В.Б^Кинкин
--------................. Г*?!1Г7ПИЧ

В.Б. Жинкин
Теория и устройство корабля
3-е издание, стереотипное
Допущено Министерством образования Российской Федерации в качестве учебника для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению подготовки дипломированных специалистов «Кораблестроение и океанотехника»
Отдел учеб • й литературы
С.-Петербург «Судостроение» 2002
ЪВК-39.42-
Ж72 УДК 629.12J
Издание выпущено при поддержке Комитета по связям с общественностью Санкт-Петербурга
Одобрено кафедрами "Теории корабля" и “Судовых энергетических установок, систем и оборудования” С.-Петербургского государственного морского технического университета.
Рекомендовано к переизданию Советом кораблестроительного факультета Военно-морского инженерного института и доцентом Государственной морской академии им. адм. С.О. Макарова Б.П. Коваленко
Жинкин В. Б.
Ж72 Теория и устройство корабля: Учебник.— 3-е изд., стереотип.— СПб.: Судостроение, 2002.— 336 с., ил.
ISBN-5-7355-0629-3
Содержит основы знаний о мореходных качествах судна, его конструкции и прочности, краткие сведения о судовых устройствах и системах. Особое внимание уделено физическим представлениям об этих качествах, теоретическим способам их определения, путям дальнейшего совершенствования. Приведены многочисленные примеры, в том числе расчетов ходкости, на основании которых определяется мощность судовой энергетической установки.
Предназначен для студентов вузов, обучающихся по направлению подготовки дипломированных специалистов «Кораблестроение и океанотсхника» но специальности “Судовые энергетические установки”. В качестве учебного пособия может быть полезен студентам других кораблестроительных специальностей.
УДК 629.12.011
ББК 39.42
ISBN-5-7355-0629-3
© В. Б. Жинкин, 2002
© Издательство «Судостроение», 2002
Научная библиотека Л ^фниапско. ) г<> vдарственного Л технического университета•
ОТ АВТОРА
Учебник написан в соответствии с программой курса “Теория и устройство корабля” и предназначен для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению подготовки дипломированных специалистов «Кораблестроение и океанотехника»по специальности “Судовые энергетические установки”. В качестве учебного пособия книга может быть полезна студентам других кораблестроительных специальностей. Она знакомит с основами знаний о мореходных качествах судна, конструкции и прочности его корпуса, содержит краткие сведения о судовых устройствах и системах. Особое внимание уделено водоизмещающим судам, однако не забыты и суда с динамическим поддержанием.
Для ознакомления студентов с количественными характеристиками отдельных мореходных и прочностных качеств судна в учебнике приведены многочисленные примеры расчетов.
Излагаемый материал базируется на положениях курсов высшей математики, теоретической механики, сопротивления материалов, гидромеханики и введения в специальность.
Автор с благодарностью рассмотрит все пожелания и замечания, которые просит направлять по адресу: 191186, С.-Петербург, ул М. Морская, 8. Издательство “Судостроение”.
ВВЕДЕНИЕ
Каждое судно должно обладать комплексом эксплуатационных и мореходных качеств.
К эксплуатационным качествам принято относить грузоподъемность и грузовместимость; маневренность, скорость, дальность плавания и автономность; обитаемость судна. Одним из важнейших эксплуатационных качеств является прочность, которая, наряду с мореходными качествами, обеспечивает безопасность плавания судна.
В середине прошлого столетия танкеры имели водоизмещение около 500 т, перед второй мировой войной основное ядро наливного флота составляли суда водоизмещением 10—15 тыс. т. Впервые наименование «супертанкер» было присвоено построенному в 1953 г. танкеру «Тина Онасис» водоизмещением 59 тыс. т. Однако размеры судов этого типа продолжали стремительно возрастать, абсолютный рекорд был зарегистрирован в 1980 г., когда японские судостроители, удлинив танкер «Оппама», довели его водоизмещение до 640 тыс. т. «Чемпион» получил новое имя «Сиуайз Джаэнт», а суда подобного класса стали называть сверхкрупнотоннажными танкерами. В связи со столь бурным ростом размеров судов прошлось по-новому решать проблему их прочности.
Немало проблем возникает и при внедрении новых материалов и технологий. Пример тому — знаменитые цельносварные суда типа «Либерти», строившиеся во время второй мировой войны в США. Эта серия судов вошла в историю судостроения как самая крупная в мире — всего было построено 2580 ед. На изготовление первого судна потребовалось 250 дней; на изготовление одного из последующих — рекордно малое время — 7 суток 14 часов и 23 минуты; средняя продолжительность строительства одного судна составила 35 дней. Однако прославились суда типа «Либерти» тем, что в ходе эксплуатации некоторые из них переломились пополам и погибли. Подобная картина имела место и у некоторых танкеров типа Т-2. И «Либерти», и эти танкеры были судами массовой постройки, на них впервые практически полностью отказались от клепаных соединений; нарушение прочности корпуса этих судов произошло из-за недостатка опыта применения сварки. В дальнейшем подобные аварии были практически сведены на нет.
4
Мореходные качества судна — плавучесть, остойчивость, непотопляемость, ходкость, плавность качки и управляемость — входят в компетенцию специальной науки — теории корабля.
Плавучестью называется способность судна плавать в заданном положении относительно поверхности воды.
Остойчив ос ть — это способность судна, выведенного из равновесия, возвращаться в исходное положение после прекращения действия внешних сил.
Непотопляемость — способность судна оставаться на плаву и в ограниченной степени сохранять другие мореходные качества после затопления одного отсека или их группы. Непотопляемость определяется плавучестью и остойчивостью поврежденного судна.
Ходкостью называется способность судна двигаться с заданной скоростью при наименьшей возможной мощности главной механической установки.
Плавность и малые амплитуды качки — качества, необходимые для обеспечения мореходности судна в условиях морского волнения.
Управляемость — это способность судна выдерживать заданное направление движения.
Неполное удовлетворение требований, предъявляемых к судну каждым из перечисленных выше качеств, в лучшем случае существенно затруднит его эксплуатацию, а в худшем может послужить причиной его гибели. Интуитивно это было ясно судостроителям и мореходам всех времен и народов. Почти две тысячи лет назад известный римский мудрец Сенека сформулировал требования к кораблю, который «хорошим именуется, когда он устойчив и непоколебим, послушен рулю, ходок и ветру уступчив».
До недавнего времени эти задачи судостроители решали опытным путем, эмпирически, методом проб и ошибок, за которые мореплаватели платили своими жизнями. Искусство кораблестроения совершенствовалось и передавалось от поколения к поколению. История сохранила нам сведения о наиболее удачных конструкциях своего времени. Абсолютным рекордсменом среди них, пожалуй, следует признать древнегреческую триеру (римская трирема), которая в течение почти тысячелетия являлась главным боевым кораблем военных флотов этих стран.
Основоположником теории корабля по праву считается один из величайших ученых древности Архимед. Открытый им в III в. до н. э. закон лежит в основе плавучести судна. Занимался Архимед и некоторыми вопросами остойчивости.
В практике судостроения закон Архимеда впервые применил английский инженер Энтони Дин — в 1666 г. он рассчитал осадку корабля «Руперт» и прорубил, к величайшему удивле
5
нию современников, пушечные порты в его бортах на стапеле, еще до спуска на воду.
Рождение теории корабля как науки о мореходных качествах судна обычно датируют серединой XVIII в., когда почти одновременно вышли труды члена Петербургской Академии наук Л. Эйлера и французского академика П. Бугера. В этих фундаментальных сочинениях излагалось учение о плавучести и остойчивости, развивались положения Ньютона о законах сопротивления среды движению тел, затрагивались некоторые вопросы мореходности судов. К середине следующего, XIX века, главные проблемы плавучести и остойчивости были решены, требования, предъявляемые к судам для обеспечения этих качеств, в основном сформулированы.
Недостаточная остойчивость грозит кораблю гибелью. Судостроителям это было известно испокон веков. Однако для некоторых закон был не писан.
В 1628 г. на испытаниях, произведя салют из всех пушек, опрокинулся и в течение минуты затонул только что построенный флагман шведского флота «Ваза», спроектированный в соответствии с указаниями короля Густава II Адольфа. Стремясь усилить вооружение корабля, сделать его более мощным, чем у противника, на нем установили 64 орудия, расположенные в три яруса на палубах каждого борта. Королевские инженеры пытались доказать, что при таком количестве пушек центр тяжести корабля поднимется слишком высоко и это губительно скажется на остойчивости, однако их доводы не были услышаны монархом.
Некомпетентность венценосца начала XVII в. объяснима. Гораздо труднее понять, как почти четверть тысячелетия спустя подобное могло произойти в просвещенной Англии. В 1870 г. по проекту Кольза был построен броненосец «Кептен». На первый взгляд, он обладал рядом неоспоримых достоинств: сильной артиллерией во вращающихся башнях, толстой бортовой броней, низким надводным бортом, обеспечивающим малую площадь цели и полным парусным вооружением в дополнение к паровой машине. Главный кораблестроитель Великобритании Е. Рид отказался утвердить проект, но идея Кольза была поддержана лордами адмиралтейства, мнение которых перевесило доводы специалиста. Во время первого же пробного плавания в составе эскадры «Кептен» под действием шквала опрокинулся и почти мгновенно затонул, унеся жизни 530 человек команды, в том числе и автора злополучного проекта Кольза. Остальные суда эскадры перенесли шквал безболезненно.
По приговору английского суда в соборе Св. Павла в Лондоне на бронзовой доске выгравирован текст, повествующий о гибели «Кептена» и выражающий, по меткому замечанию академика А. Н. Крылова, «порицание невежественному упрямству
6
тогдашних лордов адмиралтейства». Случай с «Кептеном» стал хрестоматийным примером, вошел во все руководства по кораблестроению. Но стремление к увеличению вооружения любой ценой уже в XX в. привело к очередной трагедии. В 1934г. вскоре после спуска на воду во время шторма опрокинулся японский миноносец «Томодуру». Несколько дней спустя его обнаружили плавающим в перевернутом состоянии, из 113 человек команды погибло около 100. В то время Япония стремилась проектировать свои надводные корабли так, чтобы при минимальном водоизмещении разместить максимальное количество вооружения. Это привело к занижению остойчивости многих военных кораблей различных классов. Гибель «Томодуру» послужила толчком к ревизии проектов как построенных, так и строящихся кораблей флота и их переделке.
Было бы ошибкой полагать, что потеря остойчивости грозит только военным кораблям и что аварии подобного рода остались в прошлом. И сегодня ежегодные потери мирового флота, причем только среди достаточно крупных судов, составляют около 0,6% их общего количества. При этом приблизительно 20% случаев — наиболее тяжелые аварии от потери остойчивости. Так, например, в 1987 г. крупный современный английский автомобильнопассажирский паром «Геральд оф фри Энтерпрайз», едва отойдя от пирса, опрокинулся в бельгийском порту Зеебрюгге — погибло более 190 человек. Причина аварии — неплотно закрытые водонепроницаемые ворота, через которые вода хлынула на грузовую палубу. Положение усугубили погруженные на паром, но не закрепленные автомашины, в том числе тяжелые грузовики — сместившись в сторону накрененного борта, они способствовали опрокидыванию судна.
Еще более страшная трагедия произошла на Балтике 28 сентября 1994 г. с другим автомобильно-пассажирским паромом «Эстония». Судно водоизмещением около 11000 т сначала внезапно легло на борт, получив крен около 35°, а затем быстро опрокинулось и затонуло. Хотя это случилось всего в сотне километров от финского порта Турку и в спасательной операции принимало участие несколько судов самолетов и вертолетов, авария сопровождалась очень крупными жертвами — погибло более 800 человек. Причина гибели судна так и осталась до конца не выясненной.
Приоритет в создании науки о непотопляемости корабля принадлежит отечественным ученым. «Истинным основателем учения о непотопляемости судов» называл академик А. Н. Крылов адмирала С. О. Макарова, впервые сформулировавшего главные требования к обеспечению непотопляемости. Блестящее развитие идеи С. О. Макарова нашли в трудах А. Н. Крылова и И. Г. Бубнова — создателя современной строительной механики корабля.
7
Гибель в Порт-Артуре броненосца «Петропавловск» с адмиралом С. О. Макаровым на борту, трагедия Цусимы заставили командование русского военно-морского флота прислушаться к голосу ученых—с 1905 г. на всех кораблях были введены таблицы непотопляемости, разработанные А. Н. Крыловым. В иностранных флотах подобные таблицы нашли применение значительно позже Трагедия, произошедшая в 1912 г., когда в первом же трансатлантическом рейсе «непотопляемый», как его рекламировали владельцы, пассажирский лайнер «Титаник», затонул, став могилой для полутора тысяч человек, окончательно убедила кораблестроителей в том, что для обеспечения непотопляемости судна недостаточно одной интуиции, а требуются строгие и обоснованные расчеты.
Вопросами ходкости конструкторы вплотную занялись только в конце XIX столетия. В эпоху парусного флота скорость судна, а следовательно, и продолжительность рейса, в основном определились силой и направлением ветра, а также опытом судоводителя; форма корпуса играла второстепенную роль. Появление паровой машины, а затем и других механических двигателей в корне изменило отношение к ходкости. Хотя в отличие от остойчивости и непотопляемости низкие ходовые качества не приводили к немедленной гибели судна, неприятностей они тоже доставляли немало. Всего 150 лет назад парусник «Даймонд» из Европы в Америку шел сто дней. За время столь продолжительного рейса 17 пассажиров умерло от истощения.
Приблизительно в то же время первый пароход пересек Атлантику без помощи ветра—это был «Сириус», водоизмещением около 700 т. Выходя в рейс, он имел на борту 98 пассажиров и 450 т угля, отчего борта судна едва выступали из воды В конце пути запасы угля иссякли, поэтому на подходе к Нью-Йорку были срублены мачты, за ними в топку пришлось отправить всю деревянную утварь. Трансатлантический переход удалось завершить за 18,2 суток, среднерейсовая скорость составила 8,5 уз—неплохой, по тем временам, результат. Рекордным оказался и расход топлива—около 5 т на одного пассажира. «Сириус» не был исключением: первые коммерческие пароходы 40-х гг. прошлого столетия имели удельную массу установки порядка 800 кг/л. с и расход топлива около 6 кг/(л. с.хч). У судна водоизмещением 1500 т с паровой машиной мощностью 450 л. с. масса главной механической установки и топлива составляла приблизительно 750 т. И это при скорости около 10 уз и запасах угля всего на 6 сут.
Стало очевидным, что дальнейший прогресс судоходства невозможен без совершенствования формы корпуса судов и движителей, без создания достоверных методов расчета ходовых качеств. Большой вклад в развитие учения о ходкости внес известный английский исследователь В Фруд, разработавший-
8
первые научно обоснованные методы прогнозирования сопротивления воды движению судна. Широкое применение нашла предложенная в 1892 г. русским инженером В. И. Афанасьевым эмпирическая формула для определения мощности, необходимой для достижения судном заданной скорости. В 90-х гг. XIX в. в Петербурге был построен первый в России опытовый бассейн, предназначенный для исследования мореходных качеств судов на их моделях. Инициатива его создания принадлежала гениальному русскому ученому Д. И. Менделееву. Основоположником вихревой теории гребного винта, основного движителя сегодняшнего дня, является другой выдающийся ученый, «отец русской авиации» Н. Е. Жуковский.
Самыми «молодыми» дисциплинами теории корабля, пожалуй, следует признать качку и управляемость. Создателем классической общей теории качки корабля на волнении по праву считается академик А. Н. Крылов. Английское общество корабельных инженеров за этот труд присудило ему, первому из иностранцев, золотую медаль, что явилось признанием приоритета русской науки и принесло А. Н. Крылову мировую известность. Качка судна существенно затрудняет его эксплуатацию, а иногда может стать и причиной его гибели. В декабре 1944г. третий флот США попал в район, расположенный близ центра тайфуна. Корабли испытывали сильную качку, у некоторых из них амплитуды достигали 70 градусов и более. Три эсминца опрокинулись и затонули. Еще около 30 единиц, от сторожевых кораблей до линкоров и авианосцев, получили значительные повреждения. Оценивая последствия тайфуна, командующий Тихоокеанским флотом США адмирал Нимиц отмечал, что потери оказались большими, чем этого можно было ожидать от любого сражения.
Невысокие маневренные качества судна, недостаточное знакомство судоводителей с законами управляемости могут повлечь за собой серьезные повреждения и даже гибель судов. Примеров тому несть числа, остановимся на тех, которые чреваты самыми тяжелыми последствиями,—на столкновениях судов. В мае 1914 г. канадский пассажирский лайнер «Эмпресс оф Айрленд» водоизмещением около 20 000 т в заливе Св. Лаврентия был протаранен норвежским пароходом «Сторстад». Удар пришелся в правый борт лайнера под углом 35 градусов, прямой форштевень парохода вошел в его корпус на 5 м, произведя большие разрушения. Всего через 17 минут после удара «Эмпресс оф Айрленд» скрылся под водой, эта ошибка судовождения стоила жизни более чем 1000 человек.
Осенью 1942 г. огромный английский пассажирский лайнер «Куин Мэри» шел из США в Англию, имея на борту почти 11 тысяч американских солдат. Его сопровождал крейсер «Кюрасао». Корабли двигались почти параллельными курсами с высокой ско
9
ростью—25 уз. Когда они сблизились, за две минуты до столкновения были предприняты попытки отвернуть, однако предотвратить катастрофу уже не удалось. «Куин Мэри» врезался в левый борт крейсера и, подобно топору, разрубил его пополам. «Кюрасао» затонул, вместе с ним погибло более 300 членов экипажа. Позднее было высказано мнение, что столкновению способствовала сила взаимного присасывания, впервые обнаруженная еще в 1911 г. при столкновении лайнера «Олимпик» с крейсером «Хок». Эта авария была хорошо изучена, на основании ее сделаны выводы и соответствующие рекомендации. Однако, как показал пример с «Кюрасао», тридцати лет оказалось недостаточно для воплощения этих рекомендаций в жизнь. В 1970 г. в Ла-Манше в ясную погоду, при хорошей видимости столкнулись два крупнотоннажных либерийских танкера, шедших встречными курсами. За минуту до аварии, когда расстояние между судами уменьшилось до одного кабельтова, на обоих танкерах были переложены рули, но избежать столкновения не удалось— кормовые части судов ударились по касательной. В результате— пожар, загрязнение нефтью моря, гибель 14 человек.
Еще свежа в памяти трагедия, произошедшая в 1987 г. вблизи Новороссийска, когда балкер «Петр Васев» врезался в борт пассажирского лайнера «Адмирал Нахимов». Протараненное судно затонуло в течение считанных минут, унеся жизни нескольких сот пассажиров и членов экипажа.
С развитием судостроительных наук аварий, подобных описанным выше, к счастью, становится все меньше. Приведены же эти примеры в назидание будущим инженерам в целях иллюстрации важности вопросов, о которых будет идти речь ниже.
Глава 1
ФОРМА КОРПУСА И ПЛАВУЧЕСТЬ СУДНА
1.1. Основные сведения о судах
Современное судно — сложнейшее плавучее сооружение, предназначенное для выполнения транспортных, производственных или военных функций. Общая особенность всех судов — сила их тяжести уравновешивается возникающими в воде силами гидростатической или гидродинамической природы.
Классифицировать суда можно по ряду независимых признаков: по характеру передвижения, району плавания, положению относительно поверхности воды, материалу корпуса, типу механической установки и т. д.
Кратко остановимся на главном классификационном признаке— назначении судов. В этом плане их принято делить на военные, их по традиции называют кораблями, и гражданские суда. Последние, в свою очередь, подразделяют на транспортные, промысловые, служебные, суда технического флота.
Основой морского флота являются транспортные суда, которые можно разделить на пассажирские и грузовые. Последние как по водоизмещению, так и по количеству составляют подавляющее большинство среди транспортных судов. Их принято подразделять по роду перевозимого груза на две категории: сухогрузные и наливные. Внутри каждой из этих категорий также существует градация. Так, среди наливных судов различают танкеры, предназначенные для транспортировки нефтепродуктов, газовозы, химовозы, виновозы (о специфике последних судов говорит само их название).
Танкеры — самые крупные из современных судов, водоизмещение некоторых из них превышает 600 тыс. т, а длина — 400 м.
Еще более разнообразны типы сухогрузных судов. Здесь прежде всего выделяют суда для перевозки массовых (навалочных, насыпных) и генеральных (в упаковке, отдельными местами) грузов. Первые иногда называют балкерами, они перевозят руду, уголь, бокситы, цемент, зерно, сахар и т7д. Среди существующих судов по водоизмещению крупнейшие «навалочники» уступают только танкерам.
Суда для генеральных грузов делятся на универсальные и специализированные. Первые составляют наиболее многочислен
11
ную группу; в соответствии с названием они перевозят разнообразные генеральные грузы.
К специализированным судам относят контейнеровозы, лих-теровозы, автомобилевозы, лесовозы, суда с горизонтальным способом обработки, суда для перевозки тяжеловесных грузов и т. д.
Самые крупные из судов данной категории — контейнеровозы— по водоизмещению (£) ^ 80 тыс. т) уступают не только танкерам, но и навалочникам, однако значительно превосходят их по скорости, которая может достигать 20 уз и более.
Существуют и комбинированные суда, предназначенные для перевозки как массовых, так и жидких грузов. Это позволяет в значительной степени сократить количество балластных переходов, благодаря перевозке разнородных грузов на встречных направлениях. По своим характеристикам комбинированные суда близки к судам для навалочных грузов и относятся, как и танкеры, к сравнительно тихоходным судам — их скорость обычно не превышает 16—17 уз.
Самыми скоростными из транспортных судов являются пассажирские лайнеры, предназначенные для обслуживания регулярных линий. При весьма солидном водоизмещении, достигающем 50—70 тыс. т, эти суда развивают скорость до 30—35 уз.
Более скромными размерами и скоростными качествами отличается другая категория пассажирских судов — круизные, предназначенные для путешествий, отдыха, морского туризма.
Промысловые суда используются для добычи, переработки и транспортировки морепродуктов. В эту категорию входят как малые рыболовные суда водоизмещением в несколько десятков тонн, так и крупные плавучие базы, водоизмещение которых достигает 50 тыс. т.
Среди служебных в первую очередь следует назвать ледоколы, буксиры, спасатели, научно-исследовательские, учебные и другие суда. Основное их назначение — обеспечение эксплуатации транспортного и промыслового флота.
К судам технического флота принято относить дноуглубительные снаряды, грунтоотводные шаланды, плавучие краны, доки, мастерские и т. д. Сюда же причисляют и технические средства освоения мирового океана: буровые суда, плавучие буровые установки, суда для добычи со дна твердых полезных ископаемых и т. д.
По характеру сил поддержания, уравновешивающих силу тяжести судна в расчетном режиме движения, различают суда водоизмещающие и с динамическим поддержанием (СДП). У первых превалируют гидростатические (архимедовы) силы поддержания, у вторых — динамические, возникающие на днище либо на несущих элементах.
12
Подавляющее большинство судов всех назначений относится к водоизмещающим. Высокоскоростные суда с динамическим поддержанием (глиссеры, суда на подводных крыльях, суда на воздушной подушке, суда-экранопланы) имеют небольшое водоизмещение (D 500 т), их удельный вес в мировом флоте весьма незначителен.
В дальнейшем речь в основном будет идти о водоизмеща-ющих транспортных судах.
Классификационные общества. Технический надзор за постройкой и эксплуатацией всех судов осуществляется классификационными обществами различных стран. Среди них самое старое (основанное в 1834 г.) общество — Английский Ллойд, Германский Ллойд, Французское и Норвежское бюро Веритас и др.
В России государственным органом технического надзора является Регистр, который определяет условия, гарантирующие безопасность плавания судов. Кроме выполнения функций надзора, Регистр разрабатывает обязательные для судостроителей правила и технические нормы постройки судов, а также присваивает судну класс в соответствии с его назначением и районом плавания. Классификационное свидетельство, выдаваемое Регистром, означает, что судно полностью отвечает всем требованиям Регистра, в том числе в.отношении" прочности и мореходности, т. е. тех качеств, которые в основном рассматриваются в учебнике.
1.2. Форма судового корпуса
Основные габаритные размеры корпуса принято называть главными размерениями. Это L — длина судна; В — ширина; Н — высота борта; Т — осадка. Первые три неизменны и относятся к геометрическим характеристикам корпуса в целом, последняя— осадка — может изменяться в широких пределах и определяет погруженный (подводный объем) судна. Обычно, когда говорят о главных размерениях судна, то принимают осадку по расчетную, или конструктивную, ватерлинию, соответствующую проектной загрузке судна.
Длина тоже должна быть конкретизирована. Различают длину между перпендикулярами Ахх> по КВЛ Аквл, максимальную Lmax. Первые две близки между собой, последняя является габаритной. При изучении мореходных качеств судна, строго говоря, следует оперировать с длиной по ватерлинии, однако часто вместо нее принимают однозначно определенную величину — Ахх-
Наиболее крупные современные суда достигают весьма внушительных размеров: их длина может превышать 400 м, ширина 60, а осадка в грузу составлять около 30 м.
13
Координатные оси и посадки судна. В теории корабля в зависимости от характера решаемых задач принимают различные системы координат. В статике будем использовать левую систему с началом в точке пересечения трех взаимно перпендикулярных плоскостей: основной, диаметральной и плоскости мидель-шпангоута (рис. 1.1). Напомним, что диаметральная плоскость (ДП) — это продольная вертикальная плоскость,
проходящая через середину ширины судна; плоскость мидель-шпангоута (пл. мш) — поперечная вертикальная плоскость, проходящая через середину длины судна. В отличие от двух предыдущих, основная плоскость (ОП) не является секущей. Она горизонтальна (парал-
Рис. 1.1. Система координат
лельна поверхности воды) и проходит через нижнюю точку корпуса судна. В качестве координатной ОП принята в связи с тем, что ее положение строго фиксировано, чего нельзя сказать о плоскостях ВЛ.
Линия пересечения ОП и ДП — ось ох — направлена в нос судна; линия пересечения ОП и пл. мш — ось
оу — на правый борт; ось oz направлена вверх и представляет собой линию пересечения ДП и пл. мш.
Посадкой судна называется его положение относительно поверхности воды. Посадка полностью определяется тремя независимыми величинами: средней осадкой — Тср, углом крена 0 и углом дифферента <р. Средняя осадка определяется погружением судна по оси oz; угол крена — угол поворота корпуса относительно оси ох, угол дифферента — относительно оси оу.
В судостроении зачастую используется специфическая терминология. Так, если угол крена 0 = 0, то говорят, что «судно сидит (а не плавает) прямо»; если <р = 0 — «судно сидит на ровный киль». Как правило, нормальной в эксплуатации, а следовательно, и расчетной является посадка, при которой 0 = 0 и <р = 0, т. е. когда судно «сидит прямо и на ровный киль». Исключение составляют некоторые специальные суда, имеющие конструктивный дифферент на корму.
Положение судна, сидящего прямо, может быть задано и осадками носом и кормой Тн и Тк, при этом очевидно справед-
лива зависимость:
tg<P = (T„ — TK)/L «ф-
(1.1)
14
Реальные значения углов дифферента транспортных судов малы, поэтому в (1.1) тангенс угла можно заменить его аргументом.
Теоретический чертеж. Исчерпывающее представление о форме корпуса судна дает его теоретический чертеж (рис. 1.2). Он состоит из трех проекций, на каждой из которых изображаются сечения корпуса плоскостями, параллельными рассмотренным выше, — ДП, пл. мш и ОП.
На теоретическом чертеже представляется теоретическая поверхность корпуса без учета наружной обшивки и выступающих частей.
Совокупность сечений плоскостями, параллельными ДП, принято называть боком, а сами эти сечения — батоксами. Обычно на этой проекции нос судна изображается справа, а корма — слева. Сечения плоскостями, параллельными пл. мш, наносятся на вторую проекцию, так называемый корпус. В силу симметрии судна относительно ДП на корпусе представляют только половину соответствующего сечения: справа от вертикальной линии — следа ДП — располагают носовые шпангоуты, слева — кормовые, сечение по мидель-шпангоуту помещают полностью, на обеих половинах корпуса.
Третья проекция — полуширота — совокупность сечений корпуса плоскостями, параллельными ОП. Здесь также представляются только половины симметричных относительно ДП ватерлиний. Обычно на теоретическом чертеже изображают равноотстоящие батоксы (2—3 на один борт), ватерлинии (10—15) и шпангоуты — 21. Нумеруются батоксы от ДП, ватерлинии— от ОП. Вертикальные линии, проведенные через точки пересечения КВЛ с линиями штевней, называются носовым и кормовым перпендикулярами. Для одновинтовых судов кормовой перпендикуляр совпадает с осью баллера руля.
Шпангоуту, в плоскости которого лежит носовой перпендикуляр, присваивается номер 0, мидель-шпангоуту — номер 10, последний, 20-й, номер имеет шпангоут, совпадающий с кормовым перпендикуляром.
15
В отличие от конструктивных шпангоуты на теоретическом чертеже называют теоретическими, а расстояние между ними AL = Lxj./20 — теоретической шпацией. В районах оконечностей, где форма корпуса изменяется наиболее интенсивно, проводят дополнительные шпангоуты под номерами V4, ll2, 3/4 И 18’/2, 19>/г.
Все проекции теоретического чертежа должны быть согласованы— они описывают форму одного и того же корпуса.
Сечение судна ДП дает представление о палубной и килевой линиях, а также о форме фор- и ахтерштевней. Для морских транспортных судов характерна седловатость (подъем в носу и корме) палубы — это снижает заливаемость оконечностей, особенно при движении на волнении. О форме поперечного сечения палубы и днища, а также соединения их с бортами можно получить представление по сечению пл. мш. Палуба морских транспортных судов понижается к бортам, т. е. имеет погибь бимсов, что ускоряет стекание с нее воды. Для большинства судов и кораблей характерны круглоскулые обводы — переход бортовой ветви шпангоута в днищевую осуществляется плавно. Исключение — высокоскоростные суда, которые могут быть остроскулыми.
Обобщенные характеристики формы. Наряду с теоретическим чертежом представление о форме корпуса судна дают обобщенные безразмерные характеристики — соотношения главных размерений и коэффициенты полноты. От этих характеристик во многом зависят как мореходные, так и другие качества судна.
Основные соотношения главных размерений следующие: L В И L
В ' Т ' Т ’ Н ’
Отношение L/В, или, как его иногда называют, относительная длина, в значительной степени определяет ходовые качества: чем оно больше, тем относительно быстроходнее судно. У современных водоизмещающих судов эта величина колеблется в диапазоне LIB = 3 -=-10. Нижний предел характерен для некоторых буксирных судов, верхний присущ высокоскоростным военным кораблям. Естественно, имеют место и исключения, так, например, некоторые спортивные лодки для академической гребли имеют L/B > 25.
Отношение В/Т в основном влияет на остойчивость и качку. Чем оно больше, тем лучше с точки зрения остойчивости, хотя качка при этом делается более порывистой. Для современных морских судов В/Т = 2 -=- 5.
Отношение L/Т влияет на управляемость: его увеличение повышает устойчивость на курсе и ухудшает поворотливость.
16
Отношение Н/Т опредЗМ^ПстЯЯввЪсть на больших углах наклонения и непотопляемость судна. Рост Н/Т благоприятно влияет на оба эти качества.

Отношение L/H влияет на прочность корпуса, чем выше это отношение, тем сложнее обеспечить общую прочность судна.
Основных независимых коэффициентов полноты три. Это коэффициент полноты площади ватерлинии
a = S/LB,	(1.2)
где S — площадь КВ Л;
коэффициент полноты мидель - шпанго ута
₽ = <омш/В7’,	(1.3)
где <Омш — площадь сечения мидель-шпангоута ниже ВЛ;
ко э ф ф иц и е н т о б ще й полноты
6 — V/LBT,	(1.4)
где V — объем подводной части корпуса или объемное водоизмещение.
Как следует из (1.2) — (1.4), все коэффициенты полноты — суть отношения площадей (объема) соответствующих элементов к площадям (объему) описанных прямоугольников (параллелепипедов). Все эти коэффициенты меньше единицы, их численные значения для морских судов лежат в пределах: a =0,7 4--4- 0,85; р = 0,754-0,98; 6 = 0,354-0,85. Меньшие величины характерны для более быстроходных судов; верхние границы отвечают тихоходным судам с очень полными обводами (образованиями).
В некоторых расчетах теории корабля удобнее пользоваться производными от основных, дополнительными коэффициентами продольной <р — 6/р и вертикальной % — б/a полноты, физическая интерпретация которых ясна.
Пример 1.1. Некоторые из рассматриваемых теоретических положений и выводов будем иллюстрировать примерами. Большую их часть отнесем к одному судну, которому дадим имя «Инженер». Выбор названия не случаен: во-первых, первоначальный смысл слова инженер — изобретатель, созидатель, во-вторых, инженер—-это основная движущая сила иаучио-техниче-ского прогресса, плоды которого еще 'не столь весомы, как хотелось; в-третьих, цель настоящей книги — внести посильную лепту в превращение студента в квалифицированного инженера.
Итак, задано которого приведен
многоцелевое сухогрузное судно «Инженер», боковой вид на рис. 1.3, а основные характеристик: таковы:
7тах " 181 М;
= 173 м;
В = 28,2 м;
Т — 9,5 м;
Я = 15,1 м;
носовой бульб,
ки т е р
тдел
V = 28 700 м3;
D = 29 400 т;
G = 288 000 кН;
S = 3700 м2; |->мш = 261 м2. машинное отделение
в
Судно имеет
(промежуточное положение машинного отделения МО). Система'набора ком-
Научная библиотека Апрзханского го- удапственного техапчсско!о университета	2
бинированная — верхняя палуба и двойное дно набраны по продольной системе, борта по поперечной.
Найдем соотношения главных размерений и коэффициенты полноты судна:
£ = JZL_613. -"-^1 = 297-В 28,2 b’ Г ~~ 9,5	Д97,
-"=2*1 = 159- A-2Z1_182
Т 9,5	,&У’ Г ~ 9,5 “ • ’ ’
Коэффициент общей полноты по (1.4)
, V 28.700
° - LBT ~ 173 • 28,2 - 9,5 — °>619-
Рис. 1.3. Судно «Инженер»
Коэффициент полноты площади ВЛ по (1.2)
S _	3700 п,сп
а— LB 173 - 28,2	’ 59'
Коэффициент полноты мндель-шпангоута по (1.3) п ^мш _	261	_ 0 д75
Р ВТ 28,2 • 9,5
Величины коэффициента общей полноты и отношение Z./B дают основание полагать, что «Инженер» имеет достаточно острые обводы и относится к среднескоростным транспортным судам.
1.3.	Элементы теоретического чертежа
В расчеты по теории корабля закладываются различные характеристики формы корпуса. К основным элементам теоретического чертежа относят:
—	объемное водоизмещение V;
—	координаты центра величины хс, zc;
—	площадь ватерлинии S;
—	абсцисса центра тяжести площади ВЛ xF;
—	центральные моменты инерции площади ВЛ 1Х и If',
—	коэффициенты полноты а, 0, б.
Центром величины называют центр тяжести (центр масс) подводного объема корпуса (объемного водоизмещения).
Все элементы теоретического чертежа принято изображать на едином графике в функции от осадки. Сюда же часто до
18
полнительно наносят и зависимости малого г и большого R метацентрических радиусов, а также возвышений поперечного те и продольного т,? метацентров. Эти величины используют при анализе начальной остойчивости, судна.
Объемное водоизмещение судна можно найти суммируя элементарные объемы, заключенные между соседними ватерлиниями,
т
V—^Sdz	(1.5)
о
либо между соседними теоретическими шпангоутами
L/2
V= J adx,	(1.6)
-L/2
где 5, о — площади ватерлиний и шпангоутов.
Координаты центра величины находятся с использованием известных из курса теоретической механики формул:
Муг	мXZ	МХу
% с	у > Ус — у ; zc — у 	(1 -7)
где Mvz, Мху, Мхг— статические моменты подводного объема относительно соответствующих координатных плоскостей.
Поскольку корпус судна симметричен относительно ДП (пл. xoz), то Mxz = 0 и ус = 0. Остальные элементы определяются в виде
L/2	Т
MyZ — mxdx; MXy={Szdz.	(1.8)
-L/2	0
Статический момент объема относительности плоскости мш (пл. уог) можно записать и в ином виде:
т
MyZ=^SxFdz.	(1.9)
о
В свою очередь, площадь ВЛ находится по формуле
L/2
S = 2 J у dr,	(1.10)
-L/2
где у — половина ширины ВЛ в рассматриваемом месте, или ордината, замеренная от ДП до борта.
Абсцисса центра тяжести (ЦТ) площади ВЛ
xF = MyIS,	(1.11)
2*
19
где
£/2
Му = 2 ху dx	(1-12)
—£/2
— статический момент площади ВЛ относительно оси.
Поскольку ватерлиния не симметрична относительно пл. мш, то в общем случае х? =f= 0.
Центральные моменты инерции определяются относительно главных, т. е. проходящих через ц. т. площади ВЛ, осей. Одна из них — ось ох, вторая — параллельна оси оу и проходит через точку F. Соответствующие моменты инерции:
LJ2	L/2
Ix = $ (2?2dX =1 $ y3dx-,	(1.13)
—£/2	—£/2
IP = Iu-Sx2P	(1.14)
где
£/2
Iy = 2 yx2dx.	(1-15)
—£/2
Метацентрические радиусы не являются независимыми величинами, они находятся по формулам
r = Ix/V;	(1.16)
R = IP/V	(1.17)
Как правило, обводы корпуса, в частности контур ватерлинии y — f(x), не описываются в аналитическом виде, поэтому все перечисленные выше интегралы (1.5) — (1.15) могут быть определены только одним из известных приближенных методов (способ трапеций, Симпсона и т. д.).
Построенные на основании указанных расчетов кривые элементов теоретического чертежа, или гидростатические кривые, позволяют оперативно, без каких-либо вычислений, находить необходимые элементы в зависимости от осадки судна. Некоторые из этих кривых имеют собственные наименования, поскольку имеют самостоятельное значение.
Строевая по ватерлиниям — это зависимость площади ватерлинии от осадки, в силу (1.5) она характеризует: и распределение объема в функции от осадки. Большинство современных транспортных судов имеет плоское днище, в этом случае зависимость 5(7) не исходит из начала координат (рис. 1.4). Очевидно, что площадь, ограниченная строевой по ВЛ и осью ординат, — суть объемное водоизмещение при задан
20
ной осадке Т. Строевая по ВЛ широко используется при решении задач о приеме и расходовании малого груза.
Грузовой размер представляет собой зависимость водоизмещения от осадки. На этот график, кроме объемного водоизмещения V, определенного по теоретическому чертежу, наносят еще и водоизмещение с учетом обшивки и выступающих частей Vi, а также и массовое водоизмещение D (рис. 1.5). Грузовой размер, в частности, используется при решении задач приема и снятия большого груза.
Рис. 1.4. Строевая по ватерлиниям
Ряс. 1.5. Грузовой размер
Масштаб Бонжана представляет совокупность зависимостей площадей всех теоретических шпангоутов от их погружения <o(z). Величины указанных площадей определяются в виде
2
<о = 2 у dz. о
(118)
Строится масштаб Бонжана на трансформированном контуре сечения корпуса диаметральной плоскостью. Трансформация заключается в том, что для удобства использования, линейные масштабы вдоль осей ох и оу выбираются различными (рис. 1.6). От вертикальных линий, следов соответствующих теоретических шпангоутов откладывают доведенные до высоты верхней палубы значения площадей шпангоутов <o(z).
С помощью масштаба Бонжана можно по (1.6) определить водоизмещение по любую, в том числе и наклонную (для судна, сидящего с дифферентом), ватерлинию. Масштаб Бонжана используется при расчетах непотопляемости, продольного спуска судна, а также для других целей.
Строевая по шпангоутам характеризует распределение объемов по длине судна и представляет собой зависимость площади шпангоута от его расположения вдоль оси ох при заданной осадке (рис. 1.7).
21
Строевая по шпангоутам может быть построена с помощью масштаба Бонжана для любой ватерлинии. Очевидно, что площадь, заключенная между строевой и осью ох, суть объемное водоизмещение. Строевая по шпангоутам, в частности, используется при расчете моментов, изгибающих судно.
Рис. 1.6. Масштаб Боижена
Рис. 1.7. Строевая по шпангоутам
1.4. Плавучесть судна
Плавучестью называется способность судна плавать в заданном положении относительно поверхности воды. Имеется в виду, что судно может плавать по поверхности, либо в полностью погруженном положении, при этом считается, что оно не имеет хода, либо его скорость настолько мала, что силами гидродинамической природы можно пренебречь. Здесь и в дальнейшем, в остальных разделах теории корабля, будем полагать судно бесконечно жестким, недеформируемым телом. Это очередное допущение, однако, как показывает практика, учет деформаций корпуса при изучении мореходных качеств судна, существенно усложняя расчеты, не повышает их точности, а тем более не вносит качественных изменений в их результаты.
На плавающее в покое судно действуют две вертикальные, равные между собой и противоположно направленные силы: сила тяжести G и сила плавучести у V:
G = yV,	(1.19)
где у = pg—удельный вес; р — плотность (о = 1 т/м3 для пресной и р = 1,025 т/м3 для морской) воды; g— ускорение свободного падения.
Равенство (1.19) представляет собой выражение известного со школьной скамьи закона Архимеда, в связи с чем силу плавучести часто называют архимедовой.
Сила тяжести судна G приложена в центре его тяжести, а сила плавучести — в центре величины. Только равенства Этих сил недостаточно для обеспечения равновесия судна, необходи
22
мо еще и равенство нулю суммы моментов этих сил относительно координатных осей:
Grg-yVxc = 0;	(1.20)
Gye-yVyc = 0,	(1.21)
где xg, yg — координаты центра тяжести судна: хс, уе — координаты центра величины.
В силу симметрии корпуса относительно ДП ус = 0, соответственно для того, чтобы судно плавало прямо (0 = 0), необходимо распределить нагрузку, составляющую силу его тяжести, таким образом, чтобы и
№ = 0.	(1-22)
Из (1.19) и (1.20) вытекает второе требование к положению центра тяжести судна, плавающего прямо и на ровный киль:
xg = xc.	(1.23)
Координаты центра величины определяются только формой подводной части судна и для каждой заданной осадки (заданного водоизмещения) легко находятся, в частности, с помощью кривых элементов теоретического чертежа.
Сила тяжести судна рассчитывается путем суммирования отдельных статей нагрузки, включающих корпус, главные и вспомогательные механизмы, оборудование, устройства, системы, запасы воды, топлива, экипаж судна и пассажиров, перевозимый груз и т. д.
G=Zpf,	(1.24)
где р, — сила тяжести отдельной статьи нагрузки.
Координаты центра тяжести судна находят с использованием известных из курса теоретической механики зависимостей:
Е PiXi _ Е _ Е Р‘г‘ xg— q ; Hg— q ; zg— q
(1.25)
Отдельные грузы на судне должны размещаться таким образом, чтобы обеспечить выполнение условий (1.22) и (1.23). Положение центра тяжести по высоте (величина zg) также не может быть произвольным, его выбирают таким, чтобы оно отвечало требованиям обеспечения остойчивости.
Грузовой размер (рис. 1.5) представляет собой однозначную зависимость водоизмещения от осадки для судна, сидящего на ровный киль (<р=0). В процессе эксплуатации, особенно в балластных пробегах, зачастую имеет место значительный дифферент. Для определения водоизмещения судна в этом случае служит диаграмма Г. А. Фирсова (рис. 1.8). На ней по ко-
23
ординатным осям отложены осадки носом и кормой, определяющие дифферент судна. Нанеся на диаграмму точку, отвечающую заданным (известным) значениям Тн и Тк, легко найти объемное водоизмещение V судна и соответствующую ему абсциссу центра величины хс. Диагональ диаграммы (пунктирная линия) относится к судну, сидящему на ровный киль (<р = 0),
т. е. соответствует грузовому размеру.
Осадку судна определяют по маркам углублений (маркам осадки), которые наносят на оба борта в носу и корме
Рис. 1.8. Диаграмма Фирсова
судна, а также и в районе миделя. Осадки на этих марках отмечают через дециметр, отсчитываются они от нижней кромки горизонтального киля.
Изменение осадки судна при грузовых операциях. Любое изменение нагрузки приводит к изменению левой части уравнения (1.19), что автоматически отражается как на величине объемного водоизмещения, так и на осадке судна.
Очевидно, что прием груза влечет за собой вхождение в воду дополни-
тельного объема ДУ, удовлетворяющего условию, аналогичному (1.19):
р = у ДУ.
(1-26)
В свою очередь, если груз не очень велик, то изменение осадки ДТ будет также небольшим, в пределах которого площадь ватерлинии S практически останется постоянной. Тогда дополнительно вошедший в воду объем
ДУ = 5ДТ,	(1.27)
и с учетом (1.26) получим элементарную зависимость изменения осадки при приеме (снятии) груза р:
AT = p/yS.	(1.28)
Выражения (1.27) и (1.28), строго говоря, справедливы лишь для прямобортного (когда S =#f(T)) судна, однако практика показывает, что их использование не приводит к существенным ошибкам, если сила тяжести груза не превышает р = = (1012) % G.
Из (1.28), положив ДТ = 1 см = 0,01 м, легко получить выражение для так называемого числа тонн на сантиметр осадки:
q = yS/\00g,
(1.29)
24
где q—масса груза, прием (снятие) которого приводит к изменению осадки на 1 см.
Тогда, вместо (1.28) для практических расчетов удобно использовать формулу
ДГ = mlq,	(1.30)
где АТ—изменение осадки, см; т — масса принимаемого (снимаемого) груза, т.
Из (1.28) и (1.29) следует, что для решения задач, связанных с грузовыми операциями, необходима строевая по ватерлиниям (см. рис. 1.7).
Зависимости (1.28) и (1.30) используются для контроля осадки в процессе эксплуатации судна, учета влияния на осадку расходования топлива, воды и т. д.
Коэффициент полноты площади ватерлинии изменяется в достаточно узких пределах (см. § 1.2), поэтому, приняв его среднее значение а = 0,78, с учетом (1.2) и (1.29) вместо (1.30) запишем
ДТ=1,25-^-м	(1.31)
где т — масса груза, т; L, В — длина и ширина судна по рассматриваемую ВЛ, м.
Формулу (1.31) можно использовать для экспресс-оценки изменения осадки при грузовых операциях.
Строго говоря, грузовая операция кроме изменения осадки в общем случае должна приводить и к появлению углов крена и дифферента, т. е. к изменению посадки в целом. Для определения этих углов мы пока не обладаем достаточной информацией, поэтому сформулируем задачу несколько иначе: какие условия должны быть выполнены, чтобы прием малого груза не сопровождался ни креном, ни дифферентом?
Очевидно, что крен не появится, если ордината центра тяжести груза ур = 0, т. е. находится в ДП. Чтобы не возник дифферент, моменты силы тяжести груза и дополнительной силы плавучести должны быть равны, или, другими словами, сила тяжести и сила плавучести должны лежать на одной вертикали. Поскольку дополнительный, входящий в воду объем, представляет собой призму, основанием которой является ватерлиния, то абсцисса центра тяжести этого объема равна абсциссе центра тяжести площади ВЛ. Таким образом, для отсутствия дифферента необходимо выполнение условия.
хр = хр.	(1-32)
Сказанное выше справедливо для относительно небольшого груза. Когда груз велик, задачу можно решать в несколько этапов, разделив его на части, к которым применимы зависи
25
шкалы (рис. 1.10). Она
Рис 1.9. Определение изменения осадки при приеме груза
мости (1.28) и (1.30). Однако при этом не исключена ощутимая ошибка: формулы (1.28) и (1.30) приближенные, погрешность может накапливаться. Проще и надежнее использовать грузовой размер (рис. 1.5), отложив на котором требуемое приращение подводного объема ДУ — p/у, сразу найдем изменение осадки ДТ (рис. 1.9).
Эти же задачи, связанные с грузовыми операциями, могут эффективно решаться с помощью так называемой грузовой представляет собой номограмму, на вертикальных шкалах которой откладывают водоизмещение в соленой и пресной воде, дедвейт, осадку, и высоту надводного борта судна. Здесь же наносят и число тонн на сантиметр осадки, а также некоторые элементы поперечной и продольной остойчивости — возвышение малого метацентра, момент, дифферентирующий на 1 см. По одной из известных величин (D, Т, Dw и др.) находят все остальные, причем для этого не требуется производить никаких выкладок. В связи с этим грузовую шкалу широко ис
пользуют в процессе эксплуатации, она входит в число штатных судовых документов.
Основанием для построения грузовой шкалы служат элементы теоретического чертежа, в частности, строевая по ватерлиниям, грузовой размер, кривые апликат центра величины и метацентрических радиусов.
Изменение осадки судна при изменении плотности воды. Морским судам приходится плавать в разных морях, заходить в устья рек; осадка при этом, естественно, не остается постоянной.
При переходе судна из воды с удельным весом у (плотностью р) в воду с Vi (pi), в силу неизменности водоизмещения судна D — const имеем
уУ = у1У1 и ДУ = У, - y = y(JL_	_ ij
Поскольку нет оснований ожидать большого изменения осадки, для его определения воспользуемся выражением (1.27)
Рис. 1.10. Грузовая шкала
С учетом (1.2) и (1.4), принимая за исходные объемное водоизмещение V и осадку Т, преобразуем (1.33) к виду
ЛГ=(^—1)-T-T=(f-')х-г-	<'-34>
где % — коэффициент вертикальной полноты.
Положив в (1.34) среднее значение % « 0,9, для случая перехода из соленой воды р = 1,025 т/м3 в пресную pi — 1,0 т/м3 получим формулу, пригодную для оценок изменения осадки:
ДТ’^0,0227’.	(1.35)
Как следует из (1.35), для крупных судов увеличение осадки при переходе в пресную воду может быть значительным (при Т = 20 м АТ » 0,5 м).
Пример 1.2. Для судна «Инженер» (см. пример 1.1) найдем число тонн на 1 см осадки, а также изменение осадки при следующих условиях: а) выгрузке 88 стандартных крупнотоннажных контейнеров общей массой 2680 т; б) переходе в пресную воду.
По (1.29) определяем число тонн на 1 см осадки:
а по (1.30) —уменьшение осадки при снятии 2680 т груза:
т m	2680
ЬТ = —= ——— = 71,1 см = 0,711 м. q	^7,7
По (1.34) рассчитываем увеличение осадки при переходе судна из соленой (р = 1,025 т/м3) в пресную (р| = 1,0 т/м3) воду:
,т I р 6 т /1,025	0,619 пс
Дг= —------1 — - Т = -Тл-------11  Л-7СО • 9,5 = 0,195 м.
\Р1 /а \ 1,0	/ 0,759
Оценка по (1.35) дает
ДТ' «0,0227 = 0,022.9,5 = 0,209 м,
т. е. для рассматриваемого судна погрешность составляет
* = —ду—'  100 = 7,2%
Нормирование плавучести морских судов. Морская практика показала, что безопасная эксплуатация судна возможна только в том случае, когда оно обладает достаточным запасом плавучести. В качестве последнего принимается весь водонепроницаемый объем судна, расположенный выше его действующей ватерлинии. Фактически запас плавучести определяет то дополнительное количество груза, которое может принять судно до того, как оно утратит способность держаться на воде.
Запас плавучести выражают в процентах полного водоизмещения. Его величина зависит от типа и назначения судна, района плавания и т. д. Так, на сухогрузных судах он составляет (25—50) %, на нефтеналивных (10—25) %, на пассажирских до (80—100) % объемного водоизмещения.
Необходимый запас плавучести назначается «Правилами о грузовой марке морских судов» Регистра, аналогичные документы имеют классификационные общества и других стран — все они составлены в соответствии с Международной конвенцией о грузовой марке. При этом фактически задается минимально допустимая высота надводного борта. С этой целью в районе миделя на оба борта судна наносят так называемую грузовую марку, регламентирующую максимальную осадку судна (минимальный надводный борт) в различных условиях плавания. Грузовая марка включает палубную линию, так называемый диск Плимсоля и
гребенку с направленными в разные стороны зубьями (рис. 1.11).
Палубная линия наносится на уровне верхней кромки водонепроницаемой палубы. Диск Плимсоля, названный так в честь английского инженера, предложившего его, представ-
ляет собой окружность, пересеченную горизонтальной чертой, верхняя кромка которой совпадает с допускаемой летней
Палубная линия
Т(Т) ji(s)
3(W) ЗСЛ(МА)
Рис. 1.11. Грузовая марка
ватерлинией. В нос от
центра круга наносится вертикальная черта с отходящими от нее грузовыми марками — горизонтальными линиями. Каждая из этих линий относится к определенным условиям плавания и в соответствии с этим обозначается. Так, буквой Л
(на иностранных судах S) маркируется грузовая марка, находящаяся на одном уровне с горизонтальной линией в диске Плимсоля, т. е. соответствующая летней ватерлинии. Буква 3 (W) обозначает зимнюю ватерлинию — минимальная высота надводного борта увеличена. Этим учитываются более тяжелые условия плавания. Еще ниже расположена грузовая марка, относящаяся к плаванию зимой в Северной Атлантике, — ЗСА (WNA), т. е. особо тяжелых условиях. Для крупных (L>100m) судов грузовые марки 3 и ЗСА совпадают. Буква Т (Т) присваивается грузовой марке, соответствующей плаванию в тропических морях. Грузовые марки, отвечающие плаванию в пресной воде, отмечаются горизонтальными линиями, отходящими от вертикальной черты в сторону диска Плимсоля.
Например, грузовая марка П (F) отстоит от летней ВЛ на расстояние, определяемое по (1.34), где принимается для соленой воды р = 1,025 т/м3, а для пресной — р = 1,0 т/м3.
Буквы ТП (TF) определяют высоту надводного борта при плавании судна в пресных тропических водах.
29
По особым правилам наносят грузовые марки на борт специальных судов (например, лесовозов), однако их идея — лимитирование минимального надводного борта, а следовательно и запаса плавучести — остается неизменной.
В процессе всего периода эксплуатации осадка не может превышать максимальную, допускаемую грузовой маркой для конкретных условий плавания (сезон, район, соленость воды).
Контрольные вопросы
1.	Какие основные типы транспортных судов вы знаете?
2.	Что собой представляет теоретический чертеж судна?
3.	Какие величины соотношения главных размерений и коэффициентов полноты характерны для транспортных судов?
4.	Какие условия должны быть выполнены, чтобы судно плавало прямо и на ровнь|й киль?
5.	На какой вертикали должен располагаться ЦТ груза, чтобы его прием не сопровождался нн креном, ни дифферентом?
6.	Что собой представляет грузовая марка судна и что она регламентирует?
Глава 2
ОСТОЙЧИВОСТЬ И НЕПОТОПЛЯЕМОСТЬ
2.1. Начальная остойчивость
Остойчивостью называют способность судна, выведенного из положения равновесия, возвращаться в него после прекращения действия внешних сил.
Как видно из определения, между понятиями остойчивость судна и устойчивость, а также устойчивое равновесие тела в механике просматривается аналогия. Однако имеются и отличия: в остойчивости рассматриваются не только бесконечно малые, но и конечные отклонения от положения равновесия; устойчивость — чисто качественное состояние, а остойчивость имеет меру, наконец, судно может либо обладать остойчивостью (устойчивое равновесие), либо быть неостойчивым (иметь неустойчивое и безразличное равновесие).
Плавающее судно как твердое тело обладает шестью степенями свободы, следовательно можно говорить об отклонениях от положения равновесия по всем этим степеням. Что касается поступательных перемещений вдоль осей ох и оу, а также вращательного относительно оси oz, то им ничто не препятствует, поэтому не возникает восстанавливающих сил и момента. Таким образом, по отношению к этим отклонениям судно не обладает остойчивостью, а положение равновесия здесь безраз
30
личное. Это обстоятельство не грозит судну гибелью, не препятствует его использованию по назначению.
Отклонение вдоль вертикальной оси oz приводит к появлению (для судна, имеющего запас плавучести) восстанавливающих сил, т. е. такое судно всегда обладает вертикальной остойчивостью. Кроме того, судно должно сопротивляться, противостоять, наклонениям относительно осей ох и оу, в противном случае оно опрокинется, перевернется. Устойчивое равновесие при указанных наклонениях не обеспечивается автоматически, как это было с вертикальной остойчивостью, а требует опреде
ленных конструктивных решений. В общем случае характер равновесия зависит от формы корпуса, распределения нагрузки, величины отклонения и т. д. Изучением всех этих вопросов и занимается «статическая остойчивость» (или просто «остойчивость»). В зависимости от того, в какой плоскости
Рис. 2.1. Равнообъемное наклонение
происходит наклонение, различают поперечную остойчи
вость — поворот судна отно-
сительно оси ох, сопровождаемый появлением угла крена, и продольную остойчивость — вокруг оси оу, угол диффе
рента.
Кроме того, выделяют начальную остойчивость, когда углы наклонения малы, и остойчивость на больших углах крена. В первом разделе удается получить достаточно простые аналитические зависимости, определяющие остойчивость судна, второй раздел имеет более общий характер и включает в себя начальную остойчивость как частный случай.
Статическая остойчивость предполагает, что силы или моменты прилагаются к судну в течение достаточно длительного промежутка времени. Если эти условия не соблюдаются и силами инерции пренебрегать нельзя, то вступают в действие законы динамической остойчивости.
Будем рассматривать равнообъемные наклонения, когда угловые перемещения происходят в условиях вертикального равновесия, т. е. при соблюдении закона Архимеда. Такое возможно, если к судну приложен чистый момент, например, когда груз перемещен с одного борта на другой. Любой Иолее сложный вариант, вызывающий наклонение судна, может рассматриваться как сумма простых, включающих в том числе и чистый момент.
Проанализируем равнообъемное наклонение судна в поперечной плоскости на бесконечно малый угол 60 (рис. 2.1). По-
31
скольку нас интересует положение корпуса относительно поверхности воды, можно его поворот вокруг оси ох заменить эквивалентным поворотом действующей ватерлинии, как это сделано на рис. 2.1. Этот же прием будем использовать и в дальнейшем при изучении поперечной остойчивости.
Так как наклонение равнообъемное, то объемы вошедшего в воду и вышедшего из нее клиньев одинаковы:
V, = v2.
В свою очередь, можно записать (см. рис. 2.1):
щ dvi = y^dS, =69 yi dSr, s, s,	s,
v2 = dv2 = 60 j y2 dS2,
Sa	Sj
где
dvi —dSi- yt№
(2-1)
(2.2)
(2.3)
— объем элементарной призмы с основанием dSt и высотой
i/t-60; 60— угол наклонения; dSi и yi — элементарная площадка
и ее отстояние от оси наклонения соответственно.
Сопоставляя (2.1) и (2.2), находим
Pi dSy
S>
(2-4)
Интегралы в (2.3) суть статические моменты площадей Si и Si относительно оси поворота, т. е.
Ms) = Ms2
(2.5)
откуда следует, что эта ось центральная, т. е. проходит через центр тяжести площади ватерлинии.
Этот вывод можно сформулировать несколько иначе: две равнообъемные ватерлинии пересекаются по линии, проходящей через их общий центр тяжести. Доказанное для равнообъемных наклонений положение называется теоремой Эйлера и справедливо для малых наклонений относительно любой оси, т. е. и для дифферента судна.
Метацентр, метацентрический радиус, метацентрическая высота. При наклонении корпуса изменяется форма его подводного объема, соответственно перемещается и центр величины. Рассмотрим равнообъемное накренение судна на малый угол 60 (рис. 2.2). В исходном положении судно сидело прямо, ЦВ Со находился в ДП, в накрененном положении он сместился в точку Се. Центр кривизны дуги С0Се— точку те будем называть поперечным метацентром, а ее радиус г—поперечным или малым метацентрическим радиусом.
32
Статический момент подводного объема V накрененного судна относительно ДП можно записать (см. рис. 2.2)
MXZ = V • CtN = Vr№	(2.6)
либо в виде суммы статических моментов элементарных объемов (2.4)
где 1Х — момент инерции площади ВЛ относительно оси на-кренения — оси ох.
Приравнивая (2.6) и (2.7), находим выражения для определения метацентрического радиуса:
r = /x/V.	(2.8)
Аналогичным образом можно получить и формулу для продольного (большого) метацентрического радиуса:
R = h!V,	(2.9)
где If — момент инерции площади ВЛ относительно поперечной оси, проходящей через ее центр тяжести.
Длина судна всегда значительно больше его ширины, соответственно существенно различаются и моменты инерции 1Х и If и метацентрические радиусы, поэтому один из них поперечный именуют малым, а второй продольный — большим. Соотношение этих радиусов имеет порядок (L/В)2, что в точности справедливо для прямоугольного в плане понтона.
/ Сила плавучести всегда нормальна к плоскостй ВЛ, поэтому метацентр еще можно определить и как точку пересечения линий действия сил поддержания при малом наклонении судна.
Для того чтобы судно обладало остойчивостью, его накрене-ние должно сопровождаться появлением восстанавливающего
33
момента. В качестве сил, создающих этот момент, выступают равные по величине силы тяжести и плавучести судна.
При фиксированном водоизмещении аппликата центра величины определяется только формой подводного объема. Возвышение центра тяжести судна за счет расположения грузов (см. (1-25)) может, вообще говоря, меняться в широких пределах. Рассмотрим четыре в принципе возможных варианта взаимного расположения ЦТ и ЦВ. В первом (рис. 2.3, а) центр тяжести лежит ниже центра величины, момент, возникающий из-за несовпадения линий действия сил тяжести и плавучести, стремится вернуть судно в положение равновесия (6 = 0), т. е. является восстанавливающим. Аналогичная картина имеет место и когда ЦТ лежит выше ЦВ, но ниже метацентра (рис. 2.3,6). В том случае, если ЦТ судна и метацентр совпадут (рис. 2.3,в), восстанавливающий момент обращается в нуль, а при дальнейшем повышении ЦТ (рис. 2.3, г) момент из восстанавливающего становится опрокидывающим — он стремится увеличить отклонение судна от положения равновесия. Говорят, что в первых двух случаях судно имеет положительную начальную остойчивость, в третьем — нейтральную, а в четвертом — отрицательную. В двух последних вариантах судно не обладает остойчивостью (см. определение этого мореходного качества).
Для надводных транспортных судов и кораблей типичным является второй вариант взаимного расположения ЦТ и ЦВ (рис. 2.3,6). Исключение составляют только подводные лодки в погруженном положении и некоторые спортивные парусные суда.
Теперь можно объяснить понятие метацентра — в переводе с греческого слово означает предельный центр, т. е. предельное по высоте положение центра тяжести остойчивого судна.
Мерой остойчивости судна является метацентрическая высота— расстояние между метацентром и ЦТ судна. Для малой или поперечной метацентрической высоты можно записать
h = zmo — zg\	(2.10)
h — r-\-zc — zg-,	(2-11)
h = r — a,	(2.12)
где гие, Zg, zc — аппликаты поперечного метацентра, ЦТ и ЦВ соответственно; г—метацентрический радиус;
a = zg—zc	(2.13)
— возвышение ЦТ над ЦВ.
34
Очевидно, что аналогичные формулы можно получить и для большой (продольной) метацентрической высоты:
# = 24- zg>
Н = R + zc — zg;
(2.14)
H = R — a,
где zm(p—аппликата продольного метацентра.
Различие между большой и малой метацентрическими высо-
тами еще значительнее, чем между соответствующими радиусами. Так, обычно продольная метацентриче-
ская высота существенно больше длины судна, а поперечная составляет где-то от 3 до 7 % ширины (см. пример 2.1).
Метацентические формулы остойчивости. Составляющие восстанавливающего момента. Для определения восстанавливающего момента рассмотрим накрененное на малый угол 6 судно (рис. 2.4). Плечо
Рис. 2.4. Восстанав-
этого момента — расстояние между ли- ливающнй момент ниями действия сил тяжести и сил поддер
жания
I = KN = h sin 6,
(2.15)
а сам восстанавливающий момент при наклонениях в поперечной плоскости
Л4вВ — Gh sin 6,	(2.16)
где G — сила тяжести судна; h — малая (поперечная) метацентрическая высота.
С учетом того, что углы наклонения, рассматриваемые в начальной остойчивости, малы, запишем метацентрическую формулу остойчивости в таком виде:
Мвв = С/г6.	(2.17)
Предельные значения углов крена, до которых еще справедлива метацентрическая формула (2.17), зависят от формы судна. Практика показывает, что для судов традиционной формы зависимостью (2.17) можно пользоваться вплоть до 6 = (10 4-4- 12)°.
Аналогичным путем получаем выражение для восстанавливающего момента в продольной плоскости:
MB<s, — GH<p.	(2.18)
Метацентрическая формула продольной остойчивости (2.18) применима для всех возможных в эксплуатации углов дифферента, поскольку последние обычно не превышают 3—4°.
3*
35
Структура метацентрических формул остойчивости (2.17) и (2.18) показывает, что чем больше метацентрические высоты h и Н, тем больше восстанавливающие моменты, т. е. тем сильнее судно сопротивляется наклонению. Другими словами, как уже отмечалось, метацентрические высоты суть меры начальной поперечной и продольной остойчивости. В качестве таковых еще используют произведения Gh и GH, называя их соответствующими коэффициентами остойчивости.
Записав метацентрическую высоту в форме (2.12), для восстанавливающего момента получим выражение
Мве = G (г — а) 6 = Gr6 — Gaft — М$ + Мв. (2.19)
Величина метацентрического радиуса зависит только от формы судна [см. (2.8)], в связи с чем первая составляющая в (2.19) называется моментом остойчивости формы, вторая носит название момента остойчивости веса, поскольку она в значительной мере определяется положением ЦТ по высоте [см. (2.13)]. Соответствующие названия даны и составляющим плеча статической остойчивости
Z = r0 — ае = 1ф + 10.	(2.20)
При обычном для водоизмещающих судов взаимном расположении ЦТ и ЦВ zg > zc — момент остойчивости веса, а также соответствующее плечо отрицательны.
Для подводной лодки в погруженном состоянии действующая ватерлиния отсутствует 5 = 0, Д = If = 0, равны нулю и метацентрические радиусы [см. (2.8) и (2.9)]. Единственная возможность создать положительную остойчивость в этом случае — понизить ЦТ настолько, чтобы обеспечить ze < zc, а следовательно и положительную величину момента остойчивости веса.
Этим же обстоятельством объясняется и одинаковая продольная и поперечная остойчивость подводной лодки: восстанавливающими являются только моменты веса, которые одинаковы при наклонениях в обеих плоскостях.
Метацентрические формулы остойчивости (2.17) и (2.18) находят широкое применение .для определения соответствующих углов наклонения судна под действием заданного (известного) кренящего Мк или дифферентирующего Л1д моментов. Действительно, статическое равновесие судна наступает при условии равенства нулю всех приложенных к нему моментов, т. е. должно иметь место
Мк = Мвв; Мд = МВф.	(2.21)
Тогда из (2.17) и (2.21) легко находим угол крена
0 = MK/Gh,
(2.22)
36
а из (2.18) и (2.21) угол дифферента
<р = Мд/СН.	(2.23)
На практике удобно определять угол крена, пользуясь понятием момента, Л1£, кренящего на Г. Его легко найти по (2.17) при условии, что 6 = 1°= 1/57,3:
Л!® =(7й/57,3.	(2.24)
Дифферент судна можно задать как углом ф, так и разницей осадок на носовом и кормовом перпендикулярах АТ (см. •§ 1.2). Последний способ чаще применяется в судовых условиях, поскольку эксплуатационников, как правило, интересует не сам угол наклонения, а его последствия: изменение осадок носом (всхожесть на волну, слемминг и т. д.) и кормой — заглубление гребного винта. Поэтому в судовой документации, в частности на грузовой шкале (см. рис. 1.10), имеется информация о моменте АГд, дифференцирующем судно на один сантиметр. Соответствующая формула может быть получена из (2.18) с использованием (1.1) при условии АТ = 1 см = = 0,01 м:
Mla = GH/\00L.	(2.25)
При наличии зависимости (2.24) угол крена судна находят по формуле
&> = МК/М°.	(2.26)
Разница осадок носом и кормой (в см) может быть определена в виде
ДТ = Мд/Мд,	(2.27)
а соответствующий угол дифферента в градусах
На практике часто используется относительный дифферент в виде
d = kTIL.	(2.29)
фактический представляющий угол дифферента, измеренный в радианах.
Определить метацентрические высоты h и Н несложно, если известно положение ЦТ по высоте Ze и имеются кривые элементов теоретического чертежа, а конкретно зависимости г, R и zc в функции от осадки (водоизмещения) судна [см. (2.11)].
На предварительных стадиях проектирования, когда теоретический чертеж еще окончательно не разработан, для оценки
37
искомых величин можно пользоваться эмпирическими зависимостями, оперирующими главными размерениями и ограниченным количеством характеристик формы корпуса.
Так, для приближенного расчета аппликаты ЦБ предложена формула
Т 36 + 0,5 Zc~ 6 ' 6 + 0,1 ’ для малого метацентрического радиуса а2В2 Г~' 11,66 • Т '
(2.30)
(2.31)
а для продольного
¥-л ~ 146 Т ’
(2.32)
Положение ЦТ по высоте в значительной степени зависит от типа и назначения судна, характера перевозимого груза, состояния загрузки и т. д.
судна «Инженер» возвышение ЦВ, метацен-
Пример 2.1. Найдем для
трические радиусы и высоты. Дополнительно известно zg=10,8 м.
Аппликату ЦВ определяем по (2.29):
3 • 0,619 + 0,5 _ 0,619 + 0,1
малый метацентрический радиус — по (2.30): а2 В2	0,7592 • 28,22
Г~ 11,66 -Т 11,6-0,619-9,5
большой метацентрический радиус — по (2.31): a2 L2 0,7592 • 1732 146 ’ Т 14 - 0,619 - 9,5
Метацентрические высоты находим с использованием (2.11) и (2.14): h = г + zc — zg = 6,69 + 5,21 — 10,8 = 1,10 м;
Т 36 + 0,5 _ 9,5
Zc~ 6 ' 6 + 0,1 — 6
5,21 м,
м.
м.
Я = 7? + ze — Zg = 210 + 5,21 — 10,8 =204 м.
Очевидно, учитывая приближенный характер зависимости (2.31), в расчетах продольной остойчивости можно принимать II х Р.
Пример 2.2. Найдем' моменты — кренящий иа 1° и дифферентующий иа
1 см. По (2.24)	имеем ..о Gh 288000 . 1,10	u <- 57,3 -	57,3	— 554бкНм. _
По (2.25)	.	GH	288000 - 204	...... „ Ч	100L “ 100 - 173 - 3400 кНм-
Начальная остойчивость быстроходных судов. Все высокоскоростные суда с динамическим поддержанием имеют режим
38
плавания. Продольная и поперечная остойчивость их в этом случае принципиально ничем не отличается от рассмотренной выше: восстанавливающие моменты создаются силами плавучести и тяжести.
В расчетом режиме движения корпус этих судов выходит из воды, силы поддержания имеют динамическую природу (см. гл. 3). Эти же силы должны обеспечивать и начальную остойчивость. У глиссирующих судов при возникновении крена перераспределяются давления на скользящем по поверхности воды днище. Равнодействующая сил давления смещается от ДП в сторону накрененного борта и совместно с силой тяжести судна создает восстанавливающий момент. Аналогичная картина имеет место и у судов на неуправляемых подводных крыльях. На СПК с автоматически управляемыми подводными крыльями (АУПК) (см. гл. 3) восстанавливающий момент создается путем управления углами атаки крыльев (или закрылков). Для обеспечения поперечной остойчивости несущие крылья СПК делают разрезными в ДП с раздельным управлением закрылками правого и левого бортов.
Остойчивость СВП достигается за счет секционирования воздушной подушки в продольном и поперечном направлениях. Так, например, при крене на правый борт давление в секциях, расположенных справа от ДП, возрастает, появляется восстанавливающий момент. Его увеличению будет способствовать и более интенсивный расход воздуха из подушки со стороны приподнявшегося левого борта.
2.2.	Изменение посадки и остойчивости при грузовых операциях
Грузовой операцией будем называть любое перемещение груза, его прием, снятие или расходование. Вначале рассмотрим простейшую операцию — перенос груза, что в силу (1.19) не вызывает изменения водоизмещения и средней осадки.
Общий случай перемещения груза из точки A(xpl, ypi, zpi) в точку В(хР2, ур2, zp2) можно рассматривать как последовательное чередование перемещений его ЦТ вдоль соответствующих координатных осей.
Вертикальный перенос груза. Эта грузовая операция не влечет за собой изменения посадки судна, поскольку не сопровождается появлением моментов, поворачивающих судно относительно осей ох и оу. Однако при этом изменится начальная остойчивость, так как перемещение груза массой т вдоль оси oz на расстояние zp2 — zp\ — Azp приведет к изменению возвышения ЦТ судна (см. (1.25)) на величину
т • g • bzp т
— (j Q &Zp,	(2.33)
39
(2.36>
что, в свою очередь, приведет к соответствующему приращению и метацентрической высоты h.
Действительно, в (2.10) элементы объемного водоизмещения— метацентрический радиус г и аппликата ЦВ zc — остаются неизмененными, следовательно,
bh = — bze=—-^ bzp.	(2.34)
Аналогичные рассуждения применительно к продольной остойчивости приведут к подобному же выводу:
ДЯ = _Дг₽.	(2.35)
Таким образом [см. (2.34) и (2.35)] вертикальный перенос груза изменяет только начальную остойчивость, повышая ее при перемещении ЦТ груза сверху вниз (zp2 < zpi и Azp < 0), и наоборот.
Измененные значения метацентрической высоты запишутся как
ht = h + Д/г; |
#, = Н + ДЯ. j
Как правило, для водоизмещающих судов грузовые операции подобного рода оказывают слабое влияние на продольную остойчивость поскольку Н » ДН, однако они должны обязательно учитываться при анализе остойчивости поперечной, если величины h и Д/г имеют один порядок.
Пример 2.3. Найдем изменение остойчивости судна «Инженер» при переносе груза массой т = 2680 т вниз на расстояние Azp = —1,65 м. Исходные данные те же, что и в примере (2.1).
По (2.33) рассчитываем уменьшение возвышения ЦТ судна: tn .	2680	,	„ ,с
Д2е = -о -A^ = -	• 1,65 = —0,15 м
и по (2.36) с учетом (2.34) и (2.35) новые значения метацентрических высот:
hi = h + Дй = 1,10 + 0,15 =1,25 м;
Hi=H + ЬН = 204 + 0,15 «204 м.
Вывод: рассмотренная грузовая операция — вертикальный перенос груза — привела к увеличению поперечной метацентрической высоты почти иа 15 %, а продольная метацентрическая высота осталась практически без изменений.	•
Перенос груза в горизонтальной плоскости. При такой грузовой операции положение ЦТ судна по высоте не изменяется, сохраняются неизменными показатели продольной и поперечной остойчивости — метацентрические высоты h и Н. Иначе обстоит дело с посадкой. При переносе груза массой т в поперечном
40
направлении на расстояние ДуР — ур2 — уР\ возникает кренящий момент
Л4К = mg \ур,
наклоняющий судно до тех пор, пока не наступит статическое равновесие (2.21).
Угол крена при этом определится в виде
Мк mg Ьур т • Ьур ~Gh~ Gh = Ш
(2.37)
Аналогичные рассуждения приведут к формуле для определения угла дифферента при продольно-горизонтальном переносе груза на расстояние Дхр — хр2— xpi: Мд т Дхр t₽='GH= DH ‘
(2.38)
Поскольку рассматриваются относительно малые равнообъемные наклонения, поперечная ось проходит через ЦТ площади ВЛ, расположенный на расстоянии хр от плоскости мидель-шпангоута. С учетом этого обстоятельства запишем выражения для определения осадки судна носом и кормой:
ТК = Т + (4- —ср;]
IL \ I	(2-39)
Тк = Т-(-|- + хИ ф.]
В (2.39) фигурирует Т — средняя осадка, измеряемая по вертикали, проходящей через ЦТ площади действующей ВЛ. Осадка на миделе, где наносится грузовая марка (см. § 1.4), строго говоря, будет отличаться от средней на величину ДТ = = Ху-ф, которой можно пренебречь в силу того, что хр Т и ф< 1 (см. пример 2.4). Соответственно, для многих практических расчетов, связанных с определением осадки в оконечностях, формулу (2.39) можно упростить, приведя к виду
7’н = 7’ + 4(₽: ' 7’к = 7’-£ф.
(2.40)
Очевидно, что разница осадок носом и кормой
Д7’ = £.ф.	(2.41)
Углы крена, дифферента и изменение осадок в Оконечностях можно также определить, используя зависимости (2.24) и (2.25).
Пример 2.4. Для судна «Инженер» определим изменение посадки при перемещения груза массой m = 2680 т на расстояния Дхр = —15,1 м вдоль
41
и Д«/р =1,6 м поперек судна. Исходные данные те же, что и в примерах 2.1—2.3, дополнительно известно Хг =—0,97 м.
Найдем кренящий и дифферентующий моменты:
Мк = mg Ьур = 2680 - 9,81  1,60 = 42.000 кНм;
Мл = mg. Ьхр = 2680 • 9,81 . (— 15,1) = — 398.000 кНм. и по (2.37) и (2.38) соответствующие углы крена и дифферента
’“ОТ-------- 288^0°°°2М ~-».«»7р.« = -0.38-.	J
Разница между средней осадкой и осадкой иа миделе
ДГМШ = | xF • ср | = 0,97.0,0067 = 0,006 м.
Осадки носом и кормой
Т„ = Т + у- ср = 9,5 +	(-0,0067) = 8,92 м;
7к = 7’--|-ср =10,08 м и их разница
ДГ== | Гн — 7К | = 1,16 м.
Относительный дифферент
й = 4?’ = ’Т7Г • 100% =°-67%-
Легко убедиться, что те же самые значения получаем, используя формулы для момента, кренящего на 1° (2.26) и диффереитующего на 1 см: (2.27).
Задача о произвольном переносе груза решается поэтапно, причем первым этапом должен быть расчет для вертикального-переноса, а на двух следующих при определении посадки судна необходимо учитывать изменение начальной остойчивости.
Прием (снятие) груза. В общем случае прием груза сопровождается изменением и посадки, и остойчивости. Вначале рассмотрим вариант с малым грузом, когда для определения изменения средней осадки можно пользоваться формулой (2.28),. а углы крена и дифферента находить по метацентрическим формулам (2.17) и (2.19). Как и ранее, задачу разобьем на две более простые: в первую очередь, условно примем груз в точку,, лежащую на одной вертикали с ЦТ площади ВЛ, а Затем перенесем его в точку с заданными координатами хр и ур.
В § 1.3 было показано, что прием груза влечет за собой рост водоизмещения и средней осадки соответственно на величины ДК == p/у и bT = p/yS [см. (1.26) и (1.28)]. Кроме того, изменится и начальная остойчивость, поскольку претерпят изменение все величины, входящие в правые части формул (2.11) и
42
(2.14).	Так, приращение малой метацентрической высоты, очевидно, будет
Д/г = Дг + Дгс — Azg.	(2.40)
Статический момент погруженного объема относительно основной плоскости можно записать в виде
Мху = (У + ДУ) (гс + Дгс);	(2.41)
этот же момент можно представить как сумму:
Мху = Vzc + ДУ (т + 4-),	(2.42)
где Т-|-ДТ/2— отстояние от ОП, вошедшего в воду дополнительного объема ДУ.
Приравняв (2.41) и (2.42), получим выражение для приращения аппликаты ЦВ:
+ <2ЛЗ>
где р, m — сила тяжести и масса груза соответственно. Метацентрический радиус после приема груза запишется в виде
г.^ + Дг^-^-..	(2.44)
Полагая, как и ранее, что судно прямобортное, а следовательно Ixi « 1х, из (2.44) с учетом (2.8) получим приращение метацентрического радиуса:
д^ттду--т==-т^у-^=-лт^^- <2-45>
По аналогии с приращением аппликаты ЦВ определяем и изменение возвышения ЦТ:
&ze — g р (2р	2g) = m (2р	2g)>	(2.46)
где zp — аппликата ЦТ принимаемого груза.
Суммируя (2.43), (2.45) и (2.46), с учетом (2.11) находим изменение поперечной метацентрической высоты:
ДЛ = D + tn + ~2 Zc ~ r + ze ~ 2₽) =
-ТТ7г(7' + 4-Л-г»)- .	<2Л7>
Аналогичным образом получаем и приращение продольной метацентрической высоты:
дн=тт^(7'+4-"-г₽)-	<2-48>
43
которое с учетом соотношения величин, стоящих п скобках, можно записать в виде
ДЯ « -	 Н.	(2.49)
D + т	'	'
Таким образом, на первом этапе мы определили новые значения водоизмещения, осадки и метацентрических высот судна:
У,=У + ЛУ; 7’1 = 7’ + ДТ; Я, = Л + ЛЯ; Я, = Я + ДЯ. (2.50)
Вторая половина задачи — уже известный горизонтальный перенос груза на расстояние Д//₽ — уо вдоль оси оу и Дхр = — хр — хр вдоль оси ох. Углы крена и дифферента определяем по (2.37) и (2.38) с учетом (2.50) и (2.49):
_ т-Ьур _ ту^
(D + т) (Л-4-ЛА)	£>1Л> ’	'	’
_ mbxp _ m(xp-xF)
ф ~~ (D + m) (Н + AH) ~	Dt - Н	’	1	’
Все полученные зависимости, очевидно, будут справедливы и для расходования (снятия) груза, если изменить знак р (или т) на минус.
Анализируя выражение (2.47), можно отметить, что метацентрическая высота при приеме груза не изменится (ДЛ = 0), если
zp = T + ^--h.	(2.53)
Выражение (2.53) суть уравнение нейтральной плоскости. Если ЦТ принятого груза лежит выше этой плоскости — метацентрическая высота уменьшается, ниже — увеличивается.
Рассуждая аналогичным образом, получим нейтральную плоскость и для продольной остойчивости. С учетом того, что Я Т + (Д7"/2) можно сделать вывод: прием груза всегда уменьшает продольную метацентрическую высоту, поскольку соответствующая нейтральная плоскость лежит много ниже киля судна.
Следует отметить еще один момент: нейтральные плоскости при приеме (ДТ 2> 0) и расходовании (Д7 < 0) груза не совпадают. Кроме того, положение нейтральной плоскости по высоте зависит и от массы принимаемого груза, так как ДТ = = f(m).
Пример 2.5. Найдем положение нейтральных плоскостей для нашего судна «Инженер». Исходные данные те же, что в примерах 1.2 и 2.1.
При приеме груза по (2.53) имеем
гг = Т + ~- h = 9,5 +	1,10 = 8,76 м;
44
при снятии
zp = 9,5 -	— 1,10 = 8,04 М.
Таким образом, обе нейтральные плоскости находятся несколько ниже действующей ватерлинии.
Если масса принимаемого груза превышает (10—12) % D
допущение о прямобортности судна может привести к существенным ошибкам при определении параметров посадки и начальной остойчивости судна. В этом случае используют кривые
элементов теоретического чертежа, а V(T) и зависимости от осадки аппликат поперечного и продольного метацентров гте(Т) и (Г).
Рассчитав новое значение возвышения ЦТ над основной
Gzg + pzp Dzg + mzp Zg'= G + p = D + m ’
(2.54)
именно: грузовой размер
новые значения метацентрических высот находят по (2.10) и (2.14). Величины Zmel и zmq)I снимают с кривых элементов, как это показано на
Рис. 2.5. Определение возвышения поперечного и продольного метацентров
рис. 2.5.
Если нужно контролировать остойчивость в процессе погрузки, то следует располагать кроме кривых элементов и данными об изменении возвышения ЦТ судна в функции от осадки, т. е. иметь зависимость zg(T). Последняя может быть получена с помощью (2.46) для конкретного порядка приема большого гру-
за: заполнения танков, загрузки трюмов и т. д.
2.3. Влияние на начальную остойчивость перемещающихся грузов и условий эксплуатации
До сих пор мы имели дело с грузами, положение ЦТ которых было строго фиксировано и не зависело от наклонений. Однако на судне могут быть и подвижные, свободно перемещающиеся грузы. Несмотря на разнообразие таких грузов, у них есть общая черта: их центр тяжести смещается в сторону наклонения. Таким образом возникает дополнительный момент, увеличивающий угол крена или дифферента, т. е. снижающий начальную остойчивость. Последнее обстоятельство делает подвижные грузы потенциально опасными. Все эти грузы можно отнести к следующим категориям: подвешенные, перекатывающиеся, жидкие, сыпучие.
45
Подвешенные грузы. Чаще всего с этой категорией грузов приходится сталкиваться при проведении погрузоразгрузочных операций с помощью судовых средств.
При накренении судна на угол 6 отклоняется от вертикали и подвешенный груз (рис. 2.6), создавая при этом дополнительный кренящий момент
Мк = pit sin 6 « р/т6,	(2.55)
где р — сила тяжести груза; /т — длина троса.
Рнс. 2.6. Влияние подвешенного груза на остойчивость
Рис. 2.7. Влияние перекатывающегося груза иа остойчивость
Соответственно на ту же величину по сравнению со значением, которое он имел до подъема груза, уменьшается и восстанавливающий момент:
МВ1 = Мв — Мк = GhB — pl-fi.	(2.56)
Представив этот момент в виде
МВ1 = Ght = G (h + Ай),	(2.57)
влияние подвешенного груза сведем к соответствующему снижению начальной метацентрической высоты:
дй = --^=--§-./т.	(2.58)
Сопоставляя (2.58) с (2.34), приходим к выводу, что учет влияния подвешенного груза сводится к его вертикальному переносу в точку подвеса. Очевидно, что аналогичным образом получим и поправку к продольной метацентрической высоте
ДЯ = -^--/т.	(2.59)
Пример 2.6. Найдем измеиеиие начальной остойчивости судна «Инженер» при подъеме из трюма тяжеловесной стрелой груза массой 70 т. Расстояние от нока стрелы до ЦТ груза, лежащего на втором дне, 1Т — 39 м.
По (2.58) определяем
ад» «•
46
По сравнению с первоиачалиьым значением (см. пример 2.1) h = 1,1 м изменение метацентрической высоты ие велико и ие представляет опасности с точки зрения значительного снижения поперечной остойчивости. В еще меньшей степени сказывается подвешенный на стреле груз иа продольной остойчивости.
Выводы, полученные в примере 2.6, типичны для грузовых судов с начальной остойчивостью, отвечающей нормам; иными словами, погрузоразгрузочные работы, проводимые судовыми средствами, как правило, не представляют опасности для остойчивости судна.
Перекатывающиеся грузы. К этой категории грузов в первую очередь относится колесный траспорт, а также грузы в круглой таре (бочки, рулоны и т. д.).
Рассмотрим перемещение перекатывающегося груза массой т по криволинейной траектории (рис. 2.7). Считая угол накре-нения 6 малым, а траекторию ЦТ груза дугой окружности с радиусом Rr, получаем выражение для дополнительного крепящего момента, вызванного перемещением груза:
Мк = pRr sin 6	pRrQ.	(2.60)
Рассуждая так же, как и в случае подвешенного груза, придем к совершенно аналогичным выводам относительно уменьшения метацентрических высот:
Д/г = АЯ = - -g- • Rr.	(2.61)
Таким образом, поправка к метацентрической высоте определяется так, как будто перекатывающийся груз перенесен в центр кривизны траектории движения. Формально при перекатывании груза по плоской поверхности (палуба, настил двойного дна) судно должно полностью утратить остойчивость и опрокинуться, так как /?г->-оо и Д/г —>—оо. Этого реально не происходит: угол крена будет нарастать до тех пор, пока катящийся груз не свалится за борт или не остановится, упершись, например, в борт. В последнем случае судно будет плавать с начальным углом крена, величина которого легко находится по (2.37).
Перекатывающийся груз представляет для судна серьезную опасность: его смещение приводит к снижению начальной остойчивости и появлению статического угла крена, знак которого, особенно при качке, может меняться. Известны случаи гибели судов, вызванные перекатыванием плохо закрепленной колесной техники и других подобных грузов.
Жидкие грузы. Жидкие грузы на судне размещаются в специальных емкостях — цистернах и танках. Возможны два состояния груза: емкость загружена частично либо полностью. В последнем случае жидкий груз принципиально ничем не отлича-
47
ется от закрепленного твердого — центр его тяжести строго фик-
сирован и не перемещается при наклонениях судна.
Совершенно другим образом ведет себя жидкий груз, когда он заполняет цистерну не доверху. При наклонениях судна этот груз переливается так, что свободная поверхность жидкости
всегда занимает горизонтальное положение, соответственно перемещается и центр тяжести груза, создавая дополнительный крепящий момент. Рассмотрим два идентичных частично заполненных бортовых танка (рис. 2.8). При накренении судна на малый угол 0 свободные поверхности в танках примут новое горизонтальное положение, составляющее тот же угол 0 с первоначальным. Перемещение ЦТ груза в танке происходит по
дуге окружности радиуса гт (рис. 2.8) с центром в точке тк. Дополнительный кренящий момент, вызванный указанным перемещением,
Мк = ргж0 = уж • игж0,
(2.62)
где р = mg— сила тяжести, т = = ржп— масса; v — объем; рж — плотность; уж — удельный вес
Рис. 2.8. Влияние жидкого груза иа остойчивость
жидкого груза в танке.
Сопоставляя (2.62) с (2.55), приходим к выводу, что влия-
ние жидкого груза со свободной поверхностью такое же, как и груза подвешенного. Проблема — в определении радиуса гж. С этой целью дополнительный кренящий момент запишем в ви-
де суммы моментов от переместившегося слева направо клина жидкости (рис. 2.8):
Мк= yyxdSyG = уж0 J yzdS = у» • 0 • i, s	s
(2.63)
где S — площадь свободной поверхности жидкого груза в танке, ix — момент инерции этой площади относительно ее центральной оси, параллельно оси ох.
Сравнивая (2.62) и (2.63), получаем зависимость для определения радиуса окружности, по которой перемещается ЦТ жидкого груза:
Уж^х __ ix Уж • v ~ V
(2.64)
Формула (2.64) по структуре полностью соответствует полученной ранее формуле (2.8), в связи с чем гж называют иногда метацентрическим радиусом, а точку тт — метацентром цистерны (танка).
48
Рассуждая так же, как и при рассмотрении влияния подвешенного груза, найдем уменьшение начальной метацентрической высоты за счет наличия свободной поверхности жидкого груза:
дл___ Мк ____ Уж6«х ___ Уж ix _____ Рж 1х /о
GO — уКО у ' V р ’ V ’	' ' '
где V—объемное водоизмещение судна.
Аналогичным образом можно найти и поправку к продольной метацентрической высоте:
ДД = --^ • 4-.	(2.66)
где iv — момент инерции площади свободной поверхности относительно ее центральной оси, параллельной оси оу.
Из (2.65) и (2.66) следует очень важный вывод: влияние жидкого груза на начальную остойчивость не зависит от его массы, а определяется только площадью свободной поверхности.
Очевидно, что при наличии свободной поверхности в нескольких танках (цистернах), их отрицательное влияние на остойчивость должно суммироваться. На любом судне большое количество жидких грузов: топливо, питьевая и техническая вода, жидкий балласт и др. На наливных судах к этому перечню добавляется груз в танках. Соответственно может быть существенным и влияние свободной поверхности в многочисленных цистернах и танках на остойчивость. Известны случаи опрокидывания судов из-за потери остойчивости, вызванной жидкими грузами. Поэтому в процессе эксплуатации ведется постоянный контроль за свободными поверхностями жидких грузов и учет их влияния на остойчивость. Кардинальным способом устранения этого, в общем случае отрицательного, влияния является заполнение емкостей доверху, так называемая запрессовка.
Когда это невозможно либо нерационально делать необходимый эффект может быть достигнут путем деления свободной поверхности продольными и поперечными переборками. Разделив прямоугольную в плане цистерну т продольными переборками на (т + 1) одинаковых участков, мы уменьшим поправку Д/г к метацентрической высоте в (гл + I)2 раз. Действительно, из курса механики известно, что момент инерции
где Ь, h соответственно ширина и высота прямоугольника.
При установке переборок высота уменьшается в (m-j-l) раз, а суммарный момент инерции (гп4-1) прямоугольника составит
р.68)
49
Необходимо отметить, что изложенное выше справедливо для высокобортных цистерн, заполненных до половины, другими словами, для тех случаев, когда форма свободной поверхности при наклонениях резко не изменяется. Если жидкость в цистерну залита почти доверху либо, наоборот, ее слишком мало, то уже при малых углах крена площадь свободной поверхности многократно уменьшается, соответственно снижается и ее влияние на остойчивость. Поэтому, в частности, обычные остатки жидких грузов в пустых танках и цистернах могут не приниматься в расчет при контроле остойчивости.
Было бы неверным на основании изложенного сделать вывод, что обеспечение остойчивости наливных судов наталкивается на серьезные трудности. Низкое расположение ЦТ судна в грузу наряду с рациональным разделением корпуса продольными и поперечными переборками на изолированные, не сообщающиеся между собой танки, приводят к тому, что необходимые показатели продольной и поперечной начальной остойчивости достигаются у этих судов без особого труда.
В то же время наличие обширных свободных поверхностей у сухогрузных судов может заметно сказываться на их начальной поперечной остойчивости (см. пример 2.7).
Пример 2.7. Определим для судна «Инженер» влияние свободной поверхности на остойчивость в двух расположенных в междудонном пространстве балластных цистернах, когда они не запрессованы. Размеры цистерны: ширина (от борта до вертикального киля) Ь — 13,8 м, длина (между водонепроницаемыми флорами) / = 25 м. Балласт — забортная вода.
По (2.67) рассчитываем моменты инерции свободной поверхности
lb3 25  13,8s	Ы3	13.8.25s	4
1х = —=-------—---= 5420 м4; 1у = — =------—----=18 000 м4.
По (2.65) и (2.66) найдем приращения метацентрических высот
АЛ = --^-Р	Sl’x	Q lx	% ' 5420	n QRQ  V - 2 V ~	28700 “ °’358 М’
Р	Xi„	1Ы	2 - 18000 V	2 V	28700	1'25 м
Исправленные значения метацентрических высот
Л1 = Л + АЛ = 1,10 — 0,358 = 0,742 м;
7Л=# + А// = 204— 1,25 «203 м.
Таким образом, в рассматриваемом случае незапрессованный балласт снижает поперечную метацентрическую высоту более чем на 30 % и практически не сказывается на продольной остойчивости. Однако в силу небольшой высоты междудонного пространства, столь значительное уменьшение поперечной остойчивости будет иметь место лишь при 0 = 0, при появлении даже небольшого угла крена площадь свободной поверхности в цистернах существенно сократится, снизится и ее влияние на остойчивость.
50
Сыпучие грузы. К этой категории относится большая группа грузов, таких, как руда, песок, уголь, цемент, зерно, соль, сахар и т. д. Эти грузы, подобно жидким, также обладают способностью к перемещению при наклонениях. Однако есть и отличие принципиального свойства: подвижка сыпучего груза начинается только при углах крена, превышающих некоторый критический. В качестве последнего выступает так называемый угол естественного откоса 6е (рис. 2.9), измеряемый при свободном насыпании груза (без разравнивания, уплотнения и т. д.). В тех случаях, когда угол крена 6 > 6е, свободная поверхность сыпучего груза смещается на угол Д6 = =6—6е. После возвращения в исходное	/
положение груз так и остается смещен-ным, а следовательно, судно получает на-чальный угол крена. При качке имеет место тенденция к нарастанию смещения рНс. 2.9. Насыпной груз сыпучего груза в одну сторону и соответствующему увеличению угла статического крена, что не только затрудняет эксплуатацию судна, но и может привести к его опрокидыванию.
Положение усугубляется тем, что угол естественного откоса зависит не только от рода груза и его состояния в момент погрузки (сухой, влажный, мокрый и др.), но и от условий плавания. Так, на величину этого угла оказывают влияние динамические нагрузки (качка, вибрация), температура и влажность воздуха. Некоторые навалочные грузы обладают способностью к разжижению (т. е. могут вести себя, как жидкие), когда влажность превышает определенный предел.
Для уменьшения опасного влияния на остойчивость насыпные грузы разравнивают в трюмах, где, кроме того, устанавливают дополнительные съемные продольные переборки — шиф-тингбордсы. В ходе рейса на современных судах осуществляется вентиляция трюмов, контролируется влажность груза.
В заключение следует отметить, что подвижка грузов может существенно снизить остойчивость и привести к катастрофическим последствиям. Известны случаи гибели довольно крупных судов (L > 150 м, D > 20 000 т) вследствие смещения сыпучих или плохо закрепленных грузов.
Однако все рассмотренные выше потенциально подвижные грузы перестают представлять опасность для остойчивости, когда они (подвешенные, перекатывающиеся) надлежащим образом закреплены, а цистерны с жидким грузом запрессованы.
Влияние условий эксплуатации на начальную остойчивость. В процессе эксплуатации судна его остойчивость меняется. Ряд факторов, влияющих на нее, мы уже затрагивали: расходование судовых запасов, в том числе топлива и воды, связанные с этим изменения свободных поверхностей в цистернах и танках и
4*
51
т. д. Все эти изменения происходят в течение длительного времени, а постоянно ведущийся на судне контроль за остойчивостью позволяет предотвратить ее уменьшение ниже допустимого. Встречаются, однако, случаи, когда остойчивость может существенно измениться за короткий промежуток времени. В этом плане особую опасность представляет движение судна на попутном волнении, особенно если длина волны близка длине судна, а скорость ее распространения — скорости движения судна. В этом случае имеет место как бы статическая постановка судна на волну. При неизменной величине погруженного объема существенно трансформируется его форма, в том числе и площадь действующей ватерлинии (ВЛ). При положении судна на подошве волны его остойчивость увеличивается — вследствие развала бортов в оконечностях и их прямостенности в средней части значительно возрастает площадь ВЛ и ее момент инерции.
Противоположная картина имеет место при положении судна на вершине волны — этот вариант и является наиболее неблагоприятным для поперечной остойчивости. На встречном волнении подобная ситуация также может иметь место, но снижение остойчивости наблюдается довольно короткое время, за которое судно не успевает на него среагировать. На попутном волнении указанных выше параметров уменьшение остойчивости длится долго и возможно появление значительных накрене-ний, а иногда и опрокидывания судна. Расчет остойчивости на попутном волнении достаточно громоздок и выходит за рамки настоящей книги. Отметим лишь, что наибольшей опасности в данной ситуации подвержены относительно небольшие суда. При длине судна L > 100 м подобная опасность практически исключена либо ее легко избежать, изменив курс или уменьшив скорость.
Большие проблемы для безопасности плавания представляет обледенение судна. В основном это относится к небольшим судам с невысоким надводным бортом. Интенсивность обледенения возрастает при низких температурах и во время шторма. Обледенение приводит к снижению остойчивости (за счет повышения центра тяжести судна) при одновременном уменьшении запаса плавучести. Из-за того, что на ходу носовая оконечность судна забрызгивается значительно сильнее, чем кормовая, при обледенении может возникнуть настолько большой дифферент на нос, что судно полностью лишится хода и управляемости.
При обледенении запас остойчивости обычно утрачивается раньше, чем запас плавучести, и судно опрокидывается. Для малых судов иногда это может произойти при массе льда, равной всего 2 % водоизмещения. Усугубляет положение и то, что, затягивая шпигаты и штормовые портики, лед препятствует стоку воды при заливании палубы.
52
Существуют способы учета влияния обледенения, хотя в подобной ситуации только за счет контроля остойчивости судна обеспечить его безопасность не всегда удается. На малых судах уменьшение остойчивости может происходить весьма быстро и на большую величину. На низкобортных судах водоизмещением D « 500 т количество льда, намерзающего в штормовых условиях в течение часа иногда достигает 25 т.
Борьба с обледенением сводится, как правило, к ручной сколке льда, иногда в сочетании с применением горячей воды. Хороший эффект дает уход из района обледенения, в меньшей степени — изменение курса и скорости движения.
Известны случаи гибели одневременно нескольких судов, попавших в экстремальные условия. Так, в 1965 г. в Берйнговом море при сильном шторме (ветер до 30 м/с, волны до йв = = 7—10 м) и температуре воздуха t — —22 °C погибло от обледенения шесть японских и четыре отечественных рыболовных судна.
2.4. Остойчивость на больших углах крена
Полученные выше зависимости и выводы справедливы при малых углах наклонения. Для морских судов традиционной формы с достаточно большим отношением L/B > 5 дифферент в процессе эксплуатации не превышает обычно 3—4°, следовательно, начальная остойчивость охватывает все реально возможные углы наклонения в продольной плоскости.
Иначе обстоит дело с поперечной остойчивостью: даже в условиях не очень суровой бортовой качки углы крена могут достигать 20°, известны случаи, когда они доходили до 50° и более. Поэтому возникает необходимость изучения наряду с начальной остойчивостью поведения судна при больших углах наклонения в поперечной плоскости. В этом случае заметно меняется площадь действующей ВЛ, соответственно претерпевают изменения момент инерции этой площади и метацентрический радиус [см. (2.8)]. Траектория центра величины перестает быть дугой окружности, метацентр меняет свое положение в процессе наклонения (рис. 2.10).
Линии действия сил тяжести судна G и поддержания yV перестают совпадать, возникает восстанавливающий момент. Чтобы найти плечо этого момента — плечо статической остойчивости— рассмотрим рис. 2.11, выполненный в более Крупном масштабе. Очевидно, что искомое плечо
I = KL = EN = CBN — СВЕ = СВМ cos 6 + СВМ sin 6 — КСВ sin 6 =
= tfa cos 0 + (ze — zc) sin 6 — (zg — zc) cos 6,	(2.69)
53
где ус, zc — координаты ЦВ — точки Со в первоначальном положении 6 = 0; ув, Ze — координаты ЦВ — точки Се при наклонении судна на угол 6.	ч-
Восстанавливающий момент — произведение силы на плечо Мй = Gl = G [ув cos 6 4- (ze — zc) sin 6 — (zg — zc) sin 6]. (2.70)
Рис. 2.11. К определению плеча статической остойчивости
В (2.69) и (2.70) фигурируют пока неопределенные координаты ЦВ в наклоненном положении. Для их нахождения придадим судну, накрененному на угол 6, дополнительное бесконечно малое наклонение d6 (рис. 2.12). Приращения координат ЦВ при этом запишутся:
dy6 = СеСв1 cos 6;
dz% = CeCei sin 6. J	' )
Учитывая, что при d6->-0, хорду можно заменить соответствующей дугой, т. е. CeCei = rdG, окончательно получим
dy$ = r6 cos 0d6; d (ze — zc) — re sin 6 dd.
(2.72)
54
Проинтегрировав перемещения ЦВ за все время наклонения^, найдем его координаты при угле крена 0:
е
re cos 0 dO;
о
е
(z9 — zc) = j re sin 0 d0. о
(2.73)
Тогда с учетом (2.69) для определения плеча статической остойчивости при больших углах наклонения будем иметь выражение е	е
I = cos 0 rB cos 0 d0 4" sin 0 j r9 sin 0 d0 — a sin 0.	(2.74)
о	0
По аналогии с (2.20) запишем (2.74) в виде двух составляющих
/ = /ф + /с,	(2.75)
где
е	е
/ф = cos 0 re cos 0 d0 + sin 0^ re sin 0 d0	(2.76)
о	о
—	плечо остойчивости формы и
lc = — (ze — zc) sin 0 = — a sin 0	(2.77)
—	плечо остойчивости веса, определяемое при заданном водоизмещении только положением ЦТ по высоте и углом крена.
Диаграмма статической остойчивости. Зависимость плеча’ статической остойчивости от угла крена /(0) называют диаграммой статической остойчивости (ДСО). Иногда для этого употребляется и второе наименование — диаграмма Рида (по имени английского инженера-судостроителя, о котором шла речь во введении). Очевидно, что в силу линейной зависимости (2.70) ДСО может одновременно представлять восстанавливающий момент при поперечных наклонениях Л1ве(0)—для этого достаточно на ось ординат нанести дополнительную шкалу (рис. 2.13). Обычно ДСО не имеет простого аналитического описания — искомая зависимость /(0) определяется с помощью выражения (2.74), в котором интегралы рассчитываются одним из приближенных способов.
Судно одинаково остойчиво при наклонениях на правый и левый борт, поэтому диаграмма статической остойчивости имеет две ветви (см. рис. 2.13). При этом принято следующее правило знаков: угол крена на правый борт и соответствующее ему
55
плечо статической остойчивости (восстанавливающий момент Л4В0) положительны, при крене на левый борт эти величины меняют направление и вместе с ним знак. Естественно, что при наклонении на любой борт восстанавливающий момент стремится вернуть судно в положение равновесия — начало координат, где 6 = 0. Следующая характерная для ДСО точка А соответствует углу 0 = бтах, при котором плечо (восстанавливающий момент) приобретает свое максимальное значение. В точке В это плечо (момент) обращается в ноль, ДСО пересекает
Рис. 2.13. Диаграмма статической остойчивости
ось абсцисс, угол крена при этом 6 = 63ак называется углом заката диаграммы статической остойчивости. При больших углах наклонения восстанавливающий момент изменяет знак, т. е. становится моментом опрокидывающим. В силу продольной симметрии корпуса обе ветви ДСО абсолютно идентичны; в дальнейшем будем рассматривать только одну из них — правую. ДСО характеризует остойчивость судна при любых, в том числе и малых углах наклонения, т. е. она должна включать и начальную остойчивость. Действительно, производная от плеча статической остойчивости I по углу крена в начале координат записывается [см. (2.69)]:
I dl \ dyn	d (zn — z.)
UL=-dT cos e - z/e sin 6 + —И__eL sin e +
+ (zB — zc) cos 0 — a cos 6.	(2.78)
В свою очередь, в соответствии с (2.72) имеем
= гв cos 0; d = re sin 6.	(2.79)
При 0—>-o
rB — r, sin 6 = 0, cos 6=1, yB = Q, zB— zc = 0.	(2.80)
Тогда (2.78) с учетом (2.79) и (2.80) преобразуется к виду
(-^-1	= r-a = h,	(2.81)
56
т. е. искомая производная в начале координат равна метацентрической высоте.
Отсюда следует чисто практический прием определения метацентрической высоты при наличии ДСО: достаточно провести к последней касательную в начале координат и, отложив угол 0 = 1 рад = 57,3°, восстановить перпендикуляр, отрезок которого до пересечения с касательной и будет равен h (см. рис. 2.14). Найденная (2.81) связь между метацентрической высотой и плечом статической остойчивости позволяет контролировать независимые расчеты I и h, и, кроме того, для каждого конкретного случая определять углы крена, до которых можно использовать метацентрическую формулу остойчивости (2.17).
В последней плечо статической остойчивости равно
/ = Л0,	(2.82)
в нача-
что представляет собой уравнение касательной к ДСО ле координат.
Таким образом, до тех пор, пока касательная заметно не отходит от самой зависимости Z(0) —угол 0 = 61 на рис. 2.14,. формула (2.17) с достаточной для практических целей точностью будет определять величину восстанавливающего момента. При 6 > 01 эта формула дает ошибку в опасную сторону, причем ее значение возрастает с ростом угла крена.
Диаграмма статической остойчивости в общем случае позволяет решать ту же задачу, что и метацентрическая формула (2.17), — находить угол крена под действием известного кренящего момента.
Предположим, что на судно действует внешний кренящий момент, зависимость которого от угла крена задана Л1к(0). Нанося его на ДСО, мы в общем случае получаем две точки пересечения, в которых имеет место равенство кренящего и восстанавливающего моментов (рис. 2.15). В точке А равновесие будет устойчивым: отклонение от него в любую сторону на малый угол 66 ведет к возникновению момента 6М = | Мк — Мв |, стремящегося вернуть судно в равновесное положение.
Рис. 2.14. Связь метацентрической высоты с ДСО
исходное
Рис. 2.15. Определение углов крена с помощью ДСО
57
Иная картина наблюдается в точке В — малейшее отклонение от нее на угол 60 > 0 немедленно приводит к опрокидыванию судна, поскольку в области 6 > 02 кренящий момент становится больше восстанавливающего; при отклонении на угол 60 < 0, наоборот, Л4В > ЛГК и опять под действием разницы моментов судно будет уходить из точки В в сторону умень--шения угла крена до тех пор, пока в точке А вновь не восстановится равновесие, но теперь уже устойчивое. В соответствии с определением накрененное судно обладает остойчивостью только в точке А при угле крена 01.
Представляющие практический интерес зависимости Л4К(0) часто имеют ниспадающий характер, как это изображено на рис. 2.15. Такой вид, например, будет у момента от дующего с постоянной силой бокового ветра: по мере накренения судна уменьшается площадь его парусности и отстояние ее центра тяжести от поверхности воды. Аналогичная картина наблюдается и при поперечном переносе большого груза массой т на расстояние Д#р, когда с учетом конечности угла крена кренящий момент записывается в виде
MK — mg А.ур cos0.
Принимая с запасом в безопасную сторон}' кренящий момент не зависящим от угла крена, на основании предыдущих рас-суждений придем к выводу, если пересечение зависимости Л4К = = const с ДСО наблюдается при 0 < 0тах, то равновесие будет устойчивым, если при 0 > 0тах — неустойчивым. При статическом действии постоянного по величине кренящего момента трудно ожидать, чтобы в случае, когда Мк < (AtB)max, судно попало в положение неустойчивого равновесия, соответствующее точке В (рис. 2.15). Максимальную величину восстанавливающего момента называют иногда еше и запасом остойчивости, поскольку она определяет тот предельный статический •кренящий момент, который выдерживает судно, не опрокидываясь.
Форма ДСО зависит от обводов корпуса и положения центра тяжести судна. Наряду с диаграммами наиболее распространенного вида, подобными представленным на рис. 2.13—2.15, встречаются S-образные ДСО, а также ДСО с отрицательной начальной остойчивостью. В первом случае (рис. 2.16, а) диаграмма имеет небольшую начальную метацентрическую высоту, соответственно появляется еще одна (кроме начала координат) точка перегиба. Такая ДСО характерна для высокобортных (в том числе и пассажирских) судов; обеспечивая достаточную остойчивость, она способствует умерению — повышению периода бортовой качки. Диаграмма, приведенная на рис. 2.16,6, еще не свидетельствует о недостаточной остойчивости, хотя начальная метацентрическая высота здесь и отрицательная. Просто судно,
58
имеющее такую ДСО, будет плавать с начальным углом крена 6о на левый или правый борт: устойчивое равновесие имеет место только в точках А и В и отсутствует в точке О — начале координат, когда 0 = 0. Такую диаграмму могут иметь поврежденные либо неправильно загруженные суда.
Интерполяционные кривые плеч остойчивости формы. В процессе эксплуатации судна его водоизмещение изменяется в широких пределах; при неизменном водоизмещении ЦТ может занимать различное по высоте положение; каждой паре заданных величин V и zg отвечает собственная диаграмма статической остойчивости. Чтобы не производить громоздких вычислений для каждого варианта загрузки судна, используют интерполяционные кривые плеч остойчивости формы — зависимости /ф = = f(V, 0), полученные расчетом по (2.76) для ряда фиксированных значений V и 0. Диапазон V выбирают таким, чтобы он перекрывал все возможные в эксплуатации варианты — от состояния порожнем до водоизмещения в полном грузу, углы крена обычно принимают с интервалом 0 = 10° (рис. 2.17). Имея указанные интерполяционные кривые и зная положение ЦТ, не составляет труда построить диаграмму статической остойчивости для любого водоизмещения судна. Плечо остойчивости веса при этом рассчитывается по формуле (2.77), входящая в нее величина zc(V) снимается с кривых элементов теоретического чертежа.
С использованием интерполяционных кривых можно построить и универсальные диаграммы статической остойчивости (существует несколько разновидностей). Все они позволяют без каких-либо расчетов найти ДСО для любого заданного состояния загрузки судна.
Рис. 2.17. Интерполяционные кривые плеч остойчивости формы
59
2.5.	Динамическая остойчивость
Динамической остойчивостью будем называть способность
судна, не опрокидываясь, воспринимать внезапно приложенные
внешние динамические кренящие моменты.
В практике мореплавания приходится сталкиваться не толь-
ко со статически приложенными, но и с динамическими нагрузками, которые нарастают до полной силы за очень короткий промежуток времени, почти мгновенно. Пример тому — налетевший на судно шквал, кото-
Рис. 2.18. Действие на судно динамического кренящего момента
рый представляет наибольшую опасность для остойчивости всех судов, в особенности малых. Считая для простоты, что динамически приложенный момент от шквала не зависит от угла наклонения, рассмотрим его действие на судно, диаграмма статической остойчивости которого задана (рис.2.18). На участке ОА диаграммы Мв, следо
кренящий момент больше восстанавливающего Мл >
вательно угловое ускорение 0>Ои судно будет крениться с нарастающей угловой скоростью 6. В точке Л моменты сравнялись Мд = Мъ, соответственно 6 = 0, однако угловая скорость достигла максимума 0 = Отах, и судно, «проскочив» положение равновесия — угол 0С, по инерции будет наклоняться и далее. На участке АВ момент Л1В > Л1Д, следовательно 0<О и угловая скорость падает, достигая нуля в точке В, отвечающей динамическому углу крена 0Д > 0С. Поскольку в этой точке угловое ус
корение достигло своей максимальной отрицательной величины, -судно, остановившись, затем начнет двигаться в противоположную сторону, к точке А. Совершив вокруг этой точки несколько колебаний с затухающей за счет сопротивления воды качке амплитудой, судно остановится и будет плавать со статическим углом крена 0С.
Приведенные рассуждения поясняют качественную сторону поведеная судна под действием динамического момента, т. е. тот факт, что 0д > 0С.
Динамический угол крена можно определить из условия равенства работ моментов, кренящего и восстанавливающего. Первая представляет собой произведение постоянного момента Мд на угол крена 0Д, вторая — сумму элементарных работ восстанавливающего момента в пределах 0^0^ 0д:
'60
Од
мдед=$ MBde.	(2.83)
о
Мерой статической остойчивости является восстанавливающий момент, а мерой динамической остойчивости служит работа этого момента. Из (2.83) ясно, что искомая работа суть площадь диаграммы статической остойчивости в указанных выше пределах. Отсюда практический метод определения ди-
намического угла крена — приравнивание площадей, соответствующих работам кренящего и восстанавливающего моментов (рис. 2.19,а). Первая из них — площадь прямоугольника OECD, вторая — площадь фигуры OABD. В связи с тем, что эти площади имеют общий участок OACD достаточно равенства площадей треугольников с криволинейными гипотенузами ОЕА (вертикальная штриховка) и АВС (горизонтальная штриховка).
На рис. 2.19,6 указанным графическим способом определен предельный динамический момент Мд. щ>, который выдерживает судно, не опрокидываясь. Очевидно, что при Мя > пр работы восстанавливающего момента не хватит для компенсации работы момента кренящего и судно опрокинется.
С учетом того, что Мд. пр <z Мв max, можно сделать и еще один вывод — динамический момент всегда более опасен, чем статический.
Работа восстанавливающего момента может быть записана в виде е	е
Т= J MBdQ = gD J IdQ — gD • d,	(2.84)
oJ	о	*
тде
(2.85)
61
— плечо динамической остойчивости; gD — G— сила тяжести судна.
Графическое изображение функции 7(6) (или, что то же самое в другом масштабе, d(0))—называется диаграммой динамической остойчивости (ДДО). Из (2.84) и (2.85) следует, что ДДО суть интегральная кривая по отношению к диаграмме статической остойчивости; в начале координат ось абсцисс является касательной к ДДО, при 6 = вшах ДДО имес.т точку перегиба, а при 6 — бзак — максимум (рис. 2.20). ДДО четная функция, она симметрична относительно оси оу.
Рис. 2.20. Диаграмма динамической Рис. 2.21. Определение динамических остойчивости	углов крена и предельного динами-
ческого момента
Все задачи, связанные с действием на судне динамического кренящего момента решаются с помощью ДДО проще, чем с помощью ДСО. Так, на рис. 2.21 показано решение двух рассмотренных выше задач. Первая из них заключается в определении динамического угла крена, возникающего под действием на судно заданного момента Л1Д. Ранее мы выяснили, что искомый угол 6д находится из условия равенства работ кренящего и восстанавливающего моментов. Графическое изображение работы последнего — ДДО, работы постоянного кренящего момента — луч, исходящий из начала координат [см. левую часть выражения (2.83) ]. Для его построения достаточно от начала координат отложить единичный угол (6 = 1 рад = 57,3°), на восстановленном из этой точки перпендикуляре отложить заданный момент Мд и провести прямую через эти две точки.
Там, где эта прямая пересечет ДДО, и выполняется условие (2.83), т. е. эта точка соответствует искомому углу 6Д. Предельный динамический момент можно найти, проведя из начала координат касательную к ДДО — точка касания будет иметь место при 6д. Пр, а сам искомый момент определяется при 6 = = 1 рад (рис. 2.21).
Большой практический интерес представляет задача о воздействии динамического момента (шквала) на качающееся судно. При этом можно рассматривать два крайних случая: в первом— шквал налетает на судно со стороны вошедшего в воду борта в момент, когда угол наклонения при качке достигает
62
своего максимального (амплитудного) значения 60, во втором случае — со стороны борта, вышедшего из воды. Решение задачи проиллюстрировано на рис. 2.22. Из точки А, соответст-
Рис. 2.22. Действие динамического момента на качающееся судно
вующей углу крена 6о, проводят два луча, графически представляющие работу заданного кренящего момента Мк. Там, где эти лучи пересекут правую и левую ветви ДДО, будем
Рис.
2.23. Определение опрокидывающего момента прн качке
иметь динамические углы крена.
Как следует из рис. 2.22, один и тот же момент гораздо опаснее, если он действует со стороны борта, вошедшего в воду. Этот вывод только на первый взгляд кажется неожиданным. Суть в том, что, когда со стороны вошедшего в воду борта налетает шквал, на судно, отклоненное от положения равновесия в ту же сторону, действует восстанавливающий момент, складывающийся с мо-
ментом кренящим. Ускорение достигает максимального значения, соответственно велика и угловая скорость, а вместе с ней и инерция судна. Все это приводит к тому, что при указанном сочетании угла крена при качке и направления шквала динамический угол крена будет иметь наибольшее значение. Гораздо менее опасен вариант, когда динамический момент действует со стороны борта, вышедшего из воды.
Впрочем, подобную задачу все мы безошибочно решали в детстве: раскачивая качели, мы подталкивали их именно в момент максимального отклонения от равновесия и именно в ту
63
сторону, куда они и без нашего вмешательства собирались двигаться.
С помощью ДДО по аналогии с тем, как это делалось раньше (см. рис. 2.21), легко определить и предельный динамический (опрокидывающий) момент при качке с амплитудой е0 (рис. 2.23).
2.6.	Нормирование остойчивости судна
Правила Регистра регламентируют остойчивость судна. В качестве основного критерия принята динамическая остойчивость, поскольку наибольшая опасность опрокидывания возникает при действии на качающееся судно внезапно приложенного момента. Совместное воздействие волн и ветра на судно учитывается с помощью критерия погоды, представляющего отношение опрокидывающего Мо и динамического кренящего Мд моментов:
й> = Мо/Мд>1.0.	(2.86)
Как правило, для морских судов достаточно выполнения требования (2.86), если же суда эксплуатируются в тяжелых штормовых условиях, критерий погоды специально согласовывается с Регистром, рекомендующим в таких случаях принимать k 1,5.
Кренящий момент от давления ветра находят по формуле
Мд = рв  4П  zn,	(2.87)
где рв — давление ветра, Па; Аи — площадь парусности судна, м2; zn—отстояние центра парусности от действующей ватерлинии, м.
Расчетное давление ветра регламентируется Нормами остойчивости Регистра в зависимости от типа судна и его категории по району плавания (от неограниченного морского и океанского до прибрежного и рейдового) и изменяется в пределах рв== (177-?- 1216) Па.
Опрокидывающий момент для качающегося судна, когда ветер действует со стороны вошедшего в воду борта, определяют по схеме, описанной выше (см. рис. 2.23). Расчетная амплитуда качки 6о определяется в соответствии с рекомендациями Норм остойчивости в зависимости от размеров и формы судна.
Указывают и основные варианты загрузки судна, для которых нужно проверять динамическую остойчивость.
Запас остойчивости судна определяется площадью диаграммы статической остойчивости, в связи с чем нормируются и некоторые элементы ДСО.
64
Максимальное плечо статической остойчивости должно составлять /тах 0,25 М ДЛЯ судов ДЛИНОЙ L < 80 М и /щах ^0,20 м длиной L > 105 м, для промежуточных значений длины судна применима линейная интерполяция. Регламентируются и углы максимума ДСО и ее заката, которые соответственно должны отвечать условиям 0„,ах	30°, 0зак 60°.
Те же величины для ДСО, построенной с учетом обледенения судна, должны составлять 0тах 5= 25°, 03aK 55°, для судов ограниченного района плавания /тах 0,2 м.
Для всех судов начальная метацентрическая высота должна быть положительной, для некоторых из них Нормы остойчивости специально оговаривают минимально допустимое значение h. Так, для промысловых судов начальная метацентрическая высота h должна быть не менее 0,05 м или 0,003 ширины судна, смотря потому, что больше. Для лесовозов с полным грузом и полными запасами h 0,1 м, для контейнеровозов — h 0,2 м (без учета обледенения). Суда длиной Т<20 м должны иметь h 0,5 м для транспортных и h 0,35 м для промысловых. Дополнительные требования предъявляются к остойчивости пассажирских судов: при скоплении всех пассажиров судна на одном борту угол крена не должен превышать половины угла заливания (когда погружаются иллюминаторы)-или угла, при котором палуба надводного борта входит в воду или скула из нее выходит; в любом случае крен не должен превышать 10°.
С учетом того, что в (2.86) величина опрокидывающего момента определяется площадью ДСО, фактически получается, что Правила Регистра регламентируют именно эту диаграмму. Таким образом, для суждения об остойчивости судна при заданном варианте загрузки необходимо иметь его ДСО, которая может быть получена только расчетным путем. Однако каждой ДСО отвечает вполне определенная метацентрическая высота,, использующаяся для оперативного контроля остойчивости.
Практические методы нахождения метацентрической высоты. Все эти методы можно разделить на две группы: расчетные и экспериментальные. Последние в свою очередь могут быть прямыми, служащими для непосредственного определения h (так называемое кренование судна) и косвенными, когда метацентрическую высоту находят на основании известной ее связи с другими параметрами, которые и измеряют в процессе опыта.
Расчетные методы базируются на использовании зависимостей (2.10) — (2.12). Необходимые параметры подводного объема zc, zm, г определяют с помощью кривых элементов теоретического чертежа (см. § 1.3), положение ЦТ судна и его водоизмещение находят путем скрупулезного контроля за приемом и расходованием груза. Достоинство этих методов — возможность прогнозирования остойчивости для любого состояния загрузки;
65
недостатки — необходимость постоянного тщательного учета изменений нагрузки судна.
Определение метацентрической высоты прямым методом — кренованием судна — основано на использовании метацентрической формулы остойчивости (2.17). Замеряется крен судна под действием известного статического кренящего момента Мк, а затем рассчитывается искомая метацентрическая высота:
h = MK/GB.	(2.88)
Чаще всего кренящий момент задается перемещением известного груза на известное расстояние. Кренование — наиболее надежный метод, однако его использование для текущего контроля остойчивости возможно только для сравнительно небольших судов.
В основе косвенного метода определения метацентрической высоты заложена связь между нею и периодом бортовой качки судна на тихой воде Те (см. гл. 5). При этом используется так называемая капитанская формула
Tb = cB/^h,	(2.89)
где В — ширина судна, м; с — эмпирический коэффициент, зависящий от формы судна, наличия и размеров скуловых килей и других выступающих частей.
Значение коэффициента с применительно к морским судам изменяется в достаточно узких пределах с = 0,70 -г-’ 0,80; для предварительных оценок можно принимать его значение по прототипу.
Существует ряд эмпирических зависимостей для приближенного определения коэффициента с в функции от основных характеристик формы и размеров судна. Одна из них записывается в виде
с = a V[1 + (Н/В)2] (Ь + б),	(2.90)
где В, Н — ширина и высота борта; б — коэффициент обшей полноты; а и b — коэффициенты: а =0,412, 6 = 2,0 — для судна без скуловых килей; а =0,459, 6 = 1,6 — с килями.
Наиболее точные результаты с помощью (2.89) получают при измерении периода бортовой качки без хода на тихой воде. На практике это применимо только для малых судов. Крупнотоннажное судно можно раскачать на ходу повторенной несколько раз перекладкой руля с борта на борт. Самым реальным способом для всех судов является замер периода бортовой качки, вызванной волнением моря. Для повышения точности подобных измерений применяют специальную методику, хорошие результаты дает использование технических средств регистрации бортовых колебаний. Очевидно, что капитанская формула
66
(2.79)	может использоваться и для нахождения периода качки при известной метацентрической высоте (см. пример 2.8).
Пример 2.8. Для судна «Инженер» найдем период бортовой качки. Бортовые кили отсутствуют, метацентрическая высота Л =1,10 м (см. пример 2.1).
По (2.90) рассчитываем
с = 0,412 V[1 + (///В)2] (2.0 + 5) =
= 0,412 д/[ 1 + (4fj)2] (2’° + °’619) = °’760
и по (2.89) определяем искомый период
Выше шел разговор о нормировании нижнего предела остойчивости, в том числе и метацентрической высоты. Однако, как следует из (2.89), чрезмерная остойчивость также не желательна.— при больших значениях h снижается период бортовой качки, возрастают соответствующие угловые ускорения (см. гл. 5). Последнее обстоятельство не только ухудшает обитаемость судна, но иногда может приводить и к разрушению креплений груза и его смещению, что в свою очередь чревато самыми неблагоприятными, вплоть до катастрофических, последствиями. Таким образом, рационально ограничивать величину метацентрической высоты и сверху. Косвенно это отражается в требовании Норм Регистра проверять остойчивость некоторых судов по критерию ускорения
k = 0,3g/а	1,0,	(2.91)
где g — ускорение свободного падения; а — расчетное значение ускорения при бортовой качке, определяемое по рекомендациям норм.
Если требование (2.91) не удовлетворяется, эксплуатация судна может допускаться с ограничением по погоде или при условии принятия дополнительных мер предосторожности по согласованию с Регистром.
2.7.	Непотопляемость
Непотопляемость — способность поврежденного судна сохранять плавучесть и остойчивость, а в ограниченней степени и другие мореходные качества при затоплении одного или нескольких отсеков.
Утрата судном плавучести либо остойчивости означает его гибель; снижение ходовых качеств, маневренности и ухудшение
5*
67
параметров качки не приводят немедленно к катастрофическим последствиям. Этим объясняется предпочтение, отдаваемое при определении непотопляемости, первым двум мореходным качествам. Строго говоря, непотопляемость не является самостоятельным мореходным качеством — фактически это плавучесть и остойчивость поврежденного судна с затопленными отсеками.
Естественно, что абсолютно непотопляемого судна построить невозможно: каждое будет обречено на гибель при достаточно больших повреждениях. Непотопляемость должна обеспечиваться лишь при некоторых условиях, определяемых назначением судна, его размерами, районом плавания и т. д. Так, в наибольшей степени обеспечивается непотопляемость военных кораблей. Среди гражданских судов в этом плане самые жесткие требования предъявляются к пассажирским судам, от безопасности которых зависит жизнь большого количества людей.
Непотопляемость обеспечивается конструктивными и организационно-техническими мероприятиями, а в случае аварии — борьбой команды за живучесть судна.
Основным конструктивным мероприятием, разрабатываемым еще на стадии проектирования судна, является создание достаточного запаса плавучести и правильного его использования при повреждении корпуса. Запас плавучести определяется высотой надводного борта; рациональное подразделение судна на водонепроницаемые отсеки продольными и поперечными переборками способствует минимальному расходованию этого запаса при повреждении корпуса и затоплении одного или группы помещений.
Гибель судна от потери плавучести происходит в течение длительного (несколько часов, а иногда и суток) периода, что позволяет провести работы по спасению экипажа и пассажиров. При потере остойчивости судно опрокидывается за считанные минуты, что влечет большое число жертв. Поэтому требуется, чтобы обреченное судно тонуло, не опрокидываясь, т. е. запас плавучести должен расходоваться раньше, чем запас остойчивости. Это обстоятельство также учитывается при выборе размеров и расположения водонепроницаемых отсеков.
Среди основных предупредительных организационно-технических мероприятий по обеспечению непотопляемости судна в первую очередь следует назвать систематическую учебу личного состава; содержание в исправном состоянии всех водонепроницаемых закрытий; периодическую проверку на герметичность всех водонепроницаемых отсеков; строгое соблюдение инструкций по приему и расходованию жидких грузов; поддержание всех технических средств борьбы за живучесть судна в состоянии, гарантирующем их немедленное использование.
В борьбу за непотопляемость экипаж судна обычно вступает после аварии, при этом он должен определить место и ха
68
рактер повреждения, предотвратить, по возможности, распространение воды, заделать пробоину, в максимальной степени восстановить остойчивость поврежденного судна и спрямить его.
Остойчивость восстанавливается путем откачки фильтрационной воды из помещений, смежных с затопленным отсеком, спуска воды в нижележащие помещения (цистерны), балластировки судна забортной водой. Спрямление судна подразумевает уменьшение (в идеале устранение) крена и дифферента. Мероприятия по спрямлению судна: осушение затопленных отсеков после заделки пробоины, перекачка жидких грузов, контрзатопление неповрежденных отсеков.
Общий принцип, которого придерживаются при борьбе за непотопляемость судна, формулируется следующим образом: восстановление остойчивости и спрямление судна должны проводиться таким образом, чтобы при этом запас плавучести расходовался в наименьшей степени.
Варианты возможных затоплений прорабатываются еще на стадии проектирования судна. На их основе составляется специальная документация в виде, например, «Информации по непотопляемости для капитана», где содержатся рекомендации по наиболее эффективной борьбе за живучесть судна после аварии.
Расчеты непотопляемости. Основной целью расчетов непотопляемости является определение посадки и параметров остойчивости судна при затоплении одного отсека или их группы. Последние можно разделить на две основные категории: сообщающиеся и несообщающиеся с забортной водой. Кроме того, отсек любой категории может быть заполнен доверху либо иметь свободную поверхность воды. Наиболее благоприятным, если в подобной ситуации уместно это слово, является полное затопление отсека, несообщающегося с забортной водой. Самый опасный вариант — частично заполненный отсек, сообщающийся с забортной водой, — в этом случае при изменении посадки может изменяться количество влившейся воды.
Расчеты непотопляемости можно проводить двумя теоретически равноценными способами. При использовании первого из них, влившаяся вода считается принятым жидким грузом. Известными (см. § 2.2) методами определяются посадка и изменение остойчивости судна (с учетом свободной поверхности, если она есть). Соответственно указанный расчет называют способом приема груза.
При втором способе затопленный отсек рассматривается как не принадлежащий судну, масса (сила тяжести) которого при этом остается неизменной, соответственно не меняется и положение центра тяжести. Определение параметров посадки и остойчивости аварийного судна сводится к нахождению элементов (S, 1Х, 1у) нового, с учетом исключенных затопленных отсе
69
ков, подводного объема корпуса. Этот способ называется способом постоянного водоизмещения или способом исключения. Конечные результаты расчетов (посадка и остойчивость судна), полученные обоими способами, одинаковы, выбор того либо иного диктуется, как правило, категорией отсека. Для всех типов отсеков, кроме открытого сверху и сообщающегося с забортной водой, предпочтение следует отдать способу приема груза.
В расчетах непотопляемости необходимо учитывать, что теоретические объемы затопленных отсеков и площади свободной поверхности в них будут отличаться от реальных. Дело в том,, что в этих отсеках располагается оборудование, грузы и т. д., уменьшающие количество влившейся воды. Для учета указанного обстоятельства вводятся коэффициенты проницаемости объема pv и поверхности
lLo = v0/v и ps = s0/s,	(2.92)
где о0, «о — реальные значения объема влившейся воды и площади ее свободной поверхности; и, s — то же, найденное по теоретическому чертежу.
Коэффициенты проницаемости р, 1,0 зависят от типа отсека (МО, грузовой трюм, жилое помещение и т. д.) и определяются с использованием рекомендаций Правил Регистра.
Нормирование непотопляемости. Плавучесть поврежденного судна в значительной степени определяется разделением корпуса на водонепроницаемые отсеки. В связи с этим Правилами Регистра регламентируются допустимые длины отсеков, которые представляют произведение предельных длин отсеков на специальный коэффициент, называемый фактором деления. Предельная длина находится из условия, чтобы при затоплении данного отсека, аварийная ватерлиния касалась предельной линии погружения. Последняя, в свою очередь, располагается на уровне палубы водонепроницаемых переборок.
Фактор деления практически задает число отсеков, при затоплении которых судно остается на плаву. Если этот фактор лежит в пределах 0,5 < F 1,0, то судно выдерживает затопление одного, при 0,33 < F 0,5 — двух и при F < 0,33 — трех смежных отсеков. Численное значение фактора деления задается Правилами Регистра в зависимости от размеров судна, его типа и назначения. Величина F определяет не только количество затапливаемых отсеков, но и в неявном виде размеры аварийного надводного борта. Так, например, при Е = 0,70 судно будет выдерживать затопление лишь одного отсека, но аварийная ватерлиния при этом будет располагаться несколько ниже предельной линии погружения.
Правила Регистра регламентируют также аварийную остойчивость поврежденного судна. Правилами, в частности, зада
70
ются размеры повреждений и коэффициенты проницаемости затапливаемых помещений, которые должны закладываться в расчет аварийной остойчивости. Основные требования к последней сводятся к следующему: в конечной стадии затопления поперечная метацентрическая высота не должна быть менее 0,05 м или 0,03В; диаграмма статической остойчивости до заката должна иметь достаточную протяженность, а ее максимальное плечо должно быть не меньше 0,1 м. До принятия мер по спрямлению поврежденного судна углы крена не. должны превышать 15° для пассажирских судов и 20—25° для непассажирских, в зависимости от их типа.
При несимметричном затоплении углы крена после спрямления судна должны быть не более 7° у пассажирских судов при затоплении одного любого отсека; 12° — для пассажирских судов при затоплении двух и более отсеков и для непассажирских судов; 17° — для наливных судов и газовозов.
В общем случае посадка и характеристики остойчивости поврежденного судна, а также вероятность того, что оно не погибнет, зависят от ряда случайных величин. Среди них можно назвать: размеры пробоины и ее расположение по длине; проницаемость затопленных помещений, нагрузку судна, его посадку и остойчивость непосредственно перед аварией; состояние моря и др. В связи с этим при нормировании непотопляемости, наряду с перечисленными выше, используют вероятностные подходы, когда события, сопутствующие повреждению судна, считаются не детерминированными, а случайными, подчиняющимися вероятностным законам. Соответственно в качестве случайных событий рассматриваются и вероятность затопления какого-либо отсека (или группы отсеков) и вероятность сохранения плавучести и остойчивости аварийного судна.
При подобном подходе к нормированию непотопляемости рассчитывается так называемый вероятностный индекс деления на отсеки А. Его значение зависит от числа и протяженности водонепроницаемых отсеков, их положения по длине судна, коэффициента проницаемости, показателей аварийной остойчивости, а также от ряда других величин. Найденный вероятностный индекс А сравнивается с требуемым для данного судна Правилами Регистра индексом R, при этом деление на отсеки считается удовлетворительным, если А R.
Контрольные вопросы
1.	Какие силы создают восстанавливающий момент при накренении судна?
2.	Что такое метацентр и почему он так называется?
3.	Что является мерой начальной остойчивости судна?
71
Глава 3
СОПРОТИВЛЕНИЕ ДВИЖЕНИЮ СУДНА
3.1. Общие положения
Ходкостью называют способность судна двигаться с заданной скоростью при эффективном использовании мощности энергетической установки. Это мореходное качество в значительной степени определяет энергетические затраты, сопутствующие эксплуатации судна, а следовательно и экономические показатели последнего.
На любое тело, движущееся в жидкости, действует сила сопротивления. Чтобы ее преодолеть, к телу необходимо приложить полезную тягу — усилие, равное по величине и противоположное по направлению. При этом будет обеспечено установившееся движение, т. е. прямолинейное с постоянной скоростью. Именно такое движение является предметом изучения в курсе «ходкость».
Устройство, предназначенное для создания полезной тяги, называется движителем. Таким образом, ходкость включает два раздела: сопротивление среды движению судна и движители. Остановимся на первом из них, который изучает закономерности формирования силы сопротивления, определяющие ее факторы, влияние условий эксплуатации судна.
Сила сопротивления, действующая на движущееся судно,, зависит от скорости его перемещения, характеристик судна (его размеров и формы) и характеристик среды (физических свойств жидкости: ее плотности и вязкости). Большинство существующих, судов надводные; они испытывают сопротивление со стороны воды и со стороны воздуха.
Вода — практически несжимаемая жидкость, ее плотность, можно считать не зависящей от давления и температуры и, как уже говорилось выше, принимать равной р = 1 т/м3 для пресной и р = 1,025 т/м3 для морской воды. В отличие от плотности кинематическая вязкость для пресной и соленой воды практически одинакова, однако она зависит от температуры:
t °C ............. 4	8	12	16	20
106v, м2/с........ 1,57	1,39	1,24	1,11	1,01
В нашей стране при расчетах сопротивления, судов температура воды считается равной f = 4°C, кинематическая вязкость при этом составляет v = 1,57 X 10~6 м2/с.
И плотность и кинематическая вязкость воздуха зависят от температуры и давления. При атмосферном давлении и температуре /=15°С эти величины принимают значения р =
72
Рис. 3.1. Силы, действующие на судно
= 1,23 кг/м3, v=l,44X10-5 м2/с, которые и используются б расчетах сопротивления.
В несовпадении температур воды и воздуха нет противоречия— практически всегда они не одинаковы. В то же время, конкретные значения температур, закладываемые в расчеты ходкости, имеют принципиальное значение — они позволяют сопоставлять результаты, полученные в различных научных лабораториях, конструкторских бюро и т. д.
По давней традиции в морском флоте для измерения скорости принята специальная единица — узел, который равен одной морской миле в час. В свою очередь морская миля составляет 1852 м, что равно 1' земной дуги по меридиану т. о. 1 уз = = 1852/3600 = 0,514 м/с. Для судов внутреннего плавания скорость обычно измеряется в километрах в час (км/ч).
Режимы движения судов. Все силы, действующие на движущееся судно, могут быть приведены к главному вектору
и главному моменту, которые располагаются в диаметральной плоскости (ДП). Последнее объясняется тем, что корпус симметричен относительно ДП, а движение установившееся.
Схема сил, действующих на судно, приведена на рис. 3.1. Вертикальная составляющая главного вектора — сила поддержания Rz уравновешивает силу тяжести судна G, горизонтальная— сила сопротивления 7?х — в свою очередь уравновешивается создаваемой движителем полезной тягой ТЕ. Главный момент М уравновешивает дифферентующие моменты, возникающие вследствие того, что вертикальные (7?z и G) и горизонтальные (7?х и ТЕ) силы противоположного направления в общем случае действуют вдоль разных линий.
При невысоких скоростях движения сила поддержания практически полностью определяется гидростатикой, посадка судна остается такой же, как и без хода.
По мере увеличения скорости все большую роль начинают играть гидродинамические силы. За счет их вклада в силу поддержания водоизмещающий объем и осадка уменьшаются, судно подвсплывает, приобретает ходовой дифферент. Дальнейший рост скорости движения приводит к тому, что корпус практически полностью выходит из воды и судно начинает скользить по ее поверхности. При этом гидростатические силы постепенно уменьшаются до нуля, а сила тяжести судна уравновешивается гидродинамической силой поддержания.
В соответствии с природой действующих на судно сил поддержания и характером изменения ходовой посадки различают
73
три режима движения: плавание, переходный и глиссирование. Как указывалось выше, режим движения определяется скоростью. Однако в размерном виде скорость может характеризовать режим движения лишь конкретного судна. Поэтому в качестве безразмерного критерия используется относительная скорость — число Фруда по водоизмещению, записываемое следующим образом:
=	(3.1)
где v — скорость движения м/с; g — 9,81 м/с2 — ускорение свободного падения; D — водоизмещение (масса) судна, т; р — плотность воды, т/м3.
В (3.1) величина д/£)/р = -у/V выступает в роли некоторого обобщенного линейного размера, который в силу неизменности массы судна (D = const) также остается неизменным при всех режимах движения. Число Фруда в традиционной записи
Fr = v/^JgL	(3.2)
здесь использовано быть не может — рост скорости приводит к уменьшению погруженного V объема корпуса, соответственно снижаются и его смоченная поверхность Q и длина L действующей ватерлинии, которая фигурирует в качестве характерного размера в (3.2).
Режим плавания наблюдается при невысоких относительных скоростях движения; условия, определяющие его, можно записать в виде
G = yV; Ffd < 1, 0,	(3.3)
где у — pg — удельный вес воды, кН/м3; V—объемное водоизмещение судна без хода (v = 0), м3.
В переходном режиме увеличивается относительная скорость движения, соответственно изменяется условие равновесия вертикальных сил:
G = yV, + /?rA; 1, 0<Frn<3, 0,	(3.4)
где Vi < V — погруженный объем корпуса; /?гд— гидродинамическая сила поддержания.
Режим глиссирования — скольжения по поверхности воды — наступает при высоких относительных скоростях и характеризуется условиями
G =/?гд, Frn > 3, 0.	'	(3.5)
Выходу на режим глиссирования в значител'ьной степени способствует дифферент на корму, возникающий еще в переходном режиме. Дальнейший рост скорости сопровождается уменьшением угла дифферента и снижением смоченной поверхности корпуса.
74
При больших относительных скоростях Fro 3 начинается рикошетирование, когда скольжение по воде чередуется с подлетами (как плоский камень, брошенный параллельно поверхности воды). Подобный режим может наступить у высокоскоростных спортивных судов. Для того чтобы не допустить отрыва их корпуса от воды, принимаются специальные меры.
Границы между режимами достаточно условны; качественного изменения характера движения при достижении соответствующих относительных скоростей (Frc=l,0 и Ffd = 3,0) не происходит.
Основная часть современных кораблей и судов морского флота движется в режиме плавания, их называют водоизме-щающими. В. эту категорию, наряду с прогулочной весельной лодкой водоизмещением D = 0,5 т и речным буксиром D — 20 т, входят самые крупные военные корабли — ударные авианосцы США (например, «Энтерпрайз», D — 91 000 т), и самые крупные суда (например, сверхкрупнотоннажный танкер «Батиллус», £> = 630000 т).
Переходный режим характерен для не очень больших, относительно быстроходных судов и кораблей. Так, например, знаменитые русские миноносцы типа «Новик» двигались в этом режиме; соответствующее максимальной скорости число Фруда FrD = 1,8. Близки к ним в этом плане и современные фрегаты (табл. 3.1). В режиме глиссирования движутся высокоскорост-
Таблнца 3.1. Характеристики некоторых судов
Судно	Водоиз-, мещенне D, т	Скорость °S- уз	Мощность ЭУ, Ps. кВт	. Относительная скорость %	Энерговоору- женность = кВт/т
Навалочное	230 000	12,6	13 900	0,270	0,061
Контейнеровоз	77 100	24	42 000	0,605	0,545
Ударный авианосец	80 000	35	220 000	0,88	2,70
Пассажирский лайнер	41 500	36	177 000	1,00	4,25
Многоцелевой фрегат	3 320	29	32 000	1,23	9,64
Миноносец «Новик»	1300	37	22 000	1,80	17,0
Глиссирующий катер	70	45	4 600	3,60	66
Судно на подводных	330	62	25 000	3,86	76
Судно на воздушной подушке	220	69	11 200	4,61	51
иые катера, относящиеся к судам с динамическим поддержанием (СДП). К тому же классу относятся и другие быстроходные транспортные средства, у которых в расчетном режиме движения сила тяжести судна уравновешивается динамической силой поддержания. Это — суда на подводных крыльях (СПК),
75
суда на воздушной подушке (СВП) и суда — экранопланы (СЭП). Все СДП— сравнительно небольшие суда, водоизмещение которых на сегодня не превышает 500 т. * Это объясняется тем, что за скорость приходится очень дорого платить — энергозатраты стремительно возрастают с увеличением числа Фруда. Так, в табл. 3.1 для некоторых судов и кораблей приведены относительные скорости — FrB и соответствующие им значения энерговооруженности, или удельной мощности, т. е. мощности, приходящейся на тонну водоизмещения v$ = Ps/D (Ps — мощность главной энергетической установки, ЭУ; D — водоизмещение).
На основании анализа данных табл. 3.1 можно прийти к выводу, что создание высокоскоростных крупнотоннажных СДП — задача на сегодняшний день совершенно нереальная. Подтверждением тому служит и пример 3.1.
Пример 3.1. Оценим мощность механической установки и ее массу, необходимые для того, чтобы навалочное судно водоизмещением D = 230 000 т (см. табл. 3.1) двигался в режиме глиссирования.
Определим запасы топлива, обеспечивающие дальность плавания S = = 16 000 миль. Примем Frn — 3,5, vs = 65 кВт/т, найдем требуемую мощность энергетической установки (ЭУ)
Ps = D X vs = 230 000 X 65 ~ 15 000 000 кВт.
Принимая для оценки удельную массу ум ~ 40 кг/кВт, что соответствует современным паротурбинным и дизельным установкам большой мощности, определим массу ЭУ:
Д4М = ум • Ps = 40 X Ю-3 X ’5 000 000 = 600 000 т.
Приняв удельный расход топлива q? 0,2 кг/кВт-ч и рассчитав скорость движения судна
v = FrD • Vg -^DTp = 3,5д/э,8 X ^230 000/1,025 = 85 м/с as 165 уз s 310 км/ч определим запас топлива, необходимый для преодоления заданной дальности плавания:
Мт = q^Ps -t = qT-Ps- (S/v) = 0,2 X Ю"3 X 15 000 000 X 16 000/165 ss as 290 000 т.
Таким образом, суммарная масса ЭУ и запасов топлива почти в 4 раза должна превысить полное водоизмещение рассматриваемого судна.
3.2. Основные составляющие сопротивления
Из курса гидромеханики известно, что при установившемся движении в безграничной идеальной жидкости тело не испытывает сопротивления — парадокс Эйлера — д’Аламбера. Силы
* Совсем недавно отечественный флот пополнился самым крупным в мире СВП водоизмещением 1000 т.
76
вязкости при этом отсутствуют, давление в носовой и кормовой оконечностях одинаковы — рис. 3.2, а. Если тело приблизить к свободной поверхности, на последней возникнут волны, распределение давления вдоль тела изменится (рис. 3.2,6), появится сила, направленная в сторону, противоположную скорости,— волновое сопротивление Rw- При движении в вязкой жидкости на теле создается пограничный слой, линии тока оттесняются от поверхности, соответственно в кормовой оконечности снижается давление (рис. 3.2, в) — тело испытывает вязкостное сопротивление Ry.
В свою очередь это сопротивление можно представить состоящим из двух частей — сопротивления трения RF, и формы RVP — за счет трансформации эпюры давлений.
На основании ’ изложенного сопротивление судна, которое движется, пересекая свободную поверхность воды, можно записать в виде
Rx = R = Rv + Rw = Rf + Rvp + Rw	(3.6)
(в дальнейшем индекс «х» в обозначении сопротивления будем опускать).
Используя известную из гидромеханики форму представления сил динамической природы, запишем общую формулу сопротивления:
R = C-^--Q,	(3.7)
где С—коэффициент полного сопротивления судна; й — площадь его смоченной поверхности.
Очевидно, что по аналогии с (3.6) и коэффициент полного сопротивления можно представить в виде суммы составляющих:
С = Су -f- Суу = Ср -f- Сур -f- Сур,	(3.8)
где Ср, Сур, Cw, Су соответственно коэффициенты сопротивления, трения, формы, волнового и вязкостного.
Силы вязкостной природы определяются числом Рейнольдса
Re = uL/v	(3.9)
— критерием динамического подобия, характеризующим соотношение вязкостных и инерционных сил.
Волнообразование, а следовательно и волновое сопротивление, зависят от отношения инерционных и гравитационных сил, т. е. от критерия динамического подобия — числа Фруда [см. (3.2)]. Тогда коэффициенты сопротивления можно представить в виде
C = f (Re Fr); Cv =f (Re); CF = f(Re); CVP = f(Re); Cw = f(Fr).
(3.10)
77
Выражение (3.10) записано в предположении справедливости гипотезы о независимости отдельных составляющйХ. В соответствии с этой гипотезой вязкость жидкости не оказывает влияния на процессы волнообразования, а последние, в свою очередь, не влияют на вязкостное сопротивление. Строго говоря, данная гипотеза не отвечает действительности — взаимное влияние имеет место. Однако для большинства судов оно настолько мало, что имеет порядок погрешности соответствующих экспериментов и расчетов. Допускаемая гипотезой нестро-гость с лихвой окупается существенным упрощением экспериментальных и теоретических методов изучения сопротивления.
Доля составляющих сопротивления различной природы зависит как от формы судна, так и, в значительно большей степени, от скорости его движения. При невысоких числах Фруда (Fr < 0,20) преобладает вязкостное сопротивление, с ростом относительной скорости волнообразование становится все более интенсивным, соответственно возрастают волновые сопротивление и его роль в общем балансе (рис. 3.3). Коэффициент вязкостного сопротивления от скорости зависит слабо, незначительно уменьшаясь с ее ростом. Вследствие различия в числах Рейнольдса (см. § 3.3) соотношение между коэффициентами вязкостного и волнового сопротивления у модели и натурного судна не одинаково.
Большинство морских транспортных судов проектируется
Рис. 3.2. Сопротивление движению тела: а — в безграничной идеальной жидкости; б — вблизи поверхности в идеальной жидкости, в — в безгра-
Рис. 3.3. Составляющие сопротивления
1 — судно; 2 — модель
ничной вязкой жидкости
78
таким образом, чтобы относительная скорость их движения не превышала Fr — 0,25 4- 0,30, когда величина волнового сопротивления не является чрезмерной. Ограничение скорости водо-измещающих судов и кораблей, вызванное указанными выше причинами, часто называют волновым барьером.
Увеличение размеров судна при неизменной скорости движения приводит к снижению числа Фруда и, соответственно, волнового сопротивления. В этом плане крупные суда имеют определенные преимущества перед более мелкими.
Вязкостное сопротивление. Тело, движущееся в безграничной жидкости, испытывает только вязкостное сопротивление. В наибольшей степени к этому приближаются высоко летящий самолет, подводная лодка на большой глубине. Тогда вместо (3.7) и (3.8) можно записать
R =	=	+ Rvp;
C = CV = CF + CVP.\
При этом практически все потери энергии происходят в пограничном слое — в примыкающей к поверхности тела очень ограниченной области, где скорости изменяются от нуля до скорости набегающего потока.
При невысоких скоростях, когда число Рейнольдса не превышает некоторого критического значения (Re < ReKp), режим течения в пограничном слое ламинарный. Коэффициент сопротивления трения пластины при этом
CF0= 1,328/Vite-	(3.12)
Для судов и их моделей характерны двовольно высокие числа Рейнольдса (Re=108 — 10*° — суда; Re= 106— 107—модели), существенно превышающие критическое значение, которое для пластины
ReK, = 2.5 • 10®.	(3.13>
Таким образом, для ходкости основной интерес представляет закритический режим течения, турбулентный. При этом толщина пограничного слоя для плоской пластины может быть найдена с помощью зависимости
6/L = 0,217 Re-I/7,	(3.14>
а коэффициент сопротивления трения определен по одной ив следующих формул:
Прандтля — Шлихтинга
<31®1
79
или мадридской
z-»	0,075	। р,
Cf0='(lgRe-2)2 -	(3-16)
При интересующих нас значениях чисел Рейнольдса (Re > 106) расчеты с использованием обеих зависимостей (3.15) и (3.16) дают фактически одинаковые результаты. В отечественной практике применяется формула Прандтля — Шлихтинга.
В носовой части каждого тела имеется участок с ламинарным пограничным слоем. Его протяженность х определяется равенством местного числа Рейнольдса его критическому значению:
Re = vx/v = ReKp.	(3.17)
Влияние этого участка на коэффициент вязкостного сопротивления не одинаково у судна и его модели (см. пример 3.2). В связи с этим при моделировании принимаются специальные меры, способствующие более раннему переходу ламинарного течения в пограничном слое в турбулентное (см. § 3.3).
Пример 3.2. Оценим длину ламинарного участка в носовой оконечности судна «Инженер» и его моделей, выполнвенных в масштабе mi = LJLV = = 1 : 100 и m2 = 1 : 25. Скорости движения соответственно равны v = = 10 м/с; Чм1 = 1 м/с; ем2 = 2,0 м/с; кинематическая вязкость во всех случаях v = 1,1-Ю-6 м2/с.
Принимая ReKP = 2,5 X Ю5, найдем длину ламинарного участка в общем виде:
xJI = v- (ReKp/f) =2,75 X 10-,/w.
Тогда для судна
хл = 2,75 - 10-2 м; хл/£= 1,59 - 10-2%.
Для моделей
/П1 = 1:100; £м1 = 1,73 м;
хл = 2,75-10-' м; xn/L = 15,9%;
rzi2 = 1 : 25; Lm2 = 6,92 м;
х„ = 1,38 • 10 » м; x„/L = 2.0%.
Таким образом, у натурного судна относительная длина ламинарного участка составляет сотые доли процента и режим его обтекания можно считать полностью турбулентным, а у малой модели (mi = 1 :100) пограничный слой смешанный: в носовой окоиечностн на 16 % длины он ламинарный, а на остальной протяженности — турбулентный.
Точное определение отдельных составляющих вязкостного сопротивления тела произвольной формы — задача, на сегодняшний день не нашедшая окончательного разрешения. Для практических целей используется допущение о том, что сопротивление трения корпуса судна равно таковому у эквивалентной пластины. В качестве последней принимается условная пла
S0
стина, длина и площадь которой соответственно равны длине и площади смоченной поверхности судна и которая движется с той же скоростью, что и судно. Выполнение указанных условий обеспечивает равенство чисел Рейнольдса у эквивалентной пластины и судна (или модели), а следовательно и коэффициентов сопротивления трения, которые могут вычисляться по формулам (3.12), (3.15) или (3.16). В соответствии с зависимостью (3.7) будут равны и величины сопротивления трения в целом. Предполагается также, что и судовая поверхность и эквивалентная пластина являются гидромеханически, или технически, гладкими, т. е. их шероховатость незначительна и ие оказывает влияния на характеристики пограничного слоя, которые и определяют сопротивление трения пластины.
Введенное допущение о равенстве коэффициентов сопротивления трения судна и эквивалентной пластины, строго говоря, не отвечает действительности. Трехмерность корпуса, присущие ему продольная и поперечная кривизна приводят к увеличению этого сопротивления на (3—6)%. На практике указанную добавку относят к сопротивлению формы. Расчеты при этом существенно упрощаются, а их погрешность остается в приемлемых пределах.
В связи с тем, что числа Рейнольдса у судна и его модели не одинаковы (см. § 3.3), различаются у них и параметры пограничного слоя (см. пример 3.3).
Пример 3.3. Найдем коэффициент сопротивления трення и толщину пограничного слоя в кормовой оконечности судна «Инженер» и его моделей. Исходные данные — те же, что и в примере 3.2. Режим течения во всех случаях будем считать полностью турбулентным.
Для судна по (3.9) определяем расчетное число Рейнольдса
Re = uL/v=10- 173/1,1 • 10-в = 1,57- 10»,
а по (3.14) и (3.15) находим толщину пограничного слоя
5/6= 0,217 Re~1/7 = 0,0105; 6=1,82 м
и коэффициент сопротивления трения эквивалентной пластины
<7^ = 0,455/(lg Re)2'58 = 1,49  10~3.
Соответствующие величины для моделей составят:
при mi = 1 : 100 Re = 1 • 1,73/1,1 • 10’6 = 1,57 • 106;
6/Л = 0,0283; 6 = 0,0489 м; Cf0 = 4,12 - 10'»;
при «2=1:25 Re = 2,0 • 6,92/1,1  10-®=1,26. 107;
6/L = 0,021; 6 = 0,145 м; Cfo = 2,90- 10'3.
Сопоставляя рассчитанные величины можно прийти к следующим выводам:
1. Как коэффициент сопротивления трения, так и относительная толщина пограничного слоя у судна всегда меньше, чем у модели.
81
2. В месте расположения движителя поперечный размер гидродинамического следа судна (т. е. удвоенная толщина пограничного слоя в корме) имеет один порядок с диаметром гребного винта, большая часть площади диска которого находится в этом следе. Так, для рассматриваемого судна «Инженер» при диаметре винта D = 6,42 м (см. гл. 4) приблизительно 70 % площади его диска погружены в спутную струю судна.
Своим возникновением сопротивление формы обязано перераспределению давлений в кормовой оконечности судна, происходящим из-за наличия пограничного слоя. Различают тела хорошо- и плохообтекаемые. У первых основная доля в вязкостном сопротивлении приходится на сопротивление трения, у вторых— на сопротивление формы.
Как правило, корпус судна относится к первой категории тел, сопротивление формы у него не превышает 15—35 % вязкостного. Характер изменения сопротивления формы в функции от числа Рейнольдса такой же, как и у сопротивления трения. Последнее обстоятельство позволяет представить коэффициент вязкостного сопротивления в виде
Cv = CFB(\+k),	(3.18)
где k = Сур/Сро — коэффициент формы.
Точное определение коэффициента формы возможно только средствами достаточно тонкого эксперимента. Приближенно этот коэффициент находят с помощью эмпирических зависимостей Грэнвилла (В/Т < 3)
6 = 18,7 • 62/(£/£)2	(3.19)
или Ватанабе (для судов с полными обводами)
k = 0,017 -f- 20б/[(£/В)2 •	(3.20)
Коэффициент формы, как это и следует из его наименования, в значительной степени определяется обводами судна (б, L/В, В/Т), о количественной его величине дает представление пример 3.4.
Пример 3.4. Рассчитаем коэффициенты формы для судна «Инженер» и навалочного (табл. 3.1' Для последнего дополнительно известно: L = = 291 м, В = 50 м, Т = 18,3 м, б = 0,85.
Для «Инженера» по (3.19) имели
k = 18,7d2/(L/B)2 = 18,7 0,6192/6,132 = 0,190,
для навалочного судна по (3.20)
k = 0,017 -J- 206/[(L/B)2 • V^/T] = 0,017 + 20  0,85/[(291 /50)2 • 750/18,3] =
= 0,324.
Сопротивление формы плохообтекаемых тел может достигать всех 100 % —пример тому пластина, поставленная поперек
82
потока, у которой при Re = 10s коэффициент сопротивления составляет Cv = CVP = 2,0. Та же пластина, расположенная по потоку,— идеальное хорошообтекаемое тело; при том же числе Рейнольдса ее вязкостное сопротивление на три порядка ниже: Су - Сро = 2-10—3, а Сур = 0.
Таким образом, кроме формы тела на сопротивление существенное влияние оказывает и его ориентация относительно вектора скорости набегающего потока.
Плохообтекаемые тела могут иметь фиксированную линию отрыва потока и перемещающуюся. К первой категории относятся все тела с острыми кромками: пластина поперек потока, конус и цилиндр, оси которых совпадают с направлением скорости. Однако цилиндр, повернутый на 90°,— пример тела с перемещающейся линией отрыва.
Судовые корпуса, как правило, имеют достаточно большое удлинение (L/B ^=5,5) и относятся к хорошообтекаемым телам, сопротивление формы у которых невелико (см. пример 3.4). В случае меньшего удлинения и полных обводов иногда не удается избежать отрыва потока, что отрицательно сказывается на сопротивлении.
Надводная часть корпуса и особенно надстройки водоизме-щающих судов относятся к телам плохообтекаемым, у них превалирует сопротивление формы.
Волновое сопротивление. Перемещаясь по свободной поверхности воды, судно генерирует волны. На их создание и поддержание затрачивается энергия, которая отбирается у движущегося судна. Эквивалентом этой энергии и является волновое сопротивление. Его величина зависнит от формы корпуса, особенно в оконечностях. Для конкретного судна волновое сопротивление интенсивно возрастает с ростом скорости. Необходимое условие волнообразования — наличие свободной поверхности, соответственно тело испытывает волновое сопротивление только при движении вблизи этой поверхности. При высоких скоростях движения свободная поверхность не успевает деформироваться, в этом случае (Fr-»-oo) волновое сопротивление отсутствует.
Эпюра распределения давлений вдоль корпуса имеет два пика в оконечностях и впадину в средней части (см. рис. 3.2). Близость свободной поверхности трансформирует эту картину, хотя и не меняет ее качественно. Перепады давления приводят к вертикальному перемещению воды, по мере прохождения судна жидкость начинает колебаться — образуются судовые волны. По длине корпуса наблюдается два пика давления —в носу и корме, оба служат волнообразующими центрами, соответственно создаются и две группы корабельных волн — носовая и кормовая. Давления в кормовой оконечности всегда значительно меньше, чем в носовой (см. рис. 3.2,6, в) — это откла
83
дывает отпечаток на кормовую группу волн, которая менее выражена, чем носовая. При движении в условиях неограниченного по глубине и ширине фарватера каждая группа волн в свою очередь состоит из двух систем: расходящихся и поперечных (рис. 3.4).
Расходящиеся волны имеют относительно короткие гребни, располагающиеся симметрично по левому и правому бортам и составляющие с ДП угол, который не зависит от скорости
движения и для всех судов изменяется в очень узких пределах: 20 = 36 4- 40°. Если через середины гребней этих волн провести линию, то она составит с ДП угол 0=18 4- 20°. Внутри этого угла располагаются поперечные волны, гребни которых перпендикулярны к ДП судна. Наблюдатель, находящийся на палубе, видит застывшую картину волн,
Рис. 3.4. Схема волнообразования при движении судна на глубокой воде
поскольку они распространяются со скоростью движения судна v. Носовая поперечная волна возникает несколько позади форштевня и начинается вершиной, кормовая начинается впадиной перед ахтерштевнем.
Протяженность поперечных волн возрастает по мере удаления от места зарождения, а их высота соответственно уменьшается, поскольку остается неизменной энергия, затраченная на волнообразование. Характер последнего определяется относительной скоростью. При невысоких числах Фруда отмечаются преимущественно расходящиеся волны. С ростом скорости все более заметными становятся поперечные волны, интенсивно возрастает и волновое сопротивление. Пути расходящихся волн носовой и кормовой групп не пересекаются, соответственно не наблюдается и их взаимодействия. Иначе обстоит дело с волнами поперечными. Известная из курса гидромеханики зависимость между скоростью с и длиной X справедлива и для корабельных волн
X = 2nc2lg = 2ли2/§,
(3.20)
т. е. длина поперечных волн определяется скоростью движения судна. Поскольку расстояние между волнообразующими центрами практически неизменно, то в зависимости от скорости движения носовая поперечная волна может прийти к месту зарождения кормовой вершиной либо подошвой. В первом случае высота волн результирующей системы уменьшится, будет иметь место благоприятное взаимодействие (интерференция). Когда
84
кроме перечисленных, имеют место и другие составляющие сопротивления, называемые дополнительными. К ним относят сопротивление шероховатости, выступающих частей и воздушное.
Зависимости (3.15) и (3.16) справедливы для определения коэффициента сопротивления трения технически гладкой пластины. Поверхность корпуса судна требованиям такой гладкости не отвечает — она обладает шероховатостью. Последнюю принято разделять на две категории. К общей, или распределенной, шероховатости относят неровности, характерные практически для всей поверхности, вызываемые как особенностями материала корпуса (сталь, дерево, железобетон, пластмасса), так и технологией его обработки и окраски. К местной шероховатости относят сварные швы, заклепочные головки, глухие вырезы и ниши. Шероховатости обоих типов несколько изменяют характер течения жидкости в пограничном слое, а следовательно и вязкостное сопротивление, увеличивая его. Основная доля в этом процессе (до 70 % и более) принадлежит общей шероховатости.
Для количественной оценки распределенной шероховатости вводят среднеквадратичную высоту бугорков kc- Если эти бугорки лежат глубоко в ламинарном подслое пограничного слоя, т. е. выполняется условие kt, 6Л, то шероховатость практически не оказывает влияния на вязкостное сопротивление, поверхность считается гидродинамически гладкой.
Параметры пограничного слоя определяются числом Рейнольдса, что позволяет в условии гидродинамической гладкости поверхности толщину ламинарного подслоя 6Л заменить на этот критерий динамического подобия. Многочисленные исследования показали, что если имеет место соотношение
(k6/L) • Re < 100,	(3.22)
то шероховатость не изменяет сопротивления, т. е. поверхность является гидродинамически гладкой.
Имея статистические данные по среднеквадратичной высоте бугорков, характерных для поверхностей различных судов и их моделей, можно делать выводы о влиянии общей шероховатости на вязкостное сопротивление. Так, например, для поверхности стальных свежеокрашенных судов среднеквадратичная высота бугорков может приниматься равной йб~40-10~3 мм, а для моделей, изготовленных из дерева, парафина или пластика
(4-4-8) • 10-3 мм. При этом поверхность модели является гидродинамически гладкой, а судна — шероховатой (пример 3.5).
Пример 3.5. Определим состояине поверхности судна «Инженер» и его модели в масштабе mi = 1 :25, если для них соответственно известно (ЫМс « 2.3-10-7, (ki/L)« 9-10-7, Ос = 10 м/с, им = 2 м/с, а числа Рейнольдса — см. пример 3.3.
«6
Для судна
(й6/Д) • Re = 2,3 • 10'7  1,57 - 10» = 3,6 - 102> 100.
Для модели
(k6/L) • Re = 9 • 10-7. 1,26 - 107=11 < 100.
Таким образом, поверхность модели гидродинамически гладкая, судна — нет-
Роль элементов местной шероховатости проявляется двояким образом: с одной стороны, они обладают собственным сопротивлением, а с другой — в прилегающем районе изменяют характер течения в пограничном слое.
Точное определение сопротивления шероховатости судна сопряжено со значительными трудностями. Как правило, в практических расчетах по аналогии с общей формулой сопротивления используют выражение
ЯА = Сл(ри2/2)й,	(3.23>
где С а — коэффициент сопротивления шероховатости, определяемый по статистическим данным.
В общем балансе сопротивление шероховатости современных морских стальных судов обычно не превышает (10—15) %, поэтому небольшая погрешность в определении величины СА не приводит к сколь заметному искажению окончательных результатов. Однако следует отметить, что это относится к сопротивлению свежеокрашенного корпуса, т. е. к условиям сдаточных испытаний. В процессе эксплуатации лакокрасочное покрытие частично разрушается, обшивка судна подвергается коррозии, обрастает морскими организмами. Интенсивность обрастания зависит от солености и температуры воды, скорости движения судна и времени его стоянок в портах. Шероховатость поверхности значительно возрастает, соответствующая составляющая сопротивления может стать сопоставимой с основными. Для снижения вредных последствий коррозии и обрастания все суда регулярно проходят докование, в процессе которого их поверхность очищается и окрашивается. Периодичность докования (один-два года) устанавливается Правилами Регистра в зависимости от типа судна, его размеров, района плавания.
К выступающим частям относят все элементы, выходящие за обводы корпуса и имеющие размеры, сопоставимые с толщиной пограничного слоя. Это — гребные валы, кронштейны и выкружки, скуловые кили, рули. Сопротивление этих конструкций имеет в основном вязкостную природу и определяется сложным взаимодействием пограничного слоя корпуса и выступающих частей. Для определения этого сопротивления чаще всего прибегают к экспериментальным методам: проводят испытания как отдельных элементов, так и моделей судов с выступающими частями и без них. Оба способа не лишены недостат
87-
ков: в первом не учитывается взаимное влияние, во втором в силу различия в числах Рейнольдса не моделируется соотношение размеров выступающих частей и толщины пограничного слоя (см. § 3.3). Поскольку для морских транспортных судов сопротивление выступающих частей не превышает (2—10) %, его обычно рассчитывают по формуле
/?ЛР = СЛР(Ри2/2)-й,	(3.24)
где САР — коэффициент сопротивления выступающих частей, принимаемый по эмпирическим данным в зависимости от размеров судна и количества гребных винтов (см. § 3.3).
Для высокоскоростных СДП сопротивление выступающих частей может существенно превышать указанные выше пределы. Так, например, для СПК в расчетном режиме движения всё сопротивление, за исключением воздушного, суть сопротивление выступающих частей (см. § 3.5).
Надводная часть корпуса со стороны воздуха также испытывает сопротивление. Его природа вязкостная, а поскольку надстройки, как правило, относятся к телам плохообтекаемым, преобладает сопротивление формы. Наиболее достоверный путь определения сопротивления воздуха — продувка модели надводной части корпуса в аэродинамической трубе. В практических расчетах его можно учитывать введением добавки
RAA — CAA(pv2/2)-Q,	(3.25)
где САа — коэффициент сопротивления воздуха, определяемый по статистическим данным.
Для морских транспортных судов сопротивление воздуха составляет не более (0,5—1,5) % полного, что имеет один порядок с погрешностью расчетного либо экспериментального определения последнего. В связи с этим указанная составляющая в ряде случаев вообще не учитывается. Однако и здесь не обходится без исключений: сопротивление воздуха резко возрастает в условиях штормового ветра, а для СВП может быть преобладающим и в обычных условиях.
Буксировочное сопротивление и буксировочная мощность судна. Суммируя все рассмотренные выше составляющие, получаем буксировочное сопротивление в целом
R = Rf + Rvp + Rw + RA + Rap + RAa- (3.26)
Строго говоря, в (3.26) фигурируют не все составляющие сопротивления. Так, например, у судов весьма полных обводов (б 0,8) может наблюдаться сопротивление от разрушения носовой подпорной волны Rwb, а также индуктивное сопротивление Ri, объясняющееся созданием двух интенсивных вихрей в носовой оконечности. У многих быстроходных судов нельзя пренебречь брызговым сопротивлением; СВП свойственна спе
88
цифическая составляющая — импульсное сопротивление. Вообще все эти составляющие имеют место для любого судна, однако обычно их можно не учитывать без ущерба для точности расчетов.
Буксировочным сопротивление называется потому, что если бы судно буксировалось, то к тросу необходимо было бы приложить именно такое усилие.
Для обеспечения судну заданной скорости движения нужно затратить определенную полезную мощность Ре, которую по1 аналогии с сопротивлением тоже называют буксировочной
PE = R-v.	(3.27).
С учетом общей формулы сопротивления (3.7) можно записать в виде
РЕ = С^~ • £2 • v = C%--Q-v3,	(3.28).
откуда следует, что буксировочная мощность возрастает пропорционально как минимум третьей степени скорости. Как минимум— потому, что коэффициент полного сопротивления С в свою очередь растет с увеличением скорости (точнее, числа Фруда).
Мощность главной ЭУ судна РЕ всегда больше буксировочной
Пропульсивный коэффициент тщ характеризует эффективность работы движителя, учитывает потери энергии как в самом движителе, так и возникающие за счет его взаимодействия с корпусом.
Значение пропульсивного коэффициента у современных судов изменяется в достаточно широких пределах т]о = 0,4 4- 0,8 и в основном определяется коэффициентом полезного действия движителя (см. гл. 4). Коэффициент полезного действия передачи мощности T]s зависит от ее типа.
Потери энергии в судовых передачах относительно невелики— для наиболее распространенной прямой передачи от двигателя к движителю они составляют не более (1 4-3) %. Таким образом, мощность судовой силовой установки РЕ^практически полностью определяется гидродинамическими факторами: сопротивлением корпуса, эффективностью движителя и скоростью движения судна.
89
3.4. Определение сопротивления экспериментальным путем
Достоверные аналитические методы расчета сопротивления -судна произвольной формы пока что отсутствуют. Поэтому, как и раньше, большое внимание уделяется экспериментам, в ходе которых исследуется сопротивление судна либо его модели. В первом случае, когда объектом испытаний служит само суд-
но, эксперимент называют натурным, во втором — модельным. Прямое определение сопротивления современного, особенно
крупного, судна в ходе натурного эксперимента — задача чрезвычайной сложности. В прин-
Рис. 3.5. Схема натурного эксперимента В. Фруда
ципе для этой цели могут использоваться два метода.
Первый из них, в частности, был реализован в конце прошлого века известным английским ученым Вильямом Фру-дом, который проводил букси-
.1 — <Актив»; 5 —стрела; 3 — буксировоч- рОВОЧНЫе ИСПЫТИНИЯ КОрвеТЭ ный трос; 4 — «Грейхаупд».	«ГрейХЗуНД» (£ = 52 М, D =
= 1000 т) с помощью парового судна «Актив» (рис. 3.5). Однако такая схема определения со
противления имеет ряд существенных недостатков: гидродинамическое влияние судна-буксировщика, невозможность устранения провисания буксирного троса, его рывков и, как следствие, обеспечения установившегося движения. Ну и, наконец, трудно пред-ставить, с помощью какого судна можно было бы буксировать контейнеровоз водоизмещением D — 77 тыс. т (см. табл. 3.1) с расчетной скоростью vs = 24 уз.
Опыт по прямому определению сопротивления вторым способом проводился в начале 50-х гг. нашего столетия по совершенно другой, оригинальной методике. На судне «Люси Астон» были установлены авиационные турбореактивные двигатели-движители. Их тяга, равная по величине сопротивлению корпу-
са, замерялась с помощью динамометров, через которые двигатели крепились к палубе. Очевидная сложность описанного эксперимента объясняет его уникальность — подобных опытов больше никто не проводил. В связи с этим основное значение в теории корабля приобретает модельный эксперимент. Он позволяет не только предсказать сопротивление натурного судна, но и исследовать влияние формы обводов, выбрать их оптимальными для конкретного судна и конкретных^условий плавания. Все вновь строящиеся суда в процессе проектирования проходят стадию модельных испытаний.
Экспериментальные установки для изучения сопротивления. Существует два принципа моделирования — в прямом и обращенном движении. В первом случае модель, подобно натурному
90
Рис. 3.6. Схема опытового бассейна
судну, перемещается относительно неподвижной среды, во втором—модель неподвижна, перемещается рабочая среда.
При моделировании сопротивления чаще всего используется первый принцип — прямое движение. Моделирование может проводиться как в опытовых (буксировочных) бассейнах, так и в условиях открытого водоема.
Основное значение в теории корабля имеют опытовые бассейны— бетонированные каналы, заполненные водой. По способу буксировки модели бассейны разделяют на две группы:' типа Фруда и гравитационные. Последние отйосятся к категории малых — их длина, как правило, не превышает 50 м. Соответственно ограничены и длина моделей LK — (3-=-4) м и скорость буксировки им = (3 4-5) м/с. Перемещается модель с помощью бесконечного троса, натянутого между двумя барабанами. Один из них, ведущий, через систему блоков приводится в движение свободно падающим грузом. Буксировочное усилие, равное сопротивлению модели, задается массой груза, скорость движения заме
ряется. В силу указанных выше ограничений длины и скорости моделей в бассейнах гравитационного типа далеко не всегда удается получить достоверные данные по сопротивлению.
Размеры бассейнов типа Фруда могут быть весьма внушительными: их длина иногда превышает 1000 м, ширина и глубина достигают соответственно 18 и 8 м. Буксировка модели длиной до 12 м и водоизмещением до 10 т осуществляется с помощью специальной тележки. Последняя, вопреки своему уменьшительному названию, имеет большую массу: помимо экспериментального оборудования и вычислительной техники на ней располагается и группа экспериментаторов. Тележка движется по рельсовым путям, проложенным вдоль бассейна, чаще всего по его бортам (рис. 3.6). Скорость тележки может составлять 10—15 м/с и более. Модель крепится к тележке через динамометр, с помощью которого замеряется сопротивление при заданной скорости.
Многие опытовые бассейны специализированы, т. е. приспособлены для проведения испытаний определенных типов. Так, глубоководные бассейны служат для исследования движения модели в условиях неограниченного водоема. В отличие от них мелководные предназначены для буксировочных испытаний моделей при ограниченной глубине. Мореходные бассейны используются для исследования параметров движения судна в условиях волнения. Существуют специальные бассейны для испыта-
91
гний моделей быстроходных судов — СДП. Скорости буксировки в некоторых из них достигают 50 м/с.
В последнее время начали создавать и кавитационные бассейны; в них давление над свободной поверхностью воды регулируется— снижается за счет откачки воздуха из герметичного помещения. Здесь исследуется влияние кавитации на характеристики несущих элементов (крыльев), стоек, движителей быстроходных судов.
Особое место занимают ледовые бассейны, предназначенные для испытаний моделей ледоколов и судов активного ледового плавания в условиях сплошного ледового покрова.
Крупные бассейны типа Фруда—очень дорогостоящие сооружения. Во всех странах мира их насчитывается немногим более ста. В связи с этим каждый опытовый бассейн, когда это возможно, стремятся приспособить для проведения испытаний нескольких из перечисленных выше типов.
Общий недостаток всех опытовых бассейнов — ограниченная длина рабочего участка, на котором модель движется в установившемся режиме. Как правило, более 2/3 длины бассейна используется для разгона модели до необходимой скорости и угля ее торможения. Соответственно ограничено и время, в течение которого можно производить замеры и наблюдения за движением модели.
В этом плане выгодно отличаются испытания моделей с помощью судна-буксировщика на открытом водоеме. Для исключения влияния гидродинамического поля судна модель обычно буксируется впереди него. Время рабочего режима может при этом выдерживаться достаточно большим. Тем не менее такие испытания не имеют широкого распространения — они характеризуются существенно меньшей, чем в лабораторных условиях, точностью замеров; зависят от сезона, погоды и т. д.
Для исследования сопротивления в обращенном движении служат гидродинамические лотки, кавитационные и аэродинамические трубы. В первых двух установках рабочей средой является вода, в последней — воздух. В судостроении аэродинамические трубы находят ограниченное применение: в них продуваются модели надводной части судна некоторых выступающих частей и т. д.
Гидродинамические лотки и кавитационные трубы представляют собой замкнутый контур, в котором циркулирует вода. Принципиальное отличие — в лотках рабочий участок, где располагается модель, имеет свободную поверхность. Здесь могут исследоваться процессы волнообразования, испытываться модели надводных судов.
Кавитационные трубы не имеют свободной поверхности, однако давление в рабочем участке может регулироваться, что позволяет моделировать процессы, связанные с кавитацией.
92
Наибольшее распространение в теории корабля кавитационные трубы находят при моделировании работы движителей и в первую очередь гребных винтов.
Требования, предъявляемые к модельному эксперименту. Полное динамическое подобие при моделировании сопротивления в установившемся движении при наличии геометрического подобия модели и натурного судна обеспечивается равенством определяющих критериев динамического подобия — чисел Фруда и Рейнольдса:
FrM — FrH; 'I Re„ = ReH. J
(3.30)
Определяющими эти критерии являются потому, что сила сопротивления в данном случае зависит от сил весомости и вязкости (см. § 3.2).
Динамическое подобие, условие которого задается равенствами (3.30), означает, что у модели и натуры должно выполняться и равенство безразмерных коэффициентов сопротивления:
Си = си.	(3.31)
В теории корабля моделирование осуществляется в воде, следовательно vM==vH- При этом одновременное выполнение условий (3.30) возможно лишь в единственном случае, когда т = 1 и моделирование сводится к испытанию натурного судна. Таким образом, на практике требования полного динамического подобия выполнены быть не могут, приходится прибегать к частичному подобию, когда обеспечивается равенство не всех критериев, а лишь части их. В нашем случае это означает либо
FrM = FrH; |
ReM =5^ ReH- J
либо
RCm — RChJ ) FrM =#= FrH. J
(3.32)
(3.33)
В соответствии с (3.32) при моделировании по числу Фруда скорость модели должна быть меньше скорости натуры:
vM -- v„-y/7n-	(3.34)
При выполнении (3.33) имеем
vM = vH/m,	(3.35)
т. е. модель должна двигаться со скоростью, во много раз превышающей скорость судна. Это требование с технической точки
93
зрения практически не выполнимо. Однако еще более важно соображение принципиального свойства: реализация условия (3.35) означала бы изменение режима движения (см. пример 3.6).
Пример 3.6. Для модели судна «Инженер», выполненной в масштабе т = 1 :25, найдем скорость, отвечающую (3.34) и (3.35). Расчетная скорость движения судна vs = 21 уз; v = 10,8 м/с.
При моделировании по числу Фруда имеем
= ин \Гт.= 10,8 V1/25 = 2,16 м/с, по числу Рейнольдса
о„ = Vu/m = 10,8 • 25 = 270 м/с.
Объемное водоизмещение модели
VM== Ин • т3 = 28.700/253 = 1,84 м3,
а число Фруда по водоизмещению (при Re„ = Re„)
=	270/9,81 • 1,84 = 77,5.
Относительная скорость модели при этом многократно превысит границу, определяющую начало режима глиссирования —Fro = 3 (см. § 3.1).
Абсолютный рекорд скорости на воде был установлен австралийцем Кеном Ворби в 1978 г. На гоночном катере «Спирит ов Австралия» он достиг фантастической скорости v — = 511 км/ч = 142 м/с. При этом относительная скорость составила FrD = 43.
Изложенное выше убеждает в невозможности обеспечения равенства чисел Рейнольдса, поэтому моделирование осуществляется по числу Фруда. Тогда, основываясь на гипотезе независимости составляющих сопротивления, можно записать
= Cwh, CVm =/= Сук.	(3.36)
Как следствие, не будет выполняться и равенство коэффициентов полного сопротивления модели и натуры:
См Сн.	(3.37)
Таким образом, результаты модельного эксперимента нельзя без изменений переносить на натуру; их следует пересчитывать на основании тех или иных допущений. В соответствии с (3.36) коэффициент волнового сопротивления не нуждается в корректировке; последняя, чтобы учесть различия в числах Рейнольдса, необходима для коэффициента вязкостного сопротивления.
Пересчет вязкостного сопротивления может осуществляться двумя способами. Идея первого из них принадлежит В. Фру-ду и заключается в разделении коэффициента вязкостного сопротивления на две части, для каждой из которых используется свой принцип расчета. Первая, основная, часть—-сопротивление трения эквивалентной пластины CFo', вторая, гораздо менее
94
значимая, сопротивление формы CVP и добавка на влияние кривизны АСГ:
Су = Срй 4- Сур 4- ACF.	(3.38)
Величина CF0 однозначно определяется числом Рейнольдса н находится по (3.15) или (3.16). Относительно второй части вязкостного сопротивления (CVF + ACF) делается допущение, что она не зависит от числа Re и одинакова для модели и натуры. Объединив эту часть с коэффициентом волнового сопротивления Cw, вводят так называемый коэффициент остаточного сопротивления
= Cw (Сур 4- АСр),	(3.39)
который предполагается зависящим только от числа Фруда.
Очевидная теоретическая нестрогость данного метода—допущение о том, что часть вязкостного сопротивления не зависит от числа Рейнольдса. Однако для хорошо обтекаемых тел, к которым относятся и судовые корпуса, указанная часть — (Сур-[-АСг) — относительно невелика, небольшая погрешность в ее определении практически не сказывается на окончательных результатах. В связи с этим широко используемый, так называемый видоизмененный метод Фруда обеспечивает вполне приемлемую точность при расчетах сопротивления по данным модельного эксперимента. Исключение составляют только некоторые суда с очень полными обводами (б > 0,8), для которых погрешность может оказаться ощутимой.
Подводя итог изложенному, рассмотрим методику определения сопротивления по данным модельного эксперимента, или, как часто ее называют, методику пересчета сопротивления с модели на натуру. По замеренным в процессе эксперимента данным— скорости модели и ее сопротивлению по (3.7) —находим коэффициент полного сопротивления модели См. Затем по (3.9) рассчитываем число ReM и по (3.15) определяем коэффициент сопротивления трения эквивалентной пластины CFOm. Далее рассчитывают одинаковый для модели и натуры коэффициент остаточного сопротивления
С Rm = Сы — CF0m = Crh-	(3.40)
Скорость судна
va = vj^m\	(3.41)
находят число ReH по (3.9) и соответствующий ему (3.15) коэффициент сопротивления трения эквивалентной пластины СГОн-Коэффициент полного сопротивления судна определяют с учетом дополнительных составляющих — шероховатости, выступающих частей и воздушного:
Ск — CF0H + CR„ + (СА С ар 4- Саа)~ (3.42)
95
Расчет завершается определением буксировочного сопротивления (3.7) и буксировочной мощности (3.27).
Пример 3.7. Рассчитаем сопротивление и буксировочную мощность судна «Инженер» по данным эксперимента, выполненного на модели в масштабе т = 1 : 25. Площадь смоченной поверхности модели = 9,39 м2. Результаты эксперимента: ом = 2,04 м/с, Rm = 75,4 Н, температура воды в бассейне t= 16 °C.
С использованием (3.7) находим коэффициент полного сопротивления модели (рм — 1000 кг/м3):
См = 2RH/pMv2 • йм = 75,4 • 2/(1000 • 2,042 • 9,39) = 3,85 • 10~3;
с учетом того, что при t — 16 °C, v= 1,11-10-6 м2/с рассчитываем по (3.9) число Рейнольдса модели
ReM = t>M£M/vM = 2,04.6,92/1,11 • 10'«= 1,27 • 107 и по (3.15) определяем коэффициент сопротивления трения эквивалентной пластины.
Сгом = 0.455/(1g Re)2-58 = 2,89 - IO'3, а затем по (3.40) — коэффициент остаточного сопротивления
Сдм = Сдн = См-СДон= (3.85-2,89) - 10’3 = 0,96 • 104
Для натурного судна имеем по (3.41) vK =	= 2,04 -/25 = 10,2 м/с,
по (3.9), принимая v„ = 1,57-10~6 м2/с (см. § 3.1)
ReH = t>H£H/vH = 10,2 - 173/1,57 . 10’e=l,12- 109;
по (3.15) СгОи = 1,55-10—3 и по (3.42), принимая Сл = 0,2-10-3; Cap = = 0,1-10-з и САЛ = 0 (см. § 3.5)
Сн = CF0H + CRH + СА + САР = < ’>55 + °-96 + °-2 + О-1) • J0’3=2,81 • Ю-з.
Сопротивление судна «Инженер» на этой скорости (рв = 1,025 т/м3 — см. § 3.1; Пн = П„/т2 = 9,39  252 = 5870 м2)
RH = Сн (рно2/2) йн = 2,81 • 1,025 • 10,22/(2 • 5870) = 880 кН и буксировочная мощность
РЕ = /?н - vH = 880 • 10,2 = 8980 кВт.
Второй способ пересчета с модели на натуру заключается в том, что разделение сопротивления на составляющие осуществляется в соответствии с их физической природой (3.8) и вязкостное сопротивление пересчитывается целиком с использованием выражения (3.18). Неоспоримое достоинство этого метода — его теоретическая обоснованность. Однако он не находит широкого применения на практике из-за технической сложности нахождения с необходимой точностью коэффициента формы k, а следовательно и коэффициента вязкостного сопротивления в целом.
Выше говорилось о необходимости выполнения геометрического подобия модели и судна. Оно достигается введением жестких допусков на все размеры модели. Кроме того, поверхность модели обрабатывается таким образом, чтобы она стала
96
технически гладкой (см. § 3.3). Для обеспечения наиболее полного соответствия режимов обтекания модели и судна в носовой оконечности модели устанавливается специальный турбулизатор, чаще всего тонкая проволока, укрепленная по периметру первого теоретического шпангоута. Турбулизатор способствует более раннему переходу к турбулентному течению в пограничном слое, т. е. ликвидирует вызванное различием в числах Рейнольдса различие в относительной длине ламинарного участка пограничного слоя (см. пример 3.2).
Для обеспечения наибольшей достоверности расчета сопротивления по данным испытаний модели размеры последней должны быть максимально возможными. Однако длина модели ограничена как размерами бассейна, так, иногда, и достижимой скоростью тележки. Поэтому при планировании модельного эксперимента приходится идти на определенный компромисс: увеличивать число ReM и при этом не выходить за пределы возможностей экспериментальной установки. Этим обстоятельством, в частности, объясняется тот факт, что при изготовлении моделей не всегда придерживаются стандартных масштабов — иногда они принимают достаточно экзотические значения т — - 1 :39, т = 1 : 52 и т. д.
3.5. Приближенные способы расчета сопротивления
Изготовление модели возможно лишь тогда, когда теоретический чертеж судна полностью разработан. Модельные испытания, кроме того, требуют значительных материальных затрат. Поэтому подобные эксперименты проводят обычно на завершающем этапе проектирования. На начальных же его стадиях сопротивление рассчитывают, используя приближенные методы. Последние создаются на базе ранее проведенных экспериментальных исследований, как натурных, так и модельных. Более того, все современные методы основаны на результатах испытаний систематических серий моделей судов, таких серий, в которых характеристики формы корпуса изменяются от модели к модели по определенной системе. Это, кстати, позволяет использовать материалы испытаний таких серий и сами приближенные методы для оценки влияния на сопротивление соотношения главных размерений, других параметров формы.
Точность расчетов приближенными методами повышается и за счет их специализации —предназначения для судов определенного типа: морских транспортных, промысловых, ледокольных, буксирных и т. д.
Современные методы можно разделить на три группы. В первой группе непосредственно рассчитывается полное сопротивление либо буксировочная мощность. Во второй группе
97
приближенно определяется только остаточное сопротивление. Третья группа включает пересчет сопротивления с прототипа.
Методы первой группы самые простые, для их использования необходим минимум информации. К ним относится, например, способ Адмиралтейских коэффициентов, в основе которого лежит выражение (3.28). В соответствии с этим способом буксировочная мощность судна определяется по формуле
P£ = Z)2/3-4/C£,	(3.43)
где D — водоизмещение судна, т; vs — скорость, уз.; Се — Адмиралтейский коэффициент.
Величину СЕ обычно принимают по статистическим данным в функции от размеров судна и его назначения, относительной скорости движения.
Существуют и другие методы, входящие в первую группу. Все они имеют не очень высокую точность, поскольку приближенно определяются обе основные составляющие — сопротивление трения и остаточное. Кроме того, в этих методах, как правило, в явном виде не фигурируют характеристики формы корпуса [см. (3.43)].
В связи с изложенным методы первой группы сегодня используют лишь для самых грубых предварительных оценок.
Для более точного определения сопротивления с успехом применяют методы второй группы. В их основе лежит определение коэффициента остаточного сопротивления в виде
C/j = CRo  ki • k2 ... kn,	(3-44)
где Cro = f (6, Fr)— коэффициент остаточного сопротивления базового судна; /г,- — коэффициенты влияния, учитывающие различие в некоторых основных параметрах формы (L/В, В/Т и др.) у рассчитываемого и базового судов.
Коэффициент сопротивления трения эквивалентной пластины C£0 = f(Re) определяют по (3.15) или (3.16); как и при пересчете с модели, так же находят и дополнительные составляющие сопротивления.
Приближенность методов второй группы — в невозможности учета не только всех особенностей формы проектируемого судна, но и влияния второстепенных с точки зрения сопротивления величин, таких, как коэффициенты полноты ватерлинии а, ми-дель-шпангоута 0 и т. д.
Математическая обработка результатов испытаний систематических серий моделей и представление их в виде аналитических зависимостей позволяет использовать приближенные способы при создании систем автоматизированного проектирования (САПР) судов.
98
Пересчет сопротивления с прототипа возможен, когда имеется судно, по своим параметрам близкое к проектируемому. При этом пересчитывают либо полное сопротивление, либо только остаточное. Идеи пересчета соответственно заимствуют из рассмотренных выше приближенных методов первой или второй группы.
Для расчета сопротивления необходимо знать площадь смоченной поверхности судна. При отсутствии теоретического чертежа эта площадь может быть приближенно определена по одной из формул:
Й = Л  Т (1,36+ 1,1365/7)	(3.45)
£2 = £. 7[2+ 1,37(6 — 0,247)5/7],	(3.46)
где L, В, Т — главные размерения судна; 6 — коэффициент общей полноты.
Формулу С. П. Мурагина (3.45) применяют для относительно быстроходных судов 6	0,65, а формулу В. А. Семеки
(3.46) —для судов с полными обводами 6 > 0,65.
Зависимости (3.45) и (3.46) обеспечивают вполне достаточную для практических целей точность, их погрешность обычно не превышает (2—4) %.
Пример 3.8. Найдем приближенное значение площади смоченной поверхности судна «Инженер» и сравним его с точным.
По формуле (3.45) Мурагина (б < 0,65) рассчитываем Й — £-7(1,36 4-+ 1,13б-В/7) = 173 9,5(1,36 + 1,13-0,619-28,2/9,5) = 5650 м2.
Точное значение Йо = 5870 м2 (см. пример 3.7), погрешность составляет бй = |(й0 — й)/й [ = (5870 — 5650)/5870 = 3,74%.
Коэффициенты дополнительных составляющих сопротивления СА и САР определяют в соответствии с рекомендациями отраслевого стандарта (см. ниже).
Надбавка на шероховатость СА
Длина судна L, м
50—100 150—210
210—250
250—300
300—350
350—400
Коэффициент С  I03 А
0,4-0,3 0,2 0,1 0
-0,1
-0,2
Отрицательные значения СА не имеют физического смысла, при L > 300 м проявляется корреляционная функция коэффициента Сд, приводящего в соответствие данные модельных и натурных испытаний.
7*
99
Коэффициент сопротивления выступающих частей
Коэффициент общей полноты О 0,55—0,60
0,60-0,70
Двухвинтовые суда Количество рулей
1
2
1
2
Коэффициент Сдр-10»
0,45
0,60
0,40
0,55
Одновинтовые суда
Длина судна L, м
50—130
130—200
200—400
Коэффициент С^-103
0,15
0,10
0,05
Эти рекомендации основываются на статистическом материале. Коэффициент воздушного сопротивления при этом принимается САа = 0.
Приводимые ниже два способа приближенного расчета сопротивления пригодны для большинства водоизмещающих судов морского транспортного флота.
Серия быстроходных и среднескоростных судов. Приближенный метод под таким названием предназначен для определения сопротивления контейнеровозов, универсальных сухогрузных и трейлерных судов, в том числе и с горизонтальным способом грузообработки, а также лихтеровозов. Основные геометрические характеристики рассчитываемых судов не должны выходить за пределы:
6 = 0,50 -г- 0,65; L/B = 4,8 -5- 7,0;
£/71/3 = 4,35 4-7,10; В/Т = 2,0 н- 5,0;
<р = б/р = 0,565 4- 0,675.
Метод может использоваться для одно- и двухвинтовых судов с V-образными либо бульбовыми обводами носовой оконечности.
Коэффициент остаточного сопротивления
Cr = CR0 • кцв  кв/т,	(3-47)
где Cro(6, Fr) снимается с графиков на рис. 3.7 или 3.8 в зависимости от формы носовой оконечности.
Коэффициент влияния находится в виде
kL'B = CRo (L/В = 5,64) ’	<3-48)
где Cro определяется по рис. 3.9 и 3.10 в функции от относительной длины L/В рассчитываемого судна и стандартного в данной серии, для которого L/В — 5,64; коэффициент влия-
100
Рис, 3,7, Зависимость CR(6, Fr) — V-образная носовая оконечность
ния kB/T — по рис. 3.11 независимо от формы носовой оконечности.
Серия универсальных среднескоростных судов. Этот приближенный метод может использоваться для расчета сопротивления большинства морских транспортных судов: среднетоннаж-
101
Рис. 3.9. Зависимость Сд(£/В, Fr) — V-образиая носовая оконечность
Рис. 3.10. Зависимость Сц(ЦВ, Fr)— бульбообразиая носовая оконечность
102
ных танкеров и навалочников, универсальных сухогрузных судов промыслового флота, некоторых типов судов каботажного плавания. Модели серии имели С-образную, промежуточную и
Рис. 3.11. Зависимость Кв/т(В]Т,Тг)
V-образную форму носовых шпангоутов. Пределы применимости метода:
6 = 0,6 - 0,8; ф = L/VW = 5,0 -= 7,5;
L/B = 6,0 -ь 8,5; В/Т = 2,0 5,0;
<р = 0,612 = 0,815.
Коэффициент остаточного сопротивления в данном методе находится в виде
Сц = Сдо • by • кв/т • Qb/Ti	(3.49)
где Сд0(6, Fr) снимается с рис. 3.12.
Коэффициент влияния относительной длины
(3.50) где сцр и сц0 снимаются с рис. 3.13 в зависимости от расчетного значения ф и стандартного ф0(6), определяемого по рис. 3.12;
103
104
Рис. 3.14. Зависимости Кв/т (BIT, Fr) и вв/т(В/Т)
коэффициенты kB/r и ав/т, учитывающие влияние отношения В/Т, находят по рис. 3.14.
3.6. Влияние условий эксплуатации на сопротивление
До сих пор рассматривалось сопротивление при движении необросшего судна на тихой воде неограниченной глубины и ширины. В наибольшей степени такие идеальные условия отвечают сдаточным ходовым испытаниям построенного судна на мерной миле. В повседневной практике условия плавания могут существенно отличаться от идеальных, в подавляющем числе случаев сопротивление судна при этом возрастает, порой многократно. Подобное может происходить при движении судна на морском волнении, во льдах, в условиях ограниченной глубины.
Сопротивление судна при плавании в штормовых условиях. Движение судна на взволнованном море сопровождается падением его скорости, иногда весьма значительным. Основные причины, вызывающие это явление, следующие: возрастание сопротивления за счет воздействия на корпус судна волн, а на его надводную часть ветра, снижение эффективности работы пропульсивной установки (двигатель-движитель), рыскание судна на курсе, наличие поверхностного ветрового течения.
Рис. 3.15 иллюстрирует уменьшение скорости довольно крупного судна в штормовых условиях. По оси абсцисс на рисунке отложена сила ветра по шкале Бофорта, по оси ординат — уменьшение скорости. Каждая из кривых соответствует кон
105
кретному направлению ветра относительно курса судна. Вопреки известным пушкинским строкам
Ветер по морю гуляет И кораблик подгоняет
попутный ветер несколько увеличивает скорость, только если его сила не превышает 4—5 баллов. При более сильном ветре ход судна снижается за счет качки, вызываемой волнением. Ветер всех остальных направлений, кроме попутного, приводит к падению скорости. Основную роль при этом играет возрастание сопротивления, которое в свою очередь можно представить
в виде суммы дополнительного сопротивления гидродинами-
ческой Raw и аэродинамической Raa природы.
Увеличение сопротивления корпуса при движении на волнении главным образом возникает за счет продольной качки и взаимодействия ее компонент — килевой и вертикальной качки — между собой. Меньшее влияние оказывает дифракция волн — отражение их от корпуса и интерференция волновой системы, генерируемой качающимся судном с дифракционным волнением.
Теоретический расчет дополни-
Рис. 3.15. Падение скорости прн движении судна в штормовых условиях
тельного сопротивления судна при движении на волнении Raw достаточно громоздок и зачастую не обеспечивает необходимой точности. Широкое применение находят полуэмпирические методы, основанные на теоретических предпосылках и опытных данных. Экспериментальные исследования проводятся в мореходных бассейнах, моделирование осуществляется по числу Фруда. С помощью специальных устройств — волнопродукторов — в бассейне создается волнение с наперед заданными характеристиками, модель судна буксируется по взволнованной поверхности, замеряются ее скорость и сопротивление.
Испытания чаще всего проводят на встречном регулярном волнении, когда сопротивление, как правило, достигает максимальной величины. Известный из курса гидромеханики факт, что энергия волн пропорциональна квадрату их высоты /гв, подтверждается и здесь — дополнительное сопротивление на волнении также пропорционально hl. Зависит оно и от второго параметра регулярного волнения — длины волны X, однозначно связанного с круговой частотой волнения о:
о =
(3.53)
106
Дополнительное сопротивление определяют как разность между найденным средним значением сопротивления на заданном волнении RB и известным сопротивлением на тихой воде при v — const:
Raw == Rb Rtb-	(3.54)
Данные испытаний обезразмериваются и представляются в виде коэффициента дополнительного сопротивления
Raw
(3.55)
где Лв — высота волны; L и В — длина и ширина модели.
При фиксированной скорости (Fr = const) величина rAw зависит только от частоты волнения, достигая максимального значения в районе резонанса по вертикальной и килевой качке, периоды собственных колебаний которых для транспортных судов близки. Зависимость rAW(a) часто называют передаточной функцией дополнительного сопротивления.
В ряде случаев удобнее вместо частоты оперировать равноценной ей величиной
Vt-'/Vt' <3-56>
которая одинакова для судна и его модели.
С ростом скорости движения возрастает и максимум функции rAW(a), а соответствующая ему частота уменьшается.
Однако при всех интересных с практической точки зрения числах Фруда максимум rAw располагается в районе « ~ 1,0, т. е. когда длина волны близка к длине судна (рис. 3.16).
107
Влиянием вязкости на качку судна и сопровождающие ее процессы волнообразования можно пренебречь. Поэтому величина гаулг моделируется по числу Фруда и для заданного значения относительной длины волны Х/L без изменений переносится с модели на судно.
Реальное морское волнение существенно отличается от регулярного. Его характеристики рассматриваются как случайные величины и изучаются с применением вероятностных методов. Развитое нерегулярное ветровое волнение можно представить в виде суперпозиции бесконечного множества регулярных волн. Для описания нерегулярного волнения используется понятие об энергетическом спектре Sj(o), характеризующем распределение удельной энергии (квадрата высоты — hl) волн по частоте. Среднее дополнительное сопротивление при движении с постоянной скоростью на нерегулярном волнении находится как сумма сопротивлений на каждой из бесконечного множества регулярных волн, составляющих энергетический спектр:
СО
Raw = 8pg (В2IL) rAW (о) •	(о) du,	(3.57)
о
где гд-иг(п) —передаточная функция дополнительного сопротивления находится расчетным или экспериментальным путем и является характеристикой судна; S^(o)—энергетический спектр — характеристика морского волнения заданной баль-ности.
Обе функции, входящие под интеграл в выражении (3.57), имеют явно выраженные максимумы, поэтому дополнительное сопротивление Raw в значительной степени определяется взаимным положением этих максимумов, т. е. отношением частот, им соответствующих.
Для приближенного расчета дополнительного сопротивления на волнении существует ряд методов, отечественных и зарубежных.
В соответствии с одним из них, предложенным автором совместно с В. Фердинандом, выражение (3.57) может быть представлено в виде
Raw = 8,9 (1 + 4,46)	- /г2в’35%- Fr1'36 - exp (- 3,5 Fr) • I (a) - 102, кН,
’*	(3.58)
где 6 — коэффициент общей полноты судна; L, В — его длина и ширина, м; 1(a)—безразмерный интеграл, значение кото-го находят по рис. 3.17 в зависимости от параметра
a = 0,252 Fr0,143 • y/Ljh^	(3-59)
108
представляющего собой отношение частот соответствующих максимумам энергетического спектра SE(o) и передаточной функции гауу(о).
Высота волн 3 %-ной обеспеченности Лвз% характеризует силу волнения и определяется в соответствии со шкалой баль-ности морского волнения, от которой зависит и расчетная скорость ветра:
Степень волнения, баллы ... Ill	IV	V	VI
Высота волн hB 3%, м . . . . 1,25	2,0	3,5	6,0
Расчетная скорость ветра, м/с 8,0	11	14	19
VII VIII
8,5 11,0
24	29
Выражение (3.58) можно использовать для определения дополнительного сопротивления не очень полных судов (6 = = 0,55 4- 0,75), движущихся на встречном нерегулярном волнении.
Сопутствующий этому волнению встречный ветер вызывает дополнительное воздушное сопротивление, которое может быть найдено по формуле
Нал = Сда (ра^а/2) • Sa,	(3.60)
где САА— коэффициент воздушного сопротивления, рА — плотность воздуха, vA = v + vw — скорость воздушного потока, обтекающего надводную часть судна, равная сумме скоростей судна v и ветра vw', Sa — площадь проекции надводной части судна на плоскость мидель-шпангоута.
Если отсутствуют более точные данные (продувки в аэродинамической трубе, чертежи судна), то для современных транспортных судов можно принимать САА = 0,7, и
Sa = 2,5L, м2	(3.61)
где L — длина судна, м.
Приведенные зависимости (3.58) и (3.60) можно использовать для определения дополнительного сопротивления и оценки нижней границы потери скорости при плавании судна в условиях шторма заданной бальности.
Сопротивление судна при движении во льдах. Большинство судов отечественного флота предназначено для эксплуатации в ледовых условиях. Они строятся на классы Л и УЛ Регистра, а суда активного ледового плавания (ледокольно-транспортные) имеют класс УЛА — усиленный ледовый (арктический).
В зависимости от ледовой обстановки различают два основных режима движения судна — в сплошном и битом льду. Первый является расчетным для ледоколов и в меньшей степени ледокольно-транспортных судов. В битых льдах приходится плавать всем судам ледового класса, в том числе имеющим обычные формы корпуса и соотношения главных размерений.
109
Наиболее распространенным при этом является движение в заполненном льдом канале, проложенном ледоколом. Сплоченность битого льда определяется отношением площади, занятой льдинами, к общей площади и измеряется по десятибальной шкале: сплоченность 8 баллов означает, что 80 % поверхности воды, покрыты льдом.
При движении во льдах, сопротивление судна во многом определяется такими характеристиками, как прочность льда, его толщина, торосистость, заснеженность, коэффициентами трения льда о корпус и льда о лед и др. Большинство этих характеристик в реальных условиях изменяется в очень широких пре-
Рис. 3.18. Сопротивление при движении судна в сплошном льду
делах в зависимости от времени года, района плавания, солености воды и т. д. Все это затрудняет достоверное прогнозирование сопротивления при движении во льдах, существующие методики его определения во многом носят оценочный характер.
В сплошном льду ледокол может перемещаться непрерывным ходом или набегами. Последний режим практикуется в тяжелых льдах, когда движение с постоянной, пусть и малой, скоростью без остановок невозможно, В этом случае движение имеет явно
выраженный циклический характер. Основную роль играют вспомогательные операции (реверсирование, отход назад, разгон), непосредственное продвижение во льду едва занимает 10% времени одного цикла. Этот режим весьма сложен и не поддается детальному анализу, на нем мы останавливаться не будем. При непрерывном движении (t>s 1 уз) ледокол носом прорезает лед, разламывает его бортами на отдельные сектора, притапливает, раздвигает и частично разрушает их. Основная масса обломков льда облегает подводный корпус, часть из них загоняется под кромки образовавшегося во льду канала. Ширина последнего несколько превышает максимальную ширину ледокола и обычно составляет Вк ~ 1,2В. Канал за ледоколом практически полностью заполнен битым льдом от ледяного крошева по оси до крупных льдин у сравнительно ровных кромок.
В соответствии с описанными выше процессами можно выделить следующие основные составляющие сопротивления: разрушения льда форштевнем и бортами; притапливания, поворачивания и раздвигания льдин; трения льда об обшивку корпуса и льда о лед; гидродинамическое.
Типичная зависимость сопротивления движению в сплошном льду приведена на рис. 3.18. Экстраполяция этой кривой в область v = 0 позволяет выделить так называемое прямое, не
110
зависящее от скорости сопротивление 7?Пр и скоростное Яск-В прямое в основном входит сопротивление разрушения льда и сопротивление, связанное с силами весового характера (при-тапливание, поворачивание льдин). Скоростное сопротивление включает сопротивление раздвигания разрушенного льда и сопротивление воды движению судна. Последняя составляющая — гидродинамическая, как правило, мала по сравнению с ледовым сопротивлением. С небольшой погрешностью, вызванной различием в процессах волнообразования, гидродинамическая составляющая может приниматься такой же, как и на чистой воде.
Максимальная толщина льда, которую ледокол еще может преодолевать непрерывным ходом со скоростью vs — 1 4- 2 уз, называется предельной. Она тем больше, чем больше водоизмещение ледокола, его энерговооружённость.
При движении в предельных и близких по толщине льдах, гидродинамическая составляющая сопротивления пренебрежимо мала и ее обычно не принимают в расчет. В этом случае определению подлежит так называемое чистое ледовое сопротивление Ял.ч. Для его расчета применительно к ледоколам можно использовать полуэмпирическую зависимость
Ял. ч = Вйлц (о,004ор + З.буА + 2,5В0-65	, кН. (3.62)
где В — ширина судна, м; /гл— толщина льда, м; ор — предел прочности льда на изгиб, кПа; ул— удельный вес льда, кН/м3; V — скорость движения, м/с; ц, тр— коэффициенты, характеризующие форму корпуса ледокола.
При отсутствии более точных данных можно принимать = 600 кПа, ул = 8,5 кН/м3, ц = 1,47, т)2 = 2,83.
Для судов активного ледового плавания, способных непрерывным ходом преодолевать сплошные льды, чистое ледовое сопротивление может быть приближенно найдено по формуле
Ял. ч = (0,2орйл -|- 16,8»), кН,	(3.63)
где т)1 — коэффициент ледокольности, изменяющийся для различных судов в пределах тр = 1,1 4- 2,1; остальные величины — те же что и в (3.62).
Пример 3.9. Найдем чистое ледовое сопротивление отечественного атомного ледокола «Арктика» (L = 136 м, В = 28 м, Т = 11 м) при движении в сплошных льдах толщиной йл = 2 м со скоростью vs = 2,5 уз = 1,29 м/с.
По (3.62) рассчитываем	«
Ял.ч = 28-2- 1,47 [0,004 • 600 + 3,6 - 8,5 • 2-|-2,5 • 280,65 - 1,29/(1,47 - 2,83)]=
= 5790 кН.
Пример 3.10. Определим чистое ледовое сопротивление ледокольнотранспортного судна типа «Норильск» (L = 165 м, В = 24 м, Т = 10,5 м)
111
при движении в сплошных льдах толщиной Ля = 1,2 м со скоростью v3 = == 2 уз = 1,02 м/с. Принимая т]! = 1,6, по (3.63) рассчитываем
7?л.ч =-^-(0,25олЛл+ 16,8с/) = (24 - 1,2/1,6) - (0,25 - 600-1,2 +
+ 16,8 - 1,02) =2900 кН.
Сопротивление судна, движущегося в битом льду, также принято разделять на ледовую и гидродинамические части, причем последняя принимается такой же, как и на чистой воде при данной скорости. Ледовое сопротивление определяется в этом случае потерей кинетической энергии при соударении корпуса со льдинами, раздвиганием обломков льда, их деформациями и трением их друг о друга. Оно может быть приближенно найдено по формуле
7?л. Ч = Ул У^Л • (В/2)2 • fe, (1 + 2faH (L/B)) +
+ k2ynrhnB (f + aH tg a0) Fr + k3ynrhnL tg1 a0 • Fr2, кН, (3.64)
где г — средний размер льдин в плане, м; Ал— толщина льда, м; L, В — длина и ширина судна, м; аа — коэффициент полноты носовой ветви конструктивной ВЛ, а0 — угол входа носовой ВЛ, град; ki, k2, k3 — безразмерные коэффициенты; f — коэффициент трения обшивки о лед.
Для практики наиболее интересен случай движения транспортного судна в канале за ледоколом. Сплоченность битого льда при этом может считаться равной 8 баллам, безразмерные коэффициенты в (3.64) принимают значения k\ — 0,15; /г2 = 5,7; k3 = 4,3. При отсутствии более точных сведений можно ориентироваться на статистические данные о форме ледоколов и судов ледового плавания, согласно которым для первых а^ав = = 0,69+0,76, для вторых а « ан = 0,8+0,81, угол входа носовой ватерлинии для обоих типов судов а» — 20 + 30°. Коэффициент трения льда о корпус можно принимать f — 0,1, а средний размер льдин в канале определять в функции от толщины сплошного льда:
h, м............... 0,5	1,0	1,5	2,0
г, м............... 0,7	1,1	1,3	1,4
Зависимость 3.62 + 3.64 включают ряд параметров (<тр, йл, г, f и др.), точность определения которых недостаточно высока, поэтому они могут служить лишь для приближенной оценки сопротивления судна при движении во льдах.
При моделировании движения судов в ледовых условиях возникают дополнительные проблемы. Увеличивается количество определяющих критериев динамического подобия: на
112
ряду с числом Фруда, требуется удовлетворить и равенство у модели и натуры чисел Коши
Ch = po2/E,	(3.65)
моделирующих соотношение сил инерции и сил упругости разрушаемого льда, модуль упругости которого Е. Кроме того, необходимо соблюдать геометрическое подобие в толщине льда и размерах его обломков (при движении в битом льду), обеспечить равенство коэффициентов трения f и соотношения плотности льда и воды.
Одновременное выполнение всех этих требований практически невозможно, соответственно усложняется методика проведения модельного эксперимента и пересчета его результатов на натуру. Сегодня этот вопрос еще не нашел общепринятого разрешения; порой эти методики различны в разных исследовательских центрах.
Сопутствуют модельному эксперименту и сложности чисто технического свойства: перед каждым пробегом модели на поверхности воды нужно наморозить лед заданных параметров.
Исследования ледовой ходкости проводят в специальных ледовых опытовых бассейнах, количество которых в мире в последнее время увеличивается пропорционально росту практического интереса к проблеме.
Современные самые мощные ледоколы способны преодолевать непрерывным ходом ледяные поля толщиной до 3 м. Плата за высокую ледопроходимость — существенное увеличение энерговооруженности по сравнению с обычными судами. Так, например, атомный ледокол «Арктика» (£> = 23400 т, Ps = = 55200 кВт) при умеренной скорости на чистой воде — Vs = 21 уз (FrB = 0,645) обладает энерговооруженностью vs = = 2,4 кВт/т. Иными словами, этот ледокол по энерговооруженности более чем в 4 раза превосходит контейнеровоз (см. табл. 3.1), хотя их относительные скорости близки.
Сопротивление движению в условиях ограниченного водоема. Проблема определения этого сопротивления актуальна в основном для судов внутреннего и смешанного плавания, которые большую часть времени эксплуатируются в реках, каналах, мелководных водоемах — озерах, водохранилищах. Применительно к морским судам влияние мелководья может проявляться во время ходовых испытаний, проводимых обычно на специальном полигоне — мерной миле.
Для количественной оценки влияния мелководья"'в рассмотрение вводятся дополнительные параметры: отношение глубины водоема к осадке судна Н/Т и относительная скорость на мелкой воде
Егн = ц/7^Д.	(3.66)
113
Ограничение водоема по глубине оказывает влияние на все основные составляющие сопротивления. Стеснение потока между днищем судна и дном водоема приводит к росту местных скоростей и соответствующему увеличению обеих составляющих вязкостного сопротивления. Последнее может повыситься на 20—40 % в зависимости от величины Н/Т.
Однако основную роль в увеличении сопротивления судна в целом играет волновая составляющая, которая может возрасти многократно. Это объясняется тем, что скорость волн на мелкой воде не может превышать величины
с =	(3.67}
Скорость распространения судовых волн равна скорости движения судна, следовательно в области критической скорости окр = ^gH (Ffh= 1,0) процесс волнообразования должен претерпевать качественные изменения.
Действительно, при невысоких относительных скоростях FrH < 0,3 характер движения, а вместе с ним и сопротивление на мелкой и глубокой воде практически одинаковы; с ростом скорости картина существенно изменяется. Длина поперечных волн, образуемых судном, а также угол раствора расходящихся волн увеличиваются, судовые волны охватывают все большую поверхность, соответственно возрастают и потери энергии на волнообразование. При критической скорости (FrH= 1,0) расходящиеся волны исчезают совсем, образуются две поперечные волны большой интенсивности, называемые спутными. Особенно в этом плане выделяется носовая волна — ее высота при малых значениях Н/Т может быть настолько велика, что у судна появится заметный дифферент на корму. Последнее обстоятельство может привести, наряду с сопутствующим ему увеличением средней осадки, к касанию корпусом дна водоема и даже его присасыванию к грунту.
Волновое сопротивление при этом (Fr^ = 1,0) достигает максимума, возрастая в несколько раз по сравнению с таковым на глубокой воде. На кривой сопротивления появляется характерный горб.
При закритических скоростях (FrH > 1,0) поперечные волны исчезают в силу ограничения, накладываемого требованием (3.67). Фронт расходящихся волн искривляется, обращаясь выгнутой стороной к судну, волновое, а вместе с ним и сопротивление судна в целом падают. При дальнейшем росте скорости (FrH > 1,1 4- 1,2) сопротивление на мелководье становится меньшим, чем на глубокой воде (рис. 3.19).
Движение судна в мелководных каналах сопровождается такими же процессами, однако они более ярко выражены. На увеличение сопротивления существенное влияние оказывает стесненность потока не только по глубине, но и по ширине. На-
114
ряду с Н/Т, в качестве параметра, характеризующего такую
стесненность, выступает отношение ширины канала к ширине судна либо отношение площади мидель-шпангоута к площади поперечного сечения канала. Определенное влияние оказывает и форма поперечного сечения канала, с точки зрения сопротивления прямоугольная форма имеет преимущества перед трапециевидной, хотя последняя технологичнее.
При движении в узком мелководном канале со скоростями, близкими к критической, создается спутная волна большой
интенсивности и возникает обратный поток. Обе эти причины ведут к резкому увеличению сопротивления, а также способствуют размыванию ложа канала (реки). При за критических скоростях сопротивление интенсивно снижается (рис. 3.19).
Для предохранения берегов и ложа внутренних водных путей от размывания ограничивают скорость движения по ним
^тах "С 0,55
(3.68) рис sig. Сопротивление
Глубина большей части внутренних водоемов редко превышает Н = 10 м, чему соответствует допустимая скорость Отах ~ 20 км/ч. На этой вели-
движеиию судна
/ — на глубокой воде; 2 — на мелководье; 3 — в мелководном канале
чине практически остановился рост скорости водоизмещающих речных судов еще в начале нашего века. Качественный скачок произошел с началом использования СПК и СВП, скорости которых составляют 60—80 км/ч. В расчетном режиме движение этих судов практически не сопровождается волнообразованием,
поэтому их скорость не ограничивают.
Морским судам иногда также приходится двигаться в каналах и реках, где скорость жестко ограничивается. Эти режимы, как правило, занимают очень непродолжительное время и не принимаются в расчет при назначении эксплуатационной ско
рости.
Однако при проведении ходовых испытаний недопустимо искажение результатов за счет недостаточной глубины полигона. Поэтому эта глубина не должна быть меньше чем найденная по каждой из двух формул:
Я, > 3 д/ВТ;
(3.69)
Я2>2,75.(^/§).	(3.70)
Легко убедиться, что выражение (3.70) означает ограничение относительной скорости величиной Рги<0,31, когда еще
8’
115
характер волнообразования на мелководье практически не претерпевает изменений.
Пример 3.11. Найдем минимально допустимую глубину на мерной миле для проведения ходовых испытаний судов «Инженер» и навалочного (см. табл. 3.1 и пример 3.4).
Для судна «Инженер» по (3.69) и (3.70) имеем
Я, = 3 • VB7 = 3 - д/28,2 - 9,5 = 49 м;
Н2 = 2,75 • (yl/g) = 2,75 - 212/9,81 = 125 м,
т. е. Нт1п = Н2 = 125 м и определяющей при этом является скорость движения.
Для навалочного судна
/7,=3  V50 • 18,3 = 91 м:
Н2 = 2,75 - 12,62/9,81 =45 м, т. е. Hmin —	= 91 м — глубина полигона определяется габаритами судна.
Рекомендации, подобные (3.69) и (3.70), используют и при выборе размеров модели в ходе проведения буксировочных испытаний в опытовых бассейнах. Кроме того, по специальным методикам учитывают и необходимость исключения влияния боковых стенок бассейна.
Дополнительные требования к модельному эксперименту, связанному с изучением влияния ограничения фарватера на сопротивление, заключаются в обеспечении геометрического подобия границ потока (Н/Т, b/В и т. д.) и не представляют принципиальных трудностей.
3.7. Сопротивление движению быстроходных судов с динамическим поддержанием
Сопротивление глиссирующих судов. Более раннему выходу на расчетный режим и снижению сопротивления при глиссировании в значительной степени способствует специальная форма корпуса. С этих позиций оптимальным было бы плоское либо имеющее небольшую продольную погибь днище. Однако такие обводы противопоказаны с точки зрения мореходности — даже при незначительном волнении корпус испытывал бы большие ударные нагрузки. Поэтому у глиссирующих судов получила распространение плоскокилеватая форма днища в сочетании с транцевой кормой (рис. 3.20). Угол килеватости р, максимальный у носовых шпангоутов убывает по мере продвижения в корму, а в районе транца достигает своего минимума: р = 0-=- 10°. Бортовая ветвь шпангоута соединяется с днищевой не плавно, как у водоизмещающих судов, а с изломом. Отсюда и название подобных обводов — остроскулые. В некоторых случаях на дни
116
ще располагают один или несколько поперечных уступов, так называемых реданов. Некоторые глиссирующие суда имеют и продольные реданы. Все эти неплавности — острые скулы, транцевая корма, поперечные и продольные реданы — предназначены для фиксирования отрыва потока в расчетном режиме движения, предотвращения замыва бортов, транца и элементов днища, не участвующих в создании гидродинамической силы поддержания, а следовательно снижения сопротивления корпуса.
Естественно, что все эти острые кромки «генераторы отрыва» резко увеличивают сопротивление глиссирующего судна
в режиме плавания и в большей части переходного режима (см. § 3.1). В этих режимах сопротивление имеет те же составляющие, что и у водоизмещающих судов. В расчетном режиме движения при глиссировании сопротивление корпуса можно представить в виде
R = Rf + Rp, (3.71) где Rf и Rp — соответственно сопротивление трения с учетом шерохова-
гости и давления.
В свою очередь, RP— это проекция равнодействующей сил гидродинамического давления на направление движения, т. е.
Rp = G - <р,
Рис. 3.20. Обводы глиссирующего катера
(3.72)
где G = yV— сила тяжести судна; <р— угол глиссирования (дифферента).
Повышенное давление на днище глиссера приводит к волно-и брызгообразованию, так что может рассматриваться как сумма брызгового и волнового сопротивлений. С ростом скорости снижается угол глиссирования, соответственно уменьшается и сопротивление давления, в основном за счет своей волновой составляющей. При развитом глиссировании RP <Z RF, т. е. основную роль в сопротивлении корпуса играет сопротивление трения. Нелишне вспомнить, что подобная картина имеет место и для тихоходных и среднескоростных водоизмещающих судов.
Дополнительные составляющие сопротивления — воздушное Raa и выступающих частей RAP— у глиссирующих судов в общем балансе играют существенную роль. Особенно это относится к величине RAP, которая зависит от количества гребных валов и для двух- и трех винтовых котеров может составлять до (20—25) % сопротивления корпуса.
Удельное, отнесенное к силе тяжести судна, сопротивление глиссирующих судов в режиме плавания и в значительной ча
117
(3.73)
сти переходного существенно выше, чем у водоизмещающих судов, — сказывается отрыв потока на всех угловатостях обводов. Однако в расчетном режиме глиссирования эти же обводы имеют явные преимущества перед хорошообтекаемыми круглоскулыми (рис. 3.21).
Сопротивление движению судов на подводных крыльях. В расчетном режиме движения условия равновесия СПК (рис. 3.22) записываются в виде
ГН+ГК = О;
У»  /кр == G • /цт>
где Ун, Ук — подъемные силы носового и кормового крыльев, /кр— расстояние между крыльями; /цт —отстояние ЦТ судна от передней кромки кормового крыла, относительно которой записывается уравнение моментов — второе равенство в (3.73). Здесь и далее по установившейся традиции, подъемную силу крыльев будем обозначать буквой У.
Поскольку сила тяжести судна G = const, для выполнения требований, накладываемых (3.73), при всех скоростях в расчетном, крыльевом, режиме движение необходимо обеспечить условия
Ун = const; Ук = const-	(3.74)
Из гидромеханики известно, что подъемная сила крыла
Y = Cy (po1 2/2)-S.
(3.75)
где CY — коэффициент подъемной силы; S — площадь крыла в плане.
Начало расчетного режима совпадает воды, который происходит при скорости
с отрывом корпуса от v0, существенно мень-
Рис. 3.21. Удельное сопротивление в функции от относительной скорости
1 — круглоскулые обводы;
2 — остроскулые обводы, 3 — СПК; 4 -СВП
шей максимальной расчетной пр. Для СПК различных типов отношение этих скоростей может составлять
Рнс. 3.22. Схема сил, действующих на СПК в расчетном режиме движения
118
vp/[?0= 1,3 4-2,5, откуда следует, что величина скоростного напора в (3.75) будет изменяться в 1,7—6,3 раза. Так, например, для канадского опытного противолодочного корабля на подводных крыльях «Бра Д’Ор» скорость отрыва v0 = 25 уз, а максимальная расчетная vp = 62 уз, т. е. vp/vo ~ 2,5.
Обеспечение условия (3.74) при изменении скорости возможно за счет соответствующего в (3.75) изменения величин Су или S либо их обеих. Из курса гидромеханики известно, что
Су = f (а, Я),	(3.76)
где а — угол атаки; h=h/b — относительное погружение; h — отстояние от входящей кромки до поверхности воды; Ь — хорда крыла.
По способу регулировки подъемной силы, т. е. выполнения требований (3.74), крыльевые системы СПК условно можно разделить на три типа: малопогруженные крылья (МПК), реализующие зависимость Су (Я); пересекающие свободную поверхность крылья (ПСПК), площадь которых зависит от погружения S(ft); автоматически управляемые подводные крылья (АУПК), у которых регулировка подъемной силы осуществляется за счет изменения угла атаки всего крыла Су = f (а) либо поворота закрылка. Последний вариант — крыло с закрылком — находит более широкое применение. Чаще всего АУПК погружены достаточно глубоко, так что влиянием свободной поверхности можно пренебречь.
У судов с неуправляемыми крыльями — МПК и ПСПК — регулирование подъемной силы возможно только за счет изменения погружения крыльев, соответственно в расчетном режиме движения посадка СПК изменяется в достаточно широких пределах.
На СПК с АУПК регулировка Су осуществляется за счет управления глубокопогруженными крыльями (или их закрылками), посадка судна остается практически неизменной. Присущий этим СПК значительный клиренс — отстояние корпуса от поверхности воды — облегчает обеспечение заданной мореходности.
Как и у глиссирующих судов, расчетному режиму движения СПК предшествуют два других — режимы плавания и переходный.
Сопротивление СПК на первых двух режимах можно записать в виде
7? = 7?н + Rwa + Rap + Raa,	(3.77)
где RH — сопротивление корпуса; Rwg — сопротивление крыльев, Rap и Raa — сопротивление выступающих частей и воздушное соответственно.
119
В расчетном режиме корпус судна выходит из воды, следовательно
R = Rwa + Rap + Raa-	(3.78)
При расчетах сопротивления СПК крылья выделяют в отдельную статью, а к выступающим частям относят стойки крыльев, гребные валы и их кронштейны, рули.
Типичная зависимость сопротивления СПК от скорости движения приведена на рис. 3.23. Характерный горб сопротивления объясняется тем, что начиная с соответствующей ему скорости корпус начинает выходить из воды и его сопротивление интенсивно убывает, превращаясь в ноль при скорости отрыва v0 — скорости выхода на крылья. Для облегчения выхода СПК на расчетный режим его корпус обычно имеет остроскулые реданные обводы. За счет наличия развитых выступающих частей (крыльев, стоек и т. д.) по удельному сопротивлению СПК на невысоких относительных скоростях существенно проигрывает водоизмещающим и глиссирующим судам, однако в расчетном режиме движения имеет по сравнению с ними явные преимущества (рис. 3.21).
Вообще говоря, в соответствии с (3.75) за счет выбора необходимой площади S на крылья можно поставить любое судно, однако при малых относительных скоростях это не рационально (пример 3.12).
Пример 3.12. Оценим габариты крыльев и сопротивление судна «Инженер», если его превратить в СПК, т. е. поставить на крылья.
Для расчета примем верхние границы характерных для современных СПК значений коэффициента подъемной силы крыльев Сг = 0,25 и их качества К = CrlCx = 20.
Тогда, рассматривая для простоты одно крыло, т. е. Y = G с помощью (3.75) найдем его необходимую площадь при расчетной скорости os = = 21 уз
„ 2G	2-288 000	2
CYpv2 0,25 - 1,025 (0,514 - 21)*	М '
Считая, что хорда не должна превышать длину судна, т. е. b = L = = 173 м, определим размах требуемого крыла
I = S/b = 14 000/173 = 114 м, что почти в четыре раза превышает ширину корпуса.
Ориентировочное значение сопротивления крыла п _______________г Р° <?—	__ G ___14 400 кН
— СХ 2	20 ~ 20	’
120
что более чем в 14 раз превышает сопротивление водоизмещающего варианта судна «Инженер», которое на этой скорости составляет Л — 1020 кН (см. § 3.8).
Рассмотренный пример наглядно иллюстрирует тот факт, что использование подводных крыльев для создания силы поддержания при относительных скоростях, соответствующих режиму плавания, совершенно неприемлемо, так как требует установки гигантских по размерам крыльев, а, кроме того, многократно увеличивает их сопротивление.
Сопротивление среды движению судов на воздушной подушке. В отличне от всех остальных судов у СВП отсутствует режим плавания. Сила поддержания у ннх создается за счет повышенного давления в воздушной подушке (ВП)—пространстве между днищем и поверхностью воды. Это давление однозначно определяется площадью Sn ВП и силой тяжести судна:
pn = G/Sn.	(3.79)
Для создания необходимого давления в подушке в нее непрерывно нагнетается воздух. Мощность предназначенного для этой цели вентилятора
Рв = Рв • Q/Пв.	(3.80)
где рв = kpu — напор вентилятора; /г > 1—коэффициент, учитывающий потери напора в системе подачи воздуха; Q — расход воздуха; т]в — КПД вентилятора.
Отсюда очевидна еще одна особенность СВП — даже без хода, в так называемом режиме парения, затрачивается энергия на поддержание ВП. Для современных СВП можно считать pn=/=f(t)), а следовательно и мощность вентилятора остается практически неизменной на всех режимах движения.
Все мореходные качества СВП, а в первую очередь ходкость, определяются типом судна. СВП с полным отрывом от поверхности или амфибийные (СВПА) не имеют контакта с водой как в режиме парения, так и на ходу. Воздух истекает из ВП по всему ее периметру, расход его относительно велик, велика и мощность вентилятора. Скеговые СВП (СВПС) имеют постоянно погруженные в воду узкие боковые корпуса — скеги, препятствующие истечению воздуха из подушки по бортам судна. Соответственно снижаются по сравнению с СВПА затраты мощности на поддержание ВП. Приведенная на рис. 3.24 схема иллюстрирует указанные особенности СВП различных типов.
Для обеспечения при умеренных расходах воздуха требуемой мореходности по контуру ВП устанавливается гибкое ограждение (ГО), способное подгибаться при прохождении судна над волной. В полном соответствии со своим названием СВПА могут выходить на берег и передвигаться по суше, наличие ГО позволяет им преодолевать препятствия.
121
В связи с отсутствием режима плавания у СВП выделяют только два режима — переходный и расчетный. Это деление тоже в достаточной степени условное — по аналогии с СПК считают, что расчетный режим начинается за горбом сопротивления.
Для обоих типов СВП сопротивление можно записать в виде
Р = Rw Ч- Rr + Ri Ч- Raa,	(3.81)
где Rw, Rr, Ri, Raa — соответственно волновое, остаточное, импульсное и воздушное сопротивление.
Рис. 3.24. Схемы СВПА (а) и СВПС (б)
1 — гибкое ограждение; 2 — скег
Точному определению в (3.81) поддается только импульсное сопротивление
Ri = PaQv,	(3.82)
где ра — плотность воздуха.
Физическая суть этой составляющей: затраты энергии на ежесекундный отбор из окружающей среды необходимого объема воздуха Q и придание ему скорости v, равной скорости движения СВП.
Волновое сопротивление объясняется наличием под днищем СВП области повышенного давления, которая, перемещаясь вместе с судном, деформирует поверхность и вызывает вертикальные колебания воды. Максимум волнового сопротивления имеет место в переходном режиме, с ростом скорости оно убывает и в расчетном режиме движения СВП практически отсутствует. Характерный горб на кривой сопротивления своим появлением обязан именно волновому сопротивлению.
Остаточное сопротивление включает ряд составляющих различной природы. Это сопротивление от замыва гибкого ограждения, брызговое, сопротивление взаимодействия внешнего потока с ВП. Для СВПС в их число часто включают н гидродинамическое сопротивление скегов.
В зависимости от типа СВП изменяется и роль отдельных составляющих в общем балансе сопротивления. Различно и
122
соотношение энергетических затрат на создание воздушной подушки Рв и на движение Ps, так у СВПА величина (Pb/Ps) значительно больше, чем у СВПС.
Удельное сопротивление СВП меньше, чем у других СДП (см. рис. 3.21), однако суммарные энергетические затраты на движение имеют один порядок. Это объясняется необходимостью поддержания ВП.
Сопротивление движению судов-экранопланов (СЭП). При движении крыла вблизи опорной поверхности — экрана (воды, земли).— его аэродинамическая подъемная сила возрастает в тем большей степени, чем меньше расстояние до .____________I_____„l._Z_
экрана. Одновременно за счет индук-тивного несколько снижается и сопро-	\
тивление крыла. В результате увели-	/
чиваются качество, а следовательно и / экономические показатели транспорт- / ного средства, летящего вблизи опор-	v
ной поверхности. Водная поверхность рис 325. Сопротивление в этом отношении имеет явные преиму- движению судна-экрано-щества перед сушей — на ней отсут-	плана
ствуют горы, леса, другие значи- / — стартовый режим; 2 — полет тельные неровности. Эти обстоятель-	иад водой
ства и привели к идее создания СЭП. В зависимости от компоновки их принято разделять на СЭП типа летающее крыло и СЭП самолетного типа. Первое фактически представляет собой крыло малого удлинения, второе почти не отличается по форме от обычного самолета.
Если СЭП в расчетном режиме околоэкранного полета не имеет контакта с водной поверхностью, оно относится к амфибийному типу, в противном случае может двигаться только над водой.
Выходу на расчетный режим движения предшествуют стартовый, в общем случае включающий, режим плавания и переходный. В расчетном режиме движения амфибийного СЭП сила тяжести судна уравновешивается аэродинамической подъемной силой воздушного крыла, в переходном к ней добавляются силы, действующие на так называемые стартовые устройства, в качестве которых могут использоваться глиссирующие поверхности, подводные крылья, воздушная подушка либо различные сочетания этих элементов. Соответственно в зависимости от режима движения изменяются и составляющие сопротивления (рис. 3.25). Горбы на кривой R (и) в переходном режиме своим появлением обязаны сопротивлению различных элементов стартовых устройств, которые с ростом скорости одно за другим выходят из воды.
123
Максимальное сопротивление СЭП в стартовом режиме может в два раза и более превышать таковое на расчетной скорости околоэкрэнного полета.
Сегодня еще не существует транспортных СЭП большого водоизмещения, но работы в этом направлении ведутся во многих странах. Так, в нашей стране рассматривается возможность создания на базе отечественных боевых экранопланов «Орленок» (масса около 120 т, скорость 190 уз) и «Лунь» (масса 400 т, скорость 250 уз) конверсионных вариантов транспортных средств гражданского назначения.
За исключением глиссирующих, суда с динамическим поддержанием начали строить сравнительно недавно — во второй половине нашего века. Опыт их проектирования и эксплуатации пока не нашел обобщения в достоверных приближенных методах расчета сопротивления, подобных таковым для водоиз-мещающих судов. Поэтому особое значение приобретают экспериментальные исследования, в первую очередь модельные. При проведении последних в опытовых бассейнах возникает ряд специфических проблем, связанных с необходимостью обеспечения изменения в широких пределах посадки СДП и ее регистрации, закритического обтекания и заданного числа кавитации крыльев СПК, устранения немоделируемого воздушного сопротивления и т. д. Испытания моделей СВП и СЭП должны проводиться не только в бассейне, но и в аэродинамической трубе, а результаты таких исследований следует согласовать между собой.
Контрольные вопросы
1.	От чего зависит сопротивление судна при его движении?
2.	Какие существуют режимы движения судна?
3.	Перечислите основные и дополнительные составляющие сопротивления судна.
4.	Что такое буксировочная мощность судна и как она связана с мощностью главной энергетической установки?
5.	Возможно ли обеспечение полного динамического подобия в модельном эксперименте?
6.	Что лежит в основе приближенных методов для определения сопротивления движению судна?
7.	В каких случаях сопротивление судна возрастает по сравнению с движением на тихой воде?
8.	Почему корпус глиссирующего судна имеет обводы с острыми образованиями?
9.	В каком режиме движения и почему у СПК имеет место горб сопротивления?
10.	Какие суда в расчетном режиме движения не имеют контакта с водной поверхностью?
Глава 4
ДВИЖИТЕЛИ
4.1. Классификация движителей
Движителем называется преобразователь энергии, предназначенный для создания полезной тяги ТЕ. Последняя уравновешивает сопротивление R и обеспечивает судну установившееся движение. При этом в общем случае должно выполняться условие
=	(4.1)
г=1
где Z—количество движителей; TEi — полезная тяга i-ro движителя.
Если все движители одинаковы, то (4.1) преобразуется к виду ZTE = для одновинтового судна это условие записывается ТЕ = R.
К собственному сопротивлению судов специального типа (буксиров, траулеров) необходимо добавить сопротивление буксируемого судна или устройства: %TEi =
По принципу действия судовые движители принято разделять на два типа: активные и гидрореактивные. Первые для создания полезной тяги используют энергию движущихся масс воздуха, вторые — преобразуют энергию механической установки в энергию поступательного движения судна. Для создания полезной тяги эти движители используют реакцию отброшенных масс жидкости. Работа гидрореактивных движителей, как и любых преобразователей энергии, сопровождается непроизводительными потерями, в силу чего их коэффициент полезного действия (КПД) всегда меньше единицы.
Активные движители. Особенность всех движителей данного типа заключается в том, что они либо вообще не потребляют энергии от судовых источников, либо затрачивают ее значительно меньше, чем создают для движения судна. Здесь не нарушаются фундаментальные законы _ физики — недостающая энергия отбирается от ветра. Самым древним активным движителем является парус, сыгравший огромную роль в становлении и развитии цивилизации. В конце прошлого века парус был вытеснен гидроактивными движителями, приводимыми в движение механической установкой. Это существенно расширило возможности флота, работа которого теперь не зависела от метеорологических условий.
В последнее время наблюдается возрождение интереса к активным движителям — диалектическая спираль вышла на
125
новый виток. Основных причин тому две: все большее внимание уделяется энергосберегающим технологиям и проблемам охраны окружающей среды: с точки зрения экологической чистоты активные движители вне конкуренции. Сегодня в мире насчитывается уже несколько десятков морских транспортных судов, оборудованных парусами, используемыми чаще всего в качестве вспомогательных движителей. Среди этих судов — современные рудовозы японской постройки дедвейтом более 30 тыс. т. Кроме различных типов парусов (мягких, жестких, объемных и т. д.) изучаются возможности роторных и турбинных активных движителей. Первый представляет собой принудительно вращаемый вертикальный цилиндр, создающий в потоке воздуха подъемную силу (эффект Магнуса), проекция которой на направление движения и создает полезную тягу.
Роторный движитель — один из немногих судовых активных, на работу которого затрачивается энергия, однако она существенно меньше, чем этот движитель отдает на движение судна.
Ветротурбина вращается под действием потока воздуха и может служить источником энергии для судового движителя (например, гребного винта).
Гидрореактивные движители. Гребное весло — самый древний из них, использующий для создания полезной тяги мускульную энергию человека. Сегодня он находит применение лишь на малых прогулочных и спортивных судах.
Гребное колесо — вопреки расхожему мнению имеет также весьма внушительную историю. Суда, оборудованные этим движителем, были известны в Древнем Египте и Древней Греции. В качестве источника энергии на них использовались люди или животные, обычно ходящие по кругу быки. Не выдержав конкуренции с веслами, гребные колеса в античные времена сошли со сцены, чтобы вновь возродиться в XVIII в. в качестве движителя паровых судов. Сегодня гребные колеса находят очень ограниченное применение — в основном на буксирах, эксплуатируемых в мелководных внутренних водоемах. Основ ные недостатки гребных колес: громоздкость, высокая удельная масса (15—30 кг/кВт), рыскание судна при качке
Гребной винт (рис. 4.1)—движитель, нашедший наибольшее распространение на современных судах всех типов, что объясняется рядом достоинств, присущих ему:
1)	высоким КПД, достигающим т]0 = 0,7 4- 0,75;
2)	простотой конструкции и небольшой удельной массой (0,5—2 кг/кВт),
3)	слабым реагированием на качку судна;
4)	возможностью использования в качестве привода двигателей внутреннего сгорания с прямой (т. е. без редук-гора) передачей мощности;
126
5)	отсутствием необходимости изменять форму корпуса при установке движителя.
Обычно гребные винты размещаются в кормовой оконечности судна, т. е. относятся к категории толкающих. Однако на судах некоторых типов (отдельных ледоколах, СДП) могут использоваться и тянущие винты.
Большинство морских транспортных судов имеют один гребной винт, но на некоторых крупных и относительно быстроходных судах и кораблях число движителей может доходить до
Рис. 4.2. Крыльчатый движитель
четырех. История знает пример, когда на судне «Турбиния» было установлено девять гребных винтов —по три на каждом из трех гребных валов.
Наряду с гребными винтами фиксированного шага (ВФШ), лопасти которых закреплены, широкое применение в последнее время находят винты регулируемого шага (ВРШ), имеющие поворотные лопасти. ЬФШ иногда выполняются со съемными лопастями (на ледоколах, судах активного ледового плавания).
Крыльчатый движитель занимает особое место в ряду гидрореактивных движителей—он одновременно может служить и органом управления. Этот движитель представляет собой барабан, установленный заподлицо с днищем (рис. 4.2). По окружности барабана располагаются лопасти — крылообразные тела, число которых изменяется от четырех до восьми. Барабан вращается вокруг вертикальной оси, лопасти совершают колебательные движения относительно барабана. Таким образом лопасть одновременно участвует в трех движениях — поступательном, вместе с судном, вращательном, вместе с барабаном, и колебательном относительно него. В зависимости от закона управления лопастями крыльчатый движитель может создавать упор в любом направлении в плоскости своего диска, т. е. служить н органом управления. Судно, оборудованное двумя крыль-
127
Рис. 4.3. Водометный движитель быстроходного судна
чатыми движителями, может перемещаться лагом, разворачиваться на месте. Кроме того, этот движитель позволяет производить реверс судна (см. § 4.11) без реверса механической установки. Повышенные маневренные качества — основное достоинство судов с крыльчатым движителем. Вместе с тем, на всех режимах движения этот движитель может быть приведен в соответствие с двигателем (см. § 4.10). Тем не менее, крыльчатый движитель не находит широкого применения, так как обладает рядом существенных недостатков:
1)	сложностью конструкции и большой (5—20 кг/кВт) удельной массой;
2)	ограничением передаваемой на один движитель мощности;
3)	сравнительно невысоким КПД;
4)	ограничением скорости из-за опасности кавитации.
Водометный движитель имеет водопроточный канал и насос, засасывающий воду через приемное отверстие, ускоряющий ее и выбра
сывающий через сопло. Рабочим органом водометного движителя чаще всего является осевой насос — винт в трубе. Специальное реверсивно-рулевое устройство изменяет направление струи, истекающей из сопла, что обеспечивает судну необходимую маневренность. Водометный движитель может иметь подводный, полуподводный либо атмосферный выброс струи. Первые два типа находят применение на водоизмещающих судах, эксплуатирующихся на мелководных или засоренных (лесосплав) водоемах. Суда эти, как правило, характеризуются умеренными скоростями движения, при которых КПД водометных движителей существенно ниже, чем КПД гребных винтов.
Водометы с атмосферным выбросом (рис. 4.3) в последнее время используются на быстроходных СДП — глиссирующих судах, СПК, СВП. Дело в том, что с ростом скорости КПД водометного движителя увеличивается. Этим свойством обладают все гидрореактивные движители (см. § 4.2), но до определенного предела, пока отсутствует кавитация. Водометный движитель единственный, у которого кавитация может быть отдалена до скоростей vs— 100 уз и более. Это достигается за счет установки друг за другом нескольких ступеней (насосов), нагрузка между которыми распределяется так, чтобы кавитация отсутствовала. Поэтому водометный движитель, уступающий по эффективности гребному винту при умеренных скоростях, с их
128
ростом до us = 55 4- 60 уз имеет КПД, превышающий таковой у всех других движителей.
Перечисленные выше гидрореактивные движители относятся к категории лопастных — в качестве рабочих элементов все они имеют крыловидные тела — лопасти.
Газоводометный движитель в этом плане является исключение^. Рабочим телом в нем служит газ (сжатый воздух либо пар высоких параметров). Поступая в профилированный водопроточный канал, газ расширяется и с повышенной скоростью выбрасывает из сопла воду, создавая полезную тягу. Неоспоримые преимущества газоводометного движителя:
1)	простота подвода энергии (исключаются двигатель, редуктор, валопровод);
2)	отсутствие вращающихся деталей и соответственно опасности их кавитации;
3)	весьма низкие массогабаритные характеристики.
Однако газоводометный движитель в связи с низкой эффективностью пока не находит применения — его КПД не превышает 30—40 % и имеет тенденцию к падению с ростом скорости. Иногда, в силу перечисленных достоинств, оправдано использование газоводометного движителя в качестве второй ступени обычного водомета.
Выше перечислены только основные типы движителей. Однако существует большое количество конструкций, не находящих широкого применения в силу несовершенства, сложности, недостаточной разработанности. Среди них можно назвать гусеничный и шнековый движители, «машущее крыло», «рыбий хвост», а также проекты «экзотических» движителей типа воздушных змеев и аэростатов, запускаемых в верхние слои атмосферы, и т. д.
4.2. Краткие сведения из теории движителей
Теория идеального движителя. Все гидрореактивные движители действуют по одному принципу, поэтому рассмотрим наиболее общие закономерности, характеризующие их работу. Этой цели служит теория идеального движителя, в которой приняты следующие допущения:
1)	жидкость идеальная, безграничная, несжимаемая;
2)	движитель — тонкий проницаемый диск;
3)	скорость равномерно распределена в поперечном сечении струи и в диске движителя;
4)	упор создается за счет подвода к движителю внешней энергии, обеспечивающей скачок давления в его диске; скорость в струе, под действием этого скачка, изменяется непрерывно.
Потери мощности происходят только из-за увеличения кинетической энергии жидкости, протекающей в трубке тока, охва
129
тывающей движитель, т. е. на создание так называемых вызванных осевых скоростей. В силу первого допущения отсутствуют вязкостные потери, в силу второго не учитывают конструктивные особенности реального движителя и потери энергии, связанные с ними.
На бесконечности перед движителем (рис. 4.4, сечение I—I) скорость и давление в струе такие, как и в окружающей жидкости.
На бесконечности за движителем (сечение IV—IV) скорость
достигла своего наибольшего значения, а давление выравнялось
Рис. 4.4. Схема идеального движителя
щадь гидравлического сечения
с давлением в окружающей жидкости. На границе струи имеет место разрыв скорости.
Создаваемый идеальным движителем упор
7" = Ар • Ао = (р2 — pi) Ао, (4-2)
где pi, р2 — давления в струе перед и за движителем; Ао = л£>2/4 — пло-движителя; D — его диа
метр.
Перепад давлений Ар определим, записав уравнение Бернулли для линии тока от сечения I—I до сечения II—II, расположенного непосредственно перед диском, движителя, а также от сечения III—III, сразу за диском, до сечения IV—IV далеко на бесконечности за ним (см. рис. 4.4)
Ро +
Р»д
2
(4-3)
Рг +
4-Pi +
Pt’s 2
(4-4)
где va и vs — скорости в струе на бесконечности перед движителем и в его диске соответственно, wxoa — вызванная осевая скорость на бесконечности за движителем.
Сопоставляя (4.3) и (4.4), находим скачок давлений в диске движителя
t^p — Pi — Р1=р(олН---(4-5)
а затем и его упор
Г = ДрА = р(пл + -5^2-)а'х«А0.	(4.6)
130
В соответствии с законом количества движения этот же упор можно представить в виде
Т = mwxeo = pvswxooA0,	(4.7)
где m — pz^s-^o—масса жидкости, протекающая через диск движителя в единицу времени.
Приравняв (4.6) и (4.7), получим
Vs = VA 4- —=VA+ wxo,
(4.8>
где
wx0 = te>XTO/2.
(4-9)
вызванная осевая скорость в диске движителя.
Вывод (4.9), справедливый для любого гидрореактивного движителя в идеальной жидкости, в дальнейшем будет широко использоваться.
Полезная мощность идеального движителя
Pei — TvA;
(4.Ю) затраченная включает и приращение кинетической энергии жидкости в струе:
„	„ mw2^
PDI = TvA+—p-
(4.11>
Тогда КПД
1
„   ГЕ1
Л/	п
г>1	„ mw2
Tv.+— А 1	2
ХОО
2va
(4-12)
и эффективность идеального движителя снижается i вызванной скорости.
Возможности анализа (4.12) ограничены, поэтому в рассмотрение коэффициент упору
с
введем нагрузки .движителя по
2Т
СГЛ = —2  рчаА)
ростом
(4.13)
Приравняв упор, определяемый из (4.6) и (4.13), получим
(^у+2(^.)-с„ = о	(4.14)
Решая квадратное уравнение (4.14) с учетом > 0 находим безразмерную осевую вызванную скорость
J"” =	+ СТА — 1	(4.15)
131
Подставляя (4.15) в (4.12), определяем КПД идеального движителя
_______2
V1 "* ста+ 1
(4-16)
Таким образом, эффективность идеального движителя увеличивается с уменьшением коэффициента его нагрузки. Последнее возможно за счет снижения упора, увеличения скорости движения, плотности жидкости и площади гидравлического сечения движителя [см. (4.13)]. Для наиболее важного с практической точки зрения случая, когда величины Т и vA заданы, КПД движителя однозначно определяется его диаметром и возрастает с его ростом. Вследствие различий в плотности среды КПД движителя, работающего в воде больше, чем в воздухе.
Используя (4.15) и (4.9), можно найти максимальное сужение струи
/ V _ VA + Wxo _ 1 + V1 + СТА	. 7,
\ D ] vA+wxoo 2 yi + СТА '	* ‘ '
2 которое в пределе (при Ста-*00) составит (D^/D) =0,5.
Работа реального движителя сопровождается дополнительными потерями энергии, идущими на преодоление сил вязкости, закручивание потока и т. д. Поэтому и КПД т)о реального движителя всегда ниже, чем у идеального:
Т1о = *о-Ш.	(4-18)
где ko < 1 коэффициент качества.
На рис. 4.5 представлены КПД идеального и реального движителя в функции от коэффициента нагрузки. Заштрихованная область характеризует дополнительные потери энергии. Можно выделить две зоны — в первой (0 < СТА < СТао) характер изменения КПД движителей качественно различен, во второй (СТА > СТА0) он одинаков, при СТА = СТА0 = 0,3 4- 0,35 КПД реального движителя имеет максимум. Резкое падение т)0 при СТА->0 объясняется не учитываемыми в теории идеального движителя вязкостными потерями. Дело в том, что при заданных Т и vA условие Ста-*0 практически означает £>-»-оо, а следовательно и безграничный рост сил трения. Судовые движители обычно работают с коэффициентами нагрузки, существенно большими, чем СТАо ~ 0,35, а следовательно на них могут быть распространены выводы теории идеального движителя относительно характера зависимости КПД от Ста-
Выражение (4.18) позволяет сопоставлять эффективность различных типов движителей. Для гребных винтов feomax = O,8O и имеет место при Ста ~ Стао-
132
Пример 4.1. Найдем коэффициент качества гребного винта судна <Ин-женер». Дополнительно известно (см. § 4.12) D = 6,42 м; Т = 1410 кН; vA = 8,5 м/с; Т]о = 0,630.
По (4.13) определяем коэфициеит нагрузки:
с _ 8Т	8-1410
ТА— pv^nD2 — 1,025 • 8,52 • 3,14 • 6,422 ~ ' °
и по (4.16), рассчитываем КПД идеального движителя
2	2
т), = ,	---= .	--------- 0,822.
д/1 +	4-1 V1 + 1 >05 + 1
Тогда коэффициент качества (4.18)
_ 0,630 _
*°—да-0’765-
Пример 4.2. Определим КПД идеального движителя, работающего в воздухе. Исходные данные те же, что и в примере 4.1.
Принимая рд = 1,23-10~3 т/м3, находим
с _______________8 • I2»»____________874.
ТА 1,23 • 10-3 • 8,52 • 3,14 • 6,422	’
2
Л, = 	---= 0,066.
1	+ 874 + 1:
Пример 4.3. Рассчитаем диаметр воздушного идеального движителя, эквивалентного по КПД, движителю, работающему в воде.
Имеем (см. пример 4.1) тр = 0,322, Ста — 1,05, тогда
n_ / 8Т	/	8 • 1410
~ V Ра^Ста ~ V 1.23 • 10-3.8,52 • 3,14 . 1,05 “ М’
Примеры 4.2 и 4.3 наглядно объясняют, почему на кораблях и судах не устанавливают воздушные винты: при приемлемых габаритах их КПД будет на порядок ниже, чем КПД гребных винтов, а для обеспечения эквивалентного КПД диаметр воздушного винта должен быть одного порядка с длиной судна, что неприемлемо.
Исключение составляют СВПА и СЭП, вследствие амфибий-ности которых установка гидравлических движителей невозможна. Однако и КПД воздушных винтов у этих судов достаточно высок. Причина — относительно большие габариты винтов и существенно большие скорости движения.
Для справки: лучшие воздушные винты самолетов имеют КПД т]о = 0,8 4-0,84, что больше, чем у гребных винтов; в этом случае нет необходимости принимать меры для устранения кавитации.
Основы теории крыла. Рабочими элементами большинства судовых движителей служат лопасти, действующие по принци
133
пу несущего крыла. При движении крыла в жидкости на нем возникают подъемная сила Y и сила профильного сопротивления X. Первая из этих сил нормальна к скорости, вторая направлена вдоль нее. В безграничной жидкости профильное сопротивление имеет чисто вязкостную природу.
Гидродинамические характеристики (ГДХ) крыла представляют в виде безразмерных коэффициентов подъемной силы CY и сопротивления Сх
= = <4Л9>
где S— площадь крыла в плане; v — скорость движения.
Основные геометрические характеристики крыла (рис. 4.6): хорда Ь, максимальная толщина профиля е, стрелка прогиба ес. Последние величины чаще используются в безразмерном виде:
Рис. 4.5. КПД идеального Рис. 4.6. Профиль крыла Рис. 4.7. Гидродина-и реального движителей	мические характери-
стики крыла
6 = е/b и бс = ejb и соответственно называются относительной толщиной и относительной кривизной (стрелкой прогиба). Крыло может иметь авиационный либо сегментный профиль сечения, в первом случае максимальная толщина располагается на расстоянии I ~ 6/3 от входящей кромки, во втором I = 0,56.
Для профиля заданной формы ГДХ зависят только от угла атаки а (рис. 4.7). В общем случае 6С > 0, соответственно и угол нулевой подъемной силы ао > 0. Коэффициент подъемной силы увеличивается вплоть до критического угла атаки а = акр, при котором происходит отрыв потока, наблюдается резкое падение CY и рост коэффициента сопротивления Сх. Эффективность крыла определяется его качеством К == CYICXr которое имеет максимум при небольших положительных углах атаки. В теории движителей часто используется обратное ка-
1 С
чество профиля е	В идеальной жидкости е = 0.
134
4.3.	Конструкция и геометрия гребного винта
Рис. 4.8. Образование винтовой поверхности
Наибольшее распространение на кораблях и судах всех типов получил гребной винт, поэтому в дальнейшем только его и будем рассматривать.
Винт состоит из ступицы и лопастей, являющихся его рабочими элементами. За счет разницы давлений на засасывающей, обращенной в сторону движения, и нагнетающей, воспринимающей реакцию отброшенных масс воды, поверхностях лопастей создается упор гребного винта.
Лопасть-—крылообразное тело, создаваемое двумя винтовыми поверхностями, линия пересечения которых называется контуром.
Как и у крыла, у лопасти различают две кромки — входящую, направленную навстречу потоку, и выходящую — противоположную первой. Граница между ними — край лопасти — самая удаленная от оси точка гребного винта. Участок, примыкающий к ступице, называется корнем лопасти.
Кратко остановимся на винтовых поверхностях, от которых самый распространенный движитель — гребной винт — получил свое название.
Заставим отрезок АВ двигаться таким
образом, чтобы один его конец — точка А'—скользил по оси цилиндра, а другой — точка В — по его поверхности, одновременно вращаясь вокруг оси. Образованная таким образом поверхность носит название винтовой (рис. 4.8). Если скорости, поступательная и окружная, будут при этом постоянными, то образуется правильная винтовая поверхность. Точка В на боковой поверхности цилиндра опишет винтовую линию, шагом которой называется расстояние Р, проходимое этой точкой в осевом направлении за один оборот.
Рассекая винтовую поверхность соосными цилиндрами, на каждом из них получим винтовую линию — след движения соответствующей точки отрезка АВ. Следовательно, винтовую поверхность можно определить как совокупность бесконечного множества винтовых линий, описанных точками отрезка АВ. Сам этот отрезок называется образующей винтовой поверхности. Он в общем случае может быть наклонен к оси цилиндра, иметь криволинейную форму.
Разворачивая боковую поверхность цилиндра на плоскость, получим прямоугольник, в котором винтовая линия является диагональю. Нижняя половина этого прямоугольника называ
135
ется шаговым треугольником: его катеты равны длине окружности и шагу винтовой линии. Если гипотенуза такого треугольника прямолинейная (рис. 4.9,а), то винтовая линия называется винтовой линией постоянного шага, при этом шаговый угол <р = arctg(-^j-) = const. Криволинейная гипотенуза — признак винтовой линии переменного шага <p = f(y), где у—угол поворота образующей относительно оси цилиндра.
Рис. 4.9. Шаговый треугольник: а — винтовая линия постоянного шага; б — винтовая линия переменного шага
Правильная винтовая поверхность на всех радиусах в сечении имеет винтовые линии постоянного шага, кроме того соблюдается и условие Р = const. Если же поверхность образована винтовыми линиями постоянного шага, но Р = f (г), то это винтовая поверхность радиально-переменного шага. Различают еще винтовую поверхность аксиально-переменного шага — шаговые треугольники имеют криволинейные гипотенузы (<р =#= const), но один и тот же средний шаг Р — const. Если <р=/= const и P = f(r), то такая поверхность называется винтовой поверхностью аксиально-радиально-переменного шага.
Лопасти гребных винтов образуются винтовыми поверхностями всех перечисленных типов. Так, если нагнетающая поверхность лопасти может быть правильной, то засасывающая всегда имеет в сечении винтовую линию переменного шага.
Рассекая лопасть гребного винта соосным с ним цилиндром и разворачивая его на плоскость, получаем профиль сечения лопасти, шаг и шаговый угол на данном радиусе (рис. 4.10).
Винтовая поверхность без искажений не разворачивается на плоскость. Наиболее точное представление о форме и площади лопасти дает так называемый спрямленный контур, построение которого осуществляется известными методами графики.
Основные геометрические характеристики гребного винта — число лопастей, диаметр, шаг, диаметр ступицы, форма профиля лопасти, площадь ее спрямленной поверхности. Современные гребные винты имеют диаметр до D= 12 м, масса такого дви
136
жителя может достигать 150 т. Число лопастей винтов изменяется в пределах ZP = 2 4- 8.
Наряду с диаметром гребной винт характеризуют его безразмерные геометрические характеристики. К ним относят:
—	дисковое отношение ЛЕ/До, где АЕ — площадь спрямленной поверхности всех лопастей; Ао — площадь диска (гидравлического селения) гребного винта; АЕ/Ао = 0,2 4- 1,3 (большие значения относятся к винтам быстроходных судов);
—	шаговое отношение Р/D, где Р — шаг; D — диаметр винта, Р/D = 0,6 4-2,0 (большие значения — винты быстроходных судов);
Рис. 4.10. Сечение лопасти гребного винта соосным цилиндром
— относительный диаметр ступицы dH =	= 0,16 4-0,35
(большие значения характерны для ВРШ и винтов со съемными лопастями).
Если относительно наблюдателя, смотрящего в корму удаляющегося судна, гребной винт вращается по часовой стрелке, то его называют винтом правого вращения, в противном случае— винтом левого вращения.
4.4.	Гидродинамические характеристики гребного винта
Кинематика гребного винта. В процессе работы гребной винт с частотой п вращается вокруг своей оси и с поступательной скоростью иА перемещается вдоль нее. Путь, проходимый винтом в осевом направлении за один оборот, называется поступью
Лл = »л/л.	(4.20)
Поступь в общем случае не равна геометрическому шагу винта, и на рабочих режимах движения обычно hA < Р- Причина— податливость рабочей среды — жидкости. В твердом теле за один оборот винт проходил бы расстояние в точности равное шагу, как это и имеет место у болта, вворачиваемого в гайку.
137
Разница между шагом гребного винта и его поступью
s = P — hA	(4.21)
называется скольжением.
Для конкретного гребного винта (Р = const) поступь однозначно определяет скольжение, обе эти величины изменяются в широких пределах, что позволяет винту выполнять функции движителя при всех скоростях движения судна.
Перейдя к безразмерной величине, запишем относительную поступь в виде
7=4=-Sr-	<4-22>
Относительная поступь ] — важнейшая кинематическая характеристика гребного винта, определяющая режим его работы, а следовательно и силы на нем возникающие.
Кривые действия гребного виита. Работая в качестве движителя, гребной винт создает вызванные осевые скорости (см. § 4.2). Вращаясь вокруг своей оси, он вовлекает в это движение окружающую жидкость, закручивает поток, т. е. создает еще и вызванные окружные скорости. На это затрачивается дополнительная мощность, что является одной из причин, почему КПД винта меньше, чем у идеального движителя. Кроме того, вызванные окружные скорости изменяют и характер обтекания лопасти.
Если рассечь гребной винт двумя соосными цилиндрами, радиусы которых г и г -j- dr, то заключенный между ними участок лопасти можно рассматривать как элемент несущего крыла. Результирующая скорость vR обтекания этого элемента— геометрическая сумма четырех скоростей: осевой vAr окружной fir и двух вызванных, тех же наименований wxo и к>ео-В теории идеального движителя было доказано, что вызванная осевая скорость в диске движителя равна половине таковой на бесконечности [см. (4.9)]. То же соотношение справедливо и для вызванных окружных скоростей, т. е. weo = и>е«>/2.
Винт закручивает поток в сторону своего вращения, поэтому относительная окружная скорость элемента лопасти составляет (fir — weo), а для результирующей скорости будет справедливым выражение
Vr = д/(ед + к)хо)2 -|- (йг — к>бо)2>	(4-23)
где
£2==2ля	(4.24)
— угловая скорость вращения винта.
Рассмотрим обтекание элемента лопасти, протяженностью dr в обращенном движении, т. е. мысленно остановим винт, а всем скоростям придадим противоположное направление (рис. 4.11).
138
Элемент лопасти, обтекается потоком со скоростью vR под углом атаки
а = <р —	(4.25)
Рис. 4.11. Схема обтекания элемента лопасти гребного винта
Элемент лопасти — элемент несущего крыла, на нем возникают подъемная сила dY и сопротивление dX:
2	2
dY =CY^~bdr; dX = Cx^-bdr,
(4-27)
где bdr— площадь элемента в плане; b (г) — хорда крыла.
Назначение гребного винта как движителя создавать упор Т — силу, направленную вдоль оси в сторону движения. Для преодоления момента сопротивления вращению Q к винту необходимо подвести мощность
PD = Q-Q.	(4.28)
Проектируя элементарные подъемную силу и силу профильного сопротивления на интересующие нас направления (рис. 4.11), получаем элементарный упор
dT = dY cos — dX sin P; = dY cos p, (I — e tg P,);	(4.29)
139
и элементарную силу сопротивления вращению
dr = dY sin р, + dX cos p£ = dY sin p, (1 + e ctg p,),	(4.30)
где e = Cx/Cy — обратное качество профиля.
Сопоставляя (4.29) и (4.30), убеждаемся, что наличие вязкости жидкости (е > 0) приводит к уменьшению полезной силы— упора —и к увеличению момента сопротивления вращению dQ = rdx, т. е. к снижению эффективности гребного винта (его КПД).
Интегрируя (4.29) и (4.30) вдоль всей лопасти, с учетом (4.27) найдем создаваемый гребным винтом упор Т и момент Q, необходимый для его вращения:
T = ZP^ CY cos Pi (1 — е tg р£) b dr; гн
к 2
Q = Zp CY sin Pi (1 4- e ctg P,)ferdr, rH
(4.31)
где Zp — число лопастей; Гн, R— радиусы ступицы и винта соответственно.
Приведем подынтегральные выражения к безразмерному виду
Т = pn2£)< J Ь- Су (-^-У cos р( (1 — е tg Pi) 6 dr;
rH
Q = p^Z)5 J Cy (-^g-У sin Р,- (1 + e ctg Pi) br dr.
(4.32)
где r = r/R— относительный радиус; b = b]D — безразмерная ширина лопасти.
Анализ выражений (4.32) позволяет сделать вывод, что силы, возникающие на гребном винте, являются сложными функциями его размеров и формы контура лопастей [О, Б (г)] формы профиля (Су) сечения лопасти, его угла атаки [р,, <р— см. (4.25)], относительной поступи (vaIhD) и вызванных скоростей—(4.23), (4.26).
Назвав безразмерные интегралы в (4.32) коэффициентами упора Кт и момента Kq соответственно, запишем
Т — Кт • рпгИ*; 1
Q = KQ • pn2Ds. J
(4.33)
140
Эффективность работы гребного винта, как любого преобразователя энергии, определяется его КПД — отношением полезной TvA и затраченной QQ мощностей:
TvA TVA _КТ J	1Л чл\
’Ь— QQ — 2nnQ KQ ‘ 2л •	(4-34)
*
и зависит не только от сил, действующих на винте (Кт, Kq), но и режима его работы J.
Для анализа потерь энергии, сопровождающих работу гребного винта, запишем КПД элемента лопасти
dT  vA vA l-etgpt-
T,r — dQ-Q Qr ‘ l+ectgPi ‘ctEP‘ —
«А 'Q-a’eo 1—etgp£	/лоеч
— гл + шхо ‘ rQ ' 1+ectgP,. — Пгх • TH • Tkc, (4-35)
где трх— осевой; тре — окружной и трс — конструктивный КПД элемента.
Как следует из (4.35), каждый из коэффициентов т]„ учитывает определенный вид потерь: трх — на создание вызванных осевых, т]ге — вызванных окружных скоростей, т]гс — вязкостные потери.
Произведение первых двух коэффициентов характеризует потери энергии на создание вызванных (индуцированных) скоростей и называется индуктивным КПД элемента:
П/г = т]гх • тре-	(4.36)
Для гребного винта в целом имеют место дополнительные потери, не фигурирующие в (4.35). Это, во-первых, концевые потери, возникающие за счет перетекания жидкости у края лопасти — аналог индуктивных потерь у крыла конечного удлинения, во-вторых, КПД винта снижает ступица, которая не создает упора, но потребляет мощность на преодоление сопротивления вращению. Тем не менее выражение (4.36) может быть распространено на виит в целом. При этом потери энергии на ступицу относят к конструктивным, а на концевые вихри — к индуктивным.
Силы, создаваемые гребным винтом, определяются режимом работы, т. е. его поступью. Зависимости упора и момента от поступи (рис. 4.12) принято называть кривыми действия гребного винта. Углы атаки элементов лопасти имеют максимальные значения при отсутствии осевой скорости (см. рис. 4.11), т. е. в так называемом швартовном режиме, когда hA = 0. При этом достигают максимума и значения упора и момента. С ростом скорости vA увеличивается hA и уменьшается угол атаки; соответственно снижаются и действующие на лопасть силы.
141
Поступь Pi, при которой упор обращается в нуль, называется гидродинамическим шагом гребного винта или поступью (шагом) нулевого упора. В случае, когда Q = 0, имеет место поступь (шаг) нулевого момента /’г- Разница между ними т = = Р2— Pi — параль в определенной степени — характеризует эффективность движителя; чем меньше параль, тем совершеннее гребной винт. В идеальной жидкости теоретически т — 0. Как правило, имеет место соотношение Р < Pi, т. е. при равен
Рис. 4.12. Кривые действия гребного винта
Рис. 4.13. ГДХ гребного винта
стве поступи геометрическому шагу винта Йа = Р упор Т > 0. Это объясняется тем, что за счет конечной стрелки пробига ос, угол нулевой подъемной силы ао > 0 (см. рис. 4.7).
В диапазоне поступей 0 hA < Pi винт создает упор (Т > 0) и для своего вращения требует затраты мощности (Q > 0, Pd = QS2>0), т. е. выполняет функции движителя. При hA > Р2 и упор и момент отрицательны — гребной винт, вращаемый набегающим потоком, создает сопротивление движению, однако с него, как с турбины, можно снимать энергию. Соответственно, этот режим работы винта называют турбинным.
В случае, когда Pi < hA <. Р2 говорят, что винт парализован: для его вращения надо подвести энергию, а упор он создает при этом отрицательный. Расчетный режим работы гребного винта — в диапазоне поступей 0 hA < Pi. В процессе эксплуатации могут, однако, иметь место и режимы, когда hA Pi — при реверсе судна, при его буксировке, при движении под парусами с неработающим двигателем, для многовальной установки, когда работает только часть гребных винтов.
Кривые действия (рис. 4.12) характеризуют работу конкретного гребного винта (D, Р, Zp и др.) при конкретной (n = const) частоте вращения. Изменение последней приведет к изменению Т и Q при hA = const. Такая неоднозначность, а кроме того, и зависимость динамических характеристик гребного винта от
142
размеров существенно затрудняют использование кривых действия в приведенном выше виде.
Представив упор и момент в безразмерном виде с помощью зависимостей (4.33) и в функции от относительной поступи (4.22), получим гидродинамические характеристики (ГДХ) гребного винта (рис. 4.13). Сюда же обычно наносят и зависимость T)o(-f)- КПД обращается в нуль при 7 = 0 и J = P\ID [см. (4.34)]: в первом случае отсутствует скорость (оа = 0), во втором упор (Т = 0). В соответствии с известной из высшей математики теоремой Ролля между этими двумя точками имеет место экстремум — максимальное значение КПД. Проектируя гребной винт, стремятся, чтобы он работал именно в этой области. Представленные в безразмерном виде ГДХ одинаковы для всех геометрически подобных гребных винтов. Режим работы — относительная поступь—однозначно определяет коэффициенты упора и момента, а вместе с ними и КПД. Независимыми на рис. 4.13 являются только Кт и Kq, т]о определяется с помощью (4.34).
4.5. Экспериментальные исследования работы гребных винтов
Методы теории крыла и базирующейся на ней вихревой теории гребного винта позволяют рассчитать его ГДХ. Однако эти методы опираются на экспериментальные данные и, кроме того, иногда не обеспечивают необходимой точности.
Известный диалектический принцип — практика — критерий истины — справедлив и применительно к движителям. Экспериментальные исследования работы гребных винтов не утратили актуальности и сегодня.
Габариты винтов современных транспортных судов и кораблей, а также силы, возникающие на них в процессе работы, таковы, что практически исключают возможность их непосредственных испытаний в лабораторных условиях. В еще меньшей степени представляется возможным исследовать на натурных винтах влияние различных геометрических параметров. Поэтому экспериментальное изучение всех аспектов работы гребных винтов обычно проводят на моделях. Для их испытаний используют опытовые бассейны, гидролотки и прежде всего кавитационные трубы.
Требования, предъявляемые к моделированию работы гребных винтов. В соответствии с теорией моделирования для обеспечения полного динамического подобия процессов, сопровождающих движение тела в жидкости, необходимо выполнение требований геометрического и кинематического подобия, и, кроме
143
того, идентичность определяющих критериев динамического подобия.
Геометрическое подобие — равенство отношений сходственных размеров — обычно обеспечивается без труда.
Кинематическое подобие означает одинаковое направление в сходственных точках потоков скоростей и постоянство их отношений. Эти же требования можно сформулировать и несколько иначе: должно обеспечиваться равенство отношений характерных скоростей. Для гребного винта в качестве таковых выступают осевая vA и окружная Q7? = 2nnR скорости. Тогда, используя, как и ранее, индекс «м» для модели и «н» для натуры, запишем
^Лм _____ вдн
2л/1ы£)ы	2лпнОн
ИЛИ Jм Jн-
(4-37)
Таким образом, применительно к моделированию работы гребного винта кинематическое подобие будет иметь место при равенстве у модели и натуры относительных поступей.
Определяющими для потоков вязкой несжимаемой жидкости являются следующие критерии динамического подобия: числа Эйлера, Фруда, Струхаля и Рейнольдса.
Первый из этих критериев — число Эйлера—выполняется автоматически, если только не происходит разрыва оплошности жидкости. Проектируя гребные винты, стремятся обеспечить их работу без кавитации с тем, чтобы избежать ее негативных последствий (см. § 4.7). Для этих, некавитирующих, винтов критерий Эйлера не является определяющим. Однако в тех случаях, когда кавитацию устранить не удается, а также для винтов, предназначенных для работы в режиме развитой кавитации (см. § 4.9) критерий Эйлера становится определяющим. При этом он записывается в виде так называемого осевого числа кавитации
„ ___2 (po — pv)
°0--- 2
Р^л
(4.38)
где ро — давление в потоке перед винтом; pv — давление насыщенных паров воды.
Критерий подобия Фруда также можно исключить из числа определяющих — гребные винты водоизмещающих судов и кораблей обычно заглубляются настолько, что их работа не сопровождается волнообразованием. Исключение должно быть сделано при моделировании работы винтов, расположенных вблизи или пересекающих свободную поверхность—например, частично погруженных (см. § 4.9). Моделирование по числу Фруда выполняется также при проведении самоходных испытаний (см. § 4.6).
144
Работа гребного винта — сугубо периодический процесс, а следовательно, определяющим критерием подобия является также и число Струхаля
St=vt/L,	(4.39)
где t — период; L — характерный размер.
Принимая для гребного винта t — 1/п- L — D найдем, что равенство чисел Струхаля у модели и натуры сводится к требованию (4.37), т. е. выполняется при наличии кинематического подобия.
Гребной винт работает в вязкой жидкости, поэтому число Рейнольдса также является определяющим критерием подобия.
Применительно к элементу лопасти имеем
_ vb 2лпгЬ	..
Re=--------—.	(4.40)
где Ь — хорда; rfi = 2лнг — окружная скорость элемента.
В (4.40) в качестве характерной принята окружная скорость, ибо именно оиа определяет работу гребного винта как движителя. Число Рейнольдса для винта изменяется в зависимости от радиуса (4.40), поэтому принимают его осредненное значение
nnD - 6CD 5	ЛР nD2
Re = ------— = -у---~------
v	Zp Ло	V
(4.41)
Так как моделирование осуществляется в воде (vM = vB) для удовлетворения требования ReM = ReH необходимо, чтобы частота вращения модели винта
nM = MW-	(4.42)
При наличии полного динамического подобия должны быть равны и безразмерные силовые коэффициенты, т. е. Ктм = Ктп И Kqm = K.qr. Тогда с учетом (4.42) получим
Гм = КТмрмп^ = Гн,	(4.43)
т. е. упор, создаваемый моделью, должен быть таким же, как и у натурного винта.
Условия (4.42) и (4.43) выполнены быть не могут, что иллюстрирует пример 4.4.
Пример 4.4. Рассмотрим возможность моделирования по числу Re гребного винта судна «Инженер». Исходные данные те же, что и в примере 4.1, дополнительно известно п = 2,1 об/с. Моделирование приводится в кавитационной трубе, габариты рабочего участка которой позволяют испытывать винты диаметром D 0,2 м.
Принимая DK = 0,2 м, находим масштаб модели
иг = DM/D„ = 0,2/6,42 = 1; 32,1
145
и необходимую частоту ее вращения (4.42):
nM = nH(DliIDM)2 = 2,l -32,12 = 2160 об/с« 130 000 об/мин.
Требуемая из условия (4.37) осевая скорость модели
• «м '
= n„DB	= • 32-’ =272 «/с-
а окружная скорость края лопасти
RQ = 0,1 • 2лпм = 0,628 - 2160 яз 1360 м/с,
что близко к скорости звука в воде ~ 1500 м/с.
Принимая погружение оси модели hBB = 1,0 м, атмосферное давление ра = 101 кПа, а давление насыщенных паров pv = 2,3 кПа, по (4 38) найдем осевое число кавитации модели
2 (Ра + yh м — ро) Оом =---------------------
2 (101 + 10 — 2,3)
1,025 • 2722
яз 0,003,
Р^Лм
т. е. модель винта будет работать в режиме глубокой кавитации, в то время как у натурного винта кавитация будет отсутствовать.
Принимая диаметр гребного вала модели dm = 0,1	= 0,02 м, рас-
считаем возникающие з нем напряжения от сжатия под действием 7М = = Тя = 1410 кН (4.43):
47
а =----я—
л dBM
4 - 1410
3,14 - 0,022
яз 4,5 - 106 кПа,
что на порядок превышает предел прочности современных сталей оВр = (4 -=- 7)  105 кПа.
Можно показать, хотя и не столь элементарными средствами, что напряжения в лопастях гребного винта будут того же порядка, что и найденные для вала.
Вывод: моделирование по числу Рейнольдса невозможно. Причина принципиального характера: режим работы модели (глубокая кавитация, близкая к звуковой скорости) буде.. качественно отличаться от натуры. Причины, хоть и не принципиального свойства, но сегодня практически непреодолимые: необходимость обеспечения чрезвычайно высокой частоты вращения и использования сверхпрочного материала для модели винта и ее гребного вала.
Вывод о невозможности моделирования по числу Рейнольдса не является неожиданным; аналогичную картину мы имели, рассматривая сопротивление (см. гл. 3). Более того, в теории корабля и в судовой аэродинамике практически во всех экспериментах моделирование по числу Рейнольдса выполнено быть не может.
Тем не менее при исследовании работы гребных винтов средствами модельного эксперимента нет необходимости в специальной методике пересчета результатов на натуру, как это было при моделировании сопротивления (см. гл. 3). Дело в том, что при небольших углах атаки, характерных для элементов лопастей, коэффициент подъемной силы не зависит от числа Re, если последнее превышает некоторое критическое значение. Вклад силы профильного сопротивления в ГДХ винта невелик, мало изменяется и коэффициент сопротивления профиля при
146
закритических числах Рейнольдса. Таким образом, следует ожидать, что начиная с какого-то момента наступит автомодальность по числу Рейнольдса, т. е. ГДХ гребного винта перестанут от него зависеть. Анализ экспериментальных данных показал, что для гребных винтов вычисленное по (4.41) критическое число Рейнольдса составляет ReKp = (3 н- 5) • 105.
Тогда йри наличии геометрического подобия требования к модельному эксперименту приобретают вид
I М   Jш
ReM ReKp.
(4.44)
Выполнение требований (4.44) достаточно для того, чтобы получить тождественность ГДХ модели и натуры: Ктм — Ктя, Kqm = Kqh, Т]ом == 1)0н-
Условия (4.44) удовлетворяются без труда (см. пример 4.5).
Пример 4.5. Сформулируем требования к модельному эксперименту, вытекающие из (4.44). Дополнительно к исходным данным (см. пример 4.4) известно число лопастей Zp = 4; дисковое отношение АЕ/А0 = 0,85, кинематическая вязкость воды v= 1,1-10—6 м2/с.
Принимая ReKP = 5-105, с использованием (4.41) найдем минимально допустимую частоту вращения модели:
ReKp • v • Zp 5 • 10s • 1,1 • 10-е . 4
------5.o.8s:o?---------|ад «о*-™ “О/»""
и соответствующую из условия JM = Ja осевую скорость
12,9	0,2
1'лм = »Ан- „нон = 8-5 ‘ ~2А~ ' “М2- = 1,62 М,С'
Упор модели (при Ктм —	:
Возможность выполнения всех опредеелнных выше требований, предъявляемых к модельному эксперименту, ие вызывает никаких сомнений.
Модельные испытания гребных винтов в свободной воде. Для .исследования ГДХ гребных винтов широко практикуют испытания в свободной воде. Под этим подразумевают, что модель работает в безграничной жидкости, когда имеет место равномерное распределение скоростей в диске винта. Для проведения подобных испытаний используют опытовые бассейны и кавитационные трубы.
Экспериментальная установка опытового бассейна включает хорошо обтекаемую гондолу, в которой размещен электродвигатель— привод модели винта, динамометр — прибор для за
10*
147
мера упора и момента, а также счетчик числа оборотов. С помощью обтекаемой стойки гондола жестко соединена с буксировочной тележкой. Погружение винта и его отстояние от гондолы выбирают такими, чтобы обеспечить равномерное поле скоростей и исключить влияние иа ГДХ модели свободной поверхности (рис. 4.14). В процессе экспериментов наряду с упором Т, моментом Q и частотой вращения п замеряют и скорость перемещения vA, что позволяет получить кривые действия гребного винта. Необходимая вариация поступи (hA, J) осуществляется либо за счет изменения скорости vA при n=const, либо на-
Рис. 4.14. Схема установки для испытаний моделей гребных винтов
оборот: п = var при vA = const. Обычно первому варианту отдают предпочтение, так как он позволяет исследовать работу винта в швартовном режиме (Лд = 0), кроме того, в процессе испытаний число Рейнольдса остается неизменным.
В кавитационной трубе модель винта испытывают в обращенном движении — на нее нате
кает поток воды со скоростью vA, которая регулируется в заданных пределах с помощью осевого насоса, так называемого и м -пел л ер а. Электродвигатель располагается вне трубы, динамометры могут быть и наружные, и внутренние (современные малогабаритные конструкции).
Рабочий участок кавитационной трубы снабжен окнами, что позволяет проводить визуальное наблюдение за испытаниями гребного винта, обеспечивать фото- и киносьемку. Последнее особенно важно при изучении работы винта на режимах, когда имеет место кавитация. Визуализация достигается с помощью специального прибора — импульсного источника света, называемого стробоскопом. В том случае, когда частота вспышек совпадает с частотой вращения модели, наблюдатель видит застывшую картину — остановившийся гребной винт. Кавитационные трубы оборудованы специальными вакуумными системами, позволяющими в широких пределах изменять давление в рабочем участке, а следовательно, и проводить моделирование по числу кавитации. Последнее обстоятельство наряду с описанной ранее видуализацией делает кавитационные трубы основными экспериментальными установками для исследования работы гребных винтов.
Результаты модельных испытаний как в опытовых бассейнах, так и в кавитационных трубах представляют в виде безразмерных коэффициентов — ГДХ (см. рис. 4.13).
Влияние геометрии гребных винтов. Исследование влияния геометрических параметров винтов на их динамические харак-
148
теристики проводится путем испытания серий моделей, в которых варьируется изучаемый параметр. В наибольшей степени на ГДХ винта влияние оказывает шаговое отношение, однозначно определяющее шаговый угол <р, а вместе с ним и угол атаки а элемента лопасти [см. (4.25) и рис. 4.11]. Рост шагового отношения приводит к росту (при заданной относительной поступи) упора и момента, а также и соответствующих коэффициентов (рис. 4.15).
Возрастает и абсолютный максимум КПД, однако при малых относительных поступях предпочтительнее гребные винты с невысокими Р/D. Этим, в частности,
объясняются небольшие шаговые отношения гребных винтов ледоколов Р/D = 0,7 4- 0,8, расчетным для которых является режим движения с малой скоростью в тяжелых льдах.
Влияние дискового отношения в основном сказывается на эффективности гребных винтов. Увеличение Ае/А$ приводит к увеличению площади лопастей и, соответственно, их профильного сопротивления. По-
Рис. 4.15. Влияние шагового отношения иа Кт и т]0
При проектировании гребных допустимое для обеспечения последствий кавитации диско-
следнее влечет снижение КПД. винтов принимают минимально прочности и отсутствия вредных вое отношение.
Количество лопастей мало влияет на ГДХ гребных винтов. Обычно его выбирают таким, чтобы избежать нежелательных резонансных явлений и вызываемой ими вибрации корпуса либо отдельных его конструкций.
Форма контура и относительная толщина лопасти также не оказывают заметного влияния на ГДХ гребного винта, хотя от последней зависят кавитационные и прочностные характеристики лопасти, предъявляющие к ее толщине противоречивые требования.
Форма профиля сечения лопасти влияет как на кавитационную стойкость винта, так и на его эффективность. Авиационные и близкие к ним по форме профили обладают высоким качеством, а следовательно, предпочтительны с точки зрения КПД винта. Однако плата за качество — более ранее возникновение кавитации. В связи с этим гребные винты быстроходных судов,, рабочие режимы которых, как правило, находятся на грани кавитации, имеют сегментный профиль сечения лопасти.
Гребные винты транспортных судов зачастую имеют авиационный профиль на большей протяженности лопасти и только на радиусах г > 0,7/? этот профиль переходит в сегментный.
149
При этом достигается достаточно высокая эффективность гребного винта и отсутствует кавитация периферийных сечений лопасти, где число кавитации элементов минимальное (см. § 4.7).
В последнее время при проектировании лопастей винтов широко используют специальные кавитационно устойчивые профили.
Диаграммы для проектирования гребных винтов. Результаты испытаний систематических серий моделей с различным шаговым отношением используют для создания диаграмм, с помощью которых решают все задачи проектирования судовых гребных
Рис. 4.16. Схема построения корпусной диаграммы
винтов. Чаще всего основная проблема заключается в определении характеристик оптимального гребного винта.
Оптимальным будем называть винт, который отвечает условиям задания и при этом имеет наивысший КПД.
В нашей стране широкое распространение получили диаграммы для расчета гребных винтов, построенные по методу известного советского ученого Э. Э. Папмеля. Рассмотрим метод построения этих диаграмм и способы пользования ими. Первоосновой служат ГДХ отдельных винтов серии, полученные при закритических числах Рейнольдса. Все они сводятся на две диаграммы: корпусную, построенную в координатах I — Кт и машинную в координатах J — Kq.
Каждая из этих диаграмм несет в себе полную информацию обо всех винтах серии, однако в зависимости от типа задания на проектирование удобнее пользоваться какой-либо одной из них. В последнее время наблюдается тенденция обходиться только корпусной, метод построения которой и рассмотрим подробнее.
Пользуясь тем, что ГДХ винта полностью определяются любыми двумя из трех кривых (рис. 4.13), ставим на графике только зависимости Кт (J) и т]о(/)- Пойдем еще дальше — убе-150
рем и зависимость т]о(/). перенеся фиксированные значения КПД на кривую Kt(J) (рис. 4.16,а). Проделав подобные операции для всех винтов серии (для всех Р/D) и соединив плав-
ными кривыми точки с одинаковыми значениями КПД, сведем
результаты испытаний на единую корпусную диаграмму. Каждая точка этой диаграммы (рис. 4.16,6) соответствует конкретному винту,(работающему в определенном режиме. Так, например, точка А отвечает винту с шаговым отношением (P/D)A, режим работы которого определяется
поступью 1А. При этом коэффициент упора винта равен Кт а, а его КПД — Цод (рис. 4.16,6). Очевидно, используя (4.34), можно элементарно определить и коэффициент момента К<г = (К7/т]о)/(//2л).
Диаграмма позволяет на основании испытаний ограниченного количества винтов с фиксированными значениями шагового отношения определять ГДХ винтов подобного типа с любым, в том числе и промежуточным, шаговым от
Рис. 4.17. Определение точки (7Gr)oPt
ношением.
Для решения задачи о выборе опти-
мального гребного виита, следуя Э. Э. Папмелю, введем в рассмотрение коэффициенты задания
Kdt = vA' D • л/ Р/Т = // V Кг:
Knt = -4- • л/— = ^1 -\4Kt-у/п V Т
(4.44),
(4.45)
Замечательное свойство этих коэффициентов в том, что они, в соответствии с названием, представляют единственно возможную безразмерную комбинацию элементов задания, с одной стороны, и устанавливают однозначную связь между координатами диаграммы, с другой.
Так, задание на проектирование винта диаметром D, обеспечивающего упор Т при скорости vA означает и задание коэффициента Kdti = Ci и соответствующей этому коэффициенту квадратичной параболы Kr = Z2/Ci. Последняя является геометрическим местом точек, отвечающих всем винтам серии, которые выполняют условия задания. Среди них надо отыскать единственную, принадлежащую гребному винту с наивысшим КПД. Очевидно, что это точка 0 (рис. 4.17) касания рассматриваемой параболы с линией постоянного значения КПД.
Подобным же образом решается задача и при другом типе задания (vA, п, Т). В этом случае используется второй коэффициент задания Knt, а все отличие сводится к тому, что зависи-
151
мость, соответствующая выражению Knt = С будет параболой четвертой степени: Кт = JVC*.
Проделав описанные выше построения для ряда фиксированных значений коэффициентов задания Кот и Knt и соединив
Рис. 4.18. Диаграмма для расчета гребных винтов (ZP — 4; Лв/Д0 = 0,55)
На рис. 4.18—4.20 приведены такие диаграммы, отвечающие четырехлопастным винтам серии В, имеющим различные значения дискового отношения. Подобные винты широко используются на морских транспортных судах.
Определение характеристик оптимального винта с помощью диаграмм осуществляется следующим образом: на линии Kdto^i или Knt opt находится точка, отвечающая данному конкретному заданию. Затем, как это делается на рис. 4.16,6, определяют геометрические (Р/D) и гидродинамические (J, Кт, По) характеристики искомого гребного винта.
152
Машинная диаграмма строится идентичным образом, с той лишь разницей, что на кривых действия оставляют зависимости
Kq(J) ит]о(/),а в качестве коэффициентов задания используют
к™—(4Л6)
где PD — мощность, подводимая к гребному винту.
Все задания на проектирование гребных винтов могут быть сведены к двум типам, когда требуется обеспечить заданную скорость, а искомой является мощность главной механической
153
установки либо когда известна мощность двигателя, а определяется скорость судна. Оптимальный винт в первом случае означает, что потребная мощность будет минимальной, а во втором— достижимая скорость будет максимальной.
И корпусная и машинная диаграммы могут служить для решения задач любого типа. Кроме того, с помощью диаграмм можно выбирать характеристики винта, который не является оптимальным. Так, например, если заданы мощность PD и частота вращения п двигателя, а также и диаметр гребного винта, то практически определены и его ГДХ {K.q, J), т. е. какие-либо вариации с целью оптимизации исключаются.
Следует, однако, иметь в виду, что задание на проектирование гребного винта должно быть корректным: нельзя требовать обеспечения данному судну данной скорости при заданной мощности двигателя или заданного упора при фиксированных значениях частоты вращения и диаметра гребного винта.
154
Диаграммы могут служить как для решения прямой, так. и обратной задачи проектировочного расчета гребного винта. Последняя заключается в определении геометрических характеристик винта, ГДХ которого заданы. Практически эта процедура — проектирование винта, что было рассмотрено ранее.
Прямая задача заключается в определении ГДХ винта, геометрия и р.ежим работы которого заданы. Для ее решения достаточно найти на диаграмме точку, соответствующую гребному винту с заданным шаговым отношением, работающему с заданной поступью. Подобная процедура, в частности, используется для определения характеристик винта на режимах, отличных от расчетного, например при построении ходовых характеристик судна (см. § 4.10).
4.6.	Взаимодействие гребного винта и корпуса судна
Винт посредством гребного вала жестко соединен с судном,, что обусловливает их механическую связь. Таким образом, мощность, потребляемая гребным винтом, и его частота вращения равны аналогичным величинам главной механической установки. Одинаковы также скорости движения винта и корпуса,, а упор, создаваемый движителем, полностью воспринимается упорным подшипником.
Помимо механической связи гребного винта и корпуса имеет место и их гидродинамическое взаимодействие. Последнее проявляется в наложении гидродинамических полей корпуса и движителя, в результате чего сопротивление судна изменяется под влиянием работы гребного винта, а ГДХ последнего отличаются от таковых в свободной воде. Строгое теоретическое исследование указанного взаимодействия сопряжено со значитель ными трудностями. Поэтому обычно задачу упрощают: считают, что корпус работает в поле скоростей, измененных движителем а гребной винт — в поле скоростей корпуса. Другими словами, раздельно рассматривают влияние винта на корпус и корпуса на движитель.
Попутный поток. Корпус судна вовлекает в движение прилегающие слои жидкости, создавая так называемый попутный поток. В общем случае вектор скорости попутного потока произвольно ориентирован в пространстве. Следовательно, в каждой точке диска движителя можно выделить три составляющие скорости попутного потока: осевую, окружную (тангенциальная) и радиальную. Обычно осредненное по окружности значение окружной скорости равно нулю. Радиальная составляющая невелика и практически не оказывает влияния на работу гребного винта. Поэтому в дальнейшем будем рассматривать только осевую скорость, которая отлична от нуля и считается положитель
155
ной, если направлена в сторону движения судна. Средняя скорость осевого попутного потока и — суть разница между скоростью судна v и средней скоростью жидкости в диске винта vA
u = v — vA.	(4.48)
Вводя в рассмотрение коэффициент попутного потока
w=—= v - Va V	V
(4.49)
получаем выражение для скорости в диске винта
пЛ = и(1-Н7).	(4.50)
Учитывая физическую природу, коэффициент попутного потока можно представить в виде суммы трех составляющих
W = WF + WP + Ww, (4.51) где Wp и Ww — коэффициенты по-
Рис. 4.21. Схема образова- путного потока трения, потенциаль ния попутного потока тре- ного и волнового соответственно.
иия	Первый из них —	— объясняется
вязкостью жидкости. Представление об образовании попутного потока трения дает рис. 4.21, на котором схематически изображены условия работы гребного винта, установленного за пластиной в идеальной (а) и вязкой
(б) жидкости.
Потенциальный попутный поток создается за счет телесности
корпуса, движение которого сопровождается появлением в окружающей жидкости вызванных скоростей.
Волновой попутный поток единственный, скорость которого может быть как положительной, так и отрицательной. Причина его появления — волнообразование при движении судна; знак определяется положением вершины или подошвы генерируемой судном поперечной волны относительно движителя. В целом величина Ww мала по сравнению с остальными двумя составляющими и при небольших относительных скоростях может не учи
тываться.
Вязкость жидкости — основная причина создания попутного потока, соответственно в (4.51) превалирует WF. Толщина пограничного слоя в кормовой оконечности судна такова, что расположенный в ДП гребной винт почти полностью погружен в спутную струю корпуса (см. пример 3.3). В меньшей степени влияет пограничный слой на работу бортовых винтов при многовальной установке, соответственно в этом случае снижается и коэффициент попутного потока в целом.
Сказанное выше в полной мере относится к так называемому номинальному попутному потоку, исчерпывающие данные
156
Рис. 4.22. Попутный поток в диске гребного винта, расположенного в ДП судна
с котором можно получить, замерив поле скоростей за корпусом в месте расположения движителя. Работающий гребной винт оказывает влияние на характер обтекания корпуса, а следовательно и на создаваемый им попутный поток. Это влияние учитывается эффективным попутным потоком, который отличается от номинального.
Надежное определение коэффициента эффективного попутного потока’сопряжено со значительными трудностями. На практике обычно используется понятие расчетного попутного потока, скорость которого в (4.50) находят из условия эквивалентности работы гребного винта за корпусом и в свободной воде, что выражается в равенстве упоров в обоих случаях. Коэффициент расчетного попутного потока определяют в процессе самоходных испытаний, когда модель судна движется с помощью модели гребного винта. Моделирование при этом осуществляется по числу Фруда, различие в числах Рейнольдса учитывается введением специальных поправок.
Приближенно значение расчетного коэффициента попутного потока может быть найдено по эмпирической формуле Э. Э. Пап-меля, обобщающей результаты модельных и натурных испытаний
WT = 0,1656*7^/1) — A IF,
(4.52)
где 6 — коэффициент общей полноты; х — показатель степени: х=1 для винта в ДП, х = 2 для бортового винта; V — объемное водоизмещение судна; D — диаметр винта.
Коэффициент волнового попутного потока
AIF = 0,16 (Fr — 0,2)	(4.53)
учитывается только при достаточно высоких относительных скоростях Fr > 0,2, при меньших числах Фруда A IF = 0.
Влияние неравномерности потока на работу гребного винта. Ранее мы рассматривали осредненные по диску гребного винта скорость и коэффициент попутного потока. Однако течение в гидродинамическом следе за корпусом характеризуется высокой степенью неравномерности: его скорость является функцией как радиуса, так и угла поворота — vA =f(f, у). Сказанное иллюстрирует рис. 4.22, на котором показано распределе-:ие коэффициента попутного потока по диску гребного винтг., расположенного в ДП судна, когда неравномерность поля скоростей проявляется в наибольшей степени. Верхняя половина диска
157
находится в непосредственной близости к достаточно полным на этом уровне ватерлиниям, внизу расстояние между винтом и. корпусом возрастает, а полнота ватерлиний убывает (см. гл. I,. теоретический чертеж). Снижается коэффициент попутного потока и по направлению от ДП к борту судна.
Благодаря неравномерности поля скоростей, обтекание элемента лопасти изменяется по мере поворота гребного винта. При этом за счет непостоянства осевой скорости vA(y) изменяется результирующая скорость обтекания vR и, что значительно важнее, угол атаки элемента а (см. рис. 4.11). Вместе с ними изменяются и элементарные силы dT и dr, а следовательно упор и сопротивление вращению лопасти в целом. Кроме того, осред-ненные за один оборот значения Т и Q могут отличаться от таковых в свободной воде, что учитывается коэффициентами влияния неравномерности на упор ir, момент iQ, определяемыми выражениями
ir =: Ктв/Кт. Iq — KqbIKq,	(4.54}
где Ктв, Kqb — коэффициенты упора и момента при работе за корпусом; Кт, Kq — то же в свободной воде.
Указанные коэффициенты (4.54) находят в процессе самоходных испытаний, причем обычно принимают zT=l,0. Значение, iQ для судов традиционных обводов также мало отличается от единицы, в предварительных проектировочных расчетах берут i’q = 1,0.
Не оказывая существенного влияния на осредненные во времени значения упора и момента гребного винта, неравномерность поля скоростей приводит к негативным последствиям другого свойства: точка приложения упора сдвигается относительно оси винта, а сопротивление вращению отдельных лопастей, кроме момента, создает еще и поперечную силу.
В наибольшей степени это проявляется у гребного винта, расположенного в ДП судна, когда неравномерность максимальная. Коэффициент попутного потока в верхней половине диска существенно больше, чем в нижней UZb>Wh (см. рис. 4.22), а осевая скорость соответственно меньше vAB<vAn. Элементы лопасти винта, расположенные вверху, имеют значительно большие углы атаки (см. рис. 4.11), чем у лопасти нижней. Таким образом, верхняя лопасть создает больший упор и имеет большее сопротивление вращению, чем нижняя. В результате точка приложения упора сдвигается вверх от оси винта. Величина указанного эксцентриситета на судах с полными обводами может достигать е = 0,1В. Различие в силах сопротивления вращению верхней и нижней лопастей приводит к тому, что кроме момента появляется боковая сила, уводящая судно с прямого курса. Этот факт хорошо известен из морской практики: судно с винтом правого вращения, расположенным в ДП, при руле
158
в нейтральном положении (угол перекладки а = 0) уваливает (отклоняется от курса) вправо, и наоборот.
Аналогичная картина имеет место и у бортовых винтов, однако в силу гораздо меньшей неравномерности поля скоростей ее влияние на ГДХ сказывается в значительно меньшей степени.
При работе за корпусом упор и момент гребного винта изменяются во времени с частотой пл = nZp, которая называется лопастной. Амплитуды колебания Т и Q увеличиваются с уменьшением числа лопастей и увеличением неравномерности поля скоростей. По этой причине, в частности, у одновальных транспортах судов гребные винты обычно имеют не менее четырех лопастей.
Неравномерность поля скоростей не оказывает заметного влияния на ходовые качества судна. Однако эксцентриситет упора и боковая сила на винте приводят к появлению моментов изгибающих гребной вал в двух взаимно перпендикулярных плоскостях. Наряду с циклическими изменениями сил на лопастях эти моменты могут приводить к усталостным разрушениям как самого винта, так и валопровода. Периодические изменения углов атаки элемента лопасти усугубляют отрицательные последствия кавитации, способствуя увеличению эрозии и повышению шума гребного винта.
Засасывание. Вода в струе перед гребным винтом приобретает дополнительную скорость, а давление в ней падает (см. § 4.2). Соответственно возрастает сопротивление формы расположенного в этой струе корпуса, несколько увеличивается и сопротивление трения за счет увеличения скорости обтекания кормовой оконечности. Это явление носит название засасывания, а возникающая на корпусе дополнительная сила сопротивления— силы засасывания. В результате упор гребного винта Т должен быть больше буксировочного сопротивления R на силу засасывания АГ:
Т = R + АГ.	(4.55)
Выше мы оперировали с понятием полезной тяги Те, представляющей часть упора, которая расходуется на преодоление сопротивления. В общем случае
Te = RIZ,	(4.56)
где Z — число гребных винтов.
По аналогии с коэффициентом упора, коэффициент полезной тяги записывается в виде
Ke^TeIvvW.	(4.57)
159
Отношение силы засасывания к упору называется коэффициентом засасывания:
ДГ Т — Т.	TF
t = -^^—^=1---------Г'	(4.58)
И попутный поток, и засасывание имеют одну и ту же физическую природу, поэтому по аналогии с (4.51) можно записать коэффициент засасывания в виде трех составляющих — трения,, потенциальной и волновой:
t = ip + ip + tw,	(4.59)
Основная роль в (4.59) принадлежит потенциальной составляющей, следовательно, определение коэффициента засасывания средствами модельного эксперимента в меньшей степени подвержено масштабному эффекту, чем это и имеет место у коэффициента попутного потока.
Используя (4.56) и (4.58), легко найти необходимый упор по известной полезной тяге (сопротивлению):
ТР R
т = т^~1Г^-	<4-60)
Самый достоверный способ определения всех коэффициентов взаимодействия (WT, t, iq)—проведение самоходных испытаний. В тех случаях, когда это невозможно, пользуются эмпирическими зависимостями. Коэффициент засасывания для гребного винта в ДП находят в виде
t = 0,7WT,	(4.61)
а для бортового винта с выкружками гребных валов и кронштейнами соответственно
t = 0,25UZr + 0,14;	(4.62)
t = 0,7U7r + 0,06.	(4.63)
Приведенные формулы (4.61) — (4.63) справедливы для расчетного режима работы гребного винта, характеризуемого относительной поступью. Для определения коэффициента засасывания на других режимах можно пользоваться предложенной Э. Э. Папмелем эмпирической формулой
t =_____«-----------*2___	(4.64)
где <о—коэффициент засасывания на швартовых (са = 0), (Pi/D) и (P/D)—гидродинамическое и геометрическое шаговые отношения соответственно.
Засасыванием не исчерпывается влияние гребного винта на корпус. Конечное число лопастей вызывает пульсацию давлений
160
на элементах конструкций, вблизи которых они проходят. Это может служить причиной местной вибрации корпуса.
Пропульсивный коэффициент. Эффективность работы гребного винта характеризуется пропульсивным коэффициентом
РЕ №	.. ск,
X]D~ PD~ ZiitnQ ’	(4‘65)
где PE = Rv— буксировочная (полезная) мощность; РЕ—мощность, подводимая к гребному винту.
С учетом (4.34), (4.50), (4.54), (4.60) и принимая iT = 1,0, перепишем (4.65) в виде
tev t‘va 1 —*	,А
11/3 ~ 2nnQB “ 2nnQ ' iQ (1 — U/r) —	 Т)н’ (4-66^
где
называется коэффициентом влияния корпуса.
Таким образом, пропульсивный коэффициент, с одной стороны, определяется коэффициентом полезного действия гребного винта в свободной воде, а с другой — коэффициентом влияния корпуса. Величина последнего зависит как от обводов корпуса, так и, в значительно большей степени, от расположения гребного винта.
Для заданного корпуса при фиксированном диаметре винта возможность направленного влияния на и t практически исключена. Единственный путь в этом направлении — отдаление винта от корпуса. При этом коэффициент попутного потока практически не меняется, а коэффициент засасывания интенсивно убывает. Однако такое конструктивное решение вряд ли может быть признано приемлемым. Для винта в ДП судна, как правило, WT > t, а следовательно т]н > 1. Это обстоятельство не противоречит фундаментальным законам физики — гребным винтом утилизируется часть энергии, затраченной на создание корпусом попутного потока. Для бортовых винтов обычно Пн<1.
Таким образом, с точки зрения эффективности одновальные установки предпочтительны по сравнению с многовальными.
4.7.	Кавитация гребных винтов
Кавитация — гидродинамический процесс разрыва сплошности жидкости, сопровождаемый появлением отдельных пузырьков и полостей, заполненных смесью пара и выделившихся из воды, ранее растворенных в ней газов. Кавитация наступает, когда
161
давление в жидкости достигает критического значения — давления насыщенных паров. Для воды при комнатной температуре это давление pv — 2,3 кПа, что составляет чуть более двух процентов от атмосферного.
В соответствии с законом Бернулли давление на поверхности тела, движущегося в жидкости, падает с ростом скорости. Чем выше скорость, тем быстрее давление снижается до критического значения и на большей площади возникает кавитация. С особыми проблемами сталкиваются при проектировании высокоскоростных судов, предотвратить кавитацию отдельных элементов которых (крыльев, стоек, кронштейнов и т. д.) стоит большого труда. То же можно сказать и о гребных винтах, лопасти которых движутся со значительными скоростями.
Кавитация лопастей винта. Практически лопасть представляет собой несущее крыло сложной формы. Соответственно процессы возникновения и развития кавитации на лопасти имеют много общего с таковыми у крыла.
Различают три вида кавитации крыла: вихревую, пузырьча-тую и пленочную. Первая имеет место в ядрах, сбегающих с концов крыла вихрей, где давление достигает критического значения. Эти ядра заполняются паром и газом, становятся видимыми. Дальнейший рост скорости приводит к снижению до величины pv давления на небольших участках поверхности крыла— образуются отдельные пузыри, ограниченные по размерам полости. Когда давление становится равным критическому на большей части крыла, образуется каверна, охватывающая значительную поверхность, — пленочная кавитация. По мере увеличения скорости растут и размеры каверны, которая может замыкаться далеко за пределами крыла.
Рассмотрим условия возникновения и развития кавитации на засасывающей поверхности крыла. Запишем уравнение Бернулли для линии тока, проходящей через некоторую точку этой поверхности:
, Pvo „ , Р”?	соч
Ро 4—2~ — Pi 4—2~ •	(4.68)
где ро, Vo — давление и скорость в потоке на бесконечности; pi, vi — то же в точке А.
Из курса гидромеханики известно, что коэффициент разрежения (коэффициент давления с обратным знаком) в точке А
Ра = 2	-/.)-	(4.69)
Р^О
не зависит от скорости движения и определяется только формой крыла и его углом атаки. Условия для возникновения кавитации в точке А создадутся, когда давление в ней снизится
162
до давления насыщенных паров воды р\ — pv, а коэффициент разрежения станет равен числу кавитации о:
рЛ = 2(Ро-Р,)_= 2(Р°~Рг) =о	(4.70)
pt'o	Р"о
Коэффициент разрежения не зависит от скорости, число кавитации падает с ее ростом. Таким образом, при фиксированном значении рл всегда найдется такая скорость, при которой будет иметь место равенство (4.70), т. е. на крыле возникнет кавитация. Прежде всего это произойдет в той точке профиля, где разрежение максимально: р — ртах-
В начальной стадии кавитация (вихревая, пузырчатая) не оказывает заметного влияния на ГДХ крыла. При развитой, или, как ее еще иногда называют, супер кавитации, каверна охватывает практически всю поверхность крыла, коэффициенты подъемной силы и сопротивления уменьшаются.
Окружная скорость элементов лопасти зависит от радиуса, на котором они расположены. Соответственно изменяется вдоль радиуса и число кавитации элемента, которое, пренебрегая в (4.23) вызванными скоростями, можно записать
_ 2 (Ро — Ру) ~ 2 (Ро — Ру) _____1________ Оо	М 7 П
'	~	' 1 + (2Ялг/од)2 1 + (л2г2//2) ’	4
где сто — осевое число кавитации (см. (4.38)); г = r/R — относительный радиус элемента.
Из (4.71) следует, что кавитации подвержены прежде всего периферийные сечения (г « 1) и что при прочих равных условиях она ранее наступит при малых значениях поступи. Кроме того, число кавитации элемента всегда меньше осевого. Для рабочих радиусов винта (г > 0,5) и рабочих поступей (/< 1) отношение go/gs может достигать 10 и более (см. пример 4.6).
Пример 4.6. Найдем число кавитации элемента лопасти, расположенного на радиусе г = 0,75. Исходные данные те же, что и в примерах 4.4 и 4.5; дополнительно известно погружение оси винта Лв = 5,9 м; относительная поступь J = 0,630, атмосферное давление ро = 101 кПа. По (4.28) находим осевое число кавитации
2 (ро -Ру) _ 2 (101 + 59 - 2,3)
° ри2	1,025  8,52	~ ,Ь'
а по (4.17) число кавитации элемента
оо	4,26	4,26 n „ОЛ
°s— । n2f2 ~ i 3x2 • °-752 —ПП —°’284’
1 + J2 4	0,632
т. e. различие в числах кавитации достигает 15 раз.
11*
163
Отсюда следует, что кавитация винта начнется значительно раньше, чем у эквивалентного крыла. Известно, что несущие крылья СПК обтекаются безотрывно до скоростей vs = 60 4-4- 80 уз, в то время как избежать кавитации винтов этих судов практически невозможно уже при vs > 40 Д'з.
Как и для крыльев, для винтов принято различать две стадии кавитации. В первой ГДХ гребного винта практически не изменяются, во второй наблюдается заметное падение коэффициентов упора и момента и менее выраженное снижение КПД.
В расчетном режиме работы гребного винта элементы лопасти, как правило, имеют нулевые либо малые положительные углы атаки. При этом возникает рассмотренная выше кавитация засасывающей поверхности лопасти. При отрицательных углах атаки может наблюдаться кавитация нагнетающей поверхности, а для выпукло-вогнутого профиля большой кривизны при а~0 кавитация может захватить и обе поверхности.
При работе за корпусом в существенно неравномерном поле скоростей гребной винт может за один оборот подвергаться всем перечисленным видам кавитации — углы атаки элементов лопасти в отдельные промежутки времени будут принимать существенно различные значения.
Негативные последствия кавитации и способы ее устранения. В первой стадии кавитационные полости имеют небольшую длину и замыкаются в пределах лопасти. В районе замыкания каверна разрушается, пузырьки, заполненные паром, сносятся в область повышенного давления и почти мгновенно схлапыва-ются, когда пар конденсируется. Происходит гидравлический удар, в области которого давление и температура достигают настолько больших величин, что в материале лопасти возникают напряжения, существенно превосходящие предел прочности. Периодически повторяясь, этот процесс ведет к выкрашиванию из материала микроскопических частиц и, как следствие, к разрушению лопасти. Описанное явление носит название кавитационной эрозии и доставляет массу хлопот при проектировании и эксплуатации гребных винтов. Известны случаи, когда гребные винты быстроходных судов разрушались за считанные часы работы.
При меньшей интенсивности кавитационная эрозия приводит к существенному увеличению шероховатости лопастей и заметно снижает КПД гребного винта.
Неравномерность поля скоростей за корпусом способствует усилению пульсации каверны, что в свою очередь делает более интенсивным процесс кавитационной эрозии. Вначале она поражает корневые сечения лопасти, где относительная толщина максимальна, затем периферийные, где максимума достигают скорости обтекания элементов. Первый случай чреват опасностью обламывания лопастей, второй — снижением КПД.
164
Кавитационной эрозии невозможно противостоять, однако избежать ее можно благодаря следующим мероприятиям: сверлению отверстий в корневых сечениях лопасти, уменьшению неравномерности поля скоростей, подводу к гребному винту воздуха или газа. Однако кардинальным способом борьбы с эрозией является устранение причины ее порождающей — первой стадии кавитации. Основной путь — отдаление кавитации засасывающей поверхности лопасти за счет уменьшения максимального коэффициента разрежения. При неизменном значении заданного упора гребного винта этого можно достичь уменьшением угла атаки и одновременным увеличением площади лопастей, т. е. повышая дисковое отношение. Если последнее близко к пределу, то некоторый эффект получают, используя профили с более равномерным распределением коэффициента разрежения, например сегментные, NACA-66 и др. Желаемый результат может быть достигнут за счет увеличения диаметра гребного винта и одновременного снижения частоты его вращения и углов атаки элементов лопастей. Уменьшение числа лопастей также приводит к положительному эффекту — снижается относительная толщина лопасти, а вместе с нею и величина рШах-Отдаляет начало кавитации и увеличение погружения оси гребного винта.
Легко заметить, что все перечисленные выше способы снижения опасности кавитации в реальных условиях имеют весьма жесткие ограничения: дисковое отношение не может превышать предельного значения, максимальный диаметр винта и погружение его оси диктуются осадкой судна, возможность уменьшения числа лопастей также не беспредельна, а кроме того, это мероприятие существенно увеличивает виброактивностр гребного винта. В тех случаях, когда все пути исчерпаны, а вывести гребной винт из первой стадии не удается, остается использовать другие движители либо специальные сильнокавитирующие винты (см. § 4.9).
На основании обобщения опыта эксплуатации судов и экспериментальных исследований работы гребных винтов разрабатываются рекомендации по выбору дискового отношения, минимально допустимого с точки зрения отсутствия вредных последствий кавитации. В отечественной практике широкое распространение Получила формула
1Ар\ l,5-|-0,35Z„	0,2
( AT/min = (pB-pv)D2 +~Z~ '	(4‘72>
тде Zp — число лопастей; Z — число гребных валов; D — диаметр гребного винта.
4.8.	Проектирование гребных винтов
Выбор геометрических характеристик, числа винтов и направления их вращения. Для морских транспортных судов обычно КПД винта увеличивается с ростом его диаметра. Это объясняется снижением коэффициента нагрузки (см. § 4.2) при фиксированных значениях упора и скорости движения. Поэтому диаметр винта выбирают максимально возможным из условия его размещения в кормовой оконечности судна. В первом приближении для винта в ДП судна можно принимать D = (0,68 4- 0,75) Т, для бортового, при двухвальной установке, D — (0,62 4- 0,70) Т, где Т — осадка судна.
При выборе числа лопастей гребного винта руководствуются соображениями, чтобы лопастная н удвоенная лопастная частоты не совпадали с собственными частотами первых трех тонов колебаний корпуса и основных его конструкций. В этом случае удается избежать интенсивной вибрации корпуса, вызываемой работой гребного винта. Если информация об указанных частотах отсутствует, для винтов в ДП принимают Zp 4, а для бортовых в зависимости от нагрузки: при Кот >2 (или Kwt>1), что соответствует слабонагруженным винтам, берут Zp = 3, для меньших значений этих коэффициентов Zp = 4. Необоснованное увеличение Zp нерационально по двум причинам: возрастает трудоемкость изготовления винта и несколько снижается его КПД. Последнее обстоятельство имеет место в связи с тем, что для обеспечения равного запаса на кавитацию увеличение числа лопастей влечет за собой и увеличение дискового отношения.
Относительная толщина лопасти в самом широком месте (г = 0,6—0,7) не должна превышать предельного значения бтах, до которого КПД еще имеет приемлемое значение. При соблюдении этого условия минимальное дисковое отношение, обеспечивающее прочность винта
[	d„\- Z„ \2/з з/ ЮтТ
-г^)	=0,24(1,08--^	(4-73)
V /mln	\	D ) \dmax^ / V . [°]
где dH, О —	ступицы и винта соответственно, м; 6тах=
= 0.08-^0,09; m — коэффициент, учитывающий условия работы винта (т = 1,15 для транспортных судов; га=1,5 для буксиров, m = 1,75 для судов ледового плавания, m = 2,0 для ледоколов); Т — упор винта, кН; [о] —допускаемые напряжения, для винтов транспортных судов можно принимать [ст] = 6-104 кПа.
Увеличение дискового отношения приводит к падению КПД. Поэтому его выбирают так, чтобы выполнить требования обеспечения прочности (4.73) и отсутствия вредных последствий кавитации (4.72). Как правило, у гребных винтов транспортных судов определяющим является последнее.
166
Пропульсивный коэффициент винта в ДП обычно больше, чем при бортовом расположении (см. § 4.6). В связи с этим одновальной установке следует отдать предпочтение перед многовальной. В пользу последней, однако, говорит повышенные живучесть и маневренность, возможность осуществления парциальных режимов (см. § 4.11).
При выборе количества винтов определяющими могут стать и следующие обстоятельства: наличие подходящих двигателей, возможность их рационального размещения в корпусе, первоначальная стоимость установки и ее эксплуатации.
Что касатся морских транспортных судов, то тут превалируют соображения экономического характера, поэтому большинство из них — одновальные. Исключение составляют крупные быстроходные суда: пассажирские и грузовые лайнеры и др. Необходимая мощность может оказаться слишком велика, чтобы ее можно было получить в одном агрегате либо эффективно переработать одним винтом.
Направление вращения гребного винта не сказывается на его эффективности. Для одновинтовых судов оно определяется устанавливаемым двигателем. Бортовые винты должны вращаться в противоположные стороны во избежание уваливания судна с прямого курса (см. § 4.6). При этом считается, что во избежание попадания плавающих предметов между корпусом и винтами вращение последних должно быть наружным, т. е. лопасти в верхнем положении должны двигаться от корпуса.
Подбор гребных винтов по диаграммам. Проектирование гребных винтов транспортных судов, как правило, сводится к выбору оптимального (см. § 4.5) винта. При этом он должен обладать необходимой прочностью и удовлетворять условию отсутствия негативных последствий кавитации. В случае, когда требуется обеспечить судну заданную скорость, оптимальность винта означает минимальную мощность механической установки. Если заданы характеристики двигателя, оптимальный винт позволяет судну двигаться с наибольшей скоростью.
Все задачи, связанные с проектированием гребного винта, в том числе и оптимального, эффективно могут решаться с помощью диаграмм для расчета гребных винтов (см. § 4.5). Исходной информацией при этом являются известные геометрические элементы гребного винта: Dmax, Zp, АЕ/AQ и характеристики взаимодействия W?, t, Iq. Практически все многообразие заданий на проектирование гребных винтов можно свести к четырем основным типам, для каждого из которых используется своя расчетная схема.
Схема I. Заданы: скорость судна v; расчетное сопротивление R, диаметр винта D. Оптимальный гребной винт находит
167
ся с помощью коэффициента задания Kdt (см. (4.44)), вычисляемого с учетом того, что винт работает за корпусом судна:
Кот=^1-1Г)Дд/-№(Р1-о-	<474>
На диаграмме, соответствующей элементам задания АЕ/А0, Zp на линии Кат opt находят точку, отвечающую рассчитанному значению (4.74) этого коэффициента, затем, как это описано в § 4.5, снимают величины P/D, J, Кт, т]о. Искомые значения оптимальной частоты вращения двигателя и его мощности Ps находятся по очевидным формулам:
nopt = v(l — W)/JD;	(4.75)
Ps = К - v/Zr\sr\D,	(4.76)
где t]d = т]нГ]о — пропульсивный коэффициент; — КПД передачи мощности.
Потери энергии в валопроводе зависят от его длины (МО в середине, в корме, промежуточное положение) и составляют (1—3) %. Соответственно при прямой передаче мощности: двигатель—вал—движитель т]5 — 0,99 -s-0,97. Наличие дополнительного звена — механического редуктора либо гидромуфты — увеличивает потери мощности, при Этом т]5 = 0,94-5-'0,96. Еще меньшие значения КПД имеют место при электрической (дизель-генератор—электродвигатель—вал—винт) передаче мощности: T]s = 0,88 -е-' 0,90.
Использование коэффициента Кот фактически означает задание коэффициента нагрузки Ста = 8/лКот, а вместе с ним и предела коэффициента полезного действия т]0 (см. § 4.2), что ограничивает возможности оптимизации винта. Поэтому часто ту же задачу решают с помощью коэффициента задания Knt-
Схема 2. Исходные величины те же, что и в схеме 1. Задавая ряд значений частоты вращения винта п, для каждой из них с учетом взаимодействия винта и корпуса определяют
R/Z0-0	<4-77>
находят на линии Knt opt диаграммы соответствующую точку,, снимают относительную поступь J, а затем ее корректируют:
J' = aJ.
Указанная корректировка необходима для учета влияния корпуса: в связи с тем, что t(J) максимумы функций т)0(7) и т)п(7) не совпадают, т. е. диаметр оптимального винта в свободной воде и за корпусом не одинаковы. Корректировка поступи фактически означает корректировку оптимального диаметра.
168
Для гребных винтов в ДП а=1,05, для бортовых винтов, где влияние корпуса слабее, а=1,03.
Последовательность дальнейших расчетов: J' -> Dopt	Кт ~*~
—* Р/DPs; их удобнее выполнять в табличной форме.
По результатам расчетов строят графические зависимости Ps(n) и О opt (я), а затем выбирают гребной винт, обеспечивающий Ps mfn- Очевидно, что практический интерес представляют только те варианты, при которых O0pt^Omax- Для винтов транспортных судов обычно искомый вариант Psmin соответствует максимальной величине диаметра.
Пример реализации указанной схемы расчета оптимального гребного винта — см. в табл. 4.4 § 4.12.
Схема 3. Заданы R. v, D и п. Находят значения Кт и J {с учетом взаимодействия), которые однозначно определяют координаты точки, сответствующей искомому винту. С диаграммы снимаются величины P/D, rj0; затем рассчитывают мощность механической установки Ps.
Рассматриваемая схема исключает любые вариации, полученный гребной винт не является оптимальным.
В приведенных выше схемах заданы характеристики корпуса — скорость и сопротивление, а искомой является мощность двигателя. Для решения таких задач и предназначены корпусные диаграммы.
В том случае, когда задаются характеристики двигателя, логичнее было бы использовать машинные диаграммы (см. § 4.5). Однако и эти задачи могут столь же эффективно решаться с помощью корпусных диаграмм.
Схема 4. Исходные данные: зависимость сопротивления судна от скорости R(v) и характеристики главной механической установки Ps, п.
В районе предполагаемой скорости задаются несколькими ее значениями и для каждого из них рассчитывают коэффициент задания Knt- Дальнейший расчет идентичен таковому в схеме 2. Построив по его данным зависимости Ps(v), D(v) и P/D — f(v), находят искомые характеристики винта в точке, где мощность равна заданной Ps(v) = Ps зад. В этом варианте предполагается, что диаметр винта не ограничен. В наиболее интересном с практической точки зрения случае диаметр винта всегда имеет верхний предел /)тах. Тогда для скоростей, при которых Dopt £>тах, расчет ведется по схеме 2, а при Dovt > Umax — по схеме 3. В последнем случае принимают D = Dmax и выбранный винт, строго говоря, уже не будет оптимальным.
Пример такого расчета — см. в табл. 4.5, § 4.12, в первых четырех столбцах которой Oopt <z Dmax и принимается D=Dopt, а В ПЯТОМ Dopt > Отах, В СВЯЗИ С Чем ПРИНЯТО D — Dmax-В последнем случае КПД винта мало отличается от Tjomax, по-
169
поскольку невелики и различия в DOpt и Dmax. Однако, если ограничение диаметра винта при заданных характеристиках двигателя (Ps, п) приводит к существенному снижению пропульсивного коэффициента, то решается вопрос о редукции частоты вращения. Такая ситуация возможна, когда по каким-либо причинам не удается подобрать подходящий двигатель. В этом случае расчет винта можно вести по схеме I для нескольких скоростей движения.
Обычно проектирование гребного винта выполняется в несколько этапов. На первом определяются основные геометрические параметры (D, ДеМо, Zp) и коэффициенты взаимодействия винта и корпуса (WT, t, Iq). Далее рассчитывают гребной винт, обеспечивающий заданному судну заданную скорость (схемы 1 или 2) и находят необходимые для этого характеристики (Ps, п) главной механической установки. Затем выбирают двигатель, мощность и частота вращения которого в наибольшей степени отвечают требуемым. На заключительном этапе рассчитывают гребной винт, обеспечивающий проектируемому судну с выбранным двигателем максимальную достижимую скорость. Пример подобного расчета приведен в § 4.12.
Для подбора двигателя можно пользоваться каталогами отечественных и зарубежных фирм, а также табл. 4.1, где приведены основные характеристики некоторых судовых малооборотных дизелей, выпускаемых консорциумом «МАН—Бурмейстер и Вайн». ДВС этой фирмы широко применяют на отечественных судах.
Расчет гребного винта с использованием вихревой теории. Проектирование гребных винтов с помощью диаграмм имеет и недостатки: выбирается оптимальный винт в пределах рассматриваемой серии, не учитывается неравномерность поля скоростей за корпусом судна. В связи с первым обстоятельством не гарантировано получение максимально возможного КПД, второе может привести к повышенной виброактивности гребного винта и его неудовлетворительным кавитационным качествам. Последнее особенно важно для винтов быстроходных судов. Указанных недостатков можно избежать, используя вихревую теорию гребного винта. В ее основе — вихревая теория крыла, в которой воздействие крыла на окружающую жидкость заменяется воздействием эквивалентного вихря. Из курса гидромеханики известно, что крыло бесконечного размаха с неизменной хордой может быть заменено присоединенным вихрем, имеющим такую же циркуляцию. Крыло конечного размаха заменяется П-образным вихрем постоянной циркуляции, состоящим, из присоединенного (в пределах крыла) вихря и двух свободных, распространяющихся в бесконечность по направлению скорости набегающего потока. Если хорда не постоянна по размаху крыла, оно заменяется присоединенным вихрем переменной:
J70
Таблица 4.1. Характеристики некоторых судовых малооборотных дизелей (МОД)
Марка дизеля	Частота вращения п, об/мин	Агрегатная мощность Р$, тыс. кВт, при числе цилиндров								
		4	5	6	7	8	9	10	11	12
ДКРН 45/90	227			3,24	3,88	4,53	5,18	5,82	6,47	7,12	7,76
ДКРН 52/105	183	3,54	4,43	5,31	6,20	7,08	7,97	—	—	—
ДКРН 45/120	170	2,59	3,24	3,88	4,53	5,18	5,82	6,47	7,12	7,76
ДКРН 55/138	150	3,94	4,93	5,91	6,90	7,88	8,87	9,85	10,8	11,8
ДКРН 67/140	145	—	6,88	8,25	9,63	н.о	12,4	13 8	15,1	16,5
ДКРН 80/160	126	—	9,7	И.6	13,6	15,5	17,5	19,4	21,3	23,3
ДКРН 90/160	122	—	—	16,2	18,9	21,6	24,3	27,0	—	32,4
ДКРН 67/170	119	5,5	6,88	8,25	9,63	и,о	12,4	13,8	15,1	16,5
ДКРН 90/180	114	—	12,6	15,1	17,6	20,1	22,6	25,1	27,6	30,1
ДКРН 80/195	103	7,76	9,70	U.6	13,6	15,5	17,5	19,4	21,3	23,3
ДКРН 98/200	103	—	—	18,0	2L.0	24,0	27,0	30,0	33,0	36,0
ДКРН 90/230	100	12,6	15,8	19,0	22,1	25,3	28,4	31,6	34,8	37,9
ДКРН 90/218	94	10,1	12,6	15,1	17,6	20,1	22,6	25,1	27,6	30,1
ДКРН 50/191	92	3,92	4,90	5,88	6,86	7,84	—	—	—	—
ДКРН 90/255	90	12,6	15,8	19,0	22,1	25,3	28,4	31,6	32,2	35,1
ДКРН 60/194	87	5,16	6,45	7,74	9,03	10,3	—	—	—	—
ДКРН 90/292	78	15,6	19,6	23,5	27,4	31,3	35,2	39,1	43,0	46,9
ДКРН 60/229	76	4,48	5,6	6,72	7,84	8,96	—	—	—	—
ДКРН 80/259	66	9,28	11,6	13,9	16,2	18,6	20,9	23,2	25,5	27,8
ДКРН 90/292	58	11,6	14,6	17,5	20,4	23,3	26,2	29,1	32,0	34,9
Примечания: 1. Двигатели типа ДКРН — двухтактные крейцкопфные, с газо-турбонаддувом, цифры за буквенным обозначением означают диаметр цилиндра и ход поршня, см.
2. В таблице приведены номинальные значения мощности PSH и частоты вращения пн.
3. Пример записи характеристик 12-ци л кадрового двигателя: 12 ДКРН 90/292. Ps„— =34 900 кВт, лн—58 об/мин.
циркуляции, а сбегающие с каждой его точки свободные вихри образуют вихревую пелену. И, наконец, крыло можно заменить системой присоединенных вихрей переменной циркуляции. Последняя схема в наибольшей степени подходит для широких крыльв сложной формы.
Указанные операции преследуют одну цель — с помощью теоремы Био-Савара определить вызванные свободными вихрями скорости в любой точке потока. Эти скорости направлены по нормали к скорости набегающего потока. Они приводят к уменьшению угла атаки — скосу потока, что влечет за собой снижение подъемной силы крыла и увеличение его сопротивления. Таким образом, задача определения сил, действующих на крыло конечного размаха, практически сводится к нахождению вызванных свободными вихрями скоростей.
Лопасти те же крылья малого удлинения, следовательно, вихревая теория может с успехом применяться и для расчета греб
171
ного винта. Впервые эта идея была высказана в начале нашего века Н. Е. Жуковским, который считается родоначальником вихревой теории гребного винта. С ее помощью решаются обе задачи: прямая — поверочный и обратная — проектировочный расчет гребного винта. В обоих случаях учитываются индивидуальные особенности поля скоростей за корпусом судна.
Условие оптимальности винта при его проектировочном расчете— достижение наивысшего пропульсивного коэффициента при выполнении требований задания и отсутствии вредных последствий кавитации. Другими словами, проектируется гребной винт, приспособленный к заданному попутному потоку. В результате такого расчета получают геометрические характеристики гребного винта — распределение относительной кривизны профиля лопасти и шагового отношния по радиусу: 6с(г) и P/D = f(r).
Результатом поверочного расчета является распределение нагрузки по радиусу винта заданной геометрии в функции от его режима работы, относительной поступи:
dKT	dKn
В свою очередь эти зависимости позволяют найти силы, действующие на отдельные лопасти:
Tz = pi2D*^	Qz = pi2Ds J ^-dr.
гн	rH
и на винт в целом: zp	Zp
7’=Z7’z, Q=SQz-	(4.78)
i=l	i=l
Выражение (4.78) учитывает, что в общем случае при работе в неравномерном поле скоростей упоры и моменты, создаваемые отдельными лопастями, не одинаковы.
Рассчитав упор и момент для различных фиксированных значений относительной поступи винта, можно получить его ГДХ в свободной воде.
Поверочный расчет гребного винта широко используется при анализе его прочности, проверке на кавитацию, при изучении периодических усилий, возникающих на лопастях в неравномерном поле скоростей.
Ледовые гребные винты и их особенности. К гребным винтам ледоколов и судов активного ледового плавания предъявляются следующие специфические требования: высокая прочность, обеспечивающая работу в ледовых условиях, достаточная эффективность при движении передним и задним ходом с малыми
172
скоростями, т. е. на режимах, близких к швартовному. Желательно, чтобы винты имели съемные лопасти, замена которых в случае поломки могла осуществляться судовыми средствами. В отечественной практике широкое применение находят ледовые гребные винты, разработанные М. А. Игнатьевым. Эти винты имеют четыре лопасти — поломка одной из них представляет не слишком большую опасность, а в межлопастное пространство не могут попасть крупные льдины. Контур спрямленной поверхности имеет симметричную форму, профиль сечения лопасти двояковыпуклый, обеспечивающий прочность и достаточную эффективность на заднем ходу. Увеличенный диаметр ступицы dH = 0,28 позволяет устанавливать съемные лопасти.
На основании испытания серии моделей М. А. Игнатьевым были созданы расчетные диаграммы для проектирования гребных винтов ледоколов (Zp = 4; АЕ/А0 = 0,5; Р/D = 0,4ч-1,2), которые можно найти в специальной литературе.
При проектировании гребных винтов ледоколов их элементы выбирают таким образом, чтобы в расчетном режиме можно было обеспечить максимальный упор на единицу мощности главной механической установки. В качестве расчетного обычно принимают режим движения в тяжелых либо предельных льдах с малой скоростью.
При заданных мощности двигателя и диаметре гребного винта максимальный удельный упор достигается при условии
Т „ Кт
,4-79>
Тогда выбор ледового винта сводится к построению по данным диаграммы зависимости q — f(P/D) при расчетном значении относительной поступи. Максимум этой функции будет соответствовать оптимальному с указанных позиций шаговому отношению. Для ледовых винтов расчетная поступь лежит в пределах 7 = 04-0,2, оптимальное шаговое отношение при этом составляет P/D =0,70-: 0.80.
Диаметр винта ледокола выбирают максимально возможным, при этом максимален должен быть и удельный упор. Однако практика позволила выработать рекомендации: чтобы уменьшить вероятность взаимодействия гребного винта с плавающими на поверхности воды крупными льдинами, его ось должна быть достаточно заглублена, что возможно при условии, когда диаметр не превышает (55—60) % осадки.
Большая подводимая к ледовому винту мощность, повышенная толщина лопасти, малые значения относительной поступи на рабочих режимах — все это способствует возникновению кавитации. Основной способ ее отделения — увеличение дискового отношения.
173
При работе во льдах существенно изменяются ГДХ гребного винта: упор падает, момент возрастает, заметно снижается КПД. Достоверная оценка этих изменений — одна из проблем, возникающих при расчете ледовых гребных винтов. Проектирование осложняет и то обстоятельство, что практически не существует систематических данных о взаимодействии гребного винта и корпуса в водно-ледяном потоке.
Гребные винты для судов активного ледового плавания занимают промежуточное положение между винтами транспортных судов и ледоколов.
Сегодня на ледоколах в основном используются винты фиксированного шага (ВФШ). Лучшим приводом в этом случае является гребной электродвигатель, обеспечивающий значительное повышение момента на валу при взаимодействии винта со льдом и тем самым снижающий вероятность заклинки винта. Кроме того, электродвигатель уменьшает время реверса, повышает маневренность судна. Поэтому, даже несмотря на довольно высокие потери мощности в передаче, электродвижение находит широкое распространение на ледоколах и судах активного ледового плавания.
В последнее время наблюдается тенденция использования на этих судах ВРШ, в том числе и в насадках. Применение таких винтов в сочетании с двигателем внутреннего сгорания или турбиной снизит потери энергии в передаче. Насадка обеспечивает повышение упора на швартовах, управление лопастями— достаточную маневренность. Однако подобная пропульсивная установка имеет и ряд существенных недостатков: обломки льда, попадая в насадку, приводят к резкому усилению вибрации кормовой оконечности; начальная стоимость, эксплуатация и ремонт в случае поломки ВРШ существенно выше, чем у ВФШ.
Прочность гребных винтов. Лопасть представляет собой винтообразной формы оболочку, имеющую переменную вдоль радиуса ширину, толщину и кривизну. Ее можно рассматривать как консольную балку, жестко заделанную в корневом сечении. Под действием внешних нагрузок: упора, сопротивления вращению, центробежных сил — лопасть подвергается кручению, изгибу, растяжению, т. е. испытывает сложное напряженное состояние.
Расчет прочности лопасти, как обычно, включает три задачи: определение внешних сил и внутренних напряжений, назначение обоснованного запаса прочности.
Внешние силы обычно разделяют на две категории: стационарные и периодические, возникающие в основном вследствие неравномерности поля скоростей.
На сегодняшний день проблему определения внешних сил можно считать практически решенной. Для гребного винта за
174
данной геометрии, работающего в заданном поле скоростей, поверочный расчет позволяет определить как средние, так и амплитудные значениях всех перечисленных выше видов нагрузок, действующих на лопасть.
Несколько сложнее обстоит дело с определением сил внутренних, однако для винтов с не слишком большим дисковым отношением существуют достаточно надежные способы расчета этих напряжений.
Расчеты, выполненные для гребных винтов транспортных судов, показывают, что определяющими являются напряжения в корневом сечении лопасти. Поэтому обычно проверку прочности проводят только для сечения на радиусе г = 0,2.
Считается, что прочность винта по статическим нагрузкам обеспечена, если коэффициент запаса по временному сопротивлению материала находится в пределах пвр = оВр/отах = = 8-5-10, а по пределу текучести ns = Os/crmax = 3-4-4.
Для расчета циклической прочности определяют максимальные и минимальные значения нагрузок за один оборот. Это можно сделать с помощью (4.77) при наличии полной информации о распределении скоростей в попутном потоке.
Для обеспечения циклической прочности должно выполняться условие
C-lln.'» л/оа + Оа • о,	(4.80)
где 0-1 — предел усталости материала; сга — амплитудное изменение напряжения; о — среднее значение напряжения; п.» « ~ (3,5 4- 4) — коэффициент запаса циклической прочности.
Расчеты прочности широколопастных гребных винтов быстроходных судов, приведенные по более сложной методике, показали, что максимальные напряжения у этих винтов наблюдаются в районе входящей кромки лопасти на радиусах г = = 0,7 4-' 0,8. Определяющим здесь оказа тось стесненное кручение лопасти, которое не учитывается для винтов транспортных судов.
В заключение отметим, что точное определение напряжений в лопастях в различных условиях эксплуатации (реверс, движение на волнении и др.) пока еще не всегда возможно. Это компенсируется значительными запасами прочности, вводимыми при назначении допускаемых напряжений.
На предварительных стадиях расчета винта для оценки его прочности можно использовать выражение (4.73).
4.9. Движители быстроходных судов
Некавитирующие широколопастные гребные винты. Основная проблема, которую приходится решать, проектируя винты высокоскоростных судов,— максимальное отдаление кавитации. Это
175
достигается, во-первых, использованием на всех радиусах сегментного сечения профиля, а, во-вторых, высоким дисковым отношением. Последнему обстоятельству эти винты и обязаны
своим наименованием — широколопастные.
В отечественной практике распространение получили широколопастные гребные винты Г. А. Звездкиной, которая построила соответствующие расчетные диаграммы. В их основе — ис
пытания серии трех лопастных винтов с дисковым отношением АЕ/А0 — 0,5; 0,8; 1,1 и шаговым отношением Р/D = 0,6 4- 1,6. Диаграммы построены по методу Э. Э. Папмеля, с их помощью можно решать все задачи, связанные с проектированием греб-
ных винтов.
Обработка экспериментальных данных Г. А. Звездкиной, проведенная под руководством автора, позволили представить ГДХ широколопастных винтов в аналитическом виде:
Кг=1-7’-га<^0’294;	(4.81)
[ АЁ	\ • р \О.415(Л£/До)+О,65С
Кт = (о,15^ + 0,345)(^	;	(4-82)
7тах==(1,17-0,09^)-(4):	(4.83)
К -----------:	(4.84)
( 1,29 + 0,233-А-) •	— 0,15
\	Ао j \D /
KQo = [6(4) + 3.9]' 10"3»	<4-85)
где Кт и Kq — коэффициенты упора и момента; Кт = = Кт/Кт max — нормализованный коэффициент упора; J — = У/Лпах — нормализованная относительная поступь; Кт шах — коэффициент упора в швартовном режиме (7 = 0), /max, Kqo — относительная поступь нулевого упора и соответствующий ей коэффициент момента.
Были аппроксимированы также необходимые для проектирования гребных винтов линии оптимальных значений всех коэффициентов задания. Для удобства пользования они представлены так, чтобы по известному значению соответствующего ко-
эффициента задания находить искомые характеристики (P/D, J) оптимального винта:
P/D = 0,690Кд,г + 0,290, J = 0,670Клт;	(4.86)
P/D = 0,679Xa,q + 0,380, 7 = 0,7357^;	(4.87)
P/D = 0,450XDr + 0,480, 7 = 0,490KOT;	(4.88)
P/D = 0,494/Czjq + 0,580, 7 = 0,575Kdq + 0,120.	(4.89)
176
Выражения (4.81) — (4.85) полностью описывают ГДХ всех винтов серии, а (4.86) — (4.89) позволяют решать проблему выбора оптимального винта при любых типах задания. Кроме того, они могут использоваться и для винтов с промежуточными значениями дискового отношения (в диапазоне Ае/Ао = = 0,5 -=-• 1,1).
Минимально допустимое с точки зрения прочности дисковое отношение определяется по формуле, полученной с использованием методики В. М. Лаврентьева:
/	\	0,1487
(_£) =_2_^.ю\
\	/min О [о]
(4.90)
где Т — упор; D — диаметр винта; [о]—допускаемые напряжения.
Проверка винта на кавитацию осуществляется на заключительной стадии расчета, когда геометрические характеристики (Де/До, PID) и режим работы винта (J) уже известны. Отсутствие второй стадии кавитации обеспечивается условием J>Jvp, я величина последнего определяется выражением
=	(4.91)
где оо — осевое число кавитации, а коэффициенты а и Ъ определяются в зависимости от шагового отношения:
РЮ.....................0,6
а.......................1,43
Ь.......................0,43
0,8	1,0	1,2	1,4	1,6
1,17	1,00	0,91	0,89	0,89
0,33	0,23	0,19	0,19	0,19
Выражение (4.91) справедливо в диапазоне 0,7 ^оо(АЕ/А0)^ 1,0, вполне достаточном для проверки винтов, работа которых может сопровождаться кавитацией.
Винты, установленные на наклонных гребных валах (СПК с МПК, глиссирующие суда), работают в равномерно скошенном поле скоростей, когда угол атаки а элемента за один оборот изменяется в достаточно широких пределах. В результате в одном положении (<х>0) на лопасти кавитация может наблюдаться на засасывающей, в другом а<0 — на нагнетающей поверхности, а в третьем, промежуточном, а = 0 — вообще отсутствовать. Наибольшую опасность с точки зрения возникновения эрозии представляет кавитация нагнетающей поверхности.
Для устранения последней методами вихревой теории проводят корректировку геометрических элементов (P/D = f(r), 6С = [(f)) гребного винта.
Взаимодействие гребного винта с корпусом быстроходного судна в значительной степени определяется типом судна и компановкой движительного комплекса. Так, например, на глиссирующих судах и СПК с малопогружными крыльями (МПК)
177
обычно устанавливают наклонные гребные валы, у мореходных СПК с АУПК винты располагают за гондолами. Систематические данные по коэффициентам взаимодействия некавитирующих гребных винтов с корпусом быстроходных судов отсутствуют, чаще всего при расчетах используют известные результаты судов-прототипов.
 Пример 4.7. Рассчитаем некавитирующий гребиой виит для быстроходного судна водоизмещением 0 = 32 т. Известно: vs = 21,5 уз (»=11,1 м/с); R = 40 кН; число винтов — 2; коэффициенты взаимодействия Wi = t = 0; диаметр винта D = 0,75 м.
Задавая [о] = 600-102 кПа, по (4.90) находим дисковое отношение (Т = = R/2 = 20 кН):
/АР\ 0,148 - 20 . 104
(лГ/min = 0,752.6 . 104 = °’880-
Принимаем Ае1Ав = 0,9.
По (4.44) определяем коэффициент задания
KDT = vaD -^р/Т = 11,1- 0,75 V 1.025/20 = 1,88,
а по (4.88) рассчитываем шаговое отношение
Р/£) = 0,45- 1,88 + 0,48=1,33
и относительную поступь
7 = 0,49 - 1,88 = 0,921.
Используя (4.82) и (4.83) находим:
/Сг тах = (0,15 • 0,9 + 0,345)  1,33<°-415 ' 0.9+°.656> = 0,644;
7тах =( 1,17 + 0,09 • 0,9) • 1,33= 1,45.
0 921
Зная J = .*	= 0,635, по (4.81) рассчитаем
1
кт = 0,644 (1 — O.6351’03  °.90,294) = 0,235;
по (4.85) и (4.84) находим
KQ0 = 10-3 <6 • °’9 + 3’9) = 0,0119;
Кп— [(1,29 + 0,233 • 0,9)  1,33 — 0,15] - 0,235 - 10-* + 0,0119 = 0,0552.
КПД гребного винта
Кт J 0,235	0,921
=	‘ ~2л = 0,0552	6Д8 - = °’624’
Мощность энергетической установки (t)s = 0,98)
R.v. 20-11,1
PS = 2r|sT|0 = 0,98  0,624 = 367 кВт’
частота вращения
v, 11,1
» =	0.75 • 0,921 = 163 °б/с = 964 об/“ин-
178
Определим осевое число кавитации (йв = 2,1 м)
2(Ро + ^в-Рв) _ 2(101+21-2,3) пг,2	1,025 • И,I2
кавитация отсутствует при
Рис. 4.23. ГДХ сильнокавитирующего гребного виита
Сильнокавитирующие гребные винты. Предотвратить кавитацию гребного винта при высоких скоростях движения (vs > > 35 -*- 40 уз) практически невозможно, остается приспособить его для работы в этих условиях. Первая стадия кавитации сопровождается интенсивной эрозией и ведет к разрушению гребного винта. Поэтому в качестве расчетного режима принимается вторая стадия — развитая кавитация, а соответствующие гребные винты называют сильнокавитирующими. Характерной особенностью этих винтов является зависимость их ГДХ от числа кавитации ао. Кривые действия гребного винта перестают быть однозначными: при фиксированной поступи коэффициенты упора, момента и КПД принимают различные значения в функции от Со. Так, на рис. 4.23 приведены характеристики трехлопастного сильнокавитирующего гребного винта (СКГВ) с сегментным профилем сечения лопасти, имеющего Ае/А0 = 1,1, Р/Д = 1,2.
12*
179
Построение диаграмм СКГВ существенно затрудняется: для каждого фиксированного значения числа кавитации оо надо строить свои диаграммы (корпусную и машинную). Сложно и пользование ими: интерполяция для промежуточных значений о0 сопряжена с потерей необходимой точности расчетов. Поэтому чаще всего при проектировании СКГВ пользуются непосредственно кривыми действия отдельных винтов. Процедура при этом выглядит следующим образом: определяют осевое число кавитаций оо в зависимости от типа задания, рассчитывают соответствующий коэффициент Квт или Knt- На ГДХ СКГВ наносят параболу, отвечающую расчетному значению коэффициента задания. Точка пересечения этой параболы с зависимостью Kt(J) при известном значении оо соответствует режиму работы рассматриваемого СКГВ, при котором он выполняет условия задания (см. пример 4.8).
Проделав подобную операцию с кривыми действия всех винтов серии, строят зависимость т]о —	максимуму которой
отвечает шаговое отношение оптимального (выполняющего условия задания и имеющего при этом наивысший КПД) винта.
Пример 4.8. Найдем характеристики СКГВ, обеспечивающего СПК с АУПК типа «Тайфун», скорость vs = 45 уз = 23,1 м/с Известно: число винтов Zp — 2; сопротивление R = 66 кН; Wr = t = 0,05; диаметр винта D — 0,65 м; его погружение hK = 1,2 м.
Определяем осевое число кавитации
Находим коэффициент задания
KDT = 23,1 - 0,95 • 0,65 /у/-2 '	—= 2,45
и рассчитываем координаты параболы Кт(1), соответствующей данному коэффициенту:
J....................0,8	0,9	1,0	1,1
KT = (J/KDT)2 . . .0,107 0,135 0,167 0,202
В точке А пересечения параболы отвечающий нашему заданию-с зависимостью Ki(J) при числе кавитации а0 = 0,4 находим Кт = 0,15; 1 — 0,95; т)о = 0,625.
Требуемую мощность двигателя определяем (t]s = 0,95 — угловой редуктор) :
необходимая частота вращения винта
V. 23,1 • 0,95 п = -=-р =	—	= 35,5 об/с = 2130 об/мин
Частично-погруженные гребные винты. В последнее время пристальное внимание проектантов высокоскоростных судов при
180
ковано к пересекающим свободную поверхность частично погруженным гребным винтам (ЧПГВ). Их ступица обычно располагается над водой, касаясь ее поверхности; гребной вал наклонный, лопасти могут иметь сегментный или клиновидный профиль сечения. При фиксированном погружении ГДХ ЧПГВ напоминают таковые для СКГВ, работающего в режиме развитой кавитации «при оо = const. В этом сходстве нет ничего удивительного: на лопастях ЧПГВ развиваются атмосферные каверны, заполненные воздухом.
Основные достоинства ЧПГВ:
1)	устранение сопротивления выступающих частей валопро вода (гребного вала, его кронштейнов), которое на глиссирующих судах может составлять (25—30) % полного, а на спортивных доходит до 50 % и более;
2)	уменьшение наклона вала, что влечет за собой снижение неравномерности (скоса) потока в диске винта, а также уменьшение осадки;
3)	большая защищенность гребного винта, располагающегося за корпусом, а не под его днищем (на глиссирующих судах и скеговых СВП) или под крылом (на СПК с МПК);
4)	полное устранение опасности кавитации и связанной с ней эрозии;
5)	высокий КПД.
Однако ЧПГВ пока не находят широкого применения. Асимметрия обтекания приводит к появлению боковой силы, величина которой соизмерима с упором, а также к повышенной виброактивности ЧПГВ. Кроме того, создаваемый ими упор на низких поступях слишком мал, чтобы обеспечить выход судна на расчетный режим.
Первый недостаток устраняется путем установки двух винтов противоположного вращения. Для повышения упора в переходном режиме следует увеличивать погружение винта. Частично это достигается автоматически, за счет изменения посадки судна, в случае необходимости можно использовать специальные профилированные насадки, устанавливаемые перед винтом. Основной путь снижения виброактивности ЧПГВ—увеличение числа их лопастей.
Тормозит использование ЧПГВ и то. что процессы, сопровождающие их работу, недостаточно изучены. Теоретическое исследование проблемы затрудняет существенная нестационар-ность характера обтекания лопасти, которая попеременно движется в воздухе, пересекая свободную поверхность в воде. Определенные трудности возникают и при моделировании работы ЧПГВ: кроме подобия по числу Фруда необходимо обеспечить и подобие по числам кавитации и Вебера. Последнее условие, моделирующее силы поверхностного натяжения, невыполнимо
181
в принципе; требуемое число кавитации можно получить только в специальном кавитационном бассейне (см. § 4.5).
Ограниченное применение на быстроходных судах находят и воздушные движители. Они устанавливаются только в тех случаях, когда не имеется контакта с водной поверхностью в расчетном режиме движения (амфибийные СВП, экранопланы). Чаще всего в качестве движителей подобных судов используют воздушные винты изменяемого шага, имеющие узкие лопасти с довольно большой относительной толщиной.
Применение воздушных винтов на судах других типов не оправданно в силу того, что при характерных для судостроения скоростях (vs 60 уз) эффективность движителей, работающих в воздухе, значительно ниже, чем у гидравлических (см. пример 4.1).
4.10. Работа пропульсивного комплекса судна
Рис. 4.24. Работа пропульсивного комплекса двигатель — движитель
Главная механическая установка и движитель — единый пропульсивный комплекс, кинематические и динамические характеристики отдельных элементов которого должны быть жестко увязаны. Действительно, частота вращения гребного винта равняется (или кратна в случае наличия редуктора) частоте вращения движителя, мощность, развиваемая последним, за вычетом потерь в передаче, равна мощности, потребляемой движителем.
Однако каждый из элементов комплекса характеризуется собственной зависимостью мощности от частоты вращения. Для гребного винта она определяется кривыми действия, для двигателя — режимом работы и подачей топлива.
Сегодня на транспортных судах
наибольшее распространение имеет двигатель внутреннего сгорания (ДВС) — дизель.
Расчетный, или номинальный, режим работы этого двигателя соответствует точке А на графике рис. 4.2, в которой частота вращения и мощность имеют номинальные значения пп и Psk. В этом режиме ДВС может работать неограниченное время, соответственно значения пн и Рвн являются максимально допустимыми при длительной работе. После устойчивой работы ДВС заключено между четырьмя линиями: верхней 1 и ниж-
Л 82
ней 3 ограничительными характеристиками, которые отвечают максимальной и минимальной мощности, развиваемой двигателем в зависимости от частоты вращения. Замыкают это поле (горизонтальная штриховка на рис. 4.24) линия минимально устойчивых оборотов 2 и регуляторная ограничительная характеристика 4. Последняя обеспечивается работой регулятора частоты вращения, не допускающего разноса двигателя при внезапном снижении нагрузки.
Двигатель вырабатывает ровно стольке мощности, сколько потребляет гребной винт. С учетом потерь в передаче эта величина составляет:
Рп	2nnQ	2npDs
Ps = -JF = Т""' = -4- •	•п 	(492)
’Is	’Is ’Is
Для водоизмещающих судов и кораблей скорость движения v практически пропорциональна частоте вращения гребного винта п, т. е. J — const. В связи с этим в (4.92) для оценок можно принять и KQ = const. Тогда мощность ДВС при работе на гребной винт
Ps = С  п\	(4.93)
где С — постоянный для конкретных условий плавания коэффициент.
Говоря об условиях плавания, имеем в виду водоизмещение судна, его посадку, состояние поверхности корпуса, волнение моря и т. д. Другими словами величина С фактически определяется конкретной зависимостью R(v). Весь диапазон изменения коэффициента С заключен между граничными значениями, отвечающими самому тяжелому режиму — швартовному (Р—>оо) ц самому легкому — движению свежеокрашенного-судна в балласте на тихой воде (Р = Pmin)-
Зависимости (4.93) называются винтовыми характеристиками двигателя. Та из них, которая проходит через точку А (кривая I на рис. 4.24) является номинальной (расчетной). Граничные винтовые характеристики — швартовного режима (кривая II) и движения в балласте (кривая III)— существенно сужают поле возможной работы ДВС (вертикальная штриховка на рис. 4.24).
В точке А гребной винт при номинальной частоте вращения использует номинальную мощность двигателя — говорят, что в этом случае движитель соответствует механической установке. Эта точка расположена на расчетной винтовой характеристике, и она единственная, где соответствие двигателя и гребного винта имеет место. В более тяжелых, чем расчетные, условиях плавания (левее расчетной винтовой характеристики на рис. 4.24), двигателю не хватает мощности, чтобы вращать винт с номинальной частотой вращения. При этом говорят, что винт гидродинамически тяжелый. Когда сопротивление уменьшается, винтовая характеристика идет ниже расчетной для вращения
183
винта с номинальной частотой требуется мощность, меньшая, чем номинальная; винт в этом случае гидродинамически легкий (на практике обычно говорят просто тяжелый и легкий винт).
И тяжелый и легкий винты не соответствуют механической установке. Общее для них — недоиспользование мощности Рвл, т<Рвн, однако если первый работает по верхней ограничительной характеристике с частотой пт < пп, то второй располагается на регуляторной характеристике и у него пл > пн-
Для того чтобы привести тяжелый гребной винт в соответствие с двигателем, надо уменьшить либо его шаговое отношение, либо диаметр. Последний способ наиболее эффективен (см. (4.92)], иногда он используется на практике: винт «облегчают», обрубая его лопасти.
Сложнее обстоит дело в другом случае — ни увеличить P/D, ни диаметр готового винта, оказавшегося легким, практически невозможно. Единственный выход из положения — замена движителя.
Соответствие гребного винта и двигателя имеет место лишь в одном режиме —расчетном. Таким образом, выбор последнего при проектировании движителя приобретает весьма важное значение.
В процессе эксплуатации среднее сопротивление всегда выше, чем у свежеокрашенного корпуса на тихой воде. Причины тому — обрастание обшивки и ее коррозия, волнение моря, лед, ветер и т. д. Эти обстоятельства, а также ухудшение поверхности лопастей приводят к утяжелению гребного винта, спроектированного на условия сдаточных испытаний.
Поэтому на практике обычно гребной винт предварительно облегчают. Для этого в качестве расчетного задается режим движения, когда сопротивление несколько выше, чем на тихой воде. Таким образом обеспечивается некоторый запас мощности, учитывающий условия эксплуатации, отличные от идеальных. Аналогичного облегчения гребного винта можно достичь, повышая на (3—5) % расчетную частоту вращения по сравнению с номинальной.
Выбор расчетного режима зависит и от типа двигателя. Если в качестве такого на судне служит турбина или электродвигатель, то предварительно облегчать гребной винт не требуется: обе эти установки позволяют поддерживать номинальную мощность и при оборотах, меньших номинальных.
Ходовые характеристики судна. Гребной винт проектируется на один расчетный режим движения. Чтобы иметь представление о ходовых качествах судна, условиях работы гребного винта и двигателя на любых, возможных в эксплуатации режимах строят так называемые ходовые характеристики. Последние часто называют также и паспортной диаграммой судна.
184
Судно — единый энергетический комплекс, отдельные элементы которого — двигатель, корпус и движитель — являются соответственно источником, потребителем и преобразователем энергии. Работа всех этих элементов, естественно, должна быть согласована.
Потребитель энергии — корпус судна — характеризуется зависимостью сопротивления от скорости R(v), источник энергии— двигатель — полем устойчивой работы, расположенным ниже верхней ограничительной и регуляторной характеристик,, которые представляют зависимости максимальной мощности от частоты вращения Ps(n). Таким образом, характеристики этих двух элементов комплекса — источника и потребителя энергии — не имеют точек соприкосновения. Для их согласования служит движитель, преобразующий энергию двигателя в полезную тягу, преодолевающую сопротивление корпуса. Потребляемая гребным винтом мощность и создаваемый ими упор определяются режимом его работы, т. е. отношением скорости и частоты вращения.
Таким образом, характеристики гребного винта Pd(v, п) и TE(v, п) являются связующим звеном между характеристиками корпуса R(v) и двигателя Ps(n).
Ходовыми характеристиками (паспортной диаграммой) судна будем называть совокупность согласованных между собой характеристик корпуса, двигателя и движителя, построенных в функции от скорости движения. Паспортная диаграмма состоит из двух частей. На одной из них, которую обычно располагают вверху рисунка, сопоставляют сопротивление корпуса и полезную тягу движителя, на второй, нижней, — мощности двигателя и движителя. Ось абсцисс у обоих графиков общая, вдоль нее откладывают скорость судна. Поскольку диаграмма относится к единому комплексу, обе части ее должны быть согласованы.
На рис. 4.25 приведена паспортная диаграмма водоизмеща-ющего судна. В расчетном режиме движения (точка А) мощность и частота двигателя имеют номинальное значение. Кривая 1 — расчетная зависимость R(v), которую на диаграмме еще называют кривой потребной тяги. Соответствующая ей зависимость 1', перестроенная на нижнюю часть диаграммы, суть потребная мощность. Совокупность кривых 2 и 2' — зависимости полезной тяги и потребляемой винтом мощности от скорости движения при фиксированных значениях частоты вращения.
Кривые 3 и 4 представляют собой верхнюю ограничительную и регуляторную характеристики двигателя, т. е. максимальную располагаемую мощность последнего. Перестроив эти кривые на вторую половину паспортной диаграммы, получим пре
185
дельную располагаемую тягу, которую в зависимости от скорости могут обеспечить заданные двигатель и движитель. Совершенно очевидно, что режимы, соответствующие участкам диаграммы, расположенным выше кривых 3 и 4 (3' и 4'), нельзя реализовать.
Расстояние между кривыми располагаемой 3' и потребной 1 тяги суть запас тяги на данной скорости. Для буксирных судов он определяет максимальное усилие на гаке, т. е. сопротивление буксируемого судна. Для судов всех типов, чем больше запас тяги на промежуточных режимах (у<орасч), тем быстрее осуществляется выход на расчетный режим движения.
Ходовые характеристики судна служат для решения задач, связанных с определением параметров движения на всех режимах, отличных от расчетного. Так, если зависимость сопротивления от скорости R(v) отличается от заложенной в расчет (кривая /), то достаточно нанести ее на верхнюю половину диаграммы, чтобы в точке пересечения с кривой располагаемой тяги (3' или 4') найти максимальную достижимую судном при этом режиме скорость и соответствующую частоту вращения винта. Спроектировав указанную точку на нижнюю часть диаграммы, получим используемую мощность двигателя. Если точка пересечения находится на кривой 3 — винт тяжелый, на кривой 4 — винт легкий.
Для построения паспортной диаграммы необходимо иметь данные по взаимодействию корпуса и движителя. Пример рас-
чета и построения паспортной диаграммы транспортного судна приведен в § 4.12.
Основная особенность ходовых характеристик СДП-—
Рис. 4.25. Паспортная диаграмма судна
СДП
186
наличие горба сопротивления в переходном режиме, В результате может оказаться, что хотя пропульсивный комплекс и обеспечит судну заданную скорость в расчетном режиме, реализовать его невозможно, поскольку без посторонней помощи горб сопротивления не преодолевается (кривая располагаемой тяги 1 на рис. 4.26). Поэтому при проектировании движительного комплекса СДП требуется обеспечить не только расчетную скорость, но и требуемый запас тяги на горбе сопротивления (кривая 2, рис. 4.26).
При построении паспортной диаграммы судна с сильнокави-тирующим гребным винтом необходимо учитывать зависимость числа кавитации от скорости. Если гребной винт частично погруженный, то следует учитывать возможное изменение его погружения с изменением посадки при различных режимах движения.
Гребные винты регулируемого шага. Для приведения гребного винта (тяжелого или легкого) в соответствии с механической установкой надо изменить его шаговое отношение. Таким образом, универсальным способом обеспечения соответствия двигателя и движителя на всех режимах движения является использование гребных винтов регулируемого шага (ВРШ), лопасти которых могут поворачиваться от положения переднего до положения заднего хода. Каждому углу поворота лопастей (т. е. каждому значению шагового отношения) ВРШ отвечают свои, вполне определенные кривые действия, соответственно гидродинамические характеристики единственного ВРШ отвечают ГДХ серии ВФШ. Возможность обеспечения постоянного значения коэффициента момента Kq = const в широком диапазоне изменения относительной поступи позволяет приводить ВРШ в соответствие с двигателем на всех режимах движния, вплоть до швартовного. Однако соответствие — не самоцель, использование номинальной мощности во всех условиях плавания позволяет повысить, а порой и значительно, тяговые характеристики пропульсивного комплекса. Это свойство особенно важно для судов, имеющих несколько равноценных режимов движения. Так, например, если гребной винт траулера рассчитать на свободный ход, он будет тяжелым в режиме движения с тралом. Если расчетным сделать последний, снизится скорость свободного хода (легкий винт), увеличится время перехода из базы в район лова. «Компромиссный» вариант винта не позволит использовать номинальную мощность ни в одном из указанных режимов. Установка ВРШ в этом случае — эффективное решение проблемы.
Определенные преимущества сулит и применение ВРШ на СДП, таким образом можно повысить запас тяги на горбе сопротивления без ущерба для расчетного режима движения.
187
Основное преимущество ВРШ — возможность использования полной мощности двигателя на всех режимах. Кроме того, ему свойственны еще и следующие достоинства:
1)	реверс судна осуществляется без реверса механической установки, что повышает маневренность судна, снижая время реверса, а также позволяет использовать более легкие и дешевые, имеющие больший моторесурс нереверсивные двигатели;
2)	при скорости движения меньшей, чем расчетная, может быть выбрано такое сочетание шага и частоты вращения ВРШ, при котором расход топлива будет минимальным;
3)	на всех режимах движения (вплоть до стопа) можно поддерживать номинальную частоту вращения, что обеспечит стабильность характеристик вспомогательных механизмов, работающих непосредственно от двигателя;
4)	проще осуществляется автоматизация управления пропульсивным комплексом;
5)	парциальные режимы (см. § 4.11) движения судна осуществляются с меньшими потерями мощности за счет поворота лопастей ВРШ во флюгерное положение.
Если бы ВРШ обладали только достоинствами, то они бы вытеснили все остальные движители. Этого не произошло, поскольку ВРШ имеют по сравнению с ВФШ и ряд серьезных недостатков:
1)	сложность конструкции, относительно высокую удельную массу и стоимость;
2)	необходимость увеличения диаметра ступицы для размещения механизма поворота лопастей, что приводит к снижению КПД на (1—3) %;
3)	дополнительное снижение КПД из-за искажения формы профиля сечения лопасти при ее повороте из положения, соответствующего расчетному режиму;
4)	более раннее возникновения кавитации вследствие увеличения относительной толщины корневого сечения лопасти, хорда которого ограничена размерами фланца;
5)	во избежание задевания лопастей друг за друга при повороте дисковое отношение ВРШ не должно превышать ЛЕ/Ло == 0,/5.
Последние два недостатка делают весьма проблематичным использование ВРШ на высокоскоростных СДП. Здесь, однако, можно говорить о применении сильнокавитирующих и частично погруженных ВРШ.
На водоизмещающих транспортных судах ВРШ находят в последнее время все более широкое распространение, благодаря их эксплуатационным достоинствам, прежде всего экономичности и улучшенным маневренным качествам.
Паспортная диаграмма судна с ВРШ отличается тем, что при построении кривой располагаемой тяги исходят из условия
188
Ps = Psn = const, что означает и Kq = const (при n = nH)-При этом, в частности, можно определить закон управления перекладкой лопастей во время разгона судна до расчетной скорости.
Ходовые испытания судов. Каждое новое или капитально отремонтированное судно проходит сдаточные испытания, основным элементом которых являются испытания ходовые (или пропульсивные). Последние предназначены для определения ходовых качеств судна, проверки достоверности заложенных в проект расчетов. В процессе этих испытаний изучают характеристики работы пропульсивного комплекса судна, делают вывод о соответствии (либо его отсутствии) движителя главной механической установке. Анализ результатов испытаний дает богатый материал для совершенствования существующих методик расчетов ходкости.
Ходовые (пропульсивные или скоростные) испытания основной целью имеют определение скорости движения судна при различных режимах работы пропульсивной установки. Для обеспечения высокой точности результатов еще на стадии подготовки к испытаниям следует выполнить ряд условий: водоизмещение судна должно соответствовать проектным данным и его необходимо замерить с высокой точностью; состояние поверхности корпуса должно отвечать свежеокрашенному, заложенному в расчеты, поэтому между спуском (докованием) судна и его ходовыми испытаниями время не должно превышать установленные пределы (для южных морей и Дальнего Востока 10—15 суток, для северных морей и Балтики — 30). Регламентируются и гидрометеорологические условия: волнение моря не должно превышать 2—3 баллов, сила ветра — 3—4 баллов, причем нижний предел относится к сравнительно небольшим судам (D^IOOO т), а верхний к достаточно крупным (О;^20 000 т). Перед испытаниями проверяют соответствие геометрии гребного винта проектным данным, поверхности лопастей очищают, их кромки сглаживают.
Глубина водоема должна быть не меньше, чем вычисленная по каждой из двух формул (3.69) и (3.70), что позволяет практически исключить влияние мелководья.
Ходовым испытаниям предшествуют швартовные, в ходе которых опробывают все механизмы, выполняют необходимые регулировочные работы с целью обеспечения требуемых режимов главной механической установки.
В процессе ходовых испытаний скорость судна определяют как путь, пройденный за фиксированное время. Таким образом непосредственно замеряют расстояние между двумя конкретными точками. Сегодня радионавигационные средства дают возможность определить местоположение судна с высокой точ-
189
костью, что позволяет проводить пропульсивные испытания в открытом море.
Однако чаще эти испытания проводят на специально оборудованном полигоне — мерной миле (или мерной линии). Как правило, это защищенный от господствующих ветров прибрежный участок моря, который имеет достаточную глубину при отсутствии заметных течений.
Скорость определяют относительно берега, где установлены ведущие и секущие створы. Первые задают направление движения, пересечение которого с линиями, проходящими через две пары секущих створов, определяет две фиксированные точки положения судна. Расстояние между ними («мерная миля»), деленное на время прохождения, суть скорость движения.
В процессе ходовых испытаний, кроме скорости, регистрируют следующие величины: частоту вращения и мощность двигателя, а также, гораздо реже, упор гребного винта. Режимы работы двигателя, при которых требуется проводить стандартные скоростные испытания, регламентируются. Так, например, для головных в серии транспортных судов, оборудованных ДВС, обязательными являются режимы: и = пн, 1,03пн, 0,91пн, 0,80пн, 0,63пв.
Для исключения влияния гидрометеорологических факторов (ветер, течение, волнение моря) скорость определяют по результатам трех пробегов: два в одном направлении — один в противоположном:
»сР = (щ + 2v2 + о3)/4.	(4.94)
Установленные на судне штатные тахометры не обеспечивают необходимой точности замера частоты вращения, поэтому используют различные суммирующие счетчики, определяющие среднее за некоторый промежуток времени значение частоты вращения гребного вала.
Наибольшую точность в измерении мощности получают с помощью специальных приборов: торсиометров, предназначенных для определения крутящего момента на гребном валу. Если торсиометр отсутствует, мощность находят по косвенным показателям: в зависимости от расхода топлива и частоты вращения с использованием данных стендовых испытаний двигателя.
Выше (см. гл. 3) уже говорилось, что прямое изменение сопротивления R натурного судна практически исключено. Косвенный путь определения R— основного параметра, закладываемого в расчеты ходкости, тоже не всегда возможен. Даже если судно оборудовано упоромером, что само по себе бывает достаточно редко, то выделение сопротивления из упора с использованием (4.60) тоже проблематично, поскольку необходимый для этого коэффициент засасывания, определяемый в ходе са
190
моходных испытаний, не свободен от масштабного эффекта. В еще большей степени (см. § 4.6) этому эффекту подвержен коэффициент попутного потока.
Существуют специальные методы анализа результатов скоростных испытаний, позволяющие проверить соответствие заложенного в расчет сопротивления реальным данным. Кроме того, эти испытания дают возможность оценить согласованность работы пропульсивного комплекса. Так, если обнаруживается несоответствие гребного винта двигателю, то решается вопрос о корректировке геометрических элементов движителя.
Если судно оборудовано ВРШ, объем ходовых испытаний значительно возрастает. Определению подлежат оптимальные для ряда скоростей сочетания частоты вращения и шагового отношения, при которых удельный расход топлива минимален.
Во время скоростных испытаний быстроходных судов иногда возникает необходимость наблюдать за процессами развития кавитации на гребном винте. В этом случае в днище судна делают специальные иллюминаторы.
Наряду со скоростными большую информацию о ходовых качествах судна дают и эксплуатационные испытания, совмещаемые с рабочими рейсами судна. При этом изучают и движение судна в условиях волнения — его поведение, скоростные качества. Следует отметить, что точность замеров в ходе эксплуатационных испытаний существенно ниже, чем на мерной миле, однако их количество зачастую может компенсировать недостаточно высокое качество.
И пропульсивные и эксплуатационные испытания дают богатый материал для совершенствования методик расчета ходовых качеств судна.
4.11. Дополнительные вопросы работы гребных винтов
Реверсирование гребных винтов. Реверсом называется маневр, в ходе которого направление движения судна изменяется на противоположное. Это возможно только за счет реверсирования гребного винта — соответствующего изменения направления его упора. Суда, оборудованные ВФШ, осуществляют реверс путем изменения на противоположное вращения гребного вала, т. е. за счет реверса механической установки.
Процесс реверса судна с переднего на задний ход можно подразделить на четыре периода. Первый из них начинается с подачи команды на реверс до отключения двигателя, второй— до остановки вращения гребного винта, третий — до остановки судна, а четвертый — до развития судном заданной скорости заднего хода. Реверс судна — сложный, нестационарный процесс, во время которого все кинематические и динамические
191
характеристики гребного винта претерпевают существенные изменения. В связи с тем, что скорость указанных изменений относительно невелика, при изучении работы гребного винта можно использовать гипотезу квазистационарности. Суть последней в том, что мгновенные силы, действующие на элемент лопасти в данный момент времени, принимаются равными таковым в стационарном поле скоростей, характерном для данного промежутка времени. Другими словами, используется принцип фотографирования вспышкой: на снимке остается мгновенное изображение, присущее данному моменту.
Собственно реверс начинается во втором периоде, когда после отключения двигателя частота вращения гребного винта уменьшается до скорости свободного вращения под действием набегающего потока, соответственно упор винта уменьшается, а затем и изменяет знак — с этого момент винт начинает тормозить судно. Затем под действием двигателя, включенного на задний ход, винт продолжает сбрасывать обороты вплоть до того, когда частота вращения станет равной нулю. Продолжительность второго периода относительно невелика, скорость судна в силу его инерции меняется незначительно. Третий этап занимает время, большее двух предыдущих: по мере того как двигатель развивает полные обороты заднего хода, увеличивается и упор винта, отрицательный по величине. Его максимум имеет место в конце этапа при швартовном режиме заднего хода, когда скорость движения тормозится до нуля. Последний, четвертый, период реверса характеризуется увеличением скорости заднего хода и падением отрицательного упора винта. Заканчивается он, когда полезная тяга винта на заднем ходу становится равной сопротивлению судна, движущегося кормой вперед.
Основные характеристики маневренных качеств судна при реверсе: время и путь выбега — расстояние, проходимое судном до полной остановки (тормозной путь судна при работе пропульсивного комплекса на задний ход); время развития оборотов гребного винта в противоположном направлении, время развития полной скорости заднего хода.
В процессе реверса непрерывно меняется характер обтекания лопастей гребного винта, соответственные изменения происходят и с силами, на них возникающими. Действительно, проследим работу элемента лопасти, расположенного на радиусе г (рис. 4.27).
В начале реверса обтекание элемента определяется скоростями поступательного движения vA, угловой £2 и суммарной, вызванной в диске винта гй0 == wxo + й>ео; в конце его имеем v', £2' и wo — соответствующие скорости заднего хода.
Таким образом, во время этого маневра непрерывно изменяется (по величине и направлению) и результирующая скорость Vr, а также и угол атаки элемента а. В итоге и элементарные
192
силы упора и сопротивление вращению изменяются от значений dT и dx на переднем ходу до dT' и dx'— на заднем (см.
рис. 4.27). При этом меняются и функции поверхностей (засасывающая становится нагнетающей, и наоборот); и кромок лопасти, входящей и выходящей. Для винтов с несимметричным профилем сечения лопасти это приводит к заметному снижению КПД. В этом плане выгодно отличаются ледокольные винты, имеющие двояковыпуклый профиль.
ГДХ ВФШ в режиме реверса находят средствами модельного эксперимента, в ходе которого независимо изменяются направление и величина поступательной и угловой скоростей вращения винта. При
этом поступь перестает однозначно
Рис. 4.28. Последовательность изменения коэффициента упора ВФШ в процессе реверса
определять ГДХ винта:
одна и та же величина может быть получена и на переднем (и'4>-0, й > 0) и заднем (о'д<0, й' < 0) ходах, в то
время как коэффициенты упора и момента будут различаться не только по значению, но и по знаку. На рис. 4.28 приведена характерная для ВФШ зависимость Кт(1) при ре-
193
верее. Каждому из четырех квадрантов соответствует определенное сочетание скорости vA и частоты п, которые принимают положительными на переднем ходу. Точка А на рис. 4.28 отвечает установившемуся режиму движения судна в начале реверса. В точке В при поступи нулевого момента винт свободно вращается (Ко = 0, Кт < 0)—он отключен от двигателя (конец первого периода). В точке С, конец второго периода, в нуль обращается частота вращения п. Эта точка находится за пределами графика, поскольку при этом формально J со, Кт-^<х>. Однако и упор и потребляемая винтом мощность в этой точке имеют конечные значения, которые могут быть определены при ином, чем было принято раньше, способе представления ГДХ винтов [см. далее (4.95)]. На третьем этапе двигатель работает на задний ход, частота приобретает конечное отрицательное значение (п <0), а судно все еще движется по инерции вперед (vA >0), относительная поступь меняет знак, мы вновь попадаем на график в третий квадрант. Точка D соответствует концу третьего периода — остановке судна (vA — 0, J = 0), а точка Е — установившемуся заднему ходу, когда vA < 0, п < 0, а поступь вновь положительна J > 0.
Как мы убедились выше, представление ГДХ ВФШ в традиционном виде Кт(1) и Kq(J) приводит к тому, что при реверсе выпадают режимы в окрестности n = 0 (J—>-оо). Для устранения этого недостатка вместо поступи можно использовать величину, ей обратную: JP=\U, а коэффициенты упора и момента представить в виде
КР = Т/Р^П2;	(4.95)
Km = Q/p^D3-	(4-96)
Тогда совокупность зависимостей Кг(/), Kq(J) и KP(JP), Km(JP) позволяет исследовать все режимы реверса без исключения.
Реверс судна, оборудованного ВРШ, осуществляется за счет изменения шага винта (перекладки лопастей) без реверса механической установки, частота вращения которой в процессе маневра остается практически неизменной. Соответственно отсутствуют режимы п->0, отпадает необходимость и представления ГДХ ВРШ в виде (4.95), (4.96).
Различают три периода реверса судна с ВРШ: перекладка лопастей из положения переднего (P/D)n в положение заднего хода (P/D)3- торможение судна; развитие скорости установившегося заднего хода. Точка А на кривых действия ВРШ (рис. 4.29)—начало первого периода, точка В — его конец. По мере перекладки лопастей, занимающей время порядка (8— 30) с, коэффициент упора изменяется практически по вертикали: скорость судна и частота вращения винта остаются при
194
этом практически постоянными, т е. и J — const. Второй период— торможение судна под действием отрицательного упора— завершается в точке С, когда vA = 0, 7 = 0. Далее судно начинает с нарастающей скоростью двигаться задним ходом и последний, третий, период заканчивается в точке D, где движение принимает установившийся характер (иА = const). В ходе реверса функции поверхностей лопасти ВРШ меняются, как и у ВФШ; b отличие от ВФШ кромки, входящая и выходящая,
Рис. 4.29. Изменение коэффициента упора ВРШ при реверсе
Рис. 4.30. Обтекание элемента лопасти ВФШ при реверсе
своего назначения не изменяют. Углы атаки элемента лопасти ВРШ (рис. 4.30) изменяются в широких пределах, проходя и режимы, соответствующие отрывному обтеканию профиля.
Судно, оборудованное ВРШ, имеет повышенные маневренные качества: сокращается время и путь выбега, соответственно увеличивается безопасность плавания. Время реверсирования судна очень важно для ледоколов и судов активного ледового плавания — это одна из причин, стимулирующих работы по использованию ВРШ на этих судах.
Нагрузки, возникающие на лопастях и ВФШ и ВРШ, в процессе реверса могут существенно превышать расчетные при установившемся движении. Это необходимо учитывать при анализе прочности винтов.
Парциальные режимы движения судна. Эти режимы свойственны многовальным судам, когда работает только часть движителей. Недействующий гребной винт может быть при этом застопоренным либо отсоединенным от двигателя и свободно вращающимся набегающим потоком или подкручиваемым до поступи нулевого упора. Все три варианта сопряжены с затратами энергии: в первых двух случаях неработающий винт соз
13*
195
дает сопротивление — отрицательный упор, в последнем используется мощность двигателя для его вращения.
Очевидно, что те же проблемы возникают и у парусного судна, имеющего вспомогательный движитель, и у самоходного судна, движущегося на буксире.
Для винта, ГДХ которого на режимах реверса известны, определение сопротивления в нерабочем положении не представляет труда. Так, для застопоренного винта, пользуясь зависимостью Kp(Jp), находим коэффициент упора К.р при п=0 (Jp = 0), а затем по (4.95) рассчитываем и создаваемое им сопротивление на данной скорости. Легко определить и тормозной момент, необходимый для удержания винта в застопоренном положении — здесь используют зависимость K,m(Jp)-
Пренебрегая потерями на трение в подшипниках, сопротивление свободно вращающегося винта можно найти с помощью его ГДХ, представленных в любом виде, определив Кт (или Кр) при поступи нулевого момента.
Мощность, необходимая для подкручивания гребного винта, до поступи нулевого упора элементарно рассчитать по известному значению коэффициента момента Kqo (см. пример 4.9).
В первом приближении искомые величины могут определяться по формулам А. И. Калмакова
7?3 = 0,5ридП2(А£/Ао);	(4.97)
Яс = (0,1 - 0,15) ри^О2 (Ае/А,);	(4.98)
Q3 = 5  10-‘рг2л£)3 (Ae/AJ,	(4.99)
где Яз, Яс— сопротивление застопоренного и свободно вращающегося винта соответственно; Q3 — момент торможения.
Застопоренный гребной винт имеет сопротивление такого же порядка, что и сопротивление корпуса; свободное вращение уменьшает его в три-пять раз. Создаваемая неработающим гребным винтом сила иногда приносит пользу. Так, устойчивость движения буксируемого судна возрастает, если за его кормой приложено тормозящее усилие. В связи с этим при буксировке с помощью троса рекомендуется стопорить гребные винты буксируемого судна, хотя это и приводит к резкому возрастанию сопротивления (см. пример 4.9).
Пример 4.9. Найдем для судна «Инженер» сопротивление застопоренного винта и необходимую для его подкручивания мощность. Дополнительно известно: скорость буксировки vs = 4,5 уз, сопротивление корпуса при этой скорости R = 37 кН, диаметр винта D = 6,42 м; дисковое отношение Ае/Ао = 0,85; коэфициент попутного потока Wr = 0,216; при поступи нулевого упора Ji = 0,99 коэффициент момента Kqo — 0,009.
По (4.97) рассчитываем
Яз = 0,5 • 1,025 - [0,514 • 4,5 • (1 — 0,216) ]2 • 6,422  0,85 = 59 кН,
196
т. е. сопротивление застопоренного гребного винта иа этой скорости больше, чем сопротивление самого судна.
Полезная мощность, необходимая для преодоления сопротивления застопоренного внита,
Pe = R -0 = 59 - 0,514.4,5= 136 кВт.
При заданной скорости в диске винта va = t»(l — Wr) = 1,82 м/с и известной постуйи находим частоту вращения (подкручивания) гребного виита:
vA 1,82
П =	(Л99.6Л2 = 0,286 об/с ~ 17 об/мин-
Мощность, необходимая для подкручивания, Pl> = QOQ = K<?o-pn2Z)5 X X 2лn = 0,009-1,025-0,2863-6,42s-2л « 13 кВт.
Сопоставляя результаты расчетов, делаем вывод, что энергетические потери на подкручивание на порядок меньше, чем на преодоление сопротивления застопоренного винта.
Периодические усилия на гребном винте в равномерном поле скоростей. Ранее было показано, что создаваемые гребным винтом при работе в неравномерном поле скоростей упор и момент изменяются во времени. Однако неравномерность не единственная причина, вызывающая периодические изменения усилий на винте. Подобная картина может наблюдаться и в равномерном поле скоростей. Дело в том, что при изготовлении гребного винта неизбежны технологические отступления от чертежа. В результате появляется так называемая неуравновешенность движителя, которая в общем случае может быть механической и гидродинамической. В свою очередь, различают два типа механической неуравновешенности: статическую и динамическую. Первая возникает, когда центр тяжести гребного винта не лежит на его оси, что приводит к появлению центробежной силы, изгибающей гребной вал. Соответствующий момент, постоянный по величине, изменяет свое направление с частотой вращения гребного винта. Статическая неуравновешенность может вызываться разной массой лопастей, различными углами между ними.
Динамическая неуравновешенность может наблюдаться и при отсутствии статической. Она характеризуется тем, что главная ось инерции гребного винта не совпадает с осью его вращения. Причинами этого могут быть смещение отдельных лопастей вдоль ступицы, различные углы наклона образующих разных лопастей к оси винта. В этом случае центробежные силы всех лопастей не лежат в одной плоскости (плоскости диска винта), они также создают постоянный момент, изгибающий гребной вал и изменяющий свое направление с частотой вращения винта.
Завершающий этап изготовления гребного винта — его статическая и динамическая балансировка, в процессе которых ме
197
ханическая неуравновешенность сводится к минимуму, регламентируемому соответствующим стандартом.
Гидродинамическая неуравновешенность появляется из-за того, что размеры, форма и шаговые углы отдельных лопастей неодинаковы. Соответственно будут различаться и действующие на них усилия, что, в свою очередь, приведет к периодически изменяющемуся по направлению изгибающему моменту. Допускаемые техническими требованиями отклонения от чертежа таковы, что гидродинамическая неуравновешенность не оказывает заметного влияния на работу гребного винта. Однако дисбаланс всех рассмотренных видов может возникнуть и в процессе эксплуатации вследствие повреждения гребного винта, неравномерного обрастания и коррозионного износа отдельных лопастей.
Периодические силы, создаваемые гребным винтом на корпусе судна. Усилия, действующие на движитель, передаются корпусу с помощью механической связи — валопровода. Однако имеет место и гидродинамическое воздействие винта на корпус. Оно заключается в том, что лопасть, проходя в непосредственной близости от какого-либо элемента корпуса, создает на нем повышенную силу засасывания. При прохождении межлопастного пространства эта сила падает до минимума. В результате давления на близлежащих корпусных конструкциях (ахтерштевень, кронштейны, рули и др.) пульсируют. Действуя с лопастной частотой, эти давления вызывают общую и местную вибрацию корпуса судна. Амплитудные значения давлений определяются рядом факторов, основные из которых: нагрузка винта, частота его вращения, неравномерность поля скоростей, степень развития кавитации, расположение винта относительно корпуса.
Все это учитывают при проектировании кормовой оконечности судна и выборе элементов гребного винта. Особое внимание обычно уделяют обеспечению необходимого зазора между лопастями винта и элементами корпусных конструкций.
Шум, сопровождающий работу гребного винта. Движитель, потребляющий большую часть мощности энергетической установки, является и одним из основных источников судовой шумности, в которой обычно различают четыре составляющие. Первая из них — кавитационный шум, сопровождающий образование, пульсацию и схлапывание кавитационных пузырьков и каверн. Вторая составляющая — звук вращения гребного винта — обусловлен периодическими процессами, вызываемыми неоднородностью потока, конечным числом лопастей и др. Вызванные работой гребного винта колебания корпусных конструкций также генерируют звук — это третья составляющая шумности. Последняя— «пение» — интенсивное тональное излучение в звуко
198
вом диапазоне частот. Причина его появления — автоколебания лопасти под воздействием вихревой дорожки Кармана, срывающейся с выходящей кромки лопасти. Изучение данного явления показало, что для исключения «пения» достаточно заострить выходящую кромку. Благодаря этому, сегодня вопрос о «пении» гребных винтов практически снят с повестки дня.
Шум винта оказывает негативное влияние на обитаемость судна и работу гидроакустической аппаратуры. Ухудшает он и экологическую обстановку вблизи корпуса.
В числе мероприятий, снижающих шум, можно назвать все способы отдаления кавитации и уменьшения неравномерности поля скоростей в диске гребного винта, увеличение его диаметра и снижение частоты вращения. Положительное влияние оказывает и рациональное размещение гребного винта, подразумевающее обеспечение необходимых зазоров между винтом и корпусными конструкциями, а также профилировку и выбор расположения выступающих частей.
4.12. Расчет ходкости судна
Выбору механической установки предшествует расчет ходкости судна, состоящий из двух частей. Первая заключается в определении зависимости сопротивления от скорости движения, а вторая — в расчете движителя. Последний расчет, в свою очередь, выполняют поэтапно: в первом приближении определяют все, кроме шагового отношения, геометрические характеристики гребного винта и коэффициенты его взаимодействия с корпусом; затем рассчитывают оптимальный гребной винт, обеспечивающий заданную скорость движения и определяют необходимые для этого мощность и частоту вращения главной механической установки. Далее выбирают подходящий двигатель, а поскольку его характеристики (PSII и пн) в общем случае всегда отличаются от полученных на предыдущем этапе, то приходится заново рассчитывать винт, который находился бы в соответствии с двигателем и обеспечивал судну наибольшую достижимую скорость.
Завершающий этап — расчет ходовых характеристик судна — с одной стороны, дает необходимую информацию о всех возможных в эксплуатации режимах движения, а с другой — выполняет и контрольные функции по отношению к предыдущим расчетам.
Сказанное выше подкрепим конкретным примером — расчетом ходкости судна «Инженер». Его основные характеристики приведены в § 1.3, все, что понадобится дополнительно, будем вводить по ходу расчетов.
199
Расчеты сопротивления. Расчет сопротивления на тихой воде. Определяем число Фруда, соответствующее расчетной скорости Os = 2I уз — 10,8 м/с:
Fr = ~^=- =	10-8 — = 0,262.
VgZ V9 81 • 173
Данные модельных испытаний отсутствуют; рассчитывать сопротивление будем приближенным методом, используя для этого «Серию быстроходных и среднескоростных судов» (см. § 3.5). Выбор данного метода диктуется назначением судна, основными характеристиками формы его корпуса (б, L/В, В/Т, носовой бульб), а также расчетной относительной скоростью.
Площадь смоченной поверхности принимаем Q = 5650 м2 (см. пример 3.8). Для построения кривой сопротивления расчет будем производить для чисел Фруда в диапазоне Fr = = 0,18-4-0,30 с интервалом AFr = 0,02. В соответствии с рекомендациями § 3.5 коэффициенты дополнительных составляющих сопротивления принимаем: СА = 0,2-10-3; САР = 0,1-10-3; Саа = 0. Все дальнейшие расчеты сведем в табл. 4.2.
Таблица 4.2. Расчет сопротивления движению судна «Инженер»
№	Величина	Размерность	Численные значения						
1	Fr	—	0,18	0,20	0,22	0,24	0,26	0,28	0,30
2	сЛо.юз (рис 38)	—	0,50	0,57	0,72	0,97	1,22	1,60	2,40
3	с^.103 (Л/В = 6,13) (рис. 3.10)	—	0,48	0,52	0,67	0,82	0,93	1,15	1,49
4	С^-103 (В/В = 5,64) (рис. 3.10)	—	0,56	0,59	0,70	0,88	1,00	1.15	1,72
5	= (3): (4)	—	0,856	0,881	0,957	0,932	0,930	0,898	0,866
6	*В/т> <РИС’ 3-П)	—	1,03	1,03	1,03	1,02	1.01	1,06	1,08
7	GJ?-103 = = (2)-(5)-(6)	—	0,441	0,517	0,710	0,922	1.15	1,52	2,25
8	v = Fr	м/с	7,42	8,24	9,06	9,89	10,7	И.5	12,4
9	10'® Re, (по (3.9))	—	8,18	9,08	9,98	10,9	П.8	12,7	13,7
10	Ср0-103(по (3.15))	—	1,61	1,59	1.57	1,55	1,54	1,52	1.51
11	c.io3=c^+cFO + + СА + САР	—	2,35	2,41	2,58	2,78	2,98	3,35	4,06
12	я (по (3.7))	pH	375	487	614	786	991	1290	1790
13		кВт	2780	3900	5560	7770	10 600	14 900	22 200
14	os = u/0,514	Уз	14,4	16,0	17,6	19,2	20,8	22,4	24,0
200
Результаты расчета представляем графически (рис. 4.31); они соответствуют условиям сдаточных испытаний — движению свежеокрашенного корпуса на тихой воде.
Расче’т сопротивления при движении в штормовых условиях. Диапазон скоростей принимаем тот же, что и ранее; расчеты будем проводить для двух состояний моря, соответствующих 6 и 7 баллам (при волнении большей интенсивности вопрос о возрастании сопротивления не актуален: скорость движения будем выбирать такой, чтобы качка судна ной в данных условиях [см. гл. 5].
Необходимые для расчета параметры
нимаем:
Рис. 4.31. Сопротивление судна «Инженер» при движении на тихой воде (/), в штормовых условиях при 6 и 7 баллах (2 и 3); во льдах (4)
была минимально возмож-
волнения и ветра при-
Волнение моря, баллы.............. 6	7
Высота волн 3 %-й обеспеченности Лвз%. м......................... 6,0	8,5
Расчетная скорость ветра иг, м/с 19	24
Дополнительное сопротивление на волнении, кН, рассчитываем по формуле (3.58), которая для нашего судна (6 = 0,619, L = 173 м, В = 28,2 м) примет вид
Raw = 8,9 (1 + 4,46) • (В2/£1,8)йвз5%Рг1,36 exp (- 3,5 Fr) - I (a) - 102 =
= 1160йвз% Fr1’36 exp (— 3,5 Fr)  I (a), кН. (4.100)
Дополнительное воздушное сопротивление определяем по выражению (3.60), которое с учетом (3.61), а также при САА = 0,7, рА = 1,23-10-3 т/м3, запишем, как
2	_з
Raa = САА - Sa = 0,7 • 1,23 ?°	-2,5-173и2л = 0,186п2Л, кН.
(4.101)
Дальнейшие расчеты производим в табл. 4.3.
Результаты расчетов в виде полного сопротивления в штормовых условиях приведены на рис. 4.31, здесь же нанесено и сопротивление на тихой воде, найденное по данным табл. 4.2.
Расчет сопротивления в канале за ледоколом. Принимаем, что судно движется в канале за ледоко-
201
Таблица 4.3. Расчет сопротивления судна при движении на волнении
№	Величина	Размерность	Численные значения							
	Fr	—	с	,18	0,22		0,26		0,30	
	v (табл. 4.2)	м/с	7,42		9,06		10,7		12,4	
	r>s (табл. 4.2)	Уз	14,4		17	,6	20,8		24,0	
	ЯТв (табл. 4.2)	кН	375		614		991		1790	
	Волнение моря	баллы	6	7	6	7	6	7	6	7
	а по (3.59)	—	1,06	0,893	1,09	0,918	1,11	0,941	1,14	0,960
	I (а) по рис. 3.24	—	0,0750	0,0700	0,0735	0,0730	0,0720	0,0740	0,0670	0,0750
	RAW п0 (4.Ю0)	КН	397	884	444	1050	475	1170	466	1250
	vA = Vw + V	м/с	26,4	31,4	28,1	33,1	29,7	34,7	31,4	36,4
	RAA п0 (4.Ю1)	кН	129	183	145	204	164	224	183	246
	Raw + Raa	кН	526	1070	589	1250	639	1390	649	1500
	Rtb^Raw^Raa	кН	901	1440	1200	1860	1630	2380	2440	3290
лом, проложенном во льду толщиной hn = 1.5 м, средний размер льдин г= 1,3 м. Следуя рекомендациям § 3.6 и задавая а0 = 25°, рассчитываем сопротивление по формуле (3.64), которая для нашего судна принимает вид
Ял.ч = Ул	• *1 (1 +	+ МлГЙлВ X
X (f + aH tg a0) Fr + k3yarh^ • tg2 a0 • Fr2 =
= 8,5 Vl,3 - 1,5	- 0,15 (1 + 2 - 0,1 • 0,759 - 6,13) +
+ 5,7 • 8,5 • 1,5 - 1,3 • 28,2 (0,1 + 0,759 • 0,465) Fr + 4,3  8,5 • 1,3 X
X 173 • 0,465s Fr2 = 682 + 1210 Fr + 2660 Fr2.	(4.10 2)
Из (4.102) следует, что для судна «Инженер», движущегося со скоростями Fr < 0,3, основную роль в чистом ледовом сопротивлении играет прямое сопротивление (см. § 3.6).
Задавая ряд чисел Фруда, определяем полное сопротивление
Fr..............................0,18
Vs,	уз.........................14,4
Ятв,	(табл. 4.2), кН............375
Rn ч, по (4.102), кН .... 986
Ял,	кН........................1360
0,20
16,0
473
1030
1500
0,22	0,24	0,26
17,6	19,2	20,8
614	786	991
1080	1120	1180
1690	1900	2180
Результаты расчета также наносим на рис. 4.31.
202
Расчет гребного винта. Выбор геометрических характеристик и определение коэффициентов взаимодействия. Судно одновинтовое, поэтому выбираем число лопастей Zp = 4. Максимальный диаметр винта принимаем Dmax = 6,6 м.
В качестве расчетного берем сопротивэение, на 15 % превышающее тйковое на тихой воде. При заданной скорости vs — =21 уз по рис. 4.31 определяем Лтв = ЮЗО кН и находим 7?расч 1,15 Ятъ 1180 кН.
Коэффициент попутного потока рассчитываем по (4.52):
WT = 0,	- 0,1 (Fr - 0,2) =
= 0,165-0,619 V^287UU/6^6 — 0,1 (0,262 — 0,2) = 0,216.
Коэффициент засасывания находим по (4.61):
t — QJWT = 0,7 - 0,216 = 0,151.
Коэффициенты влияния неравномерности принимаем ir = = iq = 1,0.
Определяем минимально допустимое дисковое отношение: — из условия обеспечения прочности по (4.73) ([а] = = 6-104 кПа, m = 1,15; dE = 0,167; бщах = 0,08; Т = = Т’Е/(1 — t) = 1180/(1 —0,151) = 1390 кН):
ае	I Z„ \2/з з/ 10тТ
= 0‘24 (1,08 —	-A/-r-i- =
'	'\bmaxD! V [о]
“ 0.24 (1,08 - 0.167) (-ет^5-)2В	'°-^w.'390 : - 0,543;
— из условия отсутствия вредных последствий кавитации по (4.72) (Лв = Т — 0,550 = 9,5 — 0,55-6,6 = 5,9 м; ра = = 101 кПа; pv = 2,3 кПа):
Af , ~	Т	0,2
^- = (1,5 + 0,35Zp) (Po_Po)D! + -f- =
= (1,5 + 0,35-4) (1o1 + 59_2.3).6->6. +0,2=0,786.
Таким образом, более жесткие требования к дисковому отношению предъявляет условие отсутствия кавитации. Это, кстати говоря, типично для гребных винтов транспортных судов. Принимаем ближайшее большее значение дискового отношения Ае/А0 = 0,85.
Расчет гребного винта, обеспечивающего судну заданную скорость. Выбор двигателя. Расчет оптимального гребного винта будем производить с использованием коэффициента задания KNT (§ 4.8, схема 2). Расчетную диаграмму — см. на рис. 4.20:
= 4; АЕ/А0 = 0,85.
203
Данные, закладываемые в расчет: ил = и(1— wT) = = 10,8(1,0 — 0,216) =8,46 м/с; Т= 1380 кН; Пн =^1^“ =
= 1_q*216 = 1>08; T]s — 0,98 — МО в корме.
Задавая частоту вращения гребного винта в диапазоне «=(804-140) об/мин, дальнейшие расчеты ведем в табличной форме (табл. 4.4).
Таблица 4.4. Расчет гребного винта, обеспечивающего заданную скорость
№	Величина	Размерность	Численные		значения	
1	п	об/мнн	80	100	120	140
2	п	об/с	1,33	1,67	2,00	2,33
3	' Т	—	1.21	1,08	0,986	0,913
4	1 = 1(Кнт) п0 <РИС- 4-20)	—	0,745	0,675	0,615	0,565
5	= 7-1,05	—	0,782	0,709	0,646	0,593
6	^opt^z/"7'	м	8,11	7,16	6,55	6.И
7	KT=T/pn2D*pt	—	0,176	0,185	0,184	0,178
8	По = /	<п0 Рис- 4-20)		0,678	0,655	0,630	0,610
9		—	0,732	0,707	0,680	0,659
10	Ps = Т Evj^D^s	кВт	17 000	18 300	19 000	19 700
По результатам расчета строим график — зависимости Ps(n) И Dopt(n) (рИС. 4.32), С КОТОРОГО при УСЛОВИИ Dost = Z>max = = 6,6 м снимаем Ps = 18 900 кВт, п = 118 об/мин.
Из табл. 4.1 выбираем десятицилиндровый двигатель 10 ДКРН 80/160, номинальные характеристики которого Psu = = 19 400 кВт; пн — 126 об/мин.
Расчет гребного винта, обеспечивающего судну максимально достижимую скорость. Хотя выбранный двигатель и имеет несколько большую, чем требуемая, мощность, но в силу различия в частоте вращения скорость судна в принципе может и уменьшиться. Исходя из этих соображений, зададим диапазон скоростей vs = (20 4- 22) уз, а дальнейшие расчеты при п = = Ин = 126 об/мин будем вести в табл. 4.5.
По результатам расчетов строим зависимости £>Opt(vs), Ps(vs) (рис. 4.33), по которому при Psh = 19 400 кВт определяем Vs max = 21,1 уз, D = DOpt = 6,42 м.
Для указанной скорости по рис. 4.31 находим: R — 1040 кН; ТЕ = 1,15/? = 1120 кН; Т = ТЕ/(Д — 0 = 1410 кН; vA =
204
Таблица 4.5. Расчет винта, обеспечивающего максимальную скорость
№	Величина	Размерность	Численные значения				
1	vs	Уз	20,0	20,5	21,0	21,5	22,0
2	*	V	м/с	10,3	10,5	10,8	н.о	п.з
3	vA = v(l-WT)	м/с	8,06	8,22	8,46	8,62	8,85
4	R (v) (по рис. 4.31)	кН	870	940	1030	1090	1190
5	ТЕ= 1,157?	кН	1000	1080	1180	1250	1370
6	Г = 7'£/(1 — 7)	кН	1180	1270	1390	1470	1610
7	к — Va . " лЯ- и г	—	0,955	0,960	0,961	0,970	0,971
8	J = f(KNT) (по рис. 4.20)	—	0,595	0,598	0,600	0,603	0,605
9	7' = 1,057	—	0,625	0,628	0,630	0,633	0,635
10	Dopt = vA/nJ'	м	6,14	6,27	6,40	6,52	6,65
11	D	м					
	Dopt D max! ^opt > Dmax		6,14	6,27	6,40	6,52	6,60
	D = Dopt> D = Dmax						
12	/ = J'»	J = vA/nDmax	—	0,625	0,628	0,630	0,633	0,640
13	KT = T/pn2D*	—	0,182	0,183	0,184	0,181	0,188
14	n0 = f (KT, J) (по рис. (4.20)	—	0,625	0,628	0,630	0,623	0,620
15	11d = 4o‘11„	—	0,675	0,678	0,680	0,672	0,670
16	= ТЕи/т]вТ1$	кВт	15 500	17 100	19 100	21 000	|23 400
Примечание. В первых четырех столбцах таблицы Copt<Cmix' поэтому принимается D-Dopt, в последнем — Оор1>От,х в принято D=Dmax.
= 0,514vs(l — U7T) = 8,5 м/с; J = vA/nD = 0,630; Кт = - T/pn2D4 - 0,184.
На диаграмме (рис. 4.20) по координатам J и Кт определяем КПД винта в свободной воде: т)0 — 0,630 и его шаговое отношение Р/D — 0,95.
Подведем итоги. Геометрические характеристики выбранного гребного винта: D = 6,42 м; Р/D = 0,95; АЕ/А0 = 0,85; Zp = 4. Его ГДХ в расчетном режиме: J = 0,630; Кт = 0,184; Ло — 0,630.
Максимальная достижимая судном в расчетном режиме скорость VS max = 21,1 уз.
Расчет паспортной диаграммы судна. Зададим ряд фиксированных значений частоты вращения, включая номинальную: п = 95; 105; 115; 126; 130 об/мин.
205
Для нескольких относительных поступей с диаграммы (рис. 4.20) снимаем значения Кт и т)о. соответствующие рассчитанному гребному винту (Р/D = 0,95):
/............... 0,40	0,50	0,60	О	70
Кт ............. 0,297	0,248	0,198	0	149
По.............. 0,424	0,520	0,608	0	672
Верхнюю ограничительную характеристику выбранного двигателя принимаем линейной — Ps(n) = (Psh/п,,) -п, регулятор
Рис. 4.32. К расчету гребного винта, обеспечивающего заданную скорость
Рис. 4.33. К расчету гребного винта, обеспечивающего максимальную скорость
ную — вертикальной прямой, отвечающей условию п=пн. Расчет будем вести в табл. 4.6, учитывая при определении полезной тяги зависимость коэффициента засасывания от режима движения (4.64).
По данным таблицы строим паспортную диаграмму — ходовые характеристики судна (рис. 4.34). Расчетному режиму движения отвечает точка А, в которой сходятся: расчетная зависимость сопротивления R = 1,15/?Тв (кривая 1 — потребная тяга); верхняя ограничительная характеристика двигателя (кривая 6 — располагаемая мощность); зависимости TE(vs) и Ps(vs), соответствующие номинальной частоте вращения.
При этом расчетная скорость движения судна составляет = 21,1 уз, а мощность на валу двигателя равна номинальной Ps = Psa — 19 400 кВт.
На ходовых испытаниях (свежеокрашенный корпус, тихая вода — кривая сопротивления 2) наше судно покажет максимальную скорость vs = 21,6 уз, гребной винт при этом будет гидродинамически легким.
На волнении силой 6 и 7 баллов (кривые 3 и 4 соответственно) достижимая скорость резко снизится до uS6 = 18 уз и vsl = 13,3 уз, на этих режимах винт гидродинамически тяжелый. Аналогичная картина имеет место и при движении в би-
206
Рис. 4.34. Ходовые характеристики судна «Иижеиер»
207
Таблица 4.6. Расчет ходовых характеристик судна «Инженер»
Величина	Размерность	Численные значения				
п	об/мин	95	105	115	126	130
П	1	об/с	1,58	1.75	1,92	2,10	2,17
При / = 0,40						
vs = УпОД 0,514 (1 — U7r)]	уз	Ю,1	Н,1	12,2	13,4	13,8
ТЕ = КтрпгО* (1-i)	кН	1180	1440	1730	2080	2210
Ps = 0,514-r£ds/T1DTls	кВт	12 700	17 100	22 500	29 600	32 500
При J = 0,50						
°S	Уз	12,6	13,9	15,3	16,7	17,3
TE	кН	966	1180	1420	1700	1810
Ps	кВт	10 800	14 600	19 200	25 200	27 700
При 7 = 0,60						
vs	Уз	15,1	16,7	18,3	20,1	20,7
TE	кН	745	910	1090	1310	1400
Ps	кВт	8850	11900	15 700	20 600	27 200
При J = 0,70						24,2
vs	Уз	17,7	19,5	21,4	23,4	
TE	кН	525	641	769	923	983
Ps	кВт	7030	9490	12 500	16 400	18 000
тых льдах (кривая 5), максимальная скорость составит в этом случае и8л = 13,9 уз.
Следует, однако, отметить, что найденные при помощи паспортной диаграммы достижимые скорости движения в штормовых условиях и во льдах, далеко не всегда будут реализовываться в эксплуатации. Снижение скорости по сравнению с предельной достижимой может диктоваться требованиями прочности, желанием избежать резкой качки, слеминга, заливаемости.
Сегодня ведущие фирмы-изготовители малооборотных судовых дизелей (МОД) по индивидуальному заказу могут поставлять двигатели с заданными характеристиками -значениями мощности и частоты вращения. В этом случае достаточно ограничиться расчетом гребного винта, обеспечивающего судну заданную скорость. При этом отпадает необходимость выполнения расчета винта во втором приближении — на достижение максимальной скорости.
Однако для других типов судовых энергетических установок (некоторых средне-и высокооборотных ДВС, паровых и газовых турбин) этот заключительный этап расчета винта остается актуальным. Поэтому, хотя в приведенном в § 4.12 примере расчета ходкости судна используется МОД, в расчетной схеме все же сохранено второе приближение. Это позволяет сделать указанную схему
208
проектировочного расчета гребного винта более универсальной, т.е. пригодной и в случае применения других типов двигателей.
Контрольные вопросы
1.	Какой из судовых движителей имеет наибольшее распространение?
2.	Что собой представляет идеальный движитель?
3.	Что собой представляет лопасть гребного винта и по какому принципу она работает? ,
4.	Какими потерями энергии сопровождается работа гребного винта?
5.	Какие требования предъявляются к модельным испытаниям гребных винтов?
6.	Что собой представляют диаграммы для расчета гребных винтов? Как с их помощью проектируется оптимальный гребной винт?
7.	В чем проявляется взаимодействие гребного винта и корпуса судна? Что такое пропульсивный коэффициент?
8.	Чем опасны первая и вторая стадии кавитации? Какие существуют способы ее отдаления?
9.	Почему большинство современных морских транспортных судов одновинтовые?
10.	Что собой представляют ходовые характеристики судна?
11.	Что такое винт регулируемого шага?
Глава 5
КАЧКА СУДНА
5.1.	Общие сведения о качке
Качкой называются колебательные движения, совершаемые судном на поверхности воды или вблизи нее. Основная причина качки — морское волнение.
В теории корабля судно считается абсолютно твердым телом, имеющим шесть степеней свободы. При плавании на тихой воде судно находится в положении равновесия; внешними силами (ветер, волнение и т. д.) оно может быть выведено из этого положения. Сложные перемещения судна в общем случае можно представить в виде суммы шести простейших движений— трех линейных и трех угловых. Соответственно различают и шесть видов качки (рис. 5.1):
—	вертикальную — поступательные колебания вдоль вертикальной оси;
—	бортовую — вращательные колебания вокруг продольной оси;
—	килевую — вращательные колебания вокруг поперечной оси;
—	продольно-горизонтальную — поступательные колебания вдоль продольной оси;
—	поперечно-горизонтальную — поступательные колебания вдоль поперечной оси;
— рыскание—вращательные колебания вокруг вертикальной оси.
209
Первые три вида качки называют основными, поскольку колебания происходят относительно положения устойчивого равновесия, отклонения от которого сопровождается появлением восстанавливающих сил (или моментов).
При вертикальной качке изменяется осадка судна, а следовательно нарушается равенство сил тяжести и поддержания. Разность между ними и является той востанавливающей силой, которая стремится вернуть судно в положение устойчивого равновесия.
Рнс. 5.1. Виды качки (основные: а — вертикальная; б — бортовая; в — килевая; дополнительные: г — продольно-горизонтальная: д — поперечно-горизонтальная; е — рыскание)
При бортовой качке происходит изменение угла крена, что немедленно влечет за собой возникновение восстанавливающего момента в поперечной плоскости (гл. 2).
Килевая качка сопровождается появлением угла дифферента, при этом восстанавливающий момент в продольной плоскости также будет возвращать судно в исходное положение устойчивого равновесия.
Остальные виды качки — продольно-горизонтальная, поперечно-горизонтальная и рыскание — происходят относительно положения безразличного равновесия судна, отклонение от которого не ведет к возникновению восстанавливающих сил и моментов. Эти виды качки имеют место только при воздействии на судно внешних возмущений, изменяющихся во времени.
Отдельные виды качки в чистом виде встречаются крайне редко; чаще наблюдаются различные их сочетания. Совместные бортовые, вертикальные и поперечно-горизонтальные колебания называют поперечной качкой; килевые, вертикальные и продольно-горизонтальные — продольной качкой.
Как любое колебательное движение, качка характеризуется амплитудой, т. е. наибольшим отклонением от положения равновесия, и периодом — временем совершения одного полного колебания. Чем меньше амплитуда и чем больше период, тем умереннее качка.
Качка судна — отрицательное явление, поэтому, вообще говоря, мореходным качеством следует называть не саму качку, а ее умеренность, т. е. малые амплитуды и большой период.
210
Экстремальная качка может привести к гибели судна — при чрезмерных амплитудах бортовой качки судну грозит опрокидывание; известны случаи переламывания корпуса судна вследствие общего изгиба при продольной качке.
Плохо влияет качка на обитаемость судна, обеспечение его нормальной эксплуатации. Среди отрицательных последствий качки в этом плане надо отметить следующие:
—	заливание палубы и палубных механизмов, что затрудняет их обслуживание;
—	возникновение местных разрушений корпуса под действием ударных нагрузок, в частности при слеминге;
—	большие наклонения и ускорения, нарушающие нормальную работу механизмов;
—	перемещение плохо закрепленных и сыпучих грузов, что снижает безопасность плавания;
—	увеличение сопротивления, снижение ходовых и маневренных качеств судна;
—	ухудшение состояния экипажа и пассажиров вследствие морской болезни;
—	ухудшение условий функционального использования судов;
—	резкое снижение боевой эффективности оружия на военных кораблях.
Теория корабля устанавливает связь между характеристиками морского волнения и параметрами качки судна, геометрические элементы и нагрузка которого известны. Это позволяет искать способы воздействия на качку в целях ее умерения, пути снижения вредных последствий качки.
Полностью устранить качку судов, даже самых крупных из существующих сегодня и тех, что будут построены в обозримом будущем, практически невозможно. Однако качка может быть уменьшена за счет выбора рациональной формы судна и соответствующего распределения нагрузки. Бортовая качка эффективно умеряется с помощью специальных устройств — успокоителей качки. Характеристики всех видов качки в значительной степени определяются скоростью судна и направлением его движения по отношению к волнению. Последнее обстоятельство широко используется в морской практике для умерения качки путем выбора соответствующего курса и скорости судна.
Уравнения движения при качке. Введем в рассмотрение две системы координат: неподвижную Ogrjt; и связанную с судном Kxyz. Начало связанной системы поместим в ЦТ судна, а оси направим так, чтобы они совпадали с главными осями инерции. Примем допущение, что ЦТ располагается в точке пересечения трех плоскостей — диаметральной, мидель-шпангоута и действующей ватерлинии (рис. 5.2).
14*
211
Когда судно находится в покое, неподвижная система координат совпадает со связанной.
Предположив отдельные виды колебаний не зависящими друг от друга, запишем уравнения всех шести видов качки:
П —Р  П — F • Г) d^ — F 
(5-1)
I d^  м  I	Щ 
lX ^2  JYlX, llJ ^2   JV1y>
r d2v z dt2
= MZ,
(5-2)
где Fi, Ръ и Fi—проекции главного вектора всех сил, действующих на судно на соответствующие оси; Мх, Му, Mz— проек-
ции главного момента на связанные оси; D — масса судна; 1х, 1у, 1г — моменты инерции массы судна относительно главных центральных осей.
Третье уравнение (5.1) и первые два уравнения (5.2) описывают основные виды качки — вертикальную, бортовую и килевую соответственно, ими и ограничимся при дальней-
Рис. 5.2. Системы координат
шем рассмотрении.
На качающееся судно действуют силы тяжести, плавучести, инерции, а также силы гидромеханической природы.
В линейной теории качки предполагается, что отклонения судна от положения равновесия малы. Это позволяет разделить гидромеханические реакции на отдельные, практически не зависящие друг от друга, составляющие: инерционные, демпфирующие, восстанавливающие и возмущающие.
Инерционные силы и моменты пропорциональны ускорениям судна, а также массам и моментам инерции массы жидкости, вовлекаемой корпусом в отдельные движения при качке (так называемые присоединенные массы и присоединенные моменты инерции).
Демпфирующие силы и моменты определяются сопротивлением воды перемещения судна при качке, в линейной теории их считают пропорциональными скорости таких перемещений.
Восстанавливающие силы и моменты имеют гидростатиче
скую природу, они возникают вследствие изменения величины (вертикальная качка) или формы погруженного объема (бортовая и килевая качка). При этом в соответствии с метацентрическими формулами остойчивости (2.17) и (2.18) восстанавли-
вающие моменты пропорциональны угловым перемещениям, а восстанавливающая сила — линейному перемещению вдоль оси [см. (1.26) и (1.27)].
212
Возмущающие силы и моменты выводят судно из положения равновесия, вызывают его вынужденные колебания — качку. В общем случае они являются функциями времени.
На основании изложенного выше уравнения основных видов: вертикальной, бортовой и килевой качки судна на волнении можно записать следующим образом:
(D + Хзз) te + N^tg + vS^g = Ft (f);	(5.3)
+	+	+	(5.4)
(IУ + M ф + Mp  ф + GHq = Му (/),	(5.5)
где Х33— присоединенная масса при вертикальной качке; /44 и Х55 — присоединенные моменты инерции при бортовой и килевой качке соответственно; 7Vt, и N9— коэффициенты сопротивления; -yS^g— восстанавливающаяся сила при вертикальной качке; S — площадь действующей ватерлинии; GhQ и GHtp— восстанавливающие моменты при бортовой и килевой качке; G — сила тяжести судна; h, th—поперечная и продольная метацентрические высоты; Mx(t), Mv(t)—возмущающие сила и моменты при соответствующих видах качки.
В (5.3) — (5.5) использованы общепринятые обозначения дифференцирования по времени — точками над линейными или угловыми перемещениями.
5.2. Качка судна на тихой воде
Основные виды качки, в отличие от дополнительных, имеют место и на тихой воде. Судно, выведенное внешними силами из положения равновесия (внезапно налетевший шквал, обрыв подвешенного груза, рывок буксировочного троса и т. д.), а затем предоставленное самому себе, будет совершать колебания и на спокойной, не взволнованной воде. Как известно, из теоретической механики, такие колебания, совершаемые под действием восстанавливающих сил, называются свободными.
Для начала рассмотрим бортовую качку судна, происходящую на тихой воде без сопротивления. При этом в выражении (5.4) следует положить Л4*(0 =0 и Nq = 0, а разделив оставшиеся члены на коэффициент при высшей (второй) производной, запишем это уравнение в виде
ё + н|е = 0,	(5.6)
где пе — *JGh/(lx + Х44)—круговая частота свободных (собственных) колебаний при бортовой качке без сопротивления.
213
Из курса математики известно, что общее решение данного однородного дифференциального уравнения второго порядка с постоянными коэффициентами имеет вид
6 = С( cosnef+ C2sinnef,	(5.8)
где Ci и С2— постоянные, определяемые из начальных условий. Задавшись, что при t = 0, судно отклонилось от положения равновесия на максимальный угол 0 = 0О, его угловая скорость соответственно 0 = 0, найдем Ci = 0О, С2 = 0, тогда (5.8) примет вид
0 = 0ocos;zef.	(5.9)
Таким образом, бортовая качка судна на тихой воде без сопротивления представляет гармонические колебания, происходящие с периодом
7,=^._2ЯЛ/Д^.	(5.10)
и имеющие амплитуду 0о-
Из (5.7) и (5.10) следует, что и круговая частота и период свободных (собственных) колебаний не зависят от начальных условий, а определяются только характеристиками судна — его размерами, формой, массой — и распределением нагрузки.
Величина
rx = V(/x + M/O	(5.11)
называется поперечным радиусом инерции мас-с ы, она пропорциональна ширине судна гх = кВ. С учетом этого период качки (5.10) можно представить в виде той самой капитанской формулы, которую мы использовали в § 2.6:
1\ = cBl-yJh,	(5.12)
где постоянный для заданного судна коэффициент с = 2лх/Vg.
Из (5.12) следует, что период собственных колебаний при бортовой качке тем меньше, чем больше метацентрическая высота h.
Плавность качки в значительной степени определяется угловым ускорением, максимальная величина которого
I 0 Imax = 0оП2е = 00	= CJi,	(5.13)
где CO = 0O(-^-)2.
С точки зрения обеспечения максимально возможной плавности качки надо увеличивать период, т. е. снижать /г, что, однако, немедленно приводит к ухудшению поперечной остойчивости (см. гл. 2). Таким образом мы пришли к одному из часто
214
встречающихся в теории корабля противоречий, когда мероприятия, связанные с улучшением одного мореходного качества отрицательно сказываются на другом. В таком случае необходим компромисс. Так, например, поперечная метацентрическая высота назначается достаточной для того, чтобы обеспечивалось необходимая остойчивость, но не слишком большой, чтобы ускорения rfpn качке были умеренными.
Учет сопротивления при бортовой качке на тихой воде приводит к следующему уравнению движения:
ё + 2це0 +	= 0,	(5.14)
У.
где рв = 2	~ относительный коэффициент сопротивле-
ния бортовой качке.
В характерном для бортовой качки случае це<Сив, решение уравнения (5.14) при тех же, что и ранее начальных условиях, записывается
0 = Ome ke‘cos (<ов£ — ₽),
(5.15)
где 0т = со°^-р = 0О д/1 + (Ре/®е)2 — максимальная Р = arc tg(pe/coe) —фаза колебаний, а
амплитуда,
(5.16)
— частота собственных колебаний при бортовой качке с сопротивлением.
Из (5.15) следует, что амплитуда качки убывает с течением времени, т. е. колебания становятся затухающими. Частота собственных колебаний при наличии сопротивления уменьшается к>е<ие, однако с учетом це<Спе можно заключить, что эти частоты различаются крайне мало. Действительно, значение так называемого безразмерного коэффициента демпфирования бортовой качки те = ре/пе у водоизмещающих судов колеблется в пределах те = 0,034-0,05, увеличиваясь до те~0,1 при наличии скуловых килей. Если принять те = 0,05, то периоды свободных колебаний без сопротивления и с сопротивлением различаются не более чем на 0,125 % [см. (5.16)]. Таким образом, полученная выше капитанская формула (5.12) применима и для реальных судов, качка которых происходит с сопротивлением.
Найдем абсолютную величину отношения двух последующих амплитуд качки с сопротивлением (Л/= Те/2 = n/we):
6i I _______6щб 6_______ лце/cog nve
е2 д -не (г+л/“е) —е ~е
(5-17)
215
а затем и логарифмический декремент
In 16, | — In 1621 = nve, характеризующий интенсивность затухания колебаний при качке. Последнее выражение используется при обработке экспериментальных данных для определения коэффициента демпфирования бортовой качки.
Следует отметить, что, несмотря на небольшое сопротивление, затухание колебаний при бортовой качке происходит весьма интенсивно. Так, при том же значении безразмерного коэффициента демпфирования ve = 0,05, после десяти полных колебаний Д/ = 107’е=20л/ше амплитуда уменьшится в еп« 23 раза, т. е. можно считать, что качка практически полностью затухнет.
Аналогичным образом получаем и периоды собственных колебаний при вертикальной и килевой качке:
=	(5.18)
Т^2п^/lv^6- .	(5.19)
Для количественной оценки этих величин используем эмпирическую зависимость
4 = 0,07а£)£2,	(5.20)
а также известные данные о присоединенной массе Х33~О и присоединенном моменте инерции
С учетом выражения (2.31) для продольного метацентрического радиуса, принимая H=^R, найдем период килевой качки:
^ = 2.81	(5.21)
Период вертикальной качки составит
1\ = 2,84 7(б/а) • Т,	(5.22)
где а — коэффициент полноты ВЛ; б — коэффициент общей полноты; Т — осадка судна, м.
Принимая для морских судов среднее значение б/а«0,75, получаем
(5.23)
Из (5.23) следует хорошо подтверждающийся морской практикой факт, что периоды продольной и килевой качки близки между собой (см. пример 5.1).
Пример 5.1. Определим приближенные значения периодов килевой и вертикальной качки для судна «Инженер».
216
По (5.21) находим:
VF^'V^SF-'-81 '
а по (5 22)
7\ = 2,84 7(б/а) • Г = 7,91 с.
Более грубая зависимость (5.23) дает
« 7^ «2,5 77 = 2,5 7£б = 7.71 с.
Ранее (см. пример 2.8) имели Тв — 20,4 с, т. е. период бортовой качки более чем вдвое превышает близкие между собой периоды вертикальной и килевой качки. Такое положение характерно и для других водоизмещающих судов.
5.3.	Качка судна на волнении
Морское волнение. Под действием ветра свободная поверхность воды деформируется, массы жидкости приходят в движение, начинают за счет силы тяжести колебаться относительно положения равновесия, возникает так называемое ветровое, или морское, волнение. Говорят, что это волнение нерегулярное, так как колебания в общем случае носят хаотический характер, параметры отдельных волн могут быть существенно различными.
Когда ветер утихает, короткие волны малой амплитуды быстро гасятся, волнение становится близким к установившемуся регулярному, характеристики которого неизменны. Такое же волнение, называемое еще зыбью, может наблюдаться и в граничащих со штормовыми районах, где ветер либо слаб, либо вообще отсутствует.
В наибольшей степени регулярному соответствует волнение, создаваемое с помощью волнопродуктора в опытовом бассейне. Основными элементами такого регулярного волнения являются (рис. 5.3):
1)	hB — высота волны — расстояние по вертикали между подошвой и вершиной (амплитуда волны гв = йв/2);
2)	Л — длина волны — расстояние между двумя соседними вершинами (гребнями);
3)	а — угол волнового склона;
4)	с — скорость распространения гребня волны;
5)	т—период волны — время прохождения двух соседних гребней через фиксированную точку;
6)	о—круговая частота волнения — число полных колебаний уровня в фиксированной точке, происходивших в течение 2л секунд;
217
7)	k = 2л/Х— частота формы профиля (волновое число) — количество длин волн, укладывающихся в 2л метров.
Частицы жидкости, участвующие в волновом движении, перемещаются по круговым орбитам, совершая полный оборот за один период; радиусы орбит уменьшаются с глубиной. Таким образом, со скоростью с распространяется только профиль волны, отдельные же частицы совершают круговые колебания вокруг положения равновесия.
Для регулярного волнения все указанные выше характеристики неизменны во времени и взаимоувязаны. Из теории про-
Рис. 5.3. Элементы регулярного волнения
грессивных волн малой амплитуды (/iB/X<g;l) известны следующие соотношения:
(5.24)
Волны предполагаются плоскими, двумерными, их профиль имеет косинусоидальную форму. Если волна распространяется вдоль оси т] (см. рис. 5.3), то в неподвижной системе координат ордината волны запишется в виде
Св = гв cos (£г)0 — at),
(5.25)
а угол волнового склона
a«tga = -^- = — aosin (йть — at).
где
a0 — krB = 2л-у- = л ф-Л	Л
(5.26)
(5.27)
— максимальный угол (амплитуда) волнового склона.
218
Положив 'Пв=О, найдем в фиксированной точке — начале координат — колебания уровня поверхности воды:
£в = rB cos at	(5.28)
и угла волнового склона
а = а0 sin at.	(5.29)
Из гидромеханики известно, что полная (потенциальная и кинетическая) энергия волны, приходящаяся на единицу площади взволнованной поверхности (единичную длину гребня и единичную длину волны) составляет
dE=^yrl	(5.30)
где у = pg — удельный вес жидкости; гв — амплитуда волны.
Теория волн малой амплитуды не устанавливает связи между высотой и длиной волны. В расчетах крутизну волн hB/X задают, основываясь на статистических данных. В частности, находит применение эмпирическая формула Циммермана
/гЕ = О,17л0-75,	(5.31)
в соответствии с которой для морских		волн разной длины вы-		
сота и крутизна	волн составляют:			
X, м		50	100	150	200	250
Лв, м . . . .	3,20	5,38	7,29	9,04	10,7
hj).			 1/16	1/19	1/21	1/22	1/23
Отсюда следует, что крутизна убывает с ростом длины волны.
Как отмечалось выше, реальное морское волнение является нерегулярным. Профиль такого волнения представляет собой наложение бесконечного множества гармонических волн, имеющих различные высоты и частоты, а также сдвинутых друг относительно друга по фазе. Все перечисленные параметры при этом — случайные величины, соответственно случайной величиной будет и ордината профиля волнения в фиксированной точке.
Рассматривая нерегулярное волнение как стационарный (сне изменяющимися во времени статистическими характеристиками) случайный процесс, можно ввести понятие об энергетическом спектре £Цо), характеризующем распределение энергии dE гармонических составляющих волнения по частоте, которая изменяется в пределах О^о^оо.
Интенсивность волнения обычно оценивается высотой волн, проще всего поддающейся измерениям. Поскольку волнение имеет существенно различные параметры во времени, вводится понятие обеспеченности высоты, по которой понимают процент волн, высота которых равна или больше заданной.
219
Поскольку высота волны п %-й обеспеченности определяет энергию волнения, то в общем случае она равна
hn ^a = k aJDq
(5.32)
где k — коэффициент, зависящий от и %, а
оо
о
(5.33)
— так называемая дисперсия изменения волновых ординат, характеризующая полную энергию рассматриваемого нерегулярного волнения, задаваемого спектром.
Интенсивность волнения в РФ принято оценивать по 9-балльной шкале с учетом высоты волн 3 %-й обеспеченности (табл. 5.1). Здесь же приводится и сила ветра, соответствующая данному волнению.
Таблица 5.1. Расчетные параметры ветра и нерегулярного морского волнения
Характеристика волнения	Значения характеристики при волнении		
	значительном	СИЛЬНОМ	очень сильном
Степень волнения, баллы	3	4	5	6	7	8
Высота волн 3 %-й обеспеченности, м	1,25	2,0	3,5 6,0	8,5 11,0
Скорость ветра, м/с	8	11	14	19	24 29
Сила ветра (по шкале Бофорта), баллы	5	6	7	8—9	10 11
Бортовая качка судна на регулярном волнении. Примем, что судно, поперечные размеры которого (ширина В и осадка Т) бесконечно малы по сравнению с длиной волны Z, не имеет хода и расположено лагом к волне. Очевидно, что при данных допущениях оно будет вести себя как частица жидкости, участвующая в орбитальном движении. В соответствии с выводами гидромеханики, равнодействующая сил давления (сил плавучести) будет направлена по так называемой динамической вертикали — нормальной к свободной поверхности воды в данном месте. За счет влияния центробежных сил по этой же вертикале будет действовать и сила тяжести судна. Тогда, как следует из рис. 5.4, восстанавливающий момент запишется
MB = 0h(e-a)=0hQ — Gha,	(5.34)
где а — угол волнового склона в данный момент времени в месте расположения качающегося судна.
220
Выражение (5.34) состоит из двух частей. Первая из них GhQ— суть восстанавливающий момент на тихой воде, вторая Gha — возмущающий момент, изменяющийся во времени по гармоническому закону с частотой, равной частоте рассматриваемого регулярного волнения (см. (5.29)). Если учесть конечность размеров судна с помощью специального поправочного (редукционного) коэффициента хе^1, то уравнение (5.4) бортовой
качки на регулярном волнении запишется в виде
0 4- 2р.е0 + п|0 = n|aoxe sin ct,
(5.35)
где «эф = а0«е sin at — угол эффективного водного склона, а аЭфо = а^хе — его амплитудное значение.
Общий интеграл неоднородного уравнения (5.35) можно представить в виде суммы общего решения дифференциального уравнения без правой части и частного решения
6 = 0с + ев = 0me-ll0t cos (<о81 — ₽)
4-0Bsin(of — 6).	(5.36)
Рнс. 5.4. Восстанавливающий момент прн бортовой качке на волнении
Первый член правой части выражения (5.36) суть уравнение затухающих колебаний [см. (5.15)] которые, как было показано выше, за счет демпфирования достаточно быстро исчезнут.
Таким образом, через некоторое время останутся только вынужденные колебания
0 = 0Bsin (of — д),	(5.37)
которые будут происходить с частотой о волнения и с отставанием по фазе по отношению к возмущающему моменту (волновому профилю).
Амплитуда вынужденных колебаний при этом составит ,,	W1
а сдвиг по фазе .	2ц.с
6 = arCtg-Z2—3-пе ~ °
(5.38)
(5.39)
221
Из (5.38) и (5.39) следует, что и амплитуда бортовой качки и сдвиг по фазе являются функциями частоты волнения.
Отношение амплитуд качки и углов волнового склона носит название коэффициента динамичности и записывается в виде
Д - = Гг---------=9\9---9=5"	'	'
“эф о V(1-o2)2 + 4v|?
где д = о/пе— относительная частота качки — соотношение частот собственных и вынужденных колебаний.
Выражение (5.40) называют и амплитудно-частотной характеристикой (АЧХ) бортовой качки, поскольку оно определяет амплитуды вынужденной качки в функции от частоты возмущающего момента (регулярного волнения).
Проследим за характером изменения АЧХ. Когда а->0, судно качается в согласии с волной Ад = 1, 0В =аЭфо его колебания не отстают от волнения — сдвиг по фазе 6 = 0 [см. (5.39)]. Такое положение возможно либо при о-^-0, либо при ng—> сю. Первый случай соответствует очень длинным волнам, второй — судну с бесконечной начальной остойчивостью h —> сю — см. (5.7), прообразом которого является плот.
Если о -> сю, то коэффициент динамичности Ад->0, 9в_>0, следовательно, качка будет отсутствовать. Это произойдет либо когда о->сю и очень короткие волны малой амплитуды не обладают достаточной энергией, чтобы раскачать судно, либо при пе-^0, т. е. когда начальная метацентрическая высота /г->0 и восстанавливающий момент отсутствует. Очевидно, что последний вариант не приемлем с точки зрения остойчивости.
Взяв производную от (5.40) по ст, определим положение максимума АЧХ, которое соответствует относительной частоте волнения, равной
о = 71 -2ve-	(5.41)
Таким образом, максимум АЧХ несколько сдвинут влево от резонанса (не = о, 6=1), а его величина составляет
ka max = (-М =----------^=--	(5-42)
\аэфоЛпах 2ve-Vi-ve
Сдвиг по фазе в этом случае (о = пе) достигает [см. (5.39)] величины 6 = л/2, т. е. колебания судна отстают от возмущающего момента на 90°.
Если сопротивление качке отсутствует, то из (5.41) и (5.42) имеем
Сэф 0 / max
222
т. е. приходим к известному из теоретической механики выводу о неограниченном возрастании амплитуд колебаний идеального математического маятника в условиях резонанса.
На рис. 5.5 представлены АЧХ судов, имеющих различные коэффициенты демпфирования бортовой качки. Даже весьма умеренное сопротивление (ve=0,05) приводит к резкому снижению резонансных амплитуд. Тем не менее у судов эти амплиту
ды могут достигать весьма ощутимых величин в зоне резонанса.
В силу однотипности уравнений основных видов качки (5.3) — (5.5) все качественные
выводы, полученные выше относительно бортовой качки на регулярном волнении, могут быть распространены и на килевую и вертикальную качку. Отличия непринципиального свойства будут иметь место в значениях редукционных коэффициентов и безразмерных коэффициентов демпфирования.
Рнс. 5.5. Амплитудно-частотные характеристики
При отсутствии хода для каждого вида качки в прин-
ципе существует резонанс-
ное волнение, вызывающее максимальные амплитуды соответствующих колебаний. Зная периоды собственных колебаний, без труда можно найти параметры резонансного волнения, положив Tt = т [см. пример 5.2].
Пример 5.2. Для судна «Инженер» найдем характеристики резонансных волн для бортовой и кнлевой качки. Ранее (см. примеры 2.8 и 5.1) имели Те = 20,4 с; Ту = 7,81 с. Полагая Т{ = т, с использованием (5.24) находим для бортовой качки
^8
tp-g
2л
20,42.9,81
6,28
« 650 м;
для килевой качкн

2л
7,812 • 9,81 „с - 6Д8------~ 95 М
Зыбь (регулярное волнение) с длиной волн X = 650 м маловероятна, поэтому резонансная бортовая качка судну без хода, по-видимому, не угрожает. Килевая качка при X = 95 м тоже не представляет большой опасности— при таком соотношении длины волны и судна (X/L. = (95/173)« 0,55) редукционный коэффициент будет близок к нулю.
Эти выводы справедливы и для других достаточно крупных морских судов (L > 100 м).
Качка судна на нерегулярном волнении. В этом случае судно рассматривают как линейную динамическую систему, находя
223
щуюся под воздействием стационарного случайного процесса — нерегулярного волнения с заданным энергетическим спектром St (о). Вероятностные характеристики выходного процесса (качка судна) определяют по известным характеристикам процесса входного (волнения моря) с использованием соотношения
SBbIX (о) = | Ф |2 • SBX (о),
где SBX(o), 5Вых(о)—спектральные плотности входного и выходного случайных процессов; |Ф|— модуль передаточной функции рассматриваемой динамической системы.
Тогда применительно к бортовой качке на нерегулярном волнении (5.43) можно записать в виде
Se (о) = | Фе |2 • Sa (о),
где Se(o)’—спектральная плотность углов бортовой качки;
Sa(o) = fe2Sc (о)
— спектральная плотность углов волнового склона волнения, найденная с использованием соотношения (5.27); |Фе| — модуль передаточной функции, представляющий собой АЧХ линейной динамической системы (судна).
В рассматриваемом случае бортовой качки он определяется выражением (5.40). Рассчитав дисперсию углов бортовой качки
со
Do = J Se (о) do, о
можно затем по аналогии с (5.32) найти амплитуды качки заданной обеспеченности.
В частности, средняя амплитуда бортовых наклонений с обеспеченностью 45,6 % составит 9ср = 1,25д/^е, амплитуда 3%-й обеспеченности 0з% = 2,64	= 2,11 0ср, а максималь-
ная с обеспеченностью 0,1 % 6о,1 % =3,7^De — 2,96 0ср-
Максимальные амплитуды бортовой качки на нерегулярном волнении оказываются несколько меньшими, чем резонансные на регулярном. Это объясняется тем, что характеристики нерегулярного волнения меняются во времени и резонанс не успевает развиться. И наоборот, на режимах, удаленных от резонанса, амплитуды возрастают за счет наложения собственных колебаний, которые уже не затухают столь интенсивно, как на тихой воде.
Обычно средний период бортовой качки на нерегулярном волнении близок к периоду собственных колебаний судна.
Использовав соотношение (5.13), получим дисперсию угловых ускорений при бортовой качке:
De ~ neDe.	(5.43)
224
Выражение (5.43) позволяет найти угловые ускорения заданной обеспеченности, а по ним и ускорения линейные (максимальные значения на борту судна):
а = 0,5Вё.	(5.44)
Для транспортного судна могут быть заданы предельно допустимые параметры качки — угол крена и ускорение. Определив описанным выше способом при заданной обеспеченности
эти величины, сравнивают их с летворения требуемых условий об умерении качки за счет перераспределения нагрузки судна, в первую очередь, изменения метацентрической высоты /г, а следовательно [см. (5.10)], и периода собственных колебаний. На стадии проектирования можно рассматривать вопрос изменения формы судна и установки на нем успокоителей качки.
Выше шел разговор о линейной теории качки, когда отклонения считаются малыми (восстанавливающий момент
предельными. В случае неудов-мореходности решается вопрос
Рис. 5.6. Амплитудно-частотная характеристика при учете нелинейности
определяется метацентриче-
ской формулой остойчивости), а сопротивление принимается пропорциональным первой степени угловой скорости.
При достаточно больших амплитудах бортовой качки эти условия не соблюдаются — восстанавливающий момент становится нелинейной функцией (диаграмма статической остойчивости— см. гл. 2) угла крена, демпфирующие силы также характеризуются нелинейной зависимостью от скорости.
Учет указанных обстоятельств приводит к существенному усложнению уравнения бортовой качки, анализ которых выходит за рамки настоящего курса. Отметим лишь некоторые особенности нелинейной качки.
Амплитудно-частотная характеристика 0m = f(о) перестает быть однозначной функцией: при о = const в некотором диапазоне частот качка может происходить с двумя различными амплитудами. При этом процесс будет зависеть от предыстории движения (рис. 5.6), т. е. оттого, происходит ли увеличение относительной частоты а (участок АЕВС) либо ее уменьшение (участок CDEA). Частота свободных колебаний становится Функцией амплитуды, уменьшаясь с ее ростом. В пределе при 6т->-0з эта частота пе->0. При отсутствии сопротивления
225
максимальная амплитуда резонансной качки будет стремиться к 6з, а не к бесконечности, как это было в линейной теории.
5.4. Влияние курса и скорости движения судна на качку
При движении судна произвольным курсом по отношению • к направлению распространения волн частота возмущающей силы становится функцией не только длины волны, но и скорости
судна v и курсового угла ip (рис. 5.7).
Действительно, скорость распространения волн ск относительно наблюдателя, находящегося на судне, составит
ск = с — v cosip =
= с(1 cosip),
(5.45) где с — истинная скорость волны в неподвижной
Рис. 5.7. Движение судна на волнении
системе координат, ip — курсовой угол судна относительно направления бега волн.
Соответственно вводятся понятия и о кажущемся периоде
волны
тк =---------=-----------	(5.46)
К С — V cos <р , V	'	'
т 1 — — COS ф
и кажущейся частоте
Ок = -|| = о (1 — 7-cos ip),	(5.47)
где. т, о—истинные значения периода и частоты волнения.
Очевидно, что, анализируя качку движущегося судна, в расчет надо закладывать кажущиеся параметры волнения, определяемые выражениями (5.45) — (5.47).
При движении на попутном волнении (ip = О, cos ip = 1) частота возмущающих сил уменьшается
«к = о(1-(-£-))	(5.48)
на встречном (ip = 180°, cos ip = —1) она возрастает
aK = o(l+-L).	(5.49)
226
Из (5.48) следует, что при ходе на попутном волнении резонансными по килевой и вертикальной качке становятся волны еще более короткие, чем на стопе, т. е. они не представляют опасности для судна [см. пример 5.2]. Качественно иная картина наблюдается при движении на встречном волнении (вразрез волне) — в резонансные превращаются длинные волны (см. (5.49)), обладающие достаточной энергией, чтобы раскачивать судно с большими амплитудами [см. пример 5.3]. При этом продольная качка может стать такой, что будет сопровождаться интенсивным заливанием носовой оконечности, оголением гребного винта, слемингрм.
Пример 5.3. Для судна «Инженер» найдем резонансные, по килевой качке, длины волн при ходе на встречном волнении со скоростями vs = = 8, 12, 16, 20 уз (и = 4,11; 6,17; 8,22; 10,3 м/с).
В соответствии с (5.49) условие резонанса (тк = Т9) запишется __________________ ск _________ 2л 1
°— 1 + (f/c)	" 1 + (v/c) '
Зная 7^= 7,81 (см. пример 5.1) н используя связь (5.24) частоты волн с их длиной, получаем квадратное уравнение
• « = *-9,76 VX-7,8Щ = о,
решая которое, находим параметры резонансных волн при различных скоростях движения:
vS1 уз................................ 8	12	16	20
Fr................................ 0,10	0,15	0,20	0,25
К м............................... 153	179	203	228
Z/L............................... 0,883	1,03	1,17	1,32
Во всем рассмотренном диапазоне относительных скоростей (Fr = = 0,1 -г- 0,25) резонансные по килевой качке встречные волны имеют длину, близкую к длине судна.
Этот вывод справедлив и для других морских транспортных судов.
Влияние скорости и направления движения не исчерпывается только изменением частоты возмущающей силы. Скорость хода приводит к увеличению безразмерного коэффициента демпфирования качки, а курсовой угол — к уменьшению амплитуды угла волнового склона.
Применительно к бортовой качке эти изменения можно определить с помощью приближенных зависимостей
Vfto = vB(l + 3,3 Fr);	(5.50}
аОф = closing,	(5.51)
где vg, ve0 — коэффициент демпфирования без хода и при наличии скорости соответственно; а0, ао^ — максимальный угол вол
15*
227
нового склона при положении лагом к волнению (ф = 90°) и на косых курсах (’ф=#=90°) соответственно.
Выражение (5.51) учитывает не только кажущееся увеличение при неизменной высоте, длины волны Хк = Z/cos 'Ф, но и то обстоятельство, что углы волнового склона в различных поперечных сечениях будут различаться не только по величине, но иногда и по знаку.
Выражения (5.50) и (5.51) совместно с (5.42) могут использоваться для анализа резонансной бортовой качки при ходе на косом волнении [см. пример 5.4].
Пример 5.4. Найдем курс судна «Инженер», при ходе на котором со скоростью va = 16 уз будет иметь место резонанс по бортовой качке. Длина волны зыби X = 203 м соответствует резонансу по килевой качке на этой же скорости [см. пример 5.3], ее период и скорость (5.24) равны Т = 11,4 с; с = 17,8 м/с.
Используя (5.46), прн условии тк = 7'е=20,4 с [см. пример 2.8], находим
/.	с (.	11,4\	17,8
cos =	_ = (1 _ __) . __ = 0>955,
откуда ф = 17,3°, что соответствует движению на волнении, близком к попутному.
Оценим амплитуды резонансной бортовой качки и максимальные ускорения. Дополнительно известно ve = 0,04, ие as 1,0.
По (5.31) рассчитываем высоту волны
Лв = 0,17Л0,75 = 0,17 • 2O30,75 =9,14 м,
а по (5.27) максимальный угол волнового склона
ао = лф. = 3,14 .-^- = 0,141 рад = 8,1°.
Л	о
Коэффициент демпфирования с учетом скорости (Fr = 0,2) находим по (5.50):
v0D = v0 (1 + 3,3 Fr) = 0,04 - 1,66 = 0,0664,
а амплитуду угла волнового склона с учетом косого курса (ф = 17,3°) по (5.51):
аоф = ао sin ф = 8,1° • 0,297 = 2,4° = 0,042 рад.
Резонансные амплитуды бортовой качки определяем с использованием (5.42):
0а =------а°*------------------2;~	—, = 18,1° = 0,315 рад,
2ve д/ -	2 • 0,0664 Vl - 0,0664*
а максимальные ускорения по (5.44) с учетом (5.13)
а =п2в4-в	• 0,315 = 0,421 м/с2.
“max в 2 в {Тв J 2
Относительные ускорения а = а/g — 0,043 значительно меньше допустимых с = 0,1.
228
Используя зависимость (5.46), можно выбрать такое сочетание скорости и курса, при котором отсутствовала бы развитая бортовая или килевая качка. Для быстрого решения этой задачи служат различные диаграммы штормового плавания. Достаточно широкое распространение получила универсальная диаграмма Ю. В. Ремеза, которая позволяет установить неблагоприятные с точки зрения бортовой качки сочетания скорости и курсового угла. При этом предполагается, что плавание должно происходить вне зоны 0,77 тк/7е 1,43. Диаграмма построена так, что входить в нее можно с любой из известных величин: высотой волн, их длиной, балльностью волнения.
Следует, однако, отметить, что использование указанной диаграммы несколько затрудняется тем обстоятельством, что на судах, как правило, отсутствуют средства для инструментального определения параметров (hB, Л) волн. Данные же, основанные на визуальных наблюдениях, не свободны от ошибок, особенно в случае нерегулярного волнения.
Контрольные вопросы
1.	Какие виды качки относятся к основным, а какие к дополнительным? Почему?
2.	Какие параметры характеризуют качку судна?
3.	Какие силы и моменты действуют на судно при качке?
4.	Как различаются частоты собственных колебаний при качке с сопротивлением и без него?
5.	Как соотносятся периоды собственных колебаний при бортовой, килевой н вертикальной качке?
6.	Какое волнение называют регулярным? Каковы его основные характеристики?
7.	Что собой представляет нерегулярное волнение и чем оно характеризуется?
8.	Что такое амплитудно-частотная характеристика качки? Где располагается ее максимум?
9.	Как влияют скорость судна и его курс на характеристики качки и почему?
Глава 6
УПРАВЛЯЕМОСТЬ
6.1.	Основные понятия
Управляемостью называется способность судна двигаться заданным курсом. Траектория движения судна может быть прямолинейной, а может иметь криволинейную форму. Способность судна сохранять прямолинейное направление движения име
229
нуют устойчивостью на курсе, а способность необходимым образом изменять направление движения — поворотливостью. Только при наличии обоих этих качеств судно обладает управляемостью. Эти качества по сути своей противоречивы — улучшение устойчивости на курсе ухудшает поворотливость судна, и наоборот. Для обеспечения требуемой управляемости приходится идти на компромисс, выбирая оптимальное для заданного судна сочетание показателей устойчивости на курсе и поворотливости. При этом существенную роль играет тип и назначение судна: для быстроходного пассажирского лайнера указанный компромисс будет в пользу устойчивости на курсе, а для портового буксира в большей степени важна поворотливость.
При всей противоречивости качеств, определяющих управляемость, есть и то, что их роднит, — и устойчивость судна на курсе, и его поворотливость обеспечиваются с помощью рулевого устройства.
Предоставленное самому себе судно с рулем в нейтральном положении не будет двигаться прямолинейным курсом. Под влиянием внешних воздействий (волны, ветер) оно будет изменять направление движения, поскольку отсутствуют какие-либо восстанавливающие силы, стремящиеся вернуть судно на первоначальную траекторию. Таким образом, ни одно судно не обладает автоматической устойчивостью на курсе.
Для удержания судна на заданном направлении приходится все время использовать руль. При этом говорят об эксплуатационной устойчивости на курсе. Считается, что последняя удовлетворительна, если для обеспечения движения заданным курсов в условиях двух-, трехбалльного волнения руль перекладывается с борта на борт не более 3—5 раз в минуту на угол не более 3—4°.
Все современные суда оснащены автоматическими системами удержания на курсе (авторулевыми), которые не только освобождают экипаж от утомительных вахт за штурвалом, но и делают эту работу лучше человека, обеспечивая в общем случае меньшие, чем при ручном управлении, отклонения от заданного курса.
Наряду с теоретическими методами при исследовании управляемости, как и других мореходных качеств, широкое применение находит модельный эксперимент. С этой целью используются экспериментальные установки — уже знакомые нам опытовые бассейны, гидро- и аэродинамические трубы. Надежные результаты получают при испытаниях автономных самоходных моделей в открытом водоеме. Размеры таких моделей (L = = 3—8 м) позволяют разместить на них не только оператора, управляющего движением, но и всю необходимую регистрирующую аппаратуру. Траектория движения при этом обычно' фиксируется береговыми средствами.
230
6.2.	Средства обеспечения управляемости
Управляемость всех судов обеспечивается с помощью средств управления — специальных устройств, создающих нормальные к диаметральной плоскости силы. Указанные средства управления принято подразделять на главные (ГСУ) и вспомогательные (ВСУ)»,
Эффективность ГСУ во многом определяется скоростью, возрастая с ростом последней. Поэтому их часто называют пассивными. К ГСУ относятся рули различных типов, поворотные винтовые насадки, направляющие аппараты судов с водометными движителями. Все они предназначены для обеспечения управляемости в основном режиме движения судна.
ВСУ называют также средствами активного управления (САУ), для своей работы они требуют подвода энергии. С их помощью может осуществляться маневрирование судна при предельно малых скоростях или даже при отсутствии хода. Наибольшее распространение получили такие САУ, как подруливающие устройства и поворотные винтовые колонки. О них речь пойдет в гл. 7.
Самым распространенным ГСУ является рулевое устройство, включающее рабочий орган — перо руля (илн просто руль) — и баллер, с помощью которого руль поворачивается. Перо руля представляет собой крыло малого удлинения с симметричным профилем сечения. Угол его поворота относительно ДП судна называют углом перекладки руля. Руль работает по принципу несущего крыла (см. § 4.2), возникающие на нем подъемная сила и сила сопротивления определяются величиной соответствующих коэффициентов и скоростью движения [см. (4.19)]. Безотрывное обтекание руля, сопровождающееся ростом коэффициента подъемной силы, наблюдается до углов атаки а — ~ 30—35°, этими же значениями и ограничивается угол перекладки руля.
Классификацию рулей можно провести по двум признакам— по способу соединения с корпусом и по расположению оси баллера относительно пера руля.
Простой руль (рис. 6.1, а) опирается на корпус в двух нли более точках, а подвесной (рис. 6.1, в) висит на баллере. Промежуточный вариант (рис. 6.1,6) называют полуподвесным рулем.
С целью уменьшения необходимого для поворота руля момента на баллере его ось смещают относительно передней кромки пера — такие рули называются балансирными (рис. 6.1,в). Пример небалансирного руля показан на рис. 6.1, а; руль, пРедставленный на рис. 6.1,6, часто именуют полубалансирным.
231
Площадь руля SR в значительной степени определяет его эффективность. Обычно ее принято выражать в долях произведения длины судна L на его осадку Т:
SK = T • L/k,	(6.1>
где коэффициент k для различных судов лежит в пределах:
Тип судна
k
Быстроходные пассажирские........................... 85
Морские грузовые...................................40—70
Рыбопромысловые....................................20—40
Морские буксиры....................................30—40
Рис. 6.1. Основные типы судовых рулей: а — простой небалансирный; б — полуподвесной (полубалансирный); в — подвесной балансирный
Рис. 6.2. Поворотная винтовая насадка со стабилизатором
Поворотная направляющая насадка (рис. 6.2), охватывающая гребной винт, закрепляется на баллере, ось которого располагается в районе середины ее длины. При перекладке насадки на ней возникает боковая сила; кроме того, дополнительное поперечное усилие создается за счет отклонения струи винта. В результате направляющая насадка обеспечивает на 40— 50 % большую боковую силу, чем обычный руль, имеющий такую же площадь проекции на ДП.
Рули повышенной эффективности (РПЭ). В ряде случаев требуемые показатели управляемости не могут быть обеспечены при помощи обычных рулей или поворотных насадок. Возникает задача — при малом отличии в габаритах и приводе существенно увеличить создаваемую рулевым устройством боковую силу.
В современных РПЭ используются в основном два известных принципа повышения коэффициента подъемной силы крыла Су. Первый из них заключается в установке поворотного закрылка, площадь которого составляет 20—30 % общей площади крыла. При неизменном угле атаки, отклонение закрылка приводит к возрастанию Су, причем максимальное значение этого коэффициента может увеличиться на 50 % по сравнению с немеханизированным крылом.
232
Во втором случае используется уже известными нам (см. § 4.1) эффект Магнуса, возникающий при обтекании вращающегося цилиндра — ротора — поперечным потоком.
Рис. 6.3. Роторный руль с закрылком
Подъемная сила крыла, передняя кромка которого совмещена с вращающимся цилиндром, существенно возрастает, увеличивается и критический угол атаки, до которого крыло обтекается безотрывно.
Оба эти принципа повышения боковой силы используются при создании механизированных РПЭ — это рули с закрылками и роторные рули. Совмещение обоих принципов привело
к созданию роторного руля с закрылком (рис. 6.3).
В передней кромке пера руля установлен вертикальный цилиндр, в задней — поворотный закрылок. Все элементы устройства образуют общий крыльевой профиль и при неподвижном цилиндре и неоткло-ненном закрылке РПЭ работает как обычный руль. Когда включены все средства механизации рассматриваемого РПЭ, создаваемая им боковая сила резко возра
Рис. 6.4. Коэффициент подъемной силы
1 — обычный руль; 2 — роторный; 3 — роторный с закрылком
стает, существенно увеличивается и критический угол атаки (рис. 6.4). Как правило, включается ротор и отклоняется закрылок только
при значительных углах переклад-
ки руля, поэтому все приведенные на рис. 6.4 зависимости Су(а) исходят из начала координат, соответствующего неработающему ротору и неотклоненному закрылку. Эффективность механизации руля иллюстрируется следующими данными: по сравнению с обычным руль с закрылком уменьшает диаметр циркуляции вдвое; роторный — в 2,5 раза; роторный руль с закрылком — более чем в 3 раза. Еще большей эффективности можно ожидать от предложенного в С.-Петербургском государственном морском техническом университете руля, оборудованного двумя роторами, на входящей и выходящей кромках.
233
Следует, однако, отметить, что из-за сложности всех описанных выше РПЭ они не находят широкого применения на судах.
6.3.	Циркуляция судна
Если на судне, движущемся в установившемся режиме (прямолинейно с постоянной скоростью), переложить руль, то оно
начнет двигаться по криволинейной траектории, называемой циркуляцией. Если при этом не изменять угол перекладки руля, то весь процесс движения, также называемый циркуляцией, можно разделить на три периода: маневренный, эволюционный и установившийся. Первый из них определяется началом и концом перекладки руля и по времени весьма непродолжителен. Окончание второго периода совпадает с моментом, когда все элементы криволинейного движения приобретают постоянное значение, т. е. когда наступает установившееся движение.
До перекладки руля судно движется прямолинейно, на него действуют две лежащие
в ДП и взаимно уравновешивающиеся силы: сопротивление движению и полезная тяга движителей. Как только руль выводится из нейтрального положения в ДП, на нем возникает гидродинамическая поперечная сила, под действием которой судно начинает дрейфовать в сторону, противо-
положную перекладке руля, и поворачиваться относительно вертикальной оси. Обтекание корпуса перестает быть симметрич-
ным, на нем, как на крыле предельно малого удлинения, также возникает поперечная сила, способствующая повороту судна в нужном направлении. Рост угловой скорости судна сопровождается ростом момента сопротивления вращению, в результате наступает установившееся движение, когда ЦТ судна движется по окружности постоянного диаметра Dc, называемого диаметром установившейся циркуляции. Последняя, наряду с Dc, характеризуется следующими элементами (рис. 6.5):
—	тактическим диаметром циркуляции: кратчайшим расстоянием между положениями ДП судна на прямом и обратном курсах От = (0,9 4- 1,2) Ос;
234
—	выдвигом — расстоянием, проходимым ЦТ судна в направлении прямого курса от момента начала перекладки руля до момента поворота на 90°:
/, = (0,6 -ь 1,2) Dc;
—	прямым смещением — расстоянием, на которое перемещается ЦТ Судна в направлении, нормальном к первоначальному прямолинейному курсу, при повороте ДП судна на 90°:
1г = (0,25 -г- 0,50) £)с;
—	обратным смещением — наибольшим расстоянием, на которое удаляется ЦТ судна в сторону, противоположную повороту:
/3 = (0 - 0,1) Dc.
Элементы циркуляции зависят от угла перекладки руля а. Приведенные выше пределы их изменения характерны для морских транспортных судов при максимальных углах а = 30—35°.
Все перечисленные характеристики имеют практическое значение: величину выдвига необходимо знать при отворачивании от берега или другого препятствия, прямое смещение нужно учитывать при расхождении судов, а тактически диаметр циркуляции— при маневрировании в узкостях.
Основным показателем поворотливости судна является диаметр установившейся циркуляции. Для судов с обычными рулями при а = 30—35° этот диаметр изменяется в пределах
£>е = (3 - 6) L.
Важной характеристикой циркуляции является и ее период— время, необходимое судну для полного поворота на 360°. Этот период зависит от скорости движения и от значения Dc и для транспортных судов составляет 3—5 мин.
Падение скорости и крен судна на циркуляции. Сопротивление движению судна на криволинейной траектории возрастает, а скорость при неизменной мощности механической установки падает. Теоретические и экспериментальные исследования показали, что уменьшение скорости в основном определяется отношением диаметра установившейся циркуляции к длине судна. С достаточной степенью точности найти скорость на циркуляции можно, используя формулу Г. В. Соболева:
где и0 — скорость судна на прямом курсе.
Движение на установившейся циркуляции сопровождается креном судна. Действительно, на него при этом действуют сле-
235
дующие силы (рис. 6.6): приложенная в ЦТ и направленная вдоль радиуса Rc наружу циркуляции центробежная сила инерции:
PK = D(v*/Rc),
(6-3)
а также гидродинамические реакции на корпусе Уи и на руле Yr. Последняя невелика, и ею можно пренебречь. Центр тяжести расположен выше точки приложения силы Ун, поэтому водоизмещающие суда обычно кренятся наружу циркуляции.
Наличие крена немедленно вающего момента, величина
Рис. 6.6. Крен на циркуляции
вызывает появление восстанавли-которого может быть найдена по метацентрической формуле остойчивости Мв = GhQ. Приводя моменты к точке приложения в общем случае неизвестной силы Ун, запишем
PH(zg-zH) = gDft0, (6.4> где zg, zH — аппликаты ЦТ судна и точки приложения Ун; h — метацентрическая высота.
Сопоставляя (6.3) и (6.4) и принимая zH=7’/2, запишем выражение для определения угла крена
(б-*)
Практическое использование формулы (6.5) затруднено тем, что в нее входит скорость г; на установившейся циркуляции, которая также подлежит определению. С учетом зависимости (6.2), а также того факта, что относительное падение скорости для судов различных типов отличается мало, получена следующая, удобная для оценки угла крена в градусах, формула
(6-6)
где Vo — скорость судна перед выходом на циркуляцию, м/с; L — его длина.
Вообще говоря, в процессе циркуляции угол крена изменяется, причем не только по величине, но и по знаку. Так, в маневренном периоде, когда руль уже отклонен, а сила на корпусе практически отсутствует, возникает небольшой крен на тот же борт, куда переложен руль. Затем крен меняет свой знак и достигает максимального значения в эволюционном периоде, когда скорость еще мало отличается от Vo, а радиус циркуля
ции уже мало отличается от Rc [см. (6.5)]. На основании натурных экспериментов найдено, что 6тах«2,26.
Обычно крен не велик, он редко превышает 1,5—2°. Однако для быстроходных водоизмещающих судов, обладающих к тому же пониженной начальной остойчивостью, этот крен может представлять опасность. Известны случаи опрокидывания судов от чрезмерного крена на циркуляции.
Пример 6.1. Для судна «Инженер» определим падение скорости и крен на циркуляции. Дополнительно известно t>o = 20 уз, DcfL = 4,3.
По (6.2) находим
^1 + 40/(Dc/L)!	д/1 + 40/4.32	’
т. е. скорость на циркуляции составляет v = O,68t>0.
Зная дополнительно (см. пример 2.1) ге = 10,8 м, h = 1,10 м, (по 6.5) рассчитаем угол крена
о2	т (0,514.13,5)2(10,8--^]
6 = ~ghRc “ т) 9,81 - 1,1 • 2,15 • 173	= 0,0726 рад = 4,2°-
Оценка той же величины по (6.6) дает
1,4^/ П К4 (0.514.20)2( 10,8--^)
6 = ZTT Ь - т) =---------------173TTI------— = 4,7° ’
Очевидно, что установившийся крен на циркуляции не представляет для «Инженера» сколь-ннбудь серьезной опасности с точки зрения снижения остойчивости.
6.4. Особенности управляемости судов с динамическим поддержанием (СДП)
Говоря об особенностях управляемости быстроходных судов с динамическим поддержанием, представляется правомерным разделить их на две группы. В первую из них войдут глиссирующие суда, СПК и скеговые СВП, т. е. все суда, которые имеют постоянный контакт с водой. Во вторую группу войдут амфибийные суда (СВПА) и экранопланы.
Как правило, суда первой группы, не отрывающиеся от поверхности воды, оборудуются гидродинамическими средствами Управления, чаще всего обычными рулями. При движении в режиме плавания управляемость этих СДП в принципе ничем не отличается от таковой водоизмещающих судов. Другое дело— расчетный режим движения, когда сила тяжести судна Уравновешивается гидродинамическими силами поддержания. Движение глиссирующего судна на установившейся циркуляции тоже сопровождается креном, однако его знак может быть Различным. При этом поперечная остойчивость определяется
236
237
действием гидродинамических сил, результирующая которых за счет дрейфа (подскальзывания) судна смещается от ДП на участок корпуса, расположенный с внешней стороны циркуляции. Если эта результирующая проходит выше ЦТ, то глиссер кренится внутрь циркуляции, и наоборот. Крен во внутреннюю сторону характеризует хорошую поперечную остойчивость, а крен наружу — плохую, поскольку при этом увеличивается сила дрейфа. Последняя вместе с центробежной создает пару сил, которая может привести к опрокидыванию судна.
При движении СПК на циркуляции угол его крена определяется близкой по структуре к (6.5) зависимостью:
е=^-(п2№)-	(6.7)
Знак коэффициента k в (6.7) определяется конструктивными особенностями крыльевого комплекса. Так, для СПК со стреловидными крыльями Л<0 (крен внутрь циркуляции), для других типов крыльев k>0. Значение этого коэффициента обычно определяется экспериментальным путем на самоходной модели.
В наибольшей степени проявляются связанные с управляемостью особенности у амфибийных судов. Кратко остановимся на таковых применительно к СВПА. Прежде всего следует отметить, что их рулевое устройство работает в воздухе, т. е. должно обеспечивать требуемую поворачивающую силу в среде с очень малой плотностью.
Для решения этой задачи используют воздушные винты, движители, тяга которых изменяется как по направлению, так и по величине. Первый вариант возможен, если воздушные винты установлены на поворотных пилонах, последний применим в том случае, если движители расположены побортно, симметрично относительно ДП.
Относительный диаметр циркуляции СВПА составляет 40— 60 длин, что на порядок выше, чем у водоизмещающих судов. Поворачивающая сила на высоко расположенном воздушном руле совместно с центробежной создает на циркуляции наружный крен, который для СВП может привести (и неоднократно приводил) к опрокидыванию. Поэтому СВПА часто оборудуют специальными средствами управления по крену, широко используемыми при маневрировании. Кроме того, как правило, при поворотах на 90° и более снижается скорость движения.
Как следует из изложенного, движение на циркуляции практически всех СДП сопряжено с определенным риском, т. е. при выполнении указанного маневра должны быть соблюдены все требования обеспечения безопасности плавания.
238
Контрольные вопросы
1.	Что называется управляемостью судна? Какие два качества ее определяют?
2.	Что собой представляет судовой руль? Почему углы его перекладки ограничены?
3.	Что такое циркуляция н какой ее элемент является основным показателем поворотливости судна?
4.	В какую сторону кренится на циркуляции водоизмещающее судно? Глиссирующий катер? СПК? СВП?
Глава 7
ПУТИ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ МОРЕХОДНЫХ КАЧЕСТВ СУДНА
7.1.	Общие положения
История судостроения — это одновременно и история постоянного повышения мореходных качеств судов. Сначала конструкторы при решении этих задач шли чисто эмпирическим путем, затем развитие теории корабля дало новые идеи, а вместе с ними и новый импульс в этом направлении.
Основные цели, преследуемые при совершенствовании мореходных качеств:
-— повышение безопасности мореплавания,
— улучшение обитаемости судна,
— повышение экономических показателей эксплуатации судна,
— снижение отрицательного влияния на окружающую среду, т. е. повышение экологичности.
Приоритеты целей в различные времена менялись, сегодня на первое место выходят вопросы экономики и экологии, которые тесно переплетены между собой.
Следует отметить, что мероприятия, направленные на улучшение какого-либо мореходного качества, как правило, оказывают положительное влияние и на некоторые другие. Так, например, успокоители качки (см. § 7.4) снижают ее амплитуды и тем самым улучшают обитаемость судна. Вместе с тем снижается опасность перемещения грузов и, следовательно, частично решаются проблемы остойчивости. Кроме того, несколько повышаются ходовые качества судна за счет снижения его сопротивления и более стабильной работы пропульсивного комплекса.
Установка парусного вооружения, основного или вспомогательного, улучшает экономические показатели судна, его обитаемость (уменьшаются шум, вибрации), снижает амплитуды
239
качки (известный «успокоительный» эффект парусов), способствует поддержанию экологической чистоты.
Многокорпусные суда обладают не только пониженным волновым сопротивлением (см. 7.2), но и высокой поперечной остойчивостью. Плавучесть, остойчивость и непотопляемость судов нормируются Правилами Регистра (см. гл. 1.2), и этими нормами руководствуются при проектировании. На некоторых
специализированных судах, перевозящих грузы на палубе (лесовозы, контейнеровозы), выше ватерлинии иногда делают раз-
вал бортов, что способствует повышению их остойчивости.
Рис. 7.1. Схема бортового буля
Пример подобного конструктивного решения приведен в гл. 8 (см. рис. 8.19).
Проблемы могут также возникнуть при модернизации или ремонте. Так, один из распространенных вариантов модернизации — удлинение судна — может приводить к тому,
что остойчивость станет недостаточной. Прием большого количества твердого балласта ведет
к снижению грузоподъемности судна и вряд ли может считаться прогрессивным решением.
В подобной ситуации иногда прибегают к установке бортовых булей (рис. 7.1), которые простираются на часть длины судна. Таким образом в ФРГ в 1980 г. были модернизированы три грузовых судна. До переоборудования их длина составляла 216 м, а ширина 32,3 м. Суда были удлинены на 14,8 м, и для повышения их остойчивости установили бортовые були, увеличившие ширину на 4 м. Общая длина этих булей составила 96 м. Их форма была выбрана после буксировочных испытаний различных вариантов моделей в опытовом бассейне. В результате скорость переоборудованного судна снизилась всего на 3,5 %, в то время как грузоподъемность возросла на 29 %.
Достаточно широко бортовые були используют на маломерных спортивных и прогулочных судах. В этом случае они позволяют не только увеличить остойчивость на стоянке и ходу, но также повышают запас плавучести и способствует обеспечению
непотопляемости.
Основное внимание, однако, уделяется совершенствованию ходовых качеств судна, умерению его качки, повышению управ
ляемости.
7.2.	Способы снижения сопротивления воды движению судна
Основные составляющие сопротивления — вязкостное и волновое— преобладают в общем балансе у водоизмещающих судов, поэтому наиболее перспективным является изыскание возможности уменьшения именно этих составляющих. Знание закономерностей формирования сопротивления позволяет наметить и пути его целенаправленного изменения.
Методы снижения вязкостного сопротивления. Вязкостное сопротивление — основная составляющая сопротивления воды для большинства транспортных судов. Соответственно наибольшие выгоды сулит уменьшение именно этой составляющей.
Современные суда относятся к категории хорошо обтекаемых тел — их сопротивление формы невелико и близко к своему нижнему пределу (при заданных значениях коэффициента общей полноты б). Следовательно, единственный путь существенного снижения вязкостного сопротивления может быть реализован только за счет его основной составляющей — сопротивления трения. Последняя определяется течением жидкости в пристеночной области (см. гл. 3), изменение характеристик которого и может привести к благоприятному эффекту. Здесь можно выделить два направления: а) ламинаризацию течения в пограничном слое; б) подачу в пристеночную область газа или жидкости с физическими свойствами, отличными от таковых у воды.
При ламинарном режиме обтекания коэффициент сопротивления трения (3.12) существенно ниже, чем при турбулентном [см. (3.15)]. Это различие при числах Рейнольдса, характерных для морских транспортных судов, теоретически может достигать одного-двух порядков. Следовательно, ламинаризация пограничного слоя может привести к существенному снижению сопротивления трения. Реальное использование этой идеи применительно к судам может быть осуществлено либо за счет создания демпфирующих покрытий, либо путем отсоса пограничного слоя.
Нанесенные на поверхность тела податливые покрытия в некоторых случаях снижают сопротивление трения в 1,5—2,0 раза вплоть до чисел Рейнольдса Re = 2-107. Однако сложность изготовления подобных покрытий, нестабильность их упругих характеристик и в определенной степени случайность достижения требуемого положительного эффекта не позволяют сегодня использовать этот метод снижения сопротивления.
Отсос пограничного слоя может быть распределенным (по всей поверхности тела) либо сосредоточенным через специальные щели, заданным образом расположенные по длине тела. В принципе, отсос позволяет обеспечить ламинарный режим течения в пограничном слое при любых числа Рейнольдса. При
241
этом может быть получен ощутимый эффект даже с учетом энергетических потерь на отсос жидкости. Теоретические оценки показывают, что при характерных для судов числах Re = 108-Ь 109, оптимальный распределенный отсос может снизить сопротивление трения в шесть-семь раз. Сегодня, однако, эта идея не находит практической реализации; она наталкивается на непреодолимые пока препятствия конструктивного (сложность создания эффективной системы отсоса) и технологического свойства (слишком жесткие требования к состоянию поверхности, которая должна быть очень гладкой).
Идея использования «воздушной смазки» — создания тонкой газовой прослойки между поверхностью тела и окружающей жидкостью — достаточно стара.
Экспериментальные исследования показали, что реализация этой идеи на практике . возможна лишь на плоских участках днища. Сегодня воздушная смазка находит ограниченное применение только на судах внутреннего плавания. Так, на барже водоизмещением D = 3270 т в рабочем диапазоне скоростей движения (v = 12 4- 18 км/ч) был получен выигрыш в сопротивлении около 25%.
На морских транспортных судах воздушная смазка применения пока не находит. Это объясняется, во-первых, гораздо меньшей, чем у судов внутреннего плавания, долей смоченной поверхности, приходящейся на плоский участок днища, а во-вторых,— дестабилизирующим влиянием качки.
В последнее время искусственная газовая кавитация используется на малых быстроходных судах. Тонкая газовая или воздушная прослойка создается на плоских горизонтальных либо близких к таковым участках днища. При этом сопротивление движению глиссирующего катера снижается на 30—35%.
Изменения физических свойств жидкости в пристеночной области можно достичь и другим путем — за счет введения высокомолекулярных соединений — полимеров. Незначительная их добавка в воду приводит к существенному, в два-три раза, снижению поверхностного трения. Концентрация полимеров настолько мала (10-4—10-6), что объяснить получаемый эффект изменением плотности или вязкости невозможно. Дело в том, что полимеры придают воде новые качества, переводят ее в разряд аномальных (неньютоновских) жидкостей. При этом резко уменьшается поперечная составляющая пульсационной скорости и, как следствие, турбулентнего обмена в пограничном слое, снижаются энергетические потери и их эквивалент — сопротивление трения. Соответственно эффект от добавки полимеров имеет место только при турбулентном режиме обтекания тела.
Практическая реализация этого способа возможна лишь путем введения полимеров в пристеночную область через щели
242
либо перфорированную поверхность, а также за счет покрытия тела растворимыми обмазками. В обоих случаях эффективность снижается — уменьшение сопротивления составляет не более (15—50)%. Это обстоятельство, высокая стоимость полимеров и недостаточно изученные экологические последствия их использования объясняют тот факт,что данный способ снижения вязкостного сопротивления пока не находит применения.
Методы снижения волнового сопротивления. Волновое сопротивление начинает играть заметную роль у среднескоростных и быстроходных водоизмещающих судов при числах Фруда Fr Zjs 0,25, в этом диапазоне относительных скоростей и рационально уменьшать волнообразование, сопровождающее движение судна. Существует два основных пути снижения волнового сопротивления (см. гл. 3): использование благоприятной интерференции и погружение корпуса под свободную поверхность.
Первая идея находит воплощение в носовых бульбах. Волновая система, создаваемая бульбом, взаимодействуя с волновой системой корпуса, уменьшает интенсивность последней, а следовательно, приводит к снижению волнового сопротивления.
Другой вариант использования интерферирующих элементов— создание многокорпусных судов, среди которых наибольшее распространение получили двухкорпусные — катамараны. Рациональный выбор формы корпусов и поперечного клиренса— расстояния между ними — позволяет существенно уменьшать волновое сопротивление в расчетном режиме движения. Значительный эффект достигается и у тримарана — трехкорпусного судна: в достаточно широком диапазоне относительных скоростей волновое сопротивление может быть снижено в пять раз и более.
При одинаковом водоизмещении площадь смоченной поверхности у катамарана, тримарана и так далее всегда больше, чем у однокорпусного судна, т. е. соответственно больше и вязкостное сопротивление. Поэтому многокорпусные суда становятся эффективными с точки зрения энергозатрат на движение только при достаточно высоких относительных скоростях, когда волновое сопротивление преобладает.
Переход к подводному плаванию даже при относительной близости к свободной поверхности (см. 3.21) приводит к существенному снижению волнового сопротивления. Кроме того, подводное судно практически не реагирует на морское волнение — не испытывает качки, также не увеличивается и сопротивление в штормовых условиях. По некоторым оценкам, при одинаковых водоизмещении и мощности энергетической установки скорость подводного танкера при его заглублении всего на треть длины будет на 20—30 % больше, чем у надводного. Однако многочисленные проекты подводных транспортных
16*
243
судов до сих пор не реализованы. Одни из главных тому причин — значительное ухудшение условий обитаемости судна, чисто психологические аспекты подводного плавания.
Объединение двух способов снижения волнового сопротивления нашло свое воплощение в идее полупогруженных судов или, как их еще называют, судов с малой площадью ватерлинии (СМПВ). Примером может служить трисек (рис. 7.2), два подводных водоизмещающих сигарообразных корпуса которого вертикальными хорошо обтекаемыми стойками соединены с корпусом, расположенным выше поверхности воды.
Благоприятная интерференция волновых систем отдельных корпусов и их заглубление приводят к тому, что на расчетной скорости движения волнообразование, а следовательно, и волновое сопротивление практически отсутствуют. При числах Фруда в диапазоне 0,5<Fr<l,0 за счет этого снижается и полное сопротивление, несмотря на некоторое увеличение площади смоченной поверхности. Если размеры стоек превышают высоту волн, СМПВ практически не подвержен продольной качке, соответственно отсутствует и дополнительное сопротивление при движении в штормовых условиях.
Однако СМПВ не лишены и недостатков: это сравнительно большая осадка, уменьшенная поперечная и особенно продольная остойчивость за счет малой площади ВЛ. При движении на корпусах возникают вертикальные усилия, которые необходимо компенсировать за счет установки несущих элементов.
В мировом флоте уже имеется некоторое количество СМПВ различного назначения, опыт их эксплуатации определит дальнейшую судьбу судов этого типа.
7.3.	Методы повышения эффективности гребиых винтов
Работа гребного винта сопровождается потерями мощности, во-первых, в самом преобразователе энергии — движителе, во-вторых,— при его взаимодействии с корпусом судна.
Выше (см. гл. 4) было показано, что КПД гребного винта отличается от единицы вследствие потерь на создание вызван-
244
пых осевых и окружных скоростей, концевых и профильных потерь. За исключением последних, все остальные потери — индуктивные и зависят от коэффициента нагрузки по упору, увеличиваясь с его ростом.
Идеальный движитель имеет единственные потери энергии — на создание вызванных осевых скоростей. Снижение этих потерь до н^ля невозможно в принципе — это противоречило бы идее создания упора гребным винтом как гидрореактивным движителем. Остальные индуктивные потери на создание вызванных окружных скоростей и концевые теоретически могут быть сведены к нулю, хотя достичь этого на практике не удается.
Профильные или конструктивные потери имеют вязкостную природу. На сегодняшний день конструкция и технология изготовления гребных винтов таковы, что достичь заметного эффекта за счет дальнейшего совершенствования формы профиля сечения, уменьшения толщины лопасти и диаметра ступицы, улучшения качества поверхности лопастей практически не удается — все эти возможности уже исчерпаны. Таким образом, профильные потери у современных гребных винтов близки к своему нижнему пределу.
Мероприятия, предотвращающие кавитацию, в явном виде не влияют на эффективность работы гребного винта. Самым радикальным способом достижения той же цели — отдаления кавитации— является увеличение дискового отношения, что, однако, влечет за собой снижение КПД винта. Таким образом, устранение кавитации можно рассматривать в качестве одного из способов повышения, пусть не прямого, а косвенного, КПД. гребного винта.
Определенные резервы скрыты и в улучшении взаимодействия винта с корпусом судна. Во-первых, речь может идти о более полной утилизации энергии попутного потока и соответствующего повышения пропульсивного коэффициента. Во-вторых, уменьшение неравномерности поля скоростей благоприятно сказывается на прочностных и кавитационных характеристиках гребного винта, снижает периодические составляющие упора и момента.
За последние 20 лет достигнуто снижение расхода топлива более чем на 20%, в основном благодаря успехам судовой гидромеханики. В первую очередь это объясняется широким использованием бульбовой носовой оконечности, затем следует назвать способы повышения эффективности комплекса гребной винт — корпус судна. Все эти способы можно условно разделить на две группы: снижающие потери энергии гребного винта и улучшающие характеристики его взаимодействия с корпусом. Наиболее перспективными средствами первой группы являются: направляющие насадки,соосные винты, малооборотные винты
245
повышенного диаметра, гребные винты с нагруженными концевыми сечениями лопасти (ГВ с НКСЛ) и с осевой турбинкой на обтекателе ступицы (ГВ с ОТНОС). Взаимодействие улучшается за счет использования гребных винтов с большой откидкой лопастей, предвинтовых направляющих насадок, специальной профилировки кормовой оконечности, а также путем активного воздействия на поле скоростей в диске гребного винта.
Снижение потерь на создание вызванных осевых скоростей.
Одним из эффективных способов снижения этих потерь следует назвать установку направляющих насадок (НН). Они представ-
Рис. 7.3. Направляющая насадка
ров его элементов:
ляют собой кольцевые тела, образованные крыльевым профилем, с минимальным зазором охватывающие лопасти гребного винта. Наибольшее распространение получили осесимметричные НН, соосные с гребным винтом.
Площадь входного сечения такой насадки (рис. 7.3) больше площади выходного, поэтому эти насадки еще называют ускоряющими. На элементе насадки, как на крыле, обтекаемом потоком с углом атаки а, возникают подъемная сила АУ и сила профильного сопротивления АХ. Результирующая этих сил отклонения в сторону движения судна и создает элементарную силу упора АГн. Проинтегрировав эти
-силы по всей окружности, получим упор насадки Тп, который увеличивается с ростом коэффициента нагрузки по упору Ста-
Упор Тк комплекса гребной винт — НН складывается из упо-
Гк — Тв + Тн
(7-1)
Более высокая, по сравнению с изолированным винтом, эффективность комплекса объясняется как увеличением скорости протекания жидкости через диск гребного винта, так и созданием упора направляющей насадкой. Оба эти фактора снижают велиичну Ста винта в НН и увеличивают его КПД. Дополнительный эффект достигается за счет резкого снижения концевых потерь — зазоры между телом НН и лопастями винта настолько малы, что практически устраняют перетекание жидкости с нагнетающей поверхности на засасывающую.
НН дает положительный эффект только при достаточно высоких значениях Ста > 1,0. Особенно показано ее применение
246
для тяжелонагруженных винтов, когда на ходовых режимах: упор повышается на (20—30)%, а на швартовных до (40—50)%.
В последнее время на крупнотоннажных судах используют и неосесимметричные насадки — их профиль в каждом меридиональном сечении различен. Наряду с описанным выше эффектом, эти насадки способствуют направленному выравниванию поля скоростей в диске винта, что снижает нагрузки, вызывающие изгибные колебания валопровода. По некоторым оценкам, применение неосесимметричных насадок на крупных танкерах в грузу повышает КПД на 6—9%, хотя в балласте может давать и отрицательный эффект (малые СГл).
Второй путь снижения потерь на вызванные осевые скорости— использование гребных винтов большого диаметра. Увеличение последнего приводит к росту КПД вследствие снижения коэффициента нагрузки СТА (см. гл. 4). При этом несколько уменьшается коэффициент попутного потока, а вместе с ним и коэффициент влияния корпуса, однако общий эффект всегда положительный — пропульсивный коэффициент в целом возрастает. Оценки для судна водоизмещением D = 50 тыс. т показали, что увеличение диаметра гребного винта с 6,3 до 8,6 м приводит к росту КПД винта на 26%. снижению коэффициента влияния корпуса на 11% и увеличению пропульсивного коэффициента на 12 %.
Существенное повышение диаметра винта чаще всего должно сопровождаться соответствующим изменением формы кормовой оконечности: приданием ей полутуннельных образований, препятствующих прорыву воздуха к гребному винту. Увеличение диаметра оптимального гребного винта ведет к снижению частоты вращения; так, в рассматриваемом примере она уменьшилась со 122 до 65 об/мин. В свою очередь это приводит к росту крутящего момента и соответствующему увеличению размеров и массы гребного вала.
Дополнительные проблемы: возможное повышение виброактивности гребного винта, сложность обеспечения его погружения при ходе в балласте.
Снижение потерь на создание вызванных окружных скоростей. Все способы повышения окружного КПД гребного винта сводятся к утилизации энергии закрученного потока. В этом плане достаточно давно известны и используются контрвинты (контрпропеллеры) — неподвижные конструкции, располагаемые перед винтом либо за ним. В первом случае контрвинт выполняет функции направляющего аппарата, во втором — спрямляющего. В обоих случаях — это несколько (две-четыре) профилированных, обтекаемых потоком с углом атаки неподвижных лопастей, на которых создается дополнительный упор. Контрвинт может увеличивать КПД тяжелонагруженного гребного винта на 10—15%, но только в расчетном режиме. На
247'
.других режимах эффективность конструкции снижается и может стать отрицательной. Это обстоятельство, а также некоторое ухудшение маневренности и уменьшение КПД гребного винта на заднем ходу существенно ограничивает применение контрпропеллеров.
В середине 60-х гг. западногерманский ученый Грим предложил использовать вращающийся контрпропеллер, установленный за гребным винтом. Эта конструкция, известная под названием направляющего лопастного колеса (НЛК) или просто колеса Грима, получила достаточно широкое распространение. Лопасти свободно вращающегося НЛК спрофилированы таким образом, что колесо работает как гидротурбина на внутренних радиусах (т. е. в закрученной струе гребного винта) и как обычный винт на наружных. НЛК не ухудшает маневренности, улучшает кавитационные и вибрационные характеристики гребного винта и в широком диапазоне скоростей увеличивает его КПД на (7—10) %-
В наибольшей степени утилизация энергии закрученного потока достигается в установке, содержащей два соосных гребных винта противоположного вращения. Дополнительные преимущества: возможность обеспечения большого дискового отношения 2(Ле/До) при умеренной ширине лопасти, более полная утилизация энергии попутного потока (более высокий коэффициент влияния корпуса) и меньший, чем у эквивалентного одиночного винта, оптимальный диаметр.
Пропульсивный коэффициент соосного комплекса превышает таковой у одиночного винта на (15—20)%, причем большие значения относятся к слабонагруженным винтам. При Ста > > 3,0 направляющая насадка более эффективна, чем соосные винты. Соосные винты из-за сложности конструкции применялись только на торпедах. Первыми стали использовать такие движители на транспортных судах японские судостроители. Еще в конце 80-х годов соосными гребными винтами они оборудовали два судна — дедвейтом 37 тыс. т. и 6 тыс. т. В 1993 г, фирма «Мицубиси» построила танкер дедвейтом 258 тыс. т., на котором установлен 5-лопастной передний винт диаметром 9,9 м с частотой вращения 50,4 об/мин и 3-лопастной задний диаметром 8,8 м (84 об/мин). Расход топлива сократился на 15-20%.
Для обеспечения высоких (vs 25 уз) скоростей движения крупнотоннажных транспортных судов необходима большая мощность механической установки. В ряде случаев она не может быть эффективно переработана одним гребным винтом, установка двух винтов по традиционной схеме сопровождается снижением эффективности.
В связи с этим возникла идея создания двухвальных установок, диски винтов которых перекрывают друг друга. При этом возможны две модификации: когда винты расположены в одной плоскости и когда они сдвинуты в осевом направлении.
248
В обоих вариантах расстояние между осями винтов меньше их диаметра, они приближены к ДП, что способствует повышению коэффициента влияния корпуса. Кроме того, в той части, где диски винтов перекрывают друг друга, снижаются потери на закручивание потока. Если винты располагаются в одной плоскости, необходима синхронизация их вращения, установка теряет преимущества двухвальной с точки зрения живучести и
маневренности.
Второй вариант лишен этих недостатков (рис. 7.4), его необходимо рассматривать как единый комплекс гребные вин-
ты— кормовая оконечность. При рациональном выборе формы последней и оптимальном взаимном расположении винтов пропульсивный коэффициент комплекса может на (5—8) % превышать таковой у эквивалентного по упору одиночного винта и быть на (20—25) % больше, чем у традиционной двухвальной установки. Недостаточная изученность всех аспектов (виброактивность, кавитационная стой-
Рис. 7.4. Перекрывающиеся гребные вннты
кость перекрывающихся гребных
винтов — причина, по которой сегодня они не находят применения.
Способы предотвращения кавитации гребного винта. Прежде
всего следует назвать винты тандем — расположенные друг за другом на одном гребном валу. Как правило, это два винта,: но известна конструкция и с тремя винтами. КПД винтов тандем всегда ниже, чем КПД эквивалентного одиночного винта,.
однако возможность существенного увеличения дискового отношения (в два раза и более) оправдывает применение этих винтов в отдельных случаях, когда все средства отдаления кавитации уже исчерпаны.
Предотвращению кавитации может теоретически способствовать и установка замедляющей направляющей насадки. В этом случае скорость протекания жидкости через диск гребного винта снижается, уменьшается и КПД комплекса по сравнению с КПД одиночного винта, однако с этим приходится мириться, чтобы избежать вредных последствий кавитации.
Снижение концевых потерь. Все типы направляющих насадок предотвращают перетекание жидкости у края лопасти — это их дополнительный положительный эффект. Однако существуют конструкции, где эта цель — уменьшение концевых потерь— является основной. К ним относятся гребные винты с нагруженными концевыми сечениями лопасти (гребные винты без
249
Рис. 7.5. Гребной винт с БОЛ
Рис. 7.6. Предвинтовая направляющая насадка
концевых вихрей). Края лопастей таких винтов снабжены концевыми шайбами специальной профилировки либо просто отогнуты на 90°. Устранение концевых потерь и одновременное уширение рабочих периферийных сечений лопасти приводит к повышению КПД винта. Улучшаются и кавитационные характеристики такого винта, снижается его виброактивность.
В последнее время находит применение еще один способ повышения эффективности гребного винта. В центре осевого вихря, генерируемого работающим гребным винтом, на обтекателе ступицы устанавливаются специально спрофилированные лопасти, играющие роль турбины, предназначенной для утилизации энергии этого вихря. Данная конструкция — осевая турбинка на обтекателе ступицы (ОТНОС) повышает КПД гребного винта на 2—4 %.
Улучшение характеристик взаимодействия гребного винта и корпуса. Здесь можно наметить два основных пути: приспособление гребного винта к заданному полю скоростей и направленное изменение характеристик потока в диске гребного винта.
Первый путь реализуется при проектировании гребного винта, приспособленного к попутному потоку. Недостатки — учитывается только осевая неравномерность поля скоростей, да и то осредненная по окружности заданного радиуса.
Хорошие результаты получают при использовании гребных винтов с большой откидной лопастью (ГВ с БОЛ) (рис. 7.5). Такая форма контура практически не изменяет ГДХ гребного винта, однако при работе в неравномерном поле скоростей существенно снижает амплитуды гидродинамических давлений и уровень вибрации кормовой оконечности.
Направленное изменение поля скоростей в диске гребного винта может осуществляться пассивными (без подвода энергии) и активными средствами.
Один из вариантов—асимметричная кормовая оконечность (АКО), закручивающая поток в сторону, противоположную вращению гребного винта. В результате повышается пропульсивный коэффициент, снижается
боковая сила, уводящая судно с курса. Опыт эксплуатации-судов с АКО подтверждает их высокие экономические показатели.
В последние годы на судах транспортного флота все шире применяются предвинтовые направляющие насадки (ПВНН). Они располагаются в кормовой оконечности судна, составляя-с ним единое целое (рис. 7.6).
Конструкции ПВНН весьма разнообразны: их диаметр может быть и большим и меньшим, чем у гребного винта; они могут быть соосными с винтом и сдвинутыми вверх относительно его оси. Иногда в насадках устанавливается спрямляющий аппарат типа контрвинта. ПВНН увеличивают пропульсивный коэффициент, снижают кавитацию и виброактивность гребного винта, и все это без ухудшения маневренности судна и его реверсивных характеристик.
Ограниченное применение находят направляющие конструкции крыльевого типа, располагаемые на корпусе или кронштейнах гребного винта.
Активное выравнивание поля скоростей может осуществляться с помощью вспомогательных водометных движителей либо винтов малого диаметра, располагаемых перед основным-гребным винтом. На сегодняшний день эти способы еще не находят применения в силу относительной конструктивной сложности и недостаточной изученности.
7.4.	Способы умерения качки
Умерение качки означает снижение ее амплитуды и увеличение периода собственных колебаний. На стадии проектирования судна можно в определенной степени воздействовать на обе эти характеристики. Так, за счет рационального выбора формы и соотношения главных размерений можно влиять на величину метацентрического радиуса, а через него и на метацентрическую высоту; эти же факторы воздействуют и на коэффициент демпфирования качки, т. е. на ее амплитуду (см. гл. 5).
В процессе эксплуатации судна можно изменять период собственных колебаний путем распределения нагрузки по высоте; изменение положения центра тяжести судна влечет за собой изменение метацентрической высоты, а следовательно и периода качки. Сказывается, хотя в значительно меньшей степени, и распределение нагрузки по длине и ширине судна за счет изменения моментов инерции массы относительно продольной и поперечной осей.
Эффективным способом умерения качки является выбор такого сочетания скорости и курса судна, когда кажущийся
251
период встречи с волной лежит вне зоны, опасной с точки зрения возникновения резонанса (гл. 5).
Для умерения качки служат и специальные устройства — успокоители качки. Последние по принципу действия подразделяются на гравитационные, гидродинамические и гироскопические. Гравитационные успокоители создают стабилизирующий момент за счет силы тяжести перемещающего груза (как правило, воды). В гидродинамических успокоителях момент обеспечивается за счет реакции забортной воды на рабочих элементах успокоителя. И те и другие успокоители могут быть активными, снабженными системами автоматического регулиро-
Рис. 7.7. Скуловые Рис. 7.8. Создание стабили- Рис. 7.9. Пассивная ус-кили	зируюшего момента иа бор- покоительная цистерна
товых рулях
вания и силовыми приводами, и пассивными — функционирующими без указанных систем и не требующие для своей работы затрат энергии.
В настоящее время используются только успокоители бортовой качки. Создание подобных устройств для умерения килевой и вертикальной качки наталкивается на непреодолимые сегодня прболемы, однако работы в этом направлении не прекращаются.
Основным критерием эффективности успокоителей качки является кратность умерения качки судна: отношение амплитуд качки без успокоителя и с ним.
Скуловые кили. Наибольшее распространение получили пассивные успокоители качки, называемые скуловыми (бортовыми) килями (рис. 7.7). Они представляют собой пластины предельно малого удлинения, устанавливаемые с обоих бортов в районе скулы по нормали к обшивке судна. Их длина может составлять (30—50) % длины, высота (3—5) % ширины судна, а площадь — (3—6) % площади ватерлинии. Кили создают дополнительное демпфирование бортовой качки, поэтому (см. гл. 5) их влияние особенно проявляется в зоне резонанса, где кратность умерения качки может достигать двух. На нерегу
252
лярном волнении эффективность скуловых килей несколько снижается.
Установка килей приводит к увеличению сопротивления движению и, соответственно, уменьшению скорости на тихой воде на (2—3)%.
Бортовые управляемые рули — активные успокоители качки, эффективность которых весьма велика: они обеспечивают трехкратное уверение качки. Эти рули также устанавливают в районе скулы и представляют собой управляемые крылья малого удлинения. Стабилизирующий момент создается за счет подъемных сил разного знака (рис. 7.8), которые обеспечиваются синхронной перекладкой рулей на один и тот же угол, но в противоположные стороны по правому и левому бортам.
Обычно при ходе на спокойной воде бортовые рули убираются в специальные ниши; они не оказывают отрицательного влияния на сопротивление. Основной недостаток в том, что эти рули становятся эффективными только по достижении судном определенной скорости vs > 12—15 уз, так как гидродинамическая подъемная сила, возникающая на крыльях, пропорциональна квадрату скорости.
Успокоительные цистерны. Они относятся к успокоителям качки гравитационного типа и могут быть как пассивными, так и активными. И те и другие представляют собой не доверху заполненные симметричные относительно ДП бортовые цистерны, соединенные между собой каналами, воздушным и водяным (рис. 7.9). Отличие в том, что у активных успокоителей в одном из каналов устанавливается нагнетатель, принудительно регулирующий уровень воды в цистернах. В пассивных цистернах вода перетекает только под действием силы тяжести при наклонениях судна. Такая цистерна представляет собой колебательную систему (гидравлический маятник), обладающую собственным периодом свободных колебаний. Обеспечивая равенство этого периода периоду собственных колебаний судна, создают резонансный режим, при котором колебания воды в цистернах сдвинуты по фазе на 90° относительно бортовой качки. Последняя, в свою очередь, на такой же угол отстает от колебаний свободной поверхности воды (см. гл. 5), в результате стабилизирующий момент, создаваемый цистернами, находится в противофазе с моментом возмущающим (суммарный сдвиг фаз—180°), что способствует существенному снижению резонансных амплитуд.
Однако эффективность пассивных цистерн уменьшается по мере удаления от области резонанса. При некоторых значениях частот вынужденных колебаний судна благоприятное соотношение фаз нарушается и амплитуды качки могут даже возрасти. Активные успокоительные цистерны снабжают специальными устройствами (воздуходувкой — в воздушном ка
253
нале), позволяющими регулировать уровень воды по разным бортам, всегда обеспечивая приложение стабилизирующего момента в противофазе к возмущающему.
Общие недостатки пассивных и активных успокоительных цистерн — значительный объем и масса, что снижает соответствующие показатели судна — грузовместимость и грузоподъемность.
Гироскопические успокоители качки в настоящее время используют преимущественно для местной стабилизации — отдельных постов, рубок, приборов.
7.5.	Вспомогательные средства управления судном
Эффективность судовых рулей, обеспечивающих достаточную поворотливость судну в расчетном режиме движения, катастрофически ухудшается при уменьшении скорости, квадрату которой пропорциональна создаваемая ими поперечная сила. В результате на малых скоростях судно может оказаться практически неуправляемым. Поэтому дополнительно к главным на многих судах устанавливают вспомогательные средства управления (ВСУ), оборудованные собственными двигателями и потому называемые еще и средствами активного управления (САУ). Как правило, ВСУ предназначены для обеспечения управляемости судна на предельно малых ходах и без хода. ВСУ принято подразделять на подруливающие устройства (ПУ) и вспомогательные движительно-рулевые устройства (ВДРУ).
Отличительной особенностью первых является то, что ПУ представляет собой проходящий от борта к борту канал, в котором устанавливается движитель, чаще всего ВФШ или ВРШ (рис. 7.10). Засасывая забортную воду и выбрасывая ее в поперечном направлении, подруливающее устройство создает нормальную к ДП судна силу. Два ПУ, установленные в оконечностях судна, обеспечивают ему движение лагом, поворот на месте.
Вспомогательные движительно-рулевые устройства могут состоять из поворотных винтовых колонок, активных рулей,, крыльчатых движителей. О последних шел разговор в гл. 4; в качестве ВДРУ они могут использоваться благодаря возможности изменения направления создаваемой ими силы упора.
Поворотные винтовые колонки (ПВК) также позволяют разворачивать упор на 360°. Используемые в качестве ВСУ ПВК выполняются обычно откидывающимися или выдвижными, что позволяет убирать их внутрь корпуса, когда надобность в них отпадает (рис. 7.11). Их применяют на судах, которые должны иметь хорошую управляемость на предельно малых ходах: рыбоперерабатывающих базах, океанографиче
254
ских и научно-исследовательских судах, плавучих буровых установках и др.
Разновидностью ПВК является активный руль (рис. 7.12), в перо которого встроена грушевидная гондола с приводом вспомогательного гребного винта. Последний часто помещается в направляющую насадку для увеличения упора на малых скоростях. Мощность электропривода вспомогательного винта
Рис. 7.10. Схема подруливающего устройства
Рис. 7.11. Схема поворотной винтовой колонки
Рис. 7.12. Активный руль
•обычно не превышает 10 % мощности главного двигателя, а диаметр этого винта составляет 20—25 % диаметра основного. Активный руль обеспечивает судну малый ход без работы главных двигателей, а возможность его перекладки на углы до <х = 90° придает судну высокие маневренные качества. В последнее время активный руль не находит широкого применения.
На некоторых судах и плавучих сооружениях, которые необходимо с высокой точностью удерживать на заданном месте (например, плавучая буровая установка), может одновременно использоваться несколько ВСУ, в том числе и различных типов.
Для обычных транспортных судов управляемость на малых скоростях также имеет большое значение при движении в узкостях, гаванях, районах с большим скоплением судов. В связи с этим средства активного управления в последнее время распространяются все шире — большинство вновь строящихся судов водоизмещением D = 4000—5000 т и выше снабжаются ВСУ.
Контрольные вопросы
1.	Какие основные цели преследуются при повышении мореходных качеств судов?
2.	Какие существуют способы снижения вязкостного сопротивления? Волнового?
3.	Что собой представляют направляющие .насадки н каково их назначение?
255
4.	Какие известны способы снижения потерь энергии на закрутку потока за винтом?
5.	Какие способы повышения пропульсивных качеств находят применение иа современных судах?
6.	Какие типы успокоителей бортовой качки используются иа морских судах?
7.	Что собой представляют вспомогательные средства управления судном и для чего они предназначены?
Глава 8
ПРОЧНОСТЬ КОРПУСА СУДНА И ЕГО КОНСТРУКЦИЯ
8.1.	Общие положения
Ранее корпус судна мы считали абсолютно жестким, неде-формируемым телом. В теории корабля нас интересовала только внешняя форма обводов корпуса, соответственно изучалось влияние этой формы на отдельные мореходные качества.
В строительной механике корпус плавающего судна рассматривается как тонкостенная балка переменного по длине коробчатого сечения. Под действием совокупности внешних и внутренних сил различной природы эта балка деформируется, в ее элементах возникают нормальные и касательные напряжения, следовательно, она должна обладать достаточной прочностью.
Прочность можно определить как способность корпуса воспринимать, не разрушаясь, нагрузки, возникающие в процессе эксплуатации судна.
Корпус должен обладать и достаточной жесткостью, т. е. его деформации должны быть относительно невелики и не оказывать влияния на мореходные качества судна. Обеспечение прочности и жесткости корпуса при наименьшей затрате материала—одна из основных задач, решаемых при строительстве судна.
Строительная механика корабля — наука о прочности судна— занимается изучением следующих трех проблем:
1)	определение внешних сил, действующих на корпус в целом и на отдельные его конструкции в наиболее неблагоприятных условиях эксплуатации;
2)	определение внутренних сил — напряжений и деформаций, возникающих в связях корпуса под действием заданной системы внешних нагрузок;
3)	сопоставление действующих напряжений с допускаемыми и назначение обоснованного запаса прочности.
256
Внешние силы, действующие на корпус, можно подразделить на две категории: возникающие при плавании на тихой воде и дополнительные, вызванные волнением моря и качкой судна.
Определение усилий на тихой воде не представляет принципиальных трудностей и может быть выполнено с приемлемой точностью. Иначе обстоит дело с усилиями, возникающими при движении судна на волнении, — эта весьма сложная задача до сегодняшнего дня не нашла еще своего полного разрешения.
По физической природе внешние нагрузки можно классифицировать следующим образом: силы тяжести; гидростатические силы; гидродинамические силы; силы инерции. Под действием этих сил корпус испытывает сложное деформационное состояние. Его изучение существенно облегчается, если ввести подразделение на более простые деформации: от общего изгиба в продольной и поперечной плоскостях; под действием локальных, местных, нагрузок. Соответственно в строительной механике корабля принято рассматривать общую и местную прочность.
Длина судна, как правило, существенно превышает его ширину. Поэтому для большинства современных судов обеспечение продольной общей прочности обычно означает и автоматическое обеспечение прочности поперечной. Исключение составляют некоторые специальные суда, у которых длина и ширина корпуса имеют один порядок: многокорпусные суда (катамараны, суда с малой площадью ватерлинии и др.), а также суда на воздушной подушке, особенно амфибийные.
8.2.	Общая прочность корпуса
В силу изложенного далее в основном будем рассматривать общую продольную прочность судна. При этом в расчет станем принимать только вертикальные силы, сопротивлением судна и упором движителей будем пренебрегать, поскольку их вклад в напряженное состояние корпуса весьма мал. Последнее обстоятельство убедительно иллюстрирует пример 8.1.
Пример 8.1. Для судна «Инженер» оценим роль горизонтальных сил в общем изгибе на тихой воде. Ранее имели при vs = 21,1 уз Т = 1410 кН.
Примем, что плечо сил упора Т и сопротивления R составляет 20 % осадки I — 0,2-9,5 = 1,9 м.
Тогда момент от этих сил Мг — 1410-1,9 — 2,68-103 кНм. Момент от вертикальных сил тяжести и поддержания можно оценить по (8.4) с использованием рис. 8.3, откуда для 6 = 0,619 снимаем = 0,0174:
МТВ = КТВ - gDL = 0,0174.9,81 • 29,400 • 173 = 868 • 103 кНм.
Следовательно, Мг/Мгв = 3,1-10-3, т. е. моментом от горизонтальных сил (Т и R) можно пренебречь без всякого ущерба для точности расчетов-
257
Аналогичная картина имеет место и для других водоизме-щающих судов.
Для удобства изучения все силы, действующие на корпус судна, поделим на две категории: возникающие при плавании судна на тихой воде и волновые. К последним отнесем как гидростатические силы, своим появлением обязанные изменению формы свободной поверхности воды, так и гидродинамические, обусловленные орбитальным движением частиц окружающей жидкости. Сюда же причислим и инерционные силы, вызываемые продольной качкой судна.
Рис. 8.1. Условное судно с перемещающимися по вертикали отсеками
Корпус судна — свободно плавающая балка. Под действием вертикальных сил всех типов в его поперечных сечениях будут возникать изгибающие моменты и перерезывающие силы, знание которых необходимо для определения действующих от общего изгиба нормальных и касательных напряжений.
Силы, вызывающие общий изгиб корпуса на тихой воде. Как следует из курса статики, равнодействующие сил тяжести судна и гидростатических сил поддержания равны между собой и располагаются по одной вертикали. При заданной посадке судна распределение архимедовых сил неизменно, в то время как точки приложения сил тяжести могут изменяться в довольно широких пределах. В результате на отдельных участках корпуса судна силы тяжести и силы поддержания в общем случае не равны друг другу. Поставим мысленный эксперимент: предположим, что судно разделено на ряд отсеков, способных перемещаться друг относительно друга по вертикали. В силу того, что одни из них нагружены больше, а другие меньше, каждый отсек будет иметь собственную осадку (рис. 8.1).
Возвращаясь к реальному монолитному судну, констатируем, что неуравновешенная разность между локальными силами тяжести и силами поддержания создает нагрузку, действующую на корпус и вызывающую его общий изгиб в продольной плоскости.
Для определения перерезывающих сил и изгибающего момента на тихой воде поступают следующим образом. Строят кривые сил тяжести и сил поддержания и определяют интенсивность нагрузки — разность между первыми двумя кривыми.
258
Проще всего найти кривую сил поддержания, умножив; ординаты строевой по шлангоутам ш(х) на удельный вес воды у. Если дифферент судна отличен от нуля, то для построения строевой по шпангоутам необходимо использовать масштаб Бонжана.
Для расчета кривой сил тяжести длину судна разбивают на большое чиоло равных участков (обычно на 20, соответствующих теоретическим шпациям). На каждом участке суммируют все составляющие нагрузки (корпус, оборудование, груз и т. д.), а затем делят на длину участка, получая погонную силу тяжести. Считая, что в пределах каждого участка нагрузка распределена равномерно, получают ступенчатую кривую сил тяжести. Очевидно, что для судна, находящегося в равновесии,, площади кривых сил тяжести и сил поддержания должны быть равны, а центры тяжести этих площадей должны лежать на одной вертикали.
Разность между ординатами кривых сил тяжести р(х) и сил поддержания уш(х) определяет интенсивность нагрузки
</(х) = р(х) —уи(х).	(8.1)
Перерезывающая сила N(x) и изгибающий момент М(х) в произвольном сечении находят по очевидным зависимостям
х
N(x)=\q(x)dx-	(8.2)
О
М (X) = N (х) dx = ( q (х) dx.	(8.3)
о	оо
Построение описанных выше кривых иллюстрирует рис. 8.2. Судно в зависимости от соотношения сил тяжести и поддержания по его длине может изгибаться выпуклостью вниз или вверх. В первом случае имеет место прогиб корпуса, во втором — перегиб. Как указывалось выше, для одного и того же судна характер изгиба будет зависеть от состояния его нагрузки. Так, для грузовых судов с расположением МО в средней части при плавании в балласте будет иметь место прогиб корпуса. Это объясняется тем, что в районе МКО наблюдается избыток сил тяжести, а в районах пустых трюмов — сил поддержания. Для тех же судов при плавании в полном грузу (при максимальной осадке) картина меняется на противоположную— при неизменной в районе МКО силе тяжести силы поддержания существенно возрастают, создается значительный их избыток, корпус изгибается выпуклостью вверх.
У танкеров с кормовым расположением МКО на тихой воде обычно наблюдается прогиб — сказывается избыток веса от полностью заполненных грузовых танков, расположенных
17*
259
в средней части судна. При плавании в балласте корпус, как правило, имеет перегиб, несмотря на то, что основной балласт, вес которого может составлять около половины грузоподъемности, располагается в средней части судна.
Таким образом, и величина и знак (прогиб или перегиб) изгибающего момента в значительной степени определяются
Рис. 8.2. Силы, действующие на корпус судна иа тихой воде
состоянием нагрузки судна. Поэтому расчеты должны проводиться для всех встречающихся в эксплуатации вариантов загрузки судна с тем, чтобы найти максимальные значения усилий от общего изгиба на тихой воде.
Практика показывает, что для большинства морских транспортных судов традиционных обводов максимальные значения изгибающего момента имеют место в районе миделя независимо от состояния нагрузки. Принято изгибающий момент представлять в виде
Mn = KngDL,	(8.4)
где D и L — водоизмещение, т, и длина, м, судна соответственно. /Ств — коэффициент, определяемый нагрузкой судна.
Для сухогрузного суда с МО в средней части при движении в полном грузу максимальный изгибающий момент соответ-
260
•стиует состоянию судна с частично израсходованными запасами.
Аналогичная картина наблюдается и для танкеров с МО в кормовой оконечности. Для оценки изгибающего момента на тихой воде можно использовать зависимость (8.4) и данные рис. 8.3.
Стрелка’ прогиба корпуса в миделевом сечении может быть приближенно найдена по формуле
f — ML2/\\,4EI,	(8.5)
Рис. 8.3. Коэффициент Л1В‘.
где М и 1 — максимальный изгибающий момент и момент инерции корпуса в миделевом сечении соответственно; Е — модуль упругости материала корпуса.
Оценки, проведенные с помощью (8.5), подтверждают высказанный ранее тезис о том, что деформация корпуса под действием внешних сил относительно невелика и может не учитываться при изучении мореходных качеств судна (пример 8.2).
Пример 8.2. Для судна «Инженер» оценим прогиб на тихой воде.
Момент инерции поперечного сечения эквивалентного бруса находим по формуле
Г = П70 (Я — е) = 10,4 (15,1 — 6,70) = 87,1 м4,
тде момент сопротивления (8.14):
1^о = Агр • BL2 (5+0,7) - 10-6 = 10,4 м3;
высота условной расчетной волны (8.8)
расстояние до нейтральной оси (8.15)
е = (0,34 + 0,066 • 10-2) Я = 6,70 м.
(Здесь И = 15,1 м — высота надводного борта.)
261
По (8.5) находим прогиб (Е = 2,0-108 кПа): MT,L2 868 • 105 • 1732
'	11,4Е/	11,4-2.10». 87,1 —, М-
При длине судна L = 173 м прогибом, максимальное значение которого не превышает f = 13 см (f/E < 1-Ю-3), можно пренебречь.
Для оценки величины максимальной перерезывающей силы на тихой воде (при равномерном распределении грузов) можно-пользоваться зависимостью
= /I. 7lfTB/L,
где п = 4,9 для сухогрузных судов и п = 6,0 для танкеров.
Волновой изгибающий момент. Волнение моря приводит к тому, что свободная поверхность воды перестает быть горизонтальной, соответственно изменяется форма действующей ватерлинии судна, происходит перераспределение сил поддер-
Рис. 8.4. Корпус судна иа вершине (а) и подошве (б) волны жания по сравнению с таковым на тихой воде. Действующий при этом на корпус изгибающий момент обычно представляют в виде суммы моментов на тихой воде Л4ТВ и дополнительного волнового Мв
М = Л4ТВ Мв.
Для определения гидростатической составляющей волнового момента используется искусственный прием — так называемая статическая постановка судна на волну (еще одна разновидность мысленного эксперимента). Предполагается, что перемещения профиля волны отсутствуют. Волнение считается регулярным, профиль волны трахоидальным. Анализ расчетных данных показывает, что максимальный изгибающий момент в ми-делевом сечении возникает, если середина судна располагается на вершине либо на подошве волны, длина которой близка к длине судна X « L. В первом случае будет иметь место перегиб, а во втором — прогиб судна (рис. 8.4).
262
В реальных условиях подобное положение будет иметь место при движении на попутном волнении, когда скорость судна равна скорости распространения волн. Этот режим (при X = = L) неблагоприятен как с точки зрения прочности (максимальные изгибающие момента), так и с точки зрения остойчивости и управляемости, о чем шла речь в предыдущих разделах книги?
При постановке судна на вершину волны можно отметить подвсплывание корпуса за счет того, что обводы в средней, вошедшей в воду, части полнее, чем в оконечностях, которые из воды вышли. При постановке на подошву волны наблюдается противоположная картина.
Таким образом, вертикальные перемещения судна на волнении в значительной степени определяются полнотой его обводов и в первую очередь коэффициентом полноты ватерлинии а.
Максимальное значение волнового изгибающего момента при статической постановке на волну наблюдается в миделевом сечении корпуса, для его оценки можно использовать зависимость
Мв = 0,72 • KiyhB  BL2,	(8.6)
где йв — высота волны, принимаемая hB — Х/20 = L/20; у — удельный вес воды; В, L — ширина и длина судна; Ki — f(6)— коэффициент, принимающий различные значения на вершине и на подошве волны:
5..................... 0,6	0,7	0,8
/СЕЬ 102 ............... 1,28	1,54	1,80
Кпв10*.................. 1,46	1,73	2,02
Пример 8.3. Для судна «Инженер» найдем изгибающие моменты иа вершине и подошве расчетной волны (X = L = 173; ft, = Х/20 = 8,65 м). Для б = 0,619 определяем
КЕВ=1,33. 10-2; /(„,= 1,51 • 10-2;
соответствующие моменты (у = 10 кН/м3)
М,в = 0,72 . 1,33 • 10~' • 8,65 - BL2 = 699 - 103 кНм;
Мпз = 0,72 • 1,51 • 10-'  8,65 • BL2 = 790 • 103 кНм.
Таким образом, дополнительный изгибающий момент при статической постановке на волну имеет один порядок с моментом на тихой воде (см. пример 8.1).
Частицы воды в составе волн равномерно движутся по круговым орбитам, соответственно гидродинамическое давление в волне определяется как силами тяжести, так и центробежными. В результате кривые сил поддержания на подошве и вершине волны несколько сглаживаются, волновые изгибающие моменты уменьшаются на величину, называемую поправкой Смита.
263
Указанное уменьшение нагрузок можно учитывать введением в (8.6) поправочного коэфициента х < 1,0. Величина этого коэффициента зависит от положения судна (на подошве или вершине) относительно волны, полноты обводов б и относительной осадки Т/L. В первом приближении можно принимать х = 0,72.
Наибольшее значение дополнительной перерезывающей силы от волновых нагрузок приближенно определяется зависимостью
NB = 3,5MB/L.
Движение судна на волнении сопровождается качкой, а следовательно и появлением сил инерции. С точки зрения общего продольного изгиба корпуса интерес в этом плане представляет вертикальная и килевая качка.
Исследования показали, что силы инерции, возникающие от килевой качки, достигают максимального значения при таком положении профиля волны относительно копуса, когда гидростатическая составляющая волнового момента далека от своего наибольшего значения. Поэтому вести трудоемкий учет влияния этих сил не имеет смысла.
Несколько иначе обстоит дело с инерционными силами, вызываемыми вертикальной качкой. При положении судна на подошве волны учет этих сил приводит к увеличению суммарного изгибающего момента, на вершине — к его снижению. По оценкам, максимальные величины поправок в обоих случаях не превышают (20—25)%. В практических расчетах обычно эти поправки не учитывают.
Заметное влияние на волновой изгибающий момент оказывает форма судна, особенно в носовой оконечности. По данным экспериментов, этот момент при V-образных носовых шпангоутах больше, чем при U-образных, на 25—30%. Последнее обстоятельство еще раз подтверждает противоречивость требований, предъявляемых к форме корпуса судна с позиций обеспечения различных качеств, с чем зачастую приходится сталкиваться при проектировании. Действительно, как было отмечено ранее, с точки зрения дополнительного сопротивления на волнении, а также амплитуд килевой и вертикальной качки, предпочтение следует отдавать V-образной форме шпангоутов.
Реальное морское волнение отличается нерегулярностью, соответственно действующие на корпус нагрузки меняются во времени. Изменения эти, как и сам процесс волнения, носят случайный, вероятностный характер. Одной из основных проблем при этом является оценка экстремальных значений волновых нагрузок.
С позиций вероятностного метода, под экстремальным (наибольшим) волновым изгибающим моментом следует понимать
264
такой, который за весь срок службы судна может быть превышен с очень малой вероятностью. Задавая значение последней, мы тем самым определяем обеспеченность указанного экстремального момента. В отечественной и зарубежной практике обычно принимают обеспеченность равной Q = 10~8. Это имеет обоснование: считая, что время службы судна составляет 20 лет и задав средний период изменения волновых моментов равным 6 секундам, получим количество циклов этих моментов N = 108. Тогда, исходя из позиций теории вероятностей, волновой момент с заданной обеспеченностью Q = 10-® может быть превзойден лишь один раз за все время эксплуатации судна.
Полученную на основании данного подхода величину волнового момента представляют в виде, аналогичном таковому при статической постановке судна на волну:
Х = К'-уЛврВ£2.	(8.7)
где К' — коэффициент, зависящий от формы обводов судна, изгибающего момента на тихой воде, скорости движения судна, продольного радиуса инерции масс, а также положения судна относительно волны (на подошве или на вершине); Лвр— высота условной расчетной волны, принимаемая зависящей от заданной обеспеченности волнового момента и длины волны. Для обеспеченности Q = 10-8 и длины волны, равной длине судна (K — L), ее условная расчетная высота определяется в виде
А»Р= 10,75(8.8)
В первом приближении для оценок изгибающего волнового момента на нерегулярном волнении можно принимать
К' = 7.10-’(6+0,7),	(8.9)
где б — коэффициент общей полноты судна.
При движении по взволнованному морю в условиях развитой вертикальной и килевой качки временами носовая оконечность судна выходит из воды, а затем с ударом вновь погружается. Это явление называется слемингом и чаще всего встречается при движении судна в балласте, когда осадка носом невелика. Ударные нагрузки, возникающие при слеминге, приводят к значительному возрастанию продольного изгибающего момента.
Учет этого явления при расчетах общей прочности наталкивается на значительные трудности. В ходе эксплуатационных испытаний транспортных судов (сухогрузы «Оушн Валкен»,
128 м, D = 14 000 т; «Куйбышев ГЭС», L — 118 м, D = = 9500 т) были получены наибольшие напряжения в районе Миделя от ударных нагрузок при слеминге, которые составили 15—30 % допускаемых в палубных связях при общем изгибе.
265
Для снижения вероятности слеминга и сглаживания его последствий следует увеличивать осадку носом, применять V-об-разные обводы, снижать скорость.
Представление о величине расчетного момента на нерегулярном волнении в сопоставлении с изгибающими моментами на тихой воде и при статической постановке на волну можно получить из примера 8.4.
Пример 8.4. Для судна «Инженер» определим расчетный момент с обеспеченностью Q = 10-8 на нерегулярном волнении.
По (8.7) находим AfB = K'yh№BL2 — 727-103 кНм,
где К' = 7- 10-3(б + 0,7) = 9,24-10-8; /гвр = 9,32 м (см. пример 8.2).
На основании сопоставления результатов расчетов в примерах 8.1, 8.3, 8.4 можно заключить, что для рассматриваемого судна все изгибающие моменты — на тихой воде, при статической постановке на регулярную волну и на расчетном нерегулярном волнении имеют один порядок и составляют:
М,-= (0,014 -5- 0,017) • gDL.
Качественно подобная картина имеет место и для других водоизмещающих судов, хотя абсолютные значения Ki лежат в более широком диапазоне.
Напряжения от общего изгиба. При их определении исходим из справедливости гипотезы плоских сечений, в соответствии с которой нормальные напряжения в поперечных сечениях изгибаемой балки по высоте изменяются по линейному закону, а по ширине остаются неизменными.
Тогда для определения нормальных о и касательных т напряжений можно использовать известные из курса «Сопротивление материалов» зависимости
o = Mz/I-	(8.10)
t = NS/bI,	(8.11)
где М, N—изгибающий момент и перерезывающая сила в рассматриваемом сечении; / — момент инерции площади продольных связей относительно горизонтальной нейтральной оси; z— отстояние рассматриваемой связи от нейтральной оси; S — статический момент площади отсеченной части сечения, расположенного выше или ниже рассматриваемого уровня, относительно нейтральной оси; б — суммарная толщина продольных связей корпуса на рассматриваемом уровне.
Максимальные нормальные напряжения от изгиба действуют в крайних связях корпуса, в районе палубы и днища. Их знак определяется знаком момента; растягивающие напряжения считаются положительными. На нейтральной оси нормальные напряжения обращаются в нуль, а касательные, наоборот, достигают своего наибольшего значения.
266
Максимальный изгибающий момент при общем изгибе действует в районе миделевого сечения судна, максимальная перерезывающая сила — обычно на расстоянии четверти длины от оконечностей.
Методы определения внешних сил — изгибающего момента М. и перерезывающей силы У— были рассмотрены выше. Для определения внутренних сил — напряжений — необходимо знать характеристики поперечного сечения корпуса. С этой целью вводят понятие об эквивалентном принимается условная балка, эквивалентная по способности сопротивления общему продольному изгибу рассматриваемому корпусу судна. Естественно, что эквивалентный брус, как и сам корпус, имеет по длине переменное поперечное сечение. В него включаются все непрерывные продольные связи днища, бортов, палуб и продольных переборок.
Для расчета элементов эквивалентного бруса необходимо иметь схему рассматриваемого поперечного сечения судна. В силу симметрии корпуса отно
сительно ДП обычно вычерчивают только половину сечения (рис. 8.5).
При сжатии не вся обшивка (пластины палубы, днища, переборок) воспринимают одинаковые напряжения. Участки пластин между продольными балками могут потерять устойчивость при нагрузках, существенно меньших, чем опасные с точки зрения разрушения материала от нормальных напряжений.
За счет прогибов от местных напряжений и при растяжении не все участки пластин участвуют в общем изгибе. В связи с этим при расчете элементов эквивалентного бруса пластины обшивки учитываются не по всей ширине, а только в виде присоединенных к балкам продольного направления поясков.
8.3.	Местная прочность
Элементы корпуса судна испытывают напряжение не только от общего изгиба, но и от локальных, местных, нагрузок. Так, например, на днищевое, перекрытие действует гидростатическое Давление воды, силы тяжести грузов, механизмов и т. д.
267
Для оценки прочности связей судового корпуса необходимо определять суммарные напряжения. Задача осложняется тем, что одни и те же элементы корпуса могут воспринимать нагрузки, участвуя в общем изгибе, изгибе перекрытия, в состав которого они входят, изгибе отдельной балки этого перекрытия и, наконец, изгибе пластины, опирающейся на балки перекрытия. В этом случае, характерном для днищевой обшивки, суммарные нормальные напряжения будут складываться из четырех составляющих.
Корпус судна — совокупность связанных между собой перекрытий (днищевых, бортовых, палубных). Для обеспечения необходимой жесткости и сохранности формы сечения корпус подкрепляется поперечными переборками.
Для упрощения расчетов местной прочности отдельные перекрытия рассматриваются изолированно друг от друга. Их взаимодействие учитывают, задавая заделки перекрытий по контуру. Так, днищевое перекрытие обычно считается простирающимся от борта до борта между поперечными переборками, т. е. рассматривается в пределах одного отсека. Бортовое перекрытие принимается опирающимся на днище, палубы и поперечные переборки. Палубные перекрытия, в свою очередь, опираются на продольные и поперечные переборки и на борта судна.
Заложенная в расчеты местной прочности определенная идеализация реальной конструкции является вынужденной. Она позволяет определить напряжения известными методами строительной механики корабля. Для решения этой задачи необходимо знать все нагрузки, воспринимаемые перекрытием, причем в самых неблагоприятных условиях эксплуатации. Кроме того, нужно выбрать рациональную расчетную схему, которая достаточно правильно отражала бы принцип работы конструкции и давала верное представление о напряженном состоянии связей, входящих в состав перекрытия. Правила Регистра содержат рекомендации по выбору расчетных нагрузок для различных перекрытий. Эти нагрузки зависят от типа и назначения судна, его размеров, условий эксплуатации.
Расчетные схемы постоянно совершенствуются. В этом плане весьма продуктивен метод конечных элементов, позволяющий рассчитывать не только сложные плоскостные перекрытия, но и некоторые пространственные конструкции судовых корпусов.
Устойчивость продольных связей. Продольные связи должны не только обеспечивать прочность от общего и местного изгиба, но и не терять устойчивость под действием сжимающих усилий. Размеры некоторых элементов судового корпуса определяют в основном из условий обеспечения их устойчивости.
В соответствии с изложенным Правила Регистра требуют выполнять проверку устойчивости элементов конструкций, ис
268
пытывающих сжатие при общем изгибе корпуса. В первую очередь это относится к листовым элементам настила верхней палубы, днищевой и бортовой обшивке, а также к продольным балкам, подкрепляющим эти листовые конструкции.
Исходя из необходимости обеспечения прочности, идеальной следует признать конструкцию, которая разрушалась бы без потери устсщчивости ее элементов, т. е. с полным использованием площади всех связей. Применительно к тонкостенной конструкции корпуса судна этот принцип, к сожалению, на практике пока реализован быть не может.
8.4.	Судостроительные материалы
Для изготовления корпуса судна используют сталь, легкие сплавы, цветные металлы, дерево, пластмассы, железобетон и т. д. Наибольшее распространение сегодня в судостроении находит сталь, обладающая высокими прочностными свойствами, достаточной вязкостью, которая хорошо обрабатывается. Другие материалы применяют при постройке корпусов некоторых специальных судов: с динамическим поддержанием, спортивных и прогулочных и др. Все они, как правило, имеют относительно небольшие размеры. В последнее время легкие сплавы также широко используют для изготовления надстроек и рубок крупных морских транспортных судов.
Некоторые плавучие сооружения, в основном стояночного типа (доки, дебаркадеры, понтоны и др.), иногда делают из железобетона. Этот материал хорошо воспринимает статические нагрузки, его стоимость существенно ниже, чем стали. Однако опыт использования железобетонных самоходных судов показал, что их корпуса не способны в должной мере противостоять знакопеременным нагрузкам и вибрации, вызываемой работой двигателя и движителя.
Основным материалом для постройки корпусов современных морских транспортных судов является корпусная сталь для судостроения, характеристики которой определяются ГОСТ 5521—86. В соответствии с ним могут использоваться углеродистые стали обыкновенного качества (обычные углеродистые стали, ОУС) и легированные стали или стали повышенной прочности (СПП). В отечественном судостроении наибольшее распространение получили стали марок ВСтЗ (ОУС), а также 09Г2, 10ХСНД (СПП), минимальный предел текучести которых соответственно составляет от — 2,35-105, 2,95-10s и 3,9-105 кПа.
В Правилах Регистра качество стали характеризуется категорией, определяемой совокупностью требований к механическим свойствам и химическому составу. Существуют ОУС категорий А, В, Д и Е, а СПП категорий А32, Д32, Е32, А36,
269
Д36, Е36, А40, Д40, Е40. Минимальный предел текучести ОУС всех категорий от = 2,35-105 кПа, для СПП цифры в обозначении категории характеризуют предел текучести: Д36 — oTmin = = 3,6-105 кПа. Удельный вес всех видов сталей составляет у — 78 кН/м3, модуль упругости £ = 2-108 кПа.
СПП целесообразно применять в тех случаях, когда это приводит не только к снижению массы, но и стоимости конструкции.
На практике СПП используют для изготовления связей, испытывающих наибольшие напряжения при общем продольном и местном изгибе. Для судов
длиной L <_ 100 м целесообразно применять ОУС, при 100 ^ £ < 160 м возможно использование и ОУС и СПП с пределом текучести сгт = 2,95-10Б кПа (преимущественно для основных связей, обеспечивающих общую продольную прочность), в диапазоне 160
Рис. 8.6 Профили, используемые в судо- ^ £ <С 240 м рационально строении	применение СПП с 2,95 X
X Ю5 < от < 3,9 -105 кПа, и только при £	240 м можно ожидать полного использования
прочностных свойств стали с от = 3,9 105 кПа.
Корпусная сталь поставляется в виде листового, полосового и профильного проката. Сортамент листового проката включает листы, толщина которых изменяется в пределах б = 4 4- 50 мм, ширина Ь— 1,4-?-3,2 м, длина I — 6 4-16 м. Стальные катанные профили, находящие широкое применение в судостроении, представлены на рис. 8.6. Их размеры ограничены существующим сортаментом и иногда могут оказаться недостаточными для использования профиля в качестве некоторых сильно нагруженных связей корпуса. В этом случае балки с требуемым моментом сопротивления сваривают (чаще всего в виде тавра) из полосового материала.
Широкое применение при строительстве СДП находят легкие сплавы на алюминиевой основе, которые при сравнительно малом удельном весе у = 27 кН/м3 обладают высокой прочностью. Так, алюминиево-магниевые сплавы АМг5, АМг61, АМг61Н, АМг62Т1 соответственно имеют пределы текучести <гт-105 = 1,6; 1,8; 2,5; 3,5 кПа. Модуль упругости этих сплавов £ = 0,7М08 кПа, а их стоимость сопоставима со стоимостью нержавеющей стали. Кроме того, эти сплавы обладают высокой коррозионной стойкостью, часть из них хорошо сваривается.
270
Рис. 8.7. Панели, используемые в конструкции корпуса СДП: а — прессованные, б — трехслойные
/ — несущий слой (АМг); 2 — заполнитель (пенопласт)
Алюминиевые сплавы, используемые в судостроении, поставляются в виде листов, прессованных профильных балок и панелей. Размеры листового материала лежат в пределах: толщина 6 = 160 мм, ширина 6=1,24-1,5 м, длина / = 24-6 м. Форма профилей из легких сплавов практически такая же, как и стальных (см. рис. 8.6). Специально для судостроения производится ^несколько разновидностей прессованных панелей, одна из которых с балками полособульбового профиля представлена на рис. 8.7.
Применение прессованных панелей приводит к увеличению надежности конструкции всего корпуса СДП, способствует повышению технологичности, снижению объема сварочных работ.
Используются и трехслойные клеенные панели, наружные, несущие слои которых выполняют из легких сплавов, а наполнителем служат неметаллические легкие материалы (рис. 8.7).
Ограниченное применение в судокорпусостроении находят титановые сплавы. На
ряду с относительно малым удельным весом (у « 45 кН/м3) и хорошими антикоррозионными свойствами эти сплавы обладают высокой прочностью (модуль упругости Е ~ 1,1  108 кПа, временное сопротивление ов х ~ 10® кПа), однако их значительная стоимость (приблизительно на порядок выше, чем у стали и алюминиевых сплавов), а также необходимость соблюдений специальных режимов в сложных технологических процессах, связанных с механической обработкой и особенно сваркой, не позволяют с достаточной эффективностью применять их даже при постройке высокоскоростных СДП.
Перспективным направлением в изготовлении корпусных конструкций является применение пластмасс — композитных материалов. Их свойства в значительной степени определяются физико-механическими характеристиками составляющих компонент— армирующего материала и связующего. В качестве первого наибольшее распространение получило стекловолокно. В отдельных пластмассах для достижения повышенной прочности и жесткости армирующими служат волокна бора, графита, угольные волокна. В качестве связующего материала применяются полимерные синтетические смолы: эпоксидные, полиэфирные, фенольные. Смолы соединяют элементы армирующего материала в единое целое, защищают их от действия влаги.
27 J
Механические свойства пластмасс зависят от многих факторов, среди которых основную роль играют тип и весовое соотношение отдельных компонент, а также технология производства материала.
Наибольшее распространение в судостроении получил стеклопластик, который, благодаря своим механическим свойствам, успешно конкурирует с другими материалами. Так, стеклопластик, намотанный однонаправленный, имея малый удельный вес (р = 18 кН/м3), обладает весьма высокой прочностью (ов = = 1,76-Ю5 кПа). Недостаточно широкое распространение пластмасс в качестве материала корпуса объясняется как технологическими факторами (высоким уровнем ручного труда, особенно на формовке узлов соединений, токсичностью компонент), так и влиянием технологии изготовления материала на его прочностные свойства. Последние также изменяются со временем по мере старения пластмассы.
Наиболее распространенным материалом для изготовления крыльевых устройств СПК является нержавеющая сталь, обладающая высокой коррозионной стойкостью. Предел текучести различных марок нержавеющей стали изменяется в очень широких пределах: от = (2,4 4-7,5) • 105 кПа, с увеличением прочности, как правило, ухудшается свариваемость материала.
Способы соединения металлических судовых конструкций. Корпус судна состоит из огромного количества отдельных элементов, соединенных между собой. К соединениям предъявляются жесткие требования — они должны обеспечивать не только целостность, с точки зрения прочности, конструкции, но и водонепроницаемость корпуса и его отсеков, а в некоторых случаях и газонепроницаемость отдельных помещений.
В наибольшей степени этим требованиям отвечает сварка — способ соединения деталей путем плавления металла. Необходимая для этого температура создается за счет электрической дуги (электросварка) либо сгорания ацетилена в кислороде (газовая сварка).
Применение сварки в судостроении привело к значительному (около 20 %) облегчению корпусов стальных судов за счет устранения необходимых для клепаных соединений дополнительных элементов (угольников, накладок и т. д.). Технология стала более совершенной, снизился объем ручных работ, сократились сроки постройки судов. Положительный эффект оказала сварка и на сопротивление движению — существенно уменьшилась шероховатость наружной обшивки корпуса.
Основными типами сварных соединений в судостроении являются: стыковые, тавровые (впритык), угловые и нахлесточные. В первом и последнем случае соединяемые детали находятся в одной плоскости, во втором и третьем — в плоскостях, 272
подходящих друг к другу под углом, чаще всего близком к прямому (рис. 8.8).
Кромки свариваемых деталей зачастую подвергаются предварительной обработке—им придается скос, который может быть односторонним либо двусторонним.
Сварка может быть ручной, полуавтоматической и автоматической. Во всех случаях для повышения качества соединения
ESSSSS3
в)
^ZZZ3

Рис. 8.8. Типы сварных соединений: а — стыковое, б — впритык, в — внахлест, г — угловые
1 — без скоса кромок: 2— с односторонним скосом; 3 — с двусторонним скосом
Рис. 8.9. Форма заклепочных головок: а — коническая; б — полукруглая, в — полупотайная: г — потайная
и его коррозионной стойкости расплавленный металл шва изо-лируется от окружающего воздуха с помощью флюса либо защитных газов (углекислого для стали, аргона для алюминиево-магниевых сплавов). Сварные швы могут выполняться сплошными, прерывистыми, точечными.
Побочные явления, сопровождающие сварку: неоднородность металла в шве, остаточные деформации и напряжения. И то и другое может отрицательно сказаться на прочности конструкции. Эти обстоятельства предъявляют высокие требования к технологии сборочных и сварочных работ.
Соединение деталей судового корпуса с помощью клепки (рис. 8.9) осуществляется достаточно редко, когда конструкции изготавливаются из тонких листов плохо свариваемых алюми-ниево-магниевых сплавов или когда соединяются разнородные металлы, сварка которых невозможна (надстройка из легких сплавов и стальной корпус). В некоторых случаях заклепочные соединения (рис. 8.10) применяют и на крупных стальных судах для выполнения так называемых барьерных швов, призванных препятствовать появлению и распространению на соседние конструкции поперечных трещин. Примером такого барьера может служить соединение ширстрека с палубным стрингером.
273
Основные недостатки заклепочных соединений — большая трудоемкость, сложность обеспечения водонепроницаемости, утяжеление конструкций.
Другие типы соединений — резьбовые, паяные и клееные — в судостроении практически не используются и здесь не рассматриваются.

Рис. 8.10. Типы заклепочных соединений: а — соединение палубного стрингера с ширстреком; б — соединение двух листов; в — то же с помощью накладной планки; г — соединение двух листов с помощью балки (СДП)
8.5.	Проектирование корпусных конструкций
Выше (см. § 8.2, 8.3) рассматривалась прямая задача прочности— определение напряжений в судовом корпусе, элементы которого известны, под действием также известных (либо заданных) внешних нагрузок. В процессе проектирования судна должна решаться и обратная задача — создание такой конструкции корпуса, которая обеспечивала бы ему зааднную прочность, а также необходимые экономические показатели при постройке и эксплуатации судна.
Основной нормативный технический документ, используемый при проектировании корпусных конструкций морских транспортных судов, — Правила классификации и постройки морских судов Регистра. Аналогичные правила классификационных обществ действуют и в других странах (Английский и Германский Ллойды, Французский и Норвежский Веритасы и др.). В этих правилах содержатся требования к качеству материала, размерам элементов конструкций, указания по конструктивному оформлению основных узлов, принципиальные положения по изготовлению корпуса, техническому надзору за постройкой и эксплуатацией судов. В правилах обобщен опыт постройки и эксплуатации транспортных морских судов традиционных архитектурно-конструктивных типов. Считается, что надежность-конструкций обеспечена, если они спроектированы в соответствии с требованиями этих правил.
274
Поверочные расчеты прочности проводят с использованием норм прочности, разработанных на основе Правил Регистра.
Цель проектирования корпусных конструкций — выбор их элементов таким образом, чтобы напряжения и (или) деформации не превосходили некоторых допустимых величин, устанавливаемых на основе опыта проектирования, постройки и эксплуатации судов.
В отечественной практике широко применяется следующая схема проектирования корпусных конструкций.
В соответствии с рекомендациями Правил разрабатывают конструктивные схемы отдельных перекрытий и определяют расчетные нагрузки, действующие на них. Из условия обеспечения местной прочности определяют толщины листовых элементов и размеры балок набора перекрытий. При этом проверяют устойчивость балок и пластин, выполнение требования к усилению конструкций в отдельных районах (МО, ледовый пояс и др.). Полученные размеры сопоставляют с минимально допустимыми. Находят требуемые, исходя из условий обеспечения прочности и жесткости при общем изгибе корпуса, значения момента сопротивления, площади стенки и момента инерции поперечного сечения эквивалентного бруса.
Если это необходимо по соображениям общей прочности, корректируют элементы продольных связей корпуса, выбранных из условия обеспечения местной прочности.
Требования к размерам элементов корпусных конструкций устанавливаются Правилами на основе нормирования их прочности к середине срока службы, т. е. учитывается неизбежный коррозионный износ. Так, например, толщину пластин находят в виде
б = б' + Д6,
где 6'— расчетная толщина из условия местной прочности или устойчивости; Дб— добавка на износ.
Аналогичные зависимости используют и для определения площадей поперечного сечения, моментов сопротивления и инерции балок набора. Добавки на коррозионное изнашивание назначаются в соответствии с рекомендациями Правил.
Величины допускаемых напряжений, входящие в условия прочности, в соответствии с Правилами назначают в долях от нормативных пределов текучести материала:
[о] = ka • он;
[т] = kx  тн;
[°]пр = V°2 + 3? = *пр • Он. -
(8-12)
где [о], [т], [о]пр — допускаемые нормальные, касательные и приведенные напряжения; ka, kx, &пр — соответствующие коэф
18*
275
фициенты допускаемых напряжений; а и т— расчетные напря-жяния в рассматриваемых связях; ан = 2,35-105/т) и тн = = 0,57сгн — нормативные пределы текучести по нормальным и касательным напряжениям соответственено, кПа.
Условие прочности по приведенным напряжениям должно выполняться для связей, в которых одновременно действуют высокие нормальные и касательные напряжения.
Коэффициент г; зависит от предела текучести стали:
ат-105,	кПа............. 2,35	2,95	315	355	390
Ч........................ 1,0	0,83	0,79	0,72	0,66
Для элементов конструкций, которые подвержены действию больших сжимающих напряжений или испытывают значительные сдвиговые деформации, Правила устанавливают критические напряжения, зависящие как от эйлеровых напряжений, так и от предела текучести материала.
Необходимая величина момента сопротивления эквивалентного бруса в средней части судна устанавливается из условия обеспечения общей продольной прочности:
м + м'
W = W' + AW = тв(^ в + ЛГ,	(8.13)
где Л4ТВ, Л1В— расчетные изгибающие моменты на тихой воде и волновой на нерегулярном волнении; [а] — допускаемые нормальные напряжения от общего изгиба для состояния корпуса к середине срока службы; AW — запас на износ.
Изгибающие моменты определяют по рекомендациям, изложенным в § 8.2. Подсчитанный по (8.4) момент Л4ТВ сравнивается с 7Итво, который устанавливается Правилами в зависимости от формы и размеров судна, условий его эксплуатации. Для нахождения требуемого момента сопротивления в (8.13) подставляется большая из двух величин Л4ТВ или Л4тв0.
Правилами устанавливается также и минимальная величина момента сопротивления поперечного сечения эквивалентного бруса в миделевом сечении корпуса
В7о = ЛврВ£2(б + О,7) - 10-’,	(8.14)
где В, L, б — ширина, длина и коэффициент общей полноты судна; hBP — расчетная высота волны, определяемая по (8.8).
Нормирование Правилами минимальной величины момента сопротивления проводится из условия обеспечения достаточной жесткости корпуса при общем изгибе. При этом фактически нормируется максимально допустимый прогиб [см. (8.5)], поскольку, зная Wz0 и положение нейтральной оси, легко найти и момент инерции 10 поперечного сечения эквивалентного бруса.
276
Для оценки отстояние е нейтральной оси от основной плоскости можно использовать зависимости
е = (0,34 + 0.06L • 10-2) -Н	(8.15)
для сухогрузных судов длиной 100	7.	200 м;
е = (0,44 + 0.03L • 10~2) • И	(8.16)
для танкеров той же длины без двойного дна.
Для танкеров большей длины L > 200 м рекомендуется принимать е — 0,5 И, где Н — высота борта судна.
Проверка прочности судовых конструкций осуществляется путем сравнения действующих в них напряжений с допускаемыми. Коэффициенты допускаемых напряжений А,- [см. (8.12)] назначаются в зависимости от характера воспринимаемой рассматриваемым элементом конструкции нагрузки (общий изгиб, местный изгиб, их сумма), от места расположения сечения (пролет или опора), от вида учтеной внешней нагрузки. Так, например, коэффициент нормальных допускаемых напряжений изменяется для основных элементов судового корпуса в пределах ka = 0,35 4- 0,70.
Второй метод проверки прочности по предельным нагрузкам заключается в сопоставлении действующих напряжений с разрушающими, в качестве которых принимается предел текучести от. Так, условие обеспечения предельной прочности при общем изгибе записывается в виде
(Л4пр/Л4)>п,
где Л1пр = От- Wt; Wt — минимальный момент сопротивления эквивалентного бруса, вычисленный в предположении, что в верхней палубе действуют напряжения, равные пределу текучести (включаются только связи, не теряющие устойчивости вплоть до напряжений, равных от); М — расчетный момент в рассматриваемом сечении; п — коэффициент запаса по предельным нагрузкам.
В зависимости от типа и размеров судна, характера расчетной нагрузки коэффициент запаса изменяется в пределах п — = 1,35 4- 1,50. Трудоемкость корпусных работ составляет 35—45 %, в связи с этим при проектировании конструкций необходимо особое внимание уделять технологичности корпуса. В основе понятия «технологичность» главным образом лежат требования минимальной трудоемкости и стоимости. В частности, решают следующие задачи: выбор схемы разбивки корпуса на блоки и секции с учетом особенностей завода-изготовителя; выбор наиболее совершенных и простых конструкций деталей и узлов; выбор максимально возможного количества унифицированных конструкций корпуса; учет серийности при выборе конструктивных решений и т. д.
277
8.6.	Дополнительные вопросы прочности
Особенности расчетов прочности судов с динамическим поддержанием. Как было установлено выше, расчет прочности судна заключается в нахождении внешних сил и внутренних напряжений. Первые в значительной степени определяются условиями эксплуатации, вторые — формой корпуса и его размерами. Быстроходные СДП существенно отличаются от водо-измещающих судов по обоим указанным выше факторам, соответственно имеются отличия и в подходах к расчетам прочности этих судов.
Расчеты общей прочности СПК выполняют для трех следующих режимов движения: 1) в водоизмещающем положении на волнении повышенной бальности; 2) в переходном режиме, при выходе на крылья в условиях расчетного волнения; 3) при ходе на крыльях с максимальной скоростью на расчетном волнении.
При движении СПК в водоизмещающем режиме к изгибающему моменту Мтв на тихой воде и волновому моменту 7ИВ добавляется и момент от удара волн в носовую оконечность Л1У. Определение Л1ТВ принципиально не отличается от того, что было рассмотрено выше применительно к водоизмещающим судам. Особенность заключается лишь в необходимости учета влияния деформации корпуса на указанный момент. В силу низкого модуля упругости материала (обычно легкие сплавы на алюминиевой основе) корпус СПК обладает большой гибкостью, что приводит к перераспределению гидростатических сил поддержания и снижению изгибающего момента на тихой воде. Это снижение учитывается коэффициентом гибкости
X — Л4ТВГ/А1ТВ,
где Л1твг и Л4ТВ — моменты с учетом и без учета гибкости корпуса.
Значение этого коэффициента зависит от формы и размеров корпуса, модуля упругости материала, момента инерции эквивалентного бруса и изменяется в пределах % = 0,5 4-1,0.
При вычислении волнового изгибающего момента нельзя пренебрегать силами инерции, как это делалось для водоизме-щающих судов (см. § 8.2). Эти силы учитывают и при других расчетных режимах — переходном и крыльевом.
При выходе на крылья общую прочность проверяют для двух случаев: удара носовой оконечности о волну (прогиб корпуса) и удара о волну средней части корпуса (перегиб). В этих случаях имеет место максимальный изгиб корпуса. Ударные нагрузки условно принимают распределенными на протяжении некоторого участка днища (обычно составляющего 20 % L).
278
В расчетном крыльевом режиме движения силы поддержания становятся сосредоточенными— они приложены в фиксированных точках на крыльях.
Соответственнее изменяется схема действующих на судно нагрузок (рис. 8.11), а общие выражения для определения перерезывающей силы и изгибающего момента принимают вид
N = — {j [Р W + г (х)] dx + |ХкУ к + |хнУн; О
хх	I,
[р (х) + г (х)] dx + 1^ Ук (х — хк) + |Xi{ У„ (х — х„), О о
(8-17) где p(x) = gm(x) — силы тяжести, распределенные по длине судна в соответствии с законом распределения масс т(х); г(х)—силы инерции, распределенные пропорционально распределению масс и вертикальных ускорений по длине судна; Ун, Ук — силы, действующие на крылья; хн, хк — абсциссы этих сил.
Точное определение перечисленных выше изгибающих моментов сопряжено со значительными трудностями. Для ориентировочной оценки величин расчетных изгибающих моментов на волнении можно воспользоваться рекомендациями Правил Регистра.
Так, расчетный изгибающий момент в водоизмещающем и переходном режимах для случая удара корпуса о волну определяется по формуле
<л = (gPL/\2) пт,	(8.18)
где D, L — водоизмещение и длина судна; ппл — коэффициент перегрузки в центре тяжести судна при ударе.
Значение коэффициента зависит от расчетной высоты волны 3%-й обеспеченности, относительной скорости отрыва носовой части корпуса от воды FrDr == иг/д/£^/О/р, (иг— скорость горба сопротивления) и принимает различные значения для удара носом (прогиб) и средней частью (перегиб). Во всех случаях изгибающий момент при прогибе превышает таковой при перегибе. В интересном для практики диапазоне скоростей отрыва Fror = 1,0 4- 1,5 при волнении моря, не превы
279
шающем 4 баллов (Лвз% =2,0 м) коэффициент перегрузки практически не отличается от единицы: ппл ~ 1,0.
В расчетном крыльевом режиме движения момент от общего изгиба СПК определяют по формуле
Л4кр = Л!тв • лк?,	(8.19)
где
Л4ТВ — ^Dlnp/k-гв
(8.20)
— момент на тихой воде при ходе на крыльях;
(8.21)
— ЛВр — расчетная высота волны 3%-й обеспеченности; 1кр — расстояние между крыльями; v — скорость на тихой воде, м/с; hH, hK — погружения носового и кормового крыльев.
Коэффициент k-rs в формуле (8.20) зависит от отношения 1кР = lKp/L и для распространенного диапазона 7кр = 0,6 4- 0,65 лежит в пределах Лтв = 20 4- 22.
Для СПК с малопогруженными крыльями, к которым относится большинство отечественных судов, отношение (/ги + + hK) /1кр составляет 1—3 %, поэтому, учитывая приближенность выражения (8.12), член, стоящий в квадратных скобках, можно принимать равным единице.
В компетенцию местной прочности СПК дополнительно входят расчеты крыльевого устройства.
Представление о величинах изгибающих моментов, действующих на СПК, дает пример 8.5.
Пример 8.5. Найдем расчетный момент от общего изгиба для морского СПК «Комета». Известно: Атах = 35,2 м; /КР = 23 м; D = 59,5 т; ог = = 14 уз = 7,2 м/с; Отах = 35 уз = 18 м/с; мореходность — 4 балла (ЛЕз% = = 2 м).
При FrCr = 1,17 принимаем ппл = 1,0, тогда по (8.18) Мпл = gDLf\2 = 9 81  59,5 • 35,2/12 = 1710 кНм. В крыльевом режиме на тихой воде (£Тв = = 21) по (8.20) Мт. = gDZKP/feTB = 9,81-59,5-23/21 = 639 кНм. СПК «Комета» имеет малопогруженные крылья, поэтому в (8.21) выражение в квадратных скобках принимаем равным 1,0, тогда
зтД.р /	08 \	3,14-2 /	0,818 \
„кр=1+_^(1+__)=,+__(1+-^)=2,°9.
Расчетный изгибающий момент при ходе на крыльях на волнении по (8-19)
Мкр = Л1Т1 • пкр = 1340 кНм.
Таким образом, определяющим в расчетах прочности при общем изгибе для рассматриваемого СПК является момент в водоизмещающем режиме.
Сопоставляя полученные результаты с данными примеров 8.1—8.4, заключаем, что для СПК относительная величина изгибающих моментов существенно выше, чем для водоизмещающих. Действительно, для СПК имеем
kt = Mt IgDL = 0,05 -т- 0,08,
280
в то время как для судна «Инженер»
ki = 0,014 4- 0,017.
Наиболее тяжелыми с точки зрения общего изгиба режимами движения СВП принято считать следующие: 1) движение судна в расчетном режиме — на воздушной подушке с максимальной скоростью на волнении заданной (отвечающей проектным требованиям) интенсивности; 2) движение без воздушной подушки на большем, чем в первом случае, волнении с максимально возможной в этом режиме скоростью; 3) динамическая посадка амфибийного СВП на неровный грунт, постановка на скеги — для скегового СВП (например, в процессе докования).
В качестве расчетных в перечисленных выше режимах принимают: 1) при движении на ВП — удар носовой оконечности корпуса о волну; 2) в водоизмещающем положении — удар носовой, кормовой или средней оконечностью о волну; 3) при постановке судна на опоры — положение корпуса на одной носовой и одной кормовой опорах противоположных бортов (общий изгиб и скручивание).
Во всех расчетных схемах доминирующими считают динамические нагрузки. Для их определения используют прежде всего данные экспериментов.
Вибрация корпуса. Судно, как любое упругое тело, имеет несколько возможных форм собственных колебаний, каждая из которых характеризуется своей частотой. Соответственно упругие колебания могут быть как свободными (под действием однократно приложенной внешней нагрузки, например, удара волны), так и вынужденными под действием периодических внешних сил. Свободные колебания быстро затухают, основное-значение имеют колебания вынужденные.
Вибрация, как любой периодический процесс, характеризуется амплитудой и частотой колебаний.
Основные источники вибрации — главные и вспомогательные двигатели, гребной вал и винт, воздействие волн на корпус судна. Причем гребной винт возбуждает вибрацию как с частотой вращения п, так и лопастной частотой пл = Zpn (см. гл. 4).
Возмущающие силы отклоняют корпус (или его отдельные конструкции) от равновесного положения, упругие силы, возникающие вследствие этого отклонения, стремятся возвратить тело в первоначальное положение. Если частоты вынужденных и собственных колебаний совпадают, имеет место резонанс, и относительно небольшие по величине внешние нагрузки могут привести к значительным колебаниям конструкции.
Вибрация может быть общей, всего корпуса, и местной, отдельных его перекрытий и связей.
281
Наиболее опасна местная вибрация. Она часто вызывает усталостные повреждения в конструкциях с высокой концентрацией напряжений, в связях с резко меняющимся сечением, в жестких точках и по углам надстроек и рубок.
Побочное действие вибрации — ухудшение условий работы механизмов и устройств, а также обитаемости судна. Последнее обстоятельство особенно важно для пассажирских судов, и его устранению придается большое значение.
Расчеты вибрации преследуют цель определения частоты собственных колебаний корпуса и его конструкций. Сопоставляя их с частотой возмущающих сил, стремятся избежать резонанса. Уйти от него можно двумя путями: изменив конструкцию, т. е. частоту собственных колебаний, либо частоту возмущающих сил. Последний путь наиболее действенный.
Гребной винт — один из основных источников вибрации корпуса. Среди наиболее эффективных мер снижения его отрицательного влияния можно назвать: изменение диаметра винта, частоты его вращения, числа лопастей и их формы (придание им саблевидности), выравнивания потока в дисках винтов, отдаление их от корпуса.
8.7.	Архитектурно-конструктивные типы судов
Архитектурно-конструктивный тип судна характеризуется •его внешним обликом, положением МО по длине, типом и количеством грузовых помещений, люков, переборок, числом палуб.
Внешний вид судна в основном определяется надводной частью корпуса. При этом особую роль играют надстройки, их количество, расположение и протяженность. С этих позиций различают гладкопалубные, одно-, двух- и трехостровные суда. Наибольшее распространение имеют два последних типа. Двухостровное судно, как правило, имеет одноярусную носовую надстройку— бак—и многоярусную кормовую — ют. Трехостровное— одноярусные бак и ют и многоярусную среднюю надстройку. Отдельные надстройки могут сливаться, при этом говорят, что судно имеет удлиненный бак и ют. Если надстройка распространяется на всю длину судна, его называют шельтердечным. У таких судов главной является не верхняя палуба надстроек, а вторая до которой доходят водонепроницаемые переборки.
На транспортных судах МО, как правило, располагается либо посередине, либо в кормовой оконечности, либо занимает промежуточное положение, когда между ним и ахтерпиком находится еще один грузовой трюм (рис. 8.12).
282
Рис. 8.12. Расположение МО по длине судна: а — в средней части; б — в кормовой оконечности; в — промежуточное
В средней части МО располагается только на некоторых; сухогрузных судах. В этом случае облегчается удифферентовка судна, улучшается обзор с ходового мостика. Удаление жилых помещений, от гребного винта в среднюю надстройку снижает уровень вибрации, улучшает обитаемость. Тому же способствуют и меньшие, чем в оконечностях, вертикальные ускорения, возникающие за счет килевой качки. Однако такому расположению МО присущи и существенные недостатки: заняты-самые удобные для перевозки груза помещения, значительно возрастает длина валопровода.
У современных грузовых судов преобладает кормовое расположение МО. Все танкеры имеют только такую компоновку, с целью повышения безопасности плавания грузовые помещения (танки) отделяются от МО специальным коротким отсеком — коффердамом, который должен быть пустым или заполненным водой. Преимущества расположения МО в кормовой оконечности: увеличение грузовместимости судна за счет умень
шения объема МО, ликвидации туннелей гребных валов, проходящих через грузовые трюмы; сокращение длины валопроводов и соответственное снижение их массы; улучшение условий проведения грузовых операций — укладки грузов в трюмах, механизации погрузочно-разгрузочных работ. К. недостаткам кормового расположения МО следует отнести трудности с удиффе-рентовкой судна, особенно при плавании в балласте и при равномерном размещении груза по трюмам. Кроме того, ухудшаются условия управления судном (возрастает зона невидимости) и обитаемости, осложняется обеспечение непотопляемости при затоплении МО.
Компромиссным является промежуточное положение МО, которому присущи как достоинства, так и недостатки двух предыдущих вариантов, но в меньшей степени. Тем не менее такое расположение МО встречается относительно редко.
Архитектурно-конструктивный тип судна в основном определяется его назначением, родом перевозимого груза и способом выполнения грузовых работ. Все многообразие транспортируемых морским путем грузов может быть сведено к четырем категориям: наливным, генеральным, насыпным (или навалоч
283-
ным) и рефрежираторным. К наливным грузам относятся нефть и нефтепродукты, сжиженные газы, масла, вино, химические грузы и др. Генеральные (штучные) грузы различаются габаритами, видом упаковки и т. д. Навалочные грузы могут иметь разную плотность (руда, зерно), отличаться степенью подвижности при качке.
Идея максимального повышения рентабельности перевозки грузов морем привела к развитию двух, на первый взгляд противоречивых, направлений — специализации и универсализации судов. Реализация первого из них — создание крупных судов, в максимальной степени приспособленных для наиболее экономичной перевозки определенных грузов на большие расстояния. Эффект специализации в значительной степени снижается при отсутствии устойчивых потоков грузов данной категории в обоих направлениях. В этом случае целесообразно приспособить судно для перевозки и других грузов, т. е. использовать универсальные суда. Более того, право на жизнь обретают и комбинированные суда, в одном направлении перевозящие жидкие грузы, а в другом — насыпные (например, нефтерудовозы).
Наливные суда. На сегодняшний день более половины мирового тоннажа коммерческих судов приходится на долю танкеров. Эти же суда характеризуются наибольшими размерами — самый крупный из них имеет дедвейт DW = 554 тыс. т и водоизмещение около 630 тыс. т.
Однако в последнее время особо крупнотоннажные танкеры не строят в первую очередь из-за того, что эти суда имеют очень большую осадку. Так, у упоминавшегося «Батил-луса» в полном грузу она составляет Т = 28,6 м. Для приема таких танкеров нужны специальные порты; для них закрыты каналы, некоторые проливы и даже моря. Определенную роль играют и экономические факторы — необходимость использования дорогостоящих сталей повышенного сопротивления для обеспечения достаточной прочности корпуса, а также масштабы возможных экологических последствий катастроф в случае аварий.
В связи с изложенным в последние годы преобладают заказы на постройку танкеров водоизмещением до 100 тыс. т, которые в грузу могут проходить через Суэцкий канал и заходить в сравнительно мелководные порты (осадка этих судов не превышает 12—14 м).
Все танкеры имеют кормовое расположение МО, которое должно быть надежно изолировано от грузовых танков. Наряду с коффердамами этой цели могут служить насосные отделения и балластные цистерны. Продольные и поперечные переборки образуют отделенные друг от друга грузовые помещения— танки. Для обеспечения возможности одновременного провоза разнородного жидкого груза эти переборки должны
284
быть нефтегазонепроницаемыми. Минимальное количество и расположение продольных и поперечных переборок регламентируется правилами различных классификационных обществ. Последние в своих требованиях учитывают рекомендации Международной конвенции по предотвращению загрязнения с судов МАРПОЛ (от английского Marine Pollution — MARPOL). Все положения этой конвенции и соответствующих Правил Регистра, относящиеся к нефтеналивным судам, направлены на защиту вод Мирового океана от загрязнений нефтью и нефтепродуктами. В частности, они требуют установки на танкерах
Рнс. 8.13. Среднетоннажный танкер: а — боковой вид; б — сечение по трюму
двойного дна и двойных бортов, что сводит к минимуму возможность вылива груза при авариях. Выполненние требований конвенции МАРПОЛ приводит, кроме того, к увеличению количества танков на судах дедвейтом более 150 тыс. т, а следовательно, и к увеличению массы корпуса, усложнению грузовых систем и удорожанию постройки судна на 5—8%. В то же время большое количество продольных и поперечных переборок снижают отрицательное влияние свободной поверхности жидкого груза на остойчивость (см. гл. 2), повышают безопасность плавания.
Перечисленные выше особенности формируют архитектурный тип современных танкеров. На рис. 8.13 представлена схема бокового вида и поперечного сечения отечественного среднетоннажного танкера типа «Победа» (£ХВХ^ХТ = = 228 X 32,2 X 18,0 X 13,6 м; D = 84 500 т). В районе грузовых танков судно имеет двойное дно и двойные борта, продольную гофрированную переборку в ДП. Кроме выполнения своей основной функции — уменьшения вероятности вылива нефти при повреждениях, двойные борта и дно значительно улучшают условия мойки грузовых танков (набор установлен со стороны балластных цистерн), а также способствуют снижению расхода топлива на подогрев перевозимого груза, так как танки отделены воздушной прослойкой от забортной воды.
Газовозы. В последнее время в мировом потреблении топлива существенно возросла доля природного и попутного газов. Мировое судостроение на эту тенденцию откликнулось созданием специальных судов — газовозов. По своей конструкции газовозы являются сложными судами, что, в частности, объяс
285
няется необходимостью перевозить токсичные газы в сжиженном состоянии (в условиях повышенного давления либо пониженной температуры) и требованиями обеспечения пожаро- и взрывобезопасности, экологической чистоты.
Особенность газовозов — использование для перевозки груза специальных цистерн, встраиваемых в основной корпус. Эти цистерны могут иметь цилиндрическую, сферическую’ (рис. 8.14), призматическую форму.
Для предотвращения утечки газа в случае повреждения грузовых емкостей при авариях газовозы должны иметь двойное
Рис. 8.14. Газовоз со сферическими цистернами: а — боковой вид; б — сечение по трюму
дно и двойные борта. Емкости для газа, располагающиеся внутри судна, изолируют от обшивки и набора основного корпуса. Создается так называемый вторичный барьер — промежуточные временные емкости, куда в первую очередь попадает сжиженный газ в случае утечки из основной емкости.
Значительные объемы в подпалубном пространстве газовозов занимают изоляция и другие специальные системы и конструкции, предназначенные, в частности, для поддержания в цистернах низких температур. Это обстоятельство наряду с невысокой плотностью груза (р = 0,47 -j- 0,70 т/м3) приводит к необходимости увеличения надводного борта. Так, для газовозов отношение высоты борта к осадке может составлять Н/Т = 1,3-г- 1,5 и более. Особенности конструкции судов этого типа, необходимость использования для их постройки дорогих материалов (нержавеющая и другие качественные стали) приводит к тому, что стоимость газовозов почти в три раза превышает стоимость танкеров таких же размеров.
Суда для массовых грузов. Под термином массовые грузы принято понимать насыпные и навалочные грузы, перевозимые на судах без тары. К ним относятся: железная руда, каменный уголь, химические удобрения, бокситы, зерно. В последнее время все чаще без тары перевозят сахар и цемент. Иногда суда данного типа называют навалочными, или навалочниками.
К узкоспециализированным судам для перевозки массовых грузов относятся рудовозы, бокситовозы, углевозы, цементовозы.
286
Своеобразное конструктивное оформление рудовозов (рис. 8.15) объясняется особенностями грузов и грузообра-ботки, также требованиями общей и местной прочности. Руда и рудные концентраты обладают большой плотностью, а некоторые концентраты способны переходить в разжиженное состояние. Погрузка и выгрузка должны осуществляться грейферами, без, применения внутритрюмных машин. Часто суда загружены лишь в прямом рейсе, а возвращаться вынуждены порожнем. Перечисленное выше, а также необходимость обеспе
Рнс. 8.15, Рудовоз водоизмещением D = 75 тыс. т: а — боковой вид; б — сечение по трюму
чения удовлетворительных мореходных качеств сформировали современный архитектурно-конструктивный рудовозный тип. Это — однопалубные суда с кормовым расположением МО, двойными бортами, образованными двумя продольными переборками, и двойным дном, значительно поднятым по сравнению с другими сухогрузными судами. Длинные трюмы, широкие большой протяженности люки вместе со специальными скосами в нижней части трюмов вдоль продольных и поперечных переборок способствуют облегчению и ускорению разгрузочных работ. Ту же цель преследует и размещение набора в междуборт-ном пространстве. Для уменьшения опасности перемещения груза и возникновения больших кренящих моментов в верхней части трюма также делают специальные скосы, способствующие разравниванию руды в процессе погрузки и транспортировки.
Междубортное пространство и отсеки двойного дна на рудовозах используют для размещения балласта и судовых запасов. Низкое расположение центра тяжести приводит к избыточной остойчивости и резкой качке (см. гл. 5). В верхней части междубортного пространства иногда располагают относительно небольшие подпалубные балластные цистерны, заполнение которых благоприятно сказывается на качке, особенно при ходе в балласте.
Архитектурно-конструктивный тип других узкоспециализированных судов, бокситовозов и углевозов, принципиально мало чем отличается от описанного выше. Особенностью является меньшая, чем у руды, плотность груза, а следовательно большие объемы грузовых помещений и меньшие размеры между-бортных и междудонных балластных цистерн.
287
С тем, чтобы в наибольшей степени расширить транспортные возможности, были созданы универсальные суда для массовых грузов — УСМГ. С одной стороны, они являются специализированными, так как предназначены для транспортировки только массовых грузов, а с другой — это универсальные суда, способные перевозить любые массовые грузы с почти одинаковой эффективностью.
Из этих предпосылок вытекают и требования к УСМГ: объем грузовых помещений должен быть достаточным для перевозки различных массовых грузов, от тяжелой руды до легкого зерна; колебания остойчивости при этом должны быть
Рис. 8.16. Универсальное судно для массовых грузов с трюмами различной длины: а — боковой вид; б — сечение по трюму
минимальными, а значения изгибающих моментов не выходить за пределы, гарантирующие умеренную массу корпуса.
Характерными особенностями таких судов является наличие минимального двойного дна, скуловых и подпалубных балластных цистерн (рис. 8.16).
Для улучшения остойчивости УСМГ часто используется чередующаяся, через один, загрузка трюмов тяжелым грузом. При этом трюмы заполняются значительно выше, чем при равномерной нагрузке, центр тяжести повышается, метацентрическая высота снижается (гл. 2), а период качки увеличивается (гл. 5). Кроме того, такая загрузка упрощает удифферентовку судна без приема балласта. В еще большей степени эти преимущества могут быть реализованы путем применения трюмов разной длины: предназначенные для руды делают более короткими, чем смежные (см. рис. 8.16). Однако чередующаяся загрузка приводит к существенному росту изгибающего момента и перерезывающих сил. С увеличением количества трюмов этот отрицательный эффект несколько сглаживается. Соответственно УСМГ имеют большое количество грузовых помещений, число которых зависит от размеров судна и составляет n = 5(Dw^ ^20 тыс. т), n = 7(Dw^40 тыс. т) и п = 94- 11 (Dw > > 40 тыс. т).
Комбинированные суда предназначаются для перевозки наливных, в основном нефти и нефтепродуктов, и массовых грузов. Эти суда проектируют так, чтобы при транспортировке
288
разнородных грузов полностью использовать их грузоподъемность. Архитектурно-конструктивный тип этих судов мало отличается от такового навалочных, а масса корпуса несколько выше вследствие установки дополнительных систем и устройств.
Универсальные сухогрузные суда (УСС). К этой категории принадлежит самая многочисленная группа сухогрузных судов мирового флота. Степень универсальности этих судов зависит от их прочностных характеристик и оборудования грузовых помещений. Обычно универсальные суда строят для определенных категорий грузов. Так, линейные суда (лайнеры) в основном предназначены для перевозки различных генеральных гру-
Рис. 8.17. Многоцелевое судно: а — варианты модификации формы трюма: б — генеральный груз; в — насыпной груз
зов на определенных линиях, на многих из них имеются рефрижераторные камеры, а трюмы и палуба приспособлены для установки контейнеров. Трамповые суда (трампы) чаще всего перевозят массовые и лесные грузы на переменных направлениях. По размерам УСС уступают и навалочным судам и, тем более, танкерам — их водоизмещение, как правило, не превышает D — 20 4- 25 тыс. т.
Дальнейшим развитием УСС являются появившиеся в последнее время многоцелевые сухогрузные суда, в которых сочетаются характерные черты и конструктивные особенности и специализированных судов, и универсальных. Их приспосабливают для перевозки стандартных контейнеров, часть из них оборудуют для транспортировки колесной техники, тяжеловесных и крупногабаритных грузов, а также массовых грузов. На рис. 8.17 приведены примеры вариантов загрузки многоцелевого судна. Закрытия грузовых люков на нижней палубе выполнены так, что в открытом положении они формируют трюм, приспособленный для массового груза (рис. 8.17,а,б).
Улучшению условий погрузочно-разгрузочных работ в значительной степени способствует максимальное раскрытие палубы, т. е. увеличенине грузовых люков до таких размеров, чтобы можно было производить грузовые операции непосредственно краном, не прибегая к подтягиванию, переноске либо подгребанию груза. Суда, на которых реализуется этот принцип, полу-
289
чили название открытых. У таких судов люки занимают большую часть площади палубы.
Из конструктивных соображений ширина люка обычно ограничивается величиной Ь « 12 м, превышение которой приводит к резкому увеличению массы люковых крышек. Соответственно на крупных судах для необходимого раскрытия палубы устраивают парные люки. В этом случае упрощается решение задачи общей прочности судна, в обеспечении которой участвует также средний участок палубы, расположенный между рядами люков.
а)	5]
Рнс. 8.18. Варианты расположения люков на открытых судах: а — однорядные; б — трехрядные; в — парные; г — двухрядные поперечные
На очень широких судах возможно и трехрядное расположение люков либо поперечное двухрядное (рис. 8.18).
Особенности открытых судов сказываются как на конструкции их корпуса, так и на внешних обводах. Бортовые цистерны и продольные переборки на судах с парными и тройными люками улучшают грузовые помещения, приближая их форму к прямобортной. Это обстоятельство, а также расположение набора в междубортном пространстве существенно облегчают проведение грузовых операций. Продольные переборки, кроме того, способствуют обеспечению необходимой прочности, как общей (за счет участия в общем изгибе), так и местной (за счет создания промежуточных опор палубным и днищевым перекрытиям).
Изменение внешних обводов открытых судов выражается в том, что борта в надводной части иногда делают наклонными. Этот так называемый развал борта способствует при неизменных размерениях судна по ватерлинии увеличению ширины палубы и объема бортовых и подпалубных балластных цистерн, используемых при ходе порожнем для снижения избыточной остойчивости. В полном грузу, наоборот, повышается остойчивость на больших углах крена. На рис. 8.19 приведена схема поперечного сечения открытого судна, иллюстрирующая описанные выше особенности.
Суда для перевозки укрупненных унифицированных грузов. Стремление максимально снизить простои судов в портах за счет наиболее полной механизации грузовых операций привело
290
к идее строгой унификации грузовых мест. При этом форма и размеры всех перевозимых на судне мест одинаковы и неизменны, независимо от характера перевозимого груза. В наиболее полной мере этот принцип воплотился в судах-контейнеровозах, предназначенных для транспортировки стандартных контейнеров.
Последние представляют собой многократно используемую тару, выполненную в виде прочного, как правило металлического, ящика с одной или несколькими дверями. Существуют
Рис. 8.19. Поперечное сечение открытого судна с парными люками
Рис. 8.20. Размещение контейнеров в трюме н иа палубе контейнеровоза
и каркасные контейнеры без обшивки, внутри которых размещаются (с соответствующим креплением) легковые автомобили, цистерны с жидким грузом и т. д.
Начиная е 1964 г. в соответствии с рекомендацией Международной организации по стандартизации размеры контейнеров строго унифицированы, что позволяет проводить их обмен при международных перевозках. Так, контейнеры 1-й группы имеют одинаковое поперечное сечение (8-8 фут = 2,44-2,44 м) и длину от 10 фут (3,05 м) до 40 фут (12,2 м). Наибольшая масса контейнера с грузом не превышает 30 т.
Конструктивные особенности контейнеровозов определяются условиями перевозки грузов и требованием всемерного ускорения грузовых операций. Они имеют полное раскрытие палубы, минимальные подпалубные карманы, а также специальные направляющие каркасы в трюмах. Последние создают ячеистую структуру грузовых помещений, рассчитанную на вертикальную погрузку и выгрузку контейнеров, при которых исключаются их горизонтальные перемещения. Как правило, контейнеровозы однопалубные, порой с двойными бортами суда; ширина люков у них достигает 80—85 % ширины судна, а сами люки могут быть одиночными, парными или строенными. Для облегчения перевозки контейнеров на палубе она не должна иметь погиби бимсов и седловатости. Высокий полубак защищает палубный
19*
291
груз от заливаемости. В трюмах контейнеры устанавливают в пять-шесть ярусов, на палубе — в два-четыре (рис. 8.20). Чаше всего контейнеровозы имеют кормовое либо промежуточное расположение МО. Для увеличения грузоподъемности контейнеровозов целесообразно в междудонном и междубортном пространстве перевозить и наливные грузы.
В качестве унифицированных грузовых мест могут служить и лихтеры, т. е. несамоходные баржи различных размеров. Самые крупные имеют массу до 1000 т, их главные размерения АХ ВХ Т — 20,7X 10,7X5,3 м. Благодаря простейшей форме понтона, зачастую прямоугольной и прямостенной, уменьшается
Рис. 8.21. Лихтеровоз с вертикальной погрузкой лихтеров: а — боковой вид; б — сечение по трюму
1 — лихтер; 2 — козловой кран
стоимость изготовления лихтеров, облегчается размещение в них груза, а также и самих лихтеров на специальных судах — лихтеровозах. Груженые лихтеры принимают на борт с воды и выгружают тоже на воду. Грузовые операции осуществляются судовыми средствами — специальными стрелами, кранами либо лифтами. Если масса лихтеров превышает 250—300 т, то их погрузка проводится с кормы. Обородуование лихтеровоза козловыми кранами, выходящими на консоли в корме и перемещающимися по проложенным вдоль бортов рельсам, позволяет вести вертикальную погрузку лихтеров в трюмы, а также на закрытия люков. Конструкция лихтеров предусматривает установку их друг на друга в несколько ярусов (рис. 8.21). Лихте-ровозы описанного типа получили название ЛЭШ (от английского Lighter Aboard Ship (LASH)—лихтер на судне). Это однопалубные суда с двойными бортами и полностью открытой палубой. Поперечные переборки выделяют трюмы, в которые устанавливают лихтеры таким образом, что длинная их сторона перпендикулярна ДП судна. Лихтеровозы — одни из немногих судов, у которых МО может располагаться в носовой оконечности судна (рис. 8.21). Там же в таком случае находятся жилые и навигационные помещения.
292
Существуют лихтеровозы и другого типа — с горизонтальным способом погрузки лихтеров. Йх поднимают с воды кормовым лифтом, перемещают на тележки, а затем с помощью лебедок затягивают к местам установок. Соответственно изменяется и конструкция таких судов — они имеют две-три палубы, на которых в один ярус располагаются лихтеры; поперечные перёборки при этом отсутствуют.
Для транспортировки грузов крупными местами используются и суда с горизонтальной грузообработкой (накатные суда или суда ро — ро), предназначенные для перевозки колесной техники, которая загружается своим ходом, либо грузов, доставляемых на судно с помощью специальных самоходных погрузочных машин.
В зависимости от рода перевозимого груза эти суда значительно отличаются друг от друга по архитектурно-конструктивному типу. Общие черты: большое количество палуб, в том числе иногда и подвесных, отсутствие в грузовых помещениях поперечных переборок. Грузовые операции на этих судах осуществляются через расположенные в носу, борту нли корме вырезы по специальным сходням, называемым аппарелями. Кроме того, для распределения груза между палубами судна используются лифты, подъемники и внутрисудовые аппарели.
В связи с ростом потребности в транспортировке водными путями особотяжелых и крупногабаритных грузов в последнее время создаются специальные суда. Их архитектурно-конструктивный тип определяется характеристиками отдельных неделимых грузов, масса которых изменяется от 100 до 3000 т. В частности, некоторые из подобных судов могут перевозить на палубе самоподъемные плавучие буровые установки.
Пассажирские суда. При строительстве этих судов основное внимание уделяется двум вопросам: созданию пассажирам наилучших условий обитания и обеспечению безопасности их плавания.
Первая цель достигается за счет всемерного увеличения площади жилых и общественно-бытовых помещений для пассажиров, вторая — за счет подразделения судна на отсеки, снабжения его средствами противопожарной защиты, современным спасательным оборудованием.
Все эти требования формируют артитектурно-конструктив-ный тип пассажирских судов. Это многопалубные суда, с удлиненным, простирающимся почти до кормы баком, многоярусными большой протяженности надстройками и рубками, средним расположением МО.
Широкое распространение находят автомобильно-пассажирские паромы, предназначенные также для перевозки колесной техники, в основном легковых и грузовых автомобилей. Внешне эти суда практически не отличаются от пассажирских; их кон-
293
струкция имеет много общего с накатными судами. Автомобили въезжают на паром по аппарелям через грузовые ворота в оконечностях либо бортовые лацпорты. Размещается колесная техника на одной или нескольких палубах, часть из которых могут
Рис. 8.22. Автомобильно-пассажирский паром: а — боковой вид; б — сечение по грузовому помещению
1 — помещение для автомобилей
быть съемными. Представление о конструкции автомобильнопассажирского парома дает рис. 8.22.
Архитектурно-конструктивный тип высокоскоростных пассажирских судов с динамическим поддержанием сложился в прямой зависимости от их назначения и особенностей эксплуатации.
Рис. 8.23. Судно на подводных крыльях: а — боковой вид; б — сеченне в районе  пассажирского салона
1 — помещение для пассажиров
Так, уже упоминавшееся отечественное СПК «Комета» принимает на борт 118 пассажиров, размещающихся в трех салонах в креслах авиационного типа. Салоны расположены выше палубы переборок, которыми корпус разделен на 13 отсеков. МО занимает промежуточное положение, ходовая рубка обтекаемой формы смещена в нос, что улучшает обзор (рис. 8.23). Стремительность линий корпуса подчеркивает кормовой стабилизатор, который кроме чисто декоративных функций выполняет еще и более прозаическую роль — несколько повышает управляемость судна.
294
При проектировании судов на воздушной подушке в основном придерживаются тех же принципов: обеспечение хорошего обзора, максимальное снижение шума и вибрации в помещениях для пассажиров и экипажа. Все это, наряду с выполнением требований прочности, зачастую приводит к расположению МО в корме, пассажирского салона — в средней части, а ходовой рубки в носовой оконечности судна. Пример такого расположения иллюстрирует рис. 8.24, на котором представлена
Рнс. 8.24. Скеговое судно на воздушной подушке: а — боковой вид; б — сеченне по пассажирскому салону (/)
схема бокового вида и поперечного сечения отечественного морского СВПС типа «Чайка».
8.8.	Системы набора и конструктивные элементы корпуса
Корпус судна — тонкостенная коробчатая балка, образованная обшивкой и подкрепляющим ее набором. Отдельные элементы корпуса — перекрытия — представляют собой близкие к плоскостным конструкции, составленные листами обшивки и балками набора. Участки обшивки, опирающиеся на балки, имеют прямоугольную форму. Если эти прямоугольники ориентированы длинной стороной вдоль судна, то такая система набора называется продольной, если поперек него, то поперечной (рис. 8.25). В том случае, если форма пластин близка к квадратной, говорят, что система смешанная.
Балки, входящие в состав перекрытия, принято подразделять на балки главного направления и нормальные к ним перекрестные связи. При поперечной системе набора балки главного направления расположены в плоскости шпангоута; расстояние между ними называется поперечной шпацией. При продольной системе набора соответственно балками главного направления являются продольные связи, расстояние между ними — продольная шпация. В каждой системе набора перекрестные связи, расстояние между которыми всегда больше шпации, служат промежуточными опорами для балок главного направления. Выбор системы набора определяется тем, какие нагрузки у конструкции превалируют — от общего или местного изгиба.
295
В том случае, когда перекрытие вносит большой вклад в обеспечение общей прочности, а работа его сопряжена с возможностью потери устойчивости, предпочтение отдается продольной системе набора. Поперечная система целесообразна для перекрытий, противостоящих преимущественно местным нагрузкам.
Большое распространение получила комбинированная система набора, предложенная академиком Ю. А. Шиманским. Эта система сочетает в себе достоинства обеих предыдущих:
Рис. 8.25. Схема перекрытий с поперечной (я) и продольной (б) системой набора
1 — перекрестные связи; 2 — балки главного направления
палубные и днищевые перекрытия набираются по продольной системе, а бортовые — по поперечной. Первые два образуют пояски эквивалентного бруса (см. § 8.2) и воспринимают основную нагрузку от общего изгиба, последнее, бортовое, подвержено воздействию льда, давлению забортной воды. Практически у всех судов оконечности набираются по поперечной системе. Что касается средней части корпуса, то у относительно небольших сухогрузных судов (L < 100 м) для всех перекрытий часто используется поперечная система набора. Крупные сухогрузные и наливные суда длиной L 180 м обычно имеют комбинированную систему набора. Все перекрытия у танкеров большой длины, как правило, набираются по продольной системе.
У малых судов толщина листов обшивки во многом определяется технологическими факторами, а также предполагаемым износом. При этом обеспечивается устойчивость пластин, сжимаемых вдоль короткой кромки, т. е. поперечная система набора палубного и днищевого перекрытия удовлетворяет требованиям общей прочности. Использование стали повышенной прочности, а также снижение удельной роли добавки на износ приводят к тому, что у крупных судов относительная толщина обшивки уменьшается и необходимую устойчивость перекрытий,
296
работающих на сжатие при общем изгибе, удается обеспечить, только применяя продольную систему набора.
Представление о конструкции перекрытий, форме и взаимном расположении отдельных связей, типах соединения их между собой дает поперечное сечение корпуса судна (рис. 8.26).
Рис. 8.26. Поперечное сечение корпуса судна (пояснения в тексте)
Совокупность листов внешней оболочки, образующих нижнюю и боковую поверхности корпуса, принято называть обшивкой (соответственно днищевой и бортовой). Что касается горизонтально расположенных листов, то их называют настилами: палубный настил, настил двойного дна.
Отдельные листы обшивки днища 17 (рис. 8.26), борта 21, настила верхней палубы 6 усилены, т. е. имеют большую, по сравнению с соседними, толщину. Это проявляется, в частности, в том, что им присвоены собственные названия: горизонтальный
297
киль 14, скуловой пояс 18, ширстрек 23, палубный стрингер 3, крайний междудонный лист 19. Двойное дно сверху ограничено настилом 12, который совместно с обшивкой днища, балками главного направления — вертикальным (усиленным) килем 13 и днищевыми стрингерами 16, а также перекрестными связями— флорами 15 — образует днищевое перекрытие. Для облегчения конструкции некоторые флоры и днищевые стрингеры имеют большие вырезы. Это практически не снижает несущей способности перекрытия, поскольку отверстия располагаются в районе нейтральных осей продольных и поперечных связей.
Балки бортового набора 20 носят название шпангоутов, поперечные балки, подкрепляющие настилы палуб — бимсов (главной, верхней 5, нижней 11). Находящиеся в одной плоскости шпангоуты, бимсы и флоры составляют шпангоутную раму.
Продольные подпалубные балки 4— балки главного направления палубного перекрытия, перекрестными связями для них служат бимсы 5. Коммингсы 7 и 9 ограждают люки верхней и нижней 8 палубы соответственно. Кницы 22 и бракеты 10 служат для соединения элементов набора корпуса. Стрингерный угольник 24 усиливает соединение ширстрека 23 с палубным стрингером 3. В плоскости бортов на палубе устанавливается специальная ограждающая конструкция — фальшборт, состоящий из обшивки 25, верхней обделочной полосы — планшира 1 и подкрепляющих вертикальных стоек 2.
В рассматриваемом примере (рис. 8.26) верхняя палуба и днищевое перекрытие набраны по продольной системе набора, борта и нижняя палуба — по поперечной. Таким образом, для судна в целом использована комбинированная система набора. Такие конструкции характерны, в частности, для универсальных сухогрузных судов.
8.9.	Конструкция перекрытий и других элементов корпуса
Днищевое перекрытие. Оно воспринимает растягивающие и сжимающие напряжения от общего продольного изгиба, а также напряжения, вызываемые местными нагрузками. На относительно небольших сухогрузных судах {L < 80 м) и на многих танкерах днищевое перекрытие не имеет второго дна. На всех сухогрузных судах большей длины, на газовозах и на крупных танкерах днищевое перекрытие сверху закрывается настилом второго дна. На современных транспортных судах наружная обшивка днища в средней части делается горизонтальной, килеватость появляется только в оконечностях. Настил второго дна на всей длине от форпика до ахтерпика также горизонтален— это создает удобства при укладке груза и обслуживании трюмов. Налииче двойного дна повышает и безопас
298
ность плавания судна, препятствуя распространению воды в случае пробоины в днище. При выборе высоты двойного дна, расстояний между остальными элементами перекрытия учитывается и необходимость доступа ко всем конструкциям для осмотра, ремонта и окраски.
Конструкция днищевого перекрытия с двойным дном, выполненного по поперечной системе набора, представлено на рис. 8.27. Балки главного направления — флоры, могут быть
Рис. 8.27. Днищевое перекрытие, поперечная система набора: а — сплошной непроницаемый флор; б — сплошной проницаемый флор; в —открытый бракетный флор
1 — вертикальный киль; 2 — стрингер; 3 — междудонный лист; 4 — ребро жесткости;
5 — бракета
Рис. 8.28. Днищевое перекрытие, продольная система набора
"1	|о	1°	о		°	о
сплошными и открытыми, первые, в свою очередь, бывают проницаемыми и непроницаемыми, выгораживающими междудон-ные отсеки. Типы флоров, расстояния между ними регламентируются Правилами Регистра в зависимости от размеров судна, его назначения, расположения днищевого перекрытия (в оконечностях, в средней части, в районе МО) и т. д. Междудонный лист устанавливается либо по нормали к обшивке в районе скулы (рис. 8.27), либо горизонтально (см. рис. 8.26).
При продольной системе набора (рис. 8.28), днищевое перекрытие наряду с описанными выше элементами содержит продольные ребра жесткости, установленные в одной вертикальной плоскости по наружной обшивке и настилу второго дна. Сплошные флоры, выполняющие роль перекрестных связей, располагаются на каждом третьем шпангоуте, в них делаются вырезы для прохода продольных ребер жесткости. Когда эти ребра проходят через водонепроницаемый флор, то вырезы в последнем заделываются путем приварки специальных планок. Допускается разрезать продольные ребра жесткости, в этом случае к непроницаемым флорам и переборкам они крепятся с помощью книц или бракет.
Иногда на сухогрузных судах применяется стрингерная система набора. При этом каждая пара продольных ребер жесткости, расположенных в одной вертикальной плоскости,
299
заменяется сплошным днищевым стрингером. Пример такого перекрытия представлен на рис. 8.26.
Палубные перекрытия. Как и днищевые, палубные перекрытия вносят основной вклад в обеспечение общей продольной прочности. Кроме того, они воспринимают и местные нагрузки: силу тяжести палубного груза, давление воды при заливании судна во время шторма, льда— в случае его обмерзания.
При поперечной системе набора, применяемой только на сравнительно небольших судах, балками главного направления палубного перекрытия являются бимсы, перекрестными связями — карлингсы, усиленные продольные балки, простирающиеся на всю длину отсека и привариваемые к поперечным переборкам. Как правило, карлингсы продолжают коммингсы люков, образуя вместе с ними непрерывные продольные связи. При большой длине грузового трюма в углах люков могут устанавливаться пиллерсы — вертикальные стойки трубчатого сечения. Однако пиллерсы существенно затрудняют грузовые операции в трюмах, поэтому в последнее время они практически не используются.
При продольной системе набора балками главного направления служат продольные подпалубные ребра жесткости, которые располагаются в одной вертикальной плоскости с днищевыми продольными балками и вертикальными стойками поперечных переборок. В результате создаются замкнутые продольные рамы, которые во всех четырех углах подкрепляются кницами.
Промежуточными опорами, перекрестными связями для продольных подпалубных балок служат рамные бимсы, которые устанавливают не на каждом шпангоуте. Конструкция палубного перекрытия, набранного по продольной системе, представлена на рис. 8.26. Настил верхней палубы усиливают в месте стыковки с бортом (палубный стрингер), а также в районе углов вырезов — грузовых люков. Палубный стрингер с шир-стреком соединяют либо сваркой впритык, либо с помощью стрингерного угольника, на заклепках. В этом случае заклепочное соединение служит барьерным швом, препятствующим появлению и распространению трещин. Нижние палубы, которые располагаются в районе нейтральной оси и практически не принимают участия в общем изгибе, обычно набирают по поперечной системе (см. рис. 8.26).
В отличие от палуб, распространяющихся по всей длине судна, горизонтальные перекрытия, устанавливаемые в пределах одного отсека (или его части) называют платформами. Они воспринимают только местную нагрузку, поэтому набираются обычно по поперечной системе. Эта система хороша, в частности, тем, что все балки главного направления, бимсы, имеют одинаковую высоту, что улучшает условия размещения
300
генерального груза и проведения грузовых операций в трюме и твиндеке.
Бортовые перекрытия. Они связывают между собой палубные и днищевые перекрытия, обеспечивая их совместную работу при общем продольном изгибе. Хотя бортовые перекрытия и воспринимают перерезывающие силы от общего изгиба, в качестве расчетной для них обычно принимают местную поперечную нагрузку. Бортовые перекрытия сухогрузных судов при относительно небольшой высоте имеют
значительную протяженность в продольном направлении. В этом случае поперечная система набора с вертикальными балками главного направления наиболее целесообразна для обеспечения местной прочности. Эти балки, шпангоуты, устанавливаются на каждой шпации и по концам опираются на днищевое и палубное перекрытия. Такие шпангоуты зачастую обеспечивают достаточную жесткость всего борта, даже без перекрестных связей. Подобная конструкция бортового перекрытия (см. рис. 8.26) удобна с точки зрения размещения грузов и проведения грузовых операций в трюмах сухогрузных судов. При большой глубине трюмов может возникнуть необходимость в промежуточных опорах, тогда вдоль борта прокладывают продольные балки — бортовые стрингеры, выполняющие роль перекрестных связей. При этом в трюмах сухогрузных судов стремятся применять так
Рис. Рис. 8.29. Поперечное сечение корпуса танкера по бортовому отсеку
1 — рамный шпангоут; 2— рамный бимс; 3 — рамная стойка продольной переборки; 4 — продольная переборка; 5 — флор; 6 — иастил двойного дна
называемую монотонную систему набора, когда шпангоуты и стрингеры имеют одинаковую высоту, что удобно при проведении грузовых операций.
Пример бортового перекрытия, набранного по продольной системе набора, — рис. 8.29, на котором приведено поперечное сечение корпуса крупного танкера, имеющего двойное дно. Обшивка борта подкреплена горизонтальными продольными реб-
рами, непрерывно идущими по всей длине судна, исключая оконечности. Продольную переборку проектируют совместно с бортом — продольные ребра жесткости устанавливают в одной плоскости с бортовыми. В этой же плоскости на попереч-
ных переборках, ограничивающих отсек, размещают горизонтальные ребра жесткости. Подкрепленные в местах соединения кницами, все эти ребра образуют горизонтальную рамку, обеспечивающую конструкции необходимую прочность. Продольный
301
и поперечный набор на переборке установлен со стороны бортового танка, соседний трюм свободен от набора, что облегчает проведение в нем грузовых операций, его зачистку. Перекрестные связи — рамные шпангоут, бимс, стойка продольной переборки и флор, соединенные кницами, — создают шпангоутную рамку, являющуюся промежуточной опорой для продольных балок главного направления.
Конструкция переборок. Подразделение судна на водонепро-
ницаемые отсеки проводится с помощью главных продольных и поперечных переборок. Они также уча-а1 п W J] ствуют в обеспечении общей и местной JJ Л прочности судна. Количество переборок zz^	определяется Правилами Регистра и за-
|	ff	висит от размеров и назначения судна.
I и	Водонепроницаемые продольные пере-
Хх	'К	борки, устанавливаемые по всей длине,
I	применяют, как правило, только на танке-
J	V	рах. Одно из назначений таких перебо-
zz	II	рок — снижение отрицательного влияния
if	JJ	на поперечную остойчивость свободной по-
I	zZ верхности жидкого груза (см. гл. 2).
и "	Полотнище переборки набирают из го-
Рис. 8.30. Форма гофров переборок: а — грапециевидная; б — волнистая
ризонтально ориентированных листов, толщина которых убывает с высотой. Расчетным для переборки является давление воды в заполненном отсеке. Выбор набора определяется как соотношением разме-и системой набора корпуса судна в целом,
ров переборки, так
о чем говорилось выше.
Продольные и поперечные переборки, устанавливаемые на настил двойного дна, в вертикальной плоскости должны продолжать соответственно водонепроницаемый стрингер или флор.
Водонепроницаемая переборка может быть гофрированной. У продольной переборки гофры должны располагаться горизонтально, поперечные переборки могут иметь горизонтальные либо вертикальные гофры. Последние могут иметь трапециевидную или волнистую форму (рис. 8.30). Стенки гофров в определенней степени заменяют ребра жесткости соответствующего направления, поэтому гофрированные переборки легче плоских на 20—25 %. Считается, что и трудоемкость их изготовления также ниже на 10—15 %. Широкое применение гофрированные (штампованные) конструкции находят в наружных и внутренних элементах надстроек и рубок.
Особенности конструкции корпуса в районе МО. Высокая энерговооруженность современных судов накладывает отпечаток на их конструкцию, особенно в районе машинного отделе-
302
набора сплошные флоры в МО
ния (МО), где располагаются главные двигатели и большая часть вспомогательных механизмов. Кроме сил тяжести, на днищевое перекрытие в МО действуют большие инерционные нагрузки, вызываемые качкой судна, оголением гребного винта и «разносом» двигателя и другими причинами. Для обеспечения нормальных условий работы главных и вспомогательных механизмов? деформация днищевого перекрытия должна быть сведена к минимуму. Достаточная прочность и жесткость этого перекрытия достигается благодаря усилению его набора и надежного соединения с бортовыми конструкциями.
Усилия от двигателя передаются на перекрытия через фундамент, который совместно с элементами двойного дна должен составлять единую конструкцию. Протяженность фундамента должна способствовать распределению нагрузки от двигателя на возможно большее число жестких связей.
При поперечной системе
устанавливают на каждом шпангоуте, при продольной — через один, под фундаментом тоже на каждом.
Конструкции фундаментов весьма многообразны. Они зависят от типа и мощности главного двигателя, его расположения, соответствующих особенностей вспомогательных механизмов. Общим у всех фундаментов является наличие трех типов элементов: продольных балок, служащих опорами двигателю; поперечных бракет, перевязывающих продольные балки, и подкрепляющих эти конструкции вертикальных ребер или книц (рис. 8.31).
В районе МО усиливают и бортовой набор рамными шпангоутами и бортовыми стрингерами.
В палубах над МО делают вырезы, предназначенные для удобства монтажа главного двигателя и его выгрузки при ремонте. По всей высоте межпалубного пространства эти вырезы ограждают продольными и поперечными выгородками, образующими так называемую шахту—колодец, идущий через несколько палуб в корпусе и в надстройке.
Конструкция оконечностей судна. Форма носовой оконечности судна в значительной степени определяет его мореходные качества, в первую очередь ходкость на тихой воде и особенно на волнении. В не меньшей мере она оказывает влияние и на прочностные характеристики судна: от нее зависят величина ударных нагрузок при слеминге, силы, действующие на корпус при движении во льдах.
303
Кормовая оконечность формирует поток в диске гребного винта, существенно влияет на его эффективность, воспринимает пульсирующие давления, вызванные работой движителя. В районе кормовой оконечности гребной вал выходит из корпуса судна.
Обе оконечности насыщены судовыми устройствами: в носовой размещается якорное, а в кормовой рулевое (см. гл. 9), в обеих могут располагаться подруливающие устройства.
Размеры конструктивных элементов в оконечностях определяются требованиями местной прочности.
Носовая оконечность заканчивается мощной балкой сложной формы — форштевнем, к которому присоединены обшивка и вертикальный киль. С противоположной стороны носовая оконечность, форпик, ограничивается водонепроницаемой поперечной переборкой, называемой таранной. Система набора принимается поперечной, шпангоуты располагаются на расстоянии не более 600 мм. Параллельно палубам в форпике устанавливают несколько платформ. Последние заканчиваются у форштевня и вместе с палубами служат для него опорами. Подавляющее число современных судов имеет носовой бульб. При большой высоте последнего он также подкрепляется горизонтальными платформами. Конструкция форштевня определяется размерами и назначением судна. Особенно мощные форштевни устанавливают на ледоколах. Подкрепление носовой оконечности не ограничивается только особой конструкцией в форпике. На протяжении не менее чем 0,15/. от носового перпендикуляра предусматривается усиление набора корпуса.
Кормовая оконечность судна, ахтерпик, заключена между ахтерпиковой переборкой и ахтерштевнем — балкой или рамой сложной конструкции. На ахтерштевне заканчивается вертикальный киль, здесь же замыкаются бортовая обшивка и набор корпуса.
Форма кормовой оконечности определяется в первую очередь количеством гребных валов. Как и форпик, ахтерпик имеет поперечную систему набора, его конструкция дополнительно усиливается на судах ледового плавания.
Конструкция надстроек и рубок. Надстройки простираются по всей ширине судна от борта до борта. Их лобовые переборки воспринимают удары волн, соответственно их проектируют более прочными, чем концевые переборки. Если длина средней надстройки превышает 0,15/, то она участвует в общем изгибе. Район соединения надстройки с корпусом подкреп-л'яется для уменьшения концентрации напряжений.
Основные элементы надстроек — плоскостные конструкции, подкрепленные набором.
304
В отличие от надстроек рубки имеют ширину, меньшую, чем корпус судна. Их конструкция мало отличается от таковой у надстроек.
В последнее время в качестве материала для надстроек и рубок используются легкие сплавы на алюминиевой основе. Вместе с гофрированными конструкциями это приводит к уменьшению массы судна и понижению его центра тяжести. Последнее обстоятельство облегчает обеспечение требуемой поперечной остойчивости (см. гл. 2).
Особенности конструкции судов ледового плавания. Практика показала, что при плавании в битых льдах, в том числе
Рис. 8.32. Схема ледового пояса
и при проводке в кильватере за ледоколом, корпус судна испытывает большие ледовые нагрузки, существенно превышающие те, которые действуют даже в условиях сильного шторма. Поэтому для обеспечения прочности обшивки в районе контакта со льдом необходимы специальные конструктивные решения. В основном они сводятся к созданию так называемого ледового пояса, охватывающего значительную поверхность корпуса. По высоте ледовый пояс должен перекрывать весь участок борта, который может подвергаться воздействию льда. С учетом того, что битый лед, развигаемый корпусом, притапливается и судно зачастую плавает в балласте (малая осадка, дифферент на корму), ледовый пояс начинается обычно выше конструктивной ватерлинии, а заканчивается значительно ниже ее, часто доходя до настила двойного дна (рис. 8.32).
В носовой оконечности верхняя граница ледового пояса приподнята (учитывается нагромождение кусков разрушаемого льда друг на друга, его торошения), а нижняя опускается до килевой линии — в этом районе происходит наиболее интенсивное притапливание льдин.
Ледовый пояс представляет собой участок бортового перекрытия более прочной и жесткой по сравнению с соседними конструкции. Ледовые усиления корпуса в этом районе заключаются как в увеличении толщины обшивки борта, так и уменьшении расстояния между балками набора. Практически это сводится к тому, что кроме основных шпангоутов устанавливают промежуточные, которые делят шпацию пополам и идут не по всей высоте борта.
20,И1	305
Ледовой нагрузке лучше.противостоит поперечная система набора. При этом промежуточные шпангоуты устанавливают так, чтобы они перекрывали -высоту ледового пояса. Оканчиваются эти шпангоуты вверху на промежуточных палубах, а внизу — на настиле двойного дна, в пролете они подкрепляются бортовыми стрингерами; В тех случаях, когда высота ледового пояса относительно невелика, промежуточные шпангоуты могут оканчиваться на бортовых стрингерах. Размеры ледового пояса, толщина бортовой обшивки, характеристики основных и дополнительных шпангоутов регламентируются Правилами Регистра.
На крупных танкерах с продольной системой набора бортовых перекрытий усиления в районе ледового пояса выполняют по той же продольной системе.
Ледовый пояс — основная, но не единственная особенность конструкции подобных судов. Для наибольшего соответствия условиям эксплуатации суда ледового плавания имеют специальную форму носовой и кормовой оконечности, могут иметь развал бортов и т. д. В наибольшей степени эти особенности проявляются у ледоколов и судов активного ледового плавания (категория-УЛА). Примером может служить современное многоцелевое сухогрузное ледокольно-транспортное судно «Норильск» дедвейтом около Day = 20 000 т. Оно предназначено для плавания во льдах как за ледоколом, так и самостоятельно. Его ледопроходимость характеризуется предельной толщиной льда йл=1,4 м. Непрерывным ходом со скоростью около 2 уз судно может преодолевать ледяные поля метровой толщины. Носовые обводы имеют ледокольную форму — форштевень в районе ватерлинии наклонен на 30° к горизонту, ахтерштевень снабжен «ледовым зубом» — специальным выступом, расположенным за рулем и предохраняющим последний при движении задним ходом.
Борта судна ниже ватерлинии имеют развал. Конструкции верхней части форштевня бака усилены для обеспечения движения судна вплотную за ледоколом. Ют имеет также усиленный кормовой буксирный вырез, предназначенный для крепления носа судна,' следующего во льдах вплотную за «Норильском». В трех средних грузовых трюмах и в МО корпус судна имеет двойные борта, суммарная протяженность которых составляет около 65 % длины судна. На баке расположен Носовой наблюдательный пост.
Материал корпуса, судовые устройства и оборудование рассчитаны на нормальную работу при температуре наружного воздуха до —50 °C.
Канадский танкер-продуктовоз «Луни», предназначенный для эксплуатации в районах Арктики, имеет еще одну конструктивную особенность. Так как движение во льдах сопро-306
вождается толчками, вибрацией, сильным шумом, для создания нормальных условий обитания экипажа пятиярусная надстройка массой около 500 т вибро- и звукоизолировано от корпуса судна.
Это достигнуто с помощью большого количества металлорезиновых элементов, расположенных между двумя продольными балками, на которые опирается надстройка, и двумя таким и же балками, укрепленными на верхней палубе. Специальные ограничители не дают надстройке оторваться от корпуса при экстремальных углах крена и дифферента.
Форма судов низших ледовых категорий (Л1, Л2, ЛЗ) мало отличается от традиционной для соответствующих транспортных судов.
8.10. Конструкция корпуса судов с динамическим поддержанием
Масса корпуса современных высокоскоростных СДП составляет значительно’ большую часть водоизмещения, чем у судов, движущихся в режиме плавания. Поэтому снижение веса — основная задача, которую решают при проектировании корпусных конструкций СДП. Эта цель достигается благодаря применению легких алюминиевых сплавов как основного, корпусного материала, а также выбору специальных конструктивных элементов корпуса.
Конструкция корпуса СПК. Принципы проектирования основных частей СПК (наружной обшивки, переборок, корпусных перекрытий и т. д.) не отличаются от общепринятых в судостроении. Однако специфика используемых исходных материалов — листового и профильного проката из легких сплавов, прессованных и штампованных панелей — делают конструкцию корпуса СПК в определенной степени необычной. Существует два типа конструктивного оформления соединений пересекающихся связей набора. В первом продольные- балки крепятся к обшивке, а поперечные к ним. Этот способ получил название навесного, а шпангоуты именуют навесными или накладными. Традиционный для стального судостроения тип соединений, когда и продольные и поперечные связи набора крепятся непосредственно к обшивке, применительно к СПК иногда называют нарезным. Его используют в наиболее ответственных участках перекрытия, там, где действуют значительные сосредоточенные нагрузки: в районе присоединения крыльевых устройств (КУ), расположения фундаментов главного двигателя и т. д. Кроме того, в местах крепления стоек КУ и кронштейнов гребных валов на 20 % и более утолщают листы обшивки, а под каждой стойкой и кронштейном устанав-
20*
307
ливают дополнительные продольные и поперечные связи. В конструкциях продольных и поперечных переборок основного корпуса широко используют прессованные панели. Применение тонколистового материала и малоразмерного балочного набора с соединительными полками приводит к тому, что наряду с точечной сваркой используется и клепка. Уменьшению массы кон-
струкций СПК способствует и все более широкое применение трехслойных панелей.
В качестве примера на рис. 8.33 приведен конструктивный мидель-шпангоут уже упо-минвшегося отечественного морского СПК «Комета». Корпус и надстройка этого судна изготовлены цельносварными из алюминиевых сплавов. Поперечный набор корпуса состоит из рамных шпангоутов таврового и двутаврового профилей, к продольному набору обшивки он крепится навесным способом. За габариты корпуса выступает характерная для всех СПК деталь — крино-
Рис. 8.33. Поперечное сечение кор- ЛИН, предохраняющий крылья пуса СПК «Комета»	от ударов при швартовке.
Еще один, присущий только СПК, элемент — крыльевое устройство, включающее собственно
крылья, поддерживающие их стойки, стабилизирующие элементы. Конструкция КУ в значительной степени определяется их типом (МПК, АУПК, пересекающие свободную поверхность— см. гл. 3), материалом для него служит обычно нержавеющая сталь, обладающая необходимыми прочностными и
антикоррозионными качествами.
Конструкция судов на воздушной подушке. По своей форме, соотношению главных размерений, характеру сил поддержания СВП в наибольшей степени отличается от всех других судов, включая и СДП. Так, например, амфибийные СВП имеют широкие плоские корпуса, плохо приспособленные к плаванию в водоизмещающем режиме (без ВП), особенно на волнении. Скеговые СВП по форме несколько напоминают катамараны и в этом плане более близки к обычным судам.
Условно СВП можно представить состоящим из трех основных элементов: собственно корпуса, надстройки и ограждения воздушной подушки. Последнее на большинстве современных судов гибкое, представляющее деформируемую конструкцию,
308
способную подгибаться при встрече с препятствием. Как и у СПК, корпус СВП часто составляет единое целое с надстройкой, особенно это характерно для относительно небольших судов. В конструкции надстроек проявляется стремление в наибольшей степени снизить их массу. Использование с этой целью тонколистового материала приводит к необходимости применять’ клепаные соединения. В конструкциях надстроек
широко используют панели, прессованные, гофрированные, трехслойные. В перекрытиях надстроек преобладает продольная система набора, как в конструкции корпуса СПК, находит применение навесной способ соединения продольных и поперечных связей.
На рис. 8.34 приведено поперечное сечение корпуса снегового СВП «Чайка», которое, как упоминалось выше, предназначено для морских пассажирских перевозок. Обшивка крыши и частично бортов надстройки выполнены из гофрированных панелей; более мощные используются и для обшивки днища. Балки продольного набора имеют полособульбовый или Z-й (зетовый) профиль, шпангоуты надстрой-
I
Рис. 8.34. Поперечное сечение корпуса СВПС «Чайка»
ки выполнены из тавра.
Наряду со сваркой широко используются клепаные соеди
нения.
При постройке и эксплуатации СВП был зарегистрирован ряд пожаров. Огнестойкость конструкций из легких сплавов чрезвычайно низка — снижение прочности в два раза имеет место уже при нагревании до 230 °C. Такая температура при
возгорании моторного топлива достигается в течение всего нескольких секунд, что может привести к разрушению конструкции, находящейся вблизи. Для снижения подобной опасности необходимо защищать конструкции из алюминиевых сплавов пассивными легкими покрытиями.
Наиболее специфичным конструктивным элементом СВП является гибкое ограждение (ГО), которое изготовляют из не
309
традиционных для судостроения синтетических тканей типа найлона, терилена и др. Может быть, это одна из причин, почему гибкие ограждения в разговорной речи часто именуют «юбками».
Требования, предъявляемые к ГО, противоречивы (они должны быть легкими, прочными, долговечными, иметь устойчивую форму), что приводит к появлению большого разнообразия конструкций.
Иногда ограждения ВП изготавливают из жестких элементов, например, шарнирно закрепленных створок, возвращаемых в исходное положение амортизатором. Такого рода конструкции встречаются только на скеговых СВП.
Контрольные вопросы
1.	Под действием каких сил возникает общий продольный изгиб корпуса?
2.	Что такое эквивалентный брус?
3.	Почему сталь является основным судостроительным материалом?
4.	Какие способы соединения металлических элементов корпуса используются в судостроении?
5.	В каком месте по длине судна может располагаться машинное отделение?
6.	Чем вызвана специализация и универсализация транспортных судов?
7.	У каких судов устанавливаются двойные борта? С какой целью?
8.	Какие нагрузки воспринимают основные перекрытия судна?
9.	Какие существуют системы набора судового корпуса?
10.	В чем заключаются особенности конструкции корпуса в районе МО?
11.	В чем заключаются основные особенности конструкции судов активного ледового плавания?
12.	Какие типы соединений балок продольного и поперечного набора используют на СДП?
Глава 9
СУДОВЫЕ УСТРОЙСТВА И СИСТЕМЫ
9.1.	Общие сведения
Судовые устройства служат для обеспечения нормального функционирования судна в соответствии с его назначением.
Практически на каждом судне, независимо от его типа, имеются рулевое, грузовое, спасательное, якорное, швартовное и буксирное устройства, которые поэтому и называются общесудовыми.
Некоторые суда снабжаются еще и специальными устройствами, предназначенными для выполнения специфических функций. К этой категории относятся промысловые устройства, устройства для крепления леса на палубе, для передачи грузов в море на ходу, крыльевые СПК и т. д.
ЗЮ
Большинство механизмов, входящих в состав судовых устройств и обеспечивающих их работу, располагается на верхней палубе, соответственно они называются палубными. Привод этих механизмов может быть электрическим, гидравлическим, электрогидравлическим, паровым или дизельным. Выбор привода определяется как типом и назначением. устройства, так и во уногом типом главной судовой энергетической установки.
Судовые устройства, устанавливаемые на судах различных назначений, имеют много общего, зачастую они включают стандартные элементы, обеспечивающие высокое качество при относительно небольшой стоимости серийной продукции.
На судах в зависимости от их типа преобладают те или иные устройства; какие-то устройства могут быть широко представлены, какие-то могут вообще отсутствовать. Так, например, буксирные устройства в наибольшей степени характерны для буксирных судов, а на многих других судах его роль выполняет швартовное устройство.
Мы будем рассматривать преимущественно общесудовые устройства.
9.2.	Рулевое устройство ,	,
/•,	fa
Назначение рулевого устройства — обеспечение управляемости судна.} Из дсех садовых устройств оно наиболее важное, так как даже кратковрем^нйкй выход его из строя может привести к катастрофическим последствиям.
Рулевое устройство состоит из рабочего органа: руля, баллера— вала для его поворота, рулевого привода, рулевой машины, поста управления.)
Принцип работы и конструкция судового руля рассматривались раньше в гл. 6.	ч н»
(Основной пост управлец^я находится в рулевой рубке у путевого г^эмпасаДШтурвал или пульт управления рулем обычно монтирует на одной колонке с авторулевым (см. гл. 6). Ука-ц.т^ затель угла переклддк,и руля ^помещается на, колонке управле- , j ния, его -по^азанйя дублируются прибором*, Остановленным fka^ лобовой'Аереборке рубки, таким образом капитан и вахтенный помощник имеют возможность постоянно контролировать положение руля.	- д;
. 1(L)( (Связь пост;а „управления с пусковым эде^ацизмом исполнительного органа рулевой машины осуществляется посредством рулевой передачи, •'которая на современных судах обычно выполняется электрической или гидравлической.
В настоящее время рулевые машины, электрические или электрогидравлические, устанавливаю^ непосредственно у румпеля без промежуточных приводов. Ь *• Ь С /д
311
Передача усилия от рулевой машины к баллеру осуществляется с помощью рулевого привода.
На некоторых небольших судах применяется секторно-румпельный привод (рис. 9.1), в котором румпель жестко скреплен с баллером руля. Сектор свободно насажен на баллер и связан с румпелем с помощью пружинного амортизатора. Перекладка руля выполняется рулевой машиной через зубчатую передачу, поворачивающую сектор. Последний увлекает за собой рум-
Рис. 9.1. Схема секторно-рум-пельиого привода
1 — сектор; 2 — румпель; 3 — баллер руля
Рис 9.2. Схема электрогидравли-ческой рулевой машины
1 — электродвигатель; 2 — насос; 3 — трубопроводы; 4 — перепускной клапан; 5 — цилиндр; 6 — плунжер; 7 — ползун; 8 —- румпель; 9 — баллер
пель, при этом динамические нагрузки (например, от ударов волн) гасятся амортизаторами.
На современных судах, как правило, рулевые машины совмещают с рулевым приводом, что позволяет уменьшить габариты комплекса и повысить его КПД. Наибольшее распространение при этом получили электрогидравлические машины плунжерного типа. В этих машинах давление рабочей жидкости преобразуется в поступательное перемещение плунжера, который через механическую передачу поворачивает баллер руля.. Машины могут иметь двух- и четырехцилиндровое исполнение; в качестве рабочей жидкости в них используется минеральное масло.
Работу рулевого устройства подобного типа можно проследить на рис. 9.2, где представлена схема двухцилиндровой машины. Электродвигатель, включаемый посредством рулевой передачи с пульта управления, приводит в действие насос, который перекачивает масло из одного рабочего цилиндра в другой, приводя плунжеры в поступательное движение. Вместе с ними начинает перемещаться и ползун, поворачивающий баллер че
312
рез жестко связанный с ним румпель. Перепускной клапан, включенный в гидравлическую систему, является амортизатором. При ударах волн в перо руля в одном из цилиндров давление резко возрастает, клапан приоткрывается и масло из него перемещается в другой цилиндр.
На крупнотоннажных судах для обеспечения большего вращающего Момента обычно устанавливают четырехцилиндровые рулевые машины, принцип действия которых не отличается от рассмотренного выше. Особенность таких машин состоит в том, что в действие могут вводиться одна пара цилиндров с собственным насосом или обе. В открытом море работает только один насос, а в стесненных водах, узкостях, портах включают обе пары цилиндров.
Кроме описанных выше, существует еще ряд приводов: рум-пельно-штуртросовый, секторный с валиковой проводкой, винтовой. На современных морских судах в качестве основных они, как правило, не используются.
Рулевую машину обычно размещают в специальном помещении — румпельном отделении, которое находится в непосредственной близости от руля.
Регистр требует, чтобы каждое морское судно имело три привода: основной, запасной и аварийный.
Основной привод должен обеспечивать перекладку руля с борта на борт при максимальной скорости движения. Время перекладки из крайнего положения 35° одного борта до 30° другого не должно быть больше 28 с.
Требования к запасному приводу: перекладка руля с 20° одного борта на 20° другого при скорости, равной половине максимальной (но не менее 7 уз), за время, не превышающее 60 с. При этом переход с основного привода на запасной также лимитируется двумя минутами. Если основной привод состоит из двух агрегатов, способных действовать независимо друг от друга, то запасной привод не требуется.
Аварийный рулевой привод должен обеспечивать перекладку руля при скорости переднего хода не менее 4 уз. Этот привод не должен располагаться ниже водонепроницаемой палубы. Установка его не требуется, если основной и запасной приводы находятся в помещении, расположенном выше грузовой ватерлинии.
Рулевое устройство должно иметь ограничители, не допускающие перекладку руля более чем на 35° на каждый борт.
Особенность подводных судов — необходимость обеспечения управляемости не только в горизонтальной плоскости, но и в вертикальной. Соответственно эти суда снабжаются и горизонтальными рулями, которые обычно располагаются не только в кормовой части судна, но и в носовой, что повышает управляемость на малых скоростях. Горизонтальные рули всегда
313
парные, на оба борта; парными могут быть и вертикальные рули.
9.3.	Грузовое устройство
Грузовые устройства — это комплекс конструкций и механизмов, предназначенных для выполнения погрузочно-разгрузочных работ силами экипажа судна.
Количество грузовых устройств и их тип определяются многими факторами: назначением судна, его размерениями, районом плавания, характером перевозимого груза.
Суда, предназначенные для грузовых операций на необорудованных рейдах, либо посещающие порты, не имеющие кранового оборудования, должны обладать развитым грузовым устройством.
На сухогрузных судах в состав грузовых устройств входят грузовые стрелы, краны, люковые закрытия и средства трюмной механизации. Суда с горизонтальным способом грузообра-ботки оборудуются аппарелями (внешними и внутренними), межпалубными лифтами и подъемниками; на лихтеровозах устанавливают катучие краны. Саморазгружающиеся суда для перевозки сыпучих грузов снабжаются ленточными транспортерами, элеваторами и другими специальными устройствами. Основными грузовыми устройствами наливных судов служат насосы и трубопроводы.
Грузовые устройства современных морских сухогрузных судов могут быть периодического и непрерывного действия. К первой категории относятся грузовые стрелы и краны, ко второй — транспортеры и элеваторы.
Грузовые стрелы устанавливаются на мачтах или грузовых колоннах. Их принято разделять на легкие, грузоподъемностью до 10 т, и тяжеловесные, более 10 т. Грузоподъемность последних может достигать 200—300 т, однако наибольшее распространение получили «тяжеловесы» на 40—60 т.
Устройство с легкой стрелой включает собственно стрелу, мачту и грузовую лебедку (рис. 9.3). Нижний конец стрелы — шпор — шарнирно связан с установленным на мачте башмаком. Система бегучего такелажа (тросов) позволяет стреле совершать поворот в вертикальной и горизонтальной плоскостях.
Подъем груза осуществляется лебедкой посредством троса, проходящего через систему блоков вдоль стрелы.
Основные схемы работы легких стрел одиночная и спаренная. Одиночная работа стрел в последнее время практикуется редко, как правило, только в качестве вспомогательной, для погрузки снабжения, продовольствия и других подобных грузов..
314
При спаренной работе обе стрелы, разгружающие один трюм, с помощью оттяжек неподвижно закрепляются: одна — в положении за бортом, другая — над люком. Грузовые тросы обеих стрел соединяются вместе треугольным звеном, к которому крепится гак. Вначале с большей скоростью работает лебедка стрелы, расположенной над люком, — груз почти вертикально црднимается из трюма, затем более интенсивно рабо
Рис. 9.3. Схема легкой грузовой стрелы
J — мачта; 2 — стрела; 3 — лебедка
Рис. 9.4. Схема тяжеловесной перекидной стрелы
1 — грузовая колонна; 2 — легкая стрела; 3 — тяжеловес; 4 — лебедка
тает лебедка второй стрелы — груз выносится за борт, затем обе лебедки переходят на режим спуска.
В последнее время широкое применение находят высокопроизводительные механизированные стрелы различных типов, предназначенные для одиночной работы. Обслуживание таких етрел производится без использования ручного труда, однако при этом необходимо иметь три лебедки: одну грузовую и две для оттяжек, обеспечивающих поворот стрелы в двух пло-екостях.
Тяжеловесные стрелы обычно располагаются на отдельном фундаменте в диаметральной плоскости судна. Часто их делают перекидными, что позволяет обслуживать два соседних трюма. В состав такого устройства кроме стрелы входят две грузовые колонны и несколько (три, четыре) лебедок (рис. 9.4).
315
Обычно на сухогрузных судах тяжеловесные стрелы обслуживают только один-два трюма. Исключение — суда, постоянно занятые перевозкой тяжеловесных грузов в районы с малоосвоенным побережьем. На них предусматривается спаренная работа двух «тяжеловесов».
Грузовые краны имеют более высокую, чем стрелы, производительность, однако они сложнее по конструкции и значительно дороже. Кроме того, их работа ограничивается погодными условиями и углом крена, который не должен превышать 5—8°.
Наиболее распространены стационарные поворотные одиночные краны грузоподъемностью до 25 т. По роду привода краны делятся на электрические, электрогидравлические и гидравлические. Необходимость увеличения грузоподъемности привела к созданию сдвоенных кранов, установленных на общей платформе. Они могут использоваться как для раздельной работы — на два люка, на два борта, так и для спаренной — для подъема двойного номинального груза. Совместная работа двух спаренных кранов позволяет почти вдвое повысить грузоподъемность устройства.
Кроме стационарных на судах используются и перемещающиеся вдоль судна краны. К ним, в частности, относятся специальные контейнерные краны, устанавливаемые на контейнеровозах. Максимальной грузоподъемностью до 500 т характеризуются катучие краны лихтеровозов (см. рис. 8.21). Перемещаясь с грузом (общая масса до 1100 т) вдоль судна на расстояние 100 м и более, такой кран может заметно изменить посадку лихтеровоза, поэтому на них устанавливается сложная система контроля углов крена и дифферента.
На судах с горизонтальной грузообработкой (автомобильнопассажирские паромы, автомобилевозы и др.) используют специальные устройства — забортные аппарели, обеспечивающие проезд самоходной колесной техники с берега на судно. Длина аппарелей, этих своеобразных подъемных мостов, может достигать 50 м, ширина 10 м. Аппарели могут устанавливаться в носу, корме или с борта. В последнем случае они выполняют и функции лацпорта, закрывающего вырез в борту в походном положении. В последнее время все большее распространение находят поворотные аппарели, позволяющие выполнять грузовые операции лри швартовке к берегу любым бортом или оконечностью (рис. 9.5).
Люковые закрытия могут быть съемными, откидными, откатываемыми и наматываемыми. Современные морские транспортные суда оборудуются механизированными люковыми закрытиями, при операциях с которыми ручной труд сведен к минимуму.
316
Грузовые устройства непрерывного действия используются в основном на судах, предназначенных для перевозки насыпного груза. В эту категорию устройств входят лен-
Рис. 9.5. Схема поворотной аппарели
Рис. 9.6. Схема элеватора
точные транспортеры и элеваторы. Первые перемещают груз в направлении, близком к горизонтальному: максимальный угол наклона не превышает 15—20° и зависит от типа перевозимого груза. Для перемещения сыпучего груза в направлении, близ-
Рис. 9.7. Грузовое устройство саморазгружающего судна
1 — днищевой транспортер; 2 — элеватор; 3 — выносной транспортер
ком к вертикали, служат элеваторы—устройства, основными элементами которых являются ковши, навешанные на замкнутую цепь (рис. 9.6). Указанные грузовые устройства находят применение на саморазгружающихся судах (рис. 9.7), через все грузовые помещения которого проходит ленточный транспортер. С его наклонного участка груз попадает в накопительный бункер. Здесь в действие вступает элеватор, поднимающий груз на верхнюю палубу, откуда за борт он перемещается выносным транспортером.
317
В грузовых трюмах настил второго дна выполняется со значительным уклоном от борта к диаметральной плоскости, что способствует ссыпанию груза на ленту транспортера,
9.4.	Спасательные средства
Спасательные средства предназначаются как для спасения экипажа и пассажиров с гибнущего судна, так и для оказания помощи людям с других судов, терпящих бедствия.
. Причины гибели судов могут быть самыми различными: пожар, посадка на мель, утрата плавучести, потеря остойчивости и др. Спасательные средства должны обеспечивать не только эвакуацию людей с гибнущего судна, но и в наибольшей степени ограждать их от неблагоприятных воздействий внешней среды (высокая температура горящей на поверхности воды нефти; низкая — в арктических водах), создавать условия для нормальной жизнедеятельности в течение некоторого времени.
Все морские суда снабжаются спасательными средствами в соответствии с Международной конвенцией по охране человеческой жизни на море (СОЛАС-74/83) и разработанными на ее основе соответствующими Правилами Регистра.
Все спасательные средства можно разделить на две категории— индивидуального и коллективного пользования.
Индивидуальные спасательные средства предназначены для кратковременного поддержания человека на плаву. Кратковременного потому, что даже в достаточно теплой воде (t = 20 °C) человек от переохлаждения теряет сознание через 2—2,5 ч, а его гибель наступает через 8—10 ч. При / = 10°С это время соответственно составляет 0,5 ч и 1—1,5 ч. Считается, что допустимое время пребывания человека в воде без специальной одежды при /=10°С равно 3—5 мин, а при Z = 20°C — не более 40 мин. К индивидуальным спасательным средствам относятся спасательные круги, жилеты, нагрудники, а также костюмы-комбинезоны, некоторое время предохраняющие от переохлаждения.
Основным спасательным средством на морских судах служит шлюпочное устройство, включающее шлюпки и катера, а также механизмы для их спуска и подъема. Количество спасательных средств и их номенклатура определяются Регистром в зависимости от типа судна и района его плавания. Так, общее число мест в спасательных шлюпках, размещенных на каждом борту судна, должно быть равным: на пассажирских, экспедиционных и промысловых судах — половине общего количества людей; на прочих судах — общему количеству мест на судне. В дополнение к шлюпкам, а иногда взамен них могут устанавливаться спасательные плоты.
318
внутреннего запаса плавучести
На морских судах всех назначений предусматривается наличие как минимум одной моторной (дежурной шлюпки), имеющей скорость не менее 4—6 уз. Эта шлюпка должна быть готова для немедленного использования в случае падения человека за борт.
Спасательные шлюпки могут быть открытого и закрытого тийа. Максимальная вместимость спасательной шлюпки не должна превышать 150 человек, а ее полная масса с людьми и снабжением 20,3 т. Шлюпки вместимостью 60—100 человек должны быть либо моторными, либо с механическим приводом на гребной винт, вместимостью более 100 человек — только моторными.
В связи с тем, что возможно заливание открытых шлюпок, они должны обладать внутренним запасом плавучести, достаточным для того, чтобы полностью залитая шлюпка оставалась на плаву со всеми находящимися в ней людьми, механизмами и снабжением. Указанный запас плавучести обеспечивается либо воздушными ящиками, обычно совмещаемыми с бортовыми сидениями, либо за счет утолщения бортов (рис. 9.8). Последнее характерно для пластмассовых шлюпок, в простран
стве между наружной и внутренней обшивкой которых находится легкий заполнитель.
Для защиты людей от непогоды шлюпки данного типа снабжают специальными закрытиями ярко-оранжевого цвета,.хорошо заметного на морской поверхности.
Основные недостатки открытых шлюпок — возможность их заливания и плохая защита спасающихся от экстремальных температур и атмосферных осадков. Определенные преимущества в этом плане имеют закрытые самовосстанавливающиеся шлюпки, которые в последнее время находят все большее применение. В конструкции этих шлюпок используются два спо: соба самовосстановления — пассивный и активный. В первом случае восстановление происходит за счет формы надводной части шлюпки и положения ее ЦТ (рис. 9.9), во втором — за счет перетекания жидкого балласта нз днишевого отсека в несимметричный бортовой (рис. 9.10). В самовосстанйвливаю-щихся шлюпках люди пристегиваются к сидениям ‘ремнями, чтобы в случае ее опрокидывания при спуске они не получили травм и чтобы не изменялось положение ЦТ шлюпки.
Аварии танкеров в ряде случаев сопрвождаются разливом нефтепродуктов и их возгоранием. В подобной ситуации обыч
319
ные спасательные шлюпки практически бесполезны, поскольку не могут предохранить людей от высокой температуры, достигающей 1000 °C и более, и задымленности. Поэтому наливные суда снабжаются специальными танкерными спасательными шлюпками. Для защиты людей от огня используются два принципа: непрерывное орошение поверхности шлюпки водой и термоизоляция корпуса. В любом случае танкерные шлюпки
Рис. 9.9. Пассивное самовосстановление шлюпки
должны выдерживать воздействие пламени с температурой не менее 1200 °C в течение как минимум 10 мин. Шлюпки должны быть самовосстанавливающимися. В негерметичном корпусе создается избыточное давление воздуха, что защищает обита-
телей шлюпки от дыма. Необходимый для этого, а также для нормальной Хр	\ работы двигателя запас сжатого возду-
)--- ха хранится в специальных баллонах.
[	-----] " Спасательные шлюпки располага-
'	ются на открытой палубе таким об-
Рнс. 9.10. Активный способ разом, чтобы можно было обеспечить восстановления	безопасную посадку в них людей,
а затем и спуск на воду при крене судна на любой борт до 20° и дифференте до 10°.
Спускают шлюпки с помощью специальных устройств — шлюпбалок. Последние могут быть поворотными (радиальными), заваливающимися и гравитационными (рис. 9.11). Первые два типа шлюпбалок работают только за счет внешних источников энергии, в настоящее время они используются редко. Гравитационные шлюпбалки вываливают шлюпки за борт и вертикально спускают их на воду только под действием сил тяжести, на всю операцию при этом уходит не более 2 мин, для этого достаточно только отдать стопоры, крепящие шлюпбалку по-походному.
Каждую пару шлюпбалок обслуживает одна лебедка с ручным или механическим приводом. Они предназначены для контроля спуска спасательной шлюпки на воду и для ее подъема на борт судна.
320
В последнее время появился принципиально новый тип спускового устройства — продольный кормовой наклонный слип, с которого закрытая спасательная шлюпка соскальзывает
Рис. 9.11. Принципы работы шлюпбалок: а — радиальной; б — заваливающейся; в — гравитационной
в воду (рис. 9.12). Корпус шлюпки герметичен и допускает кратковременное погружение в воду при сбрасывании с судна. Посадка людей осуществляется в кормовой части шлюпки, когда она еще находится на судне. Специальные кресла, ооо-рудованные привязными ремнями, позволяют обитателям шлюпки воспринимать дина-мические нагрузки при наибо-	"7 \
лее удобном положении тела.
Спасательные плоты, наряду со шлюпками, нахо-дят применение на морских U-'' судах. Они бывают жесткими _ 1_____________________S
и надувными. Материалом для “ жестких плотов служат легкие Рис. 9.12. Схема спускового устрой-сплавы или пластмассы.	ства со слипом
Плоты снабжаются каме-
рами плавучести, их грузоподъемность — 4—12 человек. Широкого распространения жесткие плоты не получили из-за своей громоздкости.
Надувные плоты пассажировместимостью 6—25 человек в походном положении хранят в контейнерах, занимающих сравнительно мало места. Конструкция устройства для крепления контейнеров с плотами выполнена таким образом, что позволяет приводить их в готовность двумя способами. В первом случае экипаж освобождает от крепления контейнеры и сбрасывает их в воду, во втором освобождение контейнера происходит автоматически за счет срабатывания гидростата, когда тонущее судно погружается в воду. Обладающий положительной плавучестью контейнер всплывает, его створки раскрываются, пусковой линь, закрепленный одним концом на палубе судна, включает систему газонаполнения, которая приводит плот в рабо-
321
чее (надутое) состояние за 1—3 мин, в зависимости от температуры окружающего воздуха. В обоих случаях посадка осуществляется либо с воды (люди прыгают за борт и вплавь добираются до плота), либо, реже, с помощью специальных трапов. Компактность хранения надувных плотов описанной конструкции обусловила их широкое применение на судах малых и средних размеров, причем в некоторых случаях это единственные спасательные средства (например, на СПК, СВП).
Основные недостатки этих плотов — необходимость прыгать в воду, иногда с большой высоты; на плот люди попадают в мокрой одежде, что при низкой температуре воздуха может привести к переохлаждению и гибели.
В последнее время созданы плоты новых конструкций: они надуваются на палубе судна, здесь же проводится посадка людей, затем с помощью кран-балки их спускают за борт.
Всем плотам присущ один общий недостаток — невозможность активного перемещения, поскольку они не оборудованы двигателями. Однако следует отметить, что сегодня потерпевшим кораблекрушение \:ет необходимости самостоятельно добираться до берега. Бодее того, они должны держаться как можно ближе к месту гибели судна. Дело в том, что в рамках Международной космической системы определения местоположения самолетов и судов КОСПАС — CAPCAT на все современные морские суда устанавливаются аварийные радиобуи — автоматически действующие устройства, посылающие радиосигналы, которые служат для радиопеленгования и наведения спасателей на место аварии.
Аварийный радиобуй либо сбрасывается экипажем с терпящего бедствие судна, либо всплывает после его гибели. В воде он автоматически включается и передает сигнал бедствия, содержащий сведения о судне (его тип, название, государственная принадлежность), характере бедствия и времени, прошедшем с начала аварии.
9.5.	Якорное устройство
Основное назначение якорного устройства — обеспечение надежной стоянки судна в заданном районе моря. Кроме того, оно может использоваться для снятия судна с мели, способствовать управлению судном в стесненных условиях плавания.
Главные элементы якорного устройства: якоря, якорные цепи (канаты), якорные механизмы, клюзы,стопоры (рис. 9.13).
По назначению различают якоря: становые и вспомогательные (стоп-анкеры). Первые играют главенствующую роль — они удерживают судно в заданном месте. Стоп-анкеры исполь
322
зуются в дополнение к основным для удержания судна с отданным становым якорем в определенном положении, а также для снятия его с мели. При этом становые якори заводятся на катерах или шлюпках. Количество якорей и их масса зависят от размеров и типа судна и определяется Правилами Регистра.
Рис. 9.13. Схема якорного устройства / — брашпиль: 2 — стопор; 3 — якорь; 4 — цепной ящик
Рнс. 9.14. Якоря: а — адмиралтейский; б — Холла
Для выполнения своих функций становой якорь должен обладать большой держащей силой, которая определяется коэффициентом Ад, представляющим отношение этой силы к силе тяжести якоря. Для одного и того же якоря указанный коэффициент зависит от типа грунта.
Многообразие конструкций основных судовых якорей можно разделить на два типа: якоря со штоками, зарывающиеся в грунт одной лапой, и якоря, входящие в грунт двумя лапами. К первому типу относится адмиралтейский якорь (рис. 9.14,а), отличающийся простотой конструкции и хорошими держащими
21*
323
свойствами (/гд = 9 4-12). Недостаток такого якоря — трудоемкость и сложность его подъема и закрепления на судне по-походному. Тем не менее адмиралтейские якоря находят применение на современных судах, особенно в качестве стоп-анкеров. Мировой рекорд по глубоководной стоянке в 1959 г. был установлен научно-исследовательским судном «Витязь», когда он удерживался на глубине 11022 м с помощью двух адмиралтейский якорей.
Бесштоковый якорь Холла входит в грунт двумя лапами, составляющими единое целое с коробкой (рис. 9.14,6). Не
очень высокий коэффициент держащей силы (йд = 3-5-4) компенсируется относительной простотой конструкции и удобством в эксплуатации. Тяжелые якоря Холла используют на крупных судах.
В последнее время появились якоря повышенной держащей силы. Они, подобно якорю Холла, входят в грунт двумя подвижными лапами, которые благодаря конструкции одновременно выполняют и функцию штока, препятствующего опрокидыванию якоря.
Якорь удерживает судно на месте посредством якорной цепи, один конец которой соединен с якорем, а другой за-
креплен на судне. Якорная цепь состоит из звеньев, которые, в свою очередь, собираются в смычки длиной 25—27 м. Между
собой смычки соединяются специальными разъемными звеньями. Смычки образуют якорную цепь, длина которой составляет 50—300 м. Чтобы предотвратить скручивание цепи, в нее включают специальные поворотные звенья-вертлюги. Цепь крепится к судну специальным быстроразъемным глаголь-гаком, устанавливаемым в цепном ящике. Глаголь-гак должен иметь ди
станционный привод управления, расположенный в доступном месте и позволяющий в случае необходимости быстро отдать
якорную цепь.
Калибр якорной цепи определяется диаметром прутка звена. У крупных судов калибр составляет 100—130 мм.
Якорь поднимается специальными якорными машинами-лебедками с горизонтальной осью (см. рис. 9.13)—брашпилями, которые располагаются в ДП судна и обслуживают якорные цепи обоих бортов или с вертикальной осью — шпилями. В со
324
став шпиля входит электродвигатель, редуктор, специальная звездочка и турачка (рис. 9.15). Звездочка — литая цилиндрическая деталь с желобом, соответствующим форме звеньев. Входя в зацепление с цепью, звездочка выбирает ее или травит, поднимает либо опускает якорь.
Турачки — специальные барабаны — служат для намотки швартовны^ тросов при швартовке судна.
В состав якорного устройства входят также якорные стопоры, предназначенные для удержания якоря в походном положении и для предотвращения передачи усилий с отданной якорной цепи на якорные механизмы.
Для крепления якоря по-походному и обеспечения беспрепятственного прохода якорной цепи служат якорные клюзы — специальным образом оформленные отверстия в корпусных конструкциях.
Обычные якорные устройства рассчитаны на стоянку при глубине моря до 200 м, на больших глубинах якорные цепи не применяют, так как они рвутся под действием силы тяжести. В этом случае используют особый выделки тросы, стальные либо синтетические.
Глубоководные якорные устройства устанавливают на специальных судах — буровых, океанографических, научно-исследовательских.
9.6.	Швартовное и буксирное устройства
Основное назначение швартовного устройства — крепление судна к причалу, к борту другого судна, к рейдовой бочке и т. д. Наиболее распространенные способы швартовки к причалу— бортом и кормой (рис. 9.16). Несмотря на относительную сложность второго способа (необходимо дополнительно использовать якорное устройство), ему иногда отдают предпочтение, так как плата за стоянку судна в порту зависит от длины занимаемого им причала.
В состав швартовного устройства транспортного судна входят швартовные механизмы, тросы, клюзы, киповые планки, кнехты, вьюшки и банкеты для хранения тросов, стопоры, кранцы и др. В качестве швартовных используются стальные, синтетические или растительные тросы.
В носовой части судна швартовным механизмом служит брашпиль, на турачки которого накладываются швартовные тросы при подтягивании судна к причалу во время швартовки. На корме швартовные механизмы — шпиль или лебедки.
В последнее время получили распространение автоматические швартовные лебедки, контролирующие натяжение канатов. Когда изменяется положение судна относительно причала (во
325
время грузовых операций, сопровождающихся изменением осадки по причине приливных колебаний уровня моря и др.) швартовная лебедка автоматически выбирает или потравливает трос, обеспечивая заданное его натяжение.
Через швартовные клюзы (рис. 9.17, с) пропускаются тросы, идущие на берег. При леерном ограждении для этой цели слу
Рис. 9.17. Элементы швартовного устройства: а — клюз; б — киповая простая н с роульсами; в — кнехт
жат киповые планки. Основное их назначение, так же, как и клюзов, — предохранять швартовные тросы от излома и перетирания в месте их прохода через борт судна. В этом плане удобны киповые планки с вращающимися вертикальными и горизонтальными роульсами (рис. 9.17,6).
Кнехты — литые или сварные тумбы — предназначаются для крепления на них швартовных тросов. Обычно на транспортных судах устанавливают парные кнехты (рис. 9.17,е), симметрично относительно ДП по правому и левому борту судна.
Для временного задержания троса при переносе его с барабана лебедки на кнехты используют переносные и стационарные стопоры различных типов.
В походном положении стальные тросы хранятся на так называемых вьюшках — специальных барабанах. Для хранения
326
a)
Рис. 9.18. Способы буксировки: а — в кильватер; б — лагом: в — толканием
синтетических и растительных тросов применяют банкеты — приподнятые над палубой деревянные решетки, не препятствующие стеканию воды и обеспечивающие просушку троса.
Для предохранения корпуса от повреждений во время швартовки и стоянки судна у причала (или борта другого судна) применяют временные кранцы. Мягкий кранец представляет собой парусиновый мешок, заполненный каким-либо упругим материалом (например, пробковой крошкой) и оплетенный снаружи растительным тросом. Простейшими кранцами являются автомобильная шина (мягкий) и деревянная чурка (жесткий кранец) • В последнее время распространение получили гидравлические кранцы — резиновые баллоны со стальным каркасом. Все типы временных кранцев вывешиваются за борт швартующегося судна и остаются там во время стоянки.
На некоторых специальных судах (например, буксирах) устанавливают и постоянные кранцы, к которым относятся привальные брусья,
кормовые и носовые буксирные кранцы.
Буксирное устройство предназначено для буксировки судна (или другого плавучего сооружения), а также для обеспечения возможности самому быть буксируемым. В морской практике используются три основных способа буксировки: в кильватер, лагом, толканием (рис. 9.18).
В первом случае буксируемое судно на тросе следует в кильватер за буксирующим. Буксировка может проводиться на длинном (в открытом море) и коротком (в стесненных условиях) канате. При проводке караванов во льдах используют и буксировку в кильватер вплотную. С этой целью в корме ледокола делают специальный вырез для форштевня буксируемого судна.
Буксировку лагом применяют только в сложной обстановке — в портах, для перестановки судов. Для крепления судов бортом друг к другу используют элементы швартовного устройства.
Буксировка толканием осуществляется только у специальных морских составных судов, включающих несамоходную грузовую секцию и буксир-толкач.
327
Буксирное устройство транспортных судов предполагает буксировку в кильватер. В носу и в корме для этого располагаются усиленные кнехты. Для прохода буксирного троса в носу делают специальный буксирный клюз; в корме для этой цели чаще всего используют клюзы швартовного устройства.
В состав буксирных устройств специальных буксирных судов дополнительно входят буксирные лебедки, гаки, буксирные дуги и арки, оградители буксирного троса, линеметательные аппараты и другие элементы.
9.7.	Судовые системы
Комплекс трубопроводов с арматурой, обслуживающих их механизмов, емкостей, аппаратов, приборов, устройств, средств управления и контроля представляют собой судовые системы. Их назначение — обеспечение нормальной эксплуатации судна, в первую очередь, такие его важнейшие качества, как плавучесть, остойчивость, непотопляемость, обитаемость, взрыво- и пожаробезопасность.
Все имеющиеся на судне системы можно разделить на две группы: общесудовые и системы, обслуживающие энергетическую установку. На некоторых судах, кроме того, имеются и специальные системы, обеспечивающие их специфические нужды.
Общесудовые системы по выполняемым функциям объединены в следующие группы: трюмные, балластные, противопожарные, микроклимата, санитарные, сжатого воздуха и газов.
Трюмные системы предназначены для удаления за борт воды, скопившейся в корпусе судна в процессе эксплуатации либо попавшей в него в результате аварии. В их состав входят: осушительная, водоотливаная, перепускная, а также система нефтесодержащих трюмных вод.
Балластные системы, включающие кроновые и дифферент-ные, служат для приема, удаления и перекачки водяного балласта с целью направленного изменения посадки (осадки, углов крена и дифферента) и остойчивости судна.
Трюмные и балластные системы взаимосвязаны, они могут иметь общие участки трубопроводов, общие и взаимозаменяемые механизмы; это приводит как к снижению протяженности и массы систем, так и к повышению их надежности.
Системы пожаротушения включают системы водяного пожаротушения, паротушения, пснотушения, углекислотного тушения, систему инертных газов и другие, а также системы пожарной сигнализации.
328
На каждом судне имеется несколько систем пожаротушения, в наибольшей степени отвечающих назначению судна и характеру перевозимого на нем груза.
Системы искусственного микроклимата предназначены для создания и поддержания в судовых помещениях необходимых параметров воздушной среды. С этой целью используют системы вентиляции, отопления, охлаждения помещений, осушения и кондиционирования воздуха.
Системы бытового водоснабжения включают системы питьевой, пресной мытьевой и бытовой забортной воды. Назначения всех перечисленных систем определяются их названиями.
К санитарным системам относится также сточная система, служащая для сбора и удаления с судна сточных и хозяйственно-бытовых вод.
Системы сжатого воздуха предназначены для получения, хранения и транспортировки к потребителю воздуха требуемых параметров. Различают системы низкого, среднего и высокого давления.
Наиболее развиты специальные системы танкеров. В их состав входят грузовые и обеспечивающие системы. Первые предназначены для приема, перекачки в пределах судна и выгрузки жидких грузов. Обеспечивающие включают следующие системы: газоотводную, подогрева жидкого груза, мойки танков, их орошения.
Газоотводная система служит для сообщения танков с атмосферой, поддерживает в них безопасное давление при грузовых операциях.
Система подогрева повышает температуру нефтепродуктов, снижает их вязкость и тем самым облегчает их всасывание насосами и транспортировку при разгрузке.
Система мойки предназначена для очистки танков и трубопроводов при перемене сортов перевозимого груза, приемке балласта, подготовке к ремонту и т. д.
Специальная система служит для орошения забортной водой нагретых палубы и надводной части танкера с целью снижения температуры груза — это способствует уменьшению его потерь от испарения.
К специальным относятся также системы погружения, всплытия и регенерирования воздуха подводных лодок; системы подъема СВП; системы грунтоотсоса и грунторазмыва спасательных судов и т. д.
Основные требования, предъявляемые ко всем системам: высокая надежность, живучесть, коррозионная стойкость, компактность и малая масса, высокая степень автоматизации и механизации, приемлемые экономические показатели.
329
Контрольные вопросы
I.	В чем назначение рулевого устройства и каков его состав?
2.	Какие элементы входят в грузовое устройство сухогрузного судна? Наливного?
3.	Какие типы судовых спасательных средств существуют?
4.	Что входит в состав якорного устройства?
5.	Для чего служат швартовное и буксирное устройства и из каких элементов они состоят?
6.	Какие системы называются общесудовыми и почему?
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Адмиралтейский коэффициент 98
Амплитуда качки 210, 221
Аппарель 294, 316
Ахтерпик 304
Ахтерштевень 16, 304
Бак 282
Баллер 15, 311
Бассейн опытовый 8, 91
Бимс 298, 300
Борт надводный 70
Брашпиль 323
•Брус эквивалентный 268
Бульб носовой 243, 304
Валопровод 168, 283
Ватерлиния 13
Вибрация 281
Винт гребной 126, 137, 166
Винтовая линия 135
— поверхность 135
Водоизмещение 4, 11, 17, 98, 285
Волнение 105, 217, 223
Высота борта 13, 70
Высота метацентрическая
— поперечная 34, 57, 65
— продольная 35
Главные размерения 13, 16
Грузовая
— марка 29
— шкала 27
Грузовой трюм 287
Движитель
— водомётный 128
— газоводомётный 129
— идеальный 129
— крыльчатый 127
Двойное дно 285, 297
Диаграмма
— для проектирования гребных винтов 150
— динамической остойчивости 62
— статической остойчивости 55
— паспортная 184
Закрытие люковое 289
Запас плавучести 28, 68
Засасывание 159
Изгиб судна
— на тихой воде 258, 278
— на волнении 262, 279
Кавитация 144, 161
Капитанская формула 66
Качка
— на волнении 220
— на тихой воде 213
Киль
— вертикальный 299
— горизонтальный 298
Клюз 322, 326
Кнехт 326
Кница 298, 301
Колесо гребное 126
Колонка поворотная 255
Коммингс 298
Контейнеровоз 12, 291
Коэффициент
— засасывания 160
— общей полноты 17
— попутного потока 156
— пропульсивный 161
Кривые
— действия гребного винта 142
— интерполяционные 55
— элементов теоретического чертежа 20
Критерии динамического подобия 77, 93, 144
330
Лацпорт 316
Ледовый пояс 305
Лесовоз 12
Лнхтеровоз 292
Лопасть гребного винта 127, 135
Люк грузовой 290
Марка грузовая 29
Масштаб Бонжана 21
Метацентр 32, 34
Мидель-шпангоут 14
Миля морская 73
Момент
— изгибающий 258
—	опрокидывающий 64
—	сопротивления вращению гребного винта 139
Мощность буксировочная 89
Надстройка 304
Насадка
—	направляющая 246
—	предвинтовая 250
Непотопляемость 67
Неравномерность поля скоростей 157
Опрокидывание 6, 64, 68
Опыт кренования 66
Переборка 302
Перекрытие
— бортовое 301
— днищевое 298
— палубное 300
Период качки 66, 210, 216
Перо руля 231
Поверхность смоченная 77, 99
Погибь бимсов 16
Посадка судна 14
Поступь относительная 138
Поток попутный 156
Радиус метацентрический 20, 33
Развал бортов 290, 306
Размер грузовой 21
Реверс 191
Рубка 304
Руль 231
Рыскание 209
Седловатость палубы 16
Сила
— плавучести 22
— подъёмная 118, 183
— сопротивления 73, 77
Слеминг 208, 265
Сопротивление буксировочное 88
Стрела грузовая 314
Стрингер 298
Строевая по шпангоутам 22
Танкер 4, 11, 284
Теоретический чертёж 15
Трюм 287
Туннель гребного вала 283
Тяга полезная 125, 159
Угол
— атаки 134, 231
— дифферента 14, 35
— креиа 14, 35, 53
Узел 73
Упор 130, 140, 159
Успокоитель качки 252
Устойчивость на курсе 230
Фальшборт 298
Флор 299
Форпик 304
Форштевень 16, 304
Фундамент 303
Характеристики
— амплитудно-частотные 222
— гидродинамические гребного винта 149
— ходовые 184, 207
Ходкость 5, 72, 199
Центр:
величины 18, 23, 34
тяжести 23, 34
Циркуляция 234
Частота
— вращения гребного винта 137, 142
— волнения 217, 221
Число
— Вебера 181
— кавитации 144, 163, 181
— Коши 113
— Рейнольдса 93, 145
— Струхаля 145
— Фруда 93, 144
— Эйлера 144
Шаг гребного винта 137, 149
Шкала Бофорта 105, 220
Шлюпбалка 320
Шлюпка 318
Шпангоут
—	рамный 297
—	теоретический 15
Шпация 15, 295
Экраноплан 123
Эксперимент модельный 90, 143
Якорь 322
Ящик цепной 323
331
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Аксютин Л. Р. Борьба с авариями морских судов от потери остойчивости. Л.: Судостроение, 1986. 169 с.
Аксютин Л. Р., Благовещенский С. Н. Аварии судов от потери остойчивости. Л.: Судостроение, 1975. 200 с.
Александров М. Н. Безопасность человека на море. Л.: Судостроение, 1983. 208 с.
Анфимов В. Н., Сиротина Г. Н., Чижов А. М. Устройство и гидромеханика судна. Л.: Судостроение, 1974. 368 с.
Ардтюшков Л. С., Ачкинадзе А. Ш., Русецкий А. А. Судовые движители. Л., Судостроение, 1988. 296 с.
Барабанов Н. В. Конструкция корпуса морских судов. Л.: Судостроение, 1981. 552 с.
Басин А. М. Качка судов. М.: Транспорт, 1969. 272 с.
Ои же. Ходкость и управляемость судов. М.: Транспорт, 1977. 455 с.
Борисов Р. В., Жинкин В. Б. Теория корабля: Учеб, пособие. Л.: ЛКИ, 1981. 121 с.
Они же. Теория корабля (Движители): Учеб, пособие. Л.: ЛКИ, 1982. 106 с.
Бронников А. В. Морские транспортные суда. Л.: Судостроение, 1984. 352 с.
Ои же. Суда ледового плавания: Особенности проектирования: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1984 . 38 с.
Ваганов А. М. Проектирование скоростных судов. Л.: Судостроение, 1978. 280 с.
Войткунский я. И. Сопротивление движению судов. Л.: Судостроение, 1988. 287 с.
Гарин Э. Н. Конструкция корпуса судов на воздушной подушке: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1979. 96 с.
Он же. Конструкция корпуса судов на подводных крыльях: Учеб, пособие. Л.: ЛКИ, 1982. 93 с.
Гофман А. Д. Движительно-рулевой комплекс и маневрирование судна: Справочник. Л.: Судостроение, 1988. 360 с.
Гундобин А. А., Чашков М. Г. Судовые бортовые були. Л.: Судостроение, 1986. 88 с.
Дорогсстайский Д. В., Жученко М. М., Мальцев Н. Я. Теория и устройство судна. Л : Судостроение, 1975. 413 с.
Егоров И. Т., Буньков М. М., Садовников Ю. М. Ходкость и мореходность глиссирующих судов. Л.: Судостроение, 1978. 335 с.
Жинкин В. Б. Ходкость быстроходных судов: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1980. 91 с.
Зильман Г. И. Управляемость судов на воздушной подушке: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1982. 91 с.
332
Зильман Г. И., Красницкий А. Д. Управляемость судна: Учеб пособ Л : ЛКИ, 1986. 88 с.
Кацман Ф. М., Дорогостайский Д. В. Теория судна и движители. Л.: Судостроение, 1979. 279 с.
Каштелян В. И., Позняк И. И., Рывлин А. Я. Сопротивление льда движению судна. Л.: Судостроение, 1968. 238 с.
Колызаев Б. А., Косорукое А. И., Литвиненко В. А. Справочник по проектированию судов с динамическими принципами поддержания Л.: Судостроение, 19§0. 472 с.
Короткий Я. И., Ростовцев Д. М., Сиверс Н. Л. Прочность корабля. Л.: Судостроение, 1974. 432 с.
Крылов А. Н. Мои воспоминания. М.: Изд-во АН СССР, 1945. 552 с.
Кузовенков Б. П. Прочность судов на подводных крыльях и воздушной подушке: Учеб, пособ.. Л.: ЛКИ, 1981. 99 с.
Лаврентьев В. М. Расчет судовых гребных винтов: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1975. 118 с.
Липис В. Б. Гидродинамика гребного винта при качке судна. Л.: Судостроение, 1975. 263 с.
Лукашевич А. А., Перник А. Д., Фирсов Г. А. Теория корабля. Л.: Судостроение, 1950. 448 с.
Магула В. Э., Друзь Б. И., Кулагин В. Д. Теория и устройство судов. М.: Морской транспорт, 1963. 495 с.
Мирохин Б. В., Жинкин В. Б., Зильман Г. И. Теория корабля. Л.: Судостроение, 1989. 352 с.
Нечаев Ю. И., Царев Б. А., Челпанов И. В. Профессия — судостроитель. Л. Судостроение, 1987. 144 с.
Правила классификации и постройки морских судов/Регистр СССР. Л.: Транспорт, 1985. 928 с.
Путов Н. Е. Проектирование конструкций корпуса морских судов. Л.: Судостроение, 1976. 374 с.
Ремез Ю. В. Качка корабля. Л.: Судостроение, 1983. 328 с.
Рябов Л. И., Курдюмов В. А. Конструкция бортовых перекрытий морских судов: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1980. 61 с.
Семенов-Тян-Шанский В. В. Статика и динамика корабля. Л.: Судостроение, 1973. 608 с.
Симоненко А. С. Грузовые устройства сухогрузных судов. Л.: Судостроение, (988. 224 с.
Он же. Судовые устройства. Л.: Судостроение, 1986. 176 с.
Ситченко Н. К., Ситченко Л. С. Общее устройство судов. Л.: Судостроение, 1987. 328 с.
Соболев Г. В. Управляемость корабля и автоматизация судовождения. Л.: Судостроение, 1976. 478 с.
Справочник по теории корабля. В 3-х т./Под ред. Я. И. Войткунского. Л.: Судостроение, 1985. Т. 1—3.
Статика корабля/В. В. Рождественский, В. В. Луговский, Р. В. Борисов, Б. В. Мирохин. Л.: Судостроение, 1986. 240 с.
Сутуло С. В. Гидродинамические характеристики средств управления судном: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1988. 108 с.
Судовая энергетика — введение в специальность/Н. В. Алешин, Н. В. Голубев, В. И. Козлов, Б. В. Ракицкий/Л.: Судостроение, 1984. 140 с.
Тряскин В. Н. Проектирование конструктивного мидель-шпангоута морских транспортных судов: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1986. 102 с.
Тряскин В. Н., Лазарев В. Н., Смирнов Ю. А., Курдюмов В. А. Проектирование корпусных конструкций морских судов: Учеб, пособ. Л.: ЛКИ, 1987. 85 с.
Управление судном и его техническая эксплуатация/Под ред А. И. Щетининой. М.: Транспорт, 1983. 655 с.
Фрид Е. Г. Устройство судна Л.: Судостроение, 1990. 344 с
Ханович И. Г. Почему плавают корабли. М.: Воениздат, 1947. 127 с.
333
ОГЛАВЛЕНИЕ
От автора............................................................ 3
Введение ............................................................ 4
Глава	1.	Форма корпуса и плавучесть судна......................... 11
1.1.	Основные сведения о судах............................... И
1.2.	Форма судового корпуса................................. 13
1.3.	Элементы теоретического чертежа........................ 1S
1.4.	Плавучесть судна....................................... 22
Глава	2.	Остойчивость и непотопляемость........................... 30
2.1.	Начальная остойчивость................................. 30
2.2.	Изменение посадки и остойчивости при грузовых операциях ................................................... 39
2.3	Влияние на начальную остойчивость перемещающихся грузов и условий эксплуатации ............................ 45
2.4.	Остойчивость на больших углах креиа.................... 53
2.5.	Динамическая остойчивость.............................. 60
2.6.	Нормирование остойчивости судна........................ 64
2.7.	Непотопляемость........................................ 67
Глава 3. Сопротивление движению судна............................... 72
3.1.	Общие положения........................................ 72
3.2.	Основные составляющие сопротивления.................... 76
3.3.	Дополнительные составляющие сопротивления. Буксировочная мощность судна..................................... 85
3	4. Определение сопротивления экспериментальным путем 90
3.5.	Приближенные способы расчета сопротивления........	97
3.6.	Влияние условий эксплуатации на сопротивление .... Ю5
3.7	Сопротивление движению быстроходных судов с динамическим поддержанием.................................... 116
Глава 4. Движители................................................. 125
4.1.	Классификация движителей..................... 125
4.2.	Краткие сведения из теории движителей........ 129
4.3.	Конструкция и геометрия гребного винта....... 135
4.4.	Гидродинамические характеристики гребного винта	.	.	137
4.5.	Экспериментальные исследования работы гребных винтов	143
4.6.	Взаимодействие гребного винта и корпуса судна	...	155
4.7.	Кавитация гребных винтов..................... 161
4.8.	Проектирование гребных винтов................ 166
4.9.	Движители быстроходных судов................. 175
4.10.	Работа пропульсивного комплекса судна........ 182
4.11.	Дополнительные вопросы работы гребных винтов	.	.	.	191
4.12.	Расчет ходкости судна........................ 199
Глава 5. Качка судна............................................... 269
5.1. Общие сведения	о качке............................... 209
5.2. Качка судна на тихой воде............................. 213
334
5.3. Качка судна на волнении............................. 217
5.4. Влияние курса и скорости движения судна на качку . .	226
Глава 6. Управляемость............................................ 229
6.1.	Основные понятия.................................... 229
6.2.	Средства обеспечения	управляемости.................. 231
6.3.	Циркуляция судна.....................<.............. 234
6.4.	Особенности управляемости судов с динамическим поддержанием (СДП) ......................................... 237
Глава 7. Пути совершенствования мореходных качеств судна ....	239
7.1.	Общие положения................................. 239
7.2.	Способы снижения сопротивления воды движению	судна	241
7.3.	Методы повышения эффективности гребных винтов	.	.	.	244
7.4.	Способы умерения качки.......................... 251
7.5.	Вспомогательные средства управления судном...... 254
Глава 8. Прочность корпуса судна и его конструкция................ 256
8.1.	Общие положения.............................. 256
8.2.	Общая прочность корпуса...................... 257
8.3.	Местная прочность............................ 268
8.4.	Судостроительные материалы................... 269
8.5.	Проектирование корпусных конструкций......... 274
8.6.	Дополнительные вопросы прочности............. 278
8.7.	Архитектурно конструктивные типы судов....... 282
8.8.	Системы набора и конструктивные элементы	корпуса	295
8.9.	Конструкция перекрытий и других элементов	корпуса	298
8.10.	Конструкция корпуса судов с динамическим поддержанием .................................................. 307
Глава 9. Судовые устройства и	системы............................ 310
9.1.	Общие сведения....................................... 310
9	2. Рулевое устройство................................. 311
9.3.	Грузовое устройство.................................. 314
9.4.	Спасательные средства................................ 318
9.5.	Якорное устройство................................... 322
9.6.	Швартовное и буксирное устройства.................... 325
9.7.	Судовые системы...................................... 328
Предметный указатель.............................................. 330
Список литературы..............................................   332
Учебное издание
Жинкин Валентин Борисович
ТЕОРИЯ
И УСТРОЙСТВО КОРАБЛЯ Учебник для вузов 3-е издание, стереотипное
Редакторы Т. Н. Альбова, Т. И. Ильичева Художественный редактор Н. В. Зимаков Корректор С. Э. Зайцева
ИБ№ 1866
ЛР№ 010282 от 25.01.1998 г.
Подписано в печать 27.04.2002
Формат 60Х90'/з2 Гарнитура литературная Печать высокая.
Усл. печ. л. 21.0. Усл. кр.-отт. 21,0. Уч изд. л. 22,5.
Тираж 2000 экз. Заказ №1791.
Издательство “Судостроение”, 191186. С.-Петербург, ул. Малая Морская, 8.
Отпечатано с готовых диапозитивов в ГУП «Республиканская типография им. П.Ф. Анохина» 185005 г. Петрозаводск, ул. “Правды", 4
вершины поперечных волн носовой и кормовой групп наложатся друг на друга, высота генерируемой корпусом системы корабельных волн возрастет, увеличится и волновое сопротивление— в этом случае наблюдается неблагоприятная интерференция.
В связи с изложенным, зависимость коэффициента волнового сопротивления от числа Фруда не является монотонной; там, где интерференция неблагоприятная, появляются местные горбы, а где благоприятная — впадины. Подобная картина в наибольшей степени проявляется у судов полных образований. Положение впадин и горбов практически не зависит от формы корпуса и определяется только выражением (3.20). Так, для водоизме-щающих судов неблагоприятные скорости имеют место при числах Фруда Fr — 0,22; 0,25; 0,30 и Fr = 0,50, когда коэффициент волнового сопротивления достигает абсолютного максимума; дальнейший рост скорости приводит к его убыванию.
Коэффициент волнового сопротивления зависит от формы корпуса, особенно в оконечностях. У относительно быстроходных водоизмещающих судов с острыми образованиями волновое сопротивление практически отсутствует вплоть до Fr = 0,20, у среднескоростных — до Fr = 0,15, у тихоходных судов полных обводов — до Fr = 0,10.
При движении судна под свободной поверхностью характер волнообразования качественно остается таким же. Теоретически волновое сопротивление исчезает только в безграничной жидкости, т. е. на бесконечно большой глубине. Однако интенсивность волнообразования существенно снижается с ростом погружения Л, что позволяет с достаточной для практических целей точностью принимать Cw = 0 при выполнении условия
ft/L > (1,1 Fr —0,15),	(3.21)
которое справедливо при 0,15 < Fr < 0,70 т. е. в диапазоне, перекрывающем скорости движения водоизмещающих судов.
Волнообразование возникает не только на свободной поверхности воды. Аналогичное явление происходит и при движении тела вблизи границы раздела двух неперемешивающихся жидкостей различной плотности, например морской воды разной солености или температуры. Такое движение сопровождается появлением внутренних волн и, как следствие, увеличением сопротивления за счет волновой его составляющей.
3.3. Дополнительные составляющие сопротивления Буксировочная мощность судна
Выше шел разговор о вязкостном и волновом сопротивлении, которые относят к основным составляющим, поскольку они превалируют в общем балансе сопротивления судна. Однако^
85
ОГЛАВЛЕНИЕ
От автора........................................................... 3
Введение............................................................ 4
Глава 1. Форма	корпуса	и	плавучесть	судна........................ 11
1.1.	Основные	сведения	о	судах............................. И
1.2.	Форма судового корпуса................................ 13
1.3.	Элементы теоретического чертежа....................... 1S
1.4.	Плавучесть судна...................................... 22
Глава 2. Остойчивость и непотопляемость............................ 30
2.1.	Начальная остойчивость................................ 30
2.2.	Изменение посадки и остойчивости при грузовых операциях ................................................... 39
2.3	Влииние на начальную остойчивость перемещающихся грузов и условий эксплуатации ............................ 45
2.4.	Остойчивость на больших углах крена................... 53
2.5.	Динамическая остойчивость............................. 60
2.6.	Нормирование остойчивости судна....................... 64
2.7.	Непотоплиемость....................................... 67
Глава 3. Сопротивление движению судна.............................. 72
3.1.	Общие положения....................................... 72
3.2.	Основные составлиющие сопротивления................... 76
3.3.	Дополнительные составляющие сопротивления. Буксировочная мощность судна..................................... 85
3	4. Определение сопротивления экспериментальным путем 90
3.5.	Приближенные способы расчета сопротивления.........	*7
3.6.	Влияние условий эксплуатации на сопротивление .... Ю5
3.7.	Сопротивление движению быстроходных судов с динамическим поддержанием..................................... И6
Глава 4. Движители................................................ 125
4.1.	Классификация движителей..................... 125
4.2.	Краткие сведения из теории движителей........ 129
4.3.	Конструкция и геометрия гребного винта....... 135
4.4.	Гидродинамические характеристики гребного винта . .	137
4.5.	Экспериментальные исследования работы гребных винтов	143
4.6.	Взаимодействие гребного винта и корпуса	судна	...	155
4.7.	Кавитация гребных винтов..................... 161
4.8.	Проектирование гребных винтов................ 166
4.9.	Движители быстроходных судов................. 175
4.10.	Работа пропульсивного комплекса судна........ 182
4.11.	Дополнительные вопросы работы гребных	винтов	...	191
4.12.	Расчет ходкости судна........................ 199
Глава 5. Качка судиа.............................................. 209
5.1. Общие сведения	о качке.............................. 209
5.2. Качка судна на тихой воде............................ 213
334
5.3. Качка судна на волнении.............................. 217
5.4. Влияние курса и скорости движения судна на качку . .	226
Глава 6. Управляемость............................................ 229
6.1.	Основные понятия..................................... 229
6.2.	Средства обеспечения	управляемости................... 231
6.3.	Циркуляция судна......................<.............. 234
6.4.	Особенности управляемости судов с динамическим поддержанием (СДП) ......................................... 237
Глава 7. Пути совершенствования мореходных качеств судна ....	239
7.1.	Общие положения................................ 239
7.2.	Способы снижения сопротивления воды движению	судна	241
7.3.	Методы повышения эффективности гребных винтов	.	.	.	244
7.4.	Способы умерении качки......................... 251
7.5.	Вспомогательные средства управлении судном.......	254
Глава 8. Прочность корпуса судна и его конструкция................ 256
8.1.	Общие положения............................... 256
8.2.	Общая прочность корпуса....................... 257
8.3.	Местная прочность............................. 268
8.4.	Судостроительные материалы................... 269
8.5.	Проектирование корпусных конструкций......... 274
8.6.	Дополнительные вопросы прочности.............. 278
8.7.	Архитектурно конструктивные типы судов....... 282
8.8.	Системы набора и конструктивные элементы	корпуса	295
8.9.	Конструкция перекрытий и других элементов	корпуса	298
8.10.	Конструкция корпуса судов с динамическим поддержанием .................................................. 307
Глава 9. Судовые устройства и	системы............................ 310
9.1.	Общие сведении....................................... 310
9.2.	Рулевое устройство................................... 311
9.3.	Грузовое устройство.................................. 314
9.4.	Спасательные средства................................ 318
9.5.	Якорное устройство................................... 322
9.6.	Швартовное и буксирное устройства.................... 325
9.7.	Судовые системы...................................... 328
Предметный указатель.............................................. 330
Список литературы..............................................   332