якорей. Он лучше входит в сцепление
с грунтом и имеет держащую силу, в два с половиной раза пре-
вышающую собственный вес,
Грибовидный якорь (рис. 7.31) используют для
закрепления плавучих маяков и других объектов в районах с боль-
шими приливно-отливными течениями или сильными ветрами.
На судах грибовидный якорь применяют редко из-за неудобной
для хранения формы. При больших размерах этот якорь имеет
хорошую держащую способность. Коэффициент держащей силы
Рис. 7.31. Грибовидный якорь
изменяется в пределах 6—10 в зави-
симости от массы якоря. У малых
грибовидных якорей пространство
между веретеном и поверхностью
гриба часто забивается грунтом, что
значительно затрудняет повторное
забирание и уменьшает надежность
якоря.
Винтовой якорь (рис. 7.32)
при установке ввинчивается специ-
альным ключом в грунт. Укрепленная
Рис. 7 32. Винтовой якорь.
в верхней части скоба под действием
своего веса и веса якорного каната
откидывается, освобождая место для ключа. Однако, несмотря на
то что держащая сила винтовых якорей в десятки раз превышает
их собственную силу тяжести, их применяют очень редко, обычно
лишь для постановки бочек в районах с малыми глубинами.
Однорогие якоря. В современной морской практике широко
применяют только два вида однорогих (оДнолапых) якорей — до-
ковый и ледовый. При постановке такой якорь должен быть ори-
ентирован лапой вниз.
Доковые якоря (рис. 7.33) предназначены для не-
подвижного закрепления доков, дноуглубительных судов, плаву-
чих буровых установок- Коэффициент держащей силы докового
якоря изменяется в пределах 10—12 (большая цифра относится
к песчаному грунту). Простотой конструкции отличается однола-
пый бесштоковый якорь «Дельта». У него плоское веретено и тре-
угольная лапа с концевыми стабилизаторами, приваренная под
острым углом к скошенной кромке конца веретена. Якорь «Дельта»
быстро забирает грунт, глубоко зарывается, при увеличении тяги
не имеет тенденции к выходу из грунта; на песке и на глине значе-
ние коэффициента его держащей силы превышает 20. Конструкция
этого же якоря с двойным веретеном отличается значительно уве-
личенной площадью лапы и наличием двух плоских веретен,
которые при заглублении работают в двух плоскостях, увеличивая
его держащую силу более чем на 40 % Отличительной чертой
438
всех доковых якорей является рым, расположенный на тренде
и предназначенный для вспомогательного якорного каната. Доко-
вый якорь, висящий на двух якорных канатах, опускается на
грунт в горизонтальном положении лапой вниз.
Рис. 7,33. Доковые якоря: а — Гошева;
б — английский AM-I2; а—голландский
«Дельта»; г — «Дельта» с двойным вере-
теном; д — голландский фирмы «Фри Ан-
керз».
а)
Ледовые якоря (рис. 7.34) используются на ледоколах
и судах ледового плавания. В качестве якорных канатов приме-
няются стальные канаты. Постановка ледового якоря осуще-
ствляется следующим образом:
после выгрузки на лед якорь от-
носят вручную или отвозят на
санках на некоторое расстояние от
судна и закрепляют во льду. Мас-
са якоря не должна превышать
130—180 кг. Держащая сила ле-
дового якоря не зависит от габа-
ритов и определяется прочностью
льда. Для увеличения жесткости лапы якоря его веретено обычно
имеет двутавровое сечение. Габариты ледового якоря массой 150 кг
составляют 1530x880x200 мм.
Двурогие якоря. По конструктивному типу эти якоря могут
быть разделены на три группы: якоря с неподвижными лапами и
439
штоком, бесштоковые якоря с поворотными лапами и якоря с по-
воротными лапами повышенной держащей силы. В первую группу
входит всего один нашедший широкое применение якорь — адми-
ралтейский. Конструктивных типов бесштоковых якорей с пово-
ротными лапами очень много, но наибольшее применение в оте-
чественной практике получил якорь Холла, Первые якоря с пово-
ротными лапами повышенной держащей силы появились сравни-
тельно недавно. К этой группе относятся якоря Матросова и Дан-
форта, литой якорь с плоскими лапами (стандартизованный в рам-
ках СЭВ), якорь «Флиппер-Дельта» и др.
Рис. 7.35. Якоря: а — адмиралтейский; б — Холла.
2 — скоба; 2 — шток;. 5** веретено; 4—тренд; 5 — лапа; 6 — рог; 7 —
фланец; 8 — коробка.
Адмиралтейский якорь (рис. 7.35, а] отличается
прочностью и надежностью. Коэффициент его держащей силы
колеблется в довольно узких пределах (см. рис. 7.29). Веретено,
лапы, шток и скобу якоря обычно выковывают из стали. Только
у якорей больших размеров веретено и лапы могут быть литыми.
В связи с тем что торчащий шток усложняет размещение и закре-
пление якоря при хранении его на палубе, используют складываю-
щийся шток с изогнутым концом, позволяющий штоку занять
положение вдоль веретена. Стандартизованный типоразмерный
ряд адмиралтейских якорей включает в себя якоря массой 10—
3000 кг. Угол отклонения лап от оси веретена составляет 42°.
Якорь Холла (рис. 7.35, б) имеет плоские лапы, которые
вместе с головой образуют подвижную часть, разворачивающуюся
относительно оси веретена. Одним из достоинств якоря Холла
является простота соединения веретена с подвижной частью.
Устройство этого узла (шарнира) показано на рис. 7.36. В голове
якоря у основания лап делается сквозное отверстие, в которое
снизу вставляется веретено. После того как полуоси, располо-
440
женные на веретене, войдут в специальные выемы, на свои места
в голове якоря вставляются штыри, ограничивающие движение
веретена вниз. При повороте лап их предельное положение огра-
ничивается кромкой выреза в голове якоря. Недостатком якоря
Холла является низкая удельная держащая сила (см. рис. 7.29).
При втягивании в клюз возможно заклинивание якоря. Стандарт-
ные якоря Холла изготовляют литыми массой 100—8000 кг.
Угол отклонения лап от оси веретена составляет 45°. В практике
отечественного судостроения для уменьшения длины якорных
клюзов низкобортных судов находят применение якоря Холла
с укороченным круглым веретеном, раз-
меры которого также стандартизованы.
Якорь Матросова (рис. 7.37)
имеет вытянутые вдоль веретена лапы.
Устойчивость якоря в грунте обеспечи-
вают выступы на лапах, выполняющие
функции штока. Отсутствие штока на ве-
ретене позволяет использовать для этого
якоря обычные клюзы. Якорь Матросова
имеет существенный недостаток: при по-
вороте лап у тренда якоря образуется
узкое пространство, которое часто заби-
вается грунтом. При этом якорь теряет
возможность повторного забирания
грунта. Однако если у основания лап
Рис. 7.38. Якорь Дан-
форта.
расстояние между их внутренними кромками увеличить, то
вероятность забивания грунтом пространства между лапами и
веретеном уменьшится. Стандартные литые якоря Матросова
имеют массу 25—1500 кг, а сварные 5—100 кг. Угол отклонения
лап от оси веретена составляет 29° для якоря массой 25 кг, 31°—
для якорей массой 30—200 кг и 35° для якорей массой 250—1500 кг.
Благодаря относительно большой (особенно у якорей малой
массы) держащей силе (см. рис. 7.29) якоря Матросова находят
широкое применение на судах малого водоизмещения. Рекомен-
441
дуются в основном для снабжения судов внутреннего и смешан-
ного плавания.
Основные размеры якорей Матросова, Холла и адмиралтей-
ского в зависимости от их массы легко определить по формулам
(7.28) с использованием данных табл. 7.4.
Якорь Данфорта (рис. 7.38) был запатентован в 1939 г.
У якоря Данфорта длина лап составляет 60 % длины веретена.
Ребро жесткости, идущее у внутренней кромки лап, постепенно
расширяется и в нижней части у основания лап соединяется с мас-
сивной головкой. Длина штока составляет 0,70—0,75 длины вере-
тена. Увеличение массы якоря Данфорта резко снижает его
эффективность, однако во всех случаях его держащая способ-
ность выше, чем у якоря Холла. В зарубежной практике широко
используют якоря Данфорта массой до 800 кг.
Общим недостатком якорей Матросова и Данфорта является
недостаточная прочность лап и штока (при работе на каменистом
грунте они часто изгибаются).
Прототипом бесштокового якоря повышенной держащей силы
послужил английский становой якорь АС-14 и ранее разработан-
ный в ГДР якорь с плоскими лапами (рис. 7.39). Этот якорь
имеет плоские лапы, вытянутые вдоль веретена, и скошенные
торцевые кромки лап. Сечение трендовой части якоря имеет
V-образную форму. Шарнирное соединение веретена такое же,
как в якоре Холла. Лапы выполнены облегченными, что улучшает
442
втягивание якоря в клюз и повышает удельную держащую силу
якоря. Коэффициент держащей силы якоря с плоскими лапами
изменяется в пределах 8—12. Якоря с плоскими лапами признаны
в качестве якорей повышенной держащей силы Регистром СССР,
Бюро Веритас (Франция), Правилами ДСРК (ГДР), Норске Ве-
ритас (Норвегия) и Др. Для отечественного производства плоские
якоря стандартизованы в диапазоне масс от 15 до 11 500 кг (что
соответствует обычным бесштоковым якорям массой до 15 400 кг).
Многолаповые якоря. У многоланых якорей (рис. 7.40) число
лап варьируется от трех до пяти. Чаще всего применяют четырех-
лапые якоря. Обычно лапы и веретено таких якорей выковьь
Рис. 7.40 Миогодапые якоря.
ваются, а затем соединяются при помощи сварки. Четырехлапый
якорь обладает нередко даже лучшими держащими свойствами,
чем адмиралтейский. Он относительно легок и вместе с тем быстро
и надежно входит в сцепление с грунтом. Однако четырехлапый
якорь громоздок, неудобен для хранения, сложен в уборке,
что обусловило редкое его использование в морской практике.
Препятствия на пути применения четырехлапых якорей в качестве
становых могут, очевидно, быть преодолены путем создания новых
якорных клюзов.
§ 7.6. Конструктивные размеры якорей
Выбор конструктивных размеров якорей производится
в зависимости от массы и типа якоря по таблицам размеров стан-
дартных якорей (табл. 7.5) с использованием проспектов фирм-
изготовителей якорей или расчетных методик, основанных на
учете геометрического подобия якорей различной массы Современ-
ные правила постройки различных классификационных обществ
позволяют достаточно просто определить тип, число и массу
судовых якорей.
Требованиями Правил Регистра СССР [64] для снабжения
отечественных судов допускаются якоря Холла, Грузова и адми-
443
Таблица 7-5. Основные размеры якоря с плоскими лапами (см. ряс. 7.39)
Масса якоря Ся. кг Ширина тренда i. Расстояние между иосани лас мы Высота якоря нм Высота Тренда с лапой &1. мм Длина лап ЫН Длина тренда /. мм
15 200 270 620 447 520 435
30 215 291 665 482 560 470
45 225 307 700 507 590 495
60 240 328 750 542 630 530
75 250 342 785 565 660 555
90 265 361 825 598 695 585
105 280 385 880 635 740 620
125 300 413 945 684 795 670
135 335 455 1045 753 875 735
150 340 465 1065 770 895 750
160 355 489 1120 808 940 790
225 380 520 1190 860 1000 840
270 405 554 1265 916 1065 895
315 420 572 1310 946 1100 925
360 435 598 1370 989 1150 965
430 450 616 1410 1019 1185 995
495 480 655 1500 1084 1260 1060
585 505 692 1585 1144 1330 1115
675 530 723 1655 1195 1390 1170
765 550 754 1725 1247 1450 1220
855 610 832 1905 1376 1600 1347
970 665 910 2085 1505 1750 1470
1080 680 931 2130 1539 1790 1505
1206 685 938 2147 1550 1805 1515
ралтейский- Снабжение судов другими якорями в каждом кон-
кретном случае является предметом специального рассмотрения
Регистра СССР.
Количество и масса якорей назначаются в зависимости от
характеристики снабжения судна, определяемой по формуле
Nc = Д2/з + 2ВЛ + 0.1Л, (7.30)
где А — весовое водоизмещение судна при осадке по летнюю
ватерлинию, кН; В — ширина судна, м; А — площадь парус-
ности в пределах длины судна, считая от летней грузовой ватер-
линии, м2; h — высота от летней грузовой ватерлинии до верхней
кромки настила палубы самой высокой рубки, м,
h = а + Zfti, (7.31)
здесь а — расстояние от летней грузовой ватерлинии до верхней
кромки настила верхней палубы у борта на миделе, м; h< ~~ вы-
сота в диаметральной плоскости каждого яруса надстройки или
рубки, имеющих ширину >0,255 м.
Для адмиралтейских якорей в величину массы якоря, опреде-
ляемую по таблице Правил Регистра СССР [641, входит также
масса штока, составляющая 20 % общей массы. Если применяют
444
якорь повышенной держащей силы, то его масса может быть
уменьшена на 25 % по сравнению с массой якоря Холла. В Пра-
вилах указывается также на необходимость снабжения судов
ледового плавания специальными ледовыми якорями со сталь-
ными канатами в качестве якорных.
Английский Ллойд для определения якорной характеристики
снабжения дает формулу
у = (в + Т) L + 0,851 (Я — Т) + 0,75 (Л + L], (7.32)
где L, В, Т — длина, ширина и осадка судна; Н — высота борта;
h определяется по формуле (7.31).
Отметим, что Регистр СССР и Английский Ллойд рекомендуют
якорную характеристику судна, имеющую квадратичную раз-
мерность. Германский Ллойд рекомендует кубическую якорную
характеристику судна
N = 0J5LBH + 0,5 (L 4- 0,25В). (7.33)
Норвежское Бюро Веритас также приводит кубическую якорную
характеристику судна
N = CBLBH + SAQ, (7.34)
где Св — коэффициент общей полноты судна; SfeQ — поправка
на объем надстроек и рубок.
Однако выбор якорного снабжения с использованием якорных
характеристик (7.30)—(7.34) не позволяет обеспечить одинаковую
надежность якорной стоянки судам, имеющим одинаковую ха-
рактеристику снабжения. Якорное устройство судна может иметь
повышенный риск аварии из-за недостаточной держащей силы
якоря, несмотря на соблюдение требований Правил Регистра
СССР.
Более приемлемым является расчетный метод нормирования
якорного снабжения; основанный на вероятностном подходе
к оценке надежности якорной стоянки. Вероятность надежного
удержания судна на якоре можно рассчитать по формуле
оо ГГ~ЛЯ
/’(/гяэ=гг)=ркя J P(R„Tr)dT. <т.з5)
о о
где Р (7?я, Тг) — функция совместного распределения усилий
в якорном канате и держащей силы якоря. Подынтегральная
функция из-за независимости величин Тт и R„ вычисляется сле-
дующим образом: Р (R„, Гг) = Р (R^ Р (Тт). При этом выра-
жение (7.35) принимает вид
°°
Р(Ря^Тс}=\р(Ря)<1Рк j P{TT)dT. (7.36)
о о
415
чч,1 '-•ч; ГЛР1
т л л л- J > "и _ _
Л* 1; Yp ^(7 /fq
Рнс. 7 41. Графика распределений
плотности вероятности держащей си-
лы двух якорей Pt (Р я) и Р, (Ря) и
интегральной функции F (j?H).
Р, (R. > ТЛ < Р. (R-
Смысл вероятностной оценки надежности якорной стоянки
становится яснее при введении в выражение (7.36) интегральной
функции
F (RJ = j\ Р (Tr) dT. (7.37)
о
Действительно, подстановка (7 37) в (7.36) приводит к соотноше-
нию вида
сЮ
Р (R* Л) =- J F (/?я) Р (RJ dR. (7.38)
На рис. 7.41 приведены условные графики мультипликативных
составляющих подынтегральной функции выражения (7,38) в за-
висимости от величины держа-
щей силы RK для двух якорей
различной эффективности. В ка-
честве сомножителя функции
распределения держащей силы
второго якоря Р (Яя) инте-
гральная функция F (RJ прак-
тически равна единице. Для
первого якоря сомножитель
F (RB) существенно меньше
единицы. Из этого следует, чт^
надежность якорной стоянки^
с применением второго якоря
с лучшими держащими свой-
ствами намного выше, т. е.
1. Вероятностный подход позво-
ляет также оценивать эффективность новых якорей расчетным
методом. Критерием приемлемости якоря служит вероятность
его безотказной работы, которая не должна быть меньше, чем
у имеющихся уже конструкций,
со
Рб = f F (Rx) р (₽я) dRs > [Рбь
о
Алгоритмы вычисления £6 и Р (Яя) приведены в § 7.4, а Р (Тг) —
в § 7.7. Задача обоснования и назначения минимально допусти-
мой величины вероятности безотказной работы якоря [Ро] еще
ждет своего решения. Для существующих якорей можно принять
[Рб] = 0,95.
Правила постройки [64] предусматривают испытание якорей
на прочность. Все литые и сварные якоря или их детали должны
испытываться бросанием на стальную плиту толщиной не менее
100 мм с высоты, зависящей от массы якоря. Яапы якорей Холла,
Грузона и повышенной держащей силы сбрасывают на плиту
пяткой, веретено этих якорей — в горизонтальном положении.
446
Каждый якорь независимо от способа изготовления должен
испытываться на растяжение пробной нагрузкой на специальном
стане или подвешиванием груза к лапам. Якоря Холла, Грузона
и повышенной держащей силы должны испытываться с одновре-
менным захватом за обе лапы (рис. 7.42, а), которые отклоняются
в одну сторону, а затем в другую. У адмиралтейского якоря испы-
тывают последовательно каждую лапу (рис. 7.42, б). Испытания
допускается проводить как со штоком, так и без него.
Величина пробной нагрузки определяется по таблице Правил
[64] в зависимости от массы якоря. Для якорей повышенной
держащей силы пробная нагрузка выбирается по массе якоря,
увеличенной на 35 %.
Рис. 7.42. Схемы испытаний якорей на растяжение.
§ 7.7. Якорные канаты
До начала XIX в. в якорном устройстве использова-
лись растительные канаты. Они имели большой диаметр, их выби-
рание было связано со значительными трудностями, требовалась
их просушка для предотвращения загнивания. После появле-
ния якорных цепей (1806 г.) их все чаще используют на многих
морских судах различных классов в качестве якорных канатов.
Однако цепи могут бытд^использованы лишь для постановки судна
на якорь на глубине.да 150—200 м. Стальные и синтетические ка-
наты, комбинированные якорные канаты, включающие цепные и
тросовые участки, используют на гидрографических, исследова-
тельских, спасательных судах, промысловых базах и т. п., во
всех случаях, когда судно должно стоять на якоре на значитель-
ной глубине (см. § 7.10).
Якорные цепи, применяемые на отечественных судах, стан-
дартизованы. Существуют три варианта компоновки цепей
(рис. 7.43). Коренная смычка соединяется с устройством для ее
крепления и отдачи, а якорная смычка — со скобой якоря. Про-
межуточные смычки изготовляют длиной от 25 до 27,5 м, что
упрощает их изготовление и транспортировку цепи, позволяет
легко заменить износившиеся участки. Длина якорной и коренной
смычек не регламентируется.
Наиболее распространены цепи с овальными общими звеньями,
имеющими соотношения размеров, приведенные на рис. 7.44,
где d — калибр цепи (диаметр поперечного сечения звена), мм.
447
В якорных устройствах морских судов применяют калиброван-
ные цени, для которых наибольшее отклонение длины пяти
звеньев не должно превышать -|-2,5 %. Такой допуск установлен
Рис. 7.43. Структурные схемы исполнения якорных цепей: а -- первый
вариант; б —- второй вариант; в — третий вариант.
д — якорная смычка; S — промежуточные смычки; В — коренная смычка.
1 — концевая скоба; 2 — концевое Звено; 3 — увеличенное звено с распоркой;
4 — вертлюг; S — звено общее с распоркой; 6 — соединительное звено; 7
вертлюг-скоба; — увеличенное звено без распорки; 9 — общее звено без рас-
порки.
Рис. 7.44. Общие овальные звенья: а — без рас- Рис. 7.45. Концевое звено,
норок; б — с распоркой (контрфорсом).
Рис7.46, Концевая скоба. Рис. 7.47. Вертлюг. Рис. 7.48. Вертлюг-скоба.
Международной ассоциацией классификационных обществ
(МАКО А1.1981). Калиброванные звенья не проскальзывают на
звездочке якорного механизма и испытывают меныпие ударные
нагрузки.
Якорная и коренная смычки заканчиваются концевыми
звеньями (рис. 7.45), которые не имеют распорок. Это позволяет
448
Рис. 7.49. Соединительное Рис. 7.50. Сое-
звеио Кентера, динительное зве-
но для литых
цепей.
завести в концевое звено концевую скобу (рис. 7.46), соединяющую
цепь с якорем.
Для предотвращения закручивания цепи в якорную смычку
включают вертлюг (рис. 7.47). При компоновке якорной цепи
(см. рис. 7.43) вместо якорной смычки может также применяться
вертлюг-скоба (рис. 7,48). Смычки между собой соединяют с по-
мощью соединительных звеньев и соединительных скоб. При
использовании соединительных скоб число звеньев должно быть
нечетным, тогда скобы занимают на звездочке горизонтальное
положение, что уменьшает их проскальзывание на звездочке.
Так как соединительные скобы имеют большую длину (—8,3d),
ПРОИСХОДИТ ПрОСКаЛЬЗЫ- -т---- т Д U
ваниецепи на звездочке
с сильными ударами.
Этим объясняется пред-
почтительное использо-
вание в составе цепи
соединительных звень-
ев, длина которых оди-
накова с длиной общих
звеньев.
В отечественной
практике используют
два типа соединитель-
ных звеньев: звено Кентера (рис. 7.49) и звено, применяемое
для литых цепей с большим калибром (рис. 7.50). Для соединения
концевого звена или вертлюга с общим звеном предусматривается
увеличенное звено, в качестве которого берется общее звено сле-
дующего по типоразряду калибра. Якорные цепи имеют три кате-
гории прочности. Для цепей первой категории используют сталь
с временным сопротивлением разрыву <тв = 310-5-410 АШа, для
цепей второй категории (повышенной прочности) — сталь с —
= 500-5-590 МПа, для цепей третьей категории (особой прочно-
сти) — сталь с (тв — 700-5-785 МПа, В настоящее время все более
широко применяют цепи второй и третьей категорий прочности.
Прочность цепи характеризуется пробной и разрывной на-
грузками. Эти характеристики получают при испытаниях цепей
на цепопробном стане. При калибрах до 70 мм для оценки проч-
ности можно использовать следующие ориентировочные зависи-
мости: разрывное усилие литой цепи, Н, 7’раз — (52-5-55) d2;
разрывное усилие сварной цепи, Н, 7ра, = (39-5-41) d2, где d —
калибр звена, мм. Для оценки прочности цепей первой категории,
Н. МАКО рекомендует формулу Траз — 9,8-IO3 [d2 (44-b0,08d) ].
Вес единицы длины цепи в воде, Н;'м, можно определить по формуле
q - (2,05-5-2,22) d2, где d — калибр цени, м. Меньшие коэффи-
циенты относятся к большим калибрам.
Для изготовления цепей используют литье, электрическую
сварку и штамповку. Отечественная промышленность выпускает
15 Александров М. Н. и др. 449
электросварные цепи первой и второй категорий прочности малых
и средних калибров, литые цепи второй категории прочности
средних и больших калибров, начат выпуск электросварных
цепей третьей категории прочности.
Большие преимущества имеют литые цепи. Появляется воз-
можность использовать высококачественные стали, в частности
кремнемарганцовистую ЗОГС. Отпадает необходимость в специ-
альном прокате. Все операции по изготовлению литых цепей легко
механизируются.
Для изготовления цепей малых и средних калибров применяют
штамповку. Этот метод обеспечивает высокую прочность и на-
Рис. 7.51. Схема сил, действующих на якорный канат.
дежность цепи, позволяет автоматизировать процесс ее изготовле-
ния. Для изготовления цепей штамповкой используют стали
марок 30Г2 (марганцовистая) я У35 (углеродистая).
Большое внимание следует уделять проверке и испытаниям
целей. Это объясняется тем, что нарушение прочности цепи про-
исходит без очевидных внешних проявлений. Помимо внешнего
осмотра, который включает проверку размеров и выявление
видимых пороков, цепи испытывают на разрыв и растяжение.
Испытание на разрыв выполняют на образцах из трех или пяти
звеньев. Удлинение неразорвавшихся образцов должно быть не
более 7 % для цепей электросварных с распорками и 8 % для
цепей без распорок. У литых цепей удлинение не нормируется.
Нагрузка при разрыве должна быть не менее чем на 10 % выше
установленной разрывной. Испытанию на растяжение на цепо-
пробном стане подвергают всю цепь. Пробная нагрузка при испы-
тании должна составлять 60'—75 % разрывной.
Для морских судов назначение калибра d и длины I якорной
цепи производится по таблице Правил [64 J в зависимости от
характеристики снабжения N9t определяемой по формуле (7,30).
Однако в целях совершенствования якорного устройства при его
450
проектировании для многих нетрадиционных судов и плавучих
объектов возникает необходимость их расчета.
Рассмотрим поведение якорного каната в статических условиях.
Схема сил, действующих на якорный канат, представлена на
рис. 7,51. Положение, занимаемое якорным канатом, достаточно
точно описывается уравнением цепной линии
z--r(ch^— О- Р-39»
где Тг — горизонтальная проекция силы натяжения, Н; q —
интенсивность нагрузки якорного каната, Н/м.
Рис. 7.52. Схема колебаний точки подвеса.
Предполагается, что начало координат совмещено с точкой
на грунте, соответствующей положению якоря, и угол подъема
каната у якорной скобы равен нулю. Длина якорного каната от
точки его касания грунта до любой точки
'--Т5|1Т7- VTi,T’ Р'40’
Полная длина провисающей части якорного каната
(7.41)
где Тт — определяется соотношениями (7.11) и (7.12);
у/ mas — Т$ — вертикальная проекция максимального натяже-
ния якорного каната. Максимальное натяжение якорного каната
Динах = I'r “Ь qh.
Минимальная требуемая длина якорной цепи, обеспечивающая
горизонтальное направление натяжения якорного каната у скобы
якоря, Zmln = I + а + /в» где а — длина участка якорной цепи,
лежащей на грунте (обычно принимается равной длине одной
смычки, а = 25 м); — длина участка цепи, находящегося
на борту судна.
Решение задачи о колебаниях якорного каната в точной по-
становке связано с большими трудностями, что делает необходимым
принять ряд упрощающих допущений (рис. 7.52):
15* 45!
— амплитуды колебаний верхнего конца якорного каната
(якорного клюза) малы ио сравнению с его длиной, что позволяет
описывать положение каната уравнениями его статического рав-
новесия;
— изменения натяжения нити мало влияют на параметры
колебаний судна на волнении;
— при колебаниях гибкой тяжелой нити с учетом сопротивле-
ния среды существенное влияние на расчетную величину натяже-
ния во всем канате оказывают только перемещения точки под-
веса, приводящие к спрямлению каната.
Целесообразно учитывать ди-
намические явления в якорном
канате в виде динамической
добавки к величине натяжения
ДГЯ [831:
Рнс, 7.53, Схема определения харак-
теристики провисания.
Тг = Гм + ДТд, (742)
где Гст — статическое усилие
в якорном канате от действия
ветра и течения, которое вы-
числяется в соответствии с вы-
ражениями (7.5)—(7.9).
Для определения динами-
ческой добавки натяжения ДГд
вводится понятие характери-
стики провисания х, которая
представляет отношение мак-
симальной стрелки провисания / к длине (хорде) нити х,
(рис. 7.53). Нетрудно заметить, что
х, = T/FTxT- (7.43)
Если принять, что канат провисает по цепной линии в соот-
ветствии с уравнением (7.39), то
Хк = If. ]П + 1/(L«+A)a J7] t (7Ai)
ч L J ст ~ \ * ст / J
где 9 — вес единицы длины каната в воде.
Для максимальной стрелки провисания получим выражение
Л„ - ^(ch Д - 1),
где
Тогда характеристика провисания
* - -^3-[*Л0 - xft (ch Л, - 1)]. (7.45)
452
Динамическая добавка к натяжению якорного каната
ЛТ — J с,
в 270к» ’
(7.46)
где ос — скорость спрямления каната; с — обобщенный коэффи-
циент сопротивления,
с = 0,5cdpd, (7.47)
здесь cd — коэффициент сопротивления каната; d — диаметр ка-
ната, мм; р — плотность воды, Н/см*.
Величина cd для стальных и растительных канатов находится
в пределах 1—1,3. Для цеией можно рекомендовать приближен-
ные расчетные значения cd — 1,25 н d — 2d0, где da — калибр
цепи. В общем случае величина коэффициента cd зависит от ско-
рости перемещения, калибра цепи и т. д., она может быть опреде-
лена также и экспериментально.
Скорость спрямления якорного каната рв зависит в основном
от скорости vf и периода т продольных колебаний носовой оконеч-
ности судна:
где t — текущее значение времени;
И= CTibiW ’ (7’48)
здесь I — длина провисающей части якорного каната, которую
можно вычислить по формуле (7.40) в предположении Тг = Тст;
cd2 — модуль упругости каната, для цепи приближенно ed® =
= Гщ,/0,04; Т„р — пробная нагрузка при испытании цепи, Гпр *=
=
Для практических целей интерес представляет максимальное
значение отношения vc/or, которое является функцией только
параметра <р:
где параметр <р определяется выражением
8р
Ф = —-»ь
(7.49)
Зависимость (ct/cj)mty от <р, полученная численным путем,
представлена на рис. 7.54. Необходимое для расчета динамической
добавки Д7’н значение максимальной скорости спрямления о,
определяется следующим образом:
”. - <7 50>
453
5
Ниже приводится последовательность расчета натяжения
в якорном канате.
1, Задаваясь параметрами ветроволнового воздействия, рас-
считываем суммарную статическую силу Таг по формуле Тот=
= Rb + R,.
Рис. 7.54. Зависимость отношения от параметра ф.
2. Определяем характеристику провисания х по формуле
(7.45), производя предварительно расчеты последовательно по
(7.44), (7,13) и (7.43).
3. По одной из существующих методик, рекомендованных
в теории корабля, проводим расчет продольной качки судна на
Рис, 7.55. Пример распре-
деления натяжения якор-
ного каната контейнеро-
воза для разных глубин
стоянки.
волнении с заданными параметрами, в ре-
зультате которого получаем наибольшую
скорость колебания клюзовой точки vt
и период ее колебания т.
4. Рассчитываем величину параметра
Ф по формуле (7.49), предварительно
произведя расчеты по (7,47) и (7.48), и по
графикам на рис, 7.54 находим величину
отношения (п<А0шях-
5. Определяем величину динамической
добавки к натяжению якорного каната
АТД по формуле (7.46), где значение ско-
рости спрямления каната ие принимаем
согласно (7.50), а также величину гори-
зонтальной составляющей Тт по (7.42) и
максимального натяжения каната
у клюза, T2fflax = Tr + qh.
Последовательный расчет сил натя-
жений в цепи стоящего на якоре судна
с учетом скорости ветра, высоты волн
и частот их появления (см. табл. 7.2)
позволяет построить распределение Р (Т„) силы натяжения
якорного каната. Это дает возможность определить вероятность
превышения силой натяжения некоторого критического значения
Тир и решить ряд проектных задач. Так, при оценке запасов
454
прочности якорной цепи можно принять Ткр = Тпр, при
оценке надежности удержания якоря — Tuv = Ля или с уче-
том случайной природы держащей силы якоря Р (TKp) ~ Р (Ря).
На рис. 7.55 приведен пример распределения натяжения
якорного каната контейнеровоза с главными размерениями I. =
= 119 м, В — 17 м, Т — 6,87 м, Н ~ Нм при стоянке на разных
глубинах и ветроволновых воздействиях, заданных по табл. 7,2.
Полученные распределения достаточно точно описываются нор*
мально логарифмическим законом
р(Т х______* ехп Г____1*)* ]
где в качестве параметров о и р могут быть приняты расчетные
статистические величины
1»=ЁЬ(ТЧ);>(ГЧ);
1=1.
здесь п — число пар |ТК , Р (ТК1)]» применяемых для оценки
указанных параметров. При этом вероятность разрыва цепи
ее
Ра = j Р (Ти) dT. Для примеров, приведенных на рис. 7.55,
7
' рав
эта вероятность составила Ра = 0,004 при h = 50 м, Ра = 0,006
при Л = 80 м, Рл ~ 0,008 при h — 100 м.
Наибольшие трудности при вычислении натяжений в якорном
канате связаны с необходимостью многократного расчета продоль-
ной качки судна и особенно при учете нерегулярного характера
волнения, требующего применения теории случайных функций.
В этом случае можно использовать приближенный метод решения
уравнения для характеристической функции. При таком подходе
динамическая добавка к натяжению якорного каната ДТд вы-
числяется следующим образом:
ДТ„ - 2С, (Л! + И11) + 2,63 1/+ . (7.51)
у \ У 4/кСэ /
где Л4 и — масса и присоединенная масса судна, определяются
приближенно по формулам М = pCBLBT, р — (1 + 1.8Т/В) М;
С\ — коэффициент интенсивности волнения первого порядка,
обусловленный действием шквалистого ветра,
Г . ,752.
С1 “ 2(ЛГ-Н^) 5Ф-
455
Сг — коэффициент интенсивности волнения второго порядка,
обусловленный действием нерегулярного волнения,
с2 - v ixu)-';
Г - ^PQ
3 2(Л4-Рц„)-
(7,53)
(7.54)
В формулах (7.51)—(7.54) использованы следующие (кроме ука-
занных выше) обозначения: Сх —- коэффициент сопротивления
судна при встречном ветре; 5фи — площадь проекции надводной
части судна на плоскость миделя, определяемая так же, как в фор-
муле (7.8); аЕ — скорости шквалистого и стационарного
ветра, определяемые по табл. 7.1; D—весовое водоизмещение
судна, D - gM: (0) — редукционный коэффициент продольно-
горизонтальной возмущающей силы; Dz, 0, а — параметры
спектра Рахманина—Фирсова, 0 — 1,44й^’4; а — 0,210; =
-- 0,143 (/г3%/2)г; £ и Q вычисляются так же, как в (7.5).
Коэффициент восстанавливающей силы системы судно—якорный
канат определяется по формуле
[у 1 ------ 1 х 9 7—1
1п(Д-И^2В0. J-+I) . VT=L?r] ,
где Во -= TVT’(</h).
Редукционный коэффициент продольно-горизонтальной воз-
мущающей силы
Xt (0) -= 1 с4 - с5 —- с4с5 -г- с6 - ад - с7 - ctc7 ад.
где
у аа
4 g / (1 4-«)(1 ф 2а) '
с ( № V
6 \ g / (1-У а) (1-(-2а) (Ц-За) (1-J-4«)’
г - / V
7 \ g / (I+X)(H-2Z)’
здесь % — коэффициент вертикальной полноты судна, %— CB‘CW\
Св — коэффициент общей полноты судна; Cw — коэффициент
полноты ватерлинии,
§ 7,8. Элементы якорного устройства
Помимо рассмотренных выше якорей и якорных кана-
тов к конструктивным элементам якорного устройства относятся
якорные и цепные клюзы, цепные ящики, устройства для крепле-
ния и отдачи коренного конца якорной цепи, якорные стопоры и
тормоза.
456
Якорные клюзы. Якорные клюзы (рис. 7.56) выполняют на
судах две важные функции — обеспечивают беспрепятственный
проход якорной цели через корпусные конструкции при отдаче и
выбирании якоря, а также удобное и безопасное размещение
бесштокового якоря в походном положении и его быструю отдачу.
При движении от якорного механизма (см. рис. 7.5) якорная
цепь пересекает плоскость палубы и борта, где располагаются
палубный и бортовой раструбы якорного клюза. Оба раструба
соединены якорной трубой. Форма рабочей поверхности растру-
бов должна способствовать плавному изменению направления
Рис. 7.56. Якорный клюз.
1 — крышка клюза; 2 — палуб-
ный раструб; 3 — якорная тру-
ба; 4 — бортовый раструб.
Рис. 7.57. Положения яко-
ря при втягивании в клюз.
движения цепи. Это достигается увеличением радиусов закругле-
ния поверхностей, по которым пробегает якорная цепь при отдаче
и выбирании якоря. При недостаточно плавном закруглении звено
цепи может деформироваться. Выбор формы бортового раструба —
сложная задача, так как при выбирании якорь должен автомати-
чески занимать положение, необходимое для его походного
закрепления.
На рис. 7 57 показаны три последовательных положения якоря
при втягивании в клюз. В начальном положении / за счет изме-
нения формы нижней рабочей части бортового раструба можно
значительно облегчить вход веретена в клюз. Форма раструба,
показанная на рисунке сплошной линией, позволяет развернуть
якорь для входа в клюз при меньшем усилии, передаваемом на
него от якорного каната (положение //). В походном положении III
ориентированные вверх лапы якоря должны быть плотно прижаты
к бортовому раструбу якорного клюза.
При проектировании якорных клюзов должны выполняться
следующие выработанные многолетней практикой требования:
— якорь должен свободно входить в клюз при втягивании и
под действием собственного веса свободно выходить из него при
отдаче;
457
— якорь и клюз не должны вызывать образования брызг
в носовой оконечности судна и дополнительного сопротивления;
— должны быть исключены повреждения якоря, клюза и кор-
пусных конструкций при швартовках к судам и причалам:
л — при выбирании якоря необхо-
" а £ димо исключить возможность задева-
\ .4 / л V; ния его лап за форштевень;
S *4. ••&// — клюз не должен способствовать
X ' попаданию на палубу больших масс
/ ну воды;
\\ /' Х-Х — длина клюза должна быть доста-
Jy # точной для размещения веретена,
й?) Эти основные требования опреде-
ffs ляют расположение клюза и наклон
& его оси.
Рис. 7.58. Бортовые растру- В зависимости от типа проекти-
бы- руемого судна на нем может быть
использован один из четырех типов
якорных клюзов: нормальный (обычный), клюз с нишей,
открытый, выступающий.
Нормальные (обычные) клюзы применяют на
большинстве транспортных, пассажирских и вспомогательных
судов. Бортовой раструб клюза (рис. 7.58, а) приваривается к на-
ружной обшивке, толщина которой в этом месте увеличивается.
На небольших судах применяются бортовые раструбы сварной
конструкции (рис. 7.58, б). Бортовой и палубный раструбы соеди-
Рис. 7,59. Положение якорного клюза и корпусе судна.
йены якорной трубой. Нижняя ее половина толщиной 4 > 0,54
подвержена большему механическому износу, чем верхняя (тол-
щина верхней части обычно 4 = 0,654)-
Диаметр Z)K и длина £й клюзовой трубы, см, для якоря Холла
могут быть определены по следующим эмпирическим зависимостям:
= (3,54-3,9) и LK = (15-ь 16,5) У^, где 6Я — масса
якоря, КГ.
Для якоря Матросова диаметр и длина клюзовой трубы, см,
Як = (М) и £и = 20 FGh.
458
Положение клюза задается (рис. 7.59) расстоянием от точки
пересечения оси клюза с палубой до оси грузового вала брашпиля
(или баллера шпиля) а, расстоянием от точки пересечения оси
клюза с палубой до диаметральной плоскости Ь, углом между
диаметральной плоскостью и вертикальной плоскостью, проходя-
щей через ось клюза <р, углом между осью клюза и горизонтальной
ПЛОСКОСТЬЮ ф.
При общепринятом диаметре клюзовой трубы DK = (94-10) d
самовываливание якоря из клюза обеспечивается при ф^ 30“.
На низкобортных судах при этом втянутый якорь может ока-
заться низко у поверхности воды и ухудшать ходовые качества
Рис, 7.60. Палубные раструбы: а — литой; б — сварной.
Л—В—С — поверхности сечения.
судна. На таких судах применяют пологие клюзы (ф < 30°)
диаметр трубы которых для обеспечения самовываливания якоря
делают увеличенным.
На судах с обычным развалом носовых шпангоутов (Р 20°)
втягивание якоря обеспечивается при ф = 304-60“ и <р = 154-45°.
В этом случае якорь при втягивании поворачивается вокруг
оси веретена, двигаясь одновременно вдоль оси клюза до плотного
прилегания к наружной обшивке судна. При малых углах Р якорь
втягивается в клюз благодаря повороту лап вокруг оси их под-
веса, что обеспечивается, если угол между осью клюза в плане и
линией борта близок к прямому, а угол ф не менее определяемого
по формуле ф = а + р + Р, где а — максимальный угол откло-
нения лап якоря от оси веретена; р — угол трения лап по наруж-
ной обшивке судна, р = 15°. Такие клюзы называют клюзами
с крутым наклоном оси.
Якорь при его подъеме в клюз не должен задевать лапами
за форштевень и киль при величине угла антикрена судна до 5°.
Это требование выполняется, если С 90d (см. рис. 7.59).
Для очистки от грунта, обмыва якоря и цепи при выбирании
в трубе клюза предусматривается ряд штуцеров, подсоединенных
к пожарной магистрали. Давление воды на выходе из сопла
должно быть не менее 0,2 МПа. Для улучшения качества мойки
цепи предусмотрена возможность регулирования направления
струи воды в клюзе.
Палубный раструб должен располагаться в плоскости звездочки
якорного механизма (рис. 7.60). Часть палубного раструба якорного
459
клюза, обращенная к механизму, делается массивной. Обычно
радиус закругления Ди палубного раструба принимают
Дк ~ (94-10) dt а длину дуги этой части закругления выбирают
такой, чтобы на ней размещалось не менее трех звеньев цепи (что
исключает работу звеньев на излом). Палубные раструбы могут
быть как литыми, так и сварными.
Иногда для уменьшения износа цепи в палубном раструбе
устанавливают направляющий ролик. Диаметр его рабочей части
принимают не менее 10 калибров цепи. В последнее время появи-
Рис. 7.61. Якорный клюз с палубным и
бортоаым направляющими роликами.
/ — палубный ролик; 1 — клюз; 3 борто-
вой ролик; 4 — щека; S — агулка; 6 — ось
ролика; 7 — пресс-масленка.
лись проекты якорных клю-
зов с бортовыми и палуб-
ными направляющими роли-
ками (рис, 7.61), предназна-
ченных для судов, часто
изменяющих места якорных
стоянок.
На некоторых низкоборт-
ных судах длина якорной
трубы обычного клюза иног-
да бывает недостаточной,
поэтому приходится исполь-
зовать якоря с укороченным
веретеном или располагать
палубный раструб выше
уровня палубы на специаль-
ном фундаменте.
В отечественной практи-
ке конструкцию клюзов и
положения якоря при втя--
гивании проверяют на мас-
штабных макетах и дере-
вянных моделях в натуральную величину. Чтобы предотвратить
случаи травматизма и попадание воды на палубу, палубный
раструб клюза закрывают специальной откидной крышкой
(см. рис. 7.56),
Якорные клюзы с нишами (рис. 7.62) используют
На пассажирских, нефтеналивных, рыбопромысловых судах и
буксирах. Якорь, втянутый в такой клюз, не выступает за пло-
скость бортовой наружной обшивки, что исключает повреждения
якоря и клюза при швартовных операциях, буксировке и движе-
нии во льдах. За счет изменения наклона внутренней поверхности
клюза улучшается прилегание лап к наружной обшивке. Размеры
ниши обычно определяются с помощью макетирования.
Выступающий клюз показан на рис. 7.63. Их при-
меняют на судах с бульбовой наделкой в носу, что позволяет исклю-
чить удары якоря по бульбу при вываливании.
Открытый клюз располагают в месте соединения па-
лубного стрингера и ширстрека. Применение открытых клюзов
460
на низкобортных быстроходных судах позволяет снизить сопротив-
ление воды, а также уменьшить количество воды, попадаемой на
палубу. Основной частью клюза является массивная отливка,
Рис. 7.62. Якорный клюз с нишей:
а — схема расположения клюза;
б — схема возможных положений
якоря {/—У) при его втягивании
в клюз с нишей.
Рис. 7.63. Выступающий
клюз.
Рис. 7.64, Открытый клюз.
/ — направляющий ролик* 2 —
постель якоря; 3 — бугель: 4 —
якорь.
имеющая желоб для прохода якорной цепи и размещения вере-
тена. Лапы якоря прижимаются к специальной скобе, образующей
перемычку над желобом. Веретено якоря в походном положении
располагается почти горизонтально, что затрудняет отдачу якоря.
На рис. 7.64 показан один из возможных вариантов открытого
клюза для небольших судов.
461
Цепные (палубные) клюзы. Цепные клюзы позволяют осуще-
ствлять движение якорной цепи между якорным механизмом
и цепным ящиком (рис. 7.65). Цепные клюзы устанавливают вер-
тикально или слегка наклонно. Верхний раструб цепного клюза
крепят на фундаментной раме брашпиля. Чтобы увеличить угол
охвата звездочки брашпиля, который должен быть не менее 125°,
раструб смещают несколько вперед по отношению коси звездочки.
Однако при большом сме-
щении верхнего раструба
в нос цепь может задер-
живаться на палубе перед
клюзом.
Угол охвата цепью
звездочки шпиля может
Рис. 7.65. Раструбы цепного клюза: а —
верхний и нижний раструбы при сбегании
цепи с брашпиля; б — верхний раструб
при сбегании цепи со шпиля.
Рис. 7.66. Угловой поворотный палубный
раструб.
Рис. 7.67. Цилиндрический
цепной ящик.
/ — устройство крепления в от-
дачи коренного конца якорной
цепи; 2 — нижний раструб па-
лубного клюза; 3 — цепной ящик;
4 деревянная зашивка»
из литого корпуса и крыш-
достигать 180°. Цепь движется в го-
ризонтальном направлении, поэтому
применяется угловой поворотный
раструб (рис, 7.66), который состоит
ки, шарнирно-закрепленной в его верхней части.
Длина трубы цепного клюза зависит от расположения цепного
ящика но высоте судна. Внутренний диаметр трубы принимают
равным 7—8 калибрам цепи. Толщина стенки рабочей части клюза
должна быть не менее 0,.35d, а радиус скругления раструбов не
менее 6cL
К размещению, конструкции и форме цепных ящиков (рис. 7.67)
предъявляются следующие требования:
— якорная цепь Должна свободно входить и выходить из
цепного ящика;
— якорная цепь должна укладываться в ящике равномерно,
без образования петель, колышек, завалов;
462
— в заполненном цепном ящике должно оставаться свободное
пространство высотой не менее 1800 мм для распутывания цепи;
— цепные ящики должны быть водонепроницаемыми;
— конструкция цепного ящика должна быть удобной для его
осмотра, ремонта и очистки;
для цепи каждого борта желательно иметь свой цепной
ящик.
Расположение цепных ящиков в значительной степени опреде-
ляет компоновку якорного устройства в целом. Правила проек-
тирования, основные параметры и конструкции цепных ящиков
в СССР стандартизованы.
На грузовых судах цепные ящики обычно располагают в фор-
пике у таранной переборки. Только на быстроходных судах с ост-
рыми носовыми обводами, когда объем форпика недостаточен
для размещения ящиков нужной формы, их выносит в трюм.
Кормовые цепные ящнкн располагают за ахтерпиковой пере-
боркой.
Наиболее рационально применять иа судах цилиндрические
цепные ящики, обеспечивающие самоукладку якорной цепи под
действием собственного веса. Рекомендуемые формы их попереч-
ного сечения приведены в табл. 7.6. Диаметр цепного ящика
D — kjd, а его высота Н — 1.27VZD2 + hK + h, где d — калибр
якорной цепи, мм; Ах — ЗОч-Зб — коэффициент, для низкоборт-
ных судов kr = 35—40; V — объем цепного ящика, необходимый
для укладки якорной цепи, без учета конусной части, м3, V —
= 0,9d2 (L — Lt)-10_®, здесь L — общая длина якорной цепи,
помещаемой в ящик, м; Lx — длина цепи, размещающейся в ко-
нусе, образованном при самоукладке, м, = 1,6- 10Д)3/аР; D —
диаметр цепного ящика, м; h.s = 0,55D — высота конуса, образо-
ванного якорной цепью при самоукладке в верхней части цепного
ящика, м; h = 2,5/ — запас высоты цепного ящика; I — длина
общего звена якорной цепи данного калибра, м.
Возможны отклонения формы цепного ящика от цилиндриче-
ской (трапециевидные и др.). Допускается усечение в нижней
части цилиндрического цепного ящика при недостаточной ширине
судна. Желательно, чтобы цепные ящики предусматривались для
цепей каждого борта, так как при этом цепи меньше запуты-
ваются, или чтобы общий цепной ящик имел переборку, разделяю-
щую цепи разных бортов.
Внутри цепные ящики имеют деревянную зашивку и решетча-
тый деревянный настил, позволяющий изолировать цепь от скап-
ливающихся в отстойниках или грязевых колодцах воды и грязи.
К отстойникам подводится осушительный трубопровод с ручным
или механическим насосом.
На нефтеналивных судах цепные ящики проектируют водоне-
проницаемыми, закрытыми, заполненными водой, чтобы исклю-
чить искрообразование при прохождении цепи через клюзы
и якорный механизм.
463
Таблица 7.6. Типы цепных ящиков
Устройство для крепления и экстренной отдачи коренного конца
якорной цепи. Это устройство располагается в верхней части
цепного ящика. До недавнего времени крепление коренной смычки
к корпусу осуществлялось жвака-галсом — небольшой цепной
смычкой, заканчивающейся глаголь-гаком. Отдача цепи произ-
водилась из цепного ящика.
В современной практике используют различные типы устройств,
позволяющих отдать коренной конец цепи непосредственно с верх-
ней палубы (рис. 7.68). В цепном ящике выше уровня полностью
уложенной цепи предусматриваются ниши (рис. 7.69), которые
обеспечивают свободный доступ к, устройству. На рис. 7.68, а
464
показано устройство для отдачи цепи, закрепленное на крышке
цепного ящика. Вариант устройства (см. рис. 7.68, б) предназна-
чен для установки на вертикальной переборке и практически не
отличается от первого.
Рис. 7.68. Устройство для
крепления и отдачи корен-
ного конца якорной цепи,
i — тяга привода; 2 — рычаг;
3 — фигурный гак; 4 — кон-
цевое звено.
Детали устройства рассчитывают на нагрузку,
разрывной нагрузки цепи. При этом максимальные
в деталях не должны превышать
95 % предела текучести используе-
мого материала.
Якорные стопоры и тормоза.
В зависимости от выполняемых функ-
ций стопоры делят на маневренные
и стояночные.
Маневренные (вспомо-
гательные) стопоры пред-
отвращают передачу усилий на якор-
ные механизмы при маневрировании
стоящего на якоре судна, удержи-
вают цепь при ремонте якорных ме-
равную 0,6
напряжения
Рис. 7.69. Расположение устрой-
ства для крепления и отдачи ко-
ренного конца якорной цепи
ханизмов, окраске, ремонте и рас- в нише,
кручнвании самой якорной цепи.
В современной морской практике используют в основном два
типа маневренных стопоров: винтовой фрикционный и закладной
(с закладным палом).
465
В винтовом фрикционном стопоре (рис. 7.70) горизонтально
ориентированное звено прижимается двумя нащечинами к плите
основания. Нащечины используются на судах, калибр цепей кото-
Ряс, 7.70. Винтовой фрикционный стопор.
1 •— ЛЛИТа основа;шя; 2 — Дуга; 3 — Нащечины;
4 — рукоятка; 5 — штырь; 6 — винт; 7 — гайка-
сухарь; 3 — желоб.
Рис, 7.71. Фрикционный стопор с дистан-
ционным управлением.
1 ~ редуктор; 2 — муфта; 3 — рычаг; 4 — sa-
жни; 5 — Дуга; £ — цепь; 7 — ручной привод
Стопора; 8 — электрода нгатель.
Рис. 7.73. Эксцентриковый сто-
пор.
1 — рычаг; 2 — закладной штырь;
J — эксцентрик; 4 — ограничи-
тель; 5 — корпус*
Рис, 7.72. Стопор с заклад-
ным палом,
/ — стяжки с вырезом; 2 — аа-
хладиой пал; 3 — желоб,
рых не превышает 72 мм. На рис. 7.71 показан фрикционный сто-
пор для вспомогательных операций с якорными цепями с дистан-
ционным и ручным управлением.
Закладной стопор (рис. 7.72) состоит из двух неподвижных
щек, позволяющих цепи свободно проходить между ними по
466
Рис. 7.74. Ленточный тормоз
звездочки брашпиля.
1 — тормоз ная лента; 2 — верхняя
пружина: 3 — поперечина; 4 —
винт; 5 — вильчатый рычаг; б —
нижний обух с гайкой>
выемке, соответствующей форме нижней части вертикально ориен-
тированного звена. На одной из щек в прорези укреплен заклад-
ной пал, свободно входящий в вырез противоположной щеки.
Этот стопор рекомендуется для цепей калибром более 72 мм.
На малых судах используются эксцентриковые стопоры
(рис. 7.73), Для вспомогательных стопоров расчетное усилие
обычно принимают равным 4—6 весам станового якоря, а возни-
кающие напряжения не должны превышать 50 % предела теку-
чести используемого материала.
Стояночный стопор при-
меняют при длительной стоянке для
цепей малых н средних калибров.
Он представляет собой короткую
цепную смычку, один конец которой
закрепляется на палубе, а второй
заканчивается массивным глаголь-
гаком. Калибр смычки равен калибру
основной цепи. После того как сто-
пор заведен, якорную цепь слегка
стравливают, чтобы передать всю
нагрузку на цепь стопора. Для цепей
малых калибров (до 25 мм) стояноч-
ный стопор часто снабжают винто-
вым талрепом для выбирания сла-
бины. Цепные стояночные стопоры
применяют только для цепей калиб-
ром до 42 мм. Большая масса стоя-
ночных стопоров для цепей больших
калибров препятствует их широ-
кому применению.
Стояночный стопор и его креп-
ление к палубе рассчитывают на
Его располагают в непосредственной близости от клюза,
а место крепления согласовывают с расположением связей
палубного набора. Чтобы исключить перемещения якоря, втя-
нутого в клюз, используют стопоры для крепления якоря
по-походному. Наиболее распространен стопор, состоящий из
цепи, талрепа и глаголь-гака. Детали таких стопоров рассчи-
тывают на усилие, равное двойной массе якоря, а напряжения
в них не должны превышать 40 % предела текучести материала.
В цепи стопора при действии указанного усилия должен быть
обеспечен пятикратный запас прочности по отношению к разрыв-
ной нагрузке этой цепи.
Маневренные стопоры фиксируют закрепляемое звено непо-
движно. Попытка использовать эти стопоры для торможения и
остановки движущейся цепи весьма опасна и приводит к сильным
динамическим рывкам, последствием которых может быть обрыв
цепи. Поэтому перед стопорением цепь обычно затормаживают
467
и останавливают ленточным тормозом якорного механизма. В по-
следнее время ленточный тормоз используют в качестве основного
стопора при стоянке судна на якоре, если он обеспечивает удер-
жание цепи с усилием до 0,8 разрывного. Такое стопорение имеет
ряд преимуществ, среди которых важнейшим является возмож-
ность потравливания цепи за счет проскальзывания тормозного
шкива относительно тормозной ленты при рывках судна на вол-
нении. Ленточный тормоз обеспечивает также торможение звез-
дочки при отдаче якоря. На рис. 7.74 показан ленточный тормоз
звездочки.
Для стопорения стальных или синтетических канатов, исполь-
зуемых в качестве якорных связей, предусматривают специальные
стопоры. Наиболее распространенными среди них являются цеп-
ные и клиновые (см. главу 8).
§ 7.9. Янорны© механизмы
В качестве якорных механизмов используются бра-
шпили (полубрашпили), якорные или якорно-швартовные шпили
и якорно-швартовные лебедки.
Определяющим Для выбора механизмов якорных устройств и
расчета мощности является режим их работы при снятии судна
с якоря 187, 95], который условно можно разделить на следующие
основные периоды (рис. 7.75): 1 — выбирание цепи, когда часть ее
лежит на грунте; II — выбирание цепи, когда вся якорная цепь
поднята с грунта; III — отрыв якоря от грунта; IV — выбирание
цепи и свободно-висящего якоря после отрыва от грунта; V —
втягивание якоря в клюз.
Для расчета натяжения в произвольной точке цепи можно
использовать следующее выражение?
где q — вес ! м цепи в воде; у — расстояние по вертикали от
рассматриваемой точки до клюза; h — глубина якорной стоянки;
I — длина провисающей части якорной цепи; а —> параметр цеп-
ной линии, определяемый выражением а — х^/(2г), здесь xh —
проекция I на горизонтальную ось; z — корень трансцендентного
уравнения
(7.65)
Для определения z пользуются графиком на рис. 7.76, рассчитывая
значения I и хк по формулам (7-41) и (7.44).
Рассмотрим усилия, возникающие в якорной цепи (см.
рис. 7.75).
Период I характеризуется тем, что в начальной стадии
выбирания якорной цепи судно остается из-за своей инерции не-
468
подвижным, длина провисающей части цепи увеличивается, воз-
растает усилие натяжения цепи у клюза Тк. Судно начинает раз-
гоняться, что вызывает уменьшение длины провисающей части
цепи и появляющихся в ней усилий. Возникает сложный колеба-
тельный процесс.
Расчет нагрузок, возникающих в этом периоде, можно упро-
стить, считая, что судно приобретает скорость, равную скорости
выбирания цепи. Если обозначить длину цепи, выбранную на
Рис. 7.75. Периоды снятия судна с якоря.
Рис. 7.76. График функция,
обратной / (z) — sh г/г.
борт приводом, через /0, то в любой момент времени должны иметь
место тождественные равенства
(t) + I (0 + а (0 = L; (7.56)
1о (0 + (0 + хР (f) = X. (7.57)
где L — длина вытравленной цепи в момент t = 0; а (£) — длина
цепи, лежащей на грунте.
Период I режима работы якорных механизмов при снятии судна
с якоря продолжается до тех пор, пока а > 0, и длится
= (7.58)
где пи — скорость выбирания цепи якорным механизмом, м/с.
При этом длина провисающей части цепи остается постоянной и
вычисляется по формуле
(7-59)
Период II начинается с момента, когда последнее звено
цепи поднимется с грунта, т. е. когда /Б + I — L. Длина провисаю-
щей части цепи (в рассматриваемом периоде она равна длине
вытравленной цепи в данный момент времени) уменьшается и ее
величина вычисляется по формуле
Ju ~ к — (7.60)
469
Натяжение цепи у клюза
4- А) - (7.61)
где a0=JQij[/zin здесь zu вычисляется по графику рис. 7.76 в со-
ответствии с соотношением (7.55), в которое подставляют значения
величин Xh и I.
Расчет периода II ведется до момента времени in, когда натя-
жение цепи на клюзе достигает максимального значения, необ-
ходимого для отрыва якоря от грунта,
Тотр = qh -j- £д. cGa. (7.62)
Длина цепи в конце периода II может быть определена со-
гласно рис. 7.77, на котором показаны составляющие силы натя-
жения
Фотр = arccos -яГг . (7.64)
1 отр
Период III очень кратковременный, длительность его
всего несколько секунд. Натяжение цепи у клюза неизменно на
протяжении всего периода И равно усилию при отрыве якоря от
грунта, т. е. Более точно эту величину можно рас-
считать с помощью механической характеристики двигателя,
определяя по изменению длины Д/ за время At среднюю частоту
его вращения, а по ней момент на валу, позволяющий точно вы-
числить величину Тк.
Период IV характеризуется постоянно убывающим по
величине натяжением цепи у клюза, определяемым по формуле
Тк = G. + ql, (7.65)
где I — длина вытравленной цепи, изменяющаяся от Л до нуля.
Период V характеризуется быстро возрастающим натяже-
нием цепи. Для обеспечения безопасности допустимая скорость
втягивания якоря в клюз не должна превышать ом = 0,05-=-
-=-0,07 м/с. По данным вычислений (7.56)—(7.65) может быть по-
строена нагрузочная диаграмма, являющаяся основой для выбора
якорного механизма (рис. 7.78).
Основным элементом любого якорного механизма, работаю-
щего с цепью, является цепной кулачковый барабан-звездочка.
Горизонтальное положение оси звездочки свойственно брашпи-
лям, вертикальное — шпилям. У некоторых современных судов
устанавливают якорно-швартовные лебедки. Лебедки устанавли-
вают также при комбинированных канатах (для глубоководной
стоянки).
По скорости выбирания цепи якорные механизмы делятся
на две группы: с нормальной скоростью выбирания (0,17 м/с)
470
и с повышенной скоростью выбирания (не менее 0,4 м/с). Якорные
механизмы большинства морских транспортных судов относятся
к первой группе. Якорные механизмы второй группы устанавли-
вают на судах, где требуется быстрое снятие с якоря.
Брашпили предназначены для обслуживания цепей ле-
вого и правого бортов. Сравнительно недавно на крупнотоннаж-
ных судах стали применять раздельные полубрашпили (с одной
звездочкой), смещенные к соответствующим бортам. Полубра-
шпили применяют также на катамаранах. Брашпили и полу-
брашпили, размещаясь на палубе, не занимают внутренних поме-
щений, значительно упрощается обслуживание механизмов,
Рис, 7.77, Состав- Рис, 7,78, Нагрузочная диаграмма якорного
ляющие силы натя- механизма при снятии судна с якоря,
жени я якорного
каната при отрыве осмотр и ремонт, сокращается ко личе-
якоря от грунта. ство обслуживающего персонала. Браш-
пили обеспечивают раздельную работу
звездочек левого и правого бортов. Использование фрикционных
муфт позволяет смягчать ударные нагрузки и обеспечить плавное
включение звездочек. Отдача якоря производится за счет его соб-
ственного веса и веса цепи. Скорость при этом регулируется лен-
точным тормозом.
Брашпиль (рис. 7.79) состоит из двигателя, редуктора и разме-
щенных на грузовом валу цепных звездочек и турачек. Звездочки
сидят на валу свободно и при работе двигателя могут вращаться
только тогда, когда они соединены с грузовым валом специальными
кулачковыми муфтами. Турачки сидят на грузовом или промежу-
точном валу жестко и всегда вращаются при включенном двига-
теле. Каждая звездочка снабжена шкивом с ленточным тормо-
зом. При увеличении размеров судов рационально спроектировать
якорное устройство с брашпилями не удается.
Шпиль обычно разделен на две части: звездочка и швартов-
ный барабан располагаются на палубе, а редуктор и двигатель —
в помещении под палубой. Вертикальная ось звездочки позволяет
неограниченно варьировать в горизонтальной плоскости направ-
ление движения цепи. Наряду с освобождением верхней палубы
это является существенным преимуществом шпиля над брашпи-
471
Лем. К преимуществам шпиля следует отнести также низкое поло-
жение центра тяжести, более простую конструкцию фундаментов,
относительно малую массу. Часто якорный и швартовный меха-
низмы объединяют в одном якорно-швартовном шпиле. На рис. 7.80
показан шпиль, двигатель которого закреплен под палубой.
Якорно-швартовные лебедки, включающие
в себя звездочку и швартовный барабан, находят все большее
Рис. 7.79. Общий вид якорно-
швэртовного брашпиля. •
1 — электродвигатель; 2 — при-
вод тормоза звездочки; 3 — привод
кулачковой муфты; 4 — редуктор;
5 — фундаментная рама; б — ту-
рачкн; 7 — подшипники грузового
вала; & — цепные звездочки.
применение на морских транспортных
судах (рис. 7.81). Они отличаются
высоким КПД, меньшей массой и
безопасностью в работе. На плавучих
кранах, землечерпательных снаря-
дах, плавучих буровых установках и
т. д. применяют якорно-швартовные
Рис, 7.80. Однопалубный якорно-швартов-
ный. шпиль.
1 — скоба-отбойник; 2 — кулачковая муфта;
J — ту рачка; 4 — пустотелый вал; $ — махо-
вик включения звездочки; зубчатая муфта;
7 — палубный стакан; S — цепная звездочка;
9 — ленточный, тормоз; 10 — колонка ленточ-
ного тормоза; 11 — маховик; 12 — электро-
двигатель; 23 - червячная передача; 14 —
псевдопланетар ня я передача.
лебедки, у которых на одной раме размещены цилиндрический
швартовный барабан и якорная звездочка, имеющие общий гру-
зовой вал и привод от одного двигателя.
На судах с глубоководным якорным устройством канат выби-
рают с помощью якорной глубоководной лебедки, имеющей
цилиндрический барабан. Иногда на таких судах ставят два якор-
ных механизма: брашпиль (шпиль) для стоянки на глубинах до
200 м и глубоководную якорную лебедку.
Звездочка (рис. 7.82) является одной из самых важных
деталей любого якорного механизма. Надежное перемещение цепи
достигается только тогда, когда не менее чем два выступа звез-
472
дочки находятся в зацеплении с цепью. Достигается это увеличе-
нием угла охвата звездочки цепью и числа кулачков. У шпилей
с большим углом охвата (до 180°) применяют звездочки с четырьмя
кулачками, у брашпилей угол охвата составляет примерно 130°
и число кулачков увеличивается до пяти-шести. Кулачки раз-
делены канавкой, в которой размещены звенья, ориентированные
перпендикулярно к ведомым звеньям. При вращении звездочки
кулачки упираются в ведомые звенья и перемещают цепь.
Рис. 7.82. Звездочки якорных механизмов
По типу привода якорные механизмы делят на паровые, элек-
трические и электрогидравлические.
Преимущества парового привода — способность выдерживать
большие перегрузки и возможность работать во взрывоопасной
зоне. К основным недостаткам этого привода относятся: сложность
передачи пара и большие потери в паропроводах; необходимость
предварительного прогрева всей системы, что значительно задер-
живает пуск механизмов, особенно в холодное время года; слож-
ность регулирования скоростей; необходимость предусматривать
специальные источники пара на судах с двигателями внутреннего
сгорания. Из-за этих недостатков паровой привод применяется
только на нефтеналивных судах.
473
Электрический привод обеспечивает постоянную готовность
механизма к работе, высокое значение КПД, незначительные по-
тери энергии при ее передаче. Если для якорных механизмов при-
нят электрический привод, то следует выбрать, на каком токе
он будет работать — на постоянном или переменном. Регулировка
скорости в электродвигателях постоянного тока очень проста,
и они могут работать в различных режимах с большой эффектив-
ностью. Однако электродвигатели переменного тока дешевле,
надежнее в эксплуатации, лучше сочетаются с общесудовой си-
стемой электроснабжения.
Преимущества электродвигателей переменного тока позволяют
с большой эффективностью применять комбинированный электро-
гидравлический привод, который обеспечивает хорошую регу-
лировку скорости, воспринимает значительные и длительные
перегрузки. Недостаток этого привода — большая стоимость.
Для якорных механизмов не требуется широкого диапазона
регулировки скоростей. В связи с тем что цепь при отдаче дви-
жется под действием собственного веса, отпадает необходимость
холостого хода. Это позволяет отдать предпочтение электродви-
гателям переменного тока.
Момент сопротивления на валу двигателя определяют по
формуле
где 7?3 — радиус звездочки; — коэффициент, учитывающий
потери в клюзе, т]м = 0,654-0,75; Тк — натяжение цепи на клюзе;
т]м — КПД механической передачи, t)M = 0,654-0,8; I — переда-
точное число якорного механизма (шпиля, брашпиля или якорно-
швартовной лебедки); Л40 — момент, создаваемый участком цепи,
свисающим в цепном ящике,
“ W *3’
здесь — КПД палубного клюза, = 0,74-0,8; Лц,х —
длина цепи, свисающей в цепном ящике.
Номинальный момент определяют исходя из максимально воз-
можного момента сопротивления и перегрузочной способности
двигателя, т. е. Л1Н = (1/й.) Л4С т.у.
Максимальный момент выбирают в соответствии с нагрузочной
диаграммой (см. рис. 7.78) и формулой (7.62) из условий подъема
якоря с полностью вытравленной цепью или подъема двух якорей
с заданной глубины стоянки в зависимости от того, какой момент
больше. Перегрузочную способность двигателя постоянного тока
принимают равной X = 1,54-2, Используя двигатель переменного
тока, целесообразно ориентироваться не на номинальный, а на
пусковой момент двигателя, который с учетом снижения напряже-
ния на 10 % должен быть больше момента при отрыве якоря
от грунта на 25 %, т. е. > l,25AfenMX.
474
Двигатель выбирают по каталогу в соответствии с его расчет-
ной мощностью 7V = 2лМн (0,16г77?я) Ум> заданным исполнением
и продолжительностью работы Т = 1800 4-3600 с. Необходимо
убедиться, что максимальный момент двигателя будет равен не
более 1/3 разрывной нагрузки якорной цепи, т. е.
Л£пих на* Трвв^?в/(3?ЧиЧы)*
Если необходимо обеспечить пуск двигателя при полностью
вытравленной цепи, то условие соответствия выбранного двига-
теля пусковому моменту будет иметь вид Ма. на*^ 1,25сЛ1н,
= AfCm»/l,5. Коэффициент 1,25
учитывает уменьшение момента дви-
гателя при снижении напряжения
на 10 %; коэффициент в учитывает
то, что трение покоя больше трения
движения.
На рис. 7.83 показано изменение
мощности якорных механизмов в за-
висимости от калибра якорной цепи.
Эта зависимость с достаточной для
практических расчетов точностью
может быть выражена эмпирической
формулой N = ll,5do’a.
§ 7.10. Глубоководная
Рис. 7.83. Зависимость факти-
ческой мощности якорных меха-
низмов от калибра цепи.
якорная стоянка
При бурении морских скважин, мор-
ском промысле, океанографических исследо-
ваниях, спасательных работах и т. д. воз-
иикает необходимость в глубоководных якорных устройствах. Выше отмечалось
что якорное устройство, предназначенное для глубин до 200 м, отличается от
обычного только большей длиной цепи. При ббльших глубинах замена цепей
стальными и синтетическими канатами полностью изменяет якорное устройство.
Некоторые исследовательские суда имеют якорные устройства, позволя-
ющие стоять на якоре на глубинах до 11 000 м, т. е. они могут осуществлять
якорную постановку в любой точке Мирового океана. Такое устройство обычно
включает якорь, стальной канат переменного сечения, направляющие блоки,
амортизаторы, лебедки, вьюшки и крамбол (рис. 7.84).
Многие рыбообрабатывающие базы и рефрижераторы снабжаются специаль-
ными глубоководными якорными устройствами, обеспечивающими стоянку на
якоре на глубинах до 300—400 м. Эти устройства состоят из якоря, якорного
каната, включающего стальной трос постоянного сечения и небольшой отрезок
цепи, и подъемного механизма, на барабане которого хранится трос (рнс. 7.85).
Для повышения надежности глубоководных якорных устройств применяют
якоря с повышенными держащими свойствами (адмиралтейский, Данфорта,
АС-14 и др.), а между якорем и основным тросом часто включают смычку цепи,
которая улучшает условия работы якоря.
Якорный канат, обеспечивающий постановку судна на больших глубинах,
представляет собой стальной трос, состоящий из нескольких секций со ступен-
чато изменяющимся сечением — от 14 мм у якорной секции до 25—30 мм у ко-
ренного конца. Диаметр троса якорной секции выбирается по максимальному
значению держащей силы якоря с необходимым запасом прочности. Остальные
секции подбираются из условий равнопрочности.
475
Для смягчения рывков троса и гашения ударных волн в состав устройств
включают пружинные амортизаторы. Обычно амортизатор (рис. 7.86) состоит
иа станины 4, Цилиндрической пружины 3 в подвижного блока 1 для каната,
установленного на кронштейне блока со штоком 2, Амортизаторы позволяют
также определить натяжение каната, для чего в их состав включают измеритель-
ный прибор. Пройдя амортизатор, канат попадает на барабан якорной лебедки,
несколько раз огибает барабан и направляется на вьюшку. Вьюшки для хране-
Рис, 7.84. Схема размещения глубоководного якорного
устройства на научно-исследовательском судне.
1 — заправляющие блоки; 2 — элеитрааржвсднвн выоцгка; 3 —
якорная лебедка; 4 — кракбол; S — клюз; 3 — амортизаторы;
7 — битинС; а — якорь; 9 стопор; 20 — кнехт.
ния канатов обычно размещаются в трюмах. Для равномерной намотки каната
вьюшки Снабжаются канатоукладчикамн, С помощью злектроприводных вьюшек
поддерживается необходимое натяжение каната на участке между вьюшкой и
лебедкой.
Во время стоянки канат удерживается на горизонтальном барабане лебедки.
В некоторых случаях предусматривают специальный стопор. Между палубным
ролом и брашпилем часто размещают винтовой откидной стопор (ряс. 7.87, а}.
Иногда винтовой тросовой стопор с направляющими роульсами укрепляют на
прочном сварном фундаменте (рис. 7.87, б).
При подъеме якоря со штоком или для хранения бесштоковых якорей по-
походному иа палубе предусматривают крамбол (рис. 7.88). Талн, которыми
вооружается крамбол, снабжаются аентер-гвком (рис. 7.89) или специальными
храпцами (рис. 7.90). Подъем глубоководного якоря на палубу с помощью крам-
бола и талей достаточно трудоемок. Поэтому на большинстве плавбаз и рефри-
476
жераторов глубоководный якорь размещается в специальном клюзе, расположен-
ном в диаметральной плоскости судна (см. рис. 7.85). На палубе возле клюза
Рис. 7.85. Схема размещения глубоководного якорного
устройства на рыбообрабатывающей базе.
I — брашпиль с барабана» для троса; 2 — винтовой откидной сто-
пор; 3 — направляющий блок; 4 — роульс с горизонтальной осью;
5 — роульс с вертикальной осью» б —* звездообразный якорь.
устанавливают направляющий блок, а у наружного раструба предусматривают
один горизонтальный и два вертикальных роульса. Учитывая наличие в составе
якорного каната ценной смычки, радиус ра-
бочей поверхности направляющего блока и
роульса с горизонтальной осью должен быть
не менее 10 калибров цепи.
У морских буровых и спасательных су-
дов возникает необходимость частой поста-
новки на якорь на глубинах, изменяющихся
от 40 до 2500 м. В этих случаях целесооб-
разно совмещать глубоководное и обычное
якорное устройство и соответственно изме-
нять нх состав и расположение. В качестве
якорных канатов следует применять комби-
нированные якорные канаты, состоящие из
якорной цепн и стальных канатов перемен-
ного или одинакового по всей длине сечения.
Рис. 7.86. Амортизатор глу-
боководного якорного устрой-
ства.
477
На рис. 7.91 показана схема компоновки механизмов и узлов глубоководного
якорного устройства с комбинированной якорной связью.
Прк глубине стоянки до 2500 м комбинированная якорная связь может
состоять из 350 м якорной цепи калибром 53 мм и 3000 м стального каната диа-
Рис. 7.87, Винтовой тросовый стопор: а — откидной; б — с на-
правляющими роульсами.
метром 48 мм. При этом желательно использование неразъемного соединения
цепи с канатом, которое должно быть рассчитано иа безударное прохождение
через направляющие
н звездочку якорного
роульсы, клюзы
механизма. В оте-
Рнс. 7.89. Пентер-гак закрытого
типа.
I — гак: 2 - сковы; 3 — штерт для
отдачи; 4 —- запорная планка.
Рис. 7.90. Храпцы для обслу-
живания якорей со штоком.
Рис. 7,88. Крамбол с винтовым
приводом.
1 — винтовой привод; 2 — стрела край-
бола; 3 — тадц для вываливания якО~
ря; 4 — адмиралтейский якорь.
478
честаенной практике для этих целен рекомендуется звено-патрон, имеющее форму
И размеры примерно такие же, как и соединительное звено (рис. 7.92).
Для обеспечения свободного прохода эвена-патрона через направляющие
роульсы и звездочку якорного механизма и предотвращения чрезмерного износа
стального каната отношение диаметров роульса (или ручья звездочки) я каната
Рис. 7.91. Принципиальная схема компоновки механизмов и узлов глу-
боководного якорного устройства с комбинированной якорной связью.
J — шпнль; 2 —• стопор якорной цепи: 3 — направляющие роульсы; 4 — якорь;
S Поворотный клюз; 6 — цепной ящик; 7 — ограждение отводного роульса;
3 — отводкой роульс; 9 — якорная цепь; 10 — узел соединения стального ка-
ната с якорной цепью; 71 — приспособление для перехода с работы шпилей на
работу якорной лебедкой; 12 — енлонэыертельное устройство; 13 — даухба-
рабанхая транзитная якорная лебедка; /4 — вьюшка для хранения каната;
/5 — устройство чистки я смазки каната; 76 — блоки якорного каната; 17 —
стальной канат.
должно быть не менее 15—18. Для уменьшения износа каната применяют спе-
циальную звездочку с подшипникам качения, что приводит также к снижению
необходимой мощности якорных механизмов. На днище цепного ящика разме-
щают отводной роульс, место установки которого и часть якорной цепи, прохо-
дящей через него, имеют ограждение, предотвращающее повреждение роульса
выбираемой цепью и запутывание ее коренного конца. Для уменьшения трения
каната о клюз при перекосе в глубоководные якорные устройства включают по-
воротные бортовые якорные клюзы и поворотные киповые планки.
Рис. 7.92. Узел соединения стального
каната с якорной цепью.
1 — соединительное звено; X — звено-па-
трон; S — конусное отверстие; 4 — сталь»
во4 канат.
В глубоководных устройствах с комбинированной якорной связью переме-
щение цепи осуществляют шпилями или брашпилями, а для стального каната
применяют одно- или двухбарабанные транзитные якорные лебедки со ско-
ростью движения каната до 50 м/мнн и вьюшки для хранения стального каната.
Сдвоенный барабан улучшает условия работы каната и уменьшает его износ.
Для уменьшения ударов элементов устройства в моменты прохода узла
соединения каната с цепью через клюзы, роульсы и звездочку скорость движе-
ния якорной связи снижают до 10 н/мин. Кроме того, применяется также при-
479
способлеиие, которое автоматически контролирует переход от перемещения
якорной цепи шпилем к перемещению стального каната якорной лебедкой
(ркс. 7.93).
Для удержания судна в заданной
до четырех комбинированных якорных
точке акватории может потребоваться
связей. Схема действующих при этом
Рис. 7.94. Схема действия сил при
стоянке судна на четырех якорях,
/, 2. 3, 4 — якорные канаты; —
натяжение t'-ro якорного каната (с =
= 1,4}; ГГсг, горизонтальная
н вертикальная составляющие натяже-
ния i-го якорного каната; F, AF —
внешние смещающие усилия.
Рис. 7.93. Схема приспособления
для перехода с травления (выбира-
ния) цепи шпилем на травление
(выбирание) стального каната якор-
ной лебедкой.
1 — стальной канат; 2 шкив; 5, 4 —
рычаги: 5< 6 — конечные выключате-
ли: 7, <5 — пружины-
на судно сил приведена на рис. 7,94. Чтобы судно сохраняло свое положение,
необходимо равновесие всех действующих на него сил. При появлении допол-
нительной внешней силы &F равнодействие сил, действующих на судно, нару-
шается и судно начинает смещаться в направлении действия силы ДР. При этом
силы натяжения канатов ГК1 и TKS будут возрастать, а величины TKi и Т1Я умень-
шаться. Для того чтобы судно не смеща-
( 2 J 4 лось, необходимо потравить канаты 2 и 4,
1 ' т. е. уменьшить их горизонтальные со-
ставляющие Тт2 и Tri до таких значе-
ний Т'з и Т'р4, чтобы сумма проекций на
горизонтальную ось всех действующих
сил осталась равной нулю, т. е.Р -1- Др —
— ГГ1 — Ггз + гг2 н = 0- в этой си-
туации не рекомендуется для сохранения
равновесия увеличивать Trt и 7\.3, так как
они могут превзойти допустимые нагрузки.
Чтобы удержать судно в заданной точке,
необходимо установить значения внешних
сил и сил в якорных канатах.
Изменение величины и направления
внешних сил может быть получено
с помощью находящихся на судне при-
боров, Для определения силы натяжения
якорных канатов применяют силоизмерительное устройство, состоящее из трех
шкивов, между которыми проходит стальной канат (рис. 7.95). Крайние шкивы
неподвижны, а средний связан с гидроцилиндром. Ось Шкива может переме-
щаться в прорези обоймы. Каждой силе натяжения Т'к каната соответствуют
сила J?i, передаваемая на плунжер гидроцилиндра, и давление жидкости в этом
цилиндре. Подсоединив к гидроцилиндру манометр и проградуировав его шкалу
в единицах силы, можно в любой момент определить величину натяжения якор-
ного каната.
Рис. 7.95. Кинематическая схема
силоязмерительного устройства.
3 - • крайние шкивы; 2 — прорезь
обоймы; 4 — канат; 5 — средггий нгкиа;
б — гидроцилиндр.
480
Управляемая якорная стоянка требует изменения состава элементов, входя-
щих в якорное устройство. Кроме традиционных комплектов становых якорей,
якорных канатов и якорных механизмов такое устройство должно включать:
— устройство оценки величины внешних воздействий;
— устройство регистрации перемещений судна;
— устройство измерения усилий в якорных связях и их длины If,
Рас. 7.96. Блок-схема функционирования управляемой якорной системы.
1 — устройство оценки величины внешних воздействий; 2.— устройство регистрация
фазового вектора; 3 — устройство регистрации параметров и усилий элементов якорной
системы; 4 — встроенное микропроцессорное вычислительное устройство; 5 — управ-
ляющее устройство; 6 — якорные связи с якорями (i единиц); 7 — преобразователь
сигналов; S —> якорные механизмы {I единиц).
— встроенное микропроцессорное вычислительное устройство, математиче-
ское обеспечение которого ориентировано на отыскание оптимального управле-
ния и (0;
— управляющее устройство, реализующее выбранное управление посред-
ством выработки соответствующих сигналов st для травления или выбирания
якорных канатов якорными механизмами.
Блок-схема функционирования управляемой якорной системы приведена
на рис. 7.96.
16 Александрой М. Н. а др.
481
Глава 8.
ШВАРТОВНЫЕ УСТРОЙСТВА
$ 8.1. Общая характеристика
Швартовных устройств
Швартовное устройство предназначено для удержания
судна у берегового или плавучего причального сооружения.
Кроме этого, швартовное устройстве позволяет перемещать судно
вдоль причала на ограниченное расстояние.
В состав швартовного устройства входят!
— швартовы — канаты, с помощью которых судно крепится
к причалу или другому судну;
— кнехты —- цилиндрические тумбы, служащие для закреп-
ления швартовов и передачи их натяжения на элементы корпуса
судна;
— киповые планки, роульсы, клюзы — устройства, дающие
возможность изменять направление швартовов, а также предо-
храняющие швартовы и корпусные конструкции от повреждений;
— стопоры для швартовных канатов — приспособления для
переноса швартовов под нагрузкой с барабанов швартовных
механизмов на кнехты;
— вьюшки — приспособления, обеспечивающие хранение и
выбирание ненагруженяого швартовного каната;
— банкеты — деревянные решетчатые площадки для хранения
растительных и синтетических канатов в бухтах;
— кранцы — амортизаторы, предохраняющие корпус от по-
вреждений при проведении швартовных операций.
Швартовные операции и удержание судна у причального
сооружения обеспечиваются швартовными механизмами. Иногда
для этой цели используются механизмы других устройств.
Необходимость в швартовном устройстве возникла в глубокой древиостж
с появлением первых плавучих объектов. Вместе с совершенствованием судов
изменялась и швартовное устройство. Примерно в XI—XII ан. появились швар-
товные механизмы. На протяжении семи—восьми столетий они оставалась руч-
ными. В 1830 г. был построен первый паровой брашниль с барабанами для выби-
рания швартовного троса.
Начиная с 40-х гг. XX в. применение паровых механизмов на судах сокра-
щается. Все большее место занимает электрический привод. Диапазон примене-
ния электрических швартовных механизмов значительно расширился с внедре-
нием электрического привода переменного тока. Паровой привод швартовных
механизмов, сохранявшийся длительное время на танкерах, постепенно был
вытеснен гидравлическим.
В 60-е гг. начали применяться автоматические швартовные лебедки, осно-
вой которых явился сконструированный в 1965 г. специальный барабан, позво-
лявший автоматически контролировать натяжение швартова. Новые швартовные
механизмы потребовали разработки специальных клюзов, уменьшающих износ
швартовов.
482
Изменились и швартовные канаты. До середины XIX в. они изготовлялись
в основном из растительных нолокон (пеньковые, манильские, сизальские).
Более 100 лет назад после изобретения метода термической обработки стали,
придающей ей вязкость, в качестве швартовов стали применяться стальные
канаты.
В 40-е гг. в связи с развитием органической химии появилась возможность
использования в швартовном устройстве новых синтетических канатов.
Обычную швартовную операцию можно разделить на три
этапа: подход судна к месту швартовки на безопасное расстоя-
ние; сближение судна с причалом и гашение инерции его движе-
ния; швартовка н стоянка судна у причала. По району прове-
дения швартовные операции делятся на портовые, рейдовые и
морские.
Чаще всего швартовки проводятся в порту. При этом необходимо учитывать
степень защищенности акваторни порта, глубину на подходах к причалу и вдоль
него, колебания уровня воды, направление н скорость ветра и течения, волнение,
ледовую обстановку, наличие или отсутствие буксиров и их мощность, стеснен-
ность акватории и т. д. [38]. При рейдовых швартовных операциях учитываются
маневренность судна, направление и скорость ветра и течения, конструкция
причального сооружения и кранцевой защиты. При швартовке в открытом море
наибольшее значение приобретают состояние моря, направление волн, экрани-
рующее действие судов, скорость и направление ветра, тип и размеры кранцевой
защиты.
В зависимости от условий швартовные операции могут проводиться само-
стоятельно или с использованием буксиров, по течению или против течения,
с отдачей или без отдачи якоря. Рассмотрим способы швартовки судов.
Швартовка лагом к причалу вплотную (рис. 8.1, л) — самый распростра-
ненный способ швартовки грузовых судов, который обеспечивает надежное креп-
ление судна к причалу и широкий фронт погруэо-раэгрузочных работ. Однако
судно при этом занимает много места, усложнен его отход от причала при при-
жимном ветре. Постановка судна лагом к понтону (плашкоуту) (рис. 8.1,6)
производится при малой глубине у причала. При свежем ветре и волнении такая
швартовка не рекомендуется. Швартовка лагом с зазором (рис. 8.1, я) приме-
няется у необорудованного берега при малой глубине. В этом случае судно
должно находиться на некотором расстоянии от берега, что обеспечивается
с помощью якорного устройства. Применяют и другие способы швартовки лагом
(рис. 8.1, а, д). К выносным рейдовым причалам (рнс. 8.1, а) лагом швартуются
крупнотоннажные суда с большой осадкой.
Швартовка у коротких причалов (рис. 8.1, ж) не позволяет достаточно
надежно закрепить судно. Рекомендуется при ветре и волнении удерживать судно
за корму с помощью буксира. При одновременной стоянке двух судов (см.
рис. 8.1, ж) следует дополнительно подавать швартовы с судна на судно.
Кормой или носом к обычному причалу швартуются в основном танкеры,
не требующие широкого фронта для грузовых операций. Этот способ требует
минимальной длины причальной линии, упрощается отход от причала. Однако
в некоторых случаях возникает необходимость использовать якорь или бочку.
Лагом, кормой иля носом к специализированному причалу (рис. 8.1, з, и, к)
швартуются суда с горизонтальной грузообработкой. Для удержания оконеч-
ности судна используются палы, бочки или якоря. Палы в этом случае пред-
почтительнее, так как позволяют жестко зафиксировать судно относительно
причала.
К бочкам для проведения грузовых операций швартуются танкеры. Бочки
располагаются на больших глубинах и связаны с берегом трубопроводом. В за-
висимости от водоизмещения судна и условий швартовки используются одна
или несколько (до семи) бочек. Характерные схемы постановки танкеров на швар-
товных бочках показаны на рнс. 8.1, л—о. При швартовке к одной бочке судно
получает возможность перемещаться относительно точки закрепления, что не-
16* 483
допустимо в стесненной акватория. Для ограничения перемещений применяется
швартовка на несколько бочек.
В современных условиях все чаще возникает необходимость выполнении
швартовных операций в открытом море (рис. 8.2). Можно привести следующие
варианты швартовки судов в море: одно или несколько промысловых судов
к плавучим базам, транспортные суда к рыбопромысловым судам и базам, про*
Рис, 8.1. Схемы швартовки.
I — дополнительный носовой продольный швартов; 2 — иосомой продоньвнй
швертов; 3 — носовой прижимной швартов; 4 — кормовой шпрныг; 3 — носо-
вой шпрвпг; S — кормовой прижимной швартов; 7 — кормовой продольный
швартов; в — дополнительный кормовой продольный швартов; Я — постои;
10 — кранцы; П. 20 — якоря; 12, 23 — швартовные бочки; 13 — туп стай;
14 — поворотный пал; IS, 21 — швартовные палы; If — отбойный пал; 11 —
выносной рейдовый причал; 18 специальный причал; 13 — кормовая аппа-
рель; 20 — носовая аппарель; 22 швартов; 24 якорная цепь; 24 — *Т№ТНГ
якоря.
484
яысловос судно к промысловому для траления двумя судами, научно-исследова-
тельские аппараты к судам, танкеры различных размеров друг к другу для пере-
грузки нефтепродуктов, суда к различным морским сооружениям.
Швартовка и море — очень сложная операция, так как часто проводится
на волнении. Как при швартовке, так и во время стоянки суда испытывают зна-
чительные внешние воздействия, что обуславливает особые требования, предъяв-
ляемые к выбору швартовных связей и элементов Крайневой защиты.
7
i
Рис. 8.2. Схемы взаимного расположения судов при совместной стоянке в море:
а — стоянка двух судов; б — стоянка плавбазы с малыми промысловыми судами.
1 — плавбаза; 1 •— иранца: i — швартовы; 4 — судно.
$ 8.2. Конструктивные элементы
швартовных устройств
Швартовы. По своим качествам швартовы должны быть
прочными, способными выдерживать многократные динамические
нагрузки, легкими, гибкими, стойкими к воздействию морской
воды, нефтепродуктов, солнца и бактерий. В качестве швартовов
используются стальные, растительные и синтетические канаты.
Швартовы из стальных канатов наиболее прочны, что позво-
ляет при равных нагрузках использовать связи меньшего диаме-
тра. Однако стальные канаты отличаются большой жесткостью,
плохо воспринимают динамические нагрузки, корродируют, а из-
за разрывов проволочек могут привести к травмам рук.
Основной материал для изготовления канатов — никелевые
стали с временным сопротивлением разрыву не менее 1130 МПа
и не более 1760 МПа. При этом проволока должна быть вязкой.
Используемые в качестве швартовов стальные тросы должны иметь
двойную свивку с точечным касанием (ТК) проволок в прядях,
состоять не менее чем из 144 проволок н семи органических сер-
дечников.
Канаты для автоматических швартовных лебедок могут иметь
только один органический сердечник, число проволок должно
быть не менее 6 X 36 = 216 с линейным касанием (ЛК) проволок
в прядях. Сокращение числа органических сердечников и переход
к линейному касанию проволок в прядях увеличивают поперечную
жесткость каната, что необходимо при многослойной навивке на
барабан. Во всех случаях канаты должны быть нераскручиваю-
щимися.
485
Таблица 8.1. Основные характеристики синтетических канатов
Материал, страна-изготовитель Длина окруж- ности, им Удельная масса, г/см* Разрывное усилие, кН Удельное разрывное усилие» Н/мм*
Капрон (СССР) Перлон (ФРГ) Нейлон (Англия) Терилен (Англия) Полиэтилен (Англия) Энкалон (Нидерланды) Дакрон (США) Полипропилен (США) Куралрн (Япония) 90 85 85 85 75 85 150 163 95 1.14 1,14 1,14 1,38 0,95 1.14 1,38 0,91 1,32 141 128 123 107,1 55 120 271 269 86,5 171,8 174,9 168,0 146,3 96,5 163,9 118,9 97,5 94,6
Для защиты от коррозии проволоки должны иметь цинковое
или алюминиевое покрытие. Последнее в два-три раза увеличивает
срок службы каната по сравнению с цинковым, что объясняется
наличием железоалюминиевого сплава на поверхности стальной
проволоки, сохраняющегося даже после истирания основного
покрытия. Осваивается покрытие отдельных проволок пластиком,
что увеличивает срок службы стальных канатов в десять раз.
Применение растительных канатов (манильских, сизальских
и пеньковых) в швартовных устройствах все более ограничивается.
Это связано с их недостаточной прочностью, подверженностью
гниению и другими недостатками (см. гл. 2).
В последние годы широкое распространение в морской прак-
тике получили синтетические канаты. К их достоинствам следует
отнести прочность, эластичность, стойкость к гниению. Синтети-
ческие канаты плавают в соленой воде, что очень важно при быст-
рой подаче швартова на причал, хорошо работают при динамиче-
ских нагружениях. К недостаткам синтетических канатов отно-
сятся значительные деформации, способность оплавляться при
работе, меньший коэффициент трения, старение от солнечной ра-
диации.
Отечественной промышленностью освоен выпуск капроновых
канатов, которые при одинаковой разрывной нагрузке в два раза
легче стальных и в три раза легче сизальских. Для капроновых
канатов характерны основные недостатки синтетических канатов.
При снятии нагрузки они стремятся мгновенно восстановить свою
длину н исходную форму, что может привести к травме. Способны
накапливать электростатические заряды. Поэтому применение
капроновых канатов требует соблюдения специальных мер безо-
пасности. На кнехты необходимо накладывать не менее восьми
шлагов, из которых верхние должны быть закреплены. Запре-
щается накладывать цепные стопоры, отдавать швартовы с кнехтов
под натяжением. Новые канаты необходимо вымачивать в морской
воде или в растворе соли для предотвращения искрообразования
486
Рис. 8.3. Поперечное
сечение шестинродно-
го швартовного кана-
та.
прекращения дей-
от статического электричества. Наибольшая безопасность дости-
гается при использовании синтетических канатов с автоматиче-
скими швартовными лебедками.
Основные характеристики синтетических канатов отечествен-
ного и зарубежного производства приведены в табл. 8.1.
Полипропиленовые канаты незначительно намокают в морской
воде,- плавают в соленой и пресной воде, устойчивы к воздействию
кислот, щелочей. и масел. Однако имеют низкую температуру
плавления (140—162°), растрескиваются в местах трения. Канаты
быстро теряют прочность, плохо воспринимают динамические
нагрузки. Наиболее стойки в морской воде полиэтиленовые и ку-
рил оновые (поливиниловые) канаты, кото-
рые после трехмесячного пребывания в ней
теряют в прочности всего около 2 %.
Самые распространенные — нейлоновые
канаты. Они имеют высокую прочность,
хорошо поглощают динамические нагрузки.
Плотность нейлоновых канатов составляет
1,14 г/см3, поэтому они обладают небольшой
отрицательной плавучестью, впитывают в се-
бя 11—13 % воды и при этом теряют только
5—10 % прочности. Канаты из нейлона не
подвержены влиянию щелочей, масел и орга-
нических растворителей.
Териленовые канаты менее прочны, однако
кислотоустойчивы. Дакроновые канаты после
ствия внешней нагрузки не восстанавливают свою первоначаль-
ную длину.
Синтетические канаты особенно удобны в качестве первого
швартова, подаваемого на причал, когда между судном и прича-
лом еще имеется широкая полоса воды. Легкий и плавучий синте-
тический канат легче выбирать даже без применения механизмов.
Учитывая то, что каждый тип синтетических канатов имеет
определенные недостатки, начинают находить применение комби-
нированные канаты из различных синтетических волокон. Появи-
лись синтетические канаты двойной и тройной свивки. Они прочны,
менее растяжимы по сравнению с однородными канатами, сохра-
няют гибкость в любом состоянии, не перекручиваются и не обра-
зуют узлов. На рис. 8.3 показано поперечное сечение шестипряд-
ного швартовного каната для автоматических швартовных лебе-
док.
Механические свойства канатов подробно описаны в главе 2,
там же приведены формулы для определения их линейной массы,
прочности и жесткости.
Кнехты. Основные типы кнехтов показаны на рис. 8.4, а их
характеристики приведены в табл. 8.2. В настоящее время появи-
лись кнехты с вращающимися тумбами (см. § 8.3), выдвижные
кнехты, кнехты для быстрой отдачи швартова.
«7
Прямые двойные кнехты (см. рис. 8.4, в, г) как литые, так и
сварные применяются на всех типах морских судов. Установка
на наружных сторонах тумб приливов позволяет крепить на один
кнехт два швартова. Прямые сварные врезные кнехты (см.рис. 8.4,5)
Рис. 8.4, Швартовные кнехты.
применяются на крупных
судах, где кнехты восприни-
мают большие нагрузки. Их
крепят к палубному набору,
а настил палубы в этом рай-
оне утолщается. Однако на
танкерах из-за опасности на-
рушения герметичности яа-
луб установка сварных врез-
ных кнехтов запрещена.
В этом случае применяются прямые литые двойные кнехты.
Крестовые двойные кнехты, используемые на низкобортных
судах для крепления швартовных канатов, идущих с высоких
причалов или высокобортных судов под большим углом к гори-
зонтальной плоскости, могут быть литыми (рис. 8,4, а) или свар-
ными (рис. 8.4, б).
488
Таблица 8.2. Основные характеристики кнехтов (см. рис. 8.4)
Макси- мальный дна метр сталь- ного каната d, им Максимальная длина окружности каната 1, мы Крестовые лвтые чугунные Крестовые сварные стальные
расти- тельного святегн» четкого Размеры, мм Масса кнехта М. кг Размеры, мм Масса кнехта М, кг
D L в в D i. в в
40 30 — — 1 II ' 70 310 135 178 9.5
8,4 60 40 90 385 130 195 10 95 385 160 226 15,0
11,5 90 50 ПО 460 175 245 28 114 455 180 274 27,0
13,5 100 70 140 590 200 310 48 140 555 206 346 42,0
17,0 150 90 180 760 270 400 105 178 710 262 442 75,0
22,5 200 115 220 920 360 490 190 219 870 323 543 130,0
28,0 250 150 280 1180 450 620 290 299 1140 440 687 300,0
37,5 300 200 — — — — 356 1430 532 884 520,0
45,0 325 225 — — — — 457 1800 676 1105 950,0
55,0 350 275 —* — — —> W. — — — —
65,0 350 -т- л— -- — — — — —
§
Продолжение табл. S4
Макси- мадьиый диаметр сталь* ноге кдвата d. им Мексжмаль» ная дайка ОКРУЖНОСТИ каната, /» НМ Прямые литые чугунные Прямые сварные с фундаментам Прямые сварные стельные вредные
Размеры, мы Мас- са кнехн та М, кг Размеры, мм Мас- са кнех- та М, кг палуба без дерев явного настнлд палуба о деревянным настилом Маа- са «цех- та М|Кг
Л ж ев II И si D L 3 и D £ в н Размеры, мм
В А я D А я
8.4 11,5 13,5 17,0 22,5 28,0 37,5 45,0 56,0 65,0 40 60 90 100 150 200 250 300 325 350 350 30 40 50 70 90 115 150 200 225 275 । । । । § § i i § i i 805 950 1230 1610 1975 275 320 410 520 630 i i ( i g § i § i i i 120 230 442 754 1270 70 95 114 140 178 219 299 356 457 560 310 385 455 555 710 870 1140 1430 1800 2200 135 160 180 206 262 323 440 532 676 830 150 190 230 290 370 460 600 780 980 1150 8 12 22 33 59 100 245 430 770 1550 140 180 219 299 377 450 560 650 350 450 550 700 900 1125 1375 1625 230 290 367 523 676 705 720 840 140 180 219 299 377 450 560 650 350 450 550 700 900 1125 1375 1625 290 350 427 583 736 765 780 900 32 49 80 210 346 500 1060 1760
Швартов укладывают на хнехт шлагами (восьмерками). Усилие в сбегающей
ветви уменьшается за счет трения швартова о кнехт. Для того чтобы одни человек,
прилагая усилие 200—300 Н, мог удержать канат, необходимо наложить на кнехт
шесть—восемь шлагов. Этим определяется высота тумбы кнехта.
Натяжение в сбегающей ветви швартовного каната определяется по фор-
муле Эйлера
Г -а Гоа-2"^. (8.1)
где 7, — усилие в швартовном канате до кнехта, Н; п — количество шлагов;
f — коэффициент трения скольжения (для стальных канатов /= 0,10-5-0,15,
для растительных / = 0,34-0,4, для синтетических 0,10); а — угол охвата
тумб кнехта, рад (для двойных кнехтов а = 3,8 -г-3,9 рад).
Равнодействующая натяжений во всех шлагах, вызывающая нагиб тумбы,
Ц = 2,57q. Эта сила
приложена на половине высоты тумбы и используется для
расчетов прочности кнехтов. В соответствии с Правилами
Регистра СССР [641 наружный диаметр тумбы кнехте
должен быть не менее десяти диаметров стального каната,
Рис. 8.5. Выдвижной кнехт. Рис. 8.6. Кнехт с быстрой отдачей каната.
не менее 5,5 диаметров синтетического каната и не менее одной длины окружно-
сти растительного каната, для которых предназначен кнехт. Расстояние между
осями тумб кнехтов должно быть не менее 25 диаметров стального каната или
трех окружностей растительного каната.
Прн действии в швартовном канате разрывного усилия напряжения в тум-
бах кнехтов не должны превышать 0,95 предела текучести материала. Материалом
для изготовления кнехтов служат сталь и серый чугун.
Если натяжение в швартове приводит к перегрузке кнехта, то он должен
аакрепляться на нескольких кнехтах. Для расчета швартова следует использо-
вать формулу (8.1).
Выдвижные кнехты применяются в том случае, когда в поход-
ном положении палуба должна оставаться свободной. Тумба
кнехта 1 (рис. 8.5) может перемещаться вдоль вертикальной оси по
направляющей 3 с помощью шпинделя 4, который образует вин-
товую пару с гайкой 2. '
Одни из вариантов кнехта, позволяющего в аварийной обстановке быстро
отдать швартов, показан на рис. 8.6. На внешний барабан тумбы 1 наклады-
вается несколько шлагов каната 2, сбегающую ветвь которого удерживает за-
жимная планка 3. Внешний вращающийся барабан насажен на неподвижный
цилиндр 4. В аварийной ситуации одновременно с поворотом стопорного диска 6
поднимается зажимная планка. При этом ролики 6 выходят из зацепления со сто-
порным диском и тумба кнехта свободно вращается, освобождая швартовный
канат,
Киповые планки. Существуют следующие типы киповых пла-
нок: с роульсами и без роульсов, косые и прямые, открытые и
закрытые. Киповые планки без роульсов (косые и прямые) обычно
481
применяют только на небольших судах при малом диаметре швар-
товного каната. Открытые киповые планки с одним или двумя
роульсами применяют на небольших судах в носовой и кормовой
оконечностях, а с тремя роульсами — на крупных судах для
приема одновременно двух швартовов.
Большое распространение получили закрытые киповые планки
с наметками и роульсами (рис. 8.7). Они рассчитаны на пр имен е-
Рис. 8,7. Закрытие киповые планки: а — с наметкой; Й — с на-
меткой и роульсами; в — с поворотной наметкой и роульсами;
а — с вертикальными и горизонтальным роульсами.
1 — корпус; 2 — наметка; 3 — ось; 4 — штырь; S — держатель штыря;
6 — винт; 7 — роульс; 8 — втулка; 9 — шайба; 30 — шплинт; 13 —
стопор; 12 — ось с буртиком; 13 — штырь стопора; 14 — рукоятка сто-
пора; 13 — грриаоктальиыВ роульс; 16 — вертикальный роульс.
ние стальных канатов диаметром до 65 мм, а также растительных
и синтетических канатов. Закрытые киповые планки, основные
характеристики которых приведены в табл. 8.3, позволяют прини-
мать швартовный канат с любого направления. Киповые планки'
устанавливают на фальшборте (в нише фальшборта) или на па-
лубе. Вместо открытых киповых планок с тремя роульсами на
крупных морских судах нашли применение упрощенные киповые
планки, состоящие из трех отдельно стоящих роульсов, устанав-
ливаемых на фундаментах у вырезов в фальшбортах.
Швартовные клюзы. Простейшими являются стационарные
бортовые и палубные клюзы (рис. 8.8), которые рассчитаны на
применение стальных канатов диаметром до 65 мм, а также расти-
тельных и синтетических канатов.
492
Таблица 8.3. Оотипе характерястяи! накрытых ккшлых плшюк (см. рис. 8.7)
Тип Маяеияалъвкй диаметр сталь- ИФГО КАПАТЬ 4, км Маясвмал ыым длина окружжвстя капам 1, и Раамерм, км Масса КИПОВОЙ плавив М, к?
РАСТИ* тельного свктетв- тесного L в я 1, О а
С наметкой: 1-155 60 40 155 64 65 76 2,8
1-205 100 50 205 88 90 101 — 6,0
1-310 115 60 310 105 125 160 —*- —-F 8,3
1-400 150 80 400 140 140 190 — 16,5
1-520 200 115 520 160 178 —“ 240 — 35,0
С наметкой н роульсами: П-150 22,5 200 115 970 280 325 420 150 __ 235
П-190 28,0 275 150 1150 340 385 — 500 190 400
П-235 37,5 350 200 1440 400 450 — 590 235 580
С поворотной наметкой я роульсами: Ш-225 45,0 1350 390 490 600 225 700
Ш-280 56,0 1850 500 600 ПИ 750 280 —— 1195
Ш-325 65,0 — —" 2160 560 700 860 325 —— 1980
С вертикальными и гори- зонтальными роульсами: ГУ-75 13,5 115 60 640 175 225 130 240 75 60 54
IV-100 17,0 150 80 800 210 270 160 300 100 75 90
IV-125 22,5 200 115 940 245 316 190 360 125 955 155
Рис. 8.8. Клюзы швартовные литые: а. - бортовой овальный с креплением свар-
кой; б — бортовой овальный с рогами с креплением сваркой; в — бортовой
овальный с креплением заклепками или болтами; г — бортовой овальный умень-
шенный с креплением заклепками или болтами; д — палубный овальный с креп-
лением сваркой,
494
Таблица 8.4, Основные характеристики стационарных бортовых литых овальных швартовных клюзов (см. рнс. 8.8, а—г)
Тяа МвкСНнальнМ разрывное усилие каната в целон Тр, кН Раанеры. мм Масса клюва М. кг
Г, L 4. В» в. Bt «1 Hi Л
С креплением сваркой i 63 125 90 285 160 65 250 175 80 16
100 160 115 360 чм— 200 70 — 315 225 100 30
160 200 140 450 1^" 250 75 390 275 125 48
250 250 180 550 — 300 80 -мч 480 340 150 80
400 320 225 680 — 360 90 — 585 415 180 145
630 400 270 840 — 440 110 Г 710 500 220 225
1000 500 320 1020 — 520 130 — 840 595 260 350
1250 620 400 1240 — 620 150 — 1020 720 310 560
С рогами о креплением 63 125 90 285 400 160 68 175 250 175 80 15,5
сваркой 100 160 115 360 515 200 70 225 315 225 100 29,5
160 200 140 450 640 250 75 280 390 275 125 51,5
250 250 180 550 815 300 80 335 480 340 150 84,0
С креплением заклепка- 160 200 140 450 530 250 40 470 275 125 65
ми илл болтами 250 250 180 550 650 300 50 •ч— 580 340 150 82
400 320 225 680 780 360 58 — 685 415 180 172
Уменьшенный с крепле- 160 200 140 300 380 по 40 320 240 58 22
нием заклепками или бол- 250 250 180 390 490 160 50 — 420 320 84 49
таил 400 320 225 465 565 175 58 -— 470 370 96 67
Таблица 8.5. Основные характеристики стационарных палубных литых
овальных швартовных клюзов (см, рис. 8,8, д')
Максимальное разрывное усилие ка- ната Гр, кН Размеры, мм Масса клюза М, кг
1Г1 £, в, в. R
63 125 90 285 160 260 135 80 16
100 160 115 360 200 325 168 too 30
160 200 140 450 250 400 205 125 48
250 250 180 550 300 500 260 150 80
400 320 225 680 360 605 312 180 145
630 400 , 270 840 440 730 375 220 225
1000 500 320 1020 520 870 450 260 350
1250 620 400 1240 620 1050 540 310 560
1600 720 460 1440 720 1200 610 360 780
Бортовые клюзы могут быть круглыми и овальными, литыми
или сварными. Их крепление к фальшборту производится болтами
или сваркой. Внутренняя криволинейная поверхность клюза
должна иметь радиус кривизны не менее шести диаметров сталь-
ного каната или двух—четырех диаметров синтетического и рас-
тительного канатов. Это позволяет уменьшить износ швартовов.
Палубные швартовные клюзы устанавливают в тех районах, где
нет фальшбортов. Разновидностью швартовных клюзов являются
панамские клюзы, размеры которых должны удовлетворять Пра-
вилам Панамского канала.
Основные характеристики стационарных швартовных клюзов
приведены в табл. 8,4 и 8.5.
Существенным недостатком стационарных клюзов является-
значительный износ швартовных канатов. Стационарные клюзы
совершенно не пригодны для работы с автоматическими швартов-
ными лебедками (АШЛ). Уменьшить износ при частом выбирании
и травлении швартовов позволяют клюзы с различными вращаю-
щимися элементами.
К клюзам, предназначенным для работы с АШЛ, предъяв-
ляются довольно жесткие требования. Так, клюз практически не
должен ограничивать направление швартова за бортом судна, а из-
нос каната в клюзе должен быть сведен к минимуму. Должна быть
обеспечена удобная и быстрая проводка швартова через клюз,
а его масса и габариты должны быть минимальными,
В отечественной практике нашли применение шести- и восьмнроульсные
клюзы, а также самоустанавливающнеся (поворотные) клюзы с круговой обой-
мой (рис, 8.9),
Лучше всего перечисленным выше требованиям удовлетворяют шестироульс-
ные клюзы (рис. 8-9, б), которые получили широкое распространение на судах.
Два горизонтальных роульса установлены в стальной раме между двумя парами
вертикальных роульсов. Между роульсами, вращающимися на роликовых под-
шипниках, имеется просвет, равный 150X400 мм, для прохода швартовного
каната, который касается во время работы только вращающихся частей клюза.
496
Шестироульсные клюзы сравнительно хорошо работают с различными типами
канатов, однако они имеют значительную массу и габариты. Затруднена также
установка клюзов в средней части судна, так как наружные вертикальные роульсы
должны быть вынесены за линию борта.
Ряс. 8.9. Клюзы для автоматических швартовных лебедок.
/ — корпус; 2 — обойма поворотная; 3 — наметка; 4 — ролик; 5, 12, 17 — оси; б, —
Цилиндрические роульсы; 7 — болт; 3 — штифт; 9 — гайка; 10 — приварит; П —
подшипник; 13 — оседержатель; 14 — пресс-масленка; 15 — роульс сферический; /6 —
опора; 13 — втулка.
Восьмироульсные клюзы (рис. 8.9, в) предназначены для работы со сталь-
ными канатами диаметром до 37,5 мм и синтетическими канатами окружностью
до 200 мм при проведения как швартовных, так и буксирных операций. Внутрен-
ний контур клюза образуют четыре цилиндрических (два вертикальных и два
497
горизонтальных) роульса н четыре роульса со сферическими поверхностями.
Они обеспечивают изменение направления швартовного каната за бортом судна
в пределах 170°, Размеры внутреннего контура клюза д^Я прохода швартовного
каната равны. 360X360 им, К яедостятасам восьнирОулыжых клюзов следует
отнести большую массу, сложность изготовления, повреждение Проволок или
каболок канатов при попадании в зазоры между роульсами.
Клюзы самоустанаалнвающиеся (Поворотные) с круговой обоймой (рис. 8.9, а)
лишены указанных выше недостатков. В обойме, вращающейся ня шаровых опо-
рах, установлены два свободно вращающихся направляющих. ролика, между
которыми прохойлТ швартевный канат. При изменении направления каната воз-
никает вращающий момент, который разворачивает обойму в направлении ка-
ната. Диаметр направляющих роликов должен быть не менее десяти диаметров
стального швартовного канате. Самоустанавлнвеющнеся клюзы с круговой
обоймой плохо работают при малых углах отклонения канатов за бортом судна
я сложны в изготовлении.
Рис. 8.10, Клюзы самоустанявлнвающиеся с поворотными Шкивами для авто-
матических швартовных лебедок: а трехшкивный; б — одношкивный.
Клюзы самоустанавливающнеся с поворотными шкивами (рнс. 8.10) хорошо
работают как при малых, так н при больших углах отклонения каната.
Для синтетических канатов применяют литые стационарные клюзы с корро-
зионно-стойкой полированной внутренней поверхностью. Они компактны, про-
сты в изготовлении я в эксплуатации.
Стопоры. Для переноса швартовных канатов под нагрузкой
с барабанов швартовных механизмов на кнехты применяются пере-
носные и стационарные стопоры. Переносные стопоры бывают
цепными и клиновыми.
Цепной стопор представляет собой короткий участок цепи,
с одного конца к которому крепится пеньковый канат длиной 3 м,
а с другого увеличенное звено с такелажной скобой, с помощью
которой стопор соединяется с палубным обухом возле кнехта
(рис, 8.11, а). Натянутый участок швартова между клюзом (ки-
повой планкой) и швартовным механизмом обвивается несколь-
кими витками цепного участка стопора, затем обтягивается пень-
ковым канатом. Швартовный канат после снятия- сбарабана меха-
низма удерживается стопором под действием сил трения до за-
крепления его на кнехте. Цепные стопоры полностью не удовле-
творяют требованиям техники безопасности, особенно при работе
с синтетическими канатами.
Клиновые стопоры (рис. 8.11, б—а), удерживающие канат за-
жатием клиновых вкладышей, надежнее цепных. Вкладыши для
стальных канатов (см. рис. 8.11, а) отличаются от вкладышей для
498
растительных и синтетических канатов (см. рис. 8.11, в) тем, что
имеют канавки, соответствующие наружной поверхности каната.
Стопор крепится к палубному обуху с помощью цепного стропа.
Стопоры применяют для стальных канатов с диаметром до
30 мм и для синтетических и растительных канатов с длиной ок-
ружности до 200 мм. Для канатов больших диаметров вместо пере-
носных стопоров необходимо применять стационарные. Разру-
Рис. 8.11. Переносные стопоря для швартовныл канатов.
1 скоба такелажная] 2 звено увеличенное; 3 — короткоэвеннан цепь? 4 — пень-
ковый канат Длиной 3 MJ S — строп; б —< ось; 7 —• корпус; 8 — наметка; 9 — подтип-
кик; 19 — крышка; Н — рукоятка; 12 — болт откидной; 13 — гайка; 14 — втулка;
13 — корпус подшипника; 16 — корпус вкладыша; 17 — обкладка; 18 — пружина;
19 — пробка; 29 — фвксатор; 21 — планка; 22 — вкладыш (С —* предельное перемеще-
ние вкладыша).
тающая нагрузка швартовных стопоров должна быть не менее
0,15 разрывного усилия каната, для которого он предназначен.
Основные характеристики стопоров указаны в табл. 8.6.
Вьюшки. На морских судах обычно применяют вьюшки с го-
ризонтальным расположением барабана. Конструктивные осо-
бенности вьюшек определяются диаметром и длиной обслуживае-
мых канатов.
Вьюшки могут быть бесприводными и приводными. Приводные,
в свою очередь, делятся на вьюшки с ручным, электрическим или
гидравлическим приводом, с нерегулируемым или автоматически
регулируемым натяжением швартова, с тросоукладчиком и без
499
Таблица 8.6. Основные характеристики стопоров для швартовных канатов (см. рис. 8.11)
Допу* скдемая Макси* малькыА диаметр Максималь- ная длина окружности Рази ары. кы Масса
Тип нагрузка Тд. хн стального каната 4, МЫ неметалла* веского каната G мм L 4, 4, в я В di dt стопора Л1( кг
Переносков клиновой для стальных 6 12 15 9,3 13,5 15,0 — 910 135 115 145 260 140 8,5 11,5 13,5 7 9 11 7
23 33 19,0 22,5 — 1100 160 135 175 320 212 17,0 20,6 11 14 17 14
52 60 28,0 30,0 — 1270 190 160 205 350 230 26,0 28,0 14 16 20 22
Переносной клиновой для неметал- лических канатов 2S —*• 70 100 968 160 136 174 400 240 14,0 22,0 9 11 17 14
50 — 125 150 1310 200 174 228 450 290 30,0 38,0 14 16 20 28
90 — 175 200 1730 310 280 322 600 384 41,0 44,0 19 22 28 61
тросоукладчика. При больших диаметрах канатов применяют
вьюшки с ленточными тормозами.
Отечественная промышленность выпускает вьюшки беспри-
водные без тормозов, бесприводные с ленточными тормозами, при-
водные с ручным и электрическим приводом.
Вьюшки бесприводные без тормозов предназначены для хра-
нения стальных канатов диаметром 8,4—13,5 мм, растительных
и синтетических с длиной окружности 40—75 мм. Вьюшка беспри-
водная без тормоза (рис. 8.12, а) состоит из станины и горизон-
тального барабана, вращающегося в подшипниках. Вращение
барабана осуществляется вручную за обод реборды, поэтому диа-
метр реборд вместе с ободом должен быть на 300 мм больше, чем
диаметр барабана с полностью намотанным канатом.
Вьюшки бесприводные с ленточными тормозами (рис. 8.12, б)
предназначены для стальных канатов с диаметром 9,3—32 мм,
растительных и синтетических канатов с длиной окружности 50—
250 мм. Эти вьюшки могут снабжаться механическим приводом,
который присоединяется к хвостовикам цапф, выходящих из под-
шипников.
Конструкция вьюшки с ручным приводом показана на рис. 8.12,в.
Приводной механизм состоит из шестерни и зубчатого колеса.
Конструкция рукояток приводов обеспечивает их отключение при
травлении швартовов. Вьюшка снабжена ленточным тормозом и
храповым механизмом. Основные размеры вьюшек, изображен-
ных на рис. 8.12, даны в табл. 8.7.
На крупных судах, имеющих тяжелые швартовные канаты,
применяются швартовные электрические вьюшки ВЭШ-1 и ВЭШ-2,
снабженные тросоукладчиком (рис. 8.13). Для обеспечения ком-
пактности планетарный редуктор встроен в барабан вьюшки.
Вьюшка ВЭШ-1, предназначенная для работы с синтетическим
канатом окружностью до 175 мм, имеет тяговое усилие 2,94 кН,
максимальную и минимальную скорости травления и выбирания
соответственно 1 и 0,3 м/с, канатоемкость барабана 200 м. У вьюш-
ки ВЭШ-2 тяговое усилие 9,8 кН, максимальная и минимальная
скорости травления и выбирания каната соответственно 0,5 и
0,167 м/с, канатоемкость барабана 200 м.
Вьюшки с электро- и гидроприводом с автоматическим регу-
лированием натяжения швартовного каната устанавливают на
судах с автоматическими швартовными лебедками для обслужива-
ния дополнительных швартовных канатов, заводимых с помощью
турачек лебедок. Эго позволяет исключить ручной труд.
Судовые кранцы. Кранцы должны обладать достаточными
габаритами и податливостью, чтобы обеспечить передачу нагрузок
на возможно большую площадь борта и исключить его остаточные
деформации. Следует обратить внимание на прочность, простоту
конструкции и технологичность кранцев, а также на качество ма-
териалов, из которых они изготовляются, учитывая длительную
эксплуатацию в морских условиях [44].
601
Рис. 8Л2. Стальные вьюшки для швартовных н буксирных канатов.
1 >— станина; 2 — барабан; Л — подшипник; 4 — обод реборды; 5 — тор-
мозная лента; 6 — рычаг тормоза; 7 — шестерня; £ — зубчатое колесо; 9 —
собачка храповика; 10 — храповое колесо; П — рукоятка.
502
Таблица 8.7. Основные мрвэтервстикя стальных вьюшек для швартовных в буксирных канатов (си. рис. 8.12)
Tas Размеры, мм Массе вьюшка М, кг
D L О. 0. £. L. В Bi н ТА
Бесприводная 110 370 290 500 455 525 320 600 350 26
без тормозов 210 220 420 630 310 395 —•» 450 -— 810 495 32
210 350 420 630 500 585 450 630 810 495 50
270 270 550 780 435 540 — 550 780 955 565 70
270 480 550 780 645 750 — 550 780 955 565 74
Бесприводная 320 420 700 930 630 755 700 930 1155 690 115
с ленточным тор- мозом 320 650 700 930 860 985 — 700 930 1155 690 124
450 450 1000 1300 670 830 975 1300 1450 800 300
450 1200 1000 1300 1420 1580 975 1300 1450 800 354
Приводная 556 600 950 1200 836 1040 1630 850 1450 1330 736 370
550 1100 950 1200 1330 1540 2130 850 1450 1330 736 400
750 1350 1100 1500 1535 1910 2450 1200 1800 1680 930 650
По способу преобразования энергии швартовные кранцы де-
лятся на амортизирующие, демпфирующие и комбинированные.
К амортизирующим относят эластичные и пневматические краицы,
к демпфирующим — гидравлические и газовые, к комбинирован-
ным — гидропневматические и гидроэластичные.
Судовые кранцы подразделяются на постоянные и съемные.
Постоянные кранцы предусматриваются для предохранения от
Рнс. 8.13, Швартовные электрические вьюшкн: а — общий вид; б — габариты-
вьюшки ВЭШ-1; в — габариты вьюшки ВЭШ-2.
1 —- станина; 2 —- электропривод; 3 — барабан со встроенный планетарным редукто^
ром; 4 — трссоуклаДчмк.
повреждений тех частей судна, которые часто входят в контакты
с другими объектами при швартовных и буксирных операциях.
Постоянные кранцы прочно соединяются с элементами корпуса
судна. К группе постоянных кранцевых устройств следует отнести
кормовые и носовые кранцы буксирных судов, а также приваль-
ные брусья (см. рис. 9.30 и 9.33 и табл. 9.3). Однако для большин-
ства типов морских судов более рационально использовать съем-
ные или временные кранцы, которые необходимы только в период
Швартовных операций.
На рис. 8,14 показано устройство мягкого подвесного швартовного кранца,
а в табл, 8.8 даны размеры кранцев этого типа. Недостатками таких кранцев
являются низкая амортизирующая способность, большая трудоемкость изго-
товления, подверженность гниению и малый срок службы.
В морских швартовных операциях предпочтение отдается пневматическим
кранцам, которые отличаются значительной энергоемкостью н обеспечивают
малые контактные давления. Более простыми по конструкции являются беска-
мерные кранцы (рнс. 8.15). Обычно они имеют резиновую оболочку, укреплен-
ную для восприятия больших нагрузок синтетическим или металлическим кор-
дом. Толщина оболочки В зависимости от размеров кранцев составляет 9—30 мм.
504
Рис. 8.14. Мягкий швартовный
кранец,
I — оплетка ва прядей пенькового
(манильского) каната; 2 — кроше-
ная пробка; 3 — парусиновые ые-
шок; 4 — стройка йя пенькового
(манильского) каната; 5 ~ коуш;
$ — бензель.
При креплении кранца (рис. 8.15, а, б) на его оболочку надевают сеть
из стального каната, пропущенного через резиновые трубки. Меридиаяальные
канаты, заканчивающиеся огонами, стягиваются скобой, за которую крепится
строп. Торцевые фланцы используются для установки предохранительного кла-
пана и надувания кранца (рис. 8.15, а). Для уменьшения износа кранца к сети
присоединяют шины. Постановку кранца производят с помощью грузового
устройства. В торцах на фланцах могут закрепляться рымы (рис. 8.15, г), соеди-
ненные между собой цепью или канатом, которые используются для закрепле-
нии кранцев за бортом. В этом случае сеть не нужна.
Двухслойные или камерные кранцы имеют прочную резииокордную наруж-
ную и герметизирующую внутреннюю оболочки (рис. 8.16). По своим характе-
ристикам они уступают бескамерным кранцам. Их недостаток — слабое крепле-
ние фланцев (пропустить внутрь кранца цепь
или канат не позволяет камера). Кранцы свя-
зывают по четыре штуки и подвешивают
у борта так, чтобы они плавали.
Основные характеристики отечественных
и зарубежных пневматических швартовных
кранцев приведены в табл. 8.9. Крепление
пневматических кранцев по-походиому на
палубе показано на рис. 8.17.
В гидравлических кранцах часть энер-
гии сжатия погашается неупругими силами.
На рис. 8.18 показаны гидравлические кра-
нцы трех типов, имеющих толстостенную
резиновую оболочку с отверстиями. Кранцы
частично или полностью заполняются водой
и подвешиваются в вертикальном положе-
ния, Они могут иметь как положительную,
так н отрицательную плавучесть.
При сближении судов оболочка кранцев
сжимается и давление внутри нее за счет
сопротивления и отверстиях повышается.
Частично вода выдавливается наружу. При
расхождении судов кранец должен напол-
ниться водой, чтобы быть готовым воспри-
нять новый навал судна. Засасывание воды
происходит за счет сид упругости толсто-
стенной оболочки. Недостаток таких кранцев - их большая масса.
Гцдропневматнческий кранец (рис, 8.19) имеет две оболочки. Внутренний
оболочка заполнена воздухом. Вода, находящаяся между оболочками, при сжа-
тии через шланг и фильтр выдавливается наружу. Через тот же шланг вода воз-
вращается в кранец. Внутренняя и наружная оболочки соединены между собой
канатам, разгружающим оболочку от продольных усилий. В отличие от пневма-
тических гидропневматические кранцы обеспечивают более мягкую аморти-
зацию.
Таблица 8.8, Характеристики мягких щвартониых кранцев (см. рис. 8.14)
Кравец Размеры, мм Масса кранца М, иг
я D
Малый 300 400 180 5,0
Средний 500 600 300 12,2
Большой 700 800 500 31,5
505
Рис, 8.15. Пневматические бескамерные кранцы.
I, 3 —1 клапаны; 3 — оболочка; 4, 3 скобы; 3 — огон: Г, 8, S — ыеридиа-
нальнме к окружные какают Ю, 11 — резв новы с трубки; 13 — строп; 13 —
Скоба; 14 — шины; 13 — фланец; 13 — подкрепляющее кольцо; 17 — корд;
18 — резака; 1S — шпилька; 30 — съемный стакан; 31 — внутренней обух; 33 —
цепь; 33 — наружный рым.
J — реэжиоткаиеэая покрышка баллона кранца; 3 — протектор; 3 —
камера; 4 — внутренняя часть фланца; 3 — внешняя часть фланца;
3 ниппель; 7 — кольцо: S — скоба.
Таблица 8.9. Характеристики пневматических кранцев
Пор яД’ КОВыЙ иомер Диаметр баллона, мм Длина балло- на, мм Начальное избыточное давление воздуха в баллоне, кПа Реакция при. сжатая на половину диаметра, кН Энерго- емкость при сжатии на половину диаметра, кДж Масса, кг
I 3000 6000 68,6 2058 1274,0 2350
2 2000 3600 78,5 1078 314,0 1000
3 1600 4500 98,0 980 441,0 1000
4 1200 4500 49,0 157 49,0 760
5 960 3000 78,5 — 380
6 4500 9000 49,0 3785 2610,0 5000
7 2000 3500 39,2 461 132,4 550
8 1500 3000 39,2 492 115,4 800
9 1000 2000 39,2 219,5 34,6 320
Пр нмечанне. Кранцы 1 —5 отечественного 6—9 зарубежного изготовления. взготовленая. кранцы
2 3 4 5
Рис. 8.17. Крепление кранцев по-походиому.
I, 1 — пеньковые ваВтовы; 3 — баллов; 4 — фланец; 6 - скоба; 6 — ложе»
мевт.
Рве. 8.18. Гидравлические кранцы.
507
Эластичные швартовные кранцы могут работать на сжатие, изгиб и сдвиг.
Для швартовки в море научно-исследовательских аппаратов наиболее при-
годны щеточные кранцы (рис. 8.20). Кранец представляет собой ряд резиновых
f
i
Рис. 8.20. Щеточные кра
нцы: а — конструкция}
б — схема работы.
1 — резиновый втеркевь,
i — мстллличевмля иахыч
3 — «тикая.
Рис. 8.19. Гидропневма-
тический кранец.
стержней со скосами, способствующими нагибу стержней. Они укреплены в спе-
циальных стаканах на жестком основании. Щеточные кранцы просты и техно-
логичны, хорошо работают при ограничениях их толщины.
$ 8.3. Механизмы швартовных устройств
На судах морского флота для выполнения швартовных
операций применяют механизмы, конструктивная классификация
которых приведена на рис. 8.21. По типу привода механизмы
швартовных устройств разделяются на паровые, пневматические,
электрические и гидравлические.
Шпили. Это — швартовные механизмы с вертикальным бара-
баном, дающим возможность принимать горизонтальный швар-
товный канат с любого направления. Шпили, устанавливаемые
на судах любых размеров и назначений, служат для выбирания
стальных, растительных и синтетических канатов. Обычно швар-
товные шпили имеют две или три скорости выбирания швартов-
ного каната (малую, номинальную, наибольшую), что позволяет
варьировать тяговые усилия и продолжительность работы. Швар-
товный шпиль имеет автоматический нормально замкнутый тор-
моз с устройством для ручного растормаживания (для безопасного
выполнения работы). При прекращении подачи энергии к привод-
ному двигателю тормоз должен удерживать турачку в неподвиж-
ном состоянии при действии в канате статического усилия, равного
не менее 1,5 номинального тягового усилия шпиля.
Тормоз швартовного барабана должен удерживать швартов,
натяжение в котором составляет не менее 0,8 разрывной нагрузки
каната, закрепленного на первом слое навивки на барабане. Для
удобства обслуживания общая высота швартовного барабана
шпиля от фундамента до наивысшей точки должна быть не более
1350 мм, а наибольший диаметр турачки — не более 1400 мм.
Высота нижней реборды турачки над палубой должна составлять
не менее 200 мм
лов
§
Таблица 8.10. Основные характеристики швартовных шпилей
1 Модель шпиля Номи- нальное тяговое усилие на бара- бане кН Скорость выбирания швартовного каната о, м/с Максим аль* аый дваметр стального каната d, мм Максималь- ная длина окружности каната /. мы
мнев- Мальаая номинальная макси* жальная
расти- тельного синтети- ческого
1 8,0 Не уста- навли- вается 0,25-0,30 Не уста- навлива- ется 13,5 100 60
2 12,5 То же 0,25-0,30 То же 15,0 125 80
3 20,0 В 0,25-0,30 0,40—0,67 19,0 175 90
4 30,0 <10,13 0,20—0,27 0,40—0,67 22,5 200 115
5 50,0 <0.13 0,20—0,27 0,40-0,67 24,5 (30,0) 225 150
6 80.0 <0.13 0.20—0,27 0,40—0.67 30,0 (33,5) 300 175
7 100,0 <0,13 0,18—0,23 0,40—0,67 33,5 (41,0) 350 200
Прикечанче. В скобках приведены диаметры стального каната,
устававлиааемые по требованию заказчика.
Проверка прочности деталей швартовных шпилей должна про-
водиться при номинальном тяговом усилии на турачке и при дей-
ствии стояночного момента двигателя. В первом случае расчетные
напряжения в деталях шпилей не должны превосходить 0,4, а во
втором — 0,95 предела текучести.
Узлы крепления швартовных шпилей, баллеры и их опоры
должны выдерживать разрывное усилие расчетного стального ка-
ната, приложенное к середине турачки. При этом расчетные на-
пряжения не должны превышать 0,95 предела текучести материала.
Отечественная промышленность выпускает швартовные шпили
семи моделей (табл. 8.10).
У электрических швартовных безбаллерных шпилей (рис. 8.22)
электродвигатель и приводной механизм, состоящий из трех пар
цилиндрических зубчатых передач, смонтированы внутри барабана
шпиля. Такая конструкция позволила уменьшить габариты, повы-
сить надежность конструкции и КПД шпиля (из-за отсутствия чер-
вячных передач). Кроме того сократилась трудоемкость монтажа
шпилей на судне. Основные характеристики швартовных безбал-
лерных шпилей приведены в табл. 8.11.
Баллерный швартовный электрический шпиль ШЭ52
(рис. 8.23, а), двигатель и редуктор которого смонтированы на
одной фундаментной раме, позволяет осуществлять простой и бы-
стрый монтаж шпиля на судне, а в случае необходимости —
быструю замену агрегатов. Главный недостаток такого шпиля —
возможность задевания швартовного каната за электродвигатель.
Даже при относительно небольшом тяговом усилии на турачке
510
Рис. 8.22. Швартовный безбаллериый шпиль: а — конструк-
ция; б — вид спереди; в — вид сверху.
1 — швартовный барабан; 2 — станина с вмонтированным редук-
тором.
Рис. 8.23. Однопалубные швартовные
1 — швартовный барабан; 2 — станина с
двигатель; 4 — редуктор; 5 — плита.
баллерные шпили.
нмонткрованнын редуктором; 3 — электро*
J74
511 ’
Таблица 8.11. Основные характеристики безбаллерных шпилей (см. рис. 8.22)
Марка Номи- нальное тяговое усилие на бара- бане Гдр кН Скорость выбирания каната р, м/с Размеры, им Мас- са шпи- ля М, KF
мини- мальная номи- нальная № 32 к ч Я 2 L в 0» D н
шз 19,6 — 0,25 0,58 0,865 0,800 0.61 0.52 1,05 950
Ш4 29,4 0,11 0,25 0,40 1,000 0,920 0,66 0,56 1,06 1320
Ш5 49,0 0,13 0,23 0,50 1,355 1,195 0,80 0,62 1,23 2340
Ш6 78,0 0,10 0,22 0,47 1,500 1,330 0,90 0,75 1,28 3190
САЗО САЗОН 30,0 0,15 0,33 0,50 — 1,055 — 0,53 1,11 —
СА5О СА50Н 50,0 0.08 0.10 0,20 0,23 0,33 0,46 — 1,055 — 0,53 1,11 1,21 —
СА80 СА80Н 80,0 0,06 0,15 0,30 — 1,150 — 0,58 1,24 —
СА100 СА100Н 100,0 0,08 0,18 0,36 — 1,390 — 0,66 1,38 —
СА120 СА120Н 120,0 0,06 0,15 0,30 — 1,390 — 0,66 1,38 —
он занижает много места на палубе, затруднено также и его обслу-
живание из-за сложности подхода к барабану.
Б аллерные однопалубные электрические шпили с подпалубным
расположением двигателя и червячного редуктора (рис. 8.23, б)
позволяют освободить палубу от механизмов и обеспечить удоб-
ную работу со швартовами. Однако неудобство эксплуатации огра-
ничивает применение таких шпилей.
Этого недостатка лишены баллерные двухпалубные электри-
ческие шпили типов ШД (рис. 8.24, а), К (рис. 8.24, б) и гидравли-
ческих КН (рис. 8.25). Они обеспечивают хорошую защиту меха-
низмов от атмосферных воздействий; трудоемкость их монтажа
значительно снижена. Вертикально расположенный двигатель
шпилей типов К и КН смонтирован на корпусе круглого в плане
редуктора. В отличие от механизма с горизонтальным электро-
двигателем и червячным редуктором такое решение позволяет
применить цилиндрический редуктор и повысить КПД передачи.
Промежуточный баллер таких шпилей соединяется с баллером
швартовного барабана и вертикальным валом редуктора с по-
512
мощью фланцевых муфт. Основные характеристики швартовных
двухпалубных баллерных шпилей даны в табл. 8,12.
Автоматический баллерный швартовный шпиль (рис. 8.26) снабжен устрой-
ством для автоматического контроля натяжения в швартовном тросе при изме-
нении осадки судна или отливах—приливах. Часть шпиля предусмотрена для
хранения каната. Она состоит
Рис. 8.24. Двухпалубные швартовные баллер-
ные шпили.
J — швартовный барабан; 3 баллерг J — электро-
двигатель; 4 — редуктор.
из двух или трех турачек ко-
нической формы с общим
баллером. Канат при выби-
рании наматывается в один
ряд сначала на нижнюю ту-
рачку. При достижении верх-
ней части конуса канат по
специальной канавке пере-
ходит на следующую турачку
и наматывается ка нее. Для
плотной укладки швартов-
ного каната на турачки пред-
усмотрен прижимной ролик.
При использовании ав-
томатических швартовных
шпилей канаты практически
Рис. 8.25. Гидравлический
двухпалубный шпиль типа
КН.
не подвержены воздействию внешней среды; снижается численность эки-
пажа, участвующего в швартовных операциях; уменьшается площадь палубы,
отводимая под швартовное устройство, так как отпадает необходимость во вьюшке
для швартовного каната.
Швартовные лебедки. Швартовные лебедки предназначены
— обеспечивать выбирание швартовного каната с заданной
скоростью как под нагрузкой, так и без нагрузки;
— удерживать при отключенном приводе ленточным тормозом
швартовный канат, натяжение которого равно 0,8 его разрывной
нагрузки;
17 А.мс.йДро. М Н к др.
513
Таблица 8.12, Основные характеристики швартовных двухпалубных баллерных шпилей (см. рис. 8.24)
Марка Номинал ьное тяговое усилие иа барабане Тщ, кН Скорость выбвраияя каната, о и/с Размера, и Масса шпиля Мр кг
минималь- ная воминаль* идя максималь- ная S А д в D
Ш6Д 78,4 0,1 0,3 0,5 2,1 2,6 3,0 3,2 0,920 0,740 1,3 1,310 0,54 3910 3940 3960 3970
Ш7Д 98,0 од 0,2 0,43 2,2 2,6 3,0 3,2 1,020 0,815 1,475 1,478 0,74 5560 5595 5630 5650
КЗО 30,0 — 0,20 0,40 — 0,300 1,000 0,980 0,980 0,40 —
К 50 50,0 0,08—0,10 0,18—0,21 0,30—0,43 — 0,400 1,110 1,250 1,25 0,46 —’
К80 80,0 0,06—0,10 0,13—0,20 0,26-0,40 0,540 1,495 1,730 1,73 0,53 —
К100 100,0 0,08—0,10 0,16—0,21 0,33—0,43 0,560 1,550 1,900 1,900 0,60 —
К120 120,0 0,08 0,18 0,36 — 0,610 1,550 1,900 1,900 0,67 —
Рас. 8.26. Баллерный автоматический
швартовный шпиль.
J — прижимной ролик; Т — желобок; Э — ту-
рачка; 4 — баллер; 6 — канат; 6 — направ-
ляющий ролик.
— обеспечивать травление ненагруженного каната при отклю-
ченном от основного привода барабане лебедки;
— предотвращать повреждения лебедки при резком возраста-
нии натяжения швартова.
Швартовные лебедки делятся на автоматические и неавтома-
тические.
Автоматические швартовные лебедки также должны!
— иметь при работе в неавтоматическом режиме характери-
стики не хуже характеристик соответствующих неавтоматических
лебедок; 2 з ?
— поддерживать в авто-
матическом режиме натяже-
ние швартова в заранее за-
данных пределах;
— предотвращать отход
судна от причала при повы-
шении нагрузки сверх задан-
ного предела путем тормо-
жения барабана при вытра-
вливании заданной допусти-
мой длины каната;
— иметь приборы для
указания вытравленной дли-
ны каната и фактической
величины усилия, действую-
щего в швартовном канате при автоматическом режиме работы;
— иметь звуковую предупредительную сигнализацию, сраба-
тывающую при вытравливании максимально допустимой длины
каната.
В конструкции автоматических швартовных лебедок должна
предусматриваться возможность использования их с брашпильной
приставкой для выполнения якорно-швартовных операций.
Необходимо проверять на прочность детали лебедок, находя-
щихся в потоке силовых линий, при действии на швартовный ба-
рабан номинального натяжения и усилия, соответствующего мак-
симальному моменту привода, а также разрывной нагрузки швар-
товного каната; в первых двух случаях приведенные напряжения
не должны превышать 0,4, а в третьем — 0,95 предела текучести
материала.
По сравнению с традиционными швартовными механизмами
швартовные лебедки сокращают количество подаваемых канатов
и использование ручного труда, а также повышают безопасность
швартовных операций.
Электрогидравлическая автоматическая швартовная однобара-
банная лебедка ЛЭГША-6 (рис. 8.27, а к 8.28, а) имеет два канато-
укладчика. Конструкция лебедки позволяет использовать ее в ком-
бинации с брашпильной приставкой, а также производить динами-
ческое торможение судна. Лебедка ЛЭГША-6 снабжена автоном-
17’ 515
Рис. 8.27. Гидравлические автоматические швартовные однобар абаяные ле-
бедки: а — ЛЭГША-6; б — MV.
Рнс. 8.28. Основные размеры гидравлических автоматических
однобарабанных швартовных лебедок: а — ЛЭГША-6: б, в —
MV.
516
ным гидроприводом, обеспечивающим плавную бесступенчатую
регулировку скорости выбирания каната, бесшумность работы,
надежное предохранение механизма от перегрузок. Однако опыт
эксплуатации лебедки ЛЭГША-6 показал, что ее конструкция
сложна и требует высокой квалификации обслуживающего персо-
Рис, 8.29. Основные размера
электрическим автоматиче-
скии швартовный лебедой:
а — ЛЭША-2; б — SMV.
нала. Гидравлические ав-
томатические швартовные
однобарабанные лебедки
MV показаны на рис.8.27,б
и 8.28, б, в.
Электрическая автома-
тическая швартовная ле-
бедка ЛЭША-2 (рис.
8.29, а) не позволяет про-
изводить динамическое
торможение при шварто-
вке судна из-за возмож-
ных разрывов канатов.
Кроме того, из-за высо-
ких скоростей работы ле-
бедки ЛЭША-2 без на-
грузки требуется установка дополнительного гидропривода с на-
сосом, работающим от самостоятельного электродвигателя. Ука-
занные недостатки лебедки ЛЭША-2 снижают эффективность при-
менения ее на судах.
Конструкция лебедки SMV (рис. 8.29, б) в отличие от лебедки
ЛЭША-2, позволяет эксплуатировать ее с брашпильными при-
ставками. Для ускорения швартовных операций применяют двух-
барабанные швартовные лебедки MV (рис. 8.30), в которых один
привод используется для механизации работ с двумя канатами.
При этом только один швартовный барабан может работать в ав-
517
Таблица &13« Основные характеристики
автоматических швартовных лебедок <
Марка Номв- няяьное гиговое ус клав Л,. кН , Скорость выбира- ния каната. й/с Расход рабочей жидкости оря номи- нальной скорости <?л. л/нии Мас- са М, я А Л, Раа
1 мнннмаль- 1 и®я °min 1 яомяналь- НАН WHOb| ! вей -я нанимай 1 А,
ЛЭСША-1 49,0 0,07 0,13 0,27 —— 5,6 — — —
29,4 0,07 0,13 0,27 13,3 2,370 — —
ЛЭША-2 49,0 0,07 0,13 0,27 13,3 2,370 —
78,4 0,07 0,13 0,27 — 13,3 2,370 — —
49,0 0,07 0,27 1.0 14,2 2,545 — —
ЛЭГША-6 78,4 0,07 0,27 1,0 — 14,2 2,545 — —
117,0 0,07 0,27 1.0 — 14,2 2,545 — —
30 0,25 0,75 30 2,1 1,510
бо 0,25 0,75 45 2,1 1,510 — ' 1
80 0,25 0,75 70 2,8 1,640 — —
100 — 0,25 0,75 90 3,5 1,950 — —
MV 120 — 0,20 0,60 85 3,5 1,950 — —
140 0,20 0,60 100 4,5 2,100 — —
160 '— 0,20 0,60 115 4.5 2,100 — —
200 —— 0,16 0,48 115 5,8 2,570 —
240 — 0,16 0,48 135 7.0 2.630 —- —
80 0,03 0,15 0,30 __ 5,6 1,800 —
100 0,03 0,16 0,32 — U. 5.6 2,070 —
SMV 120 0,03 0,13 0,26 — 5,6 2,070 — —
140 0,03 0,11 0,23 — 6,0 2,200 —
160 0,02 0,10 0,20 6,0 2,200 —
78,4 0,03 0,17 0,28 112 4,0 2,033 1,783 1,895
MV8 78,4 0,13 0,42 0,63 255 4,0 2,033] 1,783 1,895
78,4 0,22 0,60 0,90 363 4,0 2,033 1,783 1,895
78,4 0,36 0,92 1,36 545 4,0 2,033 1,783 1,895
117,6 0,02 0,19 0,37 112 4,0 2,057 1,807 1,871
MV12 117,6 0,24 0,62 0,97 545 4,0 2,057 1,807 1,871
117,6 0,28 0,70, 1.10 625 4,0 2,057 1,807 1,871
117,6 0,35 0,85 1,33 760 4,0 2,057 1,807 1,871
156,8 0,05 0,18 0,27 215 4,6 2,160 1,855 1,941
MVI6 156,8 0,21 0,50 0,80 625 4,6 2,160 1,855 1,941
156,8 0,26 0,62 0,98 760 4,6 2,160 1.855 1.941
156,8 0,35 0,82 1,30 1000 4,6 2,160 1,855 1,941
518
(см. рнс. 8.28, 8.29, 8.30)
меры, м
В С D Е F Н ь £-1 а
1,80 1,285 — — — — 2,26 — — —
2,250 2,250 2,250 1,410 1,410 1,410 1 1 1 1 1 1 0,900 0,900 0,900 1 1 1 3,050 3,050 3,050 Ill — —
2,700 2,700 2,700 1,780 1,780 1,780 — — — — 3,460 3,460 3,460 — — —
1,455 1,455 1,595 1,870 1,870 2,125 2,125 2,235 2,370 1,105 1,105 1,105 1,230 1,230 1,300 1,300 1,400 1,550 0,520 0,520 0,520 0,520 0,520 0,520 0,520 0,520 0,520 0,900 0,900 0,900 1.000 1,000 1,000 1,000 1,100 1,100 0,900 0,900 0,900 1,100 1,100 1,100 1,100 1,300 1,300 0,530 0,530 0,530 0,630 0,630 0,700 0,700 0,700 0,800 2,110 2,110 2,240 2,550 2,550 2,700 2,700 3,170 3,230 II111 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 и 0,525 0,525 0,525 0,525 0,525 0,600 0,600 0,630 0,630
2,500 2,400 2,400 2,850 2,850 1,000 1,160 1,160 1,370 1,370 0,530 0,530 0,530 0,530 0,530 0,920 1,100 1,100 1,100 1,100 0,900 0,900 0,900 0,900 0,900 0,530 0,600 0,600 0,710 0,710 2,300 2,670 2,670 2,800 2,800 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0,525 0,630 0,630 0,630 0,630
1,775 1,775 1,775 1,775 1,420 1,420 1,420 1,420 0,521 0,521 0,521 0,521 1,350 1,350 1,350 1,350 0,850 0,850 0,850 0,850 0,745 0,745 0,745 0,745 2,530 2,530 2,530 2,530 4,228 4,228 4,228 4,228 4,375 4,375 4,375 4,375 0,521 0,521 0,521 0,521
1,882 1,882 1,882 1,882 1,420 1,420 1,420 1,420 0,521 0,521 0,521 0,521 1,350 1,350 1,350 1,350 0,850 0,850 0,850 0,850 0,745 0,745 0,745 0,745 2,591 2,591 2,591 2,591 4,228 4,228 4,228 4,228 4,425 4,425 4,425 4,425 0,521 0,521 0,521 0,521
1,880 1,880 1,880 1,880 1,510 1,510 1,510 1,510 0,521 0,521 0,521 0,521 1,350 1,350 1,350 1,350 0,850 0,850 0,850 0,850 0,835 0,835 0,835 0,835 2,698 2,698 2,698 2,698 4,372 4,372 4,372 4,372 4,595 4,595 4,595 4,595 0,521 0,521 0,52) 0,521
519
Марка Нойя- «адыгее тяговое УС8ДЯ8 Т* КН Скорость вмбара- яия каната. м/с Расход рабочей жидкости При вомя- вааьяой скорости И/мяа Мас- са М. Paa s
i а xj* К М 4 IX спгашыь» вая oHqM i — Si И О 32 >5 Л Л, л. 4
MV20 196,0 196,0 196,0 196,0 0,02 0,27 0,35 0.42 0,14 0,70 0,85 1.02 0,23 1,10 1,37 1,63 215 1000 1225 1460 6,5 6,5 6,5 6,5 2,582 2,582 2,582 2,582 2,249 2,249 2,249 2,249 2,096 2,096 2,096 2,096 *
MV25 245 245 245 245 0,03 0,27 0,32 0,45 0,13 0,65 0,77 1,03 0.23 1,02 1,22 1,63 287 1225 1460 1967 7,0 7,0 7,0 7,0 2,582 2.582 2,582 2,582 2,249 2,249 2,249 2,249 2,096 2,096 2,096 2,096
MV32 313,6 313,6 313,6 313,6 313,6 0,03 0,21 0,26 0,36 0,48 0,10 0,52 0,62 0,83 0,93 0,18 0,80 0,97 1,30 1.47 287 1225 1460 1967 2200 7,5 7,5 7,5 7,5 7,5 2,948 2,948 2,948 2,948 2.948 2,543 2,543 2,543 2,543 2.543 2,311 2,311 2,311 2,311 2,311
соматическом режиме. На лебедках MV и SMV могут применяться
как стальные, так и синтетические канаты.
Основные характеристики автоматических швартовных лебе- - i
док приведены в табл. 8.13.
Опыт эксплуатации синтетических канатов, иснолмующихся на швартовных
лебедках, показал, что часто возникают провалы верхних слоев каната и ниж-
ние. При этом в результате уменьшения радиуса намотки ходового конца швар-
това и постоянства крутящего момента на барабане происходит защемление ка-
ната, которое может вызвать его разрыв, что особенно опасно у лебедок с боль-
шим тяговым усилием. Следует отметать, что малая ханатоемкость лебедок
не позволяет применять швартовные канаты большой длины.
В специальных автоматических швартовных механизмах для работы с син-
тетическими канатами (рнс. 8.31) предусмотрены накопительная н рабочая части.
Практически это реализуется либо разделением швартовного барабана на две
части специальной ребордой с прорезью (рис. 8.31, г) либо оборудованием ле-
бедки тяговым механизмом (рабочая часть) и накопительным устройством
(рнс. 8.31, б). В обоих случаях в рабочей части канат укладывается в один слой.
Автоматические швартовные лебедки с тяговым механизмом н накопитель-
ным устройством могут быть одно- и двухпалубными. Двухпалубная лебедка
TU/SU (рис. 8.31, а) предназначена для синтетического швартовного каната
с длиной окружности до 250 мм. Тяговый механизм, установленный ва верхней
палубе, состоит из синхронно работающих транзитных желобчатых барабавов,
вращающихся от приводного вала с центральной шестерней, входящей в зацеп-
ление одновременно с шестернями валов обоих барабаиов. Желобки барабанов I
имеют разный диаметр для компенсации различных удлинений каната в раз-
личных частях барабанов. Двойные транзитные барабаны лебедок 80TU/SU
520
Продолжение табл. 8.13
меры, ы
в С D В г я L L, G
2,320 2,320 2,320 2,320 1,610 1,610 1,610 1,610 0,576 0,576 0,576 0,576 1,400 1,400 1,400 1,400 1,000 1,000 1,000 1,000 0,910 0,910 0,910 0,910 3,207 3,207 3,207 3,207 4,966 4,966 4,966 4,966 5,558 5,558 5,558 5,558 0,576 0,576 0,576 0,576
2,320 2,320 2,320 2,320 1,610 1,610 1,610 1,610 0,640 0,640 0,640 0,640 1,600 1,600 1,600 1,600 1,000 1,000 1,000 1,000 0,910 0,910 0,910 0,910 3,207 3,207 3,207 3,207 4,966 4,966 4,966 4.966 5,558 5,558 5,558 5,558 0,640 0,640 0,540 0,640
2,370 2,370 2,370 2,370 2,370 1,660 1,660 1,660 1,660 1,660 0,704 0,704 0,704 0,704 0,704 1,600 1,600 1,600 1,600 1,600 1,200 1,200 1,200 1,200 1,200 0,910 0,910 0,910 0,910 0,910 3,585 3,585 3,585 3,585 3,585 5,475 5,475 5,475 5,475 5,475 5,435 5,435 5,435 5,435 5,435 0,704 0,704 0,704 0,704 0,704
и 100TU/SU снижают максимальные тяговые усилия швартовного каната соот-
ветственно со 196 н 294 кН до 1 кН. Накопительное устройство, расположенное
на нижней палубе, состоит из барабана, вмещающего до 550 м синтетического
каната, и канатоукладчика. На рнс. 8.31, б, в показаны варианты установки
двухпалубных лебедок на судне.
Однопалубная автоматическая швартовная лебедка с двойным транзитным
барабаном для работы с синтетическими канатами представлена на рис. 8.32.
Палубные механизмы, имеющие швартовные барабаны. Эти
механизмы, к которым относятся брашпили, якорно-швартовные
шпили и лебедки (см. главы 4 и 7), нашли широкое применение на
судах. Особенно часто используются якорно-швартовные лебедки
(швартовные лебедки с брашпильными приставками), которые
снижают массу и стоимость якорно-швартовного устройства.
Вспомогательные средства механизации. &ги средства, вклю-
чающие кнехты с вращающимися тумбами (КВТ), двухголовочные
шпили, шпили, совмещенные с кнехтами, механизированные
вьюшки, предназначены для выбирания, травления и крепления
швартовных канатов.
Тумбы КВТ могут свободно вращаться в одну сторону на спе-
циальном баллере. Для этого они снабжаются храповым меха-
низмом. Вращение тумб КВТ происходит под действием усилия
швартовного каната, выбираемого шпилем. Обычно КВТ позволяют
автоматически стравливать канат при возрастании в нем усилия
521
свыше некоторого уровня, это обеспечивается муфтой предельного
момента и пружинным пластинчатым тормозом, соединенным
с муфтой предельного момента и контролирующим вращение
тумбы в направлении, обратном выбиранию каната.
КВТ имеют систему растормаживания тумб и стопор каната,
который создает достаточное сопротивление для удержания судна
Ряс. 8.30. Основные размеры двухбарабанных гидравлических авто-
матических швартовных лебедок MV: а—с двумя или с одной
турачкой; б- с одной турачкой.
1 турвчка; 2 — швартоввыб барабанг 3 - редуктор: 4 — гидравличе-
вкяв Двягятель; 5 —* муфта; 6 — ленточный тормоз.
у причала. Для увеличения площади контакта с канатом на по-
верхности тумб могут быть предусмотрены V-образньге канавки.
Применение КВТ позволяет на 5—10 % снизить трудоемкость
швартовных работ, сократить количество членов экипажа, участ-
вующих в швартовных операциях, повышает безопасность работ и
увеличивает срок службы канатов.
Конструкция кнехта, автоматически стравливающего канат
под нагрузкой, приведена на рис. 8.33 и 8.34, а. Недостаток этого
устройства — расположение муфты предельного момента в верх-
Рнс. 8.31. Швартовные механизмы для работы с синтетическими канатами: а —
двухпалубная автоматическая швартовная лебедка TU/SU с транзитными бара-
банами; б — варианты установки накопительного устройства лебедки; в — рас-
положение киповой планкн и лебедки на палубе судна; г — двухсекционный
швартовный барабан лебедки.
1 — ленточный тормоз; 2 — желобчатый двойной транзитный барабан; 3 —- общая ше->
стерня привода двойного барабана; 4— приводной вал: 5 — фланцевая муфта; £ — под-
шкпкики; 7 — бак с маслом; £ — корпус; 9 — швартовный канат; 10^верхняя палуба;
11 — направляющий шкив каяатоукладчнка; /2—роликовая цепь; 13—канатоукладчнк;
14 — пневматический двигатель; 15 — направляющие блоки; 16 — противовес; 17 —
нижняя палуба; /3 — накопительная вьюшка; 19 — рукоятка муфты; 20 — накопитель-
ное устройство; 21 — двухбарабанный блок; 22 — квповая планка; 23 —» прорезь в ре-
борде; 24 — рЙ5орДа; 25 — швартовный барабан; 26 — рабочая секция; 27 — накопи-
тельная секция.
Рнс. 8.32. Автоматическая однопалубная швартовная лебедка
с двойным транзитным барабаном для работы с синтетическими
канатами.
J — турачка; 2 — привод; 3 — ленточный тормоз; 4 — накопительный
барабан; 3 — швартовный канат; $ — желобчатый двойной транзитный
барабан; 7 ~ рукоятка муфты.
623
g Таблица 8.14. Осцошм Хкритермстикм КВТ (см. рве. 8.84, о, б)
Масса КВТ М, “ 1 U3 QQ 1ft 1111
я и V я я & =ч СоЗЙо . t . L ечсоиэсо { { | | оооо
о Ч Nil ооо о
т SoJSS , . . , 1Л<о2по [||| еГоеГ^
Q K£SS222g сч со Ф СО со СО СО о © о о сГо о о
1ft Q О 1ft ** Ю М О «О ® b* 1ft оо сч . S^OOQKONOl | сГоосГо©©1
ооососо’о’
mJ ОО1Й0СС1ОСП т— — — — О-^ — —,
мм
оюою
1111
ней части кнехта, что
требует усиления бал-
лера. Из-за сложной
конструкции и большой
стоимости применение
кнехтов этого типа на
судах ограничено.
Рис. 8,33. Фрикционный ба-
рабан КВТ, автоматически
стравливающий канат под
нагрузкой.
1 - дисковая муфта предель-
яого момента; 2 — пружинный
пластинчатый Торков; 5 — пор-
шень; 4 — растормаживающий
гндроцилкндр; 5 — сферические
роликоподшипники; 6 — рабо-
чая поверхность фрикционного
барабане; 7 — V-образиая ка-
навка; Я — основание КВТ; 9 —
гидравлический трубопровод;
10 — ось швартовного каната.
КВТ с односторон-
ним вращением тумб
(рис. 8.34, б) проще и
дешевле кнехтов, рабо-
тающих в обе стороны.
Основные характери-
стики КВТ приведены
в табл. 8.14.
Двухголовочный шпиль
(рнс. 8.34, в) позволяет кре-
пить канат на турачках
без перенося их на кнехт.
С помощью двух турачек
сначала производится вы*
а) Р
S)
Рис. 8.34, Вспомогательные средства механизации.
J — ручной гидронасос для разъединения гидравлического тормоза; 2 — фрик-
ционные барабаны; 3 — стопор; 4 — масленка; 5, П — баллеры; 6 — вращаю-
щаяся тунба; 7 — ограничитель; в — «собачка»; S — основание КВТ; 10 —
краповик; 11 — подшипник; 12 — крышка; 13 — швартовный канат; 14 — ту-
рачка шпиля; — тумба кнехта; 16 устройство для зажина швартовного
каната: 18 — редуктор; 19 — основание двухголовочного шпиля; 20 — электро-
двигатель зажимного устройства; 21 — направляющие швартовного каната;
22 — «рога».
525
борка каната, затем канат шлагами укладывается на тумбы кнехта и стопорится
зажимным устройством. Турачки шпиля и зажимное устройство имеют два само-
стоятельных электродвигателя. Применение двухголовочных шпилей уменьшает
площадь, занимаемую швартовным устройством.
Уменьшение габаритов швартовного устройства достигается совмещением
нескольких рабочих функций в одном механизме (рнс. 8.34, г). К недостаткам
Шпилей-кнехтов следует отнести невозможность автоматического поддержания
натяжения при ослаблении швартова и опасность его соскальзывания с тумб,
что может привести к самоотдаче.
Механизированные вьюшки (см. § 8.2) используются в швартовных устрой-
ствах для дополнительных канатов.
§ 8.4. Выбор швартовных канатов
Главным элементом швартовного устройства является
швартовный канат, от размеров которого зависят характеристики
всех остальных элементов устройства.
Выбор швартовных канатов по Правилам Регистра СССР.
Для судов, строящихся по Правилам Регистра СССР, количество,
длина и разрывное усилие в целом швартовных канатов назнача-
ются в зависимости от характеристики снабжения судна No по
таблицам, приведенным в Правилах Регистра СССР.
Если применяется синтетический швартовный канат, то его
разрывное усилие, кН, должно быть не менее определенного по
формуле Гс = 0,07426срЕ8^9, где бер — среднее относительное
удлинение при разрыве каната, %, но не менее 30 %; FT — раз-
рывное усилие швартовного каната в целом, регламентированное
таблицами Правил Регистра СССР.
Независимо от разрывного усилия швартовные канаты из рас-
тительного и синтетического волокна для удобства работы должны
иметь диаметр не менее 20 мм.
Расчетные методы определения размеров швартовных канатов.
Для крупнотоннажных, высокобортных и некоторых других типов
специализированных судов рекомендации Регистра СССР не всегда
дают удовлетворительные результаты. Это связано с тем, что харак-
теристика снабжения судна весьма приближенно учитывает осо-
бенности швартовных операций. Кроме того, усилия в швартовах
при сдерживании судна с помощью автоматических швартовных
лебедок и при подтягивании судна лагом к причалу могут быть
больше, чем во время стоянки.
Выбор расчетного метода зависит от условий проведения швар-
товной операции, ее этапа, типа швартовного механизма. Сдер-
живание на швартовном канате, закрепленном на кнехте или не-
подвижном барабане швартовного механизма, из-за большой кине-
тической энергии судна, подходящего к причалу, возможно только
для судов водоизмещением до 1000 т.
Максимальные усилия, возникающие в канате при сдержива-
нии судна с учетом крена и рыскания, Н, определяются по фор-
муле Тшах ~ Ку. э хуо Мс, где kv. а — коэффициент, учитываю-
щий условия эксплуатации, Ау,э = 0,24-0,3; п0 — скорость судна
526
в момент закрепления швартова, м/с; о — жесткость швартова,
Н/м; х — безразмерный коэффициент,
х —
_______cos а________________________
sin а + Ьш cos а)4 сш
-------sin а
здесь а — угол между швартовной связью и бортом судна
(рис. 8.35); Ощ, Ьш, сш — координаты точки закрепления швартова
на судне, м; i„ ix — радиусы инерции судна относительно осей г и
Рис. 8.35. К расчету
динамического одер-
живаяия судна, непо-
движно закрепленного
швартовным канатом.
х с учетом присоединенных масс среды на мелководье, м; М. —
масса судна с учетом присоединенных масс среды на мелководье,
Н- са/м,
М - Мс (1 + <W), (8.2)
Л40 — масса судна, Н- с*/м; ст — коэффициент присоединенных
масс на глубокой воде; f — значение функции Грима, определяемой
по графику рис. 8.36 в зависимости от d/Я; Н — глубина аквато-
рии в месте прохождения судна, м; d — осадка судна, м.
Сдерживание с помощью автоматической
швартовной лебедки при динамическом торможении
(рис. 8.37} позволяет одерживать суда водоизмещением до 15 тыс. т.
Усилия в швартовном канате, возникающие при этом, Н,
г — х
1 а~ М “
где А/ — приращение длины швартова, м; xf — безразмерный па-
раметр,
х< - 4 [(1 - 0,9 -4-) - °,9 al.
|д ** / г J
Подтягивание судна лагом к причалу осу-
ществляется в том случае, когда его диаметральная плоскость па-
раллельна причалу или расположена к нему под углом, не превы-
шающим 15—20°. В момент контакта для судов водоизмещением
более 20 тыс. т угол должен быть не более 5° [571.
527
Швартовное устройство должно обеспечивать подтягивание
судна лагом к причалу при отжимном ветре силой до 6 баллов.
Силе Т подтягивания судна к причалу противодействуют отжим-
ная ветровая нагрузка RK, Н, сила инерции судна Ряв, Н, сила
сопротивления воды поперечному перемещению судна Рс, Н,
Следовательно,
Т -RK \ Р,в i Рс; RB-pS; Ряи^Ма; Ро = fepFt?/2,
(8.3)
где р — удельное давление ветра, Па, р = cpBv%2; vB — скорость
ветра, м/с; с — безразмерный коэффициент, с = 1,3; рв — массо-
Рис, 8.36. Функция Грима. Рис. 8.37. К расчету динамического
сдерживания судна с помощью ав-
вая ПЛОТНОСТЬ воздуха, Рв = тематической швартовной лебедки.
= 1,29 Н-са/м4;5—площадь па-
русности, м2; М—масса судна с учетом присоединенных масс
на мелководье, определенная по формуле (8.2); а — ускорение,
сообщаемое судну в начальный период подтягивания в процессе
швартовки, м/с4, а = н/(6Оф; о — скорость подтягивания судна
к причалу, м/с, v = 0,1-е-0,3 м/с; t — время, в течение которого
достигается полная скорость подтягивания, с (для малых судов
рекомендуется t < 90 с, для больших t > 90 с); k — безразмер-
ный коэффициент, с учетом малой скорости движения судна k =
= 0,8-н 1; р — массовая плотность воды, Н- с4/м4, р =1025 Н- са/м4;
F —• площадь проекции подводной части корпуса судна на диаме-
тральную плоскость, ма.
В натяжение, полученное по формуле (8.3), следует ввести
поправки, учитывающие экранирующее действие причала, которое
уменьшает влияние площади парусности судна и ветровой на-
грузки на тяговое усилие приблизительно в 1,15 раза, и увеличе-
ние углов наклона швартова к горизонту, которое приводит к ро-
сту нагрузки в 1,6 раза.
Тяговое усилие для выбирания кормового или носового швар-
товного каната ТтвГ = Tk'/2, где = 1,1 —коэффициент, учи-
тывающий потерн на трение. Разрывная нагрузка швартовного
каната Тр = Tk'n/2, где п 3 — запас прочности швартовного
каната.
528
Расчетный анализ усилий в швартовах показывает, что при
осадке в балласте прочность швартовов обеспечивается при от-
жимном ветре не более 5 баллов. При этом скорость подтягивания
приходится снижать с номинального значения 0,18—0,30 м/с до
0,07—0,10 м/с.
Если из-за недостаточной прочности швартовов при любой
осадке судна невозможно обеспечить его подтягивание к причалу,
то приходится обращаться к помощи буксиров.
Стоянка у причала является наиболее длительным
этапом швартовной операции. Судно в положении лагом к причалу
испытывает статические и ди-
намические воздействия, под
влиянием которых усилия в
швартовных канатах могут до-
стигать опасных значений.
Надежность стоянки судна за-
висит от защищенности аква-
тории, а также от правильного
выбора швартовного каната и
всех элементов швартовного
устройства.
Внешние силы, денствую-
ющей силы давления ветра на судно.
щие на судно, складываются из стоящее у причала.
ветровой нагрузки и сил, обус-
ловленных течением. Ветровая нагрузка RB, Н, с достаточной
точностью может быть определена по формуле
Я в = cos38B + В sin3 ев),
где рв — массовая плотность воздуха, Н-са/м4; ов — скорость ве-
тра, выбираемая с учетом возможных порывов; м/с; А — площадь
проекции надводной части корпуса на плоскость миделя, ма; В —
площадь проекции надводной части корпуса на диаметральную
плоскость, м2; 9В — угол между направлением ветра и диаме-
тральной плоскостью судна, град; с — аэродинамический коэф-
фициент, определяемый из выражения
с = 1,2 — 0,083 cos 20в — 0,25 cos 49в — 0,177 cos 69в.
Сила Rs направлена под углом <рв к диаметральной плоскости
судна (рис. 8.38), поэтому
Фв = 90 [1 - 0,15 (1--1§-) -0,80(1 град.
Для супертанкеров дедвейтом до 500 тыс. т ветровая нагрузка,
Н, действующая перпендикулярно к диаметральной плоскости,
RB = 1960о1. Нагрузки, обусловленные течением, определяются
по формуле RT = RK + R3. в, где R„ — сопротивление корпуса,
Н,
Rx = 8,83fe0/. 1 lito?sin9T i l,37Qo?,
529
здесь £±i — длина судна между перпендикулярами, м; d — осад-
ка, м; ст — скорость течения, м/с; 0т — угол между направлением
течения и диаметральной плоскостью судна, град; Ао — коэффи-
циент обтекания, ka = 8O4-IOO; Й — площадь смоченной поверх-
ности корпуса судна, ма; Rtt в — сопротивление застопоренного
винта, Н, R, в = 258,50/>в»т. О — дисковое отношение гребного
винта; Рв — диаметр винта, м.
Для супертанкеров дедвейтом до 500 тыс. т нагрузка, Н, обус-
ловленная течением, действующая перпендикулярно к диаме-
тральной плоскости, Rr = 13 916п|-10*.
У
Рнс. 8.39. Расчетная схема определения усилив в швартовных канатах
(/—-4) при отсутствии в устройстве автоматических швартовных лебедок.
Расчетная схема для определения усилий в швартовных кана-
тах приведена на рис. 8.39. Нагрузки от течения считаются ма-
лыми по сравнению с ветровыми, так как в большинстве случаев
скорость течения мала.
Горизонтальные проекции усилий в каждом носовом и кормо-
вом швартовных канатах
Я" sin2 а, Д*вн120,
Ti = ------------- , Tt = -------------
2 sin’aj J] sin’Pj
<=1
где 7?в. — усилия, приходящиеся на носовые и кормовые швар-
товы, а= /?я/к/Л Rb = RbIb/1; «f, ₽t — углы в плане между
направлениями швартовных канатов и диаметральной плоскостью
судна; л, tn — количество швартовных канатов соответственно
в носовых и кормовых швартовах. В случае больших нагрузок,
обусловленных течением, определяются усилия в швартовных
канатах от продольной и поперечной составляющих равнодейст-
вующей ветра и течения.
Носовой прижимной швартовный канат имеет минимальную
длину, и при неблагоприятном распределении усилий натяжение
в нем может достигнуть наибольшего значения. Если ввести коэф-
фициент динамичности =1,5, то 7\тах = 1,112?" (к>, где
— наибольшее значение ветровой нагрузки, приходящейся
530
на носовые либо кормовые швартовы. Для высокобортных судов
усилия в прижимном швартовном канате 77^ — Г^^/cos 0,
где 0 — угол между канатом и плоскостью причала.
Рис. 8.40. Расчетная схема определения усилий в швартовных кана-
тах при использовании автоматических швартовных лебедок.
J
Tj_ 7j Tj,-0,207R
Рис. 8.41. Расчетные варианты швартовки (7—Si и максимальные значения
усилий в швартовах при использовании А1ПЛ.
Усилия, возникающие в швартовных канатах (рис. 8.40) при
использовании автоматических швартовных лебедок, можно опре-
делить с помощью зависимости
jyi /?
1 Л ~ Л ’
К(а/созе(Г + У
где fi* — внешняя нагрузка, действующая на судно, Н; а — рас-
стояние от причала до перпендикуляра, опущенного из центра
швартовного клюза на плоскость причала, м; 0г — угол в плане
между швартовом и перпендикуляром к ДП судна; h — высота
531
расположения клюза над причалом; п — количество швартовных
канатов в группе; i — порядковый номер швартовного каната.
На рис. 8.41 приведены значения силы Тл для восьми вариан-
тов швартовки судна при скорости ветра 20 м/с. Выбор тягового
усилия автоматических швартовных лебедок Тл в зависимости от
длины, судов и расчетных вариантов швартовки можно проводить
с помощью графиков на рис. 8.42. Графики рекомендуемых тяго-
вых усилий автоматиче-
ских швартовных ле-
бедок для танкеров
в зависимости от де-
двейта приведены на
рис. 8.43.
С помощью графи-
ков, приведенных на
рис. 8.44, можно опре-
делить размеры швар-
товных канатов и тяго-
вые усилия АШЛ в за-
висимости от дедвейта
танкеров. Тяговое уси-
лие АШЛ Тл, кН, спе-
Рис. 8.42. Наибольшие зна-
чения тяговых усилий авто-
матических швартовных ле-
бедок и внешних нагрузок,
действующих на суда при
скорости ветра 20 м/с, для-
расчетных вариантов швар-
товок (см. рис. 8.41).
1—8 — варианты швартовки;
------- тяговое усилие одной
лебедки ---------— — внеш-
*1
ня я нагрузка R.
диализированных судов определяется по формуле Тл = (0,0024-е-
4-0,0066) DW/n, где п — число АШЛ; DW — дедвейт судна, кН,
или по формуле Тл = (0,005884-0,01372) LBdjn, где L, В, d —
длина, ширина, высота борта судна, м.
Для сухогрузных судов универсального типа аналогичные за-
висимости имеют вид Тл = 0,0020 Win или Гл = 0,049LBd/n.
Для выбора АШЛ необходимо знать скорость изменения длины
каната при постоянном натяжении швартова, определить которую
можно по формуле
* ^>geSec^-^- + ^
" 1/( « у+А.
г \ COS0 / ~
532
rjsfi.dh(dt— скорость изменения высоты клюза,
п/2
dll ( 1 Л А
~ЛГ~~1г\ cos о/d(o0,
о
здесь с — скорость перемещения волнового профиля, м/с; Яв —
высота волны, м; а — частота волны, с-1.
Для предельно мелкой воды (Я « к) с= У gH; для глубокой
воды с ж 1,25 ->/Т, где Н — глубина воды, м; X— длина волны, м.
Частоту волны можно получить из
выражения а = 2af<s, где ф — пе-
риод волна, с.
Рис. 8.-44. Рекомендуемые значения тяго-
вых усилий АШЛ и размеров швартовов
для танкеров.
I — диаметр стального каната Л; 2—тяговое
усилие лебедки Гл; 3 — длина окружности
синтетического каната
Рис, 8.43. Тяговые усилия Тя
и количество автоматических
швартовных лебедок п для
танкеров.
-------— по данным фнрц Япо-
нии; --поданным фирм
Норвегии,
§ 8.5. Проектирование швартовных устройств
Порядок проектирования швартовного устройства следующий.
1. Определение в соответствии с назначением судна вероятных районов
проведения швартовных операций, характерных скоростей и направлений ветра,
течения, параметров волнения, глубины и условий проведения швартовных
операций.
2. Расчет характеристики снабжения судна АГ0 и переход к выполнению
пункта 10 в случае проектирования швартовного устройства по Правилам Ре-
гистра СССР или переход к выполнению пункта 3 при определении размеров
швартовных канатов расчетным методом.
3. Определение в соответствии с § 8.4 внешних сил, действующих на судно
во время различных этапов швартовных операций; при швартовке судов в море
определение в соответствии с § 8.6 расчетной высоты волны для меньшего из швар-
тующихся судов с учетом экранирующего влияния большего судна и скорости
соударения судов.
4. Определение суммарного тягового усилия швартовных механизмов (см.
S 8.4).
533
б. Определение суммарных усилий в швартовных канатах при стояние
судна у причала (см. $ 8.4) при неблагоприятных погодных условиях.
6. Расчет с учетом запаса прочности и предполагаемых потерь на трение
суммарного разрывного усилия швартовных канатов (см. § 8.4).
7. Определение в соответствии с § 8.1 наиболее вероятного способа швар-
товки судна.
8. Определение необходимого количества основных и дополнительных швар-
товных канатов.
9. Расчет разрывного усилия наиболее нагруженного швартовного каната.
10. Назначение размеров швартовных канатов.
11. Определение оптимального числа канатов, подаваемых с судна, исходя
из его конструктивных н эксплуатационных особенностей, площади палубы,
отводимой под швартовное устройство, времени проведения швартовных опера-
ций и .общей длительности стоянок.
12. Определение количества стационарных кнехтов, кнехтов с вращающи-
мися тумбами н вспомогательных средств механизации.
13. Определение количества вьюшек.
14. Определение количества клюзов для АШЛ, обычных клюзов, киповых
планок, направляющих роульсов.
16. Определение характеристик швартовных механизмов, механизирован-
ных вьюшек, размеров элементов швартовного устройства.
16. Размещение элементов швартовного устройства на палубе судна в соот-
ветствии с требованиями § 8.6.
17. Определение уровня механизации швартовных работ по показателю
механизации р = tal(ia + ip), где 1а — число (или время) автоматизированных
или механизированных операций; fp — число (или время) ручных опе-
раций.
18. Определение показателя занятости экипажа (без учета руководителя
швартовных работ и оператора у швартовного механизма) v —njrip, где лр, ла —
число членов экипажа, занятых на ручных операциях при швартовке без при-
менения АШД и с использованием последних.
19. Сравнение спроектированного устройства с полностью механизиро-
ванным.
20. Проведение мероприятий в случае необходимости для повышения уровня
механизации швартовного устройства.
21. Определение для судов, швартующихся в море, в соответствии с § 8.6
характеристик кранцевой защиты.
22, Определение в соответствии с § 8.6 характеристик кранцевой защиты
при швартовке судна к причалу.
Блок-схема проектирования швартовного устройства приведена на рнс. 8.45.
Общее размещение элементов швартовного устройства выполняется с учетом
обеспечения безопасной и надежной стоянки судна на швартовах. Целесообразно
места крепления швартовов разместить в оконечностях судна. Бак и ют являются
наиболее удобными местами для размещения швартовного и якорного оборудо-
вания, так как работа со швартовами не препятствует выполнению операций,
связанных с основным назначением судна.
Типичное расположение деталей швартовного устройства с брашпилем на
баке и двумя шпилями на юте на сухогрузном судне дедвейтом 10—15 тыс. т
показано на рис. 8.46. Количество швартовных кнехтов при такой компоновке
устройства выбирается в зависимости от водоизмещения и районов судна, в кото-
рых они устанавливаются (табл. 8.15). Кнехты должны устанавливаться по воз-
можности ближе к линии направления каната, идущего иа турачки швартовных
механизмов и роульсы. В соответствии с требованиями техники безопасности
взаимное расположение и высота установки кнехтов, киповых планок и клюзов
должно исключать поджатие швартовов к головкам кнехтов, самопроизвольное
сбрасывание шлагов каната, соскальзывание его с киповых планок. Поэтому
швартов, идущий иа кнехт, должен иметь угол наклона в вертикальной пло-
скости не более 20°. Расстояние от кнехтов до кромок бортовых клюзов должно
быть -<1,5 м, до линии якорной цепи <0,8 м, до фальшборта или других кон-
струкций <0,4 м.
534
Рис. 8.45. Блок-схема проектирования швартовного устройства.
535
Кроме швартовных кнехтов на баке я юте устанавливаются буксирные
кнехты, Количество киповых планок или клюзов на сухогрузных судах должно
быть равным количеству кнехтов. Швартовные клюзы размещают в соответствии
с расположением кнехтов и принятой схемой швартовки. Если кнехты установ-
лены в средней части судна вдоль бортов, клюзы не должны находиться напро-
тив кнехтов.
Швартовные роульсы устанавливаются аналогично киповым планкам,
При совместном расположении роульсов на одном фундаменте расстояние между
их осями должно равняться 2,5—3 минимальным диаметрам роульсов. Расстоя-
ние от оси роульса до оси турачки швартовного механизма должно быть не менее
50 диаметров стального или 15 длин окружностей синтетического каната.
Детали швартовного устройства должны быть расположены таким образом,
чтобы исключалось пересечение канатов, поданных с барабанов механизмов и
Рис. 8.46. Схема общего расположения швартовного устройства на сухогрузном
судне с брашпилем и шпилями.
J — киповые плавки; 2 — кнехты; 3 — вьюшки; 4 — шпиль; 5 — направляющий роульс;
3 — брашпиль.
закрепленных на кнехтах. Швартовы не должны соприкасаться с кромками бор-
тов, палуб, трапов н других конструкций, пересекать выходы из помещений.
Применение кнехтов с вращающимися тумбами несколько изменило тра-
диционное расположение элементов швартовного устройства (рис. 8.47). КВТ
должны быть установлены на судне в паре со швартовными механизмами. Необ-
ходимо обеспечить такое расположение КВТ относительно швартовных клюзов,
киповых планок И турачек (барабанов) швартовных механизмов, чтобы угол
наклона к горизонту швартова был не более ±10°. КВТ должны быть установ-
лены так, чтобы набегающий швартов укладывался между тумбами по направле-
нию их вращения. При выбирании каната на кнехте должно быть не более трех
шлагов.
Стремление сократить площадь, занимаемую швартовным устройством, при-
вело к появлению схемы с брашпилем (шпилями) и швартовными лебедками
(рис. 8,48), что позволило механизировать работу с основными канатами. Рас-
Таблица 8.15. Рекомендуемое число кнехтов (на оба борта)
Район судка Водой змещев не судна, т
10—125 301 — 1000 3001 — 7 800 7801 — 28 000 28 001 — 42 000
Носовая оконечность 2 4 4 4 6
Средняя часть — 2 6 8 10
Кормовая оконеч- ность 2 4 4 4 6
Примечание. При водоизмещении судна 326—300 7 число кнехтов
должно быть по два в каждом оайоме, при водоизмещении 1001—3000 т — по
четыре в Каждом районе.
536
Рнс. 8.47. Схемы общего расположения швартовного устройства с КВТ:
а — со шпилями; б, в — с брашпилем н шпилем.
1 — кпаовые планки; 2 — КВТ; 3 — шпили; 4 — турачка брашпиля.
537
положение кнехтов не спереди, а сзади швартовных механизмов (рис. 8.49),
позволяет крепить на кнехте свободный конец каната, сбегающий с турачки или
барабана швартовного механизма, исключая перенос его на кнехт.
Различные варианты общего расположения швартовных устройств с автома-
тическими швартовными лебедками показаны на рис. 8.50—8.52. Количество
Рис. 8.48. Схема общего расположения швартовного устройства на
сухогрузном судне с брашпилем н швартовными лебедками.
1 — кипоеые планки; 3 — кнехты; 3 — брашпиль; 4 — якорный клюв; 5 —
швартовные лебедки; 4 — вьюшка, 7 — направляющие роульсы.
Рис. 8.49. Схема общего расположения швартовного устрой-
ства с брашпилем и шпилями с кнехтами сзади швартовных
механизмов.
J — кнехты: 2 — шпиль; 3 — брашпиль; 4 “ квповая планка;
5 — Двухголовочный шпнль.
АШЛ на судне (вместе со швартовными лебедками с брашпильными пристав-
ками) должно быть таким, чтобы обеспечивалась подача (выбирание) как основ-
ных, так и дополнительных швартовых.
Несмотря на достоинства АШЛ, их установка на судах не всегда целесооб-
разна. Это обусловлено тем, что механизмы АШЛ при внезапном увеличении
натяжения канатов срабатывают с большим опозданием. Сложно сбалансировать
автоматически регулируемое натяжение нескольких лебедок. Иногда для авто-
матизации швартовных операций требуется такое число лебедок, разместить ко-
торые нН баке и юте не представляется возможным:.
• 5.V
Рнс. 8.50. Схема общего расположения швартовного устройства с ав-
томатическими швартовными лебедками с брашпильными пристав-
ками.
I — клювы швартовные бортовые литые овальные; 2 — клюзы швартовные
шестнроульсиые для АШЛ; 3 - * автоматические швартовные лебедки с ту-
рачкой; 4 — кнехты швартоаные прямые; 6 — вьюшки приводные; 6 — швар-
товная лебедка с брашпильной приставкой; 7 — ниехты буксирные; 8 —
клюзы буксирные.
Рис. 8.51. Схема общего расположения швартовного устройства с якорно-швар-
товными шпилями и автоматическими швартовными лебедками.
1 — кнповые плавки; 2 — кнехты швартовные прямые; 3 — кнехты буксирные; 4 —
ктозч швартовные шестнроульсиые для АШЛ; 3 — автоматические швартовные лебедки
с турачкой; б — клюзы швартовные бортовые литые овельдые; 7 - вьюшки приводные;
в — автоматические швартовные лебедки; 9 — клюзы буксирные; 10 — клюзы якорные;
II — стопоры винтовые фрикционные; 12 — якорно-швартовные шпили; 13 — направ-
ляющие роульсы.
539
На сухогрузных судах при небольшой скорости изменения длины шварто-
вов их целесообразно крепить на стационарных кнехтах. На танкерах из-за не-
согласованной работы лебедок может произойти смещение судна вдоль причала,
что вызывает разрывы шланговых соединений. Это заставляет часто отказываться
от автоматического режима работы АШЛ.
Наиболее эффективно применение АШЛ на судах с горизонтальной грузо-
обработкой, контейнеровозах, лнхтеровозах, так как высокая интенсивность
грузовых работ на них (1000—4000 т/ч) приводит к быстрому изменению осадки.
Из-за высокого надводного борта таких судов они имеют швартовные наняты
больших диаметров.
Рис. 8.52. Схема общего расположения швартовного устройства
с автоматическими швартовными лебедками.
1 - клюзы для АШЛ; 2 — направляющие роульсы; 3 ~ одиобарабанные
автоматические швартовные лебедки; 4 — двухбарабакиые автоматические
швартовные лебедки; S — швартовные лебедка с брашпильной приставкой
(я кор я о-швартовные лебедкя); 4 — лебедка кормовой аппарели.
Швартовные лебедки должны устанавливаться на палубе судна таким обра-
зом, чтобы обеспечивалась равномерная укладка каната по всей длине барабана.
Для этого расстояние от его осн до устройства, изменяющего направление ка-
ната, должно быть не менее восьми длин барабана. В некоторых случаях допу-
скается уменьшение расстояния до шести длин, а если лебедка оборудована
хаиатоукладчиком —до пяти длин барабана (см. рис. 8.50 и 8.51).
Для работы у швартовных барабанов АШЛ должно быть обеспечено сво-
бодное пространство, не занятое никакими устройствами. Расстояние от палубы
до верхнего края горизонтального швартовного барабана должно быть не более
1,3 м. Иначе необходимо предусматривать помосты соответствующей высоты.
Должен быть обеспечен хороший обзор швартовного устройства с рабочих мест.
АШЛ должна обязательно работать с клюзом, уменьшающим износ швар-
това (см. рис. 8.9). На АШЛ предусматриваются также турачкн, работающие
в неавтоматическом режиме. Одна турачка может обслуживать несколько допол-
нительных швартовов (см. рис. 8.51). Вдоль нх направлений устанавливаются
обычные кнехты или КВТ. Хранение швартовов в этом случае производится
на вьюшиах, которые следует располагать на одной палубе с АШЛ иа обоих
брртах судна или в его диаметральной плоскости, т. е. так, чтобы исключить
необходимость переноса канатов. Если вьюшки устанавливаются напротив тра-
пов, выходов из палубных помещений и т. и., то расстояние до них должно быть
не менее 0,8 м.
540
Применение двухбарабанных швартовных лебедок, одно- и двухбарабанных
швартовных лебедок с брашпильными приставками и других якорно-швартовных
механизмов нового типа позволяет улучшить экономические показатели устрой-
ства. Так, замена на судне брашпиля Б10 и восьми лебедок ЛЭША-2М четырьмя
швартовными двухбарабанными лебедками, из которых две имеют брашпильные
приставку, позволяет снизить массу устройства на 52%, а трудоемкость его
изготовления на 58 %.
Вариант общего расположения швартовного устройства с автоматическими
швартовными лебедками приведен на рис. 8.52. В носовой части судна располо-
жены четыре АШЛ: две из них якорно-швартовные, одна швартовная двухбара-
' " ‘ установлены также четыре АШЛ.
банная и одна обычная. В кормовой части
но только одна из них двухбарабанная, ис-
пользуемая для продольных швартовов. При
выполнении буксировочных операций двух-
барабанные лебедки могут использоваться
для подачи буксирного' каната. Такая схема
позволяет полностью отказаться от приме-
нения кнехтов, обеспечивает полную механи-
зацию швартовных операций. Применив на
крупном судне от четырех до шести двухба-
рабанных лебедок, можно обеспечить его
швартовку практически во всех условиях.
Оборудование швартовных лебедок с
брашпильными приставками автоматической
Рис, 8.53. Принципиальные схемы общего
расположения швартовных устройств: а —
действующего; б — перспективного; & — про-
гнозируемого.
2 — якорно-швартовный шпиль; 2 — автоматиче-
ская швартовная лебедка; 3 -- кнехт; 4 — швар-
товная лебедка с брашпильной приставкой; 5 —
Двухбарабанкая швартовная лебедка: б — кнехт
с вращающимися тумбами; 7 — высокоскоростная
двухбарабаяяая автоматическая швартовная ле-
бедка с малым тяговым усилием.
1 2
а.)
Ь 5 6
-si'W
S)
СЙ
5?
системой поддержания натяжения нецелесообразно, так как эти лебедки
чаще всего используются для подачн продольных швартовов, у которых
значительным оказывается компенсирующее влияние большой длины канатов
на натяжения в них. Автоматическое поддержание постоянного натяжения в про-
дольных швартовных канатах может быть обеспечено за счет установки АШЛ
в корме, так как носовые и кормовые продольные швартовы являются единой
системой.
Специальные АШЛ для синтетических канатов применяются на крупных
судах, где используются швартовные канаты большого диаметра. Двухпалубные
АШЛ позволяют дольше эксплуатировать швартовы, так как они хранятся
в закрытых помещениях. Такие лебедки могут быть установлены не ближе 2 м
от киповой планки (см. рис. 8.31, в). Угол отклонения каната от линии, перпен-
дикулярной к оси барабанов, должен быть не более 2°. В положении по-поход-
ному швартовный канат крепится к крышке люка.
На рис. 8.53 приведены схемы компоновок действующих и перспективных
швартовных устройств. Анализ схем компоновок швартовных устройств показы-
вает, что целесообразной является такая компоновка швартовного устройства,
когда в носовой оконечности установлены вместо шпилей две мощные швартов-
ные лебедки е брашпильными приставками, вместо двух АШЛ в диаметральной
плоскости — две мощные двухбарабанные швартовные лебедки, вместо стацио-
нарных кнехтов — КВТ. расположенные перпендикулярно к борту. В этом слу-
чае обеспечивается механизация работ со всеми швартовами и снижается стой-
иость устройства. В прогнозируемых устройствах мощные автоматические швар-
товные лебедки с большим тяговым усилием обеспечивают быстрое подтягивание £
судна к Причалу, а высокоскоростные двухбарабанные лебедки с небольшим тя- i
говым усилием — окончательное крепление пришвартованного судна у причала. |,
§ 8.6. Защита судов от повреждений
при швартовных операциях
Количество аварий при швартовных операциях велико:
в среднем на каждое судно приходится по одной аварии в год.
Волее 30 % всех навигационных аварий морских судов происхо-
дит в акваториях портов, причиной около 70 % из них являются
навалы. Очень часты повреждения корпуса при проведении швар-
товных операций в море. Отсюда очевидно то значение, которое
имеют расчет и конструирование эффективной кранцевой защиты
морских судов.
Выбор характеристик кранцевых устройств длительное время
выполнялся по практическим рекомендациям. При этом на осно-
вании исходных величин (тип судна, дедвейт, условия швартовки)
по специальным таблицам, обобщающим опыт эксплуатации,
определялись типоразмеры н количество кранцев, необходимых
для швартовки. Анализ практических рекомендаций позволяет
установить некоторые закономерности в изменении параметров
кранцев, а затем использовать их при расчете новых видов кран-
цевой защиты. Естественно, этот метод по своим возможностям
очень ограничен.
В последние годы все большее значение приобретают расчет-
ные методы проектирования кранцевой защиты, основанные на
сравнении кинетической энергии швартующегося судна с энерго-,
емкостью кранцев. ।
Характеристиками кранцевой защиты являются:
— потребная минимальная энергоемкость Е — энергия швар-
тующегося судна, которая должна быть погашена устройством
в течение одного цикла сжатия, кН-м;
— максимально допустимая величина контактного давления
Р* на борта защищаемых судов, МПа;
— максимально допустимая величина полного усилия Q, пере-
даваемого кранцем на бортовые перекрытия, кН.
Эффективность кранцев определяется формой бортов взаимо-
действующих судов и условиями эксплуатации устройства. Кроме
того, для некоторых видов кранцевой защиты требуется соблю- I
дение ряда дополнительных ограничений по толщине, массе кран-
цевого устройства, размерам защищаемой поверхности. ।
Потребная минимальная энергоемкость при швартовке к при- |
чальному сооружению, кН-м, в момент контакта |
£ = WdCc, (8.4) i
542
где Mt> — масса судна, т (кН -с*/м); v — нормальная составляю-
щая скорости судна в момент контакта с причалом, м/с; —
коэффициент присоединенных масс при движении судна
лагом; се — коэффициент эксцентриситета, зависящий от поло-
жений точки контакта судна с причальным сооружением; са —
коэффициент деформации судна, который зависит от доли энергии,
поглощаемой за счет изгиба корпуса судна и местных деформаций
бортового перекрытия; се — коэффициент, зависящий от типа при-
чала, вводимый для учета демпфирующего эффекта воды, находя-
щейся между судном и причалом.
Коэффициенты присоединенных масс:
— для плоской пластины
ста = 1 + 2 d/S. (8.5)
где В и d — ширина и осадка судна, м;
— для плоской пластины с учетом пространственного ее обте-
кания [24 ]
где
х м = Л-,
r ' 1 + * I d
р — массовая плотность воды; Me — масса судна; L — длина
судна;
— для трехосного эллипсоида вращения с учетом его простран-
ственного обтекания водой [24]
где р = 77(2 — Г), здесь
7’“к^?Г=7ТЕТ-{£“£(ф0’ *>-££ад}.
F, Е, F (<р0> Л), £ (фо» ty — полные и неполные эллиптические ин-
тегралы I и II рода с модулем А1 = (р* — 1)/(р’ — g1); ф0 —
= atcsin (g); а — b = В', с — 2 d; g = c/b; p = c/5.
Формула (8.5) применима при выполнении приближенных рас-
четов коэффициента присоединенной массы, формула (8.6) дает
уточненное значение коэффициента ст, по формуле (8.7) можно по-
лучить достаточно точные значения коэффициента Сп, для судов
с коэффициентом общей полноты сь < 0,5. Для судов с L/B Эг 10
формула (8.7) приобретает вид cm — 1 + 8лр£ tP/(3Afc).
Для точных расчетов коэффициента присоединенных масс их
интегрируют по поперечным сечениям корпуса судна. Это имеет
смысл в тех случаях, когда остальные величины, входящие в (8.4),
известны с той же точностью.
При нецентральном ударе судна о причал инерция движения
не будет поглощена полностью. Судно начнет совершать враща-
тельное движение вокруг точки первоначального контакта и,
возможно, произойдет повторный контакт. Долю энергии навала,
воспринимаемую в первоначальный момент контакта Крайневой
Рис. 6.54. Зависимость отно-
сительного момента инерции
судна от положения точки
контакта с кранцем и рас-
пределения массы судна по
его длине,
! — распределение по Байлсу;
2 — в трех точках при распило
жеянн крайних точек на рас-
стоянии £/4 от неделя; Э —
В Двух точках при расположе-
ния их на расстоянии L/4 от
1геделя; 4 -- при рае номерком
распределении массы по длине
судна; 5 — в двух точках при
расположении нх ха расстоянии
L/2 от миделя.
Рис. 8.55. Зависимость коэффициента
эксцентриситета от положения точки
контакта е кранцем и распределения
массы судна по его длине,
/ — и Двух точках при расположении нх
на расстоянии £/4 от ывделя; 2 — распре-
деление по Байлсу; 3 — при равномерном
распределеннв массы по длине судва; 4
в двух точках при расположении нх на
расстоянии £/2 от миделя.
защитой» принято характеризовать
коэффициентом эксцентриситета-
j'J + J?2 cos2 у
С“~ + ’ <8'
где is = У ЩМс — радиус инерции судна относительно оси у, м;
1У — момент инерции судна относительно оси у, т-м2; R — рас-
стояние от центра тяжести судна до точки контакта, м; у — угол
подхода судна к причалу, град.
Момент инерции судна определяется в зависимости от относи-
тельного положения точки контакта по длине судна IjL (I — рас-
стояние вдоль причала от точки контакта до центра тяжести судна)
и распределения его массы (рис. 8.54); целесообразно момент
инерции судна определять по одной из кривых 1—4. В приближен-
ных расчетах принимается для крупных нефтеналивных судов
iy = 0,2L, для других судов iv 0.17L.
Максимально Допустимый угол подхода судна к причалу со-
ставляет 10—15°, каждый подход судна с большим углом является
аварийным. Крупные суда подходят к причалу почти параллельно.
Их угол подхода не превышает 0.5—2°.
5+4
Кроме формулы (8,8) коэффициент эксцентриситета св можно
определять с помощью графиков на рис. 8,55 и 8.56 (заштрихован-
ная область — зона первого контакта судна с причалом). В случае
применения эластичных отбойных элементов коэффициент де-
формации судна — 1,0, при сравнительно жестких cd — 0,904-
4-0,95, Коэффициент причала се
= 0,8 справедлив для причалов
типа сплошной стены, сс — 1,0
для сквозных причалов.
Единого мнения относительно
скоростей подхода судов к при-
чалу пока нет. Естественно, что
более крупным судам свойственна
Рис. 8.56. Зависимость коэффициента эксцентриситета от положения точки
контакта с кранцем и радиуса инерции судна i9.
1 — I = 0.2Ll i — I = 0,25b; J — i = 0,263b.
Рис. 8.57. Зависимость допускаемых скоростей подхода судов к причалу от их
водоизмещения и условий подхода.
}— Г* — область с легкими условиями подхода х защищенной акватории; 2 — 2Г — область
с трудными условиями подхода к защищенной акватории; 5—3' — область с легкими
условиями подхода к незащищенной акватории: 4—4г — область с благоприятными
условиями подхода к незащищенной акватории; 5—5* — область с трудными условиями
подхода к незащищенной акватории.
—--------скорость подхода судов без помощи буксиров;-—— с помощью буксиров.
Таблица 8,16. Зависимость скорости подхода судна к причалу от его
водоизмещения
Водоизмещение Д, тыс. т 0.3 0.5 2 5 )0 20
Скорость о, м/с, принятая: в отечественной практике за рубежом 0,22 0,40 0,22 0,30 0,22 0,28 0,15 0,26 0,13 0,24 0,11 0,22
Водохэмещенне Дг тыс. т 40 too 200 300 > 500
Скорость о, м/с, принятая' в отечественной практике за рубежом 0,10 0,20 0,09 0,18 0,08 0,15 0,08 0,14 0,08 0,13
18 Адеися&дргж М Н. И др 545
меньшая скорость. Для определения нормальной составляющей
скорости подхода к причалу при проектировании Крайневой за-
щиты можно пользоваться графиками на рис. 8.57. Некоторые ре-
комендации по выбору расчетных скоростей подхода к при-
чалу судов различного водоизмещения приведены в табл. 8.16.
При проектировании Крайневой защиты необходимо обосно-
ванно подходить к выбору расчетной скорости подхода судна
к причалу, так как, например, ошибка в скорости в два раза при-
водит к ошибке при определении энергоемкости в четыре раза.
При упрощенных расчетах потребную минимальную энерго-
емкость можно определить по формуле Е— 9,8 Д/(120 + У^Л),
где Д — водоизмещение судна, т, или по формуле Е — фЛ£со*/2
[21], где v — нормальная составляющая скорости подхода (в оте-
чественной практике принимается в соответствии с табл. 8.16);
ф -— коэффициент, значения которого приведены ниже:
Тип причального сооружения
Набережные со сплошной вертикальной стенкой из обык-
новенных или фасонных массивов, массивов-гигантов,
оболочек большого диаметра .....................0,50
Набережные эстакадного или мостового типа на свайных
опорах с задним шпунтом . ......................0,55
Пирсы эстакадного или мостового типа, палы причальные . . 0,65
Палы причальные головные или разворотные .......- 1,60
Потребная минимальная энергоемкость при швартовке в море:
— для случая подхода судна к другому судну Е = X
X (1 4- А)]/2» где Л4С —масса швартующегося судна, т (кН-ся/м);
— скорость подхода, м/с; k — коэффициент присоединенных
масс судна k ж 0,35;
— для случая совместной стоянки судов в море Е = Мг^У2,
где Мп — приведенная масса двух судов, учитывающая присоеди-
ненные массы судна, т,
дх __ (1 ~Ь
здесь Mi, Мг — массы швартующихся судов, т; kit — коэффи-
циент присоединенных масс судна, kit — 0,75; %1Г Хэ — коэффи-
циенты, учитывающие положение точек контакта судов, в расчетах
можно принять Xi = Ха = 1; °и — расчетная скорость соударения
судов, м/с.
Точное определение скорости соударения судов — сложная
задача. Упрощение ее, например, по схеме, в которой скорость со-
ударения судов на волнении определяется без учета взаимного экра-
нирующего эффекта, приводит к завышению значений скоростей
в 4—5 раз, а потребной энергоемкости — в 15—25 раз по сравне-
нию с экспериментальными данными. Чаще всего суда, швартую-
щиеся в море, располагаются лагом к волнению. При этом боль-
шее судно занимает место со стороны набегающих волн, действуя
как экран.
546
Наиболее близки к экспериментальным расчетные скорости соударения
судов, определенные с помощью следующей относительно простой методики.
По ней скорости соударения при совместной качке судов определяются как
сумма скоростей сближения расчетных точек бортов при качке на нерегулярном
волнении. При этом большее (первое) судно рассматривается как изолированное,
а параметры качки второго находятся с позиции дифракционной теории волн
Френеля. Первое судно считается плоским экраном шириной, равной длине
Рис. 8.58. К учету экранирующего эффекта
в расчетах скоростей соударения двух шварту,
ющихся в море судов.
сущна. Фронт падающей волны принимается па-
раллельным экрану. Влияние швартовных кана-
тов и кранцев на параметры качки нс учиты-
вается.
Расчет скорости соударения судов при
швартовке в море производится по следующему
алгоритму.
I. Определяе(ся положение второго судна по отношению к первому, исходя
из схемы шварювки (рис. 8.58. а).
2. Строится расчетная идеализированная схема швартовки (рис. 8.58, б).
3. Определяются координаты х и b (рис. 8 58, б).
4. Рассчитывается высота волны м, для второго судна с учетом экрани-
рующего эффекта с помощью спирали Корню (рис. 8.58. в) I96J
К
h Г1>г
•‘% F±F_
где — высота набегающей волны, м; /V2 длина отрезка, соединяющего
две точки спирали Корню, соответствующие значениям - |/"2/(Xb) (х, — х0)
и vs — V 2;(kb) (х2 х0); о1 2 — параметр, откладываемый вдоль спирали Корню,
на которой указаны цифровые значения в, 1—длина волны, м; F¥F_ — рас-
18'
547
стояние между полюсами спирали Корню; b - расстояние от экрана до точки
наблюдения, и; Xj, х2 — координаты начала и конца экрана, отсчитываемые
соответственно от кормовой и носовой оконечностей меньшего из судов, м; хп —
координата расчетной точки борта, м,
5. По отраслевому стандарту рассчитывается боковая качка первого одиноч-
ного судна при заданной балльности волнения (Л3<1
6. По отраслевому стандарту рассчитывается боковая качка второго одиноч-
ного судна на волнении с расчетной высотой волны hy,..
7. Определяются координаты сближающихся точек во время швартовки
в системах координат каждою из судов (z, 0, т. е. определяются координаты
кранцев (см. рис. 8.58, а).
8. Рассчитывается дисперсия Скоростей соударения каждого из судов D —
— t~ z-DaT где Dt —дисперсия горизонтальной составляющей скорости
' Д ° ’ g
движения одного из судов. — дисперсия угловой скорости одного из судов;
— дисперсия горизонтальной составляющей скорости точки соударения
'т
одного из судов: z • координата точки соударения.
9. Определяется скорость соударения каждого из судов
^.,-2.64^.
10. Рассчитываются скорости соударения судов как суммы скоростей гори-
зонтальных перемещений расчетных точек бортов. В качестве расчетного при-~-
нимается движение судов в противофазах.
Максимально допустимая величина контактных давлений для
бортовых перекрытий судов, швартующихся к причалам, прини-
мается равной: для танкеров дедвейтом 10-45 тыс. т Рк - 0,1864-
4-0,276 МПа, дедвейтом 65 тыс. т Рк = 0,2604-0,365 МПа, дед-
вейтом 100 тыс. т и больше Рк -= (1,354-0,40 МПа; для навалочных
судов (независимо от дедвейта), Рк — 0,1204-0,260 МПа; для
малых судов Рк =- 0,20 МПа.
Для бортовых перекрытий в районе переменной ватерлинии
судов, швартующихся в море при волнении не более 6 баллов,
максимально допустимая величина контактных давлений опреде-
ляется по Правилам Регистра СССР
Рк -= а& (0,190 -J- 0,051 у Д-10-» - о,464 ),
где А —- для рыболовного судна водоизмещение по летнюю грузо-
вую ватерлинию, для промыслового судна водоизмещение наи-
большего из швартующихся к промысловому рыболовных судов,
т (в любом случае А не должно приниматься более 7500 т); —
коэффициент, принимаемый в зависимости от интенсивности пре-
дельного волнения, на котором предусматривается швартовка
судна, и его водоизмещения, при Л с 2000 т коэффициент 04 при-
нимают равным 1; 1,15; 1,60 при интенсивности волнения 4, 5 и 6
баллов, при Л > 2000 т коэффициент соответственно равен 0,82;
1; 1,16; а2 — коэффициент, принимаемый в зависимости от района
усиления борта, ос2 -- 0,84-1,1.
Для таких плавучих объектов, как лихтеры судов-лихтеро-
возов, подводные аппараты и т. д., допустимые значения контакт-
ных давлений определяются расчетом.
548
Максимально допустимая величина полного усилия, переда-
ваемого Крайневой защитой иа бортовые перекрытия судов, за-
дается редко. По ней определяются размеры контактной поверх-
ности и оценивается прочность бортового перекрытия.
Выбор характеристик Крайневой защиты производится на
основании сравнения потребной минимальной энергоемкости Е
с энергоемкостью кранцев А, кН-м, т. е. А £, и максимально
допустимой величины контактного давления Рм с контактным дав-
лением, передаваемым кранцевым ус-
тройством Р, т. е.
РИ>Р. (8.9)
Энергоемкость кранцев определя-
ется зависимостью между сжимающим
усилием Q и проседанием кранца F
(рис. 8.59) и может быть представлена
F
в виде А = j Q dF. Максимальную
о
теоретическую энергоемкость имеет
кранец с характеристикой 4 (идеаль-
ный кранец). Для сравнения энерго-
емкости кранцев введена величина,
Рис. 8.59. Силовые характе-
ристики кранцев,
/ — параболическая, 2 — ди-
нейиая; 3 - - логарифмическая;
4 - идеальная;.
характеризующая их энергетический КПД, — степень энергети-
ческого совершенства кранца
(8.10)
где Ат — максимальная энергоемкость кранца при максимальном
проседании Fm', QMFm —энергоемкость идеального кранца. Та-
ким образом, из (8.10) следует, чтоха < 1.
Энергоемкость серийно изготовляемых кранцев определяется
с помощью таблиц (см. табл. 8.9). Контактные давления, переда-
ваемые кранцевым устройством на борт судна, натяжения в обо-
лочке кранца и его проседание определяются расчетным путем
[13, 49]. Количество кранцев га, необходимое для безопасной
швартовки судна, рассчитывается по формуле п Е/А.
В практике проектирования Крайневой защиты встречаются следующие
варианты расчетов:
— заданными считаются размеры кранца и допускаемое контактное давле-
ние Рн; необходимо для погашения потребной минимальной энергоемкости Е,
изменяя начальное избыточное давление воздуха в кранце Рв, выполнить усло-
вие (8.9);
— заданными считаются площадь защищаемой поверхности или габариты
кранценого устройства (площадь и толщина защиты) и допускаемое контактное
давление; необходимо для погашения потребной минимальной энергоемкости £
определить раамеры «ранцев и выполнить условно (8.9);
549
- заданными считаются площадь защищаемой поверхности или габариты
хрящевой защиты, допускаемое контактное давление, размеры кранцев и по-
требная энергоемкость (система переопределена); требуется рассчитать опти-
мальное соотношение между исходными величинами.
Схема кранцевой защиты транспортного рефрижератора пред-
ставлена на рис. 8.60, Швартовные пневматические кранцы рас-
полагают при работе горизонтально, вертикально, а иногда и
наклонно вдоль бортов судна. Значительное повышение безонас-
Рис. 8.60. Схема Крайневой защиты борта транспортного рефри-
жератора,
/ ' 1инчртйяг(Ый K.iHdT. ’ — крилен ггодпссJi<»н плепматический. состоя-
щий из дчух-трех бад.тои->у диаметром 0.% ml J кранец п-эаа\члй пнен-
магкоджит ди&ме’р^ч С м. / — кранец нодосскон пневматический, со-
стоящий из четмре\-Г!И1Н бзллан-ш диаметром 0.^6 ml 5 -- подъемник;
S между Крайневой канат.
кости швартовных и грузовых операций достигается при нримене-
нии плавучих кранцев диаметром 3 м и длиной 6 м и подвесных
кранцев диаметром 2 м.
Г лава 9.
БУКСИРНЫЕ УСТРОЙСТВА
§ 9.1. Общая характеристика
буксирных устройств
Под буксировкой судов и различных плавучих объек-
тов понимают их перемещение за счет использования тяги другого
судна. Комплекс механизмов и судового оборудования, необходи-
мых для этого, называется буксирным устройством.
Элементы буксирного устройства должны быть на каждом судне.
Однако существует тип судов-буксиров, специально предназна-
ченных для проведения буксирных операций. Таким образом, сле-
дует различать общесудовые буксирные устройства и буксирные
550
устройства специальных судов-буксиров. Заслуживают внимания
буксирные устройства баржебуксирных составов, которые, в за-
висимости от конструкции стыковочного узла, делятся на буксир-
ные устройства с жесткими, с ограниченно-подвижными и с не-
движными соединениями 182 L
В состав общесудового буксирного устройства входят [901:
— буксирные канаты — гибкие связи, с помощью которых
буксирующее судно соединяется с буксируемым;
— буксирные кнехты — двойные цилиндрические тумбы для
закрепления буксирного каната на судне и восприятия действую-
щего в нем натяжения;
— держатели буксирного каната — приспособления для на-
дежного закрепления на буксируемом судне буксирного каната,
а также для безопасной его отдачи как под нагрузкой, так н при
ее отсутствии;
— буксирные клюзы — конструкции, обеспечивающие изме-
нение направления буксирного каната и беспрепятственный про-
ход его через корпусные конструкции;
— вьюшки — механизмы, обеспечивающие хранение, травле-
ние и выбирание ненагруженного буксирного каната;
— банкеты — деревянные решетчатые площадки для хранения
буксирного каната.
В состав буксирного устройства специальных судов-буксиров
входят:
— буксирные канаты;
— буксирные гаки для закрепления буксирного каната я его
отдачи;
— буксирные блоки, позволяющие, изменяя направление,
передавать натяжение буксирного каната к узлу его закре-
пления;
— буксирные дуги — криволинейные в плане стальные балки,
обеспечивающие крепление и перемещение буксирных гаков или
направляющих блоков;
— погоны — криволинейные стальные балки, повторяющие
в плане форму буксирных дуг, служащие для поддержания в гори-
зонтальном положении буксирных гаков или направляющих бло-
ков;
— буксирные арки — криволинейные в вертикальной пло-
скости балки, идущие от борта к борту и поддерживающие бук-
сирный канат на высоте, необходимой для безопасности экипажа
и защиты оборудования, установленного в кормовой части бук-
сира;
— ограничители буксирного каната — конструкции, не допу-
скающие перемещения буксирного каната в направлении носовой
части буксира;
— серьги — стальные канаты, ограничивающие перемещение
буксирного каната по высоте и в поперечном направлении при
буксировке высокобортных судов;
551
— буксирные битенги — одиночные или парные стальные
тумбы для крепления буксирных канатов;
— кормовой буксирный клюз — конструкция, предназначен-
ная для прохода буксирного каната через фальшборт в кормовой
оконечности;
— буксирные лебедки — механизмы для выбирания и трав-
ления буксирного каната;
— вьюшки — механизмы для хранения, отдачи и выбирания
йена груженных буксирных канатов;
— стопоры буксирных канатов — приспособления для вре-
менного крепления буксирных канатов;
— проводники — легкие прочные канаты для выбирания бук-
сирных канатов;
— кранцы и привальные брусья — устройства для защиты
корпусов судов от повреждений при буксировочных операциях;
— линеметы.
В соответствии с требованиями Правил Регистра СССР [64]
буксиры неограниченного н ограниченного районов плавания I и
II должны помимо буксирных канатов иметь следующее оборудо-
вание: буксирную лебедку (для буксиров ограниченных районов
плавания I и И лебедка лишь рекомендуется); один буксирный
гак с устройством для отдачи буксирного каната; буксирные кнехты
или битенги для буксировки на длинном канате и для заводки ка-
натного стопора; буксирные арки; канатный стопор. Буксиры
ограниченного района плавания Ш должны иметь все названное
выше оборудование, кроме буксирной лебедки. Морские портовые
буксиры могут не иметь буксирных канатов, так как они подаются
с буксируемых судов. На буксирах необходимо предусматривать
устройство для отдачи буксирного каната в аварийных ситуациях.
К буксирному устройству предъявляются следующие требо-
вании:
— оно должно обеспечивать эффективную н безопасную бук-
сировку судов и плавучих сооружений с учетом возможных не-
благоприятных внешних воздействий;
— работа элементов буксирного устройства не должна быть
сопряжена с риском для обслуживающего персонала, необходимо
исключить возможность опрокидывания буксира, повреждения
конструкции и оборудования буксирным канатом;
— все конструкции и механизмы устройства должны быть на-
дежными и прочными, рассчитанными на длительную эксплуата-
цию в морских условиях;
— конструкция деталей буксирного устройства должна предо-
хранять буксирный канат от преждевременного износа.
Элементы буксирного устройства на судах появились в глубокой древности.
Уже в XVII в. в портах во время швартовных операций использовались буксиры.
К XVIII в. относятся первые попытки использовать механические двигателя
для судов, обслуживающих морские порты. Парусный флот остро нуждался
я посторонней помощи во время подходов и отходов от причала.
652
В начале XIX в. появились первые паровые суда, основным назначением
которых была буксировка несамоходных и парусных судов [93f. В буксирном
устройстве до середины XIX в, в качестве буксирных связей использовались
растительные канаты, которые позднее были заменены стальными. В настоящее
время все большее распространение получают синтетические канаты.
Длительное время буксирный канат закреплялся на кнехтах, располагав-
шихся обычно в районе миделя судна. Для быстрой отдачи в аварийной ситуации
буксирный канат перерубался вахтенным матросом. Для устранения этой опас-
ной операции в буксирные гаки, которые стали использовать для закрепления
буксирных канатов, включали специальное приспособление, которое отсоеди-
няло буксирный канат почти мгновенно.
В целом современное буксирное устройство сохраняет тради-
ционный состав, а совершенствуются лишь его отдельные элементы,
что повышает безопасность буксирных операций, сокращает за-
траты ручного труда, улучшает экономические показатели.
Буксирные операции классифицируются следующим образом:
по назначению — транспортные, вспомогательные, аварийные и
специальные; по району плавания — морские, рейдовые, портовые
и речные; по составу буксирного каравана — простые и сложные;
по способу буксировки — кильватерные, лагом, толканием [ 14,26 ].
Транспортные буксировки — буксировки грузовых несамо-
ходных барж, баржебуксирных составов и плотов. К транспорт-
ным буксировкам может быть отнесена проводка судов во льдах
ледоколами. Вспомогательные буксировки осуществляются в пор-
тах при швартовке судов к причалу или отводе от причала, в стес-
ненных акваториях, при вводе и выводе судов из доков. Аварий-
ные буксировки включают перегон к месту ремонта аварийных
судов после повреждения корпуса или выхода из строя главного
двигателя, рулевой машины и в других случаях, когда судно ли-
шено возможности перемещаться самостоятельно. Специальные
буксировки представляют собой перегоны на большие расстояния
плавучих сооружений, несамоходных и самоходных судов, непри-
способленных для морских переходов. Обычно такие операции тща-
тельно планируются и подготавливаются. К специальным букси-
ровкам относятся перегоны плавучих доков, крупных плавучих
кранов, перегружателей, буровых установок и т.п.
В отношении района плавания следует отметить, что морские
буксировки подразделяются на морские неограниченные и огра-
ниченные. При морских неограниченных буксировках конечные
порты находятся на разных морях и океанах, при морских огра-
ниченных — буксировки происходят между портами, расположен-
ными на одном море, или между портами, находящимися на сосед-
них морях.
При простой буксировке караван состоит из одного буксирую-
щего и одного буксируемого судна, при сложной—-из одного
буксировщика и нескольких буксируемых судов или наоборот.
Способ буксировки определяет взаимное расположение букси-
руемого и буксирующего судов. При кильватерном способе букси-
руемое судно движется на буксирном канате за буксирующим
553
судном. В зависимости от района и условий проведения буксир-
ных операций буксировки осуществляются на длинном канате
(морские), на коротком канате (портовые, при буксировке судна
в сплоченном льду), вплотную (в сложных ледовых условиях
форштевень буксируемого судна вводится в кормовую выемку
ледокола). Способом толкания буксируют несамоходные суда
на реках и водохранилищах, морские баржебуксирные составы,
морские суда при швартовных операциях.
Существуют также и вспомогательные способы буксировки.
При буксировке способом пуш-пул буксируемый объект находится
впереди буксира и канат, соединяющий их, закрепляется на носо-
вом битенге буксира таким образом, чтобы буксир мог толкать
судно либо тянуть его на себя. Буксир ирн этом обладает большой
свободой маневра в любом направлении. Буксировка судна спо-
собом на укол (кантовка) осуществляется без крепления буксира
к судну. Буксир в оконечностях судна действует как активный
руль или подруливающее устройство.
Буксировка при проводке в акватории порта и швартовке
может осуществляться комбинированным способом: один буксир
использует кильватерный способ на коротком канате, а несколько
других работают способом пуш-пул. Б зависимости от условий
применяют и другие комбинации способов буксировки. Морские
буксировки осуществляются кильватерным способом, который
допускает существенные взаимные перемещения судов.
Волнение, рыскание судов, шквалы приводят к появлению
в буксирном канате больших динамических нагрузок. Если не
принять соответствующих мер, то даже самый прочный буксирный
канат не сможет обеспечить надежную связь судов. Возможность
буксировки достигается за счет применения составного буксирного
каната, допускающего значительные относительные перемещения
судов, включения в состав буксирного каната амортизаторов и
применения автоматических буксирных лебедок.
Достоинство кильватерного способа буксировки на длинном ка-
нате — уменьшение сопротивления буксируемого судна, вызывае-
мого струей, отбрасываемой винтом буксира. Однако при большой
длине буксирного каната, измеряемой сотнями метров, ухудшается
маневренность каравана, поэтому в узкостях и стесненных аква-
ториях приходится переходить к буксировке на коротком конце.
Для успешного проведения морской буксировки необходимы:
— план операции, учитывающий гидрометеорологические фак-
торы и пригодность объекта к морской буксировке в определенное
время года;
— буксирующее судно с достаточной мощностью главной энер-
гетической установки;
— соответствующие режимы буксировки;
— рациональные размеры и компоновка буксирного каната,
надежное крепление буксирного каната на буксирующем и букси-
руемом судах;
554
— надежная работа устройств, систем и механизмов букси-
руемого и буксирующего судов;
— хорошее обеспечение операции навигационной и гидроме-
теорологической информацией.
К субъективным условиям успешной морской буксировки сле-
дует отнести квалификацию капитана и экипажа буксирующего
судна 133, 54].
§ 9.2. Особенности расчета буксирных канатов
Выбор размеров буксирных канатов по Правилам Реги-
стра СССР. Каждое транспортное судно должно быть снабжено
буксирным канатом, длину и разрывное усилие которого следует
определять в соответствии с характеристикой снабжения jVc. При
буксировке барж разрывное усилие буксирного каната Fp, кН,
определяется по формуле Fp = IGnBd, где п — число барж
в кильватерном составе; В — ширина баржи, м; d — осадка баржи,
м. Для буксиров размеры буксирного каната определяются его
разрывным усилием Flt которое должно быть не менее
Л = feF, (9.1)
где F — номинальная тяга на гаке, кН; k — запас прочности бук-
сирного каната, k = 5 при номинальной тяге на гаке -с98,1 кН и
k — 3 при номинальной тяге на гаке ^294 кН, для промежуточ-
ных значений k определяется линейной интерполяцией.
Для буксиров неограниченного района плавания и ограничен-
ных районов плавания I и II F равно тяговому усилию, необходи-
мому для буксировки буксируемых объектов с заданной скоростью,
но не превышающей 5 уз, а для буксиров ограниченного района
плавания III F равно тяговому усилию на швартовах. Номиналь-
ная тяга на гаке должна быть не менее F = 0,133Ре, где Рс —
суммарная мощность главных двигателей буксира, кВт.
Длина буксирного каната при буксировке на гаке должна
быть не менее 150 м. В случае использования буксирной лебедки
длина каната должна быть не менее 700 м при эффективной мощ-
ности главных двигателей буксира 2200 кВт и более. Если эффек-
тивная мощность главных двигателей буксира не превышает
1470 кВт, то длина каната должна быть не менее 500 м. При про-
межуточных значениях мощности 1470 < Рс < 2200 кВт длину
буксирного каната определяют линейной интерполяцией.
Расчеты размеров буксирных канатов по эмпирическим форму-
лам. Такие расчеты проводятся в тех случаях, когда необходимо
быстро определить возможность выполнения буксировочной опе-
рации. Разрывное усилие Т^при буксировке на тихой воде можно
определить по формуле
Тр = kpF,
(9.2)
555
где —• коэффициент запаса прочности каната, принимаемый
таким же, как в формуле (9.1). При буксировке на волнении
Тр - *ЯТД, (9.3)
где Тд — допускаемое натяжение в буксирном канате, кН; —
коэффициент запаса прочности каната при буксировке на волне-
нии, определяемый по графикам на рис. 9.1.
Рис, 9.1. Зависимость коэффициента запаса прочности буксирного каната kt от
его длины L, балльности волнения и временного сопротивления разрыву про-
волок троса р.
I
По определенному по формулам (9.2) и (9.3) разрывному уси-
лию подбирается буксирный канат. Для определения натяжения
буксирного каната Г, кН, без учета ветрового сопротивления
можно использовать приближенную формулу Т — 9,8»£Л/Дс, где
А — площадь мидель-шпангоута, ма; о, — скорость буксировки
судна, уз; Ас — коэффициент уменьшения сопротивления буксир-
ного каната вследствие его наклона к горизонту под углом ₽,
определяемый следующим образом:
₽, град 10 20 30 40 50 60
Ас 0,03 0,076 0,173 0,309 0,492 0.686
При буксировке на волнении суда должны свободно переме-
щаться на расстояние. приблизительно равное высоте волны.
5БС
Соответствующую этому длину стального буксирного каната
можно определить по формуле I = где F —номиналь-
ная тяга на гаке буксирного судна, кН; hB — высота волны, м;
ks — коэффициент «игры> буксирного каната, определяемый сле-
дующим образом:
F. кН 245 196 147 98 49 25
0,30 0,24 0,18 0,12 0,06 0,03
Для определения длины стального буксирного каната можно
использовать зависимость
I = 85hB. (94)
Синтетические буксирные канаты, обладающие большой упру-
гостью, при длине 250—300 м можно использовать практически
при любом волнении моря. Поэтому при аварийных буксировках,
имея буксирный канат большой длины, достаточно рассчитать его
на прочность.
Стрелка прогиба буксирного каната
/ — 0,125?-^-, (9.5)
где q — линейная сила веса буксирного каната, Н/м; 1 — длина
буксирного каната, м.
Расчетные способы определения размеров буксирных канатов.
Расчетные способы рекомендуется применять при подготовке
сложных буксировок судов и различных плавучих объектов.
Они также целесообразны как проверочные для буксирных кана-
тов, выбранных по Правилам Регистра СССР или с помощью эмпи-
рических зависимостей.
Точное решение задачи определения усилий в буксирных ка-
натах связано с преодолением больших трудностей. В практике
проектирования применяют более простые способы, основанные
на разработанной в 1924 г. академиком А. Н. Крыловым теории
буксировки судов в море.
При расчетном определении размеров буксирных канатов вы-
деляют два случая: буксировку на тихой воде и буксировку на
волнении. Возможны прямая и обратная постановки задачи.
В прямой задаче исходят из заданной скорости и условий букси-
ровки, в обратной — определяются скорость и допустимые усло-
вия буксирования в зависимости от прочностных характеристик
канатов.
Буксировка на тихой воде предполагает равно-
мерное движение со скоростью » системы буксирное судно—канат—
буксируемое судно (рнс. 9.2). Расстояние между буксирующим и
557
буксируемым судами 4, длина буксирного каната I, стрелка про-
гиба /. На буксирный канат действуют тяга на гаке буксирного
судна F, буксировочное сопротивление судна Rlt сила веса буксир-
ного каната и сопротивление погруженной в воду части буксир-
ного каната. Длина буксирного каната при буксировке на тихой
воде принимается в соответствии с рекомендациями § 9.3. Ско-
рость буксировки на тихой воде обычно 4—7 уз.
В соответствии с Правилами Регистра СССР для буксиров не-
ограниченного и ограниченных районов плавания I и II скорость
буксировки буксируемых объемов ограничивается 5 уз.
Тягу на гаке буксирного судна определяют в зависимости
от скорости буксировки по сводной паспортной диаграмме буксир-
Рис. 9.2 Расчетная схема буксирного каната.
ного судна. У портовых и рейдовых буксиров она колеблется от 20
до 320 кН, у океанских — от 200 до 1300 кН. При приближенной
оценке тяги на гаке можно воспользоваться формулами для упора
гребного винта, кН, на швартовах Т = 0,136Р;, где Pt — индика-
торная мощность главных двигателей буксира, кВт, или Т =
= PB!{HBti), где Рв — мощность, потребляемая гребным винтом,
кВт; — шаг гребного винта, м; п — частота вращения греб-
ного винта, с~х.
Для определения буксировочного сопротивления судна, кН,
можно использовать формулу + Rr + Т?Е0ЭД -f- /?в +
-f- /?тР, где Rf — сопротивление трения; Rr — остаточное сопро-
тивление; — сопротивление воздуха; RB — сопротивление
винтов; — сопротивление погруженной в воду части буксир-
ного каната.
Для расчета сопротивления воды движению буксируемого
судна = Rf + Rr можно рекомендовать формулы
Rf = foQu1-83-10-3 и Rr = 0,09сьДу77Л
где р — плотность морской воды, Н-са/м4, р = 1025 Н-с2/м4; Й —
площадь смоченной поверхности корпуса судна, м2, определенная
по формуле Дени—Мумфорда Q = L (1,7 d + сьВ); L, В — длина
между перпендикулярами и ширина судна, м; v — скорость судна,
м/с; сь — коэффициент общей полноты буксируемого судна; Л —
весовое водоизмещение судна, т; f— коэффициент трения, опре-
деляемый следующим образом;
558
L, м 30 40 50— 70 80— 90 100— ПО 120— 150 160— 190 200— 220
/ 0,147 0,146 0,144 0.143 0,142 0,141 0,140 0,139
Для буксируемых судов с соотношениями £/В 4-5-11, B[d —
— 1,5-5-3,5, сь = 0,35-=-0,80 в пределах скоростей 0,5—2,5 м/с
при определении сопротивления воды Цк, кН, удобно пользо-
ваться графиком (рис. 9,3) и формулой Папмеля — 5,405Vox X
х Уф/£А3Х, где V — объемное водоизмещение судна, м3; % —
коэффициент, учитывающий влияние выступающих частей и зави-
сящий от числа винтов, для одновинтовых судов х = 1,000, для
двухвинтовых х — 1,050, для трехвннтовых х = 1,075, для четы-
рехвинтовых х = 1,100; ф = ЮВсь/Ь — коэффициент остроты кор-
пуса, который должен лежать в пределах 0,35—1,20; 1 — попра-
вочный коэффициент, зависящий от длины судна, при L < 100 м
А, = 0,7 4- 0,3 т?£/100, при £ > 100 м X = 1; fe8 — коэффициент,
определяемый по диаграмме Папмеля (см. рис. 9,3) в зависимости
от относительной скорости п = 1,946и }/ф/£.
В случае необходимости дополнительное сопротивление от об-
растания судна в процессе эксплуатации принимается равным
0,3/?н. Сопротивление воздуха, кН, /?воад = рЛ, где р— удель-
ное давление ветра, КПа, р = срв (ив ± vJ’-IO"3#; с — коэффи-
циент обтекания, при направлении ветра, перпендикулярном
к плоскости миделя, с — 0,8, при направлении ветра, составляю-
щем с диаметральной плоскостью угол около 30?, с = 1; рв — мас-
совая плотность воздуха, рв = 1,29 Н-с2/м\ А — площадь парус-
ности в проекции на плоскость мидель-шпангоута м*.
559
Сопротивление одного застопоренного винта, кН, определяется
по формулам 7?а.в =• 258,59010я'10"’ или йв. в = 82,89D;о2-10“*,
где 9 — дисковое отношение гребного винта; Ов — диаметр
винта, м.
Сопротивление проворачиваемого винта, кН, /?в — (0,1 4-
4-0,15) QDlv3. Сопротивление погруженной в воду части буксир-
ного каната, кН, /?,р — l,48dK (/ — b) о3, где dK — диаметр ка-
ната, м; / — стрелка прогиба буксирного каната, определяемая
по формуле (9.5); b — высота точки крепления буксирного ка-
ната над поверхностью воды, м (если точки крепления на букси-
руемом и буксирующих судах на разных высотах, то в качестве Ь
принимается средняя высота каната над уровнем воды).
Как правило, сопротивление погруженной в воду части бук-
сирного каната мало и им пренебрегают. Однако при буксировке
караванов, тралов и иных объектов неучет этой части сопротивле-
ния приводит к ошибке.
После определения буксировочного сопротивления находим
натяжение буксирного каната Т — (1,054-1,10) Rt = (1,05—
4-1,10) Р. Разница 5—10 % между величиной буксировочного
сопротивления и натяжением буксирного каната связана с допу-
щением того, что натяжение каната примерно одинаково по всей
его длине. С учетом коэффициента запаса прочности разрывное
усилие каната определяется как Тр = (1,054-1,10) по нему
и подбирается канат.
При решении обратной задачи скорость буксировки опреде-
ляется с помощью графиков сопротивлений буксируемого судна,
буксирующего судна и суммарного буксировочного сопротивле-
ния обоих судов.
Сопротивление воды движению буксирующего судна, Н, опре-
деляется с помощью графика Кена (рис. 9.4), раскрывающего
зависимость удельного остаточного сопротивления г, — 7?,/А и
удельного сопротивления трения rf ~ Rf/A (здесь А — весовое во-
доизмещение буксира, т) от относительной скорости о =
— 1,946п/}/£. Полное сопротивление RK. 6 получают суммиро-
ванием удельных сопротивлений с последующим умножением их
на величину водоизмещения А и прибавлением к полученной
сумме 6 % на выступающие части. Буксировочное сопротивление
буксирующего судна, кН, R2 = RK, с + 7?воад. б.
На график суммарного буксировочного сопротивления букси-
руемого и буксирующего судов наносят значение максимального
упора гребного винта, а по оси скоростей получают скорость бук-
сировки. По скорости буксировки с помощью кривой сопротивле-
ния буксируемого судна определяют тягу на гаке р буксирующего
судна. По этому усилию и коэффициенту запаса прочности опре-
деляется разрывное усилие буксирного каната.
При буксировке на волнении система букси-
рующее судно—канат—буксируемое судно испытывает дополни-
560
тельные воздействия: сопротивления на волнении; динамических
усилий, вызванных взаимными перемещениями точек крепления
буксирного каната; ударов волн о корпуса судов.
Дополнительное сопротивление на волнении Л?волн, кН,
включается в полные сопротивления 7?х и буксируемого и бук-
сирующего судов:
где Ьоли — коэффициент
волнении, £выш = У • 10"*;
Рис. 9.4. Графики Кена дли
буксирных судов с LlB =
= 4,$4-6 и = 0,52-~0,58.
дополнительного сопротивления на
N — интенсивность волнения моря,
баллы; р — плотность морской
воды, Н-с2/м*. Зависимость для
Рис. 9.5. Графики для определения
потери скорости буксировки на вол-
нении.
значения коэффициентов дополнительного сопротивления, однако
вполне подходящие для расчетов буксировки.
Увеличение сопротивления, удары волн о корпуса судов,
ухудшение характеристик винта буксировщика приводят к умень-
шению скорости буксировки, что необходимо учитывать при рас-
чете. Определить потери скорости на волнении можно с помощью
графика потери скорости 6и/у в зависимости от высоты волны и
коэффициента общей полноты сь (рис. 9.5).
Известно, что прочность реальных буксирных канатов недо-
статочна для исключения волновых колебаний буксируемого
и буксирующих судов. Поэтому буксирная связь должна обладать
достаточной упругостью. Вертикальные составляющие периоди-
ческих перемещений точек крепления буксирного каната при
качке судов, как показывают расчеты, изменяют натяжение в нем
незначительно. Основную роль играют продольные переме-
щения-
561
Изменение усилий в канате ДТ, кН, в зависимости от скорости
его спрямления, может быть найдено по формуле
ct&l
дт — с_________Ю-3
27.55ха 1и ’
I
где I — длина буксирного каната, м; в0 — скорость спрямления
каната (скорость движения точки закрепления буксирного ка-
Рис. 9.7. Зависимость изменения отношения (v/vc)max от изменения <р.
ната вдоль диаметральной плоскости судна), м/с; и — характе-
ристика провисания, х = f/l0; [ — стрелка прогиба буксирного
каната, м; 4 — расстояние между судами, м; с — коэффициент
сопротивления воды движению каната.
Упругость буксирной связи может быть учтена путем замены
на эффективную скорость спрямления о, которая находится из
соотношения = / (<р), где ф = 8рис/ти, здесь р =
= c/®/(27,55xWk), тк — период колебаний точки крепления
каната, с; ed; — модуль упругости каната, МПа. Значения
562
функции v:!v6 и (П''ос)так от ф и 4Y/T определяются по графикам
рис. 9.6 и 9.7, а период колебаний тк — из расчетов продольной
качки.
Продольно-поступательные перемещения точек крепления бук-
сирного каната особенно опасны, если колебания судов не совпа-
дают по фазе. При расчете бук-
сирного каната на волнении режим
колебаний судна является опре-
деляющим.
Рис. 9.8. Значения коэффициен-
тов Хд.
Рис. 9.9. Значения коэффициен-
тов xd.
Согласно линейной теории качки на регулярном волнении
амплитуда относительного перемещения судов
где ЛЕ — высота волны, м; nL1, Хьг — коэффициенты, учитываю-
щие длину буксирующего £х и буксируемого £2 судов по сравне-
нию с приведенной длиной волны X = XB/cos <р в зависимости от
коэффициента полноты ватерлинии а (рис. 9.8); на1, — коэф-
фициенты, учитывающие осадку буксирующего dj и буксируемого
d3 судов по сравнению с приведенной длиной волны X в зависимости
от коэффициента вертикальной полноты % = Cj/a (рис. 9.9);
<₽ — угол между направлением движения волн и курсом букси-
ровки.
С учетом искажения, которое внесет буксирный канат в орби-
тальное движение судов вместе с волной, амплитуда их относи-
тельного перемещения при буксировке на волнении
Л = + Ы , (9.6)
563
где Alf Д1 — водоизмещения буксирующего и буксируемого су-
дов, кН; т — период волны, с.
Относительное продольное перемещение судов, которое не
должно вызывать в буксирном канате опасных усилий, в общем
случае обеспечивается следующими видами «игры» каната:
Д = Д = Ду 4- Дв 4- Дд + Да» (9'7)
где Ду — упругая «игра» каната, м; Дв — весовая «игра» ка-
ната, м; Дп — «игра» автоматической буксирной лебедки, м; А, —
«игра» амортизатора, м. Все виды «игры» считаются независимыми
друг от друга.
Упругая «игра» каната
Ду = (Тв ~ Tg) l/(EF)t (9.8)
где Тд — наибольшее допускаемое при волнении натяжение ка-
ната, кН; Tg — натяжение каната при буксировке на тихой
воде, кН; I — длина каната, м; EF — жесткость каната на растя-
жение, кН. В действительности на величину Ду изменится не рас-
стояние между судами, а длина каната. Но при морских букси-
ровках, когда длина каната Достигает 500—1000 м, эти величины
приблизительно будут равны-
Весовая «игра» каната
) > (9-9)
или для псевдостатического случая
Дв = ^karsh-f^ - Jp-arsh^-, (9,10)
где — линейная сила веса буксирного каната в воде, кН/м,
«Игра» автоматической буксирной лебедки
Дл = »лт/(2я), (9.11)
где vn — скорость выбирания каната автоматической буксирной
лебедкой, м/с.
«Игра» амортизатора в буксирном канате или его закреплении
Да = (Тл - Тв)/Йя, (9.12)
где — эффективная жесткость амортизатора, кН/м.
На основании зависимостей (9,6)—(9,12) получены выраже-
ние для минимальной длины буксирного каната м, при которой
усилие рывка при среднем расстоянии между судами не превы-
шает допустимое натяжение каната, и выражение для минималь-
ной длины каната /а, м, при которой усилие рывка не превышает
664
допускаемое натяжение в случае максимального расстояния
между судами на волнений 132, 33],
А
TP.-I Гд-Т6 _ ЗтЧТд-Г^^ + Да)
*а
5-10е т р
d T 'i
К б
Гд-Тб
83dK
(9.13)
(9.14)
л трл Тц — _________Зта (Гд — Pg) (Л1 4~ &а)
2л fea Д1Д2
Т2__Тг т т --------------
0,42 10-»/^ - ”г-?- + Гд -уС
J Д б ъЛк
где dK — диаметр буксирного каната, мм; — коэффициент
жесткости каната, кН/ммг.
1,М
Рис. 9 10. Графики для определи- Рис. 9.И. Графики мя опмлеле.
вия необходимой длины стального ния необходимой длины синтетиче
буксирного каната при буксировке ской вставки в букС(1Снвй “Г!
на волнении. при буксировке на волнении
При определении длины буксирного каната для буксировки
на волнении следует учитывать, что у стальных канатов и цепей
главную роль играет весовая «игра», у синтетических и расти-
тельных — упругая. Поэтому, если используется растительный
или синтетический канат, в расчетах первый член знаменателя
формул (9,13), (9-14) опускается, если цепь или стальной канат,
то опускается второй член. Если отсутствует автоматическая бук-
сирная лебедка, то при расчетах в числителе формул (9,13) и
(9.14) опускается второй член, если отсутствует амортизатор____
третий член.
Для быстрого определения длины буксирного каната при бук-
сировке на волнения можно воспользоваться графиками, приве-
денными на рис. 9,10 и 9.11, С их помощью находятся необходи-
мая длина стального буксирного каната и длина синтетической
вставки в буксирный канат в зависимости от принятого коэффи-
циента запаса прочности k и высоты волны. Причем вставка мо-
Б6Б
жет включать несколько канатов, число которых должно быть не
гг’С'Т -ri'llin 'rfCT ТЕСНИТ
менее п -- Тpa.ip Т,,ияр. где Тра;р, Тра ,р — разрывное усилие
стального и синтетического канатов соответственно.
Последовательность расчета буксирного каната приведена
ниже:
— анализ исходных данных (типов и главных размерений
буксируемого и буксирующего судов, паспортной диаграммы
буксирующего судна, характеристик гребных винтов, скорости
буксировки, условий в районах буксировки);
— определение внешних сил, действующих на систему бук-
сирующее судно—канат —буксируемое судно (см. § 9.2);
— определение натяжения Тг, в буксирном канате при букси-
ровке на тихой воде (см. § 9.2);
— определение разрывного усилия буксирного каната (см.
§ 9.2);
— выбор тина и диаметра буксирного каната;
— определение наибольшего допускаемого на волнении на-
тяжения в буксирном канате Т\ [см. формул}' (9.3)];
— определение амплитуды относительного перемещения бук-
сируемого и буксирующего судов на волнении (см. § 9.2);
— определение необходимой длины буксирного каната [см.
формулы (9.15) и (9.16)1.
§ 9.3. Конструктивные элементы
буксирных устройств
Буксирные канаты. В качестве буксирных канатов на
морских транспортных и буксирных судах разрешается приме-
нять канаты стальные, растительные и из синтетических волокон.
В соответствии,с Правилами Регистра СССР требования, предъяв-
ляемые к швартовным канатам, распространяются также и на
буксирные Канаты [64].
Буксирные канаты в эксплуатационных условиях испытывают
значительные статические и динамические нагрузки, поэтому
высокие требования предъявляются как к их прочности, так
и к упругости. Буксирные канаты должны быть легкими и гиб-
кими для удобства работы с ними, стойкими к воздействию мор-
ской воды, атмосферных осадков, солнца, бактерий. При исполь-
зовании с автоматическими буксирными лебедками буксирные
канаты должны допускать многослойную навивку на барабаны.
Наибольшее распространение в практике морских буксиро-
вок получили стальные канаты. Рекомендуется применять оцин-
кованные шестипрядные канаты типа ТК, состоящие не менее чем
из 144 проволок и семи органических сердечников. Канаты, при-
меняемые для автоматических буксирных лебедок, должны иметь
не менее 216 проволок и один органический сердечник. Требова-
ния к пределу прочности проволоки, идущей для изготовления
буксирных канатов, такие же, как и для швартовных канатов.
566
В настоящее время канаты из растительных волокон при бук-
сировках применяют редко. Достоинства канатов из синтетических
волокон (см. § 8.2) объясняют все большее применение их при
буксирных операциях 132, 33, 47].
Конструктивные элементы буксирного устройства транспорт-
ных судов. Буксирное устройство транспортного судна, которое
может быть как буксируемым, так и буксирующим, обеспечивает
Рис. 9.12. Держатели буксирного каната.
Л 4, И» 18, 30 — оси; 2 — концевой рычаг; J, 31 — крюки; 32 — корпус;
б — регулировочный винт; 7 — рычаг отдачи; 5, 21 — курки; у, 28 — ста*
парные рычаги; 10 — кулачок; 12 — «собачка»; 13, 19 — амортизаторы;
14, 26 — канаты; 15, 25 — рукоятки; 16 — пружина; 17 — винт; 20, 27, 29 —
серьги; 22 — рычаг; 23 — толкатель; 24 — зажим-
закрепление буксирного каната и его отдачу. Для выполнения
этих операций предусматриваются буксирные кнехты и специаль-
ные держатели.
Буксирные кнехты транспортных судов выбираются из стандартного ряда
швартовных кнехтов по диаметру буксирного каната. Применяют держатели
двух типов: переносные и стационарные. Переносные рассчитаны на использо-
вание со стальными канатами диаметром до 52 мм и капроновыми канатами
с наибольшей длиной окружности до 25Q мм; стационарные держатели — соот-
ветственно до 65 и 300 мм. Переносные держатели (рис, 9.12, а) устанавливаются
на палубе только при проведении буксирной операции и крепятся к корпусным
конструкциям либо штырем, либо яосредством скобы.
Стальные буксирные канаты диаметром более 15 мм крепятся за крюк дер-
жателя коушем, а капроновые и стальные диаметром 15 мм — только огоном.
В рабочем положении крюк держателя находится в выемке концевого рычага,
который при отдаче, вращаясь вокруг оси, освобождает крюк из зацепления.
Концевой рычаг при буксировке фиксируется стопорным рычагом. Для дисган-
567
Таблица 9.1. Основные характеристики держателей буксирного каната {см. рис. 9.12)
я rt £ держателя At, кг О5 1Л to_ о o’ to сл o^oo^ ado* to — ’«r
III! toOQ см to to — — СЧ
to ю to co to to to 1 1 1
’азмеоъ^ мм ч© о о о о сч тг ю t'-» «И ... , 1 1 1
-е to to to чг to 1 1 1
а: О О о 05 м О 05 to — «5 to to to -а* о к ex to О О —< О GO to to
ч о . о о о о Л Г" to о OI ф 05 OJ to to tX <0 я о EX ООО to to О to 'Ф r-
<1 Е to to to о о to <о МЧГ) ю СР «J О ООО to CD CM to too
я ч * I длина 1 ПКП W RflC.TM Си нтсткчес кого каната /к, мм to оо о сч to о to —< оз OJ ООО ю о о — oi to
Диаметр стал^ногс каната 4^ им 15,0—22,5 26,0—30,0 32,0-41,0 45,0—52,0 19,0-30,0 32,0—41,0 45,0—65,0
Предельная нагрузка Tt кН О О О О to to 05 to to О ООО cn to to to to to
иконной отдачи буксирного ка-
ната необходимо дернуть за ру-
коятку, связанную канатом че-
рез курок С рычагом отдачи.
Амортизаторы, установленные
иа рычаге отдачи, гасят удары,
передаваемые на рукоятку в
случае отдачи каната. Регули-
ровочный винт обеспечивает
срабатывание устройства с уси-
лием на рукоятке 30—50 Н при
ненагруженном держателе и не
более 120 Н при нагруженном.
Должно быть предусмотрено
приспособление для доставки
к месту закрепления на палубе
переносных держателей с пре-
дельными нагрузками 390 кН
и более.
У стационарных держателей
(рис. 9.12, б) буксирный канат
заводится за крюк. При отдаче
с помощью системы рычагов
крюк поднимается и освобож-
дает канат. Имеются конструк-
ции стационарных держателей,
обеспечивающих закрепление
концевого звена цепи, если
в качестве буксирного каната
или вставки в буксирный канат
применяется цепь.
Основные характеристики
держателей приведены в
табл. 9.1.
Для прохода буксирного
каната через корпусные кон-
струкции транспортного судна
используют буксирные клюзы
и киповые планки, размеры
которых выбираются из стан-
дартного ряда швартовных клю-
зов и киповых планок в зави-
симости от характеристик бук-
сирного каната.
Конструктивные эле-
менты буксирного устрой-
ства буксирных судов.
Буксирные гаки
должны обеспечивать на-
дежное удерживание и
быструю отдачу буксир-
ного каната, поглощать
энергию рывков и ударов,
возникающих при букси-
ровке, в широких пределах
568
изменять направление буксирного каната. Они должны быть
простыми и компактными.
В соответствии с требованиями Правил Регистра СССР {64] буксирные гаки
должны быть откидными и иметь устройство для отдачи буксирного каната,
надежно срабатывающее в диапазоне нагрузок от нуля до тройной номинальной
тяги при любом возможном направлении буксирного каната. Управление бук-
сирными гаками осуществляется как с места у гака, так и дистанционно с ходо-
вого мостика. Однако запасные гаки могут не быть откидными и не иметь устрой-
ства для отдачи.
Регистр СССР требует, чтобы каждый буксирный гак имел амортизатор
с предельной нагрузкой амортизирующего действия ие менее 1,3 номинальной
тяги иа гаке. Затворы буксирных гаков должны легко срабатывать и надежно
отдавать буксирный канат. Механические затворы следует отрегулировать так,
чтобы при отсутствии тяги на гаке усилие открывания рычага составляло 30—
50 кН. Самопроизвольная отдача буксирного каната должна быть исключена.
Конструкция буксирного гака должна исключать его изгиб при любых воз-
можных углах буксировки. Конфигурация крюка буксирного гака должна
обеспечивать надежное удержание буксирного гака и свободную отдачу его при
срабатывании затвора.
На портовых я рейдовых буксирах используют в основном закрытые гаки,
исключающие соскальзывание буксирного каната с крюка при буксировках
высокобортных судов. Опыт показывает, что на морских буксирах предпочти-
тельнее также закрытые буксирные гаки. Из-за сложности отдачи буксирного
каната неоткидные гаки применяют только на буксирах внутреннего плавания.
Отечественная промышленность в настоящее время выпускает
закрытые гаки трех типов (рис. 9.13); тип I — гаки буксирные
без амортизаторов (с креплением на штыре и на дуге); тип II —
гаки буксирные с амортизаторами (с креплением на штыре и
на дуге), тип III — гаки буксирные с амортизаторами и гасите-
лями ударов (с креплением на штыре и на штанге с кареткой).
Крепление гака на штанге с роликовой кареткой рекомендуется
применять для портовых букснров-кантовщиков, крепление на
штыре — для озерных и речных буксиров. Наибольшее распро-
странение на морских буксирах получило крепление гака на бук-
сирной дуге.
В соответствии с требованиями Правил Регистра СССР все детали буксир-
ного гака рассчитываются на восприятие разрывного усилия буксирного каната.
При этом напряжения в них не должны превышать 0,95 предела текучести мате-
риала. Крюк буксирного гака нужно рассчитывать как криволинейный брус.
Если такой расчет не производится, а применяются формулы для прямолиней-
ных брусьев, то допускаемые напряжения должны быть уменьшены на 35%.
Крюки буксирных гаков должны быть цельноковаными или изготовленными
из цельной заготовки. Относительное удлинение материала крюков должно быть
ие менее 18 %.
Для изготовления деталей буксирных гаков применяют сле-
дующие материалы: сталь ВСгЗсп2 (крюки, штоки, осн, собачки
буксирных гаков без амортизаторов и с амортизаторами); сталь
08ГДНФ (крюки, поковки рычагов отдачи буксирных гаков
с амортизаторами и гасителями ударов); сталь 40Х (штоки, оси,
кулачки, собачки, серьги гаков с амортизаторами и гасителями
ударов); сталь 60С2А (пружины); сталь 65Г (рычаги стопорные,
плоские пружины). Допускается изготовление дателей гаков из
559
Рнс, 9.13. Буксирные гаки с креплением на штыре: а —без амортизаторов;
5 — с амортизаторами; в — с амортизаторами и гасителями ударов.
£ " крюк; 2 — защелка; 3 —педаль; 4 —• скоба; 5 — рычаг; £ —- стопорный, рычаг;
7» 5, 1/. 23 — оси; 9, 22 — серьги; обойма; 12 — пружина; 23 — «собачка»; 14 —
рычаг отдачи; /5 кулачок; 16 — штифт; 17 — регулировочный винт; 18 — тарельча*
тая иружвва; 19 — корпус амортизатора; 20 — шток; 21 специальная гайка: 24 —
амортизатор.
570
других материалов при условии, что их механические свойства
и технологические характеристики будут не хуже перечисленных
выше. Для амортизаторов — гасителей ударов применяется ре-
зина-пластина.
Каждый буксирный гак в сборе До установки на судне испы-
тывается на прочность пробной нагрузкой, равной двойному
номинальному тяговому усилию на гаке. Время выдержки гака
буксирных гаков.
1 — буксирная дуга; 2 — рас-
порная втулка, 3 - масленка;
4Г 12 — оси, 5 — роли к; 6 —
амортизатор; 7, /2 — втулки;
<8 — серьга: 9 — штанга; tO —
каток; 13 — стопорная планка.
под нагрузкой должно быть не менее 10 мин. Кроме того, каждый
гак испытывается на надежность закрывания и открывания за-
твора. Испытание на открывание затвора производится трех-
кратно при нагрузке, равной номинальному тяговому усилию.
При этом усилие на рычаге отдачи не должно превышать 120 Н.
Буксирные гаки без амортизаторов типа I (см. рис. 9.13, а)
с креплением на штыре (исполнение А) и на дуге (исполнение Б)
рассчитаны на номинальное тяговое усилие 6,2—24,5 кН для
буксирных канатов с разрывным усилием 30,9—122,5 кН. Такие
буксирные гаки устанавливают на буксирных судах-плотоводах
внутреннего плавания, а также в качестве запасных на морских
буксирах и других судах. Гаки снабжены дистанционной систе-
мой отдачи с помощью механического затвора, конструкция ко-
торого аналогична конструкции затвора переносных держателей
571
7
Рис. 9.15. Амортизатор-гаситель
ударов гака.
1 — корпус амортизатора гака; 2 —
опора амортизатора; 3 — корпус
амортизатора; 4 — тарельчатая
пружина; 5 - резиновый аморти-
затор; 6 — плойки. на амортизато-
ре; 7 — крепежный болт.
буксирного каната. В рабочем положении крюк удерживается
в выемке рычага отдачи с помощью стопорного рычага. Для дистан-
ционной отдачи буксирного каната необходимо приложить уси-
лие к рычагу, который выведет из зацепления стопорный рычаг и
рычаг отдачи.
При креплении буксирного гака с помощью штыря на оси
обоймы устанавливается серьга (см. рис. 9.13, а). Если буксир-
ный гак крепится на дуге (рис. 9.14, а), то обойма снабжается
роликом, перекатывающимся по дуге. В этом случае для смягче-
ния ударов буксирного гака о погон
предусматривается резиновый амор-
тизатор. Угол поворота гака в вер-
тикальной плоскости составляет 45s.
Буксирные гаки с амортизато-
рами типа II (см. рис. 9.13, б) с кре-
плением на штыре (исполнение А)
рассчитаны на номинальное тяговое
усилие 6,2—62,8 кН для буксирных
канатов с наибольшим разрывным
усилием 31,0—309,0 кН, а с крепле-
нием на дуге (рис. 9.14, 6} (испол-
нение Б) — на усилие 6,2—98,1 кН
для канатов с наибольшим разрыв-
ным усилием 31,0—490,0 кН соот-
ветственно. Такие буксирные гаки
устанавливают на буксирных судах
внутреннего, смешанного плавания
и морских. Они отличаются от гаков
типа I наличием амортизаторов, не-
обходимых для гашения ударных
Для амортизаторов применяются вин-
товые или тарельчатые пружины. Тарельчатые пружины позволяют
уменьшить габариты и стоимость буксирных гаков. Гаки типа II
снабжены такой же дистанционной системой отдачи, как и гаки
типа I. Угол поворота гака в вертикальной плоскости составляет
45°. Буксирные гаки с амортизаторами и гасителями ударов типа
III (см. рис. 9.13, в) с креплением на штыре (исполнение А) и
на штанге с кареткой (рис. 9.14, в) (исполнение Б) рассчитаны
на номинальное тяговое усилие 62,3—314,0 кН. Буксирные гаки
типа III устанавливаются на морских буксирах и судах внутрен-
него плавания различных назначений, которые проводят длитель-
ные буксировки на волнении. Такие гаки отличаются от гаков
типа II наличием гасителя ударов и конструкцией крепления на
штанге с кареткой. Амортизатор гака показан на рис. 9.15,
Гаки снабжены дистанционной системой отдачи. Конструк-
ция крепления гака на штыре показана на рис. 9.13, в, а на
штанге с кареткой — на рис. 9.14, в. Угол поворота гака в вер-
тикальной плоскости составляет 30°
Волн в буксирном канате
572
ТаблИца 9.2, Основные характеристики буксирных гаков в зависимости от способов крепления (см. рис. 9.13, 9,14)
Номинальное (рабочее) тяговое усилие гака F, кН Максимальное разрывное усилие бук- сирного каната, Гр, кН Коэффи циент запаса прочности буксирного каната А На штыре На дуге, на штанге с кареткой *
Размеры, мм Масса кг Размеры, ни Масса М, кг
L в * L
Без 1 М 0 р Т И затоков т и п а I
6,2 31 5 350 115 195 9,5 395 115 210 10
9,8 49 5 400 143 200 13 440 143 210 16,4
15,7 78,5 5 450 148 225 19 520 148 235 23,4
24,5 122,5 5 545 160 270 26 650 160 270 32
Сам о р т и э а торам! Л т и г а II
6,2 31 5 600 150 185 16 570 125 185 19
9,8 49 5 680 175 205 29 660 150 205 32
15,7 78,5 5 730 185 225 33 735 160 225 34
24.5 122,5 5 900 200 270 60 900 170 270 65
39,2 196 5 1120 .240 325 101 1180 210 325 96
62,8 309 5 1350 245 385 140 1380 210 385 150
98,1 490 5 — —в, — — 1650 265 415 275
С амо р тизатор а М И И г а с и т е л я м и у дар 0I типа Ш
62,8 309 5 1350 450 390 155 2100 450 390 185
98,1 490 5 1545 495 400 254 2400 495 400 300
157 690 4,4 1690 680 500 460 2520 680 500 535
216 820 3,8 1870 770 550 620 2870 770 550 700
314 943 3 2220 930 600 860 3200 930 600 990
* Размеры буксирных гаков с амортизаторами и гасителями ударов типа Ш даны для крепления га кив на штанге с кареткой,
/7 IS w #
Рис, 9.16. Буксирные гаки.
1 — крюк; 2 — осевой болт; 3, 17 — обойма; 4 — рычаг отдачи; 5 — гидро-
цнЛИНДр; 6 Гидросистема; 7 -- Скоба; 8 — прямой рычаг; 9, /0 — рычаги-
кулачки; 11 — пружинный амортизатор; 12 — шток пружинного амортиза-
тора; 13 — ось; 14 — ролик; 15 — буксирная дуга; 16 - горизонтальная
прорезь обоймы.
Рис, 9Л7. Схема пневмоэлектрического устройства автома-
тической отдачи буксирного каната.
/ — ртутный замыкатель; 2 — источник электроэнергии; 'Л — элект-
ромагнитный. клапан; 4 — исполнительный механизм автоматиче-
кой отдачи на буксирном гаке; 5 — воздушный баллон; 6 — ма-
нометр; 7 — фильтр.
574
Основные характеристики буксирных гаков приведены
в табл, 9.2.
Модернизация буксирных гаков включает разработку безудар-
ных систем отдачи буксирного каната, усовершенствование амор-
тизаторов и систем автоматической отдачи каната, создание но-
вых типов затворов.
На ряс. 9.16, а показана конструкция гака с безударной отдачей, позволь
ющей увеличивать срок его службы. Такие гаки снабжаются системой автома
тической отдачи с пневматическими, гидравлическими и электромагнитными за
творами. Оригинальная конструкция буксирного гака с нелинейным аморти
затором, у которого жесткость увеличи-
вается при увеличении нагрузки, пока-
зана на рнс. 9.16, 6.
Ряс. 9.18. Буксирный канифас-блок
на штыре.
I — буксирный канат; 2 — каинфас-блок;
3 — штырь; 4 — обух штыря; S — погон.
Рис. 9.19. Буксирный канифас-блок
на дуге.
1 — буксирный канат; 2 — канифас-
блок; 3 — обойма; 4 — буксирная ду-
га; 3 — ролик; 6 — погон.
В связи с большим числом отказов устройств автоматической отдачи ка-
ната, приводящих к серьезным авариям буксиров, разрабатываются новые устрой-
ства. Наиболее перспективным является устройство с использованием ртутных
замыкателей {рис. 9.17). Прн заданном крене судна срабатывает электромагнит-
ный клапан, обеспечивающий подачу воздуха в рабочий цилиндр, шток которого
с помощью системы рычагов раскрывает гак. Устройствами с ртутными замыка-
телями снабжаются гаки с безударной отдачей.
Буксирные направляющие блоки подраз-
деляются на стационарные и канифас-блоки. Стационарные на-
правляющие блоки применяются только на судах внутреннего
плавания, канифас-блоки — также и на морских буксирах огра-
ниченного района плавания.
Канифас-блоки закрепляются на штыре (рис. 9.18) или на
буксирной дуге (рис. 9.19). В некоторых случаях на буксирах
внутреннего плавания канифас-блок может крепиться с помощью
575
штыря к тележке, перемещающейся по специальной направляю-
щей балке (поллеру) с борта на борт в зависимости от угла пе-
рекладки.
Буксирные направляющие блоки и узлы их крепления к кор-
пусу судна должны быть рассчитаны на восприятие двойного
разрывного усилия буксирного каната в целом. При этом яапря-
Рис. 9.20. Буксирный гак на дуге,
закрепленной с помощью сварки.
J — хрюк: 7 — фигурная «собачка»:
3 — рычаг* 4 — лл&нка; 5 обойма;
S —- пружинный амортизатор; 7 бук*
серная дуга; 5 — ролик; 5 — узел
крепления буксирной дуги к корпусу
буксира; /б — погон.
жения в таких элементах не
должны превышать 0,95 предела
текучести их материала. Расчеты
роульсов, осей и т. п. деталей
буксирных направляющих бло-
ков проводятся общепринятыми
методами.
Буксирные дуга и
штыри используются для креп-
ления буксирных гаков и напра-
вляющих блоков к корпусным
конструкциям буксиров. Попе-
речное сечение буксирной дуги
может быть круглым или оваль-
ным. Осевая линия буксирной
дуги может быть дугой окружно-
сти или сопрягаться из дуг ок-
ружностей различных радиусов
(рис. 9.20), обеспечивая возмож-
ность закрепленному на дуге бук-
сирному гаку перемещаться с
борта на борт.
।
Момент сопротивления поперечного
сечения дуги, см*, можно определить
по формуле W = 132Тр1/Яен, где
Тр — разрывное усилие буксирного ка-
ната, кН; I — расстояние между опорами
дуги, м; ReH — верхний предел теку-
чести материала буксирной дуги, МПа.
Для такого момента сопротивления
в соответствии с Правилами Регистра СССР напряжения в сечении дуги не должны
превышать 0,95 предела текучести материала. В качестве материала для изго-
товления дуги применяется сталь. Если на дуге будет крепиться направляющий
блок, то она должна быть рассчитана на двойное разрывное усилие буксирного
каната.
Варианты крепления буксирного гака с помощью штыря
показаны на рис. 9.21 и рис. 9.22. Такое крепление позволяет
уменьшать воздействие на буксирное судно опасных боковых
рывков каната. Однако буксирный гак не получает такой сво-
боды перемещений, как при креплении на дуге. Детали узла креп-
ления гака иа штыре должны быть рассчитаны на те же нагрузки,
что и буксирный гак или направляющий блок.
576
Консольная часть буксирных гаков и направляющие блоки
обычно поддерживаются погонами, которые воспринимают часть
силы веса буксирного гака и буксирного каната, удары буксир-
ного гака при буксировке высокобортных судов и давление кон-
сольной части гака при буксировке низкобортных судов.
Рассчитывать погон можно как балку на двух опорах, нагру-
женную сосредоточенной силой в пролете. При нагрузке, соответ-
Рис. 9 22 Схема крепления
буксирного гака на штыре
с использованием шпора гру-
зовой стрелы.
/ -- |Як; 2 - шпор грузовой
стрелы; 3 — инырь- (вертлюг
шпор» стрелы); 4 — гтосон.
Рис. 9.21. Схема крепления буксирного
гака с помощью штыря на штанге.
/ — гак; 2 каретка, 3 штанга; 4 - - штырь
штанги, 5 - погон саки; б - not он каретки:
7 - опора штыря.
ствующей разрывному усилию бук-
сирного каната, напряжения в погоне
не должны превышать 0,95 предела
текучести его материала. Вертикальную стойку погона необхо-
димо рассчитывать на сжатие и проверять, если требуется, на ус-
тойчивость. Нагрузка на стойку равна вертикальной составляющей
натяжения в буксирном канате. Конструкция погона при кре-
плении буксирного гака на дуге показана па рис. 9.23.
Буксирные арки, располагаемые в кормовой части
буксира, служат для защиты экипажа и оборудования от повре-
ждений буксирным канатом. Форма буксирных арок (рис. 9.24}
должна быть близкой к параболической с горизонтальным участ-
ком в средней части, длина которого должна быть не менее l-’З ши-
рины буксирного судна в районе установки арки. Форма и вы-
сота арок должны обеспечивать свободу перемещений буксирного
каната и исключать его изломы.
19 Александров М. Н. я др.
577
Высота буксирных арок определяется положением буксирного
каната, идущего в диаметральной плоскости буксира от точки его
закрепления до точки прохода через фальшборт. Рекомендуется
принимать высоту арок равной 1,8 м. Но это удается выполнить
только на крупных морских и океанских буксирах. Минимальная
же высота арок должна быть не менее 1,4 м.
В соответствии с требованиями Регистра СССР буксирные
арки обычно изготовляются из труб. Это обеспечивает минимальное
истирание каната при соответствующем под-
боре диаметра труб. Могут применяться
также листовая сталь, угольники, полоса,
подкрепленная ребрами. В местах контакта
каната и арки рекомендуется устанавливать
накладные полосы из цветного металла.
Рис. 9.23. Погон под
буксирный гак. '
1 — «огон; 2„ 4 - - стой-
ки; 3 — кницы,
Рис. 9.24. Обычная буксирная арка.
/ - арка; 2 — контрфорс: 3 — кница с обделкой.
Конструкция буксирной арки показана на рис. 9.24. На
фальшборте арка подкрепляется кницами с обделкой их свобод-
ных кромок прутковым профилем или трубой. Фальшборт в месте
установки арки подкрепляется усиленной стойкой.
В последнее время на буксирах устанавливают буксирные
арки, проходящие не по всей ширине судна. Их называют полу-
арками и располагают симметрично диаметральной плоскости
судна. Большие полуарки перекрывают 0,65В ширины буксира,
а малые — 0,42В (здесь В — ширина буксира в районе установки
полуарки, м). Крепление полуарок к палубе буксира осуще-
ствляется кницами.
В соответствии с требованиями Регистра СССР момент сопротивления, см3,
площади поперечного сечения буксирной арки должен быть не менее определен-
ного по формуле W 0,343Д2£/-10“2/Йв//, где d— диаметр, каната для букси-
ровки на гаке, мм; L — длина каната, м (но не менее 300 м); I — расстояние
между контрфорсами или между контрфорсом и фальшбортом, м; — верх-
ний предел текучести материала арки. МПа.
578
При необходимости арки подкрепляются контрфорсами Л-образной формы
трубчатого профиля. Площадь поперечного сечения каждой стойки контрфорса
должна быть не менее f = 0,0294# L!RgH, где ЦРн — верхний предел текучести
материала контрфорса, МПа.
Битенги и кнехты по назначению делятся на буксир-
ные и буксирно-швартовные. Носовые и бортовые битенги отно-
сятся к буксирно-швартовным. По конструкции различают би-
тенги одиночные и парные.
Бортовые битенги обычно бывают парными (рис. 9.25, а).
Тумбы битенга жестко перевязывают с фальшбортом и палубой
с помощью книц. В районе установки бортовых битенгов фальш-
борт окантовывается трубой или прутком.
Рис. 9.25. Буксирные битенги: а — бортовые; б — носовой.
Носовой битенг (рис. 9.25, б) выполняется одиночным. Тумба
битенга должна быть жестко перевязана с брештуком и обяза-
тельно на уровне фальшборта иметь выступ, предотвращающий
соскальзывание каната. На фальшборте предусматривается от-
делка из прутка или трубы, предохраняющая канат от повре-
ждений.
Носовые и бортовые битенги рекомендуется устанавливать
так, чтобы они были не выше 0,3 м над уровнем фальшборта. Их
применяют на всех буксирах, кроме озерных и речных.
Кормовой битенг (рис. 9.26), играющий роль ограничителя
буксирного каната при использовании буксирной лебедки, со-
стоит из двух тумб и поперечной битенг-балки и устанавливается
на морских буксирах неограниченного района плавания поперек
судна. Если же битенг не является ограничителем буксирного
каната, он устанавливается вдоль буксира в его диаметральной
плоскости. Соскальзывание буксирного каната с битенгов предот-
вращают выступы-краспицы.
Битенги должны быть рассчитаны на разрывное усилие буксирного каната
при напряжениях, не превышающих 0,95 предела текучести материала. В ка-
честве расчетной схемы для одиночного битенга можно применить жесткозащем-
19* 579
ленную консольную балку, нагруженную нормальной силой, равной разрывному
усилию каната Г(), Н. Тогда требуемый момент сопротивления, см1, Н? -
= Тр/б'(0=95/??й), где If; — длина консольной части битенга, м; Sefj верх-
ний предел текучести материала битенга, МПа. Для изготовления битенгов
применяют судостроительные стали и стандартные трубы.
Спаренные битенги рассчитываются аналогично одиночным, но в качестве
нагрузки принимают усилия, действующие в плоскости битенга и равные 2,57^, Н.
Тумбы спаренных битенгов с перекладиной рассчитывают как отдельно стоящие
битенги- При этом площадь сечения перекладины. cms, S — 2,5Тр- Ксн.
В первом приближении диаметр тумб D битенгов можно принимать в зави-
симости от диаметра каната ds. Если диаметр каната dK - 8,4-у i 5 мм, то диаметр
Рис. 9.26. Кормовой буксир-
ный битенг.
тумбы битенга D — (64-8) dK( если
dK ~= 304-65 мм, то Ь — (104-
11) Дк. Не рекомендуется применять
битенги с наклонными тумбами.
В качестве буксирных кне-
хтов, чаще всего устанавли-
ваемых в носовой части бук-
сирных сосудов, используют
швартовные кнехты.
Ограничители буксирного каната исклю-
чают перемещения буксирного каната в нос от точки крепления
буксирного гака (ряс. 9.27). Бортовые ограничители устанавли-
ваются на фальшборте. Кроме бортовых ограничителей приме-
няют арочные ограничители в форме продолговатых отверстий,
окантованных трубой или прутком. В качестве ограничителей
буксирного каната могут использоваться вентиляционные трубы
машинного отделения с соответствующими подкреплениями, би-
тенги и иные конструкции.
Буксирные клюзы делятся на открытые и закрытые.
Закрытые клюзы в кормовой части буксира врезаются в фальш-
борт или. устанавливаются на нем. В носовой части применяют
закрытые буксирные клюзы, врезанные в фальшборт. На буксир-
ных судах ограниченного и неограниченного районов буксирные
клюзы устанавливают только в кормовой оконечности, на букси-
рах-спасателях — в кормовой и носовой оконечностях.
580
Открытые буксирные клюзы рекомендуется применять на
буксирных судах, имеющих буксирную лебедку, и для удобства
работы экипажа на малых буксирах, не предназначенных для
буксировок на коротком буксире высокобортных судов. В ка-
Рис. 9.27. Ограничители буксирного троса: а — арочный; б — бортовой.
i — ограничитель; 2 — палуба надстройки; 5 — привальный брус.
честве' открытых клюзов на буксирах, оборудованных автомати-
ческими буксирными лебедками, применяют горизонтальные
роульсы (рис. 9.28).
На буксирных судах малой и средней мощности, на буксирах
кантовщиках в качестве кормовых открытых клюзов применяют
киповые планки с роульса-
ми и наметками.
На буксирных судах с
крыльчатыми движителями
находят применение буксир-
ные клюзы-арки с поворот-
ным верхним роульсом, по-
зволяющим при необходи-
мости освобождать буксир-
ный канат вверх (рис. 9.29).
На крупных буксирных
судах при буксировках на
длинном буксире исполь-
Рис. 9.28. Открытые кормовые буксир-
ные клюзы (вид с кормы судна).
/ — горизонтальный роульс (клюз); 2—фальш-
борт.
зуют буксирные клюзы с откидными вертикальными роульсами
и стационарным горизонтальным роульсом. Конструкция такого
клюза подробно описана в (79). Буксирные клюзы следует
рассчитывать на действие разрывного усилия буксирного
каната. При этом напряжения в клюзах не должны превышать
0,95 предела текучести их материала.
581
Рис. 9.30. Типы поперечных сечений стандартизованных приваль-
ных брусьев: а — 1АТ сегментный жесткий; б - 1Б, полукруглый
жесткий; в — 1В, облегченный жесткий; г — 1Г, коробчатый жест-
кий; д — 2А, брусковый накладной полужесгкий; е — 2Б, бру-
сковый накладной полужесгкий; ж — 2В, рейковый полужесгкий;
з — 2Г, облегченный полужесгкий; ы — ЗА, шнуровой мягкий;
к — ЗБ, шнуровой пустотелый; л — 4А, полумягкий с круглым
амортизатором; м—4Б, полумягкий с прямоугольным амортизатором.
1 — полоса; 2 — полутруба; 3 — ребро; 4 — брикета; 5 — лист; 6 —
заклепка; 7 -- прокладка; 8 — профиль; S — Деревянный брус: 10 —
шина; 11 — болт; 12 — наружная рейка; 13 — горизонтальная рейка;
14, 1S — гнутые профили; 16 — резиновый брус; J7 — шпилька; 18 —
пробка; 19 — резиновый амортизатор; 20 — кожух; 21 — штырь.
382
Таблица 9.3. Характерные размеры привальных брусьев, мм, в зависимости
от водоизмещения судна (см. рис. 9.30)
Тип При водоизмещении (полном) судна, т
<10 10 — 50 &Q—250 250 -1000 1099- 5000 >5000
1А 65X20 65X20 65X20 65X20
1Б 95X46 133X65 159x78 194X95 194X95 245Х 120
1В — 200X350 200X 350 — —
1Г 110X56 — — — — —.
2А 100Х 75 150Х 100 200Х 150 200Х 150 250X200 250X200
2Г 200X350 — — —— —
ЗА 70X80 90Х 100 90Х 100 200Х 150 250X200 250X200
ЗБ — — J20X 120 120Х 120 180Х 170 !80Х 170
4А, 4Б — •— 200Х 150 200Х 150 280X 200 400X250
Вьюшки, используемые на буксирных судах для хранения
буксирного каната, аналогичны вьюшкам, применяемым в швар-
товном устройстве (подробно конструкцию вьюшек см. § 8.2).
Рис. 9.31. Поперечное сече-
ние шнуровой резины для
привального бруса ориги-
нальной конструкции.
Рис. 9.32. Упругие характе-
ристики привального бруса
оригинальной конструкции
с размерами поперечных се-
чений ЬХ1, мм.
1 — 68 X 105: 2 — 120Х 200; J —
90 X 150.
Привальные брусья, устанавливаемые для защиты
корпусных конструкций от повреждений, подразделяются на
жесткие, полужесткие, мягкие и' полумягкие. Конструкция и
размеры их в настоящее время стандартизованы. Поперечные
сечения привальных брусьев различных типов приведены на
рис. 9.30, а их основные характеристики — в табл. 9.3.
Жесткие и полужесткие брусья обладают низкой амортизи-
рующей способностью. Привальные брусья, выполненные из
дерева, подвержены намоканию и гниению. Наибольшей Дефор-
мативной способностью обладают мягкие привальные брусья
583
(типы ЗА, ЗБ), изготовленные из резины. Однако низкая местная
прочность таких брусьев, особенно при контакте с острыми пред-
метами, а также недостаточная стойкость на истирание ограни-
чивают их применение. Полумягкие привальные брусья (типов
4А, 4Б) обладают несколько меньшей деформативной способ-
ностью. повреждают окраску борта, по они лишены недостатков,
свойственных мягким брусьям.
У привального бруса оригинальной конструкции (рис. 9.31)
под действием внешней нагрузки сначала происходит изгиб бо-
ковых участков резинового пояса, затем сжатие монолитной
Рис. 9,33. Варианты исполнения привальных брусьев оригинальной конструк-
ции; а — протекторный: б — шнуровой; в — безыскровый; г — облегченный.
7 — амортизатор шнуровой; 2 — протектор (швеллер): 3 — ограничительная полоса;
4, - обшивка борта;. 5 - резиновая пробка; в — внутренняя полоса, 7 — шпилька:
S — шайба: 9 — гайка; 10 — безыскровой протектор: 11 — заглушка; 12 — винт; /3 —
верхняя полоса; 14 - привальный брус в протекторном исполнении, 1$ -- гнутый про-
филь; 16 — нижняя полоса: 17 — бракета.
резины, что обеспечивает его значительную энергоемкость
(рис. 9.32). Варианты конструкции такого привального бруса-
представлены на рис. 9.33.
§ 9.4. Буксирные лебедки
На транспортных и промысловых судах для выбирания
и травления буксирного каната используют механизмы якорных
и швартовных устройств, а на буксирах — основные и вспомога-
тельные механизмы буксирных устройств. К основным механиз-
мам буксирного устройства относятся буксирные лебедки и ле-
бедки-вьюшки для буксирного каната, к вспомогательным — ле-
бедки-вьюшки для каната-проводника и швартовные шпили для
поддчи или выбирания буксирных канатов и канатов-проводни-
ков. При закреплении буксирного каната на барабане буксир-
ного механизма появляется возможность в случае необходимости
менять его рабочую длину [34].
Лебедки-вьюшки для буксирного каната являются разно-
видностью неавтоматических буксирных лебедок. Они обеспечи-
вают выбирание буксирного каната, натяжение которого в ре-
зультате снижения скорости хода буксира мало, а также иена-
584
груженного буксирного каната после отдачи его с буксируемого
судна и травление каната при передаче его перед буксировкой
на это судно. Номинальные тяговые усилия на барабане у лебедок-
вьюшек колеблются в пределах 20—40 кН. Однако при буксиров-
ках на заторможенном барабане усилия в буксирном канате воз-
растают в несколько раз, что следует учитывать при рас-
четах.
Лебедки-вьюшки для каната-проводника необходимы для по-
дачи и выбирания каната-проводника при операциях с основным
буксирным канатом. Их тяговое усилие должно быть равным
сумме 1.3 силы веса буксирного каната, вытравленного за борт,
и 0,9 силы веса каната-проводника. Лебедка должна иметь канато-
укладчик и швартовный барабан.
Буксирные лебедки, устанавливаемые только на буксирах
и являющиеся основным типом буксирных механизмов, служат
для выбирания и травления буксирного каната под нагрузкой.
Увеличение длины буксирного каната не вызывает трудностей.
Однако при ее сокращении происходит увеличение скорости бук-
сируемого судна и, соответственно, тягового усилия буксирной
лебедки.
Буксирные лебедки делятся:
— по принципу действия — на простые и автоматические;
п о типу применяемого буксирного каната — для работы
со стальным канатом, для работы с синтетическим канатом;
— по типу тягового барабана — с обычными и с транзитными
барабанами;
— по типу привода — на паровые, электрические, гидравли-
ческие и электрогидравлические;
— по наличию швартовных турачек — без турачек, с турач-
ками.
Буксирные лебедки имеют ряд конструктивных особенностей.
Для обеспечения свободного травления каната барабан лебедки
должен отключаться от основного привода. При этом канат вы-
водится из канатоукладчика. В конструкции лебедок необходимо
предусматривать предохранительные муфты, стравливающие ка-
нат при резком возрастании натяжения. Рекомендуется, чтобы
буксирная лебедка имела устройство, следящее за натяжением
буксирного каната и не допускающее, чтобы оно превышало но-
минальную тягу на гаке более чем на 10 %. Лебедка должна быть
оборудована счетчиком длины вытравленного каната.
Конструкция автоматических буксирных лебедок должна обе-
спечивать работу как в автоматическом, так и в обычном режимах.
В автоматйческом режиме должно обеспечиваться выбирание
буксирного каната, когда нагрузка на него станет меньше ниж-
него заданного предела, и травление его, когда нагрузка превы-
сит заданный верхний предел. Должна быть предусмотрена также
возможность контроля величины действующего тягового усилия.
При достижении максимальной допускаемой длины вытравлеи-
585
ного каната должна срабатывать звуковая предупредительная
сигнализация.
Проверка прочности деталей буксирных лебедок проводится
согласно Правилам Регистра СССР. Детали, Находящиеся в по-
токе силовых линий, проверяются на действие номинального тя-
Рие. 9.34. Схема буксирной лебедки с транзитными барабанами.
У — набегающая ветвь буксирного каната; 2* 8 — тормоза; 3 — тяговый механизм;
4Г 9 — редукторы; 5, /2 — электродвигатели; 5 — накопительное устройство (вьюшка);
7» 14 — муфты; 10 — накопительный барабащ 11 — канатоукяадчнк; j# — сбегающая
ветвь буксирного* каната; 15 — транзитные барабаны»
Рис. 9.35. Автоматические буксирные лебедки: а — однобарабаиная;
б •— двухбарабанная.
гового усилия каната на среднем слое навивки. Приведенные
напряжения при этом не должны превышать 0,4 предела текучести
материала. Выполняется также проверка деталей лебедок при
действии на барабане усилий, соответствующих максимальному
моменту привода и разрывному усилию буксирного каната. При-
веденные напряжения в деталях при этом не должны превышать
0,95 предела текучести их материала.
536
Таблица 9.4. Основные характеристики буксирных лебедок
Водой 3’ мещенне буксирую- щего судна Лс, т Диаметр стального каната <fK, мм Номиналь- ные тяговые усилия Т-р кН Номинал ь- ная скорость выбирания и травлении каната ин, м/с Средняя скорость травления каната при амортизации удара иСр, м/с Скорость выбирания каната без нагрузки» не менее, »выб- м/с
<400 >400 <800 37,5 100—120 0,25-0,35 0,22—0,28 0,20—0,30 0,20 0,50
>800 <1 500 41 120—180 0,18—0,25 0,18-0,25 0,15 0,50
>1 500 <5 000 48,5 180—270 0,16—0,20 0,16—0,22 0,12 0,50
>5 000 <10 000 56 270—400 0,13—0,16 0,14—0,20 0,10 0,45
>10 000 <100 000 60 400—500 0,12—0,15 0,12—0,18 0,10 0,40
>100 000 65 500—600 0,11—0,13 0,10 0,35
Схема буксирной лебедки с транзитными барабанами показана
на рис. 9.34. Автоматические буксирные лебедки с обычными ба-
рабанами представлены на рис. 9.35.
Буксирные лебедки выбираются по тяговым и скоростным
характеристикам в зависимости от натяжения буксирного каната,
назначения и размеров буксирного судна, требуемых скоростей
травления и выбирания буксирного каната.
Автоматические буксирные лебедки, обеспечивающие высокую степень авто-
матизации буксирных операций, следует применять на крупных океанских и
морских буксирах, буксирах-спасателях, т. е. на судах, имеющих мощную энер-
гетическую установку, высококвалифицированный экипаж, достаточную пло-
щадь для установки лебедки. Неавтоматические буксирные лебедки, облегча-
ющие труд экипажа, рекомендуется устанавливать на рейдовых н портовых бук-
сирах и на буксирных судах внутреннего плавания.
Как показал опыт эксплуатации автоматических буксирных лебедок, при-
менение их на ледоколах не всегда оправдано. Редко используются механизмы
автоматического регулирования длины и натяжения буксирного каната, второй
барабан. Поэтому целесообразно ледоколы оборудовать неавтоматическими бук-
сирными лебедками.
Скорости травления и выбирания буксирного каната автома-
тической буксирной лебедкой должны быть подобраны таким
образом, чтобы не возникали опасные ударные нагрузки. В соот-
ветствии с [84] номинальные скорости он, м/с, травления и вы-
бирания каната под натяжением должны выбираться по формуле
587
Таблица 9.5. Основные характеристики электрических буксирных лебедок
Т10к03с1тель Ли гамлт нчес кие Неавтоматические
ЛЭЛ0 ЛЭ35 лэз* лэ г7 ЛЭ39 ЛЭьб ЭЛ Б 2 1 -2
Номинальное тяговое уси- лие на барабане 7'л,кН: главном 400 250 180 250 150 400 135—
вспомогательном 150 100 250
Тяговое усилие на за- — 500 960 750 700 1200 —
торможенном барабане Тя 3. кН Диаметр буксирного ка- ната ва барабане dK. мм: главном 65 52 47,5 52 47,5 65
вспомогательном 43,5 —- 32.5 — — —
Скорость выбирания ка- ната при номинальном тя- говом усилии барабаном 1>и, м/с', главным 0,088 0,155 0,142 0,167 0.250 0,225 0,195
вспомогательным 0.315 - — 0,358 — — ——
Скорость выбирания бук- 0,267 — — — 0,650 0.450
сир кого каната без нагруз- ки х, м/с Данатоемкость барабана м: главного 500 500 400 300
вспомогател ь ного 300 600 500 500 — 500 .
Мощность электродвига- 53 32 42 75 44 90 —
теля Лг, кВт Напряжение U. В 220 220 220 220 220 380 110 *
Масса лебедки .М. т 67,8 26,9 18,3 37,1 20,5 — 23
Габариты лебедки, mj. ДЛИНЗ 3,97 3,35 5,68 3.37 „
ширина — 3,9 2,97 6,535 7,04 — —
высота — 2,05 1,69 2,5 1,805 — -—
Расположение барабанов — Осе- Осе- Тан- Осе- — —
• Постоянный ток. вое вое дем вое
где dH — диаметр буксирного каната, мм; Тя —- номинальное
тяговое усилие буксирной лебедки, кН; Дс — водоизмещение
буксирующего судна, т. Выражение (9.15) справедливо для ми-
нимальной рабочей длины каната 100 м.
Скорость выбирания и травления буксирного каната без на-
грузки ох. х, м/с, находится по формуле »х. х = oHtfH/20.
Основные характеристики современных буксирных лебедок
приведены в табл. 9.4 и 9.5, а характеристики и размеры лебедок
типа HV — в табл. 9.6 и на рис. 9.36.
588
Таблица 9.6. Основные характеристики электрических буксирных лебедок
типа HV (см. рис. 9.36)
Покачатель 20Е-1 20 -3-5 60 60Е-1
Номинальное тяговое усилие Гл кН 200 200 350 600 600
Номинальная скорость ин, м'с 0,5 0.35 0.5 0.35 0,41
Максимальное тяговое усилие Т\ ,11ах. кН 300 700 700 1200 1200
Скорость ослабления каната иос, м/с 0.66 1,15 1.50 1.66 1,55
Тяговые усилия в автоматическом ре- 50— 50— 50— 50— 50-
жиме Тя а. кН 300 700 700 1200 1200
Тяговое усилие на заторможенном ба- рабане Тд. 3, кН Размеры, мм: 1250 1800 1750 2200 2000
А 3,25 3,75 3.53 4.02 4.62
В 3,235 3.70 3.68 4.52 4.10
С 2.00 2,00 2,33 2.72 2,25
D 1.00 0,88 0,88 1,50 0,88
Е 1,50 1.35 1,35 1,85 1.56
F 1,40 1,40 1.40 1,40 2,20
G 0.55 0,57 0.57 0,57 0,57
Н 1.20 1,20 1.20 1,50 1,20
I 0,28 0,32 0.32 0.32 0,32
Масса М, т 15,3 23,0 25.0 46.5 37,8
Рис. 9.36. Основные размеры автоматических электрических буксирных лебедок
типа HV.
§ 9.6. Проектирование буксирных устройств
Порядок проектирования буксирных устройств транспортных судов
следующий.
1. Определение по Правилам Регистра СССР характеристики снабжения jVc
судна.
"2 . Определение по таблицам Регистра СССР в зависимости от характери-
стики снабжения Лге длины и разрывного усилия буксирного каната.
3. Определение типа, количества и размеров буксирных кнехтов и клюзов.
4, Определение типа и размеров держателя буксирного каната в случае
отсутствия буксирных кнехтов.
589
5. Определение количества и характеристик вьюшек или банкетов для хра-
нения буксирных канатов.
б, Размещение элементов буксирного (совместно с элементами якорно-
швартовного) устройства на судне.
В соответствии с требованиями Регистра СССР количество и компоновка
элементов буксирного устройства транспортных судов принимаются исходя
из конструктивных особенностей, назначения и общего расположения судна.
Буксирное устройство должно располагаться в носовой н кормовой оконечностях
судна с учетом обеспечения удобства и безопасности людей, выполняющих бук-
сирные операции.
Прн водоизмещении транспортных судов до 1000 т в диаметральной плоско-
сти в носовой и кормовой оконечностях устанавливают по одному буксирному
кнехту, при водоизмещении более 1000 т — по два кнехта симметрично относи-
тельно диаметральной плоскости. Чаще всего буксирные кнехты располагают
в носовой части судна в нос, а в кормовой — в корму от якорно-швартовных ме-
ханизмов так; чтобы они не препятствовали выполнению якорно-швартовных
операций и в то же время допускали закрепление буксирного каната, выбран-
ного с помощью якорно-швартовных механизмов. Необходимо стремиться про-
дольную ось кнехта размещать по направлению нагруженной ветви каната.
В случае расположения буксирных кнехтов вблизи борта расстояние от них
до фальшборта должно быть более 1,5 диаметров тумбы кнехта. По высоте бук-
сирный кнехт следует располагать так, чтобы линия буксирного каната между
буксирным клюзом и кнехтом была горизонтальной или наклонной к горизонту
с углом не более 10“.
На некоторых транспортных судах вместо буксирных кнехтов в диаметраль-
ной плоскости устанавливают держатели буксирных канатов.
Буксирные клюзы располагают чаще всего только в носовой части фальш-
борта или козырька в диаметральной плоскости. В корме для прохода буксир-
ного каната через корпусные конструкции используются швартовные клюзы
или киповые планки. Размеры буксирных клюзов и кнехтов выбираются в за-
висимости от характеристик буксирного каната аналогично размерам швартов-
ных кнехтов и клюзов.
Буксирные канаты хранятся на барабанах вьюшек или банкетах в канатных
или шкиперских кладовых. Схемы общего расположения деталей буксирных
устройств на транспортных судах показаны на схемах швартовных устройств
(см, рис. 8.46—8.51).
Порядок проектирования буксирных устройств следующий.
1. Определение в соответствии с назначением буксирного судна наиболее
вероятных районов проведения буксировочных операций и условий в этих
районах (скорости и направления ветра, течения, характеристик волнения).
2. Определение наиболее вероятных объектов буксировки и получение
всех необходимых их характеристик.
3. Определение в соответствии с § 9.1 основного способа проведения букси-
ровочной операции,
4. Выбор скорости буксировки.
5. Определение номинальной тяги на гаке буксирного судна (см. § 9.2).
6. Определение в зависимости от предполагаемой сложности буксирных
Операций способа расчета размеров буксирного каната: по Правилам Регистра
СССР, по приближенным эмпирическим формулам, расчетным способом (см,
§ 9-2).
7. Расчет характеристики снабжения буксирного судна .¥с и переход к вы-
полнению пункта 12 в случае проектирования буксирного устройства по Пра-
вилам Регистра СССР или по приближенным эмпирическим формулам или пере-
вод к выполнению пункта 8 при определении размеров буксирных канатов рас-
четным методом.
8. Определение внешних сил, действующих на систему буксирное судно—
канат—буксируемое судно, для случая буксировки на тихой воде и на волнении.
9. Определение амплитуды относительного перемещения буксируемого и
буксирующего судов на волнении.
10. Определение необходимой длины буксирного каната.
590
Рис, 9.37, Блок-схема проектирования буксирного устройства специальных
буксирных судов
591
11. Определение усилий, действующих в буксирном канате.
12. Выбор коэффициента запаса прочности буксирного каната
13. Определение разрывного усилия каната в целом (см. § 9.2).
14. Выбор типа и диаметра буксирного каната.
15. Выбор способа закрепления буксирного каната на буксире (на гаке,
буксирной лебедке, автоматической буксирной лебедке) в зависимости от на-
значения буксира, принятого способа буксировки, площади палубы, отводимой
Под буксирное устройство, длительности и условий проведения буксировочных
операций, типа движителя буксира.
Рис, 9.38. Буксирное устройство рейдового буксира мощностью И78 кВт.
/ — кормовой привальный брус; £ — буксирный клюз: 3 - бортовой привальный брус;
4 - шаартоэный клюз; 5 • серьга: 6 — буксирная арка; ' — буксирный канат, 8 —
-буксирный сак; 9 — ограничитель буксирного каната; 10 — штанга с кареткой; II —
бортовой битенг; 1'2 — брашпиль; 13 — носовой битенг: J4 - носовой привальный
брус; /я — логов буксирного гака; 16 • вьюшке:; 17 -- швартовный каект.
1. 6. Выбор типа и размеров буксирного гака.
17, Определение типа буксирной лебедки и ее характеристик.
18. Определение количества и размеров швартовных, швартовно-буксирных
и буксирных кнехтов.
19, Определение типа, количества и размеров буксирных и швартовных
клюзов.
20. Определение количества и характеристик механизированных и нсмеха-
низирсФанных вьюшек.
21. Размещение элементов буксирного (совместно с элементами якорио-
щвартовного) устройства на палубе, в кладовых, платформах и трюмах буксир-
ного судна.
22. Определение уровня механизации буксирных работ по показателю меха-
низации ц — + fp), где ta — число (или время) автоматизированных или
механизирован пых операций; — то же ручных операций.
23. Сравнение спроектированного устройства с полностью механизиро-
ванным.
24. Проведение мероприятий в случае необходимости по повышению уровня
механизации буксирного устройства-
592
25. Определение для буксиров, швартующихся в море, в соответствии
с § 8.6 характеристик Крайневой защиты.
26. Проектирование кранцевого устройства буксира.
Блок-схема проектирования буксирного устройства буксиров приведена
на рис. 9.37.
Схемы общих расположений деталей буксирных устройств на рейдовом
буксире и океанском буксире-спасателе показаны на рис. 9.38 и 9.39.
Состав и общее расположение буксирных устройств буксиров выбираются
в зависимости от специфики выполняемых ими буксирных операций, мощности
Рис. 9.39. Буксирное устройство океанского буксира-спасателя мощностью
7360 кВт.
1 — кормовой привальный брус; 2 — буксирный клюз с откидными' вертикальными и
стационарным горизонтальным роульсами; 3 — буксирный канат; 4 — швартовный
кнехгт 5 — швартовный клюз; 6 — малая буксирная полуарка; 7, 17 -- якорно-швар-
товные шпили; 8 — вьюшка; 9 — большая буксирная полуарка; 1& — швартовный
шпиль; 11 — ограничитель буксирного каната; 12 — кормовой битенг; 13, 16 — пнев-
матические кранцы; 14 -- рама с наголовником; 15 — двухбарабанная автоматическая
буксирная лебедка; 18 — носовой привальный брус; 19 — направляющий роульс.
главных двигателей, главных размерений. Так, для морских портовых буксиров
важно, чтобы расположение деталей и механизмов устройства обеспечивало под-
ход буксира под подзоры высокобортных судов.
Важным моментом в компоновке буксирных устройств является правиль-
ный выбор места закрепления буксирного каната. Для обеспечения остойчивости
буксира возвышение точки закрепления буксирного каната над основной пло-
скостью должно быть минимальным, а для улучшения управляемости расстояние
между точкой закрепления буксирного каната и центром тяжести буксира также
должно быть минимальным.
На морских и океанских буксирах, у которых буксирный канат для предот-
вращения опасных боковых рывков проводится через кормовой буксирный клюз,
точку крепления буксирного каната располагают в районе баковой надстройки.
Автоматическую буксирную лебедку, используемую для закрепления буксир-
ного каната, устанавливают в корму от миделя судна в закрытом помещении
на уровне верхней палубы.
20 Александров М. Н. н др. 593
Для портовых и рейдовых буксиров рекомендуется точку закрепления бук-
сирного каната располагать по длине на расстоянии (0,024-0,08) Ln мв корму
от миделя, йо высоте — на расстоянии 1,2—1,7 м от верхней палубы. При при-
менении буксирных лебедок их располагают в кормовой части судна на верхней
открытой палубе, а буксирный канат проводят через направляющий блок, за-
крепленный в районе миделя.
Сектор поворота буксирного гака с борта на борт должен быть менее 180°
(для морских буксиров менее 120°). На буксирных судах с крыльчатыми движи-
телями, расположенными в носовой части, точку крепления буксирного каната
следует размещать как можно ближе к корме (в кормовой четверти длины бук-
сира). Буксирную дугу рекомендуется располагать так, чтобы ее центр кри-
визны размещался на одной вертикали с центром тяжести судна.
Рис. 9.40. Схема наматывания запасного буксирного каната на бара-
баны буксирной лебедки.
1 — трюм; 2 — вьюшка; 3 — запасной буксирный канат; 4 — люковое за-
крытие; 5 — крышка кЛюзз; 6 —’ клюз; 7 — битенг, 8 — дьухбарабанная
автоматическая буксирная лебедка.
Буксирные арки устанавливают обычно на расстоянии 2—2,5 м друг от друга
так, чтобы уменьшить провисание буксирного каната между ними. Этим опреде-
ляется и количество арок. Максимальное количество арок на судне обычно не бо-
лее шести, а минимальное — одна, две. На крупных океанских буксирах с мощ-
ными автоматическими буксирными лебедками, поддерживающими натяжение
каиата в заданных пределах, расстояние между арками увеличивается до 5,0—
6,5 м. Кормовой' буксирный битенг в этом случае выполняет роль буксирной
арки (см. рис. 9.39). Арки нельзя располагать непосредственно над палубными
механизмами и рабочими местами.
Высота ограничителей буксирного каната (одна из конструкций которых
показана на рис. 9.38) выбирается так, чтобы угол подъема буксирного каната
в сторону борта не превышал Ш—15,: к горизонту. По длине буксира ограничи-
тели необходимо располагать так, чтобы максимальный угол отклонения каната
от диаметральной плоскости па каждый борт составлял не более 65-70’.
Битенги устанавливаются на всех типах буксиров. Носовой битенг распо-
лагают в диаметральной плоскости буксира на расстоянии 2—3 диаметров би-
тенга от передней кромки форштевня, Парные бортовые битенги размещают
в средней части судна параллельно диаметральной плоскости, а в носовой око-
нечности — параллельно бортам. В зависимости от Назначения кормовые бук-
сирные битенги устанавливаются либо в диаметральной плоскости вдоль судна,
либо --- поперек судна.
Буксирные кнехты устанавливаются па крупных морских и океанских бук-
сирных судах в диаметральной плоскости носовой части перед якорно-швартов-
ными механизмами. Буксирные клюзы располагают в диаметральной плоскости
буксиров. В носовой оконечности крупных буксиров в качестве буксирных
594
клюзов используют литые овальные, в кормовой — клюзы с откидными роуль-
сами; на портовых и рейдовых буксирах а кормовой оконечности — литые оваль-
ные клюзы, клюзы с наметкой и роульсами, швартовные киповые планки, откры-
тые буксирные клюзы. Кормовые буксирные клюзы должны размещаться так,
чтобы они не препятствовали переходу буксирного каната с борта на борт при
маневрах с буксируемым судном.
Серьгу на~ портовых и рейдовых буксирах крепят с помощью рымов в кор-
мовой части буксира в диаметральной плоскости (см. рис. 9.38). Если иа буксире
предусматривается буксирная арка, являющаяся одновременно ограничителем
перемещения буксирного каната по ширине и высоте судна, то серьга не уста-
навливается.
Вьюшки-лебедки для канатов-проводников портовых буксиров располагают
либо на верхней открытой палубе, либо на капе машинного отделения в нос
от буксирного гака. Вьюшки для хранения запасных буксирных канатов авто:
матических буксирных лебедок на крупных буксирах устанавливают в трюме
в непосредственной близости от буксирной лебедки (рис. 9.40). На люковом
закрытии для пропуска буксирного каната предусматривается клюз, закрывае-
мый крышкой. Буксирный канат, предназначенный, например, для буксировки
лагом, хранится на вьюшках с ручным механизированным приводом, которые
устанавливаются на открытых участках верхней палубы нлн на платформах
под ней. Вьюшки должны быть расположены таким образом, чтобы обеспечива-
лось удобство работы с канатами на оба борта.
На океанских буксирах, швартующихся в море, восстав буксирного устрой-
ства включают пневматические кранцы (см, рис. 9.39). В положении по-поход-
ному они хранятся иа верхней палубе в ноеовой оконечности горизонтально,
а в кормовой — вертикально ввиду ограниченной площади палубы. Вертикально
кранцы устанавливаются на фундаменте с деревянной подушкой н крепятся
с помощью рамы и наголовника к кормовой переборке надстройки. Установка
кранцев в рабочее положение производится грузовой стрелой.
§ 9.6. Буксирные устройства морских
баржебуксирных составов
Создание баржебуксирных составов основано на прин-
ципе разделения судна на грузовую часть — «склад» и машинное
отделение.
Транспортные грузы с помощью баржебуксирных составов
имеют ряд преимуществ по сравнению с обычными способами
транспортировки:
— буксир больше времени находится в эксплуатации, поэтому
коэффициент использования энергетической установки повы-
шается до 0,85—0,95;
— баржи длительное время могут служить плавучими скла-
дами, что позволяет сократить строительство дорогостоящих
береговых складских помещений;
— численность экипажа значительно уменьшена, что приво-
дит к снижению эксплуатационных расходов.
В настоящее время грузоподъемность барж составляет 5—
60 тыс. т, мощность буксиров-толкачей — 1500—11 000 кВт,
скорость составов — 8—15 уз. В баржебуксирных составах в ка-
честве движительной части используется буксир-толкач или бук-
сирный модуль, который представляет собой отделяемую кормо-
вую оконечность судна.
20
595
Основными элементами баржебуксирных составов являются
стыковочные узлы, которые подразделяются на неподвижные
(жесткие), ограниченно-подвижные, подвижные.
Н е п о д в и'ж ные соединения (рис. 9.41, и) обеспе-
чивают жесткое сочленение секций баржебуксирного состава
<7
26 27
Рис. 9.41. Неподвижные соединения баржебуксирных составов.
в единое целое и восприятие всех нагрузок, передаваемых их
корпусами. С помощью клиновых выступов 8, 9 на буксире-тол-
каче 1 и пазов 4, 5 в V-образном кормовом вырезе баржи 3 произ-
водится их соединение между собой. Большое число клиновых
пазов обеспечивает соединение буксира и баржи при различных
осадках. Буксир втягивается в кормовой вырез баржи и удер-
596
живается в нем с помощью буксирной лебедки 10, два каната 2
с которой проходят через блоки и крепятся на кнехтах 6 баржи.
Для выталкивания буксира из выреза баржи при разъединении
состава предусмотрен гидравлический цилиндр 7.
Для обеспечения работы буксирного устройства (рис. 9.41, б)
в кормовой части баржи сделан вырез по форме корпуса толкача 1.
При счаливании буксирный модуль выходит своим днищем на
наклонную площадку 14 внутри кормового выреза и расклини-
вается по бортам на высоте палубы. При этом бортовые выступы 17
корпуса толкача заходят в продольные карманы 15 в бортах баржи.
Перед счаливанием буксир балластируется так, чтобы он своим хо-
дом как можно дальше вошел в кормовую выемку баржи. Дальней-
шее соединение осуществляется с помощью гидроцилиндров 7,
штоки которых соединены с полукруглой траверсой 11, входя-
щей в зацепление с битенгами 12, установленными на палубе
баржи. На штатном месте толкач дополнительно стопорят двумя
поперечными гидроцилиндрами 16, концы штоков которых, снаб-
женные клиновыми упорами 13, взаимодействуют с бортовыми
нишами на высоте палубы баржи. Для окончательного раскреп-
ления буксира в кормовой оконечности палубы баржи преду-
смотрены уступы 18, входящие в бортовые клиновидные вырезы 19
в корпусе буксира.
На рис. 9.41, в показана принципиальная схема транцевого
двухзамкового- соединения. В стыковочном узле предусмотрены
два выступа 20 в виде полых параллелепипедов-проушин и две
выемки 22. С помощью электродвигателя 25 реечный механизм 23
опускает шкворни 24, которые входят в зацепление с проушинами.
Обе части 21 и 26 состава перед стыковкой удифферентовывают.
Преимуществом такого устройства является универсальность.
У одной из наиболее распространенных баржебуксирных си-
стем модульного типа «Мурвикер» (рис. 9.41, а) носовая часть
буксира 1 входит в кормовой рецесс баржи 3, в котором по бор-
там расположены два выступа 28, а в диаметральной плоскости —
выемка 27 со скошенными вертикальными и горизонтальными
гранями. Они плотно соединяются с соответствующими узлами
в носовой оконечности буксира. Стыковочное устройство снабжено
гидравлическими затворами с винтовыми приводами, которые
жестко фиксируют баржу относительно буксира.
Преимущество баржебуксирной- системы «Мурвикер» заклю-
чается в том, что можно соединить в одно целое несколько секций
(рис. 9.41, д). Такой состав может оставлять в промежуточных
портах часть секций, а оставшиеся секции буксировать дальше.
Ограниченно-подвижные соединения по-
зволяют секциям баржебуксирного состава поворачиваться вокруг
горизонтальной оси, что приводит к уменьшению нагрузок, вос-
принимаемых стыковочным узлом при буксировке на волнении.
В буксирном устройстве «Артубар» (рис. 9.42, а) стыковка
происходит с помощью двух соосных штоков, выдвигаемых с по-
597
мощью гидроцилиндров. Штоки входят в специальные гнезда
в рецессе кормовой части баржи. Устройство не позволяет осу-
ществлять вертикальные перемещения оконечностей баржи и
буксира в районе установки штоков.
В конструкции ограниченно-подвижного соединения
(рис. 9.42, б) кроме вращения секций баржебуксирного состава
Рис. 9.42. Ограниченно-подвижные
составов.
Рис. 9.43. Подвижные соединения баржебуксирнык составов.
вокруг горизонтальной оси обеспечиваются свободные вертикаль-
ные перемещения буксира и баржи за счет того, что гнезда, в ко-
торых находятся штыри, имеют вертикальные пазы.
Подвижные соединения передают упор от буксира
барже, но при этом не препятствуют перемещениям, возникающим
при бортовой, килевой и вертикальной качках. В устройстве,
показанном на рис. 9.43, а, буксир с баржей соединяются на уровне
палуб при помощи гидравлических узлов. На волнении оконеч-
ности баржи и буксира могут совершать колебания, значительно
снижающие напряжения в районе их соединения.
598
Буксирное устройство баржебуксирной системы «Зеебек»
(рис. 9.43, б) обеспечивает баржебуксирному составу хорошие
мореходные качества в условиях морского волнения. На корме
баржи устанавливается специальная шина, которая может пе-
ремещаться в вертикальных направляющих, имеющих для га-
шения динамических нагрузок амортизатор. Эта конструкция
вместе с шарообразным шарниром позволяет носовой оконечности
буксира перемещаться в вертикальной плоскости, а также вра-
щаться в горизонтальной и вертикальной плоскостях. Два ка-
ната, соединенные с быстроотдающимися гаками, удерживают
буксир в заданном положении. Гидравлические амортизаторы ре-
гулируют длину и натяжение канатов. Преимущества данного
устройства — его универсальность и простота конструкции.
Буксирное устройство, показанное на рис. 9.43, в, может
передавать со стороны буксира упор и боковую силу для поворота
баржи, не препятствуя при этом перемещениям судов при качке.
Оно состоит из двух штанг: главной или толкающей и управляю-
щей, прикрепленных к буксиру и барже шарнирами. Преиму-
щество устройства состоит в том, что монтаж и демонтаж барже-
буксирного состава проводится при любых осадках в течение
15 мин. Применяют его для буксировки барж в прибрежных во-
дах. Буксирное устройство (рис. 9.43, г) обеспечивает возмож-
ность перемещений буксира за счет поперечной рамы.
Таким образом, многообразие схем буксирных устройств бар-
жебуксирных составов, значительные экономические преиму-
щества их по сравнению с обычными транспортными судами
позволяют предположить, что в ближайшее время данный способ
перевозки грузов превратится в основной в прибрежном и океан-
ском плавании и заменит традиционные наливные и сухогрузные
суда. Недостатки конструкции некоторых составных судов (слож-
ность соединительного узла и его сравнительно малая надежность)
со временем будут устранены.
Г лава 10.
СУДОВЫЕ СПУСКОПОДЪЕМНЫЕ
УСТРОЙСТВА
§ ЮЛ. Общая характеристика судовых
спускаподъемных устройств и их классификация
Судовые спускоподъемные устройства (СПУ) пред-
назначены для спуска с судна и подъема на борт глубоководных
автономных и неавтономных аппаратов, различных поисковых
средств, относительно малых судов для добычи морепродуктов,
катеров, шлюпок и т. д.
599
Рис. 10.1. Классификация спускоподъемиых устройств.
600
Спускоподъемные устройства имеют следующие особенности:
широкий диапазон выполняемых функций; различные принципы
действия; возможность эксплуатации в большинстве случаев
в условиях открытого моря при наличии ветра и волнения; зна-
чительное воздействие на архитектурно-конструктивный тип
судна.
Обслуживаемые объекты по типу связи с судном-носителем де-
лятся на автономные и неавтономные. Автономные объекты после
спуска функционируют, сохраняя лишь информационную связь
с судном-носителем. К автономным объектам относится большин-
ство глубоководных обитаемых аппаратов, надводные рыбодобы-
вающие суда, катера и т. п. [971.
У неавтономных объектов сохраняется постоянная связь
с судном-носителем с помощью канатов и кабелей, посредством
которых осуществляются энергоснабжение, передача информа-
ции и управление объектом. К неавтономным средствам относятся
водолазные колоколы, опускные контейнеры с научной аппара-
турой, буксируемые системы для исследований океана, карто-
графирования дна и поиска различных объектов [46]. Наличие
постоянной связи с объектом упрощает его ориентацию, что важно
при подъемных операциях, особенно в момент контакта объекта
с захватами спускоподъемного устройства. Спускоподъемные
устройства, обеспечивающие работу объектов на ходу судна,
имеют свои особенности. Так, для буксируемых систем в зависи-
мости от их назначения скоростные режимы существенно ме-
няются. Конструкция спускоподъемных устройств зависит от
судна-носителя и особенностей обслуживаемых объектов. Судо-
вые СПУ отличаются высокой динамичностью рабочих режимов.
Следует отметить тенденцию ужесточения гидрометеорологи-
ческих условий, допустимых для работы судовых СПУ, что позво-
ляет увеличить период их эксплуатации. Так, нормальная работа
большинства СПУ обеспечивается при волнении до 5 баллов,
а аварийная — до 6 баллов.
Классификация спускоподъемных устройств приведена на
рис. 10.1.
§ 10.2. Конструктивные схемы спускоподъемных
устройств для автономных технических объектов
Рассмотрим наиболее распространенные конструк-
тивные схемы СПУ.
Шарнирные устройства. Для обслуживания автономных под-
водных аппаратов применяют шарнирные устройства. Грузо-
подъемность этих устройств может достигать 100 кН. Такими
устройствами оборудуются относительно малые суда-носители
(рис. 10.2), а также суда, специализирующиеся на обслуживании
морских нефтепромыслов, буровых платформ, подводных нефте-
и газопроводов с помощью подводных аппаратов.
601
Устройство состоит из шарнирной рамы, вываливание которой
за корму производится с помощью гидроцилиндрового привода,
механизмом подъема служит лебедка или гидрополиспаст. Кон-
структивная схема шарнирного СПУ требует синхронизации ра-
Рис, 10.2. Шарнирные СПУ в виде Л-образных рам: а — с шар-
нирным упором; б — с устройством ограничения закручивания
аппарата.
/ — рама; 2 — верхний блок: 3 — грузовой канат; 4 — шарнирный,
упор; 5 — подводный аппарат; £ — гидроцилиндры; 7 — лебедка:
5 •— распорка; 5 — ферменный шарнирный упор; 10 — шаровой кра-
нец; 11 — рубка; 12 — ангар.
боты приводов лебедки и гидроцилиндров рамы при ее завалива-
нии или предварительного закрепления аппарата на раме, так
как при заваливании рамы ослабляется грузовой канат. В шарнир-
ных устройствах грузовой канат может быть проведен через шар-
нир рамы, что позволяет отказаться от крепления аппарата к раме
и упростить операцию подъема.
Возможны одноподвесная и двухподвесная схемы шарнирного
СПУ. Двухподвесная более предпочтительна, так как в ней устра-
нена опасность закручивания объекта. В отечественной практике
602
двухподвесная схема подъема плавучих объектов была применена
в 60-х гг. для рыбодобывающих судов, установленных на плав-
базе «Восток».
Рис. 10.3. Бортовое шарнирное СПУ для подводного аппарата «Тинро-2».
7 — подводный аппарат; 2 — автоматический грузовой захват; 3 — трехстроп-
пая канатная проводка; 4 — канат-проводник; 5 — платформа; 6 — трехсек-
ционный барабан грузовых канатов: 7 — рама; в — следящая лебедка каната-
проводника; $ — оттяжка; 10 — гидроцилиндр вываливания рамы; 11 - гидро-
полиспаст привода трехсекцвонного барабана; 12 — платформа; S3 — кабина
управления; 14 — подвижная обойма полиспаста; S5 -- приводнан секция бара-
бане грузовых канатов; 16 — приводной канат полиспаста.
На некоторых шарнирных спускоподъемных устройствах при-
меняются шарнирные упоры с амортизаторами, обеспечивающими
фиксацию аппарата после подтягивания его к упору (см.
рис. 10.2, б). Шарнирные упоры ограничивают раскачивание
объектов.
603
К недостаткам шарнирных СПУ следует отнести необходи-
мость использования аквалангистов для первоначального подсо-
единения грузового каната к объекту, не исключена опасность
раскачивания аппаратов.
Применяют как кормовые, так и бортовые шарнирные СПУ.
Бортовые шарнирные СПУ получили широкое распространение на
отечественных научно-исследовательских судах. С помощью бор-
Рис. 10.4. Узлы автоматической островки плавучих объектов: а — шток;
б — захват,
7 —- канат-проводник штока; 2 — головка штока; 3 — руко-ятка; 4 — кэнат-
лровидник £ПУ» 5 — подпружиненный гл к; 6 - центрирующий выступ; 7 —
стержень штока; 8 — эластичный стабилизатор положения штока; 9 — скоба:
1Q — пружина; 11 — подвижная гильза; 12 — корпус; J5 — сухарь; 14 — на-
правляющий паз; 15 — ось крепления сухаря к подвижной гильзе; 15 — крышка:
17 — паз; 1& — пружина фиксатора; 19 — фиксатор.
товух шарнирных СПУ сохраняется кормовая схема траления,
необходимая для выполнения соответствующих научных исследо-
ваний по лову рыбы.
На рис. 10.3 показано бортовое шарнирное СПУ, установлен-
ное на судне «Гидронавт» для подводного аппарата «Тинро-2» Г13 ].
Это устройство обеспечивает безопасный начальный контакт гру-
зозахватных механизмов с поднимаемым объектом; исключает
рывки и снижает динамические нагрузки в момент отрыва плав-
средства от воды в условиях волнения; ограничивает раскачива-
ние объекта в процессе подъема и спуска; обеспечивает полную
автоматизацию спускоподъемных операций. Все это достигается
за счет использования следящих канатов-проводников малого
диаметра, ио которым перемещаются относительно тяжелые гру-
604
зозахватные механизмы; следящих приводов грузовых канатов,
исключающих в них слабину; автоматических систем перехода со
следящего на грузовой режим. Для предотвращения раскачива-
ния объектов служат многостропные канатные проводки, сходя-
щиеся под углом к грузозахватному органу. В качестве меха-
низма подъема, использованы гидро полиспасты, расположенные
в задних шарнирных стойках устройства.
Рис. 10.5. Специальный кран на судне «Си дайвер» (США).
1 — подводный аппарат; 2 — грузовой обух аппарата; 3 — канат-проводник;
4 — шарнирный грузовой захват с подтормаживанием; 5 — вспомогательная
стрела; б - гкдрополиспаст; 7 -- оттяжка; 8 — выдвижная секция стрелы;
9 — корневая секция стрелы; /0 — гндроцнлиндр; // — поворотная плат-
форма; 12 — лебедка.
Для исключения ручной остропки аппарата применяются ка-
наты-проводники (рис. 10.4). При подходе аппарата к судну по-
дается бросательный конец, который соединяется с канатом-
проводником штокового устройства аппарата. Последний после
выбирания на судно соединяется с канатом-проводником СПУ.
Заведение канатов-проводников в штоковое устройство на судне
является простой и безопасной операцией. Канаты-проводники
помимо обеспечения работы грузовых автоматических захватов
позволяют удерживать аппарат на спускоподъемной позиции.
Краны. Специальные краны часто используются
в качестве спускоподъемных устройств для автономных техни-
ческих средств. Такие краны позволяют обеспечить проведение
спускоподъемных операций относительно малых объектов [46).
На рис, 10.5 показан специальный кран для подъема подвод-
ного аппарата массой 8,5 т; СПУ оборудовано следящим приво-
605
ДОМ, канатом-проводником и автоматическим захватом. После
подсоединения каната-проводника, производимого вручную
аквалангистом, аппарат подтягивается под кран. Конструкция
головной части крана с дистанционно управляемым тормозом
позволяет произвести захват подводного аппарата при любом
крене.
Бортовые выдвижные мостовые краны
получили широкое распространение в отечественной практике.
Они впервые использовались для обслуживания рыбодобываю-
щих судов (РДС), размещаемых на плавбазах. Спуск и подъем
РДС осуществляется двумя
мостами, объединенными в
единое устройство. Каждый
мост имеет две точки под-
веса (рис. 10.6). Грузовая
канатная проводка — двух-
стропная. Предусмотрены
Рис. 10.6. Бортовой выдвижной мо-
стовой кран.
I — ферма; 2 — грузовая лебедка; 3 —
выдвижной мост; 4 — следящая лебед-
ка канзтз-проводннк4; 5 — балка для
выноса продольных оттяжек; 6 —гн-
дроцнлкндры ограничения натяжения
в продольных оттяжках; 7 — шкен-
тель; 8 — грузовая подвеска с автома-
тическим э занятом; 9 — канат-провод-
ннк; !0 — продольная оттяжка.
продольные оттяжки, заведенные через гидроцилиндры ограниче-
ния усилий. Такая схема канатной проводки позволяет ограни-
чить поперечные и продольные раскачивания объекта. Грузо-
вые лебедки, следящие лебедки канатов-проводников, меха-
низмы перемещения моста и кабина управления находятся
на мосту. Для передачи электропитания на мост применяются
гибкие кабели с устройством натяжения. Масса одной подвески
950 кг, что обеспечивает нормальное вытравливание без нагрузки
грузовых канатов диаметром 39 мм. Основным средством сниже-
ния динамических усилий в канатах служат гидравлические амор-
тизаторы, к которым крепятся коренные концы грузовых канатов.
Дальнейшее развитие схема мостового крана получила на
исследовательских судах «Одиссей» и «Ихтиандр» применительно
к подводным аппаратам «Север-2» и «Тинро-2» [13]. Грузоподъем-
ность этого СПУ 40 т. На малых судах используется новая схема
запасовки канатов с установкой лебедок на корпусных конструк-
циях (рис. 10.7).
Устройства с опускаемыми платформами. Такие устройства
применяются на катамаранных судах-носителях для обслужива-
ния подводных аппаратов. Размещаются платформы в межкор-
пусном пространстве.
606
На рис. 10.8, а показано катамаранное судно «Лулу» водоиз-
мещением 460 т с СПУ в виде опускаемой платформы грузоподъем-
ностью 15 т для подводного аппарата «Элвин». Проведение спуско-
подъемных операций здесь связано со значительным объемом
ручных работ, необходимых для центровки аппарата с помощью
оттяжек. Из-за частых ударов при посадке аппарата на платформу
и сложности его центровки допустимое волнение для этих работ
ограничивается 2—3 баллами.
Рис. 10.7. Выдвижной мостовой кран с механизмами, расположен-
ными на корпусных конструкциях.
1 — грузовая подвеска с автоматическим захватом; 2 — отвоДиые блоки на
ферме; J — отводной блок на мосту; 4 — крепление коренного конца к ферме;
5 — ферма; б — следящая лебедка каната^проводмнка; 7 — грузовая лебедка
с дополнительным следящим режимом; в — шкентель.
На судах-носителях для подводных аппаратов «Дип квест» и
«Дип стар-2000» прием аппаратов в проеме катамаранной кормы
обеспечивается с помощью предварительно заглубленной плат-
формы.
Опыт эксплуатации показал, что расположение платформы
в корме ухудшает условия проведения спускоподъемных опера-
ций на волнении. Со сложным характером волнения приходится
сталкиваться в межкорпусном пространстве. Одним из возмож-
ных путей исключения отрицательного влияния волнения яв-
ляется перенос зоны контакта аппарата с захватом СПУ с поверх-
ности воды на глубину, где волнение не сказывается. Эта идея
нашла свое воплощение в устройствах с опускаемыми платфор-
мами и погружаемыми понтонами.
Спускоподъемное устройство (рис. 10.8, б) установлено на
аварийно-спасательных судах-катамаранах США водоизмещением
3460 т, обеспечивающих работу спасательных аппаратов DSRV,
Спускоподъемное устройство включает мостовой кран, опускае-
мую платформу и подъемник. Мостовой кран грузоподъемностью
75 т располагается посредине длины судна между носовой и кор-
мовой надстройками и может перемещаться по направляющим
607
от борта до борта судна. На палубе в районе межкорпусного
пространства находится вырез, через который краном на глубину
30 м опускается платформа, имеющая размеры 16,75x4,67 м.
Компенсация вертикальной качки судна производится с помощью
Рис. 10,8. СПУ с опускными платформами: а — на судне обеспечения «Лулу»;
б — на судне-спасателе «Пиджнх
1 — подъемник; 2 — корпус катзмаранЗ; 3 — платформа подъемника; 4 — привод
подъемника; 5 — подводный аппарат «Элвин»; 6 — оттяжные концы для завоДкн аппа-
рата в межкорпусное пространство; 7 -* передвижной мостовой кран; Л - - подводный
аппарат DSRY; 9 — длиинпходовые амортизаторы; 10 - лебедки; И — тележки; 12 —
проем палубы между корпусами судна; 13 — откидные консоли подкрановых, путей.
установленных на кране длинноходовых следящих гидроаморти-
заторов, в которые запасованы канаты платформы. Это позволяет
аппарату своим ходом подойти к платформе и опуститься на киль-
блоки. Закрепление аппарата производится его манипулятором.
Для облегчения подхода аппарата к платформе на глубине
применяется специальная гидроакустическая и визуальная сигна-
лизация. Рассмотренное устройство может эффективно исполь-
зоваться при волнении до 3—4 баллов [74].
608
Погружающиеся понтоны. Подводный прием аппаратов воз-
можен также с помощью, погружающихся понтонов. Аппарат
устанавливается в порту на специальный понтон, который с по-
мощью судна обеспечения буксируется в район работ. Далее пон-
тон заполняется водой и погружается вместе с аппаратом. Нахо-
дящийся в подводном положении аппарат аквалангисты отсоеди-
няют от понтона. Подъем аппарата из подводного положения
производится в обратной последовательности.
Обычно глубина погружения понтона составляет около 20 м.
Однако процесс его удержания на заданной глубине при прове-
дении работ имеет определенные сложности. В одной из разно-
видностей такого устройства регулировка глубины производится
с помощью надувного буя. К недостаткам схемы подводного приема
аппаратов с использованием понтонов следует отнести: необхо-
димость буксировки понтона, сложность обслуживания аппара-
тов вдали от береговой базы, риск при переходе людей с судна
на понтон при волнении.
Шлюпбалки. Среди разновидностей СПУ следует отметить
конструкции типа шлюпбалок. Шлюпбалки относительно просты,
но не рассчитаны на длительную эксплуатацию в условиях интен-
сивного волнения. При использовании шлюпбалок для обслужи-
вания подводных аппаратов их оснащают гидроприводом и до-
полнительными системами, предназначенными компенсировать
отрицательное воздействие волнения и качки. Примеры конструк-
ций таких шлюпбалок приведены в [13].
§ 10.3. Конструктивные особенности
спускоподъемных устройств для неавтономных
технических объектов
Устройства, используемые при отсутствии хода судна.
Самое простое устройство такого типа — поворотная кран-балка,
с помощью которой за борт выносятся и опускаются относительно
небольшие океанографические приборы (рис. 10.9). Балка 5 уста-
новлена на червячном редукторе 3 так, что одной ее опорой слу-
жит ступица червячного колеса, другой — стакан с упорным и
радиальными подшипниками. Поворот кран-балки за борт осу-
ществляется вращением маховика редуктора. На ноке кран-балки
закреплен канифас-блок 4, через который проводится канат 2
от глубоководной лебедки 1. Для удобства обслуживания при-
боров у кран-балки предусмотрена площадка 6. Имеются кран-
балки более сложной конструкции с механическим приводом по-
ворота и лебедкой.
Для спуска-подъема водолазных колоколов, масса которых
колеблется от 2,5 до 5 т, используют спускоподъемные устрой-
ства типа шарнирной рамы (рис. 10.10). Рама состоит из двух
стрел 8 и поперечной балки 10 с блоками 9. Поворот ее за борт
производится с помощью двух гндроцилиндров 6. На поперечной
609
балке расположена подвеска 11 с блоком, через который1 от погру-
жающейся водолазной камеры 14 идет грузовой канат 12 на
блоки 13 и 7, а затем на грузовую лебедку 1.
Для устранения возможного отклонения камеры на глубине
течения используются два вспомогательных каната 3, на концах
которых подвешивается якорь специальной формы, допускающий
посадку на него камеры (на рисунке не показан). Спуск и подъем
якоря осуществляются двухбарабанной лебедкой 2. Для измене-
ния направления канатов используются блоки 4 установленные
Рис. 10.9. Поворотная кран-балка. Рис. 10.10. СПУ типа шарнирной рамы.
на опорной металлоконструкции 5 и раме. Управление всеми опе-
рациями производится с пульта 15, расположенного для лучшего
обзора у борта судна.
Широкое распространение получили устройства для спуска
научной аппаратуры через судовые шахты. Это вызвано тем, что
спуск оборудования большой массы за борт на научно-исследова-
тельских судах приводит к значительному крену судна. Спуск
же объектов массой в несколько десятков тонн через шахту, рас-
положенную в диаметральной плоскости судна, безопасен. При
расположении шахты у миделя судна существенно снижается отри-
цательное влияние бортовой и килевой качки.
Две схемы шахтных СПУ приведены на рис. 10.11. В шахте 1
(рис, 10.11, а) расположен подвижный корпус 6, внутри которого
установлен центрирующий ловитель 7. Через центральные отвер-
стия в корпусе и ловителе пропущен кабель-трос, связанный
с контейнером 8. Шкив 4 направляет кабель-трос на лебедку 2.
Для улучшения укладки кабель-троса на барабане лебедка обо-
рудована канатоукладчиком 3.
При опускании контейнера сначала вместе с ним опускается
корпус и ловитель. Перемещение корпуса, находящегося в край-
нем нижнем положении, ограничивается упором 9. Аналогично
ограничивается перемещение ловителя внутри корпуса. Дальней-
шее травление кабель-троса приводит к отделению контейнера от
610
ловителя и спуску его на заданную глубину. При подъеме контей-
нер подходит к выступу центрирующего ловителя, затем входит
в корпус 6 и только после этого поднимается в верхнее положение.
Конструкция устройства, показанного на рис. 10.11, а, упро-
щает начальный контакт контейнера с СПУ и исключает удары
контейнера о стенки шахты, что существенно при проведении
спускоподъемных операций в условиях интенсивной качки судна.
Рис. 10,11. Шахтные СПУ.
Для контроля натяжения в кабель-тросе служит силоизмери-
тельное устройство, образованное шкивом 4 и подпружиненным
шарнирным рычагом 5. Обжатие пружины зависит от усилия
в кабель-тросе и с помощью датчика может быть преобразовано
в соответствующие сигналы системы управления.
Значительное распространение получили устройства, у кото-
рых в шахте перемещаются платформы с захватами. Назначение
таких устройств — обеспечение безопасного контакта шахты
с контейнером и защита его от ударов о стенки шахты. Весьма
часто платформа имеет самостоятельный привод, например в виде
трособлочной проводки с лебедкой. Преимущество этих устройств
в том, что кабель-трос и лебедка нагружаются только разностью
сил тяжести и сил поддержания контейнера. Другое преиму-
щество — исключение ударов контейнера о внутреннюю поверх-
ность шахты. Несмотря на сложность управления механизмами,
значительное количество блокировок и необходимость установки
следящего привода к лебедкам, эта схема устройства обеспечи-
611
вает безопасный спуск-подъем контейнера большой массы лучше,
чем схема простого подъема, еще применяемая на научно-исследо-
вательских судах (рис. 10.11, б).
Устройства для обслуживания буксируемых подводных аппа-
ратов. На поведение устройств, обслуживающих буксируемые под-
водные аппараты, в первую оче-
редь влияет значительное со-
противление движению в воде
кабель-буксира и контейнера-
заглубителя. Снизить это со-
противление удается путем при-
дания контейнерам обтекаемой
формы, а также, изменением
формы поперечного сечения ка-
бель-буксира. За счет навеши-
вания на него обтекателей
(рис. 10,12) сопротивление мо-
жет быть снижено в зависи-
мости от типа обтекателей
Рйс, 10,i2. Обтекатели
лов.
различных ти-
в три—шесть раз. Установка обтекателей предъявляет к конст-
рукции устройств ряд специфических требований: чтобы обтека-
тели не разрушались, намотка кабель-буксира на барабан лебедки
должна производиться в один слой; необходимо предусматривать
Рис. 10.13. СПУ для обслуживания буксируемых аппаратов.
конструктивные меры, предотвращающие поворот обтекателей при
проходе по шкивам и барабану лебедки. Для обеспечения долго-
вечности кабель-буксира диаметры шкивов принимаются рав-
ными 40—50 диаметрам стального троса.
Одно из наиболее простых устройств для обслуживания бук-
сируемых аппаратов показано на рис, 10.13, Рама / шарнирно
612
установлена на корме судна. В верхней части рамы расположены
шкив -# для кабель-буксира 5, шарнирный упор-захват 3 и киль-
блок 7, на который в положение по-походному опирается кон-
тейнер с гидрографической аппаратурой 2, Кабель-буксир одним
концом заделан на контейнере, другим — на барабане тяговой
лебедки 6.
В режиме буксировки контейнер находится в положении II.
До начала подъема устройство перемещается в положение I.
Лебедка, работая на выбирание, подтягивает аппарат к упору-
захвату, после чего рама поворачивается до упора в ограничи-
тель 8 и закрепляется. Аппарат опускается
на кильблок 7 и также закрепляется
по-походному (крепления на рисунке не
показаны). Одним из недостатков системы
Рис. 10.14. СПУ для низкобортного судна. Рис. 10.15. Кормовое СПУ.
является то, что контейнер выступает за корму судна, что мо-
жет привести к его повреждению при швартовке.
На рис. 10.14 приведена конструкция устройства, применяе-
мого на низкобортных относительно малых научно-исследова-
тельских судах. Все устройство вместе с тяговой лебедкой смон-
тировано в одном агрегате. Его основой служит рама 5, установ-
ленная на корме судна так, что шкив 4 находится за кормой судна.
Соосно со шкивом смонтирован упор 3, имеющий резиновые
шайбы-амортизаторы 2 для безопасного контакта контейнера 1
и упора. От контейнера через шкив 4 и свободно плавающий на
оси 11 шкив 10 идет кабель-буксир 9 на барабан лебедки 8, При-
водом служит гидромотор 6, связанный с барабаном цепной пе-
редачей 7. При подтягивании контейнера (положение III) он
входит в контакт с упором (положение II). Дальнейшее выбира-
ние кабель-буксира приводит к повороту упора 3 вокруг оси
вместе с контейнером, который занимает положение 1, выходя
из воды. Спуск контейнера производится в обратной последова-
тельности; В этом устройстве, так же как и в предыдущем, в по-
613
ложении по-походному устройство и контейнер выступают за
корму судна.
Отмеченных недостатков лишено устройство, показанное на
рис. 10.15, общая схема которого аналогична схеме устройств
на рис. 10.13. Здесь имеется выносная стрела 4 со шкивом 3 (ана-
логичная но назначению раме 1 на рис. 10.13), шарнирный захват-
упор 2, в котором размещается контейнер 1. Кабель-буксир 5
выбирается и травится с помощью лебедки 9. Вываливание-зава-
ливание стрелы 4 осуществляется с помощью отдельного гидро-
привода, включающего в себя гидроцилиндры 6 и 8, связанные
Рис. 10.16. СПУ с параллелограммами
выносным механизмом.
Рис. 10.17. Бортовое СПУ.
между собой через шарнирный рычаг 7. Такая схема привода
позволяет обеспечить поворот стрелы на угол, значительно пре-
восходящий 90°.
Устройство с параллелограммным выносным механизмом по-
казано на рис. 10.16. На верхней оси поворотной рамы 4 уста-
новлены шкив 8 и захват 6, шарнирно связанный также с двумя
тягами 3, нижние концы которых с помощью осей установлены
на упорах 1 за кормой судна. Геометрия этих подвижных элемен-
тов такова, что балки рамы и захват образуют подвижный парал-
лелограмм. При повороте рамы 4 оси захвата описывают траекто-
рии, показанные на рис. 10.16. пунктирными линиями, а поло-
жение захвата в процессе вываливания остается параллельным
его исходному положению. Это обеспечивает горизонтальный
вынос контейнера 5 за корму.
Приводом вываливания служит механизм 2 рычага 12, обеспе-
чивающего вращение рамы 4 и ее поворот через промежуточный
шарнирный рычаг 11. Кабель-буксир травится и выбирается с по-
мощью лебедки 10. Укладка кабель-буксира с обтекателями осу-
ществляется с помощью кабедеукладчика 9. На захвате укреп-
лены ограждающие дуги 7, обеспечивающие необходимую цен-
тровку контейнера при подходе его к захвату.
614
Устройство для бортового спуска большого контейнера с ги-
дроакустической аппаратурой показано на рис. 10.17. Комплекс
механизмов включает в себя устройство выноса за борт контей-
нера 3, укрепленного по-походному на кильблоках 2, грузовую
лебедку 5, тяговую лебедку /5, кабель-буксир 12 и кормовой на-
правляющий блок 14. Устройство для спуска контейнера состоит
из стрелы 7, соединенной шарниром 4 с палубой судна. Поворот
стрелы осуществляется гидроцилиндрами 6. На верхнем конце
стрелы шарнирно установлена продольная балка 8 с двумя по-
перечинами для канатных проводок с подвесками 11, служащими
для остропки контейнера.
- Продольная балка 8 жестко связана рычагом 10, конец кото-
рого соединен с шарнирной тягой 9. Оси стрелы и шарнирной
тяги расположены так. что стрела, тяга и рычаг образуют паралле-
лограммный механизм, обеспечивающий горизонтальное положе-
ние продольной балки с поперечинами при вываливании-завалива-
нии стрелы. Такая конструкция с учетом грузовой канатной про-
водки в виде оттяжек, сходящихся под углом к подвескам, исклю-
чает раскачивание контейнера при выносе и спуске его за борт.
Проводка грузовых канатов на подвижных элементах устройства
выполнена с помощью шкивов,
установленных соосно с шарни-
рами параллелограммного меха-
низма. Это позволяет вывали-
вать контейнер без включения
грузовой лебедки 5, которая
используется лишь для спуска-
подъема контейнера за борт.
§ 10.4. Влияние
каната-проводника
на движение объекта
Влияние каната-проводника иа
движение объекта проявляется в умень-
шении горизонтальных перемещений
объекта и раскачивания грузов при
движении по канату-проводнику с суд-
на на объект.
Рис. 10,18. Схема колебаний объекта
у борта судна-носителя.
Влияние натяжения следящего каната-проводника на горизонтальное пере-
мещение объекта. Схема колебаний объекта у борта судна-носителя представлена
на рис, 10.18 (цифры 1 относятся к судну, 2 — к объекту). Натяжение в канате
принимается постоянным и равным Т. При отклонениях объекта (положе-
ние Г—2') возникает горизонтальное усилие R, стремящееся вернуть объект
в среднее положение (/—2). Допущение о малости угла а (asssinass tga)
позволяет представить усилие R в виде
S == Т sin а як Г 4г—4*-. (10.1)
ы.
При составлении уравнения поперечных колебаний объекта вместе с R
по (10.1) должны учитываться гидродинамические силы от волнения (см. главу 1).
Если пренебречь влиянием бортовой качки объекта в производных угла волно-
615
вого склона на горизонтальные поперечные колебания, то уравнение движения
объекта относительно оси О? можно записать в виде
(«2 ^-уу,) П2 -I • ^2 4- g-1 (n-2 - Til) - >4IK + 4- IWlJ] ’
(Ю.2)
где m2, -- масса объекта, присоединенная масса воды и коэффициенты
демпфирования относительно поперечной оси объекта, кП2— редукционный
коэффициент, учитывающий малость поперечного размера объекта по сравнению
с длиной волны; знак * обозначает, что горизонтальное перемещение частиц
волны рассматривается в районе объекта.
Уравнение движения целесообразно представить относительно точки 1
(судна), обозначив
’Im— 42- П1- (10.3)
Так как спектр волнения характеризуется волновой
разуем уравнение движения (J0.2) с учетом соотношений,
вой профиль до и после прохода судна, выступающего в
пути движения волн (см. главу 1);
5в = г cos ;
г* cos (®( — kl + е);
поверхностью, преоб-
определяющих волно-
качестве преграды на
(10.4)
— г* sin ,<i>l — kl + а).
где г* — /гг; г — амплитуда волны; /г — коэффициент экранирования: k =
— m<!4? — частота формы волны; е — сдвиг фаз от экранирующего эффекта.
В этом случае уравнение (!0.2) с учетом (10.3) и (10.4) запишется как
где
+ 2rt4w Ф1И - 2»П1. (10.5)
,? Т
2 (С2-50(^4-^) ’
2п .
т2 + ^gyt
(10.6)
Уравнение (!0.5) является неоднородным линейным дифференциальным
уравнением второго порядка с коэффициентами (10.6), которые в первом при-
ближении можно принять постоянными. Эго уравнение описывает поведение
линейной динамической системы (см. рис. 10.18), в качестве внешнего возбужде-
ния которой выступают горизонтальные перемещения точки / (судна) и волно-
вой профиль в точке 2 (объекта).
Линейность уравнения (JO.5) позволяет использовать принцип суперпози-
ции. По уравнению (10.5) результирующие модули амплитудно-частотных ха-
рактеристик определяются следующим образом:
|Ф,„ (iffl) I- =- х'. м4-± м ; . (Ю.7)
[ I “Ь 4я-<й-
-j- 4я2ш2 /inBt
f f (®^-<H-+ 4^ (10-8>
Из выражений (10.4) находится амплитудно-частотная характеристика пре-
образования ординат неискаженного волнения в ординаты зоны экранирования
в точке 2, имеющая вид
| Ф£в-^ (»®) |3 = f; (Ья-ы= + а") = (10.9)
где а = cos (—й + в) и £ — — sin (—kl + е).
616
Амплитудно-частотная характеристика преобразования ординат неискажен-
ного волнения в относительные перемещения объекта находится на основе ме-
тода, изложенного в [II] при рассмотрении взаимосвязи различных видов качки
судна,
I % - Г " Iг21 % -% Г + I’Vrt Г+
+ 21 %-я, IГЧ-’,» I [V.; 11 I “» ft, - V <'»»>
где —модуль амплитудно-частотной характеристики преобразования
волнения в горизонтальные колебания точки / (судна); 6Т]1 — сдвиг фаз этого
процесса относительно волнения; — сдвиг фаз волнения в точке 2 (объекта)
относительно волнения в начале коор-
динат.
Чтобы вычислить амплитудно-ча-
стотную характеристику перемещений
объекта (10.10), ггеобходямо предвари-
тельно рассчитать входящие в нее со-
ставляющие по (10.7)—(10.9).
Так как рассмотренная динамическая
система линейна, а входные процессы
подчиняются нормальному закону с ну-
левым математическим ожиданием, то
искомый процесс будет аналогичен
процессу волнения, а его дисперсия
оо
= ( |ФЬ -д PSt
J | '’fi Чщ г
0
(10,11)
где S?s (<в) — спектральная плотность, волнения заданной балльности.
Среднее значение амплитуды колебаний
1.25К^. (10.12)
амплитуды колебаний 3%-ной обеспеченности
Птз.^2.64 ]/'%, (10,13)
максимальные значения амплитуд, соответствующие правилу «трех сигм»
'Н/п. tnax — (Ю.14)
Совокупность зависимостей (10.11)—(10.14) позволяет сравнить ампли-
туды горизонтальных перемещений объекта у борта судна с величиной зазора Д
(см, рис. 10.18) и на этой основе выбирать необходимое натяжение каната про-
водника.
Поперечное раскачивание грузов при движении по следящим канатам-про-
водникам, Расчетная схема раскачивания груза (захвата) массой т на следящем
канате-проводнике приведена на рис. 10.19, где линия 1—2—следящий канат
с натяжением 7; линия 1— 3 - - грузовой канат; r|m — горизонтальное расстоя-
ние между точками крепления следящего каната на ноке устройства У и на
объекте 2, совершающем колебания у борта судна; вертикальное расстояние
между этими точками — h h.t + Принято, что натяжение Т в сле-
дящем канате постоянно, а движение груза заменяется его последовательным
перемещением через ряд промежуточных положений по высоте.
617
Поперечное перемещение массы т, отсчитываемое во вспомогательной си-
стеме координат О23 (параллельной 01]), определяется уравнением движения
где
<2 — & I ^1 + ^2 Т .
Ы, т
. 1 f . Т \
При составлении уравнения (10.15) использовались допущения о малости
угдов р и у. Из выражений (10.16) следует, что частота собственных колебаний
в рассматриваемом случае превосходит собственную частоту свободных колеба-
ний груза массой т на маятнике длиной hL тем больше, чем выше натяжение ка-
ната-проводника.
Из линейного дифференциального уравнения модуль амплитудно-частотной
характеристики преобразования относительных горизонтальных колебаний
судна и объекта в перемещение определяется как
]<Ч^) 1=
bi |
Г
(10,17)
Так как динамическая система, описываемая уравнением (10.15), линейна,
а относительные горизонтальные колебания представляют собой стационар-
ный процесс, который подчиняется нормальному закону, то и выходной про-
цесс 3 (Г) также будет стационарным нормальным. Как входной, так и выходной
процессы являются центрированными, т. е. их математическое ожидание равно
нулю. Поэтому подсчет дисперсии и амплитуд отклонений искомого смещения
возможен по формулам, аналогичным (10,И)—(10.14).
При оценке эффективности ограничения раскачивания с помощью каната-
проводника (см. рис. 10,19) нужно учитывать отклонения ДЗ груза от линии 1—2,
соединяющей точки крепления каната на судне и объекте.
Подставив в уравнение (10.15)
Нг
s = As “fti'+V1,m’
можно получить амплитудно-частотную характеристику преобразования про-
цесса Tim в перемещение ДЗ
где Ьо = = hJih-L + /ь).
Натяжение в канатах-проводниках прн травлении Т^р и выбирании TBbI(j
различно, т. е. Ттр = Т$ -т- ДГ и TKbIg ~ Т» — АТ, где Тв — среднее натя-
жение; ДТ — потери натяжения из-за сопротивлений внутри привода и в бло-
ках проводки каната-проводника. Отмеченные потери можно учесть, используя
эквивалентный коэффициент вязкого сопротивления, который находится из усло-
вия равенства работ диссипативных потерь (силы АТ) при отклонении груза
от линии (—2 за один период колебаний работе диссипативных потерь при вяз
ком сопротивлении за этот же период,
п 4АГ +
э 2nm® hih-i fti + йз ’
где t)mo -- амплитуда относительных горизонтальных колебаний точек / и 2,
616
Так как эквивалентный коэффициент вязкого сопротивления зависит от слу-
чайной величины Пт, распределенной по закону Релея, ориентировочно его
можно принять равным среднему значению амплитуды колебаний ио формуле
(10.12).
Модуль амплитудно-частотной характеристики преобразования горизон-
тального относительного перемещения точек I и 2 в перемещение AS с учетом
сопротивления определится как
|ФЧ ^3 {t<a) Г [t2 2 ~2~ ' (101Э)
i Чгп->ДЗ I ^2^ _ щ/у 4^щ2
Используя полученные выражения (10.17)—(10.19) и спектральную плот-
ность
S (w) = |(K (im)r-S,«B),
I ’ *m Is
можно определить амплитуды перемещений массы т по выражениям, аналогич-
ным (10.12)—(10.14).
§ 10.6. Нагрузки на подъемный шток объекта
при стыковке СПУ с захватом на волнении
и вероятность срабатывания стыковочного узла
Контакт автоматического захвата при стыковке со
штоком плавучего объекта на волнении связан со значительными
ударами, которые могут вызвать потерю устойчивости штока и
его изгиб.
Рис. 10.20. Стыковочный узел.
На рис, 10.20, а показан момент подхода подвески СПУ 2
(двухшкивный блок с автоматическим захватом) к головке штока 1
по канату-проводнику 3. Травление подвески приводом и ее пе-
ремещения от качки судна сочетаются с колебаниями штока от
качки объекта. Соотношение масс грузовой подвески и объекта
обычно составляет 0,01—0,012, поэтому влияние удара на измене-
ние скорости движения объекта будет незначительным:. Это позво-
619
лит рассматривать процесс стыковки как удар по стержню с твер-
дой опорой. Допуская, что напряжения по длине штока при ударе
постоянны, пренебрегая его массой и скоростью спуска подвески
приводом, можно получить следующее выражение для максималь-
ного усилия в штоке:
F.., _ И * , (10 М)
где — масса подвески; Т — натяжение в следящем канате-
проводке; Е — модуль упругости материала штока; Q — пло-
щадь его поперечного сечения; /т1п — минимальный момент
инерции сечения штока; I — длина штока; — зазор в проушине
штока.
Зависимость (10.20) является условием устойчивости штока
при действии сжимающих ударных нагрузок. Из выражения (10.20)
следует, что увеличение натяжения в следящем канате Т и за-
зора приведет к уменьшению ударных нагрузок.
Так как относительные перемещения штока вызваны нерегу-
лярной качкой, представляющей собой случайный процесс, то
возникающие ударные нагрузки носят случайный характер.
Появляется возможность определить закон распределения ско-
ростей который имеет вид
2
/(&)-
..... ехр
1/2лОа
' * m
о
=/й
wT~
КМ .
при £т<0;
(10.21)
при £т>0.
Вероятность превышения любого наперед заданного значения
скорости [£„) определяется зависимостью
[-б«1
j (10.22)
—OQ
Вероятность RL, у хотя бы одноразового появления события,
вероятность которого р, при W независимых опытах в одинаковых
условиях равна
Ri, а,— 1 - qN, (Ю.23)
где - 1 — р.
При повторении опытов в различных условиях
N
Я1,У — 1 — П <Jt •
(10.24)
где = 1 — pi, здесь pf — вероятность события в i-м опыте.
Общая схема проверочного расчета штока такова. По размерам
штока по (10.20) определяется предельная величина при
620
которой обеспечивается его устойчивость. По выражению (10.22)
с использованием (10.21) подсчитывается вероятность р.
Для расчета вероятности р по формуле (10.22) можно исполь-
зовать табулированную нормальную функцию распределения.
Как известно, для случайной величины х, распределенной по
нормальному закону, вероятность попадания в интервал (а. р)
выражается формулой
р («< х< Ц) = Ф> (-^) - Ф* .
где тх — математическое ожидание; ох = ^Dx — среднеквадра-
тичное отклонение случайной величины; Ф* — табулированная
нормальная функция распределения [17].
Так как имеет нулевое математическое ожидание, фор-
мула (10.22) может быть записана в виде
р ={-оо < U<-[U1}= 4Ф* H-Jrr- )-Ф* ( - ’БтЧ =
* m • 4 ь ж .' .
^2Ф*( —(10.25)
Определение вероятности возникновения ударной нагрузки,
превышающей допустимую по условию устойчивости, не вызывает
затруднений. Допустимое значение этой вероятности для всего
периода эксплуатации устройства не должно превышать вели-
чину 0,001.
Важным этапом при подъеме объекта является его стыковка
с узлом захвата грузовой подвески (рис. 10.20, б. в). Процесс
автоматического срабатывания захвата происходит следующим
образом. Подвеска с захватом опускается по канату-проводнику 3,
(см. рис. 10.20, а}, головка штока входит во внутреннюю полость
гильзы 6 (см. рис. 10.20, 6), расположенную в корпусе 4, и разво-
рачивает сухари 7, сжимая при этом пружину 5. При движении
объекта вниз головка штока опускается, освобождая подпружи-
ненную гильзу. Это вызывает поворот сухарей, препятствующих
выходу из захвата.
Нормальный захват происходит в том случае, если сухари
успевают повернуться до контакта с головкой. Это возможно,
если время движения головки штока на расстояние So + Дг бу-
дет достаточным для перемещения гильзы вниз до упора на ве-
личину хода So. Время движения может быть оценено зависи-
мостью
t = [2(Д2 1 So)/UJi;2, (10.26)
где — относительное ускорение движения штока и корпуса
захвата.
621
Уравнение движения гильзы в системе координат OLSi (см.
рис. 10.20, б), если пренебречь инерцией гильзы при качке судна,
будет иметь вид ___
cosj/^-f), (10.27)
где а = g + (Fo — F^itn\ т — масса подвижных частей захвата;
Fo — усилие сжатой пружины при нахождении гильзы в верхнем
положении; с — жесткость пружины; Fc — сила сопротивления
движению гильзы и сухарей.
Быстротечность процесса захвата позволяет упростить (10.27),
заменив выражение с косинусом первыми двумя членами из раз-
ложения в ряд Тейлора. Тогда с учетом (10.26) условие нормаль-
ного срабатывания грузового захвата будет
(10-28)
Из (10.28) следует, что если зазор А2 = 0, то для нормального
захвата гильза Должна двигаться в контакте с верхней поверх-
ностью головки штока. При нерегулярной качке закон распреде-
ления gm может быть определен с использованием зависимости
вида (10.21). Вероятность нормального захвата [осуществления
неравенства (10.28) j равна
“0+^)
p[0<U<a(14—15-)]= J-
о
Г лава 11.
КРАНЦЕВЫЕ УСТРОЙСТВА
§ 11.1. Классификация и проектирование
кранцевых устройств
Назначение кранцевого устройства — исключить поврежде-
ния конструкций судна, плавучего объекта и причала при их
взаимных контактах. Конструкция кранцевого устройства опре-
деляется назначением, условиями работы и принципом преобра-
зования воспринимаемой от судов энергии. В зависимости от
назначения и условий работы различают следующие виды кран-
цевых устройств (рис. 11.1):
— кранцы судов, швартующихся в открытом море;
— кранцы судов, совершающих регулярно грузовые операции
на рейдах (лихтеровозов, судов-снабженцев);
— кранцы судов вспомогательного флота (буксиров, ледоко-
лов и т. и.);
622
— кранцы, предохраняющие подводные аппараты, контейнеры
с научной аппаратурой; н
— кранцы буровых платформ;
— привальные брусья.
По положению относительно поверхности воды во время
эксплуатации различают надводные, частично погруженные и
подводные кранцы.
Рис. 11.1. Разновидности Кравцевых устройств: а, б — швартовные
во время подхода н стоянки объекта; в — носовое; ? — подводной
платформы; д — ледокола; е — захвата спускоподъемного устрой-
ства; ж — с эластичным кранцем; з — с пневмокранцем; и — с ги-
дравлическим кранцем; к — с гравитационным кранцем.
Важным при проектировании кранцев являются реализуемые
в них принципы преобразования энергии. Кинетическая энергия
подходящего к причалу судна частично аккумулируется амортизи-
рующим элементом кранца и частично рассеивается в окружающей
среде. Аккумулирование энергии происходит за счет:
— упругой деформации элементов, чаще из резины, реже
из металлов;
— сжатия газов, главным образом, воздуха;
— выдавливания жидкости или газа из полости кранца в окру-
жающую среду;
— накопления гравитационной энергии.
Нередко в одном кранце используется несколько видов пре-
образования энергии. В соответствии с приведенной выше класси-
фикацией различают кранцы эластичные, пневматические, ги-
623
дравлические, гравитационные и комбинированные (см.
рис. 11.1, ж—к).'
Выбор тина кранцевого устройства определяется, помимо
назначения и условий работы, эксплуатационными и конструк-
тивными ограничениями. В качестве эксплуатационных ограниче-
ний могут выступать значения давления и усилия Q, возника-
ющих при контакте судна и объекта, величина ускорений объекта w
или взаимных перемещений судна и объекта. К конструктивным
ограничениям относятся площадь защищаемой поверхности, объем
и масса устройства [44. 491.
При проектировании кранценых устройств основными входными параме-
трами служат скорость в начальный момент контакта судна с объектом и и при-
веденная масса системы. Скорость о, зависящая от действия морского волнения
и множества других факторов, является случайной величиной, которая распре-
деляется по нормальному закону с математическим ожиданием и дисперсией Dv.
Контактное давление кранца является случайной величиной, однозначно и
детерминирование связанной с а зависимостью g (н); функция g (и) — возраста-
ющая. Плотность вероятности величины g, обозначаемая фй (g), находится в за-
висимости от плотности вероятности скорости соударения по формуле
Фу (4) = Фо 1*' (4)11 | >
где v (£}— функция, обратная g (и).
В тех случаях, когда функция g (и) нелинейна, закон ее распределения Fg
не будет нормальным. Тем не менее для описания фд (g) можно ограничиться
определением математического ожидания mg и дисперсии Dg. Учитывая, что
на работу кранцевого устройства оказывают влияние только положительные
скорости соударения, в расчетах используется усеченный закон нормального
распределения Fvi-, для которого математическое ожидание <пиу и дисперсия DOy
скорости равны
। 1 f п~ \ j
згт /?2ri к Lsg " г
Г&г 0,5 I-
I V I
f
Математическое ожидание и дисперсия Dgy искомой выходной харак-
теристики кранца определяются из выражений
<ю
o’
оо да
L»gy. | g1 (v> фК1, dv -т^= j [g (v) — q>By dv>
6 0
624
где
«а
О при о^О;
фоу=»' А [ (о — Л10)4"] _
ехрГ“^П прй в>0:
Д«-------7—-г-.
0,5 4- Фв }
Определяй вероятностные характеристики максимальной реакции кранца Qmax
при различных видах зависимости ее от о. ___
Линейная зависимость (эластичный кранец) Qmax = g (о) = VMIC о, где
— параметр системы. Математическое ожидание и дисперсия максималь-
ной реакции составят
1/“лГС h
«Чиих- у у
о
J (o-mByP^ydo^—D^.
о
Квадратичная зависимость (гидравлический кранец) Qmax => g (») пЯ,
где г — параметр системы. Математическое ожидание и дисперсия максимальной
реакции кранца находятся численным интегрированием выражений
тягНЬЭД*
°QaM “ /2л07 J ~ 1”9в“«Р еХ₽ [“ ( ZD»* ] d°’
$ 11.2. Крайневы® устройства
для защиты морских аппаратов
Океанологические, гидрометеорологические и иные не*
следовательские суда, суда обеспечения подводных работ, про-
мысловой и геологической разведки, суда-спасатели несут на
борту различные объекты: подводные аппараты, транспортные,
водолазные и приборные камеры, пенетрацнонно-каротажные
станции, зонды, водолазные колокола, контейнеры с аппарату-
рой (далее такие объекты несколько условно именуются морскими
аппаратами). Их масса изменяется от нескольких килограммов до
десятков тонн.
Кранцы для защитных морских аппаратов, опускаемых иа воду
при отсутствии хода судна. Ранее для защиты аппаратов употреб-
21 Даексахдаев М. Н. и да. 625
ляли плавающие пневматические кранцы среднего и высокого
давлений. Однако при контакте с морским аппаратом эти кранцы
поднимались из воды или погружались в нее, не препятствуя
сближению объекта с бортом судка.
Этого недостатка лишены пневматические кранцы, укреплен-
ные на борту судна вертикально или наклонно и частично погру-
женные в воду (рис. 11.2). Они эффективно защищают подводный
аппарат, если допускаемое для
не менее 0,03—0,04 МПа.
t
его бортов давление составляет
Рис. 11.2. Пневматические вертикальные и наклонные кранцы:
а — наклонный стационарный; б — вертикальный с бал-
ластом.
Однако пневматические кранцы громоздки и имеют большую
массу. Погруженная часть кранца создает большую подъемную
силу.
Эффективны при защите морских аппаратов гидропневматиче-
ские кранцы, открытые снизу и частично заполненные водой
(рис. 11.3, а). У кранца, изображенного на рис. 11.3, б, в, обо-
лочка 1 разделена на две камеры мембраной 2. Нижняя камера
через отверстия 3 сообщается с окружающей водой. В верхней
части оболочки имеется вентиль для наполнения газом верхней
камеры. Мембрана в исходном состоянии складчатая. При сжа-
тии кранца повышается давление в обеих камерах, часть жидко-
сти через отверстия 3 выдавливается наружу, мембрана давле-
нием таза опускается в нижнюю камеру, перекрывая постепенно
выпускные отверстия. После выдавливания жидкости из нижней
камеры кранец работает как пневматический. Заполнение кранца
водой после снятия внешней нагрузки происходит через те же
отверстия под действием сил упругости оболочки и давления
газа. Выбор числа и размеров отверстий и камер позволяет проек-
тировать кранец с требуемыми эксплуатационными свойствами.
Для защиты морских аппаратов нашли применение эластич- Ф
ные кранцы. Наиболее простые из них из автомобильных покры-
626
шек. При работе с небольшими плавсредствами часто используют
вывешенные у борта одиночные покрышки (рис. ПЛ, а), однако
более эффективны пакеты, укрепленные на металлической пла-
стине (рис. ПЛ, б) или на общей оси (рис. ПЛ, г). Весьма рас-
пространены гирлянды из автопокрышек, нанизанных на сталь-
ной канат по 15—40 штук, соединенные в пакеты по 3—5 гир-
лянд в пакете (рис. 11.4, а—а), их вывешивают вертикально или
горизонтально по борту.
На рис. 11.4, в показана более сложная конструкция кранце-
вого устройства исследовательского судна. Покрышки укреплены
сквозными болтами перпендикулярно к борту попарно в металли-
ческом желобе.
Рис. 11,3. Гндропяевматнчеекпв кранцы.
Основное достоинство эластичных кранцев — дешевизна и
большое распространение используемых элементов. Эти кранцы
имеют благоприятную для процесса амортизации силовую харак-
теристику (см. главу 6). Однако из-за малой энергоемкости такие
кранцевые устройства не способны предохранить от повреждений
подводные аппараты с большой массой.
Если подводный аппарат хранится внутри судна, целесооб-
разной оказывается стационарная кранцевая защита, размещен-
ная на внутренней поверхности откидной крышки лацпорта.
Однако при этом требуется применение устройства с очень малой
толщиной амортизирующего слоя — не более 0,4—0,6 м. Наиболее
подходят для этой цели эластичные щеточные кранцы
(рис. 11.5, а—в). Свободные концы стержней, образующих кра-
нец, срезаны под углом около 30° (рис. 11.5, г). В зависимости
от формы контактной поверхности объекта стержни в каждом
ряду и в соседних рядах устанавливаются скосом в одну сторону,
в противоположные стороны, в шахматном порядке или иным
образом.
Возможные формы сечений стержней показаны на рис. 11.5, д.
Наименьшее давление на корпус оказывают стержни квадратного
М* 627
Рис. 11.4, Кранцы яз автомобильных шин.
Рве. 11-5. Схемы щеточных кранцев и реаниовых стержней.
S28
и прямоугольного сечений. Условный модуль упругости резино-
вого стержня при изгибе £ж лежит в пределах 3—15 МПа.
Расстояние между осями стержней в рядах 6 должно быть в 2,5—
3 раза больше размера их поперечного сечения d, иначе стержни
задевают друг друга при изгибе, в результате чего контактное
давление повышается.
На рис. 11.6 показан щеточный кранец, размещенный на
внутренней стороне крышки лацпорта, а на рис. 11.7 изображены
его конструктивные элементы. Резиновые стержни 4 прямоуголь-
ного сечения, набранные в металлическую обойму 2, закрепляются
в пазах 3 внутренней поверхности крышки /. Для крепления
резиновых стержней и обойм используются шпильки 5 и пальцы 6.
Методика расчета щеточного кранца основана на результатах
экспериментов [131, которые показали, что при амортизации
ударов резиновый стержень чаще всего изгибается стесненно
без перемещения его свободного конца.
Реакция QT, энергоемкость Аи наибольшее контактное давле-
ние Ря одного стержня длиной I рассчитываются по формулам
где Ея — условный модуль упругости стержня при изгибе; Z —
момент инерции поперечного сечения стержня; Ьк = Ви/1; Вя —
ширина контактной поверхности стержня.
Приближенно = 50/; = 25/*; / = Fll, где F — про-
седание стержня при изгибе. Кривые px(f) даны на рнс. 11.8
для трех значений относительной длины стержня X = l/d. Рас-
четное относительное проседание стержня / = 0,54-0,6. Услов-
ный модуль упругости стержня при изгибе Ея зависит от его
относительной длины. Ориентировочно Е* = е£и0, где а
я? 0,68 4- 0,08Х; Епа — значение Еи, полученное для образца
экспериментально при X — 4.
Полная реакция плоского щеточного кранца Q и его энерго-
емкость А при сжатии плоским бортом с площадью контактной
поверхности SB равны
п 50£ж/5„Д. л 25EJSKF*
ч — до ’ А — iw
Если плоский борт объекта не параллелен панели, то F —
проседание центра тяжести контактной поверхности. Когда по-
верхность борта имеет форму кругового цилиндра радиусом R
и длиной L, то
. SQEJLR* Г 1 / . Р Wi ,
А w L з U ~ я / +
+ |/l - (I _ £)*_(1 - F) arccos (1 -£)].
629
Рис. 11.6. Щеточное хрянцевое устройство судна.
Рис. 11*7. Конструкция щеточного кранцевого устройства.
630
Кранцевая защита в спускоподъемных устройствах. Обычно
буксируемый объект подтягивается к судну канатом и прини-
мается автоматическим захватом-сверху (см. рис. 11.1, е). Уста-
новленные на захвате амортизирующие элементы должны сни-
жать динамические нагрузки, возникающие при стыковке с объ-
ектом как за счет подтягивания его лебедкой, так и вследствие
качки судна.
Рис. 11.8. Кривые безразмерных контактных давлений резиновых
стержней.
Рис. 11.9. Гидравлические осесимметричные кранцы, сжимаемые вдоль оси.
Достаточно низкие ускорения при стыковке объекта обеспе-
чивают гидравлические осесимметричные кранцы. Кранец
(рис. 11. 9, а) имеет резинокордную оболочку 1 в форме усечен-
ного конуса, нижнее донышко которой 5 защищено от ударов
объекта слоем резины 6. При контакте с объектом заполняющая
оболочку вода выдавливается через отверстие 3 и трубку 4, рас-
положенные в верхнем донышке 2. В свободном состоянии кра-
нец заполняется водой через трубку 4, установленную раструбом
631
навстречу потоку. Разновидность кранца с оболочкой сильфон-
ного типа показана на рис. 11.9, б.
Более сложную конструкцию имеет осесимметричный гидрав-
лический кранец, показанный на рис, 11.10. Он состоит из торои-
дальных эластичных оболочек двух типов / и 3, донышка 2,
фундамента 4, стенки 5 фундамента, отверстия 6. Оболочки гер-
метично соединены между собой и с донышком 2. Оболочка, примы-
кающая к стенке 5 фундамента, имеет кольцевой фланец 7 для
крепления на фундаменте. Оболочки 1 имеют кольцевые щели,
Рис. 11.10. Гидравлический краиед с торондальяьши эле-
ментами.
обращенные внутрь кранца, оболочки 3 — щели, обращенные
наружу. При продольном сжатии кранца тороидальные оболочки
деформируются. Из оболочек 3 вода выдавливается в окружа-
ющую среду, из оболочек 1 — в полость кранца и далее через
отверстие 6 — в окружающую среду. Кинетическая энергия
объекта преобразуется в кинетическую энергию жидкости и упру-
гую энергию деформации оболочек. После прекращения внешнего
воздействия кранец заполняется водой.
Пусть контейнер, масса которого вместе с присоединенными
массами воды равна М, кг, перемещается вверх со скоростью
приближаясь к захвату с относительной скоростью о; скорость
встречного движения захвата пв, м/с; плотность воды р, кг/м3;
коэффициент расхода воды через выпускное отверстие ц. Пло-
щадь выпускных отверстий гидравлического кранца П, м’, пока-
632
заниого иа рис, 11.9, определяется в зависимости от допускаемого
контактного давления (когда оно ограничено) [Рв]
Й _
ji/saiPd ’
где d — диаметр кранца, м.
Верхние границы максимальных значений реакции
кранца Qroax, Н, контактного давления Р„ шис, Па, и модуля
ускорения контейнера | у |т«. м/с1, находятся по формулам
fl _SH3. р . |а1 _ У Л (BD-AE)
4mmt—«г, Га1ш — 32p»Q* * 1»11П1Х' 2D1 ’
где
Л = 2А]/Ди; В = -Д-/(/ + 2Н:
D « 2k]/Д; Е - 2й(/ +2&п);
иТГ’ /=-лГ’
Ь — множитель в квадратичной формуле сопротивления контей-
нера R = bv%, Н. Для круглого отверстия с диаметром и тол-
щиной стенки б = do коэффициент расхода р = 0,6; для круглого
отверстия с da = (З-т-5) б коэффициент р = 0,62; для прямоуголь-
ного отверстия со стороной а >> 6 ц = 0,6; для цилиндрической
насадки р = 0,82; для сходящейся конической насадки р «
= 0,92; для расходящейся конической насадки р = 0,46; для
коноидальной насадки по форме струи р — 0,97. Когда на вы-
пускном отверстия имеются трубка или колено, значения р полу-
чают по известным формулам гидравлики.
У линейно упругих кранцев при Q — су и скорости удара v
реакция кранца Q, ускорение контейнера у и натяжение каната Т,
Н, определяются по формулам
«=^-{тЬ‘+йТ^“мК1 +“),'!п,ф
i— «5®’“»+'’'*
I* Т Of
ям I EFM \1/з#
1 ~а 14-е \ If
где n = (EFIMty/3’, а -» cHEF; I —длина каната, м; EF —
жесткость каната, Н.
633
§ 11-3- Кранцевые устройства судов,
производящих грузовые операции
в открытом море
Традиционные кранцевые устройства не всегда могут
обеспечить безопасное проведение грузовых операций в открытом
море и на рейде, Применение пневмокранцев, описанных в главе 6,
не исключает взаимных ударов корпусов судов при их стоянке
рядом. На грузовых судах эти кранцы перевозят на верхней
палубе, где они занимают полезную площадь. На малых и сред-
них промысловых судах размещение кранцев вообще невозможно
из-за их больших габаритов и массы. Так, масса пневмокранца
диаметром 4,5 м и длиной 9 м составляет 5 т. Вываливание кран-
- цен за борт и подъем их на па-
лубу выполняются с помощью
грузовых устройств. На вол-
нении эти операции затрудни-
тельны, а иногда и невозмож-
ны, кроме того возникает не-
обходимость в специальных
грузовых средствах.
Устройства для защиты низ-
кобортных судов при стоянке
совместно с высокобортными.
При перегрузке жидкого топ-
Рис. 11.11. Гидравлический кранец
с водяным балластом.
лива, дозаправке судов в море, передаче улова натранспортныесуда
и рыбообрабатывающие базы малые суда швартуются к большим.
В этих условиях может использоваться гидравлический кранец,
изображенный на рис. 11,11. Внутрь оболочки 3 кранца через
фланец 4 проведены три трубопровода 5, 6, 7 с невозвратно-за-
порными клапанами. По трубопроводу 5 в оболочку 3 подается
вода 8. Трубопровод 6 служит для создания избыточного давления
в кранце. С помощью трубопровода 7 вода удаляется из кранца.
Клапан на трубопроводе 7 открывается, если давление внутри
кранца превысит рабочее. Во втором фланце 2 расположен пре-
дохранительный клапан I. Находящаяся в оболочке вода выпол-
няет роль балласта и несколько заглубляет кранец под воду.
Однако жидкий балласт уменьшает энергоемкость кранца и вы-
зывает дополнительные нагрузки на его детали. Надежность кранца
снижается из-за большого количества трубопроводов и клапанов.
Лучшую конструкцию имеет двухкамерный кранец, показан-
ный на рис. 11.12. Он состоит из пневматической камеры 1, ги-
дравлической камеры 2, каната 3, предназначенного для крепле-
ния кранца к судну, каната 4 для соединения камер, рыма 6
для крепления каната: в гидравлической камере имеются отвер-
стия 5. В варианте кранца на рис. 11.12, а пневматическая камера
находится вне гидравлической. Пневматическая камера с по-
мощью канатов 4 поддерживает гидравлическую камеру на за-
634
данной глубине и воспринимает энергию ударов надводной части
объекта о корпус судна. По мере уменьшения осадки объекта
длина канатов 4 может изменяться.
В кранце, показанном на рис. 11.12, б, пневматическая ка-
мера 1 располагается внутри гидравлической, часть которой на-
ходится над уровнем ватерлинии. При сжатии кранца первой
в работу вступает гидравлическая камера, из которой жидкость
через отверстия 5 выдавливается в окружающую среду. Когда
кранец сжат до диаметра пневматической оболочки, он работает
как двухкамерный. Пневматическая камера повышает энерго-
емкость устройства и препятствует полному сжатию кранца.
При сжатии кранца, изображенного на рис. 11.12, а, каждая
из камер работает независимо. Заполнение жидкостью гидравли-
Рис. 11.12. Двухкамерные гидропиевматичеекне Кравцы.
ческой камеры после снятия внешнего воздействия у обоих кран-
цев происходит за счет сил упругости оболочки.
Гидравлический кранец может работать в режиме сжатия,
когда вода выдавливается из оболочки, и в режиме заполнения
при засасывании воды в кранец извне. При свободном горизон-
тальном сближении судов гидравлический кранец сжимается
параллельными плоскостями. В этом случае энергоемкость А, кДж,
реакция Q, кН, контактное давление Рк, кПа, и кольцевое натя-
жение в оболочке Т, кН/м, определяются по формулам
Л (1 - е-»”*); Q - 4л
р«= тт тт Т « 4
где W — энергия удара,
n = -L:
W 2 ’ 71 d ’
я3р!фР
М — приведенная масса объекта, т; о — скорость соударения
судна с объектом, м/с; — плотность рабочей жидкости, т/м’;
— приведенная длина кранца, м; d — внутренний диаметр
кранца, м; у — проседание кранца, м; р — коэффициент
расхода жидкости через выпускные отверстия; Q — площадь
выпускных отверстий, м®. Приближенно Le L. — cd, где L —
635
габаритная длина кранца; с — поправочный коэффициент, для
кранцев с плоскими оконечностями с = О, для кранцев с полу-
сферическими оконечностями при определении энергоемкости
и кольцевого натяжения с = 0,54, при определении реакции
и давления с — 0,39, для кранцев с притупленными оконечно-
стями соответственно с = 0,06-=-0,11 и с — 0,21-н0,27.
Восстановление начальной формы кранца происходит под
действием сил упругости оболочки или иных конструктивных
Ряс. 1'1.13. Кривая функции за-
полнения кранца жидкостью.
Рис. 11.14. Плавучий эла-
стичный трубчатый кранец.
элементов. Время т, с, заполнения жидкостью цилиндрического
кранца с упругой оболочкой находится по формуле
где а — вспомогательная функция, определяемая по графику на
рис. 11.13; — площадь отверстий, через которые происходит
заполнение оболочки жидкостью, ма; D — линейная изгибная
жесткость оболочки, кН-м, D — £6®/12 (1 —va); 6 — толщина
оболочки, м; Е—модуль упругости материала оболочки, кПа;
v — коэффициент Пуассона.
При швартовке низкобортных судов к высокобортным находят
применение трубчатые кранцы, изготовляемые из эластичного
материала (рис. 11.14). Применение эластичного материала с плот-
ностью 970 кг/м® позволяет кранцу плавать в морской воде,
частично выступая над поверхностью. Малый модуль упругости
изгиба материала ограничивает передаваемые на суда контактные
давления значением 0,3 МПа. Крепится кранец на синтетическом
канате. Основные характеристики кранцев этого типа даны
в табл. ILL Энергоемкость эластичных кранцев больше чем
у пневматических в 2—4 раза на единицу массы и в 10—15 раз
на единицу объема. Кранец прост, надежен. Создание подобных
636
Таблица 11.1. Основные характеристики эластичных трубчатых кранцев
Наружный диаметр, мм Внутренней диаметр, мм Линейная масс*, кг/м Наибольшая линейная реакция пр» сжатии на половину диаметра, к Н/м Линейная анеъго емкость при с^атнн на половину дна. метра. кН-м/м
1500 750 1282 123 370
1200 600 822 83 296
1000 500 581 55 250
800 400 376 35 194
600 300 210 21 145
кранцев из пористого материала позволит улучшить их эксплуа-
тационные качества.
Кранцевые устройства, используемые при совместной стоянке
судов, имеющих примерно одинаковую высоту надводного борта.
В подобных условиях наибольшую опасность представляют удары
судов выше ватерлинии. Для их исключения применяют пневма-
тические кранцы низкого начального давления. Они не имеют
жесткой резинокордной оболочки, что позволяет выполнить кон-
струкцию легкой и удобной для транспортировки. Такие кранцы
могут быть подвешены над водой.
Рис. 11.15. Камерные цвевмокравця низкого давления «Кибра*.
Эффективными н удобными в эксплуатации являются камер-
ные кранцы <Кибра», изображенные на рис. 11.15. Кранец пере-
возится в свернутом виде. При подготовке к эксплуатации вну-
тренняя герметичная камера 1 вкладывается в защитную обо.
лочку 2. Основные характеристики кранцев «Кибра» приведены
в табл. 11.2. Следует отметить малую массу кранцев, что позволяет
работать с устройством без грузовых средств. Внутреннее началь-
ное избыточное давление воздуха в кранце составляет около
0,02 МПа. При таком давлении кранец легко приспосабливается
к кривизне поверхности борта судна и может эксплуатироваться
в районах оконечностей. Варианты расположения кранцев <Кибра»
показаны на рис. 11.16.
Крупногабаритные бескамерные кранцы низкого Давления
(0,007 МПа) «Данлоп» выпускаются 30 типоразмеров диаметром
637
Таблица 11.2» Основные характеристики пневматических кранцев «Кибра»
Наруж* ный диаметр, мц Макси- мальная длина, мм Длина цилин- др нче- с кого участка, нм Масса, аг Наруж- ный диаметр, нм Макея* Мэлькая длина. ЫН Длина ЦНЛНИ- дриче* с кого участке, мм Масса. KF
500 1500 1000 4 1000 4500 4000 20
500 2500 2000 8 1000 5550 5000 25
500 3500 3000 10 1500 3400 2000 25
500 4500 4000 12 1500 4400 3000 39
600 1700 1000 6 1500 5400 4000 42
600 2700 2000 10 1500 6400 5000 50
600 3700 3000 12 2000 5000 3000 35
600 4700 4000 14 2000 6000 4000 50
1000 2500 2000 12 2000 7000 5000 60
1000 3500 3000 16 2000 8000 6000 75
1,6— 4,4 м и длиной 6—40 м (рнс. 11.17). Их изготовляют из вы-
сокопрочной синтетической ткани, стойкой к воздействию нефте-
продуктов и позволяющей перевозить кранцы в свернутом виде.
При проектировании бескамерных пневмокранцев задаются L„
м, d, м, и допускаемое контактное давление [Р„ ], кПа, для бор-
тов защищаемых судов. Определяются начальное избыточное
Рнс, 11.16, Варианты расположения кранцеа «Кибра»
у борта судна.
давление газа в кранце Ро, кПа, энергоемкость А, кДж, и кольце-
вые усилия Т, кпм, возникающие в оболочке кранца. Для рас-
чета кранцев, сжимаемых параллельными плоскостями, исполь-
зуют графики, изображенные на рис. 11.18, где безразмерные
характеристики даны в функции от относительного проседания
кранца ц = yld. Для перехода к размерным величинам необхо-
димо пользоваться формулами А — aPAd2Lt\ Q = qP&dLt-,
Ря ~ У = ^ad, где Ра = 100 кПа — атмосферное дав-
ление.
Начальное избыточное давление газа в кранце Ро = Ро?л
находится из условия достижения максимальной энергоемкости
633
Рис. 11.17. Бескамервый пиевмокраиеч низкого давления «Данлоп».
О 0,2 № 0,6 3} 0,2 0,4 0,6 Ч «2 <?* 46 Т}
Рис. 11.18. Кривые безразмерных характеристик пневматических кранцев.
639
при заданном максимальном контактном давлении по фор*
муле
„ Г РвЧ-? I
^"Ьи + РкИ
где рк = [Ри ]/Ра; у = 1,41 — показатель адиабаты для воздуха.
Выполним проектный расчет пневматического кранца с пло-
скими торцами яри заданных значениях: L, ~ 5 м, d = 2 м,
IPK1 = 170 кПа; минимальная энергия, которую должен воспри-
нять кранец при соударении судна с объектом, W — 350 кДж.
Находим безразмерное контактное давление
Рв— ра — юо М*
Определяем безразмерное начальное избыточное давление
в кранце по формуле
1.4[
р0 = Г---__ I „ 0 347 « 0,35.
11.41 (1+1.7) 0,41 1
Начальное избыточное давление воздуха Ро ~ 0,347-100 «
= 34,7 кПа. Определяем соответствующие заданному контактному
и найденному начальному давлениям проседание и энергоемкость
кранца. Для этого на графике рн (tj) (см. рис. 11.18) отыщем
точку пересечения горизонтали = 1,7 с кривой ра = 0,35,
которая дает 1} = 0,61. Это отвечает максимальной просадке
кранца — 0,61-2 » 1,22 м. По значениям т| и р0 на графике
энергоемкости определяем а — 0,25. Тогда максимальная энерго-
емкость кранца, допускаемая из ограничения контактных давле-
ний, Д = 0,25-100-22-5 = 500 кДж-
§ 11.4. Кранцевые устройства буровых установок
Особенности конструкции и эксплуатации буровых
установок определяют ряд специфических требований к их кран-
цевым устройствам.
Для нормальной работы бурового оборудования горизонтальные
перемещения платформы не должны превышать 5 % глубины
моря в районе бурения. У самоподъемных буровых установок
должна быть ограничена величина горизонтальных усилий, пере-
даваемых на опорные колонны. У большинства буровых установок
корпус-платформа поднят высоко над водой, так что кранцевые
устройства приходится размещать на опорных колоннах и фер-
мах, Это обстоятельство создает дополнительную проблему закреп-
ления кранцев и передачи воспринимаемых ими усилий.
Указанным требованиям в наибольшей мере удовлетворяют ста-
ционарные кранцевые устройства, которые должны обеспечить
защиту как каждой колонны, так и установки. При создании
«0
кранцевых устройств буровых установок полезен опыт, накоп-
ленный иря проектировании и эксплуатации отбойных устройств
причалов и иных портовых сооружений.
В устройстве, показанном на рис. 11.19, в качестве амортиза-
торов использованы автомобильные шины /, внутреннее простран-
ство которых заполнено шнуровой резиной. Шииы укреплены
на осн 2 и могутна ней вращаться; ось 2 имеет возможность пере-
мещаться по направляющим 3. Амортизирующий элемент при
Рис. 11.19. Кра-
ец с вращаю-
щимися ши-
вши.
Рис, U-2Q. Вертикальное вра- Рис. 11.21. Усг-
вдающееся кранцевое устрой- ройство с плоской
ство. амортизироааиной
панелью.
смещении вдоль направляющих сжимает дополнительно установ.
ленные эластичные амортизаторы 4 трубчатой конструкции. Это
кранцевое устройство позволяет судну свободно перемещаться
вдоль буровой установки благодаря вращению амортизаторов.
Однако такое кранцевое устройство имеет малую энергоем-
кость.
В кранцевом устройстве, показанном на рис. 11.20, амортизи-
рующие элементы 3 выполнены из эластичного материала и за-
креплены на вращающейся оси 4, Ось с помощью верхнего 2
и нижнего 5 пружинно-гидравлических амортизаторов передает
усилия от судна на опорные колонны 1 буровой установки. Амор-
тизаторы 2 и 5 дают возможность кранцевому устройству ком-
пенсировать угловые перемещения швартующегося судна при
641
качке. Контакт судна с устройством происходит по всей высоте
борта судна.
Описанные устройства защищают только буровую установку,
но не судно, которое к ней швартуется, из-за малой площади
контакта амортизирующих элементов и борта судна. В кранцевом
устройстве, показанном на рис. 11.21, амортизирующие элементы
имеют значительную площадь и закреплены на жесткой пластине 3.
Гидравлические амортизаторы 2 обеспечивают восприятие нор-
мальных и касательных к поверхности пластины 3 нагрузок.
Существует большое количество подобных устройств, различа-
ющихся конструкцией амортизирующих элементов 2 и 4. Этим
конструкциям присущ общий недостаток — необходимость пере-
крывать Крайневым устройством всю зону возможных соударений
судна с опорными колоннами 1. Если установка работает в райо-
нах с большими приливными изменениями уровня воды, размер
зоны соударений может оказаться неприемлемым.
Расчет кранцев с эластичными элементами не представляет
трудности [45], Для расчета гидравлических кранцев, сжима-
емых в осевом направлении, можно использовать следующую
расчетную схему. Энергоемкость А, кДж, реакцию <?, кН,
контактное давление Рн, кПа, и кольцевое натяжение в оболочке
Т, кН/м, гидравлического кранца, воспринимающего свободный
горизонтальный удар с энергией W, кДж, при сжатии вдоль оси
на величину у, м, определяют по формулам
Л = (1 —
Р„ - ; т --= 0,5PBd,
где т| = у id ; п = pF’d/CAlp2^}2); Л1—приведенная масса системы, т;
р — плотность воды, т/м3; F — площадь поперечного сечения
кранца, м2; d — характерный размер сечения кранца (диаметр,
ширина и т. п.), м.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абчуя В. А. Теория риска в морской практике. — Л.: Судостроение,
1983.
2. Александров М. И. Безопасность человека на море. — Л.: Судострое-
ние, 1983,
3. Алексеевский Ф. Г. Такелажные работы. — М.: Речной транспорт, 1962.
4. Басин А. М., Миногии И. Я* Теория и расчет гребных винтов, — Л.:
Судпромгиэ, 1963.
5. Басни А. М. Ходкость и управляемость судов. — М.: Транспорт, 1977.
б. Берта Г. О. Океанографические буи. — Л.: Судостроение, 1979.
7, Благовещенский С. Н., Холодилин А. Н. Справочник по статике я ди*
намике корабля. В двух томах. Изд. 2-е, перераб. и доп. — Л.: Судостроение,
1975.
8. Болотяя В. В. Случайные колебания упругих систем. — М.: Наука,
1979,
9. Болотин В. В. Методы теории вероятностей и теории надежности в рас*
четах сооружений. Изд. 2-е, перераб. и доп. — М.: Стройиздат, 1981.
10. Бородай И. К*, Нецветаев Ю. А. Качка судов на морском волнении. —
Л.: Судостроение, 1969.
[1. Бородай И. К., Нецветаев Ю. А. Мореходность судов. — Л.: Судострое-
ние, 1982.
12. Бреббна К., Уокер С. Динамика морских сооружений: Пер. с англ. —
Л.: Судостроение, 1983.
13. Бугаенко Б. А., Матула В. Э, Специальные судовые устройства. —
Л.: Судостроение, 1983.
14. Буксирные суда/Б. В. Богданов и др. — Л.: Судостроение, 1974,
15. Бурлаков С. Ф., Либензон М. Н., Письменный М. Н. Якорная стоянка
судов иа открытых рейдах. — М.: Транспорт, 1968.
16. Вайисон А. А. Подъемно-транспортные машины. — М.: Машинострое-
ние, 1975.
17. Венцель Е. С., Овчаров Л. А. Теория вероятностей. — М.: Наука, 1973.
18. Вайткунский Я* И., Першиц Р. Я*, Титов Н. А. Справочник по теории
корабля. — Л.: Судостроение, 1973.
19. Гинзбург Е. Г. Зубчатые передачи. Справочник. — Л.: Машинострое-
ние, 1980.
20. Гольдштейн М. Н. Механические свойства грунтов. — М.: Стройиздат,
1971.
21. Госстрой СССР/Строительные нормы н правила 2.06.04—82, Нагрузки
и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от су-
дов), — М.: Стройиздат 1983.
22. Григолюк 9. И., Горшков А. Г. Взаимодействие упругих конструкций
с жидкостью (удар я погружение). — Л.: Судостроение, 1976.
23, Григорьев Н. И. Нагрузки кранов. — М.—Л.; Машиностроение, 1964.
643
24. Девиия С. И. Аэрогидромеханика плохо обтекаемых конструхцмй.
Справочник. — Л.: Судостроение, 1883.
25. Дккамика гидроприаода/Под ред, В. Н. Прокофьева. — М.: Машино-
строение, 1972.
26. Дунаевский Я. И. Борьба за живучесть и спасение судов флота рыбной
промышленности. — М.; Легкая н пищевая промышленность, 1982.
27. Егоров В, И. Подводные буксируемые системы. — Л.: Судостроение,
1981.
28. Завяша В. В., Декин Б. Г. Судовые вспомогательные механизмы и си-
стемы. — М.; Транспорт, 1984.
29. Зевков Р. Л. Механика насыпных грузов. — М.: Машиностроение, 1964.
30. Ивович В. А. Динамический расчет висячих конструкций. — М.: Строй-
издат, 1975.
31. Идельчик И- Е. Справочник По гидравлическим сопротивлениям. —
М.: Госэнергоиздат, 1960.
32. Казменко В. Д. Тросы для морской буксировки. — М.: Морской транс-
порт, 1958.
33. Казменко В. Д. Морская практика для инженера-судоводителя. — М.:
Морской транспорт, 1962.
34. Камнев Г. Ф., Кипарский Г. Р., Балин В. М. Подъемно-транспортные
машины н палубные механизмы. — Л.: Судостроение, 1976.
35. Комаров М. С. Динамика механизмов и машин. — М.: Машиностроение,
1969.
36. Конструкция и прочность самолетов/В. Н. Зайцев и др. — Киев: Вигца
школа, 1974.
37. Корн Г., Кори Т. Справочник по математике для научных работников
и инженеров. — М.: Наука, 1978.
38. Кориараки В. А. Справочник лоцмана. — М.: Транспорт, 1983.
39. Костюков А. А. Взаимодействие тел, движущихся в жидкости. — Л.:
Судостроение, 1972.
40. Краткий справочник по космической биологии и медицине. — М.: Ме-
дицина, 1972.
41. Крылов Ю, М-, Стрекалов С. С., Цыплухин В. Ф. Ветровые волны ж
их воздействие на сооружения. — Л.: Гидрометеоиэдат, 1976.
42. Куликов С. В., Храмкнн М. Ф. Водометные движители. — Л-: Судо-
строение, 1980.
43. Кульмач П. П. Якорные системы удержания плавучих объектов. —
Л.: Судостроение, 1980.
44. Купермаи А. М. Кранцевое устройство морских судов. Конструкции
и расчеты. — Л.: Судостроение, 1973.
45. Лепетав В. И. Расчет резинотехнических изделий. — Киев: Техника,
1973.
46. Линк Марион К- Окна в море/Пер. с англ.—Л.: Судостроение, 1978.
47. Ловягин М. А- Металлические плавучие Доки. — Л.: Судостроение,
1964.
48. Лутонский Я* И. Динамика моря. — Л.: Судостроение, 1976.
49. Магула В. Э. Судовые эластичные конструкции. — Л.: Судостроение,
1978.
50. Макаров Б. It. Нелинейные задачи статистической динамики машин
и приборов. — М.: Машиностроение, 1983.
51. Мастушкии Ю. Т, Управляемость промысловых судов. — М.: Легкая
и пищевая промышленность, 1981.
52. Механизированные закрытия судовых грузовых люков/А. Л. Васильев
и др. — Л.: Судостроение, 1977.
53. Механик Л. А., Тохмаи Г. И. Портовые перегрузочные работы. — М.:
Транспорт, 1983.
54. Морская практнка/А. П. Бочек и др. — М.: Морской транспорт, 1959.
55. Новиков О. А., Петухов С. И. Прикладные вопросы теории массового
обслуживания. — М.: Советское радио, 1969.
644
56, Основы механики нитей/Ю. В. Якубовский и др. —М.: Легкая ияду-
стрия, 1973.
57. Погосов С. Г. Швартовка крупнотоннажных судов. — М.: Транспорт
1975.
58. Поя дюн ин В. Л. Судовые устройства. — Л.: ГТИ, 1935.
59. Постнов В. А. Численные методы расчета судовых конструкций. —
Л.: Судостроение, 1977.
60. Постнов В. А. и др. Метод суперэлементов в расчетах инженерных
сооружений. — Л.: Судостроение, 1979.
61. Правила устройства и безопасной эксплуатации грузоподъемных кра-
нов. — М..* Металлургия, 1973.
62. Регистр СССР. Ветер и волны в морях и океанах. Справочные данные. —
Л.: Транспорт, 1985.
63. Регистр СССР. Международная конвенция по охране человеческой
жизни иа море. — Л.: Транспорт, 1977.
64. Регистр СССР. Правила классификации и постройки морских судов. —
Л.: Транспорт, 1981.
65. Регистр СССР. Правила по грузоподъемным устройствам морских су-
дов. — Л.: Транспорт, 1983.
66. Регистр СССР. Правила по конвенционному оборудованию морских
судов. — Л.: Транспорт, 1977.
67. Рекач В. Г. Руководство к решению задач прикладной теории упру-
гости. — М.: Высшая школа, 1984.
68. Ремез Ю. В. Качка корабля. — Л.: Судостроение, 1983.
69. Русецкнй А. А., Жучевко В. Б., Дубравин О. В. Судовые движители. —
Л.: Судостроение, 1971.
70. Салтанов Н. В. Гибкие иитн в потоках. — Киев: Наукова думка, 1974.
71. Светлицкнй В. А. Механика трубопроводов и шлангов. — М.: Машино-
строение, 1982.
72. Свешников А. А. Прикладные методы теории случайных функций.
Изд, 2-е, перераб. и доп. — М.: Наука, 1968.
73. Сергеев С. Т. Стальные канаты. — Киев: Техника, 1974.
74. Сндорченко В. Ф. Суда-спасатели н их служба. — Л.: Судостроение,
1983.
75. Сизов Г. Н-, Аристов Ю. К-, Лукин И. В. Судовые насосы я вспомога-
тельные механизмы. — М.: Транспорт, 1982,
76. Скрягнн А. Н. Якоря. — М.: Транспорт, 1979.
77. Соболев Г. В. Управляемость корабля и автоматизация судовождения. —
Л.: Транспорт, 1976.
78. Справочник по динамике сооружеинй/Под ред. Б. Г. Коренева и И. М. Ра-
биновича. — М.: Стройиздат, 1972.
79. Справочник по судовым устройствам/Под ред. А. Н. Гуровича. — Л.;
Судостроение, 1975,
80. Справочник проектировщика промышленных, жилых и общественных
зданий н сооружений. Расчетно-теоретический. — М.: Стройиздат, 1969.
81. Средства активного управления судами/Э. П. Лебедев н Др. — Л.; Судо-
строение, 1969.
82, Сторожен Н. Ф. Судовые сцепные устройства. — М.: Транспорт, 1978.
83. Судовые устройства/М. Н. Александров и др. — Л.: Судостроение,
1982.
84. Судовые электроприводы. Справочяик/А. П. Богословский в др. — Л.:
Судостроение, 1983,
85. Трунин С. Ф., Промыслов Л. А., Смирнов О. Р. Надежность судовых
машин и механнзмов. — Л.: Судостроение, 1980.
86. Федяевский К. К., Войткунский Я. И., Фадеев Ю. И. Гидромеха-
ника. — Л.: Судостроение, 1968.
87. Фрейдзон И. Р. Судовые автоматизированные электроприводы и си-
стемы. — Л.: Судостроение, 1980.
88. Хаскиид М. Д. Гидродинамическая теория качки корабля. — М.: Наука,
1973.
645
89. Шеноя Р. Имитационное моделирование систем. Искусство я наука:
Пер. с англ./Под ред. Е. К. Масловского, — М.: Мир, 1978.
90. Шмаков М. Г. Буксирные устройства судов. — Л.: Судостроение, 1966.
91. Шмаков 1Й. Г. Рулевые устройства судов. — Л.: Судостроение, 1968.
92. Шмаков М- Г. Специальные судовые устройства. — Л.: Судостроение,
1975.
93. Шмаков М. Г. Судовые устройства. — М,: Транспорт, 1977.
94. Шмаков М. Г,, Климов А. С. Якорные и швартовные устройства. —
Л.: Судостроение, 1964.
95. Юхнин Е. И. Якорио-швартовное и буксирное устройства. — Л.: Суд*
прсмгиэ 1955.
96. Яворский G. М., Детлаф А. А. Справочник по физике. — Мл Наука,
1974.
97. Jan6s ocean technology 1978. Janes yearbook, London.
98. Karlsen J. E-, Kristianser $. Statistical survey of collisions and groundings
lor Norwegian ships for the 1970—80. Oslo, 1980.
99. Oikawa K.., Jagiyda M. Statistical analysis of life losses in ship casualties
from 1965 to 1974. 60-th Congress ol MSS of Japan, 1979.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Активный руль 124
Амортизатор буксирного гака 57)
Аппарели 312
— внутрнсудовые 321
— осевые 296
— угловые 317
Арки буксирные 551, 577, 592
Баллер 86, 135
Банкеты 551
Баржа 179, 595
Брашпиль якорный 472
Баржебуксирные системы:
«Артубар» 597
«Зеебек» 599
«Мурин кер» 597
Битенги буксирные 552, 579, 593
Блоки буксирные 575, 593
Брусья привальные 552, 581, 593
Буксировка:
на волнении 560
на тихой воде 557
Веретено якоря 440
Верп 435
Вертлюг 448
Вертлюг-скоба 448
Волнение морское 8, 12
Выдвиг 89
Выдвижные винтовые колонки 149
Вытяжка каната 35
Вьюшки 504, 583, 594
Гаки буксирные 551, 568, 576
Гибкая нить 54, 62, 65
— связь 55, 71, 75, 82
Гндротермокостюм 369
Груз:
генеральный 166, 171
навалочный 166
насыпной 166
лесной 169
Грузовая мачта: 213
одиночная 214
Л-образная 214
П-образная 214
V-образная 244
Грузовая стрела: 182
— легкая 186
— механизированная 194
— супертяжеловес 193
— тяжеловес 187
— тяжеловес перекидной 191, 192
Грузовой кран судовой: 182
мостовой 253
перемещающийся 218
полноповоротный 218
стационарный 218
Грузоподъемность 179
Держатели буксирного каната 576
Держащая сила:
якоря 431, 435
— удельная 434
якорного каната 431
Деформация гибкой связи 50
Диаметр циркуляции: 89
тактической 89
установившейся 89
Долговечность каната 48
Дуги буксирные 571
Жесткость связи 35, 53
Жилеты спасательные 376
Заделка конца каната 44
Задрайка 204
Закрытие спасательных шлюпок 382
— жесткое 383
Защитное покрытие 41
Звездочка 472
Звено якорной цепи 447
«Игра» автоматической буксирной ле-
бедки 564
647
— амортизатора 564
— буксирного каната 564
---весовая 564
------ упругая 564
Кабель грузсяесущий 42
Кабель-трос 42
Каболка 38
Калибр депи 447
Канат 33
— буксирный 49, 566
— растительный 34, 46,
— синтетический 34, 52
— стальной 34, 73
— швартовный 49
— якорный 446
--- комбинированный 42
Касание линейное 40
— точечное 40
Категории ценя 43
Качка судна 13
Каповая планка 491
— без роульсов 492
— закрытая 493
— косая 491
— открытая 491
— прямая 491
— - с роульсами 491
Клюз:
якорный 457
— нормальный (обычный) 457
— с нишей 460
— выступающий 461
— открытый 461
цепной (палубный) 461
буксирный 552, 537
швартовный 494
— восьмироульсный 497
— самоустаиавливающийся (поворот*
иый) 498
— стационарный бортовой 492, 495
— стационарный палубный 492, 495
— Шестироульскый 496
Кнехт:
буксирный 551, 539
выдвижной 491
для быстрой отдачи швартова 491
крестовый двойной 488
прямой двойной 488
с вращающимися тумбами 452,
488
швартовный 487, 592
Конструкции аппарелей: 312
бортовых 312
внутрисудовых 321, 323
поворотных 312, 320
волуповоротных 316
Контейнер 174
— спасательных плотов 402
Контрфорс 448
648
Контур руля 93
Коуш 44
Коэффициент держащей силы якоря
425
Коэффициент компенсации руля 93
Кранец
— гидравлический 623, 644
— гидропиевматаческий 626, 631, 635
— пневматический 623, 637
— постоянный 626
— Съемный 626
— эластичный 623, 636
Кравцевая защита 631
Критерий эффективности эвакуации
358
Кронштейн 108
Круг спасательный 366
Лапа якоря 440
Лебедка:
буксирная 584
с транзитными барабанами 586
швартовная 513
— автоматическая 515
---с разделительной ребордой 623
---с транзитным барабаном 523
шлюпочная 394
якорная 472
якорно-швартовная 472
Лебедка-вьюшка:
для буксирного каната 584
для каната-проводника 584
Люк:
парный (двухрядный) 263
парный (поперечный) 263
тронной (трехрядный) 263
Люковое закрытие:
наматываемое 263
откатываемое 261
сдаигаемое 262
съемное 255
шариирно-откидшж 256
Маневренный период 88
Масса присоединенная 17, 22, 25
Материал спасательных шлюпок 376
Машина рулевая 138
Механизм:
буксирный 584
швартовный 508
якорный 468
Мешок теплоизолирующий 370
Модель:
грунта 421
якоря 427
Модуль упругости условный 63
Нагрузка разрывная связи 45
Насадка поворотная 128
Нить плоская 75, 58
— пологая 68
— пространственная 64
Нок 186
Обратное смещение 89
Ограничитель буксирного каната 651,
580
Сдерживание судна 527
— с помощью автоматической швар-
товной лебедки 527
Огон 44
Опора рулевая 120
Оснастка
Велле 189
Мо-Слевинг 188
типа двойной маятник 190
Фарелла 187
Халлена 189
Относительная неоднородность грун-
та 424
— толщина руля 93
Относительное удлинение руля 93
Оттяжка 186
Паллет 174
Передача рулевая 86
Перекладка руля 87
Платформа опускаемая 603
Платбалка судовая 405
Плот спасательный 399
Поддон 174
Погон 577
Подвижная система уплотнений 311
Приборы плавучие 347
Привод:
люковых закрытий 273
механизмов судовых устройств 26,
28
рулевой 86
управления 86
якорного механизма 471
Профиль:
насадки 129
руля 94
Прядь 38
Прямое смещение 89
Разобщающе-задраизающна устрой-
ства 287
Рампа береговая 305
Рог якоря 440
Рудерпост 94, 108
Румпель 142
Румпель-талп 139
Руль судовой 86
---активный 124
— — балансирный 94
---полубадансарный 94
Саиака каната 38
----крестовая 40
----— односторонняя 40
Скоба:
веретена 440
концевая 448
соединительная 448
якоря 440
Смычка якорной цепи 448
Соединение стыковочное баржебуксир-
ных составов: 596
Способ буксировки:
----кильватерный 553
----лагом 553
---- иа укол 554
----пуш-пул 554
----толканием 553
Сращивание каната 43
Средства;
движения спасательных шлюпок
378
поиска визуальные 363
спасательные 346, 366
— активные 347
— индивидуальные 366, 446
коллективные 347
— пассивные 347
управления 87
Стопор:
буксирного каната 552
швартовного каната 498
— переносной клиновой 499
— — цепной 499
якорный 465
— закладной 465
— маневренный 465
— стояночный 467
— цепной 467
Струна 83
Тент плота 339
Топенант 186, 191
Трейлер 177
Тренд 440
Тяга на гаке буксира номинальная 558
Угол атаки 98
Удельное сопротивление грунта 425
Уплотнения люковых закрытий 288
Управляемость 85
Установившийся период 93
Устойчивость:
на курсе 86
— автоматическая 90
— эксплуатационная 90
якоря 429
Устройство:
крепления и отдачи коренного
конца якорного каната 464
подруливающее 145
разобщения уплотнений 285
649
рулевое В5
якорное 412
— глубоководное 475
— носовое 415
— кормовое 415
Флет 175
Характеристика снабжения 444
Цепь якорная 43, 447
Циркуляция 88
Швартовы 498
Шлюпбалка судовая 387
Шлюпка судовая спасательная 371
Шкентель грузовой 186, 193
Шпиль:
швартовный 508
— автоматический 515
— безбаллерный 511
двухпалубный 513
— двухголовочный 525
— однопалубный 511
— совмещенный с кнехтами 525
Шпор 208
Шток якоря 440
Эволюционный период 88
Якорь:
адмиралтейский 426, 440
безрогий 437
бесштоковый 427
винтовой 438
вспомогательный 427
грибовидный 438
Данфорта 435, 441
двурогий 439
доковый 438
ледовый 439
Матросова 435, 441
мертвый 437
многорогий (многолапый) 443
однорогий (однолапый) 438
сегментный 437, 438
Колла 426, 440
штоковый 426
Ящик цепной 462
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предаеловие...................................................... 3
Глава 1. Диавмжческиа процессы судовых устройствах............... б
§1.1. Силовые воздействия на судовые устройства я критерии
их безопасной работы .................................... 5
§ 1.2. Морское волнение.................................... 8
§ 1.3. Качка судна ..................................... 13
§ 1.4. Гидродинамические силы ........................... 16
§ 1.5. Динамические явления, вызываемые в элементах судо-
вых устройств приводными механизмами..................... 26
§ 1.6, Особенности вероятностного подхода к расчету судовых
устройств в динамических режимах ........................ 30
Глава 2, Канаты и цепн.......................................... 33
§ 2.1. Применение гибких связей в судовых устройствах... 33
§ 2.2. Конструкции канатов и цепей........................ 38
§ 2.3. Линейная плотность и прочность гибких связей.... 45
| 2.4. Деформативнояь и фрикционные свойства канатов ... 50
§ 2.5. Статика пространственной гибкой нити............... 54
§ 2.6. Статика плоской нити............................... 58
§ 2.7. Гидродинамические силы, возникающие при взаимодей-
ствии гибких связей с потоком жидкости.................... 71
§ 2.8. Расчет гибких связей в потоке жидкости ............ 75
§ 2.9. Колебания гибких связей............................ 78
Глава 3. Рулевые устройства....................................... 85
§ 3.1. Управляемость судов............................... 85
§ 3.2. Судовые рули..................................... 93
§3.3. Расчетные нагрузки рулевого устройства........... 111
§ 3.4. Конструкция пера руля. Соединения руля с баллером 116
§ 3.5. Активные рулн.................................... 124
§ 3.6. Поворотные насадки............................... 128
§ 3.7. Баллеры рулей н поворотных насадок. Подшипники
баллеров................................................ 135
$ 3.8. Рулевые приводы................................. 138
§ 3.9. Подруливающие устройства.......................... 145
Глава 4. Грузовые устройства.................................... 165
§4.1. Характеристики и особенности грузов, перевозимых
морским транспортом...................................... 165
§ 4.2. Классификация судовых грузовых устройств. Портовые
и судовые грузовые устройства .......................... 179
651
| 4.3. Определение состава судовых грузовых устройств . . . 183
§ 4.4. Типы судовых грузовых стрел .................... 186
§ 4.5. Расчет конструктивных элементов грузовых стрел . . . 194
§ 4.6. Грузовые мачты .................................. 213
§ 4.7. Типы судовых грузовых кранов..................... 218
§ 4.8. Расчет судовых грузовых кранов................... 225
§ 4.9. Механизмы грузовых устройств.................... 238
§ 4.10. Вспомогательные грузовые устройства. Средства для
крепления грузов ...................................... 244
Глава 5. Люковые закрытия» аппарели ............... 254
§ 5,1. Конструктивные типы люковых закрытий ...... 254
§ 5.2, Проектирование люковых закрытий............. 263
§ 5,3, Расчет прочности люковых закрытий........... 268
§ 5,4, Приводы люковых закрытий и их расчет ....... 273
§ 5.5, Детали Закрытий и нх расчет................. 281
§ 5.6. Классификация, общее устройство аппарелей и рамп 294
§ 5.7. Проектирование аппарелей.................... 306
§ 5.8. Конструкции аппарелей ........................... 312
§ 5,9. Расчет прочности аппарели и ее конструктивных эле-
ментов .............................................. 325
§ 5.10. Расчет приводных систем аппарелей............ 337
Глава 6, Спасательные средства .......... ........ 343
§ 6.1. Классификация спасательных средств ............... 343
§ 6,2. Аварии морских судов ............................. 348
§ 6.3. Спасательные операции ............................ 357
§ 6.4. Индивидуальные спасательные средства.............. 366
§ 6.5. Судовые Спасательные шлюпки....................... 371
§ 6.6. Судовые шлюпбалки.............................. 387
§ 6.7. Спасательные плоты в устройства для нх спуска иа воду 399
§ 6.8. Нормирование судового спасательного снабжения .... 406
§ 6.9. Повышение эффективности спасательных операций . . . 409
Глава 7, Якорные устройства ..................................... 412
§ 7.1. Классификация якорных устройств .................. 412
§ 7.2. Внешние воздействия иа судно, стоящее иа якоре . . . 416
§ 7.3. Основные свойства морских грунтов. Вероятностная
модель грунта ........................................ 42!
§ 7.4. Особенности взаимодействия якоря с грунтом........ 425
§ 7.5. Классификация и конструкции якорей ............... 434
$ 7.6. Конструктивные размеры якорей..................... 443
§ 7.7. Якорные канаты.................................. 447
§ 7.8. Элементы якорного устройства ... 456
§ 7.9. Якорные механизмы .... ....... 468
§ 7.10. Глубоководная якорная стоянка ................... 475
Глава 8, Швартовные устройства.................................. 482
§8.1- Общая характеристика швартовных устройств .... 482
§ 8.2. Конструктивные элементы швартовных устройств .... 485
§ 8.3. Механизмы швартовных устройств.................... 508
§ 8.4. Выбор швартовных канатов ............ 526
$ 8.5. Проектирование швартовных устройств ..... 533
§ 8.6. Защита судов от повреждений при швартовных опера-
циях ................................................... 542
Глава 9. Буксирные устройства 550
§ 9.1. Общая характеристика буксирных устройств . 550
| 9,2. Особенности расчета буксирных канатов 55S
65?
6 9.3. Конструктивные элементы буксирных устройств .... 566
| 9.4. Буксирные лебедки . ............................ 584
§ 9.5. Проектирование буксирных устройств ............... 589
§ 9.6. Буксирные устройства морских баржебукенрных со-
ставов .............................................. . 595
Глава Ю. Судовые спускоподъемные устройства...................... 599
§ 10.1. Общая характеристика судовых спускоподъемиых уст-
ройств н их классификация................................ 599
$ 10.2. Конструктивные схемы спускоподъемных устройств для
автономных технических объектов........................... 601
§ 10.3. Конструктивные особенности спускоподъемных уст-
ройств для неавтономных технических объектов .... 609
$ 10.4. Влияние каната-проводника на движение объекта . . . 615
§ 10.5. Нагрузки на подъемный шток объекта при стыковке
СПУ с захватом на волнении н вероятность срабатыва-
ния стыковочного узда.................................... 619
Глава 11. Кранцевые устройства ................................... 622
§ 11.1 Классификация и проектирование хранцевых устройств 622
§ 11.2. Кранцевые устройства для защиты морских аппаратов 625
$ 11.3. Кранцевые устройства судов, производящих грузовые
операции в открытом море.................................. 634
§ 11.4. Кранцевые устройства буровых установок........ 640
Список литературы........................................... . 643
Предметный указатель.......................................... 647
Михаил Николаевич Александров
Борис Андреевич Бугаенко
Юрий Алексеевич Ершов
Юрий Данилович Жуков
Владимир Васильевич Зайцев
Анатолий Яковлевич Казарезов
Лев Владимирович Каменчук
Юрий Николаевич Коробанов
Валентин Эммануилович Магула
Александр Сергеевич Симоненко
СУДОВЫЕ
УСТРОЙСТВА
СПРАВОЧНИК
Заведующий редакцией Ю. И. Смирнов
Редактор Т. Д. Раскина
Художественный редактор О. П. Андреев
Технический редактор Р. К. Чистякова
Корректоры: т. С. Александрова, А. Г. Кувалкин, В. В. Румянцев
Оформление переплета художника Ю. Н. Васильева
ИБ № 1143
Сдало в набор 28.08.86. Подписано к печати 12.03.87. М-32041.
Формат 60XS0i/lt. Бумага офсетная 7ft 2. Гарнитура литературная.
Печать офсетная. Уса. печ. л. 41,0. Уся. кр* отт. 41,0. Уч.-изд. л. 46,1.
Тираж 10 000 аха, Заказ М 204, Над. ТА 4077-88. Цена 2 р- 60 к.
Издательство «Судостроение», 191068, Ленинград, ул. Гоголи, 8.
Ленинградская типографии Jfc 6 ордена Трудового Красного Знамени
Ленинградского объединения «Техническая книга» нм. Евгения Соколовой
Союзполнгрвфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии п хнижнов торговли.
193144, г. Ленинград, ул. Моисеенко, 10.