ПРОПУЛЬСИВНЫЕ КАЧЕСТВА морских судов (ИССЛЕДОВАНИЯ И ПРОГНОЗИРОВАНИЕ)
•	Ф М Кацман,
•	А Ф Пустошный,
•	В М Штумпф
8


S£ = U„cos(n'x) при l/=f(X 2)
(14)







c = l/, = yrJL
(1 15)
Фо cpi I Cp2 + <рз	(1 24)
(126)

(130)
(131)
(1 27)
iВ выражении (1.24) пе^вын член ф^ представляет собой потенциал '
ф"(' ,J =


«У
(132)
(1 28)


обводов и изолированного бульба. Волновой профиль при обтекании такой системы тел. расположенных вблизи свободной поверхности определяется путем сложения волн, вызванных корпусом и надел
Рис- 1 26 Схема образования следа за разрушающейся > од> орпои

P,„ 128 Влияние работы гребного^ ои,,^ на —о оо„ро,,..лен«
1лСВР5 бм!'14 и	швнют^ что^п^ыснснис


в связи с проолемами взаимодей-( обеспечения необходимого погру-м целесообразной удифферентовки
Анализ закономерностей пограничного слоя эквивалентной пластины
Пограничный слой судна представляет собой область до статочно сложного турбулентного течения, развивающегося при наличии продольного и поперечного градиентов давления па поверхности корпуса с изменяющейся степенью шероховатости. Jin ио стоятельства существенно затрудняют изучение пограничного слоя
об особенностях При анализе характеристик вязи™	КИЛ способов расчета, судна используют задисимости пою	”°том “близи корпуса или осесимметричного обтекания тел т™"'	«Лу’ая плоского распространенным при исстеловзп ' 'I'OHKreoe формы. Наиболее сопротивления и попутного потоп	составляющих нои пластины. Пограничный S	яется ""«л эквивалентном длину и смоченную иовихп^	™еюВ1ей Равную с суд. Это объясняется возможностью ёмХею™®33" ва"бмее «лк. эмпирической теории турбулентна	Мя его шУчк1ия полу, образом широким нрижнениёмё ° °°Гра"",ного “°” " главным НИЯ пластины от числа Рейною тез ч Л -““"«““ости сопротнвле-костного сопротивления	качестве ьЬстраполятора вяз Ниже приводится решение ззпччч . , й слое пластины причем излагаются т™1^6’™11™0" “«граничном общие идеи, необходимые д-я „X	“ основные «ведения в стен и для последующего ё в з- и ёё ™ “«луповвых закономерно градиента давления. Подробный ™’'ра“"™“г0 слоя при наличии слоя и обсуждение принятой то™ Д Уравнений пограничного пой литературе (361	™У«ении можно найти в специаль кои “ластины^б^кон^чжГбольшогГр^Има^а^оР03333*13433311 Глад‘ "Ц™те™^ “ог^а^ич^ного^лоя^имеют3 аёнг111^	1	1	I Hli я 1	1	sit РИ И: : 1!ЩЙ f Six J H|l!!"l I I s if L .« i2[l !i:is I I il d « 1 1 В S	& g = ¥ -a- .k=U ° S g	!	ё 5 s yi °- <s & -	. = опт 1 s s S TO S = li [I r	* =§ К * s c ’ S 5 A " I —-	Is z -= -=	-- С ~	Ш = к
(134)	- - X = -ip - ? s Holl i Ilf iii. 1 h. Hi! I HI: 1 Ill!
а граничные условия	скоростей подчиняется различным •’яконам' вбтияи стенки оно
°	°	0 "Р" и ~ ° (па поверхности) (|.з5) “ И, ори у 8, (ва внешней граннщ	(| ющке средней; а и но'- соста'Хёё™"3’ " "0ПеРеч“а» составля-в пограничном слое.	«сгавляющие пульсационной скорости ЩИ11ыпограничногоГЗя°(от'7з™0деоп-P8B>He'““ ” "Ределах тол простому интегральному 'ci»± (yp^lX”3” J 44	дх "2	(1 37)	на две области:	₽	° <РПС 1	П° т0,1[ЦН|1е тором определяется лишь величиной касательных напряжении на правлении предполагается независящим от₽ вязкости жидкости "и обусловлено турбулентным перемешиванием а а^вдлютное значе
Хотя между этими двумя областями и не существует четкой гра ницы, результаты экспериментальных исследований турбулентности и средних скоростей в пограничном слое подтверждают допустимость принятой схематизации потока. Действительно, в результате демпфи

вязкостную природу (Ньютоновы
аязкости и турбулентности, суммарная величина касательного
pFF+v-Jt




в пределах некоторой толщины 6Jg, намного превосходящей толщин'/ ламинарного подслоя и переходную область, сохраняется практи чески постоянной и равной т--т0 (см. рис. 130) \стащ)в°еноВаНИИ анализа размерностей и соображении подобия
1 Течение в пристеночной области характеризуется двумя об обеденными переменнымии определяющими следующее
с j, о’дТкояу	-z”"
добия)	и:.~-« г <J_	(l«)


Я nV."’™» Х'Хю	—О пр'ос™.
В„ поверх™ п« з оОяасп, ;==» о1‘а™„”^пР«^ГскДостеЯи поперек соя под™»-» -га ритмическим зависимостям.
|Г^4.Г(О)

/	,	(I W)
V®“ c‘ = Jf	'«зависящий от числа Re юэф
фициент характеризующий площадь эпюры дефекта скорости)
°’ =J «тО “ <у)^ = 8«рЛ-тГ-с'~8"	(147)
(ЗЖСЬ С' j F‘	"остоинвми иоаффициси, также
|/ J- -Lm-^+c (>) + *«=
- -L|nRe* + C() +K,	(' 49>
Из уравнения (1.50) определяется зависимость необходимая для решения уравнения импульсов
Для
"“"““.‘значения которых можно определить на оеноне анализа
к 3_™	+4) (	х
начала 'ХХТоГ*”
Re, -
которое располагается па схеме (пис 1 331 ир-иппч-л „
которой принимается как среднее междт’трапчедч ли и верхней границей области перехода од ™Х,”«ГРаН'™°™ Слга п-истииы в большой ОД правильного определения экспериментальных
экспериментальный материал	,иГ И'"" |П10Н
тох,т;х^
и задерживает внедрение в практику несомненной не^веРе1,Н(>1-ти

...„И» воль при малых значениях параметра -	™а"
п пограничном слое пластины от линеи мости вблизи внешней границы слоя

При „ б, величина равна коэффициенту Л, (см рис 1 31)
На рис 1 34 показаны записимости изменения безразмерны о про t„ я срёдно . скооости и (/, от чиста Re, рассчитанные но форме те
- ,	в точбе. и что по всей толщине слоя удивле^.^.
логарифмическое соотношение, полученное Пнхурадзе для труб
- 'V—IV и па	при Re = 10»
Сопоставительный впалы „ого „ друг„ роше„„ с, „ „„ 3
Рей"°тедса”°оотю’ Ч™ ”р11'6®>стат°чно “ьгсок'Я значениях чисел до стенки как при обтекании пластины, так и для градиентных течении и следовательно, интегральные коэффициенты с, и с» характеризующие форму эпюры распределения средней скорости по перек слоя, не зависят от числа Rex, а представляют собой функции распределения поверхностного давления. По данным Ландвебера 1Ю91, ошибка в определении с, при Re, » (1-2). 10’ при принятии этого допущения не превосходит 1—1,5% и уменьшается с ростом числа Реиночьдса Из соотношения (1.64) следует	По данным исследовании О П Орлова и А. Ф. Пустошного^зав]^ давления^/ < 15) ^достаточной точностью могут быть аппроксими Р° а	Л’	К. = 1,547 - 7,7;	(1.69) К, 7(0 — 5,75 1g с, = 1,177 — 8,5,	(1 70) выведенными при анализе характеристик пограничного слоя с ис потьтованием закона стенки в форме (1.67) с константами х = 0,4UUO С (0) = 5,2.
6* -«]/	(165)	Эти соотношения приводят к зависимости для касатечьиих на „ряжений	ААГ
(,66)	С! =	‘ ' 6 05 10 2 L lg(0 267WRe-) ]	(‘ 70
' 1 V 2 Значение формпараметра I зависит от условий на внешней гра в^ь'ноХХТтеТ" Н В °Т™е °Т лластйНЫ изменяется плоском11 итиРосеВЛеНИЯ ДЛЯ турбулект1Г0Г° погранишого стоя при +	(167)	где Re** —	— Достаточно широко распространена также эмпирическая зависимость Людвига—Тиллмана (по опытам с гладкой пластиной) q = 0 246 ]O-«"Re--0-68,	(1 72) ния^позволили'^существенно уточнить представления о закоиомер ностях осредненпого течения в пограничном слое и получить экспе-
отличается от (1.45) лишь тем, что в данном случае коэффициент /А не постоянен и как съ сг и I, зависит от характера распределения поверхностного давления вдоль линий тока. С помощью закона сопротивления (1.67) и соотношений (1.65) и (1.66) оказывается воз можным установить связь между 6** и q l/v=‘yi"^-Vta(1-'/4'jiC<°> '-'<•(') (1 68)	ских способов его расчета. Хотя задача о турбулентном пограничном слое при наличии продольного градиента давления и не может считаться окончательно решенной, в настоящее время имеется доста-« с приемлемой для практики точностью рассчитывать характеристики вязкостного потока при обтекании удлиненных тел. Большинство из современных методов основывается на предположении о возмож ности аппроксимации эпюр средней скорости в различных сечениях
где Л), (/) - к, (7) — -L |„ Сг Такая связь имеет важное значение при разработке практических методов расчета турбулентного пограничного слоя, развивающегося в условиях продольного градиента давления Поскольку профили относительного дефекта скорости Ua~“ в действительности, как показывают опыты образуют однопапа метрическое семейство (1.65), то постоянные С1 и Ко. характерна ющие форму эпюры скорости и положение логарифмического участка распределения средних скоростей по толщине слоя, также должны быть универсальными функциями формпараметра 7. Это подтвер ждается результатами экспериментов, выполненных различными	по длине тел, т. е. при различном характере распределения давления семейством профилей тина <173> ЗЙВВС качестве исходного уравнения для расчета турбулентного по i из уравнений плоского туроулептиого пограничного слоя интеграль-«| ное соотношение импульсов (уравнение количества движения) 1	>174>
"pi
Рис 1 40 Профилограмма поверхности наружной обшивки судна «Лубумбяпш» после докования в феврале 1956 г. (по данным АэртХна ^бумбаши»
где /и — направление нормали к линии тока в исследуемой точке
к— значение местной скорости в исстедуемои точке потока
В некоторой точке М (рис. 1.43), расположенной па границе пограничного слоя, радиус кривизны линии тока
При перемещении ее из области потенциального течения ближе к поверхности корпуса давление поперек пограничного слоя остается
вило эпюрам скоростей с перегибом, подобным показанной на рис. 1.4b. Возможно также, что из-за сильного влияния трехмерности потока отклонения коэффициентов К t и Ко будут иметь место и в носовой оконечности, однако надежных данных о пограничном стое в этой части корпуса (область I на рис. 147) пока нет
Закономерности изменения поперечной составляющей скорости в пограничном слое еще недостаточно изучены. По данным Магера поперечная доставляющая скорости v (у) может быть аппроксимирована приближенным соотношением

Несмотря на замеченную аналогию между законами сопротив ления расчет пограничного слоя судна с использованием методов разработанных для плоского пограничного слоя, обычно приводит к неверным результатам даже и в том случае, когда распределение поверхностного давления и положение линий тока па корпусе опре делены из опыта. Причиной этому является, в основном, влияние трехмерности потока. Интегральные соотношения, выведенные дтя плоского течения, неприменимы для исследования трехмерного ио граничного слоя судна. Здесь необходимо не только дополнительно
>Равне7П1я поперечного течения, но нужно учитывать изменение структуры (появление дополнительных членов) уравне нии количества движения, массы и энергии для основного течения
Выполненный Коулзом и Херстом * анализ причин расхождений между опытом и расчетом, наблюдаемых при исследовании плоского пограничного слоя, привел к заключению о том. что даже нетоачи
рактеристик. пограничного слоя. О степени влияния матых6 отклонении внешнего потока Ьт плоского можно судить на основании
Значения касательных напряжений с/, толщины потери им пульса д** и формпараметра Н =--	, определенные методом рас
чета плоского пограничного слоя, заметно отличаются особенно в области положительного градиента давления, от экспериментать-тока "иачении’ п0ЛУчен«ых в условиях некоторого поджатия тиний „„„К’" тРе™еР»ое™ потока даже в первом приближена,, лишь введением дополнительных членов в интегральные соотношения количества движения и сохранения массы для основного течения
(в предположении о возможносш пренебречь уравнениями попереч юто движения)
(185)
(1 86)
заметно улччшает сходимость между теорией и опытом В формулах (1 86) и (1 86) коэффициент А, численно равный величине, ооратнои
в Англии 1611, проводится во многих


полненУв 1970 г. в США Вебстером и Хуангом [ 173 ] с целью изучения закопо-
переходе от модели к натуре и влияния числа Re па распределение средних
выводы следует рассматривать скорее
болееРудобными в практическом отно-

T ,h i ?d J h'; Hlrsf E- A. (editors) Proceedines oi the Согппи Turbulent Boundary Layers-1%8’. AFOSR-TFP-Stanford Conference Th« S.V. D..,on,n, Dcpi. uf Mecuanieal FnPinprrina StanFrirJ I'nivnrrit..
основанные	исполь
В отличие от приолиженных эмпирических способов расчета турбулентного пограничного слоя эти методы не требуют пре^ва рительного исследования положения линии тока и распределения
Неизвестными в этой системе являются 77^(5) и харакири стики пограничного слоя судна 6^,. 6* и с (Ret ). Коэффициенты К(,
№

В инженерной практике для оценки распределения средних ско? ростей в пограничном слое судна часто применяют степенную фор-

6 = 0,015л: — толщина пограничного слоя
Показатель степени п и толщину пограничного слоя 6 принимают по результатам исследований пограничного слоя пластины. В действительности п и 6 сильно зависят от числа Rex, которое при длине современных морских судов от нескольких десятков до 300—350 м
Влияние числа Rex на показатель степени в формуле (1.91) может быть учтено следующим образом. Используя эту формулу в выражениях для интегральных толщин пограничного слоя 6* и 6**
с ит. и (|93>


§______L для заданной точки поверхности корпуса. Зависимости же
полученные для эквивалентной пластины, как можно судить на ос новании приведенных выше экспериментальных данных, применимы
в погран'ичном°слое танкера'диГ = “иТотО
х—0.85: z-^r ^002^

~вт~Ш ’	Г'95)
11 So рассчитывают но формулам (155) (1 56),
Степенной закон (1.95) может быть использован и для прибли
фИЛСтеПе11НЫе Ф°РМУ™ пригодны также и для аппроксимации про ловиях продольного градиента давления. Однако из-за сильного влияния формы обводов на характеристики слоя невозможно заранее указать значения формпараметра Н и относительной толщины
пользованием^этихРзависимостеи обусловлены не только отличием профиля скорости	от соответствующих характеристик
^характер влияния каждого из указанных факторов изменяются

-₽л- + р — consl
от величин, характерпых^для условии безотрывного обтекания. установления возможных критериев, определяющих положение Доб	SPlh i Hi llljli i IflH ВД
увеличения числа Рейнольдса^ смещается вниз по потоку.	Р влиянием при переходе от модели к натурному объекту противо-фекте отрыва Должно предполагать, что закон изменения .о (Re. k,) свободной поверхности (подпорной волны) у форштевня в диапазоне «доволновых» относительных скоростей (Fr 0,10—0 12)	'Й' 1	1 T [ противления и особенностей поток^вблизи корпуса суднаРпоказали, с направлением вращения наружу (рис. 1.58) Причиной такого вих-


2

Основные закономерности сопротивления воды движению судна и взаимодействия между винтом и корпусом

(




деления сопротивления и буксировочной мощности судна по результатам испытания геометрически подобной модели в опытовом бас-
* Для определения касательных напряжении использован мстоя трубок Пре ннчного^"ояа1"1Ь1И "а ИдмереНИИ полного напора в пристеночной области погра
справедливая в диапазоне чисел Фруда, соответствующих условиям эксплуатации современных морских транспортных судов.
тивление трения при наличии продольного градиента давления из меняется аффинно сопротивлению трения эквивалентной пластины
(213)
Этот вывод не противоречит приведенным на рис 2.7 данным о за непомерностях изменения местных сил трения. Отуоневм^сте-кромки от закона пропорциональности
имеют различный знак и при интегрировании взаимно компепсиру ^Рассмотрим закономерности изменения сопротивления давления вязкостного происхождения. Интегрирование уравнения неразрыв
интеграла по поверхности кормовой оконечности корпуса проекции ца направление движения разности р' (х) — р (х Re)
tp..	| ( [р (х)-р{х Re)] ds (2 15)
где ds — проекция элементарной площадки поверх! ости кор! уса da на плоскость мидельшпангоута
Из формулы (2 15) следует, что сопротивление давления, обусловленное обратным влиянием пограничного слоя, определяется в основном малой разностью больших величин поверхностных давлении.
изменений этой разности давления в зависимо ого определения зависимости t,pv (Re) можно
(параболические двуугольники), основанными на применении тео ремыЛ Г Лойцянского [35]. согласно которой распределение дав пения по поверхности тела, обтекаемого потоком реалыюи жидкости совпадает с распределением поверхностных давлении при обтекании потенциальным потоком полубесконечного тела, образованного на ращиванием на исходные обводы толщины потока вытеснения. Ре зультаты расчетов (см. рис. 2.8) показывают, что коэффициент со
(2 16)
уменьшается с ростом числа Re пропорционально сопротивлению
Т₽	^(Ке) = 4Ц(Ке)	(2 )7)
Аналогичный вывод о характере изменения коэффициента сопротивления давления сделан и японскими исследователями на ос^ слоя на распределение поверхностных давлении [137].
Приведенные выше данные показывают, что суммарное вязкост ное сопротивление удлиненных тел, обтекаемых без отрыва погра ничпого слоя, должно изменяться аффинно сопротивлению трения










1969 гг. Бэба и Танигучи 1158]. При определении вязкостного сопро
В соответствии с допущением о малости воли и о возможности
Оульба третий член в формуле (2.38) может принимать отрицатеть-которое достигает 15—20% д,„ при числах Фрудя Fr =% 95—0 32 танное по схеме Мичелла волновое сопротивление двух характерных судов; быстроходного судна с коэффициентом 6 = 0 56 и танкера деленного по разности между полным сопротивлением £ и вязкостной составляющей полученной по измеренному полю давлений (fr Re) £ (Fr, Re)-£„(Re, Fr) Различия между теорией и опытом обусловлены приближенным удовлетворением граничных условий на свободной поверхности воды и па поверхности корпуса, пренебрежением квадратами вызванных скоростей, изменением посадки и дифферента и влиянием вязкости работке усовершенствованного метода расчета волнового сопротив Результаты отечественных исследований 153. 54]. а также мно гих иностранных работ, обсуждавшихся на состоявшемся в 1967 г в Эпн-Арбор (США) симпозиуме по теоретическому исследованию волновою сопротивления 1165], приводят к заключению о том что уточнение отдельных допущении еще не обеспечивает хорошего согла сования расчетов с опытом. Из приведенных на рис. 2.10 результатов сравнительных расчетов волнового сопротивления, выполненных пусе (распределение источников и стоков не в ДП. a hV поверхности корпуса и более точное определение их интенсивности) не только не улучшает сходимости между теорией и опытом, но приводит к боль тему расхождению в коэффициентах волнового сопротивления Оче видно, что при корректировке решения необходимо учитывать все допущения одного и того же порядка. Особое значение имеет влияние ВЯЛК°Сфф ЖИДКОСТИ’ котоРое может быть также причиной масштаб- н [МНе^осредствениое влилние вязкости должно проявляться глав-выоывать изменение их формы, амплитуды и скорости по мере распространения в корму. При этом по сравнению с идеальной жид- Л. Н. Сретенским [57 ] теоретические исследования волнообразования и волнового сопротивления в реальной жидкости приводят к заключению о том, что это влияние несущественно Более выражено влияние пограничного слоя, особенно заметное в корме Вследствие отклонения линий тока из-за образования по-	U,(Fr Re) - U (Fr) +	(Fr Re)	(2 39) R.„ = RB + R., - AR„	(2.40)

Я при аналогичных предположениях:	Р
Л,.,,-/?	|-
(2 41)


нию носовых волн в корму /будет ослаблять интерференцию носовой и^кормовой систем волн. Этот коэффициент, по-видимому, учитывает
ние амплитуды носовой волны вследствие непосредственного влия ния вязкости может быть учтено коэффициентом а уменьшение амплитуды кормовой волны из-за развития пограничного слоя — коэффициентом р2. Следовательно волновое сопротивление судна
довым обводам, показываю/ что коэффициент Р не является универ
"метод, более обоснованный физически, был предложен в 50-х го изменение ее фазы (т. е. эффект смещения вниз по потоку гребней
той. Предполагается, что в реальной жидкости^амплитуды кормовых

Профиль кормовых^волн в идеальной жидкости CFli также опре-
заменои Xj = |х — L) па х} [х — (Л -|- AL)]. ^,IU,ieHT f5 "



днкулярных направлению движения модели (метод поперечных се пений). Более распространены методы, основанные па теоретическом


экспериментальное определение волнового согротивленип модели _ Разностный метод определения волнового сопротивления L ~ — t — Сг- не вполне надежен, так как вязкостная составляющая, рассчитанная по измеренному полю давления в следе, не всегда еще полностью объяснима, осоиенно при наличии отрыва пограничного слоя и вихреобразования. Поэтому большое внимание уделяется рая работке методов независимого исследования составляющих сопро ТиВ.игния, а буксировочное сопротивление в этом случае е-пдат
волнового сопротивления ооычноРиспользуются волновые^рофил'и 'ggjP™ie ВДОЛЬ оорта « как это сделано в методе Гильотоиа линии, параллельных ДП (метод продольных сечений) или перпен
ние в гидромеханике судна, поскольку получаемая эксперименталь ная информация необходима как при решении проблемы разделения сопротивления па составляющие и экстраполяции результатов мо-
чественнои практике оыла создана новая форма носовой оконеч пости, названная «таранно-конической».* Эта форма носа характе-ра.шалом в полном гр^у, ^сочетаемыми с таранным форштевнем и грузки, достаточное для выигрыша^ среднерейсовой скорости При Эффективность таких носовых обводов возрастает с повышением энерговооруженности и тоннажа танкеров, особенно у судов дедвейтом 120 000—150 000 m н более	* '	комимся вначале с особенностями номинального попутного потока, образующегося за корпусом судна в условиях ею буксировки при ^Поток в корме у большинства транспортных Судов отличается крайне неравномерным нолем осевых составляющих местных скоро стен и -= - — изменяющихся практически в пределах от 0 до 1 и наличием^начительных по величине тангенциальных составляю щих скорости u, - u,W. Интегральный по диску винта ко^ффи циент осевой составляющей номинального попятного потока — J J ф (г н) г dr de
гов	ПрИ проекгировакии гребного винта и выполнении расче- ствие Между винтом и корпусом учитывается достаточно прибли женно. Практическое определение пропульсивных качеств судна осно «.ировапиого движителя с введением системы поправочных множителей, учитывающих взаимодействие винта с корпусом — так называемых коэффициентов взаимодействия. Такая схема оценки ходкости судна оыла предложена еще В. Фрудом. Замена указанной приближенной схемой единого гидродилами ческого комплекса корпус—движитель в их совместной работе влечет за собой погрешности, которые иногда учитываются при помощи корректирующих поправок В целях достаточно четкого определения пределов применимости ^опущении, принятых при анализе взаимодействия винта с корпусом в различных конкретных условиях, и обоснованной экстраполяции экспериментальных данных необходимо рассмотреть особенности к условия формнровашгя потока в кормовой оконечности и характер изменения его при работе гребного винта. Эти вопросы до статочпо сложны и требуют детального Исследования, выходящего за рамки задач настоящей книги (см., например, [51) Здесь рассматриваются лишь основные закономерности взаимодействия потока Осевые составляющие скоростей потока в корме как правило, меньше скорости невозмущенного потока, что дает основание называть поток в месте расположения гребных винтов попутным Ояна • 'м тщещ , тв • ’Slbjh hi 1 орети 1е Ншшя котечнехть  Уа.;в v Сельшии полнотой обводов» (авторы Е. Д. Виноградова. Д. Г. Соколов.	J В. С. Шпаков. В. М. Штумпф). «Открытия, изобретения, промышленные образць	где R — радиус винта; отношение средней скорости попутного потока и, ~ (/„-«. В Д"СК винта к скорости ЛВИАИ1М судна (/. =-- » и изменяется в широких пределах в зависимости от соотношения главных размеряй», полноты, формы кормовых обво доп и положения винта относительно корпуса. По данным моде.» них испытаний ДЛЯ большинства одновальных транспортных судов "т“ коэффициент составляет 0,30-0,40. Для современных крупно-гончажных судов с высокими значениями коэффициента оощеи полноты 6->0.80 (танкеры, рудовозы) ф0 может достигать 0,60-0,70 и более что связано с особенностями обтекания кормовой оконеч Н0СДчя у\обства°анализа коэффициент номинального осевого попут НОТО потока принято подразделять па составляющие * ф, =	+ ф..„ + М- = Ф» Ф.	(2 ’2) где ф0 —полная ютенциальная составляющая попутного noth f _ потенциальная составляющая номинального попутного потока при доволповых значениях числа Ьг, ।	Д1|7 _ изменение потенциальной составляющей за счет во тио ।	ф . — вязкостная составляющая номинального попутного по Такое деление ф на составляющие позволяет лучше понять ф!ьи 1	ческие закономерности потока и условия его формирования и моде- лирования. хотя и содержит элемент условности, поскольку эти составляющие в действительности взаимозависимы — В^далънейшем индекс а употребляете ^олько^	е
si==^=~= вестнои стопенью приближения. Величина ее зависит от толщины пограничного_слоя в корме и, следовательно. =- f Z Гре)
ТОх/т:г:рГ0‘::::итсо1™Го,7ая ”“,“м’ьтго — ™
/ ,„0
боднои поверхности, уменьшение вызванных скоростей и в пре
npn6™XXV~^^	в первом
в	==
''I- 1 (х « 2 Fr RB)	(2 53)
Определяющую роль в формировании f у транспортных ехпов
;=^===~s~=;=
=H;-r=ib='=5=
пня часть диска винта, закономерности свободного турбулентного потока — следа достаточно хорошо изучены для сечении, расноло-
Установлено, что по своей структуре течения в следе и во внеш-

для анализа течения в области, примыкающей к телу; в пепосред ствелиой близости к ахтерштевню должно проявляться влияние про

предыстория потока и, по всей вероятности, распределение скоростей -==
Вдоль поверхности эллипсоида развивается турбутентннй но тГрдат™дав°™„Тя'в1,""а К”°₽0Г° "Р” опа-ппеаьиом продольном радиептс давлении в кормовой оконечности составляет вескотткл процентов от длины судна и, следовательно граница стоя б™ Ле полагаться в пределах диска винта	Р	°>ДСТ раС‘
с».юХ»СЬ (§а 31 “’«РПСС'И I ™.тя поп п ,иного слоя на теле сложной формы значительно отличаются от тп'птмм ХТщ“,"0Cet"MM"p"™r° погрзннчныз^сдоев^Замегное влияние на характер потока здесь оказывают вторичные течения образующиеся на вогнутых >частках поверх koct/JX"' В копЛ opoctoZ"™'™ P,R 2213 В "Р«у norpanX'ro’ctZ ' простраляется след, в результате чего образуется тосттгочмп ныи поток, составляющие которого взаимодействуют между собой "°,Z, cZ-Xk.10 "Р“б™а“™ Д- в шявпе с щдГн'з X паз тёвос™,^ У СТеПГВ тУРбУле1|тности в следе в несколько Р" ”Р'? п "“ень турбулентности во внешней области погра ничною слоя. Последний, в свою очередь, также должен «иият/,-^рактер развития следа за двуугольником, хотя исследования сво ни ш йанипееНё"(Ь'Х “°Т0К°В "Р" "ал",и "УДьсапиовиого движе р™ Её,® Д“ ппВДУпппьи’пуют, что это влияние невелико Назраоогка даже приближенных зависимостей характепизгтптт.т изменение ноля скоро™ „я рассмо,репного вёще ёечен.щ в м™ё расположения гребного винтя пЛиЛ11Япи„пт	_ я в ЫСс7е
* ?'•	1	Л£1Д4ЧУ- если даже не принимать во вни
мание наличие «свободных» вихрей, образующихся при обтекании носовой и кормовой оконечностей 5 при оотсканин сряч±нГ/'ТЛЧЛ^Х раСчетах ходкости и решении других задач мии, , mil винта ва ™Рпусо” судна, характеристики „о £ и " У -°Г° "°™[а определяются по результатам камере-“ "очи” зон™ "Л Д"“е °""” “Де'И судаа о помощью много-точечных зондов. Такие измерения позволяют опредедитт- напяпг и °„Са™',,™"аВЛЯЮЩМ мкт"°“ скорости и. также тангенциальную и, И радиальную иг составляющие и соответствующие значения коэ(Ь фициентов номинального попутного потока Учения коэф-
уменьшается, и коэффициент увели гивается на оси гидродипами-

та у,	V v;, V, V).	(2,54)
Вез\аё™,"ё,ДЮСТРа“"" Р№- 2'22’ а также "а Р“п- 2-23 приведены результаты испытании моделей с обводами, характерными соответ zzrar™ 1'ша |б- =°-fe’ - крЛн„™,=
новыми шпанюутами достаточно равномерно в верх-величина средней скорости мало отличается от зпа-В нижнеи половине диска осевая скорость заметно
достаточно оольшм „о величине поперечных с,10росте„ на^отенштТтт^11 °"iP™ ” "•”“ос™ »,ска затрудняет разделение ,|. на потенциальную и вязкостную составляющие и установление тако номеркостеи изменевня т|,„ в зависимости от числа Re
Для сухогрузного судна с умеренно V-образными ипилиш™ шпангоутам (см рщ 1 2>> составтяющи „„“„“натьвсто по
Г“5- 'Пиле по"еречной составляющей скорости в пло скости Диске гребного пинта модели танкера «София» (Ьг - 0,20) [по данным л. Н. Дубенского]
место™ bTdXVTT рЭВНОмерна Бо?ее высокие значения ф имеют v ЛугВ Р С™ Д?СКа Винта‘ Как " ПРИ обтекании тапира у сухогрузного Судна образуется поле поперечных скоростей на нГнаблюдаетс?11 °Д1ЫК° вь,раже1ШЫХ вихРей в Д''ске винта здесь
терне™, поло-,, пР УС°М Судпа грсб"ои вют	как харак
тою выГвтнмЛ „°гб “Ющег° К°Р“ОВУ«> оконечность, так и по-работой изолированного движителя (в «свободной кяцие па-тотопп™™ ™пяю1с" ” гидродинамические силы, действу-ютцие раздельно на корпус и движитель	?
TATR«vAdBaeMOe гребнъ,м винтом поле давлений сообщает дополни тельную энергию потоку вблизи корпуса судна, в результате чего у?1овийАЗтзниМеНеНИе характеР™ потенциального обтекания и условии развития пограничного слоя Образующийся при работаю

Г за корпусом.	т
пространяющиися. как правило, на небольшую по протяженности область, ограниченную 2—3 теоретическими шпациями.
Теория взаимодействия движителя с корпусом развита в 30 х го дах в работах В. М. Лаврентьева 127, 281, А. М. Басина [5_|, а^также
РКоличественные представления в части закономерностей эффек ний практики расчетов и анализа ходкости, главным обраоом, судов относительно небольшого водоизмещения со слабо или умеренно нагруженными винтами, что характерно для большинства судов 1ранс портного флота, строившихся до начала 60-х годов...
ного осевого попутного потока ф невелико вследствие относительно
мепением потенциальной составляющей номинального попутного Нм
отрывном обтекании корпуса оно пренебрежимо мало
Сопоставление коэффициента ф, определенного путем интегриро вания поля осевых скоростей в диске винта моделей судов (применительно к судам дедвейтом 5000—15 000 т), с коэффициентом эффек-ческого взаимодействия между винтом и корпусом, подтверждает с коэффициентом нагрузки винта по упору в эксплуатационных условиях о0 < 1-4-1,5.	онечности

также должно быть незначительным Этот вывод подтверждается

— коэффициент вязкостного попутного потока "«на °беско
Зависимость (2.60) представляет практический интерес при ана ли^е закономерности изменения коэффициентов взаимодействия с целью изыскания путей повышения пропульсивных качеств судна Ио формулы (2.60), в которую входит осевая вызванная скорость на бесконечности ира, следует, что на величину коэффициента засасы вания оказывает влияние степень нагруженное™ движителя
Изменение коэффициента t в зависимости от нагрузки винта ил люстрируется приведенными на рис. 2.27 результатами испытания моделей с обводами, характерными для морских транспортных судов различных типов. Значения коэффициента t, соответствующие ре жиму полного хода, несмотря на то, что они определены для одно
мгма Относительный максимум нагрузки соответствует моменту на 4-па выхода винта из зоны отрыва, а относительный минимум на ступает когда течение становится практически безотрывным. Ввидл такой неоднозначности коэффициента нагрузки при анализе закономерностей взаимодействия винта и корпуса при отрыве приходится Б качестве определяющего параметра принимать огпосительную по
характеризоваться критическими значениями поступи (л,;Рпь1п и /> которые соответствуют экстремумам коэффициента лп (см. рис. 2.30).
Несмотря на достаточно высокие значения коэффициента нагрузки в критической области, непосредственное влияние винта на х-р-и герметики потенциального потока не играет заметной роли и сказы вается главным образом на величине критическом поступи и кри тической нагрузки. Определяющее значение в формировании поверх постных давлений имеет изменение в результате работе «инта весьма сильного взаимодействия между оторвавшимся слоем и потенциаль ным потоком. Вследствие этого суммарное давление р (л) при оакри тических поступях X > ХКР..... мало отличается от первоначального
давления р0 (х), соответствующего оотеканию корпуса в ровнях свободной буксировки, и величина коэффициента засЯсывания t мо жет оказаться меньше, чем для судов с «безотрывными обводами^.
Представление о влиянии нагрузки винта на распределение дав лепий по корпусу судна и на положение границы отрыва дают пока чанные на рис. 2.31 результаты испытании модели танкера с коэф фициентом потноты 6 г_ 0,850	---Ь,8, хс = +1 5%
При ?	происходит перераспределение средних скоростей
поперек слоя. В точках поверхности, расположенных вблизи ахтср штевня изменяются безразмерный ракой скорости ( б ) 11 ТОГ1 щина пограничного слоя. Заметно уменьшается толщина области обратного течения 6, за счет различия в условиях развития погранич ного слоя. но. главным образом, из-за приближения начала области развитого отрыва к корме. В более удаленных (Вверх по потоку) сечениях эпюоа средней скорости становится оезотрывнои.
В области малых нагрузок (X _д> лкг> ,„J коэффициент „ффски. ного попутного потока достигает w = 0,Ь-0,7 и не ^лишком отли чается от номинального; при переходе через критические значсн я поступи (см. рис. 2.30), вследствие измеиепия уо.овии обтекания корпуса и> скачкообразно уменьшается до 0,25-0,40 чГ0 в свою очередь вызывает соответствующее уменьшение коэффициента на-ГР'Данные самоходных испытании и индикации _грапицы отрыва на корпусе моделей полных обводов б — 0,8—U,87o указывают на г-кячи мржпу понеоечнои проекцией границы области


деляемои значением параметра при котором еще существует

flliif 1!р/			i i I	I s !
		!	| a §	: В 5
ЙК			! !!	!!-!
iKk 41		!	I-! !	!- В ®
		° 1 =	". 3. s	f S 4
	4,	2 | |	§ S 6	i i I
h i|i iF		। |h	Hl iP rs S.-H !ilf ^g\=	111 |K 4!
2.35. Зависимость коэффициентов сопротивления трения кра юн пластины от числа Re, и степени шероховатости ~ (i —дтица шастины) Поданным опытов В Н Михай това L
ппчлействуют на течение в пограничном слое подобно источникам 5?к?сстве?1ной турбулентности. Влияние их обтекания проявляется лишь в непосредственной близости к поверхности и приводит к уменьшению толщины ламинарного подслоя характеризующего границу линейного закона изменения относительной скорости
л к увеличению за счет этого протяженности переходной ( уфернои) °бЛПрофиль средней скорости во внешней области пограничного слоя несколько смещается в сторону более высоких очелии<у. Из опытов с шероховатыми пластинами установлено, что если сте пень шероховатости относительно невелика, то безразмерный дефект скорости	совпадает с полученным для гидродинамически
У S . т.н.ямическая скооосгь, вычисленная на основе Р приведенного напряжения трения^на стенке Профиль скоростей в'^ристеночвой’областа пограничного слоя шероховатой пластины (за пределами ламинарного подслоя и бу-ферпой области) также подчиняется логарифмическому закону
который отличается от (1.42) лишь тем что экспериментальная кон станта С не постоянна а уменьшается с ростом и даже прини мтет отрицательные значения. Профиль скоростей, построенный в координатах закона стенки =	оказывается сме
щенным. по сравнению с профилем для гладкой пластины в сторону более высоких значении параметра (рис. 2.37).
Разница — - между действительной относительной ско ростью на границе слоя ф „ рассчитанной в соответствии с ..ога рифмической формулой 12.75) оказывается такой ле, как н в стучав обтекания гидродинамически гладкой птастины
н следовательно закон сопротивления имеет вид
(2 76)
в некоторых источниках [37 501 указывается на возможность заметного изменения х, К. и F (А) в зависимости от стекени шер0 nZTiaZaxZV^
2 3S Зависимость постоянно!! С ) в J‘,k0Ht hH (2 75) 0Т ™ '° U еР°
обл?сТ™”ЛЛо.еД>е1' ,Т° РаспРеделение средних скоростей , от мела Re "ы П0ЛН™ ПРМВЛ™ шероховато™ ,
от числа Re” е"й‘„ "Z“’J-е Гвии,” слоя, и определяется только высотой ^угорков'’"’^^” хоитосм"0™ С(-^)=4|ЛР&+С_
Я |П^-^1П>7 I С,	(282)
В этом случае выражение ди сопротивления трения пластины &,» = 2-4 е_ 2-L ]/‘% ( , _ ; J/ | е и (с -| м
а зависимость для местных сил трения как^показано Ротнвд’
4‘"
«т - 5 76 1е — + 8 4	( 2 85)
вии4ПиХТХо^РХ„12п„7в^(4с?и (ва83х’ Иа(2 84)	°”“"Ь
ного „о, неволь язм.^Х”"™ т^ ТТ/ "писчсн ные для гидродинамически гладкой пластины, Зак4о^„ос4 ZT" °Т Т ™Щ"" ГОГРа"и’"“™ “°” « потока вытеснения коэффициента касательных напряжении и коэффициента сонротнв
КЗК и ДЛЯ гидродинамически гладкой поверхности справедливо соот ношение (2.74) для относительного дефекта скорост
которое с достаточной для практики точностью может считаться не зависящим от числа Re и от степени шероховатости поверхности. Что подтверждается, в частности, приведенным па рис. 2.41 сопоставлением дефекта скорости в пограничном слое модели (Re, - 8-10 ) и судна® Лубумбаши» (Re( - 7,2- 10s). Там же показаны и закономер-г ости изменения безразмерного профиля скорости вследствие шероховатости обшивки корпуса в координатах закона стенки —
ф(^)
П,ля приближенной оценки влияния шероховатости свежеокра шейного корпуса на характеристики пограничного слоя можно воспользоваться результатами пересчета, полученными для гидродинамически гладкого корпуса, откорректировав их с помощью поправочных эмпирических коэффициентов. Этот прием оправдан, поскольку основное уравнение системы (1.90), характеризующее приближенное условие подобия дефекта скорости, справедливо и при обтекании цс рОХПраи°определении касательных напряжении в случае шерохова тости окрашенной поверхности может быть принято упрощающее

тога корпуса и пригодной для аналитического исследования х^ракте "ЧСТИК пограничного слоя и вязкостного сопротивления. Выполне Ьие ее зависит от накопления статистических данных о фактических
правлении ведут во многих странах, причем, наряду с измерением шероховатости непосредственно на поверхности корпуса судов исследуют изменения шероховатости предварительно окрашенных стальных листов, погружаемых в воду в районе акватории судострои
[31 ]. Несмотря на некоторую условность, он обладает существенным преимуществом: позволяет не только систематически контролировать
пения в процессе эксплуатации судна применяются приближенные статистические надбавки, основанные на анализе специальных, а также сдаточных испытаний судов. Они представляют собой, по существу корректировочные факторы, учитывающие не только из
сопротивления гидродинамически гладкого корпуса по результатам
ГЛАВА О
Модельный эксперимент как основа оценки пропульсивных качеств судов
Основные принципы моделирования пропульсивных характеристик судна Метод Фруда

В задачах ходкости судна искомыми величинами являются сила сопротивления воды R (или местные силы давления р и касательных напряжений т), действующая на корпус судна, а также упор Р и крутящий момент М на гребном винте (J#] = |Р] = /(; Ipl 1т] = KL~2; [М ] = KL) В качестве параметров, определяющих рассматриваемое явление, наряду с характерным линейным ческие параметры, как скорость v ((v 1 =- LT'1) и, в общем случае неустановившегося движения, — время t ([/] --- Т). Следует также учесть характерные физические константы: массовую плотность воды р ([р ] =- KT2L 4), кинематический коэффициент вязкости v ([v] — = L2T !) и ускорение силы тяжести #([#] = LT~2)* В соответствии с этим функциональная зависимость сопротивления судна от определяющих его физических величин может быть R f (1 v t р v g)	(3 1)	Применительно к «ютаошет™ (3 2) оо« и ь,м выше способом определяются следующие критерии подобия. П =-L = Sli —чисто Сгрухаля Для давлении вместо чисш Nc аналогично определяется в ка Пр = -^2 -Ей—число Эйчера
в большинстве задач механики, k 3. Примем, например, в качестве последних длину (характерный линейный размер) судна 1 его скорость и и плотность воды р Тогда на основании П-теоремы -рии раз“ерности соотн°шеиие (3,1) между /г-размернымн величи	Указанные критерии, получившие названия в честь выдающихся исследователей, полностью определяют условия динамического по добия при моделировании сопротивления в общем случае неуста повившегося движения судна вблизи или но свободной поверхности "^Рассмотрим подробнее установленные выше беора_мсрные мае штабные комплексы. Нс изменяя, ио существу, критериев подобия воспользуемся в дальнейшем для чисел Фруда и Рейнольдса приня
Ия f (IIV Пе П,)	(3 2)	тыми в гидродинамике судна выражениями Fr = - Пй'/2; Re-4-Hv1
связывающим п — k величин П,, представляющих собой безразмер ные комбинации из г размерных величин 152]. Так как в рассматри метров, имеющих независимые размерности, безразмерные комплексы	Сопротивление или перепад давлений — искомые величины в мо дельном эксперименте, являющиеся функциями остальных физи ческих параметров в уравнении (3.1). Поэтому критерии Ne и Ен следует отнести к неопределяющим, зависимым от остальных критериев подобия Обычно вместо числа Ne применяется безразмерный K0“C	£ 2Ne = 7“’	(5‘3)
	1	называемый коэффициентом сопротивления и имеющий то преимуще ство, что в его знаменатель непосредственно введен скоростной на
входящий в число выбранных параметров имеющих независимые	пор у pva Из тождественности в подобных явлениях безразмерного соот ношения (3.2) с учетом полученных критериев подобия следуют основные условия подобия сопротивления судна и его моде..»-
—	Согласно этим условиям, коэффициенты сопротивления геометр»
	чески подобных объектов будут одинаковы
Число Re выражает отношение сил инерции к силам вязкости и
При исследовании ходкости судпа, хак правило, рассматривают осредненные за некоторый промежуток времени интегральные величины. Поэтому число Струхаля Sh, характеризующее неуставо-вившееся движение, при решении задач применительно к сопротив-лению тш числа определяющих параметров следует исключить
1аким образом, общее выражение для сопротивления судна в со ответствии с законами динамического подобия, можно представить

(3 6)
жести и определяет часть полного сопротивления судна, обустовпеи-нуо гравитационными свойствами жидкости. Эти свойства црояв ляются в деформации свободной поверхности и образовании волн в связи с чем составляющую сопротивления, зависящую от числа Fr
Рассмотрим |рсбовання, налагаемые на кинематические характе рнстики сравниваемых потоков при моделировании по критерию Fr Поскольку ускорение силы тяжести во всех возможных случаях практически постоянно.»	случаях
(3 8)
Это условие сходственных скоростей, широко известное как за нои подобия Фруда, впервые было сформулировано французским инженером Ф Рохом в 1831 г. 1311 Однако первое практическ™ использование соотношения (3.8) В Фрудом при прогнозировании сопротивления судов на основании результатов модельных испыта-™добия“ГЛа СВЯЗаЛ° его “,я с Указа|1нь|м законом гравитационного
При выполнении условия (3.8). т. е. Fr г. idem, из (3 7) с учетом (3 4), следует соотношение для сил волнового сопротивления
(3 9)
о моделировании сопротивления и пересчете вето™™ мента на натурный обвей- Его создание sT рез>льтатов эк™ери-татами предшествовавших физических иссвдапХГ,”"0 Рауль’ чительным опытом моделмых испытаний	ДОВ°ЛЬН0 зна
HHTUZX™?®n“yZHnCPa3№KH"e”	были при
=- ;«= мешено -- ₽-====
(з-8)’т' р~ «тРУгав„“хон„
овремеггно1йЗВннтерпрае1-аци1и0аизаегоСИЛ ВЯЗК°В=ПрИрО,ЛЬ1' B«TaBBeZo™Bce“nET"nBi™ РаС“а"Р"ва“^
J?f fQvs	(3.15)
дапженняиТх разГе;»""”"* 'XT” ПЮ" ” “Ор“ст"
— =Х~

= Тбоб^'02"	(3 ]6)
Опубликовав в 1869 г
прообразом многочисленных отытовыт Л?™ ” 872 г' 11“ослУжил воох^странах с развитым е^=.^»=-
। “'"т” ₽ ™«“«У™Я с.о,„|ага „0„рхя01ть Q

с 1932 г для определения сопротивления трения пластины исполь-
Условность основных положении .метода Фруда давно начала вы-
явления, все же недостаточно строго. Предположения Фруда о фи*
ставленник и сопротивлении воды движению судов. Остаточное со
но и силы вязкой природы. К, силам, включенным в остаточное со-
ничного слоя, а также разница между сопротивлением трения трехмерного корпуса судна и эквивалентной пластины вследствие влияния кривизны поверхности. Строго говоря, при моделировании остаточного сопротивления неооходимо вместо (3.13) рассматривать

твтомоцельнои по числу Re и пересчить вастся по кубу масштаба
дом формула для сопротивления трения пластины. Проанализировав размерности, легко установить, что формула (3.15) и коэффициенты /
можно видеть из рис. 3.2, где графически представлены коэффи циепть сопротивления трения вычисленные но формулам (3.16)
Асм — интерференционные члены, учитывающие взаим
приводит к тому, что часть его, обусловленная вязкостью жидкости
ллВСр 5 „d_ 0 __ число реинольдса винта


Так жеС как коэффициент сопротивления судна коэффициенты упора и момента винта и А3 зависят от остальных критериев по




(3 20)

Уровня подобия (3.23) п (3.24) и определяющие их критерии
бО,1Рассмотрим влияние каждого из условии (3.24) на кинематические характеристики винта. Выполнение Ар = idem не накладывает каких-либо ограничений порознь на число оборотов и поступательную скорость винта. Однако отношение этих величин должно изменяться (4)	<3-25>
ном эксперименте должно увеличиваться пропорционально квад

а при ReD — idem — пропорционально квадрату масштаба
(3 27)
Следовательно, как и при моделировании сопротивления, одно временно удовлетворить требованиям вытекающим из (3.26) и
После появления метода Фруда эта проблема не сразу привлекла внимание исследователей. Однако в последние 20—30 лет рост раз-
периментальных данных в большем диапазоне чисел Re и в то же время совершенствование знании о закономерностях влияния вязкости на гидродинамические характеристики судна делает проблему
Современные методы оценки пропульсивных характеристик на основе результатов модельного
судна. Основными видами такого эксперимента, проводимого с моделями судов и их движительными комплексами и обеспечивающего определение пропульсивных качеств натурных объектов, являются
в опытовых бассейнах. Устанавливаемые в результате этих испыта пий значения буксировочного сопротивления Р или буксировочной мощности EPS к. п. д. движителя и характеристик взаимодей ствия винта с корпусом (w, t, i2, л*	служат исходными
движительного комплекса, ’обеспечивающего достижение наибольшей скорости движения судна v при заданной мощности, подводи-
(3 29)
или потребной мощности при движении с заданной скоростью (»]
В последние годы, отчасти благодаря широкому использованию
тетьно к условиям его работы в неравномерном поле скоростей за
вания. В связи с этим при оценке пропульсивных характеристик в числе экспериментально определяемых исходных материалов существенную роль приобретают также результаты измерении поля скоростей и давлений в диске гребного винта.
Иэ-за трудностей учета вызванных винтом скоростей в расчетах
педко использовались,* и лишь в настоящее время их необходимость признана всеми основными гидродинамическими лабораториями.
 к широко используемым относятся проволочные и песочные (шероховатые полоски) турбулизаторы, устанавливаемые по пери метпу одного или нескольких носовых шпангоутов, и штифтовые (кнопочные) - располагаемые в непосредственной близости от фор штевня Последние получили распространение в зарубежных опыто вых бассейнах и представляют собой ряды кнопок с конической или
(25 jhjh), штифтовые
дольных испытаний, рекомендованной IX Международной конференцией опытовых бассейнов [122]. Известно также применение штифтовых турбулизаторов в двухрядном исполнении с шахматным располо-Же,Для получения данных об аффек
средотв искусственной турбулизации пограничного слоя с помощью метода химических покрытии иыли


ния на серии моделей судов, отли- -_,ti чающихся размерами и формой обводов [45], которые позволили установить что из перечисленных типов турбулизаторов наиболее эффективным	...-
Штифтовые турбулизаторы и шероховатые полоски во всех случаях оказались менее действенными. Особенно заметно нреиму щество проволочных туроулизаторов при испытании малых моде чей У которых на воздействие турбулизатора не накладывается ИИ.К естественного перехода [21. Для нллюстрапи на рве 34 привечены результаты испытании модели судна «Виктори», из кото пых можно видеть, что проволочка диаметром 2 мм позволяет зафи ксировато переход ври Re = 1  10» (Fr ~ 0,15), тогда как шерохо ватая полоска и штифты практически не снижают критическое зна чение числа Рейнольдса, соответствующее естественной гурбути
im ^лови^модельного эксперимента, стали применять с начала 30 х юдов, > было"вс^оё^реня'значительным вкладом в экспериментальную гидродинамику.

В"Ж	<!«) Прандтль, приняв полу-
ирп™»	ддя труб закоп Ра™Р«ления скоростей (1.61),
в S “ о Значения	Мда,У ”к°РР™Ровав. как показано
в S 1.2, значения постоянных в формуле типа И 42) Поего-ькч решение Прандтля не давало зависимости С, = f (Re) в явном виде, Шлихпшгом были предложены аппроксимирующие это реше ше интерполяционные формулы для коэффициентов м™го иТ лото сопротивления трения пластины 1631'
Т- (IgRc)",»"'	(3 !2>
Для Удобства использования значения коэффициентов трения опроделеиные „з выражения (.3.32), обычно называемого форм ™ой Прапдтля—Шлихтинга, приведены на рис 3 6 ч р > ч₽екп,мИпу-т?ОрМуЛ ДЛЯ С0ПР°тивления трения, выведенных георети ческим п^тем с использованием уравнения импульсов и экспепи-^.та^ыюю закона распределения скоростей в пограничном с’ое пластин, относится формула Шулыт-Грюнова [63J
Qo-0 370(I^Rex)-2.58>:	(3 Т3)
В '	(1g Re -0,4071'С"	<3 i4>
Формула (,,34) получена на основе универсальной зависимости для распределения скоростей типа -!t=“. = (Д_). и, с„„оставло ™» этой зависимости с логарифмическим законом распределения скоростей для труб наблюдается, что профиль скоростей во внешней з«™,а"“вГсш'™.ё" “М “aCT""bI отклоняется от логарифмического закона, вследствие чего потеря импульса при течении жидкости нал
W ° TP'fc C”IBeTt 1ВСПНО сопротиХшш тре ния но формуле (3.34) меньше, чем по формуле (3 32)
Из числа экспериментальных зависимостей для сопротивления трения пластины следует выделить кривую Шенхерра 163™ ксимируемую формулой	р
д я “ " Д „их'Р‘ Ф°Р"”а ° Й)	1,1 Общег“ виР™ия
для касательных напряжений на пластине при логарифмическом ё, “H%PS“P™“e,,M “°рост“ “ пограничном слое. Одёако фор «Чла (о.35) является экспериментальной, так как Шснхерр соответствующим подбором ко ффициента / - О 212 испотвзоз™ ее д ,я аппроксимации кривой, проведенной в зависимости от чиста Re через наиболее характерные точки коэффициентов сопротивления трения,


то сущность Д значительно сложнее ₽Применение коэффициента ДС-’ обычно называемого «надбавкой на шероховатость», вызвано прин-щие сопротивления натурного судна в условиях ходовых испытаний


Наряду с сопротивлением ог собственно шероховатости наружной обшивки корпуса, к ним относят воздушное сопротивление надводной
средних гидрометеорологических условий натурных испытаний (ве тер, волнение), неизбежным рысканьем на курсе и пр.
В практических расчетах сопротивления судна коэффициент ДС.

моделирование сопротивления, так и предположение об автомодель-
сматриваемои надбавки, которая обусловлена методологическими | все рассмотренные экстраполяционные зависимости для сопротивле- |




коэффициент влияния неравномерности потока на момент гребного
перемещения модели равная скорости движения буксировочной
соответствует на диаграмме точка с координатами:

четки что характерно и для других положении «стандартной» методики Так например, согласно [122]. допускается ^использование
устарела, а вторая требует по видимому, уточнения и корректи-пспытка более четко определить требования к условиям проведения самоходных испытаний, в частности, уточнить рекомендации по ус товиям нагрузки (диапазон х) с учетом особенностей (состоя ния моря и наружной обшивки корпуса), имеющих место, глав-
В отечественных гидродинамических лабораториях (71 были выполнены испытания по всем рассмотренным выше схемам серии моделей супов различных типов, отличающихся геометрическими элементами и степенью быстроходности. Результаты таких испытаний применительно к модели крупнотоннажного танкера (6 =-. 0,80, L 6 80-= 2.70: Fr.KC - 0.18) триведены на рис. 3.10 Основ ной вывод указанного исследования сводится к заключению о значи тельном влиянии волнообразования (числа Fr) ьа взаимодействие винта с корпусом. При этом в большей степени число Fr влияет на коэффициент засасывания. Механизм воздействия волнообразования на величину силы засасывания не поддается теоретическому анализу На основании результатов экспериментального исследования можно констатировать, что для моделей судов всех типов имеется некоторый диапазон чисел Fr, в пределах которого наблюдается заметное увеличение коэффициента I. Как правило, этот диапазон имеет сравнительно небольшие пределы и соответствует склону кри
пззонНТотпосительных скоростей, в котором проявляется влияние волнообразования, зависит от типа судна. Так, у крупнотоннажных полных супов (6 ~ 0.80) увеличение засасывания, обусловленное во лнообразованием, достигает —2О/о от средней величины t и имеет место при Fr =; 0 20. Для транспортных судов средней полноты заметное влияние числа Фруда па рост коэффициента t наблюдается при скоростях хода, близких к эксплуатационным (hr - 0,хд—0,^4) и составляет —15%. У быстроходных судов это увеличение при Fr
кеоов и судов для перевозки навалочных грузов, условиям эксплуатации которых отвечают числа Fr 0,16-0,19, влияние волнообразования на характеристики взаимодействия весьма незначительно,.

который к компенсирует погрешности в упоре обусловленные мае
штабным эффектом попутного потока	с помощью
Способ корректировка результатов расчетов	”
введения единственной поправки Лк, к соаро .	-
"ТЬ	niaBHZS",;

что достаточно распространено в зарубежной птктике 112‘>]М Корректировка буксировочного сопротивления пЕ деления ма-io обоснованных надбавок на влияние шерохова-5 принимающих зачастую отрицательные значения; корректи-Z Jl’ оборотов гребного винта с помощью статистических поправок ? в некоторых случаях - принятие дополнительных поправок зависящих от длины судна, по существу, сводят современную методик, определения пропульсивных характеристик к роли некоторого фор мзльного оператора, результаты применения которого к данным модельного эксперимента выходят из-под физического контроля и ока зываются в большой степени зависящими от инженерной интуиции
и увеличением диапазона
:тТгюс™?оа	исследования проблемы
масштабного эффекта с целью уточнения физических представлении п закономерностях и одновременно с целью получения фактиче
даннТс неХолвмых для^	новых инженерных схем
пересчета а также для более обоснованной корректировки прогнозов и случае применения традиционного метода аиадиоа я пересчета
что ВР„ vo,ne„,n ехем.. пере счета строго говоря, необходимо рассматривать единую задачу
Масштабный аффект сопротивления
Различис MtAUV коэффициентами полного сопротивления модели и с\мна при равных значениях относительной скорости Fr conbt (масштабный эффект сопротивления) обусловлено несоб-ю дением \ciobhh подобия си . вязк.к.п. и природ., и ?< cTdT0 "X™ ZLXTrT°L“",ra" “ст 1В™« -"р°™в™”Z а тсинольдеа, а также влиянием методологических nornenino~iW-приехших подушному э.снерпменту в опытовых басееи х Фейа ™эт™ет™“,"еТВД‘'“гПСре1:,ета вл»»»ие масштабного эф (рента учитывается весьма приближенно в результате чего ппапр^ запное буксировочное сопротивление к*к поэритл г,п.Г-РЛа отличается от определенного по данным ан \ова'И Причинои Расх°ждений является не 

мостеи, применяемых для определения сопротнв'тени^тпеми^^пп м™'х™Го“ "ШСТИПЬ| У- пренебрежение взаимным влиянием ""эффектвля™"“ со”р™вле"ня различной природы (масштаб-составляющей от “"а	” зримость вязкостной
Поэтому проблема масштабного эффекта сопротивления свячэпч с необходимостью решения двух основных задаю	Лза“а
исследование закономерностей изменения вязкостной состав тяю щей сопротивлеппя и разработка практических способов “Хи сХГ/ГХвХзХ/ ШТ'Р"04' °'>ЪВ'1' пере /	"W™ по обеспечению надежности определе-
ния исходных экспериментальных данных - внутренняя ш-эчя эффекта60™' р“СПровтРа"енным методом исследования масштабного эффекта являются буксировочные испытания масштабных сем™ геометрически подобных моделей судов. Этот метод дает возможно™ еогро™™”0:", т„ь симостп от чисел Ко и Fr и получить данные, необходимые для уточне пия методологии буксировочных испытаний. Одно из мрвых^ссае
I
I
значении чисел Re. Такой способ не обеспечивал требуемой точности, и в последующем в качестве экстраполятора вязкостного сопротивления Тельфером была дана приближенная эмпирическая зависи-
Для оценки изменения вязкостного сопротивления по формуле (4 6) при переходе от модели к натуре
коэффициента Ь. характеризующего крутизну экстраполятора. Этот
^Re ° .1
Предложенная Тельфером схема разделения сопротивления на составляющие физически более обоснована (по сравнению со схемой опытовых бассейнов. Это обусловлено, в основном, двумя обстоятельствами- во-первых, приближенным характером эмпирической зависимости (46) и отсутствием достаточно надежных способов учета основных методологических погрешностей эксперимента (влияния турбулизатора при испытании малых моделей и влияния ограниченности размеров поперечного сечения бассейна в опытах с самыми большими моделями) при определении наклона экстраполятора, во-вторых необходимостью изготовления в каждом случае не одной а серии моделей и существенным увеличением трудоемкости ской теории пограничного слоя и экспериментальных оценках изменения дифференциальных характеристик сопротивления и погранич
можно было бы более надежно учесть изменение вязкостной составляющей. Анализ имеющихся материалов приводит к выводу, что в качестве дополнительной связи (вязкостного экстраполятора) при пересчете буксировочного сопротивления целесообразно принять удобное для практики соотношение
.Практический способ пересчета результатов модельных испытании с использованием гипотезы аффинности вязкостного сопротивления предложен Хьюзом |у6]. Принятая в нем схема разделения
С - - feHRe) + Си, (Ft) (1 + k)	(Fr) (4 8)
малых скоростях буксировки, используемого в качестве исходной величины для определения вязкостного сопротивления судна. Бла
чизации в конце 50-х—начале 60-х годов, а также благодаря внедре режимом^течения в пограничном слое и современной измерительной эту^адачу можш/считать решенной, по крайней мере, для полно размерных моделей, испытываемых в крупных опытовых бассейнах
ческую формулу (3.36) для определения сопротивления трения ила стины. При анализе плоских экстраполяторов было показано, что формула (3.36) является слишком приближенной и существенно
1е°Попытки'применения гипотезы аффинности для уточнения пере счета вязкостных составляющих сопротивления предпринимались и прежде. Еще в 1930 г. при разработке методологии испытании моделей речных судов Г. Е. Павленко* было высказано предположу
Наряду с гипотезой аффинности, получившей в настоящее время нболывее признание и нашедшей применение при решении многих
>тивления от числа Re, В связи с этим

(4 10)
сар^та ПутеД Сообше1шяНВып. 114, Трапспечатъ НКПС, Москва, 19а0.


-HirpHdn xaBUwxotfadii ‘иинэтплгюк хтвниДп ей онГия чем ‘вхэоосц'и
онаи^нахни ээьор эй woxDod j lijxaEHgiVEH эвьАиэ woxe я ви^отаихасЬ
(srto
«si -
-нааеё adn oj.h ‘хэЛГэьэ еТГии^о вхнэиЧиффеоя иониьиь'эя чтив ннихавь-и HHHadi виновяиходпоэ вит ихэониэияве хо кэхэвьивха и
-эьянхоёиоэ охоихэояевя яхэомиэияве ‘Biooodj. и впей1 снинэнн оц
'bl	sero
-BL'ondoiHn BBXDodu ВЭХЭВ1Г [Sil] axoged a ихаоииоиаве Eirtf

'.617'	V °l — Z6U I -1- (22 /1 оу) 31 ~ -~^-
ннихэвп-п ‘BiiHadi винэтеим^под вхнэийиффеоя вит ихэомиэиаве я

чина масштабного эффекта попутного потока зависит линейно (рис 4.12). Другую зависимость для пересчета результатов модельных испытаний на натуру (при водоизмещении в полном грузу)
4^-	(4 21)

Рпч.. 4.11. Схема анализа масштабного эффекта коэффициента попутного поток* по д к р	Р	J	- р ж
4 13) в виде суммь
рис. 2.21).


жения двух потоков: по
(4.24)
*.Ц/4р«ЧН m’-W
= i{c, i ")	(4 26)
Ч’. = Ч’.= -А7Г«- --- (4 25)

акжя < помощью




(4 29)
Р°стн ТГ, (т)
’-1 и изменение™ б^рщГе’рнои1" пю^ьГсреднеГско
(4 30)


(4 32)

§ 4.3
Rea-^4
гда е	обратное качество профиля на даином радиусе
1 г tg р, — индуктивная поступь винта-
tg 0/ =
а „ щ - поступательная и усовая скорости вращения впита
₽	соответственно;
». „	»< _ осевая и тангенциальная составляющие вызванной
Подъемная сила0иТ'сопрАотивёеаюге^злементов^лопасти^за|ВИСЯрТ^от вязкости жидкости	Рейнольдса, учитывая сделанное
к₽ылмых пр°-
XL пограничный	ёёёХЖ
фициепт профильного “про™	сопротивления корпуса
атаки, подобно коэффиданту вяз^	бХяельво аффинно
Прения’гидродинамически гладкой пластины

— удвоенное сопротнвтение трения технически гтад
характеризует влияние формы "Е’^'4 ловий бесциркуляционного „ин ro»ePYot™e»oaB-’MMBi определить с помощью графиков °ВбГфа“дёо&а либо по формуле Хорнера
ne g Л—относительная толщина крыла, rrz	”="“в Хё™
:ёр™хХ”»Хс™ „еьЛа нагнетающей асасывающен
вызванного отрывом пограничного слоя. В области переходного режима течения коэффициент трения возрастает, но одновременно су щественно уменьшается сопротивление формы, и коэффициент про фильного сопротивления в целом также уменьшается. При дости жении чисел Re -- (2—5) • !0в профильное сопротивление, определив
V	"	1.Й
штабного аффекта, обусловленного перераспределением давлении вызванным отрывом пограничного слоя, составляет для винтов с про филямн авиационного сечения ReKP = (1-2) • №, а с «гментными (5—б)-10‘ Однако и в закритическои области чисел Re влияние неоднородности режима обтекания на сопротивление трения и подъемную’силу лопасти затрудняет как оценку «аешта“™, так и систематические исследования зависимости	н.
кич характеристик от геометрии винта. Влияние неоднородное!.!
С°Прасчет характеристик винта с учетом откорректированного об
С помощью рассмотренных выше зависимостей могут быть по пучены следующие масштабные коэффициенты
пределения поверхностного давления) Обе эти составляющие должны
Acv (a Re) Дс/ (а Re) + ср (а Re)
(4 62)
неизменным. При корректировке принимались постоянными скорость
и = \/ v2p + (0 75л£>п)	13 65 м!с


ReD = 5 720 ’ 10е

5
Определение характеристик ходкости судна в условиях сдаточных испытаний и в эксплуатации










-де /?! и R — сопротивление воды движению судна без ветра и при ^ — аэродинамическая сила в налравтелии движения судна, ка;
В резуХтате^р'ео^р'азовани^принимая мощность судна на мер ион миле постоянной и задаваясь относительной потерей скорости можно подсчитать допустимое значение скорости относительно
где Uo—скорость судна на расчетном режиме,
/? — буксировочное сопротивление на расчетном режиме hi =	-4-	(1 - i) — расчетный коэффициент
L — определяется по графику (рис. 5.3) в зависимости от числа
Значение с в для курсовых углов относительно ветра 0—45° следует принять по результатам продувок в аэродинамических
Для определения допустимого значения интенсивности волнения в нормали ОН9-792—68 содержится график (рис. 5.4), по которому в зависимости от длины судна L и коэффициента полноты б можно определить предельную допустимую высоту волны трехпроцентнои
График построен [391 исходя из допущения о равенстве мощности
Rvs + AT?) (ys -

т dt? '

(5 8)


К~---2^--•



0 0288DJ- и (5 10)





(5 12)

(5 13)
Если установившиеся скорость судна н число оборотов vm а пт то скорость судна v и соответствующие ей обороты п в любой момент

v - о» — Л»; I

на/
- ^hz:::::::rrB,,a4a”pi3roM
+D43[^,.+^(^rj]j
ннч/наи

+4"WU"'T"’]
Зависимости (о 22) и (5.24) весьма громоздки и поэтому в пред судне в"™ ВИДе “ бЫТЬ няюсРеДствешю использованы на судне в условиях ходовых испытаний.
На рис. 5.12 приведены результаты испытании танкера «Эверест мару» дедвейтом 47 000 т, представленные в виде графиков -
/ { t) Дтя сравнения на этом рисунке показаны расчетные и изМе-
Мали ОН9-792—68.
вующие об их практически
нои миле для одного режима
испытании на четырех (Япо ния) и на пяти (СССР
рованные в специальных фор-fl нормали ОН9-792—68, пенно после режимных Испытании целью исклю-
Обработка результатов натурных испытаний
Результаты непосредственных наблюдений и измерении группируются по пробегам (галсам), произведенным в одном направ “ гМпРП0И М"Ле- Р° ДаННЫМ’ о™ящ™ся к соответствующим галсам, строятся графические зависимости характеризующиеся определенными закономерностями. т. е. Ne, Nt =К(ц А
I j w, « - /5 ^s), =li (0; Ne. N{ - Д (ZIS)
J™”;. с>'щсствен“о выпадающие из закономерностей кривых детельствуют о случайных погрешностях изменении и и-> п,™™»
шего анализа исключаются. Для сопоставления полученных результатов натурного эксперимента с проектными предпосылками или со спецификационными гарантиями, а также для сравнения с данными модельных испытании обычно осуществляют корректировку непосредственных результатов измерении. С этой целью исключают влияние таких факторов, как ограниченная глубина или ширина фарватера течение, ветер, волнение, несоответствие осадок и т. д. Затем производят осреднение результатов, относящихся к соответствующему режиму, по известным формулам осреднения общин вид которых может быть представлен в форме
где /г __ осредпенное значение замеренного параметра,
/1 _ число пробегов одного направления (большее число про yr/t _ значения параметров на соответствующих пробегах. Например для трех галсов осредненное значение числа оборотов и	и т. д.
А Н Крылов 1241 показал что осреднение скоростей и чисел
основано на предположении что скорость судна пропорциональна
«=от‘ + оот.|	(5 28>
т _ соответствующие скорости течения во время испытании
(5 29)

испытаний,ЭЩ1 "отмечает А. Н. Крылов, может привести к суще-ственпым погрешностям вследствие произвольности допущения (0.2У). Им было сделано уточняющее допущение, заключающееся в том,
Вместо относительном поступи Хр вводится абсолютная поступь
При обработке натурных ходовых испытаний коэффициенты р, о, как характеристики работы гребных винтов за корпусом судна
т	(5 38)
11 93-603т)а
где — коэффициент полезного действия валопровода.
В зарубежной практике при обработке результатов натурных испытаний часто также используют понятие кажущегося коэффи циента полезного действия гребного винта
,| '= 5^-3 075 у 10 ’	(5 42)
с которым кпд винта в свободной воде связан зависимостью
Гребные винты транспортных судов работают в узком эксплуа тационном диапазоне изменения Хр или о. Это позволяет с достаток ной точностью принять зависимость изменения кри.ых действия гребных винтов от линейной поступи:
(5 43)
(5 44)
(5 45)
(5 46)
постоянного значения коэффициентаР попутного потока-3
в виде трех прямых. Считывая, что в процессе натурных ходовых испытании редко измеряют упор, а чаще измеряют крутящий момент
Осредненные результаты испытании используют для подсчета значении р и о и построения зависимостей р = f (о). Этот график

Np —av^ + bn*	(5.48)
Можно считать, что потери мощности в ватопроводе пропорцио

На основании выражения (5 49) строят обобщенную диаграмму мощности (рис. 5.13).
казал, что между суточным расходом топлив^на двигатель и его

Осредненные коэффициенты попутного потока могут быть оценены по данным натурных испытании с ис юльзованием кривых
.е N„ н N„ - соответствующие мощности на валу (знак плюс принимается, когда ветер дует но течению, а минус — против течения).
™пПппВп?иЛа	течение для каждого пробега
J нть и„ графика vsr в функции соелнегл ипримш
и скорость КОТОРОГО ЯЧМенЯКИГЯ I цессе испытании, рекомендуется использовать графический определения средней скорости прилив,,„ютлпч„„г„Р*'!?ю..
в°лнен“= »*о незначительно, либо в равной на обоих гатсах но мгпчД“ВЫХ качествах судна при его движении иос?ь на ва ле Д-янг Л к ЛИ’"’"- В Эт°" слУчае определяется мощ-, °"е МЛ> с>дна’ пепбходимая дчя преодоления ветра на каждом
зависимости	щ- = f (Nn ) и щрР (,V.. j Поло
Если испытания проведены при ।
дополнительное сопротивление от ветра
- средняя скорость хода судна «/с-пропульсивный коэффициент, определяемый по результатам модельных испытаний для данных л пли (что значительно менее точно) ио змпириче: ским формулам, например по формуле Эмерсона






Раздельная разность 2 порядка




(5 59).
= ДЛе ckopot™ течения vst- Для этого предварительно пеоб
/(0„	(5 60)
1^г	=	(5 62)
/(«Г, IS7 VST.) -	-Г. "а?.);	(5 63)
и г о	(5 64)
Мпогог леи Ньютона можно тогда выразить
+ (t - t) (t - ii) (t - t3yi(OST. VST. Vsr.. VSTt)	(o 66)
можно6 снорегая последним членом для случая четырех пробегов.
формулам (5.60)—{5.64) подсчитывают первую и вторую раздельные разности и исходя из того, что f )v$r v?T vcT v^Ti) = 0 те И’








1 fjpn~"7Ч—г 4- N“hH рис 5 27 ЗавиашостЬуКоэффициента по ynroro потока	; Эго явление необходимо учитывать при проведении ходовых ис =;5:хг»=',в,; £PSjlc-	_ Л7-	ровочной мощности. Исследова 1 7000- •		L /1 | I J ние’ выполненное Танигучи и ' 		 X— 7	У Тамурой [156], показывает Т?	/ -/- что для крупнотоннажных судов I 6000 -	Целесообразнее корректйро	। 7	чепия скорости хода. Сущность ~~/-s 	 метода заключается в следую- 	Ту	ветровое сопротивление при |	J	каждом пробеге на мерной миле P"pL 5' но КорректнР°вка кривых 6VK- б°*^1Ч| т я аче 1 измерено; 2 - исправлено, J _ средняя ИСПЫТЭНИЙ, ПОЛуЧЭЮТ ВбЛИЧИНЬ^ зТь^в(УвХИае вВЭКУУМа^ И3 -"eHHS\aOKHZZ3B0MHp7 эультатов вычитают составляющую приливного течения-	И сопротивление воздуха при условии безветрия опоеделяюг с по	Так получают значение сопротивления при стандартном состоя »« = 4-> = Уда;	<с'69) Уменьшение коэффициента нагрузки вследствие вьчиташя со д<7 =	?!	= ‘‘’'У'	(5 70) ₽	p(l-0u^D-	р(1-t)«pD2 Д Коэффициенты упора и момента согласно (5 13) (см рис 5 И) К, = tg а (Хр — Х„) К> - tg Р (Х„ - Хр) Продифференцируем выражения для коэффициентов упора и Xi ~ tg (180 - а) - -tg« 1	(5?1) х; - tg (180 - а) -tg Р | _da,_	8 1 К. 8 t	8 rfXp	dxp у Хр л 1	Ар 7'lg» ga(t„	8 _	>-,)	8_ (5?2) do d\,_ da,	lg«(21„,	1„)	8	,7,. ( ’ da,	Ig a (a„ -	8	ie«P>-p, MD 8	(5 74j

(”5>

, — сопротивление воды движению судна при т __ приращение сопротивления вследствие приращения ско
v.SH d(EPS)
(5 86)
Относительная потеря скорости хода, вызванная «встречным потоком» может быть получена из выражения
(5 87)



Р	R	Q/Fp	t,-Q/Fp



Например, точке i на, кривой Ла (см. рис 5 37) соответствует
отсюда vbB ± с — vp (\ — Хр) Dn
Значения v'SB ± с - vf для всех пробегов наносят относительно абсциссы t (время) и строят кривые

Ди построения диаграммы попутного потока наносится кри взя рассчитанная относительно Я, ~ ДдДзД Вводятся поправки
при промежуточных осадках или в балласте
лика (до ±5%), то, как правило, пересчет производят по адмипал теискому коэффициенту принимая его постоянным,

(5 100)
(5 98)
де L ~ длина судна, принятая постоянной для обеих осадок


Я^ (1 ± с)

qv^ (1 + с) - -у В

в результате решения уравнения (5 102) может быть получена зави


В отечественной практике [391 быта предложена формула

где z	— отношение остаточного сопротивления к сопро
Л	— отношение остаточного сопротивления в балласте
Значения Л определяются поданным модельныРиспытании или, если испытания моделей проводились только для проектной осадки, ряда систематических серии моделей транспортных судовР (серии Штумпфа В. М., Блэквелла и Гудрича, Лльми и Хьюза и др ). Схема расчета приведена в табл. 5 14
а на рис. 5.49 в качестве примера приведен один из многих построен
+ О 296Гг (2 336 + 1 439 [(T)R - 1| - 4 6056 (	4
+ О 2969г <- 2 056- 1 485 ЦТ),, - 1| + 3 7986	(5 114)
, щности (EPS)g f [б	««» 5' - » 19
т		йВййййзй!	IP’	5	
		flggggggggogfg			ggggggggggo.gg=
-	1	gggsgggggsgoggg	Г		||йй-!1!йз!1!-
		gfcg| ЁSggggsОS88			ll-I-s-sSI-iSsP-!
		В!1йй-!йй-й®		1 i	ggggggggggssg|§
		ЙВзВйВйВзН-:-			
-	!-	gggggggggggoggs		!	g|sgggggggg=gss
		Ййййййй!			ggg!lglg!g|=§8s
		g§|.gsg|||!sas!			ЙЙЛЙВИЙ
		ggggggggggoggg			
					
—		|gggggggggg3gg|		£	gggggg|gsggos§g
		Bgg|.!|.s||s§!!			Й!В!!!1!!!зй!
		!йй!!!!ййй			BBs!f!!!s!5°ss§
					!Bi!!l!i!B!=§s-
		!.||.gg||Sgg3S8S			
				!	gg|gggggggg3ggg
т					Вй1!!!§!йз!!!
		000	—— 1			ВзВ111В®ВВ!з!.82
		!В!!!й1!йз!!-			
					зйййВВйз!-^.
		lB!B!-il!-!l!-s!sB		s	ggggggggggg3gg§
		g|.||§|g|||g3sJJ.			i-BBi-iilliiSsS®-8-
°?		B83®eS88S8S88S2 |	^jl~		88§8ggs8s888_82S


3
вгсчмость не всегда линейна, особенно для танкеров с их короткими
(5 119)
при изменении скорости хода, что справедливо для большинства транспортных судов, т. е. принимают постоянными Лг и Для составления уравнений регрессии используют способ наименьших квадратов. Рассчитывают следующие величины для имеющихся А.
Степень соответствия полученного уравнения (5 117) прямой может

°ПределиТь Уравнение работы гребного Винта Например если средние величины для рейса-	р р
= 6 89 пои 5 — 9?°i
16,0 lOO^+fc, Решая указанные уравнения, получим at - 0,1009, &, = 5,91 Уравнение работы винта имеет вид = 0,10095 + 5 91

Его наносят на график работы гребного внвта. Имея данные но несколнким рейсам, можно по атому графику судить об изменениях (p re 5 55) "Р™°"	И7' при Разлт»их условиях эксплуатации
Для определения влияния метеорологических условии и обра стания корпуса судна на величину i используют уравнение ре
<5Л19>'. ОпРедыение коэффициентов (5.119) производят уравнения У наименьши1 ™аЛра™в. применяя следующие
OiST’+tiST» = STS- 1
о, + >>1 S "»2 = L ш у 1 — 0 |
(5 120)
Коэффициенты а и b определяются из системы (5 120) с У — Точность приближения в данном случае оценивается по форму те

Одна из целей анализа — определение изменения эффективной мощности^ Оно производится с использованием предложенного BSRA — срсднереисовая величина в штилевую погоду
при S 100%
мых данных известны уравнения

wm, = п'(™А


По этой формуле можно рассчитать процентное увеличение мош-в" ™ТуюЛХПу0Г0Де “° СРаВ““"Ю ' М0ЩНт:1ЬЮ’ "“’Ребляемой
Коэффициенты уравнения 6, и	получают из графика
анализа Г*е^"0Г° ""и™ 1юстР°ен,,ог° в результате статистического
Для иллюстрации рассмотрим пример такого расчета
Сред1"»'Т°,ИЫ<! замеРеннь1е величины N„ н рассчитанные зна чения -=г+, наряду с параметрами Т и ш для каждых суток ненияЯрВ119)Л 5 17 " расс,йтыва,от козффнцпенты а, 6, и с уран
могут дать оценку
Также может быть оценено. влияние обрастания на эксллуата

= 1 009S + 5 91
Пусть для некоторого рейса оказалось
У^(^) = 73 ^,46,
Уравнение регрессии
lOOOjVp - п> (0 0717- + О 059» +6 11)
Допустим, что при штилевой погоде, когда средняя продолжится;, ность периода после доковапия составляла 7 недель:

юур =оо717 + оо5^ F6j]
-вь = 0 071 4 + 611 = 6 39
(б)


п = TT+wawr = 85 7 об/л““
16,0-6,61 -] 661
^=(85 7)"-^-
Г—_9,39 -J 3 41+(ода |6)
Ур [ 9 39 — (0 059 1 5) J " 6ДП — 1 04

= 0.0948S + 6 52
Число недель после докования в обратном рейсе Т , 22 тогда при — 14,7 узл, п 92,8 об!мин и Np 6130 л. с., т е увеличение мощности в результате обрастания составило (+ 1) 100 При этом процентное увеличение мошиптТп ч w™

6
Аналогичными приемами, используя уравнение регрессии, можно оценить изменения к. п. д. гребного винта в процессе эксплуатации, а также выполнить другие формы анализа эксплуатационных данных.
Проведенный по указанной схеме анализ для ряда судов позво в уравнении регрессии коэффициент остается практически коэффициент с увеличивается с ростом шероховатости корпуса коэффициент Oj существенно изменяется от рейса к рейсу в зависимости от района эксплуатации времени года продолжительности
на пропульсивные


(6 6)
(6 7)


всего диапазона скоростей ветра но шкале Бофорта пропорционально
Для Крупных судов с высокой удельной мощностью силовом установки влияние коэффициента общей полноты менее значительно,^ чем для

Характер поведения судна на встречном волнении ясен ио теристики ходкости в виде функции Ne = f (vs) Для различных со стояний погоды. На косых курсах к волнам значения надбавок к мощ
вышенных ускорений. В некоторых случаях снижение скорости зна
26.	403



1 ] i
гп и п — коэффициенты, зависящие от направления движения и
Значениям 5, 6, 7 и 6 баллов по шкале Бофорта соответствуют высоты волн 3,0; 4,2; 5,8 и 7,4 м. Из наблюдений следует, что для cv дов большого размера потеря скорости хода при состоянии моря по Бофорту менее 5 баллов составляет 1 % независимо от направления может достигать Ь0%, за исключением случая1 попутного волнения


тации приобретают шероховатость kT 75—80 мк т е соответствую-
[72^а Рис- 6-30 показаны построенные по материалам фирмы Липе изготовленных этой фирмой. Шероховатость поверхности измерялась
ботанных по классу 1 стандарта ИСО, соответствует чистоте поверх кости.	Г —Д8%, & ~~ т' е' в^сРелнем
В зарубежной практике иногда применяется метод обработки
филей шероховатости проводятся огибающие кривые. Профилограмма делится на равные отрезки. Мерой шероховатости является
Рмежду среднеарифметическим значе







^Предложенные Кемпфом ^и Буслером приближенные формулы
экспериментальными примерами влияния шероховатости поверхности на свойства весящего крыла. На^рис^ 6.36 приведены реауль-
обеих сторон. Шероховатость нагнетающей поверхности сказывается в гораздо меньшей степени. Относительное количественное изменение гидродинамических характеристик гребных винтов с раз личнси степенью шероховатости лопастей наглядно иллюстрируют результаты экспериментальных исследований с моделями винтов
^общ’еп^иня^ым^а^?™0110"’ ™ 'еРестР°енных примет ительно
В основу эксперимента Фергюссен положил, что средняя величина относительной шероховатости -±- v модели и натурного винта по стояния. Шероховатость лопастей обеспечивалась нанесением карборундового песка. Испытывалась модель винта с D - - 0.61 и шаговым отношением 0,88, числом лопастей z = 4. дисковым отноше ннем 8	0 65, относительным диаметром ступицы -^- = 0 19
Лопасти модели последовательно покрывались зернистой шеро ховатостью которой соответствуют следующие разновидности песка 2F F 220 180 80, 46 и 24 (см табл 6 12)


.Х=::^=.“т
Другим фактором, влияющим па изменение гидродинамических характеристик гребного винта, является эксплуатация судна в уело виях волнения. Рапсе, в § 6.2, было показано, что в условиях волне
уменьшается до 20% это может
«Лубумбаши» (рис. 6.45) ходе судна на волнении влияют
преднамеренного снияшния оборотов
:====S:
"Ркер	' -Р Л”
...Т„ „О.е.™,.,,^ “ „„eZ скоХТ'дГ'/о™ "°даб"ая ШСР0М =‘~=S=^=.
погружения жги	водень,. гАф„ц1,енга‘' У"»РВ
модельнмх "™ы™и" |33'юНекоторые приращения, не зависящие оГ^еЖв
“еда” - змХ^Л^орцнои,™..,, квздраау ине-а Сару
Р,к Ь Г Пр,«г о № КН- 1 г 'я- ’ "	'“ ' ”
Годной «оде иоде.™ гречного ва>„. (	- ВЛ,. г
Кроме лого
гребной вал - горкзонгальная гI вер	CTra<!nlI Sh. зависни
.„„аиауди когордГАаТ <см на р,,с 6 4Ь)
°’ чЗя 'ченоавгщ утр, вина, = ДД- “Х.У «» ог колебания в горизонтальном “ BtPr"“;Ib й водь, Анализ действия ношению к положению ее ви я МиНиовичом. коаорвги гребного винда при качке бил проведен и г. ч	,51 Исследо
"СП°АХХам^
ZAXZZhoh вихрен, ’ —“	Р-Ра»»™ '™
ценный способ расчета 1341.
Расчеты и эксперименты показали что относительная величина коэффициентов дополнительных сил и моментов (по отношению к коэффициентам упора и момента винта на тихой воде) увеличивается с ростом поступи А,)( числа Sh, шагового отношения винта ив дна
пазонах 0 < Sh 0,50 0 6
_10—1Р5^НИИ аЯ ПерИОД Л°ПОЛ||ительныи упор и вращающий момент 7^6^ амплитуды Г1аВИЫХ гаРМ0ПИК >П0Ра 11 вращающего момента — г Д-плитуды поперечных горизонтальной и вертикатыюй сип — г) амплитуды поперечных горизонтального и вертикального мо ментов — 100 и 30% соответственно
Средний за период качки кпд. винта при этом практически не меняется. Таким образом при колебаниях глубокопогруженного винта изменения средних сил, а также колебания упора и вращаю щего момента сравнительно невелики, зато существенно возрастает
При небольшом заглублении винта эти результаты сохраняются тотько в случае его малой нагоузки. На пис. 6 4Q ппиимопм
кривые действия винта при колебаниях с амплитудами h
бо 1ьшими половины начального погружения h0 -Л±. когда минимальное погружение винта hm = h0 -7ia < 0,5 и лопасти выходя! из воды [341. На малых нагрузках (большие А, или малые даже вращающе°ЛебаНИЯ Т ВЫЗЫВают существенного изменения ........
корпусом судна увеличивается, и возникает явление” атмосферной кавитации винта, которое вызывает резкое снижение Ki и К- и рост амплитуд их колебаний Характерно, что частота главной гармоники колебании упора и вращающего момента равна частоте качки. В качестве примера на рис. 6.50 приведены записи колебаний упора и вращающего момента винта при различной нагрузке Критический режим характеризуется критическим значением обратного
витая атмосферная кавитация наступает при Кл Kd Из парамет ров колебании винта на величину Kd влияет, главным образом минимальное погружение /^.Результаты серийных модельных испы тапни показали, что из геометрических характеристик винта паи ботее сильно влияет шаговое отношение с ростом которого
ниях гребного винта в свободной воде. Опыты показывают, что характер колебаний упора и момента остается тем же, если винт действует ча корпусом модели или натурного судна при качке Это можно В”ДЗапись нГрис. 6.51 соответствует следующим условиям работы винта- самоходная модель судна движется на тихои воде при выведенной продольной качке,- Качка создается специальной качаткои
гребного винта (Л- 1,0, 0-0,55; г 4 (Хр)ир - 0,45; 7Г„, - 0,28): а — f.p 0,502 > (ЛО)К|> б > „ = 0,395 < (Ар)кр. ₽ Р
$h 0 22 А 1 о 81 Кр 0 30 \
=-^-—j при Kd
v ^wa(Kd i/)dv>0	(630>
(6 32)
График для определения v представлен на рис. 6 54 Характерно что имеется режим работы винта, при котором среднее число выбпо сов наибольшее
Этот режим соответствует случаю когда выбросы происходят на каждом периоде т* и наступает при условии
Kt (>.,,) = К )	Л0тО>)	(6 33)
Из формулы (6.33) видно, что частота импульсов гидродинамических сил винта тем ближе к максимальной, чем меньше его начальное погружение Л„ (или осадка судна кормой) и чем больше интенсив



7
Корреляция модельного и натурного эксперимента и вопросы проектирования
Д7Я судов водоизмещением 25 000—15 000 т
Д£„ = (0 40-0,45)-Ю'3


- 0 647",
Поэтому статистические данные о внешних эксплуатационных акторах и возможных условиях загрузки судов в районах предпо-агаемой долговременной эксплуатации должны приниматься во нимание при производстве эксплуатационно-экономических рас-етов, выполняемых заказчиком для назначения в техническом задний эксплуатационного значения скорости хода судка и оценки
Проектные экономические предпосылки будут, однако, сохра [ены только в том случае, если эта скорость оудег стабильно обеспечиваться в реальных условиях эксплуатации, т. е. если силовая становка судна будет располагать для этого необходимым запасом 10иПодТзапасом мощности принято понимать ту процентную над 5авку к мощности, требуемой на ходовых испытаниях для обсспе 1ения проектной скорости, которая позволяет поддерживать эгу же •корость в эксплуатации с учетом обрастания подводной части кор туса изменения осадки, состояния моря и ветра. Однако такое определение справедливо только для сравнительно небольших 'улов которые эксплуатируются в относительно спокойных водах Цля современных мощных грузовых судов, крупных пассажирских лайнеров, эксплуатирующихся в районах частых штормов обеспе чение удовлетворительных показателей по килевои и бортовой качке исключающих или уменьшающих динамические удары волн в носовую оконечность (слемипг), попадание воды па палубу (эа-ливаемость). высокие ускорения, является не менее важным фактором, чем наличие запаса мощности.
Принудительное уменьшение скорости судов из-эа неблагоприят ных условий, обусловленных волнением, приводит к тому, что количественная величина запаса мощности не может характеризоваться только увеличивающимся сопротивлением движению, а сам .апас мощности становится желательным уже как резерв мощности, необходимый для восполнения в штилевую погоду потерь в скорости,
еЭтот вопрос имеет исключительно важное значение для решения принципиальных проектных задач.	_
Пьюис [115] показывает, что в развитии наиболее распространен ного в транспортном судостроении среднегоннажного сухогрузною судна за истекшие 40-50 лет характерны определенные ^ндеттции. Его длина увеличилась от 122 до 160 м, при соответствующем уменьшении коэффициентов полноты, мощность силовой установки во. росла от 1500 до 8000—17 500 л. с.
Совершенствование форм обводов корпуса, винто-рулевых ком тлексов. применение сварки, новых материалов, увеличение к. п. д. двигателей и движителей, снижение удельного расхода топлива позволили увеличить проектные скорости хода на тихои воде о
Однако при движении в условиях сильного ведра и встречного волнения современные мощные суда обладают незначительно ооль ШРЙ скоростью хода по сравнению со старыми маломощными судами
Связно зто с тем, что мощность не всегда может быть полностью пспопь°ована так как капитан вынужден снижать скорость вслед-“гвие Действия одной (идя в совокупности) следующих причин:
4™о«”°УС№ренин. вызывающих перемещение груза вчи ухуд ^^тщ^ютрим^^и'факторь^бол'есГтюдробпо. Одной из особенностей зкеотуатация судов морского флота является наличие балластных переходов и рейсов с малой загрузкой. Число таких рейсов доста-™ч,ю велико и на многих судах занимает до 30% от общего ходового врё«ик Имея малую осадау носом, суда в ягтормовых условиях подвергаются воздействию сильных гидродинамических ударов в ко-подвср! .i.-wt а р	е D процессе ударов импульсивные
отгрузки приводят к повреждениям днища носовой оконечности вибрации всего корпуса судна и появлению больших изгибающих M»,So™ ётредставдяющнх опасность для общей прочности судна. Явление 'гидродинамического удара носовой оконечности судна при качке из сильном морском волнении получило в технической лк теотп-ре н-отаапве слемипг (от английского слова slam — удар)
Сообщения о повреждениях от слеминга часто появлялись в лк теватчпе и раньше, но в последнее время опн приобрели массовый характер (особенно повреждения носовых днищевых перекрытии на С ToVeXne™ к рье ь л в, е дев я бь т тл пены от судах типа «Омск», «Красноград. «Ловкими комсомол., -Андижан» «Димитрове». «Флорешты», «Полоцк» и других. Для устранения повреждений суда приходится досрочно выводить из Эксплуатации и производить частичную или полную Замену связей днищевых перекрытий носовой оконечности. Суммарные экоиоми-. ческие потери, обусловленные дорогостоящими ремонтами и выиуж-ченннми простоями, достигают больших размеров.
Гидродинамические нагрузки, возникающие при слемингс, .а висят в основном, от режима плавания, т. е. от относительных UP,HTZ.”"otSpoZS™ от отн’от ~.TZaK пастировки Безопасность плавания при действии слеминга оависит пйпмпи пт хапяктеоистик судна (прочности, мореходности)
"тому" судоводители при плавании в описанных выше условиях, чтобы избежать последствий слеминга обычно снижают скорость “ И4пГ,иэТэ?с?луатации судов показывает что преднамеренное снижение скорости хода при плавании на встречных курсовых углТх к волнению в штормовых условиях заметно превышает естественные ветро-волновые потери скорости хода. Это обстоятельство приходится учитывать при выборе режима плавания, планировании оптимальных морских путей, назначении запасов мощности силовой установки. При анализе зависимостей величии преднамеренного

крутящий момент на валу двигателя кгя N, — аффективная мощ ““основная зщта” проектировании гребного винта „аклю чается в обеспечении максимального пропульсивного коэффициента и ааданной скорости хода судна (тяги на гаке) при полном неволь 'ОВав“отеч“таённТоИй ? ’зГрубежтой*"практике проектирования глав ные размерения судов и элементы гребных винтов до последнего времени вьЛрали применительно к условиям обеспечения задаиной скорости хода на сдаточных испытаниях. Очевидно, что такие иены тания являются частным, идеализированным режимом эксплуатации “ 'в главе 6 было показано, что условия эксп,.уатиции весьма существенно влияют на сопротивление корпуса и характеристики гребного винта, а следовательно, и на взаимосвязанные с ними М7П^ёёед“Г™^о^ выбора рационального режима отсчета элементов гребного винта к назначения эксплуатационной мощности главных двигателей заключается в определении средних наиболее вероятных и продолжительных условии эксплуатации и приспособление к этим условиям расчетных характеристик ком
КОРПУС судка — силовая установка - гребной ввит.
Сложность этой проблемы усугубляется индивидуальными свойствами характеристик силовых установок различных типов и до волнительным влиянием на них внешних факторов.
Свою специфику имеют также различные виды передач и сне циальные типь, движителей, например, винты регулируемого ща а крыльчатые движители многоступенчатые редукторы, гидравли
% N, Р РЛ от числа оборотов при неизменном поло
степени ’прТвомТрС" с“точки”зрения терминологии, представления " “CiiZCCТарактернсгика	t W, т о
„ость мощности от числа оборотов при наиботьшеи дчя данного дизеля подаче топлива, снятая при упоре рейки топливных насосов в ограничитель максимальных подач.
Характеристики Ne — ] (п) при различных постоянных до-жера топливных насосов носят названия частичных. В угом случае внешняя характеристика _ наибольшая из всех частичных. Чаще всего под внешними понимают характеристики Ne = f (п) при постоянном ходе плунжера топливного насоса ha. соответствующем положению упора максимальных подач топлива (ha = max) при

Дизельная силовая установка характеризуется энерге тическими, экономическими и эксплуатационными показателями Энергетические показатели - это мощности эффективная^,1™ „иччклтопнзя V и крутящий момент М„ экономические ,дель пый и часовой расходы топлива; эксплуатационные -пок тели тепловой и механической напряженности детален/™га™ля-
Эксплуатационные качества самого двигателя на
раничительными (заградительными)
остТдвТгателя на уровне номинального или
Следовательно ограничительными характеристиками ни поинимшотся^'аависимости показателей двигателя от числа оборотов ^сохранении постоянными механической и тепловой н^Ряжеш ногтей При атом под термином «тепловая напряженность Двигатеппя понимаютОбобщенное понягие-теплового состояния цилиндро-порш-
Ме — const, т. е. Ре const, как правило, увеличивает напряженность двигателя, и поэтому эта характеристика не может приниматься в качестве ограничительной.
Ограничительные характеристики для этих двигателей, обеспечивающие постоянство удельного теплового потока и. следовательно постоянство температурных перепадов в деталях ЦПГ имеют боль-





(7 26>

I



м=
Не менее часто сопоставление ограничивается сравнением в _
в™твиТвР указанных величинах иногда учитывается поправками вычисляемыми по формуле I7;;®) йскии коэффищ1ент С зависит „т факторотГра ПДл®' " "1,ГОМ' "е РГ“о

(7 29)
двигателя, что, есте. винта 1)р. окажете форму обводов
Поскольку ь
Меньшее удельное сопротивление.
1етьНходаМ Последним обстоятельством в значи быть объяснено резкое возрастами
При проектировании судна часто возникает необходи
кие геометрические характеристики и параметры силовой установки. Такой сопоставительный анализ, выполняемый при помощи различных приемов, как правило, достаточно приближенных, является обычно составной частью каждого вновь разрабатываемою проекта морского 3	?!ам{3 пропульсивных характеристик нового судна
н судов принимаемых за прототипы, осуществляется путем сопо
(7 28)
^При этом предполагается, что большая величина коэффициента С
^^““вне’итаХк™ ни«ваХ низкооборотными варо Z/машиами. в настоящее время но может быть признано надеж
~==х=!;-==
ХчХи^’таккеры”™, например, в сообщении об оеновных
чалось* *•Р, что при дедвейте 212 000 т судно развило скорость на испы-



новпепы следующие значения корреляционного коэффициента ДСП
’	чето'м1“штаВб"ои>Ь,ффскто попутного потока к (но натур
ным измерениям мощности) и автомодельности сопротивления формы
4 6) \°ря аналогичном учете масштабного эффекта к, п каменею н с J	„ 0.2-Ю-о;
в) при использовании модельнь х значении и. и
з TOibie ^HMHHB в Л сот ветствтют 13
скорости судна на ~0 5 уэл. что сопоставимо с искомой разницей в скорости"судов при выполнении сравнительного анализа их ходо “"Аналогичный анализ может быть основан „а онувлпкованвых Р 1 ину) п	’

рубежном опытовом бассейне. Однако испод
эквивалентной пластины £lt (Re), а в §7.1 от*
анализ натурных данных может оыть выполнен	Ц”;	—
результатов модельных испытаний, исооходимых хотя бь с целью определения пропульсивного коэффициента ч и коэффициента зава сываиия I (см. метод анализа результатов натурных испытании (1301, 'Н"так,Т"брВаюм ^ак это ин парадокса ьно основным> ерет™м сопоставления ходовых качеств судов	™
таний их моделей в опытовом бассейне, поскольку сам метод рас сматривасмого анализа базируется на приведении пропульсивных харсктсристик нтр.юго обтекто к условиям модельного экси р мента Основная причина этого заключается в значительно большей надежности результатов испытании, проводимых в ги^родинамп ........... „Ллпстпиях нежели в натурных условиях
Поэтому использование результатов модельных испытаний в этом случае возможно только при условии точной информации о примененном способе пересчета на натуру либо при наличии исходных
натурных сдаточных испытаний судна «Лубумбаши» (671 и модельных испытаний с использованием различных схем пересчета уста-
* Shipping World and Shipbuilder, No, 3832, apri], 19G9
*• Shipping World and Shipbuilder, No 3833, may, 1969
Указатель литературы
Оглавление