/
Text
ББК 39.427
К61
УДК 1629.124.9.039.001.2 + 629.124.9 : 533.693] (031)
Рецензенты:
канд. техн, наук В. К. Дьяченко,
канд. техн, наук Б. А. Царев
Научный редактор
канд. техн, наук Б. А. Колызаев
Колызаев Б. А., Косоруков А. И., Литвиненко В. А.
К61 Справочник по проектированию судов с динами-
ческими принципами поддержания.— Л.: Судостро-
ение, 1980.— 472 с., ил.
Систематизированы основные сведения по теории и практике про-
ектирования судов на подводных крыльях и на воздушной подушке
(СПК и СВП). Изложены методы определения главных размерений этих
судов, их ходовых и мореходных качеств, экономических характери-
стик. Указаны способы оптимизации проектного решения и дан анализ
погрешностей расчета элементов СПК и СВП. Обоснован принцип на-
значения конструкторских запасов. Освещены вопросы надежности
и безопасности этих судов.
Справочник предназначен для инженеров-судостроителей, сне*
циалистов НИИ, КБ судостроительных предприятий и флота; он мо-
жет быть полезен аспирантам и студентам старших курсов корабле-
строительных вузов и факультетов.
31805—008
К-------------24—79 3605030000
048(01)—80
39.427
© Издательство «Судостроение», 1980 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Суда с динамическими принципами
поддержания (СДПП): СПК и СВП завоевывают широкое
признание как удобное и рентабельное скоростное транс-
портное средство.
Для дальнейшего совершенствования СПК и СВП,
улучшения их мореходных качеств, повышения рента-
бельности на протяжении многих1 лет ведутся исследова-
ния. За последние годы появились работы, посвященные
гидродинамике подводных крыльев, аэрогидродинамике
воздушной подушки, теории и практике проектирования
движителей, описанию энергетических установок (ЭУ)
СДПП, общей и местной прочности, конструкционным ма-
териалам, анализу опыта эксплуатации СДПП.
Из последних работ по проектированию СПК большой
интерес представляют книги И. Т. Егорова, Н. А. Зайцева,
Г, П. Злобина. И. И. Исаева, Н. В. Маттес, Ю. А. Не-
цветаева, А. А. Русецкого, Ю. М. Садовникова, В. Т. Со-
колова, А. Н. Холодилина, А. Н. Шмырева н др.
В развитие теории СВП большой вклад внесли
Ю. Ю. Бенуа, А. Н. Багно, К. П. Вашкевич, А. Д. Вол-
ков, В. К. Дьяченко, Г. П. Злобин, В. К- Зороастров,
Т. А. Зайцева, В. В. Кличко, Б. П. Кузовенков, И. А. Лю-
бомиров, В. А. Лукашевский, Е. 3. Новиков, И. В. Ози-
мов, В. М. Пузырев, С. Д. Прохоров, А. А. Русецкий,
В. Н. Трещевский, В. И. Ханжонков, В. П. Шадрин,
В. В. Шаталов, Б. А. Царев и др. Однако работ, охваты-
вающих в комплексе все узловые вопросы проектирования
СПК и СВП, совершенно недостаточно.
1*
3
Вышедшая в 1974 г. книга авторов настоящего спра-
вочника «Особенности проектирования судов с новыми
принципами движения» в силу незначительного тиража
стала библиографической редкостью и не может удовлет-
ворить запросы инженеров-кораблестроителей, препода-
вателей, аспирантов и студентов, специализирующихся
в области теории проектирования судов. Учебник А. М. Ва-
ганова «Проектирование скоростных судов», изданный
в 1978 г., является полезным вкладом в учебную литера-
туру по проектированию, но не освещает с достаточной
Полнотой принципиальные вопросы проектирования СПК
и СВП.
Предлагаемый вниманию читателей справочник вос-
полняет недостаток литературы по вопросам общего про-
ектирования СДПП. В книге систематизирован материал
в объеме, необходимом для исследовательских проектных
проработок, выполняемых в процессе формирования кон-
цепции судна и обоснования проектного предложения.
Помимо общих методов проектирования приводятся реко-
мендации по формированию функции общественной по-
лезности, по технико-экономическому обоснованию опти-
мального решения, по расчетам гидродинамического ком-
плекса, аэродинамике воздушной подушки, движителей,
определению внешних сил, действующих напряжений
в корпусе, крыльях, гибких ограждениях. Даны реко-
мендации по выбору типа ЭУ, отдельные численные при-
меры.
Во многих^случаях приведено по нескольку формул
для определения одной и той же величины. Это сделано
сознательно. Не всегда удается обоснованно отдать пред-
почтение какой-либо одной формуле, когда точность не-
скольких из них примерно одинакова. В этом случае кон-
структор, сообразуясь со стоящими перед ним задачами
и объемом исходной информации, может выбрать из при-
веденных наиболее подходящую формулу самостоятельно
или вычислить искомую величину как среднюю по не-
скольким формулам. Формулы и графики основаны как
на теоретических выводах, так и на обработанном стати-
стическом материале многих источников. Приведены спра-
вочные данные по СПК и СВП.
Главное внимание уделено выбору архитектурного
типа, главных размерений и основных элементов СДПП
вначале проектирования, когда определяются основные
свойства судна: мореходность, экономичность и др., остаю-
щиеся практически неизменными на дальнейших этапах
Проектирования.
На первых стадиях проектирования не всегда может
быть отдано предпочтение какому-либо типу СДПП.
4
В ряде случаев приходится разрабатывать проект в не-
скольких вариантах, и только комплексная объективная
оценка позволяет сделать окончательный выбор дальней-
шего направления работ. Вот почему сочтено целесообраз-
ным в одной книге объединить материалы по проектиро-
ванию СПК и СВП.
Книга состоит из двух частей. Часть I посвящена
проектированию СПК, часть II — проектированию СВП.
Часть I написана А. И. Косоруковым; часть II —Б. А. Ко-
лызаевым (гл. I, II), В. А. Литвиненко (гл. V, VI, VII,
§ 6 гл. Ill), С. А. Смирновым (гл. III, § 5, 7 гл. IV, § 20
гл. VI), им же собраны материалы по СВП скегового типа,
представленные в гл. II.
В справочнике нашли отражение рекомендации при-
нятого Ассамблеей Межправительственной морской кон-
сультативной организации (ИМКО) и вступившего в силу
в 1979 г. Кодекса безопасности судов с динамическими
принципами поддержания, оказывающие влияние на вы-
бор элементов судна.
Основные характеристики СПК и СВП иностранной
постройки, представленные в таблицах, графиках, тексте
и схемах, взяты из зарубежных периодических публи-
каций.
Книга написана на основе результатов исследований,
выполненных авторами, и обобщения данных, приведенных
в отечественной и зарубежной литературе.
Авторы выражают признательность рецензентам:
к. т. н. В. К. Дьяченко и к. т. н. Б. А. Цареву за ценные
замечания и рекомендации, направленные на повышение
качества книги, считают необходимым выразить благодар-
ность также Л. В. Озимову, И. В. Озимову, Е. 3. Нови-
кову, Т. Н. Беляевой, Ю. М. Мохову, А. Н. Багно,
Е. Г. Финкельштейн, В. К- Зороастрову, Г. Д. Барановой,
чьи материалы и рекомендации были использованы при
написании книги.
Замечания по содержанию справочника, направлен-
ные в адрес издательства «Судостроение»: 191065, Ленин-
град, ул. Гоголя, 8, — будут с благодарностью приняты
авторами.
ВВЕДЕНИЕ
Народнохозяйственная эффективность транспорта, в том
числе и морского, определяется комплексом технико-экономических показа-
телей, в числе которых важную роль играют скорость и регулирность до-
ставки грузов по назначению, себестоимость перевозок и др.
Резкое повышение волнового сопротивления, наступающее при
FrLJ>0,35, — так называемый «волновой барьер», создает ограничения
для совершенствования морских водоизмещающих судов. Дальнейшее уве-
личение скорости судна приводит к нерациональному росту необходимой
мощности механизмов.
Единственная возможность преодолеть трудности — подъем корпуса
судна из воды и снижение сопротивления движению за счет динамических
сил поддержания. Существует несколько способов подъема корпуса судна.
Один из них основан на использовании принципа глиссирования, в других
применены подводные крылья или воздушные подушки.
В настоящее время определились два основных решения проблемы созда-
ния скоростных СДПП, обладающих приемлемыми мореходными качествами.
Первое решение. Применяют подводные несущие крылья, устанавли-
ваемые под корпусом судна на стойках. Подъемная сила, возникающая на
крыльях при движении, полностью поднимает корпус судна из воды, благо-
даря чему уменьшаются сопротивление движению судна и удары корпуса
о волну. Это позволяет обеспечить СПК более высокие мореходные качества
по сравнению с мореходными качествами других судов аналогичного водо-
измещения.
Исторически СПК берут начало от глиссирующих судов, которые могут
развивать большие скорости. Однако гидродинамические характеристики
их относительно невысоки, а мореходные качества совершенно неудовлетво-
рительны из-за больших ударных перегрузок на волне. С целью повышения
скорости и мореходности на глиссеры установили подводные крылья. При
этом энерговооруженность судов заметно снизилась, а мореходные качества
существенно улучшились, скорость движения СПК на волне почти ие умень-
шилась.
Сравнительные данные по энерговооруженности морских судов и кораб-
лей различных классов, а также летательных аппаратов в зависимости от
скорости приведены на рис. 1.1. Для морских судов на графике отмечены
области, соответствующие плаванию в штормовых условиях (сплошные ли-
нии) и на тихой воде (пунктирные линии). При этом штормовые условия
6
приведены к относительной высоте волны /гв/Е>1/3 = 0,5. Как видно из диа-
граммы при скоростях 65—120 км/ч по характеристикам, определяющим
энергетические затраты на тихой воде и в штормовых условиях, СПК могут
превосходить суда других типов.
Стадию экспериментальной проверки и отработки СПК в основном про-
шли, развернуто их широкое произвопство.
Рис. 1.1. Зависимость энерговооруженности транспортных
средств от скорости и волнения
1 — глиссирующие суда; 2 — сверхзвуковые самолеты; 3 — дозвуковые
самолеты; 4 — СПК; 5 — эсминцы; 6 — крейсера; 7 — авианосцы; 8 —
транспортные суда; 9 — СВП; 10 — вертолеты
Лидирующее положение в разработке пассажирских СПК для речных,
озерных и прибрежных морских линий занимает наша страна. Пассажир-
г>КИл л К шественного производства, созданные под руководством
Р. А. Алексеева: «Ракета», «Метеор» и «Комета», — получили широкое при-
знание в зарубежных странах.
Определенных успехов добилась фирма «Супрамар» (Швейцария), по
проектам которой в ряде стран осуществляется строительство пассажирских
и служебных СПК серии РТ для прибрежных морских линий.
7
Качественно новый этап в развитии СПК начинается с внедрения глубо-
копогруженных автоматически управляемых подводных крыльев (АУПК),
обеспечивающих резкое повышение мореходности этих судов. В этом направ-
лении активно работает в США фирма «Боинг», которая основные усилия
направляет на создание и отработку военных катеров и кораблей на АУПК
(«Хай Пойнт», «Тукумкэри», «Пегасус» и др.).
Ведутся работы по созданию СПК и КПК и в других странах (ПНР,
Италия, Франция, Канада, Англия, Япония, Нидерланды), где строят про-
гулочные катера, СПК, а в ряде случаев и КПК по своим оригинальным про-
ектам.
Второе решение. Применяют воздушную подушку — слой сжатого воз-
духа, создаваемого под корпусом судна с помощью специальных нагнета-
телей и поддерживающего его над опорной поверхностью.
Мысль о возможности создания аппарата на воздушной подушке выска-
зывалась еще в XVIII в. Однако активное развитие скоростных СВП нача-
лось лишь с конца 30-х гг. нашего столетия. Выдающийся вклад в развитие
СВП внес видный советский ученый В. И. Левков, который в предвоенные
годы провел серию испытаний моделей СВП в аэродинамической лабора-
тории, построил и испытал несколько типов катеров на воздушной подушке
специального назначения водоизмещением до 15 т. Среди проектов проф.
В. И. Левкова, реализации которых помешала Великая Отечественная война,
были суда водоизмещением до 30 т.
Основные работы по созданию современных СВП за рубежом начались
во второй половине 60-х гг. после патентования английским инженером
К- Коккерелом в 1955 г. СВП с сопловой схемой формирования воздушной
подушки. С 60-х гг. ведется активное строительство пассажирских н грузо-
пассажирских СВП нескольких типов.
В нашей стране также серийно строят СВП амфибийного и скегового
типа. СССР занимает ведущее положение в строительстве крупных СВП.
В перспективе возможно и третье решение: применение аэродинамического
крыла, которое при движении вблизи поверхности воды обладает за счет
эффекта экрана повышенной аэродинамической подъемной силой и пони-
женным сопротивлением.
Работы по созданию аппарата с динамической воздушной подушкой,
получившего название экраноплан, находятся в стадии научных экспери-
ментов и отработки небольших опытных образцов [4].
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
СУДОВ
НА ПОДВОДНЫХ
КРЫЛЬЯХ
ОСНОВНЫЕ
УСЛОВНЫЕ
ОБОЗНАЧЕНИЯ
А, а — коэффициенты
ак — доля водоизмещения
(веса) судна, приходя-
щаяся иа кормовое
крыло
ая — то же иа носовое крыло
В — ширина по конструк-
тивной ватерлинии
(КВЛ)
Вск — ширина по скуле
Втр — ширина по транцу
Ь — хорда крыла
*к — » У концевой кромки
крыла
Ьй — хорда в корневом се-
чении
— коэффициент сопро-
тивления
С2 — коэффициент подъем-
ной силы
Сд — коэффициент нагрузки
с — наибольшая толщина
/Профиля крыла; полу-
ширина смоченной по-
верхности корпуса при
ударе о волну
О — водоизмещение полное
Вя — Дисперсия волновых
ординат
Ои — водоизмещение нор-
мальное
£>пор — водоизмещение порож-
него судна
£)ст — водоизмещение стан-
дартное
d — расстояние от центра
тяжести (ЦТ) судна до
вектора силы удара
— дальность обнаруже-
ния сторожевого ка-
тера нарушителем
d0 — дальность обнаруже-
ния нарушителя сто-
рожевым катером
Е — модуль упругости ма-
териала
F — площадь сечения про-
дольных связей бруса
Fr Ь — число Фруда по хорде
крыла
Fr L — число Фруда по длине
Fr Д — » » по водо-
измещению
f — средняя кривизна про-
филя; площадь сече-
ния связи; число
рейсов за навигацию
11
G — строительная стои-
мость судна
g — ускорение свободного
падения (9,81 м/с2)
Н — высота борта
Нв п — высота борта до па-
лубы переборок
//пр — высота борта приве-
денная
Н3 — высота борта эквива-
лентного бруса
Нg — высота борта на миделе
h — глубина погружения
крыла
h — относительное заглуб-
ление крыла
йв— высота волн 3%-ной
обеспеченности
^мтц — начальная поперечная
метацентрическая вы-
сота
Лкл — высота клиренса
йСр— » волн 50%-ной
обеспеченности
йСт — высота стойки
йу — условная метацентри-
ческая высота
/ — момент инерции
/ц — индекс цен
IР — момент инерции сече-
ния судна
I.. — момент инерции массы
® м
судна относительно
плоскости миделя
К, й — коэффициенты
L — длина судна по КВЛ
LKp — расстояние между
крыльями
Lm — раибольшая длина
судна
I — протяженность района
соприкосновения кор-
пуса судна с волной
при ударе
/к — размах кормового
крыла
/и — размах носового крыла
М — масса судна
/Ив — момент восстанавли-
вающий
/Ии3г — момент изгибающий
/ИКр — » кренящий
Мг — масса судна, приведен-
ная к центру удара
т — количественный изме-
ритель
Иц — количество малых цик-
лов (между средними
ремонтами)
N — мощность
Na — » агрегатная
Nn — » полная
А^ц — количество циклов при
определении усталост-
ной прочности мате-
риала
Д'; — мощность текущая
п — частота вращения
пн — число навигационных
периодов до среднего
ремонта
гап — число пассажиров
Р — упор движителя; часть
массы судна по раз-
делу, статье
/’гр — масса перевозимого
груза
р —• давление
ра — » атмосферное
Pd — » насыщенных па-
ров
‘ Q — перерезывающая сила;
поперечная сила на
винте из-за скоса по-
тока
Qo — наибольшая сила уда-
ра корпуса о волну
Qn — провозная способность
судна
qa — удельный расход топ-
лива на полной мощ-
ности
qi — удельный расход топ-
лива на промежуточ-
ных режимах
12
r — дальность хода; сопро-
тивление выступаю-
щих частей (всего
судна)
Re — число Рейнольдса
Кц — радиус циркуляции
г — относительное сопро-
тивление; радиус тра-
ектории частиц воды
в волне; радиус инер-
ции массы судна от-
носительно попереч-
ной оси, проходящей
через его ЦТ
S — площадь помещения;
суммарная площадь
крыльев
SB (<о) — энергетический спектр
волнения
SK — площадь кормового
крыла
SH — площадь носового
крыла
Sp — протяженность рейса
Т — осадка судна
7Д — реактивная тяга вы-
хлопных газов двига-
телей
Тдвж — тяга движителей
Тк — осадка судна кормой
Ти — » » носом
Тел — общее время планового
срока службы судна
до списания на слом
t — текущее время
/и — продолжительность го-
довой навигации
^ср — продолжительность
среднего ремонта судна
V — скорость
Vr —' » на горбе сопро-
тивления
Vo — скорость в момент от-
рыва судна от воды
Vn — скорость полного хода
V3 скорость эксплуата-
ционная
v — объем помещений, вы-
ступающих частей,
подводной части суд-
на
W'k — объем корпуса
IVmin — наименьший момент
сопротивления бруса
w — вертикальная состав-
ляющая скорости ско-
шенного потока
ши — объем надстройки
X — сила сопротивления
воды движению судна
х — ось абсцисс, лежащая
в диаметральной пло-
скости и направлен-
ная вдоль судна
хк — абсцисса центра при-
ложения подъемной
силы кормового крыла
хи — абсцисса носового кры-
ла
Xg — абсцисса центра массы
судна
у — ось ординат, лежащая
в плоскости шпангоута
и параллельная основ-
ной плоскости
Z — подъемная сила
крыльев
ZkoP — подъемная сила кор-
пуса
г — ось аппликат, лежа-
щая в плоскости шпан-
гоута н направленная
вертикально
гс — аппликата центра ве-
личины
Zg — аппликата центра мас-
сы судна
а — коэффициент полноты
ватерлинии; угол
атаки крыла
ап — коэффициент исполь-
зования пассажировме-
стимости
ао — угол нулевой подъем-
ной силы крыла
13
Р — угол килеватости
крыла
Р° — угол внешней киле-
ватости днища на мн-
дель-шпангоуте
— коэффициент
полноты
В
мидель-шпангоута
у — масса единицы объема
Т° — угол развала борта
Д7? — дополнительное сопро-
тивление на волнении
5 — коэффициент полноты
водоизмещения; угол-
перекладки закрылка
крыла
€ — ширина спектра вол-
нения; высота бугор-
ков шероховатости по-
верхности крыльев
£ — коэффициент трения
Спл — коэффициент трения
эквивалентной пла-
стины
Т] — коэффициент полез-
ного действия (КПД)
движителя
6 — угол крена
% — удлинение крыла
Ав — длина волны
ja — коэффициент динами-
ческой вязкости воды
v — степень достоверно-
сти расчета
£ — коэффициент утили-
зации материала эк-
вивалентного бруса
р — массовая плотность
воды; степень (вероят-
ность) риска; попереч-
ный метацентрический
радиус
рв — массовая плотность
воздуха
о — напряжение в связях
корпуса (нормальное):
квадратичное откло-
нение
о — относительное квад-
ратичное отклонение
ав — предел прочности ма-
териала
ат — предел текучести ма-
териала
<р — угол рыскания судна
ср — отношение подъемной
силы носового крыла
к подъемной силе кор-
мового
X — угол скольжения (стре-
ловидности) крыла;
отношение объема кор-
пуса к кубу ширины
судна
ф — угол дифферента
Q — площадь проекции
СПК, движущегося на
крыльях, на площадь
шпангоута
со — частота волны
Раздел I
основы
ОБЩЕГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ СПК
Глава I. ПРОБЛЕМЫ СОЗДАНИЯ
И ТЕНДЕНЦИИ РАЗВИТИЯ СПК
§ 1. Тенденции развития СПК
Выявление тенденций развития относится к области про-
гнозирования и немыслимо без ретроспективного анализа и установления
внутренних связей между элементами рассматриваемого явления.
Долгие годы развитие СПК сдерживалось из-за отсутствия пригодных
для использования на них легких, мощных, экономичных двигателей. По-
иски в этом направлении оказались достаточно результативными. Агрегат-
ные мощности главных двигателей, применяемых на СПК, возросли в 400
раз — с 75 л. с. на катере «Форланиии» до 30 тыс. л. с. на канадском КПК
«Бра Д’Ор». Как видно из рис. 1.2, агрегатная мощность дизелей, применяе-
мых на СПК, к 1970 г. выросла до 4000—5000 л. с. и имеет тенденцию к даль-
нейшему росту. Возможно, к 1980 г. на СПК будут применяться легкие ди-
зели агрегатной мощностью до 10 тыс. л. с.
С 1957 г. на СПК устанавливают газотурбинные двигатели (ГТД), раз-
работанные на базе авиационных. Агрегатные мощности ГТД, применяемых
на СПК, в 60-х гг. достигли 30 тыс. л. с., а в недалеком будущем, по-види-
мому, превысят 50 тыс. л. с.
С ростом агрегатных мощностей двигателей расширяются возможности
варьирования основных элементов СПК- Избыток мощности может быть
использован для повышения скорости судна или при умеренных скоростях
для увеличения его водоизмещения и соответственно грузоподъемности.
В годы второй мировой войны были построены КПК водоизмещением 80 т.
В 50-х гг. верхний предел водоизмещения СПК вырос последовательно с 10
до 100 т в 1960 г. и до 300 т к 1970 г. В настоящее время осуществима по-
стройка СПК водоизмещением до 500 т (рис. 1.3).
Поиск путей повышения водоизмещения, ведущийся во многих странах,
обусловлен стремлением увеличить рентабельность СПК и необходимостью
непрерывного повышения ударной мощи, увеличения автономности и даль-
ности хода, повышения живучести КПК- В конце 50-х гг. фирма «Грумман
Эиркрафт» провела исследовательское проектирование СПК водоизмещением
от 100 п° 3000 Т ПРИ СК0Р0СТЯХ 50—200 уз (93—370 км/ч) и дальности хода
400—3000 миль (740—5500 км). Изучалась возможность применения на таких
СПК дизелей, газотурбинной и атомной ЭУ. В этот же период Вендель (ФРГ)
разработал проекты серии различных судов (WSS), в том числе океанских,
водоизмещением 520 и 1100 т [3, 18, 28]. Из этих работ следует, что при на-
личии мощных ЭУ могут быть созданы СПК большого водоизмещения.
15
Высказывались и иеобосноваииые мнения. Так, некоторые специалисты
считали, что относительная масса крыльев с ростом водоизмещения прогрес-
сивно возрастает, что накладывает ограничения на верхний предел водоиз-
Рис. 1.2. График роста агрегатных мощно-
стей главных двигателей, используемых
на СПК
/, 2 —огибающая агрегатных мощностей соответ-
ственно дизелей и ГТД
мещения СПК- Это предполо-
жение без должного крити-
ческого анализа н проверкишн-
роко популяризировалось в пе-
чати [14, 18], но при более
внимательном изучении не под-
твердилось..
В 1972 г. специалисты аме-
риканской фирмы «Боинг» [50]
утверждали, что к 1980 г. смо-
гут создать КПК (вертолето-
носец) водоизмещением 4400 т.
Такой прогноз представляется
излишне оптимистичным. В по-
следующие годы фирма предло-
жила свои услуги по созданию
в 80-х гг. океанского многоцеле-
вого корабля на АУПК (НОС)
водоизмещением 1300—1600 т.
Сдерживающих постройку та-
кого КПК факторов специа-
листы фирмы не видят [55].
Наряду с увеличением во-
доизмещения на первом этапе
развития СПК просматрива,-
лась четкая направленность
борьбы за скорость. К 1939 г. была достигнута скорость (катер на подвод-
ных крыльях «Мисс US-З») в 80 уз (148 км/ч).
В дальнейшем с целью повышения скорости СПК в США проводились
экспериментальные исследования на специально созданных катерах: ХСН-4
(фирма «Дайнэмик Дивелопментс», 1954 г.) и FRESH-I (фирма «Боинг»,
1963 г.).
Рис. 1.3. Тенденция увеличения водоизмещения СПК
1 — СПК довоенного периода; 2 — СПК послевоенной постройки; 3 — опти-
мистический прогноз; 4 — пессимистический прогноз *
16
Параллельно велись проектные исследования противолодочных кораб-
й со скоростью около 80 уз (148 км/ч): вариант КПК противолодочной
обороны (ПЛО) «Плейнвью», проект фирмы «Харпи», проект корабля
ПЛО водоизмещением 550 т (фирма «Локхид»), Эти исследования показали,
что при скоростях свыше 60—65 уз (110—120 км/ч) происходит качественное
изменение режима обтекания элементов крыльевого устройства, появляются
кавитация крыльев и стоек и срывы потока. Гидродинамические характери-
стики крыльев при этом значительно ухудшаются, энерговооруженность и рас-
ход топлива возрастают, дальность хода уменьшается. Суда становятся не-
достаточно рентабельными. Построены они не были.
Одновременно с поисками путей увеличения скорости СПК проводятся
исследования с целью выявления наивыгоднейших скоростей, в частности,
Рис. 1.4. Тенденции изменения
скорости СПК
1 — период до 1939 г.; 2 — исследова-
ния после 1950 г.; 3 — область скоро-
стей основной массы построенных и
спроектированных СПК; 4 — область
скоростей малых прогулочных катеров
на подводных крыльях
Рис. 1.5. Повышение мореходности
' СПК
• / — суда с неуправляемыми подводными
крыльями (НПК) (•); 2 — Судана АУПК(Д):
3 — маловероятный прогноз фирмы «Боинг»
(США); 4 — реальный прогноз
Научно-исследовательским управлением ВМС США. В результате этих ис-
следований было установлено, что с учетом грузоподъемности (дедвейта)
СПК оптимальные скорости находятся в пределах 45—60 уз (83 —110 км/ч).
При этом для СПК малого водоизмещения наивыгоднейшая скорость нахо-
дится ближе к нижнему пределу указанного диапазона, а для СПК водоиз-
мещением более 300 т — ближе к верхнему пределу.
Скорости пассажирских судов и опытных КПК, построенных в после-
военный период, находились в пределах 30—60 уз (55—НО км/ч). При этом
дпЖ!дИИ пРедел скорости СПК имеет тенденцию к повышению (рис. 1.4) до
40 50 уз (74—93 км/ч). Прогулочные катера на подводных крыльях малого
водоизмещения имеют скорость 25—40 уз (45—75 км/ч).
На всех этапах развития СПК прослеживается тенденция неуклонного
повышения их мореходных качеств. Если к 1950 г. СПК водоизмещением от
10 до 80 т в режиме хода на крыльях могли преодолевать волну высотой от 1
до 2 м, то к 1970 г. высота преодолеваемой СПК волны достигла 4 м. З'акое
ущественное повышение мореходности СПК стало возможным с отработкой
совершенствованием систем автоматического управления подъемной сп-
ои полностью погруженных подводных крыльев, работа над которыми ве-
С К0Нца °0-х гг- Можно предположить, что через 15—20 лет СПК боль-
о водоизмещения (более 1000 т) будут обладать практически неограничен-
Г-о. п-, ^г-ичная
научно-т^хнтчвская
биолястэф! ССОР
ЭКЗЕЙПЛЯГ
17
ной мореходностью, а СПК небольшого водоизмещения (100—200 т) смогут
находиться в плавании при волнении моря 5—6 баллов (рис. 1.5).
Выявленные на основе ретроспективного анализа тенденции развития
СПК сохранятся прн необходимости совершенствования технико-экономи-
ческих характеристик этого вида транспорта, а также при условии, что не
появятся более экономичные и скоростные транспортные средства.
В настоящее время перед наукой и техникой стоит задача дальнейшего
совершенствования СПК как эффективного транспортного средства, вклю-
чающая вопросы:
— создания легких экономичных двигателей большой мощности;
• — разработки высокопрочных, коррозионно-устойчивых, пожаростой-
ких легких сплавов и армированных пластиков для корпуса и крыльевого
устройства;
— повышения надежности систем автоматического управления подъем-
ной силой крыльев;
— совершенствования гидродинамики крыльев и движителей иа докави-
тационных скоростях и при развитой кавитации;
— создания специальной производственно-технологической базы и ин-
женерных средств базирования СПК-
§ 2. Особенности конструкции корпуса СПК
СПК движется с большой скоростью при полном выходе
корпуса из воды, что наложило отпечаток на его внешнюю архитектуру, внут-
реннюю планировку и конструкцию корпуса.
С целью снижения аэродинамического сопротивления корпусу, над-
стройкам и выступающим частям судна придают обтекаемые формы [11].
Архитектурное решение пассажирских и служебных помещений подчинено
обеспечению наибольших удобств пассажирам. В связи с этим в салоне, как
правило, не допускается установка поперечных переборок и даже рамных
шпангоутов; в бортах и лобовых стенках вырезают большие проемы для
окон, разделенные стойками небольших размеров. Поэтому вовлечение тен-
товой палубы в работу эквивалентного бруса встречает подчас непреодоли-
Таблица 1.1
Области применения материалов, предназначенных
для изготовления корпусов СПК
Характеристика
материала
Водоизмещение СПК> т
Свариваемый алю-
миниевый сплав
Алюминиевый
сплав для клепаных
конструкций
Дерево и стекло-
пластик
18
трудности. В результате увеличивается масса металлического корпуса,
^следовательно, уменьшается полезная грузоподъемность.
Для повышения доли полезной нагрузки (увеличения экономической
эффективности судна) изыскиваются пути снижения массы корпуса, крыльев,
ЭУ оборудования. Из анализа характеристик различных конструкционных
материалов следует, что наиболее приемлемы для корпусов СПК легкие
сплавы на основе алюминия, а в перспективе — армированные стеклопла-
стики. Области применения этих материалов приведены в табл. 1.1.
Рис. 1.6. Схема навесной системы набора
1 — настил палубы; 2 — бимс; 3 — флор; 4 — горизонтальные киицы;
5 — продольные ребра жесткости; 6 — наружная обшивка
Конструкция корпусов СПК из алюминиевых сплавов имеет специфиче-
ские особенности. Существуют алюминиевые сплавы двух категорий: несва-
риваемые и свариваемые. Свариваемые сплавы также подразделяют на две
группы: требующие и не требующие термообработки сварных швов.
Корпуса малых катеров на подводных крыльях из-за незначительных
толщин обшивки, исключающих возможность применения сварки, изготов-
ляют клепаными или клееклепаными. Для снижения трудоемкости корпус-
ных работ клепаные конструкции чаще всего выполняют с навесной систе-
мой набора (рис. 1.6), позволяющей существенно уменьшить протяженность
заклепочных швов. Клепка применялась до 1963 г. Весьма перспективно
применение для корпусов прессованных панелей. Особенно выгодны они
при навесной системе набора.
С I960 Г’ К0РпУса СПК, как правило, выполняют сварными. Опыт лег-
констп^Д0СТР°еНИЯ свидетельствует, что простое заимствование характера
руктивных схем стального судостроения создает ряд технологических
19
трудностей. Из-за больших усадок в районе сварных швов происходит ко-
робление конструкций, расстыковка монтажных соединений, появляется
большое число трещин. Кроме того, работать в узкостях с применением
устройств, обеспечивающих сварку в нейтральной газовой среде, неудобно.
Поэтому в конструкцию корпуса вносят изменения, упрощающие техноло-
гию сварки и стыковки секций, разрабатывают специальную технологию
сварки. Выявлено, например, что концентраторами внутренних напряжений,
Рис. 1.7. Конструктивные узлы: а — принципиаль-
ная схема соединения деталей из алюминиевых спла-
вов сваркой; б — варианты конструкции редаиов
1 — сварные швы; 2 — линии обрезки концов сварных швов;
3 — разрезное днище; 4 — накладной редан
способствующих появлению трещин, являются концы сварных швов, поэ-
тому их обрезают, для чего заранее предусматривают допуски на длину свар-
ного шва (рис. 1.7, а). Габаритные объемные секции из алюминиевых спла-
вов некоторых марок для снятия температурных напряжений и обеспечения
однородной микроструктуры основного металла шва и околошовной зоны
необходимо подвергать термообработке в специальных печах. Применение
сплавов, требующих термообработки, для СПК нежелательно.
В большинстве случаев на днище СПК делается один или несколько ре-
данов. Редан нарушает непрерывность днища как основной продольной
связи, обеспечивающей общую прочность, поэтому в конструкции днища
предусматривают необходимые подкрепления в районе реданов. Масса ме-
таллического корпуса вследствие этого заметно увеличивается.
20
Более конструктивны накладные реданы, устанавливаемые на непре-
твное днище (рис. 1.7, б) и позволяющие снизить массу корпуса при сохра-
нении общей продольной прочности и конструктивности днищевого пере-
крытия Пространство внутри накладного редана заполняется пенопластом,
предотвращающим попадание воды через неплотные швы или трещины.
Р Для облегчения подхода воздуха в зареданное пространство в момент
разгона, когда редан еще полностью погружен в воду, делают бортовые ре-
даны с выводом выше ватерлинии. При этом нарушается непрерывность
борта как прочной связи (рис. 1.8). Слома борта можно избежать, соединив
воздушным каналом зареданное пространство с атмосферой. Канал может
быть конструктивно оформлен в виде трубы либо водонепроницаемого воз-
душного ящика в пределах одной шпации, расположенного заподлицо со-
Рис. 1.8. Устройство бортового редана
1 — ватерлиния в водоизмещающем положении; 2 — воздушный ящик
для подвода воздуха за днищевой редаи; 3 — сочленение днищевого
и бортового реданов; 4 — поперечное сечение корпуса за реданом
шпангоутами и соединенного над КВЛ с атмосферой и зареданным прост-
ранством вырезами.
Платформы и выгородки выполняют из менее прочных, чем материал:
корпуса, материалов, широко применяя клеевые, клеесварные и клееклепа-
ные соединения. Для второстепенных переборок и выгородок можно исполь-
зовать гофрированные листы из легкого сплава или пластика.
§ 3. Особенности конструкции
крыльевого устройства
„ Крыльевое устройство является одной из основных ча-
стей СПК. При малых геометрических размерах и массе оно воспринимает-
силу тяжести судна, а также динамические усилия, возникающие при пла-
вании судна в условиях волнения. В силу специфики назначения все эле-
менты крыльевого устройства нагружены внешними силами в плоскости
наименьшего сопротивления. Поэтому к конструкции крыльевого устройства-
предъявляют особые требования.
Наибольшее внимание уделяют несущей плоскости, которую, как пра-
ило, выполняют неразрезной по всему размаху. Если это не удается осу-
21
ществить, то стыковые соединения производят на тех участках, где в соот-
ветствии с эпюрой изгибающих моментов имеет место минимальный изги-
бающий момент. Стыки нижней и верхней обшивки несущего крыла по воз-
можности разносят. В районе притыкания стоек в крыле предусматривают
сплошные вставки из толстых поковок или утолщенные листы, подкреплен-
ные бракетами (рис. 1.9). При полой конструкции несущего крыла ребра
жесткости располагают вдоль размаха крыла. К верхней обшивке несущего
крыла ребра жесткости приваривают без переходного пояска, к нижней —
с помощью пояска.
Нижние части полых стоек, примыкающие к несущей плоскости, усили-
вают. Варианты конструктивных соединений стоек с несущим крылом по-
казаны на рис. 1.9. В особо ответственных случаях соединительную кресто-
вину крыла и стойки фрезеруют из единой поковки. Ребра жесткости стоек
располагают в плоскости ребер жесткости несущего крыла. Входящие
кромки крыла и стоек, а также выходящую кромку крыла (закрылка) фре-
зеруют из специальных поковок.
Более подробные сведения о конструкции крыльев, стоек, кронштейнов
и способах их соединений приведены в технологических документах на из-
готовление крыльев конкретных СПК, а также в Правилах классификаци-
онных органов, например Регистра СССР [24].
Независимо от типа и конструктивного исполнения любое крыльевое
устройство при движении судна в крыльевом режиме должно обеспечивать:
— постоянство подъемной силы;
— продольную и поперечную устойчивость движения;
— постоянство заглубления крыла и необходимый клиренс;
— малое реагирование на возмущающее действие волнения (стабилиза-
цию судна иа волнении).
Стремление удовлетворить всем этим условиям при наименьших затратах
привело к появлению большого числа крыльевых систем, большинство из
которых запатентовано фирмами и отдельными изобретателями.
Удовлетворение всем перечисленным требованиям может быть обеспе-
чено при использовании глубокопогруженных крыльев с автоматическим
управлением подъемной силой. Применение иных крыльевых систем ведет
к невыполнению каких-либо условий.
Малопогруженные жестко укрепленные подводные крылья для речных
СПК просты, дешевы, обеспечивают на тихой воде постоянство подъемной
силы и заглубления, продольную и поперечную устойчивость. Однако малые
волны вызывают «жесткий» ход (тряску) судна, снабженного такими
крыльями, а крупные волны — его плавный ход. При этом продольная и по-
перечная устойчивость не обеспечены, т. е. система малопогруженных крыльев
немореходна.
Глубокопогруженные крылья без специальных систем управления не-
пригодны для СПК, Система, комбинирующая глубокопогруженные элементы
крыльев с пересекающими поверхность плоскостями, обеспечивает постоян-
ство подъемной силы и заглубления на тихой воде, продольную и попереч-
ную устойчивость, но резко реагирует на волновые возмущения.
Конструкторская мысль ищет простое решение задачи комплексного удов-
летворения требованиям, предъявляемым к крыльевому устройству. Совер-
шенствование крыльевой схемы X. Гука (рис. 1.10), при которой угол атаки
каждого из двух носовых глубокопогруженных крыльев автоматически ре-
гулируется приводами от глиссирующих впереди катера элементов, отсле-
живающих профиль волны, нашло окончательное воплощение в английских
катерах «Си Рейнджер», строительство которых началось в 1967 г. Однако
предусмотренные на этих катерах специальные конструкции скользящих по
волне лыж, вынесенных вперед на подвижных рычагах, не могут быть при-
знаны удачными. В последующих проектах СПК («Си Рейнджер-III») фирмы
«Саузерн Хайдрофойлс» лыжи были заменены наклонными крыльями —
датчиками волны [12].
Иная конструктивная идея воплощена итальянской фирмой «Сифлайт
С. п. А. Кантиере навале». На СПК «Сифлайт Р46» предусмотрены раздель-
22
Рис. 1.9. СхемыТкоиструктивных узлов крыльевого устройства: а —
эпюра изгибающих моментов; б — схема крыльевого устройства; в —
варианты конструктивных узлов
ные носовые крылья, пересекающие поверхность и подвешенные на попереч-
ной горизонтальной оси. Ось относительно крыльев расположена таким об-
разом, чтобы силы сопротивления и подъемная сила поворачивали крыло
в сторону кормы. Повороту крыла препятствует специальная пружина, же-
сткость которой и сила натяжения подобраны так, чтобы обеспечить постоян-
ную подъемную силу на всех режимах движения судна на тихой воде и при
волнении (рис. 1.11). Стабилизация высоты подъема СПК над водой обеспе-
чена пересекающими поверхность наклонными несущими плоскостями.
Фирмой «Супрамар» в 1967 г. внедрена на СПК система воздушной ста-
билизации. Приборы, учитывающие параметры качки, регулируют подачу
Рис. 1.10. Принципиальная схема
управления подводным крылом
1 — рычаг; 2 — ватерлиния СПК в во-
доизмещающем положении; 3 — ватер-
линия при движении СПК в крылье-
вом режиме; 4 — водная лыжа; 5 —
несущее крыло; 6 — тяга поворота
крыла
Рис. 1.11. Принципиальная схема
автоматического поддержания
подъемной силы фирмы «Сифлайт
С. п. А. Кантиере навале»
воздуха на засасывающую поверхность крыла. Воздух идет самотеком и,
повышая давление над крылом, снижает его подъемную силу. Таким образом
осуществляется регулирование подъемной силы крыла в определенных пре-
делах. В верхней кромке крыла просверлены отверстия для подачи воздуха.
Наличие неровностей на засасывающей поверхности крыла допустимо при ско-
ростях судна до 50 уз (около 90 км/ч). При больших скоростях в районе ука-
занных отверстий будет возникать кавитация.
Для создания переменной подъемной силы часто применяют закрылки
«с приводом от управляющих систем. При относительно небольших скоростях
движения СПК закрылки могут являться продолжением конструкции не-
сущего крыла. На закрылках более быстроходных СПК при их перекладке
могут возникать такие явления, как кавитация и срывы потока. Исключить
подобные явления или уменьшить вероятность их образования можно путем
размещения поворотных подкрылков под несущей плоскостью главного
крыла в зоне повышенного давления [50]. В этом случае подкрылок, кото-
рый не воспринимает массу судна, выполняют подобно рулям с профилем
симметричной формы. На нем возникают подъемная или топящая сила, ком-
пенсирующая силы возмущения (рис. 1.12). При этом может быть достигнута
наименьшая мощность привода подкрылка.
Крыльевое устройство, как правило, значительно выступает за габарит-
ную ширину судна и увеличивает его осадку в водоизмещающем положении.
Кроме того, крыльевое устройство следует постоянно поддерживать в нор-
мальном рабочем состоянии, не допускать отложения на нем солей и тем
24
л ее обрастания его водорослями и ракушками. Это требует частого доко-
пяния и усложняет эксплуатацию судна.
Одним из путей упрощения эксплуатации СПК является оборудование
подъемными крыльями. Были предложены и реализованы различные спо-
собы подъема крыльев. Подтягивание крыльев к корпусу для уменьшения
осадки, складывание концов крыльев для обеспечения швартовки СПК к
пирсу бортом, упрощая отдельные моменты эксплуатации, не решают других
проблем, в частности, таких важных, как докование для очисткп крыльев.
Рис. 1.12. Схема размещения подкрылков
1 — несущее крыло; 2 — обтекатель-кронштейн; 3 — подкрылок;
4 — привод поворота подкрылка
Существуют конструкции подъемных крыльев, позволяющие поднимать
их из воды полностью для очистки, шлифования, окраски с верхней палубы
судна. Такие конструкции перспективны и получат широкое распространение.
§ 4. Конструкционные материалы
серьезное Выбору материала при проектировании СПК уделяется
и кпыль внимание> поскольку от материала зависит не только масса корпуса
теристик' Н° Также Долговечность конструкций и эксплуатационные харак-
25
Масса продольных связей корпуса, а также крыльев пропорциональна
отношению удельной массы металла у к пределу текучести от. Следовательно,
для повышения весовой отдачи судна необходимо выбирать металл с мини-
мальным отношением у/от или наибольшим обратным отношением ат/у —
удельной прочностью.
4 Практически невозможно подобрать материал, полностью удовлетво-
ряющий всем требованиям. Поэтому приходится к его выбору подходить
дифференцированно. Так, для материалов конструкций корпуса несколько
меньшее значение имеют требования к коррозионно-усталостной прочности
и практически могут не учитываться требования к кавитационной стойкости
и стойкости к струевой эрозии. Напротив, для конструкций крыльевых
устройств указанные требования становятся определяющими.
Из опыта отечественного и зарубежного судостроения следует, что для
корпусов СПК наиболее часто применяют алюминиевые свариваемые сплавы,
алюминиевые сплавы для клепаных конструкций, стеклопластики, дерево
и эти же материалы в различных сочетаниях. Области применения мат-риа-
лов, предназначенных для изготовления корпусов СПК, даны в табл. 1.1.
В отечественном судостроении для свариваемых конструкций широко ис-
пользуют алюминиевые сплавы марок АМг и АМц с удельной прочностью
5—8 км, для клепаных — сплавы марки Д16-Т с удельной прочностью до
12 км. При окончательнорд выборе металла для корпуса необходимо учиты-
вать, что при клепке ослабление отверстиями под заклепки днища и палубы,
особенно при малых толщинах обшивки, может достигать 20—25%. Допу-
скаемые напряжения клепаных и свариваемых сплавов оказываются сравни-
мыми. Поэтому применение более прочных несвариваемых сплавов может
не дать ожидаемого уменьшения массы корпуса. Кроме того, трудоемкость
серийной постройки клепаных СПК значительно выше, чем сварных СПК.
В частности, норматив трудоемкости корпусных работ на 1 т водоизмещения
для сварных конструкций в 2—8 раз ниже норматива для клепаных кон-
струкций. Несмотря на явные преимущества технологического порядка сва-
риваемых сплавов по сравнению с несвариваемыми, последние применяют
для изготовления СПК малого водоизмещения, толщина обшивки которых
не позволяет производить сварку.
В практике мирового судостроения для изготовления корпусных кон-
струкций применяются свариваемые алюминиевые сплавы с удельной проч-
ностью 5—8 км, (типов 5083, 5456 и AlMg 5) и более прочные несвариваемые
сплавы (типов 6061, 2014 и AlMgSi).
При выборе металла для корпусных конструкций необходимо учитывать
также, что ряд свариваемых алюминиевых сплавов требует термообработки
в процессе изготовления узлов. В связи с этим растут первоначальные за-
траты на строительство специальных печей обжига и возникают значительные
трудности при ремонтных работах в процессе эксплуатации. Следует поэтому
по возможности избегать применения сплавов, требующих термообработки.
К материалу крыльевых устройств требования более жестки, чем к ма-
териалу корпуса. Наряду с высокими прочностными характеристиками и ма-
лой удельной массой материал должен быть пластичным, стойким к электро-
химической коррозии, струевой и кавитационной эрозии, обладать стой-
костью к знакопеременным нагрузкам, быть долговечным. Поэтому мате-
риалы, применяемые для крыльевых устройств, подвергают комплексной
проверке в лабораторных условиях и при эксплуатации на судах. Наилуч-
шими для крыльевых устройств являются титановые сплавы и нержавею-
щие стали. Чаще применяют нержавеющие стали, как более дешевый мате-
риал по сравнению с титановыми сплавами.
Долговечность материала характеризуется количеством выдерживае-
мых под напряжением знакопеременных циклов. Типовые усталостные кри-
вые некоторых судостроительных материалов приведены на рис. 1.13. Из
диаграмм видно, что с уменьшением действующих напряжений количество
циклов (долговечность) растет. При некотором уровне напряжений, назы-
ваемом пределом выносливости, долговечность металла неограничена. За
базовое, как правило, принимают количество циклов А^ = 107.
26
При выборе напряжений следует учитывать, что уровень допускаемых
апряжений по условиям выносливости для материала с увеличением пре-
пела его текучести снижается (рис. 1.14). Выносливость сварного шва хуже,
чем основного материала, и существенно зависит от типа сварного соедине-
ния.
Основные характеристики сплавов, используемых для корпусов и
крыльев СПК, приведены в приложении V.
1 Дальнейшее изучение пластмасс позволит широко использовать арми-
рованные пластики для корпусных и крыльевых конструкций. В качестве
конструкционных материалов могут быть использованы пластмассы на ос-
нове полиэфирных смол, армированных стекловолокном или стеклотканью.
Удельная прочность армированных конструкционных пластиков находится
Рис. 1.13. Типовые усталостные кри-
вые судостроительных материалов
1 — сплав марки АМг5В; 2 — АМгбТ; 3 —
0Х17Н710; 4 — ЩЪМЛ
Рис. Г. 14. Типовые зависимости пре-
дела выносливости металла при /Уц=
= 10’ циклов от предела текучести
1 — алюминиевые сплавы (стыковой шов);
2 — алюминиевые сплавы (целые образ-
цы); 3 — нержавеющие стали (целые об-
разцы); 4 — нержавеющие стали (стыко-
вой шов)
в пределах 8—22. Это позволяет ожидать уменьшения массы корпуса из пла-
стиков по сравнению с массой корпуса из алюминиевых сплавов почти вдвое.
Кодекс безопасности судов с динамическими принципами поддержания
140] предъявляет к конструкционным материалам СПК повышенные требо-
вания. Согласно Кодексу образцы конструкций палуб и переборок должны
подвергаться стандартным испытаниям на огнестойкость. Образец конструк-
ции должен иметь площадь нагрева не менее 4,6 м2. Стандартная кривая за-
висимости температуры образца от времени нагрева проходит через следую-
В конце первых 5 мин..................................................538
* » » 10 » 704
1» > » 30 » 848
* » » 60 » 927
Негорючим признается материал, который при температуре 750° С не
горит и не выделяет горючих фракций.
Огнестойкие материалы и конструкции должны препятствовать проник-
зению чеРез них пламени и дыма в течение 30 мин или в течение трехкрат-
о времени посадки пассажиров в спасательные средства плюс 7 мин на
тушение пожара.
27
§ 5. Основные характеристики ЭУ
Специфика использования СПК накладывает определен-
ные условия на выбор главной и вспомогательной ЭУ. Для СПК характерно
ужесточение общих требований к главным судовым двигателям (высокая
мощность, экономичность, надежность, большой моторесурс, работа на де-
шевых сортах топлива, отсутствие вибраций и др.) в части их массогабарит-
ных характеристик, режима работы, дистан-
ционного управления двигателями и кон-
троля за их работой.
Перечисленным требованиям удовле-
творяют бензиновые моторы, быстроходные
легкие дизели и ГТД. Ориентировочные
зоны предпочтительного применения двига-
телей различного типа показанынарис. 1.15.
Бензиновые моторы имеют ограниченную
мощность (до 300 л. с.) и могут приме-
няться на ЬСПК малого водоизмещения.
Несколько более широкая зона применения
характерна для легких быстроходных дизе-
лей. На всех СПК можно применять газо-
турбинные установки (ГТУ).
На малых катерах на подводных
крыльях; служебных, прогулочного типа,
спортивных и катерах, находящихся в лич-
ном пользовании,— целесообразно исполь-
зовать бензиновые двигатели и моторы
подвесного и стационарного типов, легко
обеспечиваемые горючесмазочными мате-
риалами (ГСМ) и запасными частями.
В связи с эпизодическим использованием
катеров этого типа несколько повышенный
расход горючего по сравнению с дизелями
не имеет принципиального значения.
Для пассажирских судов и катеров,
совершающих регулярные рейсы, целесо-
образно использовать в качестве главных
двигателей легкие быстроходные дизели,
обладающие высокой экономичностью ра-
боты. Если потребная энерговооруженность
не может быть обеспечена за счет дизелей,
то используют ГТД. Поскольку рейсовые
катера на подводных крыльях и СПК, как
правило, имеют водоизмещение более 10 т.
то практический интерес представляют ди-
зельные установки и ГТУ.
У,км/ч
Рис. 1.15. Зоны применения
двигателей различного типа
для СПК
I—бензиновые моторы, II—легкие
быстроходные дизели, III — ГТУ
1 — D = 5000 т; 2 — D = 1000 т;
3 — D = 500 т; 4 — D = 100 т;
5 — D = 50 т; б — D = 10 т; 7 —
D = 5 т; « - D = 1 т
Здесь рассмотрены ЭУ с точки зрения правильного выбора типа уста-
новки при определении главных элементов СПК- Более подробные сведения
о конструктивных особенностях ЭУ СПК можно найти в специальной лите-
ратуре [4, 14 и др. ].
Большинство пассажирских СПК оборудовано дизельными установками.
Достоинство двигателей внутреннего сгорания заключается в сравнительно
высоком КПД (до 0,42), высокой экономичности работы. В настоящее время
промышленностью выпускается целый ряд легких быстроходных дизелей.
Основные характеристики наиболее распространенных отечественных и за-
рубежных быстроходных дизелей приведены в приложении IV. Удельная
масса четырехтактных дизелей находится в пределах 1,4—1,7 кг/л. с. (оте-
чественные двигатели); 2,1—3,1 кг/л. с. (двигатели фирм «Майбах» и «Мерсе-
дес-Бенц») и только дизели фирмы САКМ имеют повышенную удельную
массу — 4,0—4,5кг/л. с. Двухтактные двигатели имеют облегченные конструк-
28
ции
(0,26-
1 58 кг/л. с.), однако срок их службы меньше, чем четырех-
та Работа двигателя внутреннего сгорания возможна в ограниченной об-
асти соответствующей коэффициенту избытка воздуха, большему двух.
Поддерживается температурный режим, при котором исключаются выпаде-
ние в цилиндре твердых частиц неполного сгорания топлива, прогорание
днища поршня и пригорание верхних поршневых колец. Наиболее неблаго-
приятные условия для работы двигателя наблюдаются в зоне между ограничи-
тельной и внешней характеристиками (рис. 1.16). Внешняя характеристика
показывает зависимость мощности от частоты вращения при положении рейки
топливного насоса на упоре максимальной г- ;----- . -------.
мощности. Работа двигателя по
внешней характеристике из-за значитель-
ных тепловых перегрузок проходит при
самых высоких температурах выхлопных
газов. Срок службы двигателя резко со-
кращается. Поэтому в зоне между ограни-
чительной и внешней характеристиками
допускается только кратковременная ра-
бота двигателя, например при разгоне СПК
(когда к силам сопротивления добавляются
силы инерции).
При подборе двигателя для СПК сле-
дует обеспечить, чтобы его винтовая харак-
теристика (кривая зависимости мощности
от частоты вращения винта) лежала ниже
ограничительной. Выполнить это условие
довольно сложно. При повышенном сопро-
тивлении в переходном режиме винтовая
характеристика дизеля может пересечь
ограничительную.
Практика эксплуатации отечествен-
ных СПК показывает, что ходовые режимы
при работе главных двигателей с макси-
мальной мощностью нецелесообразны как
с точки зрения расходования ресурса, так
и по условиям повышенного расхода топ-
лива при общем незначительном повыше-
нии скорости судна. Обычно основной
эксплуатационный режим дизельных СПК
выбирают при мощности, составляющей
0,8 максимальной, т. е. вблизи режима, соответствующего максималь-
ному значению КПД двигателя.
По опыту эксплуатации отечественных СПК [14], общее время работы
главных двигателей (%) распределяется в среднем следующим образом:
.Рис. 1.16. Рабочие области ди-
зеля типа М50 и ГТД
1 — внешняя характеристика; 2,
5 — ограничительная характери-
стика полной н эксплуатационной
мощности; 3 — регуляторная; 4 —
рабочая область дизеля; 6 — мини-
мальная длительная мощность; 7 —
минимальные устойчивые обороты;
8 — рабочая область ГТД «Мэрии
Протей»
Запуск, реверс, переменный ход при маневрировании................11
Холостой ход (прогрев двигателей, стоянка)...................... 9
эксплуатационный режим..........................................80
Расход ресурса главных двигателей зависит от интенсивности эксплуата-
ции СПК (одна или две смены экипажа), протяженности рейса и характера
ледовой обстановки. При круглогодичной навигации отмечен следующий
среднегодовой расход ресурса (ч):
При односменной работе................................ 2200—2500
» двухсменной » ........;....................... 4500—5000
о
а ВРемя навигации двигатели должны работать без переборки. Быстро-
чают 'э Легкие Двигзтели внутреннего сгорания еще не в полной мере отве-
неко-гг>п°МУ тРе°ованию. Лишь в последние годы осваиваются модификации
пл г,о,ДЬ”Х лег™х быстроходных дизелей с гарантийным сроком службы
до первой переборки 2000—2500 ч.
29
Применяемые на СПК ГТД эксплуатируют в жестких для них морских
условиях. Влажный воздух с примесью солей щелочных металлов способст-
вует усиленной коррозии деталей проточной части и снижению мощности
в результате засорения компрессора. Эти условия предъявляют к конструк-
ции СПК дополнительные требования. Необходимо соорудить устройства
для сепарации воздуха и специальные системы для очистки проточных ча-
стей двигателей от загрязнения. Водоотделители на воздухозаборном тракте
могут быть построены на принципе сетчатых фильтров или инерционных се-
параторов, в которых вода отделяется за счет резкого изменения направле-
ния движения воздуха.
ГТД чувствительны к температуре наружного воздуха, с повышением
Рис. 1.17. Зависимость относитель-
ного удельного расхода топлива от
загрузки двигателей
1,3 — ГТД; 2, 4, 5 — легкие быстроход-
ные дизели М50, МВ-820В (точками на 1,
2 отмечены удельные расходы топлива
двигателей)
ГТД, и сопротивлению на входе и вы-
ходе, что исключает возможность
установки глушителей.
Применяемые на СПК ГТД, как
правило, имеют свободную силовую
турбину, что обеспечивает помимо
свободного запуска также широкий
диапазон регулирования двигателя
при работе с движителем. Рабочая
зона ГТД (см. рис. 1.16) в связи
с этим оказывается существенно
большей, чем у двигателей внутрен-
него сгорания, что исключает опас-
ность выхода винтовой характери-
стики из рабочей зоны в различных
условиях плавания (форсированный
выход на крылья, повышение сопро-
тивления на волнении, влияние кре-
нов и дифферентов, выпадение катод-
ных осадков на крыльях и др.).
Одновальные ГТД с жестко на-
саженными на один вал компрессо-
ром и силовой турбиной, широко
используемые в авиации, для СПК
применяются редко в связи с необхо-
димостью введения специальных уст-
ройств, согласующих загрузку тур-
бины и движителя по моменту. Необ-
ходимость согласования загрузки
обусловлена тем, что одновальный
ГТД работает с постоянной частотой
вращения. Согласование моментов
может быть осуществлено перепуск-
ными клапанами, снижающими за-
грузку двигателя при запуске и постепенно нагружающими его при раз-
гоне; гидравлическими муфтами, отключающими движитель при запуске
и постепенно нагружающими турбину, а также с помощью винтов с регули-
руемым шагом. Все эти решения нежелательны, так как ведут к усложне-
нию ЭУ. Для СПК предпочтителен ГТД со свободной силовой турбиной.
Эксплуатация ГТД на СПК выявила необходимость значительного по-
вышения качества очистки топлива от воды и механических примесей (с при-
менением сепарирования), поскольку засорение форсунок ухудшает распыл
топлива, приводит к нагарообразованию, повышению температуры газов,
оплавлению лопаток, появлению трещин в стенках жаровых труб и другим
явлениям, способствующим существенному снижению ресурса ГТД [с 5000 ч
у авиационных турбовинтовых двигателей (ТВД) примерно до 2000 ч у кон-
вертированных авиационных двигателей].
С целью сокращения массы и расхода топлива конструируют. ГТД без
ступеней заднего хода, а маневрирование СПК в водоизмещающем положе-
30
счшествляют с помощью ЭУ малого хода. Удельная масса ГТД с ростом
„^агрегатной мощности уменьшается.
ИХ Основные характеристики применяемых на СПК ГТД иностранной по-
стройки приведены в приложении IV.
С Р Удельный расход топлива, являющийся одной из определяющих харак-
стик ЭУ зависит от степени загрузки двигателя. Для дизелей эта зави-
симость выражена относительно слабо, что можно проследить по рис. 1.17,
СИто время как для ГТД с уменьшением загрузки двигателя расход топлива
® возрастает. Удельный расход топлива для двигателей, работающих
с полной мощностью, обычно приводится в их характеристиках. Удельный
пасход топлива для дизелей находится в пределах от 158 до 210 г/л.с.-ч. Луч-
шие образцы авиационных ТВД имеют расход топлива, равный 180—
200 г/л.с.• ч. У судовых ГТД повышенный расходтоплива — 210—310г/л. с.-ч.
Это связано с тем, что судовые ГТД создают, как правило, на базе авиацион-
ных двигателей, рассчитанных на высотно-скоростные режимы эксплуата-
ции и ие имеющих сложных устройств на входе и выхлопе. Для специально
спроектированных судовых ГТД экономичность может быть приближена
к экономичности дизелей (например, ГТД LM-2500 фирмы «Дженерал элек-
трик», США).
Расход топлива на промежуточных режимах можно оценить по прибли-
женным формулам:
для дизелей
0,9 + 0,4 ------V
k Nn 2 )
q, = q (0,74 + .0,26 —V
41 Ча\ “ Nt )
9i=<7n
(1-1)
для ГТД
Несмотря на некоторые недостатки, ГТД могут быть предпочтены ди-
зелям, если предназначены:
— для СПК и КПК большого водоизмещения, когда требуются большие
агрегатные мощности двигателей;
— для малых военных катеров и кораблей с умеренной дальностью хода,
при которой суммарная масса ЭУ и топлива оказывается меньшей, чем при
дизельной установке, когда разность масс может быть использована для уве-
личения состава вооружения (повышения боевой мощи);
— для эпизодически используемых спортивных СПК, для которых рас-
ход топлива менее важен, чем облегчение судна.
Некоторые способы передачи мощности на движители отражены на
рис. 1.18.
Возможны и другие принципы передачи и преобразования энергии дви-
гателя в упор движителя. Из перечисленных передачи типа «колонка» с ме-
ханическим, электрическим и гидравлическим приводами, а также водомет
в корпусе позволяют существенно увеличить высоту стойки крыла, а следо-
вательно, и улучшить мореходные качества СПК- Передачи с наклонными
валами ограничивают возможности повышения мореходных качеств СПК и
для больших морских СПК неприемлемы.
Зависимость относительной массы ЭУ в целом от типа применяемого
двигателя, его агрегатной мощности и способа передачи мощности на движи-
тели приведена на рис. 1.19, которым можно воспользоваться в первом при-
ближении при отсутствии близкого прототипа или исходных данных по при-
нимаемым на судно двигателям.
nv₽T РН окончательном выборе типа ЭУ СПК и конкретных двигателей сле-
ду учитывать рекомендации Кодекса безопасности судов с динамическими
ринципами поддержания [40]. Основные рекомендации Кодекса по выбору
механизмов сводятся к следующему:
„ констРУкция двигателя должна исключать возможность его разноса
и крупных разрушений корпуса при авариях;
сводяптВ констРУкВДи двигателя должны быть предусмотрены устройства,
Щие к минимуму опасность возникновения пожара и взрыва;
31
Рис. 1.18. Схема пере-
дачи мощности от двига-
теля к движителю: а —
передача наклонными ва-
лами; б — передача на-
клонными валами с угло-
вым редуктором; в —
передача с помощью
угловых редукторов и
вертикальной трансмис-
сии (механическая ко-
лонка); г — электродви-
жение с гребными элек-
тродвигателями в гондо-
лах; д — передача от
гидравлического двига-
теля, размещенного в гон-
доле (практически не-
применима из-за низкого
КПД гидропередачи); е—
прямая передача от ГТУ
в гондолах (принципи-
ально возможна, но прак-
тически неприменима);
ж — водометы с насоса-
ми в обтекателях; з —
водометы с насосами
в корпусе
1 — двигатель; 2 — движи-
тель (винт, водомет); 3 — ре-
дуктор; 4, 5 — верхний и
нижний угловые редукторы;
6 — генератор; 7 — пульт
управления; 8 — гребной
электродвигатель; 9 — гидро-
насос; 10 — гндромотор
32
______не допускается помпаж ГТД. Прочность ГТД должна быть такой,
обы выпадение лопаток компрессора или силовой турбины ие приводило
’т повреждениям, представляющим опасность для судна;
к ____ виброакустические характеристики двигателей и оборудования
должны удовлетворять требованиям обеспечения комфорта для пассажиров
и экипажа;
__не рекомендуется использовать топливо, температура вспышки ко-
Рис. 1.19. Зависимость относительной массы ЭУ СПК
1 — подвесные бензиновые моторы; 2 — автомобильные карбюра-
торные двигатели; 3 — быстроходные днзелн; 4 — ГТУ с угловой
зубчатой передачей; 5 — ГТУ с водометами
— в случае применения двигателей, работающих иа топливе с темпера-
турой вспышки ниже 43° С, должен быть предусмотрен комплекс противопо-
жарных мероприятий, согласованных с заказчиком. Но и в этом случае
должно использоваться топливо с температурой вспышки ие ниже 38° С.
Глава II. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ОБЩЕГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ СПК
§ 6. Методологические основы проектирования
Современный уровень развития научных направлений,
и Дисциплин, так или иначе соприкасающихся с теорией проектирования’
УД°В (кораблей), предопределяет комплексный подход к обоснованию про-
РеШений- Учитыва1ощий многочисленные внутренние и внешние связи,,
рактеризующие создаваемое судно как систему и даже элемент системы'
-и иеРаРхии> способный выполнять возлагаемые на него функции с
Р млемой эффективностью на протяжении всего жизненного цикла.
2 Заказ № 1856 33.
Судно и ранее рассматривалось как система, состоящая из взаимосвя-
занных подсистем (корпус, ЭУ, грузовые устройства и т. д.). В настоящее
время такого узкого представления системы (замыкания в рамках судна)
недостаточно для выявления его эффективности в системе народного хозяй-
ства. Возникает необходимость учета внешних связей.
Рассматривая эффективность судна по его основному назначению, по-
мимо полезного эффекта учитывают также затраты на получение этого эф-
фекта. Из множества возможных решений для последующей реализации вы-
бирают единственное, однозначно обоснованное.
Судно функционирует в системе экономической деятельности общества.
В этой сфере человеческой деятельности следует искать показатели эффектив-
ности и критерии оценки рациональности технических решений. Наиболее
обобщенными показателями экономической деятельности общества являются
произведенный продукт и затраты на его создание в денежном исчислении. Эти-
ми показателями в большинстве случаев может быть измерен экономический
эффект, а также затраты общественного труда на используемые ресурсы при
создании и эксплуатации судна. Поэтому технико-экономический анализ
нашел широкое применение при обосновании проектных решений.
В настоящее время проектирование включает в себя не только опреде-
ление главных размерений и основных элементов судна, но также анализ
экономической (или иной) эффективности судна, затрат на его создание и до-
стижение полезного эффекта в процессе функционирования судна в эко-
номической системе на протяжении всего периода эксплуатации.
При подготовке предложений по созданию нового судна проектант дол-
жен спрогнозировать величину полезного эффекта во времени на глубину
жизненного цикла судна.
Обоснование судна предполагает совместное использование следующих
дисциплин:
— исследования операций;
— теории проектирования судна;
— экономического анализа (чаще называемый технико-экономическим
анализом);
— анализа систем;
— научно-технического прогнозирования.
Математическая модель обоснования проектного решения включает в
себя самостоятельные, но взаимно связанные блоки:
— обоснование требований к проектированию судна с исследованием
влияния на ожидаемый полезный эффект таких факторов, как районы ис-
пользования, объемы решаемых задач, пределы грузовместимости (произво-
дительности), мореходные характеристики;
— • выбор главных элементов судна, обеспечивающий получение задан-
ного полезного эффекта с анализом влияния на его величину различных ха-
рактеристик судна (грузоподъемности, скорости, дальности хода, мореход-
ности, типа ЭУ и других проектных решений);
— технико-экономический анализ проектных решений, обеспечивающий
объективный выбор варианта судна, который окажется лучшим на протяже-
нии всего жизненного цикла в условиях неопределенности (изменчивости)
внешних условий эксплуатации, физического и морального старения тех-
ники, ожидаемого уровня надежности входящих в судно устройств и техни-
ческих средств.
Математические модели проектирования представляют реальный физи-
ческий процесс создания и эксплуатации судна в виде совокупностей мате-
матических уравнений и неравенств, которые отражают реально существую-
щие связи между элементами судна, показателями полезного эффекта и затрат
с учетом возможных условий эксплуатации.
Обоснование требований к проектированию судна является прерогати-
вой заказчика и служит основанием для формирования функции обществен-
ной полезности, установления диапазона изменения внешних условий, вну-
три которого создаваемое судно должно быть эффективным. На этом этапе
должны быть выполнены прогнозные оценки тенденций изменения внешних
34
словий создания и эксплуатации судна для снижения уровня неопределен-
ности этих условий.
Выбор главных элементов судна и технико-экономическое обоснование
его является задачей проектанта судна.
§ 7. Формирование функции
общественной полезности
Всякое сооружение, в том числе и судно, являющееся
плодом творческих усилий человека, создается с целью извлечения полезного
эффекта для общества. Полезный эффект может быть различным в зависимо-
сти от потребностей общества, сформулированных заказчиком в назначении
судна. Для транспортных судов полезный эффект заключается в перевозке
грузов, для промысловых — в размерах добытых ценностей. Для судов спе-
циального назначения полезный эффект может носить специфический отте-
нок, например, математическое ожидание количества судов, которым может
быть оказана помощь для аварийно-спасательных судов, вероятность реше-
ния задачи для научно-исследовательских судов, военных кораблей и т. д.
Под термином «функция общественной полезности» в дальнейшем по-
нимается математическая модель, описывающая способ достижения судном
полезного эффекта и его размеры.
СПК могут использоваться для решения относительно небольшого круга
задач, вытекающих из особенностей конструктивного облика и свойств судна
как высокомореходного инженерного сооружения.
Область применения СПК ограничивается перевозками пассажиров
и небольших грузов, осуществлением служебных функций (охрана порядка,
борьба с пожарами, служебные перевозки). Применяются КПК и для воен-
ных целей (противолодочные, сторожевые, ударные, пограничные и др.).
Не касаясь военной стороны использования КПК, заметим, что СПК,
используемые в мирных целях, по принципу оценки полезного эффекта,
можно разбить на две группы. К первой можно отнести пассажирские и грузо-
пассажирские суда, полезный эффект которых оценивается экономическими
показателями; ко второй — остальные СПК, полезный эффект которых не
может быть выражен в экономических показателях, а заключается в возмож-
ном предотвращении ущерба народному хозяйству (ситуация, влекущая за
собой такие действия, может и не возникнуть за время «жизни» судна).
Математические модели для судов первой группы носят, как правило,
«имитационный» характер, отражающий пооперационный моделируемый
процесс во всей сложности его «физического» течения [19].
Простейшей моделью является СПК для перевозки пассажиров (грузов)
на одной линии.
Характеристикой полезного эффекта судна является провозная произво-
дительность (способность) за навигацию, учитывгкшая сссбеннссти эксплуа-
тации судна за весь его жизненный цикл. В расчеты принимается годовой
период как планово-отчетный.
В жизненный цикл судна включают навигационные периоды, все виды
ремонтов (навигационные, средние, профилактические, а также докование)
судна, зимние отстой.
Периодичность всех видов ремонтов регламентируется соответствующими
нормативными документами. По опыту эксплуатации профилактические
cvnI0HT?1 И даже навигационные чаще всего совмещаются с зимними отстоями
nnoRB На замеР3ающих в зимний период водных путях). Средние ремонты
него°ДЯТСЯ 0Дин Раз в несколько лет (3—4 года). Продолжительность сред-
за Р®М0Нта рависит от возможностей судоремонтного предприятия. Средняя
ненный Цикл продолжительность годовой навигации может быть оп-
ределена по формуле
^СЛ — Щц (Пц — 1) А — (>Пц — 1) /ср (2 1)
manH
2*
35
где Д — время зимнего отстоя (или текущего ремонта при круглогодичной
навигации). Величины /н, Тсл, tcp и Д измеряются в сутках. Докования сов-
мещают с текущим ремонтом или зимним отстоем.
Число рейсов за навигацию находят по формуле
А — е — и
—5-----------• (2.2)
4" тгр 4" ТСт
Время на ежемесячные планово-предупредительные (профилактические)
ремонты
8 = тпр. р——, (2.3)
ои
где гпр. р — время профилактического ремонта, сут. Профилактический
ремонт совмещают с осмотром подводной части корпуса, крыльев, винтов,
рулей, их мелким ремонтом и окраской.
Время на замену главных двигателей по израсходованию ими ресурсов
в навигацию
® — тзам ~“ (^н е)> (2.4)
Т рес
где тзам — время на замену главных двигателей, сут; тр. с — суточный рас-
ход ресурсов, ч; Трес — ресурс двигателя до переборки в условиях мастер-
ских, ч. В практической эксплуатации замена главных двигателей может быть
совмещена с одним из ремонтов или произведена в период зимнего отстоя.
Однако при экономическом анализе такие совмещения не учитываются.
Ходовое время в рейсе
Sp
= (2.5)
У з
Время грузовых операций тгр складывается из времени погрузки и вы-
грузки, в том числе и посадки-высадки пассажиров, на конечных и промежу-
точных стоянках. Время грузовых операций зависит от грузоподъемности
судна и оборудования портов. Это время имеет тенденцию к сокращению по
мере совершенствования оборудования портов за время службы судна. Стоя-
ночное время для посадки-высадки пассажиров в промежуточных пунктах
в зависимости от пассажирооборота по опыту эксплуатации отечественных
пассажирских СПК составляет от 1 мии (для пригородных линий) до 5 мин
•(для дальних линий) [3].
Продолжительность стоянок вне грузовых операций тст состоит из не-
скольких компонентов.
— Времени маневрирования при подходе-отходе, равного для пассажир-
ских СПК в среднем 3 мии на каждую остановку.
— Продолжительности простоев из-за неблагоприятных гидрометеоро-
логических условий, например вследствие шторма, препятствующего выходу
судна в море, проливного дождя, при котором задерживается сверх нормы
посадка-высадка, густого тумана, затрудняющего выход в рейс СПК и т. п.
Число штормовых дней в году по каждому морскому театру определяют на
основе статистики (см. рис. 3.43). Аналогичным образом данные могут
быть получены и по другим показателям, приводящим к вынужденным про-
стоям.
— Продолжительности вспомогательных операций (оформление докумен-
тов, выполнение таможенных формальностей, подготовка помещений судна
к принятию пассажиров и груза, перерывы на обед, простои в ночное время
из-за естественного прекращения пассажиропотока или иных причин, на-
личия праздничных дней и пр.). На внутренних (речных) линиях, например,
общее время стоянок на начальные и конечные операции равно примерно
2 ч. Ночные простои (при двухсменной работе) равны примерно 8 ч/сут и за-
висят от протяженности рейса и расписания движения.
-36
_____Времени непроизводительных стоянок вследствие неисправности ме-
измов, нечеткой организации пополнения судовых запасов и пр. Влияние
Хадежности техники может быть учтено путем введения в модель статисти-
Неских показателей, зависящих от уровня надежности этих технических
спедств (например, вероятности безотказной работы). Таким же образом
могут быть учтены недочеты организации работы (средние по пароходству).
Указанные виды непроизводительных потерь имеют тенденцию к сокращению
вследствие внедрения методов прогнозирования надежности механизмов,
агрегатных методов ремонта и автоматизированных систем управления.
К В целом годовую провозную способность СПК Qn подсчитывают по фор-
муле Qn = «п-Prp/Sp. (2.6)
В качестве полезного груза может рассматриваться груз, перевозка
которого оплачивается по тарифу. В этом случае в формуле (2.6) величина
ргр — полезная полная грузоподъемность судна, а ап — коэффициент сред-
ней загрузки.
Для пассажирских СПК полезным грузом являются пассажиры. Тогда
вместо величины Ргр в формулу (2.6) вводят измеритель ип — количество
пассажиров, которое может перевозить судно, а ап принимает значение ко-
эффициента использования пассажировместимости. По опыту эксплуатации
отечественных СПК на речных линиях в среднем ап = 0,74 [И].
Для грузопассажирских СПК провозная способность на заданном на-
правлении
Qn = (“Zp + °-lan%)/Sp‘ (2-7>
Сложнее подсчитать провозоспособность СПК, используемого иа несколь-
ких направлениях перевозок с заходами в несколько портов. В этом случае
т
«п = 2 ^р1 [ (»Zp)tf + 0.1 (<«п)у]’ (2,8)
i=l /=1
где т — общее число линий перевозок; ki — число портов захода на i-й
линии.
Зная тарифы перевозок в зависимости от расстояния, годовую провозо-
способность несложно выразить в денежном доходе.
Формулы (2.6), (2.7) и (2.8) содержат значительные элементы неопреде-
ленности вследствие того, что входящие в них величины для определения
количества рейсов в навигацию и навигационного периода нестабильны,
в том числе и во времени. Нестабильны также коэффициенты использования’
грузо- и пассажировместимости, а также тарифы за перевозки.
Чтобы исключить ошибку в выборе технического решения, необходимо
установить пределы изменения определяющих величин, дать прогноз изме-
нения их математического ожидания за общий срок службы судна и оценить
закон изменения вероятностей отклонения этих величин от величины их ма-
тематического ожидания. Это сложная, но необходимая задача, которую дол-
жен решить заказчик, прежде чем будет принято решение о необходимости
создания судна.
В качестве примера формирования функции рбщественной полезности
для судов второй группы приводится одна из возможных математических
моделей для катеров охранения (пограничный катер, катер службы рыбнад-
зора и им подобные), задача которых заключается в предотвращении воз-
можного ущерба, а способ действия — перехват и задержание нарушителей.
„ Показателем эффективности таких катеров является вероятность срыва
действий нарушителя и его задержания. Вероятность захвата нарушителя Р
ЗадерУеТСЯ КЭК пРоизвеДение вероятности обнаружения Ро на вероятность
Р=РОР3. (2.9)
37
Вероятность обнаружения может быть определена из следующих пред-
посылок (рис. 2.1). Сторожевой катер следует вдоль охраняемой полосы,
просматривая (визуально, с помощью приборов ночного видения или радио-
локационной станции) полосу поиска шириной 2do, где d0 — даль-
ность обнаружения. Нарушитель при равных возможностях технических
средств или по звуку может обнаружить сторожевой катер иа несколько
большей дистанции — da. После обнаружения сторожевого катера на-
рушитель кратчайшим путем (перпендикулярно пеленгу на сторожевой ка-
тер) выходит из полосы поиска. На рис. 2.1 видно, что нарушитель выйдет
из полосы поиска, если не окажется на линии а—Ь. Вероятность обнаруже-
ния равна отношению отрезка а—b к ширине поиска А—В. Отсюда несложно
' Рис. 2.1. Схема поиска нарушителя
1 — нарушитель; 2 — наблюдательные посты; 3 — база; 4 — сторожевой ка-
тер; 5 — граница территориальных вод (или противоположный берег)
найти вероятность обнаружения нарушителя, оказавшегося в полосе поиска,
по формуле
d0N к
(2.10)
где VH и Ук — скорости нарушителя и сторожевого катера соответственно.
Величина вероятности обнаружения будет искомой, если курс дозор-
ного катера CD выбран по данным постов наблюдения таким образом, что
проходит через район нахождения нарушителя. Если постов наблюдения
нет, то курс катера проходит в пределах охраняемой акватории (вдоль бе-
регов реки или полосы территориальных вод). Тогда вероятность обнаруже-
ния
2d0
Ш0.р
1 —
(2.U)
d0VK
где Шо. р — ширина охраняемого района.
Если нарушитель вышел из полосы поиска, то лишь первая часть за-
дачи решена — действия нарушителя сорваны. При обиаружеиии наруши-
38
теля начинается второй этап действий — задержание с целью компенсации
нанесенного ущерба и возмездия.
Обозначим расстояние от обнаруженного нарушителя в точке А (см.
рис. 2.1) до границы территориальных вод А—Е через S. Тогда
при S
rfo Ун
VK- Vh
при S<-d°V.H—
Vk-Vh
Рз = 1;
Рз = 0.
(2.12)
Соотношения (2.12) дают также возможность избрать правильную стратегию
поведения. Если вероятность задержания равна нулю, то можно, не меняя
курса, выйти за пределы видимости и, дождавшись возвращения нарушителя,
осуществить операцию задержания.
В изложенной модели имеются элементы неопределенности, связанные
с прогнозированием тенденций изменения скоростей судов, находящихся
в распоряжении нарушителей, вероятностным характером способа поиска,
ошибками пеленгования постов наблюдения в условиях плохой видимости,
влиянием гидрометеорологических условий и т. д. Задача раскрытия неоп-
ределенности на весь период службы СПК должна предшествовать приня-
тию решения о его создании.
§ 8. Способ определения основных элементов СПК
в первом приближении
С математической точки зрения выбор главных размере-
ний судна и определение его основных элементов сводятся к составлению
и решению системы уравнений, связывающих искомые величины с требо-
ваниями задания.
Количество искомых элементов судна значительно превышает число
уравнений, которые могут быть составлены на основе заданных требований.
В связи с этим в проектировании широко практикуется использование пред-
шествующего опыта проектирования, постройки и эксплуатации, отражен-
ного в нормативных документах, требованиях, правилах, а также использо-
вание приближенных формул, которые в известных пределах с некоторой
погрешностью воспроизводят характер физических явлений.
Недостаточное количество математически выраженных зависимостей,
связывающих элементы судна с его свойствами, определяет многочислен-
ность и разнообразие приемов и способов, используемых при определении
элементов проектируемого судна. Эти приемы могут быть объединены в две
основные группы: методы первого приближения и методы второго приближе-
ния. Такая градация в общем вытекает из сложившейся при проектировании
судов практики последовательного приближения: разработки эксплуата-
ционных (оперативных) заданий; разработки предэскизных проектов (аван-
проектов) для обоснования технических заданий; разработки эскизного про-
екта, технического проекта и рабочих чертежей.
Методы первого приближения позволяют установить основные взаимо-
связи между элементами судна, определить его водоизмещение и главные
размерения при ограниченном количестве сведений.
и Методы второго приближения дают возможность производить совокуп-
ИЫИ анализ искомых элементов с целью установления наиболее целесообраз-
ного их соотношения и гармонического сочетания.
Общее количество элементов судна, характеризующих его свойства и ка-
чества, в зависимости от назначения достигает нескольких сотен (под эле-
ментом понимается численное выражение свойства судна). К главным эле-
ментам относят: полезную нагрузку, определяемую назначением судна; во-
39
доизмещение; размерения корпуса; коэффициенты и измерители, характери-
зующие обводы теоретического чертежа; мощность ЭУ; скорость судна; даль-
ность хода; мореходность, остойчивость; непотопляемость; прочность и др.
Многие определяемые назначением судна главные элементы являются пред-
метом задания, остальные подлежат определению.
Важность и ответственность этапа выбора главных размерений и основ-
ных элементов судна обусловлены тем, что после их фиксирования даль-
нейшая сложная и трудоемкая творческая работа по созданию проектной
документации является детализацией принятых ранее решений. Основные
же свойства судна (мореходность, остойчивость, живучесть, экономичность
и др.), во многом зависящие от выбранных размерений, на последующих
этапах проектирования существенных изменений не претерпевают.
Задачей первого приближения является установление пределов возмож-
ного значения водоизмещения и главных размерений корпуса, а также вы-
бор типа ЭУ, при которой удовлетворены основные требования задания.
В качестве метода определения главных элементов судна в первом при-
ближении целесообразно использовать синтетический метод, сущность ко-
торого, по определению акад. В. Л. Поздюнина, заключается в том, что
оценку главнейших масс, составляющих водоизмещение, производят по на-
грузкам разных судов с учетом особенностей проектируемого судна.
В расчетах первого приближения определению подлежат:
— водоизмещение D;
— размерения корпуса L, В, И;
— осадка Т;
— мощность и тип механизмов.
Для отыскания этих неизвестных используют систему из шести основных
уравнений: уравнений масс, плавучести, непотопляемости, прочности, ход-
кости, вместимости.
Коэффициенты теоретического чертежа и соотношения размерений в пер-
вом приближении назначают на основе имеющегося опыта. В качестве ис-
ходных данных для проектирования используют требования задания к сле-
дующим характеристикам:
— назначению;
— грузоподъемности, пассажировместимости (состав вооружения для
кораблей военного назначения);
— скорости полного, эксплуатационного (крейсерского) хода и скорости
судна в водоизмещающем положении;
‘ — дальности хода;
— мореходности и др.
Уравнение масс связывает массу каждой составляющей части судна с его
размерениями й требованиями задания. По существу, это уравнение яв-
ляется основным при решении задачи выбора главных элементов в первом
приближении.
Уравнение плавучести связывает главные размерения подводной части
судна с его водоизмещением.
Уравнение непотопляемости позволяет определить соотношение высоты
борта и осадки, при котором обеспечивается сохранение судна иа плаву при
затоплении эквивалентного отсека заданной длины.
Уравнение прочности связывает внутренние напряжения в сечениях
продольных связей корпуса и площадь сечения эквивалентного бруса с внеш-
ними силами, действующими на судно в заданных условиях плавания. Это
уравнение в дальнейшем используется для определения массы корпуса и
входит в уравнение масс.
Уравнение ходкости связывает мощность механизмов с главными раз-
мерениями, водоизмещением, заданной скоростью и мореходностью. В даль-
нейшем это уравнение используется для нахождения массы механизмов и
топлива при решении уравнения масс.
Уравнение вместимости позволяет найти такие сочетания главных раз-
мерений корпуса, при которых обеспечивается минимально необходимый
объем судна для размещения перевозимого груза (вооружения), приборов,
40
ЭУ, систем, устройств, цистерн для жидких грузов, кладовых и прочих су-
повых помещений.
Используемые в судостроении методы расчетов являются в различной
степени приближенными как в силу недостаточной глубины научного про-
никновения в явления ввиду их сложности, так и в связи с отсутствием спо-
собов точного решения практических задач.
В теории проектирования судов кроме приближенных методов корабле
строительных наук широко применяются также статистические и эмпириче-
ские зависимости элементов судна, выявленные в результате обработки обез
личенного статистического материала по судам различных типов и назначе-
ний методами корреляционного и регрессионного анализа.
Погрешности, вносимые неточностью расчетных методов, различным
образом сказываются на свойствах проектируемого судна, приводя к раз-
бросу его характеристик по сравнению с прогнозируемыми в проектной до-
кументации. На разброс характеристик основных элементов судна влияет
также неоднозначность, обусловленная производственными допусками в про-
цессе постройки судна на верфи. Для исключения опасных ошибок в прак-
тике проектирования используется так называемый «конструкторский за-
пас», величина которого зачастую принимается произвольно, без должного
анализа. Научному обоснованию необходимой и достаточной величины кон-
структорских запасов уделяется незаслуженно мало внимания, хотя совре-
менное состояние развития теории вероятностей и математической стати-
стики дает возможность теоретического решения этой задачи. В конечном
счете математическая модель проектирования СПК в первом приближении
представляет собой систему регрессионных уравнений, раскрывающих су-
щество указанных выше шести основных уравнений (функционалов).
8.1. Уравнение ходкости
Мощность главных двигателей определяют по формуле
где К — коэффициент, зависящий от системы измерений мощности. При
N в л. с. К = 75, при N в кВт К = 102.
Для расчета сопротивления СПК достаточно иметь кривую его относи-
тельного сопротивления. В первом приближении можно принять за кривую
сопротивления кривую близкого прототипа, т. е. судна близкого водоизме-
щения, с такой же относительной скоростью и близким отношением
Лв : (Г>/у)1/3.
Таблица 2.1
Среднестатистические соотношения характерных
для СПК скоростей
Назначение судна У г- V ' V v э • * О v0
Среднее Пределы Среднее Пределы Среднее
Пассажирское 0,5 1,0—1,21 1,15 0,5—0,75 0,6
Военное 0,4 1,3—1,8 1,50 0,5—0,75 0,6
41
На рис. 2.2, 2.3 и 2.4 приведены кривые относительного сопротивления
некоторых СПК, которые можно использовать в расчетах первого приближе-
ния. Для облегчения выбора ближайшего прототипа можно воспользоваться
диаграммой иа рис. 2.5.
При отсутствии близкого прототипа кривая относительного сопротивле-
ния может быть построена на основе обобщения и анализа статистического
материала по построенным СПК- Ниже изложены схемы подхода к решению
этой задачи.
Рис. 2.2. Кривые относительного сопротивления СПК
1 — «Буревестник»; 2 — «Беларусь-В»: 3 — «Беларусь»; 4 — «Ракета»;
5 - «Ракета-М»; 6 — «Вихрь»; 7 — «Комета»; 8 — «Тайфун»
Исходными для построения кривой сопротивления являются водоизме-
щение судна, задаваемые заказчиком эксплуатационная скорость Кэ и море-
ходность (высота волны Лв). Соотношения скоростей СПК Кэ, Vo и Уг, со-
ответствующие точкам э, о и г кривой на рис. 2.2, по статистике находятся
в пределах, приведенных в табл. 2.1.
Относительное сопротивление, как это видно из рис. 2.6, для эксплуа-
тационной скорости коррелировано со скоростью.
Если принять т| = 0,6, то с квадратичной погрешностью аг = 14% от-
носительное сопротивление при эксплуатационной скорости судна может
быть определено по соотношению
ra — AV3, (2.14)
где А — коэффициент пропорциональности, принимаемый по табл. 2.2. Пу-
тем статистической обработки установлена также корреляционная связь
между минимальным относительным сопротивлением судна в момент отрыва
42
корпуса от воды, относительной скоростью и основными характеристиками
крыльевого устройства. Уравнение регрессии имеет вид
Fr Д
х + 0,7X4-5,5й//г —0,28/5 ’
(2.15)
где Х = (<рХн + Хк)/(£ + <р) — средний относительный размах крыльев;
b = (Ф&н + bK)/( 1 + <р) — средняя хорда; h = (<р/гн + Лк)/(1 + <р) — сред-
нее углубление; к — коэффициент (для несрывных крыльев и = 24,0, для
срывных крыльев и = 17,0).
Рис. 2.3. Кривые относительного сопротивления СПК и КПК
I — «Чайка» (СССР); 2 — катер «Волга» (СССР); 3 — экспериментальное судно
«Бра Д’Ор» (Канада); 4 — «Денисон» (США); 5 — «Аквастрол» (Голландия); 6 —
«Си Легс» (США, крылья по типу «Хай Пойнт»); 7 — «Хай Пойнт» (США); 8 —
РТ-20 (Швейцария); 9 — «Спутник» (СССР); 10 — «Метеор» (СССР)
Формула (2.15) для несрывных крыльев дает среднеквадратичную по-
грешность аг — 3,6% и применима в пределах: Fr Д = 2,2 ч- 5,0; X = 3 -=- 10;
b/h = 0,3 ~ 5,0.
Результаты статистической обработки показаны на рис. 2.7. Относи-
тельное сопротивление судна, движущегося на крыльях, с ростом скорости
Увеличивается. Если бы дифферент судна и заглубление крыльев не менялись,
™ сопротивление возрастало бы пропорционально квадрату скорости. В дей-
ствительности эта зависимость сложнее и для каждого СПК имеет свои осо-
В первом приближении для скоростей, больших чем Vo> допустимо при-
дать за сопротивление математическое ожидание, найденное путем стати-
43
0,31
Рис. 2.4. Кривые относительного сопротивления СПК и КПК
1 — «Нептун» (ФРГ, на основе американского проекта КПК «Плейн-
вью»); 2 — КПК ПЛО водоизмещением 550 т (США, фирма «Локхид»,
проект); 3 — ХСН-6 (США, крылья супервентнлнруемые); 4 — VS-8
^Германия); 5 — «Стрела» (СССР); 6 — РТ-50 (Швейцария); 7 — РТ-1О
(Швейцария); 8 — КПК ПЛО «Бра Д’Ор» (Канада, h0 == 1,8 м)
стической обработки известных кривых сопротивления построенных СПК.
В табл. 2.3 приведены результаты такой обработки для несрывных крыльев
при определении г0 по формулам (2.15) и (2.14), последняя дает приближенное
Рис. 2.5. Поле «прототипов»
I _ речные СПК; 77 — озерные н при-
брежные СПК; 777 — морские СПК;
IV — океанские СПК
1 — «Беларусь» (СССР); 2 — «Ракета»
(СССР); 3 — «Вихрь» (СССР); 4 — VS-8
(Германия); 5—«Спутник» (СССР); 6 —
«Метеор» (СССР); 7 —«Комета» (СССР);
8 — «Стрела» (СССР); 9 — «Хай Пойнт»
(США); 10 — «Нептун» (ФРГ); 11 —
«Пегасус» (США); 12 — РТ-50 (Швей-
цария); 13 — «Бра Д’Ор» (Канада);
14 — РТ-20 (Швейцария); 15 — «Тай-
фун» (СССР); 16 — «Буревестник»
(СССР); 17 — «Денисон» (США); 18 —
КПК водоизмещением 550 т (США,
проект); 19 — «Волга» (СССР); 20 —
«Чайка» (СССР)
Рис. 2.6. Зависимость относительного
сопротивления от скорости СПК
1 — супервентнлируемые крылья (по резуль-
татам испытаний модели СХН-6, США), 2 —
крылья несрывного профиля
значение относительного сопротивле-
ния при эксплуатационной скорости
(осредненно для СПК и КПК Vo- 0,8
или V3 1,3 Vo).
Перемножая коэффициенты вто-
рого столбца табл. 2.3 и относитель-
формулам (2.15) и (2.14) соответственно,
ные сопротивления, найденные по
можно построить кривые математического ожидания сопротивления судна
в функции от скорости на участке от Vo и выше.
Таблица 2.2
Значения
коэффициента А
Скорость Крылья
несрывные супервен- тнлнруемые
V, м/с 5,0-10-3 8,0-10-3
V, уз 2,6 10—3 4,МО-3
V, км/ч 1,4-10—3 2,2-10_3
Рис. 2.7. Зависимость сопротивления
Движению СПК от скорости и элемен-
тов крыльев
— несрывные крылья; 2 — срывные
крылья
45
Таблица 2.3
Среднестатистические данные для расчета
кривой сопротивления СПК
*1 Vo о,э Среднеквадратич- ное отклонение 5К.% ri ' го,э при степени достоверности V = 0,8
При определении го по формуле (2.15)
1,0 1,00 0 1,05
1,1 1,04 2,0 1,09
1,2 1,10 4,8 1,17
1,3 1,15 7,1 1,23
1,4 1,22 9,3 1,33
1,5 1,30 11,4 1,43
1,6 1,36 13,5 1,50
1,7 1,44 15,6 —
При определении га по формуле (2.14)
0,8 0,84 6,3 0,95
0,9 0,93 3,3 1,08
1,0 1,00 0 1,16
1,1 1,09 2,7 1,26
1,2 1,19 5,5 1,39
1,3 1,28 8,4 1,50
Сопротивление на «горбе» зависит от характера обводов и соотношений
его размерений. Знание этого сопротивления нужно для проверки правиль-
ности выбора мощности ЭУ с целью обеспечения выхода на крылья судна
в полном водоизмещении на заданной волне. Относительное сопротивление
на «горбе» может быть определено из соотношения (см. гл. IV):
= 1,23+ (—-------1V .
Го к С°Д )
(2.16)
Среднеквадратичная ошибка формулы (2.16) равна 9,6%.
На скоростях, меньших Vo, кривая сопротивления может быть построена
графически по типу синусоиды. Множители для го могут быть определены
по зависимостям
при V = 0,6Vo г = +l-- • о
при при 0,5У„ и 0,7V О о 0,8Ио го,5/о,7 = 0’85 — +0,15; го "0,8 = °’5—+0,5; Г О (2.17)
при 0,9Уо г09 = 0,15 —+ 0,85. ’ г0
Истинная кривая сопротивления с равной вероятностью может ока-
заться ниже (безопасный случай) и выше ее математического ожидания.
В практике проектирования несомненный интерес представляет вопрос иор-
46
мирования запасов мощности механизмов с целью исключения ошибок, мо-
гущих привести к пересмотру состава ЭУ СПК на последующих стадиях его
проектирования. Поэтому в расчетах первого приближения по желанию
конструктора может быть принят запас сопротивления, величина которого
зависит от принятой достоверности расчета v [1] и среднеквадратичной
ошибки найденной величины сопротивления.
Среднеквадратичная ошибка сопротивления для каждой расчетной точки
может быть определена по формуле
\ = /Я)2+Ю2+Ы2, (2.18)
отобра-
где Оу — среднеквадратичная ошибка (%) распределения абсциссы (искомой
скорости).
Зависимость составляющих квадратичных ошибок и суммарной средне-
квадратичной ошибки, найденной по формуле (2.18), от скорости при исполь-
зовании приведенных выше формул
жена на рис. 2.8.
Используя кривые 6 и 8 (рис.
трудно для достоверности расчета
найти относительные сопротивления
/ г, \ /г.
2.8), не-
v = 0,8
. .1 + 0,84^ • (2.19)
г0 /v=o,5 \ 100/
Рис. 2.8. Зависимость среднеквадратичной
ошибки в функции от скорости
/ — Су при использовании формулы (2.14); 2 —
по табл. 2.3; 3 — tjR по табл. 2.3; 4 — Оу при ис-
пользовании формулы (2.15); 5 — по формулам
(2.15) и (2.16); б — о по формулам (2.15) и (2.18);
7 — <5Г по формулам (2.14) и (2.16); 8 — сг по фор-
мул aMj (2.14) и (2.18)
Для движущегося на крыльях судна рассчитанные по формуле (2.19)
данные приведены в последнем столбце табл. 2.3. Сопротивление СПК при
Кг, найденное по формуле (2.16), в аналогичных условиях (v = 0,8) увели-
чивается в 1,12 раза, в интервале скоростей от Кг до Ко используют линей
иую интерполяцию.
В зависимости от типа и расчетной скорости движителя его КПД т]
может быть принят по приведенным графикам (см. рис. 3.36—3.38) с после-
дующей проверкой запаса тяги на «горбе» сопротивления.
Окончательно потребную мощность механизмов на эксплуатационной
скорости определяют по формуле
АГ, = ГэГ>Уэ . (2.20)
8.2. Уравнение (функционал) вместимости
В общем виде уравнение вместимости представляет со-
бой равенство объема корпуса WK и надстроек ши потребному суммарному
объему судовых помещений:
+ = (2.21)
47
s — 11 Ь —-— &Пр
\ «1
По назначению, характеру размещаемых грузов, запасов и устройств
судовые помещения могут быть разбиты на несколько групп:
— помещения, предназначенные для перевозимых грузов (вооружения)
и от размерений судна прямо не зависящие;
— помещения для размещения экипажа судна;
— помещения для размещения энергетических систем и сопутствующих
им запасов;
— общесудовые помещения, размеры которых определяются водоизме-
щением судна.
8.2.1. Независимые объемы Квез. К этой группе относятся пассажирские
помещения (салоны, буфеты, продовольственные и вещевые кладовые, трюмы
для перевозимого груза, санитарно-гигиенические помещения, выгородки
вентиляторов и кондиционеров, обслуживающих пассажиров), посты, хра-
нилища боеприпасов и другого военного имущества (на боевых кораблях).
Общая площадь пассажирских салонов определяется соотношением
Sc = fesnn, (2.22)
где k = 1,3 — коэффициент, учитывающий наличие поперечных проходов
и сужение обводов в оконечностях (среднеквадратичное отклонение коэффи-
циента k от среднего значения равно 5%); пп — общее число перевозимых
пассажиров; s — площадь, приходящаяся на одно кресло
(2.23)
где I, Ь — размеры кресла (с проходом); т — число продольных проходов;
ki — число кресел в поперечном ряду; &пр — ширина продольного про-
хода. Размеры участка палубы, приходящегося на одно кресло, находятся
в пределах: I = 0,85 -~ 1,00 м; b = 0,53 0,6 (меньшие размеры характерны
для туристских СПК с продолжительностью рейса менее 4 ч).
При числе пассажиров более 100 чел. на судне оборудуются буфеты и
продовольственные кладовые, общая площадь которых находится в пределах
от 0,04 до 0,07 м2/чел. (в среднем 0,055 м2/чел. при квадратичном отклонении
— 10%). На 50—55 пассажиров оборудуется один туалет с умывальником
площадью 1,4—1,6 м2. Для ручной клади в салоне предусмотрены багажные
сетки, а перевозимый груз и багаж размещается в кладовых, оборудованных,
как правило, в трюме.
Крупные пассажирские СПК могут транспортировать личные автома-
шины (СПК РТ-150ДС фирмы «Супрамар», СПК «Нептун», ФРГ). Площадь
гаража в этом случае
Sr = (2 -г- 2,5) mlbi (2.24)
где т — число перевозимых автомашин; /, b — габариты автомашины. Ко-
личество перевозимых автомашин должно быть оговорено в задании.
Удельный объем выгородок вентиляторов и кондиционеров из расчета
на одного пассажира 0,05—0,07 м3/чел.
К независимым объемам относятся посты и рубки связи, навигации,
управления судном и специальными устройствами, хранилища специальных
запасов и др. Площади и объемы этих помещений либо задают, либо опреде-
ляют по техническим условиям. К группе постов следует отнести и ходовую
рубку, площадь которой коррелирована с водоизмещением и может быть
с квадратичной погрешностью в 18% определена по формуле
Sp = йрО1/3, (2.25)
где fep — коэффициент пропорциональности, в среднем для морских СПК
ftp = 2,6, для речных СПК kp = 1,3.
8.2.2. Объемы для экипажа ft (п). К помещениям экипажа относятся
жилые, культурно-просветительные, продовольственно-пищевые и санитар-
ные помещения. Площади их пропорциональны численности экипажа.
48
Руководящими материалами регламентируется нормирование площадей
помещений экипажа в зависимости от назначения и величины судна, а также
категории личного состава. Общая площадь помещений экипажа
5э — Кк^к. + КтПт “F Кмпм>
(2.26)
где Кк, Кт, Км — нормы площади на человека; пк, пт, п,л — число лиц ко-
мандного (офицерского), среднего технического (старшинского) составов
и матросов соответственно. При подсчетах норм площади на человека необ-
ходимо производить оценку квадратичной погрешности.
8.2.3. Объемы энергетических отсеков /2 (N). Объем отсеков, занятых
ЭУ, электростанциями, запасами топлива и других жидких грузов, зависит
от мощности и типа ЭУ и дальности хода.
Объем машинного отделения с квадратичной ошибкой в 17% может быть
принят пропорциональным полной мощности механизмов
v„.o= KN, (2.27)
где коэффициент пропорциональности К = 0,026 м3/л. с. (0,035 м3/кВт)
для дизельной установки; для дизель-газотурбинной установки
К = 0,028 м3/л. с. (0,038 м3/кВт); для ГТУ без двигателей малого хода
К = 0,017 м3/л. с. (0,023 м3/кВт).
Воздухоприемные шахты и дымоходы для дизелей по сечению невелики
вследствие небольшого расхода воздуха. При ГТД расход воздуха оказы-
вается значительным (3—6 кг/с на 1000 л. с.). Вследствие этого шахты приема
воздуха, а также дымоходы могут занимать в корпусе значительные объемы.
Площадь сечения воздухоприемной шахты может быть подсчитана по фор-
муле
г /?'?в(273 + <
* — IV >
VbP
где R' = 29,27 — газовая постоянная (для воздуха); qB — удельный се-
кундный расход воздуха, кг/(с-л. с.) [кг/(с-кВт) ]; t —температура наруж-
ного воздуха, °C; vB — скорость воздуха в шахте, м/с; р = 10 300 кгс/м2 —
атмосферное давление. Скорость воздуха в шахте принимается равной при-
мерно 20 м/с.
Площадь сечения дымохода можно подсчитать по той же формуле (2.28),
однако в этом случае удельный секундный расход воздуха увеличивается
на удельный секундный расход топлива, температура t принимается равной
примерно 400° С (температура отходящих газов) и скорость газов может быть
Принята в 1,5—2 раза большей скорости воздуха в шахте воздухоприемника.
Протяженность воздухоприемных шахт и дымоходов в корпусе (следо-
вательно, и их потребный объем) зависит от конструктивных особенностей
проектируемого судна и его компоновки.
Объем топливных отсеков зависит от количества топлива и способа его
хранения
от = 1,6- 10-3Ат qN3, (2.29)
Уз
где kT — коэффициент, характеризующий способ хранения топлива (при
размещении топлива в корпусных цистернах /гт = 1,05; при размещении
топлива во вкладных цистернах в топливных отсеках kT ~ 2,6); R — даль-
ность хода. В формуле (2.29) коэффициентом 1,6 учитываются объемная масса
органического топлива, запасы объема цистерн и смазочного масла, состав-
ляющие соответственно примерно 10 и 15%. Погрешность формулы (2.29)
обусловлена в основном погрешностью определения конструктивного
49
коэффициента kT, удельного расхода топлива и мощности главных механизмов
на эксплуатационной скорости
= V Ы2+(%)2+К)2-
(2.30)
8.2.4. Объемы, зависящие от водоизмещения /3 (D). К общесудовым по-
мещениям относятся пики, отсеки для размещения судовых устройств (якор-
ного, рулевого), отсеки, обеспечивающие непотопляемость судна, коридоры,
тамбуры, объемы, нерационально используемые из-за особенностей конструк-
ции корпуса (наклон борта, подъем палубы,
сужение обводов, килеватость и т. п.).
Объем форпика и ахтерпика зависит
от водоизмещения судна и может быть най-
ден из соотношения вида
vn = knD, (2.31)
где коэффициент пропорциональности kn
в среднем составляет:
— для суммарного объема пиков пас-
сажирских СПК 0,45 м3/т;
— для форпика КПК 0,1 м3/т;
— для суммарного объема пиков КПК
0,25 м3/т.
Среднеквадратичное отклонение объема
пиков от найденного по формуле (2.31)
оценивается примерно в 25%.
В форпике, как правило, полностью
размещается носовое икорное устройство,
а в ахтерпике — рулевое устройство, до-
полнительных объемов эти устройства не
требуют.
Удобство обслуживания, а также тре-
бование обеспечения безопасности пассажи-
ров на СПК предопределяют расположение
_ „ _ _ салонов на главной палубе и в надстрой-
Рис. 2.9. Зависимость норми- ках. Главная палуба (палуба переборок)
роваиного отклонения от сте- располагается на такой высоте от основной
пени (вероятности) риска плоскости, при которой обеспечивается не-
потопляемость судна при заданном коли-
честве затопленных отсеков.
Объем корпуса до палубы переборок ориентировочно можно оценить
по формуле
Объем корпуса, обеспечивающий заданную непотопляемость, может
оказаться достаточно большим. В этом случае он должен быть рационально
использован для размещения топлива и других жидких грузов, багажа,
продовольствия и прочих запасов.
Если высота трюма окажется достаточной, то под палубой могут быть
размещены ЭУ, электростанции, помещения команды и даже часть пасса-
жирских помещений (в пределах главных водонепроницаемых отсеков). На
КПК подпалубный объем используется также для размещения боевых по
стов и погребов боеприпасов.
Прежде чем окончательно определять потребный объем судна, надо на-
метить принципиальную его компоновку и в соответствии с ней произвести
подсчет потребных объемов соответствующих групп помещений. В общем
случае уравнение потребного объема корпуса может быть записано в виде
№к= Унез + /1(я) + /г(Ю + /з(О)-а>и + Д1Гк, (2.33)
50
где Л№к —запас кубатуры, принимаемый для компенсации возможных от-
клонений объемов отдельных помещений в опасную сторону при дальнейшем
проектировании.
Численно запас кубатуры пропорционален квадратичной ошибке по
требного объема судна
(2.34)
где f (р) — нормированное отклонение или миожитель, зависящий от досто-
верности расчета v [1]; 0^, — квадратичная ошибка в определении потреб-
ного объема.
Нормированное отклонение f (р) может быть принято по графику
(рис. 2.9) в зависимости от степени риска р = 1—V. Для расчетов первого
приближения степень риска р = 0,2.
Рис. 2.10. Строевая по шпангоутам для полного объема корпуса
1 — строевая; 2 — парабола; 3 — эскиз поперечных сечений судна по ми-
дель-шпангоуту и транцу
Переход от найденного по формуле (2.33) объема корпуса к его размерам
можно осуществить, например, следующим путем. Строевая по шпангоутам
для корпуса (рис. 2.10) заменяется квадратичной параболой, проходящей
через три фиксированные точки, соответствующие площади транца, мидель-
шпангоута, и через нулевую точку.
По формуле Симпсона для этих трех точек
Wk * <2-35)
Если пренебречь килеватостью днища у транца и принять угол развала
борта неизменным, то в соответствии с приведенными на рис. 2.10 схемами
площади шпангоутов можно записать
tg р° у
2 /
= В
К ск
tg 8° \ /
------— SckJ + — бек
tg
0)тр — В-рр I Н
tgB° у
2 /
(2.36)
tg Y°-
51
Если дополнительно положить
2
- _ Вер . О _ _В СК Ч~ ВТр ,
н---------, Оср-------------------
£>ск
х== —
в3ск
а также предварительно для простоты расчета принять Lm = 6 В^, то по-
требную высоту борта можно найти из равенства
при у0 + О
У &2 + 4ас — Ь а .
п —------------------ОСк>
2а
при у° = 0
(2.37)
где b = 3 + 2 |х — 5 tg P°tg у0; а = 5 tg у0;
С = X + IР- + 4-) tg ₽°----- tg2 р° tg у0.
\ 2 / 4
Если найденная по формуле (2.37) высота борта Н' по конструктивным
соображениям должна быть изменена до //Пр> то соответственно изменяют
длину судна до Lm таким образом, чтобы сохранялось неизменным произве-
дение LmHnp = LmH = const. В этом случае объем корпуса не изменится.
Ширину судна принимают наибольшей из условий обеспечения минималь-
ного сопротивления в переходном режиме и начальной остойчивости в водо-
измещающем положении судна. Окончательно ширину уточняют во втором
приближении при разработке чертежей общего расположения. Первое ус-
ловие (минимум сопротивления) удовлетворяется при
(2.38)
где k = 0,25 (для СПК) и k = 0,15 (для КПК)- Второе условие (начальная
остойчивость) дает ширину по КВЛ
(2.39)
Здесь коэффициенты klt k2 и k3 находят статистической обработкой проект-
ных данных
fej = MO
гс (6 и) 1 #
Та Г
fe2 = MO
В~а2
рТё
ks = МО (
Н
(2.40)
В формуле (2.40) 2g определяют для судна с поднятыми крыльями, если
крылья приняты подъемными. Выбранные в первом приближении размеры
корпуса судна подлежат уточнению после разработки чертежей и схем об-
щего расположения.
Пределы значений коэффициентов теоретического чертежа и соотноше-
ний главных размерений приведены в гл. IV (табл. 4.1).
Входящая в формулу (2.39) начальная поперечная метацентрическая
высота ймтц оговаривается в задании. Если заданием она не регламеитиро-
52
вана, то следует воспользоваться требованиями Кодекса безопасности [40],.
согласно которому остойчивость СПК в водоизмещающем режиме должна1
быть такой, чтобы на тихой воде отклонение судна от горизонтали не пре-
вышало 8° в любом направлении при всех допускаемых случаях нагрузки
и возможных неконтролируемых перемещениях пассажиров. В этом случае-
г Рпасс^®
мтц =- 2D >
где Рпасс — масса пассажиров; 0 = 0,141 (8°).
Главные размерения СПК могут быть определены и традиционным спо-
собом — прочерчиванием отдельных определяющих отсеков (пассажирский
салон, энергетический отсек, ходовая рубка и др.) и составлением компоно-
вочных схем. Исходя из стандартных размеров кресел, шага расстановки
их вдоль судна, ширины прохода, толщины бортов с набором и зашивкой,
можно определить ряд дискретных (в зависимости от числа кресел в ряду)-
величин ширины судна и длины салона.
Используя соотношения между длиной салона и длиной судна частных
прототипов, можно определить пределы возможной длины судна. Высота
борта судна складывается из высоты борта до палубы переборок Нп. п и вы-
соты межпалубного пространства пассажирского салона.
Полученные варианты размерений СПК проверяют на соответствие урав-
нению вместимости (2.33), условию минимума сопротивления (2.38), условию-
начальной остойчивости (2.39). При этом удовлетворение равенства объема
корпуса его потребному объему (2.33) безусловно необходимо. Это дости-
гается путем некоторого изменения длины судна, соотношений размерений,,
коэффициентов теоретического чертежа (в пределах их значений, приведен-
ных в табл. 4.1). Необходимость соответствия объема корпуса потребному
его объему определяется требованиями рационального проектирования. Не-
достаток объема вообще недопустим. Излишки объема, напротив, свидетель-
ствуют о нерациональности конструкции с точки зрения утилизации водоиз-
мещения.
Традиционный способ определения размерений СПК приводит к повы-
шению трудоемкости самого процесса проектирования, особенно при оптими-
зации элементов в намеченной области исследования. К этому способу сле-
дует обращаться как к проверочному для уточнения компоновки судна и его-
отдельных элементов в корпусе с выбранными размерениями и коэффициен-
тами формы.
8.3. Уравнения непотопляемости,
плавучести, прочности
Требования непотопляемости сводятся к обеспечению
положительной величины надводного борта при затоплении эквивалентного
отсека, положительной остойчивости и угла крена, не превышающего регла-
ментируемого нормативными документами. Высота борта судна должна пре-
вышать аварийную осадку на величину, определяемую действующими тре-
бованиями.
Если требованиями регламентируется минимальный надводный борт
аварийного судна А//, то уравнение непотопляемости может быть представ-
лено в виде
Я, —А//= Т+АТ + ^(хг-х7), (2.41)
где Hi — высота борта до палубы переборок на i-м шпангоуте, расположен-
ном на расстоянии Xi от миделя; АГ — изменение осадки от затопления эк-
вивалентного отсека Z0L; ф — дифферент аварийного судна; x'f — абсцисса
ЦТ действующей ватерлинии.
53
I
Наибольшая осадка, а соответственно н требуемая высота борта при за-
топлении эквивалентного отсека, оказывается в оконечностях, т. е. при
Xi = L/2.
Наихудшее положение эквивалентного отсека по длине судна, при ко-
тором осадка оконечностями оказывается наибольшей, зависит от характера
обводов корпуса. Для СПК, корпуса которых, как правило, имеют остро-
скулые образования и уширенную кормовую оконечность, заканчиваю-
щуюся транцем, наихудшим случаем является затопление отсека, примыкаю-
щего к транцу. Осадка кормой при этом, как видно из рис. 2.11, оказывается
наибольшей. Этот график построен на основе расчетов непотопляемости для
типовых теоретических чертежей СПК при коэффициенте проницаемости за-
тапливаемых отсеков [i0 = 0,7; 0,8; 0,9.
Зная размерения судна и форму обводов теоретического чертежа, не-
сложно по формулам для отсека 3-й категории (затопленного не полностью
и сообщающегося с забортной водой) найти наихудший случай затопления
и определить потребную высоту борта или отношение высоты борта к осадке,
при котором обеспечивается непотопляемость судна.
В начальной стадии определения основных элементов СПК можно при-
нять осредненное отношение высоты борта к осадке в функции от заданной
относительной длины симметрично затопленного эквивалентного отсека с по-
следующим уточнением на дальнейших стадиях проектирования.
Если равенство (2.41) почленно поделить на Т, то уравнение непотопляе-
мости можно привести к виду
Яп.п _ 7к Л , ЛЯ \
т т \ т т*!'
(2.42)
54
Отношение ДЯ/ТК может быть принято в пределах 0,1—0,2, а верхняя
граница заштрихованной области для ц0 = 0,8 на рис. 2.11 может быть ап-
проксимирована кубической параболой вида
= 1 + 2,47О + 12/08. (2.43}
Окончательно уравнение непотопляемости для расчетов первого при-
ближения принимает вид
1,15(1+2,4го + 1ЗД. (2.44}
При затоплении эквивалентного отсека в средней части судна его осадка
Т =Т+ДТ
гдеДГ=-^=ут-
Приняв Д///Т^=0,15, легко получить положение палубы переборок
при затоплении в средней части судна
Нп.п ,
"7^=1’15V + ^7;
(2.45}
Потребная высота борта до палубы переборок в средней части всегда меньше,
чем в оконечностях. Это обстоятельство может быть использовано для ра-
ционального размещения палубы непотопляемости.
Уравнение плавучести
D = y6LBT (2.46)
позволяет найти соотношение коэффициента полноты водоизмещения 6 и
осадки судна в водоизмещающем положении. Остальные размерения опреде-
лены ранее из уравнений ходкости (В) и вместимости (L).
В первом приближении без большого ущерба для точности можно при-
нять В я: Вск, а длину по КВЛ (L) в виде некоторой доли от наибольшей
(Lro). Тогда
7S = ——
yBL
Наибольшую величину осадки определяют по формуле (2.44), как долю ра-
нее найденной по формуле (2.37) высоты борта. Из уравнений (2.44) и (2.47)
легко получить
1.15D (1 + 2,4Z0 + 1210»)
уЬВНп.а
(2.47)
(2-48)
Выбрав угол развала борта и угол внешней килеватости днища на
миделе (3°, можно уточнить ширину судна по ватерлинии
В=Вск + ( т--tg p^tg-y’.
(2.49)
Если поправка [второй член правой части равенства (2.49)] невелика,
то можно ограничиться первым приближением. В противном случае вычис-
ления по формуле (2.48) повторяют.
55
Уравнение прочности устанавливает связь внешних сил, действующих
иа судио, с внутренними напряжениями, возникающими в связях корпуса.
В общем виде уравнение прочности имеет вид
I^min
где о — напряжения в крайних фибрах эквивалентного бруса.
Наибольший изгибающий момент может быть определен по формулам
Мщах — ЭГКрКГ I
(2-51)
Мщах— ^LmLKpKi, J
в которых коэффициент Ki принимается на основе анализа близких прото-
типов. Минимальный момент сопротивления эквивалентного бруса может
быть представлен равенством
= (2.52)
Напряжения в крайних фибрах ие должны превышать допускаемых,
которые составляют некоторую долю от временного сопротивления <тв или
предела текучести материала ат.
Окончательно уравнение прочности можно представить в одной из сле-
дующих форм:
О^-кр Kg Г.
нэ KtLKp
Это уравнение связывает главные размерения судна с элементами конструк-
ции корпуса.
8.4. Уравнение (функционал) масс
В общем виде уравнение масс может быть записано
следующим образом:
D = 2P/(L> В> Н> N’- • )• (2.54)
В этом уравнении Pi (L, В, Н, N, . . .) — масса i-ro составляющего эле-
мента судна.
Массу судна разбивают иа разделы. Каждый раздел — на группы.
Группы в свою очередь делят на подгруппы, а последние — на статьи. При
решении уравнения масс в первом приближении желательно придерживаться
стандартной разбивки нагрузки на разделы. Это позволит сопоставить массы
проектируемого и ранее построенных судов поэлементно и проанализировать
степень новизны, оригинальности и достоверности предлагаемых решений.
Удельное содержание каждого раздела в общей массе СПК различно.
Для СПК, например, масса корпуса и крыльевого устройства составляет
30—55% полного водоизмещения. В связи с этим определению массы по раз-
делу «Корпус» необходимо уделить наибольшее внимание, имея в виду вы-
явление физически обоснованных взаимосвязей между массами составляю-
щих элементов судна и его размерениями, а также повышение точности рас-
чета.
56
С этой целью полезно раздел «Корпус» разбить на группы, родственные
по входящим в них конструкциям, например [11]:
— корпус (включая фундаменты, изоляцию, окраску, покрытия);
— крыльевое устройство (с подкреплениями);
— судовые устройства и дельные вещи;
— оборудование помещений и палуб.
Такая разбивка представляется в достаточной мере рациональной. Не
исключаются и иные подходы к разбивке массы корпуса и других разделов
массы судна.
Корпус. Конструкцию корпуса условно расчленим на продольные связи
(обшивка борта, днища, верхняя палуба с продольным набором), обеспечи-
вающие общую прочность судна, и прочие связи, конструкции и элементы
(платформы, поперечный набор, переборки, надстройки, фундаменты, изоляция
покрытия, окраска, выгородки и Др.), не участвующие в обеспечении общей
прочности.
Масса продольных связей пропорциональна длине судна, площади по-
перечного сечения продольных связей эквивалентного бруса и удельной
массе материала:
Pnp = aiyLmF. (2.55)
Если в эту зависимость подставить
зей, найденное из уравнения прочности
может быть найдена из равенства
п WkP
*пр----------
значение площади продольных свя-
(2.53), то масса продольных связей
у Ы2т
От 7/э
где аг — коэффициент, учитывающий сужение обводов корпуса и уменьше-
ние площади сечения продольных связей к оконечностям судна.
Массу остальной части корпуса можно принять пропорциональной пло-
щади обшивки, палуб, платформ, переборок, или W^3:
Р = а IV'2''3
Общая масса корпуса может быть найдена по формуле вида
гм 2 \
, V ________т | де7 2/3
От н «72/3 / К
Э К J
Рк = I ------——
\ A2S
(2.56)
(2.57)
(2.58)
определяют из анализа статистического
множитель а2 при изготовлении корпусов-
формулы (2.58) с приведенными значе-
интервале 4,1—6,7%. Следует принимать.
Входящие в формулу коэффициенты
материала по близким судам.
В частности, подразделяя СПК на речные и морские, можно установить,
К L
что множитель -------— — 11, а
K2s
из алюминиевых сплавов равен:
0,115 для речных СПК;
0,23 для морских СПК-
Среднеквадратичная ошибка
ниями множителей находится в
ак = 6,7%, т. е. по верхней границе доверительного интервала. Приведен-
ные выше численные значения определены при измерении входящих в фор-
мулу (2.58) величин в тоннах и метрах.
Результаты статистической обработки имеющейся в литературе весьма
неполной информации по СПК представлены на рис. 2.12. Для оценки массы
корпуса речных СПК может быть использована формула В. А. Дементьева
15];
Рк = 105-КГ2ОУЭК/!В-Н,36,
(2.59)
57
которая учитывает влияние скорости V3, м/с, и мореходности hB, м. Приме-
нительно к конструкциям отечественных пассажирских судов [11] точность
формулы (2.59) характеризуется среднеквадратичной ошибкой примерно
в 14%.
Крыльевое устройство. В эксплуатационных условиях на крыльевое
устройство действуют статические, динамические и ударные нагрузки. Удар-
ные нагрузки, возникающие при встрече крыльев с плавающими предметами
Рис. 2.12. Зависимость массы корпуса от главных разме-
рений СПК и характеристик материала корпуса
I — морские СПК; II — речные и озерные СПК; III — прогулочные
катера
1 — «Стрела»; 2 — «Хай Пойнт»; 3 — «Денисон»; 4 -—«Плейнвью»;
5 — КПК водоизмещением 550 т (США, проект); 6 -—«Чайка»; 7 —-
«Беларусь»; 8 — «Ракета»; 9 — «Метеор»; 10 — «Буревестник»; 11 —
«Комета»; 12 — «Спутник»; 13 — «Вихрь»; 14 — «Волга»
и при ударе плоскости крыла о волну (характерно для малопогружеиных
крыльев), являются случайными. Поэтому в основу разработки структуры
формулы для пересчета массы крыльевого устройства следует положить ди-
намические нагрузки.
В общем виде структурная формула для расчета массы крыльевого
устройства представляет собой трехчлен
Рк. у = AL L Л + Д4/3 + / зДст + d +
°т|_ \ ^эУ^В/ \ ^ЭГ^В/
V А2
+ a5-^D™ (2 60)
«ц J
58
Здесь коэффициенты —а5 определяют из анализа материалов прото-
типов. Формула (2.60) даже при заведомо упрощенных допущениях громоздка
и неудобна для расчетов первого приближения. В начальных стадиях жела-
тельно использовать более простые зависимости, например, можно рекомендо-
вать одночленную формулу вида
Рис. 2.13. Зависимость
массы крыльевого уст-
ройства от водоизмеще-
ния
/ — морские СПК: 11— реч-
иые и озерные СПК-
7 — «Стрела»; 2 — VS-10;
3 — «Деннсои»; 4 — «Хай
Пойнт»; 5 — VS-8; 6 —
PT-150DC; 7 —«Плейнвью»
(вариант крыльев из стали
HY-130); 8 — «Плейнвью»;
9 — КПК водоизмещением
550 т (США, проект); 10 —
HOC (DEH) водоизмещением
1360 т (США); 11 — «Волга»;
12 — «Чайка»; 13 — «Бела-
русь»; 14 — «Ракета»; 15 —
«Буревестник»; 16 — «Ме-
теор»; 17 — «Комета»; 18 —
«Спутник»; 19 — «Вихрь»
Если величины, входящие в формулу (2.61), измерять в тоннах, метрах
и узлах, то для речных СПК и — 1,26-10*, для морских СПК и = 2,85-10*.
Эти коэффициенты учитывают также массу подкреплений корпуса под
крылья. Среднеквадратичная ошибка формулы (2.61) равна 18%. Рис. 2.13
подтверждает линейный характер зависимости Рк. у от D.
Судовые устройства и дельные вещи. Масса судовых устройств и дельных
вещей может быть подсчитана по формуле
Py=W2/3, (2.62)
гДе коэффициент пропорциональности k = 0,158 для речных и озерных СПК,
для морских СПК k = 0,23. Зависимость (2.62) показана на рис. 2.14. Средне-
квадратичное отклонение массы судовых устройств и дельных вещей от при-
веденных осредненных данных равно 12%.
Оборудование помещений и палуб. Массу оборудования пересчитывают
по судну-прототипу того же назначения, что и проектируемое, пропорцио-
нально количеству перевозимых пассажиров или водоизмещению. Средне-
квадратичное отклонение в обоих случаях не превышает 18%.
59
Рис. 2.14. Зависимость массы уст-
ройств и дельных вещей от водо-
измещения
J — морские СПК; 2 — речные и озерные
СПК
жается, что легко увидеть из рис. 1.
Системы. Масса общесудовых систем в расчетах первого приближения
может быть принята пропорциональной водоизмещению. По опыту отечест-
венного судостроения для СПК, не оборудованных установками кондицио-
нирования воздуха, масса систем
в среднем равна 1,5% водоизмеще-
ния со среднеквадратичным отклоне-
нием 19%. Система кондиционирова-
ния повышает долю систем в водо-
измещении примерно до 4%.
Механизмы. Масса главной ЭУ
принимается пропорциональной ее
полной мощности. Коэффициент про-
порциональности (удельная масса
механизмов) определяют на базе ста-
тистической обработки материала по
судам-прототипам, имеющим анало-
гичную установку (рис. 2.15). В част-
ности, по опыту проектирования
отечественных СПК [11] удельная
масса дизельной ЭУ, состоящей из
легких быстроходных дизелей типа
М-50, может быть принята равной
2,75 кг/л. с. с квадратичным откло-
нением, не превышающим 6%.
С ростом агрегатной мощности
двигателей удельная масса ЭУ сни-
). Эту тенденцию можно учесть при
выборе главных размерений, если агрегатная мощность принимаемых дви-
N,JT.C
Рис. 2.15. Зависимость массы ЭУ от их мощности
1 — бензиновые моторы для катеров; 2 —быстроходные днзелн для мор-
ских СПК; 3 — быстроходные облегченные дизели для морских СПК;
4 — ГТУ
Электрооборудование. Мощность электростанций на судне, состоящая
из потребной мощности для питания навигационного оборудования, обору-
дования связи, спецпотребителей (вооружения), агрегатов ЭУ, освещения
и механизмов жизнеобеспечения, может быть подсчитана по формуле вида
F3 = aFQ+ bN + cWK, (2.63)
60
где Fo — мощность спецпотребителей (навигация, связь и др.); а, Ь, с — ко-
эффициенты пропорциональности, учитывающие также одновременность ра-
боты потребителей и вращающийся резерв мощности.
Масса генераторов электроэнергии и распределительных щитов пропор-
циональна мощности электростанции
(2-64)
Масса кабеля с крепежом
объему корпуса судна
пропорциональна мощности электростанции и
Р2Э — k2F ЭГК.
(2.65)
Масса внутрисудовой связи
калькой объему корпуса
(трансляции) может быть принята пропорцио-
Рзэ — k3W к
(2.66)
Общая масса электрооборудования
Рэ=(^1+А!2Гк) Рэ+*з№к.
(2.67)
Р1Э - Э'
По опыту отечественного судостроения, в качестве приемлемого пара-
метра для пересчета массы электрооборудования в первом приближении мо-
жет быть использовано водоизмещение в степени 2/3. Среднеквадратичное
отклонение массы в этом случае будет находиться в пределах 16%.
Коэффициент пропорциональности принимается на основе обработки
близких по техническому решению прототипов.
Снабжение. На коммерческих СПК в этот раздел входит только судовое-
снабжение и расходной материал. Без большого ущерба для общей точности
расчета масса снабжения может быть принята пропорциональной водоизме-
щению судна. Квадратичное отклонение в этом случае не выйдет за пределы
20%.
Жидкие грузы. В качестве параметра для пересчета массы жидких гру-
зов часто используют водоизмещение в степени 2/3. Квадратичное отклоне-
ние при этом составляет не более 25%.
Дедвейт. Экипаж судна определяют при проектировании на основании
требований задания и принципов эксплуатации. Массу экипажа с багажом,
продовольствием и пресной водой принимают по существующим документам
с учетом заданной автономности плавания. Эту массу можно считать задан-
ной с высокой точностью.
Данные по номенклатуре и массе перевозимого груза, а также о коли-
честве пассажиров приведены в задании на проектирование. Масса одного
пассажира с багажом и провизией, по опыту постройки пассажирских СПК,
колеблется в пределах от 76 до 106 кг и равна в среднем 93 кг с квадратичным
отклонением примерно в 10%.
Запас топлива для обеспечения заданной дальности хода определяют
по формуле
р
PT = qN—_. (2.68)
Мощность механизмов следует принимать осредненной для нормального
водоизмещения при заданной скорости плавания. Формулу для расчета пол-
ного запаса топлива в этом случае можно привести к виду
2qR
+ qR
Кугэ
(2.69)
гДе Ку — переходный множитель от скорости в км/ч (уз) к скорости в м/с.
При R, миль, Кэ, уз, Ку = 0,515; при R, км, Кэ, км/ч, Ку = 0,278.
61
Учитывая точность входящих в формулу (2.69) величин, несложно под-
считать квадратичную погрешность расчета массы топлива. В среднем она
равна 13%.
Запасы смазочного масла для главных двигателей принимают пропор-
циональными полному запасу топлива. Коэффициент пропорциональности
устанавливают из анализа прототипов близких по типу ЭУ. Квадратичную
ошибку оценки запасов масла подсчитывают с учетом квадратичного откло-
нения коэффициента пропорциональности от математического ожидания.
Запасы топлива и масла для вспомогательных механизмов (приводов
электрогенераторов, установки малого хода) находят по формулам и реко-
мендациям, аналогичным ранее приведенным.
Запасы воды для экипажа и пассажиров рассчитывают по действующим
нормам, а для ЭУ пересчитывают с прототипа.
Запас водоизмещения. В силу приближенности всех кораблестроитель-
ных расчетов, в том числе определения масс, водоизмещение судна на всех
этапах проектирования получают с той нлн иной погрешностью.
Суммарная масса элементов, составляющих конструкцию судна, и не-
обходимых запасов представляет собой математическое ожидание массы
судна. Истинная величина массы судна отличается от ее математического
ожидания. Разность между ними является случайной величиной, подчиняю-
щейся нормальному закону распределения вероятности ее появления. Водо-
измещение судна может с равной вероятностью оказаться меньше (безопас-
ный случай) и больше (опасный случай) его математического ожидания.
Опасность второго случая заключается в том, что не будут подтверждены за-
явленные свойства судна. Поэтому в практике проектирования применяется
способ резервирования водоизмещения на возможные ошибки н другие не-
предвиденные случаи путем принятия запаса водоизмещения, приведенные
ниже виды которого необходимо различать.
Д1 — запас водоизмещения на модернизацию судна (корабля), огова-
риваемый заказчиком в задании. Этот запас не может быть израсходован
в процессе проектирования и постройки.
Д2 — «запас технического прогресса», принимаемый для компенсации
прироста массы при замене старых образцов оборудования новыми, появив-
шимися в процессе проектирования и постройки. Этот резерв позволяет соз-
дать судно на должном уровне развития техники. Величина этого вида за-
паса водоизмещения должна определяться на основе ретроспективного ана-
лиза опыта проектирования. Принятие и расходование его должны санкцио-
нироваться заказчиком.
ДО — запас водоизмещения, полностью находящийся в распоряжении
главного конструктора и используемый для компенсации возможных откло-
нений в процессе проектирования масс в опасную сторону. Величину ДР
назначает главный конструктор, сообразуясь с той степенью риска, которая
может быть допущена.
Графическая интерпретация расчета запаса водоизмещения приведена
на рнс. 2.16. Если Дх н Д2 рассматривать как заданные (постоянные) грузы,
то математическое ожидание водоизмещения
МО (Р) = 2 Pt + Дх + Д2. (2.70)
На числовой оси масс OP МО (Р) представлено точкой d. Истинное во-
доизмещение может находиться правее и левее точки d. Характер кривой
распределения ошибок определяется дисперсией масс. С уменьшением дис-
персии'вероятность появления больших ошибок уменьшается (более крутая
кривая).
Вероятность того, что истинное водоизмещение не выйдет за пределы
гарантируемого Ргар,
°гар
1 Г / Д2 \
v = 0,5 +-----exp-----------------——<1Д. (2.71)
о /2 л J \ 2о2 / 4
МО (О)
62
Вероятность того, что водоизмещение превысит гарантируемое, пред-
ставляет собой степень риска совершения ошибки в опасную сторону, р =
= 1—v. На рнс. 2.16 степень (вероятность) риска представляет собой заштри-
хованную площадь.
Используя нормированное отклонение f (р) (см. рис. 2.9), можно запас
водоизмещения найти по формуле
ДР=/(р)<т£);
% = 1ЛХ(ОгРг)2.
(2.72)
Таблица 2.4
Допустимая степень
риска и нормироваииая
ошибка на различных
этапах проектирования
Этапы проектирования Допус- тимая степень риска р Норми- рованная ошибка Ир)
I приближение 0,20 0,84
II приближение 0,10 1,28
Эскизный проект 0,05 1,64
Технический проект 0,01 2,33
Рабочий проект 0,001 3,10
Таким образом, величина запаса водоизмещения зависит от точности
используемых формул и методик, характера распределения масс между раз-
делами и допустимой степени
риска совершить ошибку в опас-
ную сторону. В связи с этим
подсчет дисперсий масс явля-
ется неотъемлемой задачей про-
ектирования.
На основе вероятностного
анализа трудоемкости проекти-
рования и экономической це-
лесообразности использования
упрощенных методик С. А. Ба-
зилевским сформулированы ре-
комендации по допустимой сте-
пени риска на различных эта-
пах проектирования (табл. 2.4).
Возможны и другие ма-
тематические модели выбора
главных элементов. В част-
ности, уравнение масс может
быть основано на пересчете
с прототипа по различным модулям. Вопреки ожиданию точность опреде-
ления масс отдельных элементов судна может оказаться ниже, чем в пред-
ложенном методе. В табл. 2.5 приведены наиболее часто употребляющиеся
модули и квадратичные ошибки, получаемые при пересчете с прототипа
по этим модулям.
63
Таблица 2.5
Квадратичные ошибки масс при пересчете с прототипа по различным модулям,
64
§ 9. Прогнозирование стоимости постройки СПК
и эксплуатационных затрат
Прогнозирование затрат в процессе технико-экономиче-
ских исследований элементов судна, как правило, основывается на статисти-
ческих методах с использованием математического аппарата корреляционно-
регрессионного анализа. Это обстоятельство как раз и затрудняет задачу
прогнозирования.
Методы определения затрат базируются на выборочной совокупности
ранее построенных судов, которую приходится принимать за представитель-
ную выборку генеральной совокупности ранее построенных судов, а также
тех судов, которые могли бы быть построены и которые могут быть созданы
в перспективе. Ретроспективный анализ может показать имевшие место ра-
нее тенденции, но он не дает оснований считать, что эти тенденции сохранятся
и на перспективу. В этом заключена одна из трудностей прогнозирования
затрат.
Для повышения надежности прогноза затрат на проектирование, по-
стройку и эксплуатацию судна целесообразно математические модели стои-
мости разукрупнять и вводить в них дополнительные определяющие факторы.
Модель должна учитывать физические взаимосвязи между элементами судна-
и стоимостными показателями и быть чувствительной к характеристикам
проектных решений, которые должны обосновываться с помощью экономи-
ческих факторов.
Модель затрат должна учитывать временной фактор и тенденции эконо-
мического развития общества. Ее желательно приблизить к структуре каль-
куляционно-отчетных показателей. Это обеспечит сравнение прогнозируе-
мых стоимостей поэлементно с известными отчетными калькуляциями.
9.1. Построечная цена судна
Стоимость судна складывается из следующих статей
затрат:
— стоимости материалов и поставок по межзаводской кооперации (МЗК);
— зарплаты производственных рабочих;
— накладных расходов (цеховых и общезаводских);
— контрагентских поставок и шефмонтажных работ;
— индивидуальных расходов.
Сумма этих затрат представляет собой заводскую себестоимость судна,
отпускная его цена отличается от себестоимости на величину плановых на-
коплений, регламентируемых планирующими органами.
Стоимость материалов зависит от прейскурантных цен на поставляемые
материалы, номенклатуры и количества их. Материалы, полуфабрикаты и го-
товые изделия в основном расходуются на постройку корпуса, устройств и
общесудовых систем. В связи с этим стоимость материалов следует опреде-
лять в функции от суммарной массы корпуса и систем
М = (Рк + Рс) е, (2.73)
где Ki — коэффициент, учитывающий осредненное соотношение различных
типов материалов и изделий; /С2 — коэффициент, учитывающий относитель-
ное уменьшение стоимости материалов с ростом водоизмещения судна (про-
кат листов и профилей больших толщин дешевле); sM — стоимость 1 т основ-
ного материала корпуса; е — коэффициент, зависящий от серийного номера!
судна и учитывающий совершенствование технологии и уменьшение отходов.
Для определения е рекомендуется формула
е=1— 0,11g т, (2.74)
где т — порядковый номер судна в серин.
3 Заказ № 1856 65»
Зарплата производственных рабочих определяется средней тарифной
ставкой и трудоемкостью постройки судна на верфи. Накладные расходы
(цеховые и заводские) принимаются пропорционально зарплате производст-
венных рабочих. Величина накладных расходов определяется штатной струк-
турой предприятия и его организационными особенностями. Для экономи-
ческих расчетов нужно брать средние по отрасли накладные расходы. Со-
вершенствование системы управления производством и использование для
этих целей цифровой электронной вычислительной техники (ЭВТ) внесет
поправку в величину накладных расходов. Из общей тенденции совершенст-
вования системы управления производством на судостроительных верфях
м изменения управленческих расходов устанавливается среднегодовое от-
носительное изменение накладных расходов по отрасли АГ:1. Тогда затраты
на зарплату и накладные расходы могут быть определены по формуле
3р“ел(1 + !ТГ-'<0’ <*-75>
где £р — тарифная ставка рабочего среднего разряда квалификации, руб./ч;
Тр — трудоемкость постройки судна, ч; Яц — цеховые накладные расходы,
%; Н3 — общезаводские накладные расходы, %; t — время до конца по-
стройки головного или рассматриваемого серийного судна от момента эконо-
мического анализа, в годах.
Трудоемкость постройки судна заводом-строителем пропорциональна
водоизмещению порожнего судна в степени Б/в и может быть определена по
формуле
Гр=Ч1 —нН(1 _ 0,34 lg m) (2’76)
где Ki — коэффициент пропорциональности; Q — плановое повышение про-
изводительности труда в год, %.
В статью «Контрагентские поставки и шефмонтажные работы» включают
стоимость сторонних поставок оборудования для судна и стоимость работ
сторонних организаций. К контрагентским поставкам удобно отнести по-
ставки по главной ЭУ, электрооборудованию, навигационному оборудова-
нию, средствам связи и специальные поставки (приборы и механизмы си-
стемы АУПК, вооружение и т. п.) Контрагентские поставки по судовому обо-
рудованию и системам целесообразно учитывать в статье «Материалы».
Стоимость поставок по ЭУ зависит от агрегатной мощности главных дви-
гателей, их числа, количества механического оборудования и объема авто-
матизации [29]
(2.77)
где К,, — коэффициент; i — число главных двигателей; х — показатель
степени, для дизельной установки х = 1,12, для ГТУ х = 1,0.
Стоимость электрооборудования может быть принята пропорциональ-
ной установленной мощности или массе электрооборудования
Кэ=Кв^э. (2.78)
Стоимость прочих контрагентских поставок принимается по прейску-
ранту или прототипу. Стоимость шефмонтажных работ пропорциональна
суммарной стоимости контрагентских поставок (К)8.
К статье «Индивидуальные расходы» относят затраты на оплату всех
видов энергии, плавучих средств, кранов, амортизации стапеля, ремонта
оснастки, испытаний судна, содержания сдаточной команды, транспортных
и складских расходов, отчетной документации и других прямых (кассовых)
расходов. К этой же статье причисляют затраты, относимые на головное
судно, на разработку проектно-конструкторской и технологической доку-
ментации, разработку и изготовление технологической оснастки, приспособ-
ив
лений и специального инструмента. Индивидуальные расходы в первом при-
ближении могут быть приняты пропорциональными водоизмещению судна
и обратно пропорциональными порядковому номеру судна в серии
И = К, —. (2.7Й)
т
При определении статистических коэффициентов К %, Кл, . , /C8 И
среднетарифной ставки £р по отчетным калькуляциям построенных судов
следует подсчитать их квадратичные ошибки для определения дисперсии
суммарной стоимости судна
^ = ^[(^.)2+(^)2+Ы2] +
+ Зр [ (at)2 + (аК4 )2 + (“б" aD )]+ [кЬЫЧчЙ +
+ ^ [ )2+(%)2+Ы )2]+2 «П Ш2+и2] + .
+ H2[(oK7)2+(aD)2], (2.80)
где Сткр — относительная квадратич-
ная ошибка массы корпуса (из рас-
чета массы судна). Аналогично при-
нимаются относительные квадратич-
ные ошибки мощности механизмов
cN, массы электрооборудования о3
и водоизмещения oD.
С целью получения объективных
выводов из анализа экономических
показателей даже в случае отклоне-
ния стоимости судна от расчетной
последняя должна быть увеличена
на величину
ДС = /(Р)К^- (2.81)
При подсчете общей стоимости
судна необходимо учитывать непре-
рывный рост производительности
труда и опережающее влияние на-
учно-технического прогресса на ха-
рактер промышленной продукции:
повышение надежности изделий и их
качества, уровня требований к кругу
Рис. 2.17. Динамика изменения по-
строечной цены судна во времени
1 — с учетом индекса цен; 2 — прирост
цены; 3 — без учета влияния индекса цен;
4 — сопоставительные цены иа момент
разработки
решаемых задач, точности, комплек-
сированию, долговечности, ремонтопригодности и т. д. С другой стороны,
увеличиваются прямые (зарплата) и косвенные (выплаты и льготы из обще-
ственных фондов потребления) доходы населения. В результате стоимость,
промышленной продукции возрастает, что может быть учтено с помощью!
так называемых индексов цен на промышленную продукцию. Индексами цен.
в статистике называют относительные величины, количественно характерна
зующие сводную динамику цен промышленного производства [19].
Если известна доля ежегодного прироста цен 1Ц, то индекс цен за время-
от момента технико-экономического обоснования решения до сдачи головного
судна или завершения серийного строительства t легко найти по формуле
/n = (l+‘n)Z.
(2.82).
67;
3*
Общая стоимость судна на прогнозируемый период может быть найдена
по формуле
G = (1 + (1 + ij [М + Зр + Кв (Км + Кэ + 2К/) + И + Д0], (2.83)
где р — плановые накопления (прибыль), %; Кв — коэффициент, учитываю-
щий стоимость шефмонтажных работ; 2 К/ — стоимость прочих контрагент-
ских поставок.
Динамика изменения построечной стоимости судна на протяжении вре-
мени серийного строительства в криволинейной координатной системе,
учитывающей влияние индекса цен, показана на рис. 2.17. Удельные капи-
тальные затраты в значительной степени зависят от количества судов в серии.
При определении технико-экономических показателей судна представ-
ляют интерес средние показатели по судам всей серии. В этой связи важно
правильно определить в серии порядковый номер расчетного судна, стоимост-
ные показатели которого характеризуют суда всей серин. Рекомендации даны
в табл. 2.6.
Таблица 2.6
Зависимость порядкового номера расчетного
серийного судна от объема серии
Общее количество судов в серии 5 10 20 40 60 100 200
Порядковый номер рас- четного судна 2 4 8 14 22 34 50
9.2. Себестоимость перевозки пассажиров (грузов)
Расходы, составляющие себестоимость судна, в процессе
эксплуатации слагаются из двух основных групп затрат:
— прямых расходов на содержание судна в эксплуатации;
— косвенных расходов, распределяемых пароходством между судами.
К прямым расходам относятся: зарплата экипажа с надбавками, столо-
вое довольствие, расходы на ГСМ, амортизационные отчисления, затраты
на все виды ремонтов, на малоценный инвентарь и материалы, на судовые
и навигационные сборы, на обслуживание пассажиров.
К косвенным (распределенным) расходам относятся: административно-
управленческие и эксплуатационные расходы пароходства, затраты на со-
держание морских агентств и работников связи, прочие береговые расходы,
затраты пароходства на обслуживание пассажиров.
Существует два метода расчета себестоимости перевозок: расчет по
транспортным операциям и расчет общей себестоимости. Первый нз них
позволяет проанализировать себестоимость по ее составляющим и наметить
шути снижения общей себестоимости. Первый метод предпочтителен для ис-
пользования в пароходствах, второй — для сравнительного анализа в про-
ектных расчетах.
Себестоимость пассажиро- (или тонно-) мили вычисляют по формуле
Э
Зпм = ----, (2.84)
Qn
где Э — эксплуатационные расходы- за навигацию.
68
Расходы на зарплату экипажа Ээ СПК следует определять в соответст-
вии с действующими положениями по штатным окладам: за время эксплуа-
тации /и, сут, ремонтов (текущего и среднего), зимнего отстоя (50% должност-
ного оклада). К зарплате необходимо добавить различного рода доплаты
[29, прилож. 5], начисления, а также столовое довольствие.
Необходимость столь подробных расчетов диктуется особенностями
СПК — высокой степенью автоматизации, малой численностью экипажа при
высокой его квалификации.
Для определения числа смен экипажа составляют суточный график дви-
жения судна на линии, пользуясь которым нетрудно подсчитать ежесуточ-
ный расход ресурса двигателей, установить периодичность их замены, опре-
делить ходовое время с пассажирами в сутки и другие показатели.
Затраты на ремонты и возобновление основных средств рассчитывают
в определенной доле от строительной стоимости и включают в себестоимость
как отчисления в амортизационный фонд. В общем виде сумма ежегодных
амортизационных отчислений по каждому СПК может быть найдена по фор-
муле
"р
G(1 - Кост) У! 8р/ц
Эа -----------------, (2.85)
1 ел
где Кост — коэффициент остаточной стоимости судна после вывода его из
эксплуатации и сдачи на слом (учитывает возможность реализации оборудо-
вания, годного для дальнейшей эксплуатации, и стоимость вторичного сырья);
пр — количество ремонтов за все годы планового срока службы судна; sp —
стоимость различных ремонтов: планово-предупредительных, текущих, сред-
них, разбора на слом; /ц — индекс цен на момент ремонта; Гсл — плано-
вый срок службы судна. Некоторое представление об эксплуатации и ремон-
тах СПК дано в книге [16].
Следует, однако, заметить, что амортизационные отчисления зачастую
используют для проведения политики ускоренного обновления средств про-
изводства, особенно применительно к перспективным, развивающимся от-
раслям. Тогда амортизационный период назначается меньшим, чем срок
службы судна. Нормы амортизационных отчислений для различных отраслей
народного хозяйства являются плановыми и определяются из потребностей
общества, т. е. относятся к иерархии более высокого порядка, чем уровень
технико-экономического обоснования судна. Для более узкой задачи — тех-
нико-экономического обоснования судна амортизационный период можно
принять равным сроку службы судна.
Расходы на материалы и износ малоценного инвентаря исчисляются
в долях строительной стоимости и по опыту эксплуатации СПК [3] прини-
маются равными примерно 1%, т. е. G/100.
Для поддержания регулярности и надежности скоростных пассажир-
ских сообщений необходимо иметь резерв флота, расходы по содержанию
которого в период профилактических ремонтов учитываются в эксплуата-
ционных затратах. По опыту эксплуатации СКП, количество резервных су-
дов составляет 12% основного состава. Расходы по резервному флоту прини-
маются ориентировочно в размере 22% расходов на зимний отстой, аморти-
зацию и материалы.
Затраты на судовые и навигационные сборы определяются на основе
анализа отчетных данных по эксплуатации подобных судов. Для СПК, ис-
пользуемых на внутренних рейсах, эти расходы принимаются в размере 2%
суммы предыдущих прямых расходов.
Затраты на ГСМ определяются в соответствии с расходами топлива на
эксплуатационном режиме, продолжительностью ходового, маневрового и
стояночного времени (при работающих механизмах) и ценами на топливо
и масло.
Косвенные (распределенные) расходы в среднем по пароходствам состав-
ляют 25% затрат на содержание экипажа, а для СПК— 18% всех прямых
69
расходов (включая ГСМ). Окончательно годовые эксплуатационные расходы
с учетом индекса цен можно подсчитать по формуле
Э= 1,18 {1,02
I G \ I Л \
|'22(э- + Т5г)+э-'«(1 + 0'" V)
+ Эгсм/ц
(2.86)
§ 10. Оптимизация элементов СПК
Под оптимизацией элементов судна понимается процесс
выбора такого их сочетания, при котором судно в целом, как инженерное
сооружение, будет наилучшнм образом отвечать своему назначению. Выбор
наилучшего соотношения элементов судна означает достаточно широкое ис-
пользование методов перебора элементов в различном их сочетании, что резко
увеличивает объем работы. Стремление к сокращению затрат труда привело
к появлению так называемой поуровневой оптимизации, когда отдельные
элементы судна оптимизируются на своем иерархическом уровне.
Поскольку иерархическая последовательность элементов от низшего
до высшего уровня может оказаться достаточно множественной, то зачастую
применяемая последовательная поуровневая оптимизация может «разбаланси-
ровать» систему на ее высшем уровне. Например, в результате борьбы за
снижение массы при выборе каждого элемента судна можно повысить его
грузоподъемность, а следовательно валовой доход. Но это может свести к ми-
нимуму чистую прибыль или сделать судно убыточным за счет повышения его
построечной стоимости и стоимости эксплуатации, особенно если принимае-
мые решения потребуют капитальных затрат на создание или модернизацию
специальных портовых сооружений, системы базирования и тем более —
создание новых отраслей хозяйства.
В связи с этим средн характеристик систем нижнего уровня при поуров-
невой оптимизации необходимо выделять те, которые в конечном итоге участ-
вуют в формировании критериев оптимизации системы на самом высшем (ко-
нечном) уровне. Это означает, что в основе оценки рациональности любого
технического решения должен лежать экономический анализ.
В качестве критериев оптимизации чаще всего применяются такие эко-
номические показатели:
— валовой годовой доход;
— чистый годовой доход;
— срок окупаемости капитальных затрат;
— затраты на достижение приемлемого (заданного) уровня эффективно-
сти решения задачи (стоимость решения задачи);
— величина предотвращенного ущерба н т. п.
В зависимости от характера критерия при оптимизации задача либо
минимизируется, либо максимизируется.
Валовой годовой доход исчисляется в соответствии с действующими та-
рифами на перевозки грузов и пассажиров
Дг = ^Оп, (2,87)
где d — тариф на перевозку 1 т груза (одного пассажира) на 1 милю. Тариф
на перевозку может меняться во времени.
Чистый годовой доход {прибыль)
П = ДГ—Э. (2.88)
Срок окупаемости капитальных затрат
--° „ • (2.89)
Дг — э
7а
Срок окупаемости, как ранее указывалось, нормируется, соответствую-
щими директивными документами. В частности, предельно приемлемыми
считаются следующие сроки окупаемости: при создании нового типа судна
ТОк = 8 4- 10 лет, при модернизации судна Ток ~ 5 лет.
Стоимость решения задачи представляет собой либо годовые эксплуата-
ционные расходы Э при равных возможностях рассматриваемых вариантов
по решению задачи, либо отношение годовых эксплуатационных затрат
к производительности судна
Э
С1>.з = —• (2.90)
' Чп
Предотвращенный ущерб как критерий для оценки служебных (сторо-
жевых) судов применяется реже, чем стоимость решения задачи, в связи
с тем, что сложно прогнозировать заранее ущерб, который может быть при-
чинен нарушителем или стихийным бедствием. Тем не менее такой критерий
может иметь место. Используя указанные критерии, можно нз ряда вариан-
тов отобрать для дальнейшей разработки нанлучшнй.
В этой связи необходимо отметить важность предварительного иссле-
дования основных элементов судна и технических решений уже на первом
этапе проектирования (в первом приближении). На этом этапе, не ограничи-
ваясь заданием, следует проварьнровать:
— полезную нагрузку (пассажировместимость);
— скорость эксплуатационного хода;
— дальность хода;
— тип ЭУ.
Диапазон варьирования требований задания может быть различный
н должен определяться нз условия получения технически реальных и целе-
сообразных вариантов судна и в то же время охватывать весь диапазон воз-
можных решений, в пределах которого вероятно нахождение оптимального
варианта.
Основные элементы оптимального варианта судна могут быть опреде-
лены на основании решения системы уравнений, определяющих его общест-
венную полезность, связывающих свойства судна с условиями его эксплуа-
тации, типом энергетики, применяемыми конструкционными материалами,
технологическими возможностями и экономическими показателями. Эта
задача, особенно если учесть необходимость многоварнантного перебора
'различных сочетаний элементов судна, связана с большим объемом вычис-
лений. Решение во многом облегчается при использовании ЭВТ. На первых
этапах освоения ЭВТ использовался принцип переложения на машину наи-
более трудоемких вычислительных работ по частным программам. С совер-
шенствованием аналитических способов проектирования появилась возмож-
ность создания и освоения системы автоматизированного проектирования,
которая позволит с большой степенью надежности обследовать решения в
выбранной области и выявить нанлучшнй по критерию оптимизации вариант
проектируемого судна.
При использовании ЭВТ процесс оптимизации можно построить шире,
задавшись целью обосновать прогрессивность выбранного транспортного
средства в сравнении с другими, способными решать такие же задачи. На
пример, если на исследуемом направлении перевозки пассажиров могут быть
осуществлены собственными или фрахтуемыми пассажирскими судами обыч-
ной архитектурной формы, СПК или СВП, железнодорожным транспортом,
автотранспортом, воздушным флотом, резонно поставить задачу отыскания
предпочтительности одного из них или нанвыгоднейшего с экономических
позиций их сочетания, т. е. отыскания места каждого вида транспорта в об-
щей системе пассажирских и грузовых перевозок. При этом анализе можно
учесть влияние на изучаемый процесс многих факторов, начиная от гидро-
метеорологических и кончая рекламными.
Эта задача носит характер научно-технического прогнозирования, при
котором следует избегать наиболее часто встречающихся ошибок,, возникаю-
71
щих [33] из-за неопределенности и ненадежности имеющихся данных, слож-
ности внешних связей между явлениями, непосредственно не связанными
между собой, а также в результате подгона решения под заранее составлен-
ную схему.
Задача отыскания места каждого вида транспорта в общей системе транс-
портных средств на некоторую перспективу требует от исследователя макси-
мум беспристрастности, объективности и научной добросовестности.
§ 11. Рекомендации к схеме расчета
элементов СПК в первом приближении
(пример расчета]
Совместное решение приведенных в § 8 настоящей главы
шести основных уравнений может быть произведено способом подбора во-
доизмещения. Расчет удобно вести в табличной форме. Перед началом рас-
чета на основе анализа задания, опыта постройки и эксплуатации СПК сле-
дует выбрать принципиальную схему крыльевого устройства («самолетная»,
«утка» или «тандем»), несущие плоскости (полностью или частично погру-
женные), способ управления подъемной силой подводных крыльев.
Ход расчета удобно проследить на числовом примере выбора элементов
морского пассажирского СПК со следующими требованиями:
— количество пассажиров — 90 чел.;
— дальность хода — 200 миль;
— мореходность — 4 балла (высота волны 2,0 м);
— эксплуатационная скорость при волнении моря до 4 баллов включи-
тельно — не менее 36 уз;
— пассажирский салон должен быть оборудован системой кондициони-
рования воздуха и иметь звукоизоляцию;
— вертикальные перегрузки при ходе судна на крыльях не должны пре-
вышать верхней границы зоны комфорта при волне 50%-ной обеспеченности.
Указанные требования выполнены при постройке морского пассажир-
ского судна «Тайфун», созданного в СССР в 1967 г. Однако СПК «Тайфун»
в дальнейшем не использовалось как прототип.
Для оценки величины водоизмещения судна рассматривают близкие
частные прототипы (табл. 2.7). Из анализа данных по частным прототипам
можно предположить, что водоизмещение проектируемого судна будет на-
ходиться в пределах 60—70 т (в среднем — 65 т). Поэтому за расчетное во-
доизмещение принимается среднее значение ожидаемой величины и отличаю-
щееся от него на ± 30—40%.
Таблица 2.7
Характеристика частных прототипов
Судно пл. чел. Уэ> УЗ S, мили D, т L, м
«Долфии» 90 50 250 69 22,8
РТ-50 Мк-П 105 34 325 63 27,9
«Комета» 118 32 300 58 35,1
Для судна водоизмещением 65 т находят параметры, по которым могут
быть подобраны элементы его крыльевой системы (табл. 2.8).
Исходя из требований задания по вертикальным перегрузкам при вол-
нении, на проектируемом судне следует применить АУПК. В качестве близких
72
Таблица 2.8
Анализ данных по крыльевым системам прототипов
Судно FrA hB:D7. Примечание
Проектируемое 3,0 0,5 —
«Хай Пойнт» (США) 3,0 0,63 АУПК
«Тукумкэри» (США) 3,9 0,70 АУПК
РТ-50 (Швейцария) 3,14 0,64 НПК
«Стрела» (СССР) 2,9 0,56 НПК
прототипов могли бы быть использованы корабли «Хай Пойнт» и «Тукум-
кэри» (США). Однако по ним нет достоверных кривых сопротивлений. СПК
РТ-50 и «Стрела» имеют пересекающие поверхность НПК и, строго говоря,
не могут быть приняты в качестве прототипа. Поэтому кривую сопротивле-
ния определяют на базе статистических данных, анализируя данные по двум
крыльевым системам: «тандем» и «утка» (табл. 2.8).
Распределение нагрузки между носовым и кормовым крыльями системы
«тандем» в примере приняты по схеме 45/55. При этом предполагается реали-
зовать следующие условия:
— использовать положительное влияние взаимодействия крыльев на
сопротивление;
— разнести крылья для улучшения мореходных качеств судна.
Первое из этих условий проверяют по формуле (3.5). Расстояние между
крыльями должно (для расчетного примера) находиться в пределах
13,8 sg Z-Kp < 41 м.
При принятом распределении нагрузки согласно диаграмме (см. рис. 3.6)
может быть достигнуто отношение LKp/Z.m = 0,8. Откуда L^p = 18 4- 28 м,
если считать, что длина проектируемого СПК будет находиться в пределах
длин прототипов от 22,8 до 35,1 м. Возможное расстояние между крыльями
укладывается в пределы, при которых целесообразно осуществление системы
«тандем».
Распределение нагрузки между носовым и кормовым крыльями системы
«утка» принимается по схеме 33/67 (33% на носовое крыло и 67% на кормовое
неразрезное). При этом предполагается добиться высоких мореходных
качеств,характерных для СПК с крыльевой системой «утка», и обеспечить
подъем крыльев. Удельную нагрузку на крылья (в расчетном примере
4 тс/м2) выбирают в пределах зоны реальных СПК (см. рис. 3.1).
В качестве движителя для заданной эксплуатационной скорости выбран
при системе «тандем» винт фиксированного шага (ВФШ) с пропульсивным
коэффициентом г] = 0,60 (см. рис. 3.36), при системе «утка» — водомет с про-
пульсивным коэффициентом т] = 0,5. По результатам расчета уравнения
ходкости определяют возможные типы главной ЭУ.
На рис. 2.18 нанесены кривые потребной эксплуатационной мощности
судна с полным грузом на волнении и на тихой воде при разных крыльевых
системах и ступенчатая кривая эксплуатационных мощностей механизмов.
Некоторые применяемые на СПК ЭУ приведены в табл. 2.9. Главные ЭУ
обеспечивают, как правило, плавание судна без превышения эксплуата-
ционной мощности при волнении моря до 4 баллов включительно. При вол-
нении 4 балла в некоторых случаях при использовании варианта «утка» (по
Диапазону водоизмещении) потребная эксплуатационная мощность превы-
шает эксплуатационную мощность двигателей, оговоренную техническими
Условиями (ТУ) на их поставку (заштрихованные на рис. 2.18 участки).
В этих условиях двигатели будут работать на повышенной мощности, что
Допустимо, если общее время работы двигателя на этих режимах не выходит
за оговоренное в ТУ. В частности, для дизелей типа М50 допускается около
73
10% времени работать иа мощности выше эксплуатационной (до максималь-
ной включительно).
Время наблюдения 4-балльного волнения в различных морях составляет
т>т 10 до 20% годового времени и в основном приходится на зимний период;
когда, как правило, из-за ледовой обстановки навигация СПК прерывается.
Таким образом, время расходования ресурса при повышенных мощностях
ие превысит допустимых 10%.
В расчетном диапазоне водоизмещений может быть принята конкретная
дизельная или газотурбинная ЭУ. По-видимому, предпочтение должно быть
отдано более экономичной, а сле-
довательно, более рентабельной
дизельной установке.
При подсчете потребных объе-
мов следует принять во внимание
следующие соображения. Общая
продолжительность рейса, даже
в случае хода на предельную
дальность, не превысит 5,5—6 ч.
Поэтому для пассажиров не потре-
буются каюты. Достаточно пре-
дусмотреть удобные частично от-
кидывающиеся кресла в общем
пассажирском салоне, а также
один-два туалета и буфет.
С целью снижения шумности
в пассажирском салоне ЭУ должна
быть размещена в кормовой око-
нечности судна и отделена от пас-
сажирского салона хотя бы одним
буферным отсеком, в котором рас-
положены второстепенные поме-
щения. Высота межпалубного
пространства принимается равной
2,2 м.
Главные механизмы могут
полностью не разместиться под
палубой переборок, поэтому в по-
требный объем включается неко-
торая доля объема моторного от-
сека. В расчетном примере из
конструктивных соображений при-
нято, что над моторным отсеком
палуба будет на 1 м выше палубы
переборок.
Вследствие большой высоты
Рис. 2.18. Схема к выбору типа глав-
ных двигателей (числовой пример)
1,2 — кривые эксплуатационной мощности
СПК с крыльевой системой «утка» при полном
водоизмещении соответственно при волнении
моря 4 балла и на тихой воде; 3, 4 — кривые
эксплуатационной мощности СПК с крыльевой
системой «тандем» при полном водоизмещении
соответственно при волнении моря 4 балла
и на тихой воде; 5, 6, 7 — эксплуатационная
мощность главной ЭУ, в состав которой вхо-
дят соответственно по три дизеля М50-6
или М50Ф-3, или ГТД АИ-20; три дизеля
12ЧНСП-18/20 с моноблоком или два
ГТД АИ-24; четыре дизеля М50-6 или М50Ф-3
стоек крыльев передачу мощности
к винтам следует осуществлять через угловую редукторную систему («ко-
лонку»). Водометы могут быть размещены в корпусе, а подвод воды к ним
осуществлен через стойки.
Соотношение между высотой борта до палубы переборок и осадкой при-
нимается исходя из длины затопленного отсека, равной примерно 0,2 L, так
как минимально возможная длина судна, судя по прототипу, может соста-
вить примерно 23 м, а минимальная длина моторного отсека, по опыту про-
ектирования отечественных СПК,— примерно 4,5 м. Отношение этих длин
близко к 0,2.
Коэффициенты полноты водоизмещения и КВЛ (6 и а) можно принять
среднестатистическими, угол внешней килеватости на миделе Р° = 15-г 18°
(в примере р° = 15°). При такой килеватости днища ударные перегрузки
в режиме выхода судна на крылья и при касании вершины крупной волны
судном, идущим на крыльях, находятся в приемлемых пределах. Дальней-
74
Таблица 2.9
Варианты ЭУ для проектируемого СПК
Марка двигателя
Эксплуата-
ционная
мощность»
л. с.
(кВт)
КУ—«тандем», ВФШ | КУ—«утка», водомет
Диапазон водоизмещений, т
50—60 | 60—70 |70—80 | 50—60 | 60—70 | 70—80
Двигатели
Дизель: М50-6 М50Ф-3 900 (660) 900 (660) 3 3 3 3 — 4 4 4 4
12ЧНСП 18/20 1000 (736) — — 3 3 — . —
ГТД: АИ-24 1500 (1100) 2 2 3 3
АИ-20А 2700 (1980) 1 1 — — — —
шее увеличение килеватости ведет к неоправданному росту сопротивления
движению судна в переходном режиме.
Угол развала борта выбирают окончательно из конструктивных сообра-
жений после уточнения ширины пассажирского салона, необходимой и до-
статочной ширины скулы и высоты борта. В примере для размещения трех
дизелей в одном отсеке ширина моторного отсека должна быть не менее
5,7 м. Отсюда ширина по скуле на миделе должна быть не менее 6,0 м. При
определении осадки (см. табл. 2.10, позиция 51 схемы расчета) принимается
осредненный коэффициент полноты водоизмещения 6 = 0,42.
Полученную из решения уравнения вместимости высоту борта изменяют
по конструктивным соображениям при разработке принципиальной схемы
общего расположения (рис. 2.19) применительно к размерениям среднего по
водоизмещению судна и принимают одинаковой для всех вариантов. После
установления приведенной высоты борта Нпр уточняют длину судна по КВЛ
и наибольшую. Необходимо обеспечить (в частности, при определении вы-
соты до палубы переборок) удобство перемещения пассажиров вдоль салона,
т. е. палуба салона должна быть плоской, без погиби и седловатости (рис. 2.20).
Принципиальная схема общего расположения необходима в дальнейшем
также для определения положения ЦТ судна по длине и положения носового
или кормового крыла. По этой схеме может быть уточнена высота эквивалент-
ного бруса для расчетов общей прочности корпуса. Поскольку пассажирский
салон должен иметь хороший обзор, его остеклению уделяется большое вни-
мание. В связи с этим необходимо предусмотреть конструктивные меры для
привлечения тентовой палубы к работе в составе эквивалентного бруса.
С этой целью в носовой части пассажирского салона в бортах не делают
окон, носовую переборку выполняют наклонной, как продолжение палубы.
Таким образом, высота эквивалентного бруса будет на 2,2 м больше вы-
соты борта до главной палубы. При принятой компоновке судна высоту ма-
шинного отделения следует довести до уровня окон салона, и на этой высоте
расположить верхнюю палубу в носовой и кормовой оконечностях судна.
В этом случае в кормовой оконечности образуется удобная прогулочная па-
луба. Принцип расположения ходовой рубки ясен из рис. 2.19.
Запасы топлива следует размещать вблизи ЦТ судна, чтобы его «цен-
тровка» не менялась при расходовании топлива. Задача выбора элементов
СПК решается для избранных ЭУ. При решении уравнения масс прежде
всего следует выбрать материал корпуса и крыльев. Для этого нужно рас-
смотреть, изучить и оценить значимость следующих основных факторов: проч-
ности, пластичности, коррозионной устойчивости, усталостной прочности,
технологичности и стоимости, а также удельной массы.
75
Поскольку масса корпуса и крыльевого комплекса СПК составляет су-
щественную долю водоизмещения — до 40—45%, то увеличение полезной
грузоподъемности можно осуществить главным образом за счет снижения
массы корпуса и крыльев.
Рис. 2.19. Принципиальная схема общего расположения СПК
1 — машинное отделение; 2 — буфет; 3 — салон на 90 пассажиров; 4 — форпик
В числовом примере для корпуса использован легкий сплав В48-4 с пре-
делом текучести 30 кгс/мма. Секции — сварные термообработанные, их сое-
динение осуществлено при помощи клепки. Для крыльев использован ти-
Рис. 2.20. Схема разбивки палубы не-
потопляемости и определения высоты
эквивалентного бруса (масштаб по вы-
соте искажен)
У — положение палубы переборок из условий
непотопляемости; 2 — палуба переборок; 3 —
линия нижних кромок оконных проемов; 4 —
пассажирский салон; 5 — форпнк; 6 — мотор-
ный отсек
тановый сплав типа ВТ4 с преде-
лом текучести примерно75кгс/мм2.
При расчете масса устройств
(механизмы приводов системы
АУПК) была увеличена на 0,2 т,
масса механизмов («колонка» или
вода в стойках при водометном
движителе) — на 0,5 кг/л.с.
К массе оборудования добавлена
масса системы автоматики, ориен-
тировочно равная 0,2 т. Масса
собственного оборудования, снаб-
жения и жидких грузов пересчи-
тана с прототипа, в качестве кото-
рого принят морской теплоход
«Комета». Масса электрооборудо-
вания получена пересчетом с те-
плохода «Стрела».
Экипаж принят в составе че-
тырех человек (одна вахта): капи-
тан, рулевой, моторист-электрик,
буфетчица. Запас водоизмещения
76
Таблица 2.10
Схема и пример расчета элементов СПК
№ п/п Расчетный элемент Формула, график, таблица Варианты Оконча- тельное решение
1 2 3
1 D, т Принято 50 65 80 66,7
Уравнение ходкости для системы «тандем»
2 Уо (Уэ), м/с Табл. 2.1 16(18,5) 16(18,5) 16(18,5) 16(18,5>
3 FrA Формула (3.43) 2,66 2,54 2,42 2,53
4 Хн » (3.10) 7 7 7 7
5 » (3.10) 6 6 6 6
6 2S, м2 Формулы (3.1), 12,5 16,2 20,0 16,а
(3.2)
7 Ф Формула (3.6) 0,82 0,82 0,82 0,82
8 5„, м2 > (3.9) 5,6 7,3 9,0 7,6
9 5К, м2 > (3.9) 6,9 8,9 11,0 9,2
10 /н, м » (3.11) 6,2 7,1 7,9 7,29
11 /к, м > (3.11) 6,4 7,3 8,1 7,43
12 Ьн, м » (3.11) 0,89 1,02 1,13 1,04
13 6К, м » (3.11) 1,03 1,22 1,36 1,24
14 л . » (2.15) 6,40 6,40 6,40 6,40
15 Ь, м » (2.15) 0,97 1,12 1,26 1,15
16 X » (2.15) 24,0 24,0 24,0 24,0
17 6/0,6йв — 0,82 0,94 1,05 0,96
18 Го Формула (2.15) 0,086 0,081 0,077 0,080
19 гэ Табл. 2.3 0,092 0,087 0,082 0,086.
20 М Лет — 1, 1ЛВ 2,2 2,2 2,2 2,2
21 Хв -1 + я Формула (3.128) 1,16 1,15 1,14 1,15.
22 п Рис. 3.36 0,6 0 6 0 6 0,6 2370.
23 N3 на тихой воде, л. с. Формула (2.20) 1900 2320 2690
24 Аз на волне, л.с. NB9 = 2200 2670 3080 2730
Уравнение ходкости для системы «утка»
4' Аи По КПК «Пега- 5,9 5,9 5,9 ——-
сус»
5' ZK То же 7,3 7,3 7,3
6' 25, м2 Формулы (3.1), 12,5 16,2 20,0 —
(3.2)
7' ф Формула (3.6) 0,5 0,5 0,5 —
8' 5И, м2 » (3.9) 4,1 5,3 6,6
9' 5К, м2 » (3.9) 8,4 10,9 13,4 __
10' /н, м » (3.11) 4,9 5,6 6,2 —
11' /к, м » (3.11) 7,9 8,8 9,9
12' 6Н, м » (3.11) 0,83 0,95 1,05
13' 6К, м » (3.11) 1,08 1,21 1,36
14' X » (2.15) 6,9 6,9 6,9
15' Ь, м » (2.15) 0,99 1,12 1,26
16' X » (2.15) 24 24 24 —
77
Продолжение табл. 2.10
П р о д о л ж е н н е т а б л. 2.10
. ФорЙГуЛа. график, ' таблица _ Варианты . . Оконча- тельное решение Xs Расчетный элемент Формула, график, таблица Варианты
п.'п расчетный элемент 2 з n/n тельное
<_ -- - -• — - 1 2 3 решение
17' 18' 19' 20' й/0,6йв Го бэ flCTi М &R Хв = 1 + р Формула (2.15) Табл. 2.3 Лет ~~ 1, 1Лв 0,83 _ " 0,087 0,093 2,2 0,93 0,083 0,089 2,2 1,05 0,078 0,083 2,2 1111 ’ 50 51 52 7-, м Т.м ТТп.п, м Табл. 4.1 Формула (2.47) Т (32) 22,0 0,90 1,31— 1,62 23,8 1,08 1,58— 1,94 25,2 1,26 1,8— 2,97 24,0 1,10 1,6— 2,0
21' Формула (3.128) 1,16 1,15 1,14 — 53 Яэ, м //п.п + ^,2 3,7 4,0 4,3 4,0
22' И Рнс. 3.36 0,5 0,5 0,5 —
23' ЛД на тихой воде, Формула (2.20) 2300 2860 3270 — Уравнение
Л. с. масс
24' ЬК на волне, л. с. АГ" = хв N™ 2640 3280 3730 19,2
54 Рк, Т Формула (2.58) 23,0 26,9 23,4
Уравнения вместимости, непотопляемости, плавучести 87,7 55 Рк.у, Т » (2.61) 3,0 3,9 4,8 4,0
25 Sc, М2 Формула (2.22) 87,7 87,7 87,7 56 Ру, T Роб, т » (2.62) 3,3 3,9 4,5 4,0
26 5буф, № По средним 5 5 5 57 Роб ~ 2,2 2,8 3,4 2,8
нормам 58 Ре, Т Рс = 0,04D 2,0 2,6 3,2 2,6
27 *$вк> М2 То же 3 3 3 59 РМ, Т (дизель М50-6) Рм — п.х 10,1 10,1 10,1 10,1
28 Sp, М2 (в настройке) Формула (2.25) 9,6 10,5 11,2 10 ,ь
» (2.26) 59' Р„, т (ГТУ) Рм — K2N п.х 6,5 6,5 6,5 6,5
29 5Э, м2 5 5 5 5 60 Рэ, т Рэ = /С2П7а 2,5 2,9 3,4 3,0
30 V иез + м3 — 222 222 222 222 61 ^СН) т 1,2 1,6 2,0 1,6
31 Н П.п/Т' Формула (2.44) 1,8 1,8 1,8 1,8 Я 62 Рж.г, т Рж.г=К6О7а 0,9 1,1 1,2 1,1
(на транце) » (2.45) 1,46 1,46 1,46 I 63 Дедвейт, т:
32 Нп.п/Т 1,46 63a экипаж 0,15пэ 0,6 0,6 0,6 0,6
33 (на миделе) Табл. 4.1 1,7 1,7 1,7 1,7 | 636 пассажиры Рп = 0,93пп 8,4 8,4 8,4 8,4
а/6 63b Рт, Т Формула (2.691 1,9 2,4 2,8 2,4
34 «п.п, м3 (при 32) Формула (2.32) 89 116 143 119 Я (дизельная
35 Д»м.о, м — 19 21 22 21 Я установка)
36 Дисперсия объема корпуса, м° 63b' Рт, т (ГТУ) » (2.69) 4,0 5,0 6,4
(2,2(25)026 2 о25 =0,05 93 93 93 1 93 Я 63r масло, вода Вме = К&Р т 0,2 0,3 0,3 0,3
(2,2(26)о26 2 «26 =0,10 1 1 1 Я 64 д4 0 0 0 0
[2,2(27)о27 2 «27 = 0,10 0 0 0 1 0 | 65 Да — 0,3 0,4 0,5 °’4
[2,2(29)о29 2 «29 ~ 0,09 1 1 я 66 Дисперсия массы судна, т2
[(34)о34]2 о34 ® 0,08 51 86 131 90 Я [(54)«54]2 Формула (2.91) 1,8 2,6 3,6 2,6
[(35)о35]2 о36 ® 0,17 10 13 14 13 Я [(55)ст65]2 «55=0,18 0,3 0,5 0,7 0,5
156 194 240 198 1 [С56)ст56]2 «56 = 0,12 0,2 0,2 0,3 0,2.
37 38 39 39' 40 41 42 43 ДГК, м3 IFK, м3 Век, м Век» м И Вер, м X ₽° Формула (2.34) » ’ (2.33) » (2.38) По размещению Принято Формула (2.36) » (2.36) Принято 10 340 4,2 6,0 0,95 5,7 1,57 15 12 371 4,6 6,0 0,95 5,7 1,72 15 13 400 5,0 6,0 0,95 5,7 1,85 15 12 fl 374 fl 4,63 fl 6,0 fl 0,95 fl 5,7 fl I,74 fl 15 fl f(57)o57]2 [(58)ct5SJ2 1(59)«59]2 [(60)ст60]2 [(61)о61]2 ((62)ст62]2 [(63а)ав3а]2 [ (636) сг6зб]2 [(63в)сг63в]2 о57 = 0,18 о58 = 0,19 Формула (2.92) а60 = 0,16 о61 = 0,20 <т62= 0,25 ^бза~0 абзб“0, ю ^6зв=0,13 0,2 0,1 0,8 0,2 0,1 0,1 0.7 0,1 0,3 0,2 0,8 0,2 0,1 0,1 0 0,7 0,1 0,4 0,4 0,8 0,3 0,2 0,1 0 0,7 0,1 0,3 0,2 0,8 0,2 0,1 0,1 0 . 0,7 0,1
44 45 Н', м Формула (2.37) и 2,40 2,58 2,74 2,60 ((63г)о63Г]2 [(64)ст64]2 °езг~0,14 Не учитывается 0 0 0 0 0 0 0 0
46 Lm’ м 6ВСК (принято) 36 36 36 36 [(65)«м]2 0 0 0 0
47 L' Н' м2 86,4 93 98,7 93,6 fl 2(PiOi)2 — 4,6 5,8 7,6 5,8
48 //пр» м Принято 3,5 3,5 3,5 3,5 67 ДО, т Формула (2.72) 1,8 2,0 2,3 2,0
49 В/п» м — Lm «пр 24,7 26,6 28,2 26,7 fl . .
78
79
Продолжение табл. 2.10
Xs п/п Расчетный элемент Формула» график» таблица Варианты Оконча- тельное решение
1 2 3
Вариант «тандем» (дизельная установка)
68 2Р6 т (54)+ (55)...+ + (65)+ (67) 57,6 66,0 74,4 66,7
69 ДР, т ДР = 2 Р,—D Вариант «танде» +7,6 I» (ГТУ) +1,0 —5,6 0
68 2Р£,т 56,1 65,0 74,4 65,0
69 ДР, т — +6,1 0 —5,6 0
Вариант «утка» (ГТУ и водометы)
59 Рм, т — 9,5 9,5 9,5 9,5
63 в Рт, т 4,8 6,1 7,8 7,3
68 2Р;, т { —— £ 59,9 69,1 78,8 76,5
69 ДР, т — +9,9 +4,1 — 1,2 0
на модернизацию заказчиком не оговорен, вследствие чего принято Ai = 0.
«Запас технического прогресса» в числовом примере принят ориентировочно.
При расчете дисперсии масс учтена дополнительная погрешность, вно-
симая неточностью определения аргумента (параметра):
— для корпуса — погрешность объема корпуса
(2.91)
— для механизмов — погрешность расчета мощности механизмов и
КПД винта
% = 1^(%. м)2+ (Ду)2+ (%)2- (2.92)
Уравнение масс решено графически (рис. 2.21) путем построения зависимо-
сти ДР = f (£>).
В числовом примере получена сходимость при D = 66,7 т для дизель-
ного варианта и при D = 65,0 т — для газотурбинного. Все вычисления
приведены в табл. 2.10.
Для окончательного варианта строят зависимость сопротивления и тяги
винтов от скорости и уточняют режим работы главной ЭУ. При построении
кривой сопротивления учитывают, что ширина по скуле принята большей,
чем требуется для обеспечения минимального сопротивления в переходном
режиме. Кривую сопротивления строят по данным табл. 2.3 и формулам
(2.16) и (2.17), кривую тяги винтов — по графикам (см. рис. 3.36 и 3.38),
а также по формуле (3.85). Все подсчеты произведены в табличной форме
(табл. 2.11). Тяга винтов определена для эксплуатационной и полной мощ-
ности.
По данным табл. 2.11 на рис. 2.22 построены кривые сопротивления
судна при волнении моря 4 балла и на тихой воде, а также показано предель-
ное положение кривой сопротивления судна на волнении при степени риска
р = 0,20.
80
Таблица 2.11
Схема и пример расчета сопротивления, тяги винтов и дальности хода СПК
[с дизельной ЭУ, «тандем»)
-t . ю 8 । о 3 й । S S § S S g СО — О СО Г~ О О ю" «3 ”
” 1 04 © О> Ю Г* © © Г* © © <—, со —' О — 05 © 05 © Г* ** © g o' — О СО © Ь- © © © Ф ь-"
°1 „• 00 О 00 Г* 05 © О О © © со гм 04 —' I О 00 СО О О© СО © ^ q Г* -Г © in © ь. ^ © СО ь. 00 04 со
О ** СО ”* 00 "t N СО 05 05 04 Г- 00 Г-» —• О | О © •* Ь. 05 © оо © О 2 •* -Г О © ЧО со o' о" СО ьГ © 04 СО ’
а в долях Q © •* 05 © С- 00 оо М ,Л О © О СО 04 © 05 Ш СО —• 00 Щ ‘ © in © © О О Г"- © © 04 СО
X КС б о 0,9 i © 00 00 тТ1 © 05 04 © С- со О 05 | © О Г- © © 05 © © СО | Ь- «-< © © ©” © О © Г- 00 о" 04 ~
а о X У 8*0 ©О’* © © — О © © © | 04 Ь- © © 00 © Г-н ©©| •* . —< о © г- © о © © ©о 04 ’ т—<
О © > г- © © © © © © © Г- | ** ~ . © О’* © СЧ^| — —' о г- © © © © © © ~ 04 «—•
0,6 - • 04 ; 04 04 ”* © г- © г- —' © © | © —' —' © •* © •* •* ”* 04 | © — О © © © © © © 05 т—<
0.5 © ”* »— Г- : © © О ”* •* © 04 © 1 •* —' © © © © © © ©©1 © — - © ьГ о © © o' 00 оГ '
• Формула, график, таблица <1* S + о ао л> о о cY , II co P - 2 ” ci ri N < Il „ — || Ю Ю , о II ® • ' q । И 1! d ГЛ 2 . я ® C- || COceS H gc <>- << <>< a a = 11 II Ь я s CX и Л Cl Cl s <x „ c e e <4
Расчетные величины ” £ S Ь ООО* -ь - ь н н я к к К » « а н S- - с 2 >- Л <*: .“ s ь t, - <>< <>< а:
81
Рис. 2.21. Графическое решение
уравнения масс
1 — для СПК с дизельной ЭУ; 2 — для
СПК С ГТУ
По графику (см. рис. 2.22) определим:
— эксплуатационную скорость в заданных условиях плавания (нахо-
дится в пределах 36,0—39 уз);
— скорость судна, идущего полным ходом на тихой воде с полным гру-
зом (41 уз при дизелях М50-6 и 43,5 уз при дизелях М50Ф-3);
~~ — заданную дальность хода (обес-
печивается при скорости 38 уз и менее);
— эксплуатационную скорость (це-
лесообразно выбрать в диапазоне
37—38 уз. При этом с каждого дизеля
будет сниматься около 900 л. с.);
— запас тяги винтов на горбе со-
противления при эксплуатационной мощ-
ности (практически отсутствует). Разгон
судна возможен только при полной мощ-
ности. Необходимый запас тяги, обес-
печивающий быстрый выход судна на
крылья, может быть обеспечен при ди-
зелях М50Ф-3.
Для определения положения носо-
вого крыла по длине судна необходимо
определить «центровку», т. е. положе-
ние ЦТ по длине. В первом приближе-
нии расчеты выполняют по укрупнен-
ным показателям с использованием
принципиальной схемы расположения
(табл. 2.12). Расстояние между крылья-
ми LKp = 20,0 м находят из уравнения
моментов. В результате расчета полу-
чены удовлетворительные элементы СПК.
Необходимо подобрать или разработать теоретический чертеж, чтобы
проверить возможность размещения судовых помещений ЭУ, устройств и
грузов. При крыльевой системе «утка» и водометных движителях полное
Таблица 2.12
Схема и пример расчета «центровки» СПК
Раздел (статья) Масса» т Vм Мх, тм
Корпус 23,4 12,2 286
Крылья 4,0 9,6 38
Устройства 4,0 12,2 49
Оборудование 2,8 16,6 47
Системы 2,6 9,8 25
Механизмы 10,1 3,7 38
Электрооборудование 3,0 7,8 23
Снабжение 1,6 12,7 20
(Жидкие грузы 1,1 7 8
Экипаж 0,6 10 6
Пассажиры 8,4 16,7 140
Топливо, вода, масло 2,7 10,6 29
Запас водоизмещения 2,0 11 22
Полное водоизмещение 66,7 10,96 731
82
Рис. 2.22. Кривые
сопротивления суд-
на и тяги винтов
1 — сопротивление в
переходном режиме
при оптимальной ши-
рине корпуса по скуле;
2, 3 — расчетное со-
противление движению
судна соответственно
на тихой воде и при
волнении 4 балла; 4 —
верхняя граница поло-
жения кривой сопро-
тивления при волнении
4 балла и степени ри-
ска р = 0,2; 5, 6, 7 —
суммарная тяга винтов
при мощности соответ-
ственно 3 X 900 л. с.;
3 х 1000 л. с.; 3 X
X 1200 л. с. (дизели
М50Ф-3); 8 — зависи-
мость дальности хода
от скорости
Рис. 2.23. Принципиальная схема компоновки газотурбохода на АУПК с во-
дометными движителями, график для определения сопротивления СПК и
тяги водометов
1 — тяга водометов при мощности 4500 л. с.; 2, 3 — сопротивление СПК соответственно
при волнении 4 балла и иа тихой воде
водоизмещение СПК составит около 76,5 т. На судне необходимо установить
три ГТД АИ-24 (рис. 2.23).
Аналогичные расчеты выполняют по измененным требованиям задания
для грузоподъемности (пассажировместимости), эксплуатационной скорости,
дальности хода и др. Для каждого варианта судна производят подсчеты эко-
номических показателей, выявляют наивыгоднейший из разработанных ва-
риант, который после согласования с заказчиком принимают за исходный
для уточнения технических характеристик во втором приближении.
При выборе экономически выгодного варианта необходимо учитывать
погрешность определения стоимостных показателей. Чтобы случайно не от-
бросить лучшее решение, необходимо, исходя из приемлемой доверительной
вероятности, установить доверительный интервал разброса стоимости по-
стройки и внутри этих границ считать все варианты равновероятно относя-
щимися к искомому решению. Окончательный отбор приемлемого решения
в этом случае осуществляется во втором приближении при использовании
более точных методов.
§ 12. Расчет элементов СПК
во втором приближении
Целью второго приближения при расчете элементов
СПК является окончательное уточнение главных размерений судна, схемы
н основных параметров крыльевого устройства, типа и состава ЭУ. Резуль-
таты второго приближения используются при разработке динамически по-
добных буксируемой и самоходной моделей для отработки на них гидроди-
намического комплекса, а также при разработке эскизного проекта судна.
Во втором приближении лучший по технико-экономическим показате-
лям вариант судна подвергается анализу с целью выявления путей дальней-
шего совершенствования основных устройств и конструктивных узлов, ока-
зывающих влияние на экономические характеристики. К устройствам, су-
щественно влияющим на элементы СПК, прежде всего относятся крылье-
вые устройства, конструкция корпуса и ЭУ.
12.1. Выбор элементов крыльевого устройства
От совершенства крыльевого устройства зависят энерго-
вооруженность, скорость, мореходные и другие свойства судна. Поэтому
во втором приближении основное внимание должно уделяться выбору нан-
лучших сочетаний характеристик крыльевого устройства.
На гидродинамические характеристики крыльев оказывают влияние:
площадь несущих элементов, удлинение крыла, относительное погружение,
распределение нагрузки между крыльями, характеристики профиля (тип,
толщина, вогнутость), геометрические характеристики крыльев (сужение
хорды, угол килеватости, угол стреловидности и др.).
Все эти характеристики могут изменяться независимо друг от друга,
поэтому выявить взаимное влияние их на гидродинамическое качество крыла
можно, используя вариационный метод исследования. Однако из-за большого
числа варьируемых характеристик количество возможных вариаций их со-
четания и объем работы быстро возрастают.
Объем работы можно сократить, воспользовавшись следующими реко-
мендациями:
— относительное погружение крыльев из анализа может быть исклю-
чено при сохранении неизменной абсолютной глубины погружения крыльев,
при этих условиях оно оказывается обратно пропорциональным средней
хорде крыла;
— при выборе профиля крыла нужно стремиться обеспечить наибольший
диапазон углов безударного входа;
84
— нз технологических соображений нижнюю поверхность крыла целе-
сообразно выполнять плоской, в связи с чем f = 0,5 с;
— угол стреловидности крыла сообразуется с относительной толщи-
ной профиля с из условий кавитации;
— сужение хорды крыла (отношение хорды у корневого сечения к хорде
на концевой кромке крыла) принимается постоянным в пределах от 1 до 1,5.
Если принять указанные рекомендации, то количество варьируемых
элементов крыльевого комплекса заметно сокращается.
Расчеты кривой сопротивления СПК в режиме движения на крыльях
производят для равновесного положения судна на соответствующих скоро-
стях по формулам, приведенным в гл. Ill. В этих расчетах принимаются не-
изменными водоизмещение судна и его «центровка», определенные в первом
приближении. Кормовое крыло, как правило, жестко связано с системой
передачи мощности на движители, и его положение не меняется относительно
корпуса. Положение носового крыла при вариации коэффициента <р соот-
ветственно уточняется.
Посадку судна при эксплуатационной скорости на тихой воде задают и,
решая задачу равновесия гидродинамических сил и их моментов, определяют
установочные углы крыльев, которые в расчетах при других скоростях при-
нимаются неизменными. Здесь надо заметить, что расчет кривой сопротивле-
ния СПК в функции от скорости выполняют для окончательно выбранных
соотношений элементов крыльевого устройства. Для всех промежуточных
сочетаний элементов крыльев расчеты проводят только при эксплуатационной
скорости. Это позволяет существенно сократить объем расчетов.
При определении пределов варьирования элементов крыльевых систем
следует учитывать требования прочности (при назначении с и числа стоек)
и эксплуатации (общий размах крыльев при швартовке судна, его доковании
и пр.).
Наилучший по гидродинамическим показателям вариант крыльевого
устройства по методам, изложенным в гл. IV, подвергается оценке с точки
зрения прочности. Намечаются конструктивные размеры связей несущей
и стартовых плоскостей, а также стоек. Используя геометрические и кон-
структивные размеры, а также схему крыльевого устройства, определяют
массу крыльевого устройства. Массу противосрывных шайб, узлов крепления,
местных утолщений н т. п. учитывают некоторым множителем, определяемым
по прототипу.
12.2. Уточнение массы корпуса
Во втором приближении по методам, изложенным в гл. IV,
определяют внешние силы, действующие на судно, строят эпюры изгибающих
моментов н перерезывающих сил, набирают конструкцию мидель-шпангоута,
распределяют толщины обшивки по длине судна и профилей продольного
набора. Выполняется расчет местной прочности днищевого перекрытия иа
удар о воду.
В соответствии с расчетами прочности и разработанным (или подобран-
ным) ранее теоретическим чертежом по нескольким сечениям строят график
распределения массы продольных связей и поперечного набора подлине судна
н методом численного интегрирования подсчитывают массу основной доли
металлического корпуса судна. Массы остальных конструктивных элементов
металлического корпуса (поперечные и продольные переборки, второсте-
пенные выгородки, платформы, надстройки и др.) определяют по схемам
расположения либо пересчитывают с близкого аналога. Массы прочих эле-
ментов корпуса (оборудование, покрытие, изоляция и др.) пересчитывают
с судна-аналога с использованием надежных параметров и модулей. Устрой-
ства могут быть набраны по стандартам.
85
12.3. Уточнение состава и массы ЭУ
Во втором приближении на основе уточненной кривой
сопротивления судна в режиме хода иа крыльях уточняют режимы работы
ЭУ. Необходимо добиваться такого положений, чтобы на всех скоростях и
при всех условиях эксплуатации судна (при полном водоизмещении на за-
данном волнении) главные механизмы работали на эксплуатационном ре-
жиме, т. е. при такой максимально возможной мощности, при которой не
накладываются ограничения на ресурс двигателей. При необходимости мо-
жет быть пересмотрен состав главной ЭУ — приняты двигатели другой марки
из мощностного ряда. После этого составляют принципиальные схемы тру-
бопроводов механизмов (топливная система, система смазки, система охлаж-
дения, система подачи и очистки воздуха и др.), выбирают насосы, фильтры,
сепараторы, вентиляторы соответствующей производительности и подсчиты-
вают суммарную массу двигателей и вспомогательных механизмов, добавляя
к ней массу редукторов, трансмиссии, движителей. Массу остальных элемен-
тов ЭУ (систем дистанционного управления, газовыхлопа, трубопроводов
механических систем, деталей крепежа, устройства амортизации и др.) при-
нимают в виде некоторой надбавки к основной массе. Для этого используют
близкие прототипы.
12.4. Определение состава
электроэнергетической системы
Для выбора количества и мощности электрогенераторов
производят подсчет потребляемой мощности электроэнергии всеми без исклю-
чения потребителями судна в стояночном и ходовом режимах эксплуатации.
Одновременность включения потребителей учитывают коэффициентом одно-
временности. Особенности эксплуатации СПК в летний (работа кондиционе-
ров на охлаждение) и осенне-весенний (режим отопления) периоды учиты-
вают отдельно. По наиболее напряженному режиму выбирают суммарную
мощность, а затем подбирают состав электрогенераторов. При этом следует
придерживаться некоторых общих принципов:
— желательно, чтобы генераторы были однотипными;
— необходимо, чтобы стояночный режим был обеспечен при работе од-
ного генератора;
— напряжение и параметры тока выбирают исходя из потребностей
наибольшего числа потребителей;
— число преобразователей тока должно быть минимальным;
— топливо для приводов генераторов и главных двигателей должно
быть одинаковым. После окончательного выбора состава электрогенераторов
подсчитывают массу электрооборудования.
12.5. Уточнение запасов топлива и масла
Во втором приближении окончательно выбирают экс-
плуатационную скорость и режим работы главной ЭУ. Используя характери-
стики двигателей, на заданную дальность хода определяют запасы топлива
для главных механизмов, для двигателей электрогенераторов и других вспо-
могательных механизмов, например, приводов гидронасосов, вспомогатель-
ных котлов и т. п. Эти запасы топлива необходимо несколько увеличить
в связи с тем, что по мере износа двигателей увеличивается расход топлива.
Кроме того, на судне должен быть запас топлива на прогрев главных и вспо-
могательных двигателей, необходимый при маневрировании в гавани
(у пирса). Указанные надбавки принимаются на основе опыта эксплуатации
СПК- Таким же образом определяют необходимые запасы смазочных масел.
86
12.6. Обеспечение безопасности СПК
Во втором приближении расчетов должно быть обращено
особое внимание на конструктивные меры обеспечения безопасности СПК.
Основные требования по этому вопросу содержатся в Кодексе безопасности
судов с динамическими принципами поддержания [40] и сводятся к следую-
щему. При максимальном проектном водоизмещении расчетный запас пла-
вучести судна в соленой воде должен составлять не менее 100%.
Пробоина в горизонтальном сечении принимается в форме клина, рас-
пространяемого на полную высоту борта. Длина поврежденного участка
0,1 L или 3 м + 0,03 L, но не более 11 м, глубина пробоины 0,2 В, но не бо-
лее 5 м. Повреждение днища на любом участке принимается следующим:
— по длине — наименьшим из условий 0,1 L или 3 м + 0,03 L, или
11 м;
— по ширине — 0,2 В, но не более 5 м;
— глубина пробояны внутрь судна простирается на 0,02 В, но ие более
0,5 м.
Ватерлиния равновесия аварийного судна должна находиться не менее
чем на 75 мм ниже уровня любого отверстия, через которое может произойти
прогрессирующее затопление.
Поврежденное судно должно оставаться на плаву с положительной
остойчивостью в течение 30 мин или в течение времени, равного трехкратному
экспериментально подтвержденному времени эвакуации пассажиров и эки-
пажа с посадкой на спасательные средства, плюс 7 мин.
Угол отклонения судна от горизонтали не должен превышать 8° в лю-
бом направлении для всех допускаемых случаев нагрузки и для неконтроли-
руемых перемещений пассажиров, которые могут быть в аварийной обста-
новке.
Заказчик (администрация) может допустить увеличение угла отклоне-
ния до 16°, а в исключительных случаях и большее, если сразу после повреж-
дения он быстро уменьшается до 12°, при условиях:
— наличия эффективных нескользящих палубных покрытий и поруч-
ней;
— нецелесообразности ограничения угла крена величиной в 8°.
Угол крена СПК в режиме движения на крыльях при скоплении пасса-
жиров на одном борту не должен превышать 8°, в переходном режиме — 12°.
В качестве допустимых принимаются следующие нормы обледенения:
— открытые горизонтальные поверхности — 30 кг/м2;
— вертикальные поверхности выше уровня воды — 7,5 кг/м2;
— рангоут, поручни, провода учитывают путем увеличения массы льда
на 5% и момента — на 10%.
12.7. Замечания к корректировке элементов СПК
во втором приближении
। В зависимости от характера изменения массы корпуса,
механизмов, крыльевой системы, электрооборудования и других разделов
может потребоваться корректировка размерений судна. Корректировка про-
изводится по тон же схеме, что и в первом приближении, но для вычисления
отдельных величин используются более точные математические зависимо-
сти и иные методики.
Как правило, изменение главных элементов оказывается незначитель-
ным, и корректировка может свестись к округлению величии до более удоб-
ных в дальнейшем проектировании значений.
Во втором приближении должны быть также проверены остойчивость
судна на «стопе» и при движении, устойчивость при ходе в крыльевом режиме
движения, непотопляемость при затоплении различных отсеков, маневрен-
ные характеристики (время и путь разгона и торможения, радиус циркуля-
87
ции), а также выполнены расчеты гидродинамических характеристик дви-
жителей.
После уточнения элементов СПК во втором приближении корректируют
теоретический чертеж корпуса, выполняют чертежи общего расположения
и расположения отдельных отсеков судна (моторного отделения, пассажир-
ских салонов, санитарно-бытовых отсеков, ходовой рубки и т. п.).
Выполненные расчеты и чертежи могут быть положены в основу разра-
ботки динамической подобной буксируемой и самоходной моделей для от-
работки и доводки гидродинамического комплекса судна, составления пе-
речня опытно-конструкторских работ и разработки эскизного проекта судна.
Расчеты элементов судна во втором приближении должны завершаться
экономическим анализом. Все технические решения, принимаемые на этом
этапе, проверяют с учетом влияния на критерий оптимизации. Стоимость
судна должна быть определена по возможности более точно с разбивкой на
стоимость изготовления отдельных элементов конкретными заводами с уче-
том их показателей производительности, оплаты труда, административно-
структурных особенностей а также долевого участия каждого завода в строи-
тельстве всей серии судов. На этом этапе целесообразно предварительно оце-
нить характер эксплуатации и перечень инженерных средств обеспечения
использования судна.
На основе более точных расчетов производится технико-экономическая
оценка разрабатываемых вариантов судна и по согласованию с заказчиком—
отбор предпочтительных вариантов для проработки в эскизном проекте.
Для технического проектирования должен быть выбран один вариант.
Весь дальнейший творческий процесс разработки проектной докумен-
тации представляет собой уточнение и конкретизацию основных принципи-
альных решений, определяющих народнохозяйственную целесообразность
создания судна как инженерного сооружения, способного выполнять транс-
портные или иные (в соответствии с назначением) операции.
Раздел II
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ОСНОВНЫХ ЧАСТЕЙ СПК
Глава III. ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО КОМПЛЕКСА
§ 13. Выбор схемы крыльевого устройства
и его геометрических характеристик
Из всех конструктивных узлов и устройств основным
для СПК является крыльевое устройство, его рациональное проектирование
составляет основное содержание разработки проекта СПК- Проектирование
крыльевого устройства имеет целью определение основных его элементов,
при которых удовлетворяются предъявляемые к судну требования, основ-
ные из которых следующие:
— обеспечение быстрого выхода судна на крылья;
— обеспечение устойчивости и безопасности движения судна на тихой
воде и при заданием волнении на всех режимах хода;
— сохранение постоянства подъемной силы в широком диапазоне ско-
ростей судна на крыльях;
— отсутствие кавитации крыльев, стоек и других элементов при наи-
больших достижимых скоростях на тихой воде и при волнении;
— исключение прорыва воздуха к несущим элементам крыльевой си-
стемы, винтам, рулям и закрылкам;
— обеспечение заданных мореходных качеств;
— наименьшее сопротивление движению судна;
— прочность и долговечность крыльевого устройства;
— простота эксплуатации.
В процессе проектирования подлежат определению площадь несущих
и стартовых плоскостей крыльев, их форма, размеры крыльев и стоек, уг-
лубление крыльев, установочные углы атаки несущих и стартовых элементов,
профили крыльев, стоек, кронштейнов, распределение нагрузки на крылья,
положевие их относительно корпуса, коэффициенты гидродинамических
сил и др.
При определении указанных характеристик крыльевого устройства не-
обходимо знать большое число элементов, отсутствующих в начальных ста-
диях разработки СПК, что наряду с отсутствием теоретического решения
и широкими возможностями конструктивного оформления узлов и элементов
приводит к неопределенности задачи проектирования крыльевого устройства.
В связи с этим процесс проектирования крыльевого устройства представ-
ляет собой ряд последовательных приближений.
89
13.1. Площадь подводных крыльев
Основной характеристикой крыльев, определяющей их
подъемную силу и сопротивление, является площадь, исходной величиной
для выбора размеров крыла — площадь его погруженной части.
Опыт отработки наилучших гидродинамических характеристик подвод-
ных крыльев для судов различного назначения показывает, что удельная
нагрузка на крыло зависит от скорости СПК (рис. 3.1). Эта зависимость мо-
жет быть выражена уравнением
D ( Г I V \31 ]
т-,о(|-“4_ЫЛ м
•с квадратичным отклонением от мате-
матического ожидания — 22% . В фор-
муле (3.1) скорость выражена в км/ч.
Рис. 3.2. Зависимость С2 от а крыла
ИЭР-1В при различных углах откло-
нения закрылка (профиль—сегмент;
с= 0,14; % = 5; хорда закрылка со-
ставляет 25% хорды крыла)
1 — 6 = + 30°; 2 — 6 = + 20°; 3 — в =
=5 4- 10°; 4 — 6 = 0°; 5 — 6 = — 10°;
6 — б = + 16°
Рис. 3.1. Зависимость удельной
нагрузки на крыло от скорости
О — отечественные СПК; А — зару-
бежные СПК
Для умеренных скоростей (от 50 до 90 км/ч) удельная нагрузка (тс/ма)
•с. той же точностью может быть подсчитана по формуле
-£-=Д'рр1 (3.2)
О
тде множитель А' зависит от принятой единицы измерения скорости: при
скорости V, м/с, А' = 0,1-10—3; при V, км/ч,— А' — 7,7-Ю-6; при V, уз,—
А' = 0,26-10-6.
Зависимости (3.1) и (3.2) позволяют определить суммарную цлощадь
погруженной части подводных-крыльев, при которой могут быть ^обеспечены
их удовлетворительные гидродинамические характеристики.
В режиме хода на крыльях на всех скоростях подъемная сила должна
сохраняться постоянной:
CzSV2 = const. (3.3)
90
Для полностью погруженных крыльев, не пересекающих поверхность,
когда площадь остается неизменной,
СгУ2= const. (3.3')
Это условие обеспечивается либо изменением угла атаки путем поворота
крыльев (закрылков) на механически управляемых крыльях, либо путем из-
менения подачи воздуха на.вентилируемых крыльях, либо за счет изменения
дифферента и осадки судна с НПК малого погружения.
Скорость, соответствующая моменту отрыва корпуса от воды, у боль-
шинства судов находится в пределах 0,5—0,6 скорости полного хода. Поэ-
тому в момент отрыва корпуса от воды скоростной напор на крыльях сни-
жается в три-четыре раза. Для компенсации падения подъемной силы не-
обходимо либо изменить во столько же раз коэффициент подъемной силы
крыльев, либо увеличить площадь крыльев при одновременном повышении
величины С2. Резкое повышение коэффициента подъемной силы неподвижного
крыла может оказаться недопустимым как по условиям потребного диффе-
рента судиа, так и по условиям возникновения кавитации. Например
(рис. 3.2), если СПК оборудовано крыльями ИЭР-1В (без закрылка — 6= 0°)
и на полном ходу суммарный угол атаки равен 2° (С2 = 0,2), то при скоро-
сти отрыва, вдвое меньшей скорости полного хода, необходимо иметь С2 =
= 0,8. Это возможно, если судну сообщить дополнительный дифферент на
корму в 8°. Даже если это достижимо по конструктивным особенностям судна,
то недопустимо по условиям кавитации.
Если крыло оборудовано закрылками, то задачу повышения величины
С2 по 0,8 решают путем отклонения закрылка вниз иа угол б = 16°. На су-
дах с НПК устанавливают дополнительные стартовые крылья, которые при
движении судна на крыльях выходят из воды, не создавая дополнительного
сопротивления. Суммарная площадь стартовых крыльев в два-два с поло-
виной раза превышает смоченную площадь крыла СПК на полном ходу. Стар-
товые крылья могут представлять собой отдельные или конструктивно со-
четающиеся с основными крыльями устройства. Стартовые элементы часто
выполняют с переменной хордой, увеличивающейся по мере погружения
крыла в воду, с переменными углами атаки и с большой относительной тол-
щиной профиля.
13.2. Распределение нагрузки между крыльями
На распределение нагрузки между крыльями и положение
их относительно корпуса оказывают влияние многие факторы, в том числе
требования к общей прочности корпуса, мореходным качествам, ходкости,
а также положение ЦТ судна по длине.
С учетом прочности корпус СПК можно рассматривать как балку на
двух опорах, которыми являются крылья. Распределение нагрузки по длине
балки зависит от особенностей компоновки судна. В первом приближении
нагрузку можно принять равномерной. Обратившись к схеме нагрузки и вы-
званной ею эпюре изгибающих моментов (рис. 3.3), заметим, что наиболь-
ший изгибающий момент будет в пролете при размещении опор (крыльев)
либо по концам балки в точках 0 и 6, либо под ЦТ судна в точке 3'. Эпюры
изгибающих моментов для этих случаев положения опор будут: 0—а—6
или 0—3—6.
При любых других сочетаниях мест расположения крыльев по длине
судна изгибающие моменты оказываются меньше максимальных, что благо-
приятно сказывается на полезной нагрузке судна в связи с уменьшением
массы корпуса.
Наименьший изгибающий момент может быть получен при размещении
крыльев по длине судиа в точках Г и 5', т. е. иа расстоянии 0,25 Lm от штев-
ней. Эпюра изгибающих моментов в этом случае имеет вид 0—1—d—5—6.
91
i
Абсолютные величины изгибающих моментов в сечениях опор на миделе
одинаковы.
Практически из-за необходимости размещения винторулевого комплекса
в районе кормовой оконечности кормовое крыло располагают там же. Только
при применении водометных движителей, размещенных в корпусе, кормовое
крыло может размещаться относительно корпуса более свободно, что может
Рис. 3.3. Эпюры изгибающих моментов в зависимости
от расположения крыльев (движение на тихой воде)
быть использовано при проектировании для снижения изгибающего момента.
Для повышения мореходных качеств СПК необходимо уменьшать уско-
рения, воздействующие на корпус. Положение крыльев по длине судна
определяет величину вертикальных ускорений, которые, как это вид-
но из рис. 3.4, оказываются наибольшими, если расстояние между
крыльями равно расчетной длине волны. Когда на длине, равной расстоя-
нию между крыльями, укладывается несколько волн, то вертикальные уско-
рения уменьшаются по периодическому закону с пиками на кратных числах
отношения Лкр : Лв.
Уменьшение вертикальных ускорений с увеличением длины волны обме-
няется тем, что судно начинает «следить» за профилем волны, а с уменьше-
92
нием — тем, что соответственно длине уменьшаются и высоты волн, скосы
потока и величины дополнительных сил на крыльях.
Для крыльевых систем с НПК расстояние между крыльями следует
выбирать либо большим длины наибольшей волны заданного спектра волне-
ния Лв тах, либо меньшим нее, приближаясь к длине волны, характеризую-
щей нижнюю границу заданного спектра /.в т|П:
1 >4Ха max 1 >7ХВ max г
Лв max
mln ~———<С0>7Хвт1п‘
Лв min
(3.4)
Необходимо отметить, что амплитуда килевой качки и ускорения в оконеч-
ностях при этом несколько возрастут.
Рис. 3.4. Зависимость вертикальных ускорений от
соотношения длины волны и расстояния между
крыльями
Для судна на АУПК соотношение между длиной расчетной волны и рас-
стоянием между крыльями не имеет принципиального значения и в расчет
не должно приниматься.
На расстояние между крыльями может оказать влияние также скорость
судна. Известно, что при движении крыла под поверхностью воды над ним
образуется система поперечных волн, являющихся источником волнового
сопротивления.
Скос потока, вызванный носовым крылом, может быть использован для
получения дополнительной тяги на кормовом крыле, а волновая система кор-
мового крыла по фазе может быть сдвинута таким образом, чтобы погасить
сопротивление, вызванное волновой системой носового крыла.
Предельно допустимое расстояние между крыльями в системе «тандем»,
когда имеет место положительное взаимодействие между ними, может быть
найдено из соотношения
Если неравенство (3.5) может быть удовлетворено, то для СПК предпоч-
тительна система «тандем» с равномерным распределением нагрузки между
крыльями.
93
Из уравнения равновесия сил, действующих на СПК (рис. 3.5), нетрудно
найти зависимость для определения расстояния между крыльями. Если по-
ложить
Z„
ф = ~уЧ <3-6>
то
£кр == —,(Xg -f- Ipr — хк). (3.7)
Ф
Величиной <р, как правило, задаются заранее.
Из формулы (3.7) видно, что расстояние между крыльями зависит от
положения ЦТ судна и места расположения кормового крыла. На рис. 3.5
заштрихованы области расположения крыльев построенных СПК- Наиболь-
ший разнос крыльев (рис. 3.6) характерен для системы «тандем» (<р « 1).
Рис. 3.5. Схема сил, действующих на СПК, отражающая
взаимосвязь между коэффициентом распределения на-
грузки <р и расположением крыльев по длине судна
О — место расположения крыльев иа СПК и КПК
94
Равенство (3.7) легко преобразовать к виду
1
Ф
______Lkp______
XS “1“ — Хк
(3.8)
В зависимости от распределения нагрузки крыльевые системы подразде-
ляют на следующие: «утка» (<р sg 0,50), «тандем» (0,65 :g; q> sg 1,50), «само-
летная» (<р 2,0). Смоченная площадь крыльев может быть распределена
между носовыми и кормовыми крыльями
по очевидным соотношениям
5Н —
Ф
1 +Ф
S;
SK —
—Цг-S.
1 +ф
(3.9)
Из изложенного видно, что наиболее
сложным является окончательный выбор
расстояния между крыльями ввиду про-
тиворечивости требований и возможности
неоднозначного решения, особенно для
случая проектирования СПК с неподвиж-
ной крыльевой системой.
Для судна на АУПК эта задача суще-
ственно упрощается. Если по условиям
обеспечения необходимой скорости не пред-
ставляется возможным использовать поло-
жительный эффект взаимодействия крыль-
ев, то расстояние между АУПК выбирают
из условий получения наименьшего изги-
бающего момента (0,5—0,7 L).
При расположении малопогруженных
крыльев на речных СПК следует учитывать
вредное влияние на крылья близко распо-
Рис. 3.6. Зависимость расстоя-
ния между крыльями от коэф-
фициента распределения на-
грузки
ложенного глиссирующего корпуса. Для исключения скоса потока от днища
и улучшения условий работы носового крыла в режиме выхода на крылья
его следует располагать ближе к носу судна. В районе же расположения
кормового крыла целесообразно, если невозможен подъем батоксов, вынести
кормовое крыло за транец.
13.3. Определение геометрических характеристик
крыльевого устройства
По площади носового и кормового крыльев определяют
хорду н размах каждого из них. Предварительно следует удостовериться
в возможности применения системы взаимодействующих крыльев «тандем».
Если удовлетворяется неравенство (3.5), то носовое и кормовое крылья вы-
полняют неразрезными.
С целью исключения влияния концевых вихрей носового крыла на кор-
мовое крыло, последнее по размаху принимается равным примерно 0,8 раз-
маха носового крыла (рис. 3.7).
Для быстроходных судов взаимодействие крыльев системы «тандем»
может оказаться отрицательным. В этом случае одно из крыльев (носовое
или кормовое) целесообразно разделить на два полукрыла (рис. 3.7, бив)
с разнесением их к бортам так, чтобы разрыв между внутренними кромками
был равен размаху крыла, установленного в диаметральной плоскости.
С целью уменьшения индуктивного сопротивления относительное удли-
нение крыльев необходимо выбирать возможно большим. Определение гео-
95
Рис. 3,7. Схемы крыльев: а — иеразрезное; б — носовое разрезное;
в — кормовое разрезное
/, 2 — контуры волновых впадин соответственно носового н Кормового крыльев
96
метрических соотношений крыльев, их формы в плане во многом зависит
от инженерного опыта конструкторов. Однако в силу действия объективных
законов границы возможного изменения геометрических характеристик
крыльев имеют пределы.
В частности, удлинение основного крыла (несущего наибольшую на-
грузку) зависит от'скорости судна, а пределы его изменения практически
укладываются в диапазон
Клиренс в среднем равен по-
ловине высоты волны 3%-ной
обеспеченности. Таким образом, отстояние нижней кромки крыла от основ-
ной примерно равно 1,1 йв. Исходя из этого размера следует конструи-
ровать стойки крыльев.
Статистическая зависимость отстояния кромки крыла от основной ли-
нии в функции от водоизмещения (рис. 3.9) показывает, что для морских
СПК может быть обеспечена мореходность в 5 баллов при.водоизмещении
свыше 100 т, 6 баллов при водоизмещении свыше 300 т.
Относительную толщину профиля и угол скольжения или стреловид-
ности определяют из условий бескавитационного обтекания. В первом при-
ближении можно воспользоваться приводимым графиком (рис. 3.10). В сред-
нем коэффициент подъемной силы
С2 =
20
pV2S
(3.13)
Для определения установочного угла крыла необходимо численными
методами проинтегрировать производную коэффициента подъемной силы
4 Заказ № 1856 97
Рис. 3.9. Статистическая зависимость отстояния носового крыла от основной линии в функции от водоизме-
щения
/ — речные и озерные СПК’. 2 — морские СПК; О — отечественные СПК; А — иностранные СПК
по углу атаки вдоль размаха крыла, найти осредненное по крылу значение
производной и, поделив на нее значение Cz из формулы (3.13), получить
суммарный угол атаки
а2 = '|’ + а + а0—Дао- <3.14>
В плане неподвижно укрепленное носовое НПК рекомендуется выпол-
нять стреловидным не только с целью отдаления момента начала кавитации,
но и с целью улучшения маневренных и мореходных качеств СПК. При стре-
ловидном крыле на циркуляции создается внутренний крен СПК- Повыше-
ние мореходности связано с частичной компенсацией скоса потока от орби-
тального движения воды значительной протяженностью стреловидного
Рис. 3.10. Зависимость предельных значений относитель-
ных толщин профилей от угла скольжения и скорости на
границе бескавитациоиного обтекания
1 — кавитация; 2 — прочность; 3 — нижняя граница с по усло-
виям обеспечения прочности; 4 — зона с отечественных пассажир-
ских СПК; 5—7 = 0°; 6 — у = 30°; 7 — у — 45°; 8 — у = 60°
крыла по длине судна. Гидродинамические силы на крыле, являющиеся при
чиной вертикальных ускорений и качки, ослабевают.
Отработка профиля крыла и стойки применительно к судну — длитель-
ная и кропотливая работа, проводимая в гидродинамических лабораториях,
а также на буксируемых и самоходных моделях. При отработке профилей
помимо гидродинамических характеристик учитывают также производст-
венную технологичность крыльев.
Наибольшим диапазоном изменения углов атаки, при которых не на-
ступает кавитация, обладают двояковыпуклые профили (рис. 3.11). Из них
4* 9S
— 1 2—
—Г"
ЧГ 0.8 07 06 06ОЛ0302.010,
Рнс. 3.11. Графическое изображение двояковыпуклых несрывных профилен
/ — NACA-65—206 {с = 0,06) — несимметричный профиль; 2 — профиль (с — 0,07) для вентилируемого крыла; 3 —
NACA-0009 (с — 0,09) — симметричный профиль
, Рис. 3.12. Графическое изображение плоско-выпуклых профилей
/, 2, 4 — сегмент; 3 — профиль Гетинген; 5 — профиль серии постоянного распределения разрежений на. засасывающей
стороне; 6 — профиль Вальхиера
симметричный профиль NACA-0009 больше пригоден для рулей. Профиль
NACA-65—206 был применен на американском опытном судне ХСН-4 при
скоростях до 74 уз (137 км/ч). Кавитация не наблюдалась. Двояковыпуклый
профиль был испытан в опытовом бассейне для вентилируемых воздухом
крыльев. Технологическим недостатком указанных профилей является слож-
ность их изготовления.
Часто применяют на СПК профили с плоской нагнетающей поверхностью
(рис. 3.12), обладающие существенными технологическими преимуществами.
В числе плоско-выпуклых профилей имеются сегментные с острыми но-
совой и кормовой кромками и наибольшим сечением, расположенным на рас-
стоянии 0,35—0,50 хорды от носика профиля, и профили со скругленным
носиком и слегка приподнятой задней кромкой. Последние обладают большим
диапазоном бескавитационных углов атаки, чем сегментные.
Необходимо отметить, что профили со скругленной носовой кромкой
применяются только для полностью погруженных подводных крыльев и не
применяются из-за повышенного брызгообразования и возможных срывов
для пересекающих поверхность элементов крыла. Для этих элементов ис-
пользуются сегментные профили с острой входящей кромкой.
Наметив предварительно профиль для несущего крыла, нетрудно найти
угол нулевой подъемной силы профиля
2/
ао~~Г> (3.15)
о
который используется в дальнейшем прн определении установочного угла
атаки основного крыла. Формула (3.15) дает точное решение для сегментного
профиля с наибольшим сечением посредине хорды.
Для стоек применяют профили двоякосимметричные (чечевицеобразные)
с острой передней кромкой и срезанной задней, плоские со скругленной пе-
редней кромкой, параболические с тупой задней кромкой и клиновидные
с острой носовой кромкой.
Тупые срезы в кормовой части стоек с плавно обтекаемыми профилями
создают за стойкой область повышенного (атмосферного) давления, препятст-
вующего разрежению и повышению их сопротивления. На рис. 3.13 графи-
чески изображены наиболее часто применяемые профили стоек крыльев.
Способы проектирования профилей подводных крыльев и стоек с наперед
заданными качествами с применением линейной теории струйных течений
изложены в специальной литературе [13].
Для предотвращения раннего возникновения кавитации и срыва потока
в районе сочленения стойки и крыла место притыкания стоек к крылу сме-
щается от носовой кромки крыла к корме на 30—40% хорды. Заднюю кромку
стойки следует выпускать за кромку крыла. Этим исключается прорыв воз-
духа на засасывающую поверхность несущего крыла с тупой задней кромки
стоек. С целью исключения прорыва воздуха по стойкам и по верхней дужке
крыла, пересекающего поверхность воды, на стойках и наклонных крыльях
устанавливаются шайбы (рис. 3.14).
Для высокоскоростных СПК (более 130—140 км/ч) кавитации подводных
крыльев и стоек избежать невозможно. Для них применяют суперкавити-
рующие или вентилируемые профили несущих крыльев и клинообразные
или параболические стойки. Точный расчет формы суперкавитирующего
профиля может быть произведен по формулам и диаграммам [13, § 7], осно-
ванным на применении линейной теории струйных течений.
Необходимо отметить, что гидродинамические характеристики суперка-
витирующих крыльев значительно хуже характеристик плавно обтекаемых
некавитирующих крыльев. При одинаковых геометрических характеристиках
(/, Ь, с, а) коэффициент подъемной силы суперкавитирующего профиля при-
мерно в 2,5 раза меньше. Во столько же раз снижается коэффициент гидро-
динамического качества, что ставит под сомнение целесообразность приме-
нения суперкавитирующих крыльев на СПК и указывает на необходимость
поиска иных технических решений.
102
Рис. 3.13. Графическое изображение профилей стоек
/ — стойки речных СПК; 2 — чечевицеобразный срезанный про-
филь для малопогруженных крыльев; 3 — параболический про-
филь для быстроходных СПК; 4 — клиновидный профиль для
быстроходных СПК
Рис. 3.14. Узлы крыльевого устройства: а — сочленение стойки
с крылом и расположение шайб на стойках; б — расположение шайб
на пересекающих поверхность воды крыльях
§ 14. Гидродинамический расчет
крыльевого комплекса
Подводное крыло представляет собой специальным обра-
зом профилированную несущую поверхность, на которой при движении
в воде возникает подъемная сила, уравновешивающая силу тяжести СПК-
Силовое воздействие со стороны жидкости складывается из гидродинамиче-
ского давления р, действующего по нормали к поверхности крыла, и каса-
тельного напряжения т. Эти силы приводятся к главному вектору Лик
главному моменту .Ид гидродинамических сил.
Проекции главного вектора на направление движения (горизонтальная
ось) и вертикаль представляют соответственно сопротивление и подъемную
силу крыла
Х = А cos (Л, х); |
Z = A cos (А, г). J
В отличие от принятого в гидродинамике направления оси у вертикально
вверх и связанного с этим обозначения подъемной силы через Y, здесь исполь-
зуется система координат, общепринятая в судостроении (рис. 3.15): ось х
направлена в нос судна; ось у — по траверзу (за положительное направление
принято направление правого борта); ось z — вертикально вверх. Соответст-
венно коэффициент подъемной силы и саму подъемную силу обозначают
индексами, идентичными обозначениям координатной оси г.
Величины подъемной силы и сопротивления крыла зависят от массовой
плотности и коэффициента динамической вязкости жидкости, ускорения сво-
бодного падения, скорости движения, формы, размеров, угла атаки и состо-
яния поверхности крыла, а также глубины его погружения под поверхность
воды.
В безразмерном виде подъемная сила и сопротивление могут быть пред-
ставлены соответствующими коэффициентами
2Z
Сг= pV3.S = (Ф°Рма’
2Х
сх = —^ = (форма, X, а,
Р V О
Определение коэффициентов подъемной
h, Fr&, z);
h, Re, Fr b, x).
(3.17)
силы и сопротивления подвод-
ного крыла в зависимости от его геометрических характеристик, угла атаки,
относительного погружения и критериев подобия является задачей гидроди-
намики крыла.
Строгие теоретические методы исследования гидродинамики крыла
вследствие недостаточной изученности физической картины обтекания под-
водного крыла в настоящее время отсутствуют. В связи с этим широко ис-
пользуются экспериментальные методы исследования. В гидродинамике
подводного крыла принят принцип раздельного определения сил в зависимо-
сти от их физической природы. Этот общепринятый в теории корабля подход,
обусловлен невозможностью моделирования при одновременном соблюдении
подобия по числам Фруда и Рейнольдса. Предполагается отсутствие взаим-
ного влияния сил, обусловленных влиянием силы тяжести и вязкостью жид-
кости.
В соответствии с этим принципом полное сопротивление представляет
сумму профильного, волнового и индуктивного сопротивлений. Профильное-
сопротивление возникает из-за вязкости жидкости. Волновая и индуктивная
составляющие, определяемые расчетным способом, от вязкости жидкости не
зависят. При расчете коэффициент волнового сопротивления крыла конеч-
ного размаха принимают равным коэффициенту волнового сопротивления
крыла бесконечного размаха из решения плоской задачи. Влияние конечно-
104
сти размаха крыла учитывают в индуктивном сопротивлении. Коэффициент
профильного сопротивления также определяют расчетным путем.
Влияние вязкости жидкости на коэффициент подъемной силы крыла
учитывают поправками к углу нулевой подъемной силы и производной от
коэффициента подъемной силы по углу атаки.
Гидродинамические характеристики крыла зависят от формы и соотно-
шения геометрических размеров профиля крыла. На гидродинамические-
характеристики профиля крыла оказывают влияние в основном следующие
геометрические отношения, характеризующие его (см. рис. 3.15): относи-
тельная толщина профиля, положение максимальной толщины, средняя
кривизна профиля.
Рис. 3.15. Схема сил, действующих на крыло
14.1. Расчет подъемной силы крыла
Теоретические основы гидродинамики крыла достаточно
полно изложены в специальной литературе [10, 13, 21]. Ниже приведена
расчетная схема без обоснования формул. Подъемную силу крыла опреде-
ляют по формуле
Z = C2S. (3.18)
Коэффициент подъемной силы плоского крыла конечного размаха вблизи
свободной поверхности находят по приближенной формуле
дСг
kip -т— (а -К а0 — Да0)
, _ да
1+ • А_(1+т)£ /_£\
да лк \ /
(3.19)
105
При практических расчетах для вязкой жидкости производную коэффи-
циента подъемной силы по углу атаки и угол нулевой подъемной силы при-
нимают соответственно равными
дС,
---- = 5,5 и а0 = 1,747
да
(в обоих случаях угол а измеряется в радианах).
Влияние свободной поверхности иа производную коэффициента подъем-
ной силы учитывается функцией
Й(Р=1— (0,5 + с) ехр [ — 2(ft)0,6]. (3.20)
Изменение угла нулевой подъемной силы профиля, обусловленное влия-
нием свободной поверхности, подсчитывают по приближенной формуле
Рис. 3.16. Погрешность при опреде-
лении подъемной силы кИлеватого
крыла при подсчете по формуле для
определения плоского крыла
1 — hK = 0; 2 — hK = 0,2; 3 — Л~ = 0,4;.
4 - - \ = 0,6; 5 - 6 = 6%; 6 — 6 = 5%;
7-0 = 4%; 8 - 6 = 3%; 9 - 6 = 2%
а с I 1 Л
Aa»=vhr-1 • <3-21>
X \ «ф /
Поправку Глауэрта для учета
влияния формы крыла на угол скоса
потока и индуктивное сопротивление
аппроксимируют равенством
т=0,09К% — 0,04. (3.22)
Рис. 3.17. Схема V-образного крыла
Входящая в равенство (3.19)
. г ( h
функция С -т-1 учитывает влияние
\ л /
заглубления крыла и его размаха
на скос потока.
При 0,02 < h/X< 1,0 эта функция может быть подсчитана по прибли-
женной формуле
— ] = 0,85
А, /
0,16
УЁ/к
(3.23)
Формула (3.19) может быть использована для расчета полностью погружен-
ных плоских и малокилеватых крыльев с углом килеватости не более 6—8°.
106
1 — ₽ = 15°, a = 0; 2 — fl = 30°; a = 0; 3 - fl = 45°, a = 0;
4 — fl = 30°, a = 10°
Рис. 3.19. Изменение угла нулевой подъемной
силы V-образиого крыла
1 — С = 0,07; 2 — ~с = 0,06; 3 —~с = 0,05; 4—7 = 0,04
Если килеватость крыла превышает указанные пределы, то в расчет следует
вводить поправку. Для определения ее величины может быть использована
диаграмма И. И. Исаева (рис. 3.16), на которой приведены величины погреш-
ностей, вычисленные для килеватого крыла с удлинением % = 6 по формуле
б = плоек Cz килев .100%
Сг килев
(3-24)
Поправка принимается с отрицательным знаком, поскольку килева-
тость крыла снижает его подъемную силу.
Подъемную силу плоских подводных крыльев с наклонными стабили-
заторами, пересекающими поверхность воды, с достаточной для практиче-
ских целей точностью можно определить по формулам (3.18) и (3.19). При
этом за площадь принимают горизонтальную проекцию крыла, а относитель-
ное углубление принимают осредненным для всего крыла.
Подъемная сила V-образного крыла,
Рис. 3.20. Зависимость коэф-
фициента р. от формы плоского
крыла
пересекающего свободную поверхность
воды (рис. 3.17), может быть определена
по формуле (3.18), в которой S пред-
ставляет горизонтальную проекцию погру-
женной площади крыла, а коэффициент
подъемной силы вычисляют по формуле
С2у —
дСг кр
да
«о
COS Р
(3.25)
где производная подъемной силы V-образ-
ного крыла по углу атаки снята с гра-
фика (рис. 3.18) в функции от удлинения
крыла Хкр, угла килеватости р и угла
сужения <т.
Изменение угла нулевой подъемной
силы Да0 кр в зависимости от относитель-
ного углубления корневого сечения крыла h0 определяют по графику
(рис. 3.19).
Угол килеватости и относительное удлинение крыла мало влияют на
характер распределения циркуляции по размаху, в то время как форма
крыла в плане т), численно равная отношению хорды в корневом сечении
крыла 60 к хорде на кромке крыла Ьк, существенно сказывается на циркуля-
ции.
Максимальное значение подъемной силы при т| ес 1,25 приходится на
среднее сечение крыла, а при больших значениях положение максимума
подъемной силы смещается к концам крыла. Огибающая максимальных зна-
чений коэффициентов подъемной силы
А®о кр
В =
Cz сеч I
С? кр Imax
приведена на рис. 3.20.
14.2. Расчет сопротивления СПК
14.2.1. Сопротивление несущих элементов крыла. В со-
ответствии с принятым принципом раздельного определения сил, действующих
на элементы крыльевого устройства, представим сопротивление несущего
крыла зависимостью
X = — [S СxiSi -j- Сх B3SK]. (3.26)
108
Коэффициент сопротивления отдельно взятого крыла может быть пред-
ставлен в виде суммы
Сх — Сх пр 4" СгИ 4" Схъ-
(3.27)
Профильное сопротивление крыла. Это сопротивление возникает из-за
вязкости жидкости и включает в себя сопротивление трения и сопротивле-
ние формы. Коэффициент профильного сопротивления определяют по фор-
муле
( Г Ф(h)
^х пр — 2?пл V 4" I (тР + 0,5) у
(. L
— 0,5 Сг
(3.28)
где fflp — коэффициент, зависящий от С2, принимаемый по рис. 3.21 в пре-
делах заштрихованной области.
Коэффициент трения эквивалент-
ной пластины определяют по диаграм-
ме Прандтля—Шлихтинга—Никурадзе
(рис. 3.22) в зависимости от отношения
Рис. 3.22. Диаграмма коэф-
фициентов трения шероховато-
сти пластин по Прандтлю—
Шлихтингу—Никурадзе
1 — 6/е = 5-102; 2 — 6/е = 1-103;
3 — */е = 2-Ю3; 4- - 6/е = 5-103;
5 — 1-10*; 6 — 2-10‘; 7 — 5-10‘
Рис. 3.21. Зависимость коэф-
фициента тр от коэффициента
подъемной силы
хорды к высоте бугорков шероховато-
сти е.
Индуктивное сопротивление. При
обтекании крыла конечного размаха
у концов его наблюдается перетекание жидкости снизу вверх и образование
свободных или концевых вихрей (рис. 3.23).
Причиной образования концевых вихрей является разность давлений
под и над крылом. Вихревые нити, образующиеся вблизи крыла па обоих
его концах, отбрасывают набегающий поток воды с некоторой скоростью w
вниз. В связи с этим вблизи крыла набегающий поток отклоняется на неко-
торый угол, а скорость скошенного потока несколько возрастает. Полная
гидродинамическая сила также отклоняется на угол скоса потока аи, а фак-
тический угол атаки крыла уменьшается на этот же угол.
Разложив полную гидродинамическую силу по линии движения и пер-
пендикулярному ему направлению, получим действующую в иаправлеиии
движения силу А'и, вызываемую индуктивным сопротивлением, величина
которого пропорциональна подъемной силе крыла.
109
Коэффициент индуктивного сопротивления может быть вычислен по
формуле
С2г (h\
Схи = -г(1+б)? 4- , (3.29)
JTzw \ Л /
в которой надбавка сопротивления прямоугольного в плайе крыла (по срав-
нению с эллиптическим)
(3.30)
6 = Я(Х-1) 10_2.
3
Рис. 3.23. Схема образования скоса потока
Волновое сопротивление. При движении подводного крыла вблизи сво-
бодной поверхности за ним образуется волна (рис. 3.24). Профиль волны за
крылом близок к синусоиде
— — 2 л я*
ZB = Zosin—------, (3.31)
Лв
где Zj = — ----относительная аппликата волнового профиля.
ПО
Для определения максимальной волновой впадины могут быть исполь-
зованы приближенные зависимости
Z® — С2
Frjv-2
2Х
v= ехр (— О,73/Х0’2);
Zo = -^-(Fr/+l)
2
у
прн Fr / = —== = 1 -=- 5.
V&l
(3.32)
Рис. 3.24. Схема волнообразования крыла
Длина волны, образуемой крылом, может быть подсчитана по одной из
эмпирических формул
%в = 2л6 Fr|v;
Хв= 4/(1,25 Fr Ы /X) —0,5;
Хв = 4V yi/i;
Хв = 2nb [ уТ (Fr Ь — 2) + 1] ;
Хв=3,7& Frfi/Г
(3.33)
Для практического определения коэффициента волнового сопротивле-
ния крыла можно воспользоваться формулами Н. Е. Кочина и Н. А. Влади-
мирова
Сд-В
_£L
2Fr2
2л
Fr2b
Схв
_£L
2Fr2
2h
2л
! (-34)
Схв = л2а2
2gh
V2
111
Взаимодействие крыльев в системе «тандем» в формуле (3.26) учтено ко-
эффициентом взаимодействия
С х вз ” ДатС22, (3.35)
где С22 — коэффициент подъемной силы кормового крыла, вычисленный при
условии отсутствия скоса потока, вызванного волнообразующим действием
носового крыла.
Скос потока в точке с координатами х*, h (при h 1,0) можно принять
равным наклону касательной к волновому профилю
л w
ДсХт =-----
V
dZB
dx*
(3.36)
Вследствие конечности размаха крыла скос потока не сохраняется оди-
наковым по всей ширине волновой впадины. К краям впадины скос потока
уменьшается, что учтено множителем, который при обычных соотношениях
размаха кормового крыла (около 0,8 размаха носового) в системе «тандем»,
по данным эксперимента, равен примерно 0,75. Для крыльев системы «тан-
дем» скос потока на кормовом крыле от волны, образуемой носовым крылом,
можно найти по одной из следующих приближенных формул:
Дат = 0,75
Сг
Frjv-2
2Х
COS
(3.37)
b Fr^ ’
Дат = 0,8---(Fr / + 1) cos nLw ;
V Vl/g 2V Vl/g
В формулах (3.37) абсолютные и относительные геометрические харак-
теристики относятся к носовому крылу. При установке кормового крыла
величины скоса потока и установочного угла складываются.
Сила взаимодействия крыльев в системе «тандем» определяется, как это
легко усмотреть из формулы (3.35), величиной и знаком скоса потока в месте
расположения кормового крыла. При расположении кормового крыла под
подошвой или гребнем волны скос потока Дат = 0 и крылья не взаимодейст-
вуют. Однако кормовое крыло в свою очередь создает систему волн, которые
вместе с волнами от носового крыла приводят к увеличению амплитуды
волны позади СПК теоретически до ZT = Zo У 2, причем волновое сопро-
тивление системы возрастает примерно вдвое.
При расположении кормового крыла от носового на расстоянии, равном
длине волны, волновое сопротивление возрастает в четыре раза. При рас-
стоянии между крыльями, равном половине длины волны, образуемой но-
совым крылом, скос потока оказывается отрицательным, сила взаимодейст-
вия направлена вперед (дополнительная тяга) и амплитуда волн, образуемых
передним и задним крыльями, находится в противофазе. Система волн га-
сится и волновое сопротивление существенно уменьшается.
При малых скоростях СПК расстояние между крыльями системы «тан-
дем» можно подобрать так, чтобы на эксплуатационной скорости реализо-
вать отмеченный эффект. При больших скоростях СПК положительного
эффекта интерференции волн можно не достигнуть. В этом случае систему
неразрезных крыльев «тандем» применять не следует.
14.2.2. Сопротивление выступающих частей и корпуса. К выступающим
частям относятся стойки крыльев, рули, гребные валы, кронштейны, гон-
долы обтекателей. Сопротивление выступающих частей определяют по фор-
муле типа
R=-^-CxS, (3.38)
112
в которой коэффициенты сопротивления и соответствующие площади> рассчи-
тывают отдельно для каждого элемента.
Коэффициент сопротивления стойки крыла и руля
Сх ст — 4~ С* кав 4* Сх бр, (3.39)
где Rs — коэффициент, учитывающий кривизну поверхности, принимае-
мый равным 1,1 для стоек и рулей и 1,2 для кронштейнов.
Сопротивление кавитации клиновидной стойки (руля) при срывном об-
текании
сх кав = (с)2 fl 4-— , (3.40)
8 \ rd /
При плавном обтекании Сх кав = 0. .
Брызговое сопротивление '
С^бР=_У“- (3-41)
4Х
В формулах (3.38) —(3.41) X — смоченное удлинение'стойки (крыла);
Fr Ь — число Фруда по хорде стойки (крыла, кронштейна); S — площадь
боковой проекции стойки (крыла, кронштейна).
Коэффициент сопротивления наклонного валопровода Схгр. в ж 0,2,
а в качестве площади Srp. в принята проекция вала на плоскость шпангоута.
При передаче мощности через угловые редукторы к винтам вертикаль-
ными валами, размещенными в стойках, коэффициент сопротивления нижней
гондолы Схгонд ~ 0,2, а за площадь принята площадь наибольшего сече-
ния лД-4.
При ходе СПК на крыльях корпус не касается воды и испытывает только
воздушное сопротивление
^ВОЗД — Сх ВОЗД - ' Й, (3.42)
где Схвозд= 0,5 4-0,6; рв = 0,125 кгс-с2/м4 (при t= 15° С).
В переходном режиме на корпус действуют статические и динамические
силы. При малой скорости, характеризуемой числом Фруда по водоизмеще-
нию
V
Fr Д =---- -Д 1, (3.43)
гидродинамические силы, возникающие на корпусе и крыльях, малы по
сравнению с гидростатическими. Водоизмещение судна определяют архиме-
довой силой поддержания, а сопротивление — по существующим для водо-
измещающих судов методам с той разницей, что сопротивление выступаю-
щих частей существенно возрастает из-за наличия крыльевого устройства.
Для большинства СПК уже при РгД>2,2 имеет место движение на
крыльях. Сила тяжести судна воспринимается гидродинамическими силами,
возникающими на крыльях.
Промежуточный режим является переходным. При этом режиме хода
D = у (Укор + ^кр) + ^кор + ZKp- (3-44)
Для переходного режима характерно возрастание вместе с ростом ско-
рости силы поддержания крыльев и снижение доли нагрузки, воспринимае-
мой корпусом. В этом режиме сопротивление СПК носит весьма сложный
характер. На практике силу поддержания и сопротивление корпуса опреде-
ляют по экспериментальным диаграммам, построенным по результатам мо-
дельных испытаний корпуса без крыльев, но в условиях переменной нагрузки
113
и «центровки». Такие диаграммы для одного из корпусов глиссирующих су-
дов приведены, например, на рис. 150, 151 и 152 книги И. Т. Егорова и
В. Т. Соколова [10].
Входными параметрами на диаграммах служат:
— коэффициент статической нагрузки
<3-45>
— коэффициент центра давления Ха, представляющий собой отношение
отстояния точки приложения равнодействующей силы поддержания от
транца (20-го теоретического шпангоута) к длине судна. В зависимости от
числа Фруда по ширине корпуса на скуле и указанных входных параметров-
с диаграмм снимают:
— относительное сопротивление корпуса
п
,3'46>
— дифферент ф;
— относительную осадку точки на основной линии при 20-м теоретиче-
ском шпангоуте
22о=-^-. (3.47)
Пользуясь этими графиками, можно решать и обратную задачу. Напри-
мер, при заданной посадке (ф и Z20) и скорости можно найти подъемную силу,
создаваемую на корпусе гидродинамическими силами, и точку приложения
равнодействующей этих сил по длине. Для этого необходимо на вспомога-
тельном графике в координатных осях Ха, С& построить кривые ф = const
и Z20 = const при заданной скорости. В координатах точки пересечения этих
кривых находятся искомые величины.
Решая совместно задачу о силах поддержания на корпусе и крыльях
при различных посадках, можно отыскать условия равновесия вертикаль-
ных сил для фиксированных скоростей и определить общее сопротивление
корпуса и крыльев, вслед за чем легко построить кривую сопротивления
СПК в функции от скорости. При этом следует, однако, помнить, что глисси-
рование днища СПК приводит к скосу потока на кормовом крыле, а носовые
крылья в свою очередь изменяют картину обтекания корпуса. Взаимное
влияние корпуса и крыльев вносит ощутимую погрешность в расчет посадки
и сопротивления СПК в переходном режиме при использовании метода на-
ложения, не учитывающего этого взаимодействия. Поэтому сопротивление
СПК в переходном режиме, как правило, принимается после пересчета с бук-
сируемой или самоходной модели.
При выбранной компоновке крыльевой системы с достаточной для прак-
тики точностью существующими методами расчета можно определить по-
садку и сопротивление движущегося на крыльях судна. Схема такого расчета
приведена в специальном разделе настоящей главы.
§ 15. Учет влияния кавитации несущего крыла
При обтекании крыла жидкостью на профиле нарушается
равномерность скорости потока. Соответственно этому меняется также дав-
ление жидкости на крыло в различных точках. При некоторых условиях ве-
личина местного давления в потоке воды на профиле р достигает величины
давления насыщенных паров ра- Возникает явление вскипания воды — ка-
витация, при которой происходят эрозионные разрушения, срыв потока,
снижение гидродинамического качества.
114
Кавитация развивается постепенно, В начальной (первой) стадии кави-1
тационная каверна не выходит за геометрические размеры профиля и замы-
кается на крыле. Подъемная сила крыла не снижается, но на границе замы-
кания каверны на профиле возможны механические эрозионные разрушения
крыла. Кавитация плавно обтекаемого крыла считается недопустимой. Если
же невозможно избежать возникновения кавитации, заранее создают усло-
вия для развитой второй стадии кавитации, при которой кавитационная зона
замыкается далеко позади профиля (например, суперкавитирующие винты).
Во второй стадии кавитации эрозия отсутствует, но гидродинамические ха-
рактеристики профиля существенно ухудшаются. Кавитация нарушает ав-
томатическую стабилизацию малопогружениых крыльев, поскольку подъем-
ная сила крыла с охваченной кавитацией верхней дужкой при приближении
к поверхности не уменьшается, как у некавитирующего крыла, а, напротив,
растет.
При кавитации крыльев, пересекающих свободную поверхность, воз-
никает срывное обтекание с прорывом воздуха к верхней поверхности крыла
и резким скачкообразным падением подъемной силы. Поэтому для малопо-
гружеиных и пересекающих поверхность крыльев кавитация вообще недо-
пустима. Нежелательна кавитация и для глубокопогруженных крыльев.
Практический интерес представляет предотвращение кавитации плавно
обтекаемых крыльев.
Согласно уравнению Бернулли на глубине h давление
/ pl/2 P^i \
Р = Ра + йТ+1~^--------— I, (3.48)
где V и Vt — скорость потока перед крылом и в рассматриваемой точке со-
ответственно, ра = 10 300 кгс/м2. Давление насыщенного водяного пара
зависит от температуры воды (табл. 3.1).
Таблица 3.1
Зависимость давления насыщенного водяного пара
от температуры воды
t, °C 0 5 10 15 20 25 30 35
Pd, кгс/м2 62 89 125 174 238 323 433 573
Условием подобия при моделировании кавитационных течений является
равенство чисел кавитаций модели и натуры. Число кавитации представляет
собой отношение
х = -?-° ~ Р— , (3.49)
рУ2 V '
2
где ро = ра + hy — статическое давление в жидкости на глубине h.
На кривой распределения давления по профилю имеются точки, в ко-
торых разрежение достигает максимальных величин (минимум давления).
Коэффициент избыточного давления в этих точках выражается отношением
2
115
Кавитация наступает, когда р = рд. В этом случае коэффициент разрежения
Pmin
Pd~P«
pV2
(3.50)
2
Для глубокопогружеииых крыльев сегментного профиля В. М. Лав-
рентьев рекомендует коэффициент разрежения определять по формуле
Pmin == 4,8с + 0,4С2. (3.51)
Рис. 3.25. Кавитационная диаграмма сегментного профиля С = 0,074
Для малопогруженных крыльев может быть использована, формула
В. М. Лаврентьева с поправочным коэффициентом А. М. Ваганова [5], по-
лученным путем аппроксимации экспериментальной кривой для С2 =
= 0,1 ч- 0,3
<? = 0,856 (й)'/8 — 0,076-4- • (3.52)
h
Отсюда
Рты = я (4.8с + 0,4Сг). (3.53)
Для каждого конкретного профиля в зависимости от углов атаки и ско-
рости могут быть построены экспериментальные кавитационные диаграммы
(рис. 3.25). На рисунке заштрихованы области кавитации. Верхняя область
представляет собой кавитацию верхней дужки профиля в районе передней
кромки, возникающую при больших углах атаки, когда поток жидкости об-
текает носик снизу вверх с большой скоростью. Нижней областью ограни-
чена кавитация нижней стороны профиля в районе носовой кромки крыла,
возникающая при отрицательных углах атаки. Слева расположена область
возникновения кавитации на спинке профиля при нулевом и малых углах
атаки, т. е. при «безударном» входе крыла. Правее заштрихованных областей
представлена зона бескавитационного обтекания.
Для большего удобства пользования индивидуальные кавитационные
диаграммы представлены на одной обобщенной диаграмме. На рис. 3.26 при-
ведена обобщенная кавитационная диаграмма для семи профилей. Из диа-
П6
граммы видно, что начало кавитации спинки профиля практически не зави-
сит от формы носика обтекаемого профиля и определяется координатами
-£-=5; -?- = 6. (3.54)
с с
Форма носика профиля оказывает влияние на диапазон безударного входа.
Профиль Вальхнера со скругленным носиком имеет существенно больший
диапазон углов атаки бескавитационного обтекания. Кавитация накладывает
ограничения на скорость судна.
Скорость начала кавитации для крыла может быть определена из уело
вий (3.49) и (3.54) с учетом следующих
1. Разрежение на верхней дужке
профиля, заглубленного на h, изме-
няется пропорционально функции
<р= 1-ехр [-2(й)0’6]. (3.55)
2. Для крыла конечного размаха
из-за неравномерности распределения
циркуляции по размаху наибольшее
местное разрежение происходит при
наибольшей величине коэффициента
подъемной силы. Тогда конечность раз-
маха крыла может быть учтена коэф-
фициентом ц (см. рис. 3.20).
Окончательно для точки с коорди-
натами, найденными по формуле (3.54),
скорость начала кавитации крыла ко-
нечного размаха, движущегося вблизи
поверхности,
v 1/
Г О.брдф.бе
Из формулы (3.56) нетрудно найти
максимально допустимую по условиям
кавитации относительную толщину про-
филя при заданной скорости судна
Рис. 3.26. Обобщенная кавита-
ционная диаграмма
Pa — Pd + yhb
3p,u<pV2
(3.57)
Для ориентировочных оценок пот-
ребной толщины профилей могут быть
I, 2 — сегмент (соответственно с =
= 0,038 5; с = 0,073 5); 3, 4, 5, 6, 7 —
профиль Вальхиера (соответственно
с = 0.037 5; с = 0д0 38 5; с = 0,075;
с = 0,075; с = 0,075)
использованы формула Кру для сегментного профиля
с = ______
2 4
(3.58)
и формула Вальхнера для симметричных профилей
-л С
= — %
8
(3 59)
Скорость бескавитационного обтекания малопогруженных крыльев
больше, чем глубокопогруженных, следовательно, выше бескавитационная
скорость судна. Ее можно повысить также, применив скользящие и стрело-
видные крылья (рис. 3.27).
117
Скорость набегающего потока на стреловидное крыло Vc можно раз-
ложить на перпендикулярную и параллельную размаху крыла составляю-
щие, из которых только первая оказывает влияние на величину подъемной
силы.
Профиль крыла, образуемый сечением плоскостью, параллельной на-
бегающему потоку, принято называть поточным, его хорду обозначают Ьс.
Профиль, получаемый сечением плоскостью, перпендикулярной образующей,
называют нормальным, его хорду обозначают Ьи. Между геометрическими
характеристиками указанных профилей , имеют место соотношения
bH = bc cos %;
сн cos X = Сс’>
/н COS X — fc>
ан cos х = ас:
cos х — с^ос* |
(3.60)
Для случая, когда нормальный профиль скользящего крыла совпадает
с профилем прямого крыла, т. е. b = 6И и углы атаки их равны, производ-
ные коэффициентов подъемной силы скользящего и прямого крыльев на-
ходятся в следующем соотношении:
дСг
да с
дСг
да
cos х-
(3.61)
Это позволяет использовать для расчета подъемной силы крыла формулы
(3.18) и (3.19). В формуле (3.19) производную dCJda заменяют на производ-
ную ----— по формуле (3.61), а0 — на а0 с = a0cos % и Да0 — на Да0 с.
да |с
Скорость начала кавитации скользящего крыла может быть выражена
через соответствующую скорость прямого крыла
УкЛс —
Укй
cos X
(3.62)
118
Если поточный профиль скользящего крыла совпадает с профилем пря-
мого крыла, то относительная толщина нормального профиля увеличивается
и кавитация наступает быстрее. Бескавитационная скорость обтекания сколь-
зящего крыла в этом случае может быть определена по формуле
1 / 2 — cos % + V cos % -ф 6се
УкЛс = УкЛ 1/ . 1/ V I с- (3.63)
' COS X + |/ cos Л 4- 6сс
Для углов скольжения х = 30 ч- 50° и чисел кавитации хс = 0.1 0.4
можно приближенно принять
Уклс = VKh 1 / 1+,3C°-— • (3.64)
V cosx+ЗСс
Рис. 3.28. Зависимость относительного роста скорости бес-
кавитациоиного обтекания от угла скольжения
1 — скользящее крыло: = Ь; 2 -— стреловидное крыло: 6И = Ь,
X = 4, ц = 1: 3 — скользящее крыло: bc = b и с = 0,02; 4 — сколь-
зящее крыло: Ьс = b и сс = 0,06; 5 — стреловидное крыло: Ьн = Ь,
к = 3, г) = 2; 6 — прямое крыло с хордой b (х = 0)
Как видно из формул (3.62) и (3.64), применение скользящих крыльев
позволяет повысить скорость бескавитационного хода СПК.
По сравнению с характером обтекания скользящего крыла характер
обтекания стреловидного крыла более сложен. Здесь проявляется так на-
зываемый «срединный эффект», заключающийся в том, что в центральной
части крыла за счет взаимного влияния правой и левой его ветвей эффект
скольжения существенно ослабевает, а проявляется в полной мере только
лишь на концевых частях стреловидного крыла.
119
Для приближенного определения величины скорости бескавитационного
обтекания стреловидного крыла достаточно большого размаха (Л»>3) реко-
мендуется принимать среднюю величину скорости между прямым и скользя-
щим крыльями. При этом скорость бескавитационного обтекания стреловид-
ного крыла будет уменьшаться с ростом отношения г] = bQlbK и уменьшением
размаха (рис. 3.28).
§ 16. Расчет посадки и сопротивления судна
в крыльевом режиме движения
Применительно к схеме сил, действующих на судно,
движущееся на подводных крыльях (рис. 3.29), уравнения равновесия сил
принимают вид
(3.65)
2 Zi = D + Тд sin (Р — ф) — Р sin (у + ф) — Q cos (у + ф);
2 Xi = Р cos (у + ф) + Тл cos (₽ — ф) — Q sin (у + ф);
2 Zi (Xi 2;ф) + 2 Xj (Х(ф -j- Zi) = D(Xg — ^Ф) + Тц1т — Pip — QIq-
Возникающая ца винте из-за наличия скоса потока сила, направленная
перпендикулярно оси винта,
Q = pn2D*
(3.66)
\ /
где п — частота вращения [винта, об/с; £)в — диаметр винта, м; /С2о — ко-
эффициент момента винта; Хо — относительная поступь винта. В уравне-
ниях (3.65) вследствие малости угла дифферента sin ф и cos ф заменены со-
ответственно ф и 1.
Используя допущения и несложные преобразования, аналогичные пред-
ложенным В. Т. Соколовым [10, § 34], систему (3.65) легко свести к двум
уравнениям в безразмерном виде
2 cziSi 2 Cxi$iKi —
2D
pVa2Si ’
2 CztSi (xi
zi'l’) + 2 Cxisi + Л + ^2) =
2P (xg - ггф)
pV22Sf
(3.67)
120
sin (у + ф) + ? COS (? + ф) — / sin (P — <10 .
cos (у + ф) — q sin (y + Ф) + tcos (₽ — Ф) ’
_______________~l-p 4~ ________________.
cos (у + ф) — q sin (у + ф) + t cos (P — ф)
•-Т- р р
Первое уравнение в системе (3.67) представляет собой уравнение равно-
весия вертикальных сил, а второе — уравнение моментов.
Коэффициенты гидродинамических сил Сг и Сх являются функциями
погружения и угла атаки и для выбранной в первом приближении компо-
новочной схемы судна могут быть выражены через осадку точки основной
линии на кормовом перпендикуляре z20 и угол дифферента ф.
При расчетах применительно к конкретному судну рядом величин, вхо-
дящих в систему (3.67), можно пренебречь. В частности, для СПК с дизель-
ной главной ЭУ, а в ряде случаев и для СПК с ГТУ, реактивной тягой вы-
хлопных газов можно пренебречь, полагая Тд = 0. Если на проектируемом
СПК предполагается применить угловую передачу мощности на винты че-
рез «колонку», то у = 0, а сила, развиваемая движителями, из-за скоса по-
тока, исчезает, т. е. Q = 0.
В результате решения системы (3.67) должны быть определены посадка
СПК (z20 и ф) и его сопротивление при различных скоростях. Аналитическое
решение указанной системы практически невозможно. Она относительно
просто может быть разрешена графическим путем.
Предварительно нужно построить кривые Сг = f (ф, й). Затем для фик-
сированных значений z20 в функции от ф вычислить и графически (рис. 3.30)
построить левые части системы (3.67) — Si = fi (Ф) и 2г = /г (Ф) и правые
ее части, которые на указанных графиках будут представлены прямыми ли-
ниями (на первом графике горизонтальными, а на втором — наклонными).
С верхнего графика на нижний переносится кривая, соответствующая равно-
весию вертикальных сил при фиксированной скорости — кривая 7, пе-
ресечение которой с наклонной прямой, соответствующей той же скорости
Vlt дает совместное решение (точка а) обоих уравнений системы (3.67).
Кривые Cz = f (ф, й) строят раздельно для носового и кормового
крыльев по ранее приведенным формулам, в которых к углу атаки а добав-
ляется также и ходовой дифферент ф. При расчете кривой Cz = f (ф, й) кор-
мового крыла системы «тандем» имеют в виду также то, что выбор установоч-
ного угла атаки крыла произведен с учетом скоса потока от волны, образуе-
мой носовым неразрезным крылом.
В результате решения системы уравнений для нескольких фиксирован-
ных скоростей может быть определена посадка СПК и его сопротивление.
На основании данных такого расчета строят кривую сопротивления СПК,
необходимую для решения уравнения ходкости, выбора мощности ЭУ и оп-
ределения элементов движителей, а также кривую зависимости дифферента
от скорости, необходимую для расчетов прочности.
§ 17. Продольная и поперечная устойчивость СПК
в крыльевом режиме движения
Под устойчивостью СПК понимается способность судна
возвращаться в исходное положение установившегося движения на крыльях
при прекращении действия внешних возмущающих сил.
121
Рис. 3.30. Графическое решение системы уравнений
равновесия
2Д
Р V3 2 sf
р Vs 2 Sj
122
Возмущающие силы в общем случае могут быть сведены к равнодейст-
вующей, приводящей к перемещению судна в горизонтальной и вертикаль-
ной плоскостях, и моменту, приводящему к угловому перемещению судна
в поперечной и продольной плоскостях. В зависимости от времени действия
внешние силы могут вызывать статические и динамические явления.
В начальных стадиях проектирования динамическую устойчивость, как
правило, не исследуют, а относят на последующие этапы эскизного и техни-
ческого проектирования. Вопросы устойчивости в статической постановке
могут быть рассмотрены при выборе крыльевой схемы и элементов крылье-
вого устройства в начальных стадиях проектирования. ,
Ниже рассмотрены продольная и поперечная устойчивость. Попереч-
ная устойчивость по аналогии с водоизмещающими судами в дальнейшем
именуется остойчивостью. Продольная устойчивость движения СПК на
крыльях должна быть обеспечена во всем диапазоне скоростей для судов
на АУПК системой автоматической стабилизации, а для судов на НПК —
конструкцией крыльев.
Для обеспечения продольной статической устойчивости необходимо со-
блюдение следующих условий:
— момент возмущающих сил, действующий в продольной вертикальной
плоскости, должен вызывать восстанавливающий момент при сохранении
подъемной силы крыльев Л4Возм < Л4ВОССт;
— топящая возмущающая сила, приложенная в ЦТ, наряду с увеличе-
нием подъемной силы должна вызывать дифферент на корму.
Основным средством достижения продольной устойчивости движения
СПК является придание носовому крыльевому устройству большой величины
коэффициента жесткости, под которым понимается производная коэффици-
ента стабилизации по погружению.
Коэффициентом стабилизации принято называть функцию
~Z
-^- = F(h, h0, l0), (3.68)
Zo
где Z, h — подъемная сила и погружение крыла при скорости, отличной от
эксплуатационной; Zo, Ло, /0 — подъемная сила, погружение и смоченный
размах крыла при эксплуатационной скорости судна.
Коэффициентом жесткости стабилизации называется функция
На рис. 3.31 приведены зависимости коэффициентов жесткости крыльев
различных схем от погружения. Из рисунка видно, что малопогруженные
крылья обладают большим коэффициентом жесткости при малых погруже-
ниях, в связи с чем СПК, оборудованные такими крыльями, при малых из-
менениях погружения (на малом волнении) имеют жесткий ход, а при отно-
сительных погружениях свыше 0,15 коэффициент жесткости уменьшается
настолько, что крылья мало реагируют на изменения погружения и ход СПК
на повышенном волнении становится более плавным.
Оптимальной считают кривую а, характеризующуюся малой величиной
жесткости на расчетном режиме хода и постепенным возрастанием коэффи-
циента жесткости с погружением крыла. Для выполнения условий продоль-
ной статической устойчивости оптимальная кривая коэффициента жесткости
кормового крыла 6 должна располагаться ниже кривой 5 и не пересекать
ее на всем диапазоне изменения осадок.
Для АУПК соответствующие коэффициенты жесткости крыльев могут
быть заложены в законы управления подъемной силой.
Повышения продольной устойчивости СПК можно добиться следующими
способами: увеличением расстояния между крыльями, увеличением хорды
крыла в верхней его части, пересекающей поверхность, увеличением углов
123
атаки стартовых элементов носового крыла, а также выполнением кормовых
крыльев полностью погруженными, без стартовых элементов.
Остойчивость судна является одним из важнейших качеств, характери-
зующих его мореходность. В качестве меры начальной остойчивости обычно
принимается условная метацентрическая высота
• (3.?0)
У DO
В водоизмещакицем положении поперечная остойчивость судна обеспе.
чена необходимыми размерениями и формой корпуса. На промежуточных
и больших скоростях остойчивость СПК обеспечивают конструктивными
dF
Рис. 3.31. Зависимость коэффициента жесткости от по-
гружения
1 — плоское полностью погруженное крыло (h0 = 0,5; а° = 1°);
2 — малопогруженное плоское крыло; 3 — плоское крыло с на-
клонными стабилизаторами н глубокопогруженными элементами;
4 — плоское крыло с наклонными стабилизаторами; 5 — оптималь-
ная кривая для носового крыла; 6 — оптимальная кривая для
кормового крыла; 7 — глубокопогружениое крыло схемы Шер-
теля — Саксенберга (РТ-50); 8 — V-образиое крыло (0 = 26,5°;
й0 = 0,5)
мерами: изменением углов атаки крыльев (закрылков) для создания восста-
навливающего момента с управлением автоматическими приборами, измене-
нием подъемной силы участков неподвижно укрепленных крыльев за счет
изменения погружения крыльев под поверхность, изменением погруженной
площади крыльев или углов атаки (крутка крыла).
Условная начальная поперечная метацентрическая высота для СПК
с малопогружениыми крыльями на эксплуатационном ходу может быть оце-
нена по формуле Г. А. Гошева [5]
fty=0,2bV/W-(Zg + hM), (3.71)
где функция, учитывающая изменение подъемной силы малспогружеииого
крыла от его заглубления, может быть подсчитана по формуле Б. А. Царева
f (й)= 1-0,5- 10~(й\ (3.72)
124
Для СПК с V-образными и пересекающими поверхность трапециевид-
ными крыльями условная поперечная метацентрическая высота может быть
подсчитана по формуле, рекомендуемой Кодексом [40]:
h — ач^н I Дк^к
У 2 tg рн ' 2 tg рк
(гг + Акл).
(3.73)
Наиболее неблагоприятным для остойчивости режимом является момент
отрыва корпуса от воды, когда исчезают гидродинамические силы поддержа-
ния, возникающие на корпусе при глиссировании судиа, а скорость движе-
ния еще недостаточна для того, чтобы иа крыльях возникли восстанавливаю-
щие моменты необходимой величины.
Рис. 3.32. Схема носового крыльевого устройства для расчета попе-
речной остойчивости СПК
При проектировании СПК должно быть уделено серьезное внимание
его остойчивости в момент отрыва корпуса от воды. Необходимо исключить
возможность срыва крыльевого режима движения СПК в этот момент при
'шквальном ветре, соответствующем заданной мореходности. Для проверки
безопасности плавания в этих условиях необходимо произвести расчет остой-
чивости на больших углах крена при ходе судна иа крыльях. При расчете,
так же как и для водоизмещающего судиа, необходимо соблюдать условие
равновесия вертикальных сил, т. е. равенство водоизмещения и подъемной
силы крыльев. При креновании условно принимается, что судно не испыты-
вает качки и поверхность воды ровная (волнение отсутствует).
В общем виде уравнения равновесия и восстанавливающих моментов
при накренении судна могут быть записаны следующим образом:
2 2; cos (0 — pi) = D;
Af в = 2 Zihi sin pi + 2 Ziyt cos Р; — D (zg Лкл) cos 0.
Для расчета необходимо вычертить схемы крыльевых устройств — но-
сового и кормового (рис. 3.32), пронумеровать участки несущих плоско-
стей. Угол килеватости элемента крыла Pi отсчитывают от горизонтальной
плоскости до крыла. Р>0 при отсчете против часовой стрелки и Р<0 при
отсчете по часовой стрелке. Первое наклонение производят вокруг оси, об-
разуемой пересечением диаметральной плоскости судна с плоскостью ходовой
ватерлинии (вокруг точки 0), проводят вспомогательную ватерлинию ВЛХ.
При решении первого уравнения системы (3.74) для первого наклонения
находят ватерлинию равновесия, относительно которой затем рассчитывают
величину восстанавливающего момента. Определение ватерлинии равновесия
(3-74)
125
может быть разбито на два приближения. В первом приближении для ряда
параллельных ватерлиний, отстоящих на АТ, определяют проекцию подъем-
ной силы крыла на нормаль к ватерлинии наклонения, предположив, что
дифферент судна неизменен. Результаты расчета наносят на вспомогатель-
ный график (рис. 3.33) раздельно для носового и кормового крыльев. По оси
ординат на этом графике откладывают величину
AZ = 2 2i cos (9 — Pf) — aD,
(ЗТ7б>
где а — доля от водоизмещения, воспринимаемая носовым (кормовым) кры-
лом. Пересечение кривых 1 и 2 с осью абсцисс определяет положение равно-
весия — равенство силы поддержания и силы тяжести.
Если точки пересечения кривых 1 и 2 с осью абсцисс совпадут, то эта
общая точка и определит положение ватерлинии равновесия. В общем слу-
чае точки Тг и Т2 не совпадают и рас-
стояние между ними определяет вели-
чину приращения дифферента судна ST.
Изменение угла атаки крыльев
легко найти по формуле jg
Дф = 7’2"'—1 . (3.76)
^•кр
Рис. 3.33. Вспомогательный гра-
фик для решения уравнения рав-
новесия СПК при наклонении
1 — носовое крыло, 2 — кормовое
крыло
Во втором приближении учитывают
влияние измеиеиия угла дифферента
на подъемную силу крыльев и уточ-
няют положение ватерлинии равновесия
Л и т2.
Если разность между ST во втором
и первом приближениях не выходит
за пределы 10% , то можно ограничиться
вторым приближением.
Относительно найденной ватерли-
нии равновесия носового и кормового
крыльев для каждого участка несущей
плоскости находят величину подъем-
ной силы Zi и точку ее приложения на крыле Л, и у£ в координатных осях
у—0—г (см. рис. 3.32).
Если в аналитической или графической форме известна зависимость
коэффициента подъемной силы крыла по размаху, то подъемная сила и мо-
мент ее относительно начала выбранного участка крыла вычисляют интегри-
рованием по формулам
z£ = -P^-bJcz(/)d/;
z о
(3.77)
Положение точки приложения подъемной силы по длине от начала ин-
тегрирования определяют из отношения
h = . (3.78)
Zi
Найденные точки наносят на схему крыльевого устройства (см. рис. 3.32),
и с нее снимают координаты точек приложения сил для решения второго
уравнения системы (3.74). При составлении и решении этого уравнения не-
обходимо помнить, что за положительное принимается направление момента
126
против часовой стрелки. Накренение СПК необходимо производить до входа
в воду корпуса или до образования угла крена, когда Мв = 0, т. е. до срыва
крыльевого режима движения.
По результатам расчета строят графики восстанавливающего момента
или плеч статической остойчивости в функции угла крена для минимально
возможной скорости судна на крыльях и эксплуатационной скорости.
Восстанавливающий момент может быть повышен за счет увеличения
площади стартовых плоскостей, закрылков или пределов изменения углов
отклонения закрылков, уменьшения килеватости пересекающих поверхность
элементов, увеличения установочных углов атаки стартовых плоскостей
в надводной части, введения страхующих элементов и других конструктив-
ных изменений крыльевого устройства.
При статическом накренении не учитывают моменты от сил, возникаю-
щих на стойках, крыльях и рулях при дрейфе под действием бокового ветра.
Рис. 3.34. Схема сил, действующих на СПК при боковом ветре
Обращаясь к рис. 3.34, составим уравнение сил и моментов
/?в = 2 Rct + 2 RKj; |
МКр—2 Rcilct -|- 2 RKjlKj. J
В этой системе уравнений основным для определения поперечной остой-
чивости является второе — уравнение моментов.
Опрокидывающий момент от воздействия ветра иа надводную часть
СПК
Rb^b — SSj/ipj,. (3.80)
где — давление ветра на единицу площади на соответствующей высоте
от уровня ватерлинии.
Поскольку суммарная боковая сила, возникающая на стойках и крыльях,
равна силе давления ветра [первое уравнение системы (3.79)], то, не прибе-
гая к сложным вычислениям боковых сил на элементах подводных крыльев
и плеч этих сил, опрокидывающий момент от силы сопротивления воды пред-
ставим в виде
1
2 Rb^Kp'i
(3.81)
/?в — 2 SiPi,
Окончательно кренящий момент силы давления ветра можно записать
так:
1
Л4Кр = 2SjliPi + g
(3.82)
127
Кренящий момент рассчитывают для каждого наклонения СПК.с учетом
изменения его посадки, площади парусности и плеч.
Задача о динамической устойчивости СПК в поперечной плоскости ввиду
сложности гидродинамики крыльев и недостаточности знаний внешних сил
представляет собой в известной степени проблему, требующую специального
решения.
При нормировании поперечной остойчивости СПК необходимо учитывать
а) в водоизмещающем положении: А
— требования ветровой остойчивости, .
— требования непотопляемости;
б) в крыльевом режиме:
— требования ветровой остойчивости при минимально возможной ско-
рости;
— ограничения по величине ускорений при бортовой качке из условий
обитаемости, по величине крена на циркуляции и требования ветровой остой-
чивости при шквале и эксплуатационной скорости.
Нормирование остойчивости СПК должно исходить из условий обеспе-
чения безопасности судна. Основные рекомендации по нормированию остой-
чивости изложены в Кодексе [40]. Ниже приведены рекомендации, влияю-
щие на выбор главных размерений СПК-
Крен судна при скоплении пассажиров на одном борту не должен пре-
вышать:
— 8° в водоизмещающем режиме и при ходе на крыльях;
— 12° в переходном режиме.
Остойчивость СПК прибрежного плавания в водоизмещающем режиме
должна соответствовать критерию «погоды», т. е. минимальный опрокиды-
вающий момент, определенный с учетом бортовой качки, должен превышать
динамически приложенный кренящий момент от шквального ветра силой
7 баллов по шкале Бофорта.
Остойчивость поврежденного судна должна оставаться положительной
в течение времени, оговоренного в Кодексе. Остойчивость судна проверяется
на испытаниях путем прикладывания ряда кренящих моментов известной
величины с помощью смещенных от диаметральной плоскости балластных
грузов и измерения углов крена на различных скоростях [3, 40].
Безопасность судна должна быть обеспечена и при обледенении. При
этом по согласовании с заказчиком могут быть допущены несколько большие
величины крена от скопления пассажиров на одном борту.
Учитывая, что переходный режим движения является для большинства
СПК эпизодическим, можно несколько снизить требования к остойчивости
судна в момент выхода на крылья и допустить в качестве нормы среднюю
скорость выдерживаемого ветра в пределах заданной мореходности. В слу-
чае шквального ветра необходимо при разгоне курс судна приводить к на-
правлению ветра. Эти ограничения и рекомендации должны быть отражены
в инструкциях по эксплуатации судна.
При эксплуатационной скорости СПК должно выдерживать воздействие
бокового шквального ветра заданной силы при сохранении крыльевого ре-
жима движения, т. е. не касаясь корпусом воды. Кроме того, необходимо
обеспечить достаточную плавность бортовой качки — создать условия оби-
таемости и нормальной эксплуатации установленного на судне оборудова-
ния и устройств. Соответствующие ограничения по угловым и линейным уско-
рениям должны быть оговорены в задании.
Крен на циркуляции для судов с НПК не должен превышать наперед
заданной величины. Если нет указаний, то за предельный крен на циркуля-
ции принимают крен в ±10°. На установившейся циркуляции радиусом
при скорости Кд кренящий момент
Zg + Лкл
D
g
МКр —
(3.83)
128
на циркуляции
Рис. 3.35. Схема, поясняющая по-
рядок расчета остойчивости судов
на АУПК
1,5— наибольший кренящий момент
соответственно при воздействии на
судио шквального ветра заданной бал-
льности и при средней скорости ветра
заданной балльности; 2 — восстанав-
ливающий момент при наибольшем
отклонении закрылков (крыльев) или
аэрации крыльев; 3, 4 — расчетные
точки для выбора органов управления
подъемной силой крыльев
При скольжении судна с креном наружу от центра поворота на стойках
крыльев возникают силы, стремящиеся накренить судно на внешнюю сто-
рону. Восстанавливающий момент на установившейся циркуляции создается
за счет изменения подъемной силы крыльев вследствие накренения, а также
бокового скольжения.
Крылья с прямой V-образностью (₽►>()) и стреловидные при скольже-
нии создают момент, противодействующий крену, а прямые плоские крылья
и крылья с обратной V-образностью (₽<0) —момент, кренящий судно.
В зависимости от скорости и соотношения возникающих на стойках и
крыльях моментов сил судно может крениться как наружу, так и внутрь
циркуляции. В общем случае угол крена
V2
= (3-84)
gRu
где k — конструктивный коэффициент.
В зависимости от соотношения вли-
яния килеватости элементов крыльев,
их стреловидности, а также стоек
крыльев конструктивный коэффициент
по абсолютной величине может прини-
мать различные значения, а по знаку
быть положительным (крен внутрь цир-
куляции) и отрицательным (наружный
крен).
Угол бокового скольжения (дрейфа)
СПК на циркуляции теоретическому
расчету не поддается. В связи с этим
найти угол крена на циркуляции рас-
четным путем практически невозможно
без экспериментального определения на
самоходной модели конструктивного
коэффициента k.
Для судов на АУПК решают об-
ратную задачу. Сначала определяют
внешние силы и моменты, действующие
на судно в различных условиях экс-
плуатации, затем по предельным зна-
чениям их с учетом предъявляемых к
судну требований рассчитывают органы
управления подъемной силой крыльев
и их приводы: площади и углы пере-
кладки закрылков (крыльев), скорости
перекладки, шарнирные моменты и
мощности приводов.
На рис. 3.35 показан порядок определения элементов органов управле-
ния АУПК-В зависимости от соотношения Уэ, Vo, а также положения кри-
вых кренящих моментов (от ветра, центробежных сил на циркуляции, мо-
мента от перекладки руля) положение расчетных точек 3—4 может изме-
ниться. Кривая восстанавливающего момента должна пройти через одну
из указанных точек, оставляя справа от себя другую.
При крайнем положении органов управления подъемной силой коэффи-
циент подъемной силы достигает своего предельного значения, поэтому вос-
станавливающий момент будет пропорционален квадрату скорости.
Разнос элементов изменения подъемной силы крыла определяют по чер-
тежам крыльев. Углы перекладки (расход подаваемого воздуха) находят по
графикам влияния этих параметров на С2. Шарнирные моменты рассчиты-
вают для наибольшей скорости, достижимой при заданном состоянии моря.
5 Заказ № 1856 129
§ 18. Проектирование и расчет движителей
В качестве движителей на СПК в основном применяются
гребные винты и водометные движители. На выбор типа движителя для СПК
оказывает влияние ряд требований, обусловленных назначением СПК и осо-
бенностями его эксплуатации и направленных на получение высокой рента-
бельности судна, обеспечение проходимости на мелководье, снижение гидао-
акустических характеристик судна, преобразование в силу упора больших
агрегатных мощностей главных двигателей и др.
Если в основу выбора типа движителя закладывается требование повы-
шения рентабельности, то за основной критерий принимают величину про-
пульсивного коэффициента. В зависимости от расчетной скорости выгодными
могут оказаться различные движители. При скоростях до 80 км/ч предпоч-
тение можно отдать некавитирующим, а при скоростях 80—150 км/ч — су-
перкавитирующим винтам. При скоростях более 150 км/ч пропульсивные
Рис. 3.36. Зависимость средних величин КПД движителей
различных типов от скорости
1 — гребной винт, работающий в докавитационном режиме; 2 — супер-
кавитнрующнй гребной винт; 3 — водометный движитель; 4 — воз-
душный винт; 5, 6,7,8— водометы СПК «Невка», «Чайка», «Бела-
русь-В», «Буревестник»
характеристики водометных движителей и воздушных винтов оказываются
лучшими по сравнению с характеристиками гребных винтов. Области до-
стижимых пропульсивных коэффициентов различных движителей показаны
на рис. 3.36. Нижняя граница соответствует винтам со скошенным набегаю-
щим потоком и водометам со сложной системой водозабора, а верхняя
винтам, ось вращения которых параллельна набегающему потоку. Этим гра-
фиком можно воспользоваться в первом приближении для выбора типа дви-
жителя и достижимой величины его пропульсивного коэффициента при рас-
четной скорости.
С целью уменьшения осадки СПК могут применяться полупогруженные
винты. В момент преодоления горба сопротивления винты полностью погру-
жены и создают необходимый упор. При движении судна на крыльях часть
диска винта оголяется (до 0,6 диаметра). Упор и КПД винта при этом сни-
жаются, оставаясь достаточными для обеспечения хода СПК (рис. 3.37).
В последнее время наблюдается повышенный интерес к водометным дви-
жителям СПК> вызванный рядом преимуществ водометов перед винтами:
— возможностью применения высокооборотных нереверсивных двига-
телей;
— простотой обеспечения хорошей управляемости судном в режиме хода
на крыльях и в водоизмещающем положении;
— отсутствием выступающих частей;
— уменьшением осадки судна;
130
— лучшей гидродинамической уравновешенностью, уменьшающей виб-
рацию;
— лучшими акустическими характеристиками.
В ряде случаев указанные преимущества могут стать определяющими.
В частности, для быстроходных СПК с большими агрегатными мощностями
главных двигателей может оказаться практически неосуществимой механи-
ческая передача мощности на гребные винты, а применение водометов станет
единственно возможным техническим решением.
Водометный движитель предпочтителен для СПК, эксплуатирующихся
на мелководье, а также для некоторых классов боевых КПК в связи с луч-
шими акустическими характеристиками. Практика эксплуатации отечест-
венных СПК с водометными движителями подтвердила целесообразность их
применения на быстроходных СПК- Из иностранных фирм наибольший ин-
терес к внедрению водометных
движителей на крылатых кораб-
лях проявляет американская
фирма «Боинг».
Воздушные винты, несмотря
на то, что при скорости судна
более 200 км/ч их пропульсивный
коэффициент оказывается наи-
большим, по всей видимости, на
СПК не найдут широкого приме-
нения в связи с тем, что передача
больших мощностей на воздуш-
ные винты невозможна из-за
сложности производства движите-
лей большого диаметра и их раз-
мещения на судне.
Турбореактивные двигатели
в условиях скоростей, характер-
ных для СПК, малоэкономичны,
поэтому они могут использо-
ваться на СПК только в особых
случаях, например, на экспери-
ментальных судах или спортив-
ных катерах.
В расчетах первого прибли-
жения кривая тяги движителя
при постоянной мощности меха-
низмов может быть подсчитана
по формуле
= (3.85)
Рис. 3.37. Характер изменения про-
пульсивного коэффициента полупогру-
женных винтов и сопротивления в зави-
симости от скорости СПК
1,2 — кривая сопротивления соответственно
СПК «Ракета», «Ракета-М» и СПК «Беларусь»;
3 — «Ракета» (полностью погруженный вннт);
4 — «Ракета-М»; 5 — «Беларусь» (точками
отмечены эксплуатационные скорости)
где т = r]j/r] — относительный пропульсивный коэффициент движителя на
промежуточных скоростях V’/V'p.
Зависимость т от скорости для различных типов движителей показана
на рис. 3.38, где видно, что разброс кривых пропульсивного качества различ-
ных движителей не превышает ±10% от среднего значения при V/Vp =
= 0,35 (в районе «горба» сопротивления). С повышением скорости погреш-
ность т уменьшается.
Если принять закон распределения кривых пропульсивного качества
нормальным, то квадратичная ошибка т в наихудшем случае не выйдет за
пределы 6%.
Характер кривой тяги винта при фиксированной мощности зависит от
выбора расчетной скорости. Если винт рассчитывают на наибольшую дости-
жимую скорость, то кривая тяги будет пологой. Запас тяги движителя на
«горбе» сопротивления может оказаться недостаточным для быстрого выхода
5'
131
судна на крылья. В этом случае расчетную скорость несколько уменьшают,
запас тяги на «горбе» возрастает.
Чтобы не терять скорость на крыльях, для СПК целесообразно было бы
создавать движители с поворотными лопастями, фиксируемыми в двух по-
ложениях: при разгоне —• с малым шагом и на крыльях — с большим ша-
гом. Однако при этом усложняется конструкция движителя и снижается
его надежность. ।
Во втором приближении после уточнения расчетным путем сопротивле-
ния судна в режиме хода на крыльях производят подбор элементов и расчет
движителя. Строгих законченных теоретических методов расчета движите-
лей быстроходных судов до сих пор не создано. Методы проектировочного
расчета приближенны.
Рис. 3.38. Зависимость КПД движителя от скорости
А — расчетная точка для движителя; 1 — «Аквастрол» (I вариант вннта);
2 —«Аквастрол» (II вариант винта); 3 — подвесной мотор в 16 л. с. (вннт);
4 — подвесной мотор в 10 л. с. (винт); 5 — гребной вннт экраноплана CAG-3
(зимние испытания) [2]; 6 — проект КПК водоизмещением 550 т (США, водомет)
Наиболее полно и систематизироваино описаны различные типы движи-
телей для СДПП и даны схемы их расчета в монографии «Движители быстро-
ходных судов» [9].
При проектировании судна следует учитывать рекомендации, вытекаю-
щие из опыта проектирования движителей для отечественных судов [9,
10, 11].
Угол наклона гребного вала ие должен превышать 12°, если скос потока
еще мало влияет на КПД винта. Увеличение угла наклона вала до 18—20°
приводит к уменьшению КПД винта на 10—15%. Зона разрежения за на-
клонным валом может способствовать прорыву воздуха на гребной винт, что
приведет к падению упора и КПД, появлению вибрации, эрозии и других
нежелательных явлений. С целью уменьшения опасности прорыва воздуха
к винту последний следует размещать под крылом в зоне повышенного дав-
ления.
132
Для повышения КПД винта толщина лопастей должна быть наимень-
шей (2—3%), а их число должно составлять 3—4. Однако иногда условия
эксплуатации СПК накладывают на эти величины заметные поправки. Пла-
вание в условиях засоренного фарватера требует повышения прочности вин-
тов (утолщения лопастей) и устройства ограждения (защитных «костылей»).
С целью снижения вибрации число лопастей доводят до 5—6 и придают им
саблевидную форму.
Основные рекомендации по проектированию частично погруженных вин-
тов сводятся к следующему:
— режим работы следует выбирать для относительной поступи, равной
или несколько большей поступи, при которой обеспечивается наибольший
КПД винта (при этом условии обеспечивается высокое значение величин
коэффициентов упора и момента);
— дисковое отношение для выбранной поступи нужно принимать таким
же, как и для глубокопогруженного некавитирующего винта;
— число лопастей должно быть наибольшим (до 6);
— относительное погружение не должно быть меньше, чем 0,4 диаметра
винта (в противном случае коэффициент упора и КПД винта снижаются до
неприемлемых величин);
— профиль лопасти следует принять в виде плоско-выпуклого сегмента,
а форму лопасти — саблевидной.
Для винтов, работающих в условиях глубокой стадии кавитации, сле-
дует использовать клиновидные профили с минимально возможной по усло-
виям прочности относительной толщиной. Поскольку эффект решетки для
кавитирующих гребных винтов является определяющим, то необходимо все-
мерно снижать толщину каверны. Для клинового профиля она оказывается
наименьшей по сравнению с сегментным и авиационным профилями. Поэ-
тому КПД суперкавитирующих винтов в широком диапазоне изменения ре-
жимов работы с развитием кавитации не только не падает (как у обычных
винтов), а, напротив, возрастает.
В заключение приведем пример расчета геометрических элементов винта,
наибольшей скорости на тихой воде и запаса тяги на «горбе» сопротивления
для СПК, элементы которого в первом приближении определены в гл. II.
Для этой цели использована методика расчета ходкости судна с угловымя
«колонками» [9, § 13].
Расчет ведется при соблюдении следующих условий:
— выбирая винт, необходимо стремиться обеспечить наибольшую ско-
рость СПК при полном водоизмещении на тихой воде;
— запас тяги следует проверять при полном водоизмещении и волнении
в 4 балла.
Исходные данные:
Полное водоизмещение, т........................... 65,7
Количество гребных винтов Zp .................. 3
Мощность ЭУ z_ X AL, л. с........................ 3X1200
р d
Частота вращения винтов при полной мощности двигателя пт,
об/мин........................................... 1850
Коэффициент полезного действия трансмиссии Т|в.. 0,95
Глубина погружения оси винта м.................. 1,1
Зависимость сопротивления СПК от скорости принимают по расчету
первого приближения:
vs, уз................... 15,5 18,6 21,7. . . 31,0 34,1 37,2 40,3 43,5 46,5
Хтв. тс.................. 7,67 8,14 7,67. . . 5,34 5,54 5,87 6,14 6,54 6,95
Хв, тс................... 7,85 8,39 8,10. . . — — — — — —
Коэффициенты взаимодействия гребных винтов с «колонкой» w = t =
= 0,05; i2 = 1,0.
Для выбора элементов гребных винтов использованы результаты система-
тических модельных испытаний серии СК [9, § 7 ] при дисковом отношении
AIAd= 1,1 и шаговом отношении H/Dp = 1,4. Кривые действия модели
этого винта в свободной воде представлены на рис. 3.39.
133
Рис. 3.39. Кривые действия винта серии СК (Л/Л^ = 1 1*
z=3; H/Dp = 1,4)
1 — и = 1,3; 2 — х = 1,0; 3 — х = 0,8; 4 — х = 0,6; 5 - х=0 4:
6 — х = 0,3
135
Таблица 3.3
Расчет тяги винта на «горбе» сопротивления
У =18.6 уз, V = 9,58 м/с а Р Вариант <
1 2 3
л, об/мин 1300 1 350 1 400
п', об/с 21,7 22,5 23,3
1 Vp 0,698 0,674 0,650'
Хр_ n'Dp
К2 (по графику 3.39) 0,097 0,100 0,102
Т]р то же 0,49 0,47 0,46
2 пр (л')3 К2 899 1 033 1 170
N — """ , л. с. 75 Т]в
в 75 N Р- vp ’"с 3 450 3 800 4210
Тдв = 2р Ре, КГС 10 040 11400 12 640
Рис. 3.40. Графическое представление расчетов винтов: а —расчет скорости;
б — расчет тяги винта на «горбе» сопротивления
1 — оптимальный диаметр винта для эксплуатационной скорости; 2 — оптимальный
диаметр винта для максимальной скорости; 3 — тяга винта при полной мощности механиз-
мов; 4 — кривая сопротивления СПК; 5 — тяга винта при эксплуатационной мощности
механизмов; 6 — мощность, которую может развить винт, выбранный для эксплуата-
ционнцй скорости; 7 — мощность, которую может развить винт, выбранный из условия
обеспечения наибольшей скорости; 8 — внешняя ограничительная двигателя; 9 — тяга
винта 7; 10 — тяга вннта 6
136
Расчет диаметра и полезной тяги винта произведен в табл. 3.2, а расчет
тяги выбранного винта на «горбе» сопротивления — в табл. 3.3
На основе этих расчетов построены графики (рис. 3.40). На рис. 3.40, а
приведены зависимости тяги винтов и сопротивления СПК от скорости. Во
втором приближении уточнена скорость полного хода СПК, составляющая
47,7 уз (43,6 уз по расчетам в первом приближении).
Если элементы гребного винта выбрать из условий обеспечения наиболь-
шей экономической скорости, то оптимальный диаметр винта при использо-
вании той же модели (Л/Л</= 1,1 и //лОр = 1,4) возрастает с 0,632 до
0,642 м. Скорость эксплуатационного хода повысится до 40,8 уз (38,8 уз по
расчетам в первом приближении).
Запас мощности на «горбе» сопротивления в первом случае (выбор винта
на полный ход) составит 30% (на волнении), а во втором случае (выбор винта
на эксплуатационный ход) — 42% (рис. 3.40, б).
§ 19. Мореходность СПК
Под мореходностью судна понимают совокупность
свойств, определяющих его поведение на волнении. Мореходность СПК в зна-
чительной степени определяется качкой, приводящей к снижению эксплуата-
ционных качеств при движении на волнении. Качка вызывает:
— потерю скорости вследствие возрастания гидродинамического сопро-
тивления крыльев, замывания корпуса, повышения брызгообразования;
— перегрузки, возникающие на крыльях в результате изменения их
подъемной силы из-за скоса потока и на корпусе при ударах его о вершины
волн;
— опасность возникновения недопустимых напряжений в связях кор-
пуса и крыльев;
— снижение долговечности крыльевых устройств и корпусных конструк-
ций по условиям усталостной прочности;
— ухудшение обитаемости судна и условий использования его по основ-
ному назначению;
— срыв крыльевого режима при резком снижении подъемной силы но-
сового кр ыла вследствие скоса потока и кавитации;
— перегрузку двигателей в результате флюктуации скорости судна.
В силу случайности возникновения морского волнения и вызываемых
«го воздействием на судно процессов (изменение гидродинамических сил на
крыльях, напряжения в связях корпуса н крыльев, качки и т. д.) их изучение
и количественная оценка должны проводиться вероятностными методами.
Исследуя качку СПК на нерегулярном волнении, изучают статистиче-
ские, корреляционные и спектральные характеристики различных видов
качки в их взаимной связи.
Физические свойства процессов качки, определяемые распределением
энергии колебаний по частотам, характеризуются энергетическими спек-
трами качки.
В основу расчетов спектральной плотности качки СПК положена теорема
Хинчина о корреляции входного и выходного случайных процессов с линей-
иым звеном — преобразователем
SK (со) = [Фв. к (со)]2 SE (со), (3.86)
где SK (со) — спектральная плотность качки СПК'(продольная, вертикальная ,
бортовая); Фв. к (со) —передаточная функция, представляющая собой ам-
плитудно-частотную характеристику соответствующего вида качки—ди-
намическую реакцию судна на единичное гармоническое воздействие;
-SE (со) —• спектральная плотность волнения.
При пользовании формулой (3.86) нужно иметь в виду, что амплитудно-
частотные характеристики судна определяются в системе координат, свя-
137
Таблица 3.4
Характеристики волнения и ветра
Море (шкала ГУГМС-53) Периоды волн, с 1-2 2—3 3—4 4-5 5—6,5 | 6,5—8,5 01—S‘8 I | 10—12 f 1
Длина волны, м О 1—2,5 2,5-7,5 7,5—14 14—26 26—58 | 58-115 | 115—190 | 190—270 о СЧ , Л\ '
Высота вол- ны 3%-ной обеспечен- ности, м О 0,10—0,25 0,25—0,75 0,75—1,25 1 1,25—2,0 2,0—3,5 | 3,5—6,0 | 6,0—8,5 | 8,5—11,0 О Л\ |
Баллы О III IV > > ПЛ | | VIII 1 IX
Наименьшая длитель- ность ветра, ч 0,5—1,2 1,2—3,1 ю со со 3,5—5,5 5,5—9 | 9—12 | 12—23 | 23—35 ю со л\
Наименьший разгон воли, мнлн 5—7,5 7,5—14 14—20 20—30 30—55 | 26,8 1 18,8 | 58,4 | 55—125 | 125—230 | 230—330 8 СО л\
Ветер (шкала Бофорта) 1 Давление, кгс/м3 | при шквале 0,1 00 о 3,1 ю 15,0 | 7,5—9,8 , 17,8 | 7,8 | 25,7 | 9,9—12,4 | 22,2 | 12,5 | 40,0 | 15,3—18,2 | 31,6 | 27,0 | 81,3 | 18,3—21,5 I 36,7 | 37,5 | 109,7 I 42,0 | 51,1 | 143,5 | 25,2—29,0 | 47,5 | 68,4 | 183,5 " 12 | ^29,0 53,0 | 89,5 229,0
среднее 0,2 О о 2,2 4,5
Скорость ветра, м/с | прн шквале о 3,2 6,2 9,6 13,6
средняя ьО “Г о 0,6—1,7 СО со 1 00 .3,4—5,2 5,3-7,4 12,5—15,2 | 21,6—25,1
Баллы о —< сч СО 1Л <о S'- 00 О О
занной с судном, и являются функциями кажущейся частоты. Поэтому спек-
тральная плотность волнения должна быть преобразована в функцию ка-
жущейся частоты по формулам
SB(<o) = SB(<o„)-^2- ;
du>
to. + Г'!- <3 87>
do \ g ]
где SB (ми) —спектральная плотность волнения в неподвижной относительно
земли системе координат; V — скорость судна; <р — КУ к волне.
Причиной волнообразования является ветер. Высота волны, ее размеры
зависят от скорости ветра Vlt длины разгона волны и продолжительности
действия ветра Т.
Для оценки силы ветра и степени волнения существуют соответствующие
шкалы. В табл. 3.4 приведена характеристика ветра по шкале Бофорта и со-
стояние моря по шкале Главного управления гидрометеорологической службы
1953 г. (ГУГМС-53). Эти шкалы (удовлетворены требования к длине разгона
и времени действия ветра на глубокой воде) графически представлены на
диаграмме (рис. 3.41). Кинематические характеристики волнения могут быть
определены по приведенным ниже формулам.
Длина волны'
— по шкале ГУГМС-53
Хв = ЮЛв при /гв 1 м; )
, 1 за 1 (3.88)
Хв = 10/iB38 при /iB> l м, J
где hB — высота волны 3%-ной обеспеченности;
— по Регистру СССР
XB = 2,44(ftB+1)2; (3.89)
— по формуле ЦКБ по СПК
Хв = 701п(1 — 0,15йв); (3.90)
— по формуле Л. Ф. Титова (31]
Ч = —^1₽В. (З-91)
g
где Vj — скорость ветра иа высоте 6 м над уровнем моря; 0В = ов/vB —
скорость волны.
Высота волны'.
— по формуле Л. Ф. Титова
hB =0,015Vfp’’5; (3.92)
— по шкале ГУГМС-53
йв = 0,1Хв при Хв<Ю м; 1
hB = 0,22Х°в’715 при Кв > 10 м; | (3‘93)
— по формуле Циммермана
Лв = 0,17^‘. (3.94)
139
138
Период волны:
— согласно теории волн
т= — Хв ;
S
(3.95)
по формуле Л. Ф. Титова
Средняя скорость Ветра по шкале Борорта
_ 2Я I/ о. .
т — — ViPb»
Рис. 3.41. Диаграмма силы ветра и степени волнения, согласованная
с энергетическим спектром Пирсона—Московица (цифрами обозначены
баллы)
(3.96}
— по формуле Ю. А. Нецветаева [7 ]
т = (3,1 — 3,3)
— по шкале^ГУГМС-бЗ
. т = 2,5/1в3;
(3.97)
(3.98)
140
— по В. Фердинанду и Г. Е. Саундерсу [31 ]
т = 3,61й®’4.
(3.99)
Частота волны'.
— по теории волн
2л
юи = —
т
(3.100)
Скорость перемещения профиля волны:
— по теории волн
»в =
’•-К»пр"
vB=V^gH при
(3.101)
где Н — глубина акватории;
— по формуле Л. Н. Сретенского
(3.102)
Наибольший угол волнового склона:
— по формуле . - - -
_ nhB
max ,
Лв
(3.103)
Полную энергию волны на единицу ее поверхности [31 ] рассчитывают
по формуле
Е (3.104)
8
Крутизна волны 6В = йвАв по Л. Ф. Титову
бв =0,023р~°'5. (3.105)
Энергетический спектр волнения (или спектральная плотность), являю-
щийся основной характеристикой волнового процесса, представляет собой
плотность распределения дисперсий амплитуд волнения по частотам Непре-
рывного спектра.
Большинство применяемых в настоящее время спектров волнения осно-
вано на известной формуле Барлинга, имеющей вид
5в (“и)=Л<йиаехр(-'В“„6).
(3.106)
141
где коэффициенты А, В и показатели степени а, в зависят от волнообразую-
щих факторов. Так, представив волнение зависящим только от скорости
______________________________________________________- Л СТ \*
ветра, Нейман предложил спектр, в котором 4 = 2,4 м2с °; В—21—1 ;
\ Vi /
а = 6; b — 2.
Известны и другие спектры (Ролла—Фишера, Дербишайра, Бергшнай-
дера и др.), связывающие параметры волнения только со скоростью ветра.
В действительности же интенсивность волнения и его спектр зависят не
только от скорости ветра, но и от характеристик акватории (профиль дна,
глубина, близость берегов как отражателей волн и др.). Реальное морское
волнение отличается от ранее широко применявшегося для описания волно-
вого процесса закона распределения Рэлея.
Многочисленными исследованиями установлено, что ординаты волн
распределены по нормальному закону. Закон же распределения высот волн
зависит от вида процесса, т. е. от характера волнения, а именно: наличия
или отсутствия вторичных наслоений волн более высоких частот на основную
систему волн. Это отражается на ширине спектра
" оо ’ 2 \ */а
J “и5в (“и) <4
.0 J
оо
£>в Г 0>и5в (®и) d<BH
о J п в \ п J И
о
(3.107)
где SB (сои) — спектральнаи плотность волнении; <ои — частота; DB — дис-
персия процесса.
Существуют другие способы определения ширины спектра.
Если известно относительное число вторичных экстремумов воли г, то
в = ]Л —(1 —2г)2. (3.108)
Из спектра Неймана несложно найти зависимость ширины спектра от
скорости ветра
й2
"ср
0,565л (Vt/g)6-
(3.109)
Ширина спектра заключена в пределах 0<«е<«1.
Если волновой процесс обладает достаточно узким спектром (е <Д0,4),
то число вторичных волн мало. Форма волн мало отличается от синусоиды.
В этом конкретном случае закон распределения ординат огибающей
амплитуд волнового процесса не противоречит закону Рэлея.
Применительно к случайному процессу морского волнения вместо ам-
плитуд рассматривают высоты волн, т. е. ординаты между соседними гребнем
и подошвой h.
Распределение Рэлеи дли высот волн характеризуется плотностью ве-
роятности
/(Л) =
. ft
-----ехр
4£>в
Л2
8ОВ
(3.110)
Связь между дисперсией волновых ординат DB и высотой волны 3%-ной
обеспеченвости выражается зависимостью
(3.111)
142
В статистическом отношении более устойчивой является средняя высота
волны, характеризующейся 50%-ной обеспеченностью и находящейся с вы-
сотой волны 3%-ной обеспеченности в соотношении
ftB = zn/icp. (3.112)
Изучение океанских волн [6, 30] показывает, что в ряде случаев эти
процессы обладают достаточно широким спектром е = 0,46 -г- 0,83. Форма
волны существенно отличается от синусоиды. В пределах ее длины может
быть несколько экстремумов. Такой процесс подчиняется закону распреде-
ления Райса.
Для закона распределения Райса А. Г. Степанов [30] предложил опре-
делить дисперсию волновых ординат по формуле
которой и следует пользоваться
при е>0,4.
Переход от средней высоты
волны к высоте волны 3%-ной
обеспеченности можно осущест-
вить по формуле (3.112), в кото-
рой коэффициент т снят с гра-
фика 3.42.
На основании
тальных данных о
пределения высот волн Ю. А. Не-
цветаев [7] рекомендует прини-
мать т = 2,6, что соответствует
ширине спектра е = 0,68.
Для окончательного сужде-
ния о характере волнения в рай-
онах предполагаемой эксплуата-
ции СПК требуются дополни-
тельные исследования, которые
заключаются в систематической
записи процесса волнения и ста-
тистической обработке этих запи-
сей. Для стационарных условий
испытаний среднее значение и
эксперимен-
законах рас-
Рис. 3.42. Зависимость коэффициента т
от ширины спектра
1 — распределение Райса; 2 — распределение
Рэлея
дисперсии процесса волнения не зависит от времени и на основании эрго-
дической теоремы могут быть определены по типичным реализациям процесса
за времи Т
hep — 4-f hWdf,
‘ о
= у f h.2(t)dt-h2cp.
(3.114)
Яв
При'статистической обработке нетрудно установить относительное число
вторичных экстремумов волн г и по формуле (3.108) найти ширину спектра е.
Корреляционную функцию дли высот волн определяют по формуле
Kft (т) = - [h (t) - Лер] -[Л (/ + т) - ЛСР] dt, (3.115)
Г —т
где т — временной сдвиг. Расчет по этой формуле требует трудоемких вы-
числений и практически невыполним без использования ЭВМ или коррело-
графов.
143
Можно использовать экспоненциально косинусную аппроксимацию для
получения корреляционной функции ч
Kh (т) = 1 т । cos со итт, (3.116)
где частота, отвечающая максимуму спектра,
<оит=1,44(йв)0’4 (3.117)
и показатель а = 0,21 ии т.
По корреляционной функции с помощью косинус-преобразования Фурье
может быть определена спектральная плотность волнового процесса, харак-
терного для изучаемого морского театра,
2 00
5в («%) = ( (х> C0S ®иТЛ.
Л
(3.118)
Этот способ с использованием уравнения (3.116) позволил Н. Н. Рахманину
и Г. А. Фирсову получить спектр
$в (сои) = 0,279
, , \2
—1,91 4-1,09
\®ит/ \®ит/
(3.119)
которым следует пользоваться только в зоне умеренных частот [31 ].
Среднегодовая обеспеченность волновых режимов в прибрежных мор-
ских и океанских районах для ориентации при составлении задания на море-
ходные качества судна приведена на рис. 3.43.
При задании и окончательном выборе мореходности СПК следует учи-
тывать, что на их рентабельность оказывают влияние простои по штормо-
вым условиям, стоимость постройки и эксплуатации (капиталовложения),
которые повышаются при ужесточении требований к мореходности, а также
изменение спроса на пассажирские перевозки.
Предельно возможные сборы (поступления) пропорциональны числу
мест (грузоподъемности) и времени эксплуатации. Время эксплуатации в
свою очередь пропорционально среднегодовой обеспеченности высот волн
на морском театре.
Изменение спроса на пассажирские перевозки, влияющее на величину
коэффициента использования пассажировместимости, обусловлено существо-
ванием физиологических порогов ощущения ускорений, вызываемых качкой,
за которыми у человека начинают развиваться и прогрессировать симптомы
морской болезни. Отмечено, что морская болезнь особенно интенсивно раз-
вивается при вертикальных ускорениях более 1,5 м/с2 и вращательных —
более 3°/с2. Величина допустимых вертикальных ускорений зависит от ча-
стоты их появления и длительности воздействия. При непрерывном длитель-
ном действии допустимыми для пассажирских СПК считаются ускорения,
не выходящие за пределы зоны комфорта (рис. 3.44). Для личного состава
военных кораблей, а также и для пассажиров при длительности рейса менее
20—30 мин, допускаются ускорения, не выходящие на пределы зоны 2. Го-
ризонтальные ускорения допускаются вдвое меньшими. При 3%-ной обес-
печенности ударов допускаются ускорения на порядок большие.
Исследования статистических, корреляционных и спектральных харак-
теристик процессов качки судна на НПК [Ю] при умеренном волнении
(3—5 баллов) привели к следующим выводам.
1. Процессы качки СПК имеют относительно широкий спектр
(0,4<«е<30,9), в связи с чем к этим процессам закон Рэлея неприменим.
2. На ширину спектра качки СПК оказывает влияние скорость судна
и направление его движения относительно волны. Тенденции изменения па-
раметра е показаны на рис. 3.45. Пределы отклонений е от показанных иа
рис. 3.45 заключены в интервале е ± 0.1.
Выявленные тенденции изменения ширины спектра могут быть исполь-
зованы для расчета соотношений между следующими характеристиками:
144
100
ОВеопеченность,
Высота Волны, м
Рис. 3.43. Среднегодовая обеспеченность высот волн в морях, омы-
вающих берега СССР
1 — Черное; 2 — Балтийское; 3 — Японское; 4 — Охотское; 5 — Баренцево;
6 северо-западная часть Тихого океана; 7 — Северная Атлантика
(1—IX — баллы)
Рис. 3.44. Физиологические пороги ощущения вертикальных
перегрузок
i — зона недопустимых перегрузок; 2 — зона допустимых ускорений для
КПК; 3 — зона комфорта для пассажирских СПК при рейсе продолжи-
тельностью не более I ч; 4 — зона комфорта при неограниченном
времени рейса
145
— средними размахамй и дисперсией (формула А. Г. Степановых
-4®= = К2л(1 — е2); (3.120)
Vdb
— максимальными и средними размахамй (формула А. И. Вознесенского)
—- 2 f /2 In N V1 - е2 + r °’577 , (3.121)
Лер ]/2л(1—е2) у ]/21п JVKl—е2/
где N — объем статистической выборки (количество размахов).
3. Время корреляции тк, в течение которого корреляционная функция
затухает, заключено в пределах 3—20 с (для обычных судов 20—60 с).
4. Для расчета перемещений, скоростей и ускорений СПК необходимо
вычислять статистические характеристики взаимной связи — взаимные кор-
реляционные функции и взаимные спектральные плотности
Рис. 3.45. Зависимость ширины
спектра качки СПК от скорости
и КУ к бегу волн
1 — Fr Д = 2,0; 2 — Fr Д = 2,5;
3 — Fr Д = 3,0; 4 — Fr Д = 3,5;
5 — Fr Д = 4,0
6. Процессы килевой качки и
Кху (т) = —5— [ х (0 у (i -f- т) dt;
Т — х Jo
$ху (®) = — +f° КХу (т) dx.
« Joo
(3.122)
5. Максимальные значения коэф-
фициентов корреляции бортовой и ки-
левой качки на встречном и попутном
волнении не превышает
к0ф(°)1 ~ 0,05-4-0,10. (3.123
Это дает основание в случае движения
СПК на встречном и попутном волне-
нии считать процессы бортовой и киле-
вой качки независимыми.
При движении СПК косыми кур-
сами к волне
|г9ф(0)| «0,3-0,5, (3.124)
т. е. в этом случае бортовая и килевая
качка коррелированы.
нормальных ускорений при всех направ-
лениях движения имеют достаточно высокую степень связанности
гфг (т) | = 0,5-т- 0,7;
| ГфЗ (0) | = 0,2“ 0,5.
Амплитудно-частотные характеристики по килевой и вертикальной качке
определяют по формулам [10]
(3.125)
Фвг(<») =
^1
(3.126)
. ,2 й"
+ 4мг --
пг _
146
где Аг и А 2 — коэффициенты возмущающих сил и моментов; Яф и nz — ча-
стоты собственных колебаний; рф и цг — относительные коэффициенты со-
противления.
Приближенный метод практического расчета амплитудно-частотных ха-
рактеристик изложен в специальной литературе, например в работе [10, § 41J.
Рис. 3.46. Зависимость вертикальных ускорений z/g в ЦТ
от высоты волны
/ — СПК на АУПК1 I — «Сифлайт Н57»; 2 — «Долфнн» (по раз-
личным источникам); 3 — «Хай Пойнт»; 4 — «Тукумкэри»; 5 —
«Пегасус»; 6 — Р-420 «Суордфиш»; 7— проект КПК фирмы «Боинг»,
Mod. 923 —12А; 8 — «Флиппер»; 9 — РТ-150ДС
II — СПК без стабилизации: 10 —«Денисон» (по различным источ-
никам); 11 — РТ-50; 12 — РТ-20; 13 — «Бра Д’Ор»; 14 — «Метеор»
III — глиссирующие суда
Характерные для построенных СПК вертикальные перегрузки в ЦТ при
волнах 3%-иой обеспеченности показаны на рис. 3.46, из которого видно,
нто приемлемые ускорения для пассажирских судов на НПК могут быть
обеспечены при относительной высоте волны до hB : О1|/3 = 0,4, а для СПК
на АУПК эти пределы расширяются до hB : О1^3 == 0,7.
147
Вертикальные перегрузки с ростом высоты волны возрастают осЬбенно
р зко при замывании корпуса вершинами волн (рис. 3.47).
Существенное влияние на величину вертикальных перегрузок оказы-
вает соотношение между длиной волны и расстоянием между крыльями
(рис. 3.48). Максимальных величин перегрузки в ЦТ достигают при XB/LKp —
= 1; 0,5; 0,25 . . . , т. е. когда на длине LKp укладывается кратное количе-
ство волн, а возникающие на крыльях дополнительные силы находятся в од-
ной фазе и имеют одинаковое направление.
Для снижения вертикальных ускорений необходимо высоту стоек
крыльев выбирать из расчета исключения замывания корпуса волнами, а
расстояние между крыльями принимать равным примерно 0,75 наибольшей
длины заданной волны. Последняя рекомендация не является обязательной
для судиа на АУПК-
Рис. 3.47. График вертикальных
ускорений zig в зависимости от вы-
соты волны при ходе на крыльих
(СПК «Долфин»)
1 — ход в разрез волны; 2 — ход лагом
к волне; 3 — при 45 — 50 уз (по другим
источникам); А — зона замывания кор-
пуса волной
Рис. 3.48. Влияние длины волны на
вертикальные ускорения по исследо-
ваниям фирмы «Супрамар» для судна
PT-50 (LKp = 20 м, V = 46 уз,
волна регулярная)
1 — вертикальные ускорения; 2 — высота
волны; 3 — наибольшее ускорение при
длине волны 20 м
Радикальным образом уменьшить вредное влияние на СПК последствий
качки можно путем создания судна на полностью погруженных АУПК- При
наличии надежных сведений о состоянии моря в непосредственной близости
от несущих элементов задача создания иа крыльях сил, компенсирующих
силы возмущения, технически, разрешима. Трудность заключается в отсутст-
вии надежных датчиков, которые смогли бы воссоздать поле скоростей и дав-
лений в районе крыльев, а также невозможности создания безынерционных
органов управления. Кроме того, для компенсации возмущений на реальном
волнении необходимо секционирование органов управления подъемной си-
лой по размаху крыла с выработкой для каждой секции своего закона. Это
значительно усложняет задачу стабилизации и в нужной мере не выпол-
няется на практике. Поэтому суда на АУПК также испытывают качку на
волнении, хотя и значительно меньшую. Кроме того, система АУПК услож-
няет проектирование судна и удорожает его стоимость. В настоящее время
теория общей стабилизации СПК еще недостаточно полно разработана.
В результате качки СПК повышается его сопротивление. Для судиа
с НПК в первом приближении прирост сопротивления может быть определен
по эмпирической зависимости, выведенной на основе обработки статистиче-
ского материала (рис. 3.49).
148
Рнс. 3.49. Зависимость прираще-
ния сопротивления на волнении
от скорости судна
1 — модели СПК; 2 — в переходном
режиме, формула (3.127); 3 — «Бра
Д’Ор»; 4 — «Ракета»; 5 — РТ-20; 6 —
VS-8; 7 — «Стрела»; 8 — «Метеор»;
9 — в крыльевом режиме, формула
(3.128)
ЛР
Рис. 3.50. Характер падения скорости морских СПК,
СВП и водоизмещающих судов от высоты волны
I — суда с АУПК: 1 — «Долфин»; 2 — «Тайфун»; 5' — РТ-50
с системой воздушной стабилизации; // — суда с НПК*. 3 —
РТ-20; 4 — «Стрела»; 5 — РТ-50; 6 — «Бра Д’Ор»; 7 — «Дени-
сон»; 8 — VS-8; /// — СВП с гибкими ограждениями: 1 — SR
№2; 2 — SR № 3; 3 — SR № 4; 4 — SR № 5; 5 — SR № 6;
6 — ВН-7; 7 — ВН-8; 8 — НМ-2; 9 — VT-1; 10 — SKMR-1
(с ГО-1, 2 м); 10' — SK-5; 12 — SK-6; 13 — SK-9; 14 — SK-10;
IV — коммерческие суда водоизмещением 10 000—20 000 т
В переходном режиме
&R_ = J 2 /И’ ftB
R ' \VJ h^'
В крыльевом режиме
bR
R
(3.127)
(3.128)
Среднеквадратичная погрешность определения AR/R по формулам
(3.127) и (3.128) с вероятностью 0,95 находится в пределах о = 18,5 ± 4,3% .
Для судов на АУПК прирост сопротивления примерно в три раза меньше.
Повышение сопротивления СПК на волнении относительно невелико,
в связи с чем потери скорости СПК в штормовых условиях в сравнении с су-
дами других типов существенно меньше, что может быть проиллюстрировано
рис. 3.50.
§ 20. Маневренные качества СПК
Термин «маневренные качества» объединяет два незави-
симых понятия: управляемость судна и его реверсивные качества.
Под управляемостью СПК понимается его способность двигаться по за-
данной судоводителем траектории. Управляемость включает в себя два свой-
ства: устойчивость на курсе и поворотливость. При движении судна на цир-
куляции все его точки движутся по криволинейным траекториям. Углы
дрейфа по длине судна изменяются. На циркуляции вследствие дрейфа на
стойках и крыльях возникают гидродинамические силы, приводящие к по-
явлению крена.
В общем случае угол крена на циркуляции
V2
6„= X— > (3.129)
gRu
где k — конструктивный коэффициент.
В зависимости от соотношения влияния килеватости элементов крыльев,
их стреловидности и стоек крыльев конструктивный коэффициент по абсо-
лютной величине может принимать различные значения, а по знаку быть
положительным (крен внутрь циркуляции) и отрицательным (наружный крен).
В частности, для СПК со стреловидными крыльями ££>0, для СПК
с крыльями других форм £<J0. Конструктивный коэффициент k расчетным
путем определить практически невозможно. Он определяется на самоходной
модели.
Система АУПК позволяет осуществить координированный поворот на
циркуляции, при котором равнодействующая силы тяжести и центробежной
силы на циркуляции остается в диаметральной плоскости судна. Диаметр
циркуляции при координированном развороте заметно уменьшается.
Исследованиями установлено, что центр приведения боковых сил, воз-
никающих на крыльях и стойках при циркуляции СПК> всегда лежит ближе
к корме от ЦТ судна. При кормовой «центровке» СПК расположение рулей
на кормовых стойках с точки зрения гидродинамики нерационально. Если
обратиться к схеме сил, действующих на циркуляции на носовой и кормовой
рули (рис. 3.51), то нетрудно заметить, что при расположении руля в носу
боковая сила и плечо ее действия больше, чем боковая сила и плечо кормо-
вого руля. Сопротивление же носового руля движению судна заметно меньше,
чем кормового. Для обеспечения лучшей поворотливости СПК рули поворота
целесообразно размещать в носу. Для этой цели наиболее удобна схема «утка»
с поворотной носовой стойкой — рулем.
150
Упрощенных способов расчета поворотливости СПК пока нет. Сущест-
вующие способы громоздки в связи со сложностью учета сил, действующих
на элементы крыльевого устройства при циркуляции и дрейфе судна и при
наличии крена.
Реверс СПК включает в себя два свойства — разгон и торможение, ко-
торое характеризуется временем и пройденным путем. При этом торможение
может осуществляться со свободно вращающимися и заторможенными вин-
тами.
Рис. 3.51. Схемы сил, действующих на рули при циркуля-
ции СПК
Используя кривые сопротивления СПК и тяги винтов, путем численного
интегрирования можно приближенно определить время, а также путь раз-
гона и торможения по формулам
, D C dV
tp------
s
(3.130)
T— R
v,
v,
(3.131)
V,
V,
„ D Г VdV
(3.132)
T — R
у,
St = CvdVt
s J К
(3.133)
v,
где tp, tT — соответственно время разгона и торможения; Sp, ST — путь
разгона и торможения соответственно.
Верхний и нижний пределы интегрирования выбирают исходя из по-
ставленной задачи. В качестве минимальной границы интегрирования для
расчета времени и пути разгона принимают нулевую скорость. Верхняя гра-
ница не должна доходить до скорости, при которой подынтегральное выра-
жение превращается в бесконечность. По той же причине при расчете времени
и пути торможения минимальная скорость не должна доводиться до нуля.
Сопротивление вращающегося или застопоренного винта при расчете
торможения включается в функцию R. Время разгона и торможения СПК
не должно превышать 2 мин [40].
151
Глава IV. ОСОБЕННОСТИ
ч
ПРОЕКТИРОВАНИЯ КОРПУСА
§ 21. Разработка теоретического чертежа
Общие принципы выбора формы обводов СПК опреде-
ляются следующими условиями:
— минимальным сопротивлением в переходном режиме;
— наименьшей силой удара волны в корпус;
— удовлетворительной мореходностью при плавании в водоизмещаю-
щем режиме.
Переходный режим является самым неблагоприятным для судна из-за
сильно развитого волнообразования, наблюдаемого при относительной ско-
рости Fr А = 1,7 4- 2,2, характерной для выхода СПК на крылья. Образо-
вавшаяся волна сопутствует движущемуся судну, создавая неблагоприятные
условия для выхода на крыло за счет подсоса днища, а также снижения
подъемной силы на крыльях вследствие неблагоприятного скоса потока.
Для уменьшения этих вредных явлений подводной части корпуса придают
специфическую форму.
В переходном режиме гидродинамические силы, возникающие на кор-
пусе, уже значительны, что однозначно требует придания корпусу остроску-
лых образований с плоскокилеватым днищем.
На относительное сопротивление в переходном режиме оказывает влия-
ние ряд характеристик, главнейшими из которых являются коэффициент
нагрузки, угол ходового дифферента, удлинение смоченной поверхности.
Коэффициент нагрузки
Сд = —
уВ3
(4.1)
Изучение влияния скорости на Сд позволило установить связь между опти-
мальным значением коэффициента нагрузки Сд и относительной скоростью,
при которой сопротивление воды оказывается наименьшим
С^ = 0,25 4-0,16FrA. (4.2)
Отклонение от Сд в большую или меньшую сторону приводит к увеличению
сопротивления, что видно из рис. 4.1.
Применительно к СПК картина влияния Сд на сопротивление качест-
венно остается такой же. Разница заключается в том, что оптимальные па-
раметры коэффициента нагрузки СПК определены для скорости на «горбе»
сопротивления Vr с учетом частичного уменьшения водоизмещения вследст-
вие разгрузки, создаваемой крыльями на скорости Vr.
Для обеспечения минимума сопротивления в переходном режиме ши-
рину судна [исходя из сказанного и с учетом формул (4.1) и (4.2)] следует
определять по формуле
Век —
(4.3)
В этой формуле коэффициент разгрузки судна k на скорости Уг за счет
подъемной силы, возникающей на крыльях, может быть определен только
при испытаниях модели в бассейне. Для предварительных расчетов ориенти-
ровочно можно принять для СПК k х 0,25, для КПК k х 0,15.
152
На окончательный выбор ширины судна могут повлиять также началь-
ная остойчивость, вместимость и пр. Так, из рис. 4.1 видно, что большинство
СПК имеют ширину по скуле, превышающую оптимальное значение, требуе-
мое условиями наименьшего сопротивления в переходном режиме. В связи
с этим для таких судов характерно повышенное сопротивление на «горбе»,
которое с квадратичной погрешностью 9,6% может быть определено из со-
отношения
— =1,23 + /^-1
0,20
где г0 — минимальное относительное сопротивление
его на крылья (полный отрыв корпуса).
Характер влияния на сопроти-
вление глиссирующего судна угла
ходового дифферента ф и удлинения
смоченной поверхности показан на
рис. 4.2, где лк = /см/ВСк- В пере-
ходном режиме СПК дифферент
на корму может достигать 7—8°.
При таком дифференте сопротивле-
ние глиссирующего корпуса возрас-
(4.4>
СПК в момент выхода
I
П
0,15
0,10
О
2
Рис. 4.1. Зависимость сопротив-
ления движению СПК на «горбе»
от коэффициента нагрузки
1 — СПК; 2 — глиссеры
в ,О.Ю
Рис. 4.2. Зависимость относительного
сопротивления корпуса от угла диф-
ферента и удлинения смоченной поверх-
ности
I — безреданные корпуса; 11 — реданные
корпуса
4 . в
тает по сравнению с его минимальной величиной для безреданного
корпуса более чем на 30%, для реданного—до 70%.
С целью сокращения сопротивления СПК в переходном режиме
килевую линию в корму от миделя следует выполнять приподнятой с таким
расчетом, чтобы угол атаки днища был для безреданного корпуса в пределах
3—5°, для реданного — 1—4°. Следовательно, угол подъема килевой линии
как разность между ходовым дифферентом при выходе на носовое крыло и
оптимальным углом атаки днища для безреданного корпуса будет 4 ± 1°,
для реданного 5± 1,5°. Окончательно величину угла подъема килевой ли-
нии уточняют при испытании модели в опытовом бассейне.
Для глиссирующего корпуса редан целесообразен при отношении
К : ]/всК г;й26 (рис. 4.3). Если скорость на «горбе» сопротивления СПК
Кг:]^Вск>26, то от редана, расположенного на днище несколько ближе
к корме от миделя, начинается подъем килевой линии к транцу.
153
Комплекс указанных рекомендаций позволяет облегчить дифферентовку
СПК в момент выхода на крыло, уменьшить подсос днища в момент отрыва,
а также вредное влияние корпуса на кормовое крыло.
Отработке формы корпуса речных СПК с малой высотой стоек и неуправ-
ляемыми крыльями уделяется особое внимание из-за значительного влияния
корпуса на крылья. Для морских СПК, особенно с автоматическим управле-
нием подъемной силой крыльев, допускаются заметные отклонения от ука-
занных рекомендаций.
Требование уменьшения силы удара волны о корпус определяет остро-
килеватую форму носовых шпангоутов (слегка вогнутой формы), переходя-
щую к 4—5-му теоретическим шпангоутам в строго прямолинейные килева-
тые ветви. В районе мидель-шпангоута ...
гред
I/, км/ч
Рис. 4.3. Отношение сопротивлений
реданного й безреданного корпусов
обеспечивается угол внешней килева-
тости в пределах 10—15° для речных
СПК, 15—25°—для морских. К тран-
цу угол килеватости постепенно
уменьшается до 5—6°.
Отгиб кромки шпангоута в
районе скулы, полезный для умень-
шения брызгообразования глиссиру-
ющего судна, может привести к за-
метному возрастанию силы удара кор-
пуса о волну. Поэтому для СПК
отгиб шпангоута у скулы нежела-
телен.
Плавание в водоизмещающем
режиме (маневрирование в бухте,
движение в условиях, когда состоя-
ние моря не соответствует расчетным
условиям, и аварийные ситуации)
для СПК не характерно, оно зани-
мает незначительную долю от общего
времени эксплуатации. Тем не менее
форма обводов корпуса должна
обеспечивать приемлемые условия
плавания СПК в водоизмещающем
положении. С этой целью целесообразно в носовой оконечности повысить
высоту борта и увеличить развал носовых шпангоутов выше скулы для
создания достаточной плавучести и всхожести на волну. Кормовую око-
нечность следует несколько сузить к транцу. Это улучшит устойчивость
•судна на попутной волне. При разработке теоретического чертежа сле-
дует также удовлетворять требованиям непотопляемости и вместимости.
Соотношения главных размерений и коэффициенты теоретического чер-
тежа СПК варьируются в широких пределах. В табл. 4.1 приведены пределы
изменения некоторых коэффициентов и соотношений. Эти сведения могут
быть использованы при выборе формы обводов и размеров корпуса.
При прямолинейных образованиях днищевых ветвей мидель-шпангоута
•ориентировочно можно принять
₽м = 1- — tg₽‘
® 4Т
(4.5)
Если р = 0,5 (скула поднимается до ватерлинии), коэффициент ос-
тается постоянным: выражение после знака минус в формуле (4.5) становится
равным 0,5 независимо от угла килеватости. Отношение В/Т для СПК варьи-
руется в широком диапазоне — от 3,5 до 10 (табл. 4.1).
Точка притыкания скулы к форштевню тем выше, чем жестче требование
к мореходным качествам судна. Иногда скулу поднимают до верхней палубы
•(американское СПК «Денисон»), На проекции бока линия скулы имеет вы-
пукло-вогнутое очертание.
154
Таблица 4.1
Пределы значений коэффициентов
теоретического чертежа и соотношений размерений
построенных СПК
Коэффициенты и соотношения Диапазон изменения Среднее значение Квадратич- ное откло- нение
Коэффициенты полноты: водоизмещения 6 0,27—0,57 0,42 0,05
ватерлинии а 0,60—0,85 0,72 0,04
мидель-шпангоута В* 0,42—1,0 — — •
L : Вск 3,8—8,7 5,0 1,1
L : (D/yyis 5,2—9,2 6,7 1,1
Lm : L — пассажирские СПК 1,02—1,20 1,12 0,03
Lm . L — военные КПК 1,03—1,09 1,06 0,01
ТЦр : Вск 0,55—1,00 0,70 0,15
Ц = ^ср/Век 0,65—1,00 0,85 0,15
В : Т — морские СПК 4,5—5,5 — —
В : Т — речные СПК От 3,5 до Ю — —
Коэффициент Pjg зависит от угла внешней килеватости.
Очертания форштевня для мореходных СПК более крутые, чем для ме-
нее мореходных (речных), имеющих пологую форму линии форштевня.
Для речных СПК линия скулы имеет умеренный подъем и в проекции
«на бок» она, как правило, без перегибов. При установке реданов необхо-
димо обеспечить свободный доступ воздуха в зареданное пространство либо-
соответствующим профилированием борта, либо подводом воздуха по спе-
циальным каналам (трубам).
По выбранным параметрам строят эскиз теоретического чертежа, на
основе которого осуществляют проверку общей компоновки судна и состав-
ляют принципиальную схему общего расположения, необходимую также
для уточнения положения ЦТ судна по высоте (для расчетов начальной остой-
чивости) и высоты эквивалентного бруса (для расчетов общей прочности).
После этого можно приступать к согласованию обводов основного чер-
тежа для постройки буксируемой модели, а также вариантов корпуса с до-
пустимыми отклонениями измерителей с целью лучшей отработки формы
корпуса в опытовом бассейне.
§ 22. Разработка чертежей общего расположения
На современном уровне развития теории проектирования
не мыслится определение основных элементов судна (корабля) без удовлетво-
рения уравнению вместимости. Уже при выборе главных размерений судна
в первом приближении конструктор уверен в том, что полученный объем
корпуса и его размеры достаточны для размещения необходимых грузов,
пассажиров, устройств, механизмов, экипажа, элементов снабжения и запа-
сов, обеспечивающих нормальную эксплуатацию судна. Тем не менее от раз-
работки чертежей общего расположения отказаться нельзя в связи с боль-
шим кругом задач, решение которых невозможно без чертежей общего рас-
положения.
155
Процесс разработки чертежей общего расположения носит характер
непрерывного уточнения, совершенствования и последовательного прибли-
жения. Вначале разрабатывают принципиальную схему общего расположе-
ния всех помещений, коридоров, тамбуров, сходов на палубах и в надстройке.
Затем в каждом помещении в соответствии с его назначением размещают
оборудование, разрабатывают принципиальные трассы трубопроводов, элек-
троканализации, вентиляции. Выявляют неудачные узлы, уточняют общее
расположение. Затем более углубленно прорабатывают схему расположения
оборудования с учетом особенностей конфигурации помещений, набора
бортов и палуб и т. д. Этот процесс продолжается вплоть до корректировки
рабочей документации на серийную постройку судов. Чертежи общего рас-
положения необходимы для рационального использования корпусных объемов
с целью получения минимального водоизмещения судна при сохранении хо-
Среди бесчисленных возмож-
ных реализаций сложно найти
наилучшее решение по общей
компоновке судна. Чтобы ближе
подойти к нужному решению,
нужно придерживаться некоторых
общих основных принципов:
— каждое устройство, изде-
лие или механизм должны быть
размещены в таких местах, где
они обеспечивают наибольшую
эффективность эксплуатации (ис-
пользования) судна;
— при решении вопросов о
месте размещения помещений на
корабле должны учитываться та-
кие факторы, как температура,
шум, вибрация, выделения паху-
чих фракций, удобство транспор-
тировки, погрузки и т. п.;
— помещения, соседство ко-
торых недопустимо, должны быть
разделены отсеками с второсте-
пенными помещениями;
роших его эксплуатационных качеств.
Рис. 4.4. Зависимость минимальной
площади салона на одно место
J — СПК дальних рейсов (2 продольных
прохода между креслами); 2 — СПК дальних
рейсов (I проход); 3 — туристские СПК
<1 проход); 4 — наименьшая площадь для
катеров
— неполная полезная нагрузка судна и расход топлива и других
запасов не должны сказываться на продольной центровке;
— должен быть обеспечен доступ ко всем помещениям судна без
выхода на незащищенные от встречного воздушного потока участки
Открытой палубы.
На основе опыта постройки и эксплуатации отечественных пассажир-
ских СПК в 1962 г. была разработана наиболее удачная компоновочная
схема судна. По ней в 1962—1969 гг. созданы теплоходы «Чайка», «Беларусь»,
газотурбоходы «Буревестник», «Тайфун». На этих СПК главные и вспомога-
тельные силовые агрегаты, являющиеся источниками шума и вибрации, раз-
мещены в корме и отделены от пассажирского салона звукоизолирующими
переборками, а также буферными отсеками. Комфортабельный пассажирский
салон удачно расположен, обладает хорошим обзором.
К такой же компоновочной схеме постепенно пришли и зарубежные спе-
циалисты. Фирма «Боинг» (США) построила в 1968 г. артиллерийский катер
«Тукумкэри», а в 1975 г. ракетный катер «Пегасус», на которых ЭУ разме-
шены в кормовых отсеках, а боевые посты, погреба и жилые помещения —
в носу вдали от источника шума. По такому же принципу предполагается
произвести компоновку французского КПК SA-851.
Перед началом разработки чертежей общего расположения следует со-
ставить перечень необходимых помещений, определить их площади и основ-
ные размеры (длина машинного отсека, ширина салона и т. п.). Для этого
156
используют расчеты, выполняемые при составлении уравнения вместимости
Необходимо установить основные требования заказчика к размещению каж-
дого помещения. При расположении помещений следует учитывать наличие
поперечных переборок, подкреплений под крыльевые устройства, механиз-
мов подъема крыльев и другие конструктивные особенности. Некоторые
среднестатистические показатели для расчета площадей и объемов помещений
СПК приведены в табл. 4.2.
Таблица 4.2
Показатели для расчета площадей и объемов
помещений СПК
Показатель Пределы изменения Средняя норма Квадратич- ное откло- нение, %
{’азмер кресла, м:
длина (с зазором) 0,85—1,00 — —
ширина 0,53—0,60 — —
Коэффициент площади на по- 1,13—1,50 1,3 5
перечные проходы
Продовольственный блок (буфет 0,04—0,07 0,055 10
и кладовая), м2/чел.
Выгородки вентиляторов и кои- 0,05—0,07 0,06 6
диционеров, м2/чел.
Число пассажиров на 1 туалет, чел. 50—55 — —
Площадь туалетной, м2 1,4—1,6 1,5 2,5
2-местная каюта экипажа, м2 Удельный объем машинного от- 2,9—4,8 3,4 13,6
деления, м3/л. с.:
дизельная установка 0,019—0,036 0,024 16,7
дизель-газотурбинная 0,024—0,034 0,028 17
ГТУ 0,015—0,025 0,017 16
Для оценки объемов некоторых помещений приведены графики стати-
стических зависимостей. На рис. 4.4 дана зависимость минимальной площади
пассажирского салона на одно место при различном количестве кресел в ряду
и продольных проходов для СПК, осуществляющих длительные и короткие
(туристические) рейсы, а также катеров на подводных крыльях. На рис. 4.5
приведена зависимость объема машинного отделения СПК от мощности и
типа ЭУ.
Длина машинного отделения зависит от конструктивного типа главного
двигателя и его мощности. В частности, И. Я. Баскаков рекомендует длину
машинного отделения определять в функции от агрегатной мощности двига-
теля Na по формуле [5]
/м. О = 3,2 lg Na — 5. (4.6)
Если на судне применяются водометы, то длину рекомендуется увеличить
на 10%. На рис. 4.6 приведена зависимость объема пиков и на рис. 4.7 —
зависимость площади ходовой рубки от водоизмещения СПК-
При разработке чертежей общего расположения необходимо учитывать
рекомендации Кодекса безопасности судов с динамическими принципами
поддержания [40], некоторые из которых, в частности приведенные ниже,
имеют непосредственное отношение к выбору оборудования и планировке
помещений.
157
Рис. 4.5. Зависимость объема машинного отделения от
мощности и типа ЭУ
1 — ГТУ с отсеками дизелей малого хода; 2 — ГТУ (без учета
двигателей малого хода); 3 — дизельные установки
Рис. 4.6. Зависимость объема пиков СПК от водоизмещения
/ — суммарный объем для пассажирских СПК; 2 — суммарный объем для
КПК; 3 — объем форпика КПК
Кресла для пассажиров не должны иметь выступов, которые могут на-
нести травмы или создать помехи при эвакуации пассажиров в индивидуаль-
ных спасательных жилетах.
Трапы должны быть прочной конструкции и жестко укреплены.
Проходы должны обеспечивать свободное движение пассажиров при
эвакуации.
Должны быть предусмотрены аварийные выходы с местами для руково-
дителей эвакуации.
На палубе должно быть предусмотрено место для развертывания спа-
сательных средств и посадки в них пассажиров.
Необходимо иметь спасательные средства на 110% общего числа людей
(пассажиров и экипажа), спасательные жилеты — на 105%; кроме того,
должны быть спасательные жилеты для детей.
Посты управления судном, места хранения спасательных средств, пути
эвакуации по возможности не должны быть расположены в смежных с пожа-
роопасными помещениях.
Пожароопасные зоны должны быть
отделены от остальной части огнестойкими
конструкциями.
Расположение газовыхлопов не должно
создавать пожароопасных ситуаций в нор-
мальных условиях эксплуатации и в ава-
рийных условиях.
Газовыхлопы должны быть размещены
так, чтобы исключить всасывание газа
системой вентиляции пассажирских поме-
щений.
Цистерны для топлива и других вос-
пламеняющихся жидкостей должны быть
отделены от помещений пассажиров, ко-
манды и багажа газонепроницаемыми
пространствами (коффердамами), оборудо-
ванными вентиляцией и системой осуше-
ния.
Цистерны не должны располагаться
в пожароопасных зонах и смежно с ними.
Если этого не удается избежать, то они
должны быть изготовлены из стали или
равноценного в противопожарном отно-
шении материала.
Рис. 4.7. Зависимость площади
ходовой рубки СПК от водо-
измещения
/ — морские СПК; 2 — речные,
озерные СПК
§ 23. Проблема внешних сил
Условия плавания СПК и водоизмещающих судов су-
щественно различны. При движении СПК в условиях волнения на корпусе
и крыльях возникают ударно- и статически переменные нагрузки, как пра-
вило, непериодического характера. Эти нагрузки возникают в результате
ударов волн в корпус при качке СПК, замывания волной стартовых элемен-
тов крыльевого устройства и скоса потока на несущих элементах крыльев,
возникающего из-за орбитального перемещения частиц воды в волне и вер-
тикального перемещения крыла при качке судна. Заранее предугадать, ка-
кая из нагрузок приведет к возникновению наибольшего изгибающего мо-
мента, невозможно, поэтому общий изгиб судна определяют для различных
режимов плавания: крыльевого и переходного. Для этих режимов рассмат-
ривают удары волн в носовую оконечность и среднюю часть корпуса. Это
может иметь место в момент отрыва корпуса от воды, при посадке на воду
и при ходе на крыльях вследствие перемещения корпуса при продольной и
вертикальной качке.
159
Методы теоретического расчета качки СПК еще не разработаны. Для
регулярного волнения существует способ расчета внешних сил, действую-
щих на крылья [10]. Однако для использования этого метода необходимо
знать амплитуды вертикальной и килевой качки судна, а также их фазовые
углы скоса потока, вызванного орбитальным движением воды на носовом
и кормовом крыльях. Эти дополнительные сведения могут быть получены
после обработки записей килевой и вертикальной качки динамически подоб-
ной модели СПК на регулярной волне в бассейне. В условиях нерегулярного
волнения единственным способом определения внешних сил пока являются
достаточно длительные экспериментальные исследования самоходной ди-
намически подобной модели в открытом водоеме. В свою очередь динами-
чески подобную модель можно построить, спроектировав судно, для чего
необходимо знать внешние силы. Создавшееся противоречие можно преодо-
леть, использовав метод последовательного приближения.
На первом этапе проектирования внешние силы рассчитывают по при-
ближенным методикам с использованием ряда условных предпосылок в от-
ношении взаимодействия корпуса и крыльев с волной. Затем внешние силы
определяют на динамически подобной модели и при необходимости уточняют
элементы судна. Окончательные запасы прочности и возможные ограниче-
ния определяют на прогрессивных испытаниях головного Судна в условиях
волнения. При ударах волн в корпус или крыло изменение гидродинамиче-
ских сил и давлений во времени обычно происходит скоротечно, причем сами
силы, как правило, не оказывают существенного влияния на дальнейшее
движение корпуса судна как твердого тела.
Исследования прочности СПК на волнении показывают, что необходим
комплексный учет явлений, связанных с гидродинамикой удара и упругими
свойствами конструкций корпуса и крыльев. Корпус СПК вследствие легкой
конструкции и низкого модуля упругости используемого материала обла-
дает большой гибкостью. Натурные эксперименты показывают, что ускоре-
ния меняются вдоль корпуса нелинейно и упругие деформации после волно-
вого удара носят характер свободных затухающих колебаний первого тона
[17]. Неучет этого явления может привести к большим погрешностям. В ча-
стности, допущение о корпусе судна как абсолютно твердом теле [22, 23]
при расчетах напряжений от ударов волны в корпус и крылья некорректно.
Изменение гидродинамических сил на несущих элементах крыльев
вследствие скоса потока во времени происходит значительно медленнее,
чем при ударах волн в корпус и крылья. Время изменения сил на несущих
элементах крыльев соизмеримо с периодом качки судна, поэтому эти силы
и определяют движение судна как твердого тела. Для этого рода сил корпус
судна можно рассматривать как твердое тело. В целом на СПК действуют
силы тяжести, инерции от вертикальных ускорений при качке, гидродина-
мического поддержания и удара волн в корпус и крылья.
Реализация наихудшего силового воздействия волны на СПК зависит
от многих факторов — конструктивных особенностей судна, его скорости
и курса относительно волнения, характера волнения, времени плавания
и т. д. Вероятность осуществления наихудших сочетаний силовых воздейст-
вий волн на корпус и крылья может оказаться достаточно малой. И все же
общая и местная прочность корпуса и устройств СПК должна быть достаточ-
ной для противодействия опасному случаю силового воздействия волн.
Эти обстоятельства являются основными при определении условного
характера внешних сил и дают основание делать ряд упрощающих допуще-
ний в части взаимодействия корпуса и крыльев с волной при выполнении
предварительных расчетов внешних сил. Ниже приведены методы прибли-
женного определения сил воздействия волны на СПК.
23.1. Удар корпуса о волну
Корпуса СПК, как правило, имеют килеватые, клинооб-
разные образования днища. Вопрос силового воздействия жидкости иа вхо-
дящее клинообразное тело изучен достаточно глубоко, что позволило обосно»
160
ванно сформулировать принимаемые допущения и довести метод расчета
до удобной в использовании схемы [17]. Как и в условной методике расчета
глиссирующих катеров Ю. А. Шиманского [32], делаются допущения, при-
веденные ниже.
Длина удара волны о корпус является наперед заданной и постоянной
в процессе удара, равной трем теоретическим шпациям как при ударе в нос
(центр удара в начальный момент времени приходится в 3-й шпангоут), так
и в среднюю часть корпуса (центр удара в начальный момент времени при-
ходится на 8-й или 9-й теоретический шпангоут).
Поверхность волны на принятой длине удара считают плоской. Она пер-
пендикулярна диаметральной плоскости судна и расположена касательно
к среднему [32] или диаметральному [17] батоксу в центре удара.
Рис. 4.8. Схема удара корпуса о волну
/ — поверхность спокойной воды; 2 — центр удара в среднюю часть корпуса;
3 — центр удара в носовую оконечность; 4 — касательная к среднему
батоксу
Если за время удара в воду входит все расчетное сечение (от киля до
скулы), то физически обоснован учет среднего по сечению батокса, как это
рекомендовано в методе Ю. А. Шиманского. Если при ударе расчетное се-
чение входит в воду не полностью, то более правильно принять в расчет диа-
метральный батокс. Учитывая условность расчета, можно принять любую
из этих рекомендаций.
Начальную скорость соприкосновения расчетного сечения с водой опре-
деляют по методу Ю. А. Шиманского [32]:
Его=(Ев+ 1,25^5 ) sin (фтах + 8) + 2.75V70’5 cos (фтах + б), (4.7)
где Ев — скорость СПК в условиях волнения; фтах — максимальный угол
дифферента, который может возникнуть при килевой качке; б — угол ме-
жду касательной к батоксу в центре удара и основной линией. При предва-
рительных расчетах принимают для судов разряда «Л» фтах = 2 ф0; раз-
ряда «Р» —фтах = 2,5 ф0; разряда «О» —фтах = 3 ф0; разряда «М» —
Фтах = 4,0 ф0 [17] (фо — ходовой дифферент СПК в крыльевом режиме
на тихой воде при скорости Ев, принимаемый по результатам расчета по-
садки СПК в крыльевом режиме движения). Схема удара корпуса о волну
показана на рис. 4.8.
Задача сводится к вертикальному удару условного килеватого тела
длиной I о свободную (плоскую) поверхность воды с начальной скоростью Угв.
Масса условного тела А1Г равна массе судна, приведенной к центру удара,
и вычисляется по формуле
\ г /
6 Заказ № 1856
161
Таблица 4.3
Схема и пример разбивки массы судна по отсеквм
Раздел Номера
1 2 3 4 5 6 7 8 9
Корпус Крылья Устройства Оборудование Системы Механизмы Электрооборудование Снабжение Жидкие грузы Экипаж Пассажиры Топливо A D Масса отсека т^, т Множитель: п п2 т1 п 0,24 2,0 0,20 0,10 2,54 19 361 917 48,3 0,62 0,05 0,10 0,30 0,80 0,10 1,97 17 289 569 33,5 0,92 1,4 0,05 0,23 0,16 0,10 0,80 0,10 3,76 15 225 846 56,4 1,08 0,6 0,04 0,23 0,16 0,10 0,80 0,10 3,11 13 169 526 40,4 1,23 0,04 0,23 0,16 0,10 0,80 0,10 2,66 11 121 322 29,3 1,33 0,04 0,23 0,16 0,10 0,80 0,10 2,76 9 81 224 24,8 1,39 0,04 0,23 0,16 0,10 0,80 0,10 2,83 7 49 139 19,8 1,42 0,05 0,23 0,16 0,10 0,80 0,10 2,86 5 25 72 14,3 1,45 0,05 0,23 0,16 0,10 0,20 0,80 0,10 3,09 3 9 28 9,3
где d — расстояние от ЦТ судна до нормали к среднему (диаметральному)
батоксу, проходящей через центр удара, снимается с графика (см. рис. 4.1).
Квадрат радиуса инерцнн массы судна
7 ж — Х&М
г* = _ . (4.9)
М
Для вычисления моментов инерции составляют схему распределения
масс судна по 20 теоретическим отсекам (табл. 4.3). Момент инерции масс
относительно плоскости миделя
Л7 2
= —Smjn2. (4.10)
®м 4
Для прикидочных расчетов можно предположить равномерное распре-
деление масс судна по отсекам, тогда xg = 0 н
[2
г2 = —. (4.11)
12
Поскольку в среднем Lm = 1,12 L, то
L2
Г2~_Ц_. (4.12)
15'
На основании расчетов (табл. 4.3) можно определить для данного чис-
лового примера
AL „ 1,20 11о „ . П1
Ха =----Ът1П= —--------------112,2= —1,01 м;
2D 2-66,7
1 202
I =Ll^L .8864 = 3190 т-м2;
®м 4
3190-( — 1,01)2-66,7 а
г2 = -------------------— 46,8 м2.
66,7
1.62
отсеков Сум- мы по отсе- кам
10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20
1,45 1,42 1,39 1,36 1,33 1,27 1,21 1,15 1,09 1,05 1,00 23,4
—— — — —- — — — — — — 2,00 4,0
0,04 0,04 0,04 0,04 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 1,18 4,0
0,23 0,23 0,24 0,24 0,25 — __ — 2,8
0,16 0,16 0,16 0,18 0,18 0,21 0,18 0,15 0,10 __ 2,6
— — — — 1,92 1,92 1,92 1,92 1,92 0,50 10,1
0,10 0,10 0,20 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,20 0,10 3,0
0,20 0,30 — 0,20 —— — 0,20 1,6
— — 0,30 0,10 0,20 0,20 0,10 0,10 0,10 __ 1.1
— 0,20 0,20 0,20 —— 0,6
0,80 0,80 — 0,10 0,10 0,10 — — 0,10 — —. 8,4
—— — — 2,70 — —— —— — — —— 2,7
0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 2,0
3,08 3,35 2,63 5,52 2,51 4,15 3,86 3,77 3,66 3,22 5,08 66,7
1 — 1 —3 -5 —7 —9 —11 — 13 -15 —17 -19 . .
1 1 9 25 49 81 121 169 225 289 361
3 3 24 138 123 336 467 539 823 931 1834 8864
3,1 —3.3 -7,9 —27,6 —17,6 —37,4 —42,5 —49 —54,9 -54,7 —96,5 —112,2
По приближенным формулам (4.11) н (4.12) соответственно га — 48 м2 н
г2 = 47,5 м2
Al
d = 7AL —xg = 7-l,20 4- 1,01 =9,41 м;
М_____________66,7
<Р — , 9,41а
46,8
г2
= 23,0 т.
Сила удара корпуса о волну может быть найдена нз уравнения
^zQ ' dp 1 <Р, и)
(1 4- р)3 de и
Р=М
(4.13)
В этой формуле коэффициент присоединенной массы воды н его производная
по ширине смоченной поверхности погружающегося
тела равны
-^—= 2Л — .
de I
(4.14)
1 4-0,8 —
I
. ... с \*
_1_.
I ’
(4.15)
р = А
(4.16)
6*
163
Коэффициент, отражающий влияние кнлёватостн на присоединенную
массу жидкости при ударе,
h (₽)«1 —,
л
(4.17)
где р — средний угол килеватости,
клина, время погружения которого
Рис. 4.9. Схема для вычисления
функции и
т. е. угол килеватости эквивалентного
до одной н той же ширины смоченной
поверхности одинаково с данным
телом. Средний угол килеватости
можно подсчитать по одной из сле-
дующих формул:
P = arctg-^-u; (4.18)
Р = Pl Ра + ~.L Pm (4 jgj
tn
Функцию, отражающую по-
правку на килеватость при углах
килеватости, больших 15°, находят
по формуле Мевеса
g (Р, и) = 1 — £-—/Оби. (4.20)
Л
Отношение скорости погруже-
ния тела Vz к скорости изменения
полуширины его смоченной поверх-
ности de!dt может быть найдено нз
уравнения J
U = _^ = _L
de л
~dT
dy
Ус2-у2
(4.21)
Для решения этого равенства необходимо знать аналитическое уравне-
ние z (у) кривой обводов килеватого тела в Плоскости гОу (рйс. 4.9).
Если килеватое тело имеет точную форму клина, то
и = — tg р.
Л
(4.22)
Но поскольку форма обводов, как правило, аналитически не задана, приме-
няют приближенный способ решения. Кривую, характеризующую обводы
клинового тела, разбивают на равные участки в пределах ширины по скуле
в среднем сечении. В пределах участка обвод днища может быть аппроксими-
рован прямой вида z (у) = ау -у- Ь.
Решая уравнение (4.21) для значения полуширины смоченной поверх-
ности килеватого тела ст (конец m-го участка), получим значение и в конце
m-го участка:
+ — 1/ l-f-^—Ly (tgpm-tgpm_1). (4.23)
л г \ т j
164
Сила удара корпуса о волну Р изменяется во времени. От начала погру-
жения до полуширины смоченной поверхности отрезок времени
. ст
= —— f (l + ji)«dc. (4.24)
Vzo о
Заменив интегрирование суммированием, получим
т
tm = У+ ^£) “£’ (4-25)
2Угот £(Р> “)
где В — ширина килеватого тела по скуле в расчетном сечении.
Процесс удара происходит во времени н в пространстве. За время по-
гружения клинообразного тела его обводы меняются соответственно обводам
движущегося судна, поэтому принять в качестве расчетного эквивалентного
клина поперечное сечение судна было бы неправильно.
В первом приближении в качестве обводов клинового тела принимают
проекцию на плоскость шпангоута сечения днища плоскостью АВ, проходя-
щей через основание 3-го теоретического шпангоута и составляющей с основ-
ной плоскостью угол «pj (рис. 4.10)
tgfl =------~. (4 • 26)
VB+I,25X°'5
Расчет выполняют в нескольких приближениях до совпадения расчет-
ного времени входа эквивалентного клина в воду с временем перемещения
судна относительно волны на расстояние от 3-го теоретического шпангоута
до точки пересечения плоскости АВ со скулой (табл. 4.4). Это время можно
вычислить по формуле
=----(i-3)AL , (4 27)
Ув+ 1,25Х°’5
где i — шпангоут, на котором плоскость АВ пересекает линию скулы в тео-
ретических шпациях.
Результаты расчета для данного числового примера отражены на
рис. 4.10. Окончательное решение (кривая 3) получено для i = 6,55. Мак-
симальная сила удара приходится на 6-й теоретический шпангоут (870 кН).
Расчет Р (/) для эквивалентного клина с обводами 3-го теоретического шпан-
гоута (кривая 5) дает явно заниженные результаты. Следует иметь в виду,
что приведенная масса судна Мг от сечения к сечению меняется по мере из-
менения d (см. рис. 4.8).
Удары корпуса о волну в водоизмещающем положении (при малой ско-
рости судна) происходят практически в плоскости шпангоута. В этом случае
эквивалентный клин по обводам практически мало отличается от расчетного
шпангоута. Соответственно иной будет и скорость встречи с волной, а следо-
вательно и сила удара.
Методика А. С. Повицкого [22, 23] дает возможность вычислить гидро-
динамическое давление воды на обшивку при ударе волны на расстоянии у
от диаметральной плоскости (при у^.с)
165
где р — плотность воды; р = (Р) лрс2//2Л4г — коэффициент присоеди-
ненной массы для тела бесконечного размаха (I —> оо). В этой формуле с
принимается такой величины, прн которой имеет место наибольшее значение
силы удара Р. Так же как и в ранее приведенных формулах, при р 15°
вместо и принимается величина
и)
(4.29)
Рис. 4.10. График изменения силы удара корпуса о волну по длине
судна
1 — проекция линии скулы иа диаметральную плоскость; 2 — зависимость Р (х)
во втором приближении; 3 — окончательное решение функции Р (х); 4 — за-
висимость Р (х) в первом приближении; 5 — сила удара, если в качестве обвода
клинового тела принят 3-й шпангоут
23.2. Удар крыла о воду
Удар крыла о воду возможен в основном при динамиче-
ском погружении стартовых элементов крыльевых устройств. Условия входа
крыльев в воду могут быть различными. Наиболее жестким нз них является
плоский удар, который может иметь место для отдельных элементов (пло-
скостей) стартового крыла. В зависимости от конструктивных особенностей
крыльевого устройства сила удара может быть направлена под некоторым
166
Таблица 4.4
Схема и пример расчета силы удара волны в носовую оконечность судна
167
168
л
углом к судну н вызывать не только нзгнб, н н кручение корпуса. Этн об-
стоятельства могут быть учтены в конкретных расчетах прочности элементов
крыльев н корпуса (рис. 4.11). Не исключена возможность плоского удара
основного несущего носового крыла СПК с малопогруженнымн крыльями.
Кормовые крылья, как правило, выполняются без стартовых элементов
н по условиям качки выход их из воды маловероятен.
В соответствии с теорией И. Т. Егорова [10] суммарную гидродинамиче-
скую силу плоского удара крыла, обусловленную эффектом присоединенных
масс жидкости, определяют по формуле
Р = МГ —У— VzoEe-».
1 + Н
(4.30)
Начальную скорость встречи крыла с поверхностью воды подсчитывают
по формуле (4.7) с той разницей, что вместо угла 6 подставляют установоч-
ный угол рассматриваемого элемента крыла а. Массу судна, приведенную
к центру удара, определяют по формуле (4.8).
Рнс. 4.11. Схема удара крыла о воду
Коэффициент присоединенной массы воды прн ударе крыла с хордой Ь
и размахом I
рлЬа / Ь \ .. ...
И — “г)» (4.31)
оЛ! f \ I ]
где безразмерный коэффициент, характеризующий влияние конечности раз-
маха крыла на величину присоединенной массы прн ударе, определяют по
формуле Пабста:
UAU-......1—.
\ I ) 1 + 0,8ft//
(4.32)
Параметр £ зависит от коэффициента присоединенной массы, скорости звука
в воде и величины хорды. Для нахождения £ могут быть использованы дан-
ные табл. 4.5 [17].
Полученная по формуле (4.30) сила удара является максимально воз-
можной. Практически чистый плоский удар маловероятен в силу искрив-
ленности поверхности волны. Помимо этого в момент удара под крылом мо-
жет оказаться воздушная прослойка, которая существенно снижает силу
удара и увеличивает время ее действия. Особенности силового воздействия
воды на крыло при различных случаях его входа в воду детально разработаны
[10] и могут быть использованы для расчетов прочности крыльевого устрой-
ства и подкреплений корпуса под него. Прн этом необходимо учитывать, что
169
Таблица 4.5
Данные для определения параметра §
И 0,1 46,1 0,2 50,9 0,3 57,3 0,4 64,3 0,5 72,3 0,6 80,4 0,7 88,4 0,8 99,2 0,9 ПО 1,0 125
- сгт № | ?Г м/С
1,1 1.2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0
м/с 153 182 217 252 288 329 369 413 454 496
крыльевое устройство и корпус судна являются в определенной мере
упругими конструкциями. Эта упругость сказывается на величине ударных
сил. Расчетный метод приближенного решения такой задачи [17] может
быть использован для уточнения величин действующих сил на крылья и
корпус на этапе эскизного и технического проектирования.
23.3. Гидродинамические силы, возникающие на крыльях
.в условиях регулярного волнения
Существующий способ определения гидродинамических
снл, действующих на несущие элементы крыльевого устройства [10], как
уже отмечалось, использовать в полной мере невозможно, так как неизвестны
параметры вертикальной и килевой качки СПК (амплитуды и фазовые углы).
Схема ориентировочных расчетов должна быть упрощена — главным обра-
зом пренебрегают самой качкой, т. е. влиянием скоса потока от вертикаль-
ного перемещения крыла при качке на его подъемную силу. Такое допуще-,
нне вносит погрешность в расчет, но иного выхода нет, поскольку прогноА
зировать параметры качки невозможно до испытаний самоходной модели
на регулярной н нерегулярной волне. В этих условиях нестационарная гид-
родинамическая сила может быть определена по формуле
P(0 = Z 1 -)
------5------[sin со/ v sin (со/ + 0)] L (4.33)
а-}-а0— Aotj-)
где Z — стационарная сила на крыле в условиях тнхой воды, определяемая
по формуле (3.18); ав— наибольший угол скоса потока, вызванный орби-
тальным движением частиц воды на глубине погружения крыла h при ско-
рости СПК на волне Ув, который может быть найден по формуле
(4.34)
со — угловая частота встречи с волной, получаемая нз уравнения
и> = —; (4.35)
тк
170
v, 0 — Некоторые безразмерные параметры, снимаемые с графика' (рнс. 4.12)
и зависящие от коэффициента
ыЬ
2КВ ’
(4.36)
тк — кажущийся период встречи с волной, который находят по формуле
УВ+1,25А.°'5
(4.37)
Гидродинамические силы на
кормовом крыле определяют по
тем же формулам с учетом того,
что максимумы сил сдвинуты по
фазе на
(4>38)
Подсчитанные по приведен-
ным формулам нестационарные
гидродинамические силы не явля-
ются точными.
На подводных крыльях, обо-
рудованных системой автоматиче-
ского управления подъемной си-
лой (с целью стабилизации судна
в условиях волнения), результи-
рующие нестационарные гидроди-
намические силы в несколько раз
меньше, чем на НПК- Кратность
уменьшения сил зависит от сис-
темы стабилизации. Как правило,
невозможно прогнозировать воз-
действие реальной волны на
крылья (с учетом работного вре-
мени системы автоматики и ис-
полнительных механизмов) и за-
благовременно изменить подъем-
ную силу крыла. Все системы
стабилизации работают на прин-
от р.
цнпе реагирования на возмущаю-
щую силу через поведение судна (крен, дифферент, линейные переме-
щения, их первые и вторые производные по времени). В результате
создаваемые органами управления стабилизирующие усилия сдвинуты по фа-
зе, а остаточные действующие силы по величине существенно уменьшаются.
Однако для расчетов прочности СПК этот момент учитывать не следует, по-
скольку в момент выхода из строя автоматики органы управления фикси-
руются в нулевом положении и подводные крылья превращаются в неуправ-
ляемые. На них могут возникнуть усилия, характерные для НПК. Инер-
циальность системы (СПК) велика, что не позволяет мгновенно погасить
скорость судна и перевести его в водоизмещающее положение. Поэтому не-
зависимо от типа крыльевого устройства прочность его должна быть обеспе-
чена во всех возможных в эксплуатации случаях.
171
§ 24. Особенности расчета общей прочности СПК
Расчет общей прочности судна сводится к отысканию
наибольшего изгибающего момента в заданных условиях плавания СПК-
Заранее трудно предугадать, при каких условиях плавания изгибающий
момент примет максимальную величину. Поэтому расчеты общей прочности
выполняют для различных условий плавания судна как в водоизмещающем
положении, так и на крыльях.
Для водонзмещающего положения судна рассматривают изгибающие
моменты на тнхой воде н на волнении (на вершине н подошве), учитывая
на волнении также волновые изгибающие моменты и динамические удары
волн в носовую оконечность н стартовые элементы крыла.
В крыльевом режиме определяют изгибающие моменты на тнхой воде
и на волнении. В последнем случае учитывают динамические удары волны
в носовую оконечность, в стартовые элементы крыла и в среднюю часть
днища. Рассматривая различные сочетания возможных силовых воздействий
и производя наложение изгибающих моментов, можно выявить расчетный
случай для формирования системы продольных и поперечных связей корпу-
са судна.
24.1. Изгибающий момент в водоизмещающем
положении судна
Изгибающий момент СПК в водоизмещающем положении
складывается из момента на тнхой воде, волнового изгиба, изгиба от удара
волн в носовую оконечность корпуса и в стартовые элементы носового крылье-
вого устройства.
Динамичность волнения, как правило, для СПК учитывать не требуется,
поскольку период встречи с волнами
Рис. 4.13. График изменения коэф-
фициента гибкости у
1 — при прогибе; 2 — при перегибе
в несколько раз превосходит период
свободных колебаний корпуса пер-
вого тона [17]. Поэтому вертикаль-
ное перемещение сечения корпуса
может быть принято без вибрационной
составляющей
Для СПК силы инерции прн
качке сильно влияют на изгиб
судна. Это объясняется большими
скоростями и большими амплиту-
дами качки. Поэтому вместо стати-
ческой постановки судна на вершину
и подошву волны следует выполнять
расчет качки по методу Л. Н. Кры-
лова, несмотря на некоторую его
сложность (необходимо совместно
решить четыре уравнения с четы-
рьмя неизвестными параметрами).
Прн расчетах силы инерции при-
соединенных масс воды принимаются
пропорциональными ускорению поверхностных частиц воды относительно
сечения судна, весовая интенсивность присоединенных масс воды может
быть принята по Г. Е. Павленко, а сопротивление воды прн качке — по
М. Э. Хаскннду [15].
Из-за низкого модуля упругости СПК обладают большой гибкостью.
При ходе в водоизмещающем положении гидродинамические силы поддержа-
ния приводят к некоторому изгибу корпуса н снижению изгибающего мо-
172
мента. Эта поправка относи-
тельно невелика н может быть
вычислена по приближенной
формуле
Л^зг = %Л*изг. (4-40)
где Л4ИЗГ — изгибающий мо-
мент без учета гибкости;
^изг — изгибающий момент с
учетом гибкости; % — коэффи-
циент гибкости, определяемый
по графику (рнс. 4.13) в зави-
симости от аргумента:
v (1 + 26)L ЛА КВ
1 6 V 4Е1р ’
(4.41)
где 6 — коэффициент полноты
водоизмещения; L, В — длина
и ширина судна, м; К — ко-
эффициент упругой податли-
вости воды, равный 0,98 кН/м8,
нлн 0,1 тс/м3; Е— модуль
упругости материала корпуса,
кН/м2, нли тс/м2; 1р — момент
ннерцнн сечення эквивалент-
ного бруса по мнделю, м4.
Рис. 4.14. Кривая изгибающих моментов
и перерезывающих снл СПК в крылье-
вом режиме на тнхой воде (для СПК по
расчетному примеру)
в кры-
24.2. Изгибающий момент СПК
льевом режиме на тихой воде КТ1
Задача сводится к рассмотрению
судна под действием собственного веса
и снл реакции крыльев. Разбивка массы
судна по отсекам проведена ранее прн
вычислении приведенной к центру удара
массы. Реакции крыльев Zn и ZK опре-
деляют путем гидродинамического рас-
чета крыльев. По этим данным строят
кривую интенсивности нагрузки q н
реактивных нагрузок qB и q-A. Перере-
зывающие силы н изгибающие моменты
(рис. 4.14) вычисляют обычными при-
емами табличного интегрнровання
(табл. 4.6). Незамыканне на послед-
нем теоретическом шпангоуте разносят
линейно по длине судна.
Для ориентировочных расчетов
наибольший изгибающий момент СПК
на тнхой воде в крыльевом режиме мо-
жет быть найден нз выражения
Мт.в = —Lkp , (4.42)
К
где коэффициент К зависит от LKp
(рнс. 4.15).
25
20
15
10
5
0 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
LKp/Lm!a
Рнс. 4.15. Зависимость коэффи-
циента изгибающего момента на
тихой воде для СПК (крыльевой
режим) от относительного рас-
стояния между крыльями
1 — «Спутник»; 2 — «Буревестник»;
3 — «Чайка»; 4 — «Вихрь»; 5 — «Ко-
мета»; 6 — «Метеор»; 7 — «Беларусь»;
8 — «Ракета»; 9 — СПК по расчетному
примеру
173
Таблица 4.6 Схема и пример расчета срезывающих сил и изгибающих моментов при ходе судна на крыльях на тихой воде Исправленный изгибающий момент 7ИТв =s = М' — А М, 1 кНм OiCcDCO^’tQiCOOOOOOCOiOOOOO еоеоеоо^счсчо^сч — ’—СОсОООО^^СЧСЧСЧСЧ^ОООсО-^ — 1111 17777777 11 11 1 1
Поправка Д M=M20X Х^-.кНм © OCCCOOOCOCQOOOOOQCOOQ 1 1
Изгибающий , момент 7И '= i (AL)a =42-(7’- к Нм QJ ОЮСОСО-"tOlCOOOOOOOQiCOOOO I to Г" О) о -* —< < с О) Г- сч сч 111 1777777 1111 1 1
Срезы- вающая сила Q = = AL«(6), кН 00 ’Союююсчфаососо’-< со ю <о о сч^еосчог**'* —<орюсч^хпаосчсоо>еосо |СЧ—1 1 —« — ~ сч сч 1 1 1 1 II 1 1 1 1 1
0> X S X t; ShG 5 та 2 * Г* < СЧ Q0 Q0 СО СЭ Q0 ООаОС^сОаОЮГ-СЧС^ЮаОсО^сбоСЧСЧ—< со fr- счг-аосчь«.аО’*<осч’*о—«шсоФсчсчсоюг-- ^^^-ОСЧ^ЮФфШ^счО^СО I сч । ' 7777777777' ' + 1 1
Раз- ность (3) —(5), кН/м 1 <о ооояпсо^ щсоофч'Оьог^счсчсофюсо Q О Ф fr* Ф LO СЧ О 1П О LOCO С? GO О СО xj< 1П 1П О сч со сч ао со > о г- ’f 7777 " 11 1 1
Сумма (4)+(5), кН'м 1 LO O’tOlOOlOlOlOlOlOlOlOlOlOlOOOOO*1 1 1 QOfr-’t^fr*fr*r*r*r*fr*fr-’fr-’fr-’r*r-»r-»r-»r-.Tt СЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧШ 1 1
Интенсив- ность сил поддержания q2, кН/м тМ 11135111111111111111 § —< СЧ 543
Сумма ин- тенсивности нагрузки S (2), кН/м СО aoo>iO0)c0C4’*ao^ocfr*c4^a>o>ioeoc4io oo$Ofr-<>i^'fr-Qeoc}’*~*eoQOQOC4’*ioio~co с^ФФ--соФсоосоФсосч^ао--Ч‘С'-оч‘ —« —4 «СЧСЧСЧСЧСОсОССт^т^т^ЮЮ 4970,6
Интен- сивность нагрузки qlt кН/м сч ao fr- ^•СОСЧ’^юсЧЮОсОаООСОЮ 1 О ФО Ю— СЧ CO CO Ю Ю t4-— — СЧ-чСОСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧ^СЧСОСОСОСЧСЧ^* 543
Отсек -- —<C4COTt-XO<Ofr*QOO>0’“<C4CO^iOcOfr-QOO>0 Суммы Исправ- ленные суммы
24.3. Изгибающий момент СПК на волнении ,
Общий изгиб судна следует рассматривать для двух слу-
чаев: при ходе на крыльях и при ходе в водоизмещающем положении.
При ходе СПК на крыльях по взволнованной поверхности воды к его
изгибающему моменту на тихой воде следует добавить изгибающие моменты,
возникающие на корпусе от ударов в него и в крылья волны (стартовые эле-
менты), а также момент, возникающий в корпусе от нестационарных сил,
воздействующих на несущие элементы крыльев. При этом следует учитывать,
что указанные силы действуют разновременно, в разных плоскостях и раз-
ное по длительности время, а следовательно, вызывают различные механи-
ческие явления в корпусе. Так, если воздействие нестационарных сил на
несущие элементы относительно длительно во времени и вызывает общее
перемещение судна, то удары волны в корпус и особенно в крылья скоро-
течны и приводят к быстро затухающим вибрационным колебаниям корпуса
с периодом свободных колебаний первого тона.
При ходе судна в водоизмещающем положении помимо момента на ти-
хой воде и на волне на корпус могут воздействовать удары волн в носовую
оконечность и в стартовые элементы крыльев. Удары волны в корпус и в
крылья также вызывают свободные колебания корпуса первого тона, кото-
рые к моменту очередного удара успевают затухать.
При упругих колебаниях корпуса вертикальное перемещение его сече-
ния, имеющего абсциссу х, определяется равенством
w = z + -----И + ДЛ'фр (4.43)
Здесь условно принимается, что ЦТ судна лежит в плоскости мидель-шпан-
гоута. В формуле (4.43) первое слагаемое означает вертикальное перемещение
всего судна в целом, второе — перемещение сечения вследствие дифферента
и третье — перемещение от изгиба продольной оси корпуса, представляю-
щее собой сумму произведений форм свободных колебаний ft и главных ко-
ординат гр,, соответствующих i-му тону свободных колебаний корпуса. Функ-
ция ft зависит от абсциссы х, a z, ф и ср — от времени.
Изгибающие моменты и срезывающие силы при известных нагрузках
Р (х, t) могут быть определены интегрированием сил инерции и нагрузки
J L S di*
о
М“НП7'^+',(Ч,,Л
о о
(4.44)
где q — интенсивность массы судна с учетом инерционных масс воды, во-
влекаемых крыльями и корпусом (водоизмещающее положение) в колеба-
тельный процесс.
Трудность решения уравнений (4.44) заключается в том, что ускорения
z, ф и <р достигают максимального значения не одновременно с действующими
силами Р (х, I). Это может привести как к увеличению, так и уменьшению
изгибающих моментов.
Действительно, если рассмотреть встречу судна с одиночной волной
(рис. 4.16), то нетрудно убедиться, что на различные его элементы в разное
время действуют силы, подчиняющиеся своим законам. Их величины и ха-
рактер взаимодействия зависят от конструктивных особенностей судна, эле-
ментов его движения, направления движения волны относительно судна,
волнения, носящего стохастический характер, и других факторов.
175
174
55
Рис. 4.16. Схема действия сил на корпус и крылья во времени и пространстве
176
На каждое воздействие силы судно отвечает соответствующим переме-
щением и как твердое, и как упругое тело. Поэтому правильнее определять
изгибающие моменты по фактической кривизне упругой линии корпуса.
Как правило, достаточно учитывать упругие деформации с частотой первого
тона. Тогда выражения для изгибающего момента и срезывающей силы в ка-
ком-либо сечении [17] принимают вид
^изг =
(4.45)
Для решения этих уравнений необходимо знать форму упругой линии
и главную координату
24.4. Форма упругой линии и частота свободных колебаний
первого тона
Для определения формы колебаний в первом прибли-
жении целесообразно использовать метод П. Ф. Папковича, который реко-
мендует форму колебаний принимать в виде
fi — + Pi ----------+ s'n —, (4.46)
где и — коэффициенты, которые находят из условий динамического
равновесия:
L .
J (mx + Am) fidx = 0;
(4.47)
J f (mi + Дт) fid*2 —
о о '
где mt = q/g — интенсивность массы судна без присоединенной массы воды;
Ат — интенсивность присоединенной массы воды, вовлекаемой в движение
крыльями при колебаниях корпуса;
Дт = — (4.48)
4 g
где b и I — хорда и размах крыла.
Коэффициенты и могут быть найдены совместным решением урав-
нений (4.39) и (4.40), в которых интегрирование заменено приближенным
суммированием:
(4.49)
177
Квадрат частоты свободных колебаний первого тона находят по формуле
^2____ Iq
1
. , лх
sin2-----
L
znj + Am 2
-----------/1
m0
(4.50)
В формулах (4.49) и (4.50) m0 и /0 представляют собой соответственно
единичную интенсивность массы и единичный момент ннерцнн сечення судна,
вводимые для удобства вычислений.
Момент инерции / эквивалентного бруса подсчитывают по обычным пра-
вилам без редуцирования пластин, для чего набирают миделевое сечение
при неизвестном еще максимальном изгибающем моменте. Из сложившегося
тупика выходят, применяя метод последовательных приближений. Сначала,
ориентируясь на прототип, определяют отношение максимального изгибаю-
щего момента к наибольшему изгибающему моменту СПК на тихой воде
в крыльевом режиме и, сохраняя это отношение для проектируемого судна,
находят Л1тах- Для этого момента набирают конструктивный мидель и оп-
ределяют для него момент инерции. Распределение момента инерции по
длине производят по прототипу.
Затем, после определения для проектируемого судна действующего мо-
мента, вносят изменения в конструктивный мидель и в последующем прибли-
жении уточняют форму упругой линии, частоту свободных колебаний пер-
вого тона, обобщенные силы, главную координату и другие элементы.
Частота свободных колебаний должна быть взята с учетом поправок
на потенциальную энергию сдвига и кинетическую энергию вращения по-
перечных сечений корпуса судна
^|иепр = ^ 1 + *1 + *2
(4.51)
Таблица 4.7
Схема определения собственной частоты первого тона
Номер отсека /» м4 1 т/м Д т, т/м т,4-Д т, т/м т,4-Д т т,4-Д т 21 т0 X 1 L 2
1 2 3 4 5 6 7 8 9 \
Нос 1 2 20 Корма 0
Сумма —
Исправлен- ная сумма — — — — — —
178
Поправка на сдвиг
л*Е10 / Д£ \
GFnp£2 \ £ )
(4.52;
где G — модуль сдвига, равный для алюминиевых сплавов примерно
0,265-108 кН/м2; Fnp— приведенная площадь при сдвиге, приблизительно
равная площади вертикальных стенок эквивалентного бруса. Поправка на
вращение поперечных сечений
k - т1ДпР
1Ото£2[—
2 , Л2
1 + ~Г
-|- К tn _2
----------/1
т0
(4.53)
где тг — средняя интенсивность массы судна без присоединенных масс,
воды; Нщ, — приведенная высота борта.
Расчеты удобно вести в табличной форме (табл. 4.7).
Если учитывать приближенность определения внешних снл, дальней-
шее уточнение расчета частоты свободных колебаний и формы колебаний
первого тона, по-видимому, не имеет смысла и на первом приближении можно
остановиться.
Более точные расчеты, методы которых изложены в специальной лите-
ратуре, имеют смысл на этапе технического проектирования и разработки
рабочих чертежей, когда имеются обширные материалы по испытаниям бук-
сируемых моделей, а также самоходных моделей на открытом водоеме.
вертикальных колебаний методом Рэлея—Папковича
(7)-(9) S (10) , Л X (7)-sln S (12) л X sin L ₽-(9) /1 7 , , о — sin’ /о L
10 11 12 13 14 15 16 17 18
0 0
— — - — — —
— — — — — — —
179
24.5. Главная координата, изгибающий момент
и срезывающая сила
Для определения главной координаты ф, используют
уравнение Лагранжа, преобразованное применительно к первому тону вер-
тикальных колебаний [17]
Ф1 + Ф1 + ^1Ф1 = —м > (4.54)
где обобщенная сила
ь
Ф1 = JP(x,/)^х. (4.55)
а
Обобщенная сила может быть задана в виде графика в зависнмостн от
времени t. Обобщенная масса
Afx = Г — fax » ALm0 V W1 + /2. (4.56)
J g
o
Уравнение (4.54) приводят к общему виду
фх = ё~ 'lt ( фо cos + tp°ri sin
-ft *
Сег‘* — 1 Sin Хх (t — x)dx, (4.57)
Xi/- J Afj
О
где частота свободных затухающих колебаний с учетом сил сопротивления
xlr = l/xf + rf. (4.58)
Считают, что в начальный момент удара судно не имеет ни вертикального
отклонения, ни вертикальной скорости, т. е. ф0 = ф = 0.
Поскольку Фх (/), как правило, задается в виде графика или таблицы,
то интегрирование заменяют суммированием с переменным верхним преде-
лом. Время действия силы удара разбивают на п равных интервалов А/А
= Т/п.
Величина коэффициента сопротивления гх прн вибрации исследована
еще недостаточно. Ориентировочно принимают
гх = 0,07Хх. (4.59)
На величину наибольшего значения главной координаты фх сопротив-
ление гх мало влияет. Оно влияет, главным образом, на время затухания ко-
лебаний (обычно три-четыре колебания). Поэтому для нахождения главной
координаты можно допустить, что гх = 0.
При указанных допущениях формулы для главной координаты прини-
мают вид:
— для времени, меньшего
tfjj — ——— ( sin X]// Фх (/») cos Xx/f —
2ХхЛ4х \ i=o
i \
— cos X,xi; Ф1 Vi) sin Wt > (4.60)
i=0 /
180
— для времени, большего Г (/>п),
ф. = _ М— sin Фх (/,) cos Xx/z — cos ХЦ/ 2 (Мsin Xx/i
2ХхЛ1х i=0 i=0
(4.61
Прн плоском ударе крыла (стартового элемента) о воду продолжитель-
ность удара мала по сравнению с периодом свободных колебаний корпуса,
а величина импульса силы остается конечной, т. е.
(4.62)
5Пр = ФЛ/»0.
В этом случае главная координата (при гх = 0)
е
Фх = -—sin Хх/.
Х1Л4х
(4.63)
Приведенный импульс для этого случая находят по формуле
Snp — Sfxp >
(4.64)
где Лр — координата формы колебаний первого тона в точке, где располо-
жено крыло
т
S = J PQe~Vdt х
о
р0= мг —К— уг0
1 + и
(4.65)
После определения и фх нетрудно по формулам (4.45) найти изгибающие
моменты и перерезывающие силы.
24.6. Приближенные способы определения
изгибающего момента на волнении
Для ориентировочных оценок величин расчетных из-
гибающих моментов, действующих на СПК при волнении, можно восполь-
зоваться рекомендациями Регистра СССР [24].
Изгибающие моменты при движении СПК в водоизмещающем положе-
нии для случая его удара о волну носовой оконечностью (прогиб) и средней
частью (перегиб) определяют по формуле
Мр =
DL
— п«л,
(4.66)
где «пл — перегрузка в ЦТ судна при ударе корпуса о волну в зависимости
от высоты волны 3%-ной обеспеченности и относительной скорости отрыва
носовой части корпуса Ргд = — , снимаемая с графика (рис. 4.17).
К//В75
181
Изгибающий момент при крыльевом режиме движения СПК определяют
по формулам
Л4кр — Л4т. впкр‘>
пкр — 1
Ькр \
0,8У \ Г
VАкр / .
Я (Ан ~Ь Як)
Акр
(4.67)
где Мт, в — момент при движения СПК на крыльях в условиях тихой воды,
определяемый по расчетной схеме, приведенной в табл. 4.6, или по формуле
(4.42); /гв — расчетная высота волны 3%-нон обеспеченности, м; V — ско-
рость СПК на тихой воде, м/с; /гН) /гк — глубина погружения носового и
кормового крыльев соответственно, м.
Рис. 4.17. Зависимость перегрузок в ЦТ судна при ударе кор- '
пуса о волну от относительной скорости и высоты волны
1 — прогиб, hB= 3,5 м; 2 — перегиб (3,5 м); 3 — прогиб (2,0 м); 4 — пе-
региб (2,0 м); 5 — прогиб (1,25 м); 6 — перегиб (1,25 м)
§ 25. Особенности расчета прочности
крыльевого устройства
В зависимости от конструктивной схемы крыльевое уст-
ройство рассчитывают либо как балку с жестко заделанным верхним концом
стойки (одностоечные схемы), либо как раму с жестко заделанными в кор-
пусе стойками.
При определении эпюр изгибающих моментов для каждого пролета,
крыльев и стоек необходимо рассмотреть все возможные в эксплуатационных
условиях наихудшие сочетания усилий от внешних сил.
Усилия, действующие на несущее крыло, подсчитывают по формуле
(4.33) и принимают по наибольшей величине. При этом без заметной погреш-
ности можно считать нагрузку равномерно распределенной по размаху не-
сущего крыла. Не исключено оголение малопогруженных крыльев на вол-
182
нении. Для этого случая силу удара крыла о воду определяют по формуле
(4.30).
На стойки крыльев помимо сжимающих усилии от сил, возникающих
на несущих плоскостях, действуют боковые силы реакции воды при цирку-
ляции судна и при боковом Ветре.
Центробежная сила при циркуляции судна
Уц = —
g
V2
4.68)
где Уд — скорость судна на циркуляции, ориентировочно равная эксплуа-
тационной скорости при использовании номинальной мощности главных
двигателей; Дц — радиус циркуляции судна (ориентировочно может быть
принят в пределах от семи до девяти длин судна). Поскольку маневрирова-
ние СПК может осуществляться и в
момент шквального ветра, то к цент-
робежной силе следует прибавить
силу давления ветра на боковую
поверхность судна
^ZSiPi- <4-69)
На стойки и несущие элементы
кормового крыльевого устройства
могут действовать также моменты,
возникающие при воздействии на
стойки нескомпенсированного за-
крученного потока, отбрасываемого
тянущими винтами, или в резуль-
тате перераспределения давлений
при несимметричных срывах потока.
Следует также учитывать силы, воз-
никающие на рулях, и направление
их действия.
Для предварительной оценки
конструктивной схемы крыльевой
рамы можно воспользоваться при-
ближенной формулой, служащей для
определения величины пролета между
стойками или длины консоли крыла
<— 1 (JrS
/пр = kcb |/ , (4.70)
Рис. 4.18. Схемы для расчета рамы-
крыла: а — характер нагрузки на
несущее крыло; б — характер на-
грузки на стойки
где k — коэффициент, для речных СПК k = 1,0; для морских — k = 0,3.
В формуле (4.70) приняты размерности: Ь —- м; от — тс/м2; S — м2; D — т.
После определения нагрузок и уточнения конструктивных размеров по
методу угловых деформаций рассчитывают крыло (рис. 4.18, а) как раму
с неподвижными узлами. Для углов поворота в узлах 1 и 3 составляют два
уравнения и находят опорные моменты. Затем определяют пролетные мо-
менты от нагрузки и строят эпюры изгибающих моментов для каждого про-
лета. По максимальному изгибающему моменту определяют минимальный
момент сопротивления поперечного сечения несущего крыла
W'min =
Мизг
ОДоп
(4.71)
183
После этого находят среднюю толщину обшивки профиля крыла 6, при
которой обеспечена его прочность. Необходимо решить уравнение
4R г
63 — Зеб2 + 2с26 — —---^-U7min = 0, (4.72)
7 b
которое справедливо для сегментного профиля с плоской нижней кромкой
и дает хорошие результаты для плоско-выпуклых профилей других типов.
Толщина обшивки профиля должна быть значительно меньшей, чем полу-
толщина профиля:
s«y-
(4.73)
Чем ближе величины толщины обшивки и полутолщины профиля, тем менее
рациональна конструкция (в пределе — сплошной профиль).
В случае, когда повышение толщины профиля крыла исключается из-за
условий кавитации на больших скоростях, а число стоек конструктивно
не может быть увеличено, можно допустить на наиболее напряженных участ-
ках вставки крыла сплошного профиля (из поковок). Минимальный мо-
мент сопротивления сплошного сегментного профиля (для верхней точки
Дужки)
О
W'rnin = —— be*. (4.74)
Стойки (рис. 4.18, б) рассматривают для простоты расчета как балки
с жестко закрепленными концами. Боковые нагрузки qq в силу наличия
крыла следует принимать одинаковыми, а сжимающие — Rt — в соответст-
вии с расчетом реакции опор многопролетной балки — несущего крыла.
С погрешностью в безопасную сторону стойку можно считать консоль-
ной, загруженной распределенной нагрузкой на части пролета. По макси-
мальному изгибающему моменту находят минимально необходимый момент,
сопротивления стойки в корневом сечении
^min =-----22Е-. (4.75)
°доп
Напряжения сжатия в стойках
(4.76)
не должны превышать Эйлерова напряжения с запасом устойчивости не
менее 2,5.
Эйлерово напряжение находят из равенства
2,04л2£/
--------
№
(4-77)
При конструировании стойки следует удовлетворить всем условиям,
выраженным равенствами (4.75), (4.76) и (4.77). При этом действующие рас-
четные напряжения от изгиба и сжатия в сумме не должны превысить адоп
в формуле (4.74). Элементы поперечного сечения стойки целесообразно рас-
считать не только для корневого сечения и сечения у несущего крыла, но
и для одного- двух промежуточных сечений. Это создает уверенность в’ ра-
циональности конструкции стойки.
При уточнении конструкции крыльевого устройства следует иметь
в виду, что масса несущего крыла уменьшается с увеличением толщины про-
184
филя. Однако из условий бескавитационного обтекания относительная тол-
щина профиля должна сохраняться неизменной, и вслед за увеличением тол-
щины профиля должна расти хорда. Соответственно уменьшается размах
крыла для сохранения неизменной его общей площади (подъемной силы).
Использовать этот путь нужно осторожно, так как с уменьшением относи-
тельного размаха крыла заметно ухудшаются его гидродинамические каче-
ства, что приводит к увеличению мощности главных механизмов, их массы
и запасов топлива.
Массу несущего крыла можно уменьшить также, сокращая пролеты пу-
тем установки дополнительных стоек. Но это создает дополнительное сопро-
тивление, а кроме того, не приводит к общему снижению массы крыльевого
устройства.
Из сказанного видно, что конструирование крыльев является обще-
проектной задачей и должно осуществляться совместно с конструирова-
нием остальных элементов судна при окончательном уточнении его характе-
ристик.
Поскольку крылья воспринимают не только статические, но и динами-
ческие нагрузки, возникающие в реальных условиях морского волнения,
на более поздних стадиях проектирования производится проверка динами-
ческой прочности крыла при ударах волн в стартовые элементы (или мало-
погруженные несущие крылья) и при гармоническом изменении силы поддер-
жания, обусловленном изменением заглубления крыла, а также скосом по-
тока из-за орбитального движения частиц воды в волне.
Проверка динамической прочности тем более важна, что частота сво-
бодных колебаний крыльевых балок соизмерима с кажущейся частотой
волнения. На практике могут иметь место резонансные явления, что делает
возможным появление опасных напряжений, а также усталостных
явлений.
Методы проверки динамической прочности приведены в специальной
литературе [8, 17, 32].
§ 26. Нормирование запасов прочности
Рационально спроектированной признается конструк-
ция, на которую израсходовано наименьшее количество материала и в ко-
торой при соответствующем принятому запасу прочности увеличении внеш-
них усилий напряжения не превзойдут опасных пределов.
Нормирование запасов прочности включает в себя:
— назначение норм для опасных напряжений;
— назначение запасов прочности и норм для допускаемых напряжений.
Необходимость определения запасов прочности обусловлена недосто-
верным значением внешних сил. При нормировании запасов прочности учи-
тываются:
— характер действующих нагрузок, т. е. степень их случайности;
— точность определения внешних сил;
— механические свойства материала конструкции и тщательность из-
готовления последней;
— влияние на прочность технологии;
— опыт постройки и эксплуатации аналогичных судов;
— срок службы судна;
— последствия, связанные с нарушением прочности.
Опыт постройки и эксплуатации судов позволил сформулировать общие
принципы выбора опасных напряжений.
1. Для общих напряжений при постоянной неизменной по величине на-
грузке за опасное напряжение принимают:
— для нормальных напряжений — предел текучести материала (стали
и титановые сплавы) или долю предела текучести (алюминиевые сплавы),
в частности для сплавов АМг рекомендуется [24] принимать о0 = 0,9 o0t2
185
(<т0, 2 — условный предел текучести алюминиевых сплавов, соответствующий
относительному удлинению 0,2%);
— для касательных напряжений — 0,57 соответствующих нормальных
опасных напряжений (т0 = 0,57 сг0);
— для заклепочных соединений при сдвиге — предел упругого сколь-
жения заклепки, зависящий от характера соединения;
— для заклепочных соединений при растяжении заклепок — предел
текучести материала заклепок;
— для сварных швов—опасные напряжения, исчисляемые от предела
текучести металла шва.
2. Для напряжений, имеющих переменный и знакопеременный характер,
за опасное напряжение принимается предел усталости основного материала,
а для конструкций — предел усталости имеющихся в них сварных или за-
клепочных соединений.
3. Для нормальных и касательных напряжений конструкций, которые
могут потерять устойчивость формы, за опасное напряжение принимается
критическое напряжение (Эйлерово с поправкой на изменение модуля нор-
мальной упругости).
Нормы для допускаемых напряжений регламентируются классифика-
ционными обществами, например Регистром РСФСР и Регистром СССР,
(25, 24] или юридически согласованными временными договорами между
Таблица 4.8
Допускаемые нормальные напряжения
Допускаемые напряжения СПК
Наименование конструкции Характеристика расчетных напряжений речных [25] морс- ких [24]
от от от ав от а0
Продольные связи кор- пуса Несущие элементы крыльев Стойки крыльев Закрылки, стартовые элементы Напряжения от общего из- гиба при наибольшем расчет- ном изгибающем моменте Напряжения от расчетных нагрузок на волнении: симметричных относитель- но ДП несимметричных (наличие крепа) Напряжения от расчетных нагрузок на волнении: симметричных относитель- но ДП несимметричных Напряжения от расчетных нагрузок в условиях волне- ния (момент выхода судна на крыло) 0,35 1,0 0,8 1,0 0,25 0,55 0,45 0,55 0,50 0,65 0,9(^ 0,65 0,90 0,90
заказчиком и проектантом. Нормы допускаемых нормальных напряжений
приведены в табл. 4.8. Кроме того, необходимо учитывать следующее:
— допускаемые касательные напряжения тд принимают равными 0,57
соответствующих допускаемых нормальных напряжений;
186
— устойчивость изолированно работающих конструкций (пиллерсы,
стойки крыла, раскосы и т. п.) должна вдвое превышать расчетные нормаль-
ные напряжения в этой конструкции;
— допускаемые напряжения на динамические нагрузки следует прини-
мать в долях (примерно 0,4—0,6) от предела усталости материала при числе
циклов Уц 107.
Способы нормирования запасов прочности постоянно совершенствуются,
изучаются свойства и особенности конструкционных материалов, применяе-
мых для СПК [26, 27]. Совершенствуется также методология подхода к изу-
чению проблемы нормирования. В последние годы исследователи все боль-
шее внимание уделяют вероятностным методам, позволяющим на фоне слу-
чайных наслоений выявить закономерности, лежащие в основе явления.
Перспективным представляется предложение Б. П. Кузовенкова [27,
с. 40—45] о выявлении фактических запасов прочности корпусных конструк-
ций, изготовляемых из алюминиевых сплавов с различными прочностными
характеристиками. Определяя коэффициент запаса прочности и отношением
математических ожиданий предельной прочности тг и нагрузки mq, запишем
mq
в зависимости от вероятности разрушения Рр можно иайти
1 + Ут2(^ + Л2)-?^
Коэффициенты изменчивости нагрузки (действующих напряжений) Aq н
предельной прочности (разрушающих напряжений) Дг определяются зна-
чениями квадратичных отклонений aq и о> математических ожиданий mq
н тг соответствующих величин по формулам
= Аг = ^-.
mq тг
(4.80)
Коэффициент у иосит название характеристики безопасности и связан с ве-
роятностью разрушения
Рр = _1---Ф(т),
(4.81)
где Ф (у) — функция Лапласа.
Величина Aq может быть определена по принятому в практике проекти-
рования методу установления допустимого уровня нагруженности конструк-
ций. В настоящее время считается, что максимальные действующие напря-
жения в условиях волнения имеют место при 0,5%-ной обеспеченности. При
этом они не должны превышать напряжений на тихой воде более чем вдвое.
Учитывая, что допускаемые напряжения принимаются (для общего изгиба)
равными половине опасных, и считая закон распределения нормальным,
можно получить
m9 = 0,25aon; а<7 = 0,097ооп; Aq — 0,388.
Эти величины могут несколько измениться при накоплении достаточного
статистического материала по напряженному состоянию корпусов СПК в ус-
ловиях эксплуатации.
Величины тг, ог и Аг могут быть получены на основе статистической
обработки имеющихся данных по предельной прочности в процессе испыта-
187
ний опытных конструкций. В зависимости от стабильности механических
свойств материала, его отработанности квадратичное отклонение характе-
ристик прочности от математического ожидания может быть небольшим
и коэффициент изменчивости Аг может оказаться меньше, чем у более проч-
ного, но технологически недоработанного материала с большим разбросом
характеристик. Согласно формуле (4.79) при уменьшении Аг коэффициент
запаса прочности уменьшается. При равных вероятностях разрушений мо-
жет оказаться, что допускаемые напряжения для менее прочного, но техно-
логически отработанного материала могут быть повышены, а следовательно
получена экономия массы материала корпуса.
Изложенный подход к выбору типа материала и нормированию запаса
прочности позволяет с высокой надежностью сделать заключение о предпоч-
тительности того или иного конструкционного материала и определить мо-
мент перехода на новый материал.
Часть Н
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
СУДОВ
НА ВОЗДУШНОЙ
ПОДУШКЕ
ОСНОВНЫЕ
УСЛОВНЫЕ
ОБОЗНАЧЕНИЯ
А — автономность
а — коэффициенты
В — ширина корпуса
®ВП — ширина воздушной по-
душки
Вк. к —ширина металлическо-
го корпуса
ВСк — ширина скега
Ьо — ширина «пятки» скега
СХ( — составляющие коэф-
фициента полного со-
противления
D — диаметр винта или ра-
бочего колеса нагнета-
теля
d — диаметр втулки нагне-
тателя или
диаметр втулки винта
Е — модуль нормальной
упругости материала
ГПр — площадь продольных
связей корпуса
G — полное водоизмещение
(масса) СВП
g — ускорение силы тяже-
сти
go — ускорение от удара
йтп — удельный расход
топлива
Н — высота корпуса
Н„ — высота корпуса иа ми-
® дель-шпангоуте
Нск •— высота скега
h — высота зазора в свету
Ав — высота висения над
водой
Авп — высота висения иад
впадиной
Лго — высота гибких ограж-
дений
АСк — отстояние скега от
опорной поверхности
Аэ — высота висения над
жестким экраном (рас-
стояние от жесткого
экрана до днища)
hw — высота волны
Jz — момент инерции массы
СВП относительно по-
перечной оси, прохо-
дящей через центр
масс
К, k — коэффициенты
L —длина корпуса
LB — » судна по ватер-
линии
£вп — длина воздушной по-
• душки
LM. к — длина металлического
корпуса
Lnp —• приведенная длина
Век — длина скега по ва-
терлинии
LiK—длина модели
' /г. р — периметр поперечного
сечения гибкого реси-
вера
/к. м — плечо ветрового кре-
нящего момента
/п — плечо от основной пло-
скости до центра пло-
щади парусности
191
Ip — расстояние от основ-
ной ПЛОСКОСТИ ДО
точки приложения бо-
ковой силы на рулях
М — изгибающий момент
Мкр — кренящий момент
Mxg — момент веса
Me — восстанавливающий
момент крена
т — масштаб модели
W — мощность двигателя
А/ат — потери мощности на
изменение атмосфер-
ных условий по срав-
нению со стандарт-
ными
А/ВОд — потери мощности на
просасывание воздуха
для главных двигате-
лей через водоотдели-
тели
NBn — мощность, затрачивае-
мая на подъем
nkb — мощность, необходи-
мая для движения
Мдл — длительная мощность
энергетической уста-
новки
Мот — мощность, отбираемая
от двигателя, напри-
мер, на обогрев по-
мещений или водоот-
делителей
/Vп — полная мощность энер-
гетической установки
Мп. о — количество подвижных
ограждений
Мпр — мощность, отбираемая
от трансмиссии для
привода различных
механизмов
Мтр — потери мощности в
трансмиссии
Муст — установленная мощ-
ность
п — частота вращения
«пасс» пэк — численность пассажи-
ров, экипажа соот-
ветственно
Р — сила поддержания
свп
Рпр — продольная реактив-
ная сила
Pi — различные составляю-
щие весовой нагрузки
СВП
р — давление за нагнета-
телем; полный напор
рвп — давление в воздушной
подушке
ррп м — давление в воздушной
подушке модели
рВгн — давление в i-й секции
воздушной подушки
рр — давление в ресивере
Q, Qm — объемный расход воз-
духа, поступающего
в воздушную по-
душку, для СВП и
для модели соответст-
венно
д — 0,5 ру2 — скоростной
напор
7? — дальность плавания;
радиус винта, рабо-
чего колеса нагнета-
теля
Rw — сила удара волны
г — радиус кривизны обо-
лочки гибкого ограж-
дения, втулки винта,
нагнетателя
— площадь парусности
5ВП — » воздушной по-
душки
5Н> *$к — площадь истечения
воздуха из-под носо-
вого и из-под кормо-
вого подвижного ог-
раждения соответст-
венно
SH. к — площадь навесных
конструкций в плане
— площадь i-й насадки
Sp( — » i-ro руля
5см — » смоченной по-
верхности скегов
5См0 — площадь смоченной
поверхности скегов
в режиме висения
— площадь i-ro стабили-
затора
Si — площадь i-й секции
воздушной подушки
S —площадь мидель-шпан-
® гоута
S.. — площадь мидель-шпйн-
гоута модели
Т — осадка
Т’зап — запас осадки скега
Тск — осадка скега
То — статическая тяга
— температура газа пе-
ред турбиной
Т3 — температура на входе
в компрессор
v — скорость длительного
полного хода СВП
192
vH — скорость судна при
нормальном водоиз-
мещении СВП
t/расч — расчетная скорость
СВП
vs — средняя рейсовая ско-
рость СВП
Vy — вертикальная ско-
рость СВП
vyK — вертикальная ско-
рость СВП относи-
тельно поверхности
волны
ув — скорость ветра
ум — » модели
иГ(1; vrK — скорость истечения
воздуха из воздушной
подушки в нос и в
корму соответственно
VyB — вертикальная ско-
рость перемещения
волновой поверхно-
сти
ITк — объем корпуса
Го. к — ъ основного кор-
пуса
Гск — объем скегов
wa — аксиальная скорость,
вызванная в струе
винта
wa — аксиальная скорость,
вызванная задним вин-
том в диске переднего
— аксиальная скорость,
вызванная передним
винтом в диске зад-
него
о>н — объем надстройки
i — » i-ro яруса над-
стройки
ajp — объем рубки
Х( — абсцисса центра тяже-
сти i-й секции воз-
душной подушки
—— длина волны
yt — ордината центра тя-
жести площади i-й
секции воздушной по-
душки
ук — расстояние между на-
ружной и внутренней
линиями крепления
гибкого ограждения
к корпусу по верти-
кали
гк — расстояние между ли-
ниями крепления гиб-
кого ограждения по
горизонтали
znp — аппликата продоль-
ной реактивной силы
Zg — аппликата центра тя-
жести СВП
Хь Yit Zi — составляющие сил по
координатным осям
ав = Хв G — угол волно-
вого склона; средний
угол наклона волновой
поверхности к гори-
зонту под действием
системы перемещаю-
щегося давления в
воздушной подушке
ав max — наибольший угол вол-
нового склона
асК — коэффициент полноты
площади ватерлинии
скега
Р — угол дрейфа
Рек — средний угол внеш-
ней килеватости скега
У — удельный вес воды
Ум — удельный вес мате-
риала корпуса
бр — угол перекладки ру-
ля
— коэффициент качества
винта
т]в — КПД воздухонагнета-
теля
т]дв — КПД движителя
тц — идеальный КПД вин-
та
0 — угол крена
ф — угол дифферента
л — удлинение жесткого
корпуса
Хвп = LBn/BBn— удлинение
воздушной подушки
— длина волны
va — коэффициент кине-
матической вязкости
воздуха
vr — коэффициент кине-
матической вязкости
воды
£ — остаточное сопротив-
ление движению СВП
— коэффициент тревия
скегов
ра — массовая плотность
воздуха
рг — массовая плотность
воды
р^ — радиус инерции СВП
а — поперечные напряже-
ния в гибком ограж-
дении
7 Заказ № 1856
193
сгоп — опасное напряжение
<*расч — допускаемое расчет-
ное напряжение
ат — предел текучести
вр — коэффициент нагрузки
по упору
<р — угол наклона струи,
образующей гибкое
ограждение, к гори-
зонту
ф — угол дифферента
ф0 — равновесный угол
city — угловая скорость
рыскания
со2 — угловая скорость из-
менения дифферента
хН| ^к» хск — коэффициенты суже-
ния струи при исте-
чении воздуха из-под
носового подвижного
ограждения, из-под
кормового подвижного
ограждения и из-под
скега соответственно
Раздел I
основы
ОБЩЕГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ
СВП
Глава I. ПРОБЛЕМЫ СОЗДАНИЯ СВП
Идея создания воздушной «подушки» для подъема кор-
пуса судна над поверхностью воды возникла много десятилетий тому назад,
однако техническое воплощение она получила лишь в предвоенные годы.
В 1937—1940 гг. в нашей стране коллективом специалистов под руководст-
вом проф. В. И. Левкова были созданы амфибийные катера на воздушной
подушке нескольких типов с отличными ходовыми качествами на тихой воде.
Так, катер Л-9 водоизмещением 14 т достигал скорости 73 уз. Однако море-
ходность катеров проф. В. И. Левкова была еще весьма ограниченной.
После Великой Отечественной войны группа проф. В. И. Левкова про-
должила работы над совершенствованием катеров на воздушной подушке,
однако возможности двигателестроения в те годы не позволили создать море-
ходные СВП с необходимыми характеристиками.
В конце 50-х годов в Великобритании были начаты интенсивные иссле-
дования, связанные с созданием судов на воздушной подушке. На первом
этапе исследовались СВП так называемой сопловой схемы (изобретение
Коккерела). В короткие сроки англичанам удалось построить и испытать
опытные катера SRN1, SRN2, SRN3 водоизмещением от 4 до 37 т. Были про-
ведены экспериментальные работы, позволившие приступить к проектиро-
ванию и строительству сначала небольших амфибийных катеров на воздуш-
ной подушке SRN5 и SRN6 водоизмещением 6,8 и 9,25 т, рассчитанных на
перевозку 20 и 38 пассажиров соответственно, а затем и паромов SRN4
(254 пассажира, 32 автомобиля).
В 60-х годах исследования, связанные с созданием судов на воздушной
подушке, уже вели в нескольких странах. В ряде стран были созданы и про-
шли всесторонние испытания КВП — корабли на воздушной подушке. США
использовали катера на воздушной подушке SK5 во время войны во Вьетнаме.
В настоящее время корабли и катера на воздушной подушке входят в состав
вооруженных сил Англии, США, Японии и других стран.
Известны два принципиально отличных типа судов на воздушной по-
душке:
амфибийные, корпус которых при движении может полностью отры-
ваться от воды (СВПА);
неамфибийные, или скеговые,— с неполным отрывом корпуса от воды
и жесткими бортовыми ограждениями — скегами (СВПС).
Амфибийные СВП (СВПА) имеют гибкое ограждение зоны воздушной
подушки по всему периметру, способны выходить на берег, преодолевать
7* 195
препятствия, двигаться над участками суши, надо льдом. Скорость движения
СВПА может достигать 70—90 уз. Движителями этих судов служат воздуш-
ные винты. Амфибийные СВП по архитектуре мало похожи на обычные суда
водоизмещающего или глиссирующего типа.
Скеговые СВП (СВПС) по архитектуре, принципам общего расположе-
ния, энергетическим установкам, устройствам управления, движителям
близки к обычным водоизмещающим судам.
Амфибийные пассажирские СВП получили широкое признание. В по-
следние годы свыше 30% пассажиров, пересекающих Ла-Манш, пользуются
автомобильно-пассажирскими паромами SRN4. На линиях, связывающих
английские порты Дувр и Рамсгейт с французскими портами Кале и Бу-
лонь, регулярно курсируют пять паромов SRN4 (1,5 млн. пассажиров и
свыше 200 тыс. автомобилей в год). СВП успешно конкурируют с водоизме-
щающими тихоходными паромами. Довольно успешная эксплуатация пас-
сажирских судов SRN6 на коротких морских линиях побудила англичан
искать пути совершенствования СВП, повышения их пассажировместимости,
мореходности, надежности, рентабельности.
Наиболее простым оказался путь создания модификаций первых образ-
цов. В результате проектных и экспериментальных исследований на основе
проекта SRN6 Мк. 1, в 1973 г. были созданы СВП SRN6 Мк. 6 водоизмеще-
нием 15,9 т и пассажировместимостью 58 чел. На основе проекта SRN4 Мк. 1
создана модификация SRN4 Мк. 2 водоизмещением 200 т, рассчитанная на
перевозку 282 пассажиров и 37 автомобилей. Третья модификация — судно
SRN4 Мк. 3 водоизмещением 300 т (400 пассажиров и 59 автомобилей), его
корпус удлинен на 43%, мощность энергетической установки увеличена
на 12%.
Параллельно с совершенствованием пассажирских СВП в Англии ве-
дут широкие работы по созданию амфибийных военных кораблей на воздуш-
ной подушке. На основе проекта SRN5 и SRN6 созданы варианты десантных
и патрульных катеров. Серийно строят КВП ВН-7 в вариантах ракетном,
патрульном, десантном.
Страны НАТО особое внимание уделяют использованию КВП в качестве
противоминных кораблей. Утверждается, что преимуществами противомин-
ных КВП по сравнению с обычными тральщиками являются более высокая
стойкость к подводному взрыву, низкий уровень акустического поля, высо-
кая скорость на переходе и сравнительно более простые условия обслужи-
вания в связи с возможностью выхода на берег. В Англии разработаны ко-
рабли ПМО в двух вариантах: носители обычных тралов (ВН-7 Мк. 5А) и
тральщики-искатели (SRN4 Мк. 4).
Амфибийные СВП строят в Англии также фирмы «Воспер Торникрофт»
(СВП VT-1, VT-2) и «Энфилд Мэрин». В США все работы по амфибийным
КВП ведут только по заказам министерства обороны. В 1965 г. была принята
программа создания системы быстроходных амфибийных десантно-высадоч-
ных средств для ВМС США (программа AALC). После всесторонних военно-
экономических исследований было признано, что требованиям к современ-
ным десантно-высадочным средствам в наибольшей степени отвечают катера
на воздушной подушке амфибийного типа.
Двум конкурирующим фирмам было поручено создание двух опытных
катеров. В 1977 г. эти катера с условными обозначениями Джефф (А) и
Джефф (Б) были построены. Водоизмещение катеров 157 и 150 т, грузоподъем-
ность — 54,4 т, скорость 50 уз, дальность плавания — 200 миль. После срав-
нительных испытаний катеров будет выбран наилучший вариант для серий-
ного строительства.
Значительные работы по созданию амфибийных СВП проводят во Фран-
ции. С 1968 г. строят 27-тонные пассажирские СВП N 300 для внутренних
линий. В 1971 г. была начата постройка двух 250-тонных автомобильно-
пассажирских паромов «Нэвиплан» N 500, предназначенных для рейсов
в Средиземном море и на линии Булонь—Дувр. Первое судно было завер-
шено постройкой в апреле 1977 г., но в период испытаний на СВП в цехе за-
вода возник пожар, судно сгорело. Второе судно было завершено строительст-
196
вом в конце 1977 г. СВП «Нэвиплан» рассчитано на перевозку 200 пассажи-
ров и 60 автомобилей.
Более чем десятилетний опыт эксплуатации амфибийных СВП показал,
что эти новые скоростные суда удобны, надежны, рентабельны при перевоз-
ках пассажиров, автомашин и грузов на речных, прибрежных и коротких
морских линиях.
Корабли и катера на воздушной подушке амфибийного типа нашли ши-
рокое применение и для военных целей. Получили подтверждение преиму-
щества десантных и десантно-высадочных кораблей на воздушной подушке,
определенные результаты получены при исследовании противоминных воз-
Рис. 1.1. Тенденции увеличения водоизмещения судов на воздуш-
ной подушке
В ряде стран ведутся разнообразные исследования, связанные с даль-
нейшим совершенствованием СВП и их перспективным развитием. Анализ
этих исследований позволяет увидеть следующие основные тенденции в раз-
витии СВП амфибийного типа.
Водоизмещение СВП (рис. 1.1) возрастает, что обусловлено в первую
очередь стремлением создавать более вместительные суда, отвечающие тре-
бованиям массовых перевозок на особенно напряженных линиях. Рост во-
доизмещения достигается в ряде случаев (SRN4, SRN6) при создании новых
модификаций судов в результате их существенного (до 43%) удлинения.
Создаются и новые типы СВП сравнительно большого водоизмещения.
Скорость амфибийных СВП на тихой воде и при безветрии уже сейчас
достигает 65—70 уз, хотя эксплуатационная скорость находится в пределах
40—45 уз.
Технически возможно повышение скорости судна на тихой воде до
80—90 уз в результате совершенствования конструкции гибких ограждений,
формы корпуса, повышения энерговооруженности СВП.
Мореходность СВП постоянно повышается. Если для SRN4 Мк. 1 пре-
дельно допустимым считалось состояние моря 4—5 баллов (высота значи-
тельных волн /г]4% = 2,7 м, скорость ветра 16 м/с) и при этом скорость СВП
падала до 28 уз, то ожидается, что SRN4 Мк. 3 при тех же условиях будет
развивать скорость до 40 уз, а скорость 28 уз будет достигаться при высоте
волн /г]4 = 3,6 м (рис. 1.2).
И все же обеспечение мореходности — наиболее сложная научно-тех-
ническая проблема совершенствования СВП. Снижение скорости судна на
197
Рис. 1.2. Мореходность СВП SR N4
(зависимость скорости судна от
интенсивности волнения)
1—11 — варианты
Рис. 1.3. Уменьшение энерговооруженности английских СВП
в процессе их развития
волнении, большие размахи килевой и вертикальной качки, значительные
вертикальные перегрузки снижают эффективность СВП. В настоящее время
основные пути повышения мореходности СВП — совершенствование гибких
ограждений и введение систем автоматического регулирования давления
в секциях воздушной подушки и в камерах гибкого ограждения.
Энерговооруженность СВП, характеризуемая отношением полной мощ-
ности энергетической установки к полному водоизмещению, постепенно сни-
жается. Как видно из рис. 1.3, энерговооруженность английских СВП сни-
зилась с 90—100 л. с./т на первых катерах до 50 л. с./т на последних модифи-
кациях SRN4 и ВН-7.
В энергетических уста-
новках амфибийных СВП на-
ходят применение только газо-
турбинные двигатели (за исклю-
чением опытных или любитель-
ских СВП, где могут приме-
няться карбюраторные двига
тели). Единичная мощность
этих двигателей постоянно
растет (рис. 1.4).
Особенности условий ра-
боты энергетических установок
СВП (интенсивное забрызгива-
ние) не позволяют использо-
вать в качестве двигателей
обычные авиационные ГТД.
Авиационные двигатели тре-
буют «маринизации», дора-
ботки, в частности замены
материала ряда деталей, спе-
циальной их обработки и вве-
дения антикоррозионных по-
крытий. В перспективе, ви-
димо, будет продолжаться со-
здание двигателей для СВП в
морском исполнении путем
конвертирования серийных
авиационных двигателей, а
СВП большого водоизмещения
получат корабельные газовые
турбины. Важнейшим направлением совершенствования ГТД для СВП будет
повышение их экономичности.
Интенсивное забрызгивание СВП при разбеге и движении на волне-
нии приводит, как правило, к засолению двигателей и быстрому ухудше-
нию параметров их работы. Для борьбы с засолением необходимо
обеспечивать очистку поступающего в двигатель воздуха, для чего на
СВП устанавливаются специальные системы сепарации. Совершенствование
систем сепарации — важная техническая проблема.
Новые технические проблемы предстоит решить и при создании воз-
душных винтов большой мощности. В отличие от самолетных винты для СВП
должны обеспечивать сравнительно малые скорости движения судна и боль-
шую тягу при преодолении «горба» сопротивления. Винты должны быть ре-
версивными и приспособленными к работе в условиях интенсивного забрыз-
гивания.
Мощность единичных винтов и винтовых комплексов возрастает, изу-
чается возможность увеличения диаметра винтов (на SRN4 Мк. 3 диаметр
винтов достиг 6,4 м), повышения их КПД, большое внимание уделяется ис-
следованиям комплекса винт—насадка, имеющего определенные преимуще-
ства при скоростях движения, характерных для СВП. Особое внимание уде-
ляется снижению уровня шума винтов.
199
Г одь!
Рис. 1.4. Тенденции роста агрегатной
мощности главных двигателей СВП
«
Самостоятельной научио-техннческой проблемой является совершенст-
вование конструкции и материала гибких ограждений СВП. Гибкие ограж-
дения обеспечивают мореходность СВП, их остойчивость, амфибнйность,
ходовые качества и в конечном итоге — надежность и безопасность эксплуа-
тации СВП. В конструировании гибких ограждений достигнуты большие
успехи, однако поиски новых конструктивных решений и создание более
прочных и износоустойчивых материалов продолжаются.
Важнейшая проблема — повышение надежности и безопасности плава-
ния СВП. Аварии СВП и даже случаи их опрокидывания лишь подчеркивают
необходимость усиления внимания к вопросам безопасности их эксплуата-
ции. Есть все технические предпосылки для создания потенциально безо-
пасных СВП, соответствующих заданным условиям эксплуатации.
К основным мероприятиям, обеспечивающим безопасность эксплуатации
перспективных СВП, можно отнести:
повышение мореходности и, в частности, улучшение управляемости;
конструктивные мероприятия, обеспечивающие предотвращение пожара
и эффективную борьбу с ним;
применение негорючих материалов и исключение материалов, выделяю-
щих отравляющие вещества при горении;
обеспечение эвакуации пассажиров при авариях;
повышение надежности энергетической установки и систем управления,
в том числе в результате резервирования агрегатов и систем (реализация
принципа безопасности отказа).
Зона использования СВП постоянно расширяется. Ведутся исследования
возможности использования СВП в Арктике и круглогодичной эксплуата-
ции СВП в бассейнах замерзающих рек и озер. Работы в этом направлении
особенно интенсивно проводятся в Канаде и США.
Конструирование скеговых СВП, как и амфибийных, началось в 60-х
годах, но развивалось медленнее. Первые образцы пассажирских скеговых
СВП, созданные в Великобритании и эксплуатировавшиеся в 1962—1963 гг.,
оказались неудачными. В 1967—1968 гг. были построены 20-тонные суда
НМ. 2, рассчитанные на перевозку по речным линиям 60—65 пассажиров
со скоростью 55—65 км/ч.
В 1979 г. в Великобритании была завершена постройка пассажирского
парома НМ. 5 с корпусом из стеклопластика водоизмещением 73 т, рассчитан-
ного на 200 пассажиров. Скорость парома 65—75 км/ч.
Несколько типов скеговых пассажирских СВП для речных и прибреж-
ных линий было создано за последние годы в нашей стране. Суда типа «Зар-
ница» (водоизмещение 14 т, 48 пассажиров, скорость 36 км/ч) и типа «Орион»
(35 т, 80 пассажиров, 53 км/ч) успешно эксплуатируются, осваивается мор-
ское СВП «Чайка» (45 т, 80 пассажиров).
В США изучение перспектив развития СВП и КВП скегового типа
проводилось сначала по единой программе ВМС и министерства торговли.
Однако в последние годы программа была нацелена только на создание ко-
раблей военного назначения. Проектные исследования показали, что реально
создание в ближайшей перспективе СВП водоизмещением 2000—3000 т, а
в дальнейшем возможно увеличение водоизмещения до 5000—10 000 т.
Для экспериментальной проверки основных инженерных решений в
1971 г. по заказу ВМС США двумя конкурирующими фирмами были
построены опытные СВП SES-100A и SES-100B водоизмещением 100 т, раз-
личные по архитектурной компоновке, ЭУ, типу движителя.
На СВП SES-100A энергетическая установка состоит из четырех газо-
вых турбин мощностью по 3400 л. с., соединенных системой трансмиссий с
двумя двухступенчатыми водометными движителями и тремя осевыми нагне-
тателями.
Энергетическая установка SES-100B состоит из трех морских газовых
турбин мощностью по 4200 л. с., соединенных через систему передач с двумя
полупогруженными суперкавитирующими гребными винтами регулируемого
шага, и трех газовых турбин мощностью по 620 л. с., приводящих систему
нагнетателей воздуха.
200
Испытания опытных СВП, проводившиеся в течение трех лет, подтвердили
хорошие ходовые качества и мореходность катеров. Катер SES-100A при
движении на волнении с высотой волн до 3 м развивал скорость до 85 км/ч,
a SES-100B на тихой воде достигал скорости 167 км/ч.
В ходе испытаний были получены все экспериментальные данные, не-
обходимые для проектирования и строительства КВП большого водоизмеще-
ния. Было принято решение о создании опытного КВП 2KSES водоизмеще-
нием 2000—2200 т. В 1976 г. министерство обороны США перенацелило про-
грамму работ по крупным океанским КВП на создание корабля-прототипа
водоизмещением 3000 т (программа LSES). Были выданы соответствующие
заказы, однако в конце 1977 г. при проводимом министерством обороны со-
кращении «программ с высокой степенью риска» программа LSES была
прекращена, хотя расходы к тому времени превысили 300 млн. долларов
(при стоимости всей программы 705 млн. долларов).
В качестве причин, побудивших принять решение о прекращении ра-
бот по созданию КВП водоизмещением 3000 т, приводились следующие со-
ображения:
прн существующей энергетике не представляется возможным создать
КВП с дальностью хода, отвечающей требованиям ВМС к кораблям такого
водоизмещения;
КВП с корпусом из алюминиевых сплавов обладают недостаточной жи-
вучестью и пожаробезопасностью (при этом делалась ссылка на гибель фран-
цузского СВП N 500 в результате пожара);
экономические затраты на строительство КВП водоизмещением 3000 т
не компенсируются теми тактическими преимуществами, которыми будет
обладать КВП.
Трудно судить, является ли прекращение программы LSES временным
или в США убедились в нецелесообразности развития этого направления.
Очевидно только, что весь комплекс теоретических, экспериментальных и
проектно-конструкторских работ подтвердил техническую возможность соз-
дания на основе современной техники СВП скегового типа водоизмещением
до 3000 т.
В целом в развитии скеговых СВП следует отметить следующие тен-
денции:
технические возможности роста водоизмещения скеговых СВП значи-
тельно превышают возможности амфибийных СВП;
если для водоизмещения амфибийных СВП технический предел в бли-
жайшие 10—15 лет не превысит 500—600 т, то на этот период реально гово-
рить о скеговых СВП водоизмещением 3000—5000 т.
Недостатком больших скеговых СВП с газотурбинными установками
является ограниченная дальность плавания. Новые возможности для разви-
тия океанских СВП может открыть атомная энергетика. В США изучается
возможность использования для СВП атомной энергетики в связи с исследо-
ванием ее применения в авиации.
Для СВП большого водоизмещения наиболее перспективны водометные
движители, так как размещение на таких судах большого числа кавитирую-
щих гребных винтов затруднительно. В настоящее время уже созданы во-
дометы мощностью 25—30 тыс. л. с. Создание водометных движителей мощ-
ностью 40—50 тыс. л. с.— сложная, но разрешимая научно-техническая
проблема.
Скорость крупных скеговых СВП при рациональной энерговооружен-
ности (40—60 л. с./т) может достигать 90—120 км/ч.
Мореходность СВП будет возрастать при увеличении их водоизмещения.
СВП водоизмещением более 3000 т будут иметь практически неограниченную
мореходность.
Перспективы развития скеговых СВП большого водоизмещения в зна-
чительной степени зависят от возможностей создания новых легких кон-
струкционных материалов. Современные алюминиевые сплавы не в полной
мере отвечают требованиям к материалам для СВП: их прочностные характе-
ристики и огнестойкость недостаточно высоки.
201
Глава II. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ОБЩЕГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ
СВП
§ 1. Методологические основы проектирования
СВП
Создание судна на воздушной подушке — сложный и
длительный динамический процесс, основные этапы которого — проектиро-
вание, строительство и испытания СВП. Под проектированием судна, в том
числе и СВП, принято понимать процесс разработки технической докумен-
тации, определяющей основные элементы и характеристики судна, его архи-
тектуру, принципы общего расположения, конструкцию отдельных узлов
и агрегатов.
Предельно лаконичную формулировку конечной цели проектированиа
дал русский кораблестроитель И. Г. Бубнов: «Задача проектирования судна
заключается в составлении таких чертежей его, чтобы построенное по ним
судно удовлетворяло всем заданиям, положенным в основу составляемого
проекта . . .» По этой формулировке предполагается, что задание на проек-
тирование, раскрывающее назначение судна и условия его эксплуатации,
разрабатывает заказчик. Он же формулирует специальные требования к
судну.
Практически же в наше время далеко не всегда в задании с достаточной
полнотой излагаются все требования к судну. Обычно требования задания
ограничиваются формулировкой назначения судна или даже системы судов,
указанием района использования и характера перевозимого груза. В этих
условиях задача проектирования существенно расширяется: проект должен
содержать подробное технико-экономическое обоснование типа судна (или
ряда судов) и его основных элементов с экономическим анализом всего пе-
риода эксплуатации системы судов.
Вообще характерная особенность современного проектирования судов—
возрастание значения технико-экономического анализа и внедрение методов
поиска наилучших (оптимальных) решений, позволяющих оценивать эффек-
тивность судна в системе соответствующих транспортных средств.
Проектирование судов из чисто технического процесса превратилось
в процесс технико-экономический. Уместно в связи с этим напомнить слова
известного конструктора самолетов О. К. Антонова: «Характерная особен-
ность техники сегодняшнего дня — ее максимальная оптимизация, т. е.
достижение максимального результата при минимуме затрат». Технико-
экономические обоснования СВП начинают на самых ранних стадиях проек-
тирования на основе анализа распределения грузо- и пассажиропотоков и
прогнозирования роста объема пассажирских и грузовых перевозок.
Достаточно подробно вопросы формирования функции общественной
полезности судна изложены в гл. II ч. I книги при рассмотрении СПК. С не-
значительными поправками эти положения могут быть использованы при
рассмотрении СВП.
Процесс проектирования СВП включает, как правило, четыре этапа:
исследовательское или предэскизное проектирование на стадии выра-
ботки концепции судна и обоснования его места в системе транспортных
средств;
эскизное проектирование;
техническое проектирование;
разработка рабочих чертежей.
Методически стадии проектирования СВП не отличаются существенно
от стадий, принятых при проектировании обычных водоизмещающих судов,
однако качественной особенностью разработки проектов СВП является не-
обходимость проведения большого комплекса экспериментально-исследова-
202
тельских работ, особенно модельных испытаний, для обоснования инженер-
ных решений на всех стадиях проектирования.
Отметим еще одну особенность проектирования СВП. Проектирование
обычных судов и самолетов основано на опыте, накопленном в течение мно-
гих десятилетий в различных областях науки и техники, и на длительной
инженерной практике проектирования, конструирования и постройки со-
тен типов судов и летательных аппаратов. Практика проектирования СВП
во всем мире ограничивается созданием в лучшем случае нескольких десят-
ков типов судов, а теория проектирования СВП находится на самых началь-
ных стадиях развития.
Особое значение при проектировании СВП имеют его первые этапы —
исследовательское и эскизное проектирование. Опыт показывает, что более
90% всех принципиальных технических решений принимают именно на на-
чальных стадиях проектирования. К началу разработки технического про-
екта, как правило, уже обоснован наилучший вариант СВП, определена его
архитектура, выбран состав энергетической установки, выполнены основные
технико-экономические расчеты. Следующие стадии проектирования позво-
ляют уточнить и детализировать проект и разработать полный комплект до-
кументации, но главные вопросы проекта при этом не пересматриваются.
Основные элементы СВП в начальных стадиях исследовательского про-
ектирования целесообразно определять в двух-трех приближениях.
В первом приближении определяют варианты проекта, подлежащие
исследованию. Для каждого варианта выполняют расчет так называемых
независимых масс, а затем на основании статистическихданных о СВП опреде-
ляют для каждого варианта водоизмещение, главные размерения, мощность
энергетической установки. На этой же стадии обосновывают выбор архитек-
турного типа, разрабатывают эскизы общего расположения, позволяющие
установить принципиальную возможность размещения пассажиров, грузов,
основного оборудования при принятых главных размерениях.
Во втором приближении по более точным аналитическим зависимостям
составляют уравнения масс, ходкости, остойчивости, вместимости, мореход-
ности. Путем совместного графоаналитического решения этих уравнений
отыскивают наивыгоднейшее сочетание элементов СВП и его качественных
характеристик.
В третьем приближении по чертежам общего расположения и конструк-
тивным схемам выполняют уточненный расчет нагрузки, ее разбивку по
длине СВП. Строят эпюру изгибающих моментов для расчетных режимов
и делают поверочный расчет общей прочности. Расчеты третьего приближе-
ния позволяют определить главные элементы СВП с достаточной точностью
для перехода к следующей стадии — разработке эскизного проекта.
§ 2. Определение основных элементов СВП
в первом приближении
В первом приближении пределы изменения водоизмеще-
ния, главных размерений и мощности энергетической установки для рас-
сматриваемых вариантов проекта могут быть определены на основе анализа
статистических данных о построенных или спроектированных СВП анало-
гичного назначения. Однако при использовании статистических материалов
следует учитывать, что за рубежом СВП строят в основном авиационные или
бывшие авиационные фирмы на основе авиационной техники и с использо-
ванием документации, принятой в авиационной промышленности. Эта до-
кументация отличается от документации, принятой в отечественном судо-
строении, особенно та ее часть, которая связана с расчетом нагрузки.
В практике отечественного судостроения принято представлять полное
водоизмещение в виде суммы составляющих:
С = ^ + Рг+Рз + Р4 + Р8+Р, + Рв + Р11+Р12+Р1з + Рм + Р1в + Р18,
203
где Рх — масса корпуса (металлический корпус, подкрепления и фунда-
менты, дельные вещи, покрытие и окраска, изоляция и оборудование поме-
щений); Р2 — масса судовых устройств (рулевое, якорное, швартовное,
спасательное, грузовое, рангоут, такелаж, гибкие ограждения ВП, аппа-
рели); Р3 — масса систем (трюмные, противопожарные, водоснабжения, сточ-
ная, фановая, вентиляции, кондиционирования, отопления, гидравлики
и др.); Р4 — масса энергетической установки (двигатели, трансмиссии, пу-
сковая установка, вспомогательные энергетические установки, движители,
системы энергетических установок); Р5 — масса электроэнергетической си-
стемы, внутрисудовой связи и управления; Р7 — масса вооружения (радио-
техническое, средства радиосвязи, навигационное); Р9 — масса запасных
частей; Р41 — запас водоизмещения и остойчивости; Р12 — масса постоян-
ных жидких грузов (остатки жидких грузов в корпусе, топливных и масля-
ных цистернах, механизмах и трубопроводах систем); Р13 — масса снабже-
ния и имущества; Р14 — масса экипажа, провизии, пресной воды, расход-
ных материалов; Р15 — масса перевозимого груза; Р1в — массы запасов
топлива, масла и воды для энергетической установки.
В авиастроении не существует единой классификации нагрузки, но в ос-
нове классификации, принятые в авиастроении многих стран, близки между
собой. В отечественном авиастроении масса аппарата представляется в виде
суммы шести основных составляющих:
бо = Ск + Gc. у "Т" боб. упр + бСЛуж + Gt "Т" бп. н >
где бк — масса конструкции планера (крыло, фюзеляж, оперение, шасси,
окраска); Gc. у — масса силовой установки (двигатели, винты, гондолы,
пилоны, системы двигателей, системы шумоглушения, воздухозаборники,
системы управления двигателями); G06. уПр — масса оборудования и управ-
ления (электрооборудование, гидросистемы, пневмосистемы; аэронавига-
ционное оборудование, радиосвязь, система управления самолетом, системы
безопасности — противообледенительная, противопожарная, кислородная;
система кондиционирования, теплозвукоизоляция, бытовое оборудование,
отделка помещений); бслуж — масса снаряжения и служебной нагрузки
(экипаж, вода, продукты, спасательное оборудование, невырабатываемое
топливо, масло, технические жидкости, запасные части, инструменты); GT —
масса топлива (расходуемое и навигационный запас); Gn. н — масса полез-
ной нагрузки (пассажиры, багаж, перевозимые грузы).
Сравнив нагрузки СВП по классификации, принятой в’судостроении
и авиастроении, можно отметить следующее:
масса корпуса судна Рг превышает массу конструкции планера GK, так
как в судостроении в этот раздел включают изоляцию и оборудование поме-
щений;
масса систем, устройств, электрооборудования, вооружения включается
в авиационной практике в раздел «Оборудование и управление»;
масса энергетической установки Р4 практически соответствует массе
силовой установки Gc. у, если к этому разделу отнести массу систем сепара-
ции воздуха, подаваемого к ГТД, а также массу нагнетателей воздуха (вен-
тиляторов) и трансмиссий;
масса снабжения Р13 -Г Р14 соответствует авиационному разделу «Сна-
ряжение и служебная нагрузка» при исключении масла и невырабатываемого
топлива (в судостроительной практике масло включается в раздел «Топливо,
вода, масло»),
В целом можно считать, что в судостроительной и авиастроительной
практике достаточно хорошо совпадают расчеты нагрузки по разделам
«Масса перевозимых грузов», «Полезная нагрузка», «Топливо». '
В табл. 2.1 приведены данные об укрупненных разделах нагрузки не-
которых английских СВП амфибийного типа. Как видно из таблицы, наибо-
лее устойчивый показатель для СВП — отношение суммы масс полезной
нагрузки и топлива к полному водоизмещению. Это отношение на построен-
ных СВП составляет 38—43%.
204
Таблица 2.1
Нагрузка СВП амфибийного типа, т
Разделы нагрузки SRN5 SRN6, Мк. 1 SRN2 SRN3 SRN4, Мк. 1
Металлический корпус 2,3 2,7 6,3 9,2 57,5
Гибкие ограждения 0,4 0,5 0,8 1,6 3,5
Механическая установка 0,8 0,8 3,8 4,0 23,7
Оборудование 1,2 1,6 5,5 8,3 21,9
Масса порожнего СВП 4,3 5,1 15,6 21,5 103,1
Команда 0,1 0,2 — — 0,5
Топливо 0,9 0,9 4,1 3,8 12,2
Перевозимый груз 1,5 3,05 7,5 12,2 51,6
Полное водоизмещение 6,8 9,25 27,2 37,5 167,4
Полезная нагрузка и то- пливо, % от полного во- доизмещения 35 42 42,5 43 38,5
Поэтому в первом приближении полное водоизмещение СВП можно оп-
ределить по уравнению
0= О^ОЛЗ =2>3-2’6tP15+P18(G)]. (2.1)
В этом уравнении масса полезной нагрузки включает массы пассажиров,
багажа, груза, специального вооружения, боезапаса. Уравнение (2.1) ре-
комендуется решать в такой последовательности:
для рассчитанной массы полезной нагрузки Р15 назначают три водоиз-
мещения, соответствующие, например, значениям
= 3SP15, 62 = 4,5SP15> G3 = 6SP15;
масса топлива для этих трех водоизмещений определяется по зависи-
мости
Pie — 0,08GjgTn ,
где для расчетов первого приближения можно принимать gm —
= 0,25 кг/(л. с.-ч);
уравнение (2.1) решается графически.
Наиболее простой прием — построение кривых G в координатах зада-
ваемого (G^ G2, G3) и получаемого [по формуле (2.1)] водоизмещения. Пе-
ресечение кривых G с лучом из начала координат под углом 45° к осям и дает
решение уравнения. Так как в уравнении (2.1) численный коэффициент имеет
предел изменения от 2,3 до 2,6, решение уравнения также будет неоднозначно.
Зная значение водоизмещения в первом приближении, можно опреде-
лить главные размерения СВП и необходимую мощность энергетической
установки.
При определении главных размерений можно воспользоваться некото-
рыми статистическими данными. Так, отношение длины СВП к ширине на-
ходится в пределах 1,8—2,4. Среднее давление в воздушной подушке у по-
строенных СВП изменяется в довольно широких пределах — от 140
До 530 кгс/м2.
205.
На осиоваиии опыта постройки судов в Англии рекомендуемый диапа-
зон среднего давления в воздушной подушке пассажирских СВП может быть
принят по формуле
рвп = 90 4-105G,/5. (2.2)
Для СВП специального назначения (например, для таикодесаитиых ко-
раблей), при проектировании которых экономические показатели и ударные
перегрузки ие являются определяющими, давление в воздушной подушке
может быть повышено в два раза и более. Данные о пределах изменения дав-
ления в воздушной подушке СВП амфибийного типа приведены иа рис. 2.1.
Рис. 2.1. Пределы изменения давления в воздушной подушке
СВПА
Заштрихована зона давлений, рекомендуемая для пассажирских СВП
Приняв значение давления в воздушной подушке, нетрудно определить глав-
ные размерения:
Ввп= „ ~ °-95Ьвпввп’ (2‘2)
^вп
откуда ________
Ввп = 1,025 Р^вп^вп и Ввп = ^“впввп-
Необходимая мощность энергетической установки СВП в первом при-
ближении может быть определена иа основании статистических данных об
эиерговооружеииости СВП. Для обеспечения движения иа тихой воде со
скоростью около 60 уз эта энерговооруженность (отношение полной мощно-
сти главной механической установки к полному водоизмещению) должна
составлять около 100 л. с./т при некотором увеличении этой цифры (иа 10%)
для малых судов и уменьшении ее (иа 15—30%) —для судов больших раз-
206
меров. Примерно 2/3 мощности энергетической установки СВП затрачивается
иа движение и V3 — на подъем. Зная в первом приближении полное водоиз-
мещение СВП, мощность энергетической установки и главные размерения,
можно приступить к общей архитектурной компоновке и разработке эскизов
общего расположения.
Способы определения водоизмещения СВП скегового типа в первом при-
ближении во многом аналогичны способам, используемым при проектиро-
вании СВПА, однако проектирование СВПС имеет особенности. Рассмотрим
последовательно процесс оценки водоизмещения и главных размерений
СВПС.
Отправной точкой для определения водоизмещения СВПС является со-
отношение между заданной массой полезной (коммерческой или военной)
Рис. 2.2. Зависимость удельной мощности ЭУ скеговых СВП от их
массы
нагрузки Р16 и статистическими данными о доле этой нагрузки в полном во-
доизмещении судна G. Таким образом оценивается возможный диапазон зна-
чений водоизмещения судна
G = -^-.
£15
Величина $16 колеблется в широких пределах, примерно от 0,05 до 0,20, что
вызывает чрезвычайно большой разброс значений водоизмещения. Поэтому
возникает дополнительное условие — масса запаса топлива Р13 определяется
по заданным дальности плавания и скорости судна. При этом используют
приближенные статистические данные об удельной мощности главной ЭУ
судна N/G и осреднением удельном расходе топлива gTn, а также более устой-
чивый статистический показатель — отношение массы переменных грузов
(дедвейта) к полному водоизмещению СВПС. На этой стадии проектирования
в дедвейт включают сумму масс полезной нагрузки и топлива (рис. 2.2 и 2.3):
Л'п = (Уп/6) G; (2.3)
’ Pie — N ungmS/v", (2.4)
G = (P1B+P„)/f(G), (2.5)
207
где
Nn/G = f(G, v); ' (2.6)
gTn = 0,300 кг/(кВт-ч) — для газотурбинной ГЭУ; gTn = 0,245 кг/(кВт-ч) —
для дизельной ГЭУ.
Решая совместно уравнения (2.3) н (2.6), уточняют возможное значение
полного водоизмещения судна.
После оценки водоизмещения СВПС возникает возможность определе-
ния размерений судна: длины н ширины воздушной подушки Двп и Ввп,
высоты скегов Нск, длины, ширины и высоты корпуса L, В, Н. Прн этом
определении используют параметр Рвп/Ьвп, характеризующий относитель-
ные деформации водной поверхности при продольном движении судна, и
связанное с ними волновое сопротивление, основное соотношение размеров
^вг/^вп (также связанное с характером волнообразования), относительное
водоизмещение скегов и заданную высоту волны, характеризующую
мореходность судна.
Рис. 2.3. Зависимость величины f (G) для СВП от их массы
На рис. 2.4 приведены кривые, с помощью которых можно определить
^вп и Ввп по вычисленному значению G и принятым соотношениям Рвп/Ввп
и Ьвп/Ввп> Кривые рассчитаны по формулам
Двп = 1/JG~V^)(LBn/gBn) ; (2.7)
V /’вп^'вп
Ввп = ^вп^вп^вп)- (2-8)
Величина G—уIFCK представлена в виде KwCjfG, где Kwa = l—yWCK/G.
Анализ результатов проработок различных вариантов СВПС, выполнен-
ных в США [44], показывает, что ориентировочные значения Рвп/Авп и
^вп^вп для РаСчетов в первом приближении могут быть найдены по кри-
вым, приведенным на рис. 2.4 и 2.5, в зависимости от FrD, равного
Fr„—. (2.9)
И
Длина СВПС в первом приближении может быть оценена по формуле
L = kLLBn>
где = 1,10-s- 1,20 в зависимости от архитектурного оформления оконеч-
ностей судна.
208
Рис. 2.4. Зависимость соотношения размерений воз-
душной подушки СВПС от их массы и Рвп/Ьвп
------рвп/£вп = 15 кгс'/м’ (°.15 кПа/м):-РВП/£ВП ~
= 25 кгс/м3 (0,25 кПа/м)
Рис. 2.5. Зависимость гидродинамического качества СВПС от их
массы и числа Фруда йв = /1ВОЛН/ V D/Уг! Ргд = VlVgV D/yr
Рис. 2.6. Зависимость коэффициента ke от формы мидель-шпангоута
скега
Ширину СВПС оценивают по формуле
В=Ввп[1+2МВск/ВВп)]> (2-1Р>
где Вск^ввп определяется по рекомендациям, приведенным в § 5; kB —
коэффициент, учитывающий архитектурную форму мидель-шпангоута и
устанавливаемый с помощью рис. 2.6.
Высоту скега в районе мидель-шпангоута //ск определяют по заданной
мореходности судна. Для лучшего использования определенной расчетом
высоты скегов днище в носовой части корпуса несколько приподнимают,
что дает возможность избегать ударов волн при продольной качке судна.
С другой стороны, приподнятое днище приводит к существенному увеличе-
нию высоты проема, перекрываемого носовым подвижным ограждением,
т. е. усложняет и утяжеляет его конструцию.
Высота борта основного корпуса определяется на основе вычисления
объема, необходимого для размещения оборудования, перевозимого груза,
помещений экипажа и т. п. с учетом принятого при проектировании между-
палубного расстояния. Объем скегов обычно используют для размещения
запасов топлива, машинных отделений, кладовых, мастерских и других вспо-
могательных помещений. Объем надстройки грузовых СВПС составляет не
более 5—10% суммарного объема, а на пассажирских и других СВПС другого
назначения он может быть 10—20% и более.
Главные размерения, полученные таким образом, служат основой для
разработки теоретического и конструктивного чертежей корпуса, а также
для важнейших расчетов, например для оценки давления в воздушной по-
душке по формуле
Рви = (Рвп/^вп) Ввп-
§ 3. Определение главных элементов СВП
во втором приближении
Второе приближение — отыскание наивыгоднейшего со-
четания основных элементов и главных размерений СВП, которое обеспечит
решение основных задач проектирования судна при минимальных затратах
или при минимальном водоизмещении.
Из теории проектирования судов известно, что основные элементы
судна могут быть определены на основании совместного решения системы
уравнений, устанавливающих связь между качественными элементами судна
и требованиями задания. Это положение теории проектирования судов при-
менимо и при проектировании СВП амфибийного и скегового типов. Основ-
ными уравнениями при проектировании СВП являются:
уравнение масс (или уравнение баланса масс), связывающее массу каж-
дой составляющей нагрузки судна с его главными размерениями;
уравнение мощности, выражающее зависимость необходимой мощности
энергетической установки от водоизмещения, главных размерений и скорости
СВП;
уравнение остойчивости, устанавливающее связь между параметрами
остойчивости и главными размерениями СВП;
уравнение мореходности, связывающее размерения судна и его энерго-
и тяговооруженность с мореходностью (характеризуемой высотой волн
3%-ной обеспеченности, при которой возможна эксплуатация СВП);
уравнение непотопляемости, устанавливающее соотношение главных
Размерений судна, позволяющее сохранить заданную высоту надводного
борта при повреждениях корпуса, регламентированных правилами;
211
уравнение вместимости, связывающее главные размерения с объемом
судовых помещений, необходимым для размещения грузов, запасов, меха-
низмов и устройств;
уравнение стоимости, выражающее зависимость стоимости постройки
СВП от его главных элементов.
3.1. Уравнение масс
Уравнение масс — основное уравнение проектируемого
СВП. Как и для летательных аппаратов, для СВП недопустимо утяжеление
(перегружение) судна, поэтому расчеты масс при проектировании СВП имеют
исключительно важное значение.
На ранних стадиях проектирования невозможен подетальный расчет
всех составляющих нагрузки судна. (Такой расчет возможен только на за-
вершающих стадиях технического проектирования и при разработке рабо-
чих чертежей.) На ранних стадиях проектирования расчет масс выполняют
по упрощенным формулам. По структуре построения и обоснованности вы-
вода эти формулы условно подразделяют на функциональные (теоретические)
и статистические (эмпирические). Наиболее правильно при проектировании
использовать функциональные формулы, так как в основе их вывода лежит
нахождение связи между массой конструкции, ее размерами и действующими
нагрузками, что позволяет использовать эти формулы для параметрического
анализа.
Однако обоснование функциональных формул требует накопления ста-
тистического материала, на основе анализа которого устанавливают стати-
стические коэффициенты, входящие в функциональные формулы.
При проектировании СВП приходится пользоваться довольно простыми
статистическими и функциональными формулами преимущественно парной
корреляции. В связи с этим характеристики масс СВП на начальной стадии
проектирования определяются со значительно меньшей точностью, чем аэро-
гидродинамические характеристики.
Нельзя не отметить, что СВП — новое транспортное средство и еще не
сложились традиции их проектирования. Неизбежно будут происходить
качественные изменения архитектурных форм СВП, конструктивных схем,
компоновки энергетических установок. Эти изменения должны учитываться
при проектировании, и весовые формулы при таких изменениях необходимо
проверять и совершенствовать.
Наибольшие трудности в начальных стадиях проектирования связаны
с расчетом массы корпусных конструкций, составляющей до'ЗО—35% пол-
ного водоизмещения. Если учесть, что масса полезной нагрузки (груз +
топливо) составляет около 39—43% водоизмещения, становится очевид-
ным, что любая экономия массы корпусных конструкций приведет к увели-
чению полезной нагрузки или дальности плавания.
В связи с этим при проектировании СВП важнейшее значение приобре-
тает выбор материала корпуса. На СВП нельзя применять авиационные кон-
струкционные материалы из-за их недостаточной коррозионной стойкости
в морских условиях. Как материалы для корпуса СВП могут рассматриваться
сталь, алюминиевые сплавы, титан, стеклопластики. При анализе следует
учитывать не только прочностные характеристики, но и коррозионные ка-
чества, стоимость материала и его обработки.
Расчеты показывают, что применение титана на СВП экономически не
оправдано, сталь не отвечает требованиям СВП по своим весовым характе-
ристикам, поэтому корпуса всех современных СВП строятся в основном из
алюминиевых сплавов или стеклопластиков, рассчитанных на эксплуата-
цию в морских условиях.
Для некоторых несущих конструкций (особенно для грузовых палуб)
могут применяться композитные конструкции, в частности силовые трехслой-
ные панели с сотовым заполнителем, имеющие высокие характеристики проч-
ности и жесткости, при небольшом объемном весе. В целом же следует учи-
212
тывать, что совершенствование баланса масс конструкций СВП должно до-
стигаться применением современных, но не очень дорогих материалов.
При выполнении расчетов нагрузки во втором приближении необходимо
учитывать конкретную общую компоновку СВП, которая должна быть раз-
работана по результатам первого приближения. При расчете нагрузки по
разделу «Металлический корпус» можно условно расчленить элементы кор-
пуса на две группы: продольные связи, обеспечивающие общую прочность
СВП; поперечный набор днища, бортов, палуб и продольных переборок,
местные конструкции и поперечные переборки.
Для установления массы продольных связей воспользуемся уравнением
прочности, связывающим действующие на СВП внешние силы с напряже-
ниями в связях корпуса.
Уравнение прочности имеет вид
Мщах = ^T^min- (2Л1)
В практике проектирования судов для определения изгибающего мо-
мента широко используют зависимость
„ GL
Мщах------— ,
Л
где G — полное водоизмещение, т;
L — длина судна по ватерлинии, м;
/С — коэффициент, определяемый по статистическим данным.
Изгибающий момент СВПА определяют для нескольких расчетных слу-
чаев:
а) при постановке на подошву волны (движение в водоизмещающем по-
ложении, без воздушной подушки (ВП);
б) при движении на волнении на ВП с заданной скоростью хода;
в) при быстрой потере ВП из-за неисправности энергетической уста-
новки, когда судно при большой скорости «проваливается»;
г) при взаимодействии с грунтом (при «грубой» посадке на опоры).
При расчете крупных СВП определяющим в ряде случаев оказывается
первый режим. Для широкого диапазона водоизмещении построенных СВП
коэффициент К оказался недостаточно устойчив. Так', для SRN4 Мк. 1 и для
американских Джефф /С = 5,5.
Для судов меньшего водоизмещения коэффициент /С увеличивается
до 7—10. Поэтому значение коэффициента К при проектировании следует
принимать по ближнему прототипу. Допускаемые напряжения в продольных
связях корпуса на этом этапе проектирования можно принимать равными
0,4 от.
Минимальный момент сопротивления эквивалентного бруса может быть
представлен в виде
Fmln = F9HKg, (2.12)
где F3 — площадь продольных связей, включенных в эквивалентный брус,
см2;
— высота корпуса на мидель-шпангоуте, м.
Анализ статистических материалов показывает, что обычно для СВП
коэффициент | находится в пределах 0,25—0,35.
Тот же анализ дает основание сделать следующий вывод: из-за малых
толщин листов и больших вырезов в надстройках СВП далеко не все про-
дольные связи включают в расчет эквивалентного бруса (примерно 40%),
й, следовательно, площадь фактических продольных связей в 2,5 раза мо-
жет превышать расчетную площадь связей эквивалентного бруса.
213
Таким образом,
max = = *Лт1п = °>4ОЛЯЙ = *Лрод^ (2’13>
Рпрод —
GL
•
Масса продольных связей (т)
Р прод — а17м
GL2
(2.14)
(2.15)
где ах — коэффициент, учитывающий изменение площади сечения продоль-
ных связей к оконечностям (ах = 0,93).
Массу остальной части корпуса, включая подкрепления и фундаменты,
можно принять пропорциональной площади обшивки, палуб, переборок,
или 1ГК2^.
Тогда общая масса металлического корпуса может быть найдена по фор-
муле
р = а V ______________________ 4- a 1Г2/3
oioi “11м н i .
(2.16)
Значение коэффициента а, Для построенных СВП колеблется в пределах
0,17—0,22.
Массу навесных металлических конструкций (предусмотренных, напри-
мер, на SRN6) определяют дополнительно по зависимости (Рн. к, т)
Ри. к = °-06SH. ЛпЮ-3>
где SH. к — суммарная площадь навесных металлических конструкций в
плане, м2.
Масса (т) дельных вещей и окраски может быть определена по зависи-
мости
роюз= 0.02G.
0105
Массу судовых устройств (рулевого, якорного, швартовного, буксир-
ного, спасательного, подъемного) рекомендуется определять по зависимости
Р02 = 0.4 (G//P вп) (2.17)
ИЛИ
Р02=К/?2/3, (2.18)
где Ку = 0,13.
Масса гибкого ограждения зависит от его размеров, характеристик ма-
териала, принятой схемы секционирования подушки, давления в воздушной
подушке и особенностей требований к условиям эксплуатации данного СВП
(движение над сушей, льдом и т. п.). Массу гибкого ограждения (т) можно
рассчитывать по формуле
Р02п го = 0,12 G'Bn + рвп) ^гоРвгГ10 (2.19)
(гибкие ограждения СВП относятся к разделу нагрузки «Устройства»),
Массу по разделу «Снабжение, имущество» (т) рекомендуется рассчиты-
вать по зависимости
Pia = 0,06G. (2.20)'
214
Масса судовых систем (т) может быть определена по формуле
Рз=Кст1Гк> (2.21)
где значение К ст зависит от назначения СВП, его автономности; для корот-
корейсовых СВП /Сет = 0,0025.
Масса электрооборудования (т) зависит от суммарной мощности электро-
станций, главных размерений и объема СВП:
Р5 = /<элО2/3. (2.22)
Коэффициент пропорциональности Кэл следует принимать по прототипу.
Среднее значение Кэл =0,05.
Масса энергетической установки включает двигатели, редукторы, валы,
нагнетатели и воздушные винты и зависит от общей компоновочной схемы
установки, характеристик двигателей, количества и типа нагнетателей
и винтов. Масса энергетической установки (т) может быть определена по фор-
муле
Р* = Км 2 АС Ю~3, (2.23)
где Кы — коэффициент пропорциональности (удельная масса энергетической
установки), определяемый по данным прототипов.
На основе опыта постройки СВП принимается: Км = 1,1 для энергети-
ческих установок с раздельными приводами винтов и нагнетателей Км =
= 1,5 -т- 1,8 для совмещенных установок, имеющих единый привод винтов
и нагнетателей.
Дедвейт включает: 1) массу экипажа с багажом, продовольствием и прес-
ной водой, определяемую с учетом заданной автономности по соответствую-
щим документам; 2) массу перевозимого груза, определяемого заданием.
Для пассажирских СВП в расчетах нагрузки массу пассажиров с багажом
принимают на основе опыта постройки СПК (в среднем 93 кг) или опыта,
накопленного в авиации (90 кг); 3) запас топлива и масла (т), который мо-
жет быть определен по формуле
К ч
^в = ^п2^дл— .10-3, (2.24)
К дл — 0,8У п.
Для СВП со сравнительно большой дальностью плавания, имеющих
большой диапазон изменения водоизмещения во время плавания, дальность
плавания должна'определяться по логарифмической зависимости
R = 2300
GHt>H
S У N
°ТП Zj дл
G
’ger-
(2.25)
где GH, GCT — водоизмещения СВП нормальное и с израсходованным топли-
вом соответственно.
Уравнение масс СВП снегового типа по структуре принципиально не
отличается от уравнения масс амфибийных СВП. Однако существенные от-
личия технико-экономических параметров и конструктивных решений, ис-
пользуемых при проектировании скеговых и амфибийных СВП, вызывают
различия и в зависимостях, входящих в уравнения масс. Так, при оценке
массы корпуса СВПС учитывают скеги и действующие на них силы, а также
увеличенные (из-за скегов) линейные размеры корпусов СВПС и действую-
щие на них силы.
В массу энергетической установки СВПС, как правило, входят массы
не воздушных, а водяных гребных винтов или водометных движителей; вме-
сто массы периферийных и секционирующих гибких ограждений при проек-
тировании СВПС рассчитывают массу концевых подвижных ограждений
убирающейся или неубирающейся конструкции и т. п.
215
Массу полезной нагрузки в проектных проработках СВПС, выполненных
за рубежом, определяли следующим образом. В расчетах массу конструкции
(металлического корпуса) принимали равной 25—30% полной массы. Масса
главных и вспомогательных механизмов, оборудования и судового снабже-
ния составляла 20—25%. Таким образом, полезная нагрузка СВПС, вклю-
чающая перевозимый груз (вооружение), топливо и экипаж с провизией,
были оценены в 45—50% от полной массы.
Это соотношение масс принимают н в настоящее время, когда для изго-
товления металлического корпуса предусматривается использование легких
сплавов на алюминиевой основе. В перспективе возможно использование
новых легких и прочных материалов (титановых сплавов, стеклопластиков,
высокопрочных композитных материалов.) Использование новых материа-
лов, как полагают, позволит снизить массу конструкции СВПС на 10—25%
и довести массу полезной нагрузки крупных СВПС до 56% от полной.
СВПС относительно малого водоизмещения имеют менее благоприят-
ное отношение массы полезной нагрузки к полной массе. В табл. 2.2 прнве-
Таблица 2.2
Составляющие нагрузки экспериментальных СВПС
SES-100 и 2KSES
Составляющие нагрузки 2KSES SES-100A SES-100B
масса, т % о масса, т % О масса, т % о
Металлический корпус 617 28,04 34,50 30,16 31,70 33,44
Энергетическая установ- ка: 168 7,64 22,30 19,49 12,69 13,38
система движения 14,70 12,85 7,37 7,77
» поддержания 7,60 6,64 5,32 5,61
Электроэнергетическая си- стема 48 2,18 1,74 1,52 0,65 0,68
Система автоматического управления 54 2,45 — — — —
Вспомогательное оборудо- вание 211 9,59 5,81 5,08 3,07 3,24
Снабжение 111 5,04 — — — —
Общесудовые системы — — 4,21 3,68 1,41 1,49
Вооружение 12 0,54 — — .— —
Запас водоизмещения 147 6,68 — — — —
Водоизмещение порожнего судиа 1368 62,18 68,56 59,93 49,52 52,24
Экипаж 0,42 0,37 0,49 0,52
Снабжение 0,25 0,22
Жидкие грузы 0,05 0,04 10,30 10,86
Полезный груз (экспе- риментальное оборудова- ние) 9,06 7,92
Боезапас 50 2,68
Топливо 773 35,14 36,15 31,60 34,50 36,39
Полное водонзмещенне 2200 100 114,4 100 94,8 100
216
дено распределение масс нагрузок для СВПС SES-100A н SES-100B. В рас-
пределении масс нагрузок по эскизному проекту противолодочного фрегата
2KSES обращает на себя внимание значительная доля топлива в полезной
нагрузке (35 из 43%, т. е. 81% от полезной нагрузки), что, очевидно, выз-
вано стремлением проектантов максимально увеличить дальность плавания
судна. Кроме того, следует учитывать, что американская нормаль нагрузки
не соответствует отечественной и ряд масс для более точного сопоставления
должен быть перераспределен.
Такая переоценка была выполнена на основании данных, приведенных
выше, а также в работах [44, 51, 55]. В результате получена табл. 2.3, где
дано обобщенное распределение составляющих полной массы СВПС, кото-
рое можно использовать для ориентировочных прикидок.
Таблица 2.3
Типовая нагрузка масс СВПС
Статьи нагрузки Нагрузка масс» % от полного водоизмещения
ЭУ на органи- ческом топливе АЭУ
Корпус с оборудованием и устройствами (вклю- чая подвижные ограждения) 30—33 31—35
Общесудовые системы 2—3 2—3
Энергетическая установка 8—10 28—32
Электроэнергетическая система, средства связи и навигации 3—4 2—3
Жидкие грузы 2—6 2—6
Экипаж и снабжение 2—4 2—4
Топливо (органическое) 20—30 2—3
Перевозимый груз (включая пассажиров с ба- гажом) 10—23 12—25
Запас водоизмещения ' 5—6 5—6
Основные составляющие массы СВПС при ориентировочных прикидках
на стадии исследовательского проектирования могут быть получены следую-
щим образом.
Массу корпуса с оборудованием рассчитывают по известным значениям
полного водоизмещения, скорости судна на полном ходу, длины, ширины
и высоты борта корпуса, ширины воздушной подушки, высоты скега (для
заданного материала корпуса, автономности по запасам провизии, числен-
ности экипажа судна и пассажиров пэк и ппас) при следующих допущениях:
расчетный изгибающий момент определяют по общепринятой формуле
МНзг = ОЕПр/Км, но в качестве длины L используют приведенную длину
Lnp = У L2 + В2, а коэффициент Км определяют по кривым, приведенным
на рис. 2.7, в зависимости от G и о;
расчет момента инерции сечения эквивалентного бруса заменяют при-
ближенной оценкой толщины основных связей и поперечных переборок, ко-
торые принимают равными Snp;
объем надстройки принимают равным 20% объема корпуса СВПС.
В табл. 2.4 коэффициент kA принимают по рис. 2.7 (пунктир), коэффи-
циент kB—по рис. 2,8 (в зависимости от заданной автономности плавания
и назначения судна).
Массу общесудовых устройств оценивают по формуле
Р2 = 0,16пэк + 0,11G. (2.26)
217
Массу специального устройства — подвижных ограждений воздушной
подушки — можно найти по формуле
Р2ПО = (0,029-0,001 22рвп) NnOBsnHlK,
где МПО = 2 при наличии только носового и кормового подвижных огражде-
ний; Л/По — 3 при наличии дополнительного секционирующего ограждения.
Рис. 2.7. Зависимости коэффициента изгибающего мо-
мента и поправочного коэффициента Кд от водоизмеще-
ния и скорости СВПС
Рис. 2.8. Зависимость коэффициента Къ от заданной
автономности плавания и назначения судна
-----грузовые СВПС; — — — пассажирские СВПС и паромы
Следующая важная статья нагрузки — масса энергетической установки
Р4, оцениваемая в зависимости от типа ЭУ и ее мощности Nn. Мощность энер-
гетической установки N, в свою очередь, определяется аэрогидродинамиче-
ск'им качеством судна Кг и пропульсивным коэффициентом т]дВ, а также рас-
ходом воздуха Q, давлением в воздушной подушке рвп, коэффициентом даг-
218
ления (отношением давления за воздухонагнетателем к давлению в воздуш-
ной подушке) kp и КПД воздухонагнетателя т|в:
р =2д уу =
4 N
г i
N Рвп
ЗвпО + К») °
Qkp
Пв .
(2.27)
^СгЛдв
где PJN — удельная масса энергетической установки, определяемая в за-
висимости от типа ЭУ: по кривым, приведенным на рис. 2.9 в случае газо-
турбинной ЭУ на органическом топливе; в случае АЭУ Р4/N —0, 004 5 т/кВт;
Kw — коэффициент разгрузки воздушной подушки скегами:
^=(^ск + 2ск)/(5ВПРвп);
Ц7СК — погруженный объем скегов при скорости движения судна v, ZCK —
гидродинамическая подъемная сила на скегах при скорости о; SBn— в рас-
четах исследовательского проектирования СВПС обычно SBn= ^вп^вгг
Массу органического топлива определяют с помощью общепринятой
формулы, учитывающей изменение скорости судна и дальности плавания
вследствие изменения массы судна по мере расходования топлива.
Рис. 2.9. Показатели удельной массы газотурбинных
ЭУ СВП
Остальные разделы массы СВПС при исследовательском проектировании
принимают как долю полного водоизмещения. При специальном исследова-
нии конкретного вопроса соответствующие разделы массы рассчитывают бо-
лее подробно.
В практике проектирования судов принято резервировать водоизмеще-
ние на различных стадиях проектирования судна, назначая запас водоизме-
щения. Различаются три вида запаса водоизмещения (см. гл. II, ч. I книги):
запас на модернизацию, оговариваемый заказчиком в задании;
запас «технического прогресса», принимаемый для компенсации увели-
чения массы при замене старых образцов оборудования новыми в процессе
проектирования и постройки;
запас на возможные ошибки в определении масс из-за приближенности
кораблестроительных расчетов. Этот запас назначает главный конструктор
на различных стадиях проектирования исходя из допустимой степени риска.
Запас водоизмещения зависит от точности методик и может быть строго обос-
нован, если при проектировании выполняют постатейный расчет квадратич-
ных ошибок. Из-за ограниченности статистического материала выполнение
таких расчетов при проектировании СВП затруднительно. Запас водоизме-
щения на начальных стадиях проектирования СВП должен составлять ие
менее 5% от полного водоизмещения.
219
3.2. Уравнение остойчивости
Опыт создания и эксплуатации СВП показывает следую-
щее. На СВП с двухъярусными гибкими ограждениями, характеризующи-
мися правильным секционированием воздушной подушки и коэффициентом
перепада давления в системе ресивер—подушка Рр/Рвп = 1,3, параметры
остойчивости, необходимые по условиям безопасности эксплуатации, могут
быть обеспечены при следующих соотношениях аппликаты центра тяжести
СВП, ширины воздушной подушки и высоты гибкого ограждения:
ЙГО <0.17:
5ВП
zg + frro «дО.ЗЗ.
5ВП
(2.28)
(2.29)
Так как обычно на СВП z„ =
g
(0,5 4-0,6) Н
AM
то можно установить зависи-
мость между высотой борта и шириной СВП:
нк<(0,3 + 0,33) Ввп.
(2.30)
На основе выражений (2.28) и (2.30) могут быть построены кривые за-
висимости ширины судна по воздушной подушке и предельной высоты борта
от водоизмещения. Эти кривые, нанесенные на общий график, можно рас-
сматривать как ограничительные, определяемые условиями обеспечения
остойчивости.
3.3. Уравнение мощности
Суммарная мощность энергетической установки СВП
складывается из мощности, необходимой для движения Nи мощности,
необходимой для создания воздушной подушки VBn.
Мощность, необходимая для движения судна (л. с.), может быть опреде-
лена по формуле
Мдв - ------- .
75т]дВ
В предварительных расчетах можно принять т]дв = 0,55.
Полное сопротивление движению СВП на заданных расчетных режимах
можно рассчитать с достаточной степенью точности по расчетной схеме,
приведенной ниже в табл. 3.2.
На основании этих расчетов можно построить кривые зависимости сум-
марного сопротивления движению на тихой воде и на волнении от водоизме-
щения при различных значениях среднего давления в воздушной подушке
и определить по вышеприведенной формуле мощность, необходимую для
движения.
Располагая данными о сопротивлении движению при различной ско-
рости судна, можно приступить к проектированию движительного комплекса.
Следует учитывать, что суммарная тяга движителей должна на 15—20%
превышать полное сопротивление движению в районе «горба» для обеспече-
ния быстрого набора скорости и выхода на побережье с уклоном до 6°. Прак-
тически считается целесообразным доведение суммарной тяги движителей
при скорости судна, соответствующей «горбу» сопротивления, до 0,1 G. Прр-
ектирование движительных комплексов подробно рассмотрено в гл. VI.
220
Мощность энергетической установки, предназначенную для создания
воздушной подушки и обеспечения остойчивости СВП, можно рассчитать
по схеме, приведенной в гл. VI.
С достаточной степенью точности эту мощность (л. с.) можно также
определить по формуле
<231>
где Q — объемный расход воздуха, направляемого в подушку в режиме
движения на волнении, м3/с; рр = 1,3 Рвп> кгс/м2. По данным статистики,
т]в = 0,5 ч- 0,65.
Необходимый объемный расход воздуха Q можно определить пересче-
том с близкого прототипа (Q = Qnp"i5'2) или по приближенной формуле
Q = 0,8SBn (2.32)
Если часть воздуха от нагнетателя поступает к двигателям («подушку»
используют как ступень сепарации) или к различным агрегатам для их ох-
лаждения, необходимо в формулу (2.32) вводить дополнительный коэффи-
циент /С = 1,1 1,2.
В работе [15] для расчета мощности нагнетательной установки реко-
мендуется зависимость (л. с.)
"вп=(1+iF" (2-зз>
Лв \ °вп /
Мощности, необходимые для движения СВП и создания воздушной по-
душки, рассчитанные по предложенным выше зависимостям, в сумме позво-
ляют определить необходимую длительную мощность энергетической уста-
новки СВП. Обычно длительная мощность газотурбинных двигателей со-
ставляет 0,75—0,8 полной мощности. Следовательно, полная мощность энер-
гетической установки СВП должна составлять 1,25—1,33 рассчитанной дли-
тельной мощности
Мп= 1,25-=- 1,ЗЗМДЛ. (2.34)
3.4. Уравнение мореходности
Мореходность СВПА зависит от его водоизмещения,
размеров, конструкции и формы гибких ограждений, параметров воздушной
подушки (высоты и давления, объемного расхода воздуха в подушку) и тяго-
вооруженности.
Анализ опыта эксплуатации СВПА дает основание сформулировать сле-
дующие условия обеспечения мореходности СВП амфибийного типа:
суда могут находиться в море и двигаться на воздушной подушке при
высотах волн 3%-ной обеспеченности, превосходящих высоту гибкого ограж-
дения в 1,3—1,5 раза (скорость судна при этом может снижаться на 50%);
регулярное плавание СВПА на всех курсовых углах к волне может быть
обеспечено при высотах волн, примерно равных 0,8 высоты гибкого огражде-
ния (скорость судна при этом снижается до 25%).
Так как по условиям остойчивости Лго/Ввп <1 0,17, то эксплуатация
СВПА возможна при высотах волн й3% <1 0,22 -ь 0,25 Ввп-
Регулярное плавание со скоростью около 40 уз возможно при высотах
волн
йз% < 0,1355вп-
(2.35)
221
Движение СВП на волнении возможно при условии, если тяга движи-
телей, рассчитанная с учетом встречного ветра, существенно превышает пол-
ное сопротивление движению судна в районе «горба» сопротивления.
3.5. Уравнение непотопляемости
Требования к непотопляемости СВП в настоящее время
оговорены правилами классификации судов и принятым ИМКО «Кодексом
безопасности для судов с динамическими принципами поддержания». Этими
требованиями предусмотрено, что СВП после повреждения днища или борта
должно оставаться на плаву и иметь положительную остойчивость, причем
угол крена или дифферента не должен превышать 8°, а конечная ватерли-
ния должна находиться по крайней мере на 75 мм ниже уровня любого от-
верстия, через которое может произойти прогрессирующее затопление.
Для расчетов требованиями установлены следующие размеры повреж-
дений:
Повреждения борта
По длине...................• . . . 0,1 длины судна
> глубине........................Не менее 0,12 ширины понтона
» высоте.........................По всей высоте борта
Повреждения днища
По длине....................................... 0,1 длины судна
> ширине...................................... 0,2 ширины судна
» глубине..................................... 0,02 » судна
Обычно плавучесть СВП обеспечивается основным конструктивным
элементом корпуса — понтоном, разделенным продольными и поперечными
переборками на водонепроницаемые отсеки. Можно считать, получая неко-
торый запас, что надстройки не входят в водонепроницаемый контур. Тогда,
принимая район затопления в соответствии с требованиями, можно написать
уравнение непотопляемости для рассматриваемой конструктивной схемы
СВП.
3.6. Уравнение вместимости
Уже в расчетах первого приближения разрабатывают
схемы общего расположения СВП и варианты размещения пассажиров, ба-
гажа и грузов, в наибольшей степени отвечающие условиям эксплуатации.
Как правило, на пассажирских и грузовых СВП с относительно небольшим
давлением в воздушной подушке площадь палуб и кубатура корпуса доста-
точны для размещения грузов, оборудования, служебных помещений. Сле-
довательно, при проектировании этих судов нет необходимости в расчетах
второго приближения корректировать водоизмещение и главные размерения
в связи с требованиями вместимости.
Это объясняется прежде всего специфическим для СВП большим зна-
чением отношения общей кубатуры корпуса к водоизмещению. Если для
СПК это значение, как правило, не превышает qw = 4, то для СВП qw —
= 94-12.
При проектировании СВП специального назначения со сравнительно
малой площадью палуб выбор главных размерений в ряде случаев может
быть связан с учетом требований вместимости. Эскизы общего расположения,
выполненные для этих СВП по результатам первого приближения, могут
служить основанием для уточнения необходимых кубатур и площадей и
сравнения необходимого объема с располагаемым. Располагаемый объем
(м3) можно определить по компоновочному эскизу общего расположения:
n7 = SBnW® + n7p- (2.36)
222
Отметим некоторые особенности уравнения объемов для СВП скегового
типа.
Распределение необходимых объемов в располагаемом объеме корпуса
СВПС в значительной мере обусловлено соотношением размеров основного
корпуса и скегов. На большинстве СВПС скеги сравнительно узкие, в них
размещены только трансмиссии энергетической установки и топливные ци-
стерны. Главные двигатели и воздухонагнетатели на СВПС, как правило,
расположены в основном корпусе, где также размещены пассажиры и пере-
возимый груз. К таким СВПС относятся НМ. 2, SES-100A, SES-100B, 3KSES
и т. п.
В то же время известны СВПС с довольно широкими скегами, объем ко-
торых позволяет разместить в них главные двигатели энергетической уста-
новки (СВПС типа Airboat), что освобождает основной корпус для лучшего
размещения в нем грузов и пассажиров, а также для расположения там по-
мещения воздухонагнетателей.
Верхнюю часть надстройки СВПС оформляют в виде рубки с круговым
обзором, откуда ведут управление судном. Объем надстройки наиболее часто
используют для размещения пассажиров (НМ. 5).
На ранних стадиях проектирования для оценки теоретического значения
располагаемого объема корпуса СВПС удобно использовать следующую
формулу:
где 6К — коэффициент полноты
имеющего длину L, высоту Н
(заполнения) объема коробчатой формы,
и ширину В, а также выемку шириной Ввп
и высотой HZK. Величина 6К — функция распределения углов внешней н
внутренней килеватости скегов по длине судна, наклона форштевней скегов,
отношения Гвп/Г, коэффициента полноты верхней палубы судна и других
параметров, характеризующих форму корпуса.
Аналогичное выражение, но при 6К = 1 было использовано при оценке
массы корпуса СВПС.
Объем корпуса СВПС в некоторых случаях удобно представлять в виде
суммы объемов основного корпуса №0. к и полного объема скегов ТС\.К. Тогда
1Гк=^о.к + 21Гск.
Преобразуя эту формулу к виду
^к= ^о.к(1 + -^-
\ ' "О. к
и заменяя выражение в скобках коэффициентом kw , получим
W СК
WK = kWcKWQ к.
Таким образом, коэффициент kw =1 + 2 W JW характеризует
долю объема корпуса, приходящуюся на скеги. По значению kv все СВПС
W СК
могут быть разделены на две группы:
СВПС с узкими скегами при 1,10;
w СК
СВПС с широкими скегами k™ >1,10.
^ск
Полный объем СВПС определяют по формуле
п
w = wK + ^wHe
где п — число ярусов надстройки (рубки).
223
В остальном уравнение объемов СВПС составляют и решают так же,
как и уравнение объемов СВПА.
Расчет необходимых кубатур выполняют в табличной форме. При этом
могут быть использованы рекомендации, приведенные в гл. II ч. I этой книги.
§ 4. Оптимизация элементов СВП
Под оптимизацией элементов судна понимают выбор та-
кого их сочетания, при котором судно как инженерное сооружение будет
наиболее полно отвечать требованиям к нему при наименьших затратах на
его создание и эксплуатацию, т. е. будет обладать экстремальным значением
критерия эффективности.
Наиболее просто задачу оптимизации решают методом рассмотрения
вариантов (или вариантным методом), при котором для каждого наиболее
важного элемента судна выбирают несколько дискретных точек и находят
поле возможных сочетаний. Так как число вариантов получают большим
(оно равно произведению вариаций всех рассматриваемых элементов), то
при использовании вариантного метода можно упростить задачу, введя по-
уровневую оптимизацию (см. § 5 гл. II).
В качестве критерия оптимизации можно использовать различные эко-
номические и технико-экономические показатели, характеризующие отно-
шение полезного эффекта эксплуатации судна к затратам на его проектиро-
вание, строительство и эксплуатацию.
Наиболее часто используют следующие показатели:
ср ок окупаемости капитальных затрат;
чи стый годовой доход;
ст оимость решения типовой задачи (для судов специального назначе-
ния);
объем работ, выполняемых в результате эксплуатации судна, приходя-
щийся на единицу затрат.
Методика расчета технико-экономических показателей подробно из-
ложена в гл. II ч. I этой книги.
Определение оптимального варианта. Как уже
отмечалось, основные элементы оптимального варианта судна могут быть
определены на основании совместного решения системы уравнений масс,
мощности (ходкости), остойчивости, мореходности, непотопляемости, вме-
стимости, стоимости, составленных для ряда вариантов и последующего
сравнения результатов расчетов этих вариантов по критериям оптимизации.
Разработаны различные способы аналитического и графоаналитического
решения системы уравнений.
Аналитические способы можно использовать в случаях, когда установ-
лены достаточно строгие математические зависимости всех основных элемен-
тов и параметров СВП и есть возможность составить единое уравнение, свя-
зывающее все элементы и характеристики судна. Применяя различные мате-
матические методы решения многопараметрических задач оптимизации, можно
найти оптимальное сочетание элементов судна. Аналитические способы по-
лучают все более широкое применение при проектировании судов, особенно
в связи с освоением систем автоматизированного проектирования.
Графоаналитические способы решения системы уравнений более просты
и наглядны, хотя и требуют больших затрат времени.
Приведем один из возможных способов графоаналитического решения
задачи выбора оптимального варианта СВП.
1. Для водоизмещения, определенного в первом приближении по рнс. 2.10,
выбирают три фиксированных значения давления в воздушной подушке,
соответствующие его нижней и верхней границам, а также промежуточному
значению (например, 250; 300; 350 кгс/м2) и три значения относительного
удлинения X = Гвп/Ввп (например, 2,0; 2,5; 3,0).
2. Для каждого из принятых значений давлений в воздушной подушке
строят график совместного решения уравнений масс, мощности, остойчиво-
224
сти, мореходности и вместимости при фиксированном значении относитель-
ного удлинения X.
3. На каждом из девяти графиков для трех значений водоизмещения,
соответствующих, например, 0,75 Go; Go и 1,25 Go (Go — водоизмещение по
первому приближению) решают уравнения масс: рассчитывают составляю-
щие нагрузки по формулам (2.12) — (2.25) и строят соответствующие кривые
изменения нагрузки масс. Очевидно, что точка пересечения кривой суммы
Рис. 2.10. График выбора вариантов (рвп = рг, = Л )
масс с прямой, проведенной из начала координат под углом 45°, и представ-
ляет графическое решение уравнения масс (точка А на рис. 2.10).
4. Для тех же трех условных значений водоизмещения рассчитывают
главные размерения по формулам (2.2'), кубатуры корпуса (2.36), высоты
преодолеваемых волн (2.35), мощности энергетической установки (2.31),
(2.33), (2.34), предельной высоты корпуса (2.30) и на графике строят соот-
ветствующие кривые , ТГ , Л, Н Одновременно на график наносят
yUl К. И)
ограничительные значения этих параметров, определяемые заданными ус-
ловиями эксплуатации или результатами расчетов.
8 Заказ № 1856
225
Пересечение кривых h3%, W , с прямыми, соответствующими огра-
ничительным значениям, позволяет определить зоны, не отвечающие требо-
ваниям задания.
5. Вариант, полученный в результате решения уравнения масс (точка А
иа рис. 2.10),— это вариант минимального водоизмещения СВП при задан-
ном значении давления в воздушной подушке. Но он может не удовлетво-
рять мореходности, вместимости, остойчивости. Б этом случае по графику
определяют вариант водоизмещения, удовлетворяющий всем требованиям
задания. Например, по графику, приведенному на рис. 2.10, видно, что
точке А соответствует вариант, не удовлетворяющий требованиям мореход-
ности, так как h3% меньше высоты, требуемой по заданию.
Для повышения мореходности СВП необходимо увеличить высоту гиб-
ких ограждений, а следовательно ширину воздушной подушки и корпуса.
По графику также видно, что варианту, отвечающему всем требованиям за-
дания, соответствует точка В. Однако в этом случае нарушается равенство
G = ^Р{. Увеличение размерений корпуса привело при заданном значении
давления в воздушной подушке к тому, что судно может принять дополни-
тельную полезную нагрузку АРг, а его водоизмещение возрастает на значи-
тельно большую величину (Ga—Gj}.
Возможен случай, когда вариант, определяемый точкой А или В, со-
ответствует всем требованиям задания, однако «не вписывается» в ряд мощ-
ностей энергетических установок. Так, из графика, приведенного на рис. 2. 10,
видно, что мощность энергетических установок, необходимая для варианта
А или В, выше мощности и ниже мощности N2 ряда мощностей энергети-
ческих установок. Очевидно, что для выполнения требований задания к ско-
рости судна и дальности плавания придется принять на судно уста овку
с мощностью ио при этом водоизмещение судна возрастет до G3 при росте
полезной нагрузки АР2.
6. После построения графиков совместного решения уравнений масс,
мощности энергетических установок, мореходности, остойчивости, вместимо-
сти для каждого из трех принятых значений давления воздуха в подушке
и трех значений относительного удлинения можно перейти к построению
сводного графика вариантов.
На этом графике (рис. 2.11) по оси абсцисс откладывают значение дав
ления в воздушной подушке, по оси ординат — водоизмещение, суммарную
мощность энергетической установки и показатели экономической эффектив-
ности (срок окупаемости капитальных затрат, чистый годовой доход, стои-
мость решения типовой задачи и т. п.). Значения водоизмещения и мощности
энергетической установки переносят с ранее построенных графиков (см.
рис. 2.10), а показатели экономической эффективности рассчитывают, для
каждого варианта по зависимостям, приведенным в гл. II.
На основании анализа сводного графика можно найти решение, в наи-
большей степени отвечающее критериям оптимизации. Учтем, что в инже-
нерных задачах оптимальное решение не всегда соответствует математиче-
скому оптимуму.
Например, по рис. 2.11 видно, что кривая стоимости решения задачи
имеет пологий оптимум, поэтому не обязательно оптимальный вариант вы-
бирать в точке минимума этой кривой, а следует учитывать и другие факторы.
В этом случае следует принимать во внимание ряд мощностей энергетических
установок, водоизмещения, первоначальную стоимость постройки. Вероятно,
требованиям оптимальности будет отвечать не одна точка, а диапазон изме-
нения давлений в заштрихованной зоне.
Мы рассмотрели лишь один возможный в практике проектирования слу-
чай, когда четко заданы значения полезной нагрузки, скорости судна и даль-
ности плавания. В этом случае варьируемыми элементами могут быть дав-
ление в воздушной подушке, относительное удлинение и тип энергетической
установки. Возможны другие случаи, при которых следует найти оптималь-
ное решение при не жестко детерминированном исходном задании. Такие
решения потребуют существенного расширения зоны исследования при
226
варьировании нескольких параметров. При таких исследованиях можно при-
менять графоаналитические способы, однако трудоемкость работы резко
возрастает. Более предпочтительны аналитические методы, позволяющие
вести расчеты на ЭВМ.
Расчет второго приближения завершается расчетом центровки. Для
этого на схематические чертежи СВП наносят все основные составляющие
n с с а
Рис. 2.11. Сводный график вариантов
С — стоимость решения задачи; С — стоимость постройки;
G — водоизмещение; N — мощность энергетической установки
нагрузки и контур воздушной подушки, после чего выполняют расчет от-
стояния центра массы СВП (xg) и центра приложения сил поддержания (хп)
от нулевого (кормового) шпангоута. Отношение xg/xn должно находиться
в пределах 0,94—0,98. Если это отношение в результате расчета оказывается
за пределами допустимых значений, необходимо изменить компоновку для
обеспечения должной центровки.
После этого разрабатывают компоновочные чертежи общего располо-
жения, окончательно определяют состав энергетической установки и вы-
полняют ее привязку, решают вопросы размещения пассажиров и грузов.
Одновременно уточняют конструктивно-силовую схему СВП, вычерчивают
8* 227
конструктивный мидель-шпангоут и определяют размещение основных си-
ловых узлов (опоры, рымы для подъема краном).
Расчет третьего приближения выполняют для уточнения массы корпус-
ных конструкций.
По разработанным во втором приближении компоновочным чертежам
общего расположения, конструктивно-силовой схеме и конструктивному
мндель-шпангоуту СВП выполняют расчет внешних сил для трех случаев:
движение на воздушной подушке прн волнении;
плавание на волнении в водоизмещающем положении;
выход на берег и постановка на опоры.
Для выполнения расчетов предварительно строят ступенчатую кривую
распределения масс СВП. Постановку на подошву волны выполняют по дейст-
вующим в судостроении правилам.
Внешние силы для режима движения иа воздушной подушке иа волне-
нии обычно вычисляют по методу, основанному на использовании экспери-
ментальных данных о вертикальных ускорениях корпуса модели или
судна-прототипа. Есть и аналитические методы расчета внешних нагру-
зок [37] (см. стр. 296)
ппм =___
цм +
где vz — вертикальная скорость СВП относительно водной поверхности
при килевой качке, м/с;
3,94йв
Vlb
hB, LB — высота и длина волны соответственно, м; о — скорость СВП, м/с;
G — масса СВП, т; тх — отношение расстояния ЦМ СВП от носовой оконеч-
ности к продольному радиусу инерции СВП.
Для любого промежуточного сечения корпуса ускорение при ударе
в носовую оконечность определяют по зависимости
ххх2
Ру
где Xj — расстояние ЦМ от носовой оконечности, м; х2 — расстояние рас-
сматриваемого сечения от ЦМ; Ру — продольный радиус инерции масс СВП. '
После определения максимальных значений усилий и характера их
распределения по длине корпуса выполняют расчет перерезывающих сил
и изгибающих моментов путем численного интегрирования результирующей :
нагрузки. j
Если по результатам расчета окажется, что напряжения в элементах i
корпуса выше допускаемых, надо усилить конструкцию, рассчитать необ-
ходимую площадь продольных связей, уточнить массу корпуса и водоизме-
щение.
При проектировании достаточно широких СВПА, предназначенных для <
перевозки больших грузов, необходимо выполнить контрольный расчет по- !
перечной прочности, а также расчет корпуса на кручение для случая посадки j
на три опоры при выходе иа берег.
В завершение расчетов третьего приближения следует провести комплекс^-
«более точных расчетов по статике и динамике СВП на основе расчетных гхЕм
и рекомендаций, приведенных в гл. III—VI.
228
Глава III ОБЕСПЕЧЕНИЕ ХОДОВЫХ
И МОРЕХОДНЫХ КАЧЕСТВ
ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ СВП
§ 5. Поперечная и продольная остойчивость СВП
5.1. Оценка остойчивости СВП
в различных условиях эксплуатации
При проектировании остойчивость СВП оценивают, рас-
сматривая следующие возможные режимы эксплуатации:
плавание СВП в водоизмещающем положении;
висение над водой на воздушной подушке;
процесс подъема СВП на воздушную подушку;
движение над водой на воздушной подушке;
движение над землей с преодолением различных препятствий (для ма-
лых амфибийных СВП).
Количественные критерии н характеристики элементов остойчивости
СВП в водоизмещающем положении аналогичны количественным критериям
и характеристикам остойчивости водоизмещающих судов: метацентрические
высоты, диаграммы статической н динамической остойчивости и т. п.
В отличие от плавания СВП в водоизмещающем положении в режиме
движения на воздушной подушке допустимы только сравнительно малые уг-
лы наклонения корпуса СВП относительно опорной поверхности: при на-
рушении этого условия появляются значительные аэрогидродинамические
силы, вызывающие нарушение устойчивости движения. Поэтому прн рас-
смотрении режима движения СВП на воздушной подушке, а также режима
висения СВП делается оценка преимущественно начальной остойчивости.
При оценке остойчивости СВП в водоизмещающем режиме учитывают
следующие особенности СВП, отличающие их от водоизмещающих судов.
При рассмотрении СВПА учитывают:
малую относительную длину корпуса (ЫВ = 1,7-5-3; у водонзмещаю-
щих судов L/В = 5 ч- 10);
малую относительную осадку корпуса (77B = 0,05-s-0,l; у водоизме-
щающих судов Т/В = 0,3 -5- 0,5).
При рассмотрении СВПС учитывают, что
плавание СВПС с «широкими» скегами подобно плаванию катамарана
при малом вертикальном клиренсе между днищем основного корпуса и по-
верхностью воды, скеги частично погружены в воду;
плавание СВПС с «узкими» скегами происходит с малой осадкой основ-
ного корпуса, скеги полностью погружены в воду;
высота надводного борта СВПС близка к высоте надводного борта водо-
измещающих судов, а в ряде случаев превышает ее.
Эти особенности СВП обеспечивают высокую начальную остойчивость
СВП по сравнению с водоизмещающими судами, что способствует сущест-
венному снижению углов качки этих судов на волнении, поэтому при оценке
остойчивости СВП в качестве расчетного угла крена на наветренный борт
принимают не 25°, как для водоизмещающих судов, а 15°.
Воздействие бокового ветра рассчитывают с учетом заданного района
плавания СВП. При назначении расчетных значений угла крена и силы ветра
принимают во внимание двоякое действие ветра: во-первых, непосредственное
воздействие на борт судна, вызывающее ветровой крен; во-вторых, образова-
ние волн, вызывающее качку судна. Расчетная сила ветра превышает силу
ветра, необходимую для создания расчетной степени развитого волнения
229
моря. Такое условное соотношение принято вследствие недостаточной ин-
формации о поведении СВП на волнении. Для уточнения этих данных в каж-
дом конкретном случае проектирования целесообразно исследовать качку
судна на модели или воспользоваться соответствующими данными близкого
прототипа.
Исследование крена судна под действием ветра, меняющего скорость
по высоте, выполненное в работе [52], позволило вывести следующую фор-
мулу для расчета плеча ветрового кренящего момента:
Коэффициент К = 0,726-10—4.
Рис. 3.1. Диаграммы статической остойчивости СВПА SRN6 и SRN4 в ре-
жиме плавания при ветре 28,3 и 33,5 м/с соответственно
Вследствие большой ширины корпуса площадь парусности СВП увели-
чивается при росте угла крена. Однако и при этом условии не найдено опас-
ных комбинаций совместного воздействия ветра и качки, поскольку- эти
суда обладают весьма высокой остойчивостью.
Схема графической проверки остойчивости СВП под действием ветрового
кренящего момента приведена на рис. 3.1, где показана диаграмма статиче-
ской остойчивости (ДСО) СВП SR N6 и SR N4 с наложенной на нее диаграммой
плеч кренящего момента (ДКМ). Остойчивость считается достаточной, если
при таком сопоставлении выполнены следующие условия:
а) плечо кренящего момента при равновесном угле крена 0р не превы-
шает 0,6 плеча максимального восстанавливающего момента;
б) заштрихованная площадь St должна быть не менее чем на 40%
больше заштрихованной площади S2, ограниченной расчетным значением
угла качки 0К (15° от положения равновесия).
Аналогично выполняют проверку остойчивости малых СВП для случая
подъема значительного груза с борта судна. Поднятый груз влияет на остой-
чивость двояко: во-первых, он уменьшает плечи восстанавливающих момен-
тов вследствие перемещения центра масс вверх; во-вторых, поднятый груз
вызывает крен судна вследствие прямого воздействия кренящего момента.
Для единообразия методов оценки в этом случае плечи диаграммы статиче-
ской остойчивости должны быть откорректированы на смещение центра масс,
230
вызванное грузом, подвешенным на конце стрелы (крана). Плечи диаграммы
плеч кренящего момента вычисляют по формуле
Ра
§G + P
cos 0,
(3.2)
где Р — масса поднимаемого груза, т; а — поперечное расстояние от центра
масс судна до конца стрелы, м.
В этом случае остойчивость считается достаточной, если выполнены
•следующие условия:
а) максимальный угол статического крена 0р не превышает 15°;
б) плечо диаграммы плеч кренящего момента (ДКМ) в точке 0р не пре-
вышает 0,6 максимального плеча диаграммы статической остойчивости (ДСО);
в) запас динамической остойчивости (площадь Sr на рис. 3.1) составляет
не менее 40% от полной площади диаграммы статической остойчивости.
При проверке достаточности остойчивости в случае скопления большого
количества людей на одном борту пассажирских СВП вместимостью до 450
пассажиров, плавающих при удалении от порта на расстояние не более 100
миль, можно использовать формулировку, приведенную в «Кодексе безопас-
ности для судов с динамическими принципами поддержания» ИМКО:
«Остойчивость СВПА или СВПС в водоизмещающем положении должна
быть такой, чтобы на тихой воде без ветра отклонение судна от горизонтали
не превышало 8° в любом направлении при всех допустимых случаях наг-
грузки и неконтролируемом перемещении пассажиров. Должен быть произ-
веден расчет динамической остойчивости в наихудших условиях окружаю-
щей среды».
Важнейшей для СВПА является проверка остойчивости при циркуля-
ции в водоизмещающем положении, поскольку на этих судах используют,
как правило, высокорасположенные движители (воздушные винты) и аэро-
динамические рули. Плечо кренящего момента в этом случае вычисляют
по формуле
_ Ур.м(/Р-0,5Т)
*к. м — . ~
Gg
где Кр. м — максимальная боковая сила, создаваемая аэродинамическими
рулями, кН.
Остойчивость считается достаточной, если в этом случае выполнены
следующие условия:
а) угол установившегося крена на циркуляции не превышает 15°;
б) плечо диаграммы плеч кренящих моментов в точке равновесия не
превышает 0,6 от максимального плеча диаграммы статической остойчиво-
сти;
в) запас динамической остойчивости (площадь Sr на рис. 3.1) составляет
не менее 40% от полной площади диаграммы статической остойчивости.
В этом случае требования к плечу кренящего момента и запасу динами-
ческой остойчивости составлены с учетом возможных порывов ветра и качки
судна на волнении, а также с учетом возможных погрешностей вычислений.
Остойчивость СВП, как и остойчивость водоизмещающих судов, прове-
ряют для случая обледенения высокорасположенных частей. Проект судна
признается удовлетворительным, если допустимая скорость ветра при на-
личии слоя льда на открытой палубе и вертикальных и горизонтальных по-
верхностях, расположенных выше нее, а также при качке судна на волнении,
превышает допустимую скорость ветра, принятую для заданного района пла-
вания судна. В расчетах рассматривают два варианта толщины слоя льда:
76 и 152 мм при удельном объеме льда 1,13 м3/т.
При расчете обледенения СВП прибрежного плавания согласно «Кодексу
безопасности для судов с динамическими принципами поддержания» ИМКО
на всех открытых горизонтальных поверхностях (палубе, крыше рубки
и т. п.) предполагается слой льда массой 30 кг/м2, а на всей боковой площади
231
вертикальных поверхностей — слой льда массой 15 кг/м2. Обледенение ча-
стей рангоута, поручней, такелажа и т. п. учитывают, увеличивая на 5%
массу льда, приходящегося на упомянутые вертикальные поверхности, и на
10% — момент этой массы.
При определении остойчивости судов, плавающих в районах, где веро-
ятность обледенения низка, принимают половину этой нормы.
Во всех случаях расчета обледенения учитывают продолжительность
рейса (время нарастания слоя льда), нормы потребления топлива, воды и
других судовых запасов во время рейса.
Режим висения на воздушной подушке над водой без хода — характер-
ный расчетный режим эксплуатации СВП и аналогии с режимами эксплуа-
Рис. 3.2. Изменение статической остойчивости СВПА SRN6 при
подъеме на воздушную подушку
Режимы: I — плавание: 11 — начало подъема; 111 — отрыв корпуса от
воды; IV — отрыв гибкого ресивера от воды; V — висение на воздушной
подушке прн расчетной высоте подъема
тации водоизмещающих судов не имеет. В этом режиме наблюдаются заметные
качественные различия физических явлений, связанных с обеспечением остой-
чивости СВПА и СВПС:
1) остойчивость СВПА при его подъеме на воздушную подушку из ре-
жима плавания сначала с ростом расхода воздуха заметно снижается (в ряде
случаев до нуля — рис. 3.2), а затем возрастает. В противоположность этому
остойчивость СВПС с ростом расхода воздуха неуклонно снижается;
2) при изменении угла наклонения СВПА восстанавливающий момент
практически целиком обеспечивается в результате изменения давления в сек-
циях воздушной подушки. С этой целью воздушную подушку разделяют про-
дольными и поперечными надувными секционирующими ограждениями (ки-
лями) или проектируют в виде системы гибких колец (рис. 3.6, 3.7).
В отличие от этого восстанавливающий момент у СВПС в режиме висения
обеспечивается разностью гидростатических сил, образующейся при изме-
232
нении водоизмещения правого и левого скегов при поперечном наклонении
судна или изменением положения центра величины скегов при продольном
наклонении. Момент от воздушной подушки у СВПС, как правило, опрокиды-
вающий, но он незначителен по величине.
Начальные поперечную и продольную метацентрические высоты опреде-
ляют по формулам
т® = дЛ4е ае 1 6=0 Gg (3-4)
= 1 (3.5)
дф GS
где т®, т'Ь — начальные метацентрические высоты, м; дМ&, дМ^ — прира-
щение восстанавливающего момента, кНм; dQ, дф — приращение угла крена
(дифферента), рад; ф0 — равновесный угол дифферента, град.
Для сопоставления начальной остойчивости СВП различных типов на-
чальные метацентрические высоты выражают в безразмерной форме;
т® = «®/Ввп; (3.6)
= <3’7)
На основе анализа опыта эксплуатации СВП установлено, что минималь-
ные значения безразмерных начальных метацентрических высот при закреп-
лении судна на уровне центра масс швартовами (а не при свободном дрейфе)
составляют
для СВПА:
т®^0,30 4- 0,40, 0,90-г-1,00; (3.8)
для СВПС:
й®^0,50, 1,0-ь 1,5. (3.9)
В практике английского судостроения используют несколько другие
нормативы:
для СВПА: т®э = 0,6 4- 1,2, т^э = 1,2 4-2,4 (над экраном);
для СВПС (НМ.2): т® = 0,36; т* = 0,69.
Фактически СВПА SRN6 имеет т® = 0,41, а при создании малых экс-
периментальных СВПА допускается значение т® до 0,15 в диапазоне малых
углов, но при условии возрастания этих значений при увеличении действую-
щих углов крена.
В практике проектирования СВП используют также и более приближен-
ные косвенные оценки остойчивости, рассмотренные в гл. II.
Для СВПС условием обеспечения достаточной остойчивости служит от-
ношение ширины скега Вск к Ввп, выбираемое в зависимости от относитель-
ного удлинения воздушной подушки (рис. 3.3).
Остойчивость СВП, равномерно и прямолинейно движущегося по по-
верхности тихой глубокой воды, изменяется в зависимости от скорости судна.
При этом также наблюдаются существенные различия в характере изменения
остойчивости СВПА и СВПС в зависимости от скорости судна и во взаимо-
влиянии сил, обеспечивающих создание восстанавливающего момента.
Исследования показали, что с ростом скорости судна деформация по-
верхности воды, вызванная давлением на нее воздушной подушки, умень-
шается и в пределе может полностью исчезнуть. Иными словами, при воз-
растании скорости СВП опорная поверхность под ним (вода) как бы «ужесто-
чается» и при достаточно высокой скорости «превращается» в жесткий экран,
233
а остойчивость СВПА, если при этом отвлечься от ряда явлений, сопутствую-
щих высокой скорости СВП («затягивание» под корпус или «подлом» гибкого
ограждения, перераспределение давлений в воздушной подушке и т. п.)г
возрастает, достигая предельного значения, соответствующего остойчивости
в режиме висения над экраном.
Зависимость начальной поперечной остойчивости СВПА от скорости
судиа можно приближенно выразить формулой
т®, ® 0,5 Г(т®э + т®) —(т®э —m®)cos-^^-j, (3.10*
234
где — безразмерная начальная поперечная метацентрическая высота
в режиме висеиия СВПА над экраном; Fr^ — число Фруда, равное
^вп
Практически большинство современных СВПА не достигает скорости,
соответствующей Fr^ = 4,5. Из-за опасности «затягивания» гибкого ограж-
дения воздушной подушки под корпус СВП и последствий «затягивания»
(нарушение устойчивости движения, опрокидывание судна) скорость даже
самых крупных СВПА не превышает 70 уз. Учитывая, кроме того, что в ряде
Рис. 3.4. Зависимость поперечной метацентрической вы-
соты СВПС от скорости судна
1 —СВПС с относительно широкими глиссирующими скегамн[61;
2 — СВПС со скегами большой килеватости, на которых ие об-
разуются значительные гидродинамические силы поддержания;
3 — СВПС со скегами, имеющими криволинейные выпуклые об-
воды, похожие на обводы корпуса быстроходного водоизмещаю-
щего судна
случаев при скорости СВПА, соответствующей «горбу» сопротивления, на-
блюдается не увеличение, а даже, наоборот, некоторое снижение остойчиво-
сти, можно принять остойчивость практически постоянной в пределах экс-
плуатационных скоростей судна.
Остойчивость в режиме движения СВПС определяется взаимовлиянием
еще более разнородных сил, чем на СВПА. К аэрогидродинамическим силам
взаимодействия воздушной подушки с водой в этом случае добавляются
гидростатические и гидродинамические силы, действующие на скеги. Вследст-
вие более резкого изменения действующих сил остойчивость СВПС изме-
няется в зависимости от скорости его движения в более широких пределах,
чем на СВПА.
В качестве примера приведены кривые зависимости начальной попереч-
ной метацентрической высоты трех СВПС различных типов от скорости их
движения (рис. 3.4). По рисунку видно, что при крене на ходу СВПС с вы-
пуклыми обводами скегов возможно появление опрокидывающего момента
вследствие разрежения на погруженном в воду скеге, поэтому такие обводы
при проектировании СВПС не используются.
235
5.2. Приближенная расчетная оценка
статической остойчивости СВП
5.2.1. СВПА. Висение над экраном. Расчетная оценка
поперечной и продольной статической остойчивости СВПА может быть вы-
полнена на основе оценки ее характеристик начальной остойчивости в режиме
висения судна над водой. Однако из-за сложности и громоздкости прямого*
расчета остойчивости СВПА в режиме висения над водой целесообразно пред-
варительно выполнить более простой расчет остойчивости над жестким экра-
ном, а затем, пользуясь простыми формулами, приведенными в книге [6],
перейти к оценке остойчивости судна над водой.
В режиме висения СВП над экраном при секционировании воздушной
подушки для создания восстанавливающего момента от наклонений СВП
в каждой секции давление и расход воздуха изменяются в зависимости от
среднего расстояния секции от экрана.
Количественные характеристики изменения давления и расхода в зави-
симости от высоты подъема зависят от типа ограждения воздушной подушки,
параметров работы подъемной системы и гидравлической взаимосвязи между
секциями воздушной подушки.
На изменение давления в секциях при наклонении СВПА влияют также
другие параметры подъемной системы (конструктивная схема подъемной
системы, расходно-напорная характеристика воздухонагнетателей и т. п.).
Уравнения равновесия СВПА:
2У=Рб-Уш = 0; (3.11>
2Z = 2>BniSf-£G = 0: (3-12>
i
S МХ = МХ ВП + М6 + Мхв - ^кр = Ме - МКР = ° • (3-13>
В этих уравнениях:
Уш, гш — сила сопротивления боковому дрейфу СВП или реакция связи,
удерживающей СВП от горизонтальных перемещений при крене, и аппликата
точки приложения ее к судну соответственно; Рб> 2б — боковая сила — ре-
акция струи воздуха, вытекающей из области повышенного давления при
наклонении СВП, и аппликата ее в связанной с судном координатной системе
соответствен н о;
& = МхЪп +Мб+Мхс,
Мхв= -gGzssinQ-,
^хВП — момент, обусловленный перераспределением давлений по воздушной
подушке,
Мх вп = S рвп
i
Mq — момент, обусловленный действием горизонтальной реакции
Мб= Р& (гш + ?б) cos0.
Уравнения могут быть разрешены относительно Мд = Мкр, если пред-
варительно определены зависимости рвпг (0), Рб (0) и zg (0).
Для определения рвп/ (0) используют: уравнение (3.12), уравнение не-
разрывности потока в подъемной системе, характеристики периферийного
и секционирующих ограждений и расходно-напорную характеристику подъем-
ной системы Я (Q), а также уравнение кинематической связи перемещений,
различных точек корпуса и ограждения СВП при изменении углов крена и
высоты подъема СВП.
Нелинейность характеристик ограждений и воздухонагнетателей за-
ставляет искать положение равновесия СВП при вертикальных перемеще-
236
ниях путем расчета pBni (Лг) при фиксированном 0. С этой целью рассчиты.
вают ряд значений рвпг при нескольких значениях высоты подъема, и ре-
шают каждый раз систему уравнений неразрывности потока в подъемной
системе. Таким образом находят высоту подъема he, при которой удовлетво-
ряется уравнение вертикальных сил.
Результаты расчетов и экспериментальные данные свидетельствуют о
том, что средняя высота подъема СВП, как правило, имеет максимальное
значение при 0 = 0 и при увеличении угла крена она уменьшается. Отклоне-
ния от этого соотношения наблюдаются только при малой относительной
нагрузке G^ 15 и то в ограниченной области значений 0. Полученные при
этом значения расхода воздуха через различные участки ограждений воз-
душной подушки используют для определения реактивной горизонтальной
силы Pg по формуле (3.13) как проекции вектора количества движения струй,
растекающихся из области повышенного давления, на ось_0(/
рб = П%Рл $ f rfdzd\. (3.14)
Л Лу
Таким образом находят составляющие восстанавливающего момента,
который согласно уравнению (3.15) равен
^0=2 Рът8гУг + Рб (2ш + 2б) C0S 0 — £Gzg sin0- (3-15)
Расчет заканчивают определением поперечной начальной метацентри-
ческой высоты по формулам (3.4) и (3.6).
Аналогичный расчет можно выполнить для определения зависимости
продольного восстанавливающего момента от угла дифферента ф и продоль-
ной начальной метацентрической высоты т^- В этом случае меняются лишь
обозначения.
Рассмотрим подробнее зависимость Рб (0) и аналогичную зависимость
Рпр (Ф). Поскольку реактивные силы являются функциями количества дви-
жения воздушных струй, т. е. потока, создаваемого подъемной системой
СВП, их значения не могут превышать предельных, определяемых расходом
Q и давлением в ресивере рр. Верхнюю границу Рб и Рпр можно определить
по следующему выражению при условии, что весь воздушный поток направ-
лен в одну сторону:
P6=p6/gG= l,60Q. (3,16)
Принимая приведенные в § 6.5 значения Q, получаем оценку Рб
Рб<0,05. (3.17)
Расчеты и эксперименты показывают, что Рб достигает максимального зна-
чения при угле крена 2°<^ 0<^8°, а затем уменьшается по мере роста угла
крена.
Вследствие малости величины Рб учитывать ее влияние иа восстанавли-
вающий момент можно весьма приближенно. Обычно при испытаниях СВП
или моделей их крепят гибкими связями, расположенными на уровне центра
масс судна. Поэтому можно считать гшяг zg. Значение Z6 в этом случае при-
ближенно определиют следующим образом:
Z6 « 0,5 (he — 0,5Ввп sin 0 — Лго cos 0). (3.18)
При таком подходе не учитываются деформации гибких ограждений, вызы-
ваемые изменениями давления в секциях воздушной подушки.
Результаты расчетов, выполненных по рассмотренной схеме, хорошо
сходятся с экспериментальными данными в случае, если гибкие ограждения
не деформируются при наклонении судна. Если гибкие ограждения обладают
высокой способностью к деформациям, то часть гибкого ограждения, кон-
тактирующую с опорной поверхностью, считают бесконечно гибкой, а часть,
237
не контактирующую,— недеформируемой. Выбирают такое положение СВП,
при котором эти особенности реализуются наиболее полно, т. е. определяют
наибольший угол крена, при котором СВП еще не касается экрана жестким
корпусом
h
6расч~arctg —-- .
бвп
(3.19)
При этом секционирующее ограждение вступает в контакт с экраном, исте-
чение воздуха через одну секцию воздушной подушки прекращается и дав-
ление в ней становится равным рр. Исходя из уравнения вертикальных сил,
можно определить давления в других секциях подушки. В остальном расчет
выполняют по приведенной выше схеме.
Для СВП и моделей, имеющих несимметричную относительно мидель-
шпангоута форму в плане, близкую к овальной, целесообразно в формулу
Рис. 3.5. Изменение давления при наклонении СВПА: а — при об-
щем ресивере; б — при разделенном ресивере
^ВПо’ Рр/О — давление в ВП н ресивере прн 0 = 0; р^, р2 — давления в секциях
ВП при q + 0; Ppj, Рр2 — давления в секциях ресивера прн 0+0
(3.6) ввести поправочный множитель Кв = 0,90 4- 0,85. Окончательное вы-
ражение для расчета т® представлено формулой
« Кв РВП ^гУг + 0.05gG (zg + 2б) - gGzg sin Q^/gGBвп0. (3.20)
При определении давлений в секциях воздушной подушки рассматри-
вают случай полного прекращения истечения воздуха из секции борта, при-
близившегося к экрану. Тогда давление воздуха в этой секции будет равно
давлению в примыкающей к ней части ресивера подъемной системы. При этом
в том случае, когда ресивер общий, можно считать расход воздуха и давле-
ние в ресивере такими же, как и при отсутствии наклонения судна. В случае,
если ресивер разделен на секции, давление в рассматриваемой секции воз-
душной подушки и примыкающей к ней секции ресивера будет равно давле-
нию за воздухонагнетателем этой секции, при расходе воздуха, близком к ну-
левому. Схематически эти два случая показаны на рис. 3.5.
Фирмой «Эйрджет дженерал» (США) разработано гибкое ограждение,
состоящее из комбинации гибкого ресивера (по типу английского) с наве-
шенными на него снизу кольцевыми элементами (по типу французских) —
рис. 3.6.
При наклонении СВП, оборудованного такими гибкими ограждениями,
создается восстанавливающий момент сначала в результате разности высот
нижних кромок колец над экраном, а затем — вследствие контакта колец
с экраном и далее — в результате сжатия колец и гибкого ресивера.
238
Изменяя размеры колец и гибкого ресивера, можно получить различные
значения начальной метацентрической высоты такого СВП и обеспечить его
остойчивость без использования секционирующих гибких ограждений.
Отметим, что у СВПА, оборудованного такими гибкими ограждениями —
Джефф (А), гибкий ресивер разделен вертикальными диафрагмами на сек-
ции.
На рис. 3.7 представлены результаты сравнительных испытаний, полу-
ченные Канадским университетом в Торонто при экспериментальном опреде-
лении статической остойчивости в режиме висения над экраном двух моделей
размерами в плане 2,4 X 1,2 м, оборудованных разными гибкими ограж-
дениями.
На модели А было установлено двухъярусное ограждение, схема кото-
рого и основные характеристики приведены на рис. 3.7. <
На модели В было установлено много кольцевое ограждение французского
типа.
В качестве характеристики
остойчивости использована ве-
личина у% = 100 Ус/Въп, где
yz—смещение центра давле-
ния при крене модели. Обе
модели испытаны при практи-
чески равных значениях удель-
ной мощности подъемной си-
стемы 10—11 л. с./т (7,5—
8,7 кВт/т).
На этом же рисунке при-
ведены кривые зависимости
высоты подъема моделей h,
отнесенной к начальной высоте
h0, от угла крена.
5.2.2. СВПА. Висение и
движение над водой. При рас-
смотрении остойчивости СВПА
в режиме висения над водой
Рис. 3.6. Схема образования восстанавли-
вающего момента у СВП с ГО фирмы
«Эйрджет дженерал»
нужно учитывать следующее.
На характеристики остойчивости СВП оказывают влияние деформации
водной поверхности;
податливость опорной поверхности уменьшает остойчивость по сравне-
нию с остойчивостью над экраном при прочих равных условиях;
взаимодействие водной поверхности с воздушными струями и механиче-
скими ограждениями воздушной подушки и ее секций вызывает перераспре-
деление давлений по секциям по сравнению с режимом висения над экраном.
Уравнения равновесия в данном случае несколько упрощаются вследст-
вие того, что практически исчезает влияние горизонтальных реактивных
сил Pg и Рпр. Дело в том, что натурные СВП испытывают на остойчивость
в режиме висения над водой в свободном состоянии, поэтому сила сопротив-
ления боковому дрейфу может считаться приложенной практически на том
же уровне, что и боковая сила. Следовательно, М& = Л4пр = 0 и уравнения
равновесия приобретают вид:
(3.21)
2^=Л4яВП + ^е-Л«Кр = 0,
(3.22)
где /ИлВП и Мхв вычисляются по тем же выражениям, что и при решении
системы (3.11) — (3.13).
Определение рвпг (9) в рассматриваемом случае вызывает большие за-
труднения, поскольку на давление рвпг влияют деформации водной поверх-
ности, которые сами являются функциями давлений рвп-.
239
анты А (А1 -АЗ)
Для оценки начальной метацентрической высоты при висении СВПА
над водой можно использовать соотношение так называемых коэффициентов
вертикальной жесткости над экраном и над водой и принять допущение о том,
что и метацентрические высоты над экраном и над водой подчиняются тому
же соотношению.
Тогда
n mx + z0
mL + z„=---------з---<-----, (3.23)
^рвп\ 1
dh / у
где отношение dp^^/dh определяют по зависимости высоты подъема СВП над
экраном от массы судна при постоянной частоте вращения воздухонагнета-
телей подъемной системы.
Расчет статической остойчивости СВПА при конечных углах крена в ре-
жиме висения над водой выполняют аналогично расчету остойчивости водо-
измещающего судиа, но с поправками, учитывающими влияние работающей
подъемной системы. Эти поправки имеют различную значимость в разных
диапазонах углов крена СВП.
Наиболее сложно введение поправок в диапазоне углов крена примерно
5—15°, когда необходимо учитывать как силы и моменты, создаваемые воз-
душной подушкой, так и подъемную силу и соответствующий момент, вы-
званные вытеснением воды из ресивера при прохождении через него дейст-
вующей ватерлинии.
При крене в диапазоне 15° <j 0<725° учет влияния воздушной подушки
не обязателен, ио при ресивере, расположенном по периферии корпуса судна
и имеющем значительный объем, необходимо учитывать вытеснение из него
воды воздухом под давлением рр.
Расчет выполняют до угла заливания проницаемых закрытий или воз-
духозаборников. Если при 0J>25° угол заливания еще не достигнут, даль-
нейший расчет выполняют обычным методом с учетом затопления проницае-
мых частей корпуса.
Вследствие сложности и громоздкости теоретических расчетов остойчи-
вости СВПА (см. например, [6,10]) обычно в процессе проектирования при-
бегают к экспериментальному определению характеристик остойчивости на
более или менее схематизированных моделях.
Результаты измерений поперечного восстанавливающего момента на
моделях (см. например, [1]) подтверждают сделанные ранее в работе [6]
основные выводы о том, что переход с экрана на воду снижает начальную
остойчивость в 1,2—1,5 раза; при увеличении коэффициента давления и рас-
хода воздуха остойчивость возрастает; в районе «догорбовых» скоростей
движения наблюдается снижение поперечной остойчивости (с т®в = 0,38
при v = 0 до т®в = 0,20 на «горбе»). Буксировка модели с углом дрейфа
Р = 10° показала целесообразность создания внутреннего крена и диффе-
рента на корму при циркуляции СВПА, поскольку в этом случае остойчи-
вость судна повышается.
5.2.3. СВПС. Висение над водой. Остойчивость СВПС в режиме висения
над водой в основном обеспечивается гидростатическими силами, возникаю-
щими при изменении осадки скегов разных бортов. Это положение служит
отправной точкой для методов расчета статической остойчивости СВПС раз-
личных форм и конструкций. Наибольшая разница в типах конструкций
СВПС наблюдается между судами с полным отрывом скегов от поверхности
воды или воздушной смазкой скегов (в реальных условиях эксплуатации
эти суда имеют частичный контакт скегов с водой) и судами с постоянно по-
груженными в воду скегами. Формы скегов первого типа СВПС схематически
показаны на рис. 3.8, формы скегов второго типа — на рис. 3.9.
241
Рис. 3.8. Формы скегов ^2ВПС первого типа: а и б — СВП конст-
рукции проф. В. И.
Левкова; в — СВП типа «Нева»; г — СВП
SES-1OO В
Рис. 3.9. Формы скегов СВПС второго типа: а — СВП типа «Горьковчанин»,
«Зарница»; б — СВП типа «Деини» Д-1 и Д-2; в — СВП со скега-
ми в виде двустороннего клина; г — СВП типов НМ. 1, НМ. 2, НМ.5;
д — СВП SES-100 А; е — СВП типа «Орион», Airboat
Такое разнообразие форм скегов и характера их взаимодействия с водой
вызывает необходимость разработки различных расчетных схем оценки ос-
тойчивости СВПС.
Расчеты и эксперименты показывают, что наихудшей (отрицательной)
начальной остойчивостью обладают суда со скегами схемы I, показанной
на рис. 3.8, г, хотя это и не вызывает серьезных эксплуатационных осложне-
ний. Дело в том, что практически все СВП имеют некоторый начальный
дифферент на корму, при котором положительная начальная поперечная
остойчивость обеспечивается входящими в воду кормовыми частями скегов.
Положительная начальная остойчивость СВП со скегами типа I кон-
струкции проф. В. И. Левкова обеспечивалась специальной профилировкой
подкупольной части корпуса и нижних поверхностей скегов, при которой
Рис. 3.10. Схема
к расчету остой-
чивости СВПС
даже малые углы крена вызывали несимметрию в эпюре поперечного рас-
пределения подкупольного давления, создававшую восстанавливающий мо-
мент. В некоторой степени эта особенность была использована при профили-
ровке скегов СВП типа I, показанных на рис. 3.8, в.
Положительная начальная остойчивость СВП со скегами типа II соз-
дается постоянно погруженными в воду частями скегов.
В случае значительного погружения в воду одного из скегов при доста-
точно большом угле крена разница между судами со скегами типа I и II прак-
тически исчезает, поэтому расчет восстанавливающих моментов СВПС при
углах крена, скажем, более 5° можно выполнять по единой схеме. Ниже дан
вариант расчетной схемы для оценки начальной остойчивости СВПС со ске-
гами типа II [10], а также схема расчета остойчивости СВПС при углах
крена более 5° [6].
Учитывая непрямостенность бортов скегов, целесообразно расчет на-
чальной остойчивости СВПС со скегами типа II выполнять при использова-
нии грузового размера скега, а не момента инерции площади ватерлинии,
что практически не осложняет расчетной схемы. Основные обозначения даны
на рис. 3.10 При отклонении СВПС от равновесного положения на малый
угол 0 будем считать, что поворот произойдет вокруг точки 0.
При значительной нелинейности грузового размера (рис. 3.11) даже малое
наклонение вызовет неравенство входящих и выходящих объемов скегов,
243
т. е. нарушение вертикального равновесия. С некоторой погрешностью бу-
дем считать, что эти нарушения компенсируются изменением давления в воз-
душной подушке согласно расходно-напорной характеристике подъемной
системы. Тогда, пренебрегая моментом от воздушной подушки, получим:
Мвосст — МКр » ОСск^-ск Век (Ввп 4" Век)2 в — gGZgO . . . ; (3.24)
у __ Мвосст ®скВскВск (ВвП + Вск)2 /о
«о —----—— ~--------------------------------(о.25)
gG0 gG S
Расчет плеч диаграммы статической остойчивости СВПС со скегами типа
I целесообразно начинать с углов, при которых киль скега касается поверх-
ности воды. Этот угол определяют по формуле
0О= arctg=
5ВП
= arctg
Qbfi (^нВн 4“ ^кВк)
^скВскВвп
(3.26)
Плечи диаграммы статической остойчивости вычисляют при использо
вании грузового размера скега. В качестве осадки скега при крене СВПС при-
нимают аппликату средней точки ватерлинии скега (точка А на рис. 3.11),
в связанной системе координат Охуг. Плечи восстанавливающих моментов,
создаваемых изменением объемов скегов при наклонении СВПС, рассчиты-
вают по теоретическому чертежу [z/q и (см. рис. 3.10)]. Уравнение верти-
кальных сил решают методом, аналогичным методу Крылова—Дарньи, т. е.
изменяют положение наружной ватерлинии до тех пор, пока сумма сил под-
держания не станет равной водоизмещению судна
4-tW'?k 4-Рвп5вп ~gG — °-
(3.27)
244
При этом, в соответствии с уравнением неразрывности воздушного потока,
давление в воздушной подушке рассчитывают при использовании расходно-
напорной характеристики подъемной системы судна:
(xCKLCK/iCK Н- xhSh -|- xKSK) — = <2вп (Рвп)- (3.28)-
Принимая в качестве исходных объемы скегов и размеры, определенные
при 0 = 0, и выражая поправки к ним, связанные при крене судна углом 0,
через и бу, получим приближенную формулу для расчета плеч диаграммы
О 10 20 30 W .о 50'
О,
Рис. 3.12. Диаграмма статической остойчивости СВПС типа «Нева»
—Q д
1 — на плаву, расчет, = 2,64; 2 — на плаву, эксперимент, т ~ 2,06;
* X
3 — на подушке, расчет; 4 — на подушке, эксперимент
статической остойчивости СВПС в условиях полного отрыва одного скега-
от воды:
< Мвосст А4формы •— Л4 веса
4 ст — ~ ~ ~
gG gG
6яу6р/-скДск (Двп + Дек)2
2gG cos 0
Zg tg 0.
(3.29>
В отличие от СВПА при крене СВПС скег, входящий в воду, частично-
разгружает воздушную подушку, поэтому давление в подкупольной части,
при увеличении креиа убывает. В соответствии с характеристикой подъем-
ной системы при увеличении угла крена расход воздуха Q возрастает. Рас-
пределение давлений по площади воздушной подушки в процессе наклонения
СВП остается практически равномерным, поэтому момент от воздушной по-
душки составляет малую часть общего восстанавливающего момента. Основ-
ную часть восстанавливающего момента создает момент гидростатической
природы, образуемый входящим в воду скегом.
На рис. 3.12 приведены результаты расчетов и натурных экспериментов,
выполненных при исследовании остойчивости СВП типа «Нева» как в режиме
висения на воздушной подушке, так и в режиме плавания судна.
245
Кривые показывают, что подъем плавающего судна на воздушную по-
душку приводит к резкому снижению начальной остойчивости судна и к
уменьшению площади диаграммы статической остойчивости. Уменьшение
Mq (0) прекращается при 0>2О°, т. е. при тех углах крена, когда подъем-
ная сила начинает полностью обеспечиваться объемом погруженного в воду
скега. Правильность расчетов диаграмм статической остойчивости, выпол-
ненных различными способами, подтверждается хорошей сходимостью их
результатов при 0^>2О°.
Условия эксперимента не позволили получить достаточно больших уг-
лов крена, поэтому сопоставление расчетных и экспериментальных данных
выполнено лишь для малых углов. Это сопоставление показывает, что рас-
четная начальная остойчивость судна в режиме висения судна близка к экс-
Рис. 3.13. Диаграммы статической остойчивости схемати-
зированных моделей СВПС со скегами типа I (расчетные)
периментальной примерно с теми же погрешностями, что и для режима пла-
вания.
Пример результатов расчета статической остойчивости СВПС со скегами
типа I в режиме висения над водой дан на рис. 3.13, где показана форма шпан-
гоутов скегов, принятая в расчете, приведены кривые безразмерных зависи-
мостей момента 44 о и боковой силы Рб от угла крена. По кривым видно
что такое судно при нулевом начальном дифференте обладает отрицательной
начальной остойчивостью в диапазоне малых углов крена, но за пределами
этого диапазона остойчивость положительна и при малом угле килеватости
скегов может быть довольно высокой.
Как показывают экспериментальные данные об СВПС этого типа, в ре-
жиме висения отрицательная начальная остойчивость при нулевом диффе-
ренте приводила к некоторой раскачке модели. Раскачка исчезала на ходу.
Дифферент (как правило, на корму) устранял зону отрицательной остойчи-
вости.
5.2.4. СВПС. Движение над водой. Результаты модельных испытаний
показали, что остойчивость СВПС изменяется в зависимости от скорости
судна. Восстанавливающий момент накрененного судна более всего умень-
шается в зоне скоростей «горба» волнового сопротивления. Установлено,
что основная причина уменьшения восстанавливающего момента связана
с формой волн в продольной плоскости судна, возникающих в результате
перемещения области повышенного давления по поверхности воды, а также
246
с несимметричностью относительно диаметральной плоскости волнообразо-
вания от перемещения скегов и гибких ограждений.
Увеличение восстанавливающего момента СВПС при движении с углом
крена на «загорбовых» скоростях вызвано в основном несимметричностью
относительно диаметральной плоскости гидродинамических сил поддержа-
ния на скегах и гибких ограждениях.
Заметное влияние скорости судна на остойчивость СВПС, обнаруженное
в результате модельных испытаний, указывает на необходимость учета этого
явлеия нпои оазработке требований к остойчивости судов этого типа. Из-за
Рис. 3.14. Зависимости углов крена и дифферента СВПС
«Зарница» от скорости судна, кренящих моментов и глу-
бины фарватера Н
1 — М 1 = 0,76 тс-м; Н = 2,5 м; 2 — М , = 0,76 тс-м; И = 1,0 м;
3 — М г = 1,73 тс-м, И = 2,5 м; 4 — М 2 = 1,73 тс-м, И — 1,0 м
отсутствия в настоящее время расчетных методик определения остойчивости
СВПС на ходу, в тексте «Кодекса безопасности для СДПП» содержатся тре-
бования к ее экспериментальной проверке.
В 1975 г. были проведены испытания пассажирского СВПС типа «Зар-
ница» [7].
Результаты испытаний в виде графиков зависимости углов дифферента
и крена от относительной скорости движения
V
FrL = ----- (3.30)
V gi-вп
представлены на рис. 3.14. Анализируя полученные зависимости, можно
сделать следующие выводы.
247
1. Снижение остойчивости на «горбовых» скоростях при движении на
спокойной глубокой воде, полученное при модельных испытаниях СВПС
В опытовом бассейне, качественно подтверждено испытаниями натурного
судна.
2. Мелководье оказывает заметное влияние на характер изменения
остойчивости при движении судна. Оно приводит к несколько меньшему от-
носительному увеличению угла крена на «горбовых» скоростях (всего до 20%)
и сдвигу этих скоростей в зону критических скоростей для каждой глубины
воды. Как видно из рис. 3.14, а и б, максимальные углы дифферента, соот-
ветствующие скоростям «горба» волнового сопротивления, для глубины
7/= 1,0 м находятся при Fr/, = 0,22, а для глубины Н = 2,5 м — при
Fr/, = 0,35, что соответствует
Fr// = -^==l. (3.31)
VgH
3. Для М2 — 1,73 тем и Н = 2,5 м зафиксировано уменьшение угла
крена на ходу, по сравнению со статическим, в связи с тем, что этому креня-
щему моменту соответствует начальный угол крена, при котором кормовой
свод с правого борта входит в воду. При движении СВПС на погруженной
части свода возникает значительная гидродинамическая подъемная сила,
которая образует восстанавливающий момент, приводящий к уменьшению
начального угла крена, и способствует уменьшению ходового дифферента.
4. Для СВПС типа «Зарница» статически приложенный момент, соот-
ветствующий скоплению всех пассажиров у одного борта, вызывает при дви-
жении потерю воздушной подушки и переход судна в водоизмещающее по-
ложение, при котором его остойчивость обеспечивается с запасом. Поэтому
углы крена в этом случае, видимо, можно нормировать без учета влияния
скорости судна.
Жесткий кормовой свод нехарактерен для морских СВПС. Для них ха-
рактерно подвижное кормовое ограждение, которое при движении судна
с креном не создает существенного восстанавливающего момента. Кроме того,
по условиям обеспечения мореходности морские СВПС имеют увеличенную
осадку и высоту скегов, что позволяет сохранить воздушную подушку при
движении с более значительными углами крена (до 8—12°).
Остойчивость СВПС обеспечивается формой скегов, имеющих, как пра-
вило, острые ватерлинии, малый развал шпангоутов в носовой части и су-
щественный развал — в кормовой. Испытания показали, что на высокой
скорости без дрейфа или на умеренной скорости, но при дрейфе (на циркуля-
ции) наблюдалась тенденция этих СВП к наклонению «по диагонали», т. е.
одновременно на нос и борт. Синхронные записи процессов бортовой и ки-
левой качки на нерегулярном трехмерном волнении также показывают, что
в основном колебания происходят «по диагонали».
Это явления на испытаниях СВП встречаются достаточно часто, но ана-
лиз их сложен.
Отсюда можно сделать вывод о необходимости тщательного исследова-,
ния остойчивости СВПС и разработки мер предотвращения их опрокидыва-
ния на ходу.
§ 6. Расчет сопротивления движению СВПА
Составляющие полного сопротивления движению судов
на воздушной подушке существенно зависят от схемы создания воздушной
подушки и от того, происходит ли движение судна с полным отрывом от по-
верхности воды, е частичным отрывом или без отрыва от нее. Независимо
от этого полное сопротивление движению СВП можно представить в виде
суммы двух сопротивлений:
X = Ха Хр, (3.32)
где Ха — полное аэродинамическое сопротивление судна с учетом реактив-
ной тяги и взаимодействия встречного потока с воздушной подушкой; Хг —
248
полное гидродинамическое сопротивление, обусловленное движением СВП
в непосредственной близости от свободной поверхности воды.
Полное аэродинамическое сопротивление можно представить в виде
суммы трех составляющих этого сопротивления
= ХВОЗд + ^ИМП + А>, (3.33}
где ХВозд — воздушное сопротивление, возникающее при обтекании СВП
окружающим потоком воздуха; Химп — импульсное сопротивление; Xr —
сопротивление, вызванное силой реакции воздушных струй, истекающих
из воздушной подушки.
Полное гидродинамическое сопротивление можно представить в виде
суммы четырех составляющих этого сопротивления
Хр = Хв + Хф + ХТр + Xgp, (3,34}
где Хв — волновое сопротивление системы поверхностных давлений воздуха
на жидкость; Хф — сопротивление формы, или вихревое сопротивление,—
та часть профильного гидродинамического сопротивления, которая возни-
кает при замыве погруженных в воду частей корпуса или гибкого огражде-
ния; Хтр — сопротивление трения — часть профильного гидродинамиче-
ского сопротивления, которая обусловлена трением о воду погруженных
в нее частей корпуса или гибкого ограждения; Хбр — брызговое сопротив-
ление, обусловленное брызгообразованием при взаимодействии воздушных
струй, истекающих из подушки, с водной поверхностью.
Из всех перечисленных компонентов полного сопротивления движению
СВП расчетной оценке поддаются только импульсное сопротивление Химп
и сопротивление трения Хтр.
Теоретическое определение других составляющих полного сопротивле-
ния в общем случае не представляется возможным. Только для определения
волнового сопротивления воздушной подушки используют частный случай,
допускающий теоретическое решение.
Для определении остальных составляющих полного сопротивления ши-
роко используют модельный эксперимент Если волновая система при дви-
жении СВП смешанная и волновое сопротивление в значительной степени
обусловлено характером интерференции волновых систем замываемых ча-
стей корпуса или гибкого ограждения и воздушной подушки, то выделять
волновое сопротивление нецелесообразно. В этом случае все составляющие
гидродинамического сопротивления движению определяют опытным путем,
только Хтр находят отдельно расчетом.
Иногда составляющие гидродинамического сопротивления объединяют
в одно остаточное сопротивление, за исключением волнового. На ранних
стадиях проектирования остаточное сопротивление пересчитывают с прото-
типа или находят по графикам систематических испытаний буксируемых
моделей близкой конструкции. На более поздних стадиях проектирования
остаточное сопротивление определяют по результатам буксировочных ис-
пытаний модели проектируемого СВП.
Гидродинамические составляющие сопротивления СВП пересчитывают
по кубу масштаба, выдерживая при проведении испытаний равенство натур-
ных и модельных чисел Фруда и пренебрегая моделированием трения о воду
вследствие его малости.
Однако моделирование по числу Фруда не позволяет определить силы
сопротивления аэродинамической природы. По форме корпуса СВП —
обычно плохо обтекаемые тела, для которых характерно большое профиль-
ное сопротивление. Для определения профильного сопротивления необхо-
димо проводить испытания при больших числах Re, превышающих крити-
ческое значение ReKp = 10е. Провести такой эксперимент можно только в
аэродинамической трубе.
Таким образом, для определения полного сопротивления движению
СВП необходимо проводить модельный эксперимент в два этапа: в опытовом
бассейне и в аэродинамической трубе.
249
Разделение эксперимента на два этапа служит источником дополни-
тельных погрешностей. При испытаниях в аэродинамической трубе не учи-
тывают деформацию опорной поверхности под судном, волнообразование,
а также дополнительные силы, изменяющие углы дифферента и высоту
подъема модели при контакте с водой.
При этих испытаниях часто не удается разместить на модели СВП вен-
тиляторы и двигатели, обеспечивающие те расход и давление воздуха, ко-
торые необходимы для аэродинамического подобия течения воздуха снаружи
и внутри корпуса модели.
Поэтому на практике чаще изготовляют и испытывают в аэродинамиче-
ской трубе схематизированные модели СВП, позволяющие при испытаниях
измерить силы и моменты без учета влияния взаимодействия набегающего
потока воздуха с внутренним аэродинамическим потоком.
При испытаниях буксируемой модели СВП в опытовом бассейне сталки-
ваются со следующим затруднением: гидродинамическое сопротивление СВП
обычно в значительной степени зависит от посадки судна, т. е. от угла хо-
дового дифферента, а обеспечить подобие посадки модели и натурного СВП
трудно.
На практике обычно пренебрегают изменением дифферентующего мо-
мента тяги и приближенно заменяют момент тяги некоторым средним его
значением момента путем переноса груза, что приводит к неточности в моде-
лировании посадки СВП. Эта неточность устраняется путем некоторого
увеличения объема испытаний, например получают результаты испытаний
буксируемой модели при нескольких положениях ЦТ по длине в диапазоне,
превышающем диапазон изменения положения ЦТ для натурного судиа.
После испытаний модели СВП в аэродинамической трубе и буксировоч-
ном бассейне суммируют результаты. В том случае, если сила аэродинами-
ческой природы (в частности, воздушное профильное сопротивление) была
получена при испытаниях в аэродинамической трубе, ее исключают из силы
сопротивления буксируемой модели. Силу импульсного сопротивления вы-
читают из общей величины измеренного буксировочного сопротивления по-
сле теоретического ее расчета. Силу аэродинамического сопротивления букси-
руемой модели приближенно определяют путем измерения сопротивления
модели, подвешенной на тележке при неработающих вентиляторах. Выде-
лить силу реакции воздушных струй из полной величины буксировочного
сопротивления трудно, поэтому ее определяют в составе сил гидродинамиче-
ского сопротивления.
Полное буксировочное сопротивление модели рассматривают состоя-
щим из следующих составляющих:
Хм = ХВозд. м Химп. м + -Хг. м + -Хям> (3.35)
где ХВОзд. м — воздушное сопротивление модели; Химп. м — импульсное
сопротивление модели; Х^м — сопротивление от силы реакции воздушных
струй; Хг, м — полное гидродинамическое сопротивление модели.
Полное буксировочное сопротивление модели Хн можно получить не
только в опытовом бассейне, но и на открытом водоеме с помощью катерй-
буксировщика. Буксировочные испытания проводят на модели, изготовлен-
ной с соблюдением полного геометрического подобия конструкции ее гиб-
кого ограждения и нижней части жесткого корпуса, принятой на натурном
судне.
В качестве критерия подобия модели и натуры принимают число Фруда
по длине воздушной подушки, масштаб модели выбирают исходя из условия
равенства чисел Фруда модели и натурного судна:
FrM = FrH; - Vm _. = v,i=. ; (3.36)
У gL впм У ЯБвпя
LenM
250
Предположим, что *-ВПн = ои м, скорость
Например, на открытом водоеме с помощью
быть достигнута Ке = 18 уз.
м
Тогда
полного хода = 70 уз.
катера-буксировщика может
m = 15.
Отсюда
Евп„
ьВпм=----" « 3,3
м.
т
В соответствии с этим критерием подобия назначают расход воздуха!
5
для модели Qu = Он/*»2 м3/с. Давление в воздушной подушке модели опре-
деляют по формуле рвп = рвп /т. Коэффициент перепада давлений Кр =
= рр/рвп должен быть выдержан одинаковым для модели и для натурного
судна.
Чтобы выделить воздушное профильное сопротивление модели из пол-
ного буксировочного сопротивления, модель с неработающими нагнетате-
лями подвешивают на динамометре вблизи свободной поверхности воды и
буксируют ее, делая замеры сопротивления ХВ03д. м-
Импульсное сопротивление модели Химп. м определяют расчетом по из-
вестной формуле
ХЯмп. м = pQmVm. (3.38}
Остаточное сопротивление модели получают по формуле
ХОСТ. М — Хр. М 4" Х/^м = Хм Хвозд. М Химп. м- (3.39}
Разделив Хост м на получают коэффициент остаточного со-
противления модели
с =----------Хост, м- (3.40}
МЛОСТ. М т,9 Л
Р^М „
2 ®.м
Если дополнительно рассчитать волновое сопротивление модели Хв, м, то
остаточное сопротивление модели можно представить в следующем виде:
Хост. М = Хм ХВОзд. м Химп. м Хв. м- (3.411
На рис. 3.15 представлены результаты систематизации данных об оста-
точном сопротивлении моделей СВП с различными конструкциями гибких
ограждений в соответствии с формулой (3.41), которой, однако, можно поль-
зоваться лишь для приближенных оценок.
Известен и другой способ исключения воздушного профильного сопро-
тивления модели из полного буксировочного сопротивления: при буксировке
модели с работающими нагнетателями за аэродинамическим щитом. Но при
этом исчезает составляющая сопротивления от силы реакции воздушных
струй, обусловленная их взаимодействием с набегающим воздушным пото-
ком, что приводит к некоторому завышению полного сопротивления движе-
251
Рис. 3.15. Зависимость относительного остаточного сопротивления моделей
I ! р
СВП с различными видами ГО от числа Фруда по длине и от 1g if, / —- ,
I \pv2/
где p — давление в ВП:
нию СВП. Это обеспечивает некоторый запас по скорости судна, и, следова-
тельно, такой способ более предпочтителен.
Воздушное сопротивление СВП обычно определяют по формуле квадра-
тичного закона сопротивления:
^возд = Сх —- pVgS . (3.42)
2 w
Воздушное сопротивление может изменяться в широких пределах в зависи-
мости от скорости набегающего потока, поэтому при его определении необ-
ходимо учитывать результирующий вектор скорости набегающего потока
воздуха
V0=-V + VB, (3.43)
где Го — результирующий вектор скорости набегающего потока воздуха.
Для удобства расчета воздушное сопротивление целесообразно разде-
лять на две составляющие: аэродинамическое сопротивление корпуса Хк и
аэродинамическое сопротивление оперения Аоп.
Аэродинамическое сопротивление корпуса вычисляют по формуле
Xk=CXk-L-p^Ss, (3.44)
где Схк определяют по результатам продувки в аэродинамической трубе
модели прототипа без оперения.
В реальных условиях плавания СВП обычно движется с определенным
углом ходового дифферента ф, а при ветре — с определенным углом дрейфа,
что также увеличивает воздушное сопротивление. Поэтому при расчетах
целесообразно рассматривать коэффициент Сх в следующем виде:
к
cxK = CXXo + CV+CV’ (ЗЛ5)
где СХк — коэффициент аэродинамического сопротивления корпуса при ну-
левом угле дифферента и дрейфа; С"Ф , С^- — производные коэффициента
аэродинамического сопротивления по углу дифферента и по углу дрейфа со-
ответственно.
На рис. 3.16 представлены кривые зависимости коэффициента С„
к0
СВПА от произведения трех параметров: коэффициента полноты носовой
части корпуса L*J , относительной длины кормового LBK/-^- и
носового АВц/ закругления корпуса в плане. См. также табл. 7.3.
а — ГО типа юбок и гибких сопел;
«0CT/G : 1 — 0,05; 2 — 0,04; 3 — 0,03;
4 — 0,02; 5 — 0,01; 6 — 0; 7 — ( — 0,005);
8 — (— 0,01);
б — несекционированный гибкий
ресивер с истечением воздуха через
щель;
•%CT/G : 1 — 0,045; 2 — 0,04; 3 — 0,035;
4 — 0,030; 5 — 0,025; 6 — 0,020;
в — комбинированное ГО;
Яост/0 : 1 ~ °-03- 2 ~ °’02’ 3 ~ °’01:
4 — 0,008;
г — многоярусное ГО;
Лост/0 1 ~ 0-04: 2 — °’02: 3 — 0-01:
4 — 0; 5 — (— 0,005); 6 — (— 0,01);
д — секционированное ГО:
Лост/0 1 “ °-02: 2 ~ °-01:
3—0; 4 — (— 0,005); 5 — (— 0,01).
253
Обработка результатов продувок моделей в аэродинамической трубе
показывает, что зависимость коэффициента Сх от угла дрейфа явно нели-
нейна.
В целом характер изменения этого коэффициента в зависимости от угла
дрейфа аналогичен изменению его для надводных судов: при увеличении р
он сначала возрастает, затем падает.
Vsi 6/2 6/2
Рис. 3.16. Зависимость коэффициента аэродинамического
сопротивления корпуса амфибийного СВП Сх Ко от произве-
дения трех параметров
Различны не только относительные максимумы коэффициента Сх раз-
личных моделей, но наблюдается также разброс этих максимумов в зависи-
мости от угла дрейфа.
Рис. 3.17. Зависимость производной
коэффициента аэродинамического со-
противления корпуса по углу дрей-
фа С₽ от произведения трех пара-
метров
по результатам продувок моделей
коэффициента ^хк от некоторых
Линеаризация дает возможность
построить приближенную зависимость
параметров (рис. 3.17).
Погрешность от линеаризации при угле дрейфа 30° составляет около 20%
от величины Сх и при уменьшении угла дрейфа уменьшается.
к0
254
Ходовой дифферент ф, отличный от нуля, также приводит к увеличению
аэродинамического сопротивления корпуса. Производная коэффициента
аэродинамического сопротивления корпуса по углу дифферента приближенно
равна ~ 0.18.
Аэродинамическое сопротивление оперения, обдуваемого струей винтов,
вычисляют по формуле [61
Хоп = С^опу P(V0 + ®a)2SOn+X,i, (3.46)
где Сх п — коэффициент сопротивления оперения, определяемый по атласу
продувок; Хн — сопротивление насадок; и.'а — вызванная аксиальная ско-
рость в струе винта, определяемая на основании коэффициента нагрузки
винта по известным формулам.
Коэффициент сопротивления оперения целесообразно рассматривать
в зависимости от угла дрейфа, а также от угла перекладки бр:
+ + (ЗЛ7>
Рассмотрим на примере вертикального оперения приближенные выра-
жения, определяющие эти коэффициенты.
Для изолированных рулей и стабилизаторов, расположенных вне об-
ласти обдувки от струи движителя,
Сх0П = СХр+СХст> (3.48)
где коэффициент аэродинамического сопротивления аэродинамических рулей
Схр = СХро + 4рР + С8Хрбр. (3.49)
Производные этого коэффициента по углу перекладки и дрейфа
(3.50)
Коэффициент аэродинамического сопротивления рулей при нулевых
углах перекладки и дрейфа
п
Для коэффициента аэродинамического сопротивления стабилизаторов
получим
Схст = СХсто + 4ст₽; (3.52)
ГР
255
Заказ № 1856
г)
схоп
Рис. 3.18. Зависимости коэффициентов воздушного сопротивления Сх комплекса стабилизатор—руль
профиля NACA-0018 от углов атаки a (L = 0,3 м, v = 36 м/с): а — Л = 1,0, с закрылком 8%; S =
— 0,09 м2; б —Л = 1,0, с закрылком 15%; S = 0,09 м2; в — Л = 3,0, с закрылком 8%; S = 0,27 м2;
г — Л = 3,0, с закрылком 15%; S = 0,27 м2
Угол перекладки руля 6’: 1 — 40°; 2 — 30°; 3 — 20°; 4 — 10°; 5 — 0°; 6 — (— 10°); 7 — ( — 20°); 8 — (— 30°); 9 — ( — 40°)
Существует приближенное равенство
~ ~ cP ~ Са
ЛР/ Pf ЛСТ1 Л
(3.55)
где С“ — производная коэффициента сопротивления крыльевого профиля
XI
по углу атаки.
Оперение в виде комплекса стабилизатор — руль. Оперение, состоящее
из стабилизатора и руля, установленного непосредственно за стабилизато-
ром, работает в несколько иных условиях, чем изолированные (стоящие раз-
дельно) стабилизатор и руль. Обычное выражение для угла атаки а изолиро-
ванного руля оказывается несправедливым для рулей за стабилизаторами.
В этом случае при перекладке руля крыло, составленное из руля и стабили-
затора, меняет форму, поэтому влияние угла перекладки руля и угла дрейфа
может оказаться различным.
Коэффициент Сх в данном случае определяется выражением (3.47).
Коэффициент
п с
где С* — коэффициент аэродинамического сопротивления единичного
Хоп0
комплекса при нулевом угле дрейфа и перекладки руля.
На рис. 3.18 представлены зависимости коэффициентов воздушного со-
противления Сх комплекса стабилизатор — руль профиля NACA-0018
от углов атаки® при различных углах перекладки руля 6р. Рассматриваются
два удлинения комплекса Лоп£ = 1 и Хоп£ = 3 и две хорды руля, составляю-
щие 8 и 15% от хорды стабилизатора.
Комплексы имеют прямоугольную форму, стабилизаторы и рули также
прямоугольны, размах руля и стабилизатора одинаков. Кривые получены
на основании результатов испытаний в аэродинамической трубе. На рисунке
коэффициент воздушного сопротивления комплекса отнесен к суммарной
площади комплекса Son.
При угле перекладки др = 0 комплекс можно рассматривать как от-
дельный изолированный руль или стабилизатор, а зависимость от угла атаки
а — как зависимость от угла дрейфа 0 для стабилизатора и как зависимость
от углов р и др для руля, т. е. по кривым можно получить коэффициенты:
С^. ; Сх ; С6Х ; ; С$х , а для комплекса стабилизатор и руль можно
Ро сто. Pi Pi CTi
получить С‘х и .
Коэффициенты С6Х и в соответствии с (3.47) определяются для
комплекса стабилизатор и руль выражениями:
(3.56)
(3.57)
258
Коэффициент Су можно приближенно определить по графику, при-
onj
веденному на рис. 3.19 при различных коэффициантах нагрузки по упору ар.
Коэффициент можно приближенно найти по графику, представ-
опг
ленному на рис. 3.20. Он получен при коэффициенте нагрузки по упору
Ор = 0.
Насадки к воздушным винтам оказывают сопротивление
XH = CXB-?S®- М
1
На рис. 3.21 представлена зависимость коэффициента Схн. от удлине-
ния насадки /н и угла дрейфа 0 (при ор = 0 7). Кривые получены при об-
работке результатов испытаний серии насадок с коэффициентом раствора,
равным 1,25, и коэффициентом расширения 1,12.
Импульсное сопротивление СВП — силу инерции воздуха, вовлечен-
ного в движение вместе с судном, можно определить по формуле
^имп = ®вио> (3.59)
где GB = pQ — масса воздуха, протекающего ежесекундно по воздушным
каналам.
Считается, что точка приложения импульсного сопротивления находится
в районе воздухоприемного отверстия для нагнетателя.
При движении СВП с дрейфом и при боковом ветре необходимо учиты-
вать продольную составляющую результирующего вектора скорости набе-
гающего потока воздуха. Обычно имеется в виду объемный расход воздуха
Q (м3/с) при подъеме СВП на подушку без хода. На ходу СВП объемный рас-
ход воздуха может существенно меняться как в зависимости от характери-
стик сети, так и вследствие воздействия скоростного напора на характери-
стики нагнетателя.
Степень использования скоростного напора воздуха существенно зави-
сит от конструкции воздухозаборника. Импульсное сопротивление можно
снизить, используя скоростной напор встречного потока воздуха при уста-
новке воздухоприемника навстречу движению судна.
Импульсное сопротивление амфибийных СВП может составлять до
30—35% от полного сопротивления на наибольшей скорости судна.
Сопротивление от силы реакции воздушных струй Xr, истекающих из
воздушной подушки, зависит от направления силы реакции. Наибольшей
величины сила реакции может достичь при вытекании всего воздуха из воз-
душной подушки в одном направлении, например в нос (сопротивление)
или в корму (тяга). Близкий к этому случай возможен на скеговых СВП с пол-
ностью погруженными скегами, когда
Xr = PQt>r — при истечении воздуха в корму;
Xr — — t>Qvr — при истечении воздуха в нос.
Это может происходить при соответствующем наклоне СВП, в частности при
ходовом дифференте на корму это сопротивление у амфибийных СВП может
составлять 20—30% от наибольшего значения, а при больших наклонениях
~ 50%.
В режиме висения над твердым экраном при угле дифферента ф соз-
дается тяга, равная
XR = G tg ф.
(3.60)
259
9*
Рис. 3.19. Зависимость производной коэффициента со-
противления оперения по углу перекладки руля С®
отц
от" коэффициента нагрузки по упору ор при р = О
' - Лоп = 1,0: = °-56: ХР = Ь8; 2_- *оп = 1.1; =
=_0,61; Хр = 1,8; 3 — >-оп = 1,08; Ьр = 0,83; = 1,3;
4 - Ь’= 1,23; Ь = 0,69; X = 1,8; 5 - \>п = 2,0; b =
= 0,69; Хр — 2,9
Линеаризация в безопасную сторону до бр = 25°
Рис. 3.20. Зависимость производной коэффици-
ента сопротивления оперения по углу ^дрейфа
СВ от относительной хорды руля Ь
*оп(- р
• - ЦАГИ; О — ЛГУ; ZQn = 1
Рис. 3.21. Зависимость коэффициента сопротивления насадки СХн
от угла дрейфа Р при различных относительных удлинениях на-
садки /п и различных коэффициентах нагрузки винта по упору ар
Ср : / — 0; 2 — 1; 3 — 3; 4 — 5; 5 — 7 .
---7Н = 0,84; —-----7Н = 0,67;----—7Н = 0,50
При движении над водой сила реакции оказывается пропорциональной сред-
нему углу наклона относительно деформированной водной поверхности
XR = Gtg(i|> — Ов), (3.61>
где ав = ХВЮ — средний угол наклона водной поверхности к горизонту
под воздействием системы перемещающегося давления в воздушной подушке.
Эти зависимости применимы лишь для ориентировочных оценок. На-
дежных методов расчетной оценки сопротивления от силы реакции воздуш-
ных струй нет, поэтому его определяют экспериментальным путем в резуль-
тате испытаний буксируемых моделей СВП, как было указано выше.
Гидродинамическое сопротивление. Из составляющих гидродинамиче-
ского сопротивления волновое сопротивление представляет собой главную
составляющую сопротивления амфибийных СВП при небольших скоростях
судна. Есть несколько «горбов» этого сопротивления. Наиболее важно опре-
деление главного «горба» волнового сопротивления. Если из эксперимента
известна зависимость угла волнового склона ав от скорости судна, то кривую
волнового сопротивления рассчитывают по формуле
XB = GaB, (3.62)
а главный «горб» равен
Хв = GaB макс,
где авмакс — наибольший угол волнового склона.
Экспериментальные исследования этого сопротивления подтверждают
возможность использования теоретических методов его расчета.
В наиболее общем виде волновое сопротивление рассчитывают по гра-
фикам Ньюмана—Пула [49] для эллиптической или прямоугольной формы
воздушной подушки в плане. Для прямоугольной формы подушки в плане
наибольший «горб» сопротивления и соответствующее ему число Фруда
можно определить по обобщенной зависимости, представленной на рис. 29.
Для расчетов волнового сопротивления за «горбом» сопротивления можно
использовать приближенную формулу, полученную в результате аналити-
ческой обработки данных графика, приведенного на рис. 29 [13].
Хв= 1,2—— -£in_(FrL ). (3.63)
Ввп V Len'
Формула эта справедлива при Fr^^ Z> 1,0-
Волновое сопротивление СВП прямоугольной формы в плаяе можно
также рассчитывать по формуле В. П. Большакова — В. А. Литвиненко
[61
Хв = A$-^-G, (3.64)
уБвп
где Ар — коэффициент волнового сопротивления, представленный на рис. 3.22
в зависимости от некоторых параметров, в том числе от угла дрейфа 0.
Как известно, волновое сопротивление двумерной системы давлений
при установившемся движении, принимает ряд максимальных значений по
мере увеличения скорости. Последний «горб» сопротивления соответствует
числу Фруда 0,563. После превышения этой скорости волновое сопротивление
монотонно убывает. На практике обычно не удается обнаружить больше
одного-двух «горбов» в диапазоне Fr = 0—0,563, что, по-видимому, объяс-
няется действием сил вязкости, не учитываемых в теории.
На «горбе» волновое сопротивление при угле 0 = 0 существенно меньше,
чем при других углах дрейфа, поэтому в расчетах сопротивления необходимо
учитывать некоторый угол дрейфа, равный, например, 5°, который может
возникнуть при нестрогом равенстве упора движителей разных бортов (прак-
тически всегда имеющем место).
262
<3
Рис. 3.22 а
Рис. 3.22 в (приведены отношения L, В для воздушной подушки)
Рис. 3.22 г. Зависимость коэффициента волнового сопротивления Л^ от числа Фруда при различных углах дрейфа 0
(даны отношения L, В для воздушной подушки). Графики для других значений £вп/#вп приведены в [6]
Таблица 3.1
Схема расчета сопротивления движению СВПА
на тихой воде
№ п/п , (порядок I расчета) Характеристики Формулы, обозначения Рекомендации и пояснения
1 Скорость судна, уз Vs Задается ряд зна- чений
2 Скорость судна, м/с v = 0,515 vs
3 Число Фруда по длине воздушной по- душки Рг£вп = v/V ё^вп
4 Число Фруда по
водоизмещению
5 Масштаб модели m = ^ВПн^ВПм Применяется при полном подобии мо- дели
з
6 Коэффициент подо- 771 = К G/Gnp Применяется при
бия неполном подобии мо- дели или прототипа
7 Коэффициент аэро- С^к Определяется по
динамического сопро- *0 кривым рис. 3.16 или
тивления корпуса при нулевом угле диффе- рента и дрейфа по табл. 7.3.
8 Производная Сх„ Принимается рав-
ко по углу дифферента ной 0,18
9 Угол ходового диф- Ф Рассчитывают или
ферента, рад задают в диапазоне
4° (на «горбе»)-т-1,0° (на полном ходу) на
Коэффициент аэро- динамического сопро- тивления: корму
10 корпуса без оперения C-K = % + CV
11 одиночного руля, Cx Определяется по
отнесенный к его Po кривым на рис. 3.18
площади Q
12 всех рулей при c sc1 — bxD — * ь c Sg — площадь ми-
нулевом угле пе- рекладки и дрей- po Po Sg деля; S g =Вв П(Я$ +
фа, отнесенный к площади миделя + Лго)
13 Производная коэф- a Определяется по
фицнента аэродина- мического сопротив- ления крыльевого профиля по углу ата- ки, отнесенная к пло- щади профиля Cxj кривым на рис. 3.18
267
П родолжение табл. 3.1
№ п/п | (порядок расчета) Характеристики Формулы, обозначения Рекомендации и пояснения
14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 Производная коэф- фициента аэродина- мического сопротив- ления: одиночного руля по углу пере- кладки, отнесен- ная к его пло- щади рулей по углу перекладки,отне- сенная к площади миделя Средний угол пере- кладки рулей Угол перекладки одиночного руля Коэффициент аэро- динамического сопро- тивления аэродинами- ческих рулей Коэффициент аэро- динамического сопро- тивления: одиночного стаби- ' лизатора, отне- сенный к его пло- щади всех стабилизато- ров, отнесенный к площади миде- ля, при нулевом угле дрейфа стабилизаторов оперения Коэффициент аэро- динамического сопро- тивления одиночного комплекса стабилиза- тор — руль, отнесен- ный к площади ком- плекса С® ~ Pi Xi С® = 2 С® Р PiSg 6р = — 2 С® —6рг с®р 6 р. сто Сх = 2 С1 ОТл хст Q 0 5 ® сх = сх СТ СТ0 С х = сх + Сх хоп хр 1 лст сх оп0 Задается наиболь- ший угол без срыва потока Определяется по рис. 3.18 Для изолированных рулей и стабилиза- торов Определяется по рис. 3.18
268
Продолжение табл. 3.1
№ п;'п (порядок расчета) Характеристики Формулы, обозначения Рекомендации н поясиеиия
24 25 26 27 28 29 30 31 Коэффициент аэро- динамического сопро- тивления всех ком- плексов, отнесенный к площади миделя Производная коэф- фициента сопротив- ления одиночного комплекса по углу перекладки руля, от- несенная к площади комплекса Производная коэф- фициента аэродинами- ческого сопротивле- ния всех комплексов по углу перекладки руля, отнесенная к площади миделя Коэффициент аэро- динамического сопро- тивления комплексов стабилизатор—руль Коэффициент аэро- динамического сопро- тивления одной на- садки, отнесенный к характерной площади поверхности насадки Коэффициент аэро- динамического сопро- тивления насадок, от- несенный к площади миделя Воздушное сопро- тивление СВП Импульсное сопро- тивление СВП, кг . -I- F о f л. 1 Р 4- , И II II _ II II -1’ £ Р*|п О « J О § о •о а “ § 1’ ~ , о”0’ ~ о*"’ -О ° “ Со ~ =>а о- ? :®: Со Ро, СО I Со Со|СО . 09 1 * + Определяется по кривым на рис. 3.19 при различных ор Если On 4= 0, то wa (п. 30) считать равным нулю Определяется по кривым на рис. 3.21 при нулевом угле дрейфа ша = v (У 1 + ар — 1) с0 = V + Св с'в = 5 м/с — ско- рость встречного вет- ра Q — объемный рас- ход воздуха иа тихой воде
269
Продолжение табл. 3.1
№ П/П (порядок расчета) Характеристики Формулы, обозначения Рекомендации и пояснения
32 Волновое сопротив- ление СВП, кг Рассчитывают при выделении из оста- точного сопротивле- ния модели или про- тотипа его волнового сопротивления
Хв = G OCg V С 4 РВП Хв = С*в vL G У ьвп При известном угле волнового склона; Сх определяют по зависимости на рис. 3.28 для главного «горба» и прямо- угольной формы в плане
- 2рвп Хв = G Т^вп При нулевом угле дрейфа для прямо- угольной формы в плане определяют по рис. 3.22
33 Остаточное сопро- тивление модели, кг •^остм — Хм -Хвоздм — *импм
X ОСТМ = Хм X ВОЗДМ — Хнмпм— Хвм При выделении волнового сопротив- ления модели из пол- ного
%0СТМ ” “ ^воздм ” ^НМПМ — -Хвм-^м При дополнитель- ном выделении реак- ции струй
34 Коэффициент оста- точного сопротивле- ния модели или про- тотипа при равных числах Фруда г Х°СТМ Рассчитывают или берут с крииых на рис. 3.15
Л°СТ« ро2м 2 Ч
35 Остаточное сопро- тивление СВП, кг ^ОСТ == X л UC1 Л°Стм
36 Сопротивление от силы реакции воз- душных струй, кг X r = — р Q аг Xr = G tg (ф — ав) При истечении воз- духа в нос
270
Продолжение табл. 3.1
№ п'п (порядок расчета) Характеристики Формулы, обозначения Рекомендации н пояснения
37 Полное сопротив- ление СВП на тихой воде, кг Хт. в = ^возд 4“ Ч- химп Ч- Хв ч~ Ч~ хост ч~ х Рзссчнтывают при вы- делении из оста- точного сопротивле- ния модели или про- тотипа
Сопротивление формы Лф, как и брызговое сопротивление Лбр, опреде-
ляют обычно в составе остаточного сопротивления моделей СВП.
В табл. 3.1 представлена схема расчета сопротивления движению СВП
на тихой воде с необходимыми ссылками и пояснениями.
Рис. 3.23. Зависимость дополнительного
относительного сопротивления на волне-
нии от высоты волны и скорости судна
Рис. 3.25. Волновое сопротивление эл-
липсоидальной системы распределен-
ных давлений на мелководье,
Ввп/^вп = 0,5
1 - Лв/Д = 0,03; 2 — hB/L = 0,1;
3 — hB/L = 0,3; 4 — hR/L = 1,0
На волнении сопротивление движению существенно возрастает, что
приводит к резкому падению скорости судна. При расчете составляющих
сопротивления на волнении необходимо учитывать следующие изменения.
При расчете воздушного сопротивления скорость ветра следует принимать
по шкале Бофорта в соответствии с заданной по спецификации мореходностью.
Кроме того, необходимо учитывать ветровой дрейф, который увеличивает
коэффициент аэродинамического сопротивления и корпуса и оперения.
При расчете импульсного сопротивления также учитывают скорость
ветра, а при расчете волнового сопротивления — угол дрейфа, возникаю-
щий при парировании ветра, отличного по направлению от встречного.
271
273
Таблица 3.2
Схема расчета сопротивления движению СВПА
на волнении
№ п/п (порядок расчета) Характеристики Формулы, обозначения Рекомендации и пояснения
1 2 3 4 5 6 7 » 8 Истинный угол воздушного дрейфа Производная коэффициента аэроди- намического сопротивления корпуса по углу дрейфа Коэффициент аэродинамического соп- ротивления корпуса без оперения Производная коэффициента аэроди- намического сопротивления рулей по углу дрейфа, отнесенная к площади миделя Коэффициент аэродинамического соп- ротивления аэродинамических рулей Производная коэффициента аэроди- намического сопротивления стабилиза- тора по углу дрейфа, отнесенная к пло- щади стабилизатора Производная коэффициента аэроди- намического сопротивления всех стаби- лизаторов по углу' дрейфа, отнесенная к площади миделя Коэффициент аэродинамического соп- ротивления стабилизаторов Рв ~ Р Рт сЛ-с«. + с?л + с»А с» = V —— р Pf s® c4-% + CVp + CU cP «с“ ЛСТ Х; i 1 ^ст. = Vcf ст 7 j ст- Схст = СхСТо + с£ст рв Рт — приращение угла воздуш- ного дрейфа из-за ветра Определяют по кривым на рис. 3.17
274
Продолжение табл. 3.2
№ п/п (порядок расчета) Характеристики Формулы, обозначения Рекомендация и пояснения
9 10 11 12 13 14 Производная коэффициента аэродина- мического сопротивления одиночного комплекса стабилизатор — руль по углу дрейфа, отнесенная к площади комп- лекса Производная коэффициента аэродина- мического сопротивления всех комп- лексов, отнесенная к площади миделя Коэффициент аэродинамического соп- ротивления комплексов стабилизатор — руль Коэффициент аэродинамического соп- ротивления насадки, отнесенный к пло- щади насадки, зависящий от угла р Коэффициент аэродинамического соп- ротивления насадок, отнесенный к пло- щади миделя Воздушное сопротивление СВП на волнении, кг и । + Cd i; со 85 । “Г %? со ® n X* й а|« 5s СО 5- со |со J ** + ° II +о J М 0-1 - Л n - * CD Cj II II CD и a fl . II r? « + S «0 tt CD X Определяется по кривым рис. 3.20 Определяют по кривым рис. 3.21 vB — по шкале Бофорта в соот- ветствии с заданной мореход- ностью
ьэ
сл
Продолжение табл. 3.2
№ п/п (порядок расчета) Характеристики Формулы, обозначения Рекомендации и пояснения
15 Импульсное сопротивление СВП на волнении, кг Хнмп =PQ(f+ М ив — то же
16 Волновое сопротивление СВП на волнении, кг ХВ = 2рвпс Т^-вп Определяют по кривым на рис. 3.22 при угле дрейфа отно- сительно воды, не равном 0 (на- пример, 10°)
17 Остаточное сопротивление СВП, кг ^ост Су °стм Принимают по табл. 3.1 без изменений
18 Сопротивление от силы реакции воз- душных струй, кг XR В связи с переменностью на- правления истечения при киле- вой качке — не рассчитывают
19 Дополнительное сопротивление СВП на волнении, кг *^н = ^>3 Хдоп =f(FrT волн Цгг£вп ’ Лго гволн принимают по резуль- татам модельных испытаний на волнении или по прототипу. Определяют по кривым рис. 3.23
20 Полное сопротивление СВП на вол- нении, кг ^воли = ^возд+ ^нмп + + Х° + ХОст+*^и
Учитывается также дополнительное сопротивление на волнении
Хдоп =:ГД0П (3.65)
'1ВОЛН ' ВОЛН •
Коэффициент дополнительного относительного сопротивления г^°"н прини-
мают по результатам модельных испытаний на волнении или по прототипу.
На рис. 3.23 представлена зависимость дополнительного сопротивления при
движении СВП на волнении от числа Фруда по длине воздушной подушки,
которую можно использовать для приближенных оценок при отсутствии дру-
гих данных.
В табл.3.2 представлена схема расчета сопротивления движению СВПА на
волнении и приведены пояснения.
Расчеты сопротивления движению СВП на тихой воде не будут полными,
если не определено сопротивление движению на мелководье. СВП предназна-
чены для эксплуатации в основном в мелководных районах, а влияние мелко-
водья существенно сказывается на сопротивлении движению СВП.
На рис. 3.24—3.25 представлены графики, по которым можно опреде-
лить влияние мелководья на волновое сопротивление СВПА.
§ 7. Расчет сопротивления движению СВПС
Структура сил сопротивления, действующих на движу-
щееся СВПС, отличается от аналогичной структуры сил сопротивления, дей-
ствующей на СВПА, главным образом вследствие сил гидродинамической
природы, действующих на скеги. Кроме того, импульсное сопротивление
и сопротивление подвижных или гибких ограждений СВПС относительно
ниже, чем у СВПА равного водоизмещения, а аэродинамическое профильное
сопротивление, как правило,— выше.
Таким образом, суммарное сопротивление движению СВПС на тихой
воде складывается из следующих аэродинамических и гидродинамических
составляющих:
воздушного профильного сопротивления движению СВПС как твердого
тела Хв03д",
импульсного сопротивления Хнмп;
волнового сопротивления системы поверхностных давлений воздуха
на жидкость Хв;
гидродинамического сопротивления трения скегов Хтр;
гидродинамического сопротивления подвижных ограждений воздушной
подушки Хф;
остаточного сопротивления Хост :
' х = хвозд 4- хНмп + а в 4- хтр хф 4- хост. (3.66)
Воздушное и волновое сопротивление вычисляют по тем же формулам,
что и в случае СВПА, со следующими дополнениями.
Коэффициент Сха для СВПС колеблется в широких пределах: от 0,5
(при тщательном аэродинамическом проектировании форм корпуса) до 0,7
и даже 0,8 — при неудачном архитектурном решении.
Дополнительный расход воздуха для снабжения ГТД энергетической уста-
новки на СВПС, как правило, не предусматривается. Волновое сопротивле-
ние перемещению области воздуха повышенного давления определяется для
прямоугольной в плане системы давлений.
Гидродинамическое сопротивление трения скегов
Хтр — 0,5|CKprtl2SCM>
(3.67)
276
Коэффициент трения скегов £ск определяют по формулам Прандтля —
Шлихтинга или Шенхерра в зависимости от числа Рейнольдса и с учетом-
шероховатости поверхности скегов:
Век = Втр (Re) 4“ Вшер> (3.68)
где Re = V^CK-----число Рейнольдса; £шер = 0,4-Ю-3.
v
Площадь смоченной поверхности скегов изменяется в зависимости от
скорости СВПС, что приближенно можно выразить формулой
Scm = /<см«см0, (3.69)
где Кем — коэффициент, зависящий от числа Фруда по длине воздушной
подушки.
Вычисление площади смоченной поверхности скегов даже в режиме ви-
сения СВПС связано с трудностями, вызванными сложной зависимостью по-
садки судна от его массы, конструкции подвижных ограждений, режима ра-
боты системы поддержания, формы скегов, положения центра масс и центра
сил поддержания судна и других факторов. Для упрощения расчетов обычно-
считают, что СВПС в режиме висения имеет нулевой дифферент и положе-
ние нижних кромок подвижных ограждений обеспечивает заданное водоиз-
мещение (среднюю осадку) скегов при заданном давлении в воздушной по-
душке и заданном расходе воздуха. Площадь смоченной поверхности с уче-
том заданной посадки СВПС при v = 0 вычисляют по теоретическому чер-
тежу скегов. На ранних стадиях проектирования используют различные
упрощенные формулы вида (3.70), позволяющие приближенно оценить пло-
щадь смоченной поверхности:
7>см0 ~ 2£.ск |/ (Вск, Зск> Уск, Рвп, Ьо, фо, Узап)]» (3.70)
где длину, ширину и осадку скега берут по наружной ватерлинии.
Для скегов, имеющих форму миделевого шпангоута, показанную на
рис. 3.10, площадь смоченной поверхности в режиме висения СВПС
при фо — 0 может быть оценена по формуле
^смо ~ 2L ск [Ус к ф- У зап ф- -ф- (ВСк — bg) (1 ф- sin P)/cos [J ]. (3,71)
Изменение площади смоченной поверхности скегов в зависимости от
скорости СВПС на тихой воде обусловлено волнообразованием, вызывае-
мым движением области воздуха повышенного давления, волнообразованием
скегов и изменением посадки судна под действием всех сил и моментов и
вследствие деформации опорной поверхности. На основе ряда исследований
определен вид зависимости Кем = SCM/SCM() от скорости СВПС (рис. 3.26)>.
Сопротивление движению подвижных (гибких или глиссирующих) ог-
раждений воздушной подушки СВПС можно оценить по формуле
Хф =- (а ф-6 FrD) ввп«Рвп> (3.72)
где а и b —- эмпирические коэффициенты, имеющие размерность времени.
Значения а и b колеблются в пределах: 0,002 25 а 0,021 и
0,001 5 b 0,008 7 и зависят от конструкции и материала подвижных
ограждений воздушной подушки, аэродинамической схемы истечения воз-
духа и других факторов.
Остаточное сопротивление СВПС на тихой воде:
Кост — ?остОп> (3.73)
где £ост — коэффициент остаточного сопротивления движению СВПС.
277
Коэффициент остаточного сопротивления £ост СВПС — функция мно-
гих аргументов: относительного удлинения, ширины и формы скегов, отно-
сительной скорости движения судна и т. п. На рис. 3.27 приведены кривые
зависимости коэффициента £ост от £вп/ВвП и Fr/, Для СВПС со скегами I
и II типов.
Схема приближенного расчета сопротивления движению СВПС приве-
дена в табл. 3.3.
Параметрические расчеты показывают, что значительное влияние на
величину и характер зависимости сопротивления движению СВПС от ско-
рости судна оказывает такой проектный параметр, как относительное удли-
нение воздушной подушки. На рис. 3.28 приведен обобщенный график за-
висимости коэффициента волнового сопротивления от параметра ^вп/Ввп
и от числа Фруда по длине воздушной подушки, характеризующий это влия-
ние. По кривым видно, что с увеличением ^вп/£вп растет волновое сопро-
тивление на высоких («загорбовых») скоростях судна, но уменьшается его
«горб».
Рис. 3.26. Зависимость коэффициента /Ссм от относительной скорости
СВПС
Изменение давления воздуха в воздушной подушке влияет на сопротив-
ление движению СВПС двояким образом. С одной стороны, повышение дав-
.ления увеличивает «горб» волнового сопротивления, с другой — при постоян-
ной массе СВПС — снижает габариты судна и расход воздуха, что приводит
к снижению аэродинамического, гидродинамического и импульсного сопро-
тивления. Следовательно, каждый вариант проектируемого СВПС должен
рассматриваться при различных значениях давления воздуха в воздушной
подушке. Это позволит учесть влияние давления воздуха в воздушной по-
душке в целом на характеристики варианта.
Характерным проектным параметром при этом является давление воз-
духа в воздушной подушке, отнесенное к длине воздушной подушки. Влия-
ние относительного давления в воздушной подушке Рвп/^-вп на сопротивле-
ние движению СВПС может быть оценено лишь в совокупности с влиянием
этого параметра на другие характеристики судна. По результатам ряда про-
ектных исследований составлен график (рис. 3.29), позволяющий выбрать
диапазон значений этого параметра для проектирования сетки вариантов
СВПС, с помощью которого значения Рвп/£вп выбирают в зависимости от
относительного удлинения ^-вп/ВВп и расчетного водоизмещения судна [19]
Сопоставление зависимости ряда проектных параметров СВПС от рас-
хода воздуха в воздушную подушку позволило оценить расход воздуха в за-
висимости от водоизмещения судна и относительной скорости судна (число
Фруда по водоизмещению). Эта зависимость приведена на рис. 3.30 и может
.278
Рис. 3.27. Зависимость коэффициента остаточного сопротивления
СВПС от удлинения воздушной подушки и числа Фруда
Рис. 3.28. Обобщенный график зависимости коэффициента волнового
сопротивления от удлинения воздушной подушки СВПС и от числа
Фруда
280
Таблица 3.3
Схема расчете сопротивления Движению СбПЙ
Характеристики Формулы Рекомендации, пояснения
Аэродинамическое профильное сопротивле- ние, кН Аэродинамическое импульсное сопротивле- ние, кН Хап = 0.5С™ ра (v -f- vB)2 S Хаи = Ра<2вп (v + РВ) 0,5^Сжо^0,7 (0,8)
Волновое сопротивление воздушной по- душки, кН Сопротивление трения скегов, кН Y _ 4Gn Рвп rr ЛВ Л воли Рг ^ВП Лтр = 0»5?скРги2*5см Кволи = /('-^П-> Frb) \ ОВП / по графикам Ньюмана и Пула U = £tp 4-0,4-ю-2 •5см = 2Ксм’ ^-ск X f (Т'СкР, Вск...) Кем = ПО кривым рис. 3.26
Сопротивление подвижных ограждений, кН Остаточное сопротивление, кН Сопротивление движению судна, кН: на тихой воде на волнении . Хф = (а + 6Fro) ВвпРвп^ Аост = ёост^п Х = Хап 4- Хаи + Хв + Хтр 4- Хф 4- 4" Xост Хволн = X (1 4- Кв) 0,002 25sca<r;0,021 0,0015^6^0,008 7 ?ост — f f ^ВП , Ргд, тип скега^ — \ бвп / по кривым рис. 3.27 = Fro, Аволи')- \ ОВП 1 по кривым рис. 3.31; промежуточ- ные значения определяются интер- поляцией
•служить для ориентировочного выбора расхода воздуха, проектируемого
•СВПС. На диаграмме приведены минимальные значения QBn- Хотя экспе-
риментальные данные и указывают, что более высокий расход способствует
снижению сопротивления движению СВПС (рис. 3.31), но в конечном счете
суммарные затраты мощности энергетической установки оказываются наи
меньшими именно при минимально допустимом расходе воздуха.
На рис. 3.32 приведены результаты расчета сопротивления движению
СВПС массой 4500 т на тихой воде [Z-Bn = 88 м, Ввп= 32,5 м, Рвп =
= 1785 кгс/м2 (17,5 кПа), QBn = 2500—2800 м3/с].
Рис. 3.31. Влияние величины расхода воздуха на сопротивление движению
СВПС со скегами I типа (катер SES-100B массой 80,7 т)
I — по результатам испытаний моделей; II — по результатам натурных испытаний;
III — иа глубокой воде; IV — иа мелководье
I — иа тихой воде; 2 — на волнении 0,33 м; 3 — иа волнении 0,67 м; 4 — на волнении
1,4 м; 5 — иа волнении 0,30 м при расходе воздуха 99—113 м3/с; 6 — на волнении 0,6 —
1,2 м при расходе воздуха 99—113 м3/с; 7 — иа тихой воде при расходе воздуха 165 м3/с;
€ — «горб» сопротивления иа волнении 0,73 м; 9 — при переходе «горба» без ускорения;
10 — при переходе «горба» с ускорением
Расчет выполнен на основе анализа экспериментальных данных, полу-
ченных при испытаниях СВПС SES-100A и SES-100B. По кривым видно,
что суммарное гидродинамическое качество этого СВПС чрезвычайно высоко
(около 23—25). Это объясняется низким гидродинамическим сопротивлением
глиссирующих подвижных ограждений и скегов.
Сопротивление движению СВПС на волнении зависит не только от ха-
рактеристик волнения и ветра, но и от основных проектных характеристик
СВПС: относительного удлинения воздушной подушки, формы и относи-
тельных размеров скегов, расхода воздуха, конструкции подвижных ограж-
дений, н т. п., поэтому дополнительное сопротивление СВПС на волнении
282
Рис. 3.32. Зависимость сопротивления движению СВПС водо-
измещением 4500 т с удлинением £вп/Ввп — 2,5 от скорости
судна
1 — волновое сопротивление ВП; 2 — сопротивление ПО; 3 — сопро-
тивление скегов; 4 — сопротивление выступающих частей; 5 — импульс-
ное сопротивление; 6 — аэродинамическое сопротивление; 7 -3- суммар-
ное сопротивление движению СВПС; 8 — упор движителей
Рис. 3.33. Зависимость скорости различных СВПС от высоты волны
1 — G = 1000 т, £Вп/ВВП = 6’5; 2 — ° = 1000 т’ ВВП/ВВП = 2'5:
3 — G = 4000 т, Двп/Ввп = 6>5; 4 — G = 2500 т, Г-ВП/ВВП = 2,5; ГТД
LM2500; 5 — G = 2500 т, Гвп/Ввп = 2,5; ГТД FTP; 6 — G = 5000 т,
^ВП/^ВП ~ 2’®’ 7 — скорость судна на «горбе» сопротивления
оценивают на основе данных испытаний буксируемых моделей близких про-
тотипов по формуле
ДХВ = КВХТ.В, (3.74)
где Кв — коэффициент возрастания сопротивления на волнении, определяе-
мый по результатам испытаний:
Кв = (ДХВ/ХТ. в)прототипа» (3.75)
причем Хв и Хт. в прототипа определяют при равных значениях числа Фруда
(по длине или водоизмещению) и относительной высоты волны Лв = h /GB3
прототипа и проектируемого СВПС. При этой оценке множество неучиты-
ваемых факторов приводит к значительному разбросу величин, что указы-
вает на необходимость проведения широких исследований на масштабной
серии моделей и экспериментальных катеров с целью уточнения влияния
гидрометеорологических условий на сопротивление движению СВПС.
В качестве примера на рис. 3.33 приведены кривые зависимостей сни-
жения скорости судна на волнении для различных СВПС, полученные при
исследованиях на буксируемых моделях и экспериментальных катерах.
Из анализа опубликованных материалов видно, что существуют неис-
пользованные резервы снижения сопротивления движению СВПС. В част-
ности, при испытаниях катера SES-100B исследован способ снижения «горба»
волнового сопротивления в результате перехода этого «горба» прн ускорен-
ном движении судна путем создания значительного избыточного упора дви-
жителей при разгоне судна. Другим приемом снижения сопротивления при
переходе «горба» является быстрый подъем носового подвижного ограждения
в «предгорбовом» режиме и последующее опускание ограждения в исходное
положение после разгона катера. Этот прием был исследован при испытаниях
катера XR-3.
Наиболее очевидным способом снижения сопротивления скегов является
уменьшение их ширины, что и было исследовано при испытании катера
•SES-100A. Однако возникла потеря остойчивости катера, и потребовалась
установка постоянных и выдвижных стабилизирующих устройств. Один из
вариантов—тонкие реданированные скеги — был предложен в 1960 г.
Ю. Ю. Бенуа.
Глиссирующие скеги с воздушной смазкой испытаны на катере SES-100B.
Некоторое снижение начальной остойчивости катера, обусловленное прак-
тически полным отрывом его от поверхности воды, существенно не повлияло
на ход испытаний, однако при дальнейшем проектировании СВПС эту форму
скегов не использовали.
Фирма «Эйрбот» (Airboat, США) использовала с целью снижения сопро-
тивления скегов глиссирующие обводы, что позволило создать скеги сравни-
тельно большой ширины, удобные для размещения в них энергетической
установки. В связи с особенностями создания гидродинамической подъемной
•силы на таких скегах их использование целесообразно лишь при достаточно
высоких относительных скоростях движения (например, при Fr^ 1,8 -ь 2,9
или при Fr^ 4,2-i-4,7). Другие методы управления пограничным слоем
на поверхности скегов с целью снижения их сопротивления (использование
полимеров, щелевой и распределенный отсос воды, вдув воды в пограничный
слой и т. п.), по-видимому, признаются непрактичными.
Раздел II
ОСОБЕННОСТИ
ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ОСНОВНЫХ ЧАСТЕЙ СВП
Главе IV. ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОРПУСА
§ 8. Особенности конструкции корпуса СВП.
Конструкционные материалы
В отличне от водоизмещающих судов и катеров на подвод-
ных крыльях суда на воздушной подушке имеют плоские и широкие корпуса,
плохо приспособленные к длительному плаванию без воздушной подушки
на морском волнении. В первую очередь это относится к амфибийным СВП,
поскольку в некоторых проектах скеговых СВП все же наблюдаются попытки
создания судна с формой корпуса, близкой к форме глиссирующего катама-
рана, способного двигаться с ограниченной скоростью на волнении в режиме
плавания без использования воздухонагнетательной системы или при ее
работе на режиме малой мощности. К таким судам можно отнести СВПС типа
«Эйрбот» (Airboat, США).
С целью снижения давления в воздушной подушке и снижения тем са-
мым мощности энергетической установки казалось бы целесообразно проек-
тировать корпуса максимально возможных длины и ширины, что потребует
создания весьма легких корпусных конструкций. Но невозможно полностью
избежать ударов волн в жесткий основной корпус (а на СВПС и в скеги),
который должен нести и другие нагрузки. Следовательно, корпус СВП дол-
жен быть достаточно прочным, т. е., как обычно при проектировании, основ-
ные требования весьма противоречивы.
Практика проектирования СВП привела к выработке компромиссных
решений, основанных в первую очередь на определении допустимой доли
массы корпуса в полной массе (водоизмещении) судна. Анализ проектов
СВП и сопоставление его результатов с данными о водоизмещающих судах,
с одной стороны, и о самолетах — с другой, позволили представить долю
массы статьи нагрузки «Корпус» в водоизмещении СВП в виде графика,
(рис. 4.1).
На рисунке показаны нижние границы возможных значений массы кор-
пуса, отнесенной к водоизмещению судна, в зависимости от типа судна, его
водоизмещения и физико-механических свойств материала корпуса. Как
и при проектировании водоизмещающих судов, при росте водоизмещения
Для корпуса СВП целесообразно применять более прочные материалы, по-
скольку прн использовании одного и того же материала для корпусов судов
различного водоизмещения существует некоторый оптимум, отклонения
ОТ которого приводят к росту относительный массы корпуса.
Достижение этого оптимума возможно при одновременном применении
материалов с высокой удельной прочностью, рациональных конструкций
корпуса, прогрессивной технологии и совершенных методов расчетов проч-
ности. В конструкции корпуса СВП широко используют пространственные
285
фермы, прессованные панели и профили из легких сплавов, трехслойные
сотовые или пенопластовые панели («сандвичи») и т. п. Корпуса малых СВП
в большинстве случаев изготовляют из стеклопластиков с наполнением пе-
нопластом, фанеры, легких сплавов и других материалов. Проводятся ис-
следования перспектив использования углепластиков и композитных мате-
риалов для корпусов СВП.
Из расчетных методов, как правило, применяется метод конечных эле-
ментов (МКЭ) с использованием ЭВМ [36].
Некоторое представление о конструкции корпуса СВП амфибийного-
типа может дать рис. 4.2. На рис. 4.3 показана конструктивная схема кор-
пуса скегового КВП 2KSES, разработанная фирмой Rohr Marine. Конструк-
Рис. 4.1. Зависимость относительной массы корпуса СВП от водоиз-
мещения судна
1 — существующие СВПА; 2 — проектируемые СВП; 3 — СВПС SES-100B;
4 — СВПС SES-100A; 5 — сухогрузные суда; 6 — танкеры; 7 — линия мини-
мальных значений относительной массы корпуса; 8 — возможная экстраполяция
для крупных СВП
ции корпусов малых СВП чрезвычайно разнообразны. Построено несколько
СВП с полностью или частично надувным корпусом.
Из отечественных материалов для изготовления корпусов СВП наибо-
лее широко могут быть применены алюминиевые сплавы марок АМг-61Т
и Д16АТ или Д16Т (для сварных конструкций морских СВП и клепаных
конструкций речных СВП соответственно). В США для сварных корпусов
используют, как правило, сплавы 5083 и 5456, а для клепаных — сплавы
типа 6061.
При выборе основного материала для конструкции корпуса СВП кроме
прочности в условиях статического нагружения и технологических качеств
учитывают также пластичность и способность материала сопротивляться воз-
действию повторно-переменных нагрузок, что вызвано высоким уровнем
вибраций и ударных нагрузок при эксплуатации этих судов.
Для алюминиевых сплавов условный предел усталости сварных соеди-
нений равен 40—50 МПа при количестве циклов нагружения 310® — 5-10®
[8]. Кроме того, при выборе материала следует учитывать, что данные о
прочности сварных швов конструкций из легких сплавов, приводимые в ряде
источников, как правило, завышены в 1,3—1,5 раза вследствие того, что
в реальных конструкциях чаще наблюдаются различного рода дефекты свар-
ных швов и околошовиой зоны, чем в лабораторных образцах.
286
Рис. 4.2. Схема конструкции корпуса СВПА Джефф (В)
1 — продольная переборка; 2 — поперечная переборка; 3 — обшнвка
днища; 4 — обшнвка борта понтона; 5 — набор ресивера; 6 — обшнвка
внешнего борта, надстройки; 7 — продольная связь надстройки; 8 — об-
шнвка внутреннего борта надстройки; 9 — шпангоуты; 10 — крепления
перевозимой техники
При этом усталостные характеристики различных материалов имеют
практически одинаковые уровни, что в случае применения сплавов с высокой
статической прочностью выдвигает в число первоочередных задач долговеч-
ность и работоспособность конструкций при воздействии переменных нагру-
зок. Эти задачи в принципе могут быть решены путем применения наиболее
эффективных соединений, а также отработки рациональных конструкций
в целом.
Рис. 4.4. Снижение прочности алюминиевых сплавов
Рис. 4.5. Снижение характеристик прочности конструктивных мате-
риалов при нагреве
1 — титановый сплав; 2 — алюминиевый сплав; 3 — нержавеющая сталь;
4 — магниевый сплав
V — удельная масса
При постройке и эксплуатации СВП был ряд случаев пожаров. Напри-
мер, выше уже указывалось, при подготовке к испытаниям полностью сго-
рело французское амфибийное СВП N 500. При расследовании этих случаев
подчеркивалась чрезвычайно низкая огнестойкость незащищенных кон-
струкций из легких сплавов. На рис. 4.4 приведены результаты замеров
прочности распространенных в США алюминиевых сплавов при их нагреве.
288
Снижение прочности в два раза наблюдается при довольно низкой темпера-
туре конструкции — 232° С. Такая температура при возгорании вблизи
конструкции авиационного керосина (JP-4) может быть получена за нес-
сколько секунд, что приводит к разрушению конструкций за такое короткое
время, при котором активные средства пожаротушения не могут быть вклю-
чены.
В результате исследований этого вопроса установлена необходимость
защиты конструкций из легких сплавов легкими пассивными покрытиями,
повышающими огнестойкость конструкций из легких сплавов до 30 мин.
Это положение регламентировано «Кодексом безопасности для СДПП»
ИМКО.
При нагреве конструкции происходит не только уменьшение прочности
(характеризуемой пределом текучести или временным сопротивлением), но
и снижение модуля нормальной упругости и модуля сдвига материала, при-
чем в разных материалах этот процесс протекает по-разному. На рис. 4.5
приведены сравнительные кривые изменения отношения предела текучести
от и модуля нормальной упругости Е к плотности материала ум при нагреве
в течение 30 мин образцов из алюминиевого и титанового сплавов [5]. Как
показывают кривые, относительная прочность титанового сплава при на-
греве выше, чем алюминиевого, что делает целесообразным изготовление
из титановых сплавов некоторых ответственных конструкций корпуса круп-
ных СВП.
Требование минимальной массы конструкции при выборе материала
корпуса СВП — одно из определяющих. Преимущества различных кон-
структивных материалов по-разному проявляются в разных условиях на-
гружения элементов конструкции (растяжение — сжатие, изгиб, сдвиг
и т. п.).
§ 9. Разработка конструктивно-силовой схемы
корпуса СВП.
Расчеты общей и местной прочности
В состав корпуса СВП входят конструкции и узлы, ха-
рактерные как для корпусов судов из легких сплавов и пластмасс, так и для
самолетов: сварные, клепаные и прессованные плоскостные и криволиней-
ные перекрытия (переборки, палубы, днище, борта); пространственные
фермы из трубчатых элементов со сварными или клепаными башмаками для
соединений в узлах; плоскостные рамы и т. п. Прочность и работоспособность
корпуса в целом и отдельных его конструкций и узлов должны обеспечить
восприятие внешних нагрузок, действующих на судно в течение заданного
срока службы судна и при заданных условиях эксплуатации.
Расположение силовых элементов корпуса, воспринимающих внешние
нагрузки, должно быть согласовано с общей компоновкой СВП. На амфи-
бийных СВП в качестве одного из основных элементов конструкции исполь-
зуют прочный водонепроницаемый понтон, обеспечивающий плавучесть^
судна. Понтон обычно имеет судовую конструкцию, т. е. он состоит из на-
ружной обшивки, подкрепленной ребрами жесткости, и системы продоль-
ных и поперечных непроницаемых переборок. Остальные силовые конструк-
ции, расположенные в проницаемых частях корпуса, выполняют в виде про-
странственных ферм, продольных н поперечных переборок, легких настилов-
палуб и оболочек, образующих внешнюю обшивку грузовых и пассажирских
помещений, машинных отсеков и т. п.
Конструктивно-силовая схема корпуса крупных скеговых СВП близка1
к конструкции корпуса водоизмещающего судна. На СВПС главные сило-
вые элементы корпуса — наружная обшивка с ребрами жесткости, продоль-
ные и поперечные переборки и балки продольного и поперечного набора.
Наружная обшивка основного корпуса СВПС и скегов вместе с главной
10 Заказ № 1856 289»
палубой образует водонепроницаемый контур, разделенный водонепрони-
цаемыми переборками на отсеки, внутри которых размещают груз, машинные
отделения, пассажиров и т. п.
Таким образом, существенные различия конструкций корпусов СВПА
и СВПС обусловливают различный подход к компоновке их конструктивно
силовых схем. В то же время расчетные оценки прочности корпусов СВПА
и СВПС имеют много общего.
Эффективность разработанного варианта конструктивно-силовой схемы
корпуса можно оценить по следующим критериям:
масса корпуса СВП должна быть наименьшей при условии удовлетворе-
ния всем требованиям задания на проектирование судна;
конструкция корпуса должна быть:
технологичной при постройке и ремонтопригодной;
достаточно живучей, т. е. способной выдерживать эксплуатационные
нагрузки при частичных разрушениях отдельных ее элементов, вызванных
усталостными трещинами, эксплуатационными повреждениями и т. п.;
удобной при эксплуатации судна, что достигается путем рационального
расположения непроницаемых палуб и переборок, проходов, дверей, люков,
съемных листов и конструкций и т. п.
Выбор главного из этих критериев зависит от назначения судна, его
ходовых и мореходных качеств, числа судов в серии, срока службы, перио-
дичности ремонтов и т. п.
В перечень условий эксплуатации корпуса СВП должны быть включены:
величина и характер действующих внешних нагрузок;
полезные размеры и объемы грузовых й пассажирских помещений, а
также размеры специальных погрузочно-разгрузочных устройств (аппаре-
лей, палубных люков, бортовых лацпортов и т. п.);
требования к надежности и долговечности конструкции (срок службы
корпуса с учетом периодичности осмотров, постановок в док, ремонтов и т. п.);
требования к технико-экономической эффективности конструкции.
Разрабатываемая конструкция корпуса должна в наиболее полной мере
удовлетворять всей совокупности перечисленных требований. Недооценка
какого-либо из требований может привести к невыполнению конструкцией
корпуса основной функции, т. е. к частичному или полному разрушению
корпуса. Актуальность этого положения усиливается необходимостью ис-
пользования при проектировании и постройке СВП новых легких и высоко-
прочных материалов, склонных к трещинообразованию в местах концен-
трации напряжений.
При оценке прочности корпуса принято считать наиболее тяжелыми
по характеру действующих нагрузок на корпус следующие режимы:
1) движение судна на воздушной подушке с максимально возможной
скоростью на волнении, имеющем интенсивность, заданную требованиями
па проектирование судна;
2) движение без воздушной подушки на более интенсивном волнении,
чем в предыдущем режиме, также с максимально возможной (в этом режиме)
скоростью судна;
3) динамическая посадка амфибийного СВП на неровный грунт или по-
становка на скеги (например, при доковании) скегового СВП.
При расчетной оценке внешних сил в первом режиме доминирующими
считают динамические силы и моменты, определяемые путем статистического
анализа распределения ударных перегрузок по длине и ширине корпуса
аналогично методам, используемым при оценке прочности глиссирующих
катеров. Во втором режиме выполняют расчет суммарных сил и моментов
при использовании результатов модельных испытаний методами, аналогич-
ными методам оценки внешних сил, действующих на быстроходные водоиз-
мещающие суда. В третьем режиме расчет выполняют обычными методами
строительной механики судна.
Для определения местных нагрузок, вызванных, например, давлением
воды при ударе в корпус, используют данные натурных замеров, лаборатор-
ных испытаний и теоретических расчетов.
250
Совместный учет специфических свойств высокопрочных легких корпус-
ных материалов и особенностей характера нагрузок, действующих на кор-
пусные конструкции СВП, требует перехода на вероятностно-статистические
методы оценки уровня нагрузок, действующих на корпус, и сопоставления
его с уровнем нагрузок, допустимых по условиям работоспособности и на-
дежности конструкции.
Для определения гидродинамических нагрузок на корпус СВП прово-
дят испытания упругоподобиых буксируемых моделей, ударные испытания
моделей и полномасштабных отсеков и испытания самоходных моделей раз-
личных масштабов (экспериментальных катеров).
В результате этих исследований, в частности, установлено:
кратковременные распределения реакций конструкции СВП на ударное
воздействие нерегулярных волн не могут быть описаны законом Рэлея, как
в случае водоизмещающих судов, поэтому для описания этих реакций целе-
сообразно использовать обобщенную
Частота возникновения, ед/с
Рис. 4.6. Распределение изгибаю-
щего момента, действующего иа кор-
пус СВПА Джефф, по частоте воз-
никновения
1 — продольный изгибающий момент;
2 — поперечный изгибающий момент;
3 — продольный крутящий момент
функцию распределения, предложен-
ную в работе [44];
методы оценки суммарных на-
грузок, действующих на СВП (про-
дольный и поперечный изгиб на вол-
Рис. 4.7. Распределение силы вер-
тикального удара по частоте возник-
новения
пуса и ударами о волну), а также
методы оценки долговрёмеииых рас-
пределений реакций конструкции
по результатам кратковременных
экспериментов отличаются от мето-
дов, используемых при оценке прочности водоизмещающих судов;
реакции конструкций корпусов СВП на воздействие морского волне-
ния нелинейны, что затрудняет использование метода суперпозиции состав-
ляющих .
При проектировании СВП все многообразие действующих нагрузок и
условий эксплуатации (высоты волн, скорость ветра, скорость судна, рас-
пределение масс и т. п.) должно быть сведено к ограниченному числу расчет-
ных случаев нагружения.
Анализ целесообразно выполнять в такой последовательности: анализ
возможных условий эксплуатации; выбор характерных режимов нагруже-
ния; оценка вероятности появления каждого из характерных режимов на-
гружения; оценка долговременного распределения нагрузок путем сочета-
ния всевозможных кратковременных распределений нагружения; выбор рас-
четных значений нагрузок.
Так, в работе [44] получены суммарные нагрузки, действующие на кор-
пус десантно-высадочного СВП Джефф (А), приведенные на рис. 4.6 и 4.7..
При этом вероятность попадания СВП на волнение различной интенсивно-
сти оценивалась по кривым, приведенным на рис. 4.8. В результате расчета
получены зависимости уровней продольного и поперечного изгибающих н
10*
291
Корма
Hoc
Рис. 4.12. Эпюра продольных крутящих моментов [36]
-------десантные операции;--—действия в Арктике;
— • — посадка на грунт по диагонали
КБ(6,70м от ДП)
ПрБ(6,10м отДП)
Рис. 4.13. Эпюра перерезывающих сил по ширине катера [36]
-----------десантные операции; —-действия в Арктике
крутящего моментов, действующих на корпус, от частоты возникновения
этих уровней. В расчетах принято, что движение СВП против волны и по волне
осуществляется в 70% случаев (поровну), движение судна лагом к волне —
в 15% случаев и движение при встречном волнении под углом 135°—в 15%
случаев.
Также принято, что в 60% случаев происходит движение судна при пол-
ной нагрузке и в 40% — движение порожнего судна. В 20% случаев движе-
ние происходит в водоизмещающем режиме и в 80% — на воздушной по-
душке.
hfi(6,10 м от ДП)
ПрБ(6}70 м от ДП)
Рис. 4.14. Эпюра поперечных изгибающих моментов [36]
---------десантные операции;----действия в Арктике
Рассмотрены также условия использования СВПА в арктических райо-
нах (дан спектр неровностей поверхности льда или земли, вероятность дви-
жения над водой и льдом, вероятность появления различных курсовых уг-
лов относительно бега волн в режиме движения над водой или направления
неровностей над землей и льдом и т. п. (рис. 4.9).
В расчетах принята синусоидальная зависимость изменения силы удара
от времени (время действия 0,09 с, сила удара 700 кН). Синусоидальная за-
висимость использована также для крутящего момента, максимум которого
принят равным 622 тс-м (6103 кН-м).
На рис. 4.10—4.14 приведены распределения перерезывающих сил,
изгибающих и крутящих моментов при ударе СВПА Джефф (А) о волну вы-
сотой ~ 2,5 м при движении со скоростью 38 уз и курсовом угле 45°.
Анализ опыта эксплуатации СВПА позволил разработать следующую
схему расчетной оценки ударных ускорений при движении судна на морском
волнении [37].
295
Ускорение а (в долях g) в точке А, удаленной на расстояние /2 от центра
масс судна, равно
^=^/§0)^ + 1^/^),
(4.1)
где Rw — сила удара, Н; ру — радиус инерции судна, м (р2
отстояние центра масс СВП от центра удара, м.
Отношение RwlGg рассчитывают по формуле
RJGg^K^v/lG'^ +Р2у)2/з],
„ _ ( 1 -\-l-JL при ^>0 (удар в нос от центра масс).
гд дх — | 1 прИ о (удар в корму от центра масс);
Значение оук определяют по формуле
J!G\, I. -
(4.2)
“Ь Цу» (4.3)
где cw = 1,25 У — горизонтальная скорость волны.
При отсутствии экспериментальных данных в расчетах можно прини-
мать Vy яа 0,6 м/с.
Для приближенной оценки J? в работе [37] предлагается использовать
формулу Дуайера
J2^(G/12)(L2 + 422). (4.4)
Учитывая, что L2 2> 4г2, можно пойти на дальнейшее упрощение фор'
мулы (4.4):
Iy х GL2/\2. (4.5)
Отсюда
Рг/0,37.. (4.6)
Вычисляя значение а = f (/2) при ряде фиксированных значений —
= const, получим серию графиков линейного типа. Огибающая даст распре-
деление максимальных вертикальных ускорений по длине корпуса СВП в за-
данных условиях волнения и скорости судна.
Максимальное гидродинамическое давление в центре удара волны в кор-
пус СВПА (в кПа) можно определить по формуле
Ртах ~ АхК2РгУ(/кЦ> (4.7)
где эмпирический коэффициент
jq = 4,6 -=- 4,9;
коэффициент, учитывающий влияние расстояния центра удара (х) от носо-
вой оконечности,
(2— х/0,227, при х^р0,22/.;
/\о “ у
I 1 при x^>0,22L.
Среднее давление в области удара
Рср = 0,44ртаХ. (4.8)
Расчетные ударные давления, принимаемые при проектировании корпуса
СВПА, изменялись по мере накопления опыта испытаний и эксплуатации
этих судов. В табл. 4.1 приведены значения характеристик, принятых при
расчетах прочности некоторых СВПА.
Надежность конструкции при действии переменных нагрузок оценивают
путем сопоставления напряжений, возникающих при этом, с диаграммой
усталости типовых конструкций корпуса. Нагрузки, действующие на корпус
СВП, изменяются вследствие:
296
Таблица 4.1
Расчетные условия, принятые при оценке прочности
корпусов экспериментальных СВПА
Характеристика SKMR-1* SRN2 SRN4 SRN5 SRN6 JEFF (В)
Масса СВП, т 20,4 25,9 168,0 168,0 6,8 9,55 147,0 141,0
Скорость судна, уз 50 55 70 60 60 50 50 50
Высота волны, м 1,5 0,9 0,76 0,37 0,61 0,61 1,98 1,98
Максимальное удар- ное давление, МПа: в носовой части 0,415 0,103 0,155 • 0,124 0,124 0,345 •
на днище 0,206 0,041 0,033 • 0,083 0,083 0,152 •
Ударные перегрузки в носовой части 2,0 0,83 • 0,45 1,0 1,0 • 1,0
на миделе 1,0 1,8 • 0,8 2,0 2,0 • 2,0
в корме 1,0 0,75 • 0,4 0,75 0,75 • 0,75
* Без гибкого ограждения.
ударов корпуса о волну при слеминге, носящих случайный характер;
изгибающих моментов при движении судна на волнении (имеющих ча-
стоту встреч с волнами);
вибраций, возникающих при слеминге, изгибе на волнении и при ра-
боте механизмов;
вибраций, вызванных неравномерным обтеканием погруженных ча-
стей корпуса водой.
Рис. 4.15. Пример использования
распределения переменных нагрузок
при исследовании усталостной проч-
ности
/ — усталостная кривая для плоских об-
разцов: 2 — напряжения, отвечающие
30-летнему периоду эксплуатации, прн
коэффициенте концентрации, равном трем;
3 — усталостная кривая пластин со сты-
ковым швом, содержащим дефекты;
4 — напряжения, отвечающие 30-летнему
периоду эксплуатации; 5 — напряжения
Для 1 года эксплуатации; 6 —усталостная
кривая для надрезанных образцов, испы-
танных в условиях коррозии
Кроме этих причин есть ряд второстепенных воздействий, учитываемых
«в целом» при назначении коэффициента запаса: расход топлива и запасов,
изменение состояния и распределения перевозимых грузов и балласта в те-
чение рейса; воздействие температуры окружающей среды, изменяющейся
в течение суток, времени года и т. п.
297
Высокая интенсивность нагрузок характерна при ударе о волну. Пока-
зательно, что колебания после удара затухают в течение довольно продолжи-
тельного времени, что необходимо учитывать при оценке усталостной проч-
ности. Напряжения при колебаниях по второй гармонике могут иметь ам-
плитуду вдвое меньше, чем напряжения основной частоты, а напряжения
при колебаниях по третьей гармонике — четверть от напряжений основной
частоты.
На рис. 4.15 приведен пример использования амплитудно-частотных
оценок напряжений, полученных при исследовании усталостной прочности
конструкции.
Радикальным средством предупреждения опасного развития трещин
в корпусе СВП (помимо рациональной конструкции узлов корпуса) является
приборный контроль конструкции при постройке и эксплуатации судна. Это
увеличит стоимость конструкций, но повысит их надежность, а также
позволит свести к минимуму риск, связанный с испытаниями этих судов.
Глава V ПРОЕКТИРОВАНИЕ ГИБКИХ ОГРАЖДЕНИИ
ВОЗДУШНОЙ ПОДУШКИ СВП
§ 10. Конструкция гибких ограждений
воздушной подушки СВПА
Мореходность первых СВП, у которых воздушная по-
душка удерживалась при помощи воздушных струйных завес, истекавших
по периметру судна, была недостаточной. Практически они могли преодоле-
вать препятствия и двигаться с приемлемой скоростью над волнами, высота
которых была соизмерима с высотой подъема над опорной поверхностью.
Улучшение мореходности СВП могло быть достигнуто только при условии
увеличения высоты подъема жесткого корпуса СВП над поверхностью воды.
Наиболее рациональным способом увеличения высоты подъема жесткого
корпуса оказалось применение гибкого ограждения (ГО) воздушной подушки.
ГО воздушной подушки представляет собой эластичную подднищевую
конструкцию, служащую для образования замкнутого по периметру днища
пространства, которое позволяет ограничить истечение воздуха и поддержи-
вать повышенное статическое давление воздуха, подаваемого нагнетателями
подъемной системы под днище СВП.
По мере совершенствования конструкции ГО их роль в обеспечении мо-
реходных и амфибийных качеств СВП непрерывно повышается. В настоящее
время ГО относят к категории наиболее ответственных конструкций амфибий-
ных СВП, определяющих такие свойства СВП, как ходкость, остойчивость,
управляемость, мореходность, прочность. Существенную роль в обеспече-
нии этих качеств ГО играют и на скеговых СВП.
10.1. Классификация гибких ограждений воздушной подушки
В настоящее время классификация ГО окончательно
не сложилась. В основе приведенной ниже классификации ГО лежат-четыре
признака:
1) место расположения ГО под днищем;
2) схема формирования воздушной подушки, создаваемой ГО;
3) применение механизации управления ГО;
4) особенности применения основных конструктивных элементов ГО.
298
С местом расположения ГО под днищем СВП связаны его функциональ-
ные особенности как конструкции, предназначенной для удержания воздуш-
ной подушки. ГО воздушной подушки считают состоящим, как правило, из
двух контуров: наружного (внешнего, периферийного) и внутреннего. Внеш-
ний контур ГО располагается по периметру днища СВП и обычно подразде-
ляется на секции: носовую, кормовую и бортовые. Внутренний контур —
это секционирующее ГО, представляющее собой эластичную конструкцию,
служащую для разделения подднищевого пространства, в котором обра-
зуется воздушная подушка, на отдельные замкнутые участки (отсеки).
В зависимости от схемы формирования воздушной подушки выделяют
ГО, создающие камерную схему, сопловую и смешанную.
При сопловой схеме формирования воздушной подушки под нижней
кромкой ГО возникает воздушно-струйная завеса, образованная истечением
воздуха из гибких сопел и обладающая собственными повышенными
уплотняющими свойствами.
При камерной схеме формирования воздушной подушки из-под нижней
кромки ГО происходит истечение воздуха как из камеры только вследствие
повышенного статического давления в ней; сама струя уплотняющими свой-
ствами не обладает.
Классификация ГО в зависимости от схемы формирования воздушной
подушки представлена на рис. 5.1.
Смешанные схемы состоят из комбинации схем, представленных на
рис. 5.1, в различных сочетаниях.
В зависимости от применения механизации управления можно выде-
лить ГО:
без механизации управления;
с применением механизации управления (вертикально смещаемые; го-
ризонтально смещаемые; убирающиеся; с регулированием давления воздуха
в отсеках воздушной подушки).
По применению основных конструктивных элементов ГО предлагается
классификация (рис. 5.2), разработанная на основе анализа зарубежной
патентной информации о ГО воздушной подушки1.
Разработаны и запатентованы сотни различных конструкций ГО. Но
получило воплощение в реальных конструкциях, а тем более нашло приме-
нение на СВП сравнительно небольшое количество ГО.
Остановимся на особенностях конструкции основных, нашедших прак-
тическое применение типов ГО воздушной подушки.
10.2. Внешние гибкие ограждения воздушной подушки
Практическое применение ГО началось с установки на
английском СВП SRN1 в 1960 г. монолитного полотнища по периметру
днища — сплошной полосы высотой около 15 см. Истечение воздуха из воз-
душной подушки происходило под нижнюю кромку ГО.
Испытания СВП с первыми, несовершенными ГО подтвердили, что вы-
сота подъема жесткого корпуса СВП действительно может быть увеличена
примерно в восемь раз без увеличения необходимой мощности иа подъем.
Правда, зазор в свету между нижией кромкой ГО и опорной поверхностью
при этом уменьшается почти вдвое, что можно объяснить неизбежными не-
точностями при его изготовлении, износом ГО, утечками воздуха из подушки
через неплотности соединений.
Улучшились также мореходные качества первых СВП с гибким ограж-
дением, способность их движения над неровным грунтом, преодоления пре-
пятствий. С другой стороны, установлено, что одностеночные конструкции
ГО в виде сплошной полосы по периметру днища не позволяют существенно
улучшить мореходные качества судна и повысить эксплуатационную надеж-
ность ограждений.
1 Патентно-информационный обзор, выполненный А. Н. Багно и др.
299
Рис. 5.1. Классификация ГО воздушной подушки в зависимости от схемы ее формирования.
Гибкое
сопло
(SR № 1)
Пневможест-
кое сопло
(SKJP-1)
w Рис. 5.2. Классификация ГО воздушной подушки в зависимости от применения основных конструктивных элементов
2 ограждения,
В течение нескольких последующих лет происходит совершенствование
конструкции ГО. Начальный этап совершенствования ГО закончился пере-
ходом к двустенным конструкциям — созданием ГО типа гибкое сопло.
В первых конструкциях ГО типа гибкое сопло проявляется тенденция
сохранить профилировку и наклон жесткого соплового аппарата в корпусе
СВП. Гибкое сопло выполняют как продолжение жесткого сопла с сохране-
нием угла его наклона. В некоторых конструкциях гибких сопел предусмот-
рен наклон внутренних диафрагм в корму Для использования горизонтальной
составляющей силы реакции воздушной струи в качестве дополнительной
тяги.
Для поддержания формы гибкого сопла применялись внутренние попе-
речные диафрагмы из ткани или цепные стяжки в нижней части сопла, а его
наклон в вертикальной плоскости фиксировался с помощью оттяжек к днищу.
Рис. 5.4. Вариант ГО типа гибкий
ресивер с гибким соплом, испытан-
ный на СВП SRN5 и SRN6
1 — привальный брус; 2 — наружная
стенка ГО; 3 — диафрагма; 4 — цеп-
ная стяжка; 5 — ресивер; 6 — отсек
плавучести; 7 — воздушный поток; 8 —
внутренняя стенка ГО; 9 — оттяжка
Рис. 5.3. ГО воздушной подушки
типа гибкое сопло с изломом сте-
нок
1 — наружная стенка ГО; 2 — диа-
фрагма; 3 — внутренняя стенка ГО;
4 — неразвитый гибкий ресивер; 5 —
оттяжка; 6 — цепная стяжка
Эта конструкция ГО обеспечивала истечение воздуха из воздушной по-
душки по сопловой схеме, что позволяло увеличить высоту зазора в свету
между нижней кромкой ГО и опорной поверхностью.
К недостаткам конструкции относились большие гидравлические по-
тери, связанные с увеличением длины сопла; трудности обеспечения устой-
чивости формы ГО большой высоты и малая податливость ГО при движении
на волнении, приводившая к росту сопротивления.
Дальнейшее усовершенствование ГО типа гибкое сопло связано с отка-
зом от его конструирования в виде непосредственного продолжения жесткого
сопла. ГО получает конусообразную форму, выход струи воздуха под углом
к опорной поверхности обеспечивается изломом стенок гибкого сопла в его
нижней части (рис. 5.3), что уменьшает потери площади воздушной подушки
по сравнению с потерями при простом гибком сопле. Такое ГО воздушной
подушки было реализовано на СВП SRN1.
Основной успех совершенствования ГО связан с появлением конструк-
ции ГО типа гибкий ресивер с гибким соплом. ГО этого типа позволило от-
казаться от профилированных сопел в жестком корпусе СВП. Воздух из же-
сткого ресивера поступает непосредственно в гибкий р есивер, заканчиваю-
щийся коротким гибким соплом. Форма сопла поддер живается с помощью
цепных стяжек, а его наклон — с помощью оттяжек.
Наружная и внутренняя стенки гибкого ресивера сохраняют форму без
вспомогательных средств, отношения радиусов кривизны их обратно пропор-
302
У/77/7/77777/////////7///7777777///-/Т77
Рис. 5.5. Секционное поперечно-рас-
члененное ГО сегментного типа
1—2 —образующие наружных сегментов;
3 — образующая внутреннего сегмента
увеличению угла наклона сопла.
циональны отношению разности давлений, возникающих на стенках, а от-
ношение расстояния между линией точек крепления оболочек с жестким кор-
пусом и самой нижней точкой ГО к расстоянию между точками крепления
составляет от 0,9 до 1,95.
Наружная оболочка гибкого ресивера подвешена к жесткому корпусу
таким образом, что ресивер сохраняет положение отчасти вследствие под-
вески, а отчасти в результате реакции струи, что обеспечивает податливость
ГО при преодолении препятствий. Сопла выполнены заодно с ресивером,
наружная стенка сопла плавно сопрягается с наружной стенкой ре-
сивера.
Такая конструкция ГО обеспечивает быстрое удаление из него воды при
переходе СВП из водоизмещающего положения в положение на воздушной
подушке и свободное истечение воздуха из сопел.
В 1964—1965 гг. на СВП SRN5 и SRN6 были установлены ГО, показан-
ные на рис. 5.4. В этой конструкции жесткое сопло для подачи воздуха в воз-
душную подушку устранено, что уменьшило гидравлические потери. Форма
гибкого сопла поддерживается при
помощи диафрагм, а воздух пода-
ется из ресивера, расположен-
ного над отсеком плавучести.
Результаты испытаний ГО ти-
па гибкое сопло и гибкий ресивер
с гибким соплом выявили тенден-
цию к самопроизвольному увели-
чению угла наклона сопла к опор-
ной поверхности, проявляющуюся
более сильно при приближении
сопла к экрану и повышении
давления в воздушной подушке.
При очень малом клиренсе —
зазоре в свету между опорной
поверхностью и нижней кромкой
гибкого сопла — часто наблюда-
лась потеря устойчивости формы
наружного полотнища ГО и
подъем его над жестким корпусом
СВП, что приводило к уменьше-
нию эффективной высоты ГО и
Причина этого явления заключалась в том, что на гибкое сопло,
имевшее скос в нижней части, действовали реакция вытекающей струи
и давление воздушной подушки, которые старались вывернуть гибкое сопла
наружу и увеличить угол его наклона.
Кроме того, было обнаружено, что из-за неблагоприятного распределе-
ния давления по внутренней стенке гибкого сопла происходит его сжатие,
уменьшающее ширину и эффективность сопла.
Для того, чтобы исключить искривление и выворачивание наружу гиб-
кого сопла, оказалось целесообразным изготовлять ГО такого типа в виде
отдельных элементов, которые могут изгибаться отдельно при проходе пре-
пятствий, без интенсивных потерь давления в воздушной подушке даже при
разрыве одного или нескольких из них. Это решение было применено при
проектировании ГО для СВП фирм «Виккерс» и «Ховеркрафт». Такие эле-
менты ГО получили название ковшеобразных (пальчиковых) или поперечно-
расчлененных элементов открытого типа.
ГО, состоящее из таких отдельных элементов, позволяло быстро заменять
элементы в случае повреждения и обладало большой податливостью при кон-
такте с водой. Однако в этом случае возникали трудности обеспечения остой-
чивости СВП и устойчивости элементов ГО.
Стремление уменьшить вероятность повреждения ГО при прохождении
препятствий привело к появлению поперечно-расчлененных глухих элемен-
тов. Наконец, как результат стремления повысить живучесть ГО типа гиб-
303
кий ресивер с гибким соплом появились поперечно-расчлененные элементы
закрытого типа.
В результате совершенствования этих решений была разработана кон-
струкция элементов сегментного типа (рис. 5.5). Верхняя часть каждого
такого элемента представляет собой индивидуальный гибкий ресивер. Эти
элементы позволили существенно увеличить высоту ГО и сохранить их высо-
кую живучесть. Однако повышенная жесткость элементов, и, как следствие,
повышенное сопротивление движению судна — основные препятствия к ши-
рокому применения ГО этой конструкции.
Появление гибкого ресивера, а также открытых, закрытых и глухих
поперечно-расчлененных элементов привело к очередному качественному
скачку в развитии конструкции ГО — к изобретению двухъярусных ГО.
Двухъярусное ГО — это сочетание монолитного гибкого ресивера, распо-
ложенного по периметру днища, с поперечно-расчлененными элементами.
Рис. 5.6. Двухъярусное ГО
1 — гибкий ресивер; 2 — поперечио-рас-
члененные навесные элементы открытого
типа
Рис. 5.7. Трехъярусное ГО по анг-
лийскому патенту (№ 1207806 от
6.06.67 г.)
1 — гибкий ресивер первого яруса; 2 —
гибкий ресивер второго яруса; 3 — на-
весные элементы; 4, 5 — отверстия для
прохода воздуха
Монолитный гибкий ресивер представляет собой верхний ярус огражде-
ния, его выполняют обычно из более жесткого материала для амортизации
гидродинамических ударов при движении СВП на сильном волнении, он
тоже может иметь поперечное расчленение, особенно в корме, но может и не
иметь его. Поперечно-расчлененные элементы навешивают к нижней части
гибкого ресивера, их называют навесными.
Конструкцию навесных поперечно-расчлененных элементов выполняют
легкосъемной, что позволяет легко ремонтировать ГО путем их замены. На-
весные элементы имеют меньшую жесткость, оказывая малое сопротивление
движению судна на волнении. Они представляют собой нижний ярус ограж-
дения.
Двухъярусная конструкция ГО позволила достичь устойчивости верх-
него яруса и, следовательно, увеличения высоты ограждения, уменьшения
гидравлических потерь, хорошей податливости нижнего яруса ГО.
На рис. 5.6 показано двухъярусное ГО, установленное на СВП SRN6
и нашедшее применение на английских, американских и японских судах.
Верхний ярус представляет собой сплошную емкость — гибкий ресивер.
Нижний ярус, высота которого равна примерно Vs общей высоты ГО, состоит
из конических поперечно-расчлененных открытых элементов.
Форма гибкого ресивера в рабочем состоянии поддерживается вследст-
вие повышенного давления воздуха в нем и не требует применения оттяжек.
ГО состоит из полотнищ, в нижних частях полотнища имеют утолщенную
304
отформованную кромку для обеспечения износоустойчивости. Части полот"
нищ соединены двумя рядами болтов, а наружное и внутреннее полотнища,
образующие гибкий ресивер, присоединены к жесткому корпусу верхней
своей частью при помощи шарнирных петель, насаженных на легко выни-
мающиеся штыри. По нижним кромкам внутреннее и наружное полотнища
связаны между собой поперечными диафрагмами и цепными растяжками
с определенным шагом.
После разработки двухъярусных ГО проблема износа верхнего яруса
значительно уменьшилась, хотя конструкция кормовых угловых секций в
связи с особыми условиями работы требует дальнейшего совершенствования.
Дальнейшее совершенствование ГО этого типа связано с применением
принципа рессорности и созданием трехъярусных ограждений (рис. 5.7),
в которых предусмотрено разделение гибкого ресивера на два яруса, сооб-
щающихся с навесными элементами через отверстия.
Рис. 5.8. Двухъярусный
баллон с воздушной
смазкой
1 — верхний ярус; 2 —
нижний ярус; 3 — отвер-
стия для выхода воздуха;
4 — клапан для дополни-
тельной смазкн воздухом
баллона
Такое техническое решение позволяет уменьшить вибрацию ГО, улуч-
шить уплотнение воздушной подушки, в частности при движении судна над
неровной поверхностью, и улучшить характеристики качки СВП, так как
обеспечивает возможность вертикального перемещения ограждения. Навес-
ные элементы в этом ГО представляют собой третий ярус, и их можно выпол-
нять как в виде открытых в сторону воздушной подушки поперечно-расчле-
ненных элементов ограждения, так и в виде закрытых элементов конической
формы.
Совершенствование кормовых секций ГО шло своим путем. Ни одна из
описанных выше конструкций ГО не удовлетворяла в полной мере требова-
ниям, предъявляемым к кормовым секциям ограждения, в основном из-за
интенсивного загребания воды при контакте с ее поверхностью.
Самым распространенным элементом ГО для применения в корме явился
глухой надувной баллон. В нижней части баллона есть дренажные отверстия
для стока воды. При большом числе отверстий в результате истечения через
них воздуха достигается сохранение постоянного давления в воздушном ка-
нале между поверхностью воды и нижней частью ГО, благодаря чему умень-
шается вибрация ограждения и СВП в целом.
На рис. 5.8 представлено дальнейшее развитие кормового ГО аналогич-
ного типа. ГО представляет собой двухъярусный баллон, из нижней части
которого через отверстия вытекает воздух, создающий воздушную смазку.
Отличие от известных решений заключается в том, что баллон снабжен кла-
паном, через который происходит усиление истечения воздуха для смазки
кормового баллона при замыве его водой (Швеция).
305
В одной из наиболее совершенных конструкций кормовое ГО (рис. 5.9)
образовано баллоном, разделенным диафрагмой на два отсека. Нижний
отсек разделен перемычкой с отверстием на две части. В нижней части бал-
лона располагаются конусные поперечно-расчлененные навесные элементы
закрытого типа, образующие воздушно-струйное истечение и могущие от-
клоняться независимо друг от друга, пропуская препятствия. Верхний от-
сек баллона сообщен с нагнетателем самостоятельным воздуховодом, что
позволяет, меняя характеристики воздушного потока в верхнем отсеке, из-
менять зазор между ограждением и опорной поверхностью (Англия).
Известны также практические конструкции, где ГО баллонного типа
(см. рис. 5.8) располагается по всему периметру днища. Использование та-
ких ГО возможно в специфических условиях, например при отсутствии вол-
нения, на малых скоростях судна и т. д.
Рис. 5.9. Кормовое ГО регулируемой высоты
1 — кормовой баллон; 2 — диафрагма; 3 — перемычка с отверстием; 4 —
конусный поперечно-расчлененный навесной элемент; 5 — дополнительный
воздуховод; 6 — нагнетатель
10.3. Секционирующее гибкое ограждение
Применение периферийных ГО привело к необходимости
использования, с целью обеспечения остойчивости судна, секционирующих
ГО.
Известные схемы секционирования воздушной подушки ГО весьма раз-
нообразны, но все их сводят в три группы:
концентрическое секционирование;
радиальное секционирование;
комбинированное секционирование.
В практике постройки СВП самое широкое применение получила схема
секционирования, в которой использовано продольное и поперечное сек-
ционирование воздушной подушки.
Секционирующее ГО, предназначенное для разделения подднищевого
пространства в продольной плоскости, обычно представляет собой продоль-
ный надувной киль. Надувной киль состоит из одного или нескольких ярусов,
306
причем верхний ярус выполняют в виде монолитного гибкого ресивера, а
нижннн состоит из поперечно-расчлененных элементов, глухих (без истече-
ния воздуха) или закрытого типа (с истечением воздуха), образующих гиб-
кое сопло. Поперечное секционирование предусмотрено при помощи так на-
зываемых поперечных сопел остойчивости, которые конструктивно офор-
мляются аналогично надувному килю с истечением воздуха.
Секционирующее ГО имеет меньшую высоту, чем периферийное, но до-
статочную для создания необходимого перепада давления воздуха в секциях
воздушной подушки при наклонениях СВП.
Французская фирма «Бертен» освоила изготовление ГО для СВП прин-
ципиально иной конструкции. Оно состоит нз нескольких (например, на
СВП N 300 — из восьми) цилиндрических или конусообразных, сужающихся
кннзу полотнищ и окаймляющего их периферийного одностенного полот-
нища несколько большей высоты, чем внутренние замкнутые по периметру
полотнища.
Внутренние замкнутые полотнища образуют внутренний контур воздуш-
ной подушки, пространство между внутренними полотнищами и наружным
периферийным контуром образует наружный контур воздушной подушки.
В наружном контуре воздушной подушки давление воздуха меньше, чем
во внутреннем, так как воздух подается от вентилятора только во внутрен-
ние полотнища.
По мнению фирмы, такая конструкция, по сравнению с двухстенными
конструкциями, имеет ряд преимуществ: улучшает поперечную и продоль-
ную остойчивость судна; менее чувствительна к потере давления в воздуш-
ной подушке благодаря независимой подаче воздуха в полотнища внутрен-
него контура; облегчает преодоление препятствий вследствие большей гиб-
кости и малой массы тканей полотнищ внутреннего контура ограждения;
уменьшает протяженность и сложность каналов, подводящих воздух.
Дальнейшее совершенствование ГО этого типа заключалось в примене-
нии для его крепления к корпусу застежки типа «молния»; во включении
в полотнища внутреннего контура гофрированных переходов (что обеспечи-
вает ограждению возможность вертикальных перемещений и изменений угла
их наклона для образования дополнительной тяги от реакции струи); в при-
менении клапанного устройства для автоматического поддержания давления
в камерах внутреннего контура.
10.4. Основные эксплуатационные требования
к конструкции гибких ограждений
В связи с тем что участки ГО по периметру выполняют
разные функции, несут различную нагрузку, они должны иметь разную кон-
струкцию. Носовые секции ограждения необходимо проектировать так, чтобы
онн могли отклоняться внутрь при встрече с препятствиями, а кормовые —
так, чтобы они могли отклоняться наружу, обеспечивая выход препятствия
из-под корпуса СВП.
Бортовые секции наружного контура ГО и секции внутреннего контура
должны иметь возможность отклоняться в корму.
Кормовая часть ГО может быть разделена на небольшие секции для об-
легчения выхода препятствий нз-под корпуса СВП и уменьшения загреба-
ния воды.
В конструкции ГО может предусматриваться и большее количество сте-
пеней свободы для его отклонения на случай встречи СВП с препятствием
прн движении с дрейфом, при рыскании или для обеспечения его сохранности
прн аварийной посадке СВП на воду на большой скорости.
Высота зазора в свету между нижней кромкой ГО и опорной поверх-
ностью может быть принята минимальной исходя из условий прохождения
его без контакта с малыми неровнсстями опорной поверхности и обеспече-
ния малого его износа. Препятствия большой высоты, в том числе и волны,
СВП должно преодолевать в результате деформации ГО.
307
ГО должно не только удерживать повышенное давление воздуха в воз-
душной подушке и легко деформироваться прн приложении внешних сил,
но после прекращения их действия должно немедленно восстанавливать свою
форму.
Высота ГО должна быть достаточной для преодоления крупных препятст-
вий и высоких волн, но при этом нежелательно возвышение центра тяжести
СВП на высоту, при которой судно может оказаться неустойчивым. ГО не
должно повреждаться и должно быть доступно для осмотра, например,
при посадке амфибийного СВП на землю. ГО должно создавать минимальное
сопротивление при движении на тихой воде и на волнении.
В целом ГО должно обладать следующими качествами:
удерживать воздушную подушку при наименьших затратах мощности
на ее создание;
обеспечивать мореходность судна и возможность преодоления препятст-
вий при минимальном сопротивлении;
обеспечивать устойчивость собственных колебаний СВП и приемлемое
положение центра тяжести;
не иметь тенденции к зарыванию или затягиванию под днище и обеспе-
чивать динамическую устойчивость СВП;
быть прочным, легким, недорогим, иметь достаточно продолжительный
срок службы;
конструкция ГО должна обеспечивать его изготовление и сборку из от-
дельных секций;
повреждения отдельных секций ГО должны оказывать минимальное
влияние на ходовые качества СВП и безопасность его эксплуатации;
нормальный износ секций не должен существенно ухудшать характе-
ристики СВП;
конструкция ГО должна допускать применение методов остановки раз-
рывов.
Высота ГО воздушной подушки с гибким ресивером и поперечно-рас-
члененными элементами ограничивается исходя из требований обеспечения
устойчивости при крене и дифференте, в частности в условиях зарывания.
Высокое ГО обеспечивает хорошие мореходные качества и возможность
преодоления препятствий, однако использование в полной мере преимуществ
высокого ГО зависит от амплитуд колебаний СВП по дифференту при ходе
на волнении.
Важным фактором, влияющим на выбор высоты ГО, является полное
сопротивление СВП. Несмотря на то, что гидродинамическое сопротивление
СВП — основная составляющая, для некоторых СВП аэродинамическое со-
противление может оказаться значительным. Так, для Джефф (Б) при ско-
рости судна 50 уз и скорости встречного ветра 25 уз нагрузка на ГО от ветра
составляет 670 кгс/м [37].
В целом при проектировании оптимальную высоту ГО определяют с уче-
том отношения LIB, формы воздушной подушки в плане, возвышения ЦТ,
расположения линий тяги движителей, условий обеспечения остойчивости.
В двухъярусных ГО оптимальное отношение высоты навесных элементов
к высоте верхнего яруса находится в пределах 0,3—0,5 общей высоты ГО
(рис. 5.10). Высота навесных элементов в носовой части может быть принята
несколько большей, чем в средней части судна, с целью улучшения плавно-
сти хода судна на волнении, а в кормовой части — несколько меньшей, чтобы
ослабить растяжение ГО при сильной килевой качке. Это может быть выпол-
нено путем изменения высоты обоих ярусов или путем подрезки навесных
элементов от носа к корме.
Для лучшего демпфирования ударов волн ГО может иметь в носовой
оконечности значительно больший объем верхнего яруса, чем в других райо-
нах, желательно придавать ему очертания носовой оконечности, еще лучше—
полукруглую форму в плане.
Для исключения затягивания ГО в носу под корпус часто предусмат-
ривают специальные конструктивные меры: установку вертикальных срыв-
ных полос и отверстий в ограждении для создания воздушной смазки перед-
308
ней поверхности ГО (при этом расход воздуха через отверстия не должен
превышать 3,5—5% от общего его расхода); применение клапанного устрой-
ства в гибком ресивере и т. п. (рис. 5.11).
Принцип действия клапанного устройства, показанного на рис. 5.11,
заключается в следующем. При встрече с волной верхний ярус отгибается
вверх, и клапан преграждает путь обратному току воздуха из гибкого реси-
вера в жесткий (вследствие малого сечения отверстий 2) и в подушку через
отверстия, которые оказываются перекрытыми нижней частью полотна гиб-
Рис. 5.10. Поперечное сечение бор-
тового ГО СВП Джефф (Б) с навес-
ными элементами
Л = 1,5 м, г, = 4,25 м, г2 = 0,63 м,
г3 = 3,2 м, Z, = 0,9 м, /2 = 2 м, Za =
= 1,5 м, lt = 4,57 м, Z6 = 0,85 м, Zg =
= 0,76 м, Bgpj = 12,4 м
Рис. 5.11. Клапанное устройство
в гибком ресивере
/ — надувной клапан; 2 — отверстия для
подачи воздуха в гибкий ресивер; 3 —
гибкий ресивер; 4 — навесной элемент;
5 — отверстие для выхода воздуха в по-
душку
кого клапана. Такая конструкция придает ГО достаточную упругость при
взаимодействии с волнами без значительных его деформаций, а также спо-
собствует ускоренному восстановлению его формы.
ГО должно содержать как можно меньше металлических креплений,.
служащих причиной его повреждений и
Для изготовления ГО сначала раз-
рабатывают теоретический чертеж, кото-
рый должен сопрягаться с теоретическим
чертежом судна. На основе теоретиче-
ского чертежа разрабатывают конструк-
тивный чертеж и чертеж разверток для
изготовления выкроек материала. Неко-
торые рекомендации по разработке этих
чертежей приведены в [13].
§ 11. Материалы для
гибких ограждений
ГО работает в жестких
условиях: систематические колебатель-
ные динамические нагрузки различных
частот колебаний, постоянный контакт
с водной поверхностью или грунтом,
воздействие различных топлив и масел,
увеличивающих его массу.
Рис. 5.12. Структура материала
для ГО воздушной подушки
/ — эластомерное покрытие; 2 — арми-
рующая ткань; 3 — слой адгезива
изменение температур наружного воздуха и т. п. Следовательно, матери-
алы для ГО дожны обладать высокими эксплуатационными качествами:
прочностью к истиранию и светоозонному старению, устойчивостью к по-
стоянным колебательным динамическим нагрузкам и т. п.
309
Материал для ГО воздушной подушки представляет собой сложную ком-
позицию, относящуюся к типу эластомерных, армированных тканью мате-
риалов, и состоит обычно из армирующей ткани, к которой с обеих сторон
прикрепляется эластомерное покрытие (рис. 5.12).
Армирующая ткань — основной прочный элемент ГО. Эластомерное
покрытие служит для удержания воздуха в воздушной подушке и защиты
ткани от воздействия окружающей среды. Эластомерное покрытие соеди-
няется с армирующей тканью обычно при помощи адгезива. Упругие свойства
материала в наибольшей степеня зависят от свойств эластомера, но и харак-
теристики адгезива не должны уменьшать упругость материала и должны
быть сравнимы с характеристиками ткани и эластомера.
Для изготовления ГО наиболее широкое применение получили резино-
тканевые материалы, где в качестве армирующей ткани использованы тек-
стильные ткани типа найлона, капрона, а для эластомерных покрытий —
различные виды резины, каучука.
В этих композициях материала адгезивом являются различные клея-
щие составы.
11.1 Покрытие материала гибкого ограждения
Во время эксплуатации резиновое покрытие материала
ГО в первую очередь принимает на себя все воздействия внешней среды. Стой-
кость покрытия зависит главным образом от эксплуатационных качеств ре-
зины. К основным эксплуатационным качествам резиновых смесей относят:
физико-механические показатели, озоностойкость, теплостойкость, морозо-
стойкость.
К основным физико-механическим показателям резиновых смесей от-
носят: прочность на разрыв, прочность на надрыв, относительное удлинение,
сопротивление истиранию, остаточное удлинение, прочность на раздир, на-
бухание в топливе, например, в течение одних суток, набухание в морской
воде, например, в течение пяти суток.
Характеристиками озоностойкости резины могут быть: концентрация
азота, растяжение, время до появления трещин, характер трещин.
Теплостойкость резины характеризуется ее старением при воздействии
повышенных температур, например, при 70° и 100° С в течение, скажем, 3,
5, 10 сут. При этом определяют в сравнении с исходными такие физико-
механические показатели, как прочность на разрыв, прочность на раздир,
относительное удлинение, остаточное удлинение.
В табл. 5.1 приведены характеристики каучуков, выпускаемых промыш-
ленностью [24].
11.2. Текстильная основа прорезиненной ткани — материала
для гибкого ограждения
Текстильная основа (текстиль) — элемент конструкции,
который определяет прочность резинотканевых материалов. Это так назы-
ваемый силовой слой ГО. Основными характеристиками тканей являются:
масса 1 м2 ткани, толщина ткани, удлинение ткани на разрыв в процентах
по основе и по утку, число нитей на 10 см по основе и по утку, структура
нитей и вид волокна по основе и по утку, ширина ткани и вид переплетения,
разрывная нагрузка стандартной полоски по основе и по утку.
При изготовлении материала для ГО используют главным образом син-
тетические волокна, отличающиеся от натуральных и искусственных более
высокой прочностью, износостойкостью, химической стойкостью, малой спо-
собностью поглощать воду.
Характеристики синтетических волокон приведены в табл. 5.2 [24].
311
310
312
§12 . Расчет формы гибких ограждений
Гибкие ограждения в конструкции представляют* собой
мягкие оболочки, главной особенностью которых является их податливость.
Устойчивость и жесткость ГО могут быть обеспечены при условии их пред-
варительного растяжения избыточным давлением воздуха. При этом чем
выше давление воздуха, тем больше растягивающие напряжения, действую-
щие в ГО, и выше его жесткость и устойчивость.
Если напряжения сжатия, возникающие в результате приложения
внешних сил, превышают растягивающие напряжения, происходит потеря
устойчивости формы ГО и оно принимает другую форму, при которой в нем
остаются лишь растягивающие напряжения.
Под действием избыточного давления воздуха мягкая оболочка даже
при действии внешних нагрузок стремится принять форму, соответствующую
наибольшему объему, а участки, препятствующие этому, испытывают до-
полнительные напряжения, что может привести к разрыву оболочки.
Конструктивные мероприятия, предусматриваемые при проектировании
ГО для обеспечения многих качеств СВП, нередко исключают друг друга.
Полностью удовлетворить всем требованиям к ГО не удается В настоящее
время на основании исследований механизма взаимодействия элементов ГО,
воздушных струй и области повышенного давления воздуха с водной поверх-
ностью определены основные принципы работы ГО. Эти исследования за-
вершенными считать нельзя.
Для расчета ГО применяют методы и формулы безмоментной теории
оболочек, так как условия существования безмоментного состояния мягкой
оболочки обеспечиваются природой материала ГО.
Исследования наиболее распространенных двустеночных конструкций
ГО позволили определить основной принцип их работы — принцип рессор-
ности. В соответствии с принципом работы целесообразно применение не
только многоярусного по высоте ГО, но и многоярусного монолита — гиб-
кого ресивера в зависимости от абсолютных размеров СВП и условий его
эксплуатации. При этом изменение в широком диапазоне высоты подъема
СВП, а также его вертикальные колебания должны происходить в результате
деформации верхних ярусов без существенного изменения характеристик
взаимодействия нижнего яруса с опорной поверхностью. Кроме того, вер-
тикальная жесткость ярусов должна возрастать от нижних ярусов к верх-
ним. В связи со сложностью механизма взаимодействия элементов ГО, воз-
душных струй и области повышенного давления воздуха с водной поверх-
ностью элементы ГО подвергаются расчетной оценке только исходя из ус-
ловий статического рассмотрения напряженного состояния ограждения,
что, как показывает практика эксплуатации СВП, не позволяет пока создать
ГО, обладающие большой надежностью в эксплуатации.
При расчете параметров, определяющих форму гибких ограждений
двустеночного типа в рабочем состоянии, вводятся следующие допущения:
материал ГО считается абсолютно гибким, т. е. напряженное состояние
элементов ГО в рабочем положении рассматривают как безмоментное;
массу ГО и растяжимость его материала не учитывают;
при расчете формы поперечного сечения цилиндрических элементов ГО
считают, что продольными напряжениями можно пренебречь;
избыточное давление воздуха, действующее изнутри на поверхность
элементов ГО, считают постоянным, и в случае закрытых или глухих эле-
ментов его считают равным давлению в ресивере, а при открытых в сторону
воздушной подушки элементах — равным давлению в воздушной подушке.
Расчет формы элементов ГО при этих допущениях сильно упрощается,
так как дифференциальные уравнения равновесия гибкого контура в теории
безмоментных оболочек сводятся к равенству
0 = рг,
(5.1)
313
связывающему поперечное напряжение о с давлением внутри элемента р
и радиусом кривизны г. Определение формы цилиндрических элементов сво-
дится к рассмотрению усилий в поперечном сечении элемента единичной ши-
рины при постоянном значении напряжения по периметру элемента. Условие
равновесия элемента рассматривают в точках сопряжения дуг окружностей
в виде равенства поперечных напряжений в расположенных слева и справа
от них частях элементов. Радиусы дуг на участках элемента с различными
давлениями также определяются исходя из основного условия равновесия.
12.1. Расчет формы одноярусных монолитных элементов ГО
(по В. В. Кличко)
Рассмотрим схему расчета [11] одноярусного монолит-
ного элемента, представленного на рис. 5.13. Радиус г2 поперечного сече-
ния наружной части элемента определяют из соотношения:
= PBn) = rie,
(5.2)
где в = 1-рвп.
Здесь заданными величинами являются коэффициент давлений рвп и вы-
сота гибкого ресивера под жестким днищем h3, положение нижней точки
Рис. 5.13. Расчетная схема одно-
ярусного монолитного ГО
рвп = 0,77. Если, например, для
сопряжения наружного и внутреннего
полотнищ, т. е. угол а2, расстояние Ь.
На основе соотношения (5.2) и геомет-
рических представлений для упроще-
ния решения задачи была составлена
система уравнений
а =-----!----[е (1 — cos а2) —
С&1 8СХ2
— 1(1 — cos а±) ];
Ь =-----!----(sinaj — esina2). (5.3)
ах + еа2
Результаты решений этой системы
уравнений позволили получить но-
мограммы, представленные на рис.
5.14—5.17 для значений рвп = 0,8 и
элемента, схема которого приведена на
рис. 5.13, заданы Ь= 2,6 м, Лэ=0,98 м, рвп = 0,77 и угол а2 = 180°, то
с кривых рис. 5. 17 по значению Нэ/Ь = 0,377 определяют величину
b = b/L — 0,463. Отсюда длина гибкого контура в поперечном сечении,
к которой отнесены линейные величины для получения их в безразмерном
виде, L = 5,62 м.
Для входа в номограмму рис. 5.16 необходимо провести вертикаль че-
рез точку на горизонтальной оси величин Ь, соответствующую найденной
с кривых на рис. 5.17 величине Ь= 0,463. Пересечение вертикалей с кри-
выми г, а и при заданном значении угла а2 = 180° даст искомые значения
величин, в нашем случае гг = 0,69, а = 0,14, 04 = 0,72. Отсюда получаем:
гг = Lrr ~ 3,9 м; а = aL = 0,8 м; = 57,3°-0,42 = 41°; г2 = гг1 =
= 0,9 м.
314
Рис. 5.15. Номограмма для определения параметров
формы одноярусных монолитных элементов ГО
—= 1,25; (е = 0,20)
Рис. 5.17. Номограмма для определения параметров
формы одноярусных монолитных элементов ГО
12.2. Расчет формы двухъярусных монолитных элементов
гибких ограждений (по В. В. Кличко)
Этот расчет [11] отличается от предыдущего расчета
необходимостью определения длины и угла наклона внутренних продольных
проницаемых диафрагм. Схема двухъярусного монолитного элемента пред-
ставлена на рис. 5.18. Наиболее просто определение длины н угла наклона
продольной диафрагмы вместе с расчетом остальных параметров формы
двухъярусного монолитного элемента выполняют графоаналитическим спо
собой. Положение точек А и В обычно ограничено конструктивными тре-
бованиями, а положение точек С и Е задается. Для этого, исходя из усло-
вия равновесия узла Е, строят параллелограмм поперечных усилий, дейст-
вующих в точке Е.
Варьируя г2, определяют радиус- дуги АЕ и угол наклона диафрагмы
к горизонту ад. Вместо напряжений в точке Е перпендикулярно к радиусам
г2 н г3 откладывают отрезки, равные самим радиусам, в связи с тем, что из-
быточное давление воздуха, действующее на участке материала с раднусамн
г2 н г3, одинаково.
Рнс. 5.18. Схема ГО с двухъярус-
ным монолитным элементом
Рнс. 5.19. Расчетная схема ГО
баллонного типа
Через полученную таким образом вершину параллелограмма н точку
Е проводят прямую, вдоль которой будет действовать усилие со стороны
диафрагмы DE на рассматриваемый узел.
После окончательного выбора г2 значение гг определяют исходя нз ра-
венства (5.2), а длина диафрагмы DE снимается с чертежа.
Наибольшие затруднения вызывают: определение параметров формы
монолитных элементов в местах излома контура воздушной подушкн, в ме-
стах стыкования цилиндрических монолитных элементов, размещенных под
разными углами, прн нзмененнн формы элементов на линиях слома; опреде-
ление направления внутренних оттяжек и т. д. Эти задачи решают графи-
чески путем построения параллелограммов сил, направление которых бе-
рут по касательной к контуру сечения элемента в точке слома, а значения
считают пропорциональными радиусам кривизны этих сечений.
Различные участки ГО по периметру выполняют разные функции. Это
обусловливает разные требования к работе участков в обеспечении жесткости
монолита. В работе [11] рекомендуется расчетная проверка этих участков
на жесткость.
В. А. Лудашевскнм и Г. И. Чемакнной предложен [22] метод расчета
формы многоярусных ГО.
12.3. Расчет формы гибкого ограждения баллонного типа
(по Падукову Ю. В.)
Ю. В. Падуковым разработан метод расчета геометриче-
ских параметров ГО баллонного типа (рнс. 5.19), подтвержденный аэроди-
намическими исследованиями на экспериментальных установках. Принятые
317
допущения аналогичны приведенным выше. Дополнительно принятые упро-
щения (независимость координат активной части оболочки от величины из-
быточного давления воздуха в подушке и неучет трения в потоке под Ограж-
дением) позволили получить аналитическое решение геометрии полного кон-
тура оболочки.
Результат решения представлен номограммой на рис. 5.20. Номограмма
облегчает выбор конструктивных характеристик ГО, давая возможность
быстро оценивать влияние того или иного фактора, например Хн, Ун, £н
на величину зазора истечения воздуха ha.
Величина
1 — cos Р ft# ’
где hR = h/R, а величины h, Р и R представлены на рис. 5.19.
Рис. 5.20. Номограмма для определения геометрических пара-
метров ГО баллонного типа
Величина
Sj? + 2л — Р
1 — cos Р 4- hR
(5.5)
есть безразмерная длина поперечного сечения оболочки, равная £н = L/h,
где L — размерная длина оболочки, h — высота днища над опорной поверх-
ностью.
Величина
8Л = 0,706-JX fl/” 1-----+ , (5.6)
VhR V Yr Yr V YR)
гДе YR= Yh/R (cm. рис. 5.20). Величина YR = Y/h, где Y — клиренс,
определяющий высоту препятствий, пропускаемых ограждением. Величина
Хн = X/h.
Характер зависимости hH — f (£н) (правая часть рисунка) дает основа-
ние сделать вывод о том, что для каждого значения Хн, YR существует опти-
мальная длина оболочки £н> соответствующая минимальному зазору /iH.
Ограждения конфигурации этого типа в виде,представленном на рис. 5.19,
и не имеющие ни диафрагм, ни оттяжек, склонны к вибрации, которая
исчезает при величинах Ун^0,5. Этому же способствует при £н 3,7 по-
лучение коэффициента перепада давлений Рр/рвп 1,15.
Номограмма применима для подбора геометрических параметров ГО
в первом приближении.
318
§13 . Принципы оценки прочности
гибких ограждений
Расчеты прочности ГО выполняют с целью обоснования
выбора материала. Главными критериями прочности при выборе материалов
являются их прочность на растяжение и удлинение при растяжении при ус-
ловии, что эксплуатационным требованиям удовлетворяют и другие харак-
теристики прочности материала [24]:
упругость, достаточная для поглощения энергии ударов при ходе СВП
на волнении;
жесткость, достаточная для сопротивления вибрации или флаттеру при
нормальной эксплуатации;
хорошие демпфирующие характеристики, обеспечивающие демпфиро-
вание колебаний типа флаттера при ходе СВП на волнении;
достаточное сопротивление усталостному образованию разрывов при
действии пиковых нагрузок;
стойкость к кромочному износу или обтрепыванию;
сопротивление растрескиванию или расслаиванию при действии цикли-
ческих нагрузок от продольного и продольно-поперечного изгиба;
сопротивление другим типам повреждений (например, истирание при
ударе), которые могут стать важными при увеличении срока службы или
изменении характера динамического поведения ГО.
13.1. Особенности материалов
гибких ограждений
как прочностных конструкций
Применяемые в настоящее время материалы для ГО
механически анизотропны, т. е.. механические свойства материала различны
в зависимости от направления /нитей, в частности, неодинаковы по основе
и утку армирующей ткани.
Прочность этих материалов не определяется законом Гука, коэффициент
Пуассона у них переменный и зависит от напряженного состояния. На ма-
териалы ГО не распространяются принципы независимости действия сил,
поэтому при двухосном растяжении материала его прочность снижается по
сравнению с одноосным растяжением, а деформация материала зависит от
соотношения усилий, действующих по основным направлениям. При дейст-
вии высокой или низкой температуры, при длительном воздействии на-
грузки, при циклическом нагружении их прочность существенно пони-
жается.
Нагрузки на гибкое ограждение. По характеру действия эксплуатацион-
ные нагрузки на ГО делят на статические и динамические, по вероятности
появления — на регулярные и случайные.
Под регулярными нагрузками подразумеваются нагрузки, возникающие
в обычных условиях эксплуатации, в частности в режиме висения СВП над
опорной поверхностью или в режиме движения над тихой водой на воздуш-
ной подушке.
Случайные нагрузки при эксплуатации СВП могут быть самыми разно-
образными. В связи с малой изученностью проблемы выбирают наиболее
опасные случаи, существенно упрощают схему действия и картину распреде-
ления сил, стремясь отразить лишь главные детали, которые при расчете
прочности ГО не должны быть упущены.
Аналогично поступают и при рассмотрении регулярных нагрузок, а
динамические нагрузки стремятся представить в виде квазистатических.
Силовые воздействия на отдельные секции ГО различны, поэтому от-
дельно рассматривают нагрузки на носовую, кормовую, бортовые секции
ГО и секции внутреннего контура. В многоярусных ограждениях различают
319
нагрузки на монолит или верхние ярусы и нагрузки на навесные эле-
менты.
Регулярные нагрузки могут быть как постоянными, так и периодиче-
скими. К постоянным относят давление в воздушной подушке и в гибком
ресивере, давление набегающего потока воздуха, гидродинамическое
сопротивление от замыва ГО при контакте с водой и движении на тихой
воде.
К периодическим нагрузкам можно отнести нагрузки, возникающие при
движении на волнении, когда необходимо учитывать вертикальные пере-
грузки, возможность утечки воздуха из воздушной подушки через волновые
впадины, проходящие под судном, возможность запирания волной воздуха
в верхних ярусах ГО; нагрузки при выходе на берег и сходе с берега; на-
грузки при движении по неровной поверхности земли, при движении или
буксировке СВП в водоизмещающем положении.
К случайным нагрузкам можно отнести, например, нагрузки, возникаю-
щие при преодолении препятствий типа стенки или при преодолении рвов,
нагрузки при аварийных ситуациях, например при течи с последующим за-
топлением элементов ГО, при столкновении с препятствиями, прыжок с
вершины крупной волны на подошву и т. п.
Допущения. Дополнительно к допущениям, принимаемым при расчете
формы ГО, при расчетах прочности ГО принимают следующие допущения:
при медленном изменении нагрузки избыточное давление воздуха принимают
постоянным, при быстром изменении нагрузки ГО рассматривают как замк-
нутый объем. Длину оболочки считают неограниченной, т. е. рассматривают
плоскую задачу об изменении формы гибкой нити, нагруженной нормальными
избыточными давлениями воздуха.
Толщина оболочки — величина малая по сравнению с ее размерами.
В качестве напряжений рассматривают внутренние усилия, отнесенные
к единице длины сечения оболочки, параллельного образующей, т. е. кольце-
вые напряжения о размерностью сила/длина.
Цель расчета — определение напряженно-деформированного состояния
мягкой оболочки, находящейся в равновесии под действием заданных сил.
Многие вопросы прочности материалов ГО изучены мало и не имеют
теоретических решений. Этот недостаток информации обычно восполняют,
вводя в расчеты запасы прочности.
При двухосном нагружении нить каждого направления дополнительно
нагружается давлением поперечных нитей. При этом снижается прочность
материала. Коэффициент снижения прочности материала из капроновых
тканей при двухосном натяжении рекомендуется принимать kx = 1,4.
При длительном нагружении коэффициент снижения прочности мате-
риала из капроновых тканей рекомендуется принимать k.2 = 2,5. При цик-
лических нагружениях материала с предварительным образованием складки
появляются усталостные явления. Коэффициент снижения прочности мате-
риала из капроновых тканей при циклической нагрузке рекомендуется при-
нимать k3 = 2. В подобных условиях работает оболочка ГО при движении
на волнении.
Допускаемое напряжение о рекомендуется назначать как часть предела
прочности материала на разрыв при одноосном нагружении
> (5.7)
где К = kAk2k3 = 7.
При движении на тихой воде или в режиме висения СВП коэффициент
снижения прочности может быть удвоен, т. е. может быть принято К = 14,
а при внезапном изменении нагрузки, например при движении СВП в тяже-
лых условиях волнения, когда возможен прыжок СВП с вершины волны во
впадину, можно принимать половину коэффициента, т. е. К = 3,5.
320
13.2. Примеры расчета ' прочности одноярусного монолита
1. Определим проектный перепад давлений в режиме
висения. Исходные данные для расчета:
/Ср = — = 1,25; р. = 0,8; г2 = 0,9 м;
Рвп
Рвп = 500 кгс/м2; а = 0,8 м; 5 = 2,6 м: L = 5,62 м.
Находим
Рвп " с .
<т = г2Рр = г2 = 5,6 кгс/см- (5 8)
Рн
2. Рассмотрим движенве на спецификационном волнении. Исходные
данные те же, что и в примере 1. Дополнительно учитываем перегрузку в
центре тяжести (n -|- 1) = 3, которая считается равномерной. При этом в
формуле (5.8) добавляем сомножитель (n + 1):
Рвп
о = r2(n + 1) =— = 3-5,6 = 16,8 кгс/см. (5 9)
Рн
3. Рассмотрим случай внезапной
потери давления в воздушной по-
душке при движении на волнении
сильнее спецификационного (прыжок
с вершины волны на подошву). При
этом давление в ресивере сохраня-
ется, а рвп = 0. Перегрузка в ЦТ
(n + 1) = 5.
В этом случае необходимо найти
новую форму равновесия оболочки
заданной длины L под действием
давления в ресивере рр. Это будет
часть круга (рис. 5.21) радиусом г3,
равным
. Г8==^’
где а3 — половина центрального угла
сегмента с длиной дуги L. '
Угол а3 находят в результате
решения трансцендентного уравне-
ния; < Рис. 5.21. Расчетная схема монолит-
. . т/а'Х 7>2 1 ного элемента при внезапной потере
s п а3 _ ш. • (5 joj давления в воздушной подушке ’
«з L '
В нашем примере . .. .
51П “3 = 0,484:
“з
а =1,93; г3= 1,46 м.
Отсюда
<т = г3(п+ 1) = 45,7 кгс/см.
Рн
Определение необходимого материала гибкого ограждения. Условие проч-
ности имеет вид
(5.11)
И Заказ № 1856
321
Для первого случая получаем К = 14, о = 5,6 кгс/см. Отсюда о₽ =
= 14-5,6 = 78,4 кгс/см.
Для,второго, случая — К. — 7, о = 16,8 кгс/см. Отсюда стР 7-16,8 =
= 118 кгс/см/
Для третьего случая имеем К = 3,5, о = 54,8 кгс/см. Отсюда
оР 5а 3,5-45,7 = 160 кгс/см. .
Таким образдм, расчет показывает, что для ГО, принятого в расчетных
случаях, может быть рекомендован материал с пределом прочности на раз-
рыв 160 кгс/см. : .
В зарубежной практике при оценке необходимой прочности материалов
ГО рассматривают следующую эмпирическую зависимость [38];
оР >Зрвп&' кгс/см. (5.12)
Здесь k' — коэффициент запаса прочности на усталостный износ.
Примерные значения этого коэффициента для зарубежных материалов,
применяющихся на некоторых построенных и проектируемых американских
СВП, колеблются 5 до 27.
13.3. Вибрация гибких ограждений
Конструкторы столкнулись с проблемой самопроизволь-
ного возбуждения вертикальных колебаний двухъярусных ГО при определен-
ных режимах работы подъемного комплекса. Это явление названо низкоча-
стотной вибрацией ГО. -
В отдельных случаях низкочастотная вибрация настолько значительна,
что приводит к конструктивным повреждениям. В процессе вибрации в край-
нем нижнем положении нижняя кромка элементов ГО ударяется о грунт,
а в крайнем верхнем положении зазор в свету между нею и грунтом вдвое
больше, чем в устойчивом положении. Колебания постепенно передаются
корпусу СВП, в дальнейшем могут наступить резонансные явления.
На характер этих колебаний влияет, по-видимому, волнение как воз-
мущающая сила. Наиболее тяжелым для элементов является случай флат-
тера, при котором воздух из секции ГО частично выпущен, а затем свободно
подвешенная секция подвергается одновременному действию воздушного
потока, устремляющегося с большой скоростью в оболочку, и воздушного
потока, вытекающего из подушки.
Колебания типа флаттера с малой амплитудой и большой частотой мо-
гут также происходить при контакте ГО с водой, причем в этом случае виб-
рация является результатом совместного динамического действия водной по-
верхности, воздушного потока внутри ограждения и эффекта Коанда на гра-
нице сред. Рассмотренные случаи вибрации приводят к нарастающему из-
носу ткани, материала ГО, начиная с нижних кромок элементов. Это повреж-
дение сопровождается расслаиванием больших участков внутреннего по-
крытия, после чего ткань протирается и отрывается.
Исследования показали, что низкочастотная вибрация существенно за-
висит от соотношения давлений в гибком ресивере и в воздушной подушке.
До конца эта задача еще не решена, в связи- с чем границы существования
вибрации определяют на основании модельных испытаний.
Для ориентировочного определения вероятности появления низкоча-
стотной вибрации можно воспользоваться данными, представленными на
рис. 5.22, полученными по результатам испытаний большой модели СВП
[19]. Видно, что границы вибрации — прямые линии, проходящие через
начало координат так, что отношение давления в гибком ресивере к давле-
нию в воздушной подушке можно использовать при проектировании как кри-
терий оценки возможности появления вибрации ГО.
На практике для устранения низкочастотной вибрации на построенном
СВП применяют так называемые противовибрационные оттяжки или проти-
322
вовибрационные горизонтальные продольные диафрагмы, о которых уже
упоминалось ранее.
Отсутствие горизонтальных продольных диафрагм желательно для эко-
номии массы и стоимости ГО, а также полезно из-за того, что без них при
наклонениях СВП обеспечивается большая свобода перемещения гибкого
ресивера вверх и в связи с этим
создание восстанавливающего мо-
мента от ГО даже в том случае,
когда борт СВП погружается в воду.
Однако именно низкочастотная ви-
брация ГО заставляет проектантов
СВП предусматривать установку го-
ризонтальных продольных диафрагм.
Гибкие ограждения СВП под-
вержены также высокочастотной ви-
брации, которая вызывает расслое-
ние материала ГО. Под действием
высокочастотной вибрации происхо-
дит расслоение материала ГО на
основные части — на резину и тка-
невую основу, которые затем быстро
разрушаются.
При мелких технологических
дефектах на ткани высокочастотная
вибрация ГО приводит к появлению
усталостных трещин на покрытии
материала ГО. Через эти трещины
нли через любой другой участок,
где отсутствует покрытие, вода про-
никает к основной ткани, впитыва-
ется через связующее звено между
резиновым покрытием и основной
тканью и приводит к расслоению
материала, процесс которого при
высокочастотной вибрации может
Рис. 5.22. Границы низкочастотной
вибрации ГО '
1 — зона вибрации; 2 — вибрация отсут-
. . ствует
исчисляться несколькими часами.
Эффективные меры борьбы с высокочастотной вибрацией пока еще не
найдены, причины ее возникновения еще не изучены. Основной мерой борьбы
с высокочастотной вибрацией пока являются высокие требования к такой
характеристике материала ГО, как прочность на расслоение.
§ 14. Определение
расходно-напорных характеристик
гибкого ограждения воздушной подушки
Гибкие ограждения СВП создают две схемы формирова-
ния воздушной подушки: сопловую и камерную. ГО таких типов, как гибкое
сопло, гибкий ресивер с гибким соплом, пневможесткое сопло, примененное
на экспериментальном катере 8КУР-1, двухъярусное ограждение с закрытыми
навесными элементами, образуют сопловую схему воздушной подушки. Рас-
чет подъемных характеристик для СВП с ГО этих типов выполняют одним
и тем же методом. ' .
ГО, создающие камерную схему формирования воздушной подушки,
можно разбить на две группы, для которых расчет подъемных характеристик
выполняют различными способами. ГО одной группы образуют, как упоми-
налось выше, многокамерную схему формирования воздушной подушки пу-
тем централизованной подачи воздуха непосредственно в камеры. Типичным
примером является ГО французского типа.
п* 323
ГО другой группы образуют общекамерную схему формирования воз-
душной подушки путем периферийной подачи воздуха в воздушную подушку.
Общекамерная схема обычно образуется открытыми ковшеобразными на-
весными элементами. Она создана в результате применения ГО к сопловой
схеме образования воздушной подушки, имеющей жесткий сопловый аппа-
рат или периферийную щелевую раздачу воздуха. При подаче воздуха из
жесткого или гибкого ресивера в навесные элементы через многочисленные
отдельные отверстия или через сопла, калибр которых значительно меньше
высоты навесных элементов, струи воздуха размываются, давление в подушке
уравнивается и схема создания воздушной подушки становится камерной.
При проектировании СВП используют следующее фундаментальное со-
отношение статики: вес СВП должен быть равен равнодействующей сил из-
быточного давления воздуха на поверхности СВП, ограничивающие воздуш-
ную подушку [19]:
G=P. (5.13)
Эту равнодействующую называют силой поддержания Р.
Точка приложения силы поддержания Р располагается в центре под-
держания.
Выражение (5.13) представляет собой одно из уравнений равновесия
СВП в режиме висения над твердой опорной поверхностью в горизонтальном
положении.
Второе фундаментальное соотношение, используемое при проектирова-
нии СВП:
О = Рвп5вп. (5.14)
которое формулируется следующим образом: вес СВП численно равен произве-
дению среднего давления в воздушной подушке на ее площадь. Именно эти
соотношения исходные и при определении параметров воздушной подушки
и веса СВП.
Подъемной силой СВП называют вертикальную силу Ру, равную раз-
ности между силой поддержания Р и весом СВП G:
РУ = Р — G. (5.15)
Подъемная сила положительна и направлена вверх, если сила поддержа-
ния СВП, возникшая в результате избыточного давления воздуха в воздуш-
ной подушке р, больше веса G, и наоборот.
В процессе подъема СВП, стоящего на твердом экране, на воздушную
подушку характерен такой момент, когда при малом, теоретически нулевом
расходе воздуха из подушки среднее давление в подушке станет при данном
весе СВП равным рвп = ^^вП’ а высота висения йэ будет равна нулю.
Для отрыва СВП от опорной поверхности и его подъема теперь доста-
точно малейшего увеличения среднего давления в подушке рвп. Если такой
момент наступил, появляется положительная подъемная сила Ру и высота
висения h3, отличная от нуля.
ГО воздушной подушки продолжает удерживать воздух повышенного
давления в подднищевом пространстве с минимальным расходом его, теоре-
тически близким к нулю.
Дальнейшее нагнетание воздуха в воздушную подушку приводит к тому,
что ГО принимает расчетную форму, а высота висения жесткого корпуса
над поверхностью h3 становится равной расчетной высоте ГО Лго.
При дальнейшем подъеме СВП происходит отрыв нижней кромки ГО
от опорной поверхности, появляется клиренс — воздушный зазор, через
который воздух устремляется из воздушной подушки наружу. Для поддер-
жания определенного, постоянного клиренса (высоты висения), необходимо,
чтобы нагнетатели непрерывно поддерживали наряду с давлением воздуха
в подушке, равным рвп, постоянный расход воздуха из воздушной подушкн Q.
324
Расход воздуха Q.однозначно определяется давлением воздуха в подушке
рвп, коэффициентом истечения воздуха Kq и площадью истечения SH, т. е.
в конечном счете — высотой висения над опорной поверхностью h3.
Расход воздуха Q при этом должен быть достаточным для формирования
при данной высоте подъема Лэ устойчивого истечения воздуха из-под ГО,
обеспечивающего поддержание необходимого избыточного давления воздуха
в воздушной подушке рвп-
Таким образом, давление в подушке р'впи расход воздуха Q — основные
подъемные характеристики СВП в режиме динамического равновесия на
заданной высоте подъема h3, которые должны определяться конструкцией
ГО воздушной подушки.
Сопоставляя равенства (5.14) и (5.13), получим следующее соотношение:
р = Рвп5вп, (5.16)
которое можно сформулировать следующим образом: сила поддержания СВП
в режиме висения над твердой опорной поверхностью численно равна произ-
ведению среднего давления в воздушной подушке на ее площадь.
Сила поддержания Р от избыточного давления воздуха в подушке на
днище СВП практически состоит из двух составляющих. Одна составляющая
возникает в результате избыточного давления воздуха на наружный и внут-
ренний контуры воздушной подушки, имеющие соответственно площади SH
и SB, другая составляющая — в результате избыточного давления воздуха
на площади срезов наружных Гн и внутренних Рв гибких сопел для СВП
сопловой схемы или на площади срезов каналов Fa и Рв, подающих воздух
соответственно в наружный и внутренний контуры подушки СВП камерной
схемы.
Составляющая силы поддержания от избыточного давления воздуха на
площади срезов Fa и FB в связи с малой площадью, по сравнению с площадью
воздушной подушки, оказывается существенно меньше составляющей от
избыточного давления воздуха на внешний и внутренний контуры и равна
обычно ~ 5% от полной силы поддержания. Поэтому в первом приближении
ею можно пренебречь, учитывая, что это, пренебрежение дает погрешность
в безопасную сторону.
Составляющая силы поддержания от избыточного давления воздуха на
внешний и внутренний контуры воздушной подушки, приближенно равная
полной силе поддержания Р от избыточного давления воздуха в подушке,
может быть представлена следующим выражением:
P = Kp(SHK + SBP*B)pSBn< (5.17)
где
= (5.18)
Звп
_ <г
SB = ->-; (5.19)
5вп
Р
коэффициент давления для наружного контура воздушной подушки;
— ~ (5.21)
Р
коэффициент давления для внутреннего контура воздушной подушки; Кр —
коэффициент потерь давления в нижнем ярусе ГО.
325
Объемный расход Q, необходимый для поддержания избыточного дав-
ления в подушке рвп при висении СВП на заданной высоте Лэ, обычно опре-
деляется формулой
Q = KqShv;-. (5.22)
14.1. Подъемные характеристики гибкого ограждения СВП
сопловой схемы в режиме висения судна без крена
и дифферента над твердой поверхностью
Для определения силы поддержания можно применить формулу
Р = Кр (ЗнРнРр. н 4" SBpBpp, в) Sbit i [(5.23}
которая может быть использована, если известны избыточные давления воз-
духа в гибких ресиверах наружного и внутреннего контуров ГО. Из этой
формулы следует, что среднее давление воздуха в подушке
Рвп = Кр (5нРнРр. н + SBpBpp. в). (5.24)
Связь между коэффициентами давлений ря и рв> с одной стороны, и р*
и рв — с ДРУг°й выражается следующим образом:
Рн=Рн(1— ?н): Рв = М1 — £в)’ (5.25>
где £н, св — коэффициенты потерь давления на участке воздуховодного
тракта от пространства за вентилятором, где давление равно р, до гибких
ресиверов внутреннего и наружного контуров ГО, где давления соответст-
венно равны рр. в и рр. н.
Коэффициенты потерь давления, равные соответственно
?в=1-----(5.26)
р р
подсчитывают по известным формулам гидравлики исходя из конкретной
конфигурации воздуховодов или определяют по результатам продувок мо-
делей воздушного тракта.
Для определения коэффициентов давлений и расхода амфибийного СВП
с сопловой схемой создания воздушной подушки рассматривают плоскую
задачу о натекании воздуха на твердый экран из-под днища СВП с двухкон-
турным гибким сопловым аппаратом, состоящим из периферийного сопла
н двух продольных надувных килей с истечением воздуха (рис. 5.23).
Рассматривают истечение воздуха из гибкого соплового устройства,
имеющего прямой срез, когда нижняя кромка гибкого сопла параллельна
основной плоскости. Принимают следующие допущения:
в условиях динамического равновесия СВП гибкое ограждение не де-
формируется;
вытекающий из сопловых устройств ГО воздух невязкий и несжимаемый,
влияние циркуляционных токов в пространстве между струями не учиты-
вается;
струи не смешиваются с окружающей средой, углы наклона струй на-
ружного фи и внутреннего фв контуров ГО к вертикали различны;
истечение воздуха через сопловые устройства ГО наружного и внутрен-
него контуров происходит из различных гибких ресиверов, имеющих по-
стоянное избыточное давление: в ресивере наружного рр. н и внутреннего
Рр. в контура;
толщины струй у наружного /н и внутреннего /в сопловых устройств ГО
различны, их определяют как средние величины, разделив суммарную пло-
щадь истечения SH на протяженность соплового устройства /; обе струи под
326
Рис. 5.23. Схема истечения воздушной
струи из двухконтуриого ГО над твер-
дой опорной поверхностью
действием повышенного давления в воздушной подушке вытекают горизон-
тально;
сопловые устройства внутреннего н наружного контуров ГО своими сре-
зами располагаются на различной высоте h3. н и Лэ. в соответственно.
Прн принятых допущениях истечение воздуха из гибкого соплового
устройства можно рассматривать как истечение из жесткого соплового аппа-
рата, а поправки, связанные с особенностями конструкции гибких сопловых
устройств, вводить лишь в окончательный результат.
Из теории струй и анализа результатов экспериментов известно, что до
расстояния, равного нескольким калибрам струн от сопел, количество дви-
жения струи постоянно. На основании этого многие авторы при рассмотре-
нии задачи о натекании струн на жесткий экран делают допущения: абсолют-
ная величина количества движения воздуха, вытекающего из сопел и выте-
кающего из-под воздушной подушки, одинакова, т. е. количество движения
струн в любом сеченни остается, постоянным и равно количеству движения
на срезе сопла.
В этом случае под действием
сил давления воздуха в воздуш-
ной подушке происходит Лишь
изменение направлении . векто-
ра количества движения воз-
духа, вытекающего из сопел.
В отечественных исследованиях
такое допущение впервые было
применено В. А. Лукашевскнм
и В. И. Ханжонковым [19].
Теория, использующая эти
допущения, получила название
экспоненциальной теории струй-
ной завесы. Она разработана
В. И. Ханжонковым и Стенто-
ном-Джонсом независимо и почти
одновременно, но при разных
исходных предпосылках. По экс-
поненциальной теории получают
коэффициент давления рн для
наружного контура воздушной
Рн
Рр. н
-A_(l_sin<pH). (5.28)
"э. н
Чтобы получить выражение для хв коэффициента давлений рв во внут-
реннем контуре воздушной подушки
рв = _£2_ = 1 _ е-2*в, (5.29)
Рр. в
подушки в следующем виде:
Рн =
где
,-2х,
следуя В. И. Ханжонкову [30], можно дополнительно принять допущение
о том, что избыточное давление на участке днища, ограниченном гибкими
соплами внутреннего контура, будет определяться суммарным действием
наружной и внутренней струй. Суммарное действие наружной и внутренней
струй может быть заменено действием одной струн, выходящей из сопла
толщиной, равной сумме толщин наружного и внутреннего сопел.
В случае, если различны углы наклона внутренних <рв и наружных <рн
сопел, различны длины сопел 1В и 1Я, н если сопла внутреннего и наружного
контуров ГО расположены на разной высоте (Лэ. в и h3. н соответственно).
327
Таблица 5.3
Схема расчета силы поддержания и необходимого расхода:
воздуха дпя амфибийного СВП в режиме висения
над твердым экраном (наружный контур ГО образует
сопловую схему, во внутреннем контуре один продольный
надувной кипь с истечением воздуха)
Исходные данные: FB = 3 м2
/и = 160 мм; Фи = 45°; /в = 80 мм;
фв = 0; §вп = 620 м2; S„ = 380 м2;
SB = 240 м2; Рр.н = 610 кгс/м2;
рр,в = 635 кгс/м2; vjtt = V2рр.я/р = 98,8 м/с;
Кр = 0,9; FH = 17 м2
№ п/п Формулы Единицы измере- ния Значения
h (задается) ММ 50 150 2501
1 = 61/Лэн0 + sin Фн) 5,50 1,83 1,09
2 Рн = 1—е-2ки 1,00 0,97 0,89
3 * РвП — ^рРиРр.и кг/м2 549 532 488-
4 / 7>=Рвп^вп - Т 340 330 303."
5 Q« = F Haj«KQa м3/с 305 775 1059
6 ^Э.В мм 250 350 450-
7 X* = /в/2/1э.в(14-81п фв) >• • 0,16 0,12 0,09
8 е~к« 0,004 0,03 0,11.
9 0,004 0,13 0,14
10 VJB — 'У' 2/р (Рр.в м/с 20 26 38-
11 Qb — FbV}bKqb м3/с 2 11 39
12 Q — Qb + Qh м3/с 307 786 1089
328
то, по В. И. Ханжонкову, хв в выражении для коэффициента давления рв
so внутреннем контуре составит:
1
Лэ. в
Лэ. в 1 + sin <Рн |
Лэ. н 1 4* sin <Рв
tB (1 4-sin<pB) .
(5.30)
Выше рассматривалась идеальная струйная завеса. В потоке реальной
жидкости границы струй разрушаются под действием трения, струи расши-
ряются, увлекая окружающую жидкость и образуя вторичные вихревые те-
чения. Уменьшение количества движения струи из-за подмешивания воздуха
на границах струи в расчетах первого приближения учитывают, заменяя
коэффициент 2 при экспонентах (5.27, 5.29) коэффициентом 1,67—1,5 [19].
Расход воздуха Q из воздушной подушки амфибийного СВП можно
представить в виде суммы двух величин:
Q = Qh + Qb, (5.31)
•где QH, определяется выражением
Он -
(5.32)
Выражение для коэффициента расхода Kq получают в следующем виде:
KQa = — (1 - е-Ч- (5.33)
хн
Коэффициент расхода из сопловых устройств ГО внутреннего контура
определяется аналогичной формулой
Kqb = Ц- (1 — е-*0) е~*н, (5.34)
где
х* = —+sin фв). .(5.35)
Лэ. в
Скорости истечения воздуха из надувных килей VjB и гибких сопел на-
ружного контура ограждения v/H можно найти по выражениям
vjn = 1/ —РР—; VjB = ~\/ — (рр. в — Рн) • (5.36)
гр ГР
Если в ГО предусмотрен лишь один надувной киль с истечением воздуха,
то коэффициент давления определяется по формуле (5.27). Коэффициент рас-
хода для наружного контура ГО находят по выражению (5.33). Коэффициент
расхода для киля с истечением воздуха можно определить по зависимости
'(5.34), только в этом случае должна учитываться половина ширины сопла
в надувном киле. В табл. 5.3 представлены схема и пример расчета силы
поддержания и необходимого расхода воздуха для СВП с одним продольным
^надувным килем.
14.2. Подъемные характеристики гибкого ограждения СВП
в режиме висения судна без крена
и дифферента над водой
14.2.1. Сопловая схема образования воздушной подушки.
Рассмотрим сначала задачу об истечении воздуха в воду из гибкого сопло-
вого устройства наружного контура ГО, имеющего прямой срез. В положе-
нии динамического равновесия над водой геометрические характеристики
струи изменяются. В связи с податливостью водной поверхности радиус крн-
329
визиы струи над водой увеличивается, а значит, уменьшается удерживающая
сила струи.
Уровень свободной поверхности жидкости под воздушной подушкой
снижается в результате действия на свободную поверхность воды системы
равномерно распределенных давлений воздуха, в воде образуется впадина
глубиной Л*п. На этой глубине давление в воздушной подушке уравнове-
шивается суммарным воздействием удерживающей силы струи и гидроста-
тического давления воды. Примем допущение о том, что под действием дав-
ления воды струя вытекает под углом у(| к горизонту (рис. 5.24).
По аналогии с задачей об истечении воздуха из сопла над твердой опор-
ной поверхностью применим уравнение количества движения при рассмотре-
Рис. 5.24. Схема действия сил на амфибийное СВП в режиме висения
над водой
нии элементарной струйки толщиной dt = cos фн4г. Получим хн для коэф-
фициента давления ря [19] наружного контура воздушной подушки
где
_ (cos То + Sin фи)
“ h G
ВП 2ySBn
, , , G .
"ВП — "В и-------- ,
G ,»
„ ^вп
уЗвп
(5.37)
(5.38)
(5.39)
(&вп — средний уровень гидростатического понижения воды во впадине
под воздушной подушкой, т. е. глубина впадины).
Для коэффициента давлений рв во внутреннем контуре воздушной по-
душки при различных толщинах струй /н и /в, различных углах их наклона
Фн и фв и различных высотах отстояния нижней кромки ГО от дна впадины
Лвп и Л®п найдем [см. формулу (5.29)]:
’4в = хн + ’<в>
(5.40)
330
где
. /в (cos То + sin <pB)
”в------------------------
(5.41)
св______G
ЛВП Г> о
2?5вп
Расчет коэффициентов ра и рв возможен и во втором приближении при
условии замены в формулах (5.37) н (5.41) отношения G/yS вп величинами
Лвп ~ РЯ1Т, ^вп ~ Ръ/У соответственно, после нахождения значений рн и рв
в первом приближении.
Для определения угла вылета струи к горизонту у0 можно воспользо-
ваться, например, такой формулой [27]
tgYo =
1 + cos фн
, _Лв5впТ
О
(5.42)
Расход воздуха при висении
СВП над водой можно определить
по формулам (5.22), (5.31), при этом
величины хн. и хв должны быть
взяты по выражениям (5.37) и
(5.40).
В табл. 5.4 представлены схема
и пример расчета (по приведенным
выше формулам) силы поддержания
и необходимого расхода воздуха
для амфибийного СВП сопловой
схемы образования воздушной по-
душки в режиме висения над
водой.
14.2.2. Камерная н смешанные
схемы образования воздушной по-
душки. Для определения силы под-
держания к расхода воздуха СВП
с многокамерной и общекамерной
схемами образования воздушной по-
душки в режиме висения СВП над
водой можно воспользоваться форму-
лами (5.17), (5.22), (5.31). Коэффици-
енты расхода воздуха Кл и Кл для
чн чв
многокамерной схемы можно опреде-
лить по кривым, представленным
на рис. 5.25. Кривые получены
К. В. Жариновым по результатам
эксперимента над водой с моделью
СВП камерной схемы, имеющей ГО
Рис. 5.25. Зависимость коэффициен-
тов расхода воздуха из воздушной
подушки с ГО в виде сплошной
полосы Kq от относительной высоты
висения СВП над впадиной Лвп
/ Лв + ^Л
I - VI
I Лвп -------!— I при различ-
I рвп I
\ V /
ных углах наклона образующей ГО
Ф к вертикали
в виде сплошной полосы. На этом
рисунке представлены три кривые зависимости коэффициента расхода воз-
духа K.Q от относительной высоты висения над впадиной Лвп-
Кривая 1 получена для угла наклона полотнища ГО к вертикали — 45°
(наклон наружу), кривая 2 — для угла наклона 0° (полотнище расположено
вертикально), кривая 3 — для угла наклона 45° (наклон внутрь). Коэффи-
циенты расхода воздуха Kq и Kq для общекамерной схемы можно опреде-
лить по кривым, представленным на рис. 5.26, полученным К. В. Жарино-
вым по результатам эксперимента с моделью СВП камерной схемы (образо-
ванной ковшеобразными навесными элементами) в режиме висения над во-
дой.
331
Таблица 5.4
Схема расчета силы поддержания и необходимого
расхода воздуха дпя амфибийного СВП в режиме
висения над аодой (схема и исходные данные те же,
что и а табп. 5.3, Л*п = 0,48].
№ п/п Формулы Единица измере- ния Значения
1 ^ив M —0,15 — 0,05 0,05 0,15
2 ^ВП М .0,33 0,43 0,53 0,63
/ 1+сО5фн 1,56 1,38 1,25 1,14
3 ^°|/ l+l/G/iHBSBnV
4 Yo град. 57°20' 54° 51°20' 48°50'
5 tn (cosy0 + sin фн) — * лвнп-Жп 2,22 1,10 0,72 0,56
6 — — 1.5Z Рн = 1— е н 0,96 0,81 0,66 0,57
7 Л-вв м 0,05 0,15 0,25 0,35
8 Лвп = ^вв+^вп м 0,53 0,63 0,73 0;83
; 9 /в (cos Yo+sin фв) Хв — Хн+ Am-G/2ySBn 2,36 1,23 0,82 0,64
10 1 -’’^в Рв = 1 — е ® 0,97 0,84 0,71 0,62
11 РВП=^Р ($впТ’нТ’Р-п+'^вРвРрв) кг/м2 537 509 421 365 .
12 ^ = SBriPBn т 333 284 235 204
13 Рн = РрнРн кг/м2 586 494 403 348
14 У/в = 4]/ Ррв—Рн м/с 28,0 47,6 60,7 67,7
15 Kq3= 1/хв(1-е-Хв) 0,04 0,19 0,33 0,34
16 Qb = ^bC/bKqb 4 50 НО 123
17 KQh = 1/х„ (1-е-ZH) 0,40 0,61 0,71 0,77
18 <?Н = ^н^/н^^д м3/с 670 1020 1190 1290
19 Q = Qh + Qb М3/С 1 674 1070 1300 1413
332
На рис. 5.26 приведены зависимости коэффициента расхода воздуха Kq
от относительной высоты висения СВП над впадиной при вертикальном
расположении навесных элементов. Там же показаны зависимости Kq от
средней относительной высоты Лср при расположении навесных элементов
под углом 45° внутрь. Зависимости рассматриваются при ряде постоянных
значений hm/D или h^'D. При этом среднюю относительную высоту Л
определяют по формуле
h ц. Рвп
"ср 4-----
Лср=---------. (5.43)
Как видно из этих рисунков, качественная картина изменения коэффи-
циентов расхода от параметров hBaiD или hc^!D сохраняется в том виде,
в каком она известна и для случая висения судна над твердым экраном, т. е.
при росте hBTl/D или h^'D коэффициент расхода уменьшается, асимптотически
0 21-------------------------------------------z?
О 1 2 3 4 ТъСр
Рис. 5.26. Зависимость коэффициента расхода воз-
духа из воздушной подушки с ГО, имеющим от-
крытые поперечно-расчлененные навесные элементы,
Kq от относительной высоты висения hBn и средней
относительной высоты висения СВП над впадиной
Л ср при различных углах наклона образующей ог-
раждения к вертикали
« - hBJD:
J — 0,1; 2 — 0,2; 3 — 0,4; 4 — 0,6; 5 — 0,8; 6 — для ГО
в виде сплошной полосы;
б — hCp/Dt
1 — 0,225; 2 — 0,425; 3 — 0,625; 4 — 0,815; 5 — для
ГО в виде сплошной полосы.
333
Таблица 5.5
Схема расчета сипы поддержания и необходимого
расхода воздуха для амфибийного СВП в режиме висения
над водой (смешанная схема ГО)
Внутренний контур имеет два продольных киля с истечением
(сопловая схема). Наружный контур образует общекамер-
ную схему истечения через открытые поперечно-расчленен-
ные навесные элементы.
№ п,'п Формулы Единицы измере- ния
1 ^НВ м
2 ^вп ^нв 4" ^вп м
3 tgy =1/ —- -+ cos фн ° к 1 + l/GWen?
4 То град
5 хи = Ki In К2
6 Ря = 1 — Г1,5,,в
7 &BB м
8 ^ВП ^ВВ 4~ ^вп м
9 к , /в (cos Yo + sin <рв) ЛВ ЛН I
hB - ВП 2?SBn
10 Рв = 1 — е_,,5хв
11 Рвп = (ЗнРнРрн + ЗвРвРрв) кг/м2
12 р—5впРвп т
13 Ри = РрнРн кг/м2
14 V/B = 4 Ррв — ри м/с
15 ^<?В = — (1 — е~Хв) ^В
16 Qb = FbV;bKqb м3/с
17 Kqh = —(1-e-S Ии
18 Qu = м3/с
19 Q = QH + <2в м3/с
334
приближаясь к значениям, соответствующим истечению из-под ГО в виде
сплошной полосы (пунктирная кривая на рис. 5.26).
Для определения коэффициентов давления амфибийного СВП со сме-
шанной схемой создания воздушной подушки, в которой ГО наружного кон-
тура снабжено поперечно-расчлененными открытыми навесными элементами
(с истечением воздуха), а ГО внутреннего контура создает сопловую схему
истечения воздуха [19]:
К1==соз7о + зтфн,. ./нзт<рн +, (544)
sin <Рн .И G
Рис. 5.27. Зависимость силы поддержания и необходимого рас-
хода воздуха от высоты висения над твердым экраном и над
водой для амфибийного СВП с различными схемами образования
воздушной подушки гибким ограждением.
------сила поддержания;------необходимый расход воздуха.
Кривые построены по данным таблиц. /, 10 — табл. 5.5; 2,9 — табл.
5. 4; 3 — 8 — взяты из [19].
В табл. 5.5 представлена схема расчета силы поддержания и необхо-
димого расхода воздуха для амфибийного СВП смешанной схемы создания
воздушной подушки в режиме висения над водой.
На рис. 5.27 представлены результаты расчетов силы поддержания и не-
обходимого расхода воздуха для амфибийного СВП с различными схемами
образования воздушной подушки в режиме висения как над твердым экра-
ном, так и над водой. Из этого рисунка видно различие в значениях силы
поддержания и необходимого расхода воздуха при различных схемах обра-
зования воздушной подушки.
Силу поддержания от воздушной подушки неамфибийного СВП в режиме
частичной разгрузки можно определить по общей формуле (5.17), где коэффи-
циенты давлений р* и р* зависят от типа ГО воздушной подушки в носу и
корме.
ГО, как правило, состоит из рассмотренных выше конструк-
тивных элементов, применяющихся на амфибийных СВП в носовой
335
и кормовой частях. Способы определения коэффициентов давлений для этих
конструктивных типов ГО приведены выше. Расход воздуха через зазор ме-
жду нижней кромкой ГО и уровнем невозмущенной жидкости также можно
определить по приведенной общей формуле (5.22), а коэффициенты расхода
воздуха — по приведенным выше экспериментальным данным в зависимости
от конструктивного типа ГО.
§15. Влияние конструкции гибких ограждений
на ходовые и мореходные качества СВП
15.1. Амфибийные СВП
При исследовании влияния конструкции ГО на характе-
ристики ходкости СВП рассматривают два режима его работы: с контактом
и без контакта с водной поверхностью. В диапазоне скоростей движения
Рис. 5.28. Кривые относительного сопротивления модели
СВП с двумя вариантами ГО.
1 — ГО с полным отрывом от водной поверхности; 2 — ГО безот-
рывной схемы; 3 — воздушное сопротивление обоих вариантов,
равное сумме аэродинамического и импульсного сопротивлений.
на тихой воде, соответствующих числу Фруда (по длине воздушной подушкн)
менее 0,6—0,7, все ГО известных типов контактируют с водной поверхно-
стью. При больших скоростях СВП гибкие ограждения или контактируют
с водой (безотрывный тип) или не контактируют с водой (полноотрывный
тип).
Кривые сопротивления движению СВП, оборудованного ГО различных
типов, существенно отличаются при больших скоростях судна (рис. 5.28).
Приведены кривые относительного сопротивления R/G модели СВП, испытан-
ной с ГО вариантов указанных двух типов (получены В. В. Кличко).
Влияние контакта ГО с водой на остаточное сопротивление при различ-
ных числах Фруда оказывается различным.
При числах Фруда 0,6—I существенную роль играет волновое сопроти-
вление, обусловленное непосредственным взаимодействием ГО с водой в но-
совой и кормовой оконечностях СВП. Прн этом более полные носовые обводы
ГО вызывают больший прирост сопротивления.
При больших скоростях движения, т. е. при числе Фруда больше едн.
ницы, определяющей составляющей сопротивления для СВП с ГО безотрыв.
336
ного типа является сопротивление трения ГО о воду, а остаточное сопроти-
вление может составлять до 50% от полного сопротивления.
Поэтому при проектировании ГО естественно стремление обеспечить от-
рыв ограждения от опорной поверхности, чтобы уменьшить остаточное со-
противление.
Однако ГО, спроектированное с учетом только этих соображений, ока-
зывается оптимальным только для определенного диапазона изменения цен-
тровки и дифферента при движении судна на тихой воде и совсем не опти-
мальным вне этого диапазона их значений, где еще возможно движение с от-
рывом от водной поверхности.
Поэтому при отработке ГО добиваются, с одной стороны, возможно боль-
Рр/ Рвп
Рнс. 5.29. Влияние внутреннего
давления в гибком ресивере ГО
на сопротивление движению СВП
на волнении.
1 — возможен чрезмерный дифферент
иа корму вследствие удара о воду;
2 — ГО типа гибкое сопло; 3 — ГО
с элементами открытого типа 30%-ной
высоты; 4 — увеличение дифферента
иа корму с целью предотвращения за-
рывания на подошве волны.
шего интервала центровок, в котором отсутствует контакт его нижних кромок
с водной поверхностью на тихой воде, а с другой стороны — снижения при-
роста остаточного сопротивления вне этого интервала в результате более
благоприятного обтекания соприкасаю-
щихся с водой участков ГО и измене-
ния характера его деформации.
Остаточное сопротивление СВП на
тихой воде увеличивается по мере
уменьшения высоты зазора в свету
между нижней кромкой ГО и водной
поверхностью.
При относительной высоте зазора
в свету /г/£вп менее 0,0075—0,008 оста-
точное сопротивление СВП резко воз-
растает.
ГО с поперечно-расчлененными эле-
ментами открытого типа превосходят
другие типы ограждений по минималь-
ной высоте зазора в свету, при которой
остаточное сопротивление резко не воз-
растает; кроме того, возрастание оста-
точного сопротивления за пределами
h/LBn=0,0075 происходит более плавно.
Известно, что английские СВП SRN5
н SRN6 с ГО, имеющим поперечно-
расчлененные элементы, эксплуатируют
в основном при Л/Лвп < 0,0075, что
обусловлено стремлением уменьшить
мощность энергетической установки,
затрачиваемую на подъем [19].
При движении на волнении большое влияние на приращение сопроти-
вления оказывает внутреннее давление в гибком ресивере (рис. 5.29).
Прн очень высоком давлении в гибком ресивере сила удара о воду будет
недостаточно амортизироваться вследствие деформации ГО, что может выз-
вать увеличение дифферента СВП. В свою очередь это приведет к увеличению
сопротивления. В то же время чрезмерной окажется килевая и вертикальная
качка СВП на больших волнах.
С другой стороны, при приближении давления в гибком ресивере к да-
влению в воздушной подушке ГО будет становиться чрезмерно податливым,
что приведет к возрастанию остаточного сопротивления. Слишком податливое
ГО, высота которого выбрана исходя нз условий обеспечения остойчивости,
не сможет предотвратить удары о воду жесткого корпуса СВП и вызовет
большие вертикальные ускорения (до 6g). По рис. 5.32 видно превосходство
ГО с элементами открытого типа по сравнению с ГО типа гибкое сопло. Од-
нако, чтобы можно было обеспечить минимальное приращение сопротивления
СВП на волнении и предотвратить зарывание носом, гибкий ресивер должен
работать прн оптимальном внутреннем давлении.
337
Ъ-волны/Тъго
Рис. 5.30. Потеря скорости на волнении
у амфибийных СВП с двухъярусным ГО.
Данные модельных испытаний:
А — SRN4; □ - SRN5; X — SRN6.
^волиы—высота преимущественных волн, соот-
ветствующих волнам 14%-иой обеспеченности,
равной 0,6 высоты наибольших волн.
На рис. 5.30 приведены данные, полученные по результатам испытаний
ряда моделей однотипных СВП с различной высотой элементов нижнего яруса
ГО и отношением тяги к весу СВП от 0,06 до 0,12. Данные откорректированы
с учетом осредненных характеристик нерегулярного волнения и движения
СВП различными курсовыми углами к волне. Каждая экспериментальная
точка соответствует оптимальным условиям центровки СВП.
При таком представлении влияния волнения на ходовые качества СВП
не учтен ряд факторов, однако близость экспериментальных точек к прямой
линии доказывает справедливость гипотезы о том, что потеря скорости на вол-
нении для амфибийных СВП, оборудованных двухъярусными ГО, пропор-
циональна отношению высоты
волны к высотеJ'O. Подтверж-
дается также справедливость
вывода о том, что' давление в
гибком ресивре следует под-
держивать достаточно низким.
Однако необходимо пом-
нить, что при очень низком
давлении в гибком ресивере не
обеспечивается устойчивость
формы ГО и ухудшаются ха-
рактеристики остойчивости
н управляемости.
Если высота гибкого ре-
сивера будет мала по сравне-
нию с высотой навесных эле-
ментов, то способность СВП
к амортизации ударов и пред-
отвращению зарывания будет
ухудшаться, при противопо-
ложной тенденции — сопро-
тивление движению СВП' на
волнении становится чрезмерно
высоким. Оптимальные соотно-
шения высоты Гибкого реси-
вера и навесных элементов
и влияние формы элементов
в значительной мере зависят
от общей конструкции СВП,
отношения длины судна к ши-
рине, точки приложения тяги
и положения ЦТ по высоте, а также конфигурации СВП в плане.
Сравнивать мореходность СВП с разными ГО можно по зависимости
достижимой скорости судна от максимальной высоты волны.
Обычно ограничивающим фактором при движении СВП на волнении
является располагаемый упор. При большом упоре СВП может преодо-
левать и более крупные волны, но в этом случае могут возникнуть чрезмер-
ные вертикальные ускорения, недопустимые не только для пассажирских
СВП, но и для военных КВП, в связи с чем скорость придется снизить.
Такой способ сравнительной оценки мореходных качеств СВП с различ-
ной конструкцией ГО показан на рис. 5.31. Максимальная высота волны,
которую может преодолеть СВП, зависит от высоты ГО. В свою очередь вы-
сота ГО, определяемая условиями обеспечения остойчивости, зависит от
ширины воздушной подушки, пропорциональна ей. Поэтому для оценки море-
ходности используют отношение высоты волны к ширине воздушной
подушки, которое рассматривается в функции от отношения средней ско-
рости судна на волне к скорости на тихой воде. По этому рисунку видно,
что мореходность СВП от SRN1 до СВП SRN6 непрерывно воз-
растала в результате увеличения высоты ГО и совершенствования его
конструкции.
338
При движении СВП на волнении важное значение имеет влияние ветра
на скорость судна в зависимости от курса СВП. Это влияние показано на
рис. 5.32.
Скорость СВП относительно воды при его движении против ветра, есте-
ственно, меньше, чем при движении по ветру, однако скорость судна по ветру
не всегда может быть реализована из-за опасности сильных ударов СВП об
отдельные волны.
Необходимо учитывать, что однозначной зависимости между скоростью
СВП относительно воды и скоростью ветра при заданном курсе не существует,
так как одному значению скорости
ветра могут соответствовать разные ус-
ловия волнения. На рис. 5.32 для опре-
деленности показаны отдельные осред-
ненные кривые, полученные на основа-
нии опыта эксплуатации SRN6.
Рис. 5.31. Отношение преодоле-
ваемой высоты волны к ширине
воздушной подушки в зависимо-
сти от отношения средней дости-
жимой скорости на волнении к
скорости на тихой воде.
I — SRN6 (высота ГО — 1,2 м); 2 —
SRN5 (1,2 м); 3 — SRN2 (Мк.2) (1,2 м);
4 — SRN2 (0,6 м); 5 — SRN3 (1,2 м);
6 — SRN1 (0,3 м).
рактеристики СВП SRN6 при дви-
жении против ветра и по ветру
в проливе Солент. Используется
максимальная длительная или взлет-
ная мощность.
1 — ГО с поперечио-расчлененными эле-
ментами открытого типа; 2 — ГО типа
гибкое сопло;
------по ветру; —------против ветра.
15.2. Скеговые СВП
Гибкое ограждение скеговых СВП состоит из трех основ-
ных частей: носовой, кормовой, секционирующей. Носовое ГО должно выпол-
нять следующие функции:
ограничивать истечение воздуха и поддерживать избыточное статическое
давление воздуха в носовой части воздушной подушки;
обеспечивать беспрепятственное прохождение волн под днищем судна;
способствовать перетеканию невозмущенного набегающего потока воды
в подкупольное пространство.
Первое требование выполняется при любой форме ГО. Для выполнения
второго требования необходимо, чтобы носовое ограждение обладало доста-
точной гибкостью.
Наконец, чтобы невозмущенный набегающий поток воды перетекал во
впадину под днищем, носовое ГО должно иметь специальную форму, обеспе-
чивающую наименьшее гидродинамическое сопротивление.
339
тов не гарантирует предотвращения
Рис. 5.33. Носовое гибкое огражде-
ние СВПС типа воздушная пружина.
Стрелкой показано направление дви-
жения.
При движении СВП с ГО, характеризующимися плоской формой попереч-
ного сечения, из-за скашивания набегающего потока вдоль наружной поверх-
ности ГО происходит перераспределение гидродинамических сил. В резуль-
тате этого перераспределения происходит замена ударных нагрузок силой
трения воды о материал ГО.
Эта сила трения минимальна при наибольшем отклонении ГО в корму
под действием набегающего потока, что невыгодно, так как при увеличении
отклонения уменьшается площадь воздушной подушки. На волнении такое
ГО теряет устойчивость и подламывается.
Для увеличения жесткости ГО и предотвращения подлома стали при-
менять вертикальное секционирование с установкой вертикальных сегмент-
ных элементов. Однако опыты показали, что применение сегментных элемен-
подлома и не обеспечивает снижения
сопротивления до минимума.
Результаты испытаний опыт-
ного СВП XR-3 в США позволило
установить, какую роль в создании
сопротивления движению судна
играет носовое ГО сегментного типа.
При скорости судна на «горбе» соп-
ротивление носоиого ГО составляет
— 20% от полного и —31% от
сопротивления всего ГО. На пол-
ном ходу сопротивление носового
ГО составляет —12% от полного со-
противления и 44% от сопротивле-
ния всего ГО.
Поиск более совершенных кон-
струкций носовых ГО привел к соз-
данию ГО типа воздушная пружина
(рис. 5.33), представляющего собой
многоярусный гибкий баллон, раз-
деленный горизонтальными диафраг-
мами. Это ГО в виде двухъярусной
конструкции также испытывалось на
катере XR-3. Известно, что в других
конструкциях ГО применено до шести ярусов.
Наружное полотнище ГО выполнено из прорезиненной ткани. Внутри
наружного полотнища и диафрагмы от передней линии крепления ГО к днищу
до задней кромки полотнищ проходят стальные ребра жесткости. Ребра
жесткости в ненагруженном состоянии обеспечивают форму наружной
поверхности ГО. Жесткость ГО может изменяться путем изменения дав-
ления воздуха в ярусах по отношению к давлению в воздушной подушке
от 3—5% до 40—50%.
При движении СВП задняя кромка ГО создает только сопротивление
трения, подъемная сила иа ГО компенсируется его податливостью, не пере-
дается на корпус. При скорости судна, соответствующей «горбу», сопроти-
вление носового ГО этого типа составляет —19% от полного и —24% от со-
противления всего ГО. На полном ходу сопротивление носового ГО состав-
ляет — 2% от полного сопротивления и —11% от всего сопротивления ГО
воздушной подушки.
Результаты испытаний носового ГО на катере XR-3 подтвердили широкие
возможности совершенствования ГО для скеговых СВП. В частности, на-
мечается придать определенную кривизну наружной поверхности носового
ГО, что обеспечит более плавное обтекание его волнами.
Секционирующее ГО на скеговых СВП представляет собой поперечные
перемычки для разделения воздушной подушки на секции. Эти секции поз-
воляют регулировать параметры воздушной подушки раздельно в носовой
и в кормовой частях, а также повышают продольную устойчивость СВП.
Прн подаче воздуха в кормовую часть воздушной подушки, как, например,
340
на малых скеговых СВП, такая перемычка уменьшает осадку судна, его диф-
ферент на корму.
Наиболее эффективно секционирующее ГО, расположенное на рассто-
янии 0,6£вп от транца. На больших скеговых СВП, предназначенных для5
плавания на морском волнении, целесообразнее располагать поперечное сек-
ционирующее ГО ближе к носовой оконечности, в районе первой трети длины
воздушной подушки, что позволит умерить килевую качку и обеспечить про-
дольную устойчивость движения.
Секционирующее ГО увеличивает сопротивление движению скегового-
СВП на волнении, на переходных режимах, поэтому его устанавливают в том
случае, если не удается обеспечить продольную устойчивость движения дру-
гими мерами. При необходимости установки секционирующего ГО стремятся1
уменьшить его отрицательное влияние на сопротивление, в частности выпол-
няют его подъемным.
Сопротивление кормового ГО составляет большую часть общего сопро-
тивления ГО, несмотря на то что кормовое ограждение, как правило, выпол
няют глиссирующим.
Глава VI ОСНОВНЫЕ ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ УСТАНОВКИ СВП
§ 16. Особенности энергетических установок СВП
16..1. Общие сведения
Одно из основных преимуществ СВП по сравнению с водо-
измещающими судами — возможность движения с высокой скоростью при
меньшей необходимой мощности, как известно, проявляется только при срав-
нительно высоких скоростях (по крайней мере, не менее 35—40 уз.) Это
объясняется тем, что на образование воздушной подушки расходуется значи-
тельная часть мощности энергетической установки.
Большие скорости СВП обусловливают их высокую энерговооружен-
ность, которая на современных амфибийных зарубежных СВП достигает
60—150 л. с./т, а на скеговых — 35—50 л. с./т по сравнению с 10—20 л. с./т
на водоизмещающих судах. При этом энерговооруженность, расходуемая на
поддержание амфибийных СВП, составляет 20—40 л. с./т, скеговых — 10—
15 л. с./т. Поэтому основная отличительная особенность энергетической уста-
новки (ЭУ) СВП от энергетических установок других судов — наличие
подъемной системы, главным элементом которой являются нагнетатели —
агрегаты, обеспечивающие непрерывную подачу воздуха в ВП.
Энергетическая установка СВП состоит из следующих составных ча-
стей: главных двигателей; передач мощности; движителей, главных движи-
тельно-рулевых устройств; подъемной системы; систем и устройств, обслу-
живающих энергетическую установку.
Тип энергетической установки СВП определяется типом главных Двига-
телей. В соответствии с этим рассматривают энергетические установки на
органическом топливе и атомные энергетические установки.
Наиболее широкое применение нашли три типа ЭУ на органическом
топливе: с карбюраторными двигателями, дизельные и газотурбинные.
Энергетические установки на органическом топливе с карбюраторными
двигателями в связи с их незначительной агрегатной мощностью — до
300 л. с. используют в основном на малых спортивных, прогулочных и экспе-
риментальных СВП.
341
Если агрегатная мощность энергетической установки СВП должна пре-
вышать 300 л. с., то при проектировании выбор ограничивается дизельными
и газотурбинными энергетическими установками.
На амфибийных СВП массой более 2,5 т за рубежом применяют только
газотурбинные ЭУ.
Хотя дизели по расходу топлива и обладают преимуществом перед газо-
турбинными двигателями, ио оии существенно уступают ГТД по удельному
весу (0,2—0,5 кг/л. с. у ГТД, 3 кг/л. с. у дизелей). Поэтому, если при выборе
типа энергетической установки учитывать суммарный вес установки с
необходимым запасом топлива иа
заданный запас хода, определяемый
длительностью непрерывного хода
на полной скорости в часах до
израсходования всего топлива, то
преимущество оказывается иа сто-
роне газотурбинных ЭУ, так как
Рис. 6.2. Пределы применимости
двигателей различного типа для ске-
говых СВП [13].
I — бензиновые двигатели; 11 — легкие
быстроходные дизели; 111 — ГТУ (ука-
зана мощность на один борт).
запас хода современных амфибий-
ных СВП ие превышает 4—6 ч
(рис. 6.1).
менее 1000 л. с. расход топлива соста-
ГТД мощностью более 10 000 л. с.—
ожидается сближение показателей рас-
Рис. 6.1. Изменение суммарного
удельного веса двигателя и топ-
лива для различных типов двига-
телей в зависимости от запаса
хода t СВП.
1 —дизели малой мощности (50 — 150
л. с.); 2 — дизели средней мощности
(500—2200 л. с.) 3 — газотурбинные
двигатели (1000—20 000 л. с.).
У современных ГТД мощностью
вляет 0,30—0,35 кг/(л. с.-ч), а у
~0,25 кг/(л. с.-ч), но в перспективе
хода топлива дизелей и ГТД.
предели применимости двигателей различного типа для скеговых СВП,
рассматриваемые зарубежными специалистами, показаны иа рис. 6.2. При
выборе типа ЭУ для проектируемого СВП руководствуются в основном обес-
печением экономической эффективности при учете положительных и отрица-
тельных качеств рассматриваемых двигателей.
Использование атомных энергетических установок (АЭУ) иа СВП на-
ходится в стадии исследования и связывается с перспективами развития ЭУ
342
г
СВП (хотя возможность применения АЭУ на СВП, например, в США изу*
чается с середины 60-х годов).
Рассмотрение схем АЭУ с использованием газовой турбины показало, что»
удельный вес одноконтурной атомной ГТУ с реактором, предназначенным
для использования в судовой АЭУ, будет составлять ~15 кг/л. с., что ие
позволяет иа современном уровне создания СВП Достичь преимущества СВП
с АЭУ перед СВП с ЭУ иа органическом топливе. Американские специалисты
считают, что легкие атомные реакторы для СВП следует разрабатывать
на основе авиационных АЭУ, которые должны быть примерно в 10 раз-
легче применяемых в настоящее время судовых. Применение таких АЭУ
позволило бы увеличить скорость СВП до 100 уз и выше, при массе полезной
нагрузки 20—50% от полной массы СВП и практически иеограиичеииой даль-
! ности плавания.
16.2. Конструктивные схемы энергетических установок
По конструктивному исполнению ЭУ СВП разделяют иа
установки с совмещенным приводом нагнетателей подъемной системы и дви-
жителей и с раздельным приводом нагнетателей и движителей. Большинство
построенных СВП имеют ЭУ с совмещенным приводом нагнетателей и движи-
телей от одного или двух двигателей. Совмещенный привод создает возмож-
ность перераспределения располагаемой мощности между движителями и
нагнетателями благодаря использованию в качестве движителей винтов из-
меняемого шага, а также применению двигателей с постоянной мощностью
в широком диапазоне чисел оборотов.
Совмещенный привод позволяет рационально использовать мощность
двигателей в зависимости от условий эксплуатации, ие прибегая к увеличе-
нию числа главных двигателей, повысить их агрегатную мощность и эконо-
мичность.
На рис. 6.3 представлены основные компоновочные схемы ЭУ с совмещен-
ным приводом нагнетателей и движителей, принятые иа СВП. Энергетические
установки с совмещенным приводом вместе с тем обладают таким серьезным
недостатком, как большая сложность изготовления и обслуживания, большой
объем и масса трансмиссий, редукторов и других элементов механических
передач.
С целью повышения надежности, упрощения и облегчения ЭУ иа СВП
применяют ЭУ с раздельным приводом нагнетателей и движителей. На
рис. 6.4 представлены основные компоновочные схемы ЭУ с раздельным при-
водом, примененные на построенных СВП.
На большинстве СВП энергетическая установка размещена в кормовых
отсеках по обоим бортам или в диаметральной плоскости. Машинные отделе-
ния обычно иа ходу ие обслуживаются личным составом, для уменьшения
шума снабжаются звукоизоляцией. Управление ЭУ и обслуживающими ее
системами и контроль обычно осуществляют из ходовой рубки при помощи
систем дистаициоииого или автоматизироваииого управления.
Проблема обеспечения пожаробезопасности ЭУ иа СВП стоит особенно
остро в связи с применением в качестве материала корпуса иеогиестойких
алюминиевых сплавов.
Основными мерами борьбы с загоранием ЭУ иа СВП, кроме систем по-
жаротушения, являются оборудование двигателей датчиками, подающими
сигналы о недопустимом повышении температуры при возникновении пожара,
и применение огнезащитных материалов в помещениях машинных отделений.
Например, на СВП ВН-7 машинное отделение и смежные отсеки газотурбо-
геиераторов обшиты стальными огнезащитными листами. Двигатели в ма-
шинных отделениях располагают так, чтобы к ним был обеспечен удобный
доступ со всех сторон, как и к другому пожароопасному оборудованию. На.
некоторых СВП двигатели для воздушных винтов выносят за пределы корпуса
и устанавливают иа палубе в обтекателях и иа пилонах.
Электроэнергетическая система СВП состоит из газотурбогеиераторов,.
выпрямителей, аккумуляторных батарей. Так, иа CBnSRN4 оиа состоит из-
34»
двух газотурбогенераторов переменного тока напряжением 200 В, частотой
400 Гц, мощностью по 55 кВт с приводом от ГТД Rover 1/90. Запуск этих
ГТД осуществляется электростартерами, которые получают электроэнергию
от аккумуляторных батарей напряжением 28 В.
Аналогичная электроэнергетическая система применена также на СВП
ВН-7. Газотурбогенераторы на СВП SRN4 расположены в главном машинном
a) SRN5, SK-5
SM6, SK-6
Рис. 6.3. Основные компоновоч-
ные схемы ЭУ с совмещенным
приводом нагнетателей и движи-
телей СВП.
/ — ГТД; 2 — нагнетатель; 3 — воз-
душный винт; 4 — зубчатая передача;
5 — движитель-иагнетатель.
Рис. 6.4. Основные компоновочные
схемы ЭУ с раздельным приводом
нагнетателей и движителей СВП.
Обозначения те же, что и на рис. 6.3.
6 — гребной винт в иасадке.
отделении, на СВП ВН-7 — в двух отсеках, расположенных по обе стороны
машинного отделения, и работают независимо друг от друга. В случае ава-
рии каждый генератор может обеспечить оба канала.
На СВП VT-1, например, ЭЭС состоит из двух дизель-генераторов мощ-
ностью по 12,5 кВт переменного тока напряжением 240 В, частотой 50 Гц,
двух преобразователей для питания цепи постоянного тока напряжением
24 В, статического преобразователя для питания цепи переменного тока ча-
стотой 400 Гц, напряжением 115 В и аккумуляторной батареи.
Насосы гидравлических систем обычно приводятся от главной трансмис-
сии через вспомогательные передачи.
344
16.3. Главные двигатели СВП
Совершенствование СВП в значительной степени опре-
деляется уровнем и перспективами развития двигателей для них.
Дизельные двигатели. На СВП находят применение преимущественно
высокооборотные дизельные двигатели. Положительными качествами этих
двигателей, по сравнению с ГТД, считают надежность, низкий удельный рас-
ход топлива в широком диапазоне изменения мощности, небольшой расход,
воздуха, меньшую стоимость изготовлевия и эксплуатации.
К недостаткам относят сравнительно высокий удельный вес и объем и
малую агрегатную мощность. Эти недостатки имеют решающее значение
при выборе типа ЭУ для амфибийных СВП и ограничивают их применение
на скеговых СВП.
Газотурбинные двигатели. Высокую энерговооруженность СВП в соче-
тании с жесткими требованиями к весогабаритиым показателям ЭУ наиболее
полно позволяет обеспечить применение на СВП (особенно на амфибийных)
легких газотурбинных двигателей (ГТД).
Существует два основных типа ГТД: одновальиые, у которых компрессор-
и силовая турбина находятся на одном валу, и ГТД со свободной силовой
турбиной, имеющей не жесткую механическую, а лишь газовую связь с ком-
прессором. Для работы в составе ЭУ с совмещенным приводом движителей
и нагнетателей, у которых частота вращения движителя и нагнетателя за-
висит от изменения шага винта при постоянной мощности, ГТД со свободной
силовой турбиной имеет существенное преимущество перед одновалъными:
относительно пологую мощностную характеристику в широком диапазоне
частот вращения выходного вала и возможность пуска при большой инерции
потребителей без предварительной их раскрутки.
Создание легких ГТД, приспособленных для работы в морских условиях
иа СВП, явилось трудной задачей, при решении которой был выбран путь-
конвертирования авиационных двигателей.
Условия эксплуатации ГТД на СВП более тяжелые, чем на самолетах,
из-за более частых изменений мощности от холостого хода до номинального-
режима, более высоких нагрузок и напряжений (из-за большей плотности
воздуха непосредственно над водой и особенно из-за воздействия морской
соленой воды, а над сушей — пыли и песка).
Невозможность использования иа СВП серийных авиационных ГТД
обусловлена в первую очередь недостаточной коррозионной стойкостью кон-
струкционных материалов. Приспособление авиационных ГТД к эксплуата-
ции в морских условиях связано с исследовательскими, опытно-конструктор-
скими и экспериментальными работами. Сроки конвертирования авиацион-
ных ГТД в каждом конкретном случае были различными и составляли не
менее 2—3 лет. Но этот путь создания судовых ГТД оказался тем не менее
наиболее рентабельным.
В процессе конвертирования авиационных турбовинтовых ГТД для ис-
пользования их в качестве судовых двигателей вносят ряд изменений в их
конструкцию: заменяют систему регулирования, повышают стойкость про-
тив коррозии направляющих и рабочих лопаток компрессора (детали из маг-
ниевых сплавов заменяют деталями из алюминиевых сплавов, на лопатки,
вал турбины и поверхности сопел наносят антикоррозионные покрытия и-
т. д.).
В капиталистических странах, прежде всего в США и Англии, в резуль-
тате конвертирования авиационных ГТД был создан ряд газотурбинных дви-
гателей в морском исполнении мощностью от 270 до 30 000 л. с., из которых
в настоящее время на СВП используются ГТД мощностью от 800 До 4250 л. с.
Удельный вес зарубежных двигателей составляет 0,15—0,3 кг/л. с., а удель-
ный расход воздуха 3—5 кг/(л. с.-ч).
Конвертирование ГТД направлено в целом иа повышение срока службы-
Двигателей, увеличение их ресурса. Увеличение ресурса ГТД на СВП дости-
гается не только приспособлением их конструкции к морским условиям,
345
но и совершеиствоваиием устройств для очистки воздуха,, потребляемого дви-
гателями, регулярной промывкой двигателей.
По мере накопления опыта эксплуатации СВП, конструктивных улучше-
ний двигателей и устройств ресурс ГТД существенно возрастает. Так, в 1965 г.
до переборки ресурс ГТД «Гном» составлял 500 ч, в 1967 г. — 1250 ч. На
СВП SRN4 ресурс ГТД «Протей» до переборки составляет ~ 2000 ч. Ресурс
отдельных ГТД при эксплуатации в морских условиях составляет 3000—
5000 я при тенденции к его возрастанию до 8000 я.
16.4. Передачи мощности
Из известных типов передачи мощности: механической,
гидравлической, электрической — на СВП применяют почти исключительно
механическую передачу. . .
Частота вращения силовых турбин ГТД находится в диапазоне 10 000—
30 000 об/мин, а частота вращения движителей и нагнетателей — иа порядок
меньше. Для снижения частоты вращения силовых турбин применяют или
встроенные в двигатель планетарные редукторы или отдельные планетарные
или цилиндрические редукторы. Для передачи мощности от двигателей к дви-
жителям и нагнетателям, находящимся иа различных уровнях по высоте и
ширине, применяют трансмиссии с коническими зубчатыми передачами.
Конструктивные схемы передач мощности, количество и тип редукторов
определяются типами двигателей, движителей и нагнетателей, их взаимным
расположением, соотношением частот вращения.
Типичная механическая передача при совмещенном приводе движителей
и нагнетателей применена иа СВП SRN4. Мощность от ГТД «Мэрии Протей»
через встроенный в двигатель двухступенчатый планетарный редуктор, сни-
жающий частоту вращения, передается иа угловой конический редуктор, где
распределяется на два выходных вала. Верхний вал передает мощность
еще через один угловой редуктор на горизонтальный вал винта с частотой
вращения 700 об/мин, а нижний — через планетарный редуктор на верти-
кальный вал нагнетателя с частотой вращения 600 об/мин. Валы изготовляют
из высокопрочного алюминиевого сплава или из стали и соединяют гибкими
ыуфтами, допускающими некоторый излом осей и отклонение конструкций
корпуса судна при его общем изгибе.
Необходимость расположения передачи в шахте нагнетателя и в обтека-
теле ступицы винта накладывает жесткие ограничения иа размеры корпуса
редуктора. Эти ограничения в сочетании с высокими эксплуатационными тре-
-боваииями обусловливают высокие требоваийя к качеству зубчатых колес.
Зубчатые колеса изготовляют из закаленной стали с пределом текучести
—130 кг/мм2, после термообработки зубья тщательно шлифуют.
Большая жесткость для предотвращения неправильного распределения
•нагрузки иа зубья достигается установкой зубчатых колес с хорошим распо-
ром, а также выносом опор концов вала иа корпус редуктора. Для восприя-
тия концевого упора применяют, в зависимости от частоты вращения и на-
грузки, конусные роликовые подшипники или угловой шаровой подпятник.
Очень интересно использование иа СВП газовой передачи мощности,
•например предложенной фирмой «Роллс-Ройс», с целью исключения угловых
конических передач. В этой схеме турбореактивный ГТД используют в каче-
стве газогенератора. Силовые турбины установлены непосредственно иа осях
шагнетателя и воздушного винта. Из газогенератора поток по газопроводу,
-расположенному в пилоне, направляется в силовую турбину нагнетателя,
а затем в силовую турбину воздушного винта, после чего выбрасывается в ат-
мосферу и создает реактивную тягу.
Распределение мощности между нагнетателем и двигателем предусмат-
ривается осуществлять регулируемыми соплами, установленными иа входе
в силовые турбины. По мнению исследователей-авторов, такая схема может
•быть использована для передачи больших мощностей, однако практическое
применение этой схемы иа СВП пока не известно. Наиболее вероятно в бли-
жайшее время применение механических передач большой мощности.
346
16.5. Расчет полной мощности двигателей,
необходимой для эксплуатации СВП
Полная необходимая мощность главных двигателей скла-
дывается из нескольких составляющих:
Л^п = Л^вп Л^дВ 4-Л^вс- (6.1)*
Первая составляющая — это мощность, необходимая для эксплуатации
подъемной системы СВП -VBn
Л^вп= Nn0 + ДМвп- (6.2).
Мощность иа подъем судна в режиме висения Мп0 рассчитывают по табл. 6.1.
В этой таблице величина SAQ представляет собой сумму расхода воздуха,
требующегося дополнительно к расходу, определяемому для режима висения
СВП. Эту сумму можно представить в следующем виде:
S AQ = AQM -f" ДСдв + AQbc> (6.3).
где AQM — дополнительный расход воздуха, необходимый для обеспечения
заданной мореходности; Л<2ДВ — расход воздуха, потребляемый главными
Таблица 6.1
Схема расчета мощности, необходимой на подъем СВП
Условный
номер фор-
мулы (поря-
док расчета)
Формула
Характеристика
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Р
= пРп
60
= Р
ри2
Q
SAQ
Q„ = Q4-SAQ
„ nD2
F =-----
4
Qn=-^
Fu
"Ист = f (Qn> P)
(находят по графикам
вентилятора)
'Пет
для
Давление за нагнетателем с
учетом всех потерь
Окружная скорость
Коэффициент давления
Расход воздуха на тихой
воде
Сумма дополнительного рас-
хода, в том числе для обеспе-
чения заданной мореходности
347
.двигателями при заборе воздуха из воздушной подушки; AQBC — расход
воздуха на другие вспомогательные нужды, например на охлаждение каких-
либо агрегатов и т. п.
Величина ЛЛ^ВП представляет собой надбавку к мощности на подъем,
обусловленную учетом работы вентилятора на всасывание из проходящего
потока. Для осевых вентиляторов эта надбавка отрицательна, т. е. учет ско-
рости движения СВП позволяет уменьшить потребляемую вентиляторной
установкой мощность.
Вторая составляющая — мощность на движение Л'дв. Мощность, необ-
ходимую для движения СВП, определяют по формуле (л. с.)
Рис. 6.5. Зависимость мощности
Ne!Neo ГТД, начальной температуры
цикла ^Лзо и удельного расхода
топлива bjb , отнесенных к coot-
s' е0’
ветствующим параметрам при 15° С,
.от температуры поступающего в дви-
гатель воздуха.
------по средним данным испытаний боль-
шого числа двигателей, работающих без
Мдв=-^-. (6.4)
75\в
Третья составляющая — мощ-
ность, затрачиваемая на вспомога-
тельные нужды и потери:
Мвс = Л^тр + Л^Пр-|- Моб +
+ Л^вод + Мат + Л^ос, (6.5)
где Л'тр— потери мощности в транс-
миссии (валы, редукторы, перемычки
н т. п.); Nnp — мощность, отбирае-
мая на трансмиссии на вспомога-
тельные нужды (для вращения при-
водов различных механизмов, на-
пример, навешенных генераторов
и т. п.); [Моб — мощность, отбирае-
мая от самого двигателя на вспомо-
гательные нужды, например на обо-
грев помещений или водоотделитель-
ных устройств; МВОд — потери мощ-
ности, связанные с просасыванием
воздуха для главных двигателей че-
рез систему водоотделительных уст-
ройств; Л'ат — потери мощности на
изменение атмосферных условий по
сравнению с заданными атмосфер-
ными условиями.
Изменение температуры воздуха,
поступающего в газотурбинный дви-
гатель, оказывает значительное
.ограничения мощности; — • —тяговая
мощность ГТД «Эвон» фирмы «Роллс-ройс»;
-------эффективная мощность ТВД АИ-20.
влияние на параметры двигателя
(рис. 6.5): значительно снижается
мощность, повышается температура
цикла и удельный расход топлива прн повышении температуры окружающей
среды, эти характеристики изменяются в противоположную сторону при
понижении температуры.
В летних условиях эксплуатации, особенно при движении над сушей,
температура наружного воздуха, даже при умеренном климате, может на-
много превышать стандартную расчетную температуру +15° С и составлять
например, 25—30° С, при которой, как следует из рис. 6, мощность падает
приблизительно на 10%. Это падение мощности необходимо учитывать при
расчете необходимой мощности энергетической установки.
Наконец, Л'ос представляет собой потери мощности, учитываемые при
конкретном проектировании, зависящие от особенностей проектируемого
•СВП, района использования, особенностей самого газотурбинного двигателя.
Например, к ним можно отнести потерю мощности от засоления, разрешаемую
до промывки двигателя. . . _
.348
Полученная таким образом мощность энергетической установки N
должна быть длительной по моторесурсу мощностью, обеспечивающей до 90%
полного ресурса и составлять ~80% от полной мощности КПолн- По КПолн
выбирают или рассчитывают главные двигатели
К — 0,8М поли»
Остальные мощности. Для с телям моя приблизительно 10% ресурса должны отводиться работе на полной :равнительной оценки различных СВП по экономическим показа- кет служить так называемый коэффициент эффективности к = G (Р + Рист) = 6(р+рнст) (6 6) Э 75(Квп + Кдв) ’ ОР_ + _К^ ’ Пв %
где Whct= j I / — G/Звп —средняя скорость истечения воздуха из воздушной
подушки; циент эф<3 И р G — вес СВП, воспринимаемый воздушной подушкой. Коэффи- [>ективиости можно представить так: Кэ = j - j , (6-7) Кэ. П. с Кэ. д. с
где Кэ. п. с — коэффициент эффективности подъемной системы, равный W 4~ Рист) /С о. Кэ.п. с— > (6-8) 75КВп
а Кэ. д. с — коэффициент эффективности движительной системы, равный
Кэ.д.с.= С(°ист + г,)-. (6.9)
75N дв
В режиме висения судна
----!_ = 0 и Кэ = Кэ. П. с. = GtlHCT • (6.10)
Кэ. д. с. 7бКвп
При движении судна на плаву
—------= 0, (6.11)
КЭ. П. с.
Кэ=Кэ.д.с.= (6.12)
75N дв
349
§17 . Проектирование
специальных систем и устройств,
обслуживающих энергетическую установку
СВП с ГТД
17.1. Система воздухоподвода к двигателям
Для подвода воздуха и предотвращения попадания в про-
точную часть двигателей брызг морской воды и твердых частиц иа СВП преду-
смотрена система воздухоподвода к двигателям. Особенно развитой система
воздухоподвода оказывается при применении ГТД, так как для работы ГТД
необходим подвод большого количества воздуха высокой чистоты. Особые за-
труднения вызывает очистка воздуха при применении газотурбинных двига-
телей иа пилонах.
Система воздухоподвода к ГТД предназначена:
для подвода воздуха к ГТД с минимальным сопротивлением и мини-
мальными потерями полного давления потока;
для защиты двигателей: от попадания в иих аэрозолей или солей, содер-
жащихся в морской воде, песка и пыли; от забрасывания в иих выпускных
газов; от обледенения.
Система воздухоподвода к ГТД состоит из следующих основных устрой-
ств: воздухоприемных (ВПУ), входных защитных (ВЗУ) и устройств для
защиты ВПУ и ВЗУ от обледенения [12].
17.1.1. Конструктивные схемы воздухоприемиых устройств. На рис. 6.6-
представлена классификация воздухоприемных устройств, которые приме-
няются или могут применяться на СВП. В соответствии с общей компоновкой
энергетической установки СВП ВПУ можно разделить на две группы: ВПУ
для ГТД, располагаемых в машинном отделении, и ВПУ для ГТД, распо-
лагаемых вне машинного отделения.
ВПУ для ГТД, расположенных в МО, подразделяют иа ВПУ с забором
воздуха из МО и шахтные ВПУ.
ВПУ для ГТД, расположенных вне МО, например на верхней палубе
или иа пилонах, подразделяют на устройства с лобовым, с боковым, с кольце-
вым, с диагональным воздухозаборником и с забором воздуха из воздушной
подушки.
Наиболее широкое применение для ГТД, расположенных в МО, иашли
ВПУ с забором воздуха непосредственно из МО. Воздух в МО при этом мо-
жет подаваться как из атмосферы, так и из воздушной подушки.
При подаче воздуха из атмосферы возможны варианты ВПУ с подачей
воздуха через бортовую переборку МО (как, например, иа СВП SRN4), через
транцевую переборку МО (как, например, на СВП ВН-7) или через надпалуб-
ный воздухозаборник, состоящий из входного патрубка, обращенного в нос
или в корму, и подводящего канала.
Возможны два варианта подачи воздуха из воздушной подушки: непо-
средственная подача воздуха из воздушной подушки, когда воздух поступает
в МО'снизу, из-под палубы (как, например, на СВП ВН-7) или отбор воздуха
из пространства за нагнетателем.
Для ВПУ с забором воздуха из машинного отделения само МО выпол-
няет функцию успокоительной камеры. В МО создается разрежение относи-
тельно атмосферного давления. Большая доля потерь давления (—70%) при-
ходится на надпалубный воздухозаборник, поэтому к ВПУ с надпалубным
воздухозаборником целесообразно прибегать в крайнем случае, если другие
типы ВПУ по каким-либо причинам неприемлемы.
Шахтные ВПУ подразделяют иа ВПУ с приемным патрубком (если ГТД
размещены вблизи палубы), ВПУ с шахтами (при размещении ГТД на значи-
тельном удалении от верхней части палубы) и ВПУ с утопленным воздухо-
заборником. Приемные отверстия патрубков могут быть ориентированы вверх,
в иос, в корму, в сторону одного из бортов, под различными углами к на-
350
Рис. 6.6. Классификация воздухоприемных устройств для ГТД СВП.
351
правлению движения. Такие ВПУ подводят воздух непосредственно к входу
в двигатель.
В состав ВПУ с шахтами входят верхняя воздухоприемная часть
(головка), располагаемая над верхней палубой, шахта в виде канала постоян-
ного сечения и нижняя часть, примыкающая к компрессору ГТД.
При достаточно большом удалении нижней части ВПУ от палубы большее
влияние иа потери давления и равномерность на входе в компрессор поля
скоростей оказывает конструкция нижней части. Аэродинамические харак-
теристики шахтных ВПУ в значительной степени зависят от конструкции
верхней воздухозаборной части.
Особенность работы ВПУ с утопленным воздухозаборником заключается
в том, что угол притекания потока на входе может изменяться в широких
пределах. При проектировании воздухозаборника определяют угол наклона
входа, профилируют входной коллектор и обечайку. Параметры течения
и характеристики воздухозаборника этого типа тесно связаны с отрывом
потока от стенок.
Воздухоприемное устройство для ГТД, находящихся в МО, целесо-
образно располагать в наименее заливаемой части СВП, как можно выше
от уровня водной поверхности, так как при работе двигателя перед ВПУ
создается зона разрежения, и частицы воздуха, окружающие вход, всасы-
ваются в него со всех сторон с нарастающей скоростью. В результате соз-
дается восходящий воздушный вихрь, затягивающий не только воду, но н
частицы песка и пыли. Поэтому правильное расположение входного отверстия
может существенно снизить массу поступающих в ВПУ примесей.
Для ГТД, расположенных иад палубой, наиболее широко применяют
ВПУ с боковыми воздухозаборниками, расположенными по обеим сторонам
гондолы ГТД, вынесенного над палубой на пилоне, а также ВПУ с забором
воздуха из воздушной подушки, подающие воздух в ГТД, например, через
пилоны.
ВПУ с диагональным воздухозаборником отличается от ВПУ Скоковым
воздухозаборником косым срезом входа, нх используют в том случае, если
ГТД располагаются на верхней палубе. i
Выдвинутое вперед центральное тело круглого сечения (обтекатель)
превращает лобовой воздухозаборник в воздухозаборник с кольцевым вхо-
дом. Такне воздухозаборники находят применение для защиты проточной
части двигателя от твердых частиц. Обтекатель выполняют эллиптической
формы. Двойное искривление потока обусловливает выброс твердых частиц
за пределы воздухозаборника.
Последние четыре.типа ВПУ характерны тем, что при движении СВП
в них используется динамический напор, а давление воздуха перед входом
не снижается, а возрастает. Применение ВПУ этих типов затрудняется необ-
ходимостью размещения в них входных защитных устройств ГТД, что увели-
чивает размеры и внешнее сопротивление гондол, иногда до недопустимых
пределов.
17.1.2. Влияние конструкции ВПУ на характеристики ГТД. В непра-
вильно сконструированных ВПУ могут возникать срывные течения, вызыва-
ющие радиальную и окружную неравномерность поля скоростей на входе
в компрессор ГТД. Максимальная местная неравномерность поля допускается
10—15% на площади 5%, а средняя по площади, не должна превышать 4—
5%. При больших неравномерностях, снижаются расход воздуха и КПД дви-
гателя, значительно уменьшается его запас по помпажу, возрастают потери
полного давления в ВПУ. Потери давления в ВПУ повышают температуру
газа перед турбиной и удельный расход топлива. Потери мощности ГТД из-за
аэродинамических потерь можно прикидочно оценить по формуле
ДМе= (0,015 * 0,030) Дрвх.п, (6.13)
где Дрвх. п — полная потеря давления, мм вод. ст.
При расположении двигателя в МО считается допустимым падение в ЭУ
полного давления до 200 мм вод. ст. В энергетических установках с верхним
расположением двигателей, где можно использовать скоростной напор воз-
352
духа при движении СВП, падение полного давления может быть меньше
100 мм вод. ст.
17.1.3. Входные защитные устройства (ВЗУ) ГТД. Эксплуатация СВП,
как известно, сопровождается значительным брызгообразованием, особенно
в режимах висения, разгона и при движении на волнении. Условия работы
ГТД на этих судах весьма неблагоприятны, и воздействие частиц морской
воды, аэрозолей, содержащихся в воздухе, на конструктивные элементы
ГТД практически неизбежно. В зависимости от интенсивности забрызгива-
ния и суммарного количества воды, попавшей в проточную часть
ГТД, постепенно или сравнительно быстро изменяются параметры двига-
теля. При движении амфибийных СВП над твердой опорной поверхностью
в воздух поднимается много пыли и мелких частиц песка. Для борьбы с за-
солением ГТД и с попаданием твердых абразивных частиц на СВП преду-
сматривают очистку воздуха, попадающего в двигатель, в специальных сепа-
рирующих устройствах и периодическую промывку проточных частей дви-
гателей от отложений, которые непрерывно накапливаются в двигателе и
при наличии сепараторов, но за относительно больший промежуток времени.
17.1.3.1. Влияние попадания примесей на работу
ГТД. Пыль и частицы песка, проникающие в двигатель с загрязненной
водой, а также в сухом виде, вызывают абразивный износ или образуют отло-
жения на лопатках компрессора, нарушают их форму и меняют характери-
стики работы компрессора. Забивание зазоров между корнем лопаток и дис-
ком приводит к изменению частоты собственных колебаний лопаток и может
привести к их поломке. Кроме того, пыль и другие твердые частицы, попавшие
в лабиринты уплотнений и смазочное масло, нарушают работу уплотнений,
увеличивают износ подшипников.
При заборе воздуха над водной поверхностью компрессор ГТД загряз-
няется солями, попадающими в двигатель вместе с морским воздухом или
брызгами морской воды. Соли оседают на лопатках компрессора, обычно
начиная с третьей и четвертой ступеней, в результате испарения воды при
соприкосновении ее с лопатками, нагретыми до температуры более 70°. В со-
став солей входит хлористый натрий (~75%), хлористый магний (~12%)
н другие соединения, которые приводят к усиленному развитию коррозии,
в первую очередь деталей проточной части компрессора. Камеры сгорания,
лопатки турбин при попадании солей подвергаются воздействию сульфидной
коррозии, разъедающей покрытие, а затем основной металл.
При неправильном расположении ВПУ в двигатель могут попадать его
выпускные газы во время стоянки или на малых ходах СВП при работающих
двигателях и соответствующем ветре, а также выпускные газы от вспомога-
тельных энергетических установок. Подогрев воздуха выпускными газами
на входе в компрессор ГТД на 10—15° С в летнее время приводит к снижению
мощности двигателя на 10%. Неравномерное температурное поле при входе
в компрессор ГТД при этом снижает запас устойчивости компрессора по пом-
пажу иа 5—8% . Коксомасляные включения, попадающие в двигатель с вы-
пускными газами, содержат 40—70% масла, оседание на лопатках паст из
масла и частиц, уловленных в воздухе, ведет к интенсификации образования
отложений.
17.1.3.2. Конструктивные схемы входных защит-
ных устройств. В основе принципа действия ВЗУ, применяемых на
СВП, лежит использование сил инерции, турбулентной диффузии, сил заце-
пления частиц с фильтрующей поверхностью.
На рис. 6.7 представлена классификация входных защитных устройств,
которые применяются или рекомендуются для применения в энергетических
установках СВП.
Как следует из рис. 6.7, ВЗУ, применяемые для ГТД СВП, можно разде-
лить на инерционные и диффузионные.
В инерционных сепараторах (рнс. 6.8) отделению взвешенных частиц
от воздуха способствуют инерционные центробежные и кориолисовы силы,
возникающие при изменении скорости и направления потока воздуха под
воздействием на поток геометрических поверхностей сепараторов. Инерцион-
12 Заказ № 1856 353
Рис. 6.7. Классификация входных защитных устройств ГТД СВП.
ные сепараторы разделяют на статические и ротационные. Статические се-
параторы, в свою очередь, могут быть центробежными, с криволинейными
поверхностями (рис. 6.8, а, б, е, и) и баллистическими (струйными).
Из центробежных сепараторов на СВП применяют вихревые (осевые
циклоны), где сепарация частиц на периферию цилиндрического корпуса
происходит под действием центробежных сил, возникающих при закрутке
потока во входном лопаточном завихрителе. Очищенный воздух проходит
через центральное выходное отверстие. Отсепарированная масса отводится
через кольцевые периферийные ловушки, соединенные со сливными камерами.
Сепаратор в виде одиночного высокопроизводительного устройства с малым
углом закрутки потока (10—30°) рекомендуют применять для лобовых возду-
хозаборников ГТД, устанавливаемых в выносных мотогондолах.
Групповые сепараторы с относительно малым диаметром цилиндриче-
ского участка (DH = 30 -г- 300 мм) и углом закрутки потока 50—70°, выпол-
няемые в виде блока цилиндров, имеющих общую сборную камеру, рекомен-
дуют для использования в ВПУ для ГТД, размещаемых в МО.
Известны два вида сепараторов с криволинейными поверхностями: жалю-
зийные с инерционной решеткой (рис. 6.8, г) и с криволинейными каналами
и ловушками.
Сепараторы с инерционной решеткой при умеренной фронтальной ско-
рости потока 7—8 м/с могут обеспечить коэффициент сепарации воздуха
98%. Критическая скорость, соответствующая началу отрыва водяной
пленки с поверхности лопаток, определяющая диапазон рабочих скоростей
в инерционных решетках, зависит от качества поверхности лопаток, геометри-
ческих параметров решеток и начальной водности потока. При попадании на
поверхность лопаток маслянистых веществ происходит резкое снижение эф-
фективности сепаратора.
ВЗУ с криволинейными каналами и ловушками (рис. 6.8) отличается про-
стотой конструкции и малыми внутренними потерями. Степень очистки воз-
духа при размере частиц более 25 мкм может превышать 90%, а коэффициент
внутренних потерь правильно спроектированных каналов может быть незна-
чителен (£ = 0,3 -j- 2,0), что позволяет считать их перспективными для ГТД
СВП, устанавливаемых в выносных гондолах, где скорости потока в воздухо-
заборнике велики. Однако эффективность отделения воды в них ниже, чем
эффективность отделения пыли, из-за прилипания пленки воды к поверх-
ности внутреннего тела, а система ловушек-сборников — сложнее.
Баллистические (струйные) сепараторы (рис. 6.8, в) представляют со-
бой устройства, в которых сепарация твердых частиц или капель происходит
в результате центростремительного их движения вдоль криволинейного вход-
ного сужающегося участка воздухозаборника. Эффективность этих сепарато-
ров обеспечивается при большом отношении скорости потока в воздухозабор-
нике к скорости набегающего потока (20—30), а также зависит от размеров
частиц, конструкции и размеров входного участка канала и центральной
ловушки. Коэффициент внутренних потерь давления составляет £ = 0,5 -н
-г 2,5.
Ротационные инерционные сепараторы (рис. 6.8) дополнительную сепара-
цию частиц осуществляют в результате создания дополнительных инерцион-
ных сил, возникающих при вращении поверхностей сепаратора. Они имеют
сложную конструкцию. Вращение лопаток может происходить от набегающего
потока воздуха у авторотирующих сепараторов, от вала ротора двигателя
либо от специального привода. Вместо вращающихся приводных лопаток
можно устанавливать вращающуюся сетку, например в виде усеченного
конуса, которая обладает свойством самоочистки.
В связи с тем что коэффициент сепарации может превышать 90% при
высоких осевых скоростях потока воздуха в воздухозаборнике, ротационные
авторотирующие сепараторы современной конструкции рекомендуют при-
менять для ГТД перспективных СВП, вынесенных на пилоны.
В диффузионных сепараторах осаждение частиц на фильтрующих эле-
ментах происходит под действием турбулентных пульсаций, инерции и сил за-
цепления, возникающих при соприкосновении частиц с фильтрующей поверх-
356
ностью. Диффузионные сепараторы подразделяют на пластинчатые и барьер-
ные. Пластинчатые сепараторы устанавливают в воздухозаборнике парал-
лельно потоку с определенным шагом. Они состоят из пакетов гофрирован-
ных листов либо сеток. Их эффективность и внутренние потери несколько
ниже эффективности и внутренних потерь барьерных фильтров, допустимая
осевая скорость составляет 5—6 м/с.
Барьерные фильтры разделяют на нитчатые, сетчатые тканевые, волок-
нистые. Их устанавливают перпендикулярно или под углом к потоку. Эти
фильтры обеспечивают высокую степень очистки, их применяют в качестве
второй или третьей ступени очистки.
Тканевые и волокнистые фильтры могут улавливать частицы размером
0,3—0,5 мкм, но создают значительное сопротивление, допустимая скорость
воздуха в них не должна превышать 0,6 м/с.
Сетчатые и нитчатые фильтры находят широкое применение на СВП.
Их выполняют в виде пакетов рамок с натянутой на них сеткой или нитями
из стальной, алюминиевой, медно-никелевой или титановой проволоки или
синтетических волокон; полиэтилена, полипропилена. Коэффициент сепара-
ции фильтров 95—99% и более при скоростях воздуха 2—4 м/с. Они способны
улавливать частицы размером 1 мкм. Ниже остановимся более подробно на
вязаных сетчатых фильтрах фирмы «Нитмеш», наиболее перспективных для
создания последней ступени сепарации воздуха на СВП.
Приведем значения коэффициентов сепарации г) и производительности
gc сепараторов и фильтров рассмотренных выше типов [12].
Диффузионные фильтры...................
Сепараторы:
Жалюзийные с инерционной решеткой ....
Осевые циклоны.........................
Ротационные............................
С криволинейными каналами .............
Баллистические (струйные)..............
т), % йс. кг/(с-м2)
90—98 0,5-6
90—99 8—12
85—95 15—30
80—95 30—180
60—90 40—180
60—85 50—180
Коэффициент сепарации определяют отношением массового расхода от-
сепарированного дисперсного вещества G'cen к массовому расходу аэрозолей
Gq, поступающих в сепаратор,
1) = 100% . (6.14)
Go
Коэффициент производительности gc, кг/(с-м2), представляет собой мас-
совый расход воздуха GB через единицу площади фронтальной поверхности
сепаратора Fc
gc = ~~z~ ~PCrp , (6.15)
Fc
где сКр — критическая скорость, соответствующая отрыву потока от сепари-
рующих поверхностей или допустимому значению потерь полного давления
в сепараторе.
При применении многоступенчатой защиты ГТД, включающей п ступе-
ней, общий коэффициент сепарации ВЗУ т]£ находят по выражению
П2 = 1 ~ О ~ П1Н1 ~ И2)(1 — Пп). (6.16)
где T)i, т]2, . . ., Г)п ~ коэффициенты сепарации ступеней очистки.
Связь между коэффициентом сепарации и водностью потока перед ВЗУ
и за ним определяют по формуле
r| = 1 — — ,
!/о
(6.17)
357
или
Ук 1 — г) ’
(6.18>
где уй, ук — расходная концентрация аэрозолей (водность потока) перед
ВЗУ и за ним соответственно;
у — коэффициент кратности снижения начальной расходной концентрации
аэрозолей в ВЗУ, показывающий, во сколько раз увеличивается допустимое
время работы ГТД между двумя промывками ГТД при установке ВЗУ.
Ориентировочно считают, что при состоянии моря до 6 баллов начальная
водность в условиях разгона с повышенным брызгообразованием составляет
для СВП 2—6%, при движении в основном режиме — 0,05—0,2%.
Рис. 6.10. Схема очистки воздуха
для главных двигателей СВП
SRN5.
/ — воздухозаборник двигателя; 2 —
сетчатый фильтр; 3 — пакет трубчатых
фильтров. Забор воздуха из ресивера.
Рис. 6.9. Схема очистки воздуха для
главных двигателей СВП SRN4.
1 — понтон; 2 — подача воздуха от вентиля-
тора; 3, 6 — фильтры «Нитмеш>; 4 — двига-
тели; 5 — сетчатые фильтры; 7 — поступле-
ние воздуха в гибкое ограждение
Допустимое значение конечной водности ук определяют при помощи
параметра засоления
ns = yKST, (6.19}
где $ — соленость воды, кг соли/кг воды; т — продолжительность непрерыв-
ной работы двигателя, с.
Для ориентировочных расчетов рекомендуют принимать ns = (5 4-
4- 30)-10—8 кг соли-с/кг воздуха. Меньшие значения относятся к авиацион-
ным ГТД с относительно малыми запасами устойчивости, большие — к судо-
вым ГТД.
При проектировании ВЗУ вначале определяют коэффициент сепарации,
выбирают конструктивную схему и выполняют предварительную оценку вну-
тренних потерь и массогабаритиых характеристик устройства. В дальней-
шем разрабатывают конструкцию более детально, выбирают основные кон-
структивные размеры элементов, делают расчеты и при необходимости выпол-
няют продувки моделей для оценки эффективности и определения аэродина-
мических характеристик.
17.1.4. Некоторые распространенные ВПУ и ВЗУ ГТД СВП. Рассмотрим
наиболее характерные воздухоприемиые устройства и входные защитные
устройства ГТД, примененные иа зарубежных СВП.
На рис. 6.9 показана схема очистки воздуха для главных двигателей,
примененная иа СВП SRN4, а иа рис. 6.10 — схема очистки, примененная
358
на СВП SRN5. Как следует из этих рисунков, иа английских СВП принята
двух- или трехступеичатая система очистки воздуха. Первой ступенью
очистки воздуха от крупных капель воды является нагнетатель судна.
Из ресивера (ВН-7) или из улитки нагнетателя (VT-1) предварительно
отсепарироваииый от крупных брызг воздух поступает к фильтрам второй
ступени очистки, которые представляют собой вязаную сетку из полипропи-
леновых или металлических нитей, разработанную и поставляемую англий-
ской фирмой «Нитмеш». Выбор материала для сетки, по данным английских
специалистов, определяется требованиями огнестойкости, и его тип не влияет
на эффективность работы фильтров. На СВП типа VT-1 фильтры выполнены
из металлических нитей, а иа ВН-7 — из полипропиленовых.
Представляют также интерес конструктивные особенности ВЗУ, преду-
смотренных на СВП типов ВН-7 и VT-1.
На СВП типа ВН-7 воздух в компрессор ГТД забирается из помещения
машинного отделения. Устройство для очистки воздуха выполнено из секций
сетчатых фильтров, горизонтально расположенных под палубой машинного
отделения вниз от нее иа 100—200 мм. Воздух из ресивера, пройдя через сет-
чатые фильтры, поступает в машинное отделение через 20 отверстий диамет-
ром около 100 мм в палубе, расположенных в шахматном порядке. Для
предохранения фильтров от засорения отверстия в палубе со стороны машин-
ного отделения ограждены по диаметру комингсами высотой около 150 мм,
что позволяет использовать для системы очистки естественные площадки
и не загромождать машинное отделение дополнительным оборудованием.
На СВП типа VT-1 воздух для главных двигателей проходит три ступени
сепарации. Тяжелые капли воды, поступающие с воздухом в вентилятор,
отбрасываются центробежной силой иа кожух улитки. Далее воздух для дви-
гателя забирается из боковой части улитки вблизи машинного отделения
и по прямоугольному расширяющемуся патрубку (для снижения скорости
потока) подается к пакетам сетчатых фильтров, расположенных иа переборке
внутри машинного отделения.
Система фильтров установлена по отношению к потоку воздуха под
углом ~30°, и ее размер в плане 2Х 1,5 м. Для обеспечения равномерности по-
тока воздуха по сечению со стороны машинного отделения в непосредствен-
ной близости над фильтрами установлено 20 регулируемых заслонок, про-
ходящих повсей длииефильтра и имеющих высоту ~150мм. Приэтом машин-
ное отделение действует как отстойная камера для воздуха. Непосредственно
на приеме воздуха в компрессор установлена третья ступень очистки воздуха
в виде фильтра, изготовленного из стеклянных нитей (входящего в комплект
доставки двигателя).
На СВП SRN4 есть, кроме того, вспомогательная система приема воз-
духа, которая обеспечивает подачу воздуха к компрессору ГТД во время его
пуска непосредственно из-за борта и расположена в кормовой части СВП.
Сетчатые фильтры в количестве 8 шт. расположены горизонтально, а некото-
рая сепарация влаги до фильтра обеспечивается в результате изменения на-
правления потока воздуха на наклонно расположенных металлических нап-
равляющих.
Аиалогичная’система предусмотрена иа СВП ВН-7. В кормовой переборке
машинного отделения по обеим сторонам от выхлопной трубы ГТД есть
два отверстия размером 600Х 1200 мм каждое, снабженные воздушными филь-
трами фирмы «Нитмеш». Эти отверстия, соединяющие машинное отделение
-с атмосферой, одновременно служат для выравнивания давления внутри МО
с атмосферным на случай внезапного Перекрытия проходного сечения возду-
хоподвода к' двигателям.
Таким образом, во всех системах очистки воздуха подача воздуха на
сетчатые фильтры производится снизу вверх, чем обеспечивается необходим
мая эффективность очистки и дренажа фильтров.
Принятые, например, на английских СВП системы очистки и забора воз-
духа не имеют противообмерзающих устройств, что, очевидно, объясняется
местными климатическими условиями. Для эксплуатации при пониженных
температурах воздуха, применение обогрева водоотделителей требует допол-
359
нительных конструктивных мероприятий, обеспечивающих подвод тепла
к водоотделителям.
При изготовлении фильтров фирмы «Нитмеш» вязаные сетки послойно и
плотно набирают в пакеты толщиной ~ 100—150 мм и вставляют в металли-
ческую раму. Так образуется одна стандартная съемная секция системы
очистки с размером по стороне ~1 —1,5 м. По сечеиию секция скреплена опор-
ными стержнями по взаимно перпендикулярным направлениям на расстоянии
примерно через 100 мм друг от друга.
Сепарация капель воды на сетчатых фильтрах происходит в результате
многократного изменения направления воздушного потока. Капли сталки-
ваются с поверхностью нитей сетки и в первый момент на ней удерживаются,
а затем мельчайшие капли сливаются в крупные и под действием силы тя-
жести стекают вниз по сетке фильтра и падают в ресивер.
Рис. 6.11. Конструкция трубчатого фильтра типа ,,Страта“ для очистки
воздуха от чйстиц песка и пыли.
Эффективность сетчатого фильтра определяется содержанием влаги
в потоке воздуха, его геометрическими размерами (толщиной, площадью по-
верхности, свободным сечением), параметрами потока (скорость, направление
движения).
По мнению английских специалистов, характеристики вязаных сеток,
выпускаемых фирмой «Нитмеш», различны и зависят от требований, предъ-
являемых к ним, и условий применения. Ориентировочная характеристика
фильтров следующая:
размер сторон ячейки — от 3 до 10 мм,
диаметр нитей — от 0,2 до 0,5 мм,
доля свободного объема — до 98%,
толщина фильтра (набивки) 50—150 мм,
гидравлическое сопротивление при скорости потока воздуха 4 м/с —
от 12—25 мм вод. ст. до 75 мм вод. ст.,
степень очистки — не менее 99% (99,5%).
Сетчатые фильтры обеспечивают эффективную очистку воздуха (свыше
99%) при относительно небольших скоростях потока воздуха (5—10 м/с),
что при мощных ГТД требует значительных габаритов для размещения воз-
духопроводов и системы фильтрации воздуха. Отметим, что необходимо обес-
печение равномерности скорости потока по всему сечению системы фильтра-
ции.
При движении амфибийных СВП над твердой опорной поверхностью
воздух из воздушной подушки поднимает к иоздухоприемным отверстиям
ГТД много твердых частиц песка и пыли. Влияние попадания твердых частиц
в ГТД было исследовано на испытании СВП SRN5. Оказалось, что при движе-
нии СВП над песчаным грунтом двигатель может выйти из строя через не-
360
сколько часов, при этом наибольшие эрозионные разрушения наблюдаются
на выходных кромках рабочих и направляющих лопаток.
Эффективную очистку воздуха от частиц песка и пыли обеспечивает
применение трубчатых фильтров, в которых происходит закручивание потока
воздуха и отбрасывание твердых частиц центробежными силами из потока.
Одна из подобных конструкций фильтра типа «Страта» (Strata), разработан-
ная фирмой Дональдсон (США), представлена на рис. 6.11.
Результаты стендовых испытаний этих фильтров фирмой ВНС предста-
влены на рис. 6.12. Испытания, проведенные в запыленном воздухе, содержа-
щем 1,75 г пыли в 1 м3 воздуха, при расходе воздуха через одну трубку около
1 м3/мин, показали, что эф-
фективность очистки воздуха
одной ступенью фильтров не-
достаточна для обеспечения
приемлемого срока службы
двигателя. При установке двух
ступеней фильтров эффектив-
ность фильтрации частиц пыли
размером 5 мк достигла 99%,
что повышает срок службы
ГТД До нескольких сотен часов
при эксплуатации судна над
песчаным грунтом.
Фильтры типа «Страта»
(Strata) самоочищающиеся, с
продувкой. На продувку ухо-
дит ~ 10% общего расхода
воздуха, попадающего в
фильтры.
Опыт эксплуатации СВП
за рубежом показал, что, не-
смотря на применение системы
фильтров, необходима перио-
дическая промывка как двига-
телей, так и самих фильтров.
Промывку выполняют, напри-
мер, керосином или пресной
водой. На СВП SRN4 приме-
нялась также периодическая
очистка ГТД карбобластом
(размельченная скорлупа грец-
ких орехов или фруктовых ко-
сточек). Для промывок на
борту судна или на базе должно
быть предусмотрено специаль-
ное промывочное устройство.
Рис. 6.12. Результаты стендовых испытаний
фильтров типа ,,Страта“ фирмой «Бритиш
Ховеркрафт корпорейшн».
17.1.5. Устройства для защиты ВПУ и ВЗУ от обмерзания. Обмерзание
ВПУ и ВЗУ происходит не только при отрицательных температурах наруж-
ного воздуха, но и при положительных, причем наиболее интенсивно при
±(5—7)° С. Обмерзание при положительной температуре связано с пониже-
нием статической температуры во время движения потоков в канале на участ-
ках сужения, где скорость потока воздуха увеличивается. Температура сни-
жается на 2—10° в зависимости от изменения местной скорости потока воз-
духа. При отрицательных температурах воздуха происходит конденсация
пара, всегда находящегося в атмосферном воздухе, и оседание его на по-
верхность в виде льда [12].
При отрицательной температуре наружного воздуха интенсивность об-
мерзания в случае засасывания большого количества брызг резко возрастает.
Снежно-ледяная смесь быстро забивает решетки на воздухоприемных отвер-
стиях ВПУ, обмерзают стойки, крышки, лопатки и сетки сепараторов, на-
361
ходящихся в потоке, что приводит к увеличению потерь давления, а при
больших потерях давления — к возрастанию температуры газа перед двига-
телем и к помпажу.
Отколовшиеся кусочки льда и даже мелкие льдинки как твердые частицы
могут ударять по направляющему аппарату или рабочим лопаткам первых
ступеней компрессора. Механические повреждения могут привести к обрыву
лопаток компрессора.
Способы борьбы с обледенением ВПУ и ВЗУ делят на механические,
физико-химические и тепловые. К механическим способам относят ультра-
звуковые, пневматические, аэродинамические, а также способы, предусмат-
ривающие применение центробежных сил, применение несмачиваемых по-
крытий. К физико-химическим относят способы, связанные с использованием
жидкостей, растворяющих лед н понижающих точку замерзания воды (хлори-
стый натрий и кальций, азотнокислый натрий), или противообледенительных
жидкостей (спиртоглицериновые смеси, гликолевые составы и др.).
Тепловые способы основаны на нагреве защищаемой поверхности. Обо-
грев выпускным газом, наиболее эффективный, не рекомендуют из-за пожаро-
опасности и коррозионной агрессивности выпускных газов в присутствии
воды. Электрический обогрев не рекомендуют из-за больших затрат электро-
энергии.
Наиболее предпочтителен воздушно-тепловой способ защиты от обледе-
нения, при котором горячий воздух отбирается от компрессора ГТД. К до-
стоинствам способа относят простоту конструкции и надежность в эксплуа-
тации, к недостаткам — зависимость эффективности способа от режима работы
двигателя.
При проектировании устройств рекомендуется обращать внимание на
правильное распределение горячего воздуха по элементам ВПУ и ВЗУ для
равномерного нагрева поверхностей. Температура подводимого горячего воз-
духа не должна превышать 200° С — для сохранения прочности алюминие-
вых сплавов, а предельная температура обогреваемой поверхности должна
быть 100° С. Для понижения температуры подводимого воздуха рекомен-
дуется применять эжекторы, а для уменьшения потерь тепла подводящие
трубопроводы теплоизолировать.
Ориентировочно установлено, что при отборе за компрессором одного
процента воздуха снижаются: мощность ТВД — на 2—3%, экономичность —
на 1—1,5%, тяга ТРД — на 1%, тяга ДТРД при отборе из наружного кон-
тура — на 1 —1,5%, из внутреннего — до 3,5%. Отбор большого количества
воздуха может привести к вибрации и поломке лопаток компрессора и тур-
бины.
17.2. Газовыпускные устройства (ГВУ) ГТД СВП
Возможный состав газовыпускных устройств следующий:
затурбинные диффузоры; улиточные патрубки; удлинительные трубы; поворот-
ные колена; реактивные сопла; эжекторные усилители тяги; отклонители тяги;
системы охлаждения; системы шумоглушения. Применение элементов ГВУ
связано с назначением СВП, особенностями компоновки ЭУ на СВП, типом
самого ГТД.
Затурбинные диффузоры — основные элементы газовыпускных устройств
энергетических установок с ГТД. Их разделяют на конические, кольцевые
с прямолинейными образующими, кольцевые с криволинейными образую-
щими. Другие формы диффузоров представляют собой комбинацию этих трех.
Основное назначение диффузора — снижение скорости потока воздуха,
а значит и выходных потерь. На начальных стадиях проектирования ГВУ для
определения параметров диффузора используют эмпирические, расчетные
полуэмпирические или расчетные теоретические методы с проверкой и даль-
нейшим уточнением характеристик диффузора путем продувки моделей или
в натурных условиях.
362
В зависимости от габаритных ограничений энергетической установки
ЭУ ГВУ разделяют на две группы: трубчатые ГВУ (простейший вариант
трубчатого ГВУ состоит из затурбинного диффузора и следующего за ним
цилиндрического патрубка) и улиточные ГВУ, т. е. ГВУ со сборным кожухом.
Улиточные ГВУ применяют при ограничении осевых габаритов ЭУ и в за-
висимости от типа диффузора разделяют на ГВУ с осекольцевыми диффузо-
рами, с радиально-кольцевыми диффузорами и с осерадиальными диффузо-
рами.
Улиточные ГВУ в упрощенном виде состоят из следующих основных
элементов: диффузор одного из трех типов, сборный кожух (улитка) и газо-
ход, отводящий газы в нужном направлении. Наименьшими потерями из всех
улиточных ГВУ обладает ГВУ с осекольцевым диффузором. Применение ГВУ
с радиально-кольцевым диффузором обеспечивает минимальную длину ЭУ,
Системы охлаждения ГВУ применяют в связи с необходимостью поддер-
живать в машинном отделении нормальную температуру воздуха. Их разде-
ляют на активные и пассивные. К пассивным относят системы, связанные
с использованием теплоизолирующих материалов (мятая фольга, стекловата,
асбест), а также воздуха при скоростном напоре. К активным относят системы
с принудительным воздушным или водяным охлаждением.
Из активных систем наиболее широкое применение находит эжектор-
ная система воздушного охлаждения, отличающаяся простотой и надежностью,
Возможно также применение систем, связанных с использованием эжектиру-
ющей газовой струи ГТД, сжатого воздуха от компрессора ГТД, воздуха из
воздушной подушки и др.
При обеспечении воздушного охлаждения ГВУ к его внутреннему кор-
пусу прикрепляют кожух, образующий с корпусом кольцевой канал.
Системы с водяным охлаждением снабжают насосами и впрыскивающими
устройствами, при этом необходимо исключать возможность попадания ка-
пель воды на раскаленную поверхность лопаток ГТД.
17.3. Устройства для глушения шума ЭУ с ГТД
Шум энергетической установки с ГТД складывается из
аэродинамического шума, вызываемого самим ГТД, деталями редукторов,
подшипников ГТД, навешенных агрегатов, ВПУ и ГВУ, движителей и нагне-
тателей.
Основной характеристикой шума является уровень шума, измеряемый
в децибелах.
Основным источником шума энергетической установки с ГТД является
поток газов, вытекающий из ГВУ. Шум, создаваемый этим потоком, можно
снизить, уменьшив его скорость. Кроме того, снижения выходной скорости
потока газов, а значит и шума, можно добиться впрыскиванием воды в ГВУ.
Механические устройства для шумоглушения основаны на дроблении одной
струи на несколько мелких.
Установка шумоглушителей увеличивает массу двигателей на 2—3%,
снижает тягу ТРД на 2—4%, повышает температуру газа на выходе из-за
дополнительных аэродинамических потерь [12].
§ 18. Проектирование движителей
для амфибийных СВП
На современных амфибийных СВП нашли применение воз-
душные винты и разновидность воздушно-реактивного движителя, известно
также применение движителя-вентилятора и двухконтурного двигателя-
движителя; на неамфибийных СВП устанавливают водяные гребные винты
и водометные движители.
363
18.1. Воздушные винты
Особенностью работы воздушных винтов по сравнению
с водяными являются высокие коэффициенты нагрузки в связи с тем, что плот-
ность воздуха примерно в 800 раз ниже плотности воды. Коэффициенты
нагрузки воздушных винтов на современных СВП составляют 8—30 против
0,3—0,6 — коэффициентов нагрузки водяных гребных винтов. Это приводит
к тому, что идеальный КПД, соответствующий этим значениям коэффициента
нагрузки воздушных винтов, составляет 0,5—0,3 против 0,9—0,8 — КПД
водяных гребных винтов.
Если рассматривать КПД винтов как произведение [23]
пв = (6.20)
где С — коэффициент качества; гц- — идеальный КПД винта, то можно полу-
чить более благоприятное соотношение, чем между идеальными КПД, так как
водяные гребные винты подвержены кавитации и их коэффициент качества
составляет 0,6—0,7 против 0,85—0,9 — коэффициента качества воздушных
винтов.
Несмотря на это, преимущество водяных винтов по сравнению с воздуш-
ными винтами весьма ощутимо. Кроме того, проигрыш в эффективности воз-
душных винтов, как правило, не компенсируется существенным выигрышем
в весогабаритных характеристиках, поэтому воздушные винты находят при-
менение лишь в специфических условиях, когда контакт с поверхностью воды
неприемлем, как при эксплуатации амфибийных СВП.
Необходимость создания движителей для амфибийных СВП в настоящее
время — основная проблема, сдерживающая рост водоизмещения и скорости
этих судов. Воздушные винты — наиболее экономичные воздушные движи-
тели, поэтому работы, связанные с повышением их эффективности (при прием-
лемых габаритах), ведут в различных направлениях.
18.1.1. Создание специальных воздушных винтов для СВП. При созда-
нии специальных воздушных винтов учитывают специфику их работы:
широкий диапазон изменения частоты вращения в рабочих режимах, малые
по сравнению с самолетами скорости движения судов и большие значения
тяги для преодоления «горба» сопротивления, работа в неравномерном потоке
и т. д.
Воздушные винты, спроектированные для самолетов, не подходят или не-
оптимальны для СВП вследствие существенного различия диапазона рабочих
нагрузок. Учет особенностей работы воздушных винтов на СВП приводит
к необходимости специальной профилировки, обеспечивающей получение
наибольшего коэффициента подъемной силы и высокого аэродинамического
качества лопасти на больших углах атаки. Такие лопасти отличаются боль-
шой круткой, шириной и толщиной.
Геометрические элементы воздушных винтов принято характеризовать
следующими величинами:
r= r/R — относительный радиус элемента лопасти;
b = b/D — относительная ширина элемента лопасти;
с—с/Ь — относительная толщина профиля сечения;
f = f/b — относительная вогнутость профиля;
k — число лопастей винта;
о = kb — покрытие диска винта;
<р ° — угол установки сечения лопасти;
<р 0,75 — угол установки лопасти на относительном радиусе г = 0,75.
Аэродинамические характеристики воздушных винтов представляют
в безразмерной форме:
коэффициент тяги
Т
а =-------;
pu2D4
(6.21)
364
коэффициент
коэффициент
коэффициент
мощности
pu?D6
момента
— М
pu?D6
относительной поступи
полезного действия
коэффициент
Pv а ,
г, -----= — л.
75 ,V Р
Диаграммы для проектирования воздушных винтов содержат следующие
зависимости геометрических и аэродинамических характеристик:
1) кривые относительной ширины b (г) и относительной толщины с (г)
лопастей; '
2) кривые крутки <р (г);
3) кривые относительной вогнутости / (г);
4) сетки аэродинамических характеристик в виде кривых Р (?-ф0,75) с кри-
выми постоянных значений КПД; кривые а (к—<р0 75);
5) кривые t]max при фиксированных углах установки лопастей.
При выборе элементов воздушных винтов обычно исходят из наибольшего
диаметра, обусловливаемого требованиями к конструкции, а также ограни-
чиваемого значениями скорости обтекания концов лопастей в связи с влия-
нием сжимаемости воздуха на аэродинамические характеристики воздушного
винта. Сжимаемость воздуха практически сказывается на работе воздушных
винтов при числе М = v/c более 0,8—0,85 (с — скорость звука), где число М
для конца лопастей винта определяют по формуле
«кУ+очм-. (в.22)
с
Если к шумности винтов предъявляют специальные требования, предель-
ное число М для концов лопасти принимают не более 0,6.
В ряде случаев из-за ограничений в размещении и высокой частоты вра-
щения двигателей необходимо выбирать значения uD, превышающие крити-
ческие. В этом случае в характеристики воздушного винта должны быть вне-
сены поправки, учитывающие влияние сжимаемости воздуха. При более точ-
ных расчетах винтов, работающих при закритической частоте вращения, не-
обходимо воспользоваться продувками, проведенными при соответствующих
числах М.
Расчет по диаграммам, составленным по результатам испытаний воздуш-
ных винтов, ведут теми же методами, что и расчет обычных гребных винтов
в том случае, когда диаметр ограничен требованиями к конструкции.
За рубежом также исследуют возможности повышения размеров воздуш-
ных винтов. Как известно, на английском СВП SRN4 Мк. 1 установлен воз-
душный винт диаметром 5,8 м. На модификации SRN4 Мк. 3 диаметр винта
повышен до 6,4 м.
Эффективность воздушного винта, т. е. его удельная тяга, определяемая
отношением статической тяги ви нта к необходимой мощности, имеет теорети-
ческий максимум, который при заданной поступательной скорости зависит
только от коэффициента нагрузки винта (рис. 6.13).
365
Практически эффективность всех винтов ниже теоретического максимума
на значение, определяемое потерями вследствие ограниченного числа лопа-
стей и их профильного сопротивления.
Основная задача при создании больших воздушных винтов для СВП со-
стоит в том, чтобы получить большую удельную тягу, как у вертолетов, и ма-
лый коэффициент нагрузки. Но чтобы воздушные винты для СВП могли до-
стичь таких же значений удельной тяги, как у вертолетных несущих вин-
тов, они должны намного превосходить вертолетные несущие винты по необ-
ходимой мощности и прочности. За рубежом проводят исследования, свя-
занные с созданием ряда стандартных втулок, рассчитанных на мощности до
15 000 л. с. и винты диаметром до 12 м.
Практические ограничения диаметра и частоты вращения воздушного
винта наряду с малой шириной лопастей приводят к тому, что предельная
мощность, которая может быть реализована одним воздушным винтом, не
Рис. 6.13. Зависимость отноше-
ния статической тяги воздушных
винтов к потребляемой мощности
от удельной мощности.
/ —- практически достигнутые вели-
чины; 2 — теоретический предел.
О — самолеты; □ — СВП; Д — вер-
толеты.
превосходит в настоящее время 6000—
7000 л. с. Поэтому в тех случаях, когда
необходимо использовать большую мощ-
ность, ее приходится «дробить» между
несколькими воздушными винтами, что
затрудняет компоновку двигательно-
движительной установки.
Одно из возможных конструктивных
решений — применение соосных воздуш-
ных винтов противоположного вращения.
18.1.2. Примеиеиие соосных воз-
душных винтов противоположного вра-
щения. Применение соосных воздуш-
ных винтов противоположного враще-
ния позволяет получить большое диско-
вое отношение при умеренной ширине
каждой лопасти. Помимо этого важное
преимущество соосных винтов заклю-
чается в возможности устранять неком-
пенсированные реактивные моменты.
Очевидно, что вследствие умень-
шения гидравлического сечения КПД
такого комплекса будет ниже КПД
двух одиночных винтов такого же диа-
метра. Потери, связанные с уменьшением аксиального КПД, до неко-
торой степени компенсируются улучшением окружного КПД в результате
влияния тангенциальных скоростей переднего винта на работу заднего.
Тем не менее потеря КПД у соосных винтов по сравнению с КПД одиноч-
ных винтов составляет 17—20%. Однако удельная тяга хорошо спроектиро-
ванного комплекса соосных воздушных винтов, как показывает опыт авиа-
ции, может быть почти равна сумме тяг этих винтов в одиночном действии.
При практическом проектировании соосных воздушных винтов можно
использовать диаграммы серийных испытаний изолированных одиночных
винтов. Суть этого метода заключается в том, что элементы переднего воздуш-
ного винта выбирают исходя из скорости набегающего потока
(6.23)
где w'z — аксиальная скорость, вызванная задним воздушным винтом в диске
переднего.
Элементы заднего воздушного винта выбирают исходя из аксиальной
скорости
1 + V- (6-24)
u р /
366
(te»a — скорость, вызванная передним винтом в диске заднего) и фиктивной
частоты вращения п', учитывающей закрутку потока передним винтом. Рас-
чет необходимо вести способом последовательных приближений, причем
в первом приближении элементы переднего воздушного винта рассчитывают
как элементы изолированного винта.
18.1.3. Применение колец — насадок для воздушных винтов. Согласно
опыту судостроения, применение кольцевых насадок становится выгодным
при значениях коэффициентов нагрузки по упору ор= 1. Для СВП коэффи-
циент ор в районе «горба» сопротивления может быть более 20. Кроме того,
насадка обеспечивает защиту винта, что является немаловажным эксплуата-
ционным преимуществом. Применение направляющих насадок на воздушных
винтах позволяет увеличить идеальный коэффициент полезного действия
ориентировочно на 30—35%. Теоретически максимальный выигрыш в идеаль-
ном КПД составляет 38%.
Несмотря на эффективность насадок, их применение на воздушных внн-
конструктивных и технологических трудностей.
тах ограничивается из-за
В частности, необходимость обеспечить
зазоры между концами лопастей и
профилем насадки, не превышающие
0,3—0,5% диаметра воздушного винта,
а также исключить удары кромок лопа-
стей о тело насадки требует создания
жесткой конструкции самой насадки,
а также крепления ее и опор воздуш-
ных винтов на корпусе. Реализация
этих требований связана с увеличением
массы. Кроме того, брызги, попадая в
диск воздушного винта, отбрасываются
к его периферии и могут вызвать раз-
рушение внутренней обшивки тела на-
садки, так называемую брызговую эро-
зию.
На СВП установка насадок целесо-
образна прежде всего потому, что дает
возможность увеличить запас тяги на
«горбе» сопротивления. При полных
Рис. 6.14. Влияние установки
насадки на тяговые характерис-
тики воздушного винта СВП
Джефф (Б).
1 — одиночный вннт диаметром 14,5
фута; 2 — диаметр винта 12 футов, ди-
аметр иасадки 14,5 фута.
скоростях судна выигрыш, достигаемый в результате применения насадок,
незначителен либо вообще отсутствует. Поэтому применение насадок оправ-
дано лишь в тех случаях, когда преодоление «горба» сопротивления други-
ми средствами связано с большими трудностями.
На небольших амфибийных СВП, где диаметр воздушного винта невелик
и установка насадок не вызывает непреодолимых технологических затрудне-
ний, насадка находит применение. Так, насадки были установлены на опыт-
ном американском СВП SKMR-1, в настоящее время они также предусмотрены
на американских КВП Джефф (В). Английские специалисты также предпола-
гают установить насадки на перспективных СВП ВН-88.
На рис. 6.14 показано влияние установки насадки на тягу воздушных
винтов СВП Джефф (В).
Условия размещения воздушных винтов на СВП существенно отличаются
от условий их размещения на самолетах, в частности площадь их диска мо-
жет быть затенена надстройками. В этом случае необходимо учитывать
взаимное влияние воздушного винта и корпуса, вводя коэффициенты взаи-
модействия.
В настоящее время систематические данные о коэффициентах взаимодей-
ствия воздушного винта и корпуса отсутствуют. Можно лишь использовать
данные о взаимодействии винтов с мотогондолами, если двигатели располо-
жены вне корпуса, поскольку подобные данные широко используют в авиации.
18.1.4. Расчет характеристик воздушных винтов. При оценке целесооб-
разности применения воздушных винтов необходимо иметь в виду, чтоэффек-
367
тивность их работы резко снижается при увелиечении удельной нагрузки.
При определенных условиях воздушные винты не могут обеспечить необходи-
мый упор. Это связано с ограниченностью допустимой удельной нагрузки
на винт.
Для приближенного определения диаметра воздушного винта можно
использовать кривую, представленную на рис. 6.15.
Полную кривую тяги в зависимости
Рис. 6.15. Зависимость отно-
сительного упора от удельной
нагрузки на воздушный винт.
от скорости судна для воздушных винтов
можно рассчитать по формуле
202 / ’
(6.25)
где То — статическая тяга; vs — скорость,
уз.
При определении необходимой тяги
рассматривают тягу, достаточную для пре-
одоления сопротивления на расчетной ско-
рости на тихой воде, и проверяют достаточ-
ность ее на «горбе» сопротивления, для
движения СВП по заданному уклону.
Кроме того, по располагаемой тяге опреде-
ляют достижимую скорость судна на за-
данном волнении.
На рис. 6.16 представлены аэродина-
мические характеристики воздушного
винта 3 СМВ-3.
Or
4
2
О
Рис. 6.16. Аэродинамические характеристики воздушного
винта 3 СМВ-3
Схема расчета тяги винта с учетом этих характеристик приведена
в табл. 6.2, взятой из [6]
18.1.5. Особеииости проектирования воздушных внитов СВП. Ступицы
воздушных винтов СВП выполняют функции, аналогичные функциям само-
летных винтов. Несколько отличен лишь способ управления шагом лопа-
стей. Винты самолета работают при управлении от регулятора постоянной
скорости, а для управления воздушными винтами СВП используют ручное
368
Таблица 6.2
Схема расчета тяги винта (исходные данные:
D, м; v, м/с; N, л. с.)
Формула Характеристика
п Частота вращения винта в секунду
Кр = v : nD Относительная поступь, где v, м/с; n, 1/с; D, м
и = nDn Окружная скорость конца лопасти, м/с
м= ц2 +г'2 а' Концевое число Маха. Скорость звука а' = 340 м/с
0! = 75У/рп3О5 Коэффициент мощности N, л. с.
О 1 v fV - arctg 0,75м Угол притекания воздуха на радиусе /? = = 0,750/2
лг = f (Pl, Ар) Угол установки лопасти. Определяется по гра- фику (рис. 6.16)
аг = Лг рг Угол атаки лопасти на радиусе 7? = 0,750/2
kp = f (М, аг) Поправочный коэффициент мощности. Опреде- ляется по графику (рис. 6.16)
Р — -Р- k?> Расчетный коэффициент мощности
Ар = f (Рр> ^р) Расчетный угол установки лопасти на радиусе Р = 0,750/2. Определяется по рис. 6.16
«1 = f (Лр, Ар) Коэффициент тяги
(Zp — Лр Р/- Расчетный угол атаки
&Г]М = f (&р5 М) Поправочный коэффициент. Определяется по графику (рис. 6.16)
а' = а^кр/г^М
Т = a'pnPD* Тяга винта 1
1 При более точном расчете учитывают, кроме того, поправку иа относительные
размеры винта и гондолы.
369
управление шагом. Однако это не вносит существенных изменений в кон-
струкцию ступицы и не исключает применения ее самолетной схемы для
СВП. Изменения сводятся к различным модификациям уплотнений, предназ-
наченных для предотвращения попадания влаги внутрь ступицы, к упроще-
нию механизма управления шагом, обеспечению возможности реверса.
При проектировании лопастей воздушных винтов определяют необходи-
мую площадь лопасти, которая для обеспечения статического упора должна
быть достаточно большой, а для достижения высокой эффективности в крейсер-
ском режиме — малой. Выбор компромиссного решения обусловлен проект-
ными особенностями судна.
Несмотря на преимущества большого числа лопастей, редко принимают
больше четырех лопастей. Это связано в основном с возникновением безреак-
ционных видов вибрации, а также с тем, что многолопастные винты дороже
в изготовлении и в эксплуатации.
При определенной частоте вращения всех винтов, когда одна из частот
колебаний лопасти совпадает с частотой возмущающей силы, возникают резо-
нансные условия. Большинство этих резонансов не приносит существенного
вреда, кроме так называемых относительно безреакционных резонансов, для
которых внешняя реакция на ступице отсутствует, а все обусловливающие
колебания силы генерируются внутри винта.
Наступление безреакционных резонансов невозможно при числе лопастей
меньше четырех. При увеличении числа лопастей опасность резонанса воз-
растает. При работе четырехлопастных винтов безреакционные резонансы
кратны 2, 6, 10 и т. д. порядкам, при работе пятилопастных кратны 2 и 3,
7 и 8, 12 и 13 и т. д. порядкам. При этом опасны более низкие порядки,
не более 6 порядка (т. е. возникающие 6 раз за оборот).
Уровни напряжений при безреакционных резонансах часто таковы, что
возникают препятствия к непрерывному изменению частоты вращения винта
в резонансной зоне.
Поэтому при проектировании воздушных винтов стремятся к тому, чтобы
все подобные резонансы возникали за пределами рабочего диапазона частот
вращения винта.
Это достигается в результате увеличения массы винта. При этом очень
важно не допустить возможность возникновения резонансов более высокого
порядка в нижней зоне рабочего диапазона оборотов.
Лопасти большинства воздушных винтов СВП, эксплуатируемых в обыч-
ных условиях, изготовляют сплошными из алюминиевых сплавов. Исполь-
зование алюминиевых сплавов для лопастей ограничено их коррозией и эро-
зией, возникающими из-за попадания в диск винта соленой воды и твердых
частиц (песка и гальки). Из-за повышенной активности рабочей среды методы
предохранения от коррозии, используемые для винтов самолетов, оказы-
ваются неприемлемыми для воздушных винтов СВП.
Лучшим способом предохранения от коррозии считается покрытие каж-
дой лопасти слоем полиуретана толщиной около 1 мм, который набрызгивают
на лопасти и затем подвергают вулканизации в печах. Защитная пленка ока-
зывается достаточно стойкой против ^тирания частицами песка, воды, ударов
мелкой гальки при эксплуатации.
Эрозия возникает в основном на ведущих кромках лопастей вследствие
ударов воды и песка. Испытания показали, что тяжелые накладки из нержа-
веющей стали или отлитые из полиуретана полосы, устанавливаемые на веду-
щих кромках, в достаточной степени предохраняют от эрозии. При этом сталь
лучше предохраняет лопасти от воды, а полиуретан — от песка.
Стальные накладки из-за трудностей их закрепления практически незаме-
няемы в процессе эксплуатации, в то время как полиуретановые полосы
можно заменять при использовании специальных нагревателей. Поэтому
полиуретановым полосам отдается некоторое предпочтение, хотя они нор-
мально работают в течение 200—400 ч, а стальные — до 1000 ч. Хорошими
противоэрозионными свойствами обладает никель, однако практические
трудности, связанные с креплением протекторов из никеля к кромкам лопа-
стей, и высокая стоимость ограничивают его применение.
.370
Противоэрозионные пластины были испытаны в широком диапазоне
эксплуатационных режимов на SRN5 и SRN6. Винты на этих СВП распо-
ложены близко к поверхности моря и подвергаются интенсивному забрызги-
ванию, в диск винта часто попадает песок и галька. Проблема эрозии легче
разрешается на больших СВП, где воздушные винты расположены дальше от
поверхности моря и окружные скорости на кромках винта более низкие.
Для уменьшения массы лопастей воздушных винтов их иногда изгото-
вляют из стеклопластика. Наилегчайшей признана такая конструкция лопа-
стей из стеклопластика, в которой углеродное волокно используют для из-
готовления балки, несущей основные центробежную и набегающую нагрузки.
Балку в корневом сечении лопасти крепят к металлической ступице
клиновым механическим соединением. В конструкции предусмотрены поли-
уретановая защитная пленка лопасти и противоэрозионный протектор.
Воздушные винты с лопастями из стеклопластика были установлены на
пассажирском СВП SRN6 и в течение двух лет отработали около 2,5 тыс. ч.
При их эксплуатации единственной ос-
тавалась проблема эрозии ведущей
кромки лопасти и в связи с этим за-
мена протекторов на ней.
Другой тип конструкции пластико-
вой лопасти воздушного винта состоит
из стеклопластикового профиля, обер-
нутого покрытием и прикрепляемого
к стальному раструбу в корневом сече-
нии. Два воздушных винта с лопастями
этого типа эксплуатировались на SRN5
и SRN6. В связи с большими площадями
лопастей винтов на этих СВП было ис-
пользовано снижение частот вращения,
чтобы уменьшить забрызгивание лопа-
стей и улучшить жесткие эрозионные
условия. Эти два винта проработали
безотказно около 1000 ч. Полиуретано-
вое покрытие иа пластиковых лопастях
этих винтов не вызывало нареканий, и
протекторы, прикрепленные болтами к
ведущей кромке лопастей, успешно вы-
держали эксплуатацию.
Третий тип пластиковой лопасти
состоит из дюралевой несущей балки,
простирающейся до корня лопасти и
армированной углеродным волокном
лопасти нашли применение на СВП ВН-7, где работали безотказно в тече-
ние тысячи часов.
а)
5)
.gZZZZZZZZZZZZZZZZZZZZZZZb.
6)
Рис. 6.17. Конструктивные типы
компоновки воздушно-реактив-
ного движителя в корпусе СВП:
а — воздухометный движитель;
б — истечение воздуха из реси-
вера; в — истечение воздуха из
воздушной подушки.
обшивки, заполненной пеной. Эти
18.2. Воздухометные движители (движители-вентиляторы)
Название этих движителей не установилось и принято по
аналогии с названием водометный движитель. Для применения движителя
этого типа в конструкции СВП предусматривают специальный воздуховод,
в котором происходит ускорение массы воздуха, поступающего извне, вслед-
ствие подвода энергии к рабочему устройству движителя, например к венти-
лятору, помещенному в воздуховод.
К использованию движителей-вентиляторов приводит стремление сни-
зить поперечные размеры движителя, сохранить возможно большую тягу.
Расчет тяги воздухометиого движителя может быть выполнен по известным
схемам расчетов водометных движителей.
Такой движитель разработан для СВП VT-2. Винт диаметром 4,1 м
имеет семь лопастей, выполненных из стеклопластика с несущей балкой
371
внутри, закрепляемой в корневом сечении клиновым соединением. Лопасти
покрыты полиуретановой защитной пленкой, на входящей кромке преду-
смотрен полиуретановый протектор. Шаг изменяется, как у обычного воз-
душного винта. Движитель рассчитан на передачу мощности 4000 л. с. при
окружной скорости по кромке лопасти 153 м/с.
На рис. 6.17 представлена конструктивная схема СВП с таким движи-
телем, а также с воздухометными движителями других разновидностей.
В случае, показанном на рис. 6.17. б, реактивная сила создается в результате
истечения воздуха из ресивера СВП. Эта схема была реализована на первом
английском СВП SRN1, на СВП СС-5 и др.
Схема, показанная на рис. 6.17, в, была использована на первых отече-
ственных судах камерного типа, созданных проф. В. И. Левковым.
§ 19. Определение
элементов подъемной системы
СВП
В состав подъемной системы СВП входят следующие
основные элементы: нагнетатели воздуха в ресивер или непосредственно
в область воздушной подушки; в настоящее время в качестве нагнетателей
наиболее широкое применение нашли центробежные и осевые вентиляторы;
воздушный тракт в жестком корпусе (воздухоприемные патрубки, диф-
фузоры, ресиверы, воздушные каналы, сопловые устройства, жесткие пери-
ферийные ограждения);
устройства для дросселирования потока воздуха в нагнетателях и в воз-
душных трактах;
воздушный тракт в гибком ограждении воздушной подушки (различные
гибкие воздуховоды, а также наружный—периферийный и внутренний —
секционирующий контуры гибкого ограждения).
Проектирование подъемной системы — сложная задача, которую решают
методом последовательных приближений. В первом приближении определяют
характеристики подъемной системы СВП в режиме его висения без хода.
На следующих этапах характеристики подъемной системы уточняют с учетом
эксплуатации судна при спецификационных условиях волнения моря.
Считается, что определение характеристик подъемной системы целесо-
образно разбить на несколько частей даже в расчетах первого приближения.
Сначала определяют подъемные характеристики СВП для режима висения
над твердым экраном. Для завершения этих расчетов необходимо согласовать
характеристики воздушного тракта в гибком ограждении и жестком корпусе,
определить сопротивление воздушного тракта и потери давления в нем иа
участке от пространства за вентилятором до гибкого ресивера расчетным пу-
тем или на основе испытаний модели воздушного тракта.
Далее на основе определения подъемных характеристик СВП выпол-
няют прикидочиый расчет характеристик нагнетателя, согласовывают харак-
теристики нагнетателя с характеристиками воздушного тракта. Затем уточ-
няют характеристики подъемной системы с учетом изменений, возникающих
при движении СВП, в том числе на волнении, уточняют характеристики на-
гнетателя, изготовляют модели нагнетательной установки и производят ее
продувку.
Наконец, выполняют расчет нагнетателя с учетом модельных испытаний
нагнетательной установки и уточненных данных о подъемных характеристи-
ках СВП. При этом согласовывают характеристики двигателя и нагнетателя,
например выполняют расчет и наложение характеристик двигателя на се-
мейство кривых частоты вращения и мощности нагнетателя. При согласовании
характеристик двигателя и нагнетателя основным требованием является обес-
печение возможности такого изменения давления в воздушной подушке, при
котором СВП в случае изменения высоты воздушного зазора могло возвра-
щаться в прежнее положение при сохранении мощности, потребляемой нагне-
тателем. Это позволит предотвратить разгон двигателя и его помпаж.
372
19.1. Определение характеристик
нагнетательной установки
В состав нагнетательной установки, кроме самого нагне-
тателя, входят воздухоприемный патрубок (шахта) и диффузор.
Наиболее ответственный этап определения элементов нагнетательной,
установки — это расчет нагнетателя, рациональный выбор его характеристик.
В начальном этапе проектирования СВП, как упоминалось ранее, при
использовании существующих двигателей (чем задается частота вращения
нагнетателя) ставят задачу подбора такого нагнетателя, который по рабочим
характеристикам может обеспечить напор и расход воздуха, необходимые
для поддержания СВП в режиме висения. Ниже, следуя положениям работы
[15], рассмотрим некоторые рекомендации, связанные с расчетом характери-
стик нагнетателей для СВП.
Основные аэродинамические характеристики нагнетателя для СВП —
частота вращения колеса п, производительность Q, напор р при заданной
скорости движения СВП. Каждой комбинации значений этих величин соответ-
ствует определенная наивыгоднейшая конструкция, обеспечивающая мини-
мум гидравлических потерь, и аэродинамическая схема нагнетателя.
Помимо основных характеристик работа нагнетателя в предположении
о несжимаемости воздуха определяется следующими независимыми харак-
теристиками: внешним диаметром рабочего колеса D, массовой плотностью-
воздуха р, ускорением силы тяжести g, коэффициентом кинематической
вязкости воздуха v.
Исследования работы нагнетателей и выбор их оптимальной конструк-
ции основаны на анализе условий подобия, определяемых системой безразмер-
ных критериев. Наиболее известными в вентиляторостроении безразмерными
параметрами являются коэффициенты производительности Q и давления р
Q Q
® Fu nD2 nDn
4 60
p^-JL = —P—.
рц2 n2D2n2
P------
3600
(6.26).
(6.27)
Помимо этих коэффициентов учитывают также некоторые безразмерные-
величины, получаемые на основе сочетания. Наиболее часто в расчетах ис-
пользуют:
коэффициент мощности N
0
(6.28).
критерий быстроходности
(6.29).
Величина ns используется для выбора типа нагнетателя, обеспечиваю-
щего наибольший КПД (рис. 6.18).
В СССР значение постоянной с в целях упрощения принято равным 4,82.
373.
Дроссельный коэффициент, или коэффициент сопротивления сети 6, равен
О2
6 = 4-
Р
(6.30)
К нагнетателям СВП предъявляют следующие требования:
1) наиболее высокий КПД (это условие будет выполнено, если нагнета-
тель выбран в присущей ему области значений ns);
2) минимальное шумообразование, т. е. максимально возможное значе-
ние р;
3) высокая оптимальная производительность — максимальное значе-
ние Q;
4) наименьшие размеры конструкции при возможно большей мощности
нагнетателя, т. е. произведение Qp должно быть максимальным;
0,9R
Рис. 6.18. Безразмерный коэффициент быстроходности для многосту-
пенчатых нагнетателей.
1 — центробежные; 2 — осевые,
5) наименьший износ лопаток при попадании в воздуховод запыленного
или увлажненного воздуха, а также в.одяных брызг, т. е. максимально высо-
кое значение р;
6) минимальное значение потребляемой мощности при нулевой произ-
водительности;
7) соответствие наибольшего значения потребляемой мощности режиму
оптимальной производительности;
8) возможность регулирования на постоянное давление или на заданное
изменение напора в зависимости от расхода воздуха в воздушной подушке;
9) небольшая чувствительность к срыву потока на входе в рабочее колесо
нагнетателя;
10) оптимальное положение воздухозаборника, входного и выходного
патрубков воздушного тракта;
11) малая масса, высокая прочность колеса, простота монтажа.
Для выбора нагнетателя, наилучшим образом отвечающего этим требо-
ваниям, может быть использована таблица, составленная на основе анализа
характеристик типичных нагнетателей [15].
Схемы нагнетателей показаны на рис. 6.19. Для наиболее часто применяе-
мых конструктивных схем нагнетателей на рис. 6.20 приведены типовые
характеристики коэффициентов напора и мощности в зависимости от отноше-
ния Q/QTlmax-
При расчете элементов нагнетателя СВП, решая уравнения
Q = QFu; р=~рри\ (6-31)
374
Рис. 6.19. Схемы различных нагнетателей.
/—14 — различные схемы.
отыскивают внешний диаметр рабочего колеса D и частоту вращения его вала
(6.32)
(6.33)
Рис. 6.20. Типовые характеристики коэффициентов напора и мощно-
сти для наиболее распространенных схем нагнетателей.
<3—6; 11 наиболее широко применяемые схемы из четырнадцати схем, приве-
денных на рнс. 6 Л 9.
Исключая из выражений (6.32) частоту вращения п, получим зависимость
для определения D
В вентиляторостроении используют характеристику удельного диаметра
Dq, полученную на основе формулы (6.34). Физически удельный диаметр —
величина, соответствующая условному нагнетателю, который при одинако-
вых с реальным нагнетателем значениях Q и р развивает производительность
Q — 1 м3/с и напор р = 1 кгс/м3. Положив в (6.34) Q = 1 м3/с и р = 1 кгс/м3,
получим для Dq формулу
376
Параметр Dq удобен для сравнения различных нагнетателей. Построив за-
висимость tts~ f (Dq), можно графически решить задачу варьиро-
вания значений D и п. В табл. 6.3 приведены Dq для нагнетателей основных
типов.
Помимо скорости движения СВП на характеристики нагнетательной
установки судна существенно влияет ориентировка воздухозаборника отно-
сительно направления движения СВП. Наиболее эффективно скоростной на-
пор используется в случае, когда воздухозаборник направлен навстречу дви-
жению судна.
Таблица 6.3
Относительные коэффициенты вентиляторов
основных типов
Позиция на рис. 6.19 Тип вентилятора <2 р Qp = hN ns в
Центробежн ые вентилятор ы
1 0,157? 0,002 0,55 0,001 0,07 0,7—10—5 180
2 0,37? 0,03 0,55 0,016 0,27 0,001—0,002 21—30
3 0,57? 0,08 0,50 0,040 0,48 0,01 6,7
4 0,77? 0,20 0,30 0,060 1,10 0,1 2,1
5 С осевым вход- 0,35 0,60 0,210 0,87 0,2 1,5
ным колесом
6 0,97? 0,5—0,6 1,0 0,5—0,6 0,7—0,8 0,2—0,4 1,0-1,5-
С радиальными
диффузорами:
7 с коническим 0,22 0,30 0,066 1,16 0,16 1,38
0,757?
8 0,657? 0,21 0,30 0,063 1,13 0,15 1,40
9 0,97? 0,20 0,30 0,060 1,10 0,13 1,45
10 с барабаииым 0,18 0,40 0,072 0,84 0,08 1,63
0,97?
Осевые в е н т и л я т о р ы
11 0,77? 0,1—0,2 0,03—0,05 0,003—0,010 3,0—6,2 0,2—1,3 0,6—1,5-
12 0,37? 0,30 0,25 0,075 1,5—1,6 0,35 1,1
13 С меридиоиаль- 0,30 0,35 0,10 1,2 0,25 1,3
ио ускоренным
потоком
14 Диаметральный 1,0 1,2—1,8 1,2-1,8 0,6—0,9 0,5—0,9 0,70—0,95
Для оценки влияния скорости движения СВП на работу его нагнетатель-
ной установки необходим конкретный учет соотношения скорости протека-
ния воздуха через нагнетатель и скорости движения СВП, а также встреч-
ного скоростного напора и напора нагнетателя. При экспериментальных
исследованиях необходимо обеспечить геометрическое подобие нагнетателей,
воздуховодов н воздухозаборников модели и натурного судна.
На основе выбранных или рассчитанных коэффициентов Q и р выполняют
аэродинамический расчет и профилирование элементов нагнетателей СВП
[33].
Ниже приведены некоторые дополнительные сведения, которые могут
быть полезны при оценке и выборе характеристик нагнетателя.
Наиболее широкое применение получили осевые и центробежные нагне-
татели.
377
Осевые нагнетатели позволяют получить большие коэффициенты расхода
воздуха, хотя и при меиьших значениях коэффициента напора, по сравнению
с коэффициентом напора центробежных нагнетателей.
Повышение коэффициента напора при применении осевых нагнетателей
может быть достигнуто путем увеличения числа ступеней. Поэтому на перс-
пективных больших СВП возможно применение именно осевых нагнетателей,
так как центробежные нагнетатели большой производительности будут иметь
слишком большие габариты.
Типичная схема осевого нагнетателя СВП включает рабочее колесо,
направляющий аппарат, спрямляющий аппарат,’ступицу колеса, кок, кон-
фузор, диффузор. Рабочее колесо заключено между направляющим и спря-
мляющим аппаратом. При таком исполнении осевого нагнетателя его КПД
может достичь 0,7—0,8. Увеличению КПД осевого нагнетателя способствует
развитие конфузорной части для плавного сужения потока на входе я диф-
фузорной — для постепенного расширения потока на выходе из нагнетателя.
Производительность осевого нагнетателя можно регулировать путем из-
менения частоты вращения рабочего колеса, угла установки лопаток колеса
или направляющего и спрямляющего апарата, а также комбинированием
этих методов.
Аэродинамически совершенные осевые нагнетатели имеют’большие га-
бариты и массу, трудоемки в изготовлении и дороги. Это заставляет исполь-
зовать на СВП аэродинамические схемы нагнетателей без направляющего
аппарата и с фиксированными углами установки лопаток, регулировка кото-
рых возможна только при неработающем нагнетателе или отсутствует вовсе.
Осевые нагнетатели при относительно малых расходах воздуха, соответ-
ствующих незначительным высотам подъема СВП, предрасположены к не-
устойчивой работе (помпажу). Чтобы исключить этот недостаток, следует
подбирать для СВП нагнетатели с пологими характеристиками либо нагне-
татели, обеспечивающие необходимую производительность вне помпажной
зоны аэродинамической характеристики. Возможно также применение проти-
вопомпажных устройств, сглаживающих впадину на характеристикер= f (Q).
Разработаны схемы осевых нагнетателей с меридионально-ускоренным
потоком, позволяющие повысить экономичность осевых нагнетателей. При
этой схеме происходит возрастание скорости потока в осевом направлении.
У нагнетателей с меридяонально-ускоренным потоком неравномерность тече-
ния на входе в колесо меньше, чем у обычных; вследствие этого меньше и
гидравлические потери. Эти нагнетатели маловосприимчивы к условиям про-
текания воздуха; их производительность регулируется дроссельными устрой-
ствами. Полный КПД нагнетателей с меридионально-ускоренным потоком до-
стигает 0,87—0,90.
Интересны перспективы улучшения КПД осевых нагнетателей встреч-
ного вращения. Они могут найти применение на СВП вследствие простоты
регулирования расхода, пониженной шумности. Кроме того, они компенси-
руют гироскопический момент, действующий на СВП со стороны одного
колеса нагнетателя. Статический КПД таких нагнетателей 0,78—0,80.
Центробежные нагнетатели по сравнению с осевыми имеют следующие
преимущества: отсутствие помпажных зон работы, меньшие окружные ско-
рости лопаток, больший коэффициент напора, большая безопасность экс-
плуатации, меньшая стоимость изготовления.
Использование центробежных нагнетателей обеспечивает удачную ком-
поновку общего расположения на СВП. При равных условиях аэродинамиче-
ская схема СВП с центробежным нагнетателем, имеющим горизонтальную
плоскость вращения, обеспечивает меньшие гидравлические потери, чем схема
с осевым нагнетателем. Центробежные нагнетатели, специально спроектиро-
ванные для СВП, имеют высокие значения КПД (до 0,8—0,9), пологие аэроди-
намические характеристики без помпажной зоны, сравнительно малую массу
и длительный срок службы.
В обычных центробежных нагнетателях поток воздуха поступает в спи-
ральный корпус для отвода в определенном направлении и частичного пре-
образования динамического давления в статическое.
378
Для СВП целесообразно сохранение осесимметричного течения воздуха
после выхода из колеса, что достигается использованием радиального диф-
фузора вместо спирального кожуха.
Лопатки центробежных нагнетателей изготовляют из легких сплавов,
пластмасс; кольца ступицы штампуют из стеклопластика или пластмасс.
Для защиты от механических повреждений и эрозии лопатки облицовывают
тонкими листами из нержавеющей сталя. Шум центробежных нагнетателей
меньше беспокоит пассажиров и команду, так как центробежные нагнетатели
обычно установлены в трюме, вдали от палубы и пассажирских помещений.
Рис. 6.21. Схема (а) и план (б) скоростей центро-
бежного нагнетателя [13].
Расчет центробежного нагнетателя при отсутствии безразмерных харак-
теристик может быть выполнен по следующим формулам (рис. 6.21):
Р=ПнР%
ЗриЬ2 W рИаГ (Рлоп ------ аск)
Г вых
(6.36)
где Sp — коэффициент скольжения воздушного потока, равный (по резуль-
татам испытаний) —0,81; w — коэффициент неравномерности воздушного
потока в канале между лопатками, равный (по результатам испытаний) 1,07;
Квых ~ nDbr — площадь воздушного потока на выходе из нагнетателя (см.
рис. 6.21, а); рлоп — угол между средней линией профиля лопатки у выходя-
щей кромки и касательной к внешней окружности нагнетателя (см. рис. 6.21,
б); аск — угол скоса воздушного потока на сходе с лопатки, принимаемый
равным 3°;
т]и — полный КПД нагнетателя, в первом приближении равный 0,7.
379
Окружную скорость концов лопаток находят исходя из условия ра-
венства проектного напора нагнетателя половине напора, при котором про-
изводительность нагнетателя равна нулю.
Прн этом
Р = -у- ПвР5р«б2, (6-37)
откуда
(6.38)
Производительность нагнетателя, соответствующую нулевому напору,
находят, приравнивая нулю выражение в квадратных скобках уравнения
(6.36) и учитывая, что при наибольшем КПД производительность равна
примерно половине этой величины:
— Spu = w ctg (рлоп — аСк) • (6.39)
2 ^вых
Исходя из условия, что площадь истечения воздуха на выходе из рабо-
чего колеса нагнетателя равна площади поперечного сечения ресивера (воз-
душного канала), получают:
Фнаг
F вых
(6.40)
С другой стороны, скорость на выходе иг можно найти по выражению для
коэффициента напора, отнесенного к скорости потока на выходе рг:
v2 = I f (6.41)
V PPr
После подстановки (6.38), (6.40), (6.41) в (6.39) находят
ctg (Рлоп — »Ск) = -~ Г рг- (6.42)
.Приравняв п2 в выражениях (6.40) н (6.41), получают:
<»«>
После определения величины рг находят по выражению (6.42) значения
угла Рлоп-
Определив по выражению (6.43) площадь Квых, получают окружную ско-
рость и по выражению (6.39) частоту вращения
60и п — (6.44)
nD
и мощность нагнетателя
pQwar (6.45)
75т]н
Используя установленные на опыте пропорции:
— =1,5; Fвых _ Ft _ J (6.46)
Di Fi Fo
380
определяют остальные размеры нагнетателя [13]:
Do — 0,94 ]/*Fвых ; = ]/*Fвых ;
Z) ~ 1,5 ]/Fвых I — 0,26 j/*Fвых > (6.47)
b2 = 0,21
Для ориентировки рекомендуют следующие значения величин рг и рЛоп:
для СВП с камерной схемой рг = 3 4- 4; рлоп = 42 4- 46°;
для СВП с сопловой схемой pr = 1 ч- 2; (Злоп = 52 ч- 60°. '
Анализ опыта эксплуатации нагнетателей СВП позволяет определить
диапазон изменения нх рабочих и конструктивных характеристик. Так, диа-
метр рабочих колес заключен в пределах 0,6—3,8 м. Скорость на кромке
лопастей колеса, как правило, выбирают исходя из условия допустимого шумо-
образовання, и на современных СВП она не превосходит 100—120 м/с. При
трюмном исполнении центробежных нагнетателей линейные скорости колес
могут достигать 150—160 м/с. Нагнетатели имеют колеса с втулочным отно-
шением 0,6—0,7 н относительной высотой 0,05—0,45. Масса нагнетателя не
превосходит 3—7% массы конструкции СВП. Удельный вес нагнетателя по
производительности G/Q составляет 0,6—0,8 кг/(м3/с). Удельная мощность
по производительности А/Q колеблется в пределах 3,5—4,5 л. с./(м3/с).
Наименьшие удельные затраты расхода воздуха по массе Q/G имеют
СВП, предназначенные для движения без отрыва от опорной поверхности
(0,5—6 (м3/с)/т]. У амфибийных СВП этот показатель может достигать значе-
ний 10—40 (м3/с)/т; при применении гибких ограждений показатель Q/G
уменьшается в среднем вдвое.
Отношение полного напора нагнетателя к давлению в воздушной подушке
р/рвп составляет 1>5—2,0. На СВП SKMR-1 отношение р/рвп достигает
2,6, а на СВП GEM-III — 3,8.
Серьезного внимания заслуживает защита нагнетателя от пыли и песка.
С этой целью воздухозаборники снабжают специальной кромкой с отверс-
тиями, через которые проходит воздух, создающий защитную завесу. Завеса
предотвращает попадание пыли в нагнетатель.
Для защиты лопаток от коррозии, возникающей при попадании морской
воды, предусматривают специальные конструктивные меры.
Конструкция воздухозаборников н их ориентация по отношению к набе-
гающему потоку могут быть различными, но потери давления и возмущение
потока на повороте во всех случаях неизбежны. При движении СВП с дрей-
фом возникают дополнительные возмущения потока н потери давления. На-
гнетатель при этом работает в неравномерном потоке, и КПД его уменьшается.
В наименьшей степени эти потери возникают при нагнетателе с вертикальной
осью н плоским вертикальным входом. Этот вариант — конструктивный —
получил наиболее широкое распространение как в центробежных, так и
в осевых нагнетательных установках.
В воздухоприемнике, направленном навстречу набегающему потоку, ре-
комендуется для предотвращения отрыва воздушного потока делать закру-
гление кромок патрубка радиусом, равным 0,1—0,08 диаметра патрубка.
При плоском входе может быть реализована примерно половина скорост-
ного напора набегающего потока воздуха без специальных мероприятий.
Для лучшего использования скоростного напора рекомендуется устанавли-
вать концентрические направляющие лопатки на входном отверстии па-
трубка, а также специальный гребень у передней кромки входного отверстия
патрубка.
Диффузоры применяют, чтобы обеспечить расширение воздушного по-
тока в пространстве за нагнетателем и тем самым снизить скорость потока
и повысить давление воздуха. Наименьшее значение коэффициента потерь
в диффузоре, в соответствии с теорией, имеет место при углах раскрытия
конуса диффузора 7—10° Наименьшая скорость воздушного потока на вы-
381
ходе из диффузора составляет не менее 0,4 скорости на входе в диффузор.
При угле раскрытия более 10 происходит отрыв пограничного слоя, компен-
сирующий эффект увеличения площади сечения диффузора. Если с расшире-
нием воздушного канала сочетается поворот, то разница местных скоростей
на протяжении потока должна удерживаться постоянной.
При установке центробежных нагнетателей рекомендуют диффузор»
выполнять гак, чтобы они занимали возможно большую часть окружности,
а их высота была равна высоте лопаток на выходе.
19.2. Расчет сопротивления воздушного тракта
Для этих расчетов воздух в подъемной системе СВП вслед-
ствие относительно малых его избыточных давлений считают несжимаемым,
а его плотность равной плотности атмосферного воздуха. Скорости движе-
ния воздуха в воздушных каналах определяют без поправок на изменение-
плотностей, объемный расход воздуха на всем протяжении воздушного тракта-
считают постоянным.
Сначала определяют площадь проточной части нагнетателя FBK
EBx=4-<D2-d?>> (6.48>
4
где d — диаметр втулки нагнетателя; D — диаметр колеса нагнетателя.
Далее находят скорость воздуха во входном сечении нагнетателя:
Vbx = -^. (6.49}
В режиме висеиия СВП на входе в воздухоприемный патрубок нагнета-
теля скоростной напор воздуха отсутствует. Всасывание же воздуха в па-
трубке происходит с возрастающей скоростью, которая и достигает вели-
чины овх во входном сечении нагнетателя. При этом возрастает динамиче-
ское давление
?вх = 4гР^х’ '6’5°>
которое в дальнейшем остается постоянным по всей длине воздушного тракта
с одинаковой площадью сечения, т. е. до диффузора. Сопротивление жесткой
части воздушного тракта
Лрж — S?BX> (6.51)
где $ — суммарный коэффициент сопротивления жесткой части воздушного
тракта, он состоит из суммы местных сопротивлений.
Для определения давления после расширения тракта, например в диф-
фузоре или в ресивере, сначала находят падение полного давления на входе
Др = ?вх?вх (6.52)
Затем, зная расход Q и площадь поперечного сечения ресивера Ерес, опре-
деляют скорость потока орес и падение скоростного напора в нем:
арес = 1 (6.53)
•'’рес
Ррес^-^У. (6-54)
После этого находят статическое давление в ресивере рр (для соплового
СВП) или в воздушной подушке рвп для камерного СВП.
382
§ 20. Особенности проектирования
энергетических установок СВПС
Энергетические установки (ЭУ) СВПС, особенно крупных,
по составу, компоновке, общей мощности и удельным показателям суще-
ственно отличаются от энергетических установок СВПА. Например, в состав
ЭУ крупных СВПС часто включают ЭУ малого хода, обеспечивающие само-
стоятельный вход и выход судна из гавани, маневрирование в узкостях и
т. п. В качестве главных движителей СВПС используют гребные винты или
водометные движители.
Таким образом, в состав ЭУ крупного СВПС входят: главные двигатели,
воздухонагнетатели, движители, трансмиссия, система управления ЭУ, ЭУ
малого хода, вспомогательные механизмы, устройства, оборудование.
Общая мощность ЭУ крупных СВПС может достигать очень больших
значений. Так, по данным работы [36] суммарная мощность ЭУ СВПС типа
SES водоизмещением 5000 г, обеспечивающая движение судна со скоростью
до 100 уз на волнении 3 балла, должна быть не менее 340 000 л. с. (250 МВт).
Рис. 6.22. Обобщенные зависимости КПД движителей
различного типа от скорости СВПС.
1 — некавнтнрующий гребной вннт (КПК РСН-1);.2 — супер-
кавитирующий гребной винт; 3 — современный водометный
движитель; 4 — перспективный водометный движитель.
В качестве главных двигателей энергетической установки полного хода
СВПС, как правило, используют ГТД, конвертированные из авиационных
ДТРД, однако для сравнительно малых СВПС могут быть использованы лег-
кие дизели (НМ.2; НМ.5). Кроме того, есть данные, указывающие на поиски
возможности использования для крупных СВПС водоизмещением свыше
3500 т атомной энергетики (ЯЭУ).
Воздухонагнетатели СВПС по аэродинамической схеме, как правило,
центробежные. На экспериментальном СВПС SES-100A были применены осе-
вые воздухонагнетатели, вероятно, исключительно с целью сопоставления
с центробежными нагнетателями, установленными на SES-100B, поскольку
дальнейшего развития в проектах СВПС осевые нагнетатели не получили.
Центробежные воздухонагнетатели в зависимости от особенностей их
установки в корпусе СВПС могут иметь либо спиральные нагнетательые
патрубки — диффузоры (на СВПС НМ.2, SES-100B), либо радиальные. Раз-
меры воздухонагнетателей на крупных СВПС могут быть весьма значитель-
ными. Так, в проекте LSES предусмотрена установка шести воздухонагнета-
телей двустороннего всасывания (по три с каждого борта) с диаметром рабо-
чего колеса 2,18 м.
Одно из основных отличий СВПС от СВПА — тип движителей. В ка-
честве движителей на СВПС могут быть использованы:
широколопастные гребные винты фиксированного шага (СВПС НМД);
383
супер кавитирующие полупогружеииые гребиые вииты регулируемого
шага (SES-100B);
осевые водометные движители (XR-1D, SES-100A, LSES и др.).
Сравнение КПД движителей этих типов (рис. 6.22)чпоказываег определен-
ные преимущества гребных винтов, однако удобство коНпоиовки водометных
движителей в скегах в большинстве случаев определяет их более широкое
применение иа СВПС. В табл. 6.4 приведены основные технические харак-
теристики некоторых водометных движителей, разработанных фирмами США
для СВПС и СПК.
Особую роль при проектировании водометного движителя для СВПС
играет выбор гидродинамической схемы и конструкции водозабориика. По
гидродинамической схеме водозабориики разделяют иа полиоиапориые (ди-
намического типа), плоские (статического типа) и комбинированные. Полио-
иапориые водозабориики необходимо устанавливать иа специальных стойках,
что образует развитые выступающие части, увеличивающие сопротивление
движению судна. Более компактные плоские или комбинированные водо-
забориики встречаются в проектах СВПС чаще.
Водозабориики всех типов, предназначенные для скоростных судов,
должны работать без кавитации как в режиме малого хода и разгона, гак и
в режиме полного хода, г. е. площадь их гидравлического сечения должна
изменяться в зависимости от скорости судна. С целью расширения зоны бес-
кавитациоииого обтекания входа водозабориика было разработано несколько
конструкций водозаборииков регулируемой площади.
При гидравлическом расчете параметров водометного движителя задан-
ной мощности определяют оптимальные диаметр ротора иасоса, частоту
Таблица 6.4
Основные технические характеристики
водометных движителей большой мощности
для СВПС и СПК (США)
X арактернстнка Высокооборотные водометные двнжнтелн Ннзкооборотные водометные двнжнтелн
односту- пенчатые двухсту- пенчатые односту- пенчатые двухсту- пенчатые
Мощность, кВт Диаметр рабочего колеса насо- са, м Распределение мощности по ступеням Скорость воды на входе в во- дометный движитель, м/с Частота вращения, об/мин Длина водометного движите- ля, м Масса установки из четырех водометных движителей иа ко- рабле, кг (с водой) В том числе: и асосы без воды « с водой водозабориики и водоводы с водой трансмиссии с редукторами 30 000 1,07 1,0 9,5 1093 4,44 97 350 4x6120 4X8950 30 650 30 900 30 000 1,07/0,87 0,4/0,6 9,5 1088/2435 104 250 4x8400 30 650 40 000 30 000 1,55 1,0 4,6 589 217 000 4x32 100 45 000 43 600 30 000 1.52/1,14 0,12/0,88 4,6 465/1389 6,85 183 000 4X15 000 4X22 000 45 000 50 000
384
13
CQ ? P C
* cn
S «О й
>> О П ®
X
• л —| ГС о
2 н с >> * 2 «
«» Г1 <-ч e"s пЯ □ _
1856
х
S
о
X
О И оз
® е я
о. 5 гс
•- *=СГО V1
я о я *
хЕ
SOQ
л Е
хЬ£
о
2
Заказ №
вращения ротора, расход и напор воды, упор движителя, его КПД методами,
изложенными в работе [23].
Общая компоновка энергетической установки СВПС во многом опреде-
ляется такими особенностями формы корпуса судна, как размеры и форма
скегов. В то же время принятый при проектировании тип движителей суще-
ственно влияет на размеры и форму скегов. Как правило, энергетическая
установка СВПС состоит из системы движения, разделенной побортно, и си-
стемы поддержания (подъемной системы), размещаемой в основном корпусе
•судна. Движители автономной установки малого хода рассчитывают исходя
из условий получения высокого КПД при относительно малой скорости судна
(5—10 уз) и размещают либо в скегах, либо в основном корпусе.
На рис. 6.23 в качестве примера представлена проектная компоновочная
схема энергетической установки КВПС LSES.
Глава VII. ВЫБОР СРЕДСТВ МАНЕВРИРОВАНИЯ,
УПРАВЛЕНИЯ СВП И ОБЕСПЕЧЕНИЯ
УСТОЙЧИВОСТИ ДВИЖЕНИЯ
§ 21. Маневренные качества СВП
Высокие скорости СВП значительно повышают роль мане-
вренных качеств CBJI в обеспечении безопасности плавания. Необходимость
уклонения от препятствий за короткий промежуток времени, малые запасы
динамической устойчивости, особенности ветрового воздействия (прежде
всего на амфибийные СВП) создают серьезные затруднения при эксплуата-
ции СВП. Правильно разобраться во всех этих вопросах необходимо уже
на ранних стадиях проектирования. Однако ни теоретические расчеты, ни
модельные испытания не дают исчерпывающей характеристики маневренных
качеств проектируемого судна, поэтому окончательно маневренные качества
СВП определяют на его натурных испытаниях.
21.1. Общие сведения
о маневренных качествах СВП
Маневренными качествами СВП называют совокупность
качеств, обеспечивающих способность судна изменять за определенный про-
межуток времени свое место (по всем трем координатам) и вектор скорости
(по величине и направлению).
Как известно, суда на воздушной подушке с полным отрывом от воды
(амфибийные) й суда с неполным отрывом от воды (скеговые) могут нахо-
диться в двух крайних положениях по высоте подъема: в водоизмещающем
положении и, при использовании воздушной подушки, на максимальной
высоте подъема. В первом случае (а для скеговых СВП и во втором случае)
движение СВП почти не отличается от движения обычного надводного судна,
и маневренные качества СВП определяют методами, используемыми при проек-
тировании водоизмещающих судов. В связи с особенностями условий движе-
ния СВП им необходимо обеспечить комплекс маневренных качеств, прису-
щих, скажем, подводной лодке (например, маневрирование по высоте: движе-
ние на воздушной подушке; на воздушном пузыре; в водоизмещающем поло-
жении) и обычному судну (например, хотя бы кратковременный задний
ход)
386
Движение же амфибийного судна на воздушной подушке во втором слу-
чае происходит в воздухе. Следовательно, по маневренным качествам амфй-
бийные суда на воздушной подушке занимают промежуточное положение
между обычными судами и летательными аппаратами.
К маневренным качествам СВП можно отнести управляемость и соб-
ственно маневренность.
Центр масс СВП, имеющего шесть степеней свободы, вдоль каждой из
трех неподвижных координатных осей с началом в центре масс может совер-
шать поступательные (высота подъема, продольное движение и боковой
дрейф) и колебательные перемещения. Относительно центра масс возможны
вращательные перемещения вокруг трех координатных осей (крен, диф-
ферент, дрейф) и угловые колебательные перемещения (боковая качка, киле-
вая качка, рыскание).
Способность СВП управлять своим положением в пространстве и векто-
ром скорости в результате вращения вокруг центра масс называется упра-
вляемостью.
Способность СВП управлять своим положением в пространстве и векто-
ром скорости в результате поступательного перемещения центра масс назы-
вается маневренностью.
Управляемость и маневренность СВП существенно зависят от внешних
условий. Например, СВП, имеющее удовлетворительные маневренные ка-
чества на тихой воде, может оказаться неуправляемым или не сможет удовлет-
ворительно маневрировать при ветре и волнении. Поэтому маневренные ка-
чества СВП рассматривают при отсутствии ветра и волнения и при воздей-
ствии ветра и на волнении.
В связи с пространственным характером движения СВП их управляе-
мость и маневренность также имеют пространственный характер.
Управляемость СВП. Под влиянием традиционной оценки управляемо-
сти надводных кораблей управляемость СВП также оценивают, ограничиваясь
рассмотрением движения СВП в горизонтальной плоскости. При этом упра-
вляемость СВП рассматривают как* единство двух противоречивых качеств:
устойчивости на курсе и поворотливости.
Под устойчивостью на курсе подразумевают способность СВП сохранять
заданное прямолинейное направление движения, а поворотливость — это
способность СВП изменять определенным образом направление его движения.
Как и при рассмотрении надводных судов, устойчивость СВП на курсе
разделяют на статическую и динамическую. Под статической устойчивостью
на курсе понимают способность СВП сохранять заданное направление дви-
жения при статическом изменении угла дрейфа р.
Под динамической устойчивостью на курсе подразумевают способность
СВП сохранять заданное направление движения при динамическом воздей-
ствии на угол дрейфа (3, крена 0, угловую скорость рыскания юу.
Различают статическую устойчивость к воздействиям иа угол крена,
дифферента, на высоту висения. Первые два качества называют остойчиво-
стью и рассматривают отдельно.
Особенно важное значение для СВП имеет обеспечение динамической
устойчивости пространственного движения СВП, под которой подразуме-
вается способность СВП возобновлять исходное установившееся движение
при динамических воздействиях на кинематические характеристики (пара-
метры) пространственного движения.
Динамической устойчивости пространственного движения СВП не уделя-
лось достаточного внимания, пока не произошло несколько случаев опро-
кидывания СВП. Опыт эксплуатации зарубежных СВП показал, что при сте-
чении неблагоприятных обстоятельств возможна потеря динамической устой-
чивости пространственного движения и, как следствие, опрокидывание не
только амфибийных, но и скеговых СВП.
Динамическая устойчивость пространственного движения СВП в значи-
тельной степени зависит от продольной устойчивости его движения. Под
продольной устойчивостью движения СВП понимают устойчивость движения
в вертикальной продольной плоскости, проходящей через центр тяжести СВП.
13* 387
Кинематическими характеристиками (параметрами) продольного движе-
ния являются скорость судна v, высота подъема h, угол ходового дифферента
ф, угловая скорость изменения дифферента юг.
Можно раздельно рассматривать динамическую устойчивость продоль-
ного движения и продольную статическую остойчивость. При этом под про-
дольной статической остойчивостью подразумевают устойчивость к статиче-
ским воздействиям на угол дифферента СВП, находящегося в режиме висе-
ния без хода.
Наконец, устойчивость к воздействиям на кинематические характери-
стики (параметры) продольного движения СВП при ходе судна, при котором
кроме статических сил и моментов, действующих в режиме висения, возни-
кают силы и моменты от взаимодействия с окружающей средой на ходу судна,
а также демпфирующие силы и моменты, характеризует динамическую устой-
чивость продольного движения СВП.
Основой динамической устойчивости продольного движения СВП при
неизменных скорости судна и высоте подъема является обеспечение про-
дольной статической остойчивости. Однако этого оказывается недостаточно.
Необходимо, чтобы те конструктивные меры, которые обеспечивают продоль-
ную статическую остойчивость СВП, обеспечивали также продольную остой-
чивость и при движении во всем диапазоне спецификационных скоростей
судна и других спецификационных условий движения.
Если обычных конструктивных мероприятий оказывается недостаточно
для обеспечения динамической устойчивости продольного движения СВП —
предусматривают специальные конструктивные меры, например устанавли-
вают наклонные или горизонтальные аэродинамические стабилизирующие по-
верхности — стабилизаторы. Так, например, на амфибийном СВП ВН-7 уста-
новлены наклонные стабилизаторы, на французском СВП № 500 — горизон-
тальные стабилизаторы в сочетании с горизонтальными рулями, на англий-
ском СВП SRN5 — горизонтальные рули. На некоторых СВП для этой цели
предусматривают дифферентную систему, как на подводных лодках, или, на-
пример, на американском скеговом СВП SES-100A —убирающиеся носовые
гидродинамические поверхности — стабилизаторы.
Вертикальная устойчивость. Обеспечение статической
и динамической вертикальной устойчивости СВП, т. е. устойчивости к воздей-
ствиям на высоту подъема СВП, связано с особенностями работы подъемной
системы, в том числе гибкого ограждения, и играет немаловажную роль
в обеспечении как продольной устойчивости, так и устойчивости простран-
ственного движения в целом.
Поперечная устойчивость — устойчивость СВП к возмуще-
ниям кинематических параметров движения в плоскости мидель-шпангоута:
угла крена, угловой скорости накренения, высоты подъема. Поперечную
устойчивость СВП можно рассматривать как отдельно, так и совместно
с устойчивостью на курсе. Движение СВП в двух плоскостях: горизонталь-
ной и плоскости мидель-шпангоута (поперечной) называют боковым дви-
жением, а устойчивость — устойчивостью бокового движения.
Критерием поперечной статической устойчивости является коэффициент
поперечной статической устойчивости /п®, равный
/и® = д [ / Э0 , (7.1)
\?5бокА / / 0_о
где Мхе — момент сил относительно продольной оси Ох, зависящих от угла
крепа .
Условием поперечной статической устойчивости является неравенство
т® <0. (7.2)
Запасом поперечной статической устойчивости на мореходность 4 балла
ориентировочно может служить величина
т®< —0,40. (7.3)
388
21.2. Средства, обеспечивающие управляемость СВП
Для обеспечения управляемости СВП при движении с уче-
том действия волнения и ветра, а также в режиме висения на воздушной по-
душке без хода на СВП предусматривают специальные средства управления.
Различают средства управления СВП по курсу, по дифференту и по крену.
Средства управления СВП по курсу (рис. 7.1) можно разделить по тради-
ции [9] на главные средства управления (ГСУ) и вспомогательные средства
управления (ВСУ). Главные средства управления предназначены главным
образом для обеспечения управляемости СВП на ходу судна. К главным
средствам управления можно отнести рулевые устройства (РУ), неповорот-
ные главные движители (НГД) и главные движительно-рулевые устройства
(ГДРУ).
В состав рулевых устройств амфибийных СВП входят:
вертикальные воздушные рули, устанавливаемые обычно или непосред-
ственно за стабилизаторами или отдельно от них, но почти всегда в потоке
от движителей;
поворотные вертикальные стабилизаторы (как, например, на английском
СВП SRN4);
поворотные пилоны, на которых располагают движители (как на том же
СВП SRN4);
выдвижные шверты, штыри для уменьшения радиуса циркуляции (как,
например, на японских СВП).
У скеговых СВП применяют обычно водяные рули, а также выдвижные
поворотные закрылки, как, например, на американском СВП SES-100A.
Отличительная особенность рулевых устройств СВП, как и других су-
дов, заключается в том, что их действие проявляется только при нали-
чии хода судна.
Неповоротные главные движители (НГД) как с насадками, так и без на-
садок широко используют, например, на амфибийных СВП для управления
по курсу при наличии не менее двух НГД. При этом разность тяг создается
различными способами: разностью оборотов, а при постоянных оборотах
ВИШ — разношаговостью.
Главные движительно-рулевые устройства применяют для управления
СВП по курсу (как и неповоротные главные движители) не только при нали-
чии скорости судна, но и без нее. В состав ГДРУ входят сами движители
и насадки к ним, способные менять направление тяги в широких пределах.
На амфибийных СВП широко применяют поворотные ВИШ и в насадках
и без насадок, на скеговых, например, раздельные поворотные насадкв
к водометным движителям.
Вспомогательные средства управления (ВСУ) отличаются тем, что их
работа происходит без участия главных движителей, или, если ВСУ оборудо-
ваны собственными двигателями, без включения главных двигателей.
ВСУ предназначены для управления по курсу без хода судна или на очень
малых ходах, причем по мере увеличения скорости судна эффективность их
работы падает.
ВСУ можно разделить на подруливающие устройства (ПУ) и вспомога-
тельные движительно-рулевые устройства (ВДРУ). Подруливающие устрой-
ства создают тягу для управления по курсу — однозначно ориентированную
относительно СВП, а ВДРУ — тягу, направление которой может меняться.
На амфибийных СВП нашли широкое применение струйные рули — от-
верстия в жестком корпусе с захлопками, располагаемые в носу и корме по-
бортно. В результате реакции воздушных струй, истекающих из отверстий,
эти рули создают силы и моменты, способные разворачивать СВП по курсу.
Для разворотов СВП также могут применяться средства управления СВП
по креиу (рис. 7.2).
Как известно, при накренении амфибийного СВП со стороны приподня-
того борта из воздушной подушки вытекает воздух, сила реакции которого
может создавать разворачивающий момент. Кроме того, известно применение
средств управления СВП по крену на ходу судна для уменьшения радиуса
389
Рис, 7,1. Классификация средств управления СВП по курсу,
390
циркуляции, например подъем гибкого ограждения с одного борта. При этом
кроме упомянутого выше эффекта происходит замыв гибкого ограждения опу-
щенного борта, увеличение его сопротивления движению и, как следстввие,
появляется разворачивающий момент. Поэтому средства управления СВП
по крену, как и ноздушные рули ВДРУ, отнесены одновременно и к рулевым
устройствам. На скеговых СВП возможно, особенно на больших СВП, приме-
нение обычных подруливающих устройств.
Рис. 7.2. Классификация средств управления СВП по крену и диф-
ференту.
Известно применение на амфибийных СВП вертикальных аэродинамиче-
ских рулей с реактивными закрылками (на английском СВП SRN5) в ка-
честве вспомогательных движительно-рулевых устройств. Закрылок выполнен
в виде короба на наружной стороне руля, в который из воздушной подушки
подается воздух. Истекающая реактивная струя разворачивается вместе
с самим вертикальным рулем. Известно также предложение делать в воздуш-
ном вертикальном руле подвижную вставку, которую для выполнения раз-
ворота СВП на месте выдвигают в газовый поток, выходящий из газотурбин-
ных главных двигателей. На скеговых СВП возможно применение опускных
поворотных винтовых колонок для обеспечения как малого хода СВП, так
и разворотов судна иа месте.
Главные, вспомогательные движительно-рулевые устройства и подрули-
вающие устройства могут создавать кроме вращающего момента боковую
силу иа СВП, не имеющем хода. Поэтому их, по аналогии с устройствами для
391
водонзмещающих судов, можно объединить как «средства активного управле-
ния». На рнс. 7.1 средства активного управления показаны пунктиром.
В качестве средств управления по дифференту и крену применяют, как
видно из рис. 7.2, в основном средства, изменяющие аэродинамические пара-
метры воздушного потока, образующего воздушную подушку. При этом сред-
ствами, общими для управления СВП по дифференту и по крену, являются:
1) устройства дросселирования потока воздуха:
а) в нагнетателе (например, поворотные лопатки направляющего ап-
парата осевых нагнетателей, поворотные лопатки рабочего колеса нагнета-
теля);
б) за нагнетателем (например, поворотные заслонки, шиберы, диафрагмы,,
устанавливаемые в каналах проточной части непосредственно за нагнетате-
лем);
в) прн выходе в воздушную подушку (например, устройства, запатенто-
ванные французской фирмой «Бертэн» для многокамерного гибкого огражде-
ния. В каждую камеру подводится воздушный поток по трубопроводам, в ко-
торых параметры потока могут регулироваться. Синхронное регулирование-
потоков по бортам илн в оконечностях создает крен или дифферент);
2) устройства для подъема гибких ограждений. Как указывалось ра-
нее, их широко используют для создания небольшого крена амфибийных:
СВП; для создания дифферента используют подъем ограждения, например,,
в корме. Известно также применение подъема носового ограждения для из-
менения ходового Дифферента скегового СВП при преодолении «горба» со-
противления;
3) струйные рулн — прн соответствующем открывании (например, при
открывании струйных рулей с одного борта появляется незначительный
крен, прн открывании Двух в одной оконечности — дифферент). Для упра-
вления по дифференту, кроме того, применяют горизонтальные рули, как.
упоминалось ранее, и дифферентные системы.
Средства управления, устанавливаемые на СВП, обычно выбирают пу-
тем сочетания устройств различных групп, в зависимости от назначения и
особенностей использования СВП.
Эффективность принятых средств управления в общем случае опре-
деляется значением и направлением равнодействующей тяги всех устройств,
а также моментом от пары, образованной этой силон и реактивной силон, ей
противодействующей, роль которой могут играть сила инерции, сила сопро-
тивления воды и ветра перемещению СВП и т. п.
21.3. Маневренность СВП
Учитывая пространственный характер движения СВП,
рассмотрим кроме средств управления средства маневрирования СВП.
Средства маневрирования СВП, можно разделить на средства продоль-
ного (СПМ), бокового (СБМ) и вертикального маневрирования (СВМ)
(рис. 7.3).
К средствам продольного маневрирования можно отнести главные дви-
жители и движительно-рулевые устройства при симметричном изменении
тяги. Для выполнения реверса применяют обычно или реверс ВИШ, или ре-
версивно-рулевые устройства. На длительный задний ход конструкцию кор-
пуса и гибких ограждений СВП обычно не рассчитывают, так что принято
считать, что СВП заднего хода не имеет.
В связи с действием реактивной силы тяги прн подъеме оконечности СВП
в режиме на воздушной подушке, к средствам продольного маневрирования
можно также отнести средства управления СВП по дифференту. Эти средства,
естественно, вспомогательные, но их применение, особенно в режиме маневри-
рования на воздушной подушке без хода, например на стояночных площад-
ках, известно.
392
К средствам бокового маневрирования можно отнести средства активного
-управления СВП (см. рнс. 7.1) и средства управления СВП по крену (см.
-рис. 7.2). Средства активного управления СВП — главные, так как могут
-создавать боковую тягу, соизмеримую в некоторых случаях с продольной,
как, например, поворотные вннты на СВП SRN4. Средства управления СВП
по крену, как н средства управления по дифференту, — вспомогательные.
Главные средства вертикального маневрирования, естественно, — на-
тнетатели, основной способ маневрирования — изменение частоты вращения
•нагнетателей. Прн использовании осевых нагнетателей этот способ неэконо-
мичен [39], но в ряде случаев он может быть существенно улучшен благодаря
применению противопомпажных устройств.
Рис. 7.3. Классификация средств маневрирования СВП.
Прн симметричном относительно ДП н мндель-шпангоута использовании
средств управления СВП по крену и по дифференту эффективность вертикаль-
ного маневрирования в некоторых случаях оказывается лучшей, чем прн
изменении частоты вращения нагнетателей.
Наиболее выгоден способ маневрирования по высоте, основанный на из-
менении угла установки лопаток на рабочем колесе нагнетателя. Он обеспе-
чивает глубокое регулирование аэродинамических параметров воздушной
подушки прн подъеме н посадке СВП. Прн этом изменение режима работы
нагнетателя происходит в области высоких КПД. Существенный недостаток
такого способа регулирования — сложность конструкции колеса нагнета-
теля, поскольку необходимо устройство, обеспечивающее поворот лопаток
колеса.
Наиболее простым способом считается изменение режима работы нагне-
тателя в результате поворота лопаток направляющего аппарата нагнетателя.
Такой способ требует применения противопомпажных устройств.
Дросселирование потока воздуха в проточной части корпуса СВП отли-
чается простотой конструктивного исполнения, но так же невыгодно, как
393
и другие виды дросселирования, поскольку связано с непроизводительной
затратой мощности на преодоление дополнительного сопротивления, вноси-
мого дроссельным устройством в проточный тракт СВП.
Устройства для подъема гибких ограждений н струйные рули приме-
няют при вертикальном маневрировании в основном для ускорения посадки
амфибийных СВП.
Наиболее важными элементами маневренности СВП являются время
и путь разгона и торможения (движение по инерции и при реверсе движи-
телей); скороподъемность (время выхода на режим воздушного пузыря, ре-
жим воздушной подушки), время посадки на опоры из режима иа воздушной
подушке, значения боковых сил для движения лагом или парирования ветро-
вого дрейфа без хода и т. п.
Некоторые элементы маневренности построенных СВП даны в табл. 7.1.
Таблица 7.1
Элементы маневренности СВП
Характеристика Тип судна
5КУР-1 VA-3 SRN2 SRN5 SRN6 VT-2* SRN4
Водоизмещение» т Время разгона, с Выбег, м: в нормальных условиях в экстренных случаях торможения Время торможения, с Ускорение при торможении q 2,0 35 (50)** 92(50) 46 (50) 12,9 35 (50) 274 (60) 69 (60) 1,5 27,0 530 (70) 213 (70) 0,125—0,3 9,0 76 (70) 490 (70) 130 (70) 33 12,5 41 (50) 238 (50) 111 (50) 100 183 91 (25) 20/23 177 55 (50) 640 (50) 160 (50)
* При попутном ветре 10 уз н на волне 0,23 м.
** В скобках указана скорость хода, уз.
*** Прн одновременном реверсе движителя и выключении нагнетателя.
21.4. Средства управления и маневрирования,
принятые на некоторых зарубежных СВП
В качестве иллюстрации приведем описание устройств,
предусмотренных на некоторых СВП.
Управление СВП SRN4 осуществляют при помощи четырех воздушных
винтов изменяемого шага без насадок, расположенных попарно в носу и
корме на поворотных пилонах, двух подвижных стабилизаторов и двух рулей
за стабилизаторами. Стабилизаторы и рули установлены в потоке кормовых
воздушных винтов.
При вращении пилона автоматически поворачивается подвижный стаби-
лизатор, механически связанный с иим. Максимальный угол поворота стаби-
лизатора ±30°, максимальный угол поворота руля ±40°. Для отклонения
от курса иа переднем ходу судна пилоны разворачиваются в разные стороны,
при этом поперечные составляющие тяги винтов создают пару сил, которая
поворачивает судно. При отсутствии хода для поворота судна создают одним
винтом тягу вперед, а другим — тягу назад и поворачивают пилоны в одну
сторону.
При повороте пилонов в одном направлении и работе винтов в одном на-
правлении поперечная составляющая тяги винтов и реакции стабилизатора
394
и руля вызывают крен и дрейф судна. Этот способ управления используют для
противодействия встречному ветру или для компенсации несимметричной
нагрузки. Гибкое ограждение также имеет возможность подниматься и опус-
каться.
СВП SRN5 управляется при помощи двух стабилизаторов, а также вер-
тикальных и горизонтальных рулей. Горизонтальные рули служат для изме-
нения дифферента судна.
На испытаниях первого СВП было установлено, что статическая устой-
чивость на курсе избыточна. Поэтому высота кормовых стабилизаторов была
уменьшена, перед ЦТ судна установлен дополнительный стабилизатор (иа
рубке), а в кормовой оконечности — активные рули, состоящие из двух плос-
ких воздуховодов, соединенных с ресивером, и наделок на наружных поверх-
ностях вертикальных рулей, поворачивающихся вместе с ними.
Это дополнительное устройство обеспечивает управление рысканием при
малых скоростях судна. Истечение воздуха из воздуховодов не приводит к за-
метному уменьшению подъемной силы судна и создает реактивную тягу,
значительно меньшую, чем упор винта. При необходимости полной остановки
судна реактивная тяга компенсируется реверсированием шага винта.
Для предотвращения бокового дрейфа на судне используют устройство,
обеспечивающее подъем гибкого ограждения. Подъем двух секций гибкого
ограждения длиной по 1,8 м на соответствующем борту создает крен и вызы-
вает появление боковой силы, препятствующей боковому дрейфу на повороте.
При движении судна с большими скоростями достаточно эффективны рули,
а сила, возникающая при повороте на носовом стабилизаторе, создает доста-
точный внутренний крен для входа в установившуюся циркуляцию.
СВП ВН-7 снабжено одним поворотным воздушным винтом без иасадки,
установленным иа поворотном пилоне, и двумя наклонными неповоротными
Таблица 7.2
Характеристики рулей и стабилизаторов
амфибийных зарубежных СВП
Характеристика Типы СВП
SRN5 SRN6 MV-PPS N 300 SRN3 SRN4
Количество стабилизаторов (рулей): 2(2) 2(2)
вертикальных 2(2) — 0(1) 2(2)
наклонных — ——• 2(0) 2(0) 2(0) —
горизонтальных Площадь стабилизаторов: 0(2) 0(2) —
общая, м2 3,5 3,5 — 12,6 35,6
пс отношению к площади дп Площадь вертикальных ру- лей: 0,09 0,07 0,09 0,37 0,125 0,12
общая, ма 2,2 2,2 —• 2,5 14,8
по отношению к площади ДП 0,06 0,045 0,07 — 0,025 0,05
Поперечный наклон стаби- лизаторов и рулей, град. -45 -87 65 —
Отстояние передней кромки стабилизатора от плоскости вращения вянта в долях от диаметра винта 0,5 0,5 -0,25 -0,5. 0,5
395
стабилизаторами. Управление СВП по курсу осуществляется поворотом пи-
лона иа угол ±35—40°. Кроме поворотного пилона иа судне нет никаких под-
вижных аэродинамических поверхностей, в том числе рулей.
На СВП Джефф (А) побортно в носу и в корме расположено на поворот-
ных пилонах по одному воздушному ВИШ в насадках. Носовые движители
могут разворачиваться в диапазоне 0±36°, кормовые—на угол ±30° от-
ДП. Никаких других средств управления нет.
На СВП Джефф (Б) в корме расположено два неповоротных воздушных
ВИШ в неповоротных насадках. За каждой насадкой винта установлено по.
два воздушных руля. В носовой части корпуса расположено два струйных
руля.
Управление скеговым СВП SES-100A на малых скоростях осуществляется1
изменением тяги водометов, а также при помощи реверсивно-рулевого уст-
ройства иа каждом из двух водометов, на больших скоростях, кроме того, —
перемещением выдвижных крыльевых поверхностей, а также выдвижных
носовых стабилизаторов.
На скеговом СВП НМ. 2 в скегах установлены два балансирных руля ло-
паточного типа, отклоненные наружу для обеспечения внутреннего крена на
циркуляции.
Характеристики рулей и стабилизаторов некоторых амфибийных зару-
бежных СВП приведены в табл. 7.2.[13].
21.5. Некоторые рекомендации пр расположению приборов
и механизмов управления СВП
При проектировании приборного оборудования для упра-
вления СВП необходимо учитывать, что СВП — не водоизмещающее судно,
способное пробиваться сквозь волны, и не самолет, который может лететь-
независимо от состояния поверхности моря. СВП необходимо все время упра-
влять таким образом, чтобы судно следовало по контуру волн, не ударяясь-
о них. Дифферент, скорость и курс СВП следует устанавливать в зависимости
от отношения длины СВП к длине и высоте волны.
Работа устройств (механизмов) управления должна быть основана на»
принципе учета быстроты и естественности реакции судоводителя: например,
при наклоне рулевого рычага или повороте рулевого колеса влево и СВП
должно смещаться влево. Все устройства (механизмы) управления, по воз-
можности, должны иметь обратную связь или создавать ощущение выполняе-
мого маневра. Рули, пилоны, струйные рули и т. д. должны возвращаться
в нейтральное положение, когда оператор снимает руки с соответствующих
устройств (механизмов) управления. Рукоятки топливного дросселя, регуля-
тора шага ВИШ должны оставаться в заданном положении, когда оператор-
снимает с них руки. На СВП с несколькими энергетическими установками»
управление должно быть простым и выполняться одной рукой. Например,,
при наклоне рукоятки вперед увеличивается мощность всех энергетических:
установок, при наклоне назад — уменьшается.
Вождение СВП имеет больше общего с вождением автомобиля, чем с вож-
дением самолета, так как оператор значительную часть энергии тратит на
обзор и анализ пути, а не на слежение за показаниями приборов.
Следовательно, циферблаты, шкалы и т. д. необходимо группировать.
В первую группу должны входить измерители курса, скорости, дифферента,
и т. д., во вторую группу — тахометры, указатель уровня топлива и т. д.
Все другие приборы, выдающие информацию об энергетической установке,,
лучше располагать под предупредительной световой сигнализацией совстроен-
ными датчиками превышения температуры и скорости вращения.
Рассмотрим устройства (механизмы) управления некоторыми СВП.
Устройства (механизмы) СВП SRN4 размещены в ходовой рубке, в их состав-
входит ножная педаль и отклоняемая колонка со штурвалом самолетного
типа. Педаль и колонка связаны с сервомоторами и усилителями приводов»
396
поворота пилонов, стабилизаторов и рулей. Движение правой половины
педали вперед вызывает поворот пилона носовых винтов по часовой стрелке,
а кормовых пилонов и рулей — против часовой стрелки, что создает вращаю-
щий момент вправо.
Одновременное движение педалей вызывает различное по направлению
изменение шага винтов. При использовании отрицательного шага винтов для
торможения судна одновременное движение педалей приводит к поворотам
пилонов и рулей в противоположных направлениях. Поворот штурвала на
колонке управления вызывает поворот пилонов и рулей в одном направлении.
Распределение мощности между винтами и вентиляторами изменяют
путем отклонения вперед или назад колонки управления (что приводит к из-
менению шага винтов) и одновременным воздействием на рычаги управления
подачей топлива в двигатели.
На французском СВП N 300, например, кроме изменения мощности двига-
телей, предусмотрено только одно средство управления — изменение шага
винтов; пилоны винтов, стабилизаторы — неповоротные, воздушных рулей
нет. Для воздействия на устройства (механизмы) управления предусмотрены
только колонка самолетного типа и два рычага подачи топлива иа централь-
ном пульте, ножных педалей нет. Поворот штурвала колонки вызывает изме-
нение шага винтов различное по направлению, а отклонение колонки вперед
и назад изменяет шаг обоих винтов в одном направлении (увеличивает при
движении вперед).
Пост управления СВП SRN 5, размещенный в передней части пассажир-
ской кабины, оборудован подобно постам управления на вертолетах. Перед
креслом рулевого находится колонка с рукояткой управления подъемом сек-
ций гибкого ограждения (ГО).
Справа от кресла установлен рычаг управления шагом винта. Здесь же
размещен рычаг управления горизонтальными рулями, связанный с ними
тросиком. Под приборным щитом расположены иожиые педали авиационного
типа для управления вертикальными рулями, также имеющими тросиковый
привод.
При отклонении рукоятки управления влево поднимаются передняя
и задняя секции ГО левого борта. При отклонении рукоятки вперед подни-
маются носовые секции ГО обоих бортов. Любая секция ГО может быть при-
поднята отклонением рукоятки по соответствующей диагонали. В результате
СВП накреняется и движется в сторону поднятых секций ГО.
Принцип действия рукояток управления шагом ВИШ и горизонтальными
рулями тот же, что и на самолете, т. е. их отклонение вперед увеличивает шаг
винта и дифферент судна на нос. По тому же принципу работают иожиые пе-
дали: движение правой педали вперед соответствует циркуляции СВП вправо.
Аналогичные устройства (механизмы) управления и оборудование поста
управления предусмотрены на СВП SRN6.
§ 22. Обеспечение управляемости СВП
22.1. Об оценке устойчивости на курсе СВП
Отработка управляемости начинается с испытаний малых
схематизированных моделей СВП в аэродинамических трубах и буксировочных
бассейнах, и продолжается на всех этапах проектирования СВП. Тем ие менее
нередко после ходовых испытаний СВП приходитси вносить конструктивные
изменения в устройства (механизмы), обеспечивающие управляемость (как,
например, при проектировании на SRN5, SK.-5).
В связи с проблемой повышения мореходности амфибийных СВП вопросы
обеспечения их управляемости приобретают очень большое значение. Рас-
четы управляемости при проектировании СВП выполняют, как известно, на
397
«основании продувок и буксировок моделей без учета воздействия ветра и вол-
нения или при весьма приближенном его учете. Поэтому целесообразно при
проектировании СВП обеспечивать как статическую, так и динамическую
устойчивость СВП на курсе путем обеспечения запасов статической и дина-
мической устойчивости на заданную мореходность.
Условием статической устойчивости СВП на курсе является неравенство:
mg<°, . ’ . (7.4)
где — коэффициент статической устойчивости на курсе, равный
= д^\ ’ (7-5)
\ // Jp=o
— момент сил относительно вертикальной оси Оу, зависящий от угла
дрейфа р.
В развернутом виде выражение для можно записать следующим
образом:
ту = туа + тук + туг' (7.6)
mla = (7‘7)
myR= ~ . PQxrV . (7.8)
Q^6ok.L
туг = + туГО = - -'^вр'^вол _ ^го*го (7.9)
Коэффициент статической устойчивости на курсе непосредственно
влияет на запас динамической устойчивости СВП. Из выражения (7.4) видно,
что для обеспечения статической устойчивости СВП на курсе при проектиро-
вании следует стремиться к тому, чтобы знаки у всех составляющих этого
выражения были отрицательны, а значения относительных плеч каждойиз со-
ставляющих коэффициента были бы максимальными.
Рассмотрим каждую составляющую отдельно.
Коэффициент Знак этого коэффициента определяется расположе-
нием приведенного плеча x^lL (где х# — координата точки приложения ЦТ
боковой составляющей от силы импульсного сопротивления) по отношению
к центру тяжести СВП. Это обстоятельство можно использовать для измене-
ния в нужном направлении коэффициента путем такого расположения на-
гнетателей по длине судна, при котором приведенное плечо располагалось бы
кормовее ЦТ.
Коэффициент т$г. При рассмотрении гидродинамического коэффици-
циента момента рыскания т^г принимают, что боковая составляющая ZB —
= ХврР от волнового сопротивления при угле дрейфа приложена в центре
поддержания от воздушной подушки, расположение которого по длине в нор-
мальных условиях эксплуатации изменяется несущественно вслед за измене-
нием ходового дифферента ф, перемещаясь в сторону наклоненной оконеч-
ности. Существенно оно может измениться лишь при частичной потере пло-
щади воздушной подушки (ВП). Боковая составляющаяZB зависит от давле-
ния и ВП, угла дрейфа, удлинения ВП и скорости судна, уменьшаясь, как
и все волновое сопротивление, с увеличением скорости СВП. При торможе-
нии СВП ZB будет увеличиваться, при наклонении на нос — уменьшать устой-
чивость на курсе.
398
F
I Точка приложения боковой составляющей Zro = ^-7?ofcTP силы гидро-
динамического взаимодействия ГО с водой /?ост очень чувствительна к изме-
нению высоты подъема и ходового дифферента СВП. Так, изменение ходового
дифферента с положительного на отрицательный может принести к измене-
нию не только значения, но и знака коэффициента m^ro.
К изменению высоты и дифферента очень чувствительно не только плечо,
но и значение силы/го в связи с изменением площади замыва ГО.
При движении с постоянным положительным ходовым, дифферентом,
обеспечивающим удовлетворительные ходовые качества на тихой воде, точкй
приложения боковой составляющей Zro располагается в корму от ЦТ и тем
самым устраняет (частично или полностью) отрицательное влииние различных
ветровых возмущений на статическую устойчивость на курсе.
Коэффициент т^а. Аэродинамический' коэффициент статической устой-
чивости можно разделить иа две части: ’
т*уа = т$а0+туа(°р)’ \ (7Л0)
где т&а — аэродинамической коэффициент статической устойчивости, не
зависящий от коэффициента нагрузки движительного комплекса по упору
туа (%) — добавка к нему, зависящая от ар, учитывающая обдувку
оперения и насадок потоком от движителей.
Коэффициент можно выразить следующей формулой:
m^o==m^ + mf1on(% = °) + ^H(%=0)- (7-11)
Это тот коэффициент статической устойчивости на курсе, который находят,
продувая в аэродинамической трубе обычную схематизированную модель
’ без имитации работы Движительно-вентиляторного комплекса, ио с опере-
нием и другими выступающими частями.
Коэффициент статической устойчивости иа курсе существенно зависит
от кинематических параметров, продольного движения — высоты подъема h
и дифферента, ф. В этом проявляется связь продольного и бокового движения
СВП. ,
Изменение центровки (xg—xBn)/L существенно влияет на т$а и на т^г.
Сама центровка может изменяться в результате изменения как плеча xg/L, так
и плеча xn/L.
Как мы видим, плечо xn/L может существенно измениться лишь в аварий-
ной ситуации, изменение плеча Xg/L закономерно и процессе эксплуатации
СВП. Наиболее существенно изменение центровки влияет на /пД-о. Сдвиг
ЦТ СВП в корму приводит к уменьшению значения m^ro, если до этого был
дифферент на нос, ио увеличение дифферента на корму (из-за сдвига ЦТ
в корму) приводит к двоякому изменению значения /п^го:к уменьшению /п^го
' в результате уменьшения плеча и К его увеличению вследствие возрастания
I площади замыва ГО.
Сложная зависимостьт^го от центровки приводит к тому, что нормальная
эксплуатация СВП возможна только при строгом соблюдении безопасного
диапазона изменения центровки, исключающего потерю статической устой-
чивости на курсе.
В связи с большим влиянием центровки и коэффициента /п^го на стати"
ческую устойчивость на курсе целесообразно определять коэффициент /п^го
на буксировочных испытаниях моделей с работающими вентиляторами при
; различных углах дрейфа.
399
Представим далее в следующем виде:
ту = + туа (%) + тув + ту го + myR • (7.12)
Типичные значения этих коэффициентов при скорости судна —50 уз могут
быть следующими: —0,50= 0,17—0,49 + 0,01—0,17—0,02.
При эксплуатации судна не исключена возможность такого сочетания
условий движения, при котором произойдет изменение всех составляющих
в худшую сторону, обусловливающее ухудшение статической устойчивости,
например, при попутном ветре, неблагоприятном дифференте и малом значе-
нии (или внезапном исчезновении) упора ор. В этом случае единственной
характеристикой, которая позволит обеспечить статическую устойчивость
на курсе, оказывается величина . Поэтому целесообразно обеспечить
о
отрицательную величину т^, т. е. целесообразно, чтобы СВП и его модель
были статически устойчивыми в аэродинамическом отношении.
Рис. 7.4. Форма и геометрические параметры моде-
лей корпуса амфибийных СВП, испытанных в аэро-
динамической трубе
Для того, чтобы избежать аварийных положений, связанных с потерей
СВП динамической устойчивости на курсе, проектанты стремятся нормировать
статическую устойчивость, опытным путем определять запас статической
устойчивости на курсе, необходимый для нормальной эксплуатации.
Запас статической устойчивости на курсе (величина будет минималь-
ным на максимальной скорости СВП. Этот минимальный запас является кри-
терием не только на тихой воде, но и при движении на волнении заданной
балльности, так как с повышением балльности максимальная скорость СВП
падает, а коэффициент статической устойчивости на курсе при уменьшении
скорости судна возрастает.
Следовательно, основным фактором, отрицательно влияющим на стати-
ческую устойчивость на курсе движущегося СВП, является уменьшение ходо-
вого дифферента при увеличении скорости судна. Диапазон изменения ходо-
вого дифферента СВП должен быть строго лимитирован, в том числе с учетом
требований обеспечения устойчивости судна на курсе.
Результаты продувок моделей СВП в аэродинамических трубах показы-
вают, что изолированный корпус СВП (т. е. корпус без выступающих частей:
рубки, оперения и т. п.), как правило, не обладает статической устойчивостью
на курсе, т. е. величина т₽ имеет положительный знак.
В табл. 7.3 представлены результаты испытаний в аэродинамической
трубе серии моделей с систематически измененными обводами, форма кото-
рых характеризуется геометрическими параметрами L, В, Н, L„, LK (рис. 7.4).
Модели 1—15 имели плоскую палубу и вертикальный борт, у моделей 16, 17
шпангоуты и диаметральное сечение были скруглены по радиусу, равному
высоте борта Н.
Как видно, у всех моделей знак величины положителен. Эта величина
минимальна у моделей 7 и 8, отличающихся малыми носовым и кормовым за-
400
Таблица 7.3
Результаты испытаний моделей в аэродинамической трубе
[28]
Условный номер модели L/B Лн/в Lk/B Схк0 — Z
1 2,5 0,25 0 0,405 0,97 0,20
2 2,5 0,50 0 0,350 1,03 0,20
3 2,5 1,00 0 0,295 1,05 0,22
4 2,5 0,25 0,5 0,408 1.03 0,21
5 2,5 0,5 0,5 0,342 1,03 0,21
6 2,5 1,0 0,5 0,30 1,03 0,23
7 2,5 0,25 0,25 0,415 1,03 0,17
8 2,5 0,5 0,25 0,342 1,03 0,18
9 2,5 1,0 0,25 0,308 1,03 0,23
Ю 2,5 0,25 0,25 0,375 0,92 0,23
И 2,5 0,5 1,0 0,313 0,92 0,23
12 2,5 1,0 1,0 0,275 0,92 0,23
13 1,5 0,5 1,0 0,353 1,44 0,18
14 2,0 0,5 0 0,350 1,15 0,20
15 3,0 0,5 0 0,346 0,98 0,23
16 2,5 0,5 0 0,210 0,57 0,086
17 2,5 0,5 0,25 0.195 0,69 0,145
острениями. Вытянутые формы носовой и кормовой оконечностей, уменьшаю-
щие коэффициент сопротивления, увеличивают дестабилизирующий момент
тук, т. е. требования обеспечения минимальных значений сопротивления
и производной т^к для изолированного корпуса противоречивы.
Испытания в трубах показывают, что любая боковая поверхность, рас-
полагаемая на корпусе СВП кормовее центра парусности, является стабили-
зирующей, например пилоны, гондолы двигателей, насадки к воздушным вин-
там, воздухозаборники и т. п. и наоборот.
Наиболее важная дестабилизирующая выступающая над корпусом
часть — рубка. Чем меньше боковая поверхность рубки и чем ближе она
расположена к миделю, тем меньшие по площади стабилизирующие поверх-
ности необходимы для обеспечения статической устойчивости судна на курсе.
В тех случаях, когда естественных стабилизирующих поверхностей недоста-
точно для обеспечения статической устойчивости судна на курсе, корпус СВП
снабжают специальным стабилизирующим оперением.
В качестве стабилизирующего оперения применяют стабилизаторы —
вертикальные или наклонные аэродинамические поверхности в кормовой
части СВП. Так, например, на английском СВП ВН-7 и на французском СВП
N 300 применены наклонные стабилизаторы, на английских СВП SRN4,
SRN5, SRN6 — вертикальные стабилизаторы, выполненные в комплексе
с аэродинамическими рулями.
Применение насадок к воздушным винтам, расположенным в корме, как
правило, оказывается достаточным для обеспечения устойчивости на курсе
и в этом случае стабилизаторов не устанавливают, как, например, на амери-
канском СВП Джефф (Б).
Аэродинамические рули также являются стабилизирующими поверх-
ностями при их использовании без перекладки, поэтому их площадь также за-
считывается в площадь стабилизирующего оперения.
На рис. 7.5 показаны аэродинамические характеристики моделей СВП,
статически неустойчивых на курсе в аэродинамическом отношении, несмотря
на, казалось бы, развитое стабилизирующее оперение. Значения производ-
ных т$а при р = 0 у обеих моделей примерно равны +0,07.
401
Рис. 7.5. Аэродинамические характеристики моде-
лей проектов амфибийных СВП, статически неустой-
чивых на курсе в аэродинамическом отношении
при круговом изменении угла дрейфа
I, II — обозначения моделей
г
На рис. 7.6 показаны аэродинамические характеристики СВП «Сормович»,
отнесенные к суммарной площади боковой поверхности и стабилизатора.
Моменты рассчитывали относительно ЦТ модели, расположенного от носика
на расстоянии 0.56L. Из рис. 7.6 следует, что небольшие изменения размеров
вертикального стабилизатора привели к качественному изменению зависи-
мости туа (Р), которая стала иметь отрицательную производную при Р = О,
свидетельствующую о наличии у модели статической устойчивости в аэроди-
намическом отношении.
На рис. 7.7 приведены результаты испытаний, показывающее как влияет
оперение на аэродинамические характеристики модели СВП из рассмотрен-
ной выше серии (модель 2). Стабилизаторы в виде прямоугольного крыла
с удлинением Х = 2 одинаковой площади SCT = 0,25 £бок (один или два)
устанавливали на уровне кормового среза модели. На основании результатов
испытаний сделаны следующие выводы:
коэффициенты боковой силы и момента рыскания модели со стабилиза-
торами практически не зависят от положения стабилизаторов по ширине кор-
пуса, что свидетельствует об отсутствии заметного их взаимодействия с кор-
пусом прямоугольной формы;
при углах р > 12° наблюдается отрыв пограничного слоя на стабили-
заторах и резкое падение их несущих свойств;
эффективность стабилизаторов, установленных на корпусе СВП, значи-
тельно выше, чем в случае рассмотрения стабилизаторов как изолированных
крыльев;
сопротивление корпуса со стабилизаторами значительно меньше в диа-
пазоне углов дрейфа 2—12°, чем при Р = 0, что объясняется влиянием подса-
сывающей силы, действующей на стабилизаторы.
На основании данных испытаний серин моделей наиболее приемлемыми
признаны корпуса с вытянутой носовой оконечностью и тупыми очертаниями
«в -
кормы, так как нужное значение производной может быть получено
в результате установки вертикальных стабилизаторов без заметного роста
сопротивления. Производная коэффициента боковой силы Сг по углу дрейфа
Р, определяющая несущую способность боковой поверхности СВП (крите-
рием которой является величина где X — удлинение изолированного
корпуса), существенно влияет на значение бокового ветрового сноса.
Необходимо стремиться к тому, чтобы корпус СВП без оперения обладал
как можно меньшей несущей способностью, так как в противном случае для
обеспечения устойчивости на курсе потребуется очень развитое оперение.
Результаты рассмотренных испытаний показали (см. табл. 7.3), что эта
производная практически не зависит от формы СВП в плане, но на нее заметно
влияет удлинение корпуса. Наиболее эффективное средство снижения несу-
щей способности корпуса — скругление обводов в поперечном сечении, обес-
печение СВП обтекаемой формы.
Сравнение аэродинамических характеристик моделей 16 и 17 с харак-
теристиками других моделей (см. табл. 7,3) показывает, что эта мера позво-
ляет не только почти в два раза снизить несущую способность боковой поверх-
ности корпуса, но и улучшить значения аэродинамического сопротивления
и коэффициента статической устойчивости на курсе.
Условием динамической устойчивости на курсе является неравенство:
4
С₽
т У
>0,
СгУ
(7.13)
где Cf — производная коэффициента боковой силы по углу дрейфа, равная
с₽ = д (/ ар
\<7$бок /I
₽=о
(7.14)
403
Рис. 7.7. Влияние оперения . на аэродинамические характе-
ристики модели амфибийного СВП
где Zp — боковая сила, зависящая от угла дрейфа; Сгшу — производная
коэффициента боковой силы по безразмерной угловой скорости рыскания,
равная
/ Z- \ I
СгУ=д[^)1 д<йу
(7.15}
где Z- — боковая сила, зависящая от угловой скорости рыскания; туау —
производная коэффициента момента рыскания по безразмерной угловой ско-
рости рыскания, равная
! М -
J уаУ
т,,у = д I Г
(7.16}
ау^й
где М. - — момент силы относительно вертикальной оси, зависящий от
угловой скорости рыскания.
Запасом статической и динамической устойчивости СВП на курсе на за-
данную мореходность будут являться такие значения величин, стоящих в ле-
вой части неравенств (7.4) и (7.13), которые обеспечивают статическую и дина-
мическую устойчивость судна на курсе в заданных условиях волнения и
ветра. Эти значения могут быть точно определены лишь на основе анализа
большого опыта эксплуатации СВП в морских условиях при спецификацион-
ных условиях волнения и ветра.
Очень ориентировочно для обеспечения управляемости амфибийных
СВП при мореходности 3—4 балла могут быть рекомендованы следующие
значения [19]:
для статической устойчивости на курсе
- 0,5; (7.17}
для динамической устойчивости на курсе
ту
Cf
Шу
С?
(7.18}
22.2. Поворотливость СВП
22.2.1. Поворотливость СВП| под действием средств
активного управления. За рубежом на амфибийных СВП широко применяют
главные движительно-рулевые устройства (ГДРУ), а также ГДРУ сов-
местно с рулевыми устройствами. Это направление заслуживает большого
внимания, так как позволяет решить сразу несколько проблем, в том числе
проблему бокового маневрирования и парирования ветрового дрейфа.
Наиболее интересные зарубежные амфибийные СВП [SRN4, ВН-7, Джефф(А)]
снабжены поворотными воздушными винтами в насадках или без них.
Под действием ГДРУ СВП без хода способно вращаться на месте вокруг
точки, лежащей на ДП или вблизи нее, поэтому радиус траектории ЦТ СВП
в этом случае не является существенной характеристикой поворотливости.
При оценке такой циркуляции основной интерес представляют: наиболь-
ший радиус циркуляции оконечностей, характеризующий пространство, не-
обходимое для разворота (например, амфибийного СВП на стояночной пло-
щадке); угловая скорость вращения СВП и время разворота на месте в водо-
измещающем положении, в режиме на пузыре (с частичным поддувом), в ре-
жиме на воздушной подушке над водой и над другими видами опорной по-
верхности.
405
Рис. 7.8. Влияние количества и распо-
ложения поворотных винтов в насад-
ках на поворотливость амфибийного
СВП массой 150 т, длиной 24,4 м [36]
1 — одни движитель в ДП иа расстоянии 12 м
в корму от ЦТ; 2 — два движителя, разнесен-
ные иа 6 м от ДП и на 12 м в корму от ЦТ;
-3 — четыре движителя, из них два располо-
жены, как и в случае 2, а два других сдвинуты
в нос иа 9 м от ЦТ и иа 6 м от ДП
х, у — координаты траектории в м-103
Радиус траектории ЦТ СВП, совершающего циркуляцию при движении,
является важным критерием поворотливости и при использовании ГДРУ.
Еще более важны характеристики, определяющие поворотливость на
больших скоростях СВП при ветре и волнении. Рассмотрим некоторые ре-
зультаты испытаний и исследования поворотливости СВП при использовании
ГДРУ.
На рис. 7.8 представлены результаты расчета на ЭВМ данных о влиянии
количества и расположения поворотных винтов в насадках на поворотливость
амфибийного СВП (массой 150 т, длиной 24,4 м с двухъярусным ГО) при
начальной скорости судна 45 уз без ветра. Наиболее эффективен 3-й вариант
компоновки движительно-рулевого комплекса, в котором носовые поворотные
винты в насадках обеспечивают большие углы дрейфа на циркуляции. Такой
вариант компоновки принят на
американском амфибийном СВП
Джефф (А).
В работе [33] рассмотрены
зависимости характеристик пово-
ротливости больших арктических
СВП от применения устройств
управления различных типов при
изменении их размеров, скоростей
перекладки и размещения с уче-
том скорости судна и воздействия
ветра в арктических условиях.
Методом исследования было моде-
лирование плоского движения
СВП на цифровой вычислитель-
ной машине.
Основным критерием для
сравнения маневренных качеств
СВП была возможность разворота
судна на дистанции 3 мили.
При исследовании рассмат-
ривалось движение СВП массой
500 т со скоростью 120 уз (дав-
ление в ВП 430 кгс/м2); размеры
судна приведены на рис. 7.9.
Были приняты следующие
ограничения параметров движе-
ния и управления судном.
Угол дрейфа........................................... 25 град.
Угол перекладки:
подруливающих устройств (движителей)................. 40 град,
руля.............................................. 60 град.
Скорость перекладки устройств управления.............. 15 град/с
Угловая скорость поворота............................. 2 град/с
Угловое ускорение..................................... 1.43 град/с
Были рассмотрены устройства управления трех основных типов: винты
® насадке, свободные винты и поворотные аэродинамические рули. При ис-
пользовании аэродинамических рулей учитывали расположение руля в сво-
•бодном потоке и в струе от движителя. Упор движителей был выбран в каж-
дом случае исходя из условия равенства сопротивлению СВП на прямом
курсе при непереложенных устройствах управления. Упор в процессе по-
ворота не увеличивался.
На рис. 7.10 представлены данные о влиянии типа устройств управле-
ния на поворотливость СВП: показана траектория поворота, рассчитанная
для максимального угла дрейфа 20° при управлении ГДРУ в виде свободных
винтов 5, винтов в насадках 1 и рулей (два руля вне потока от свободных
винтов 6 и вне потока от винтов в насадках 3 и четыре руля в потоке от свобод-
406
Рис. 7.9. Главные
размерения и рас- .
положение орга-
нов управления
амфибийного СВП
массой 500 т
Рис. 7.10. Влия-
ние типа органов-
управления на по-
воротливость СВП
при максимальном
угле дрейфа 20°
за 360 с
1 — винты в насад-
ках; 2 — четыре руля
в струе винтов в на-
садках; 3—два руля
вне струи винтов в
насадках; 4 — четыре-
руля в струе свобод-
ных винтов; 5 — сво-
бодные вииты; 6 —
два руля вие струи
свободных винтов
ных винтов 4 и винтов в насадках 2); расчет был ограничен 360 с. Размеры
и положение этих устройств управления указаны выше.
Из рис. 7.10 видно, что безопасный выдвиг (выдвиг — расстояние, на
которое смещается ЦТ судна в направлении первоначального курса от точки
начала циркуляции до точки, соответствующей изменению курса иа 90°) обес-
печивают только четыре поворотных винта в насадках диаметром 4,5 м и со-
четание винтов в насадке с аэродинамическими рулями, расположенными
в потоке от винтов и вне его. Кроме того, имеют преимущество аэродинамиче-
ские рули, расположенные в потоке от винтов.
При использовании в качестве
ложенных, как показано на рис. '
Рис. 7.11. Зависимость выдвига
от величины допустимого угла
дрейфа
Д 2 — при управлении главными
движительно-рулевыми устройствами
(ГДРУ); 3, 4 — при управлении двумя
аэродинамическими рулями высотой
8,4 м, расположенными в ДП судна на
расстоянии 9,1 и 32,3 м от носовой
оконечности вне потока от неперело-
женных винтов, 6тах = 60°; 6' =
= 15°/с; 5. 6 — при управлении че-
тырьмя рулями высотой 5,3 м, распо-
ложенными в потоке от непереложен-
ных винтов, 6тах = 60°; скорость пе-
рекладки 15°/с
О — свободный винт; Q — винт в на-
садке
кладки кормовых движителей, так
ГДРУ четырех винтов в насадках, распо-
'.9, было исследовано влияние диаметра,
положения, угла и скорости пере-
кладки движителей, а также установки
стабилизирующего киля и изменения
устойчивости вследствие смещения ЦТ
судна.
Увеличение диаметра ГДРУ от 3 до
6 м приводит к уменьшению выдвига
примерно иа 40% , вследствие увеличе-
ния боковой силы на насадках. Смеще-
ние пары насовых ГДРУ в корму от 7,5
до 12 м (размеры от носовой оконеч-
ности) уменьшает выдвиг примерно на
9% при диаметре движителя 4,5 м.
Увеличение скорости перекладки
ГДРУ практически не влияет на вели-
чину выдвига, а увеличение макси-
мально допустимого угла перекладки
приводит к уменьшению выдвига более
чем на 11 % . При углах перекладки более
40° возникает срыв потока на ГДРУ.
Установка дополнительного стаби-
лизирующего киля высотой 5,3 м на
расстоинии 32 м от носовой оконеч-
ности при четырех винтах и насадках
диаметром 4,5 м уменьшает выдвиг на
8—13% в зависимости от продольного
положения передних движителей.
Были исследованы варианты разме-
ров и положения киля, чтобы оценить
эффект изменения устойчивости, так
как рост размеров киля и смещение его
в корму от ЦТ увеличивают устойчи-
вость СВП. Однако рост боковой силы
в результате установки киля приводит к
уменьшению реализуемых углов пере-
что суммарное влияние на выдвиг судна
оказывается малым.
При варьировании положения ЦТ по длине одновременно с изменением
ЦТ производилось соответствующее смещение передних и задних пар ГДРУ
для сохранения управляющего момента. Смещение ЦТ в нос от 21,5 до 17 м
(размеры от носовой оконечности) приводит к уменьшению выдвига примерно
на 5% в результате возрастания углов перекладки ГДРУ для удержания за-
данного угла дрейфа при увеличении устойчивости.
На рис. 7.11 представлена зависимость выдвига от допустимого угла
дрейфа Рмакс при управлении ГДРУ (7 и 2) и аэродинамическими рулями:
двумя рулями высотой 8,4 м, расположенными в ДП судна на расстоянии 9,1
и 32,3 м от носовой оконечности вне потока от непереложенных винтов (3 и 4)
и четырьмя рулями высотой 5,3 м, расположенными в потоке от непереложен-
408
ных винтов (5 и 6). На всех рисунках максимальные углы перекладки рулей
60°, максимальная скорость перекладки 15 град/с.
Во всех рассмотренных случаях очевидны улучшение характеристик
поворотливости при увеличении максимально допустимого угла дрейфа и
преимущества винтов в насадках по сравнению со свободными винтами. При
увеличении угла дрейфа более 25° СВП может стать неуправляемым из-за
больших аэродинамических моментов рыскания и неспособности устройств
управления противодействовать возмущению.
По результатам исследования можно заключить, что на дистанцию вы-
двига масса судна влияет незначительно. При изменении массы судна от 200
до 1000 т выдвиг увеличивается примерно на 10%. Поэтому считают, что вы-
воды, сделанные на основании изучения поворотливости СВП массой 500 т,
Рис. 7.12. Влияние угла крена
на циркуляцию амфибийного СВП
при безиетрни (кривые 1, 2) и при
встречном ветре 10 уз (3, 4)
- без учета накренения; —--------
с учетом накренения
Рис. 7.13. Влияние действия ветра
со скоростью 25 уз на поворотли-
вость СВП с четырьмя ГДРУ в виде
винтов в насадке диаметром 4,5 м
при максимальном угле дрейфа 25°
“= — — без ветра
могут быть использованы при рассмотрении арктических СВП массой от 200
до 1000 т.
22.2.2. Влияние ветра иа поворотливость СВП. На рис. 7.12 представлены
результаты расчета на ЭВМ данных о влиянии угла крена на циркуляцию
при безветрии и при ветре. Рассмотрено то же СВП с вариантом компоновки
движительно-рулевого комплекса, принятым на Джефф (А). Скорость входа
СВП в циркуляцию 45 уз. Результаты расчетов показывают, что диаметр
циркуляции с креном и дрейфом меньше, чем при циркуляции только с дрей-
фом. Это особенно заметно при отсутствии ветра, когда диаметр уменьшается
на 23%, в то время как при ветре — всего на 10%.
Влияние крена на циркуляции проявляется в возникновении силы
реакции воздуха, вытекающего из-под приподнятого борта в направлении
к центру поворота, и в возникновении момента рыскания, обеспечивающего
поворот, в результате увеличения сопротивления ГО, опущенного при накре-
нении борта.
Было исследовано влияние направления ветра со скоростью 10 уз и 25 уз
на циркуляцию того же СВП массой 150 т при скорости входа в циркуляцию
45 уз. Результаты исследования показали, что при скорости ветра 10 уз эф-
фективность устройств управления достаточна для выполнения поворота при
409
любом направлении ветра. При скорости ветра 25 уз поворот возможен лишь
при встречном ветре, а при попутном ветре эффективность устройств упра-
вления недостаточна для выполнения поворота. Это значит, что при ветре
25 уз эксплуатация этого СВП затруднена, а при определенных условиях
и невозможна.
Для увеличения сил и моментов, обеспечивающих поворотливость, не-
обходимо изменение конструкции или закона управления движительно-
рулевым комплексом. Из расчетов также следует, что наибольший выдвиг
наблюдается при направлении ветра 135°, а наибольший диаметр при 180°.
Влияние воздействия ветра со скоростью 25 уз (как одного из важнейших
факторов эксплуатации арктических СВП) на диаграмму поворотливости
Рис. 7.14". Элементы циркуляции СВП ВН-7: а — левый пово-
рот; б — правый поворот
-----натурные испытания; расчет:--скорость ветра 5 уз; — • — ско-
рость ветра 7 уз
судна представлено иа рис. 7.13 для варианта с четырьмя ГДРУ ввиде винтов
в насадках диаметром 4,5 м при максимальном угле дрейфа 25®.
Как следует из рис. 7.13, ветер, дующий с кормы, увеличивает выдвиг
до 46%. Ухудшение поворотливости из-за ветра может быть еще большим
при меньших скоростях судиа, особенно в тех случаях, когда скорость ветра
близка к скорости судна.
На рис. 7.14 представлены результаты определения элементов циркуля-
ции английского СВП ВН-7 массой 50 т на натурных испытаниях в сравнении
с расчетными данными, полученными при использовании математической
модели движения СВП с четырьмя степенями свободы. Показаны траектории
левой циркуляции при скорости натурного судиа 46 уз и правой циркуляции
при скорости судиа 35 уз (для натурного судна) при ветре 6 уз и направлении
15° к начальному курсу СВП и данные двух расчетных случаев при скорости
ветра 5 и 7 уз.
Из рис. 7.14, в частности, видно, что ветер придает траектории движения
на циркуляции эллиптическую форму.
410
Оценка влияния ветра иа натурных испытаниях в целом показала, что
амфибийные СВП очень чувствительны к величине и скорости изменения сил
на устройствах управления, что может привести к потере динамической устой-
чивости на курсе, если запас ее выбран недостаточным для эксплуатации в за-
данных условиях.
При ветре эксплуатация амфибийных СВП значительно сложнее эксплуа-
тации других судов, так как дли СВП аэродинамические силы составляют
главную часть в общем балансе сил, к тому же силы, действующие на устрой-
ства управления, также имеют аэродинамическую природу.
Возможность удержания или изменения курса СВП при заданном воз-
действии ветра любых направлений должна быть обеспечена заранее — при
проектировании судна.
§ 23. Обеспечение динамической устойчивости
пространственного движения СВП
Исследование динамической устойчивости пространствен-
ного движения СВП при ветре и волнении моря обнаружило большую слож-
ность взаимодействия конструктивных элементов корпуса, ГО, движителей
с этими возмущениями. В результате теоретические исследования надолго
уступили место чисто практическим, упрошенным методам рассмотрения
потери устойчивости движения СВП.
После случаев опрокидывания английских СВП серийной постройки
в Англии в 1973 г. был организован специальный комитет по остойчивости
и управляемости СВП (в управлении гражданской авиации). В полномочия
комитета входит, в частности, сбор информации о случаях опрокидывания
СВП в Англии и за рубежом, анализ их причин и выработка рекомендаций,
в том числе для проектантов СВП.
До сентября 1974 г. комитет зарегистрировал 37 случаев опрокидывания
СВП, но были получены сведения об обстоятельствах опрокидывания лишь
18 СВП, большинство опрокинувшихся СВП — мелкие катера. Наибольший
из опрокинувшихся катеров — английское СВП SRN6 Мк. 1 массой 10,9 т.
В результате модельных и натурных испытаний, проведенных за рубежом
при исследовании опрокидывания амфибийных СВП, были выяснены основ-
ные причины опрокидывания и намечены основные конструктивные меро-
приятия для их устранения.
Основная причина опрокидывания СВП на тихой воде — приложение
к судну чрезмерного кренящего и дифферентующего на нос моментов, вызван-
ных контактом ГО с водой. Эти моменты возрастали из-за увеличения сопро-
тивления ГО в воде, вызывая дальнейшее увеличение крена СВП, а следо-
вательно и дальнейшее погружение ГО и рост сопротивления.
Непосредственной причиной потери устойчивости движения СВП оказы-
вается явление зарывания судна. Зарывание амфибийного СВП — конечный
результат длительного замыва или быстрого подлома носовой или бортовых
частей ГО, в результате которых происходит затягивание ГО внутрь воздуш-
ной подушки, сопровождающееся потерей площади воздушной подушки и,
как следствие, потерей восстанавливающего момента от воздушной подушки.
Анализ показывает, что практически во всех известных случаях опроки-
дывания СВП последовательность ситуаций следующая:
первоначально СВП нормально движется на ВП;
затем возникает какая-то неисправность (нарушение работы тягового
двигателя, уменьшение мощности двигателя подъемной системы, повреждение
ГО) или начинается выполнение маневра и т. п., в результате которых про-
исходит затягивание ГО, и, следовательно, возникновение на контактирующей
части ГО тормозящей силы, появление отрицательного дифферента;
после затягивания ГО происходит погружение жесткой конструкции
СВП (зарывание), сопровождающееся резким торможением, возрастанием
411
отрицательного дифферента, появлением крена, падением высоты подъема.
В результате возникает дестабилизирующий момент;
после погружения жесткой конструкции происходит опрокидывание СВП.
23.1. Затягивание гибкого ограждения
под корпус СВП
Наиболее характерно затягивание ГО под корпус. Однако
опыт показывает, что затягивание ГО — необходимое, но не достаточное усло-
вие опрокидывания СВП. Поэтому при изучении возможности опрокидывания
СВП необходимо:
установление момента начала затягивания ГО;
исследование динамической устойчивости движения СВП при погруже-
нии жесткой конструкции после затягивания ГО.
Роль конструктивных факторов, влияющих на затягивание ГО под кор-
пус, наиболее важна на переходном режиме от момента, когда в контакте
с водой находятся только навесные элементы, до момента, когда с водой кон-
тактировать начинает гибкий ресивер. В зависимости от поведения ГО в этом
переходном режиме конструкции ГО делят на две группы [55]:
1-я группа — ГО, у которых происходит немедленное затягивание гиб-
кого ресивера;
2-я группа — ГО, при контакте гибкого ресивера которых с водой про-
исходит (в результате его выворачивания наружу) некоторое увеличение
ширины воздушной подушки, после чего становится вероятным затягивание
гибкого ресивера или контакт с водой жесткой конструкции корпуса.
На рис. 7.15 показано предполагаемое поведение ГО, например, в носу,
на переходном режиме для каждой из этих групп. В обоих случаях непосред-
ственно перед контактом гибкого ресивера с поверхностью воды точка Р кре-
пления навесного элемента, вероятно, втянута внутрь по отношению к ее рас-
четному положению из-за замыва навесных элементов. Однако и эта точка,
и расположенная ниже ее передняя точка контакта ГО с водой находятся
снаружи по отношению к наружной линии крепления гибкого ресивера к кор-
пусу.
У ГО 1-й группы (рис. 7.15, а) в процессе переходного режима передняя
точка контакта ГО с водой сдвигается внутрь и оказывается внутри по отно-
шению к наружной линии крепления гибкого ресивера к корпусу. Это влечет
за собой уменьшение площади воздушной подушки, уменьшение восстанавли-
вающего момента и увеличение угла крена. Уменьшение восстанавливающего
момента может быть в какой-то мере компенсировано разностью давлений
в воздушной подушке и гибком ресивере. При увеличении угла крена и сопро-
тивления замыва передняя точка контакта смещается еще дальше внутрь.
У ГО 2-й группы (рис. 7.15, б) передняя точка контакта в переходном
режиме остается перед наружной линией крепления гибкого ресивера к кор-
пусу, т. е. гибкий ресивер как бы глиссирует по поверхности воды. Следова-
тельно, уменьшения восстанавливающего момента крена или заметного увели-
чения угла крена не происходит. При увеличении угла крена передняя точка
контакта гибкого ресивера с водой обычно смещается наружу, несмотря на
увеличение сопротивления замыва, до достижения предельного положения,
вызывающего затягивание гибкого ресивера.
В 1-й группе могут оказаться и ГО, имеющие достаточно большой перепад
давлений между гибким ресивером и воздушной подушкой, например Рр/Рвп&
1,5, и секционирующий внутренний контур, если невелико отношение рас-
стояний между линиями крепления наружной и внутренней кромки ГО по
вертикали или невелик относительный периметр поперечного сечения гибкого
ресивера. И наоборот, одноярусная конструкция ГО, не имеющая внутрен-
него полотнища гибкого ресивера, с соотношением давлений Pj/Рвп
может попасть во 2-ю группу, если геометрические соотношения, указанные
выше, достаточно велики.
412
Таким образом, поведение ГО в переходном режиме существенно зависит
от способности ГО сопротивляться затягиванию, которая, в свою очередь,
существенно зависит от радиуса поперечного сечения гибкого ресивера и из-
быточного давления в гибком ресивере.
Радиус поперечного сечения гибкого ресивера определяется общей гео-
метрией ГО и может быть выражен через отношение расстояний между наруж-
ной и внутренней линиями крепления ГО к корпусу t/K/zK (где ук — расстоя-
ние между ними по вертикали) и относительный периметр гибкого ресивера
/г.р/?к (где /г.р — периметр поперечного сечения гибкого ресивера; zK — рас-
стояние между линиями крепления по горизонтали).
Увеличение радиуса поперечного сечения гибкого ресивера считается
благоприятным фактором, позволяющим увеличить натяжение материала
ресивера для противодействия затягиванию.
Рис. 7.15. Поведение гибкого ограждения в носу на переходном режиме:
а — ГО 1-й группы; б — ГО 2-й группы
/ — положение перед контактом ограждения; 2 — внутренняя точка контакта; 3 — на-
ружный шарнир; 4 — внутренний шарнир; 5 — уровеньГеоды; 6 — сопротивление воды;
7 — давление воздуха на переднюю точку контакта; 8 — передняя точка контакта; 9 —
после контакта ограждения; 10 — давление в гибком ресивере на переднюю точку кон-
такта; 11 — давление в подушке на внутреннюю точку контакта
Другими важными факторами, влияющими на затягивание, являются:
избыточное давление воздуха в гибком ресивере; отношение высоты огражде-
ния к ширине подушки; отношение ширины подушки к горизонтальному рас-
стоянию между наружной и внутренней линиями крепления ограждения
к корпусу; нагрузка на подушку
<ц= °
(7.19)
Рвозд^(5вп) 2
Предпочтительные значения параметров, влияющих на затягивание ГО,
представлены в табл. 7.4. Эти значения служат для ориентировки, но они не
являются нормами проектирования.
Конструкция ГО в целом — результат компромисса, неизбежного при
выборе этих параметров, и она может быть вполне удовлетворительной, если
один или несколько параметров находятся в менее предпочтительном диа-
пазоне значений.
413
Таблица 7.4
Параметры, влияющие на затягивание ГО
№ п/п Параметры Применяе- мыезначения Пояснение
1 2 Вертикальное расстояние между наружной и внутрен- ней линиями крепления ГО к корпусу, отнесенное к го- ризонтальному расстоянию Периметр поперечного се- >0,15 1,75—3,5 Предпочтительна боль-
3 чения гибкого ресивера, от- несенный к горизонтальному расстоянию между линиями крепления ГО Ширина воздушной подуш- 5—7,5 шая величина при пони- женном отношении давле- ний Рр/Рвп Предпочтительна малая
4 5 ки, отнесенная к горизон- тальному расстоянию между линиями крепления ГО Отношение высоты навес- ного элемента к общей вы- соте ГО, % Секционирование воздуш- 20 величина Предпочтительно про-
6 ной подушки Высота ГО, отнесенная к 0,10—0,20 дольное секционирование при условии сохранения высоких значений Рр/р^п н отношений по п. 1 и 2 Предпочтительна мень-
7 ширине воздушной подушки Ко эффи ци ент д ав л ен н й 1—2 шая величина Предпочтительна боль-
8 Рр/Рвп Нагрузка на ВП Сд 0,01—0,03 шая величина То же
9 Высота жесткого корпуса 0,8—1,1
10 над опорной поверхностью, отнесенная к высоте ГО Ширина воздушной подуш- 0,4—0,75 Предпочтительна мень-
11 кн, отнесенная к эффектив- ной длине ВП Коэффициент сопротивле- ния замыва ГО -0,01 шая величина
Зачерпывание воды гибким ограждением, находящимся с про-
тивоположной стороны от затягиваемого под корпус участка ГО, происходит
в условиях движения СВП лагом при скорости, близкой к критической, на
тихой воде или при волнении, когда водяные массы на гребне волны попадают
в навесные элементы.
В некоторых условиях зачерпывание может привести к опрокидыванию
судна, например в том случае, если нагрузка от зачерпывания, приводящего
к накренению в сторону зачерпывания и уменьшению высоты подъема, будет
внезапно снята из-за повреждения (разрыва) навесных элементов или из-за
их складывания.
Если считать, что нагрузка от воды, попавшей в навесные элементы,
нормальна к образующей навесных элементов, находящихся под углом на-
клона к горизонту ф, то возникающий момент крена будет смещаться, пока
линия его действия не пройдет над центром тяжести, т. е. пока не будет вы*
414
Таблица 7.5
Показатели, характеризующие опасность
опрокидывания СВП при зачерпывании воды ГО
(ha/В к < — cot ф^
V 2 /
Показатели SRN6, Мк. 1, Мк. 1S SRN6, Мк. 6 СС7 HD2 SRN4 ВН-7
0,318 0,345 0,33 0,324 0,225 0,31
ф, град. 57 57 52 45 42 41
1 cot Ф 2 0,325 0,325 0,39 0,50 0,555 0,575
полнено условие: hg/BK <— cot ф. В табл. 7.5 приведены эти показатели,
полученные для некоторых зарубежных СВП.
Для предотвращения зачерпывания имеет благоприятное значение обес-
печение Лк/йго 0,8, где hK измеряется от уровня невозмущенной поверх-
ности воды. При большой нагрузке на ВП Сд зачерпывание интенсивнее, и
для его парирования требуется большое значение Лк/йго. На основании
сказанного выше рекомендуется при проектировании обеспечивать также
минимальный захват воды гибким ресивером.
23.2. Поведение жесткого корпуса при зарывании
Основным требованием к жесткой конструкции погружа-
ющегося борта или оконечности при зарывании является способность глис-
сировать после затягивания ГО под корпус. Упрощенная схема глиссирова-
ния СВП HD2 при движении бортом показана на рис. 7.16.
При угле крена 9° (рис. 7.16, а), когда жесткая конструкция корпуса
касается воды, благодаря подрезке нижней части корпуса, возникает началь-
ный угол глиссирования 12°, что создает гидродинамический восстанавлива-
ющий момент крена с плечом 1,5 м.
На рис. 7.16, б показано увеличение угла крена до 12°. При этом пло-
скость первой подрезки ушла под воду. В этом случае угол глиссирования
увеличился до 60°. В связи с этим эффективность глиссирования должна
резко возрасти при незначительном увеличении угла крена. К гидродинами-
ческому восстанавливающему моменту крена дабавляется гидростатический
восстанавливающий момент с плечом 1,35 м.
На рис. 7.16, в показано дальнейшее погружение жесткого корпуса
в волну высотой 0,9 м и длиной 6,3 м. Угол крена СВП в этом случае соста-
вляет 16°, угол глиссирования — 85°. Давление воды теперь создает опро-
кидывающий момент с плечом 1,05 м.
Этот рисунок показывает, что завал борта внутрь нежелателен: его влия-
ние при зарывании корпуса в волну может быть отрицательным. Кроме того,
рекомендуется так проектировать струйные рули и другие устройства в ниж-
ней части жесткого корпуса, чтобы при наклонениях судна отверстия закры-
вались под действием давления воды.
415
23.3. Опрокидывание СВП
Ниже рассмотрены некоторые результаты изучения опро-
кидывания СВП.
23.3.1. Опрокидывание при движении с малой скоростью. При движении
СВП лагом с малой скоростью поверхность воды под влиянием давления
воздушной подушки деформируется, впадина под диищем образует волновой
профиль.
Длина волны постепенно увеличивается при возрастании скорости СВП.
В частности, при числе Фруда, равном 0,4, длина волны равна ширине СВП
по гибким ограждениям. СВП находится на двух гребнях волн, и высота подъ-
ема центрального киля СВП наибольшая, а остойчивость — наименьшая.
Это может привести к аварийному углу крена при числе Фруда Fr = 0,4.
ГО должны быть спроектированы
1 < 9=9° так, чтобы при входе в воду оии соз-
<2? у—-----ГТ \ давали восстанавливающий момент
/ Л*—1 ___—7—\ и препятствовали опрокидыванию
/ ----у/ ) СВП; важное значение имеет внут-
V"-----реннее давление в ГО. При движе-
Рис. 7.16. Различные положения
амфибийного СВП HD2 при дви-
жении лагом
Рис. 7.17. Изменение наиболь-
шего угла крена и восстанавли-
вающего момента при различ-
ных скоростях ветра в дина-
мических условиях
нии СВП его скорость вследствие роста сопротивления уменьшится, а угол
крена вырастет, что также увеличит сопротивление в связи с погружением
ГО в воду. Таким образом, СВП резко затормозится.
Полезное влияние быстрого торможения может быть ослаблено попут-
ным, ветром. Попутный ветер, разгоняя судно, заставлет его достаточно
долго находиться в зоне критического числа Фруда, равного 0,4, что может1
привести к появлению больших углов крена. Кроме того, в этом случае
к СВП будет приложен и аэродинамический кренящий момент, ухудшающий
положение. Однако испытания пространственных моделей показали более
благоприятные результаты, по сравнению с результатами, полученными при
постоянной скорости движения модели.
416
На рис. 7.17 показаны наибольшие углы крена, полученные при испы-
таниях пространственной модели СВП в зоне критического числа Фруда,
при торможении модели под действием силы сопротивления и при попутном
ветре. Отметим, что для создания условий, близких к опрокидыванию, требо-
валась большая относительная скорость попутного ветра = 2,8j.
Современные двухъярусные ГО имеют преимущества перед ГО типа гиб-
кий ресивер с гибким соплом: их конструкция обеспечивает предотвращение
опрокидывания СВП при малой скорости по следующим причинам:
при торможении судна попутная волна Догоняет и кренит его. В связи
с меньшей устойчивостью нижних элементов угол крена СВП при двухъ-
ярусных ГО меньше, чем при ГО с гибким соплом;
когда СВП кренится в зоне критического числа Фруда, гибкое сопло
отклоняется под корпус судна, увеличивая угол крена. У двухъярусных
ГО с диафрагмами в гибком ресивере гибкий ресивер при крене часто выпя-
чивается вверх, в связи с чем угол крена мало изменяется в большем диапа-
зоне изменения кренящих моментов;
требование к поддержанию внутреннего давления в гибком ресивере
для ГО типа гибкий ресивер с гибким соплом обеспечить трудно, так как по-
вреждение гибкого сопла может легко привести к увеличению площади исте-
чения воздуха и, следовательно, к потере давления в гибком ресивере.
Для того же, чтобы упало давление в гибком ресивере двухъярусных ГО
с нижними элементами открытого типа, должны произойти большие повре-
ждения.
23.3.2. Зарывание и опрокидывание СВП при движении с большой ско-
ростью. Зарывание и опрокидывание СВП при движении с большой ско-
ростью также связаны с наличием ГО.
Зарывание и опрокидывание при движении
СВП лагом. Испытания модели с продольным килем, движущейся ла-
гом на тихой воде с высокой постоянной скоростью, показывают, что гидро-
динамическое сопротивление ГО вызывает затягивание ГО под корпус СВП.
В связи с затягиванием ГО восстанавливающий момент от сил давления воз-
духа в воздушной подушке падает до нуля.
При эксплуатации СВП зарывание судна обычно происходит не при
постоянной скорости, так как в процессе зарывания движение судна замед-
ляется, и, следовательно, падает и гидродинамическое сопротивление ГО.
Тем не менее опасность опрокидывания при движении СВПлагомсохраняется.
Зарывание и опрокидывание СВП при внезап-
ном возмущении по углу дрейфа. На рис. 7.18 приведены
результаты испытаний самоходного СВП, оборудованного ГО типа гибкий
ресивер с гибким соплом. Показаны две формы развития зарывания СВП:
в одном случае зарывание кончается опрокидыванием СВП, в другом — нет.
В обоих случаях зарывание начиналось при числе Фруда Ргдвп = 2,0,
когда к СВП внезапно прикладывался момент, дифферентующий на нос.
Сплошной линией показан случай, при котором рули после начального
возмущения по углу дрейфа удерживали параллельно диаметральной пло-
скости при выполнении маневра. Угол дрейфа постепенно становился устой-
чивым. При угле дрейфа около 28° углы крена и дифферента СВП, а также
ускорение достигали максимума, а затем начинали уменьшаться. Пунктирвой
линией показан случай, при котором рули были полностью переложены на
борт и удержаны в этом положении при совершении маневра. При угле
дрейфа около 70° СВП опрокинулось.
На основании большого числа испытаний установлено, что большие
углы крена могут встретиться только тогда, когда углы дрейфа превышают
70°, т. е. когда положение СВП близко к положению лагом. Эта закономер-
ность иллюстрируется рис. 7.19, по которому видно, что если число Фруда
будет меньше, чем FrLBn== 2,2, или если Угол дрейфа будет меньше, чем
50°, то СВП не может опрокинуться. Эти условия ие относятся к случаям
опрокидывания СВП при малых скоростях, которые рассмотрены выше.
1% 14 Заказ № 1856 4 17
Кривая, обозначенная буквой А, является ограничительной кривой за-
висимости скорости судна и угла дрейфа.
Тенденцию СВП к зарыванию и опрокидыванию уменьшают, предусмат-
ривая снижение гидродинамического сопротивления, увеличение гидродина-
мической подъемной силы на ГО, увеличение давления в ГО и обеспечивая
соответствующее управление креном судна при поворотах на большой ско-
рости.
Для борьбы с зарыванием СВП используют установку на ГО внешних
ребер, которые направляют воздух вниз и обеспечивают некоторую «смазку»
наружной поверхности ГО воздухом, в связи с чем площадь контакта ГО
Рис. 7.18. Движение СВП во
время зарывания
------ар = 0;-------ар = 30° ПБ:
/ — приложен момент, дифференту-
югций на нос; 2— опрокидывание
Г при 8 макс 9 У %
-0,6 '
-0,4-
~0,2
0 20 М 60 80 100 120
Ч>° пРа ®макс
Рнс. 7.19. Границы опрокидывания
1 — СВП опрокидывается; 2 — опроки-
дывание
с водой уменьшается. Более эффективную воздушную смазку ГО создают,
предусматривая отверстия в районах предполагаемого контакта ГО с водой.
Были проведены испытания пространственной модели СВП с ГО типа
гибкий ресивер с гибким соплом в условиях возникновения зарывания и паде-
ния скорости при движении без дрейфа на тихой воде. ГО пространственной
модели имело устройство, обеспечивающее воздушную смазку поверхности
ГО там, где оно имело контакт с водой. Результаты испытаний позволяют
сделать следующие выводы;
в начальный момент при увеличении дифферента СВП на нос до угла
дифферента, равного примерно 3°, воздушная смазка ГО не уменьшает гид-
родинамического сопротивления по сравнению с гидродинамическим сопро-
тивлением в случае без воздушной смазки;
при дальнейшем наклонении действие воздушной смазки сказывается
активно и гидродинамическое сопротивление заметно снижается, особенно
418
при высоких числах Фруда. В связи с этим не происходит подламывания ГО
и влияние воздушной смазки на кривую моментов сказывается в том, что,
начиная с угла дифферента, равного примерно 3°, восстанавливающий
момент растет и потери остойчивости не наблюдаются. Опрокидывающий мо-
мент не приводит к зарыванию СВП.
ГО с гибким ресивером и поперечно расчлененными элементами откры-
того типа обеспечивает меньшее зарывание СВП, по сравнению с ГО других
типов, так как сопротивление навесных элементов сравнительно мало,
а гибкий ресивер при входе его в воду обеспечивает восстанавливающий
момент.
23.3.3. Опрокидывание при движении на волнении и в других ситуациях.
Большинство зарегистрированных случаев опрокидывания произошло при
движении СВП на волнении. Экспериментально установлено, что опрокиды-
вание СВП происходит при минимальном соотношении высоты и крутизны
волны. Кроме того, минимальная высота волны, при которой может прои-
зойти опрокидывание, зависит от размеров СВП. В штормовых условиях
возможно опрокидывание СВП при коротких крупных волнах длиной та-
кого же порядка, как и длина судна.
Опыт показывает, что опрокидывание СВП возможно при движении не
только над водой, но даже и над сушей. Опрокидывание СВП также воз-
можно при внезапном изменении состояния опорной поверхности, например
при переходе со спокойной поверхности на взволнованную поверхность воды
или при попадании на кильватерную струю от судна, при переходе с суши
на воду и, наоборот, при переходе с ледовой поверхности на воду, при пере-
ходе с глубокой воды на мелководье.
Возможность опрокидывания в этих случаях возникает при больших
углах Дрейфа, а также при внезапном уменьшении восстанавливающего мо-
мента из-за уменьшения площади ВП или снижения давления в ВП, связан-
ных с изменением режима работы нагнетателя или с повреждением ограж-
дения.
Серьезное значение при возникновении и развитии условий, которые
могут привести к опрокидыванию, имеют тип и сложность принятой на СВП
системы управления, правильность или неправильность ее применения. До-
полнительно усложняет проблему вопрос о влиянии неисправностей уст-
ройств управления в критические моменты.
При этом необходимо знать, что значения характеристик устройств упра-
вления, выбранные исходя из условий обеспечения наибольшей эффективности
управления в нормальных условиях эксплуатации, могут приводить к ухуд-
шению динамических характеристик СВП в условиях опасной динамической
ситуации. Поэтому при проектировании СВП необходимо идти на разумный
компромисс, а также стремиться спроектировать СВП так, чтобы обеспечить
иными конструктивными мерами достаточную безопасность в различных
ситуациях.
Примером такой конструктивной меры может служить установка в носо-
вой части гибкого ресивера СВП SRN4 невозвратных захлопок-клапанов
и образование в носовом гибком ресивере противозарывательной камеры.
Эта камера обеспечила сдвиг начала зарывания ГО в носу, которое может
привести к потере динамической устойчивости, за пределы рабочего диапа-
зона изменения положения центра тяжести СВП.
Известно, что если скорость движения амфибийного СВП не ограничи-
вать, то диффереитующий на нос момент от тяги воздушных движителей мо-
жет настолько изменить ходовой дифферент, что даже при движении на тихой
воде носовое ГО станет замываться водой. Поэтому исходя из условий обес-
печения динамической устойчивости движения СВП диапазон изменения хо-
дового дифферента необходимо строго регламентировать. Предельно допусти-
мый ходовой дифферент (обычно он составляет ~0,5° на корму) в диа-
пазоне спецификационных скоростей СВП должен находиться вне зоны,
в которой возможно зарывание ГО в воду. Более того, должен быть' обеспе-
чен определенный запас по дифференту СВП против зарывания.
1V2 14;
419
ПРИЛОЖЕНИЯ К Ч. I
Приложение I.
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ОТЕЧЕСТВЕННЫХ СПК
Характеристика «Ракета» «Метеор» «Беларусь» «Буревест- ник» «Волга» «Спутник»
Назначение Речное пассажирское судно Прогулочный Пассажир-
катер ское судно
Год постройки 1957 I960 1963 1964 1958 1961
Пассажировместимость, чел. 66 124 40 150 5 260
Водоизмещение СПК. т:
порожнего 17,8 36,6 9,6 39,9 1,34 76,0
с полным грузом 25,0 52,9 14,5 65,5 1,88 ПО
Длииа, м:
наибольшая 27 34,6 18,6 43,2 8,5 48
по КВЛ 24,2 29,6 16,7 36,8 • 40
Ширина, м:
по корпусу 5,0 6,0 3,2 6,0 2,1 9,0
габаритная 5,0 9,5 4,64 7,4 2,1 12,0
Осадка, м:
по корпусу 0,52 1,05 • 0,69 • 1,28
габаритная 1,8 2,3 0,9 2,0 0,85 2,5
Осадка при ходе иа крыльях, м 1,1 1,2 0,30 0,6 0,55 0,9
Главные двигатели:
тип Дизель Дизель Дизель ГТД Беизииовый Дизель
двигатель
марка М50Ф-3 М50Ф-3 М50Ф-3 АИ-20И М652У М50Ф-3
, мощность полного хода, л. с. , 1200 „ 1200 , 1200 „ 3500 , 77 , 1200
количество х —— 1 X 2Х 1 X 2Х 1Х 4Х
эксплуатационная, л. с. 820 900 600 2700 60 800
Двигатель малого хода:
тип — — — — — —
количество X мощность, л. с. — — — — — —
Скорость, км/ч:
полная 70 80 74 102 63 70
эксплуатационная 60 67 60 96 60 65
на волне 50-55 • • • 50—55 •
Дальность хода, км 500 600 350 500 180 600
Мореходность (высота волны), м 0,8 1,2 0.5 • 0,5—0,6 2,0
Диаметр циркуляции, м 190 • • 520 68 •
Тип крыльевого устройства НПК нпк нпк нпк НПК нпк
Распределение нагрузки на крылья. %:
носовое 48 47 43 53 47 42
кормовое 52 53 57 47 53 58
14 Заказ №
Продолжение прилож. I
Характеристика «Чайка» «Комета» «Стрела» «Вихрь» «Невка» «Тайфун»
Морской пас- Морское пасса-
сажирский жирское судно
Назиачение Пассажир- Морское пассажирское судно
Год постройки Пассажировместимость, чел. ское судно 1962 30 1961 118 1961 92 1962 260 1967 14 1969 98
Водоизмещение СПК» т: порожнего с полным грузом 9.9 14,3 40.5 55,8 35 47 89,6 121,3 • 6 54 65
Длииа. м: наибольшая по КВЛ 26.3 22 35,1 30 28,4 26 47,9 40 10,9 • 31,4 26,5
Ширина, м: по корпусу габаритная 2,6 3,8 6,0 9,6 5,0 8,3 9,0 12,0 2.7 4,0 5,6 10,0
Осадка, м: по корпусу габаритная 0,5 1,1 0,3 1,1 3,2 1,4 1,0 2,6 • 4,1 1,5 • 1,7 0,9 1.3 4,1 1,5
Осадка при ходе на крыльях, м 1 , X
Главные двигателя: тип марка Дизель Дизель Дизель Дизель Дизель гтд
М50Ф-3 М50Ф-3 М50Ф-3 М50Ф-3 ЗД-20 АИ-23с-1
мощность полного хода, л. с. • х.!^ 900 1200 4Х 2Х ———- . 1200 4Х ; 235 1 X 2Х ———-
количество х эксплуатационная, л. с. 800 1000 900 200 1500
Двигатель малого хода: Дизель
тип количество X мощность, л. с. — — — — — 1X165
Скорость, км/ч: полная эксплуатационная иа волне ' Дальность хода, км 97,5 86,0 • 400 66 _ 63 • 600 1,5 77,0 65 • ; 560 1,5 70 63 • 440 • 56 • 335 1,0 105 82 67 65 320 2,0
мореходность (высота волны), м, •
Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства нпк НПК НПК НПК НПК АУПК
Распределение нагрузки иа крылья, %: носовое кормовое 41 59 1 52 . . 48 • • 54 46 • • 77, 23
Приложение II.
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ЗАРУБЕЖНЫХ СПК И КПК
Таблица П 11.1
Катера на подводных крыльях и СПК, построенные после 1945 г.
Характеристика Англия ГДР Италия
К-2Е <Чаииел скипперж «Си Рейн- джер-1» TF-4 TF-10 Р Т-20/59 «Карибе» RHS-70
Назначение Прогулок ный катер Пассажирский катер
Год постройки головного СПК 1949 1968 1958 1958 I960 1971
Пассажировместимость, чел. 4 25 9 29 66 71
Экипаж, чел. — 3 2 2 2 2
Водоизмещение СПК, т:
порожнего 1,2 • • • 25,8 •
с полным грузом 1,8 8,25 10,0 26,0 33,5 32,0
Длина, м:
наибольшая 6,7 9,13 10,0 13,8 19,5 22,0
по КВЛ 5,5 • • • • 19,0
Ширина, м:
по корпусу 2,0 4,72 2,74 3,2 5,06 4,50
габаритная 4,1 ' 4,73 5,8 4,7 7,38 7.40
Осадка, м:
по корпусу 0,48 0,51 • • • •
габаритная 1,60 2,97 1,3 1,98 2,77 2,70
Осадка при ходе на крыльях, м • 0,71 0,60 0,78 1,16 1,15
Главные двигатели: тип Дизель Дизель • Дизель Дизель Дизель
марка «Фордж «Детройт 8V-53» • MB-820Db MB-12V-493
количество X МОШИОСТЬ полного хода, л. с. 1Х-®°- • 2 X ——- • 70 2Х — • 2Х-—— 270 1Х_1300_ 1350 1 X
эксплуатационная мощность, л. с. 1100 1100
Двигатель малого хода:
ТИП — — — — — —
количество х мощность, л. с. — — — — — —
Скорость, км/ч:
полная • 74 68 67 64 67,5
эксплуатационная 59 65 60 60 57 60
иа волне • • • - • • •
Дальность хода, км • 460 180 300 460 ~ •
Мореходность (высота волны), м • • 0,6 0,75 • •
Диаметр циркуляции, м 91,4 76 • • • •
Тип крыльевого устройства АУПК АУПК НПК НПК НПК АУПК
Распределение нагрузки на крылья, %•.
носовое 65 51 53 53 66 66
кормовое 35 49 47 47 34 34
423
й Продолжение табл. П П.1
Характеристика Италия
RHS-110 RHS-140 RHS-160 RHS-200 RHS <Алияхт» RHS-70 «Хайдройл»
Назначение Пассажир :ко е судне Яхта Грузопас- сажирское судно
Год постройки головного СПК 1972 1972 1973 1974 1972 •
Пассажировместимость, чел. ПО 140 160 200 • 12 и груз массой 3,9 т
Экипаж, чел. Водоизмещение СПК* т: • • • • • 2
порожнего • • • • • •
с полным грузом Длина, м: 55,0 65,6 85,0 117,0 52,0 33,1
наибольшая 25,6 28,7 30,95 35,5 24,0 21,0
по КВЛ Ширина, м: 20,0 23,8 • 30,0 19,4 19,0
по корпусу 5,85 7,70 • 10,0 5,85 6,10
габаритная Осадка, м: 9,20 10,75 12,60 14,2 8,80 10,70
по корпусу • • • • • •
габаритная 3,30 3,50 3,70 4,30 2,95 3,5
Осадка при ходе иа крыльях, м 1,25 1,50 1,35 1,60 1,25 1.5
Главные двигатели: тип марка Дизель MB-12V-493 Дизель MB-12V-493 Дизель MB-12V-652 ГТД «Мэрин Протей» Дизель MB-12V-943 Дизель MB-12V-943
мощность полного хода, л. с. 2Х —- 1100 2Х~——- 1100 2Х —— 1950 2Х-^ 3400 2 X —- 1100 „ 1350 2Х 1100
эксплуатационная мощность, л. с.
Двигатель малого хода: тип — — — — — Дизель
количество х мощность, л. с. — — — — — 1 X Ю5
Скорость, км/ч: полная 74 66,6 72 89 76 •
эксплуатационная 68,5 60 65 83 70,5 59
иа волне • • • • • •
Дальность хода, км 486 550 555 510 694 480
Мореходность (высота волны), м • • • • • •
Диаметр циркуляции, м • • • • • •
Тип крыльевого устройства АУПК АУПК АУПК АУПК АУПК нпк
Распределение нагрузки на крылья, %: носовое 66 66 66 66 66 66
кормовое 34 34 34 34 34 34
425
S Продолжение табл. П II.1
Италия
Характеристика RHS-140 «Хайдройл» «Сифлайт Р-46» «Сифлайт Н-57» «Сифлайт L-90» Р-420 «Суордфнш» РА Т-20
Назначение Грузопасса- Пассажирский катер Пассажир- Ракетный Пограничный
жирское ское судно катер катер
Год постройки головного СПК Пассажировместимость, чел. Экипаж, чел. судно • 14 и груз массой 7 т 1964 30 1967 60 1972 125 '973 1965
2 3 3—4 10 И
Водоизмещение СПК. т:
порожнего • 9,17 20,65 45,0 41,4 25,0 32,0
с полным грузом Длина, м: 64,0 12,5 27,3 59,0 64,5
наибольшая 28,5 14,0 18,6 27,2 22,95 20,9 •
по КВЛ Ширина, м: • 12,58 15,5 22,7 20,4
по корпусу 6,10 3,20 4,70 6,00 7,01 4,8 7,4
габаритная 10,7 5,50 8,00 10,0 10,77
Осадка, м:
по корпусу • • • л 1,87
габаритная 3,5 1,80 2,6 3,10 4,30 2,76 1,20
Осадка при ходе на крыльях, м Главные двигатели: 1,5 0,80 1,13 1,25 1,45
тип Дизель Дизель Дизель Дизель ГТД
марка MB-12V-493 VT-8-370M «Карраро MB-820DC «Мер нн MB-820Db
2Х-^- Х 1100 V-12SS, Протей»
количество X мощность полного хода, л. с. 2 х „ 650 2Х — 1300 5000 Х 4500 1х_1зоо_ Х 1100
эксплуатационная мощность, л. с. 1100
Двигатель малого хода:
тип — — Дизель
количество х мощность, л. с. — — ж- 1X160
Скорость, км/ч:
полная 63 70 70 л 92,5 70,5
эксплуатационная 59 63 63 63 86
на волне • • • 76,5
Дальность хода, км 480 500 500 500 700
Мореходность (высота волны), м • 0,7 .1,5 1,6 2,5 2,0
Диаметр циркуляции, м • 200 240 600 400
Тип крыльевого устройства Распределение нагрузки на крылья, %: АУПК АУПК АУПК АУПК АУПК нпк
носовое 66 63 63 60 30 59
кормовое 34 37 37 40 70 41
Продолжение табл. П II.I
Характеристика Канада Нидерланды Норвегия
«Бра Д’ Ор» «Воте- Спаде 6А» «Аквастрол PL-30» «Аквастрол 40Р» «Уотмеи» PT-150DC
Прогулоч- Пассажирский катер Автомобиль-
Назначение Год постройки головного СПК корабль ПЛО 1969 ный катер • 6 1956 40 1964 40 I960 10 но-пассажир- ское судно 1968 150 и 8
Пассажировместимость, чел. автомобилей
20 ___ 2-3 2—3 — 5
Экипаж, чел. 127
Водоизмещение СПК. т: 168 0,44 12,7 • •
порожнего с полным грузом 235 1,0 16,7 17,0 1,9 6,73 150 37,1
Длина, м: 46 2 8,0 14,4 12,3
наибольшая по КВЛ 44,6 • • • • 3,02 7,5
Ширина, м: 6,56 • 3,80 •
по корпусу габаритная 20Д 4,00 6,0 5,75 3,11 15,3
Осадка, м: 2,3 • • • 5,4 2,53
по корпусу 7 4 • 2,1 2,3 1 • 13
габаритная 2,3 • 1,0 1,14 0,52
Осадка при ходе на крыльях, м Дизель MD-1081
Главные двигатели: тип ГТД FT-4A-2 Подвесной ГТД «Боинг ГТД «Боинг ДВС
марка 502—10, 502—10»
мощность полного хода, л. с. , 30 000 1 X 22 000 , 115 1Х • 300 2Х 270 2 X — 270 , 200 1 х „ 3440 2Х
количество х _ . эксплуатационная мощность, л. с. • 3000
Скорость, км/ч: 117 64 70 72 74 •
полная 98 Л 59 59 55,4
эксп лу атацио нн ая 84 Л • • • 59 560 3,0
иа волне 1300 • 330 380 200
Дальность хода, км 4,2 0,76 2.0 2,0 1,8
Мореходность (высота волны), м 12*2 100 100 18 V
Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства НПК нпк НПК нпк нпк 85 АУПК
Распределение нагрузки иа крылья, %. 10 98 10 10 62
носовое кормовое 90 2 90 90 15
427
К 00 . - - • Продолжение табл. П 11.1
ПНР США
X арактер истина „Зрнв-1“ WS-4 ,,Амур“ WS-6 ,,Эрос“ „Хай Пойнт" (РСН-1) „Плейнвью” PGH-1 „Флэгстаф“
Назначение Пассажир- Прогулочный Опытный противолодочный Опытный артнл-
Год постройки головного СПК Пассажировместимость, чел. 1965 76 ка • з тер • кор 1963 абль 1966 лернйский катер 1968
Экипаж, чел. —
Водоизмещение СПК т: 25 13
порожнего 22,7 0,69 1,05 93 269
с полным грузом Длина» м: 30,7 1,1 1,75 по 333 68,5
наибольшая по КВЛ Ширина, м: 27,6 23,0 4,67 4,00 7,25 6,15 35,7 33,5 67,2 • 27,1 20,3
по корпусу габаритная Осадка, м: 4,4 7,56 1,50 1.80 2,24 2,60 9,75 10,15 12,3 21,3 6,5 11,3
по корпусу габаритная Осадка при ходе иа крыльях, м Главные двигатели: • 2,45 • • 0,50 0,23 • 0,90 0,36 2,0 5,18 2,0 1,93 7,60 3,1 1,3 4,1 1,7
тип Дизель Подвесной две ГТД ГТД ГТД
марка мотор
М-50Ф-4 „Меркурий 350“ • Мк-1273 LM-1500 Мк-621 „Тайн“
мощность полного хода, л. с. 1Х ——— 1000 А А „ 3800 17 000 1у 45°° 3600
эксплуатационная мощность, л.с Двигатель малого хода: 1Х • 1х • 2Х 3000 2Х — 14 000
тип количество X мощность, л. с. Скорость, км/ч: — — — Дизель 1 X 600 Дизель 2Х 1000 Дизель 2 X 216
полная 73 55 56 89 115 92,5 74
эксплуатационная 65 50 50 74 92,5
на волне Дальность хода, км Мореходность (высота волны), м • 460 1,5 • 50 0,15 • • 0,25 68,5 1300 2,5—3,2 • 920 4 6 • 555 2,5 • АУПК
Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства Распределение нагрузки иа крылья, % • нпк • нпк 50 нпк 670 АУПК 700 АУПК
носовое • 52 52 40 90 70
кормовое • 48 48 60 10 30
П р о д о л ж е н и е т а б л. П II.1
Характеристика США
PGH-2 „Тукумкэри" „Денисон" РИМ , .Пегасу с“ „Джетфойл 929-100" „Долфнн" LVHX-2
Назначение Опытный артнл- Опытное Ракетный Пассажирское Амфибия
лерийскнй катер судно корабль судно 1966
Год постройки головного СПК 1968 1962 1975 1973 1967
Пассажировместимость, чел. — — 250 116
Экипаж, чел. 13 4 24 • 3
Водоизмещение СПК» т: порожнего с полным грузом 41,4 60,4 53,2 95,0 170 219 • 108 50,0 69,0 12,9 17,4
Длина, м: наибольшая 22,7 35,7 40,5 27,4 27,4 11,3
по КВЛ 19,75 29,4 36,0 • 20,3 •
Ширина, м: 7,0 13,7 8.9 14,50 9,5 • 5,7 11,24
по корпусу габаритная 6,0 10,8 6,55
Осадка, м: по корпусу габаритная 1,40 4,33 1,3 4,10 2,6 7,2 1,52 4,88 1,3 3,9 • •
Осадка прн ходе на крыльях, м 1,40 1,6 2,8 V 1,2
Главные двигатели: тип ГТД ГТД ГТД ГТД ГТД ГТД
марка „Мэрин LM-1500 LM-2500 501К-20А Мк-621 T-1000S-27
Протей" „Тайн"
ч/ мощность полного хода, л. с. 1х——— 3200 1х 17 000 14 000 , 26 200 IX 18 000 2x^22 IX 4500 1Х ——
эксплуатационная мощность, л.с 31600 3600 1100
Двигатель малого хода: тип Дизель ГТД Дизель • Дизель —
количество X мощность, л. с. 1 X 160 1 X 1050 2 X 800 • 2 X 216 —
Скорость, км/ч: полная 92,5 111 92,5 92,5 92,5 •
эксплуатационная на волне Дальность хода, км Мореходность (высота волны), м 87 74 *900 84 • 1210 83,5 74 925 83,0 82,0 330 83 • 550 65 • 325
2,7—3,2 2,3 . 4,3 3,6 3,5 1,25
Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства 213 АУПК 1460 УПК ~400 АУПК 500 АУПК 400 АУПК 183 АУПК
Распределение нагрузки на крылья, %: носовое 30 85 32 30 70 70
ьо кормовое 70 15 68 70 30 30
П р о д о л ж е н и е т а б л. П 11,1
Са> " О Характеристика США ФРГ
„Викторна" „Фланнг Клауд“ L548D „Альбатрос" „Маритнм флайт“ kts-160
Пассажир* Пассажирский катер Спортивный Опытный
Назначение ское судно катер КПК
Год постройки головного СПК 1965 1966 1965 1963 1965
75 70 48 22 3
Пассажировместимость, чел. 3 3 3 1-2 1 •
Экипаж, чел. Водоизмещение СПК, г. 30,0 15,7 10,1 3,7 1,02 120
порою него с полным грузом 40,0 20,7 14,5 6,7 1,45 160
Длина, м: наибольшая 10,7 18,7 15,9 10,39 6,47 37,0
• • 14,3 • • •
по КВЛ
Ширина, м: 4,9 3,60 3,96 3,45 2,2 8,0
по корпусу габаритная 9,3 8,54 8,4 4,62 2,8 •
Осадка, м: 0,86 1,1 2,30 • • • 1,40
по корпусу 4,3 2,5 1,98 • 2,20
габаритная 1,20 0,61 1,30 0,76 • •
Осадка при ходе на крыльях, м
Главные двигатели: ГТД ГТД Дизель Дизель Дизель гтд
ТИП марка LM-100 SS-10MV VT-8-390M 6V-53 • „Мэрин Протей"
мощность полного хода, л. с. _ „ 1000 2Х , 1100 1Х 2X^5- , 216 1Х , 200 1Х — 2X^0
количество X эксплуатацнонная мощность, л. с. 925 1020 • 197 • 3200
Двигатель малого хода: Дизель — —> — гтд
тип , _ „ 1 X 100 — 1 X 200
количество X мощность, л. с.
Скорость, км/ч: 74 64 83 65 72 89
полная 69 59 76 52 61 83
эксплуатационная • 57 • • • •
на волне 330 370 330 220 • 555
Дальность хода, км Мореходность (высота волны), м 2,4 • • • • 335 1,2 • • • 2,3 •
Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства Распределение нагрузки на крылья, я. АУПК АУПК нпк нпк АУПК АУПК
20 80 70 50 80 60
носовое кормовое 80 20 30 50 20 40
Пр'одолжениетабл. П II.1
Характеристика Швейцария и другие страны
РТ-10 РТ-20 РТ-28 РТ-50 РТ-50 „Флиппер4*
Назначение Пассажире кий катер Грузопассажир- ский катер Пассажирск эе судно
Год постройки головного СПК 1952 1955 1959 1959 118 1967 118
Пассажировместимость» чел. массой 4 т
Экипаж, чел. 2 4 4 4 4
Водоизмещение СПК» т: 9,85 13,5 24 5 22,4 48,0 •
порожнего с полным грузом 33,0 28,0 62,5 65
Длина, м: наибольшая по КВЛ 15,7 • 20,0 18,6 20,7 19,2 27,9 • 27,9 •
Ширина, м: 3,9 5,7 5,0 8,1 5,1 6,11 6,11
по корпусу габаритная 8,0 10,7 10,7
Осадка, м: Л • •
по корпусу габаритная 2,05 0,85 3,08 1,4 2,95 1 4 3,5 1,42 3,5 1,42
Осадка прн ходе на крыльях, м
Главные двигатели: тип марка Дизель „Мерседес11 Дизель MB-820Db Дизель DIN-6270 Дизель MB-820Db Дизель MB-820Db
мощность полного хода, л. с , 710 1Х 610 IX 1^50 1Х —— 2Х —— 2х ——— 1100
количество X ” ~ 1100 1100 1100
эксплуатацнонная мощность, л. с.
Двигатель малого хода: —• —
тнп количество X мощность, л. с. — — — — —
Скорость, км/ч: 167 67 72 69 65
полная 63 65 63,5 61,5
эксплуатационная на волне • 270 • 400 • 260 59,0 540 61 «5 600
Дальность хода, км 1 25 1,25 1,7 1,8
Мореходность (высота волны), м 800 нпк 260 260 950 950
Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства нпк нпк нпк 65 АУПК
распределение нагрузки на крылья, %. 58 66 65
носовое кормовое 48 42 34 35 35
П p о до л ж e н и e т а б л. П II.1
432 JK 433
Характеристика Швейцария и другие страны Япония
PTS-75 Мк-111 PTS-150 Мк-П! РТ-4 ,,Метеор-Ш“ ST-I нБонток" (Р Т-32)
Назначение Пассажирское Грузопассажир- Пассажирский Спортивный Пограничный
Год постройки головного СПК сж° ское судно 1971 катер 1967 катер катер 1965
Пассажировместимость, чел. 135 150 и 8 авто- 12 3
Экипаж, чел. мобилей
6—8 5 1 1 15
Водоизмещение СПК» т:
порожнего 62,0 132 3,12 • А
с полным грузом 78.5 165 4,52 1,80 32
Длина, м:
наибольшая 30,0 37,9 11,45 7,4 21,0
по КВЛ • • • • 18,5
Ширина, м:
по корпусу габаритная 5,8 11,6 7,4 16,0 3,2 4,3 2,3 3,7 4,8 7,8
Осадка, м;
по корпусу • • • л л
габаритная 3,80 5,4 1,45 1,0 2,8
Осадка при ходе иа крыльях, м Главные двигатели: 1,73 2,60 0,57 0,40 1,3
тип Дизель Дизель MD-20V538 две две Дизель MB-820Db
марка MB-820Db M413D •
мощность полного хода, л. с. 2х« 2Х-^ IX IX 1Х-——
эксплуатационная мощность, л. с. 1100 3395 • • 1100
Двигатели малого хода:
тнп — — — — Дизель
количество X мощность, л. с. 1 X 60
Скорость, км/ч:
полная 72,5 72,5 72,5 70 71
эксплуатационная 66,5 70,5 60 • 59
на волне • • • • •
Дальность хода, км Мореходность (высота волны), м 334 400 290 185 665
1,8 3,0 0,75 • 2,0
Диаметр циркуляции, м 1100 • • • 260
Тнп крыльевого устройства Распределение нагрузки на крылья, %: АУПК АУПК нпк нпк нпк
носовое 61 61 68 70 65
кормовое 1 39 39 32 30 | 35
Продолжение табл. П II. 1
Характеристика Япония
„Хаяте" МН-30 IHF-3 IHF-8 SF-30 МН-3
Назначение Опытный Пассажир- Пассажирский катер
кпк ское судно 1961
Год постройки головного СПК 1970 1962 1965 • •
Пассажировместимость, чел 80 13 30 14
Экипаж, чел. 19 4 2 • • 1
Водоизмещение СПК» т: порожнего с полным грузом • 78 27,0 37,0 3,25 4,37 • 23,0 • 3,5 3,0 4,3
Длина, м: наибольшая 24,1 21,0 9,06 13,0 9,4 8,0
по КВЛ • 19,6 7,2 • • V
Ширина, м по корпусу габаритная 5,5 • 4,8 12,7 2,5 5,09 3,8 • 4,9 • 2,2 4,5
Осадка, м: по корпусу габаритная • 2,6 3*6 0,66 1,86 • • • 1,87 1,17 • 1,5 0,72
Осадка при ходе на крыльях, м • 1,4 V
Главные двигатели: тип ТРД Дизель Дизель Днаель „Крайслер" Дизель две
марка CI-805-23B тягой 12WZ-AK „Крайслер11 „Крайслер1"
мощность полного хода, л. с. 1 X 5,9 тс , 1500 IX н 280 2х IX ——- 1Х-^-
эксплуатационная мощность, л. с 1зьи • V
Двигатели малого хода: Подвесной
тип — —
мотор
количество х мощность, л. с. 1 X 180 —— —— —
Скорость, км/ч: полная 92,5 70,8 66 70 • 70
эксплуатационная • . 61,6 55 60 74 61
иа волне • • ^в ^в
Дальность хода, км • 370 250 • 300 V
Мореходность (высота волны), м • 2,0 1,0 1 >4 1000 • V
Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства нпк 500 нпк • • нпк
Распределение нагрузки на крылья, %: носовое .. - • - 65 • • • 64
кормовое • 35 • • 36
434
Таблица П.11.2
Проекты СПК и КПК зарубежных фирм
Характеристика Англия Италия
«Си Рейнджер-111» RHS-70/M RHS-110/M RHS-140/M «Сифлайт М-16»
Назначение Грузовместимость, автомобилей Экипаж, чел. Водоизмещение СПК, т: порожнего с полным грузом Длина, м: наибольшая по КВЛ Ширина, м; по корпусу габаритная Осадка, м: по корпусу габаритная Осадка при ходе на крыльях, м Главные двигатели*, тип марка количествох мощность полного хода, л. с. Пассажирский катер 56 • • 17,0 11.4 10,6 5,6 8,0 0,9 3,5 • Дизель «Детройт 8V-53» , 280 4Х • • 2Х* 74 65 • • • • АУПК • • 11 25,4 33,1 20,9 • 4,8 7,4 • 2,77 1,22 Дизель MB-12V-493 1Х-^ 1100 70,5 63,0 • 870 2,0 • АУПК 59 41 Пат рул ьн 16 36,0 55,0 25,4 20,6 5,95 8,4 • 3,0 1,25 Дизель MB-12V-493 2Х- 1100 76 70,5 • 900 • • АУПК 66 34 ый катер 24 50,0 64,0 29,0 23,8 7,7 9,6 • 3,5 1,5 Дизель MB-12V-493 2х ——— 1100 68,5 63,0 • 1220 • • АУПК 66 34 6 9,5 11,6 16,0 13,54 3,2 5,5 • 1.8 0,80 Дизель VTSN-370M 2Х ———- • 72 63 • 600 0,7 200 АУПК 63 37
эксплуатационная мощность, л. с. Двигатели малого хода: тип количество х мощность, л. с. Скорость, км/ч: полная эксплуатационная на волнении Дальность хода, км Мореходность (высота волны), м Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства Распределение нагрузки на_крылья, %: носовое кормовое
Продолжение табл. П II. 2
Характеристика Италия Канада
«Сифлайт М-65» «Сифлайт М-75» FH-3 DHC-MP-100
Назначение Патрульный катер Многоцелевой 3 варианта
_ чел. корабль (АК. МРК. ПЛО)
автомобилей
Экипаж, чел. 7 8 • •
Водоизмещение СПК» т*. 24,0 32,0 84,7—92,4
порожнего •
с полным грузом 30,0 40,0 192 105,2—108,2
Длина, м: наибольшая 18,6 22,7 38,1 36,0
по КВЛ 15,5 19,0 36,6 •
Ширина, м: 4,7 5,23 7,6 6,4
по корпусу
габаритная 8.0 10,0 19,4 15,5
Осадка» м:
по корпусу • • • •
габаритная 2,7 2,9 6,25 5,3
Осадка при ходе иа крыльях, м 1,15 1,25 • 2,4
Главные двигатели: Дизель ГТД
тип Дизель ГТД
марка CRM-18D/S-2 CRM-18D/S-1 • •
мощность полного хода, л. с. 2Х— • 2Х ‘°40 ,2Х 5000 2Х^““-
эксплуатационная мощность, л. с. • • •
Двигатели малого хода: Дизель
тип — — —
количество X мощность, л. с. — — — 2X400
Скорость, км/ч: 92,5
полная 83,5 74 90
эксплуатационная 74 65 • 74
на волне * • 83,3 •
Дальность хода, км 600 • 1040—1340
Мореходность (высота волны), м 1,5 1,6 3,5 •
Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства 240 600 • •
АУПК АУПК нпк нпк
Распределение нагрузки на крылья,
носовое 63 60 10 10
кормовое 37 40 90 90
о СЛ
W СП Продолжение табл. П II. 2
Характеристика США Франция
«Супер Флэгстаф» HOC(DEH) Mod. 923-16 Набазе КПК «Пегасус» Mod. 923-12А Н-74-170
Назначение Многоцеле. Мрогоцеле- Вертолето- 9 вариантов Ракетный корабль
вой катер вой корабль носец
_ чел. Грузовместимость, —
автомобилей
Экипаж» чел. 13 91 • 20—50 • 23
Водоизмещение СПК» т:
порожнего 50,0 • • 168—186 345 •
с полным грузом 73,0 1363 4470 236—249 540 174
Длина, м:
наибольшая 27,1 65,1 101 40,5 43,3 33,4
по КВЛ 20,3 60,1 96 36,0 41,9 •
Ширина, м
по корпусу 6,5 14,0 32 • 11.9 •
габаритная 11,3 36,6 69,5 14,5 21,6 16,15
Осадка» м:
по корпусу 1,3 3,5 5,2 • 3,67 •
габаритная 4.1 11,2 22,0 7,2 9,75 •
Осадка при ходе на крыльях, м 1,7 • 9,0 2,8 • •
Главные двигатели:
тип гтд ГТД ГТД ГТД ГТД ГТД
марка Мк-621 <Тайн> L М-2500 L М-2500 LM-2500 LM-1500 «Тайн» RM-2D
мощность полного хода, л. с. количество х IX «00. 2х 25 000 8х 26 260: j 26 200 2Х -16 800. . „ 5800 2х
эксплуатационная мощность, л. с. 3600 23400 25 300. 18 000 ; 15 600 •
Двигатели малого хода:
тип Дизель ГТД • Дизель ГТД •
количество х мощность, л. с. 1X320 2X7560 • 2X800 1Х« •
Скорость, км/ч:
полная 92,5 94 83 92,5—87 92,5 00
эксплуатационная • 78 70 83,5—79 84 92,5
иа волнении • 74 65 • 82 92,5
Дальность хода, км 1550 5400 .3700 • 2230 2200
Мореходность (высота волны), м 2,5 6,0 11,0 4,3 6,5 3,5—4,5
Диаметр циркуляции, м в • • 400 • •
Тип крыльевого устройства АУПК АУПК АУПК АУПК АУПК АУПК
Распределение нагрузки на крылья, %:
носовое 70 30 35 32 35 20
кормовое 30 70 65 68 65 80
Продолжение табл. П II.2
Характеристика Франция ФРГ
Н-851 SA-800 Н-851 «Нептун» (на базе КПК «Плейнвью») МТ-250 («Супрамар»)
Назначение „ чел. Грузовместимость, автомобилей Экипаж, чел. Водоизмещение СПК» т: порожнего с полным грузом Длина, м: наибольшая по КВЛ Ширина, м: по корпусу габаритная Осадка, м: по корпусу габаритная Осадка прн ходе на крыльях, м Главные двигатели; тип марка мощность полного хода, л. с. Ракетный катер 21 • 122 35,0 • 10,0 15,0 1,8 8,3 • ГТД THS-2000 1х™ 6000 Дизель 1X1040 89 83 83 2040 3,5 • АУПК 20 80 Автомо 84 8—10 • • 56 26,9 • 5,4 • • • • ГТД <Турмо-Шс> 2Х— • Дизель 1X400 102 92,5 89 460 3,0 • АУПК 70 30 бнльно-пассажнрсг 200 15 8 • 117 35 • 10,0 15,0 1,8 8,3 • ГТД THS-2000 1x225°. 6000 ГТД 1X1300 89 83 • 1040 3,5—4,5 • АУПК 20 80 toe судно 302 37 10 205 325 68,0 60,9 12,65 21,57 2,33 7,75 2,0 ГТД LM-1500 „ 18 000 2Х 14 200 Дизель 2X1650 106 92,5 • 600 4,5—5,0 700 АУПК 90 10 Ракетный корабль 22—26 • 250 39,0 • 8,0 14,6 1,8 • 2,5 ГТД LM-1500 18000 14 200 Дизель 2X 2050 111 98 89 740 4,5 • АУПК • •
эксплуатационная мощность, л. с. Двигатели малого хода: тип количество X мощность, л. с. Скорость, км/ч: полная эксплуатационная на волне Дальность хода, км Мореходность (высота волны), м Диаметр циркуляции, м Тип крыльевого устройства Распределение нагрузки на крылья, %: носовое кормовое Са>
ш Приложение III.
МАССОГАБАРИТНЫЕ, МОРЕХОДНЫЕ И МАНЕВРЕННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СПК
Таблица П 111,1
Таблица масс СПК
Масса, т
прочих частей корпуса
электрооборудова-
ния, приборов свя-
зи. управления
Судно
о
45
О S
id 03
<у Й
Ч О
S ес
«Ракета»
«Метеор»
«Спутник»
«Чайк а»
«Комета»
«Стрела»
«Вихрь»
«Беларусь»
«Буревестник»
«Тайфун»
«Тукумкэри»
«Хай Пойнт»
«Пегасус»
«Плейнвью»
«Денисон»
«Бра Д’Ор»
Р-420 «Суордфнш»
HOC (DEH)
КПК (500 т, проект)
PT-150DC
6,7
13,4
30,5
2,95
14,6
10,8
32,63
2,93
14,56
14,0
12,0
32,3
50,0
96,0
28,3
33,2
12,5
190
130
26,0
2,0
5,5
11,8
0,52
7,1
4,2
17,1
0,60
4,03
8,7
8,4
13,4
35,3
38,5
13,6
40,1
8,8
174
65
21,3
2,9
4,8
10,9
1,16
4,6
11,57
1,28
4,54
1,6 | 2,9 | •
1,3
2,4
3,4
0,91
2,3
1,2 | 1,4
4,29
0,73
0,03
1,7 | 1,9
8,4
33,7
47,8
84,5
0,3
0,8
1,8
0,2
1,2
0,59
1.8
0,18
1,06
3,62
26,2
10,0
0,5 0,9 — — 5,0 12,5 3,4 6,8 1,1 1,4 1.5 3,5 0,3 25,0 52,9
1,3 — — 26,1 13,1 2,3 7,0 1,8 110
0,46 — —— 3,0 3,12 0,41 1,14 0,43 14,3
1,3 —— — 11,1 6,5 2,1 3,7 1,3 55,8
2,3 — —— 8,2 7,1 1,2 2,4 3,0 47
2,58 — — 23,9 13,7 5,48 6,6 1,65 121,3
0,33 — — 4,0 2,84 0,49 0,73 0,39 14,5
2,24 — — 13,3 9,12 1,09 11,9 3,63 65,5
5,4 —. — 8,5 10,4 1,2 1,5 3,58 65,0
7,0 3,2 — 5,4 3,3 12,5 0,2 60,4
3,0 1,6 — 18,4 2,7 23,7 0,4 129,2
18,2 8,0 — 21,7 5,9 49,0 0,1 236
10,0 3,3 —— 40,0 16,7 44,0 333
— — 17,9 10,3 1,5 23,8 • 95,0
15,2 4,3 —- 35,2 10,8 50,0 215
6,8 3,1 — 5,6 2,6 13,0 62,5
40 89 • • — 90 • 526 • 1380
• • • • — • • 176 • 500
• • — — 23,0 • • • • 150
Д
bo N3 N3 СО СО СО
О СП СЛ о
00 00 о to
to
о
СЛ
to to
go
ел
ьэ
о
to
со
N3 to
со
1
Таблица П 111.3
Геометрические характеристики несущих крыльев СПК
Судно Полное водоиз- мещение D, т V3’ км/ч Суммар- ная пло- щадь несущих крыльев S, м2 D S тс м2 ф
«Волга» 1,9 60 0,79 2,38 0,88 7,0 5,4
«Чайка» 14,3 86 3,12 4,57 0,70 7,0 8,0
«Беларусь» 14,5 59 4,57 3,17 0,75 8,6 4,5
«Ракета» 25,0 60 9,83 2,54 0,92 3,7 3,3
«Метеор» 52,9 68 19,7 2,68 0,89 9,2 6,1
«Комета» 55,8 61 17,64 3,16 1,08 10,0 7,8
«Буревестник» 65,6 95 10,24 6,4 1,13 11,6 6,8
«Спутник» НО 65 37,0 2,95 0,72 9,1 7,9
«Вихрь» 121,3 63 31,25 3,90 1,17 8,7 7,4
«Стрела» 45 74 11,8 3,8 • • •
«Тайфун» 65 67 15,6 4,15 7,35 8,7 4,7
«Хай Пойнт» ПО 91 23,3 4,8 0,67 6,0 6,0
«Плейнвью» 321 93 46,5 6,9 9,0 3,0 3,0
КПК проект «Харпи» 500 140 57,5 8,7 0,5 4,0 4,0
«Бра Д'Ор» 245 119 25 9,8 0,11 3,6 5,5
«Долфин» 60 93 9,2 6,5 2,32 5,72 4,22
HOC (DEH) 1363 93' 174 7,9 0,5 7,1 7,5
Mod. 923-12А 540 84 95 5,7 0,5 • 7,5
PT-20MK-II 32 64 5,5 5,8 1,08 • •
PT-150DC 150 72 40,4 3,7 1,63 8,1 7,6
МН-30 35 65 4,15 8,45 1,85 • •
МН-3 4,3 61 1,23 3,5 1,77 • •
RHS-70/м 33,1 63 10,4 3,2 1,43 • •
' «Флаинг Клауд» 20,7 57 4,3 4,8 4,0 • •
РТ-4 4,0 60 1,16 3,4 2,12 • •
FRESH-I 16,8 130 2,06 8,1 0,5 3 3
«Флэгстаф» 68,5 74 9,75 7,0 2,0 3 3
«Пегасус» 236 • 64,1 4,9 • 4,87 7,1
440
Таблица П 111.4
Показатели мореходных качеств СПК
Судно Высота волны, при ко- торой произведены замеры. hB, м Амплитуды бортовой качки при KY 90°. град Ускорения на волнении
в носу в средней части в корме-
Z/g "ylg Z/g Z/g 2/g Z/g квадра- I тичные л
I наиболь- ! квадра- тичные । наиболь- шие квадра- тичные наиболь- шие
«Тайфун» 2,0 1,8 0,50
РТ-50 1,5 8,0 0,50 0,32 — — — 0,37 —
«Флиппер» 1,5 3,9 0,20 0,12 — — .— — —
РТ-20Мк-П 1,3 0,50 0,32 — — — — —
PT-150DC 3,0 0,55 0,33 — — — —
«Сифлайт Н57» 1,5 — 0,36 0,33 — — — — —
«Долфин» 3,5 — — — — 0,30 — — —
1,25 — 0,18 — — 0,095 .— — • ,«
«Хай Пойнт» 3,0 0,50 — 0,095 .— —-
«Тукумкэри» 2,0 4,0 3,5 2,8 2,5 0,30 — — — — — , —
«Пегасус» 0,15 — —
«Денисон» 1,0 — 0,12 0,18 — — — — —
2,3 — 0,50 — — — —
«Ьра Д'Ор» 3,5 — — — 0,22 — 0,15 — 0,22
Таблица П III.5
Маневренные характеристики зарубежных СПК
Судно Диаметр циркуля- ции, м Скорость цирку- ляции, км/ч Разгон Торможение
Путь, м Время, с | Путь, м Время, с'
РТ-10 800 65 80 14 •
РТ-20 Мк-П 260 63 150 30 70 10
РТ-50 Мк-П 940 63 250 35 80 10
РТС-75 Мк-Ш 1100 66 300 40 100 201
PT-150DC • • • 60 • •
«Сифлайт Р46» 200 63 120 25 50 8
«Сифлайт Н57» 240 63 120 25 65 10
«Сифлайт 90» 600 63 200 30 80 10
«Джетфойл» • • • 30 150 30
«Долфин» 400 89 180 25 70 6,2
L548D 335 66 • • •
«Аквастролл» 100 59 140 20 24 •
МН-30 500 60 • 40 • 40
IHF-3 1000 55 • • •
«Хай Пойнт» 670 74 • • • •
«Денисон» 1460 84 • • • •
«Плейнвью» 700 92,5 400 35 200 16
RHS-70/м • • 100 20 50 12
15 Заказ № 1856
441
Приложение iv.
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ГЛАВНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ И ДВИЖИТЕЛЕЙ СПК
Таблица П IV.1
Основные характеристики быстроходных дизелей
Страна Марка дизеля Эффективная мощность, л. с. (кВт) Частота вращения, об/мнн Масса двига- теля, кг/л. с. (кг/кВт) Удельный расход топлива г/л. с-ч [г/(кВт«ч)] Габариты (длина х ширина х X высота), м
СССР М50-6 12ЧНСП 1000 (736) 1700 1,70 (2,31) 190 (258) 2,6x1,22x1,25
18/20 1100 (808) 1800 1,64 (2,23) 200 (272) 2,6x1,22x1,25
М50Ф-3 1200 (880) 1850 1,42 (1,94) 210 (285) 2,6x1,22x1,25
ФРГ MD-650 1320 (970) 1550 3,10 (4,22) 165 (225) 2,05x1,40x1,26
MD-865 2500 (1840) 1600 2,20 (3,0) 165 (225) 2,74x 1,47x1,26
MD-871 3000 (2200) 1800 2,15 (2,92) • •
MD-1082 4500 (3300) • 2,10 (2,85) • •
МВ-820В1 1000 (736) 1500 2,75 (3,75) 170 (231) 2,19x1,34x1,94
MB-820DB 1350 (990) 1500 2,15 (2,92) 160 (218) 2,4x1,4x1,85
Франция V12ASHR 1020 (748) 1500 4,47 (6,10) 158 (215) 2,34x1,3x1,76
V12BSHR 1115 (820) 1500 3,98 (5,40) 158 (215) 2,34x 1,33x1,76
Англия «Номад 2» 3050 (2240) 2050 0,55 (0,75) 161 (219) 3,02 x 3,45x1,02
«Делтик» Т9-29 2500 (1840) 2000 1,58 (2,15) 182 (247) •
ЮМО-207С 1000 (736) 3000 0,78 (1,06) 184 (250) 2,17x0,72x1,27
Л Таблица ПIV.2
*
Основные характеристики зарубежных ГТД, применяемых на СПК
Характеристика США
«Дженерал электрик» «Пратт эид Уитни> «Солар» «Аллисон»
LM-2500 LM-1500 LM-100 FT4A-14 FT4A VTF-12A-4 Сатурн 10MV 501-К20А
л. С. Максимальная мощность, 26 800 17 000 1150 33 600 30 000 4340 1100 4500
22 100 3200 810 3310
кВт 19 700 12 500 850 24 700
гг Л. С. Длительная мощность, кВт 25 300 14 000 1000 32 950 20 000 3485 1020 3160
18 600 10 300 736 24 200 14 700 2640 750 2330
Частота вращения силовой турбины, об/мин 3600 5500 2800* • 4000 • 6050 13 820
Масса двигателя, с‘ кг/кВт 0,144 0,185 0,128 • 0,208 • 0,518 0,130
0,196 0,252 0,174 • 0,283 • 0,705 0,177
г/л с •ч Расход топлива, —— г/(кВт-ч) 178 254 286 • 222 • 265 269
242 345 388 • 302 • 360 366
Расход воздуха, кг/с 61,3 71,5 5,6 • 90 • 6,1 14,1
Температура наружного воздуха, °C + 21 +38 +27 + 16 +27 + 16 +27 + 15
Длина агрегата, м 6,78 7,25 1,80 • 7,90 • 1,60 2,29
Ширина » м 2,14 1,80 0,50 • 1,96 • 1,00 0,84
Высота >> |й 2,14 2,40 0,55 • 2,18 • 1,00 0,79
443
Продолжение табл. П IV.2
444
Характеристика А нглия Франция Канада
«Ролле Ройс» «Бристоль Сидни» «SNECMA» «Юнайтед Айркрафт»
Тайн Мк-621 RM-1C «Мэрин Протей» «Протей Мк-1270» THS-2000 TS-6
,, л. с. Максимальная мощность, кВт 5500 5340 4380 4250 7060 550
4050 3950 3230 3130 5200 405
Длительная мощность, Л' С' кВт 4370 • 3500 3400 6000 390
3220 • 2570 2500 4420 287
Частота вращения силовой турбины, об/мин 13 000 • 1000* 5250 7500 2200*
,, кг/л. с. Масса двигателя, кг/кВт 0,156 • 0,326 0,344 0,340 0,276
0,212 • 0,445 0,470 0,463 0,375
г /л с •ч Расход топлива, — г/(кВтч) 222 219 268 268 196 304
302 297 365 365 266 415
Расход воздуха, кг/с 21,1 • 20,7 20,7 24,5 2,4
Температура наружного воздуха, 0 С + 15 • + 16 + 15 + 15 +22
Длина агрегата, м 3,70 • 2,87 2,68 3,25 1,53
Ширина » м 1,22 • 1,07 1,32 1,68 0,48
Высота » м 1,22 • 1,22 1,30 1,63 0,48
* Обороты
фланце после встроенного
редуктора.
на
Д Л Ь Q л ” 3 g та <5 « и й С 2 2 /з -е- ts я гп S © О) а з в Судно
ОО со со •Ч СР 4^ СП сл о сл со о о о о Расчетная мощность движителя, кВт
+>. СП СП +* О СЛ +* о о о сл Частота вращения насоса, об/мин
ю Сэ •— ~ © '*-+ 00 +* *>) Си Расход воды, м®/с
© _ сл СР • 00 СП Напор, м вод. ст.
Ю 00 *4 © О А 4^ о © • о Диаметр ротора, мм
сл +>. •— СО ND © СЛ о сл W « • ? ~ № 00 -S Масса насоса сухого (с водой), т
11 000 • 31 000 48 000 Тяга движителя, кге
445 z-J Л I—. - н Зек ^я^ £ о ° ег Э -5 * я ° Я Я g к= ? °> s9 Тип насоса
СО ОТТ! «S О С01Д от ata X д р е н н н о о с s 3 ц g, 3 3 + д Ь Ь Я Я й < X Ь » п 3 s я „ И К К ' Я т os го бр ч *с5 1Г1- K«!S ' О д О 05 пз Н 3 о я Г Ъ Я п «—!*<: о д 05 СП ь» * В Я -О s s »Я о Д 5 № s ° g > J “ -д s S 3 +д- Е * -9 05 4Ь. 05 , Т) & Я? г-< 1—=» К К * сл '—- ф Судно
nd оо © сл nd © •— СРСЛС1СЛСЛСЛСЛ — CP©OoCP4^0QND©OoNDCO + С0О(ДЭОС»>^ОО№ОО>--^'Ч<0О^О СЛООООООООООООСпОЬЭЬЭОоЬЭОО Подводимая к винту мощность, кВт
1500 • 1500 1500 • • • • • 2200 • • 1100 1650 1620 1650 1700 1600 1400 3000 Частота вращения об/мнн
СР Oj СЛ Oj Oj ‘'J Oj , , .«л {у} го *o “О fо ££§’§}§$§§§4^ЬЭЬЭЬЭСЛОСЛСЛОоООСлО !--ПСпСП0000ооооьоооьоооооо Диаметр винта, мм
СЛ ЬЭ bo ND © CP • • • 'i-* • • • 00 • • • • • © ND CP CP -J CP 00 *4 шаговое Отношения |
• • • • • • • • 0,43 • • • 1,10 1,15 1,30 1,10 1,0 1,43 0,75 дисковое
СР СЛ СЛ СП СЛ +> cn S • СР СЛ • •• CP CP CP CP CP Число лопастей
Таблица П IV.3
Продолжение табл. П IV'4
Судно Расчетная мощность движителя, кВт Частота вращения насоса, об/мин Расход воды, м3/с Напор, м вод. ст. Диаметр ротора, мм Масса насоса сухого (с водой), т Тяга движителя, кгс 1 Тнп насоса
«Чайка» 660 1620 • • 477 • 1 320 Осевой
«Беларусь-В» 440 1600 • • 462 • 1 030 »
«Буревест- ник» 2 000 1070 • • 746 • 3 850 »
«Невка» 190 2100 0,678 24,0 350 • 520 »
ПРИЛОЖЕНИЕ V.
ХАРАКТЕРИСТИКИ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
КОНСТРУКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
Таблица П V.1
Характеристики отечественных судостроительных
материалов
Марка материала Относительная масса, т/м3 Механические свойства Примечания
2 Л U bi « О 2 £ еч о «О «О О р кгс/мм2 о । по сварному шву
Алюминиевые сплавы
АМгЗгк 2,65 20 6—8 12—15 • • Свариваемый
АМг5В 2,65 28 13 15 5 4 Не требует
АМгбТ 2,65 32 16 15 5 4 термо- обработки
АМг61 2,65 34 18 10—12 5,5 4
Д16Т1 2,65 • 26—28 5—7 • • Клепаный
Д16АТ 2,65 44 30 • 4,5 • Требует тер- мообработки при гибке
446
Продолжение табл. ПУЛ
Марка материала Относительная масса, т/м3 Механические свойства Примечания
, S 2 с- bi сч о О % *9 1 (J Р кгс/мм2 0—1 по сварному шву
Титановые сплавы
ВТ1 ВТ2 4,5 4,5 • • 35—50 50—60 25 20 30 • • • Технический титан То же
ВТЗ 4,5 • 85—105 10-16 • • Титановый сплав
ВТ4 4,5 • 70—80 15—22 • • То же
ОТ4 4,5 • 55—65 15—40 • •
ВТ5 j 4,5 • 70—85 12—25 • • »
• ВТ6 4,5 • Нер 80—90 жавеющие 13—18 стали • • »
1Х18Н9Т 7,85 60 27 40 21 15 —
ОХ17Н7Ю ' На основе > стекловолокна: 7,85 80—90 Зтеклопла 52—65 стики арм 12—18 ированнь 25 е 16 —
штапельного 1,70 13 — 5 • • —
полотняного 1,75 28 5 • • —
На основе стеклянной i ровницы 1,85 80 — 5 • • —
44 7
теклопластик
ПРИЛОЖЕНИЕ VI.
СХЕМЫ ОБЩЕГО РАСПОЛОЖЕНИЯ ОТЕЧЕСТВЕННЫХ И ЗАРУБЕЖНЫХ СПК
Рис. n.VI.l. Схема общего расположения теплохода «Ракета»: а — продольный разрез; б — план палубы
Год постройки 1957; полное водоизмещение 25 т; пассажировместимость 66 чел.; эксплуатацнонная скорость 60 км/ч
1
Рис. n.VI.2. Схема общего расположения теплохода «Комета»: а — продольный разрез; б — план
главной палубы; в — план рубки
Год постройки 1961; полное водоизмещение 55,8 т; пассажировместимость 11$ чел.; эксплуатацнонная скорость
63 км/ч
Рис. n.VI.3. Общее расположение СПК «Тай-
фун»
1 — пассажирский салон; 2 — топливные бакн; 3 — но-
совое крыло; 4 — днзель-генераторы; 5 — главные ГТД;
6 — двигатель малого хода; 7 — угловая передача ма-
лого хода; 8 — угловая передача полного хода; 9 —
кормовое крыло; 10 — прогулочная палуба; 11 — вес-
тибюль; 12 — ходовая рубка; 13 — ходовой мостнк;
14 — санитарные узлы; 15 — буфет; 16 — багажное
отделение
Год постройки 1969; полное водоизмещение 65 т; пас-
сажировместимость 98 чел.; эксплуатацнонная скорость
67 км/ч
Рис. n.VI.4. Вид сбоку и план палубы СПК «Си Рейнджер-1»
(Великобритания)
1 — винт малого хода; 2 — главный дизель; 3 — рычажный датчик
волн; 4 — крыло датчика — лыжа.
Год постройки 1968; полное водоизмещение 8,25 т; пассажировместимость
25 чел.; эксплуатацнонная скорость 65 км/ч
Рис. n.VI.5. Общее расположение катера РТ-50 МК-П (Швейца-
рия): а — продольный разрез; б — план трюма
1 — опорная труба кормового крыла; 2 — топливная цистерна; 3 —- санузел
Год постройки 1969; полное водоизмещение 62,5 т; пассажировместимость
105—115 чел.; эксплуатационная скорость 63 км/ч
3
В)
Рис. n.VI.6. Общее расположение ракетного катера Р-420 «Суордфиш»
(Италия): а — вид сбоку; б — вид спереди; в — вид сверху; г — продоль-
ный разрез; д — план платформы
1 — контейнер КР «Отомат»; 2 — антенна; 3 — антенна РЛС общего обнаружения и на-
вигации; 4 — антенна стрельбовой РЛС; 5 — 76-миллиметровая артиллерийская уста-
новка; 6 — ультразвуковой датчик высоты; 7 — ворота носовой ниши; 8 —водоприем-
ник водомета; 9 — водоотделительное устройство воздухозабора; 10 — БИП; И — хо-
довая рубка; 12 — кубрик на 8 коек; 13 — пустые отсеки; 14 — каюта офицеров; 15 —
топливные цистерны; 16 — пост управления энергетикой; 17 — насос водомета; 18 —
ГТД; 19 — поворотная «колонка» малого хода; 20 — газотурбогенераторы; 21 — камбуз;
22 — няша для подъема крыла; 23 — санузлы; 24 — пост РЛС и система стабилизации ;
25 — дизель малого хода
Год постройки 1973; полное водоизмещение 64,5 т; крейсерская скорость 86 км/ч
в®
"В®
о®
ВО
В®
во
-по
Ош
ООП
ПОЯ’
СИЗО
ООО
сов
ОПП
Рис. I1.VI.8. Продольный разрез
и план пассажирской палубы ка-
тера RHS-200 (Италия)
1 — санузел; 2, 3 — редукторное и
газотурбинное отделения
Год постройки 1974; полное водоизме-
щение 117 т; пассажировместимость
200 чел.; эксплуатационная скорость
83 км/ч
Рис. n.VI.9. Общее расположение СПК «Джетфойл» (США, модель):
а — вид сбоку; б — план верхнего яруса надстройки; в — план нижнего
яруса надстройки
Год постройки 1975; полное водоизмещение 108 т; пассажировместимость 250 чел.;
эксплуатационная скорость 83 км/ч
1
Рис. n.VI.l 1. Общее расположение опытного
артиллерийского КПК «Тукумкэри» (США)
Год постройки [1968; полное водоизмещение 60,4 т;
крейсерская скорость 74 км/ч
460
ПРИЛОЖЕНИЯ К Ч. II
Приложение I
ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ СВПА
Хара ктер исти ки VT-2 N 500 Джефф (А) Джефф (В) SRN4 Мк.1, Мк.2 SRN4 Мк.З ВН-7 Мк.6 SR N4 Мк.4 SRN6 Мк.6А
Длина, м Ширина, м Высота, м Полное водоизмещение (полная масса), т Скорость судна, уз Мощность двигателей, л. с. Движители: 31,2 13,1 9,2 105 55 2X3800 50 23 17 260 58 5Х 3200 29,3 14,6 7,0 157 50 6X3750 26,4 14,3 7,15 150 50 6X3750 39,7 23,8 11,5 180—200 70 4X3400 56,7 26,5 13,4 280 50 4X3800 33 13,9 90 68 2X3000 39,7 23,8 11,4 220 69 4X3800 19,2 7,9 8,9 17,2 (19,2) 50 IX 1400
ТИП Воздушные винты
число Воздухонагнетатели: 2 3 4 2 4 4 1 4 2
тип Центро- бежные Осевые Центробежные
число Дальность плавания по запасам топлива, мили 4 300 2 300 4 200 4 200 4 160 4 1 400—500 4 1
Приложение II
ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ СВПС
Характеристики «Зарница» «Орион» «Чайка» НМ.2; Мк.Ш HM2S Mk.IV НМ.5 RTA-1 XR-1
Длина, м Ширина, м Высота, м Полное водоизмеще- ние (полная масса), т Скорость судна, уз Мощность двигателей, л. с. (кВт) Высота скега, м Движители: тип число Воздухонагнетатели: тип число Дальность плавания по запасам топлива, мили 22,3 4,05 3,3 14,3 19 1X250 (1X182) 0,45 25,8 6,5 5,27 34,7 32 2X520 (2X383) 0,7 26,5 7,1 9,1 45 25 2X520 (2X383) 1X150 (1X110) 1,5 15,5 6,1 4,19 19,3 35 2X320 (2 X 235) 1X185 (1X136) 0,9 18,16 6,1 5,8 26 33 2X320 (2X235) 1X185 (1X136) 0,9 27,2 10,2 • 77,5 35 2X1200 (2 X 883) 1X335 (1X246) 2,0 29 11 7,2 30,4 <35 2X620 (2X456) • 15 5,79 • 19,5 43 2X1100 (2X810) 1X300 (1X221) 1,0
Водометные движители Гребные винты Водомет- ные движители
1 2 2 2 2 2 2 2
Центробежные
1 160 2 200 1 200 3 120 3 130 4 210 4 -100 3 •
Продолжение при лож. II
КВПС-АВ фирмы «Белл» с АЭУ 8 . .. ООСЧ0 —. WWW S • • • Неограничен- ный I
КВПС-АВ фирмы «ЛОКХИД» с ГТУ о ” V/ I |ые движители • Осевые • •
3KSES о .О’. *5 Q о сп еч со -«’О ЛМ'СЧСЧ—> - ооео со ХХХХ ф 2 О 5 аз Зежные СО •
2KSES § счсо о ioS *8 S82 s м XX <О со Центро( 6 — 1700
«Белл-Халтер» (Bell-Halter) сч ж ж ж О ж ж ж « ** * «Ф* • • СО • • • • •
SES-100B co2§gffi> СОООО© ся- - О’ХХХХ со $о_ с° 52- Гребине винты сч Центро- бежные 00 •
SES-100A 24,9 12,7 7,01 100 80 4X3100 (24X2263) • Водомет- ные движители сч Осевые СО •
Характеристики Длина, м Ширина, м Высота, м Полное водоизмеще- ние (полная масса), т Скорость судна, уз Мощность двигателей, л. с. (кВт) Высота скега, м Движители: тип число Воздухонагнетатели: ТИП число Дальность плавания по запасам топлива, мили
462
УКАЗАТЕЛЬ ЛИТЕРАТУРЫ
К ч. I
< Проектирование СПК»
1. Базилевский С. А. Теория ошибок, возникающих при проектировании
судов. Л., Судостроение, 1964.
2. Белавии Н. И. Экраиопланы. Л., Судостроение, 1977.
3. Блюмин В. И., Иванов Л. А., Масеев М. Б. Транспортные суда на под-
водных крыльях. М., Транспорт, 1964.
4. Булыгин П. А. Газотурбинные установки судов на подводных крыльях.
Л., Судостроение, 1971.
5. Ваганов А. М. Проектирование скоростных судов. Л., Судостроение,
1978.
6. Вознесенский А. И., Нецветаев Ю. А. Нормированный энергетический
спектр волнения.—Океанография, 1964, т. IV, вып. 5.
7. Гире И. В., РусеЦкий А. А., Нецветаев Ю. А. Испытания мореходных
качеств судов. Л., Судостроение, 1977.
8. Давыдов В. В., Маттес Н. В. Динамические расчеты прочности судовых
конструкций. М., Транспорт, 1965.
9. Движители быстроходных судов/М. А. Мавлюдов, А. А. Русецкий,
Ю. М. Садовников, Э. А. Фишер. Л., Судостроение, 1973.
10. Егоров И. Т., Соколов В. Т. Гидродинамика быстроходных судов. Л.,
Судостроение, 1971.
11. Зайцев Н. А., Маскалик А. И. Отечественные суда иа подводных крыльях.
Л., Судостроение, 1967.
12. Злобин Г. П., Смигельский С. П. Суда на подводных крыльях и воздуш-
ной подушке. Л., Судостроение, 1967.
13. Искусственная кавитация/И. Т. Егоров, Ю. М. Садовников, И. И. Исаев,
М. А. Басин. Л., Судостроение, 1971.
14. Корабельников А. А. Дизельные установки судов на подводных крыльях.
Л., Судостроение, 1966.
15. Короткий Я. И. Вопросы прочности морских транспортных судов. Л.,
Судостроение, 1965.
16. Кудрявцев Н. В., Недякин А. И., Панков Е. А. Эксплуатация и ремонт
судов на подводных крыльях. М., Транспорт, 1964.
17. Маттес Н. В., Уткин А. В. Прочность судов иа подводных крыльях.
Л., Судостроение, 1966.
18. Муругов В. С., Яременко О. В. Морские суда на подводных крыльях.
М., Морской транспорт, 1962.
19. Нарусбаев А. А. Введение в теорию обоснования проектных решений.
Л., Судостроение, 1976.
463
20. Особенности проектирования судов с новыми принципами движения
/Б. А. Колызаев, А. И. Косоруков, В. А. Литвиненко, Г. И. Попов. Л.
Судостроение, 1974.
21. Панченков А. Н. Гидродинамика подводного крыла. Киев, Наукова
думка, 1965.
22. Повицкнй А. С. Посадка гидросамолетов.— Труды ЦАГИ, 1939, № 423.
23. Повицкий А. С. Удар при посадке гидросамолетов.— Труды ЦАГИ,
1935, № 199.
24. Правила классификации н постройки морских судов, т. 2. Регистр СССР.
М., Транспорт, 1974.
25. Правила постройки судов внутреннего плавания. Временные нормы
прочности судов на подводных крыльях. Речной Регистр РСФСР. М.,
Транспорт, 1968.
26. Прочность скоростных судов с новыми режимами движения.— В сб.
НТО судпрома: Материалы по обмену опытом, 1965, вып. 68, с. 13—106.
27. Пути повышения прочности, улучшения конструкций и технологии по-
стройки судов с динамическими принципами поддержания. Сб. НТО
судпрома. 1975.
28. Селюженок Е. Ф. Крылатые суда. М., Воениздат, 1964.
29. Смирнов Б. М. Экономический анализ при проектировании морских су-
дов. Л., Судпромгиз, 1961.
30. Степанов А. Г. Некоторые результаты статистического исследования
волнения и качки на экспедиционном судне «Михаил Ломоносов».— В сб.
НТО судпрома: Материалы по обмену опытом, 1961, вып. 39, с. 75—97.
31. Холодилин А. Н., Шмырев А. Н. Мореходность и стабилизация судов на
волнении. Л., Судостроение, 1976.
32. Шиманский Ю. А. Динамический расчет судовых конструкций. Л.,
Судпромгиз, 1963.
33. Эйрес Р. Научно-техническое прогнозирование и долгосрочное планир о-
вание (пер. с англ.). М., Мир, 1971.
34. Aerospace Daily, 1974, 66, N 10, р. 80, 81.
35. AIAA Paper, 1974, N 306, 12 p; N 307, 9 p; N 309, 17 p; N 310, 12 p;
N 311, 13 p.
36. Air et Cosmos, 1974, N 553, p. 29—31; 1975, N 600, p. 20.
37. A proposed destroyer escort (hydrofoil). Navy International, 1974, VI,
vol. 79, N 6, p. 18, 19.
38. Aviation and Marine International, 1975, 3, N 19, p. 5; N 25 Sept. 14.
39. Biiller Karl. Neue ragfliigelboote und die Brennstofflage.— Hansa, 1974,
111, N 18, s. 1569—1572.
40. Code of Safety for dynamically supported craft. 1MCO, 1977.
41. Copeland E. Hydrofoils. National defence, 1975, 59, N 329, p. 382—386.
42. Defence Industry Report, 1974, 4, N 13, p. 247.
43. Defence/Space Business Daily, 1977, 93, N 22, p. 176.
44. Fairplay International Shipping Weekly, 1974, 20/VI, vol. 254, N 4739,
p. 5.
45. Francesco C. Proving the Swordfish.— International Defence Review,
1974, vol. 7, N 6, p. 755—757.
46. Hovering Craft and Hydrofoil, 1973, 12, N 5, p. 19—23; 1974, 13, N 8,
p. 26; 1974, 14, N 1, p. 10—11; 1975, 15, N 2, p. 15; 1976, 15, N 11,
p. 6—17; 1977, 17, N 2, p. 27—37.
47. Hydrofoils studied by В. C. Ferries, Harbour and Shipp, 1975, 58, N 8,
p. 32—33.
48. International Defense Review, 1977, 10, N 4, p. 780.
49. Iron Age, 1974, 214, N 21, p. 54—55.
50. Jane’s Surface Skimmers Hovercraft and Hydrofoils, 1971 —1977.
51. Journal of Hydronautics, 1973, 7, N 3, p. 97—107.
52. Marine Engineering/Log, 1974, 79, N 6, p. 77—78.
53. Mundy T. R. W. Hydrofoils to defend North See oil.— Navy Internatio-
nal, 1975, Febr., p. 20—22.
54. NATO’s Fifteen Nations, 1974, 19, N 1, p. 98—99.
464
55. Navy International, 1974, 79, N 6, p. 22—23; 1975, Febr., p. 20—22- 1977
88, N 7, p. 34—35.
56. New hydrofoil proposals. Navy International, 1974, June, p. 21—22.
57. Pegasus-Prototyp eines Kampf—Tragfiigelbootes, Shift und Haffen, Heft 8,
1975, 27, Jahrgang, s. 659—660.
58. Proceedings of the US Naval Institute, 1973, 99, N 12, p. 110—113.
59. Rivista marittima, 1974, 107, N 7, p. 136.
60. The Motor Ship, 1974, 55, N 647, p. 422.
61. The Navy tests a querrilla hydrofoil, Buiseness Week, 1975 N 2405
p. 78 E, 70 F.
К ч. II
<Проектирование СВП»
1. Амфилохиев Л. Б. Экспериментальное исследование остойчивости МО'
делн СВП.— В сб.: Мореходные качества судов. Труды ЦНИИМФ; 1977,
вып. 221, с. 22—29. ‘ ‘
2. Ашик В. В. Проектирование судов. Л., Судостроение, 1975.
3. Бадягии А. А. и др. Проектирование самолетов. М., Машиностроение
1972.
4. Белавин Н. И. Экранопланы, Л., Судостроение 1977.
5. Беляков И. Т., Борисов Ю. Д. Технологические проблемы проектирова-
ния летательных аппаратов. М., Машиностроение, 1978.
6. Бенуа Ю. Ю. и др. Основы теории судов на воздушной подушке. Л.,
Судостроение, 1970.
7. Богданов А. И., Иванов Е. А. Испытания пассажирского СВП «Зарница*
по определению влияния скорости хода на поперечную остойчивость.—
В сб.: Мореходные качества судов. Труды ЦНИИМФ, 1977, вып. 22L
с. 116—120.
8. Бойцов Г. В. и др. Прочность судовых конструкций из алюминиевых
сплавов (проектирование и расчет). Л., Судпромгиз, 1962.
9. Войткуиский Я. И. и др. Справочник по теории корабля. Судовые движи-
тели н управляемость. Изд. 2-е. Л., Судостроение, 1973.
10. Горбунов Ю. В. Обеспечение положительной поперечной остойчивости:
при выборе элементов скеговых СВП. Труды ГИИВТ, 1972, вып. 125.
11. Егоров И. Т., Соколов В. Т. Гидродинамика быстроходных судов. Изд.
2-е. Л., Судостроение, 1971.
12. Захаров А. М. и др. Воздухоприемные н газовыпускные устройства бы-
строходных газотурбинных судов. Л., Судостроение, 1977.
13. Злобин Г. П., Симонов Ю. А. Суда на воздушной подушке. Л., Судо-
строение, 1971.
14. Злобии Г. П., Смигельский С. П. Суда на подводных крыльях и на воз-
душной подушке (по материалам иностранной печати). Справочное по-
собие. Л., Судостроение, 1976.
15. Иванов В. Я- О рациональном выборе характеристик вентиляторов
СВП — В сб. НТО им. акад. А. Н. Крылова. Л., Судостроение, 1970,
вып. 153.
16. Когаи В. И., Семенова-Тяи-Шаиская А. В. Аэродинамические характе-
ристики скеговых СВП.— В сб. НТО им акад. А. Н. Крылова, Л., Судо-
строение, 1973, вып. 200.
17. Кодекс безопасности судов с динамическими принципами поддержания..
Регистр СССР. Л. Водный транспорт, 1978.
18. Козакевич В. В. Автоколебания (помпаж) в вентиляторах и компрессорах.
М., Машгиз, 1959.
19. Колызаев Б. А. и др. Особенности проектирования судов с новыми прин-
ципами движения. Л., Судостроение, 1974.
465
20. Кузовенков Б. П. Применяемые материалы и весовые характеристики ~
корпусов и крыльевых устройств судов на подводных крыльях.— В сб. Г
НТО им. акад. А. Н. Крылова. Л., Судостроение, 1966, вып. 79. ‘
21. Леонтьев В. М. Судостроительные материалы. Л., Судостроение, 1977. -
22. Лукашевскнй В. А., Чемакииа Г. И. Расчет формы гибких ограждений
аппаратов на воздушной подушке.— Труды ЦАГИ, М., 1975, вып. 1615.
23. Мавлюдов М. А. и др. Движители быстроходных судов. Л., Судострое- ';
ние, 1973.
24. Магула В. Э. и др. Судовые мягкие емкости. Л., Судостроение, 1966.
25. Нарусбаев А. А. Введение в теорию обоснования проектных решений.
Л., Судостроение, 1976.
26. Рубинчик Ю. Л. Механизированная сварка корпусных конструкций из
алюминиевых сплавов. Л., Судостроение, 1974.
27. Степанов Г. Ю. Особенности гидродинамического расчета струйной за-
весы над поверхностью воды.— «Судостроение», 1965, № 9.
28. Трещевский В. Н., Волков Л. Д., Короткий А. И. Аэродинамический
эксперимент в судостроении. Л., Судостроение, 1976.
29. Ушаков К. А., Брусиловский И. В., Бушель А. Р. Аэродинамика осевых
вентиляторов и элементы их конструкций. М., Гостехиздат, 1960.
30. Ханжонков В. И. Аэродинамика аппаратов на воздушной подушке. М.,
Машиностроение, 1972.
31. Холодилин А. Н., Шмырев А. Н. Мореходность и стабилизация судов на
волнении. Справочник. Л., Судостроение, 1976.
32. Шейнин В. М., Козловский В. И. Весовое проектирование и эффектив- -
ность пассажирских самолетов. М., Машиностроение, 1977.
33. Экк Б. Проектирование и эксплуатация центробежных и осевых венти-
ляторов. Углетехиздат, 1958.
34. Aeronautics and Space J. 1974, vol. 20, N 6, p. 269—286.
35. Air Cushion Vehicles. 1965, vol. 6, N 35, 37, 39, 1966, vol. 8, N 52.
36. American Institute of Aeronautics and Astronautics Paper, N 66—729,
72—592, 74—312, 74—314, 74—317, 74—318, 74—322, 74—323, 74—330,
76—858, 76—868.
37. Elsley G. H., Devereux A. I. Hovercraft Design and Construction. David
and Charles Newton Abbot. 1968.
38. Hovering Craft and Hydrofoil, 1972, vol. 11, N 7; 1975, vol. N 6; 1976,
vol. 15, N 9—12.
39. Hovercraft World, 1968, VII—VIII, vol. 2, N 4, p. 98—101.
40. Iron Age, 1974, vol. 214, N 21, p. 54—55.
41. Jane’s Surface Skimmers, 1976—1977 .
42. Journal of Japan Society of Aeronautics and Space Sciences, 1976, V, vol. 24,
N 268, p. 218—225.
43. Journal of Hydronautics, 1973, vol. 7, N 3.
44. Mantle P. I. A Technical Summary of Air Cushion Craft Development.—
DWT NSRDC Report № 4727, Bethesda, MD, 1975.
45. Marine Technology, 1975, VII, vol. 12, N 3, p. 254—259.
46. Naval Engineering Journal, 1964, vol. 76, N 2; 1973, vol. 85, N 5; 1975,
vol. 87, N 2, 5. .
47. Ostrowiecki E., Cheda W. Pojazdy Poduszkowe. Warszawa, Widawn. Min
Obrony Narodowej, 1975.
48. Product Engineer, 1968, VIII, vol. 47, N 8.
49. Schiffstechnik, 1962, Bd. 9, Heft 45, S. 21—26.
50. Schiff und Hafen, 1968, VI, Bd. 20, N 6.
51. The Surface Effect Ships in the American Merchant Marine.— Booz Allen
Applied Research Inc., Bethesda, MD, 1966.
52. Trans. IME, 1970, vol. 82, N 6.
53. Trans. SNAME. 1975, vol. 83.
54. Trillo R. L. Marine Hovercraft Technology, London, 1971.
55. Wheeler R. L. An Appraisal of Present and Future Large Commercial
Hovercraft.— Trans RINA, vol. 118, 1976. s
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие ....................................................... 3
Введение .......................................................... 6
Часть I.
ПРОЕКТИРОВАНИЕ СУДОВ НА ПОДВОДНЫХ
КРЫЛЬЯХ
Основные условные" обозначения ..................................11
Раздел I. ОСНОВЫ ОБЩЕГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ СПК .... 15
Глава I. Проблемы создания и тенденции развития СПК .... —
§ 1. Тенденции развития СПК..............................—
§ 2. Особенности конструкции корпуса СПК................18
§ 3. Особенности конструкции крыльевого устройства ... 21
§ 4. Конструкционные материалы..........................25
§ 5. Основные характеристики ЭУ.........................28
Глава II. Теоретические основы общего проектирования СПК ... 33
§ 6. Методологические основы проектирования..............—
§ 7. Формирование функции общественной полезности ... 35
§ 8. Способ определения основных элементов СПК в первом
приближении .............................................39
8.1. Уравнение ходкости..........................41
8.2. Уравнение (функционал) вместимости..........47
8.3. Уравнения непотопляемости, плавучести, прочности 53
8.4. Уравнение (функционал) масс.................56
§ 9. Прогнозирование стоимости постройки СПК и эксплуата-
ционных затрат...........................................65
9.1. Построечная цена судна..............................—
9.2. Себестоимость перевозки пассажиров (грузов) .......68
§ 10. Оптимизация элементов СПК.........."...............70
§ 11. Рекомендации к схеме расчета элементов СПК в первом
приближении (пример расчета).............................72
467
§ 12.
Раздел II.
Глава III.
§ 13.
§ 14.
§ 15.
§ 16.
§ 17.
§ 18.
§ 19.
§ 20.
Глава IV.
§ 21.
§ 22.
§ 23.
§ 24.
§ 25.
§ 26.
Расчет элементов СПК во втором приближении..........84 яК
12.1. Выбор элементов крыльевого устройства..........— Ж
12.2. Уточнение массы корпуса......................85
12.3. Уточнение состава и массы ЭУ..................86 г?
12.4. Определение состава электроэнергетической си-
стемы ................................................— £
12.5. Уточнение запасов топлива и масла..............— Т
12.6. Обеспечение безопасности СПК..................87 *
12.7. Замечания к корректировке элементов СПК во вто- <
ром приближении......................................—
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОСНОВНЫХ ЧАСТЕЙ СПК ... 89
Проектирование гидродинамического комплекса .... —
Выбор схемы крыльевого устройства и его геометрических
характеристик .......................................— ’
13.1. Площадь подводных крыльев.....................90 j
13.2. Распределение нагрузки между крыльями .... 91
13.3. Определение геометрических характеристик крыль-
евого устройства....................................95
Гидродинамический расчет крыльевого комплекса . . . 104
14.1. Расчет подъемной силы крыла..................Ю5
14.2. Расчет сопротивления СПК.....................Ю8
Учет влияния кавитации несущего крыла.............114
Расчет посадки и сопротивления судна в крыльевом ре-
жиме движения.....................................120
Продольная и поперечная устойчивость СПК в крыльевом
режиме движения...................................121
Проектирование и расчет движителей................130
Мореходность СПК...................................137
Маневренные качества СПК........................... 150
Особенности проектировании корпуса ................ 152
Разработка теоретического чертежа...................—
Разработка чертежей общего расположения............155
Проблема внешних сил...............................159
23.1. Удар корпуса о волну.........................160
23.2. Удар крыла о воду............................166
23.3. Гидродинамические силы, возникающие на крыльях
в условиях регулярного волнения....................170
Особенности расчета общей прочности СПК............172
24.1. Изгибающий момент в водоизмещающем положении
судна .........................’.....................—
24.2. Изгибающий момент СПК в крыльевом режиме на
тихой воде.........................................173
24.3. Изгибающий момент СПК на волнении...........175
24.4. Форма упругой линии и частота свободных колеба-
ний первого тона...................................177
24.5. Главная координата, изгибающий момент и срезы-
вающая сила........................................180
24.6. Приближенные способы определения изгибающего
момента на волнении................................181
Особенности расчета прочности крыльевого устройства . 182
Нормирование запасов прочности....................185
Часть II.
ПРОЕКТИРОВАНИЕ СУДОВ
НА ВОЗДУШНОЙ ПОДУШКЕ
Основные условные обозначения.....................191
Раздел I. ОСНОВЫ ОБЩЕГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ СВП...................195
Глава I. Проблемы создания СВП...............................—
Глава II. Теоретические основы общего проектирования СВП . . . 202
§ 1. Методологические основы проектирования СВП .... —
§ 2. Определение основных элементов СВП в первом прибли-
жении .................................................203
§ 3. Определение главных элементов СВП во втором прибли-
жении .................................................211
3.1. Уравнение масс.............................212
3.2. Уравнение остойчивости................... 220
3.3. Уравнение мощности...........................—
3.4. Уравнение мореходности.....................221
3.5. Уравнение непотопляемости...................222
3.6. Уравнение вместимости..........................—
§ 4. Оптимизация элементов СВП.........................224
Глава III. Обеспечение ходовых и мореходных качеств при проекти-
ровании СВП..............................................229
§ 5. Поперечная и продольная остойчивость СВП............—
5.1. Оценка остойчивости СВП в различных условиях
эксплуатации .......................................—
5.2. Приближенная расчетная оценка статической остой-
чивости СВП.......................................236
§ 6. Расчет сопротивления движению СВПА.............. 248
§ 7. Расчет сопротивления движению СВПС................276
Раздел II. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОСНОВНЫХ ЧА-
СТЕЙ СВП.................................................285
Глава IV. Проектирование корпуса ............................. —
§ 8. Особенности конструкции корпуса СВП. Конструкцион-
ные материалы............................................—
§ 9. Разработка конструктивно-силовой схемы корпуса СВП.
Расчеты общей и местной прочности......................289
Глава V. Проектирование гибких ограждений воздушной подушки
СВП .....................................................298
§ 10. Конструкция гибких ограждений воздушной подушки
СВПА ......................................................—
10.1. Классификация гибких ограждений воздушной по-
душки .............................................—
10.2. Внешние гибкие ограждения воздушной подушки . 299
10.3. Секционирующее гибкое ограждение............306
10.4. Основные эксплуатационные требования к конструк-
ции гибких ограждений............................307
§ 11. Материалы для гибких ограждений...................309
11.1. Покрытие материала гибкого ограждения .... 310
11.2. Текстильная основа прорезиненной ткани—материа
ла для гибкого ограждения.........................•—
469
§ 12. Расчет формы гибких ограждений.................................................313
12.1. Расчет формы одноярусных монолитных элементов
гибких ограждений..................................314
12.2. Расчет формы двухъярусных монолитных элемен-
тов гибких ограждений..............................317
12.3. Расчет формы гибкого ограждения баллонного типа —
§ 13. Принципы оценки прочности гибких ограждений .... 319
13.1. Особенности материалов гибких ограждений как
прочностных конструкций..............................—
13.2. Примеры расчета прочности одноярусного монолита 321
13.3. Вибрация гибких ограждений..............................................322
§ 14. Определение расходно-напорных характеристик гибкого
ограждения воздушной подушки........................... 323.
14.1. Подъемные характеристики гибкого ограждения
СВП сопловой схемы в режиме висения судна без
крена и дифферента над твердой поверхностью . . 326
14.2. Подъемные характеристики гибкого ограждения
СВП в режиме висения судна без крена и диффе-
рента над водой ...................................329
§ 15. Влияние конструкции гибких ограждений на ходовые и
мореходные качества СВП..................................336
15.1. Амфибийные СВП............................................................—
15.2. Скеговые СВП.................................339
Глава VI. Основные вопросы проектирования энергетической уста-
новки СВП..................................................341
§ 16. Особенности энергетических установок СВП.—
16.1. Общие сведения............................................................—
16.2. Конструктивные схемы энергетических установок . 343
16.3. Главные двигатели СВП.................................................. 345
16.4. Передачи мощности..................................................... 346.
16.5. Расчет полной мощности двигателей, необходимой
для эксплуатации СВП...............................347
§ 17. Проектирование специальных систем и устройств, обслу-
живающих энергетическую установку СВП с ГТД . . . 359
17.1. Система воздухоподвода к двигателям.......................................—
17.2. Газовыпускные устройства (ГВУ) ГТД СВП . . . 362
17.3. Устройства для глушения шума ЭУ с ГТД .... 363
§ 18. Проектирование движителей для амфибийных СВП ... —
18.1. Воздушные винты....................................364
18.2. Воздухометные движители (движители-вентиля-
торы) ...................................................................371
§ 19. Определение элементов подъемной системы СВП .... 372
19.1. Определение характеристик нагнетательной уста-
новки ...............................................................................373
19.2. Расчет сопротивления воздушного тракта .... 382
§ 20. Особенности проектирования энергетических установок
СВПС ....................................................383
Глава VII. Выбор средств маневрирования, управления СВП и обес-
печения устойчивости движения..............................386
21.1. Общие сведения о маневренных качествах СВП . . —
21.2. Средства, обеспечивающие управляемость СВП . . 389
21.3. Маневренность СВП............................392
21.4. Средства управления и маневрирования, принятые
на некоторых зарубежных СВП.......................394
21.5. Некоторые рекомендации по расположению прибо-
ров и механизмов управления СВП...................396
470
§ 22. Обеспечение управляемости СВП......................397
22.1. Об оценке устойчивости на курсе СВП..............
22.2. Поворотливость СВП...........................405
§ 23. Обеспечение динамической устойчивости пространствен-
ного движения СВП........................................411
23.1. Затягивание гибкого ограждения под корпус СВП . 412
23.2. Поведение жесткого корпуса при зарывании . . . 415
23.3. Опрокидывание СВП............................416
Приложения к ч. I
Приложение I. Основные характеристики отечественных
СПК............................................420
Приложение II. Основные характеристики зарубежных
СПК и КПК.........................................422
Приложение III. Массогабаритные, мореходные и манев-
ренные характеристики СПК .... 438
Приложение IV. Основные характеристики главных дви-
гателей и движителей СПК...........................442
Приложение V. Характеристики механических свойств
конструкционных материалов .... 446
Приложение VI. Схемы общего расположения отечест-
венных и зарубежных СПК............................449
Приложении к ч. II
Приложение I. Основные элементы СВПА...............460
Приложение II. Основные элементы СВПС..............461
Указатель литературы...............................463