Author: Мордвинов Б.Г.
Tags: техника средств транспорта водный транспорт справочник судостроение
Year: 1987
Text
Справочник
шло мало-
малотоннажному
судостроению
Составитель Б. Г. МОРДВИНОВ
{ НЕ БОЛЕЕ iH КНИГИ В
\ ОДНИ РУКИ И 2ХВДВЕ ]
КОЛОХ2А
Ленинград
„Судостроение"
1987
ББК 39.427
С74
УДК629.12*@83.72)
Авторы: М. М. Алнвагабов, Д. Л. Бирюкович, К. Л. Бнрюкович, Ю. Л. Бн-
рюкович, В. И. Васильев, Л. Г. Махаринский, Э. Ф. Мирошниченко, Б. Г. Мордвинов,
А. И. Немзер, А. И. Павлов, И. А. Разгоняева, Д. И. Сквирскмй, А. Р. Скубко,
В. П. Соколов, Е. И. Фишбейн, Л. Л. Хейфец, П. С Якшаров
Составитель Б. Г. Мордвинов
Рецензенты: В. В. Кучер, Н. Н. Мокеев, А. А. Мядзюта, А. И. Павлов,
И. Ю. Подкользин, В. Д. Поплавский,
канд. техн. наук Я. Ф. Фарберов, Л. Л. Хейфец, В. Л. Чупайло, Г. М. Шеенок
Научный редактор В. П. Гудкмовнч
Справочник по малотоннажному судостроению. / [Сост. Б. Г. Мордвинов].—
С74 Л.: Судостроение, 1987. - 576 с, ил.
ИСБН
Приведены сведения, необходимые для постройки, ремонта и эксплуатации судов широ-
широкого потребления: мотолодок, катеров, парусных яхт и многокорпусных судов, гребных
и портативных лодок, а также данные для расчета их ходкости и мореходных качеств, гребных
винтов, водометных движителей и парусного вооружения. Приведены основные сведения
о двигательных установках и навигационных приборах. Справочник снабжен чертежами конст-
конструкций корпусов малых судов из древесных материалов, легких сплавов, стали, стеклопласти-
стеклопластика, армо- и стеклоцемента.
Для проектировщиков, технологов и строителей малых судов, а также широкого круга
владельцев яхт и катеров.
3605030000-073
С 71-87 ББК 39427
048 @1)-87
©Издательство „Судостроение", 1987г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Настоящий справочник содержит материалы по широкому кругу вопросов, воз-
возникающих при проектировании и постройке малотоннажных судов, предназначенных
прежде всего для водного туризма, прогулок и отдыха на воде. Представленные расчет-
расчетные методики, сведения о конструкции, формах обводов, материалах, двигателях и
движителях могут использоваться проектировщиками и строителями судов народно-
народнохозяйственного назначения.
Справочник состоит из шести разделов. Раздел I содержит общие характеристики
основных типов малых судов широкого потребления: катеров, мотолодок, яхт, шверт-
швертботов, многокорпусных судов, гребных, разборных и надувных лодок, демонстра-
демонстрационные чертежи лучших проектов, которые взяты за основу промышленностью или
по которым построены единичные экземпляры судостроителями-любителями.
В разделе II приведены данные о ходовых качествах и мореходности малых судов,
а также для расчета сопротивления воды движению водоизмещающих и глиссирующих
судов, их управляемости. Отдельная глава посвящена гидроазродинамике парусных
судов. Даны примеры расчета ходовых качеств конкретных судов.
В разделе III собраны сведения, необходимые для выбора и расчета движителей:
гребного винта и водомета.
В разделе IV рассмотрены обводы корпуса водоизмещающих, глиссирующих судов
и судов на подводных крыльях, приведены расчетные формулы и графики, позволяю-
позволяющие оценить ходовые качества малого судна на ранних стадиях разработки проекта.
Конструкция корпуса малых судов проанализирована в разделе V. В нем изложены
методы определения размеров основных связей корпуса из древесины, фанеры, легких
сплавов, стали, пластмасс, армо-и стеклоцемента; даны чертежи деталей и конструктив-
конструктивных узлов.
В разделе VI содержатся сведения о применяемых на малых судах стационарных
дизельных и карбюраторных двигателях, о судовых конверсиях транспортных двига-
двигателей, о подвесных моторах.
В приложении кратко охарактеризовано навигационное оборудование, необходи-
необходимое для обеспечения безопасности плавания малого судна.
При подготовке справочника использовались материалы, публиковавшиеся в жур-
журнале „Катера и яхты". Авторский коллектив выражает глубокую признательность
редакции журнала за помощь в работе над рукописью.
В написании справочника принимали участие специалисты разных областей судо-
судостроения. Гл. 1-4, 7, 10 написаны В. И. Васильевым; гл. 5 - В. П. Соколовым; гл. 6 -
А. И. Немзером; 8,9, 12 - Л. Л. Хейфецем; гл. 11 - Л. Г. Махаринским; гл. 13,14 -
А. И. Павловым, И. А. Разгоняевой; гл. 15 — П. С. Якшаровым; гл. 16 — Э. Ф. Мирош-
Мирошниченко; гл. 17 — Д. Л. Бирюковичем, К. Л. Бирюковичем, Ю. Л". Бйрюковичем
и Д. И. Сквирским совместно; гл. 18 — М. М. Аливагабовым; гл. 19 — Е. И. Фиш-
бейном; приложение подготовлено Б. Г. Мордвиновым и А. Р. Скубко.
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
А - проекция погруженных частей кор-
корпуса на диаметральную плоскость
(ДП); суммарная площадь ло-
лопастей гребного винта (ГВ); сто-
сторона ячейки стержневой арма-
арматуры
Ad- площадь диска, ометаемого ГВ
AR - „ руля
а — ширина ячейки тканой арматуры;
„ трапециевидного профиля
внизу
' В - ширина судна; ширина несущей
поверхности
? мид - ширина судна на миделе
В ск - „ „ по скуле
Дтр - „ „ на транце
b — „ сечения лопасти ГВ; хорда
подводного крыла (ПК); ширина
трапециевидного профиля вверху
Ьн -ширина надстройки на миделе
br - „ лопасти ГВ на радиусе г
Са — коэффициент воздушного сопро-
сопротивления
Сь - то же динамической нагрузки
Сх — „ лобового сопротивления
Су - „ подъемной силы
С д - „ статической нагрузки
с — поперечный , клиренс катамарана
Д - сила дрейфа
D - диаметр ГВ; диаметр циркуляции
судна; масса судна ,
gD - вес судна
Е - модуль нормальной упругости
Яд - динамический модуль упругости
добавки
Ем - то же матриц
^ст — » » стекловолокна
^ц.к — » » цементного камня
е — наибольшая толщина крыльевого
профиля
е с - наибольшая стрелка прогиба сред-
средней- линии крыльевого профиля
F — коэффициент, учитывающий кри-
кривизну обшивки
Fск -площадьсклеивания
Fd — приведенная площадь ДП судна
Fix, - число Фруда по длине
Fry - „ „ „ водоизмещению
FrS - >. ,. .. ширине
Fr& - „ „ „ хорде крыла
Fr# - „ ,, „ глубине бассейна
Gs - масса стальной проволоки в ар-
моцементе
Я - высота борта судна; геометриче-
геометрический шаг ГВ
Ну - углубление скулы у миделя; шаг
ГВ нулевого упора
#а — шаг ГВ нулевого момента
Ны - высота борта у миделя
h — высота элемента набора; попереч-
поперечная метацентрическая высота
h — глубина погружения ПК; высота
стойки
h B — высота волны
ЛД- .. руля (по баллеру)
h s — глубина погружения оси ГВ
i p — передаточное отношение редук-
редуктора
/ - момент инерции сечения
К — аэрогидродинамическое качество
крыла
Kt — коэффициент упора ГВ
Кг - „ момента ГВ
Кч - „ пропульсивного
качества
/ =
L -длинасудна
L ВЛ - .. .. по ватерлинии
L ск ~ .. .. .. скуле
L н - длина носового заострения
L к — длина кормового заострения
?ц — » цилиндрической вставки
вл/Я - удлинение судна
/ —длина лопасти ГВ; размах
крыла
/ =L вл/v^ — относительное удлинение судна
/ см - смоченная длина судна
/ цд - отстояние центра давления от
транца
М — момент гидродинамических сил
т - параль ГВ
Nf, — мощность на гребном валу
Ne - эффективная мощность двига-
двигателя
Mr — буксировочная мощность
Р — упор движителя; сила давле-
давления ветра на парус
Ре - полезная тяга движителя
Q — результирующая аэрогидроди-
аэрогидродинамических сил
R — полное сопротивление воды
движению судна; радиус ГВ
R а — аэрогидродинамическое сопро-
сопротивление воды движению судна
R т — сопротивление трения движе-
движению судна
R ф — сопротивление формы дви-
движению судна
RB —волновое сопротивление воды
движению судна
Ro — остаточное сопротивление воды
движению судна
ЛГ-К — сопротивление воды движению
голого корпуса
г — текущий радиус ГВ
S - площадь крыла; площадь па-
паруса; смоченная площадь несу-
несущей поверхности глиссера; раз-
размер шпации; толщина деталей
из стеклопластика и металлов;
расстояние между ДП корпу-
корпусов катамарана
s - скольжение относительно гео-
геометрического шага ГВ
5мид - площадь миделевого сечения
Т — осадка у миделя
7"ср - >> средняя
t - толщина армоцемента; коэф-
коэффициент засасывания ГВ
fB - коэффициент засасывания во-
водометного движителя
V — объемное водоизмещение судна
v - коэффициент кинематической
вязкости жидкости
v - скорость судна
v и - „ истинного ветра
v в (v к) — » вымпельного (ка-
(кажущегося) ветра
W - момент сопротивления площа-
площади поперечного сечения
w — коэффициент попутного по-
потока
X — сила лобового сопротивления
Xf — индуктивное сопротивление
xg'— отстояние центра масс: для
глиссирующих судов — от тран-
транца; для водоизмещающих су-
судов - от мидель-шпангоута (в
нос — положительное, в кор-
корму - отрицательное)
Y - подъемная сила крыла
z — число лопастей ГВ
г — отстояние центра масс от
основной плоскости
а — коэффициент полноты ватерли-
ватерлинии; угол атаки; подъем ску-
скулы у миделя
ан — угол носового заострения
C — коэффициент полноты мидель-
шпангоута; угол килеватости;
курсовой угол на вымпельный
ветер
у — курсовой угол иа истинный
ветер; объемная масса пресной
(9810 Н/м') и морской
A0 000 Н/м*) воды
6 - коэффициент полноты водоиз-
водоизмещения (общей полноты);
относительная толщина крылье-
крыльевого профиля; толщина дета-
деталей из доски и фанеры
е -коэффициент глиссирования,
или обратное качество
• а - Угол аэродинамического сопро-
сопротивления
«г - Угол гидродинамического со-
сопротивления
i - коэффициент полного сопро-
сопротивления
?т-то же сопротивления трения
?ф - » » формы
?в - ,. „ волнового сопротив-
сопротивления
е - дисковое отношение
к - число кавитации
\в - длина волны
цп - коэффициент армирования
конструкций из армоцемента
ткаными сетками
nt - коэффициент армирования
конструкций из армоцемента
сетчатой и стержневой арма-
арматурой
р - плотность
ав —предел прочности при растя-
растяжении или сжатии
ор — прочность при растяжении
аэ - критические эйлеровы напря-
напряжения
гв —предел прочности при сдвиге
if — коэффициент продольной пол-
полноты
Ф - угол дифферента
П - площадь смоченной поверх-
поверхности
ш— угловая скорость
- площадь погруженной части
мнделевого сечения
РАЗДЕЛ I
ТИПЫ МАЛЫХ СУДОВ
1. СУДА С МЕХАНИЧЕСКИМ ДВИГАТЕЛЕМ
В основу предлагаемой типизации положены „Типаж прогулочных судов"
№ 035-14.058*и ГОСТ 19105-79 „Суда прогулочные гребные и моторные. Типы, основ-
основные параметры и общие технические требования". В этих документах малые суда народ-
народного потребления, предназначенные для прогулок и туризма, разделяются в зависимо-
зависимости от вида двигателя-движителя (весла, подвесной мотор, стационарный двигатель)
на гребные лодки, моторные лодки и катера.
В справочнике дополнительно выделены парусные суда, интерес к которым особо
возрос после подорожания бензина и закрытия рыбоохраной многих акваторий для
судов с механическим двигателем.
Отдельно рассмотрены также портативные лодки, которые независимо от рода при-
примененного движителя (весла, парус, подвесной мотор малой мощности) пользуются
наивысшим спросом у любителей водного туризма и выпускаются крупными сериями.
Некоторые суда, проекты которых будут рассмотрены, построены в единичных
экземплярах, однако идеи, заложенные в них, представляют интерес для специалистов,
разрабатывающих конструкции судов для серийной постройки либо занимающихся
перспективными проработками.
При классификации судов в справочнике кроме требований „Типажа" и
ГОСТ 19105—79 учитывался ряд дополнительных критериев, которые позволяют
уточнить требования к проекту, а именно:
назначение судна; по этому критерию могут быть выделены группы судов для
кратковременных прогулок, суда для дальнего туризма, спортивные суда и подгруп-
подгруппы судов для рыбной ловли, семейных плаваний, буксировки воднолыжников и др.;
способк транспортировки и хранения; в соответствии с этим критерием можно
выделить суда для смешанных водно-сухопутных путешествий, рассчитанные на пере-
перевозку автомашиной или другим видом транспорта (лодки-картоп, разборные, надув-
надувные) , для постоянного хранения на берегу и поднимаемые на берег только для прове-
проведения ремонта и на зимнюю стоянку;
характер эксплуатации; в зависимости от расчетного режима движения разли-
различают водоизмещающие суда, у которых плавучесть обеспечивается архимедовой силой
поддержания; суда переходного режима, частично использующие гидродинамическую
силу поддержания, и глиссирующие суда, сила тяжести которых на ходу в основном
уравновешивается гидродинамической силой поддержания;
обводы корпуса; из двух основных разновидностей обводов - круглоскулых
и остроскулых*— наибольшее распространение, особенно у судов с механическим дви-
двигателем, получили последние, что объясняется не столько стремлением достичь гидро-
гидродинамически наиболее эффективной формы корпуса, сколько сложностью изготов-
изготовления поверхностей с двойной погибью из листов легкого сплава и фанеры.
1.1. Мотолодки
Мотолодки - наиболее распространенный тип малотоннажных судов, выпускают-
выпускаются большими сериями и находят разнообразное применение. По назначению, размере-
ниям, способам транспортировки и хранения их можно разделить на четыре рассматри-
рассматриваемые ниже группы.
* Далее в тексте сокращено - „Типаж".
Таблица 1. 1.
Характеристика
Длина наибольшая, м
Ширина наибольшая, м
Высота борта, м
Масса, кг
Пассажиров мести-
мость, чел.
Допустимая мощность
мотора, кВт (л. с.)
Трех-
точка
2
1
0,325
20
2
1,5 B)
Характеристики микромотолодок
„Онега"
2,63
1,3
0,4
60
3
3,7 E)
„Дункан"
2,7
1,55
0,5
55
3
18,4 B5)
Морские
сани
2,8
1,25
0,52
45
'2
8,8 A2)
„Вега"
2,75
1,28
0,52
60
2
18,4 B5)
„Пчелка"
2,9
1,25
0,4
80
2
8,8 A2)
Микромотолодкн (табл. 1 Л). Большая часть микромотолодок проекти-
проектируется так, чтобы их можно было перевозить на крыше автомобиля (лодки-картоп).
В соответствии с этим устанавливаются основные предельные размерення, так как
правилами дорожного движения не разрешается перевозить на крыше машины багаж,
выходящий за ее габариты по длине не более чем на 0,5 м. Поставленная на крьпиевои
багажник микромотолодка, кроме того, не должна нависать над лобовым стеклом,
иначе она будет мешать водителю вндеть сигналы светофора. Поэтому для перевозки
вверх килем пригодны лодки длиной не более 2,5—2,6 м, при перевозке килем вниз,
когда обзор водителю ухудшается в меньшей степени, — длиной до 3 м. В случае
установки дополнительной поддерживающей стойки на заднем бампере автомобиля
к перевозке допускаются лодки длиной 3,4 м. Длина байдарок ограничивается 4 м.
Ширина лодок практически не лимитируется, так как она может быть заведомо боль-
большей, чем допускаемая по соотношению размерений корпуса. Высота борта, чтобы не
слишком ухудшить аэродинамику автомобиля, как правило, ограничивается значе-
значениями, которые, согласно ГОСТ 19105—79, допускают эксплуатацию судна при высоте
волны в пределах 0,5 м. Масса ограничивается 60 кг.
Большинство мнкромотолодок рассчитываются для движения на веслах, некото-
некоторые из них приспособлены
и для плавания под парусом.
На судах этой группы устанав-
устанавливается минимально необходи-
необходимое оборудование. Большин-
Большинство из них не имеют палубы.
Мотолодка-трехтонка (рис.
1.1) имеет обводы днища с тун-
туннелем в диаметральной плоско-
плоскости (ДП) и поперечным реда-
реданом, близкие к применяемым
на гоночных скутерах. На
полном ходу лодка глиссирует
на трех точках — бортовых
спонсонах и подпорном клине,
образованном отгибом днища
туннеля в корме. Для облег-
облегчения выхода на режим глисси-
глиссирования опорная площадь спон-
сонов увеличена благодаря уста-
Рис. Ы.Мотолодка-трехточка « новке бортОВЫХ пластин.
Рис. 1.2. Мотолодка „Онега"
Проект лодки разработан
Г. В. Махоткиным для люби-
любительской постройки. Благодаря
высокому гидродинамическому
качеству и малой' массе она раз-
развивает с одним водителем ско-
скорость 22—25 км/ч. Выполнена
из листов фанеры толщиной
4 мм и сосновых реек; борто-
бортовые гидродинамические пласти-
пластины—из дюралюминия.
Экипаж размещается на двух
низких банках, которые можно
перемещать вдоль кокпита для
обеспечения оптимального диф-
дифферента*.
„Онега" (рис. 1.2) — серий-
серийная лодка, удовлетворяющая
требованиям к судам, которые
можно перевозить на крыше
легкового автомобиля. Лодку
с подвесным мотором исполь-
используют для прогулок, рыбной лов-
ловли и охоты на реках и в прибрежных зонах озер при высоте волны до 0,25 м. Трехкиле-
вые обводы и относительно большая ширина стеклопластикового корпуса, состоя-
состоящего из наружной и внутренней оболочек толщиной 2,2 мм, склеенных между собой
по фланцам, создают высокую поперечную остойчивость. Жесткость конструкции
обеспечивается гофрами и уступами, а также пенопластовыми блоками, уложенными
между оболочками и создающими необходимый запас плавучести. Полностью затоплен-
затопленная лодка остается на плаву, поддерживая при этом 3 чел., находящихся в воде.
Лодка оборудована еланями и поперечной банкой, которую можно установить
в одно из трех положений по длине корпуса для получения оптимального дифферента.
Рекомендованный 2-сильный подвесной мотор не обеспечивает движения лодки с пол-
полным грузом против сильного течения или свежего ветра. С подвесным мотором мощно-
мощностью 3,7 кВт E л. с.) и с полной нагрузкой „Онега" развивает скорость 8 км/ч, а с гребным
винтом уменьшенного диаметра и 1 чел. на борту глиссирует со скоростью до 25 км/ч.
На штатных веслах-гребках при оптимальной дифферентовке лодка с полной на-
нагрузкой идет со скоростью 3,5 км/ч. Складные весла позволяют добиться большей
скорости.
На „Онеге" при слабом ветре на спокойной воде возможна установка подвесного
паруса площадью 3,5 м2. На волне 0,25 м при небольшом крене из-за отсутствия седло-
ватости и подъема борта в носу наблюдается сильное забрызгавшие кокпита. Обводы
корпуса с погруженным транцем не позволяют лодке под парусом развивать скорость,
доступную для швертботов.
Катамаран ,Дункан"** (рис. 1.3), проект которого разработан Б. Е. Синипыцико-
вым, по размерениям и массе полностью удовлетворяет требованиям, предъявляемым
к лодкам-картоп, и представляет собой судно универсального назначения, рассчитанное
на использование подвесных моторов в широком диапазоне мощностей, установку
парусного вооружения и плавания, на веслах. Катамаранная форма корпуса обеспечи-
обеспечивает высокую остойчивость, а размещение пассажиров на продольной банке, образо-
* Более подробные сведения о приводимых в разделе I судах содержатся в журнале „Катера
и яхты".
•*Проект реализован в единичных экземплярах.
Рис 1.3. Катамаран'„Дункан"
I I
I Г
Рис. 1.4. „Сани Фокса"
ванной соединяющим корпуса мостом, позволяет в зависимости от условий плавания
в широких пределах менять продольную центровку.
Катамаран устойчив на курсе, способен преодолевать волну высотой до 0,5 м.
Благодаря высокой остойчивости он удобен для ловли рыбы, а с подвесным мотором
мощностью 14,7 кВт B0 л. с.) может быть использован для буксировки воднолыжника.
Стеклопластиковый корпус лодки имеет толщину 1,5-2,5 мм. Жесткость днища
обеспечивается заданной кривизной обводов, продольными реданами и самовспениваю-
щнмся пенопластом, заполняющим пространство под еланью, под носовой и кормовой
палубами, что делает лодку непотопляемой.
Картон — „сани Фокса" (рис. 1.4) — лодка, основное назначение которой рыбная
ловля в удалении до 50—100 км от места стоянки. -Дня компенсации недостаточной
высоты надводного борта при-
применены съемные комингсы вы-
высотой 0,14 м, установленные
вдоль бортов и по носовой
оконечности. Оборудование
включает передвижное кресло
и носовой багажник, который
используется также как си-
сиденье, v»
Высокое гидродинамиче-
гидродинамическое качество корпуса позво-
позволяет лодке с 12-сильным под-
подвесным мотором и 2 чел.
на борту развивать скорость
30 км/ч. Для улучшения вы-
выхода на глиссирование и сни-
снижения ходового дифферента
до ' 2—3° на лодке установ-
установлены транцевые плиты, являю-
являющиеся продолжением лыж. Не-
Непотопляемость обеспечивается
Рис. 1.5. Тримаран блоками пенопласта, укреплен-
„Вега" ными вдоль бортов.
10
Лодка спроектирована М. К. Качеевым в расчету на индивидуальную постройку. -
В качестве основных материалов рекомендованы фанера и сосновые рейки.
Тримаран ,Дега" (рис. 1.5) - мотолодка с высокими мореходными качествами
и уровнем комфорта. Корпус имеет тримаранные обводы с углом килеватостн на транце
16° и продольным реданом, проходящим до 5-го шп. Спонсоны отделены по высоте от
борта брызгоотбойниками. Острые ватерлинии спонсонов в носу не препятствуют
плавному прохождению волны высотой 0,3-0,4 м, а плоские участки в кормовой част
способствуют быстрому выходу на глиссирование. Лодка имеет незначительный крен
на циркуляции и при ходе на косой волне. Благодаря тримаранныМ обводам удалось
получить достаточно просторный для 2 чел. кокпит A,6 X 1,1 м) и, кроме того, пре-
предусмотреть носовой багажник, объем которого увеличен за~счет невысокой, вписываю-
вписывающейся в общий силуэт лодки, надстройки с ветровым стеклом.
Топливный бак между 3-м и 4-м шп. наполовину утапливается под пайол, опираясь
на его обрешетник своей отбортовкой. В кокпите установлены два мягких сиденья.
С подвесным мотором мощностью 14,7 кВт B0 л. с.) и 2 чел. на борту лодка раз-
вивает скорость 45 км/ч, а с одним водителем - до 50 км/ч.
„Вега" спроектирована В. А. Мосоловым для индивидуальной постройки. Набор
ее выполнен из сосновых реек, обшивка - из фанеры толщиной 4 мм, ,
.Дчелка" (рис. 1.6) - лодка с подвесным мотором мощностью 8,8 кВт A2 л. с.)
и плоскокилеватыми обводами, позволяющими ей развивать скорость с одним води-
водителем до 39 км/ч, с двумя - до 34 км/ч. Отформованные из стеклопластика корпус .
и палуба склеиваются по фланцу, который затем закрывается алюминиевым профилем.
Днище усилено коробчатым пенопластовым стрингером, одновременно выполняющем ;
роль блока плавучести. Дополнительные пенопластовые блоки установлены под носо-
носовой палубой и в корме. Полностью затопленная лодка остается иа плаву, поддерживая
3 чел., находящихся в воде. ¦
- В мотолодке установлены два мягких сиденья и откидывающийся столик, слу-
служащий также переборкой между кокпитом и моторным отсосом. „Пчелке" разрешён
выход на воду при высоте волны до 0,5 м. Масса мотолодки, построенной на ЛениНг
градском экспериментальном заводе спортивного судостроения, превосходит уста-
установленные для картопов пределы, однако за счет отказа от некоторых элементов обо-'
рудования она может быть снижена До 55 кг. • .
Мотолодки для туриз ма в ыхо дног о дня (табл. 1.2). Суда этого-
типа рассчитаны на плавание продолжительностью не более 2—3 дн. Однако в целях
расширения области их применения во многих проектах допущены отклонения от
характеристик, регламентированных „
*. Путем
убливания корпуса в носу
и корме образованы объемы для храйения минимально необходимого багажа и одно-
одновременно уменьшена заливаемость кокпита. Обводы с высоким гидродинамическим
-Рис. 1.6. Мотолодка „Пчвлк»"
Та 6л и ц а 1.
Характеристика
Длина наиболь-
наибольшая, м
Ширина наи-
наибольшая, м
Высота борта, м
Масса, т
Пассажир овме-
стимость, чел.
Допустимая
мощность мото-
мотора, кВт (л. с.)
„Джои-
бот"
3,8
1,32
0,38
0,55
3
5,9 (8)
2. Характеристики мотолодок для туризма выходного дня
„Мини-
Бастер"
3,6
1,5
0,5
0,1
4
11 A5)
„Неман-
2"
3,8
1,4
0,75
0,13
4
18,4B5)
„Афали-
„Афалина"
3,74
1,37
0,7
0,13
3
18,4 B5)
„Радуга-
39К"
3,9
1,65
0,58
0,085
3
22 C0)
„Скат"
3,6
1,45
0,59
0,105
4
18,4 B5)
КСП-1
4
1,5
0,59
0,12
4
18,4 B5)
„Морской
дротик"
4
2,2
0,61
0,113
3
29,4 D0)
качеством дают возможность эксплуатировать лодки на волне до 0,5 м с моторами
мощностью 18,4 кВт B5 л. с.) и более. При этом они имеют небольшую массу.
Лодки данной группы кроме основного назначения применяют в дальних скорост-
скоростных спортивных плаваниях, гонках, для буксировок воднолыжников. Основным
материалом при серийном производстве их корпусов служат листы легкого сплава.
Корпуса сложной формы с двойной погибью выклеиваются из стеклопластика.
.Доконбот" (рис. 1.7) - лодка, получившая большое распространение за рубежом
в качестве рыболовной. Прямоугольный в плане корпус обладает остойчивостью, до-
достаточной при забрасывании удочки или спиннинга человеком, стоящим в лодке в пол-
полный рост.
Скорость лодки с 8-сильным подвесным мотором при одном водителе составляет
35 км/ч, с 2 чел. — 25 км/ч. „Джонбот" пригоден для эксплуатации на волне высотой
до 0,3 м. Плоское с продольными рейками днище позволяет подходить к отмелому
берегу. В отличие от остроносой лодки „Джонбот", коснувшись грунта, не валится
на борт, высадка людей через носовую оконечность не представляет обычных в таких
случаях затруднений.
„Мини-Бастер" (рис. 1.8) —серийновыпускаемая финляндской фирмой „Фискарс"
мотолодка. Корпус изготовлен из 2-миллиметрового листа легкого сплава, устойчи-
устойчивого против коррозии в морской воде. Конструкция исключительно проста и техноло-
технологична. Шпангоутов нет. Их роль выполняют три банки и планшири-накладки по верх-
верхним кромкам носового и кормового транцев. Продольный набор заменяют гофры
Рис. 1.7. „Джонбот"
12
Рис. 1.8. „Мини-Бастер"
на днище и слом по бортам. Применены 2-скуловые „граненые" обводы. „Мини-Бастер"
рассчитан на установку подвесного мотора мощностью от 3,7 до 11 кВт (от 5 до
15 л. с). При собственной массе 100 кг лодка имеет грузоподъемность более 300 кг.
Фирма выпускает также однотипную с „Мини-Бастер" 5-местную лодку „Бастер"
массой 145 кг с мотором мощностью 11—14,7 кВт A5-20 л. с.) в вариантах прогу-
лочно-рыболовном, патрульном и рабочей шлюпки. 5—6-местный „Ворк-Бастер" имеет
усиленный корпус (масса 200 кг) и релинг по периметру палубы. На него устанавли-
устанавливается подвесной мотор мощностью 11—26 кВт A5—35 л. с.).
РИс. 1.9. Мотолодка „Неман-2"
13
Лодки типа „Бастер" эксплуатируются и с водометными движителями, удобными
для плавания на мелководных водоемах.
„Неман-2" (рис. 1.9) - серийная мотолодка, по вместительности, оборудованию
и мореходности приближающаяся к уровню судов для дальнего туризма. Применение
высоких бортовых комингсов позволило не только увеличить высоту борта с 530 до
750 мм, но и за счет отказа от бортовых потопчин сделать более просторным кокпит,
его площадь A,8 X 1,25) лишь немного меньше, чем на „Крыме", „Ладоге" и других
лодках третьей группы.
Для размещения багажа можно использовать рундук под кормовой банкой, про-
пространства под носовой палубой и носовой банкой. Штампованные жесткие банки-
сиденья свидетельствуют о том, что конструкторам пришлось жертвовать комфортом
для уменьшения массы.
Корпус мотолодки имеет плоскокилеватые обводы с килеватостью на миделе 16,
на транце 8°. Продольных реданов нет. Для предотвращения поперечного растекания
потока за днище выпущена нижняя часть стрингера, на котором выполнен стык секций.
Корпус штампованно-сварной конструкции выполнен из сплава АМг5; толщина об-
обшивки днища 2 мм, бортов и палубы — 1,5 мм. Днище подкреплено продольными
стрингерами, опирающимися на навесные флоры. Непотопляемость обеспечивается
блоками пенопласта, закрепленными в носу под палубой и в корме в районе подмо
торной ниши.
Значительная килеватость днища позволяет преодолевать волну до 0,5 м без суще-
существенного снижения скорости при умеренных ударных перегрузках. С 14-сильным
подвесным мотором „Нептун-23" при полной нагрузке лодка развивает скорость до
40 км/ч. С неполной нагрузкой B чел.) ее можно эксплуатировать и с 12-сильным
мотором, при этом достигается скорость 20—25 км/ч.
„Афалина" (рис. 1.10) - мотолодка повышенной мореходности, пригодная для
дальних скоростных спортивных плаваний. Выпущена небольшой серией. Корпус имеет
постоянный от миделя до транца
угол килеватости A7°) и продоль-
продольные реданы. Носовая палуба, про-
продолженная бортовыми комингса-
комингсами до кормы, уменьшает зали-
ванне и забрызгивание кокпита
при ходе на волне. Предусмот-
Предусмотрен тент.
Пластмассовый корпус состоит
из двух секций, которые соеди-
соединены по пинии привального бру-
бруса болтами через отверстия во
фланце. Снаружи соединение за-
закрыто полиэтиленовым П-образ-
ным профилем. Жесткость безна-
безнаборного корпуса обеспечивается
формой обводов, наличием палубы
и вклеенного на уровне второго
редана фанерного пайола. Секция
корпуса выклеена из пяти слоев
стеклоткани и слоя стеклосетки;
толщина обшивки 3,5 мм. Палуба
выполнена из трех слоев ткани
и слоя сетки; ее толщина 2,5 мм.
В кокпите размерами 1,76 X 1,2 м
установлены три жестких кресла
из стеклопластика, однако опти-
оптимальный состав экипажа — 2 чел.
Рис. 1.10. Мотолодка „Афалина"
14
Непотопляемость обеспечена блоками пенопласта, закрепленными в юсу под ;
палубой, в районе подмоторнои ниши и в комингсах кокпита. При высоте волны 0 Дм, '
до которой разрешена эксплуатация мотолодки, кокпит остается сухим, однако на
полной скорости корпус испытывает значительные динамические нагрузки.
Максимальная скорость, которую „Афалина" развивает с мотором „Нептун", имея
на борту 3 чел., составляет около 50 км/ч, и при уменьшенном до 280 мм ша-
шаге ГВ- 42 км/ч. . ' v
Недостаток „Афалины", как и всех лодок с повышенной килеватостью днища, - "
валкость на стоянке. На ходу лодка достаточно остойчива. Даже при резкой перекладке
руля она входит в поворот с незначительным внутренним креном.
„Радуга-39К" (рис. 1.11) - быстроходный 4-местный катамаран, спроектирован-
спроектированный Ю. А. Зиминым. В конструкции отражены идеи, сформировавшиеся при проекти-
проектировании и постройке гоночных судов этого типа. За рубежом гоночные катамараны ,
получили признание в классах судов, у которых обводы не лимитируются, а мощность
применяемых двигателей позволяет развивать скорость до 150 км/ч. Катамаран имеет
высокую поперечную остойчивость, в то же время его корпус по сравнению даже с мото-
лодкой с V образными обводами создает гораздо меньшие перегрузки при ходе на -,:
волне. ¦'••.'
На гоночных катамаранах культивируемого в нашей стране класса С с рабочим *
объемом двигателя до 500 см3 преимущества 2-корпусной схемы проявляются в мень- ;..
шей мере, однако достигнутые на них результаты в соревнованиях позволяют сделать
вывод, что суда этого типа и при ограниченной мощности можно использовать не только <
в качестве гоночных, но и для дальних спортивных плаваний. -
Мотолодка строится в единичных экземплярах. Детали набора изготовляются из
сосновых реек, обшивка из фанеры толщиной 4-6 мм. Прочность и жесткость корпуса -¦
обеспечиваются транцем и шестью шпангоутами, из которых первый и последний зашв- ~
ты 2-миллиметровой фанерой и образуют глухие переборки. Настил палубы подкреп-
подкреплен продольными ребрами. Днище корпусов оклеивается до верхнего продольного
редана стеклотканью.
Катамаран с подвесным мотором мощностью 22 кВт C0 л. с.) и стандартным'
3-лопастным винтом с шагом 300 мм и полной нагрузкой может развивать скорость
40—50 км/ч. Дли достижения более высоких скоростей при уменьшенной нагрузке
требуется винт большего шага C00—380 мм).
Спроектированный как скоростное судно катамаран можно использовать и для
выездов на рыбную .ловлю (отсутствие валкости делает его вполне пригодным для
этой цели) в тех случаях, когда эа короткое время (выходные дни) необходимо пройти
значительное расстояние. .
Рйс. 1.11. Катамаран „Ра-
дуга-39К"
„Скат" (рис. 1.12) — тримаран, способный преодолевать значительное волнение
(до 0,7 м) и обладающий достаточной статической остойчивостью. Проект, разработан-
разработанный Д. А. Курбатовым, отвечает требованиям к лодкам для прогулок и рыбной ловли.
Обводы днища выполнены по аналогии с получившими широкую известность судами
типа „Бостонский китобой". На стоянке в лодку можно входить через борт, не опасаясь
опрокинуть ее или залить водой. Тримаран обладает хорошей приемистостью и способен
сохранять ходовые качества при увеличении нагрузки.
При серийной постройке лодка собирается из двух секций — корпуса и палубы,
отформованных из стеклопластика. При индивидуальной постройке криволинейные
поверхности задаются уложенными между шпангоутами блокамипенопласта.Пенопласто-
вые блоки (при серийной постройке они также укладываются по днищу, в корме и в носу)
обеспечивают тримарану непотопляемость — в аварийном состоянии он будет поддер-
поддерживать на плаву всех четырех пассажиров. Для защиты от заливания на большой волне,
особенно на тихом ходу, когда лодка не имеет обычного Дифферента на корму, кок-
кокпит прикрыт волнорезом из оргстекла, окантованного трубчатым релингом. В корме
корпус имеет самоотливную подмоторную нишу и закрыт палубой. Для оптимальной
центровки при неполной нагрузке A-2 чел.) сиденье рулевого смещено к миделю.
Спасательная лодка КСП-1 (рис. 1.13) — предназначена в основном для проведения
спасательных операций и патрулирования. При относительно небольших размерениях и
массе она обладает мореходными качествами и грузоподъемностью на уровне более круп-
крупных судов. Тримаранные обводы позволили получить начальную остойчивость, доста-
достаточную для подъема спасаемых людей через борт, и просторный кокпит, необходимый
для оказания им первой помощи.
Корпус изготовлен из стеклопластика. Вдоль бортов с внутренней стороны при-
формованы листы пенопласта, благодаря чему залитая водой лодка может поддержи-
поддерживать на плаву весь экипаж и сохранять положение на ровный киль. Максимальная ско-
скорость с 25-сильным мотором и специально подобранным отполированным ГВ состав-
составляет: с одним водителем 52 км/ч, с 2 чел. - 48 км/ч, при полной нагрузке 44 км/ч.
„Морской дротик" (рис. 1.14) - мотолодка, выпускаемая английской фирмой
„Нува". Основное назначение — прогулки, рыбная ловля, буксировка воднолыжников
и обеспечение работы аквалангистов. Имеет высокие ходовые качества и остойчивость,
некомфортабельна. Кокпит заменен сплошной палубой, огражденной комингсом, уве-
увеличивающим высоту борта до 0,9 м на миделе. Все оборудование, включая бензобак,
размещено под палубой, где установлены также емкости плавучести, заполненные
пенополиуретаном. На палубе предусмотрено только штатное место для водителя,
пассажиры размещаются прямо на ее настиле. Корпус отформован из стеклопластика,
палуба — фанерная.
Днище имеет сложную конфигурацию. По килевой линии проходит полого подни-
поднимающаяся к носу лыжа. По бортам от нее находятся реданы, два из которых идут до
транца, а два других обрываются у миделя. На расстоянии 0,4 длины корпуса от носа
начинаются продолженные до транца спонсоны. Своды туннелей за короткими редана-
реданами образуют у транца отгиб днища вниз. Такие обводы предотвращают стартовый
дифферент на корму, благодаря чему обеспечивается быстрый выход на глиссирова-
глиссирование. С увеличением скорости лодка идет на центральной гидролыже, что позволяет
значительно снизить сопротивление воды. С 15-сильным мотором лодка буксирует
воднолыжника со скоростью 45 км/ч.
Мотолодки для дальнего ту ри з м а (табл. 1.3). Увеличенный объем
корпуса этих мотолодок по сравнению с судами предыдущей группы используется
главным образом для размещения оборудования и снабжения, необходимых при про-
продолжительных плаваниях. При грузоподъемности 400 кг и собственной массе мото-
мотолодки 150 кг для движения в глиссирующем режиме требуется мотор мощностью
не менее 22 кВт C0 л. с). Только в тех случаях, когда плавание совершается ограни-
ограниченным экипажем, на лодках данных размерений может быть установлен мотор мощ-
мощностью 18,4 кВт B5 л. с.).
16
Рис. 1.12. Тримаран „Скат"
Рис. 1.13. Спасательная лодка КСП-1
Рис. 1.14. Мотолодка „Морской дротик"
Та 6л и ца
Характеристика
Длина наибольшая, м
Ширина наибольшая, м
Высота борта, м
Масса, т
Пассажировместимость,
чел.
Допустимая мощность
подвесного мотора, кВт
(л. с.)
1. 3. Характеристики мотолодок для дальнего туризма
„Гамма"
4
1,6
0,65
0,16
4
36,8 E0)
„Крым-М"
4,2
1,55
0,65
0,19
5
22 C0)
„Лещ"
4,3
хл
0,59
0,12
4
18,4 B5)
„Аква-
джип"
4,27.
1,93
0,9
0,31
6
58,8 (80)
„Дельта"
4,63
1,84
0,68
0,22
5
44 F0)
, .Шторм"
' 5
1,8
0,875
0,3
6
110,3 A50)
По мореходности лодки этой группы значительно превосходят суда предыдущей.
Они рассчитаны на плавания по озерам и водохранилищам с удалением от берега до
3 км. Лодки этой группы оборудованы тентом. Кроме дальних плаваний, их можно
использовать для рыбной ловли, буксировки воднолыжников и др.
„Гамма" (рис. 1.15) - выпущенная небольшой серией мотолодка. Проектирова-
Проектировалась как судно для обслуживания водноспортивных соревнований, прежде всего по
гребле. В ее характеристиках в связи с этим нашел отражение ряд специфических тре-
требований: малое волнообразование в пределах скоростей от 15 до 45 км/ч, хорошие
приемистость и управляемость, позволяющие маневрировать на ограниченных аквато-
акваториях. Вместе с тем по оборудованию, наличию мест для багажа она в полной мере
подходит для туризма.
Корпус мотолодки имеет в носовой части тримаранные обводы, переходящие в ки-
леватые с отгибом типа „крыла чайки" в корме. При движении в переходном режиме
носовая волна гасится спонсонами. Тримаранные обводы обеспечивают вместе с разва-
развалом бортов требуемую остойчивость на ходу и на стоянке.
Рис. 1.15. Мотолодка „Гамма"
18
Конструктивно лодка состоит из двух секций, отформованных из стеклопластика
и склеенных между собой по бортовому фланцу. Толщина оболочки секции корпуса
3—4 мм, палубы 2—3 мм. Днищевой набор выполнен в виде стеклопластиковых короб-
коробчатых стрингеров, приформованных с помощью „мокрых" угольников.
Четыре кресла, состыкованные по два, установлены с расчетом на носовую центров-
центровку, предпочтительную для выбранных обводов. Между двумя парами кресел оставлен
свободный проход вдоль всего кокпита. В разложенном виде кресла образуют два ди-
дивана. В основании кресел устроены рундуки общим объемом 032 мэ. В подмоторной
нише размещен стационарный топливный бак на 50 л, горловина которого выведена
на палубу.
С 30-сильным мотором и одним водителем лодка развивает скорость 52,5 км/ч,
с 2 чел. — 48 км/ч, с 3 чел. — 42 км/ч. Разгон до полной скорости занимает в зависи-
зависимости от нагрузки от 4 до 10 с. Радиус циркуляции на малом ходу 3—4 м. На волне вы-
высотой 0,5 м кокпит остается сухим.
,JCpbiM-M" (рис. 1.16) — модернизированная модель популярной серийной мото-
мотолодки. Она отличается от прототипа повышенной прочностью корпуса. Оборудование
в большей мере отвечает требованиям, предъявляемым к оборудованию судов для
дальнего туризма. Смешанная система набора со стрингерами и шпангоутами заменена
штампованными шпангоутами П-образного профиля. Материал — легкий сплав АМг5
повышенной коррозийной стойкости позволяет эксплуатировать лодку в морской
воде. Толщина обшивки днища 2 мм, бортов и палубы 1,5 мм.
Выпукло-килеватые обводы днища с умеренной килеватостью и скуловыми брыз-
гоотбойниками обеспечивают высокое гидродинамическое качество. Скорость с мото-
мотором мощностью 22 кВт C0 л. с.) при полном водоизмещении составляет 38 км/ч.
В кокпите размерами 2,05 X 1,3 м установлены мягкие съемные сиденья с откид-
откидными спинками. Уложенные на пайолы сиденья образуют спальное место на 3 чел.
За спинкой кормового сиденья оборудован багажник. Водонепроницаемая переборка,
ограждающая моторный отсек, не допускает проникновение в кокпит воды, загряз-
загрязненной горючим. В моторном отсеке может храниться подвесной мотор „Вихрь", уло-
уложенный поперек лодки, и бензобак. В форпике оборудован багажник для походного
снаряжения, а над ним — небольшой рундук с крышкой.
Рис. 1.16. Мотолодка
„Крым-М"
19
Непотопляемость лодки
обеспечивается блоками пено-
пенопласта, закрепленными за
кормовым сиденьем и в фор-
форпике. Полностью залитая во-
водой лодка остается на пла-
плаву и в положении на ров-
ровный киль.
Ветровое стекло с бор-
бортовыми щитками защищает
кокпит от забрызгивания.
Предусмотрен тент, устанав-
устанавливаемый наглухо или с от-
открытыми боковинами.
,Лещ" (рис. 1.17) - мо-
мотолодка, проект которой раз-
Рис. 1.17.
Мотолодка ,Д1ещ" работай Д. А. Курбатовым.
Предусмотрена ее постройка
в двух вариантах: рыболовно-
туристском и чисто рыбо-'
ловном. В обоих случаях она пригодна для эксплуатации на озерах и водохранилищах,
хотя ее обводы и не рассчитаны на длительное плавание на волнении более 0,25 м, так
как малокилеватое днище A2° на миделе, 7° на транце) будет испытывать сильные
удары. Основное внимание обращено на обеспечение остойчивости, что достигается
благодаря большой площади ватерлинии. Подъем линии борта в носу и большой развал
бортов у форштевня предотвращают заливание лодки волной на якорной стоянке.
При неполной нагрузке лодка глиссирует на участке днища шириной 1,1 м — между
продольными реданами, выполненными как излом обшивки, что позволяет в этом слу-
случае форсировать скорость. Непотопляемость „Леща" обеспечивается пенопластом,
закрепленным по бортам под планширем. В аварийных случаях он будет не только
поддерживать лодку на плаву, но и позволит сохранить остойчивость. Пассажиры при
этом могут оставаться в кокпите и подгребать к берегу.
В смешанном рыболовно-туристском варианте предусмотрены две продольные
банки-рундуки в носовой части кокпита, которые могут использоваться в качестве
спальных мест. Над ними устанавливается тент. В чисто рыболовном варианте носовая
часть оставлена свободной, здесь установлено одно кресло, пайол поднят немного выше
ватерлинии, кокпит сделан самоотливным. Подвесной мотор размещен в колодце,
что уменьшает опасность его заливания водой на якорной стоянке и исключает зацепле-
зацепление рыболовных снастей за его подводную часть. Предусмотрен кормовой рундук
под банками.
С 12-сильным мотором „Лещ" развивает скорость 20 км/ч. Более мощные моторы
устанавливают, если к месту рыбной ловли нужно идти против сильного течения.
С 30-сильным мотором при шаге ГВ 320 мм лодка, имеющая на борту 2 чел., запас
топлива и снаряжение, разовьет скорость 50 км/ч.
Проект рассчитан на индивидуальную постройку, изготовление набора из дерева,
а обшивки из фанеры. Носовая оконечность имеет двойную диагональную обшивку
из поставленных крест-накрест полос 2—3 миллиметровой фанеры. Снаружи корпус
оклеивается стеклотканью. При серийном производстве корпус может быть выклеен
из стеклопластика после незначительной с учетом технологии доводки обводов. Мас-
Масса стеклопластикового варианта несколько больше.
„Акваджип" (рис. 1.18) - катамаран, серийно выпускаемый английской фирмой
„Чартермарк". Многоцелевое судно применяется как для туризма, так и в качестве
20
Рис. 1.18. „Акваджип"
служебного. Лодка пригод-
пригодна для эксплуатации с под-
подвесными моторами мощно-
мощностью от 5,5 до 58,8 кВт
(от 7,5 до 80 л.С). С мо-
моторами мощностью менее
22 кВт C0 л. с.) катамаран
эксплуатируется в водоиз-
мещающем и переходном
режимах и используется для
рыбной ловли или в ка-
качестве рабочей лодки. С 30-
сильным мотором „Аква-
„Акваджип" глиссирует со ско-
скоростью 32 км/ч и наиболее
подходит для многодневных
походов. При максимальной
мощности моторов лодка
развивает скорость более
50 км/ч и используется в ка-
качестве спасательного или пат-
патрульного судна.
Корпуса „Акваджипа"
имеют характерную для мо-
моторных катамаранов асим-
асимметричную в поперечном сечении форму с плоскими внутренними и выпуклыми на-
наружными бортами. Кроме двух пар продольных реданов, в носовой части каждого
корпуса отформовано по два широких брызгоотбойника. В сочетании с килеватостью
туннеля в носовой части зто обеспечивает хорошую всхожесть на волну. Просторный
C,15 м2) кокпит спланирован так, что в нем могут разместиться до 8 чел., хотя обыч-
обычно в лодку садятся не более шестерых. Подмоторная ниша отгорожена от кокпита
внутренним транцем, доходящим по высоте до продольных комингсов кокпита. Под
сиденьями размещены рундуки. В корме предусмотрено штатное место для двух вклад-
вкладных топливных баков емкостью по 23 л.
Корпус выклеен из стеклопластика. Во флоры, транцы, настил палубы, кницы
заформована для жесткости фанера. Кокпит и рундуки выполнены самоосушающи-
самоосушающимися. Непотопляемость обеспечена самовспенивающимся заполнителем, введенным
между оболочками корпуса и палубы, под дно кокпита.
.Дельта" (рис. 1.19) — мотолодка, предназначавшаяся для обеспечения соревно-
соревнований по водным видам спорта, но в полной мере отвечающая требованиям, предъяв-
предъявляемым к судам для дальнего туризма. Днище умеренно-килеватое A2° на транце).
Горизонтальная площадка по скуле в носовой части работает как брызгоотбойник,
а в корме, где ее ширина увеличена до 100 мм, обеспечивает повышение гидродинами-
гидродинамического качества при разгоне и динамическую остойчивость при маневрировании. На
днище по батоксам отформованы продольные реданы — по три на борт.
Конструктивно судно состоит из трех частей: корпуса, палубы и внутренней секции,
которая заменяет набор и служит основой для монтажа оборудования. Все части от-
отформованы из стеклопластика. Толщина обшивки на днище — 4—5 мм, на палубе
и внутренней секции — 2—3 мм.
Для увеличения полезной площади кокпита палуба не имеет бортовых потопчин.
Два носовых кресла и трехместный кормовой диван легко переоборудуются в спаль-
спальные места благодаря большой длине кокпита B,1 м). В основаниях кресел устроены
рундуки, а под диваном размещен топливный бак на 100 л с выведенной на
палубу горловиной.
21
Рис. 1.19. Мотолодка „Дельта"
Со спаренными моторами „Нептун-23" скорость составила с одним водителем
48,2 км/ч, с экипажем из 5 чел. — 43,2 км/ч (с двумя „Вихрями-30" соответственно
50,5 и 45,5 км/ч). Ударные нагрузки при полной скорости становятся ощутимыми
при волне 0,6 м. Кокпит при этом не забрызгивается.
Лодка имеет высокую начальную остойчивость; при скоплении 5 чел. на одном
борту привальный брус не погружается в воду.
,?1торм" (рис. 1.20) — тримаран, спроектированный В. Л. и А. Л. Богдановыми
как многоцелевое судно. Благодаря высокой остойчивости, хорошей мореходности
и просторному F м ) кокпиту особенно удобен для спортивной рыбной ловли, рабо-
работы с аквалангистами, обслуживания водноспортивных соревнований. Конструкция
Рис. 1.20. Тримаран „Шторм''
22
позволяет эксплуатировать ее с подвесными моторами в широком диапазоне мощно-
мощностей - от 14,7 до 110,3 кВт (от 20 до 150 л. с). Не исключена возможность установки
стационарного двигателя. С 20-сильным мотором тримаран выходит на глиссирование
с 3-4 чел. на борту, а при двух 20-сильных - с 6-7 пассажирами. Обводы с повышенной
кипеватостью позволяют поддерживать полную скорость на волне высотой до 1,25 м.
На скорости 40-45 км/ч начинает пррявляться эффект от уменьшения смоченной
поверхности в результате возникновения воздушной каверны за поперечным реданом.
Высокий борт, слом при переходе его в спонсон и сам спонсон надежно защищают
кокпит от забрызгивания.
Остутствие носовой палубы позволило выделить перед постом рулевого участок
кокпита площадью 1,5 м2. При непродолжительных прогулках здесь оборудуются
дополнительные пассажирские места, а в туристском плавании размещается багаж.
В основной части кокпита установлены четыре кресла, по два спинка к спинке, и кормо-
кормовой диван. Сиденья легко переоборудуются в спальные места.
Конструкция лодки разработана для индивидуальной постройки с использованием
в качестве основных материалов водостойкой фанеры и сосновых реек. Снаружи кор-
корпус оклеивается стеклотканью.
Каютные мотолодки (табл. 1.4). По условиям обитаемости в этой группе
можно выделить лодки с изолированной каютой, позволяющей обеспечить наибольший
уровень комфорта, и с рубкой-убежищем, в которой можно укрыться от непогоды,
но полноценные условия для ночлега обеспечиваются только после установки тента.
При ограниченных размерениях второй вариант имеет то преимущество, что допускает
перепланировку всего внутреннего объема корпуса в1 зависимости от конкретных
условий эксплуатации. '
По мореходности эта группа судов находится на уровне открытых мотолодок
для дальнего туризма, однако благодаря большей высоте борта они могут эксплуати-
эксплуатироваться в более тяжелых погодных условиях.
Получить возможность выхода на глиссирование при полном водоизмещении
1 т обычно удается только при установке моторов суммарной мощностью более 36,8 кВт
E0 л. с), поэтому при выборе обводов судов этой группы обращается внимание на
возможность эксплуатации их в переходном режиме.
,Арго" (рис. 1.21) - судно небольших раэмерений с повышенной обитаемостью.
Проект разработан В. Б. Осипчуком. Основной объем корпуса занят носовой рубкой
с двумя постоянными спальными местами и столиком,, за которым размещается
до 4 чел. В кокпите, несмотря на его небольшие размеры (длина 1,2 м), может одно-
одновременно находиться весь экипаж: двое на откидных креслах в носу (одно водитель-
водительское) и двое на кормовом диване. На ночь здесь при необходимости оборудуются
два спальных места под тентом.
Высокая удельная нагрузка C0 кг/л, с.) обусловила применение обводов с малой
килеватостью днища и плавным подъемом килевой линии к транцу. Предусмотрена
установка регулируемых транцевых плит, что дает возможность регулировать ходовой
Таблица 1.4. Характеристики каютных мотолодок
Характеристика
Длина наибольшая, м
Ширина наибольшая, м
Высота борта, м
Масса, т
Грузоподъемность, кг
Пассажировместимость, чел.
Мощность подвесного мотора,
кВт (л. с.)
„Арго"
4,36
1.8
0,78
0,24
500
4
18,4 B5)
„Сарепта"
4,6
1,6
0,65
0,24
450
6
36,8 E0)
„Ладога-2И
4,65
1,95
0,88
0,4
400
5
44 F0)
„Москва-2"
5,11
1,98
0,86
0,39
400
4 .
44 F0)
„Белуха"
4,8
1,8
0,77
0,24
450
6
18,4 B5)
23
Рис. 1.21. Мото-
Мотолодка „Арго"
дифферент при различных вариантах на-
нагрузки. С полным экипажем „Арго" раз-
развивает скорость около 20 км/ч, с умень-
уменьшенной до 250 кг нагрузкой - до 30 км/ч.
На полном ходу при волне до 1 м лодка
испытывает сильные удары в днище, как
и всякое судно с малой килеватостью.
Конструкция „Арго" рассчитана на
индивидуальную постройку с использова-
использованием в качестве основных материалов
сосновых реек и фанеры. Снаружи кор-
корпус оклеивается двумя слоями стекло-
стеклоткани. Толщина обшивки при этом умень-
уменьшается с 5 до 4 мм.
„Сарепта" (рис. 1.22) — серийная
мотолодка, оборудованная сдвижной съем-
съемной рубкой-убежищем, эксплуатируется
в различных вариантах. В просторном,
не разгороженном переборкой кокпите
установлены шесть сидений, которые транс-
трансформируются в три спальных места. Открытая часть кокпита закрывается при этом
тентом. В таком варианте с экипажем 3 чел. мотолодка по условиям обитаемости
и количеству снабжения пригодна для длительных туристских плаваний. Сдвинув
рубку в корму, при плохой видимости и на волнении можно управлять лодкой стоя,
что бывает необходимо при шлюзовании. Со снятой рубкой лодка может использо-
использоваться для прогулок, буксировки воднолыжников.
Пост управления расположен у лобового панорамного стекла. В корму от него
и второго носового сиденья размещены бортовые диваны-рундуки. У переборки под-
моторной ниши под поперечным диваном предусмотрен отсек для бензобака^ Имеется
и носовой багажник с люком на палубе. Для хранения инструментов и мелких пред-
предметов служат четыре шкафчика-ниши в планширях и приборной доске.
Тримаранные обводы обеспечивают повышенную остойчивость. Лодке разрешен
выход в водохранилища и морские заливы при высоте волны до 0,75 м. С моторами
суммарной мощностью 36,8 кВт E0 л. с.) „Сарепта" развивает скорость до 50 км/ч.
С 20-сильным мотором и одним водителем скорость составляет 38 км/ч, с 4
чел. — 28 км/ч.
Обшивка лодки изготовлена из листов легкого сплава толщиной 2 мм на днище
и 1,5 мм на палубе и бортах. Продольный набор предусмотрен только на днище,
в остальных местах его заменяют выштампованные гофры.
„Ладога-2" (рис. 1.23) - серийное многоцелевое судно. Тримаранные обводы
лодки рассчитаны на эксплуатацию в режиме глиссирования. С полной нагрузкой, имея
на борту 8 чел., она при установке двух 30-сильных моторов развивает скорость более
30 км/ч и может использоваться для прогулок и выходов на рыбную ловлю. Та же
скорость достижима с одним 30-сильным мотором при экипаже 2 чел. В таком варианте
лодка пригодна для двух-, трехнедельных плаваний. Максимальная скорость при нагруз-
нагрузке 200 кг составляет с одним 30-сильным мотором — 36 км/ч, с двумя — 52 км/ч.
В рубке-убежище на продольных рундуках-диванах могут разместиться 4 чел.
На ночлег средний проход закрывается диванными подушками, и здесь образуется
спальное место для троих. В кормовой части открытого кокпита установлен трехмест-
трехместный диван, под которым находится багажник, используемый на стбянке для хранения
подвесных моторов.
Повышенная килеватость днища способствует мягкому ходу на волне. В то же
время благодаря спонсонам в носовой половине корпуса обеспечивается высокая
24
to
Рис. 1.22. Мотолодка „Сарепта"
РИс. 1.23. Мотолодка ,,Ладога-2''
Рис. 1.24. Мотолодка
„Москва-2"
статическая остойчивость: на стоянке 2 чел., стоя на борту, закренивают лодку в пре-
пределах 20-23°. Для облегчения выхода на глиссирование и устойчивое движение при
большой нагрузке по всей длине скулы предусмотрен широкий уступ-брызгоотбойник.
На бортах в кормовой половине корпуса отформован слом, на днище - по одному
продольному редану с обеих сторон от киля.
Корпус отформован иэ стеклопластика. Толщина днища и транца 4 мм, бортов
3 мм. Для обеспечения прочности на случай удара о препятствие обшивка усилена
в районе ДП и килей спонсонов двумя дополнительными слоями стеклоткани, в носу
между 1-ми 3-м шп. — шестью слоями. Набор состоит из двух днищевых стрингеров
и нескольких шпангоутов из сосновых реек, оклеенных стеклопластиком. Между
обшивкойхкорпуса и секцией внутреннего дна вклеены блоки плавучести из пенопласта,
благодаря которым полностью залитая водой лодка остается на плаву. Соединение
секций корпуса и палубы-рубки выполнено на фланцах по привальному брусу и закры-
закрыто снаружи полиэтиленовым профилем.
,Москва-2" (рис. 1.24) — самая крупная иэ серийных отечественных мотолодок
для туризма. По оборудованию и мореходности рассчитана на продолжительное пла-
плавание с выходом в прибрежные зоны морей и крупных водохранилищ. Основной режим
движения — глиссирование со скоростью свыше 30 км/ч, для чего необходима мощ-
мощность не менее 26 кВт C5 л. с.).
Обводы днища типа моногедрон с углом килеватости 14° позволяют преодолевать
волны высотой до 1 м, однако на стоянке лодка проявляет валкость. Обшивка кор-
корпуса, рубка, переборки изготовлены из легкого сплава АМг5М. Толщина обшивки
днища 2 мм, палубы и рубки 1,5 мм.
Непотопляемость лодки обеспечена блоками плавучести, закрепленными с внутрен-
внутренней стороны палубы. При затоплении всех отсеков лодка остается на плаву, на ров-
ровном киле и может удерживать находящихся в воде людей.
РИс. 1.25. Мотолодка „Белуха"
26
По длине корпус разбит на три отсека: форпик, каюту и кокпит. В каюте преду-
предусмотрены мягкие диваны и столик. При устройстве на ночлег столик убирается в рун-
рундук, в проход укладываются подушки кормового дивана из кокпита и таким образом
оборудуется спальное место для 3—4 чел.
В крыше рубки имеется люк, через который обеспечивается нормальная вентиля-
вентиляция помещения. Люк в переборке форпика позволяет использовать этот отсек в каче-
качестве багажника. В кокпите размещаются два складных кресла, пульт управления и кор-
кормовой диван. Здесь могут расположиться на ночлег 2 чел. на надувных матрасах; кресла
при этом убираются в бортовые ниши. В случае непогоды кокпит закрывается тентом.
„Белуха" (рис. 1.25) — мотолодка, в проекте которой нашли отражение черты
судов народной постройки, а также мореходных лодок, строящихся в скандинавских
странах. Проект разработан Д. А. Курбатовым. Обводы мотолодки рассчитаны на
переходный режим движения в диапазоне скоростей 12—30 км/ч. На „Белухе" допу-
допускается установка практически всех выпускаемых в стране подвесных моторов, но
предпочтителен „Ветерок-12" с удлиненным дейдвудом.
- Благодаря высокому надводному борту в носу @,7 м) лодка легко всходит на
крутую волну. Носовая палуба и рубка-убежище прикрывают кокпит от заливания
и брызг. Киль-стабилиэатор облегчает управление при ходе под углом к волне, а также
защищает днище и мотор от ударов при подходе к отмелому берегу.
В рубке установлены два дивана, служащие и спальными местами. Еще два спаль-
спальных места могут быть устроены в кокпите, который в случае непогоды закрывается
тентом.
1.2. Катера \
Мореходные качества большинства катеров допускают их эксплуатацию на от-
открытых акваториях на волне до 1,2 м. По сравнению с мотолодками катера имеют
меньший расход топлива на единицу мощности, особенно при установке дизелей.
Суда этого типа в зависимости от уровня обитаемости делятся на две группы:
катера открытые или с рубкой-убежищем; каютные катера повышенной комфорта-
комфортабельности.
Таблица
Характеристика
Длина наиболь-
наибольшая, м
Ширина наи-
наибольшая, м
Высоте борта, м
Водоизмеще-
Водоизмещение, т
Грузоподъем-
Грузоподъемность, т
Пассажировме-
стимость, чел.
Допустимая
мощность, кВт
(л. с.)
1. 5. Характеристики катаров с открытым кокпитом или рубкой-убеи
„Ритм"
5,04
2,2
0,95
1
5
66,2
(90)
C-S4
5,32
2,3
0,96
1,4
0,4
5
Р*5
A00)
„Амур-
5,5
1,84
0,82
0,63
5
44F0)
„Амур-
2"
5,62
1,83
0,93
0,72
0,5
5
44 F0)
„Восток"
5,5
1,83
0,98
0,67
5
44 F0)
„Борей"
5,45
2,1
0,785
0,92
3
66-235
(90-320)
Водоизме-
щающий
турист-
туристский катер
6,34
1,87
0,7
1
7
9,9 A3,5)
пишем
.Струйка"
6,5
1.2
0,65
0,95
6
8,8A2)'
27
Рис. 1.26. Катер „Ритм'
Катера с открытым кок-
кокпитом или рубкой-убежищем
(табл. 1.5). ГОСТом длина су-
судов этой группы установлена в
пределах 4,5—5,5 м, однако вы-
высокие массогабаритные характе-
характеристики серийных двигателей
предопределили тенденцию к ис-
использованию преимущественно
верхнего предела указанных раз-
мерений, а у водоизмещающих
судов и превышать его. Как
правило, применяется кормовое
расположение двигателя с угло-
угловым реверс-редуктором или по-
поворотно-откидной колонкой.
Прямые передачи используются
только на тихоходных судах с
маломощными двигателями.
„Ритм" (рис. 1.26) — катер,
имеющий небольшие размеры,
но обладающий достаточной мо-
мореходностью для преодоления
волнения высотой до 1,2 м
при удалении от берега до 3 км.
Используется в качестве служебно-разъездного и для обслуживания парусных сорев-
соревнований в условиях морских заливов. Повышенная килеватость днища (до 17й на тран-
транце) обеспечивает мягкий ход на волне без заметного снижения скорости, а высокий
борт и рубка-убежище, закрывающая носовую часть судна, хорошо защищают кокпит
от брызг.
Корпус имеет плоскокилеватые обводы со скуловыми брызгоотбойниками и че-
четырьмя продольными реданами. Значительный развал бортов в носовой части увели-
увеличивает площадь палубы и объем форпика, заполненного пенопластом. Форма транца
рассчитана на установку двигателя с угловой поворотно-откидной колонкой (в ос-
основном варианте катера используется передача с угловым реверс-редуктором).
Корпус формуется из стеклопластика; толщина наружной обшивки днища 5—6 мм,
бортов 4—5 мм. Палуба с рубкой также цельноформованной конструкции из стекло-
стеклопластика. Днище, подкреплено коробчатыми стрингерами из пенопласта, оклеенного
стеклопластиком.
В кокпите предусмотрены три сиденья: два в корме по обе стороны от капота
двигателя и одно для водителя — впереди. Рубка-убежище оборудована мягкими ди-
диванами с рундуками под ними.
С серийным двигателем М8ЧСПУ-100-1 максимальная скорость катера 45 км/ч,
при полной нагрузке — 42 км/ч.
Тримаран С-54 (рис. 1.27) предназначен для обслуживания водноспортивных
соревнований, несения спасательной службы. Рассчитанный на высокую скорость,
он обладает ограниченной мореходностью. Корпус имеет тримаранные обводы со спон-
сонами, доходящими до транца. Помимо обеспечения статической и динамической
остойчивости, зто позволило получить полезную площадь, достаточную для оборудова-
оборудования рубки-убежища, не слишком просторной, но обеспечивающей всему экипажу укры-
укрытие от непогоды и надежно защищающей кокпит от забрызгивают. Кормовая от миделя
часть корпуса занята двигателем с угловым реверс-редуктором, поэтому в кокпите
на диване могут разместиться лишь 3 чел.
28
Днище имеет умеренную килеватость, уменьшающуюся от 20° на миделе до 12°
на транце. Корпус собран из двух стеклопластиковых блоков — собственно корпуса
и палубы. Фланцы на стыке облицованы резиновым профилем, образующим приваль-
привальный брус по всему периметру корпуса. Толщина обшивки составляет 7-10 мм, что обе-
обеспечивает высокую прочность корпуса, но вместе с тем делает его массу выше, чем у со-
сопоставимых по размерениям судов с обшивкой из легких сплавов или фанеры. Шпан-
гоутные рамки из шести слоев стеклоткани формуются прямо в корпусе. Продольным
набором служат два днищевых и два бортовых стрингера из пенопласта, оклеенного
стеклотканью:'
Конвертированный автомобильный двигатель М8ЧСПУ-100-1 мощностью 73,5 кВт
A00 л. с.) позволяет катеру с одним водителем развивать скорость 50 км/ч, с 5 чел. —
40 км/ч.
,Лмур" (рис. 1.28) — прогулочно-туристский катер, который во всех вариантах
(„Амур", „Амур-М", „Амур-2", „Амур-3" и „Восток") находит также применение
в качестве буксировщика воднолыжников, спасательного и патрульного судна. Вогнуто-
килеватые обводы корпуса характеризуются умеренной килеватостью у транца
и подъемом скулы у форштевня. Допускается эксплуатация катера с удалением от
берега до 5 км при волне высотой до 0,75 м. Корпус клепажхварной конструкции
изготовлен иэ дюралюминия Д16АТ. На „Амуре-2" и „Амуре-3" для корпуса применен
сплав АМг5М.
На катерах серии .„Амур" устанавливается конвертированный двигатель авто-
автомобиля „Москвич-412". На „Амуре" и „Амуре-М" передача на винт осуществляется
Й1С. 1.27. Тримаран С-54
29
о
Рис. 1.28. Катер „Амур-2"
Рис,
. 1.29. Воднолыжный буксировщик „Борей"
Рис. 1.30. Водоизмещающий туристский катер
Рис. 1.31. Катер „Струйка"
через угловой реверс-редуктор. На „Амуре-2" и „Амуре-3" размещаются поворотно-
откидные угловые колонки. На базе „Амура-3" разработан вариант водометного катера
„Восток". Скорость катеров с полной нагрузкой и гребным винтом составляет 40 км/ч,
водометного катера — 37 км/ч.
„Борей" (рис." 1.29) — катер, предназначенный для обеспечения тренировок и со-
соревнований по воднолыжному спорту. Места для экипажа из 2—3 чел., кресло рулевого
и диван, на котором тренер и судья сидят лицом в корму, — оборудованы^ носовой
части кокпита, а объем в районе миделя занят двигателем. Такая планировка позво-
позволяет применять наиболее простую — прямую передачу мощности на гребной винт.
Предусмотрена установка двигателей широкого мощностного ряда. Серийные суда
в основном оснащены двигателями М8ЧСПУ-100 и М100ВС, обеспечивающими ско-
скорость 50—52 км/ч. С конвертированным двигателем ГАЗ-13 катер развивает скорость
60 км/ч.
Конструктивно судно состоит из корпуса, палубы и днищевого коробчатого стрин-
стрингера, отформованных из стеклопластика. Толщина обшивки днища 5 мм, палубы 4 мм.
Водоизмещающий туристский катер (рис. 1.30) имеет круглоскулые обводы
(теоретический чертеж судна приводится в гл. 10), рассчитанные на плавание с полным
грузом со скоростью 11—17 км/ч.при установке' двигателей мощностью 4,4—9,9 кВт
F—13,5 л. с.). Размещение моторного отсека в корме позволило применить планиров-
планировку, отвечающую основному назначению судна. Большая часть полезного объема занята
просторным кокпитом с продольными банками-рундуками. Установка в его носовой
части съемной рубки позволяет оборудовать здесь спальные места. Катер можно ис-
использовать и для хозяйственных целей — в этом случае корпус остается полностью
открытым, что удобно для размещения грузов. Кроме рундуков под банками для
хранения снаряжения используется герметически закрытый форпик с доступом через
люк на палубе. Такой же водонепроницаемый отсек в ахтерпике предусмотрен для
бензобака и канистр.
Корпус катера представляет собой цельноформовэнную оболочку из стеклопласти-
стеклопластика с вклеенными в нее переборками, фундаментом под двигатель и банками-рундука-
банками-рундуками. Палуба формуется отдельно. Набор практически отсутствует. Прочность и жесткость
корпуса обеспечиваются переборками, стенками рундуков и соответствующей про-
профилировкой пластмассовой оболочки. Толщина обшивки корпуса 5 мм, палубы
и рубки 9 мм.
„Струйка" (рис. 1.31) — катер (теоретический чертеж помещен в гл.! 10) любитель-
любительской постройки. Рассчитан на плавание по рекам с быстрым течением. Корпус с боль-
большим удлинением {LIB =5,4) вследствие применения комбинированных обводов с ок-
округлыми килеватыми образованиями днища в носовой части и почти плоскими остро-
скулыми — в кормовой обеспечивают экономичную эксплуатацию как в водоизме-
щающем, так и в переходном режимах в диапазоне скоростей 10—18 км/ч с мотора-
моторами мощностью 2—8,8 кВт C—12 л. с.). Высоко поднятая в носу скула с плавным пере-
переходом днищевых ветвей шпангоутов в бортовые позволяет катеру легко всходить
на волну, хотя из-за малой ширины и низких бортов его нельзя рекомендовать для
эксплуатации на открытых водохранилищах с большим удалением от берега.
Моторный отсек делит корпус на кормовой и носовой участки. Носовая часть
запалублена. Внутренняя планировка выбирается в зависимости от назначения катера,
который можно использовать для продолжительных плаваний, рыбной ловли и хо-
хозяйственных перевозок. Водитель обычно размещается в кормовом кокпите.
Конструкция разработана с расчетом на мелкосерийную постройку на верфях
местной промышленности или индивидуальную — любителями. Основным материалом
для изготовления набора и обшивки служит, сосна, часть шпангоутов D-й и 10-й) -? из
стального угольника. Обшивка устанавливается внакрой.
Катера повышенной комфортабельности (табл. 1.6). Суда этой
группы имеют длину более 5,5 м. В зависимости от назначения они могут быть обору -
31
дованы как для дальних туристских походов, так и для обслуживания спортивных
соревнований с выходом на открытую акваторию в 5-балльный ветер.
Таблица 1.6.
Характеристика
Длина наибольшая, м
Ширина наибольшая, м
Высота борта, м
Водоизмещение, т
Пассажировместимость, чел.
Допустимая мощность, кВт
(л. с.)
Характеристики катеров повышенной комфортабельности
ЛМ4-87МК
6,96
2,07
0,95
2,15
6
66,2 (90)
„Викинг"
7,1
2,3
1.3
2,1
8
95,6 A30)
„Баклан"
7,2
2,2
0,9
3
6
9,9 A3,5)
Проект Бича
7,46
2,62
1,7
3,1
4
63,2 (86)
„Максим"
7,6
3
1,3
2,1
6
44,8 F1)
ЛМ4-87МК (рис. 1.32) — модификация базовой модели 87М. По сравнению с ней
в новом проекте изменены размерения и архитектура, установлен более мощный дви-
двигатель М8ЧСПУ-100-1. Поперечными переборками корпус разделен на форпик, каюту,
кокпит и моторный отсек. В форпике хранится шкиперский инвентарь. В каюте раз-
размещены откидной столик, диван и кресло, которые могут быть преобразованы в че-
четыре спальных места. Предусмотрена естественная приточная вентиляция через козырь-
козырьки и воздухораспределители. В кокпите расположены пост управления, два кресла
и кормовой диван. По бортам между 8-м и 9-м шп. размещены две топливные цистерны.
Передача мощности на гребной винт осуществляется через угловой реверс-редуктор,
который вместе с двигателем размещен в моторном отсеке.
Корпус имеет остроскулые обводы с малой килеватостью днища и отгибом его
в районе скулы. Набор выполнен из древесины хвойных пород, обшивка — из фанеры
ФСФ и БС-1 толщиной 5 и 7 мм.
Рис. 1.32. Катер ЛМ4-87МК
32
Катер обладает достаточной мореходностью и пригоден для эксплуатации на волне
высотой до 1,2 м, однако из-за малой килеватости корпуса при этом приходится огра-
ограничивать скорость.
„Викинг" (рис. 1.33) имеет две модификации: судно с небольшой каютой и про-
просторным кокпитом и полностью открытым корпусом со смотровой площадкой 3-метро-
3-метровой высоты. Основное назначение катера — обслуживание соревнований по парусному
спорту, может также использоваться в качестве туристского и разъездного.
Корпус имеет обводы типа моногедрон с углом килеватости днища на транце 18",
что позволяет развивать полную скорость на волне до 0,5 м. На днище катера по обе
стороны от киля установлено по два продольных редана, а на скуле — брызгоотбойник.
Корпус собран из трех секций: собственно корпуса, палубы и козырька ходового
мостика вместе с мачтой, отформованных из стеклопластика. Продольными связями
служат шесть днищевых стрингеров из пенопласта, оклеенного стеклотканью. Роль
поперечного набора выполняют переборки.
Своеобразный внешний вид катеру придает расположенный на крыше рубки ходо-
ходовой мостик, боковые плоскости которого переходят в П-образную мачту, одновремен-
одновременно служащую каркасом для стояночного тента. Каюта, занимающая большую часть
судна, разделена полупереборкой на спальный отсек для 3—4 чел. и (ближе к корме)
кают-компанию на 6—8 чел. Бортовые диваны кают-компании преобразуются в два
спальных места. Каюта вентилируется через установленные на крыше вентиляционные
головки.
Пульт управления катером вынесен на ходовой мостик, куда ведут два трапа,
установленные по обе стороны от входа в каюту. Площадь кокпита достаточна, чтобы
здесь разместился весь экипаж.
НЕ БОЛЕЕ »И КИНГИ В
ОДНИ РУКИ И 2ХВДВЕ
КОЛОХ2А
Рис. 1.33. Катер „Викинг"
2 Зак. 738
33
Рис. 1.34. Катер „Баклан"
На катерах „Викинг" устанавливаются угловые колонки шведской фирмы „Вольво-
Пента" с дизелем мощностью 95,6 кВт A30 л. с.) или бензиновым двигателем мощно-
мощностью 165 кВт B25 л. с). С первым они развивают скорость 50 км/ч, со вто-
вторым — 60 км/ч.
„Баклан" (рис. 1.34) — водоизмещающий круглоскулый катер (теоретический
чертеж приведен в гл. 10) для дальнего туризма по рекам и водохранилищам. Рас-
Рассчитан на установку двигателя малой мощности. Оригинальная компоновка судна раз-
разработана Ю. Н. Бирюковым на основе деревянных катеров, строившихся на Соломбаль-
ской верфи. Обводы этих катеров воспроизводят форму карбасов поморов, но кон-
конструкция облегчена и усовершенствована.
По сравнению с соломбальскими катерами „Баклан" имеет более комфортабель-
комфортабельную планировку. Экипаж размещается в двух изолированных каютах, что делает катер
особенно удобным для семейных путешествий. В каждой каюте по два спальных места.
В носовой каюте оборудованы также два платяных шкафа, конструкция которых
служит одновременно подкреплением крышки рубки, необходимого в случае установ-
установки предусмотренного парусного вооружения. Под диванами в каюте, а также под си-
сиденьями в кокпите устроены рундуки для хранения снаряжения.
Двигатель мощностью 9,9 кВт A3,5 л. с.) устанавливается в кокпите и закрывает-
закрывается капотом, который в хорошую погоду используется в качестве обеденного стола.
Мощность на гребной вал передается на прямую через шарнир Гука.
Набор, переборки и транец изготовлены из дуба. Обшивка клинкерная из полос
7-миллиметровой бакелизированной фанеры. Допустима обшивка и из сосновых досок,
как зто' делается на соломбальских катерах.
Катер проекта Д. Бича (рис. 1.35) — обладает такими качествами, как. высокая
мореходность, надежность и долговечность при относительно экономичной эксплуата-
эксплуатации. Конструкция выполнена в соответствии с правилами Регистра Ллойда для построй-
постройки деревянных яхт. Расстояние между гнутыми шпангоутами 240 мм. Киль и дейдвуд-
ные брусья выполнены из сосны. Обшивка из красного дерева двойная с толщинами
внутреннего слоя 19 мм и наружного 13 мм. Снаружи корпус оклеивается стеклопла-
стеклопластиком.
Круглоскулые обводы катера с заметным подъемом днища к широкому транцу
рассчитаны на плавание в широком диапазоне скоростей, с двигателями мощностью
от 15'до 73,5 кВт (от 20 до 100 л. с.). С 86-сильным двигателем скорость катера состав-
составляет 22,5 км/ч. Острые ватерлинии и развал бортов в носовой части обеспечивают
хорошую всхожесть на волну.
34 .
Рис. 1.35. Катер по проекту Д. Бича
Рис. 1.36. Катер „Максим"
35
Просторная C,0 X 2,5 м) каюта размещена в наиболее широкой — кормовой части
корпуса, а двигатель смещен в нос от миделя. В каюте установлены два дивана, служа-
служащие спальными местами , с выдвижными ящиками под ними. Предусмотрены уби-
убирающийся обеденный стол, шкаф и бюро-этажерка. В помещении, расположенном перед
кокпитом, находятся туалет, раковина-умывальник и шкаф для одежды. Форпик с лю-
люком на палубе и сдвижной дверцей в таранной переборке используется для шкипер-
шкиперского имущества. В кокпите установлены два сиденья — для рулевого и его напарни-
напарника по вахте. От брызг и ветра их защищает высокое стекло, в дождь, может быть по-
поставлен тент. Малая площадь кокпита компенсируется крышей кормовой надстройки,
с которой идет трап на транцевую площадку.
„Максим" (рис. 1.36) — катер шведской постройки. Имеет остроскулые обводы
малой килеватости G° на транце). Рассчитан на плавание в переходном режиме в диа-
диапазоне скоростей 20—24 км/ч. Корпус отформован из стеклопластика методом напы-
напыления, поэтому обшивка имеет большие толщины, чем у сопоставимых судов, корпуса
которых изготовлены ручной формовкой. Развитый плавник способствует уменьшению
дрейфа в свежий ветер и устойчивости катера на курсе, а также предохраняет от повре-
повреждений винт и дейдвуд угловой неповоротной и неоткидывающейся колонки. Скомпо-
Скомпонованный с колонкой двигатель размещен близ миделя и занимает минимум полезного
объема. При относительно небольших размерениях катер располагает достаточно ком-
комфортабельными помещениями для 5—6 чел.
На судне три каюты. Носовая — двухместная, с V-образным расположением дива-
диванов, преобразуемых в двухспальную койку. В средней каюте полутораспальная койка
размещена по-яхтенному — под палубой с просветом до подволока 0,7 м. Наиболее
удобна кормовая каюта высотой 1,6 м, в которой размещены двухспальная койка
и платяной шкаф. Для размещения снаряжения используются пространства под дива-
диванами и в форпике.
При наличии столь значительных объемов жилых помещений на катере оборудован
просторный кокпит, в котором одновременно может разместиться весь экипаж.
К недостаткам проекта следует отнести повышенный дифферент при максималь-
максимальной скорости и значительную парусность корпуса с надстройками.
1.3. Плавучие дачи
К судам этого типа (табл. 1.7) в основном относятся комфортабельные сооруже-
сооружения с помещениями высотой в полный рост человека, просторной палубой, с оборудо-
оборудованием, необходимым для длительного отдыха. Преимущественно это тихоходные
суда, что обусловлено их значительной парусностью и сравнительно малой мощностью
Таблица 1.7.
Характеристика
Длина наибольшая, м
Ширина наибольшая, м
Высота борта, м
Осадка, м
Водоизмещение, т
Пассажировместимость, чел.
Мощность двигателя, кВт
(л. с.)
„Золушка"
4,07
2,04
0,75
0,27
0,75
3
5,9 (8)
Характеристики плавучих дач
„Дон"
в сборе
5,06
1,8
0,54
0,21
0,7
5
22 C0)
носовая
секция
3,02
1,75
0,5
0,21
0,3
3
22 C0)
Проект
Д. Бича
6,05
л 2,43
0,98
0,32
1,3
4
11-103
A5-140)
„Аленушка"
5,05
2,4
0,6
0,24
2,1
4
14,7 B0)
36
Рис. 1.37. Плавучая дача „Золушка"
устанавливаемых двигателей.
Район плавания плавучих дач
обычно ограничивается внутрен-
внутренними водными путями с вы-
выходом на открытые акватории в
тихую погоду. Плавучие дачи
используются для плаваний на
небольшие расстояния с длитель-
длительными стоянками в укрытых
от волн бухтах.
Намечается расширение об-
области использования плавучих
дач за счет повышения их море-
мореходности, создания облегченных
конструкций, позволяющих при
определенных условиях разви-
развивать скорости, соответствующие
режиму глиссирования. За ру-
рубежом особый интерес к судам
такого типа проявляется в стра-
странах, где водный туризм связан
с выходом в прибрежные рай-
районы морей.
Для обеспечения необходимой по условиям эксплуатации остойчивости плавучие
дачи имеют большую ширину, плоское или малой килеватости днище; нередко при-
применяются катамаранные конструкции.
„Золушка" (рис. 1.37) — плавдача-катамаран, спроектированная В. Б. Осипчуком
с расчетом на индивидуальную постройку. Несмотря на минимальные для данного типа
судов размерения, в полной мере соответствует своему назначению. В каюте, рассчи-
рассчитанной на экипаж из 2—3 чел. (семейный вариант), установлены два дивана. Третье
спальное место — подвесная койка. Диван по левому борту преобразуется в обеденный
уголок, состоящий из складного столика и двух мягких сидений. Высота каюты от
настила до подволока 1,73 м. В носу по правому борту размещается рулевое управле-
управление. Место рулевого образуется путем переноса передней подушки дивана на среднюю.
Над кормовой частью правого дивана подвешена газовая плита, в хорошую погоду
она выносится в кокпит.
Малая площадь в оконечностях плавучей дачи компенсируется крышей, удлинен-
удлиненной носовым козырьком, которая на стоянке может использоваться в качестве солярия.
Плавучая дача разбирается, что облегчает перевозку ее железнодорожным транспор-
транспортом. В собранном виде „Золушку" можно перевозить на грузовой машине.
В качестве основных материалов использована фанера, сосновые бруски и рейки.
По мореходным качествам плавучая дача пригодна для эксплуатации только на
реках и малых озерах. Скорость с подвесным мотором мощностью 4—6 кВт E—8 л. с.)
составляет 10—12 км/ч.
,Мон" (рис. 1.38) — серийно строящаяся плавучая дача оригинальной конструкции.
Транспортировка осуществляется на прицепе за автомобилем. Дачу можно использо-
использовать и в качестве домика, а также для буксировки воднолыжника. Для уменьшения
массы жесткая надстройка заменена тентом, который устанавливается только на стоян-
стоянке, ограничены размерения — особенно высота борта и безнаборной конструкции корпу-
корпуса из легкого сплава Д16. Корпус состоит из двух легко расстыковываемых секций:
кормовой, имеющей днище малой килеватости с продольными реданами, и носовой
с катамаранными обводами. В месте перехода катамаранных обводов в плоскокиле-
ватые в туннеле между корпусами установлен гидрощиток.
В кормовой секции вдоль бортов размещены два дивана с рундуками под ними,
перед транцем выделен моторный отсек, в котором достаточно места для хранения
37
бензобака и канистр. Имеется
мягкое сиденье для водителя,
предусмотрен откидной сто-
столик. Носовая секция отде-
отделяется от кормовой поло-
пологом и представляет собой
изолированное помещение, в
котором могут быть обору-
оборудованы два спальных места.
В ее кормовой части выде-
выделен моторный отсек, который
используется при эксплуата-
эксплуатации секции в качестве мото-
мотолодки. Предусмотрен, кроме
того, средний багажник. При
перевозке за автомобилем но-
носовая секция укладывается вверх дном на кормовую и вместе они образуют компакт-
компактный прицеп с одноосной, снабженной дышлом тележкой. Нормальная загрузка плаву-
плавучей дачи 4 чел. Она может вместить и шестерых, но скорость при этом падает с 37 до
20 км/ч. Используемая в качестве мотолодки носовая секция вмещает до 3 чел. и с 30-
сильным мотором легко выходит на глиссирование.
Рис. 1.38. Плавучая дача „Дон"
Рис.
1.39. Проект
Д. Бича
38
Дача проекта Д. Бича (рис. 139) развивает идеи, положенные в основу так назы-
называемых „палубных лодок", пользующихся большой популярностью в США. Их отли-
отличают прямоугольная в плане палуба, предоставляющая простор для любого рода пла-
планировки, и мореходные — тримаранные или килеватые — обводы днища. Близким
аналогом палубной лодки может служить мотолодка „Шторм", описание которой при-
приведено выше.
Д. Бич разрабатывал свой проект с расчетом на индивидуальную постройку. Для
обшивки предусмотрена водостойкая фанера — авиационная толщиной 8 мм или баке-
лизированная толщиной 6—7 мм. Натесные шпангоуты со шпацией 600 мм и стрингеры
изготовляются из сосновых реек. Предусмотрена возможность использования мото-
моторов широкого мощностного ряда. Упрощенные плоскокилеватые обводы рассчитаны
на экономичное плавание в водоизмещающем режиме, чему способствует подъем дни-
днища к транцу, с мотором мощностью 11—18,4 кВт A5—25 л. с.). Плоское в корме днище
позволяет без значительного дифферента выходить на глиссирование при установке
мотора мощностью более 44 кВт F0 л. с). Развитый килевой плавник предохраняет
гребной винт от поломок при посадках на мель и уменьшает дрейф при боковом ветре.
Основную часть площади палубы занимает самоотливной кокпит площадью 2,08 X
X 1,54 м, дно которого поднято над КВЛ на 200 мм. Здесь по мере необходимости
либо устраиваются спальные места, либо устанавливаются раскладные стулья и обе-
обеденный стол. Пассажиры в кокпите надежно защищены от ветра , брызг с носа и кормы
надстройками, а с бортов — фальшбортами. Тент с матерчатыми боковинами превра-
превращает кокпит в каюту с высотой подволока 1,9 м. На ночлег в ней могут располо-
расположиться 3—4 чел.
Надстройки выполняют роль подсобных помещений. В кормовой установлены
раковина-умывальник, газовая плита, унитаз. Высота помещения 1,83 м, вход в него
предусмотрен через сдвижные двери с палубы и из кокпита. В носовой надстройке
оборудованы шкафы для одежды и походного снаряжения. Вместительной кладовой
служит форпик. Такая же кладовая в ахтерпике используется под моторный отсек,
где кроме двигателя размещаются цистерны с горючим.
„Аленушка" (рис. 1.40) — плавучая дача, выпускавшаяся небольшой серией Свир-
ской судоверфью. Предназначена для продолжительного отдыха на реках, озерах и водо-
водохранилищах с удалением от берега до 1 км при волне до 0,5 м. Скорость на тихой воде
Рис. 1.40. Плавучая дача
„Аленушка"
39
при полной нагрузке с подвесным мотором мощностью 15 кВт B0 л.с.) составляет
10 км/ч.
Плоскодонный с носовым подрезом корпус в виде понтона собран из стальных
листов толщиной 2 мм. Надстройка деревянная с каркасом из брусков, обшитым
фанерой снаружи и изнутри. Жилые помещения высотой в полный рост человека состоят
из двух кают, разделенных шкафами для одежды и снаряжения. Мягкие диваны в обеих
каютах раскладываются, образуя двухспальные места. Под ними предусмотрены рунду-
рундуки. В носовой каюте выделен обеденный уголок с мягкими сиденьями и складным
столом. На камбузе по правому борту кормовой каюты размещены газовая плита,
раковина-мойка с бачком, для пресной воды, разделочный стол с ящиками для продук-
продуктов и посуды. На кормовой площадке с левого борта находится место рулевого. Места
для отдыха на открытом воздухе предусмотрены под тентом на носовой палубе, а также
на просторной G,6 мО крыше надстройки.
2. ПАРУСНЫЕ СУДА
По назначению парусные суда для туризма и спорта делятся на гоночные, крейсер-
ско-гоночные, крейсерские (туристские) и прогулочные.
По способу противодействия крену и дрейфу при ходе под парусами различают
три основных типа судов: килевые яхты (далее — яхты), у которых восстанавливаю-
восстанавливающий момент создает главным образом балласт, апротиводействие дрейфу — развитый
киль-плавник; швертботы, у которых противодействие крену обеспечивается за счет
остойчивости формы и перемещения на наветренный борт экипажа, а поперечная сила —
подъемным швертом; многокорпусные суда, обладающие высокой начальной остой-
остойчивостью за счет разнесенных по ширине корпусов; поперечная сила создается у них
либо самими корпусами, либо швертами или шверцами.
По оснастке в зависимости от числа мачт и парусов различают: кзт — одномачтовое
судно с одним парусом — гротом; шлюп — одномачтовое судно с двумя парусами —
гротом и стакселем; тендер — одномачтовое судно с тремя парусами — гротом, стак-
стакселем и кливером; иол — двухмачтовое судно с задней мачтой бизанью, устанавливае-
устанавливаемой в корму от головки баллера руля и несущей парус площадью 10—12 % общей
парусности; кеч — двухмачтовое судно с бизанью площадью 20—25 % общей парусности,
устанавливаемой в нос от баллера руля; шхуна — двух- и более мачтовое судно с косым
вооружением, у двухмачтовой шхуны парус на передней мачте — фок — по площади
больше заднего — грота.
Паруса по форме и способу их постановки делятся на прямые и косые. Первые
в настоящее' время находят применение как вспомогательные, вторые используются
в качестве основных практически на всех парусных судах, предназначенных для спорта
и туризма. Косые паруса подразделяются на следующие основные типы: бермудские —
паруса треугольной формы, передняя шкаторина которых крепится к мачте или штагу,
а нижняя — к гику или остается свободной; гафельные — паруса в форме трапеции,
верхняя шкаторина которых крепится к гафелю, а передняя и нижняя, как у бермуд-
бермудских; рейковые паруса, у которых верхняя шкаторина крепится к наклонному рейку,
поднимаемому на мачту, а остальные свободные; шпринтовые — по форме близкие
к прямоугольнику, растягиваемые за верхний задний угол с помощью шпринтова —
рейка. Наиболее эффективны из парусов названных типов бермудские.
Суда, предназначенные только для гонок, делятся на классы, согласно правилам
спортивной классификации, которой они объединяются в группы судов, близких или
сопоставимых по своим ходовым качествам.
Большинство современных гоночных яхт и швертботов относятся к классу судов-
монотипов. Они строятся по одинаковым чертежам при строгом соблюдении правил
40
постройки и обмера, обеспечивающих идентичность формы корпуса, размеров парусов
и весовых характеристик для каждого класса. С расширением применения стеклопла-
стеклопластика принцип монотипизации получил дальнейшее развитие в виде так называемых
„продукционных классов", идентичность характеристик которых обеспечивается приме-
применением эталонной оснастки для формования корпуса, поставляемой головным пред-
предприятием, строго одинакового материала для корпуса и дельных вещей, раскроя пару-
парусов по стандартным шаблонам и т. п.
Менее строгие ограничения имеют суда свободных классов. Обычно для них лими-
лимитируются главные размерения, площадь парусности, иногда некоторые элементы плани-
планировки корпуса и кают, размеры основных деталей набора. В то же время конструктору
предоставляется свобода в выборе обводов и некоторых других важных для ходкости
элементов.
Для крейсерско-гоночных яхт разработаны правила обмера, позволяющие с учетом
основных характеристик, влияющих на ходовые качества судна, дать ему гандикап
в гонках. По принятым в СССР международным правилам для яхт открытого моря
IOR (International Offshore Rule) обмерный балл вычисляется по формуле MR =
= [@.13Z, SC/y/BD) + 0,25L + 0,20SC + DC+ FQDLF.
Полученный результат с учетом штрафных поправок и бонусов пересчитывается
в гоночный баллЯ =MR-EPFCGFMAF-SMF-LRPCBF, где L — гоночная длина, полу-
получаемая замером расстояния между поперечными сечениями корпуса в носу и корме,
где длина цепного охвата корпуса в плоскости шпангоута равна соответственно 0,5
и 0,75 обмерной величины В, и вычетом из этого расстояния поправок на полноту но-
носового и кормового свесов яхты; SC — условная величина парусности, представляю-,
щая собой квадратный корень из обмерной площади парусности, откорректирован-
откорректированной с учетом соотношения площади парусности и раэмерений корпуса яхты (на шлюпке
и тендере обмерная площадь парусности состоит из площади переднего парусного
треугольника и площади грота; получается расчетом по замерам высоты и основания
переднего парусного треугольника, высоты мачты и длины гика, на которые может
растягиваться парус); D — условная глубина трюма, рассчитываемая по замерам внут-
внутренней глубины корпуса от ватерлинии в трех точках по ширине на миделе и в одной
точке в определенном сечении в носу; DC — поправка на осадку, рассчитываемая в за-
зависимости от разности между фактической осадкой яхты и базовой DB =0,146/, +
+ 0,61 м; FC — поправка на высоту надводного борта в зависимости от разности между
фактической высотой борта и базовой FB =0,057/, + 0,366 м; DLF — фактор „водо-
„водоизмещение — длина", учитывающий полноту подводной части корпуса яхты относитель-
относительно ее обмерной длины; EPF — поправка на стационарный двигатель и гребной винт,
определяется в зависимости от массы двигателя, его места от миделя, диаметра винта
и типа его установки; CGF — поправка на остойчивость яхты, определяемая по опыту
ее кренования; MAF — поправка на подвижные подводные части, которые придают
килю несимметричный профиль; SMF — поправка на материал рангоута; LRP — штраф
за низкое расположение оснастки, который учитывается, если какая-либо снасть стоя-
стоячего такелажа крепится на мачте ниже, чем на 1/4 высоты, измеренной от уровня борта
Та бп ица
Класс
яхты
Минитонник
1/4-тонник
Полутонник
3/4-тонник
Однотонник
Двухтонник
2. 1. Ориентировочные размерения крейсерско-гоночных яхт тонных классов
Гоночный балл IOR
футы
16,5
18
21,7
24,5
27,5
32
м
5,03
5,5
6,6
7,47
8,38
9,75
Наи-
Наибольшая
длина, м
6,5
7,6
9,2
10,4
11,4
12,8
Длина
по
КВЛ.м
5
5,8
6,9
7,8
8,7
10,2
Ширина,
м
2,3
2,6
2,9
3,2
3,5
3,8
Водоизме-
Водоизмещение, т
1,2
1,8
3,3
4,8
6,8
9,5
Площадь
парус-
парусности, м2
18
24
35
45
58
73
41
до блока фала генуэзского стакселя; CBF — фактор шверта (для килевых яхт —
единица).
Величина гоночного балла получается близкой к длине яхты по ватерлинии и яв-
является основанием для разбивки яхт на классы по IOR.
В связи со сложностью проведения гандикапных гонок имеется тенденция преиму-
преимущественного строительства яхт с фиксированной величиной гоночного балла — так на-
называемых тонников (табл. 2.1).
В СССР получили распространение яхты мини-, четверть-, полу-, и однотонного
классов.
Комитет по физической культуре и спорту при СМ СССР каждые пять лет ут-
утверждает Правила классификации, постройки и обмера спортивных яхт, принятых
в СССР. Они состоят из трех частей:
I. Общие правила классификации, постройки и обмера.
П. Частные правила для гоночных яхт международных классов.
III. Международные правила и инструкции по обмеру крейсерско-гоночных яхт
по формуле IOR.
2.1. Яхты
По расположению и способу крепления киля яхты делятся на три группы: с одним
килем, закрепленным в ДП; с двумя скуловыми килями; компромиссы, у которых
нижняя часть киля подъемная.
Однокилевые яхты (табл. 2.1—2.5). Эти яхты получили наибольшее распро-
распространение. К ним относятся все гоночные и крейсерско-гоночные суда.
Масса балластного киля однокилевой яхты составляет 25—45 % водоизмещения
судна. При длинной килевой линии для обеспечения эффективного противодействия
дрейфу площадь погруженной части ДП составляет 1/5 площади парусности, при плавни-
плавниковом киле — 1/12.
„Револьвер" (рис. 2.1) — яхта, спроектированная И. Сиденко в рамках требований
минитонного класса (табл. 2.2). Помимо гоночного балла E,03 м), этими требования-
требованиями оговариваются: максимальная ширина — 2,5 м, минимальная масса с оборудованием
и парусами, но без подвесного мотора, запасов и снабжения — 800 кг; масса балласт-
балластного киля - в пределах 30-40 % водоизмещения; поправка на остойчивость CGF =
=0,98; минимум комфорта — две постоянные койки длиной 1,9 м и шириной
0,55 м в голове и 0,35 м в ногах, высота от пайолов до бимсов 1,25 м при длине про-
прохода 1,2 м и ширине 035 м, высота над диванами 0,9 м при длине сиденья 1,2 м и шири-
ширине 0,4 м, наличие камбуза — газовой плиты на карданном подвесе.
Корпус яхты формуется в матрице, сначала один борт, потом другой. Соединение
по ДП усилено приформовкой полос стеклоткани. Секции борта и палубы и соответ-
соответственно бимсы и шпангоуты соединены на винтах. Плавник прикреплен к днищу на
шпильках. Чтобы выдержать массу корпуса в пределах 300—320 кг, толщина стекло-
пластиковой обшивки принята минимальной для судов таких размерений — 4 мм для
бортов, днища и палубы и 3—3,5 мм для рубки.
Парусное вооружение сконструировано на базе гоночной яхты „Солинг". Для
рангоута применен цельнотянутый алюминиевый профиль. Обводы яхты выбраны из
расчета на участие в гонках прежде всего при слабом и умеренном ветрах. Лучшие
ходовые качества она имеет при скорости ветра 7 м/с, однако и в более свежий (до
14 м/с) ветер яхта достаточно конкурентоспособна. Лавировочный угол около 70 .
На ночлег в рубке могут разместиться 3 чел. (третья койка образуется путем закла-
закладывания прохода между диванами).
,^Сонрад-24" (,Дюфур-24") - яхты (рис. 2.2), строящиеся по лицензии француз-
французской фирмы „Дюфур" на верфи им. Конрада-Коженевского в ПНР. По раэмерениям
яхта соответствует судам 1/4-тонного класса (табл. 2.3). Все в ее конструкции подчи-
42
Таблица 2,2. Характеристики яхт
минитонного класса
Характеристика
Длина наиболь-
наибольшая/по КВЛ, м
Ширина наиболь-
наибольшая, м
Осадка, м
Водоизмещение, т
Масса балласта, т •
Площадь парусно-
парусности, м*
„Револь-
„Револьвер"
(Ленин-
(Ленинградская
верфь)
6,43/5,23
2,47
1,43
0,9
0,4
25
„Соната-7"
(Англия)
6,9/5,5
2,5
1,4
1,115
0,44
24,1
„Боут"
(Англия)
6,74/5,5
2,78
1,38
0,95
0,318
20,5
Рис. 2.1. Яхта-минитонник
„Револьвер"
нено главной цели — успешному выступлению в морских гонках. Пластмассовый кор-
корпус предельно облегчен. Для обеспечения прочности и жесткости корпуса использова-
использованы детали внутреннего оборудования — продольные стенки рундуков, выгородки
шкафов и др. Обшивка подкреплена стрингерами, отформованными из стеклопластика
на пенопластовом заполнителе. Чугунный фальшкиль крепится к стальным флорам,
заформованным в обшивку днища. Палуба выполнена трехслойной с заполнителем
из гофрированного пластика.
43
Рис. 2.2. Яхта 1/4-тонного класса
„Конрад-24" („Дюфур-24")
Таблица 2.3. Характеристики яхт
четвертьтонного класса
•LJJ
Характеристика
Длина наиболь-
наибольшая/по КВЛ, м
Ширина наиболь-
наибольшая, м
Осадка, м
Водоизмещение, т
Масса балласта, т
Площадь парусно-
парусности, м2
„Конрад-
24"
(ПНР)
7,26/5,5
2,64
1,5
1,3
0,57
25,3
1/4-тон-
иик (Тал-
(Таллинская
верфь)
7,5/6
2,5
1,2
1,77
0,88
27
„Фес1^
22"
(Фран-
(Франция)
6,58/5,8
2,5
1,Н
1,79
0,43
26,05
Яхта не рассчитана на длительные крейсерские плавания, поэтому оборудования
на ней немного. Рубка образована небольшой выпуклостью палубы, позволяющей
получить предписываемую правилами высоту в каюте — 1,32 м. Вентиляционные устрой-
устройства и иллюминаторы не предусмотрены. Имеются четыре койки и портативный камбуз.
Достаточно большой объем имеет ахтерпик, в котором хранятся запасные паруса и шки-
шкиперское имущество.
Обводы корпуса с укороченным носовым свесом и сравнительно плоским в корме
днищем обеспечивают яхте хорошие ходовые качества в широком диапазоне силы вет-
ветра, чему способствует и оснащение высокоэффективным набором передних парусов.
Благодаря установке киля большого удлинения яхта идет чрезвычайно круто к ветру.
Рангоут изготовлен из алюминиевого профиля. Все фалы проведены внутри мачты.
Стоячий такелаж выполнен из нержавеющей стали. Работу со шкотами облегчают двух-
Та б л и ца ,2.4. Характеристика яхт
полутонного класса
Характеристика
Длина наиболь-
наибольшая/по КВЛ, м
Ширина наиболь-
наибольшая/по КВЛ, м
Осадка, м
Водоизмещение, т
Масса балласта, т
Площадь парусно-
парусности, м2
„Фест-
30"
(Фран-
(Франция)
9,26/7,62
3,23/2,58
1,79
3,86
1,237
37,52
„Картер-
30"
(ПНР)
9,07/-
3,08/-
1,52
3,32
_
34
СТ-31
(Ленин-
(Ленинградская
верфь)
8,88/-
3,1/-
1,7
2,55
_
51
Рис. 2.3. Полутонник „Фест-30"
44
скоростные лебедки. Предусмотрены также лебедки для фалов грота и стакселя, сна-
снастей бегучего такелажа спинакера.
В свежий ветер и на попутной волне яхта легко выходит на режим серфинга, раз-
развивая под спинакером скорость более 10 уз. Полную парусность яхта способна нести
при ветре до 6 баллов.
„Фест-30" (рис. 2.3) - яхта-полутонник постройки французской верфи „Бенето".
По ходовым качествам одно-из лучших в мире судов этого класса (табл. 2.4). Для
обводов корпуса характерны плоское днище в корме, позволяющее выходить на режим
серфинга при попутных ветрах, большое заострение ватерлиний в носу и предельно
большая для яхт подобных размерений ширина. Профилированный плавниковый киль
и балансирный руль позволяют вести яхту очень круто к ветру (до 25°).
Мачта по бортам раскреплена всего одной парой вант, крепление которых сдвину-
сдвинуто к ДП — вант-путенсы прикреплены к комингсу рубки и далее к поперечной пере-
переборке. С некоторым ущербом для надежности такая проводка позволяет с помощью
устройства для натяжения ахтерштага в широких пределах регулировать профиль
грота и центровку яхты, а также нести генуэзский стаксель на самых крутых курсах.,
В планировке „Фест-30" отражены современные требования к комфортабельности
яхт, рассчитанных на длительные плавания. Это прежде всего нашло отражение в обору-
Га блица 2.5. Характеристики ихт однотонного класса
Характеристика
Длина наибольшая/по КВЛ,
м
Ширина наибольшая/по
КВЛ, м
Осадка, м
Водоизмещение, т
Масса балласта, т
Площадь парусности, м*
„Балтик-37"
(Финляндия)
11,3/8,8
3,66/3,12
2,06
6,155
2,775
59,2
Однотонник
(Таллинская
верфь)
11/8
3/2.6
1,8
6,25
2,8
41,9
„Форвард"
(Ленинград-
(Ленинградская верфь)
11,02/9,2
3,68/2,8
1,96
5,9
1.7
64,22
„Жуэ-37"
(Франция)
10,96/9,15
3,85/3,06
1,97
7,02
3
60,82
довании двух изолированных кают — носовой
и кормовой, в каждой из которых имеется
по двуспальной койке. Просторная кают-
компания в средней части корпуса исполь-
используется в качестве обеденного салона и места
кратковременного отдыха; при необходимо-
необходимости на ее диванах могут быть устроены еще
два спальных места. В пространстве между
кают-компанией и носовой каютой разме-
размещен туалет с умывальником. В кормовой
каюте по правому борту оборудован камбуз.
Корпус яхты отформован из стекло-
стеклопластика, как и отдельные блоки его насы-
насыщения. Применение предварительно изготов-
изготовленных деталей оборудования является шагом
вперед в организации серийно-поточной по-
постройки яхт.
„Балтик-37" (рис. 2.4) — яхтаоднотон-
ник (табл. 2.5) постройки финляндской
верфи „Баптик Ётс". По ходовым качествам,
Рис. 2.4. Однотонник „Балтик-37"
45
мореходности и оборудованию пригодна как для гонок, так и для крейсерских похо-
походов с неограниченным районом плавания. Для обводов корпуса характерны глубоко
опущенный острый форштевень, достаточно полные кормовые образования. Это обес-
обеспечивает судну хорошую устойчивость на курсе, мягкий без ударов ход на волне. Вы-
Высокие с развалом борта позволяют держать палубу сухой при предельно допустимых
углах крена. Увеличивающаяся при этом остойчивость формы в сочетании с большой
массой балластного фальшкиля D5 % водоизмещения) дают возможность нести полную
парусность в свежий ветер. При попутном ветре силой 5 баллов и более яхта выходит
на режим серфинга, развивая скорость до 16 уэ. Наиболее высокие ходовые качества
яхта проявляет, однако, в слабый ветер, когда волна плавно без завихрений обтекает
корпуса. Киль-плавник большого удлинения и высокоэффективное парусное воору-
вооружение с системой регулировки профиля грота и положения центрального паруса поз-
позволяют устойчиво держать курс под углом 25—30" к ветру.
Рангоут выполнен из легкого сплава. Для основных вант использованы цельно-
цельнотянутые струны из нержавеющей стали. Все фалы проведены внутри мачты. Основная
часть бегучего такелажа выведена через блоки в кокпит, перед которым на крыше
рубки установлена система стопоров. Низкая, незначительно выступающая над палубой
рубка не создает помех в работе с парусами. Благодаря большой высоте бортов высота
каюты позволяет стоять во весь рост.
В корме оборудована комфортабельная изолированная каюта с двуспальной кой-
койкой, креслом и шкафом. В центральной каюте размещены стол и четыре спальных
места — два на диванах и два подвесных. Еще два спальных места предусмотрены в фор*-
пиковой каюте. В районе миделя по правому борту оборудовано место штурмана,
куда выведены показания всех приборов (лага, эхолота, указателей курса, силы и на-
направления ветра и др.). По левому борту напротив штурманского стола размещен
камбуз. В пространстве между центральной и носовой каютами по правому борту вы-
выгорожен туалет с умывальником и душем, в ДП над двигателем — место для штор-
штормовой одежды, по левому борту -•- шкаф для одежды и продуктовая кладовая.
Корпус яхты имеет сандвичевую конструкцию из стеклопластиковых оболочек
с заполнителем из поперечных срезов бальсового дерева.
Яхты-компромиссы и яхты со скуловыми килями
(табл. 2.6). Компромиссы, а также яхты со скуловыми килями представляют проме-
промежуточную группу между однокилевыми яхтами и швертботами и культивируются
преимущественно в странах, расположенных у открытых морей и океанов. Перемен-
Переменные глубины в районах с приливно-отливными течениями,' высокая балльность ветра
и волнения предопределяют необходимость иметь здесь суда с ограниченной осадкой
и достаточно высокими мореходными качествами. Кроме того, двухскуловые яхты
можно поставить на грунт при отливах для проведения мелкого ремонта, очистки
Таблица 2.6. Характеристики яхты-компромисс и яхт с двумя килями
Характеристика
Длина наибольшая/по КВЛ,
м
Ширина наибольшая/по
КВЛ, м
Осадка корпусом/швертом,
м
Водоизмещение, т
Масса балласта, т
Площадь парусности, м2
„Ассоль" (СССР)
компромисс
5,53/4,49
1,96/1,64
0,6/1,2
0,63
0,15
13,66
с бульбокилем
5,53/4,9
1,96/1,64
0,85
0,63
0,16
13,66
„Этап-23"
(Бельгия)
6,85/6,22
2,45/2,15
0,8/1,55
1,925
0,47
22,2
„Идиллия-83"
(Франция)
8,42/7,1
3/2,68
1,12
2,935
1,16
32
46
корпуса и т. п. Суда названных
типов находят также примене-
применение в мелководных районах,
когда требуется обеспечить бо-
более высокую, чем у шверт-
швертботов, остойчивость.
.Ассоль" (рис. 2.5) —яхта-
компромисс, предназначенная
для туристических плаваний
и прогулок. Серийно строится
по проекту ЦКБ „Нептун".
Судно имеет круглоскулые об-
обводы, удлиненную надстрой-
надстройку — бак, самоотливной кок-
кокпит. Яхту собирают из отдель-
отдельно сформованных секций кор-
корпуса (толщина обшивки
4,5 мм) и палубы с рубкой
(толщина обшивки 3,2 мм).
На бортах для повышения жест-
жесткости обшивки сделаны зиги.
Сквозь стальной фальшкиль
массой 150 кг проходит сектор
металлического шверта. Руль
с подъемным пером подвешен
на транце. Для установки под-
подвесного мотора на транце
предусмотрен кронштейн, поз-
позволяющий поднимать мотор
над водой при ходе под пару-
парусами. Водонепроницаемыми
переборками выделены ахтер-
пик и форпик, используемые
первый для хранения подвес-
подвесного мотора, второй - иму-
имущества. Каюта отделена от кок-
кокпита переборкой. Поверх фло-
ров укладывают щиты с мата-
матами, служащие спальными местами для 2 чел. Пиллерс, поддерживающий крышу рубки
в месте установки мачты, служит одновременно опорой дли откидного стола. Под
сиденьями в кокпите устроены рундуки.
Яхта вооружена бермудским шлюпом с небольшим стакселем и гротом, обору-
оборудованным патент-рифом. Мачта из легкого сплава установлена шарнирно в степсе на
крыше рубки.
Непотопляемость яхты кроме двух герметичных отсеков обеспечивается за счет
пенопласта, который заполняет носовую часть корпуса ниже ватерлинии, а также при-
применен в качестве заполнителя элементов набора и палубы. Яхта остаётся на плаву
и на ровном киле, сохраняя остойчивость, при полном затоплении каюты. Допускает-
Допускается плавание при ветре до 4—5 баллов. Скорость с 12-сильным подвесным мо-
мотором 12 км/ч.
Более высокие ходовые качества и остойчивость имеет килевой вариант „Ассоли".
„Этап-23" (рис. 2.6) — яхта бельгийской постройки. Имеет стеклопластиковый
корпус, обводы, рассчитанные на достижение режима серфинга при попутных ветрах, —
Рис. 2.5- Компромисс „Ассоль"
47
Рис. 2.6. Яхта с подъемным
бульбокилем „Этап-23"
Рис. 2.7. Двухкилевая яхта
„Идиллия-83"
широкую плоскую корму и транец, опущенный ниже ватерлинии. В то же время благо-
благодаря значительной ширине и применению балластного подъемного бульбкиля, масса
которого составляет около 25 % водоизмещения, ее остойчивость позволяет с основ-
основными парусами в галфвинд выдерживать ветер до 6 баллов.
Яхта предназначена для не слишком продолжительных плаваний в прибрежных
районах морей. Планировка — типичная для судов подобных размерений: спальные
места — два в носовой каюте и два в кают-компании — имеют нормальную длину за
счет частичного использования пространства под банками кокпита. Предусмотрены
просторный камбуз, отделенный от основного помещения стенкой колодца выдвижно-
выдвижного киля, прокачной гальюн. Вместе с тем яхта не располагает достаточными объемами
для хранения запасов воды и продуктов для многодневного плавания. Значительные
пространства в носу и в корме заполнены пенопластом, обеспечивающим судну не-
непотопляемость.
„Идиллия-83" (рис. 2.7) - двухкилевая яхта, построенная на французской верфи
„Бенето", -представляет собой типичное судно для отдыха, не слишком быстроходное,
но надежное и комфортабельное. Обводы корпуса умеренной ширины с вертикаль-
вертикальными бортами близки к классическим. Лучшие ходовые качества яхта имеет при ходе
с креном, когда один из скуловых килей принимает положение, близкое к вертикаль-
вертикальному. При посадке на ровный киль в слабый ветер из-за увеличенной смоченной по-
поверхности „Идиллия-83" заметно уступает в скорости сопоставимым килевым яхтам
и швертботам.
Большой протяженности и высоты рубка предоставляет хорошие возможности
для удобной планировки. Спальные места в форпике, каюте и „гробу" рассчитаны
на 5 чел. Просторная каюта с камбузом по правому борту оборудована газовой плитой,
мойкой, холодильным шкафом и столиком с диваном — по левому. Кормовая часть
рубки по правому борту занята туалетом с умывальником и платяным шкафом.
25-сильный дизель компенсирует слабый ход яхты в штилевую погоду и дает осно-
основание отнести ее к парусно-моторным судам.
2.2. Швертботы
По конструкции и назначению суда этого типа разделяются на гоночные, крейсер-
крейсерские и прогулочные. Большинство гоночных швертботов относится к классам моно-
монотипов. Крейсерские швертботы (табл. 2.7) представляют собой суда, рассчитанные
на длительное плавание, и по уровню комфорта мало уступают сопоставимым по раз-
мерениям килевым яхтам. Прогулочные швертботы имеют открытый или запалублен-
ный в носу корпус без рубки. По массе и размерениям они относятся к судам, пригод-
пригодным для транспортировки за автомобилем или даже на его крышевом багажнике.
Таблица 2.7. Характеристики швертботов
Характеристика
Длина наибольшая/по К6Л, м
Ширина наибольшая/по КВЛ, м
Осадка корпусом/швертом, м
Высота борта, м:
в носу
на миделе
. в корме
Водоизмещение, т
Площадь парусности, м2
Т-69
7/6
2,4/2
0,25/1,5
0,83
0,71
0,6
1,07
—
„Скат"
6,995/6
2,7/1,95
0,25/1,35
0,82
0,7
0,6
0,885
20
„Мирор-динги"
3,3/2,7
•1,4/-
0,2/1
-
—
—
0,6
6,1
49
В зависимости от размерений швертботы имеют различную мореходность, но в це-
целом район плавания судов этого типа ограничивается внутренними акваториями с вы-
выходом в прибрежные районы морей.
По конструкции швертового устройства различают швертботы с кинжальными —
втыкающимися швертами и со швертами поворотно-откидными. Первые проще по
конструкции, но менее надежны, удар о мель может привести к повреждению не только
шверта, но и корпуса судна. Вращающиеся шверты с этой точки зрения более безопас-
безопасны, но сложнее по конструкции и занимают больше свободного объема в корпусе,
поэтому их применяют в основном на крейсерских швертботах, где швертовый коло-
колодец удается встроить в дехали оборудования.
Средняя площадь шверта обычно принимается равной 1/25 площади парусности S.
Площадь профилированных швертов может быть уменьшена до 1/40 S, а секторных
Рис. 2.8. Швертбот класса Т
„Скат"
50
из металлического листа, наоборот, должна быть увеличена до 1/20 S. Масса шверта
не оказывает заметного влияния на остойчивость судна, поэтому при выборе материа-
материала принимается во внимание прежде всего обеспечение прочности самого Шверта. Швер-
ты делают из стали, легких сплавов и дерева. Применять вместо обычного шверта тяже-
тяжелый подъемный киль имеет смысл, если только его масса составляет более 25 % водо-
водоизмещения.
Крейсерские швертботы класса Т строят на Ленинградской экспе-
экспериментальной судоверфи с 1963 г. По размерениям и оборудованию они отвечают тре-
требованиям, предъявляемым к судам, рассчитанным на длительные походы. Опыт эксплу-
эксплуатации швертботов показал, что они обладают мореходностью, которая при квалифи-
квалифицированном управлении позволяет совершать плавания по таким сложным аквато-
акваториям, как Финский залив и Ладожское озеро. Модификации швертбота позволили
отработать технологию постройки судов с кругло- и остроскулыми обводами с приме-
применением реечной и фанерной обшивки.
„Скат" (рис. 2.8) - пдтый по счету вариант швертбота, построен в 1984 г. При
сохранении размерен™ предыдущих значительно отличается от них обводами и плани-
планировкой. Трапецеидальная форма поперечных сечений с двумя скулами позволила в пол-
полной мере использовать увеличенный развал бортов для повышения остойчивости. Кон-
Конструкция в то же время технологична не только в условиях верфи, но и при любитель-
любительской постройке. Статическая остойчивость дополнительно увеличивается балластом
из металлических пластин, закрепленных внутри корпуса у киля между шпангоутами.
Обшивка из водостойкой фанеры подкреплена продольным набором из сосновых
реек, которые опираются на восемь поперечных рам, являющихся элементами внут-
внутреннего оборудования. Продольным набором служат также киль и усиленные стрингеры
по линии скул. Кокпит сделан самоотливным.
Рациональная планировка помещений (в частности, использование пространства
под банками кокпита) позволила оборудовать на швертботе пять постоянных спаль-
спальных мест: одно двуспальное в форпике и три — двуспальное и односпальное — в каюте.
Высвобождению полезных объемов способствует смещение большей части швертового
колодца под кокпит.
Швертбот оснащен шлюпом с топовым вооружением, обслуживаемым малочислен-
малочисленным экипажем в длительном плавании. Предусмотрено устройство для закрутки стак-
стакселя вокруг штага.
Vac. 2.9. Швертбот „Мирор-динги"
51
„Мирор-динги" (рис. 2.9) - швертбот, благодаря большой ширине и притуплённым
носовым образованиям с форшпигелем отличающийся хорошей остойчивостью и вме-
вместительностью, что позволяет использовать его для семейных прогулок. Высоко под-
поднятая в носу скула и увеличенная по сравнению с судами таких обводов килеватость
обеспечивают швертботу хорошую всхожесть на волну. Кроме паруса он легко идет
на веслах и с подвесным мотором мощностью до 2 кВт C л. с.).
Особый интерес представляет технология постройки швертбота. Обшивка корпуса
собирается из вырезанных в размер заготовок бортов, днища и транцев, которые соеди-
соединяются проволочными скрепками с последующим проклеиванием по стыкам полоска-
полосками стеклоткани. В готовую скорлупу вставляют две поперечных переборки и переборки
бортовых воздушных ящиков, которые также по стыкам проклеиваются лентами
стеклоткани.
Парусное вооружение — шшоп-гуари с гафелем, почти параллельным мачте. Такая
конструкция удобна для перевозки автомашиной — уложенная в корпус мачта лишь
немного выступает за транец.
23. Многокорпусные суда
Три типа парусников, объединенных в эту группу,'различаются количеством кор-
корпусов, соотношением размерений и вытекающими из этих особенностей способами экс-
эксплуатации. Наибольшее распространение получили катамараны — суда с двумя соединен-
соединенными поперечными связями, идентичными по размерениям и обводам корпусами,
и тримараны, состоящие из главного корпуса и двух боковых поплавков — аутригеров.
Менее известны проа — суда с аутригером, который постоянно располагается либо с на-
наветренной стороны главного корпуса, либо с подветренной. Проа с наветренным поплав-
поплавком называются тихоокеанскими или летучими проа. Аутригер у них играет роль про-
противовеса, обеспечивающего открениванне судна в свежий ветер. При установке аутри-
аутригера с подветренной стороны главного корпуса восстанавливающий момент создается
за счет сил поддержания, возникающих при погружении поплавка в воду.
Проа этого типа получили название атлантических.
Многокорпусные парусники всех трех типов находят применение как в качестве
спортивных.судов, так и для прогулок и дальних плаваний, хотя для каждого из них
имеются предпочтительные области использования.
Многокорпусные парусные суда Малых и средних размеров нередко делают раз-
разборными, что облегчает их транспортировку. Любителями разработаны конструкции
катамаранов и тримаранов на базе байдарок и с надувными корпусами. Подробнее об
этих судах рассказано на с. 72.
Катамараны (табл. 2.8). Меньшая, чем у тримаранов масса,и лучшая по
сравнению с проа маневренность обеспечили катамаранам неоспоримое преимущество
Таблица 2.8.
характеристики катамаранов
Характеристика
Длина наибольшая/по КВЛ,
м
Ширина общая, м
Ширина корпуса по КВЛ, м
Осадка корпусом/швертом,
м
Водоизмещение, т
Площадь парусности, м3
„Хевкэт"
(Дания)
5,4/5
3,4 ¦"
0,58
0,25/1
0,8
22
„Гауя"
8,5/-
5,6
0,7
0.6
2,5
36
„Лебедь"
15,2/12,5
6,0
0,78
0,62
5.7
106
„Капитан
Виллис"
11/9,05
4,3
0,56
0,49
2,2
54,4
52
на олимпийской гоночной дистанции. Как крейсерские суда они уступают тримаранам
по уровню обитаемости.
„Хевкэт-18" (рис. 2.10) — это судно в ряду однотипных катамаранов, спроекти-
спроектированных датчанином Л. Аудропом. Имеет наименьшие размеренна, однако при длине
корпусов 5,4 м на нем предусмотрено оборудование, необходимое для достаточно про-
продолжительных плаваний экипажу из 2—3 чел. (в семейном варианте — двое взрослых
и двое детей). Мореходные качества позволяют эксплуатировать катамаран на внутрен-
внутренних акваториях. На среднем мостике оборудованы спальное место шириной 1,62 ивы-
сотой 0,8 м, камбуз с газовой плиткой и мойкой, доступ к которым открыт из правого
корпуса. В правом корпусе расположен обеденный уголок с откидным столиком и тре-
тремя сиденьями, однако ограниченные размеры помещения шириной всего 0,75 м дают
основание считать, что используется оно только в ненастную погоду. В кормовой части
левого корпуса находится полноразмерное спальное место. В нос от него размещен
туалет с умывальником, а в форпике еще одно спальное место, пригодное по размерам
для детей.
Обтекаемой формы надстройка не создает значительного аэродинамического со-
сопротивления, однако малый вертикальный клиренс — просвет между днищем мостика
и поверхностью воды — не уберегает от замывания и ударов волн в обшивку. Корпуса,
отформованы из стеклопластика. Носовой балкой служит трубчатый обтекаемого се-
сечения профиль, остальные поперечные связи изготовлены из фанеры и оклеены стекло-
стеклопластиком.
На катамаране установлено эффективное парусное вооружение, аналогичное приме-
применяемому на катамаране олимпийского класса „Торнадо". Сила бокового сопротивле-
сопротивления создается швертами, установленными в колодцах у наружных бортрв обоих кор-
4
Рис. 2.10. Катамаран „Хевкэт-18"
Рис. 2.11. Катамаран „Гауя"
53
Рис. 2.12. Катамаран М пусов. При ветре 5 баллов и не
„Лебедь" I/ \ \ слишком сильном волнении
„Хевкэт-18" способен разви-
развивать скорость до 10 уз.
„Гауя" (рис. 2.11) — ката-
катамаран, строящийся небольшой
серией на верфи рыболовец-
рыболовецкого колхоза „Царникава" по
проекту А. Эглайса. Впервые на
судах подобного типа на нем
для обеспечения поперечной
связи корпусов использована
расчалка из четырех штагов и
вант. Впоследствии аналогичная
конструкция была применена
на катамаранах более крупных
размерений — „Вента" и ,Ден-
таурус", построенных на той
же верфи. Такое решение поз-
позволило разгрузить поперечный
мост, оставив только две лег-
легкие балки в оконечностях и
подмачтовую балку, выполнен-
выполненную в виде пространственной
фермы из деревянного бруса
и стальных прутков. Палуба
моста полностью открыта, в ее
кормовую часть выведены хо-
ходовые концы снастей и ру-
рулевое управление. Поперечная
балка для крепления стаксель-шкотов и лебедки делит мостик на два кокпита. За пре-
пределами мостика натянута капроновая сетка.
Дня жилых помещений использованы корпуса, в которых оборудованы четыре
двухместные каюты (на модернизированной „Гауе-2" носовые каюты одноместные).
Предусмотрены штурманское оборудование,, необходимое для дальних морских плава-
плаваний, камбуз, туалет.
Дня упрощения конструкции судна и уменьшения его массы не предусмотрена
установка швертов. Поперечная сила создается погруженной частью корпусов и рулями
большого удлинения. Клиновидным корпусам с этой целью придана асимметричная
в плане форма.
„Лебедь" (рис. 2.12) - катамаран, проект которого разработан В. И. Лапиным.
Реализован в уменьшенном варианте под названием „Капитан Виллис" с заменой кон-
конструкций из легких сплавов фанерно-деревянными. Судно имеет неограниченный район
плавания при экипаже 6 чел. Конструкция выполнена по классической для судов этого
типа схеме. Корпуса большого удлинения соединены силовыми поперечными связями,
состоящими из коробчатых балок и переборок моста и балки обтекаемого профиля
в носу. Основные помещения расположены в рубке на мосту. В носовой части оборудо-
оборудованы две двухместные каюты, в средней — салон с диванами, столом и двумя одно-
односпальными койками по бортам, в корме — по левому борту расположен штурманский
стол, по правому — камбуз с доступом из правого корпуса. По одной одноместной
каюте предусмотрено в средней части правого и левого корпусов; Остальное простран-
пространство в них использовано для размещения парусов, снаряжения, припасов.
54
Таблица 2.9. Основные характеристики тримаранов и проа
Характеристика
Длина корпуса наиболь-
наибольшая/по КВЛ, м
Длина поплавка наиболь-
наибольшая, м
Ширина тримарана, м
Осадка корпусом/швер-
том, м
Водоизмещение, т
Площадь парусности, м1
„Супернови"
4,55/4,15
3,25
3,2
0,12/-
0,14
7-12
„Тритон"
7,15/6,5
5,58
4,2
0,5/-
0,98
24
„Байда"
12/11
10,4
7,5
0,9/1,6
5
84
Проа „Мечта"
11/10,2
11
5,7
0,65
3,2
40
Узкие, крыловидные в плане корпуса с плоским внешним и вьшуклым внутренним
бортами создают поперечную, силу, обеспечивающую без применения швертов лави-
ровку под углом до 35' к ветру. Эффективное парусное вооружение типа бермудский
шлюп дает возможность катамарану в свежий ветер достигать расчетной скорости
20 уз (на „Капитане Виллисе" была зарегистрирована скорость 17 уз).
Тримараны и проа (табл. 2.9). Большой объем среднего корпуса тримара-
тримарана дает возможность оборудовать здесь комфортабельные жилые помещения. Благода-
Благодаря этому наибольшее распространение получили крейсерские и крейсерско-гоночные
суда этого типа. '
Проа строятся в основном для достижения рекордных, скоростей на специальных
дистанциях. Известны единичные конструкции проа, на которых совершались даль-
дальние плавания, в том числе и трансокеанские.
Рис. 2.13. Тримаран „Суперновн"
Рис. 2.14. Тримаран „Тритон"
55
„Супернови" (рис. 2.13) — тримаран, спроектированный датским конструктором
П. Нильсеном. Предназначен для прогулок на внутренних водоемах, обладает хоро-
хорошими спортивными качествами и может использоваться для тренировок и обучения
парусному спорту детей. Конструкция судна предельно упрощена. Швертовое устрой-
устройство не предусмотрено. Пластмассовые корпус и поплавки соединены двумя труб-
трубчатыми балками на быстроразъемных креплениях. В разобранном виде тримаран может
перевозиться на крышевом багажнике автомобиля.
Парусное вооружение с гротом большого удлинения, имеющим свободную нижнюю
шкаторину и сквозные латы, позволяет ходить круто к ветру и развивать высокую
скорость. При размещении экипажа на наветренном поплавке тримаран откренивается
даже в свежий ветер.
„Тритон" (рис. 2.14) — судно построено по проекту В. И. Лапина рядом любителей,
которые применяли различные виды парусного вооружения, включая чисто стаксель-
стаксельное. Тримаран предназначен для прогулок и туристических плаваний на внутренних
акваториях и в прибрежных районах морей. Поперечная сила сопротивления дрейфу
обеспечивается поплавками, несимметричными в плане профиля. Поплавки,установле-
Поплавки,установлены наклонно относительно среднего корпуса с таким расчетом, чтобы при крене 15°
они принимали вертикальное положение. Для постройки применяют фанеру и сосновые
бруски. Основными поперечными связями корпуса и поплавков служат балки-перебор-
балки-переборки, установленные на 3-м и 5-м шп.
На тримаране можно разместить все необходимое для экипажа из 3-4 чел. Спаль-
Спальные места оборудованы на крыльях мостика, в форпике и в каюте. По левому борту
каюты размещены камбуз и обеденный стол, шкафы для продуктов и посуды. Дня
хранения снаряжения используются ахтерпик, пространство под кокпитом, а также от-
отсеки в крыльях мостика и поплавки.
Рис. 2.15. Тримаран „Байда"
56
Рис. 2.16. Проа „Мечта"
„Банда" (рис. 2.15) — тримаран,
спроектированный и построенный группой
киевских яхтсменов. По мореходным каче-
качествам и оборудованию он относится к
судам, предназначенным для дальних
спортивных плаваний. Дня уменьшения
смоченной поверхности среднего корпуса
его поперечным сечениям приданы ра-
радиальные обводы, образованные плоскими,
поясьями, установленными между килем и
тремя скулами с каждого борта. Такие
обводы позволили применить для обшивки
листы легкого сплава АМг. Остроскулые
поплавки большого объема обеспечивают
эффективное откренивание судна — при
полном погружении их объем составляет
более 80 % полного водоизмещения три-
тримарана. Поплавки установлены с наклоном
к среднему корпусу с таким расчетом,
чтобы при кренах эффективно использовать
J площадь их бокового сопротивления и
подъемную силу.
Дня понижения центра парусности и
возможности в широких пределах варьи-
варьировать площадь парусов на тримаране установлено двухмачтовое вооружение типа
бермудский кеч. Дня гика-шкотов грота и бизани предусмотрены радиальные погоны.
На тримаране оборудованы одноместная носовая каюта, салон с четырьмя спаль-
спальными местами и каюта капитана в ахтерпике. В кормовой части рубки размещены
по левому борту камбуз, по правому штурманский стол. В нос от салона расположены
платяные шкафы и туалет.
Все корпусные конструкции и рангоут изготовлены из листов сплава АМг-58.
Толщина обшивки двух главных поперечных балок коробчатого профиля 5 мм, кор-
корпуса и поплавков 3 мм, палубы рубки и крыльев — 2 мм.
„Мечта" (рис. 2.16) — проа атлантического типа. Судно по обводами конструкции
имеет много общего с тримараном. Объем поплавка, необходимый для обеспечения
остойчивости при ходовом крене в пределах 15-17°, получен за счет большого удли-
удлинения {LJB =20), что положительно сказывается на уменьшении волновой составляю-
составляющей сопротивления. Симметричные относительно миделя обводы корпуса и поплавка
благодаря подъему в оконечностях уменьшают заливание при встрече с волной.
Проа рассчитано на долговременное плавание в открытом море с экипажем 2—3 чел.
при минимальном уровне комфорта. Спальные места (две койки) размещены на крыле
мостика. В средней части корпуса имеются два одноместных кокпита, из которых
осуществляется управление судном и парусами. Поворотная мачта и дугообразный
погон гика-шкота позволяют быстро переносить гик с одной оконечности на другую,
когда при смене галса проа разворачивается на 180°. Кроме грота предусмотрены
стаксель и кливер, поднимаемые на штагах.
3. ГРЕБНЫЕ ЛОДКИ
Гребные лодки (табл. 3.1) в силу своей тихоходности используются главным обра-
образом для прогулок и рыбной ловли. Стремление расширить область их применения
привело к тому, что почти все серийно выпускаемые суда этого типа одновременно
Характеристика
Длина наиболь-
наибольшая, м
Ширина наиболь-
наибольшая, м
Высота борта на
миделе, м
Масса, кг
Вместимость,
чел.
Т а б л и ц а 3.
,Джек
шпрот"
2,3
1,34
0,4
20
2
„Ерш"
2,66
1,24
0,44
40
2
„Язь"
3,14
1,42
0,47
46
3
1. Характеристики гребных лодок
ШПШ-ЗМ
3,98
1,16
0,49
80
3
„Фо-
„Форель"
3,78
1,25
0,47
80
4
„Пелла"
1971 г.
4,1
1,4
0,5
89
4
1978 г.
4,1
1,46
0,5
100
4
„Тай-
„Таймыр"
4,5
1,06
0,33
47
3
Дори
5,6
1,5
0,64
—
4
Гдовка
7
2,1
0,7
_
4
рассчитаны на установку подвесного мотора малой мощности. В этом случае, как
правило, на веслах лодка „тянет" воду кормой, а под мотором из-за кормового диф-
дифферента не выходит на глиссирование.
При движении лодок длиной 6—7 м в пределах водоизмещающего режима весельно-
моторный вариант более перспективен, как зто можно видеть на примере лодок народ-
народной постройки.
,Лжек шпрот" (рис. 3.1) — лодка-тузик минимальных размеров, пользующаяся
большой популярностью в Англии. Ее применяют в основном в качестве бортовой
шлюпки на крейсерских яхтах и больших катерах, что определило как выбор разме-
рений, так и характер обводов. „Джек шпрот" (шпрот — плоскодонное судно) имеет
притуплённую с форшпигелем носовую оконечность и широкую ватерлинию. На спо-
спокойной воде в тузике могут одновременно переправляться с яхты на берег до 5 чел.
При неполной нагрузке благо-
благодаря наличию второй скулы
ватерлиния сужается и лодка
идет быстрее.
Популярности тузика спо-
способствовала разработанная ее
конструктором Д. Холтом ори-
оригинальная технология построй-
постройки лодки, которая может быть
применена как в условиях
верфи, так и любителями:
листы обшивки, раскроенные
из фанерного листа, сшивают-
сшиваются проволочными скрепками,
после чего стыки склеивают-
склеиваются стеклопластиком. Жесткость
конструкции' обеспечивается
кницами и банками-сиденьями.
Рис. 3.1. Тузик „Джек „Язь" (рис. 3.2),как ипро-
шпрот" тотип — металлическая гребная
58
Рис. 3.2. Металлическая гребная лодка „Язь"
Рис. 3.3. Шпоновая лодка „Форель"
Рис. 3.4. Стеклопластиковая лодка „Пелла"
59
V
Рис. 3.5. Каноэ „Таймыр"
лодка „Ерш", имевшая меньшие размерения, проектировался с учетом технологии
постройки малых судов из легкого сплава. Обводы" корпуса обеспечивают раз-
развертывание листов обшивки на плоскость, что позволило отказаться от слож-
сложных штампов и вытяжки. Масштабно увеличив размерения „Ерша", конструк-
конструкторы вынуждены были вместе с тем повысить и отношение LIB с 1,84 до 2,21,
чтобы улучшить ходовые качества новой лодки на веслах. Лодка доста-
достаточно остойчива при забрасывании с нее снастей человеком, стоящим в полный рост.
По габаритам и массе она не выходит за пределы, установленные для лодок, пригодных
для перевозки на крыше автомобиля. На „Язе" допускается установка подвесного
мотора мощностью до 6 кВт (8 л. с.).
Корпус лодки собран из четырех листов обшивки — двух днищевых с выштампо-
ванными гофрами и двух бортовых, а также носового и кормового отсека с транцем.
Кроме гофров и планширя прочность и жесткость корпуса обеспечивают скуловые
стрингеры Г-образного профиля. Вертикальные стенки их приклепаны к корпусу,
Рис. З.б. Морская гребная лодка-Дори
60
Рис. 3.7. Гдовка — лодка народной постройки
горизонтальные служат опорой попереч-
поперечных балок. Кормовой и носовой отсеки
используют как багажники. Непотопляе-
Непотопляемость обеспечивается блоками пено-
пенопласта, размещенными под банками.
Лодка, залитая водой, остается на плаву
и поддерживает 3 чел., держащихся
за ее борта.
„Форель" (рис. 3.3) — лодка,исполь-
лодка,используемая в качестве прогулочной на про-
прокатных станциях. Автор проекта —
конструкторы ЦКБ „Нептун" — учли
недостатки прототипа — гребной лод-
лодки ШПШ-ЗМ, не обладающей достаточ-
достаточными остойчивостью и запасом пла-
плавучести. Новая лодка более надежна.
Увеличенная ширина корпуса повысила
ее остойчивость. Пенопластовые блоки
плавучести, закрепленные под банками,
позволяют при затоплении лодки под-
поддерживать оказавшихся в воде людей. Предусмотрена установка подвесного мотора
мощностью до 6 кВт (8 л. с.) .
„Форели" присущи, однако, все недостатки весельно-моторного компромисса.
Скорость на веслах не превышает 5 км/ч, а с 8-сильным мотором — 10,5 км/ч. Только
после удифферентовки за счет смещения водотепя в нос скорость может повыситься
до 13 км/ч.
Корпус безнаборный, обшивка выклеена из березового шпона. При малой массе
такой корпус не обладает, однако, достаточной прочностью, особенно если лодку часто
выводят на галечный берег. Элементами, обеспечивающими жесткость, служат киль,
привальный брус и три банки. Мореходные качества и обитаемость лодки могут быть
повышены за счет запалублённого носового отсека.
„Пелла" (рис. 3.4) — модернизированный вариант лодки (теоретический чертеж
помещен в гл. 10), серийно выпускавшейся с 1971 по 1978 г. Конструкторы стреми-
стремились прежде всего повысить ее надежность, учитывая, что на прокатных станциях лод-
лодкой будут пользоваться люди, не имеющие необходимых навыков гребли. Увеличение
ширины лодки, снижение высоты банок позволили заметно улучшить остойчивость.
Лодка на веслах легко разгоняется до 6 км/ч и благодаря килю-плавнику и продоль-
продольным гофрам хорошо удерживается на курсе. Для повышения ходкости возможен
вариант с двумя парами весел. С 8-сильным подвесным мотором „Пелла" развивает
скорость (в зависимости от дифферента при перемещении водителя) от 9,2 до
11,2 км/ч.
Безнаборный корпус лодки выклеен из стеклопластика. Толщина обшивки 3,5 мм.
Планширь, выполненный в виде фланца, закрыт поливинилхлоридным профилем.
Жесткость обшивки обеспечивается уступами на бортах и гофрами на скулах. Попереч-
Поперечную жесткость создают четыре банки. Блоки пенопласта под банками обеспечивают
непотопляемость. На „Пелле" возможна установка подвесного паруса, а при дообору-
дооборудовании ее швертом — и другого парусного вооружения.
„Таймыр" (рис. 3.5) — каноз. Гребные лодки этого типа происходят от индей-
индейских челнов. Получили распространение в Северной Америке и во многих странах
Европы. По сравнению с байдарками каноэ при сравнимой массе имеют большую грузо-
грузоподъемность. Гребцы сидят на каноэ лицом вперед, размещаясь в оконечностях корпу-
корпуса, благодаря чему отпадает необходимость в установке руля — любые маневры легко
выполняются при помощи весел «гребков.
61
Каноэ имеют симметричные относительно миделя обводы с одинаково заострен-
заостренными носом и кормой. Днище сравнительно плоское с незначительным подъемом
к оконечностям. Борта имеют характерный завал внутрь, линия борта — ярко выражен-
выраженную седловатость.
Спроектированное ЦКБ „Нептун" каноэ „Таймыр" имеет стеклопластиковый кор-
корпус, собранный на фланцах из двух секций — собственно корпуса и палубы. Для увели-
увеличения жесткости вдоль килевой линии отформован гофр, вклеены два стрингера с за-
заполнителем в виде сосновой рейки. Толщина обшивки увеличивается от оконечностей
к миделю, где она достигает 4—5 мм.
Запас плавучести составляет не менее 30 кг и обеспечивается размещенными под
палубой по бортам лодки блоками пенополистирола. Затопленное каноэ сохраняет
остойчивость при приложении к борту груза массой до 12,5 кг.
Длина лодки выбрана с расчетом возможности перевозки ее на крышевом багаж-
багажнике автомобиля. Ширина по сравнению с зарубежными аналогами принята максималь-
максимальной, как на наиболее безопасных каноэ, предназначенных для семейных плаваний..
Грузоподъемность „Таймыра" составляет 250 кг. Гребцы размещаются на носовой
и кормовой банках, отформованных как единое целое с палубой. Для третьего пасса-
пассажира предусмотрена съемная банка. Для увеличения остойчивости все сиденья установ-
установлены ниже, чем на зарубежных лодках.
Дори (рис. 3.6) — морская гребная лодка. Этот тип лодок пользуется популяр-
популярностью у рыбаков бассейна Атлантического океана. На весельных дори совершено не-
немало дальних плаваний, в том числе и трансатлантических. Суда этого типа обычно
строят пяти типоразмеров, различающихся длиной, измеренной по днищу: 12,13,14,15,
16 футов. Дори имеют узкий, лишь слегка расширяющийся кверху транец и симмет-
симметричные относительно миделя обводы. Судно обладает исключительной устойчивостью
на курсе. На лодках самых крупных размерений устанавливают две пары весел. На
всех типоразмерах предусматривается резервная банка, чтобы гребцу можно было
выбрать наиболее удобное место.
При серийной постройке корпуса дори собирают из заранее вырезанных деталей.
Собранное в виде щита днище устанавливают так, чтобы получить требующийся про-
прогиб линии киля. На днище выставляют шпангоуты, транец и форштевень. Затем
корпус обшивают досками внакрой. Крепления выполняют железными оцинкованными
гвоздями в загиб. Для набора применяют дуб, для обшивки — сосну. В настоящее вре-
время дори строят и из стеклопластика.
Обводы дори не рассчитаны на применение механического двигателя. В отдельных
случаях на них устанавливают подвесные моторы мощностью 3—4 кВт.D—6 л. с.)ус рас-
расчетом на скорость в пределах 10 км/ч.
Гдовка (рис. 3.7) — рыбачья лодка, появившаяся впервые на берегах Чудского
озера. Получила распространение в северо-западных и северных районах страны, лодки
этого типа появились даже на Каспийском море. Гдовка достаточно мореходна, хорошо
держится на курсе. Обводы характеризуются большим развалом бортов, плоским
днищем и прямыми штевнями, что роднит ее с другими лодками народной построй-
постройки, такими как волжские великовражки или астраханские бударки.
Набор лодки — шпангоуты, штевни и киль вырезают из дуба, обшивка — сосновая
либо из бакелизированной фанеры — устанавливается вгладь или внакрой. Основное
назначение гдовки — рыбный промысел.
4. ПОРТАТИВНЫЕ ЛОДКИ
Главная характеристика судов этого типа — транспортабельность, т. е. возможность
переноски и перевозки любым видом транспорта. Вытекающие отсюда ограничения
по размерениям и массе заставляют отдавать предпочтение гребным лодкам, однако
выпускают и более крупные суда, рассчитанные на установку подвесного мотора, ко-
которые в разобранном виде помещаются в багажнике или на крыше машины.
4.1. Разборные лодки
Ио конструкции разборные лодки (табл. 4.1) можно разделить на секционные,
складные и каркасные. Секционные суда, изготовленные из фанеры, легких сплавов
или стеклопластика, обладают качествами неразборных судов аналогичных размере-
Характеристика
Длина наиболь-
наибольшая, м
Ширина наиболь-
наибольшая, м
Высота борта на
миделе, м
Масса, кг
Грузоподъем-
Грузоподъемность, кг
Пассажировме-
стимость, чел.
Та
бл и ц а- 4.
„Малютка"
1-й
1,97
0,8
0,3
20
100
1
2-й
2,41
1,11
0,4
36
180
2
3-й
2
0,84
0,38
23
100
1
1. Характеристики |
зазборных лодок
Варианты
„Романтика"
1-й
2,63
1,1
0,45
45
200
2
2-й
3,5
1,1
0,45
61
300
3
]
1-
местн
4,05
0,75
0,25
• 19
150
1
Байдарка
Таймень"
2-
местн.
5
0,85
0,27
24
250
2-3
3-
местн.
5,7
0,88
0,27
29
375
3-4
ЛР-01
3,6
1,27
0,45
35
250
2
Каноэ
5,15
1
0,385
50
410
4
Лодка
для
охотни-
ников
2,2
0,9
0,35
22
100
1
ний. Их масса и габариты, однако, существенно превышают эти характеристики у двух
других типов разборных судов. На большинстве секционных судов предусматривается
установка подвесного мотора, на веслах они идут тяжело.
У складных лодок жесткие элементы корпуса соединяются эластичными проклад-
прокладками из прорезиненной ткани.
В разобранном виде они уклады-
укладываются в плоский пакет, пригод-
пригодный для перевозки любым транс-
транспортом. Эластичные соединения,
однако, не обеспечивают кон-
конструкции достаточной жестко-
жесткости, подвержены истиранию
и быстрому старению.
Лодки каркасной конструк-
конструкции являются наиболее тради-
традиционными и опробированными
на практике разборными судами.
Особой популярностью у тури-
туристов пользуются каркасные бай- \| |/О^2Ы/ Рис. 4.1. Секционная лод-
дарки с мягкой обшивкой. Не- —'—J^s^t^""^ ка „Малютка"
63
большая масса и компактная упаковка делают их пригодными для переноски силами
экипажа, не говоря уже о возможности перевозки любым видом транспорта. Легкий
ажурный каркас и, особенно, тонкая прорезиненная оболочка, однако, легко могут быть
повреждены при ударе о подводное препятствие, поэтому при эксплуатации байдарок
требуется повышенная осторожность.
„Малютка" (рис. 4.1) — разборная секционная лодка, первый вариант которой
по своим характеристикам полностью удовлетворяет требованиям транспортабель-
транспортабельности. Она предназначена в основном для любительской рыбной ловли на озерах и ре-
реках, куда может быть доставлена в автобусе, электричке и т. п. Лодка собирается
из трех секций длиной по 0,65 м. При упаковке носовая секция вкладывается в кор-
кормовую и вместе с ней — в среднюю. Обшивка из легкого сплава АМг5 толщиной 1,5 мм
подкреплена гофрами полукруглого сечения, выштампованными на днище и бортах.
Поперечным набором служат фланцы иэ толстой полосы сплава АМг, приваренные
к торцам каждой секции. При сборке фланцы соединяются болтами с уплотнениями
из резиновых полос, укладываемых по периметру.
Лодка легко идет на веслах. Две пары уключин позволяют человеку грести, сидя
по ходу лодки лицом или спиной. Пристегнутый ремнем к днищу пенопластовый блок
служит сиденьем и одновременно обеспечивает непотопляемость залитой водой и пере-
перевернутой вверх дном лодки. Для стабилизации движения лодки средняя секция снаб-
снабжена двумя скуловыми килями.
По результатам многолетней эксплуатации „Малютки-1" были разработаны две
ее модернизации. „Малютка-2" по размерениям заметно превосходит прототип; у нее
увеличена грузоподъемность (новая лодка по паспортным данным двухместная), что
дает возможность эксплуатировать ее с подвесным мотором мощностью 1 кВт B л. с.).
Конструкция не претерпела заметных изменений, если не считать увеличенной до 2 мм
толщины транца и установки второго пластмассового блока для гребца. Конструктора-
Конструкторами-любителями разработано несколько удачных вариантов парусного вооружения
для „Малютки-2". По транспортабельности второй вариант лодки уступает первому —
ее перевозят на крышевом багажнике автомобиля.
При разработке третьего варианта „Малютки" конструкторы вернулись к
размерениям первого, что лишний раз свидетельствует о значении транспорта-
транспортабельности для лодок этого типа. Основное внимание было уделено отработке
обводов. Приполненная с подъемом скулы носовая оконечность улучшила всхо-
Рис. 4.2. Секционная лодка „Ро-
„Романтика"
64
Рис. 4.3. Складная охотничья лодка
жесть лодки на волну. Благодаря
подъему днища в корме она не „тя-
„тянет" за собой воду, заметно прибавила
ходу на веслах. Увеличение коэффициента
полноты ватерлинии повысило остой-
остойчивость. Коцртрукторы отказались от уста-
установки скуловых килей, затрудняющих
плавание на мелководье и в акваториях,
заросших водорослями.
„Романтика" (рис. 4.2) — секционная
моторно-весельная лодка. Такому назначе-
назначению соответствуют как принятые обводы
корпуса, так и запалубленные участки в носу и по бортам, уменьшающие забрызги-
ваемость кокпита на быстром ходу.
Обшивка лодки изготовлена из листов легкого сплава АМгбБ толщиной 1,2 мм.
Корпус по длине состоит из трех штампованных секций, которые, в свою очередь,
могут быть разобраны: носовая — на две, средняя и кормовая — на три части. Секции
стыкуются на болтах. На горизонтальный фланец ставятся носовая палуба и верхние
части корпуса, крепятся подмоторная доска, сиденья. При разборке части корпуса
вкладываются одна в другую и упаковываются в чехол. В неразобранном виде лодку
можно перевозить на крышевом багажнике машины.
В кокпите предусмотрены переносное сиденье для водителя — в корме — и пере-
передвижная продольная банка для пассажира - в носу. В носовом отсеке оборудован
небольшой багажник.
Непотопляемость обеспечена блоками пенопласта, размещенными под носовой
палубой и в кормовой секции. С лодки удобно ловить рыбу спиннингом стоя, ее без
труда можно спускать на воду и поднимать на берег. Максимальная скорость с 5-силь-
5-сильным подвесным мотором — до 20 км/ч.
С учетом преимущественной эксплуатации под мотором была разработана моди-
модификация лодки — ,,Романтика-2" — с увеличенной за счет введения четвертой секции
длиной. На этой лодке с 8-сильным подвесным мотором достигнута скорость 32 км/ч.
Транспортировку „Романтики-2" осуществляют автомобилем при размещении одного
пакета на крыше, а второго — в багажнике.
Рис. 4.4. Байдарка „Таймень"
3 Зак. 738
65
Рис. 4.5. Моторно-весельная каркасная лодка ЛР-01
Складная охотничья лодка (рис. 43) — одна из самых простых по конструкции
разборных лодок. Рассчитана на рыболова-одиночку. С нее можно стоя забрасывать
спиннинг. Корпус этой складной лодки изготовлен из листов дюралюминия толщиной
1,5 мм, соединенных между собой с помощью прорезиненного ремня толщиной 2—4 мм
на заклепках. В готовом для эксплуатации виде корма лодки удерживается двумя
распорками из дюралевых труб.
„Таймень" (рис. 4.4) — серийно выпускаемая байдарка. Одно-, двух- и трехмест-
трехместные „Таймени" предназначены для туристских плаваний по маршрутам высокой слож-
Рис. 4.6. Секционное каноэ
66
ности. Обводы с плавно подрезанными штевнями, большим развалом шпангоутов
обеспечивают, необходимые для этого качества. Все элементы разборного каркаса
выполнены иэ дюралюминия. Непотопляемость обеспечивается шестью термоупаковка-
термоупаковками — по одной в носу и в корме и четыре по бортам суммарным объемом 130—140 л,
что достаточно для поддержания на плаву полностью затопленной байдарки с одним
гребцом. Места гребцов на двух- и трехместных байдарках удалены от миделя, что
значительно повышает маневренные возможности .лодки. В середине корпуса выделен
специальный грузовой отсек, в который на кратковременные выходы можно посадить
еще одного человека.
ЛР-01 (рис. 4.5) — моторно-весельная лодка, имеющая, как и разборные байдарки,
разборный каркас и мягкую прорезиненную оболочку. Транец из дюралюминиевого
листа с фанерной накладкой рассчитан на установку подвесного мотора мощностью
1 кВт B л. с.). Поперечные банки из фанеры и пенопласта увеличивают жесткость кор-
корпуса, а вместе с термоупаковками, размещенными в носу и по бортам, обеспечивают
аварийную плавучесть.
Лодка по мореходности не уступает нераэборным судам тех же размерений, имеет
хороший ход на веслах и с мотором.
Секционное каноэ (рис. 4.6) можно использовать для дальних туристических
плаваний и прогулок в вариантах с веслами, подвесным мотором или парусом. Проект
лодки удостоен 1 -й премии на конкурсе НТО им. акад. А. Н. Крылова. Габариты и мас-
масса лодки допускают ее перевозку на верхнем багажнике любого автомобиля.
Относительно узкий корпус каноэ имеет почти плоское днище со скулами мало-
малого радиуса, что обеспечивает хорошую остойчивость и удовлетворительные ходовые
качества под мотором. Подъем линии киля в оконечностях улучшает поворотливость,
что особенно важно при прохождении стремнин. Смещение наибольшей ширины в кор-
корму уменьшает дифферент, возникающий при плавании под мотором в одиночку.
Корпус представляет собой безнаборную стеклопластиковую конструкцию, разде-
разделенную на три секции с парными водонепроницаемыми переборками на стыках. От-
Отформованные в средней части лодки на плоском днище два гофра служат ребрами
жесткости и одновременно предохраняют корпус от истирания. Разбивка корпуса
на три секции неравной длины и несимметричность его относительно миделя не только
упрощают упаковку (носовая секция вкладывается в кормовую и вместе с ней —
в среднюю), но и позволяет собирать его в нескольких вариантах. Из носовой и сред-
средней секции, например, образуется глиссирующая мотолодка под мотор мощностью
до 15 кВт B0 л. с).
4.2. Надувные лодки
Надводные лодки (табл. 4.2) имеют хорошую транспортабельность, что сразу снис-
снискало признание у любителей рыбной ловли и охоты. В результате усовершенствования
конструкции, позволившего кроме весел применять.подвесные моторы широкого
диапазона мощностей, а также парусное вооружение, надувные лодки приобрели уни-
универсальное назначение и стали использоваться для туризма, спорта, в качестве разъезд-
разъездных и спасательных судов.
Небольшие одно- и двухместные гребные лодки обычно имеют Ообразную форму
с плоским днищем и надувными камерами по периметру. Для лодок, рассчитанных
на установку подвесного мотора мощностью более 4 кВт E л. с), предпочтение от-
отдается подковообразной форме с жестким фанерным транцем, который крепится
между бортовыми камерами на расстоянии примерно 1/5 L от их кормовых оконеч-
оконечностей. Эти выступающие эа транец части камер уменьшают действие дифферентую-
щего момента от массы мотора и упора гребного винта, повышают устойчивость
на курсе, а также, подобно транцевым плитам, улучшают условия выхода судна на
глиссирование.
3* 67
Характеристика
Длина наиболь-
наибольшая, м
Ширина наи-
наибольшая, м
Высота на ми-
миделе, м
Масса, кг
Грузоподъем-
Грузоподъемность, кг
Таблица 4.
„Нырок-1"
2,1
1,09
0,29
12
150
„Айгуль"
2,6
1,2
0,32
16
250
2. Характеристики надувных лодок
„Турист"
3,2
1,4
0,4
20
300
„Ласточ-
„Ласточка"
4
0,72
0,36
19
240
„Орион-
8"
3,2
1,45
0,36
50
250
„Сирай-
дер"
5,43
2,03
0,95
286
800
„Альба-
„Альбатрос"
4,5
2,2
0,8
60
320
„Мева"
3,5
1,3
0,45
72
280
Для повышения продольной жесткости надувной моторной лодки на днище устанав-
устанавливается пайол, который воспринимает упор винта, передаваемый транцем. Для улуч-
улучшения мореходных качеств днищу надувной мотолодки придают килеватость за счет
устанавливаемого между мягким днищем и пайолом внутреннего киля, который в кор-
корме жестко соединяется с транцем и таким образом работает как составная часть карка-
каркаса. Дальнейшие работы по повышению надежности и мореходных качеств надувных мо-
мотолодок привели к созданию судов комбинированного типа с цельным жестким дни-
днищем, обычно выклеиваемым из стеклопластика и имеющим килеватые обводы, к ко-
которому крепятся надувные камеры подковообразной формы. Кокпит с носа прикры-
прикрывается козырьком-тентом, который иногда дополняется ветровым стеклом.
Оболочки современных надувных лодок изготовляют из синтетических материалов.
Их основой служит капрон или нейлон, для покрытия используются полимеры синте-
синтетического каучука — неопрен и хайполон. Такие материалы стойки к воздействию
атмосферы, масел и химикалиев, имеют хорошее сопротивление трению.
Разработаны варианты парусного вооружения для серийных надувных лодок,
а также проекты оригинальных надувных парусных судов, которые с успехом исполь-
используются для туристических плаваний и даже на гонках.
„Нырок-1" (рис. 4.7) — наиболее удачный вариант среди одноместных, серийно вы-
выпускаемых надувных лодок. Незначительное увеличение размерений и массы позволило
сделать грузоподъемность лодки в полтора раза большей, чем у однотипных лодок. Благо-
Благодаря наличию резиновых уключин применены распашные весла, более эффективные, чем
весла-гребки. Гребец располагается в носовой *части на надувном сиденье. Лодка из-
изготовляется из каландрованной хлопчатобумажной ткани, прорезиненной смесью на
основе натурального и синтетического каучука. Аналогичную конструкцию имеют двух-
двухместные „Нырок-2" и „Нырок-4" (последняя — с надувным днищем).
Рис. 4.7. Надувная одноместная
лодка „Нырок-1"
Рис. 4.8. Двухместная надувная
лодка „Айгуль"
68
Рис. 4.9. Надувная байдарка „Ласточка"
ггАйгуль" (рис. 4.8) - самая
легкая из однотипных серийных
двухместных лодок. Отличается
продуманностью конструкции и об-
обводов. Два бортовых баллона в но-
носу заострены, сближены и припод-
приподняты, что обеспечивает плавное об-
обтекание корпуса водой и хорошую
всхожесть на волну. Кормовая око-
оконечность образована поперечным
баллоном, на который с помощью
несложного приспособления воз-
возможна установка легкого подвес-
подвесного мотора. Для крепления жест-
жестких сидений-банок на баллонах пре-
предусмотрены резиновые опоры-крон-
опоры-кронштейны. Применены жесткие
(съемные) полиэтиленовые уключины, вращающиеся в специальных резиновых ушках.
Носовая часть прикрыта козырьком, уменьшающим забрызгивание кокпита и служа-
служащим укрытием для минимального багажа. В носу предусмотрена швартовная скоба.
На базе „Айгули" сконструирована лодка „Турист", рассчитанная на 3—4 чел.
Увеличенные размерения и диаметр баллонов, высоко поднятая носовая оконечность,
прикрытая фартуком-декой, дают основание считать „Турист" пригодным для плаваний
по маршруту повышенной сложности.
.расточка" (рис. 4.9) — байдарка, которая при сохранении основных достоинств
надувных лодок — малой массы и транспортабельности — несравненно быстроходнее
их. Она рассчитана на туристические походы и спортивные плавания I и I категории
сложности. В отличие от аналогичных лодок, выпускаемых за рубежом, „Ласточка"
имеет килеватое днище, что положительно сказывается на ее ходовых качествах, однако
по сравнению с разборными байдарками типа „Таймень" она проявляет большую вал-
валкость порожнем. Достаточная остойчивость обеспечивается только с полной загрузкой.
Байдарка склеивается из двух полотнищ, каждое из которых включает два бортовых
Рис. 4.10.
Надувная мотолодка
„Орион-8"
69
Рис. 4.12. Швертбот „Мева"
Рис. 4.11. Надувная мотолодка
„Сирайдер" („Морскойвсадник")
баллона и три днищевых. Отдельно изготовляются три секции надувной деки, закры-
закрывающие лодку сверху и придающие ей поперечную жесткость.
„Орион-8" (рис. 4.10). Среди надувных лодок, специально проектировавшихся
для эксплуатации с подвесным мотором — это вариант с минимальными размерениями.
Вместе с тем по условиям
транспортировки увеличение
размерен™ надувной мотор-
моторной лодки приведет к тому, что
в разобранном виде, но с
полным оборудованием, вклю-
включающим подвесной мотор и
бензобак, ее уже нельзя будет
разместить в багажнике авто-
автомобиля.
Лодка имеет подковооб-
подковообразную форму и состоит из
трехкамерного баллона, одно-
однослойного днища, носового
козырька и кормового фарту-
фартука, изготовленных из проре-
прорезиненной ткани на основе кап-
капрона с защитным покрытием.
Жесткость конструкции обес-
обеспечивают деревянные киль,
поддон, елани и транец из
водостойкой фанеры, рассчи-
рассчитанный на установку подвесно-
подвесного мотора мощностью 6 кВт
(8 л. с).
Скорость мотолодки с 8-
сильным мотором составляет с
одним водителем 26 км/ч, с
70
водителем и пассажиром - 22 км/ч, однако в первом случае лодку приходится удиф-
удифферентовывать переносом бензобака в нос, а во втором при встрече с крупной волной
скорость необходимо снижать, чтобы уменьшить силу ударов в днище и забрызгивае-
мость кокпита.
„Сирайдер" (рис. 4.11) — надувная лодка с жестким днищем, выпускаемая англий-
английской фирмой „Авон". Используется для спасательной службы в прибрежных морских
районах, обслуживания подводных пловцов, спортивной рыбной ловли в море. Ниж-
Нижняя часть корпуса до уровня скулы изготовлена из стеклопластика и имеет V-образные
обводы с продольными реданами. Эта часть корпуса обладает самостоятельной плаву-
плавучестью и имеет два водонепроницаемых отсека. На ее палубе размещено приспособ-
приспособление для крепления сидений и бензобака. Прикрепленный к жесткому корпусу тра-
транец боковыми стенками входит в литые резиновые фитинги, наклеенные на надувную
камеру.
Надувная камера, изготовленная из пропитанной хайполоном нейлоновой ткани,
разделена на три изолированных отсека и приклеена к стеклопластиковому корпусу.
Предусмотрена балластная цистерна, которая уменьшает валкость лодки на стоянке
и улучшает приемистость за счет смещения центра тяжести в нос. После выхода на глис-
глиссирование цистерна автоматически опорожняется через шпигаты в транце.
„Сирайдер" рассчитан на эксплуатацию с подвесными моторами мощностью до
88 кВт A20 л. с), с которыми он, имея на борту 2 чел., развивает скорость до 70 км/ч.
На глиссирование с полным грузом G50 кг) лодка выходит с 40-сильным мотором.
Рис. 4.13. Надувной катамаран „Альбатрос"
71
,Мева" (рис. 4.12) — надувной швертбот, выпускаемый в Польской Народной
Республике, и получивший распространение у наших любителей водного туризма; по
сочетанию мореходности, ходовых качеств, транспортабельности до сих пор представ-
представляется одним из наиболее удачных образцов судов этого типа. Дня перевозки „Мева"
упаковывается в три мешка с габаритами, обеспечивающими возможность ее погрузки
в автомашину.
>гАльбатрос" (рис; 4.13) — парусный катамаран с надувными корпусами, проект
которого разработан для серийного выпуска на базе судна, спроектированного и по-
построенного В. М. Перегудовым. Катамаран можно использовать как для кратковремен-
кратковременных, так и для продолжительных плаваний с экипажем из 2—3 чел. Судно можно также
эксплуатировать на веслах и с 2-сильным подвесным мотором.
Корпуса „Альбатроса" состоят из трех раздельно заполняемых воздухом секций.
Поверх корпусов закреплено по два стрингера, при помощи которых они крепятся
к мосту катамарана, имеющему пять поперечных балок и одну продольную — централь-
центральную. Для противодействия дрейфу при ходе под парусами снаружи поплавков на второй
поперечной балке навешены шверцы.
Оригинальное парусное вооружение площадью 8 м2, разработанное В. М. Пере-
Перегудовым, позволяет идти к ветру под углом до 50°. „Альбатрос" хорошо ходит под
парусом и мотором на волне до 0,8 м. Благодаря эластичной конструкции мостика
корпуса не испытывают чрезмерных ударов. Весла-гребки применяются для коротких
переходов и при швартовке.
Разобранный катамаран укладывается в две упаковки: рюкзак размерами 750 X
X 430 X 250 мм и мешок длиной 1900 мм и диаметром 300 мм.
РАЗДЕЛ II
ХОДОВЫЕ КАЧЕСТВА МАЛОГО СУДНА
5. СОПРОТИВЛЕНИЕ ДВИЖЕНИЮ МАЛОГО СУДНА
5.1. Основные понятия и определения
Ходкостью называется способность судна двигаться с заданной скоростью при опре-
определенной затрате энергии.
Ходкость зависит от главных размерений, обводов и состояния наружной поверх-
поверхности судна, а также от условий движения. Оценку ходкости принято производить при-
применительно к случаю, когда судно движется вперед равномерно и прямолинейно со ско-
скоростью v. Поскольку судно симметрично относительно его ДП, то действие азро-и гидро-
гидродинамических сил в этом случае может быть сведено к результирующей Q и моменту М,
действующим в ДП (рис. 5.1).
Сопротивлением воды движению судна R называется проекция результирующей
азро- и гидродинамических сил на направление движения.
Гидродинамической силой поддержания Y называется вертикальная проекция
результирующей азро- и гидродинамических сил.
Дифферентующим моментом называется момент азро-и гидродинамических сил М.
Действие силы Y и момента М вызывает при движении судна изменение его осад-
осадки и дифферента, причем с увеличением скорости влияние этих факторов возрастает.
Для поддержания движения к судну необходимо приложить в направлении
движения силу. Эта движущая сила создается у самоходных судов движителя-
движителями и называется упором движителей Р. В случае равномерного прямолинейного дви-
движения Р =R.
Буксировочной мощностью Nr называется наименьшая мощность, необходимая для
преодоления силы сопротивления движению судна со скоростью v,
NR =Rv.
E.1)
При описании физических процессов, обусловливающих сопротивление воды дви-
движению судна, и в практических расчетах ходкости, основанных на результатах испы-
испытаний моделей и натурных судов, возникает необходимость использования критери-
критериев подобия. Для обеспечения механического подобия судна и его модели необходи-
необходимо выполнение трех видов подобия — геометрического, кинематического и динами-
динамического.
Геометрическое подобие соблюдается, когда соответствующие линей-
линейные размеры модели (Z,M, Вм, Тм) и натурного судна (LH, Вн, ТИ) находятся в посто-
постоянном соотношении
E.2)
где к — геометрический масштаб.
Для соответствующих площадей натуры
и модели отношение равно квадрату масшта-
масштаба, а для соответствующих объемов — кубу
масштаба:
vjvM=k*.
E.3) - Рис. 5.1. Схема сил в задачах ходкости судна
73
Кинематическое подобие соблюдается в том случае, когда сходствен-
сходственные точки геометрически подобных судна и модели проходят подобные отрезки траек-
траекторий в течение промежутков времени At, находящихся в постоянном отношении
AtJAtM=T, E.4)
где т — масштаб времени.
Соотношение скоростей в сходственных точках при кинематическом подобии посто-
постоянно: --
|
vJvM=k/r. E.5)
Динамическое подобие соблюдается, когда при наличии кинематическо-
кинематического подобия отношение масс сходственных объемов постоянно:
DJDM=X. ¦¦ E.6)
Для описания основных закономерностей сопротивления воды движению судов исполь-
используются безразмерные критерии динамического подобия потоков жидкости — число
Фруда Fr и число Рейнольдса Re.
Число Фруда характеризует отношение инерционных сил к силам тяжести. В дина-
динамически подобных случаях движения числа Фруда равны между собой. Это означает, что
картины волнообразования двух судов при равных числах Фруда будут геометрически
подобны, силы, вызванные волнообразованием, будут относиться как к3, а моменты,
как к* . Число Фруда является также мерой относительной скорости судна, которая
выражается соотношением скорости v набегающего потока на значительном удалении
впереди тела или скорости движения тела и одного из характерных размеров судна.
Для водоизмещающих судов таким размером является длина по ватерлинии; для су-
судов с динамическим поддержанием, у которых в процессе движения длина по ватерли-
ватерлинии изменяется, используют значение ширины В (преимущественно для глиссеров) и,
в наиболее универсальной форме, корень кубический из объемного водоизмещения
•^ТГ При исследовании движения на мелководье характерной величиной является глу-
глубина воды Я. Исходя из конкретной ситуации используют различные формы записи
числа Фруда:
Fr? = v/s/gl; FrB = v/^Щ FrK - v/sfeW; Fr# = v/y?IT. E.7)
Число Рейнольдса характеризует отношение инерционных сил к силам вязкостной
природы:
Re=vL/v, E.8)
где v — скорость судна, м/с; L — длина, м; v — кинематическая вязкость жидкости,
м2/с
В динамически подобных системах числа Рейнольдса равны между собой. При этом
картины вихреобразования и пограничные слои будут геометрически подобны. Вместе
с тем необходимо учитывать, что в реальных условиях помимо числа Рейнольдса на
картине обтекания существенно сказываются шероховатость поверхности тела и началь-
начальная турбулентность потока. Полное динамическое подобие явлений ходкости достигает-
ся-для рассматриваемых надводных судов при условии одновременного равенства чисел
Фруда и чисел Рейнольдса. Однако это достижимо только в случае полного равенства
модели и натуры, т. е. к = 1. Поэтому обычно ограничиваются частичным подобием —
по числу Фруда или по числу Рейнольдса. Первое обеспечивают при определении ходкости
74
Frv
Рис. 5.2. Зависимость от режима движения судна (Fry): а - диффе-
дифферента и осадки; б — относительного сопротивления.
1 — водонзмещающие суда; 2 — глиссеры; 3 — суда на подводных
крыльях
надводных судов, второе —при изучении-движения глубоко под поверхностью воды
рулей, выступающих частей и других тел. По числу Рейнольдса обеспечивают также по-
подобие для судов, движущихся с малыми скоростями — в доволновых режимах.
В зависимости от характера действия гидродинамических сил различают следующие
характерные режимы движения судов: плавание; переходный режим; режим динамиче-
динамического поддержания.
Режим плавания судов наблюдается при относительной скорости Fr^ < 1,0. В этом
режиме гидродинамическая сила поддержания Y и дифферентующий момент М малы
по абсолютной величине, и приводят к некоторому увеличению осадки судна на ходу
и появлению небольшого дифферента на нос. Поддержание судна обеспечивают силы
гидростатической природы
gD = yV. E.9)
Суда, движущиеся в режиме плавания, принято называть водоизмещающими. В зависи-
зависимости от значения числа Фруда они подразделяются на тихоходные (Fr? < 0,22), сред-
нескоростные (Fr^ =0,23—0,35) и быстроходные (Fr^ >0,35).
Переходный режим движения наблюдается в диапазоне относительной скорости
1,0 < Fry < 3,0. Его характерной особенностью является перераспределение сил под-
поддержания за счет увеличения динамической составляющей Y, а также появление диффе-
рентующего момента М на корму. В результате совместного действия этих факторов,
как правило, уменьшается осадка судна и возрастает дифферент на корму:
gD = yVt +Y, E.10)
где Vj —величина погруженного объема судна (FJ- < Vo).
Режим динамического поддержания наступает при относительных скоростях движе-
движения Fry > 3,0. При этом поддержание судна обеспечивается в основном динамическими
силами
Y;
E.11)
Для глиссирующего судна гидростатическая составляющая поддержания практически
исчезает при Fiy> 5 [14]. Режим движения с динамическим поддержанием является
основным для глиссеров, судов на воздушной подушке (СВП), судов на подводных
крыльях (СПК), экранопланов (ЭП). Характер действия гидродинамических сил при
этом существенно зависит от величины относительной скорости (рис. 5.2).
75
5.2. Составляющие сопротивления движению судна
В теории корабля сопротивление воды движению судна рассматривают как сумму
составляющих:
Д=Дт + Дф+Дв, E.12)
где RT — сопротивление трения; R$ — сопротивление формы (неточное название —
вихревое сопротивление); RB — волновое сопротивление.
Составляющие Лт иЛф обусловлены силами вязкостной природы, &RB —волнообра-
—волнообразованием судна. Основной гипотезой при изучении сопротивления является предположе-
предположение о независимости вязкостной и волновой составляющих. На самом деле наблюдается
их некоторое взаимовлияние. Оно чрезвычайно мало, поэтому на практике успешно
используют методы отдельного расчета вязкостного и волнового сопротивлений [15,
30, 31]. Расчет сопротивления реального судна включает в себя также учет влияния
рулей, кронштейнов, гребных валов, скуловых килей, которые создают так называемое
сопротивление выступающих частей RBM. Часть силы сопротивления при движении суд-
судна определяется также его надводной частью и учитывается как аэродинамическое со-
сопротивление Ra. У водоизмещающих малотоннажных судов величина Ra составляет
весьма небольшую часть полного сопротивления и в ряде случаев ее можно не учи-
учитывать. Для судов в переходном режиме и глиссирующих воздушное сопротивление
составляет уже заметную долю. Особенно важен учет Ra для скоростных глиссеров,
СВП, СПК и ЭП. Таким образом, полное сопротивление
R-RJ+Rф+Rв+Rвл+Rа. E.13)
Для практического расчета полного сопротивления судов сумму составляющих RT,R$
и RB часто представляют как
RT+Rb+RB=R± +RO, E.14)
где RT — сопротивление трения прямоугольной гладкой пластины, имеющей площадь
и длину, равные соответственно площади и длине смоченной поверхности судна (такую
пластину принято называть эквивалентной); Ro — остаточное сопротивление. Оно вклю-
включает в себя сопротивление формы, волновое, а также ту часть сопротивления трения,
которая обусловлена отличием плоской эквивалентной пластины от реальной формы
корпуса судна. Такой подход, несмотря на некоторую некорректность, позволяет
удовлетворить условиям гидродинамического подобия. При этом используемые зависи-
зависимости tfT=/i(Re); Ло =/2(Fr) соответствуют реальным RT~fi(Re); RB +
+ Rф ~/a(Fr) и обеспечивают достаточную точность расчета. Указанный метод получил
широкое распространение также вследствие удобства расчета сопротивления трения
судна как сопротивления эквивалентной пластины по хорошо известным зависимостям
и остаточного сопротивления на основе модельных испытаний. На рис. 5.3 показана
схема разделения полного сопротивления судна на составляющие.
Величина прямоугольников иллюстрирует взаимное соответствие величин состав-
составляющих, характерное для переходного режима движения.
Безразмерные коэффициенты сопротивления. Для расчета сопротивления использу-
используют формулы, структура которых соответствует принципам гидромеханического подо-
подобия. Принимая в качестве характерного размера величину смоченной поверхности ?2,
получаем общую формулу
pv2
R=S—?l, E.15)
76
где f — безразмерный коэффициент полного
сопротивления, который является функци-
функцией чисел Фруда и Рейнольдса и представля-
представляет собой сумму сопротивления коэффици-
коэффициентов трения, формы и волнового
Г = Гт + Гф+Гв- E.16)
Для того чтобы определить смоченную
поверхность судна Д, используют теорети-
теоретический чертеж. На проекции „корпус" тео-
теоретического чертежа измеряют половины
периметров смоченной части шпангоутов
судна. Схема замеров показана на рис. 5.4.
Удобнее всего указанную операцию произ-
производить с помощью курвиметра. Дальнейшие
вычисления производят согласно табл. 5.1.
В большинстве случаев можно также
использовать приближенные формулы.
1. Формула Тейлора
Полное сопротивление судна
R голого корпуса
R вязкостное
1
RT *ф
Rволновое
j
RT ( Ro
¦"в.ч "i
E.17)
Рис. 5.3. Схема разделения полного сопро-
сопротивления движению судна на составляю-
составляющие
где с = 2,52 для круглых обводов [11];
с = 2,75 — для эллиптической формул погруженной части [121] и с = 3,00 для U-образ-
ных обводов [121].
2.ФормулаМумфорда [11] при5« 0,7; 5/Г = 2 + 3
E.18)
E.19)
E.20)
П =/-E5
3. Формула Бенге [121]
?2=Z- (В +27) @,765 +0,28).
4. ФормулаМурагина [11] при 5 = 0,4 + 0,5; В/Т= 2,5 + 3,5
?2 = /-A,3674 1,1355).
5 4 J 2 1 О
П7/2
Рис. 5.4. Схема замеров для определения смоченной поверхности судна по теорети-
теоретическому чертежу
77
И"
шп.
0
1
2
3
Го
Таблица 5.
Замер
курвимег-
Масш-
Масштаб
черте-
чертежа
Смоченные
. полупериметры
шпангоутов
Сумма смоченных
полупериметров
двух соседних
шпангоутов
сти корпуса судка
Шпация
Д?/, м
Смоченная поверх-
поверхность ОДНОЙ ИППЦЦШ
п
S. Формула для транцевых судов
¦9,75+0,78) [121]
П =/,'D5+ 0,257)-
(i4 = 0,85) и судов с острой кормой (А
E.21)
Примеры. 1. Вычислить смоченную поверхность моторного бота с I = 6,00 м, В = 1,8 м, Г=
= 0,5 м. Выбираем формулу E.21) с коэффициентом А = 0,85 для транцевых супов ¦
Я =6,0@,85 1,8 + 0,25
«93 м».
2. Вычислить смоченную поверхность катера с I = 9,2 м; К= 4,6 м' и U-обраэными обво-
обводами. Применяем формулу Тейлора с коэффициентом с = 3,0:
П = 3.0V4,6 • 9,2 »194 ма.
Сопротивление трения. Сцепление отдельных частиц вязкой жидкости между собой
и обшивкой судна приводит к возникновению сил, проекция1 которых на направление
движения называется сопротивлением тренияRr.
Применяемая в настоящее время схема расчета основана на следующих допущениях
131]:
сопротивление трения гладкого корпуса Rr равно сопротивлению трения эквива-
эквивалентной пластины Лт;
обшивка судна считается гидродинамически гладкой, а влияние ее шероховатости
учитывается путем надбавки иа шероховатость.
' При обтекании тела на начальном участке пограничного слоя устанавливается лами-
ламинарный режим, который затем теряет устойчивость и переходит в турбулентный. С уве-
увеличением скорости протяженность ламинарного участка уменьшается и при больших
числах Re становится пренебрежимо малой. Для практических целей можно считать, что
начиная с величины числа Re = 1 • 107 пограничный слой иа корпусе судна турбулентный.
Для подавляющего большинства малотоннажных судов с механическим двигателем это
соответствует практически всем режимам эксплуатации. Для определения числа Рей-
нольдса необходима знать смоченную длину судна и скорость движения. Затем, задав-
задавшись значением температуры t° воды (пусть даже ориентировочно), определить по
'Графику (рис. 5.5) величину коэффициента' кинематической вязкости v, м*/с, и вычи-
вычислить Re по формуле E.8). При этом необходимо следить за соблюдением размерности.
78
1,6
1,2
0,8
\
\
\
N
0
10
20
30 t/C
Рис. S.S. Зависимость коэффициента
кинематической вязкости воды от
температуры
Рис. 5.6. Коэффициенты турбулеит*
ного трения гидродинамически
гладкой пластины
; з
5 7 Re-10
Примеры. 1. Судно имеет смоченную длину 6 м и скорость v = 2 м/с; температура воды 13 ° <
По рис. 5.5 v = 1,2 • 10"' ма/с Тогда
6-2
2. Катер имеет длину по ватерлинии L = 9,2 м, v = 6,9 м/с, температура воды 4 ° С; v =
= 1,6-КГ6 м2/с. Тогда
Re= 16.10-б »4,СЫ07.
Величина сопротивления трения эквивалентной пластины определяется формулой
^т = Гт-^г", E-22)
где
E.23)
где fTo — коэффициент трения гидродинамически гладкой поверхности; AfT — надбав-
надбавка на шероховатость. Функции зависимости коэффициента fTo от числа Рейнольдса
называют экстраполяторами турбулентного трения. Наиболее употребительной в отече-
отечественной практике является формула Прандтля—Шлихтинга
Гт =0,455/(]g ReJ^8.
E.24)
В графической форме указанная зависимость представлена на рис. 5.6.
Влияние продольной и поперечной кривизны поверхности судна на сопротивление
трения сравнительно невелико. Суда с отношением L/B = 5 имеют Rr на 8 %, лсЬ/В =
= 10 — на 2 % больше, чем эквивалентная пластина. Обычно эта разница учитывается при
расчете других составляющих сопротивления. Весьма существенным фактором оказыва-
оказывается отличие степени шероховатости корпуса судна от гидродинамически гладкой пла-
пластины. На практике дополнительное сопротивление, вызванное шероховатостью
79
поверхности судна, учитывают надбавкой Д?т к величине fT(p для эквивалентной глад-
гладкой пластины. Основная часть надбавки Д?т обусловлена влиянием шероховатости на-
наружной обшивки D0—60 %), а также наличием вырезов и ниш B0—30 %) [14]. Экспе-
Эксперименты показывают, что величина Д?т может быть принята постоянной при всех числах
> Re для данного судна. Численные значения Д?т зависят от конструктивных и технологи-
технологических особенностей корпуса, состояния наружной обшивки.
Значения надбавки на шероховатость Д?т [ 15]:
Для судов со сварной обшивкой — @,3 -^ 0,5) • 10;
для судов с клепаной обшивкой либо со сварной обшивкой при наличии ниш и вы-
вырезов - @,7 v 1,0) • 10; n
для судов с деревянной обшивкой — A,8 -г2,3) • 10;
для железобетонных судов — A,3-5-1,9) • 103;
для судов с пластмассовым корпусом, полученным методом формования в матри-
матрице, - @,1 -0,3) • 10.
Для судов с меньшими размерами рекомендуется принимать большие значения Д?т.
Для некоторых типов малотоннажных судов, которые в процессе зксплуатации под-
подвергаются обрастанию, надбавка на шероховатость должна приниматься по верхнему
значению Д?т.
Примеры. 1. Моторный бот имеет L = 6 м, В = 1,8 м, Т=0,5 м, деревянную обшивку, v =2 м/с;
Re = l • 107, П= 9,9 м*,р = 1000 кг/м3.
По графику иа рис. 5.6 ?т = 3 • 10~3. Надбавка на шероховатость с учетом обрастания Д ?т =
= 2,3-1(Г3. Тогда °
V2
#r =<?т0 + Д?т) *• ^" п = Ю5 Н ( ~ 10,7 кгс).
2. Разъездной катер имеет L = 9,2 м, стальную сварную обшивку с противообрастаюшим по-
покрытием; Re=4,0-107, П =19,5 м\р= 1000кг/м3.
По графику иа рис. 5.6 ?т =2,4-10. Надбавку на шероховатость принимаем Д ?т = 0,4-10~3.
Тогда/?; =1300Н (~ 132,5 кгс).
Основные пути снижения сопротивления трения [15] приведены ниже.
При проектировании судна:
все имеющиеся в корпусе вырезы должны быть закрыты решетками или крыш-
крышками;
отдельные выступы на обшивке должны быть размещены как можно дальше от но-
носа судна или в гидродинамической тени от других выступов.
При постройке судна:
нельзя допускать волнистости наружной обшивки, грубых сварных швов; головки
болтов и заклепок выполнять по возможности впотай;
следует тщательно удалять ржавчину и окалину перед окраской корпуса;
следует применять краску с высокими антикоррозионными свойствами, препятст-
препятствующую обрастанию.
В процессе зксплуатации необходимо периодически очищать подводную часть судна
от водорослей и ракушек.
Все зти мероприятия дают возможность снизить сопротивление трения судна на
10-20 %.
Сопротивление формы. Сопротивление формы возникает вследствие влияния вяз-
вязкости на распределение давлений по поверхности тела. Приближенно можно считать, что
волнообразование не влияет на вязкостное сопротивление, в том числе и на сопротивле-
сопротивление формы. Поэтому для расчета используют общую формулу
pv
*Ф=?Ф^-", E25)
80
где ?ф — коэффициент сопротивления формы, который для данного тела является
функцией числа Re.
При экспериментальном измерении полного сопротивления модели пользуются
способом разделения его на/?'т эквивалентной пластины и остаточное Ro. Сопротивле-
Сопротивление формы входит в остаточное вместе с волновым сопротивлением RB и той частью
сопротивления трения, которая обусловлена разницей между ^т криволинейного кор-
корпуса судна и R'T эквивалентной пластины. Разность между/?т и/?т для судов традицион-
традиционных обводов невелика. Поэтому для скоростей, на которых судно не вызывает волнооб-
волнообразования, Ro «* /?ф.
Результаты теоретических и экспериментальных исследований позволяют считать,
что при увеличении скорости хорошо обтекаемых тел сопротивление формы возрастает
по тому же закону, что и сопротивление эквивалентной пластины. Это означает, что со-
сопротивление формы для этих тел можно рассчитать по формуле
/гф=*ф/г;, • E.26)
где коэффициент ?<ь не зависит от числа Рейнольдса и является постоянным для данной
формы корпуса [31].
Все тела можно разделить на хорошообтекаемые и плохообтекаемые. К хорошооб-
текаемым можно отнести водоизмещающие суда, имеющие отношение L/B > 6. Суда с
отношением L/B < 6, к которым относятся буксиры, баржи, суда других назначений,
обтекаются менее благоприятно и обычно предназначены для движения с небольшими
значениями числа Фруда. В практике малотоннажного судостроения формы корпуса
с L/B < 6 встречаются наиболее часто. Из этого следует, что отработке обводов малого
судна должно быть уделено особенно серьезное внимание.
Для снижения Rj> водоиэмещающего судна наряду с определением рациональных
значений L/ В и Z,/vF~ необходимо правильно выбрать величину кормового заостре-
заострения LK, отсчитываемого от кормового конца цилиндрической вставки. Наиболее благо-
благоприятное обтекание обеспечивается при LK > 4,1\Д«>мид ('^мид —площадь погру-
погруженной части миделевого сечения).
Помимо соотношений главных размерений на величину сопротивления формы
существенно влияет также конфигурация подводной части судна. Наличие острых скул
и сломов обшивки, характерных для упрощенных обводов, может вызвать отрывы по-
потока, резко увеличивающие сопротивление. Поэтому надо всегда тщательно взвешивать
целесообразность применения упрощенных обводов на водоизмещающем судне. Постро-
Построение теоретического чертежа в этом случае требует особенно большого опыта проекти-
проектировщика. Сломы обшивки, острые скулы и другие подобные конструктивные особенно-
особенности нужно сориентировать вдоль линий тока жидкости. Окончательная доводка обводов
при этом должна быть произведена экспериментально.
Следует отметить некоторые особенности сопротивления формы глиссирующих
судов. При движении в водоизмещающем режиме остроскулый корпус обтекается пото-
потоком с отрывом у скул и на транце. Сопротивление формы в этом случае очень велико.
Оно гораздо больше, чем у судна тех же размеров, но рассчитанного на водоизмещаю-
щий режим движения. Именно по этой причине эксплуатация глиссирующего судна
в водоизмещающем режиме нецелесообразна.
При движении глиссирующего судна с относительной скоростью Fry > 3 составля-
составляющая сопротивления формы отсутствует. В этом случае остаточное сопротивление суд-
судна полностью состоит иэ волновой составляющей.
Для расчета сопротивления формы необходимо энать величину ?ф, которую опреде-
определяют путем испытаний моделей в опытовом бассейне. Возможно также использование
?ф, взятого по близкому прототипу или вычисленного по приближенной формуле.
При этом следует помнить, что незначительные отклонения формы корпуса, шерохова-
шероховатости обшивки, конфигурации выступающих частей могут вызвать существенное изме-
изменение в еличины ?ф.
81
Коэффициент сопротивления формы приближенно определяют:
по формуле Папмеля
?Ф=0,09
п
E.27)
из уравнения E.26)
E.28)
коэффициент кф при числах Фруда Fr/, < 0,15 находят по графику (рте. 5.7) в зависи-
зависимости от L/В судна [15];
наиболее точно влияние главных размерении и особенностей формы корпуса учиты-
учитывает методика, изложенная в [30]. По ней определяется вязкостное сопротивление суд-
иа,т. е.Лт+Лф:
Ят+Яф -JiR't; E.29)
?т + ?ФяЧ?т; E.30)
V = Чо^в/ Т^Ь„1 Lt E.31)
где jj — множитель коэффициента вязкостного сопротивления; т?0 — составляющая мно-
множителя, зависящая от относительного удлинения судна / и коэффициента продольной
полноты у, kg/х~коэффициент, учитывающий влияние отношения В/Т; ki /i —
коэффициент, учитывающий влияние относительной протяженности цилиндрической
вставки [31]. На рис. 5.8 приведены значения щ, построенные для судов без цилиндри-
цилиндрической вставки (Z.a/L =0) с отношением В/ Т = 3; рис. 5.9, 5.10 дают значения попра-
поправочных коэффициентов kB/xnkL-/i.
1,8
1,6
s
ч
~ ~
=0,75 0J0 0,65 0,60 0,55
V-
д 9 ю т/в
Рис. S.7. Коэффициент сопротивления
формы в зависимости от удлинения
судна
6 7 8 9 10
Рис. S.8. Значения коэффициента ¦%
из
1,0
2,5
3,0
3,5 В/Т
Рис. 5.9. Поправочный коэффи-
коэффициент на изменение В/ Т
/
.—'
———
о
0,1
0,2
0,3 LJL
Рис. S.10. Поправочный коэффи-
коэффициент на относительную протяжен-
протяженность цилиндрической вставки
82
Примеры. 1. Моторный бот имеет L = 6 м, В = 1,8 м, Г=0,5 м, v =2 м/с, ш,™ = 0,72 м*, П =
= 9,9м*,1к = 2м.
Используй формулу (S.27), получим
0,72
Г ф = 0,09 -jj
По общей формуле E.25) получим
1000-4
Лф = 0,0030 j -9,9*60Н F,1кгс).
2. Катер безцилиндрическойвставкиимеет! = 9,2м,В = 2,2 м, Т= 0,6m,v= 6,9 м/с, F=4,6m3,
шмид = 1.06 mj. Вычисляем: 1/УТ^= 5,5; В = УЦ1ВГ)-0,38; 0 = ",^ E7) = 0,80; ^=6/C = 0,48;
В/Г = 3,67; ?ц/1 = 0, #т=1300Н A32 кгс). По формуле E.31) играфикам (рис. 5.8-5.10) нахо-
находим: тH =1,17; *в/г=1,03; *ln/i=l,0; т)=1,17-1,03-1,0*1,21.
По формуле E.29)/?T + /?|i=ij/?T = 1.21-1300 = 1573 Н A60кгс); Яф = 273Н B8 кгс).
Основные способы снижения сопротивления формы в процессе проектирования
судна:
увеличение отношения L/ В;
уменьшение углов притыкания батоксов или ватерлиний в корме (желательно,
чтобы зти углы не превышали значений 18—20°);
размещение сломов обшивки, скуловых килей и прочего вдоль линий тока жид-
жидкости.
Волновое сопротивление. Волновое сопротивление является частью сопротивления
давления, которая возникает вследствие волнообразования при движении судна. При от-
отсутствии волнообразования волновое сопротивление равно нулю. Это наблюдается
у надводных судов при движении с малыми скоростями и у подводных лодок, движу-
движущихся глубоко под водой [31 ].
Для расчета волнового сопротивления пользуются общей формулой
pv2
Яв=Гв—П, E-32)
где ?в — коэффициент волнового сопротивления, который является функцией числа
Фруда.
У геометрически подобных судов 1 и 2 при равных числах Фруда коэффи-
коэффициенты волнового сопротивления равны. Следствием этого является соотноше-
соотношение
Лв,/(?А)=Лв2/(?А). E.33)
Характер изменения волнового сопротивления в зависимости от скорости судна тесно
связан с картиной волнообразования. Основными волнообразующими участками явля-
являются нос и корма судна, вызывающие при движении появление резко выраженных пи-
пиков гидродинамического давления. В носовой и кормовой группах волн можно выде-
выделить расходящиеся и поперечные волны. Изменение скорости движения судна незначи-
незначительно сказывается на структуре расходящихся волн, так как между носовой и кормо-
кормовой группами зтих волн практически не происходит взаимодействия. В противополож-
противоположность этому характер интерференции поперечных волн носовой и кормовой групп су-
существенно зависит от скарости судна. Результатом этого является наличие местных гор-
горбов и впадин на кривой волнового сопротивления по скорости. Характер зависимости
коэффициента волнового сопротивления от числа Фруда показан на рис. 5.11. У водоиз-
мещающих судов ?в имеет максимумы при значениях Fr/, ^ 0,22; 0,25; 0,30; 0,50.
83
f
J
\
j
/1
•
1
0 0,2 ftJ
0,4 0.5 FrL
Рис. 5.11. Характерная кривая
волнового сопротивления схе-
схематизированной модели судна
Рис. 5.12. График для определения
коэффициента волнового сопротивле-
сопротивления С„
У судов с острыми обводами корпуса местные горбы и впадины на кривой сопротивле-
сопротивления сглажены, заметно выделяется лишь один максимум при Fr/, = 0,50. При малых
значениях числа Фруда волновое сопротивление очень невелико. Его практически можно
считать равным нулю для полных тихоходных судов при Fr/, < 0,10-5-0,15, а для быст-
быстроходных — при Vxi < 0,15 -г 0,20.
Абсолютные значения коэффициента fB в большей степени зависят от формы обво-
обводов судна, поэтому для практических целей его определение производят эксперимен-
экспериментально. Приближенно величину RB можно вычислить по формулам Папмеля [121]. Для
этого определяют скорости
E.34)
rpfiL*=xL.
Коэффициент х находят в зависимости от характеристики судна
= 105
к . .
X . .
к . .
В
L
¦'¦
0
1,100
0,8
0,790
0,1
1,100
0,9
0,750
0,2
1,095
1,0
0,730
0,3
1,090
1,1
0,715
0,4
1,063
1,2
0,710
0,5
1,000
1,3
0,700
0,6
0,920
1,4
0,700
0,7
0,840
1,5
0,700
E.35)-
Если скорость судна меньше vltto RB =0; если v i < v < v2, то
L -103
¦v2,
E.36)
где Съ — коэффициент, определяемый в зависимости от числа Fr^ (рис. 5.12). Если ско-
скорость судна больше v2> то
E.37)
Изложенный способ применим только для судов, движущихся в водоизмещающем
режиме гаи в самом начале переходного режима движения. Расчеты волнового сопро-
сопротивления быстроходных катеров на таких скоростях не производят, а в случае необхо-
необходимости определяют экспериментально.
84
Существуют и широко используются также различные методики, в которых опреде-
определяется сразу сумма составляющих сопротивления: R. , /?в и (R —R') (остаточное сопро-
сопротивление Ro). Обычно ^акие материалы обобщают результаты систематических испыта-
испытаний серии моделей. Одним из примеров может служить диаграмма Неймана для букси-
буксиров и траулеров (рис. 5.13). Этот график позволяет приближенно определить значение
остаточного сопротивления для судов с соотношениями L/$ F = 4-r7 и <р = 0,5-г0,7
[31].
Примеры. 1. Моторный бот имеет L = 6 м, В = 1,8 м, Т= 0,50 м, v = 2 м/с, 6 = 0,50.
Используя способ Папмеля, получаем к =10-0,50
1,8
= 1,50; Fi? = 0,26. Находим х= 0,7.
Вычисляем v, = 0,6 V 6 • 0,7 «1,2 м/с; vt = 1,6 V 6 • 0,7 « 3,3 м/с.
Для v, < v < v2 по рис. 5.12 находим Св = 2. Тогда
2700-9,81
(~5,4кгс).
«--"•^ 6.103 •
2. Катер имеет I =9,2 м,В=2,2м, Г=0,6м, v =6,9 м/с, К=4,6м3, 6 =0,42 при
В 2,2
Находимх=0,73, v, = 1,6 м/с, v2 =4,15 м/с, v > v2. Определяем
= 20к
i-103
= 2712 Н (~276кгс).
При выборе главных размерений и формы корпуса судна следует учитывать следую-
следующие особенности волнового сопротивления:
существует ряд значений относительной скорости Fr^, благоприятных в отношении
волнообразования;
величина волнового сопротивления уменьшается при увеличении L/B, L/^f V и при
уменьшении В/Т,Ь;
положение наибольшей ширины судна по длине,
относительная величина цилиндрической вставки, фор-
форма и углы притыкания носовых ветвей ватерлиний
должны соответствовать относительной скорости Fr/,.
Сопротивление выступающих частей. К выступаю-
выступающим частям относят скуловые кили, рули, кронштей-
кронштейны гребных валов, гребные валы и т. д. Сопротивление
движителей учитывается в расчете их характеристик
и в состав сопротивления выступающих частей не вхо-
входит.
Сопротивление выступающих частей состоит в ос-
основном из вязкостных составляющих — сопротивления
трения и формы; обтекание корруса влияет на харак-
характер обтекания выступающих частей. В свою очередь,
наличие выступающих частей может существенно изме-
изменить сопротивление самого корпуса судна.
Сопротивление выступающих частей можно опре-
определять либо экспериментально, либо расчетным путем.
При испытании моделей судов в опытовом бассейне
обычно сопоставляют модель судна с выступающими
частями и без них (голый корпус). Коэффициент
сопротивления выступающих частей
20
10
6
ч
2
1
0,6
ол
0,2
0,1
/7
G
7
*
/
0,1
0Л 0,J
Рис. 5.13. График для опреде-
определения остаточного сопротивле-
сопротивления буксиров и траулеров
(диаграмма Неймана)
85
Ьв.ч
pv
E.38)
При этом fB -ч по сути представляет собой условную надбавку к величине сопротивления
голого корпуса RT.K. В зависимости от числа и расположения выступающих частей обыч-
обычно ?в.ч = @,25-5-0,3) • 10~3. Для судов с сильно развитыми выступающими частями
?в.ч = @,4-^0,5) • 10. Для быстроходных катеров сопротивление выступающих частей
можно учитывать как надбавку к сопротивлению голого корпуса, определяемую по
экспериментальным данным: RB ч = кв 4RT K.
Величины коэффициента для учета сопротивления выступающих частей кв ч приве-
приведены в табл. 5.2.
Таблица 5.2. Надбавка на сопротивление выступающих частей квм
Число
гребных
валов
1
2
3
Круглоскуяые суда при Fr/,
до 0,5
0,03-0,05
0,08-1,0
0,12-0,15
0,5-1,0
0,06-0,08
0,10-0,12
0,15-0,20
Остроскулые суда при Ftp-
1,0
0,02
0,02
1,5
0,03
0,06
2,0
0,04
0,08
2,5
0,07
0,10
3,0
0,11
0,12
3,5
0,15
0,18
4,0
0,19
0,20
Наряду с указанными способами учета /?в.ч применяют расчетный метод определе-
определения величины сопротивления выступающих частей. Этот метод сводится к вычислению
сопротивления каждой из таких частей и отдельности на основании экспериментальных
данных для геометрических тел соответствующей формы и последующему суммирова-
суммированию результатов.
Для определения /?в.ч, Н, судов с угловыми колонками или подвесными моторами
рекомендуются данные, полученные экспериментально: RB -ч = г в л
pv'
[28].
Коэффициенты гвч =?в.ч • ?мнд принимаются для подвесных моторов (при за-
заглублении антикавитационной плиты на 20 мм ниже среза транца): „Ветерок" — 14-10"*;
„Москва-25" и „Москва-30" - 20 • 10; „Нептун" - 21 • 10; „Нептун-23" - 20,5 X
X 10; „Привет-22"- 17,5 • 10; „Вихрь-М" - 22.S • 10.
Для угловой колонки катера „Амур-2" RB ч = 0,93v 2, Н.
Необходимо помнить, что значения упора винтов подвесных моторов по скорости,
приводимые в справочных изданиях, учитывают также и влияние сопротивления их под-
подводной части. Поэтому при использовании этих данных сопротивление выступающих
частей моторов добавлять к сопротивлению корпуса судна не нужно.
Примеры. 1. Моторный бот имеет L = 6 м, v =2 м/с, Л =9,9 м*.
Принимаем ?в>ч = 0,25 • 10~3, тогда
р» ¦
¦П=О,25-1О-3
1000- 2*
•9,9 «5 Н (-0,5 кгс).
2. Разъездной катер с L = 9,2 м, v = 6,9 м/с, П = 19,5 м» имеет открытый наклонный гребной
вал с кронштейном и подвесной руль за винтом, Fr^ = 0,73. Для этого случая принимаем по
табл. 5.2 квч = 0,07. Тогда
Яв.ч =*в.ч (Ят f Я<р + Яв) = 0,07 • A573 + 2712) и 300 Н (^ 30 кгс).
3. Глиссирующая лодка с подвесным мотором „Вихрь-М" имеет v = 9,4 м/с. Получаем
р» ¦
= 22,5-10'4
1000- 9,4*
«99Н (~10кгс).
86
Для снижения RB ,ч рекомендуется:
уменьшение числа выступающих частей путем объединения конструктивно совме-
совместимых элементов;
придание выступающим частям хорошообтекаемой формы;
расположение выступающих частей по направлениям линий тока и в тех местах суд-
судна, где они не вызывают возрастания сопротивления голого корпуса и сами имеют мини-
минимальное сопротивление;
установка однопалого кронштейна вместо двухлапого;.
крепление двухлапых кронштейнов таким образом, чтобы оси следа их протыкания
к корпусу были параллельны;
установка гребного вала с наклоном не более 10-12°.
Воздушное сопротивление. Сопротивление надводной части судна имеет вязкостный
характер, т. е. само состоит из сопротивлений трения и формы. Надводная часть многих
судов является плохообтекаемым телом, поэтому основную роль в ее воздушном со-
сопротивлении играет сопротивление формы [31].
Величина воздушного сопротивления вычисляется по формуле
E.39)
где Сд — безразмерный коэффициент воздушного сопротивления; рв — плотность
воздуха, кг/м3; vB -скорость воздуха, обтекающего судно, м/с; 5МИД — проекция
надводной части судна на плоскость мидель-шпангоута, м2. Вычисление vB производится
с учетом скорости истинного ветра vH. При этом следует принимать наиболее небла-
неблагоприятный встречный ветер: vB =v +vH.
Значения коэффициента Сд определяют экспериментальным путем. Его величина
для судов с малыми L/B и плохообтекаемыми надстройками может доходить до Сд - 1 ¦
Обычно С а - 0,6 -J-0,9; для судов, при проектировании которых приняты меры по сни-
снижению аэродинамического сопротивления, Сд = 0,4-^0,6.-Следует отметить, что созда-
создание хорошообтекаемых надстроек часто нерационально из-за удорожания постройки
и ухудшения эксплуатационных условий на судне, однако устранение угловатых форм,
особенно углов передних стенок, размещение надстроек и рубок с учетом их взаимного
экранирования полезны.
Примеры. 1. Моторный бот имеет L = 6 м, v = 2 м/с, В = 1,8 м, ?мид = 1,5 м*, р = 1,293 кг/м3.
Учитывая отсутствие надстроек, принимаем Сд = 0,6. Считаем % * 5 м/с, следовательно,
Рв"в 1,293B + 5)*
= CA 5мид = 0>б~ \ —•1,5*'29Н(~Зкгс).
2. Катер имеет L =9,2 м, В =2,2 м, v =6,9M/c,SMsfa = 5,S ма и хорошо обтекаемые надстрой-
надстройки vH = 8 м/с.
Принимаем Сд = 0,5, тогда
1,293 F,9 + 8) г
Да = 0,5—' 1 — '5>5 й395Н (~40кгс).
Основываясь на выполненных расчетах, получим значения полного сопротивления для рассматри-
рассматриваемых судов.
1. Моторный бот имеет// = 6 м, В =1,8 м, Г=0,5 м, 5 =0,5,П =9,9 ма, v =2 м/с.
SRt =R'T +Яф + RB + Дв.ч + Яа= 105 + 60 + 53 + 5 + 29 =252 Н ( -26 кгс).
2. Катер имеет/. =9,2 м, В =2,2 м, Г=0,6 м, 6 =0,42, F=4,6 м3, О =19,5 ма, ымид= 1,06 ма,
v = 6,9 м/с.
Отсюда
+ Лв.ч + Да = 1300+273+2712+300+395=4980Н (~480кгс).
87
5.3. Сопротивление водоизмещающих судов
Для правильного выбора формы корпуса необходимо учитывать весомость каждой
из составляющих полного сопротивления воды движению судна. У разных типов водоиз-
водоизмещающих судов соотношение этих составляющих различно. Оно зависит прежде всего
от относительной скорости и главных элементов судна. На рис. 5.14 представлены
кривые, хорошо отражающие качественную сторону этого явления [15]. Здесь состав-
составляющие сопротивления трения и остаточного сопротивления выражены в долях от пол-
полного. Кривая 1 характерна для пассажирских судов (Frx < 0,4; L/tfV = 7,5-^9,0)
и водоизмещающих катеров (Frx > 0,5); кривая 2 - для грузовых судов (Frx <
< 0,30; L/$ V = 5,5 т 7,0); кривая 3 — для буксирных, ледокольных, рыбопромысло-
рыбопромысловых судов (Frx < 0,4; L/\/V = 4,0 -е- 5,5).
Изменение сопротивления при движении на волнении. При движении судна на волне-
волнении скорость снижается вследствие увеличения сопротивления воды, нарушения режима
работы движителей и увеличения рыскливости судна. Наибольшее влияние оказывает
изменение сопротивления воды движению судна.
Результаты исследований позволяют установить несколько общих свойств дополни-
дополнительного сопротивления /?доп- На встречном волнении при постоянных значениях числа
Фруда и относительной высоты волны hBl\ наблюдается зависимость дополнительного
сопротивления от отношения длины волны к длине судна Хв/?. Максимум ЛДОп соот-
соответствует значениям АВД, близким к единице [31] (рис. 5.15). При движении судна на
попутном волнении значение имеет отношение скорости судна к скорости распростране-
распространения волн св [30]. При v/cB < 1 сопротивление судна близко к своему значению на
тихой воде. При v/cB, близких к единице, когда судно оказывается неподвижным отно-
относительно системы волн, оно „захватывается" волной и устойчиво движется во впадине
между гребнями. В этом случае сопротивление существенно уменьшается. При дальней-
дальнейшем увеличении скорости движения судна сопротивление резко возрастает (рис. 5.16).
Помимо указанных соотношений на величину /?доп серьезное влияние оказывают
элементы теоретического чертежа и форма обводов судна. Опыт показывает, что увели-
увеличение коэффициента общей полноты 5 свыше 0,7 приводит к возрастанию сопротивле-
сопротивления на волнении. Неблагоприятно также сказывается чрезмерная величина В/ Т.
При разработке проекта можно рекомендовать выполнение шпангоутов в носовой
части с достаточным развалом, а ватерлиний - острыми по всей высоте форштевня.
Это достигается применением наклонного форштевня с плавным подрезом. Целесооб-
Целесообразно также предусмотреть достаточный запас.мощности. Вместе с тем следует помнить,
ом
1,0 "
ofi
Ofi
OA
°>l -,1
Рис. 5.14. Соотношение между основ-
основными составляющими сопротивления.
/ - пассажирские суда и водоизмещаю-
щие катера; 2 — транспортные суда;
3 — буксирные, ледокольные, промысло-
промысловые суда
0,005
0,5
1,0
Рис. 5.15. Кривые дополнительного со-
сопротивления модели танкера на регу-
регулярном встречном волнении
88
ff,H
mi
in
20
10
/
jl
0,8
1,0
. o/cB
Рис. 5.16. Сопротивление судна
при движении на попутном ре-
регулярном волнении.
1 — тихая вода; 2 — волнение
l/W
9
q
7
6
Т
ж
0,1 0,2
0,3
0,5 frL
Рис. 5.17. Рекомендуемые значения отно-
относительной длины
что „ограничителем скорости на волнении зачастую является не повышенное сопротив-
сопротивление движению, а неблагоприятные перегрузки, действующие на экипаж при ударах
и качке, а также прочность корпуса судна.
Влияние основных характеристик корпуса на сопротивление. На величину сопротив-
сопротивления воды движению судна влияет очень большое число параметров, характеризующих
форму его корпуса. Можно однако, выделить наиболее характерные зависимости ходко-
ходкости и соотношений теоретического чертежа судна.
Удлинение с у_д на и относительное удлинение. Увеличение отно-
относительного удлинения / =L/$ V приводит к уменьшению составляющей остаточного
сопротивления. При этом с увеличением относительной скорости — числа Фруда — это
явление становится более выраженным. Одновременно с уменьшением Ro происходит
возрастание составляющей трения /?т. При этом для каждого значения Fr существует
величина /, при которой полное сопротивление судна будет минимальным. Рекомендуе-
Рекомендуемые значения 7~приведены на рис. 5.17. Для однокорпусных судов зти оптимальные
с точки зрения обеспечения ходкости значения / часто оказываются неприемлемыми по
соображениям остойчивости, общего расположения и т. п. Однако для многокорпусных
судов целесообразно ориентироваться на рекомендуемые значения. Удлинение судна
L/B менее точно характеризует остроту обводов судна, но с качественной стороны вли-
влияет на величину основных составляющих сопротивления так же, как и относительное
удлинение/.
Отношение ширины к осадке судна В/Т. Существует общая тен-
тенденция возрастания волновой составляющей сопротивления судна с увеличением В/Т
при постоянных значениях /. Смоченная поверхность, а следовательно, и составляющая
трения, при этом также возрастает. Однако в пределах значений В/ Т, характерных
для каждого типа судна, полное сопротивление воды R и его основные составляющие
изменяются мало. Поэтому при разработке проекта величину В/ Г выбирают из условий
обеспечения остойчивости судна и ограничений по осадке.
Коэффициенты полноты судна. Увеличение коэффициента общей пол-
полноты 5 незначительно влияет на сопротивление трения RT, но приводит к возрастанию
остаточного сопротивления Ro. Это особенно сказывается при Fr^ > 0,3. Поэтому для
судов, рассчитанных на скорости Fr^ > 0,3, желательно уменьшение б до значений, при
89
которых увеличение массы корпуса еще не очень существенно. Ориентиром могут слу-
служить значения б, рекомендованные Эйром [31]:
0,300
0,575
0,325
0,560
0,350
0,545
0,375
0,538
0,400
0,533
0,500
0,516
0,600
0,500
Изменение коэффициента продольной полноты <р оказывает существенное влияние
на величину волнового сопротивления RB. Выбор рационального значения <р особенно
важен для быстроходных судов, у которых волновая составляющая сопротивления
относительно велика. При Fr/, > 0,45 рекомендуется принимать величины у в пределах
0,6-0,65, причем большие значения относятся к более высоким числам Фруда.
Изменение коэффициента полноты мидель-шпангоута /3 в широких пределах не ока-
оказывают значительного влияния ни на волновое сопротивление, ни на сопротивление фор-
формы [31]. Величину/3 можно принимать равной 0,75—0,85 для Fr/, > 0,45.
Форма корпуса судн.а. Характер обтекания судовой поверхности пото-
потоком жидкости, определяющий величину остаточного сопротивления Ro, зависит от фор-
формы корпуса. Для носовой оконечности важна форма ватерлиний. В основном она опре-
определяется величиной утла носового заострения ан, который составляет ветвь ватерлинии
с ДП. Для судов с относительной скоростью Fr/, > 0,32 рекомендуется принимать
прямые ветви ватерлиний с углами ан = 10 -г 14°. В целях обеспечения малых значений
Ян рационально некоторое смещение максимального; поперечного сечения судна в корму
от миделя.
Качество кормовых обводов в значительной мере определяется тем, насколько
обеспечиваются безотрывное обтекание и равномерность поля скоростей в районе распо-
расположения движителей. С этой точки зрения стремятся к уменьшению углов протыкания
ватерлиний в корме а,,, до величин меньше 20 /Для судов с относительными скоростями
Fr/, > 0,4 целесообразно применение транцевой кормы. Такое решение позволяет по-
получить наиболее пологие ветви батоксов. При этом допустимо увеличить о^ до 35—45°.
Форма шпангоутов судна в ряду параметров, определяющих сопротивление воды,
имеет второстепенное значение. Гораздо более существенное влияние она оказывает
на работу движителей и. мореходность судна.
Способы снижения сопротивления движению судна. Все способы снижения сопро-
сопротивления движению судна разделяются на способы снижения вязкостного сопротивле-
сопротивления и способы снижения волнового сопротивления.
Снижение вязкостного сопротивления возможно путем управления пограничным
слоем тела. К этим способам относятся: применение ламинаризованных тел; отсасыва-
отсасывание жидкости из пограничного слоя; применение демпфирующих покрытий; использо-
использование слабых растворов полимеров; применение воздушных пленок.
В настоящее время большинство указанных методов снижения вязкостного сопро-
сопротивления разработано только на лабораторном уровне. Это не позволяет дать конкрет-
конкретных рекомендаций по их применению на натурном судне. Наиболее реальным способом
следует считать применение воздушных пленок, создаваемых при помощи подачи воз-
воздуха под днище. Результаты модельных и натурных испытаний показывают, что это поз-
позволяет снизить сопротивление движению речного транспортного судна на 12—20 % при
затратах мощности на подачу воздуха, не превышающих 1-1,5 % мощности энергетиче-
энергетической установки [61]. Однако для малотоннажных судов трудно рассчитывать на серьез-
серьезный эффект от применения воздушной смазки. Прежде всего это связано с тем, что
корпус малого судна либо вовсе не имеет плоского участка днища, либо этот участок
относительно мал, и создание воздушной прослойки под ним весьма сложно. Вторым
и наиболее важным обстоятельством является то, что режимы движения малых судов,
как правило, характеризуются высокими значениями относительной скорости Fr. Это
определяет превалирование волновой составляющей в общей величине сопротивления.
Отсюда и снижение полного сопротивления в результате применения указанных мер
будет существенно меньше (вероятнее всего, единицы процентов). Вместе с тем
90
практическое применение способов снижения вязкостного сопротивления неизбежно
вызывает усложнение конструкции судна и удорожение его эксплуатации. Поэтому
целесообразно использовать для уменьшения вязкостной составляющей сопротивления
малотоннажного судна те возможности, которые дает грамотный выбор формы корпуса
и расположения его выступающих частей.
Снижение волнового сопротивления достигается следующими основными спо-
способами:
переходом к движению судов со скоростями, при которых волновое сопротивление
снижается (малые и большие числа Фруда);
использованием благоприятной зоны скоростей (Fr/, < 0,35) со впадинами на
кривой волнового сопротивления;
приданием корпусу обводов и соотношений главных размерений, соответствующих
минимуму волнового сопротивления;
применением устройств для гашения волновых систем;
созданием судов с уменьшенной площадью ватерлинии;
созданием многокорпусных судов;
переходом от водоизмещающего режима к динамическим принципам поддержания.
Первые три способа относятся к методам оптимизации формы судов традиционных
форм. Последние четыре способа являются новыми направлениями в развитии судостро-
судостроения [14, 30, 61,141].
Под устройствами для гашения волновых систем подразумеваются носовые надел-
наделки, носовые крылья, бортовые були [30]. При рациональном выборе формы, размеров
и расположения бульба можно получить благоприятное взаимодействие волновых си-
систем корпуса и бульба, приводящее к уменьшению волновой составляющей сопротивле-
сопротивления. Однако нужно иметь в виду, что при изменении посадки судна эффект от применения
бульба снижается и даже может быть отрицательным. Этот эффект уменьшается также при
пониженных эксплуатационных скоростях. Поэтому в каждом отдельном случае реше-
решение о применении указанных форм обводов должно приниматься на основе анализа всех
составляющих сопротивления, весовых и прочностных характеристик судна.
Суда с малой площадью ватерлинии (СМПВ) привлекают все большее внимание
судостроителей. В настоящее время в мире эксплуатируется уже ряд судов подобного
типа.
Уменьшение волнового сопротивления достигается за счет того, что подводная
часть судна состоит из двух торпедообразных корпусов, заглубленных под поверхность
воды и вертикальных стоек, соединяющих их с подводным корпусом. Стойки, пересе-
пересекающие поверхность воды, имеют минималь-
минимальное сечение, определяемое соображениями
продольной и поперечной остойчивости. Это и
определяет эффект снижения волновой со-
составляющей сопротивления. При этом нельзя
забывать, что вязкостные составляющие
полного сопротивления такого судна воз-
возрастают. Необходимо учитывать также и то,
что главные элементы и характеристики
СМПВ существенно отличаются от таковых у
традиционных судов. Например, при сравне-
сравнении с обычным судном одинакового водоиз-
водоизмещения у СМПВ осадка будет большена 70-
100%, масса корпуса-на 60-150%; СМПВ
будет иметь также пониженную продольную и °'3
поперечную остойчивость. При всем этом
преимущества СМПВ по ходкости проявятся р„с. 5.18. Влияние взаимного отстояния корпу-
только при числах Фруда Fr/, > 0,5. сов катамарана на его волновое сопротивление
91
Рис. 5.19. Влияние взаимного расположения корпусов три-
тримарана на его волновое сопротивление
Значительного эффекта от
применения указанного принци-
принципа можно достичь в том случае,
если стоит задача создания
судна с большой площадью па-
палубы, большой вместимостью
или особо высокой мореход-
мореходностью. Однако, учитывая слож-
сложность и непроработанность ряда
вопросов проектирования та-
таких судов, можно рекомендо-
рекомендовать создание СМПВ только
после тщательного общепроект-
общепроектного анализа, детальной гидро-
гидродинамической и конструктив-
конструктивной проработки.
Многокорпусные суда уже
завоевали широкую популяр-
популярность. Основное достоинство гидродинамики такого судна состоит в возможности
придания каждому из корпусов большого (до 12-15) удлинения, что ограничено у
обычных однокорпусных судов требованиями остойчивости. Кроме того, результаты
исследований показывают, что при некоторых числах Фруда и значениях отстояния
корпусов у катамарана возможны благоприятная интерференция волновых систем и
выигрыш в волновом сопротивлении. При больших числах Фруда взаимное влияние
корпусов катамаранов неблагоприятно сказывается на сопротивлении воды движению
[14, 84]. На рис. 5.18 показаны схема двухкорпусного судна и кривые зависимости его
волнового сопротивления от относительного отстояния корпусов. Перспективными
можно считать трехкорпусные суда, у которых средний корпус выдвинут вперед относи-
относительно двух других.
Испытания моделей показывают, что величина выдвига существенно влияет на со-
сопротивление. Это позволяет при помощи правильного выбора взаимного расположения
корпусов тримарана обеспечить на расчетной скорости или в выбранном диапазоне ско-
скоростей минимальное сопротивление. На рис. 5.19 показаны схема трехкорпусного судна
и кривые его остаточного сопротивления (Ro = R - R'T) в зависимости от относительно-
относительного выдвига среднего корпуса.
Суда с динамическим поддержанием - зто быстроразвивающиеся в настоящее
времй группы судов, к которым относятся глиссеры, суда на подводных крыльях, суда
на воздушной подушке, суда-зкранопланы и их возможные модификации. Разделы тео-
теории и проектирования каждого из этих типов судов весьма специфичны. Общей харак-
характерной чертой является то, что они могут двигаться при высоких значениях относитель-
относительной скорости (числа Фруда), недостижимой для водоизмещающих судов.
5.4. Сопротивление глиссирующих судов
Силы и моменты, действующие на глиссирующую пластину. Сила поддержания соз-
создается при движении глиссера в результате взаимодействия днища с набегающим пото-
потоком жидкости. На всех режимах установившегося движения она равна весу судна
Y=gD.
E.40)
В общем случае величина силы поддержания слагается из гидростатической и гидродина-
гидродинамической составляющих. При относительных скоростях движения глиссера Fiy>3
гидростатическая составляющая для глиссеров невелика.
92
Сила сопротивления R движению глиссера слагается из касательных и нормальных
составляющих. Касательные силы при чистом глиссировании создаются сопротивлением
трения Rr. Сопротивление от нормальных сил Лд (его часто называют сопротивлением
нормальных давлений) представляет собой проекцию результирующего вектора гидро-
гидродинамических давлений Q на направление движения. Следует оговориться, что равнодей-
равнодействующая касательных сил в общем случае не совпадает с направлением движения, одна-
однако в расчетах ходкости этим пренебрегают.
Гидродинамическим моментом М называют момент сил поддержания относительно
нижней кромки транца (плечо этих сил определяется положением центра давления
и обозначается /ц.д )
Щ
ц-д-
E.41)
Моментом сил веса Mg называют момент от сил веса судна на плече, равном рассто-
расстоянию от центра масс судна д© транца, которое обозначается xg. Момент сил весаЛ/g из-
изменяется при изменении дифферента судна, а также зависит от положения центра масс
по высоте z r:
Mg
ф
ф).
E.42)
Поскольку при движении глиссеров углы дифферента невелики, без особого ущерба
для точности расчетов полагают
Mg =Dgxg.
E.43)
Момент Мр от упора движителя Р определяется относительно нижней кромки тран-
транца. В ряде случаев его величина мала и может не учитываться при определении посадки
судна. Это относится к глиссерам малой и средней быстроходности. Для высокоско-
высокоскоростных, в том числе спортивных, глиссирующих судов Мр имеет очень большое зна-
значение.
При всех режимах установившегося движения глиссирующих судов
\М\ = \Mg +Мр\
E.44)
Угол дифферента ф глиссера определяют относительно его расчетного положения
на плаву. При этом угол атаки а несущей поверхности в общем случае не совпадает
с углом дифферента судна.
Схема сил, действующих на глиссер, приведена на рис. 5.20.
В литературе по глиссированию встречаются также термины волновое сопротивле-
сопротивление и брызговое сопротивление. По своей природе волно- и брызгообразование является
Рис. 5.20. Схема сил, действующих на глиссирующее судно
93
следствием действия систему давлений на днище судна. В режиме чистого глиссирова-
глиссирования волновое и брызговое сопротивления представляют собой составные части сопро-
сопротивления нормальных давлений (как уже говорилось, сопротивление, формы у глисси-
глиссирующей пластины отсутствует). Поэтому о брызговом сопротивлении можно говорить
лишь в том смысле, в каком замыв частей корпуса брызговои струей увеличивает (или
уменьшает) сопротивление трения.
В расчетах ходкости глиссеров используют безразмерные характеристики:
удлинение корпуса судна / =LCK/B;
смоченное удлинение \ = 1^М/В;
относительное удлинение I -L ск/$ V;
относительная центровкаXg =xg/LCK;
коэффициент момента гад = М/ (gDB);
шд *** Xg/B> и™ строго
= _l^_ = ^cos*zgsin*
5cos а В
коэффициент Статической нагрузки Сд = V/B3;
коэффициент динамической нагрузки
F 2,
E46)
гидродинамическое качество К - Y/R;
коэффициент глиссирования, или обратное качество, е = 1/К.
Для удобства пользования материалами, в которых употреблены различные формы
выражения числа Фруда, приводим формулы перевода:
Ft в tv
= E-47)
Fr5 = Ftl vT= Fr v$~Cl; E.48)
E.49)
В режиме чистого глиссирования сопротивление воды движению судна складывает-
складывается из сопротивления трения и сопротивления нормальных давлений.
Сопротивление трения глиссера RT прямо зависит' от величины смоченной поверх-
поверхности, которая меняется с изменением v, тд, Сд. Величину смоченной поверхности
определяют либо по графикам, полученным в результате испытания систематических
серий моделей, либо экспериментально. Для катеров, имеющих сложную форму кор-
корпуса, определение величины fi возможно только экспериментально. То же самое следует
сказать относительно глиссеров, рассчитанных на переходный режим движения. Для
плоской пластины [31]
П=ХД2; Х=/(Рг5)тд). . E.50)
Полный коэффициент трения определяют по формуле E.23). Основная его часть
fT() зависит помимо числа Рейнольдса еще от угла атаки а. Режим пограничного слоя
у глиссеров практически всегда турбулентный.
94
Экспериментальные исследования подтверждают справедливость использования
формулы Прандтля—Шлихтинга E.24) для определения fT(). При углах а < 3° результа-
результаты расчета и эксперимента совпадают. При 3° < а < 6° происходит небольшая ошибка
в безопасную сторону. Для а > 6 формула E.24) дает большое завышение ?Т(). Боль-
Большинство глиссеров имеют оптимальные углы атаки а = 5 -г 6°. В этом случае для
Re ~107 можно принимать fT(j = 3 • 10~3.
Величина полного коэффициента трения включает в себя также надбавку на шеро-
шероховатость Д?т E.23). Для стальных судов рекомендуют принимать [42] AfT =0,40 • 10~3,
для деревянных Д?т = @,10^ 0,15) • КГ*.
Рассмотрим величину fi для глиссирующих катеров, предназначенных для разъезд-
разъездных и туристических целей. Диапазон водоизмещении зтих судов колеблется в пределах
0,6—6 т. Скорость полного хода — 10—15 м/с Диапазон чисел Рейнольдса при этом со-
составляет A,3-=-3,2)-10*. Соответствующие им значения fT равны B,9 -5-2,6)-10~3
(большие величины fT() — у судов меньшего водоизмещения,"меньшие — у больших ка-
катеров). При этом для "малых глиссеров, имеющих, как правило, высококачественную
поверхность днища, надбавка на шероховатость составляет AfT = @,10-г0,15)-10~3.
Для судов большего водоизмещения рекомендуемые значения надбавки Д?т ~ 0,4 • 10~3.
В результате суммарный коэффициент fj колеблется для катеров разного водоизмеще-
водоизмещения в небольших пределах. На практике в расчетах ходкости разъездных и туристских
катеров с относительной скоростью Fr^= 3 4-3,5 можно принимать величину f'T =
= 3 • 10~3. Погрешность при этом составляет не более 5 % и лежит в пределах точности
определения смоченной поверхности.
Существенное влияние на величину сопротивления трения глиссера оказывают
направление и интенсивность брызговои струи, возникающей на передней кромке смо-
смоченной поверхности. Замыв этой струей части днища приводит к образованию силы вяз-
вязкостной природы, которая может приводить и к увеличению, и к уменьшению вязкост-
вязкостной составляющей сопротивления. Результаты экспериментального исследования [43]
позволяют сделать следующие выводы:
при углах килеватости 0 > 12 практически для всех углов ходового дифферента
сопротивление трения в зоне брызговои струи приводит к увеличению сопротивления
трения плоскок ил еватой пластины;
при Р < 1° зта составляющая уменьшает сопротивление трения пластины;
в диапазоне 7° < 0 < 12° при углах ходового дифферента 3—6° влияние брызговои
струи на сопротивление плоскокилеватой пластины незначительно.
Сопротивление нормальных давлений представляет собой по существу остаточное
сопротивление. Для режима чистого глиссирования
Ra=gDtga. E.51)
Величина угла атаки несущей поверхности глиссера (в режиме чистого глиссирова-
глиссирования) является функцией числа Фруда и коэффициентов нагрузки Сд и момента гад.
Взаимосвязь зтих характеристик можно определить экспериментально. Для глиссеров,
имеющих несложные гаГоскокилеватые обводы, с успехом используют результаты ис-
испытаний систематических серий схематизированных моделей. В отечественном судостро-
судостроении наиболее широко применяют материалы Л. И. Седова и А. С. Перельмутра [14,15,
24, 30, 31]. Эти материалы представляют собой эмпирические зависимости для гидроди-
гидродинамических характеристик плоских пластин.
Ниже приведены формулы, справедливые при Л. > 0,3 -г 0,4:
Сд0,7тгХ ,Х2*-0.4 1
j"'
а 1 + 1.4Х ATM Frj
0,7тгХ X0-865 3 Х-0,8
___ о,75 + 0,08^ + X
0,7*Х Х-0,4Г
+ 1,4Х+ Х + 0,4 Frj
E-53)
95
Рис. 5.21. Гидродинамические характеристики плоской
глиссирующей пластины Сд/ а =/, (\ , Frj3>
Рис. 5.22. Гидродинамические характеристики
плоской глиссирующей пластины тд =/, (\, F)
10
20
30
В графической форме эти
зависимости представлены на
рис. 5.21 и 5.22.
Сопротивление .глиссера зави-
зависит от угла атаки несущей поверх-
поверхности. У каждой пластины суще-
существует для данных Сд, Frjj такой
угол ofopj, при котором ее сопро-
сопротивление минимально. С увеличе-
увеличением a >aopt быстро растет со-
составляющая сопротивления /?д;
при уменьшении a < aopt сущест-
существенно возрастает RT.
Величина aopt меняется в зави-
зависимости от коэффициента нагруз-
нагрузки Св, связанной с величинами
Сд и Fr [см. формулу E.46)].
Величина aopt также существенно
зависит от килеватости днища
(рис. 5.23).
На величину aopt влияет шеро-
шероховатость поверхности пластины.
СС.opt
о
6
к
——
10
15
20
is p;
Рис. 5.23. Оптимальные углы атаки килеватых
пластин
5
4
J
?
/
/
—
_ ¦—
10
20
40 1/В
Рис. 5.24. Влияние килеватости глиссирующих
пластин на гидродинамическое качество
Рис. 5.25. Зависимость скорости начала чистого
глиссирования от удлинения судна
96
Если увеличить ?т, возрастет вязкостная составляющая и а<,р4 переместится в область
больших значений. Именно вследствие этого явления оптимальный угол дифферента
модели судна в общем случае не равен оптимальному углу дифферента самого натурно-
натурного судна, что нужно всегда учитывать. Для отыскания aopt натуры следует на расчетных
числах Фруда измерить зависимость полного сопротивления модели от угла атаки вбли-
вблизи его оптимального значения. Затем, пересчитав сопротивление на натурное судно по
законам подобия, нужно построить кривую его полного сопротивления от угла атаки
днища; aopt определится в точкеRmm-
Сопротивление движению глиссирующего судна зависит от числа Фруда и коэффи-
коэффициента статической нагрузки. Однако если для каждого случая движения выбрана наи-
наилучшая центровка, увеличение коэффициента глиссирования с ростом Сд невелико.
Значение же коэффициента момента гад при этом изменяется весьма значительно.
Существует также зависимость безразмерного коэффициента б от удлинения смочен-
смоченной поверхности глиссера. Однако само удлинение является функцией нагрузки, цент-
центровки и числа Фруда, и в оптимальных режимах (гадорг) увеличение удлинения одно-
однозначно соответствует увеличению коэффициента Сд.
Влияние килеватости пластин на гидродинамическое качество показано на рис. 5.24.
При расчетах ходкости глиссирующих судов важно также знать момент наступления
режима чистого глиссирования. Для центровок, близких к оптимальным, может быть
использована зависимость скорости начала чистого глиссирования от величины удлине-
удлинения днища (рис. 5.25). Весьма важным вопросом ходкости глиссеров является нахожде-
нахождение границ устойчивости движения. Известно, что неустойчивость движения судна
наблюдается при определенных сочетаниях скорости и углов атаки несущей поверх-
поверхности. Положение зон устойчивости обычно описывают для какого-либо конкретного
случая в координатах a, v, а в обобщенном виде — в координатах a, Cg (рис. 5.26, а, б).
Первая граница зоны неустойчивости характерна возникновением преимущественно
вертикальных колебаний. Для плоской пластины ее положение определяют по формуле
[153]:
aT=RTCB,
E.54)
\
10
11
v,m/c
0,12 0,16 0,20
Рис. 5.26. Типичные зоны устойчивости (зоны неустойчивости заштри-
заштрихованы) плоских глиссирующих пластин: а - в координатах а я v (Сд =
=0,05); б - в координатах а и Св (Сд =0,37)
4 Зак.738
97
где Rj — коэффициент пропорциональности для границы I; а\ — угол атаки, соответ-
соответствующий границе I, рад.
Значение R\ при изменении продольного момента инерции масс относительно центра
масс судна меняется незначительно. При Сд > 0,2
Rl =3,015; E.55)
aj « ЗСВ. E.56)
В диапазоне Сд = 0,02 + 0,2
0,4
Rl = 2,1 + ¦ . E.57)
Сд + 0,1 V '
Однако можно полагать R\ постоянным для всех Сд. В этом случае ошибка при расчете
режимов устойчивости произойдет в безопасную сторону, т. е. образует некоторый запас
устойчивости.
Область устойчивого глиссирования между границами I и II относится к режимам
движения реданных глиссеров, зкранопланов и гидросамолетов.
Вторая граница зоны неустойчивости характеризуется возникновением в основном
угловых колебаний. Величина коэффициента пропорциональности для границы II R\\ за-
зависит от угла поперечной килеватости корпуса. Влиянием нагрузки и массы судна мож-
можно пренебречь [64] :
Дц =1,26+1,530, E.58)
где 0 — угол килеватости, рад. В соответствии с этим участки границы II с движением
на полной ширине описываются формулой
АН = A,26+ 1,530) Св. E.59)
Третья граница характеризует пределы устойчивости движения безреданных глисси-
глиссирующих судов. На положение границы устойчивости III влияют число Фруда, киле-
ватость несущей поверхности и безразмерные коэффициенты массы и продольного
момента инерции. Безразмерным коэффициентом массы в общем случае (глиссер без
разгрузки) является коэффициент статической нагрузки Сд. Для вычисления коэффи-
коэффициента продольного момента инерции сначала определяют сам момент инерции масс
судна относительно поперечной оси, проходящей через центр масс. На практике пользу-
пользуются формулой
п
I =AL 2 х(т{,
где AL — величина шпации, принятой при построении кривой распределения масс; Щ —
абсцисса центра масс каждой шпации относительно общего центра масс; щ — ордината
кривой распределения масс по длине судна.
Далее вычисляют безразмерный коэффициент продольного момента инерции / по
формуле
Формула для границы III [64]
/54/74/ 2,5 \ / 5 \ з/4
Ш = 0>15\+47\1+ 125У \+с^+2У \ + 2Fib) Св ' E'60)
98
При использовании этой формулы в случае Frjj > 3 влиянием относительной скорости
следует пренебречь, тогда
«Ш =0,15
E.61)
Для практических целей целесообразно использовать змпирическую формулу, получен-
полученную в результате испытания серии моделей Клемента и Блаунта [43],
= 1,80/Fr^. E.62)
В более удобном виде зта формула может быть представлена следующим образом:
E.63)
Указанные зависимости получены для остроскулых катеров с плоскокилеватыми
обводами, скорости которых в процессе испытаний не превышали Fr^ ~7. Решение
вопроса об устойчивости глиссеров других форм и с другими скоростями движения
(Fry >7) требует специального исследования.
Особенности гидродинамики глиссирующих катамаранов. Глиссирующий катамаран
обычно представляет собой систему из двух остроскулых корпусов и соединительного
моста. С гидродинамической точки зрения глиссирующими катамаранами являются
и суда на гидролыжах. Особенности гидродинамики таких судов определяются наличием
взаимовлияния корпусов в процессе движения, а также существенно большим, нежели
у однокорпусных глиссеров, удлинением несущих поверхностей.
Взаимодействие двух корпусов приводит к изменению картины волно- и брызгооб-
разования. Оно начинает проявляться, как только поперечное отстояние корпусов с ста-
становится меньше удвоенной ширины одного корпуса (с<2В или с = с/В < 2, где с —
относительное отстояние корпусов).
По мере сближения корпусов между ними образуется волновой „петух", который
при с < 1 может начать замывать соединительную конструкцию. При с = 0,5 брызговые
усы от несущих поверхностей могут начать замывать борта судна. В этих случаях сопро-
сопротивление катамарана превышает удвоенное сопротивление одного изолированного кор-
корпуса.
Если же при проектировании формы глиссирующего катамарана приняты меры про-
против замывания корпуса и моста, сопротивление судна по сравнению с удвоенным сопро-
сопротивлением одного изолированного корпуса снижается (рис. 5.27).
Величина оптимального угла атаки с уменьшением с также уменьшается. Однако ве-
величина коэффициента момента тд при этом остается такой же, как и для одного изоли-
изолированного корпуса. '
Килеватость несущих поверхностей при отсут-
отсутствии замывов на изменение сопротивления не
влияет (см. рис. 5.27). Указанная зависимость по-
получена для серии остроскулых катамаранов с по-
постоянной килеватостью по длине (моногедрон),
имеющих углы килеватости C от 0 до 15°, Сд ~0,8,
на скорости Fry = 3,1 при наивыгоднейших углах
атаки (-5°) [36].
Характер изменения кривой сопротив-
сопротивления от скорости в зависимости от отно- _ , „„ „
Рис. 5.27. Влияние относительного от-
сительного отстояния корпусов показан на стояшм корпусов моделей n^p^
рис. 5.28 для модели с 0 =0 и на рис. 5.29 для щего катамарана на полное сопротивле-
моделис0 = 15°. ние(о - /3=0°; Д - /3 = 10°; + - 0 = 15°)
99
5
Ч
3
0,20
0.16
\\
\
\\
с=2,0
ч
4=2,0/
lFr/Ф
,*~~10
7-0,5
f—o
иг
6 U,M/C
б V, М/С
Рис. 5.28. Кривые сопротивления модели
катамарана (/3 = 0°; тд оптимальный)
Рис. 5.29. Кривые сопротивления модели
катамарана с обводами моногедрон @ =
= 15° ; Ид оптимальный)
Сопоставление кривых сопротивления катамарана и однокорпусного глиссера,
рассчитанных на одинаковые скорости движения, показывает заметное преимущество
двухкорпусного судна по сопротивлению в районе горба. Это объясняется значительным
влиянием на переходном режиме сопротивления формы, которое имеет меньшие значе-
значения для корпусов с большим удлинением. Позтому можно считать целесообразным при-
применение двухкорпусных компоновок при проектировании судов переходного режима
движения.
На высоких скоростях применение катамаранной схемы также дает известные пре-
преимущества. Они обусловлены тем, что однокорпусные глиссеры при больших числах
Фруда движутся с углами дифферента, существенно меньшими A—2°) оптимальных.
Увеличение углов до ~5° возможно без потери устойчивости лишь за счет сужения несу-
несущей поверхности и зачастую неприемлемо по соображениям остойчивости. Поэтому
скоростной глиссер-катамаран может оказаться быстроходнее однокорпусного глиссера.
На рис. 5.30 показаны кривые сопротивления моделей с однотипными обводами, имею-
имеющими симметричную и асимметричную формы корпусов [159].
иго
Sfi
QMS
№
и
1,0
г А
У
г
1,5
2,0
10
15
°
Рис. 5.30. Кривые сопротивления мо-
моделей катамарана с симметричными
A) и асимметричными B) корпусами
Рис. 5.31. Зависимость величин макси-
максимальных вертикальных перегрузок
катамаранов равного сопротивления
от их килейатости (с = 2,0; Fr у = 3,1)
100
К особенностям гидродинамики катамаранов следует отнести также их повышен-
повышенные мореходные качества. Сравнительное экспериментальное исследование остроску-
лых одно- и двухкорпусной модели одинаковой килеватости на регулярном волнении
показало существенное преимущество катамарана по величинам вертикальных уско-
ускорений. Так, на скорости Fry =3 перегрузки катамарана были меньше в 1,44 раза в носу
и в^1,2 раза в центре масс. При скоростях Fr у = 3,8 соотношение перегрузок достигает
1,74 в носу н 1,68 в центре масс [37].
Следует отметить, что отстояние корпусов влияет на величины максимальных пере-
перегрузок катамарана. Если вертикальные ускорения двухкорпусной модели с с = 2,0
принять за единицу, то для случая с с = 1,0 они составят 1,15, а для с = 0,5-1,20 {37].
Весьма своеобразно на величины перегрузок катамарана влияет килеватость кор-
корпусов. Если сравнивать модели с разной килеватостью, но имеющие одинаковое сопро-
сопротивление на тихой воде, то килеватые корпуса должны будут иметь большую ширину.
Вследствие этого на волнении, несмотря на благоприятное влияние килеватости, пере-
перегрузки моделей с большой килеватостью оказываются большими, чем у более узких
плоских пластин. В качестве примера на рис. 5.31 приведен график изменения величин
максимальных перегрузок призматических моделей при оптимальных центровках.
Практика подтверждает целесообразность принятия для глиссирующих катамаранов
минимальных значений килеватости на транце и на миделе.
Все сказанное относится к судам с коэффициентами статической нагрузки 0,6—0,8
и более, рассчитанными на скорости переходного режима и начала чистого глиссирова-
глиссирования.
5.5. Приближенные способы расчета сопротивления движению малого судна*
Применяемые методы приближенного расчета сопротивления движению судов мож-
можно разделить на следующие группы.
1. Методы непосредственного расчета полного сопротивления/? или буксировочной
мощности Nr по обобщенным эмпирическим зависимостям, а также средней достижи-
достижимой скорости движения v в функции энерговооруженности судна N/D по статистиче-
статистическим данным для данного типа судна.
2. Методы пересчета остаточного сопротивления по данному прототипу.
3. Методы расчета остаточного сопротивления Ro по результатам буксировочных ис-
испытаний систематических серий моделей судов в опытовом бассейне.
Наименее точны методы первой группы из-за несоблюдения геометрического подо-
подобия и из-за ошибок, связанных с неточным определением сопротивления трения Rr>
составляющего обычно значительную часть полного сопротивления. Неточность методов
второй и третьей группы определяется невозможностью обеспечения полного геометри-
геометрического соответствия элементов судна либо прототипу, либо моделям систематической
серии. Частично эта неточность может быть скорректирована в расчете применением
ряда поправочных коэффициентов [31].
ЕсЛи определены составляющие полного сопротивления движению судна, то букси-
буксировочная мощность
NR= .ZRiV. E.64)
При этом потребная эффективная мощность двигателя
E.65)
* Способы расчета сопротивления катеров на подводных крыльях приведены в гл. 12.
101
где 17 = 0,50 т 0,70 — коэффициент полезного действия движителя; tfe =0,95-^0,98 —
коэффициент полезного действия валопровода; т}р — коэффициент полезного дей-
действия редуктора. Его можно принимать равным 0,97-0,98 при одной паре шесте-
шестерен; 0,96—0,97 — при цепной передаче и 0,95—0,97 — при клиноременной пере-
передаче.
При выборе метода следует исходить из условия предпочтительности использования
материалов, полученных для судов или моделей, наиболее близких к рассматрива-
рассматриваемому.
Наиболее обоснованным следует считать применение зависимостей, структура кото-
которых соответствует законам гидродинамического подобия, например формула E.32).
При зтом роль характерной площади может играть смоченная поверхность судна Л или
его объемное водоизмещение в степени B/3) — V2/3.
Для получения большей достоверности целесообразно использовать зависимости
для пересчета только величины остаточного сопротивления Ro, а сопротивление трения
RT рассчитывать по методике, приведенной в п. 5.3.
Расчет сопротивления водоизмещающего судна. При предварительной оценке скоро-
скорости и полной мощности малых судов допустимо использовать обобщенные эмпириче-
эмпирические зависимости, связывающие скорость, мощность и размеры судна. При этом нужно
помнить о статистической природе формул, приводящей к заметным погрешностям (фор-
(формулы первой группы). Для малых водоизмещающих судов с удельной энерговооружен-
энерговооруженностью Лу/Х 10 кВт/т используют формулу [121]
v,M/cl =0,9vZ[m] -N3[kBt]/B[m], E.66)
где N3 — эффективная мощность двигателя, т. е. формула включает в себя и среднее зна-
значение общего пропульсивного коэффициента. Результат расчета скорости для судов
длиной L = 3-5 м может оказаться заниженным на 15-20%, при ?> 6м скорость за-
завышается на ~ 10 %.
Если *у проектируемого судна есть близкий прототип, можно применить формулу
адмиралтейских коэффициентов (вторая группа методов). Выражение имеет вид
E.67)
где Се — адмиралтейский коэффициент.
Вычисления производят следующим образом:
по данным прототипа вычисляют значение Се;
подставляя найденный адмиралтейский коэффициент в формулу для проектируе-
проектируемого судна, находят Afo.
При использовании метода адмиралтейских коэффициентов необходимо обеспечить
равенство чисел Фруда и соответствие углов дифферента одного и другого судна.
Формула адмиралтейских коэффициентов имеет следствием зависимость, которая поз-
позволяет найти для судна, имеющего скорость v0 и мощность двигателя No, новую ско-
скорость v с другим двигателем ./Упри том же водоизмещении V [121]
v/v0 = $7Щ. E.68)
Формула E.68) справедлива в том случае, когда изменение мощности ие приводит к из-
изменению режима движения судна.
Более точные результаты получают при определении сопротивления корпуса судна
по отдельным составляющим (третья группа методов). Сопротивление трения опреде-
определяют как сопротивление трения эквивалентной пластины, а остаточное сопротивление
находят по результатам экспериментальных исследований. Форма представления этих
102
результатов может быть графической или аналитической в виде аппроксимирующей
формулы). При этом в качестве аргументов обычно фигурируют число Фруда и относи-
относительное удлинение. В некоторых случаях, когда испытывались суда близкой или геомет-
геометрически подобной формы, ограничиваются одним аргументом — числом Фруда. Расчет
сопротивления голого корпуса производят в указанной ниже последовательности.
По заданным Д L,B,T,b,v,t° воды определяют:
1) Fr/, [см. формулу E.7)];
2) gD ;
3) RjgD [см. формулы E.25), E.27), E.34)-E.37), E.69) или графики (рис. 5.13,
5.32,5.33)];
4)ДО = C)B)Н;
5) v (см. рис. 5.5);
6) Re [см. формулу E.8)];
7) St. [см. формулу E.24), рис. 5.6];
8) Д?т см. с. 119, а также [14,15,31,83};
9) Гт'= G) + (8) [см. формулу E.23)];
10) П [см. формулу E.17)—E.21)];
11)Д; [см. формулу E.22)];
12) R =R0+R'T= D) + A1) [15].
Полученное значение сопротивления голого корпуса используют с учетом добавок
на сопротивление выступающих частей и аэродинамическое сопротивление в расчете
буксировочной мощности. Ниже приведены материалы, которые можно использовать
в расчетах по приведенной методике.
Формула остаточного сопротивления шлюпок. Для спасательных шлюпок, имеющих
вместимость 20-99 чел., скорость Fr/, < 0,4, L/В =2,25+3,2, В/Т = 3?+5,0, 8= '
= 0,485 т 0,570 и симметричных относительно миделя, получена формула остаточного
сопротивления на единицу веса судна [31]
RjgD = 30 (Frx /0,4) 2 [ 0,25 + 0,76 (Fr^ /0,4) 7 ]. E.69)
При расчете RT смоченная поверхность может быть подсчитана по формуле С. П. Му-
рагина. Надбавка на шероховатость и сопротивление выступающих частей для деревян-
деревянных шлюпок с обшивкой внакрой составляет A.0 -г-1,2) • 10, для шлюпок с металли-
металлической обшивкой и деревянной вгладь @,7 "=,8) • 10~3 [31].
Диаграмма Неймана [15] может быть использована для определения величины оста-
остаточного сопротивления буксиров, рыболовных или близких к ним по форме судов
(см. рис. 5.13) [15, 31]. На вертикальной оси диаграммы отложены значения отноше-
отношения Ro, H, к весовому водоизмещению судна gD, кг.
Формулы Папмеля [43] позволяют определить остаточное сопротивление как сум-
сумму сопротивления формы и волнового сопротивления. Для этого нужно дополнительно
вычислить площадь погруженной части мидель-шпангоута, длину кормового заострения,
а также произвести промежуточные вычисления по формулам E.34), E.35). Сопротив-
Сопротивление формы рассчитывают с использованием формул E.27), E.25), а волновое —
по формуле E.36) или E.37). Полученные результаты суммируют и используют как
значение Ro. Дальнейший расчет производится как и в предыдущих случаях по приве-
приведенной схеме.
Методика В. А. Дубровского может быть использована для расчета остаточного со-
сопротивления водоизмещающих катамаранов. Она основана на применении коэффициен-
коэффициентов, учитывающих взаимодействие корпусов. Исходной величиной для расчета коэффи-
коэффициента остаточного сопротивления катамарана с отстоянием корпусов с является коэф-
коэффициент остаточного сопротивления f, одного изолированного корпуса. Он может быть
найден экспериментально или, например, по графику (рис. 5.32), где построены кривые
удельного остаточного сопротивления судов с большим относительным удлинением
Г в зависимости от числа Фруда.
103
...
0,03
0,02
0,01
i
1,
/у
'\У
у
рУ
-к
0,В 1,0
1.2
2,0 2.2Гг,
Для расчета предварительно опреде-
определяют относительное удлинение одного
корпуса и число Фруда по объемному во-
водоизмещению Ft у. Затем используя гра-
график (рис. 5.32), определяют Ro одного
корпуса. Остаточное сопротивление ката-
катамарана Ло.кат находят по формуле [14]
Ло.кат = 2ЛЛо, E.70)
где к — коэффициент, учитывающий взаи-
взаимовлияние корпусов (рис. 5.33).
Расчет сопротивления судна, движуще-
движущегося в переходном режиме. Для предвари-
предварительной оценки скорости судов в переход-
переходном режиме можно использовать форму-
формулу, пригодную в диапазоне относительной
энерговооруженности NJD = lO-i-ЗО кВт/т
[121],
Рис. 5.32. Кривые остаточного сопротивления
корпусов большого удлинения
v [м/с] =
]
E.71)
Скорость более легких судов с V-об-
разными плоскокилеватыми обводами водоизмещением до 5 т в конце переходного
режима и начале глиссирования (при Fr/, =0,8^-2,7) можно вычислить по формуле
Ю. В. Емельянова
E.72)
v[m/c] =1,9V?V[kBt]/Z>[t].
Точность формулы ± 10 %.
Формула адмиралтейских коэффициентов для малого судна, движущегося в конце
переходного режима и начале глиссирования, имеет вид B-я группа методов)
Ce = V2l*v2/NR. E.73)
Последовательность вычислений та же, что и для формулы E.67).
0,02 0,04- 0,06 Ofib 0,10 . 0,12 0,14- с/1
Рис. 5.33. Коэффициент учета взаимодействия корпусов катамарана: а
в диапазоне Fr у = 0,8 -г 1,6;' б - в диапазоне Fr у = 1,6 •*¦ 2,2
104
При использовании метода адмиралтейских коэффициентов следует особое внима-
внимание уделить помимо равенства чисел Фруда соответствию центровки прототипа и проек-
проектируемого судна. При этом для судов указанного режима движения ходовой дифферент
определяется не столько отношением*g-/?, сколько величиной ?Ид.
В тех случаях, когда необходимо пересчитать скорость данного судна при изменении
мощности или вычислить мощность для другого значения скорости при условии посто-
постоянства водоизмещения, применяют формулу
v /v0 = y/N/N0. E.74)
Справедливость указанного выражения обеспечивается только при равенстве углов диф-
дифферента судна на скоростях v и v0.
Поэтому для новой скорости дви-
движения должно быть найдено соот-
в етствующее значение тд.
Указанные методы могут быть
употреблены только для получения
результата в первом приближении.
Более точные способы основаны на
определении сопротивления судна
по составляющим с использованием
экспериментальных данных (по
остаточному сопротивлению). Рас-
чет производят в указанной ниже
последовательности.
По даннымД V,L,B, T,S,v,t°
воды определяют:
2)
4) Rol(gD) (см. рис. 5.34-
5.42);
6) v (см. рис. 5.5);
б)
0,10
0,08
0,06
ом
ппо
^^
~-
¦
-—-»
——.
^—.
—_
—— ¦ —
Ч,д 5,0 5,2 5,4 5,6 5,8 6,0 6,2 6Л 6,6 } 6,8
L/YV
Рис. 5.34. Диаграмма Брауна для судов с U-образными (в) и V-образными
(б) обводами
105
о
0,02
6,0
Рис. 5.35. Диаграмма Н. С. Володина для
определения остаточного сопротивления
быстроходных круглоскулых катеров
L* 1219мм
*№)
0JJ9
0,08
0,07
0,0В
005
0,03
0,02
0,01
О
-Frv-
16
1,^
\
Jfi-
i
c/Vv
Рис. 5.36. Кривые остаточного сопротивления
моделей серии Нордстрема
Корпус серии Нордстрема Корпус серии Гроота
0,02
Рис. 5.38. Кривые остаточного сопротивления
моделей серии Гроота
Рис. 5.37. Теоретические чертежи моделей Гроота и
— Нордстрема
7) Re [см. формулу E.8)];
8)?т. (см. рис. 5.6);
9) At (см. с. 119, 147,148, а также [ 14,15,31,83];
Ю)?;= (8)+ (9);
11) О [по теоретическому чертежу, табл. 5.1 или по формулам E.17—5.21)];
12) R'T [см. формулу E.22)];
13) R=R0+RrT= E)+ A2).
Далее к сопротивлению голого корпуса добавляют сопротивление выступающих частей
и аэродинамическое сопротивление.
В расчетах по данной методике можно с успехом использовать приведенные ниже
материалы.
Диаграммы Брауна применяют для определения остаточного сопротивления судов,
имеющих L/B - 3,5 + 7,4, В/ Т= 3,1 +4,4, 5 =- 0,29 +0,54 и движущихся в конце режима
плавания и переходном режиме. На рис. 5.34 приведены диаграммы дли судов с U- и
V-образными обводами. Для использования кривых необходимо предварительно вычи-
вычислить величины / я Ft у. На каждой кривой обозначено соответствующее ей значение'
числа Фруда; промежуточные величины получают методами графической интерполяции.
Вдоль вертикальной оси диаграмм отложены значения относительного остаточного со-
сопротивления Ro на единицу весового водоизмещения.
Диаграмма Н. С. Володина, построенная на основании большого экспериментально-
экспериментального материала, позволяет определить остаточное сопротивление круглоскулых быстро-
• ходных катеров в зависимости от / для ряда значений Frp (рис. 5.35). Величина Ro,
отнесенная к весу судна gD, т. м/с2, отложена вдоль вертикальной оси диаграммы.
Для промежуточных величин числа Фруда результат получают методом графической
интерполяции. Расчет сопротивления трения производят по смоченной поверхности кор-
корпуса, соответствующей статическому положению судна.
Систематическая серия Нордстрема опубликована автором в 1936 г. по результатам
испытаний 14 круглоскулых моделей, характеристики которых имели следующие зна-
значения: L/B =4,83 +6,94; В/Т = 3,16 + 3,57; 5=0,373+0,410; <р = 0,576 +0,599; хс =
= -1,79 + 2,88 %; Sl/s/VL= 2,67 + 2,70; о,, = 15,1 + 22,5°. ;
Значения безразмерного коэффициента Ro/(Dg) в зависимости от относительного
удлинения и числа, Фруда по объемному водоизмещению представлены на рис. 5.36
(см. примечание 1). В настоящее время результаты серии Нордстрема применяются
в основном для катеров водоизмещением 10—30 т. Теоретический чертеж модели Норд-
Нордстрема показан на рис. 5.37.
Систематическая серия Гроота опубликована в 1951 г. по данным испытаний 31 мо-
модели круглоскулых быстроходных катеров. Геометрические характеристики корпусов
следующие: L/B= 3,53 + 10,09; В/Т = 2,72 +6,58; 5=0,293+0,560; <р = 0,463 + 0,791;
хс = -11,5 + 3,09 %; п/y/VL = 2,75.
Материалы испытаний Гроота (рис. 5.38) широко используются в настоящее время
как образцовые при разработке новых форм быстроходных катеров. Теоретический
чертеж модели Гроота приведен на рис. 5.37 (см. примечание 1).
Серия 63. Результаты испытаний пяти моделей 15-метроврго катера многоцелевого
назначения были опубликованы в 1963 г. Это систематическая серия, в которой у теоре-
теоретических чертежей всех моделей проекции „корпус" геометрически подобны. Модели
имеют расчетные значения L/В =2,5; 3,0; 4,0; 5,0; 6,0 (рис. 5.39). Поскольку каждая
модель испытывапась с разными значениями нагрузки, величиныL/B,B/ T, 5 и <р в про-
процессе опытов несколько изменялись (табл. 5.3).
Данные серии 63 наглядно иллюстрируют влияние основных характеристик корпуса
на сопротивление и поэтому могут быть с пользой- применены при выборе главных раз-
мерений судна.
Серия 64. Результаты испытаний 27 моделей быстроходных круглоскулых катеров
в Тейлоровском бассейне опубликованы в 1965 г. Это систематическая серия моделей,
107
о
00
а)
0,12
0,10
0,08
0,06
I
0,0^
0,02
о
в)
\
\
\
N
ч
4
ч
Frv
/2,0
^1,0
=op-
0,12
0,10
0,08
0,06
0,0k
0,02
0
ч
\
>
>
\
ч
4
ч
.4
4.
>-
^^
*—¦ —
Fry
^$
^^*"te IT
^ 1,1
"*¦* 1,1
1.0
0,9
0,12
0,10
0,08
0,06
0,0»
0,02
0
Ч^
\
—¦—.
Ч
^-—,
—
Fry
п п
¦18
1.6
4 U
&
\г
V
1.0
у,у —
Рис. 5.39. Кривые остаточного сопротивления
моделей серии 63 с расчетными значениями
ЦВ: а -2,5; 6-3,0; в -4,0; г -5,0; д - 6,0
в процессе испытаний которой варьировались относительное удлинение, отношение ши-
ширины к осадке и коэффициент общей полноты. Модели имеют L/B =8,454-г 18,264;
Я/Г = 2,0-f 4,0; 5 = 0,35-0,55; <р = 0,63; 5^=6,56; ан =3,7*7,8; П/у/VL =2,6+3,0.
Кривые коэффициента остаточного сопротивления в функции от числа Фруда и относи-
относительного удлинения представлены на рис. 5.40 (см. примечание 1).
Данные по серии 64 часто используют для целей проектного исследования. Они так-
также с успехом могут быть, применены в расчетах ходкости двухкорпусного судна. При
этом необходимо дополнительно учесть взаимодействия корпусов по методике, изло-
изложенной на с. 163,164.
Серия Шведского опытового бассейна (SSPA). В 1968 г. Линдгрен и Вильяме полу-
получили результаты систематической серии из девяти моделей быстроходных круглоску-
лых катеров. Параметры формы корпуса имели следующие значения: L/ F1/3 = 6, 7, 8;
Я/Г = 3,0; 3,5; 4,0; 5-0,4; <р = 0,68; д:^ =4,15; он =8,2-14,4°; <W^X~= 2,9-г3,0.
Результирующие значения L/B составляли от 4.62 до 8,20 в зависимости от номера
модели и ее загрузки. Кривые безразмерного коэффициента остаточного сопротивления
приведены на рис. 5.41 (см. примечание 2).
Серия Британской национальной физической лаборатории (NPL). Данные, опубли-
опубликованные Мэрвудом и Бэйли в 1969 г. и Бэйли в 1976 г., представляют собой результа-
результаты испытаний систематической серии из 22 моделей с различными значениями L/B и
В/Т. Величины L/B составляли: 3,33; 4,54; 5,41; 6,25; 7,50. Значения В/ Т изменялись
от 1,72 до 6.87. Все остальные параметры формы корпуса поддерживались постоянны-
постоянными: 5 =0,397, v> = 0,693, хс =—6,4%. Результаты приведены на рис. 5.42 (см. примеча-
примечание 2).
Помимо приведенных материалов существуют широко известные графики Хеншке.
Они представляют собой диаграммы изменения буксировочной мощности в функции
скорости для разных значений относительного удлинения. Графики построены на осно-
основании анализа большого числа судов и отображают средние значения буксировочной
мощности хорошо выполненных судов. Поскольку эти данные относятся к судам с уста-
устаревшими формами обводов, графики Хеншке здесь не приводятся. Подробное описание
указанных материалов с расчетными таблицами и диаграммами приведено в [4]. Резуль-
Результаты, полученные по данным Хеншке, нужно рассматривать только как ориентировоч-
ориентировочные.
Примечание 1. Экспериментальные данные обработаны с применением принятой в американ-
американском судостроении кривой Шенхерра, которая может быть выражена формулой вида
Коэффициенты ?То, полученные по формуле Шенхерра незначительно отличаются от принятой
в отечественном судостроении формулы Прандтля-Шлихтинга.
Примечание 2. Экспериментальные данные обработаны с применением формулы коэффициен-
коэффициента турбулентного трения, рекомендованного Международной конференцией опытовых бассейнов
(Мадрид, 1957 г.):
rTo = O,O75/(lgRe-2)'.
Расчет сопротивления судна, движущегося в режиме чистого глиссирования. Для
предварительной оценки скорости глиссирующих остроскулых катеров с плоскокилева-
тыми обводами, имеющими L/B =2,8-5-3,5, Сд =0,10-г0,25 и энерговооруженность
N/D = 15 -i-90 кВт/т, можно пользоваться формулой, разработанной Л. Л. Романенко и
Л. С. Щербаковым на основании статистических данных [121]
E.75)
109
Модель
(см. рис.
5.39)
а
б
в
г
д
Та бл и ца
L/B
2,52-2,70
2,95-3,31
3,76-4,10
4,62-4,92
5,48-5,75
В/Т
6,64-9,20
5,44-9,50
3,76-7,14
3,21-5,59
2,89-4,34
5. 3. Характеристики моделей серии 63
S
0,383-0,464
0,393-0,520
0,462-0,586
0,512-0,623
0,549-0,636
0,577-0,642
0,591-0,690
0,647-0,734
0,690-0,764
0,740-0,744
Xg
0,30-3,4
0,0-4,63
3,11-4,95
3,55-4,94
5,33-5,80
ан, °
22,6-27,9
18,8-27,5
17,2-28,6
16,9-27,7
17,4-25,3
n/s/VL
3,21-3,65
2,91-3,81
2,64-3,25
2,57-2,93
2,57-2,77
0JD5
0,0k
0,03
0,02
0,01
^$
^-—
——.
1
— —i
—
i
—_—
—.
—.—
—
—.—
—— .
,
——
———_
-
—¦
—¦
— —
-' i 1—1.
¦ ' »¦¦
— |. ¦
-
—
— —1
ш.
¦1-
-
3D
Ян
-1,0 '"
8' 9 -10 11 П
Рис. 5.40. Кривые остаточного сопротивления серии 64
\
\
\
\
N
>
-1.1
0,06
0,05
Ofit
0,03
0,02
0,01
о
Рис. 5.41. Кривые остаточного сопротивления
моделей Шведского опытового бассейна (SSPA)
ПО
6)
0,°10
0,09
0,08
0,07
0,06
0,05
0,04
0,03
0,01
0,01
\
\
-
V
\
\
ч
4
1 ""•»•.
\
\\
4
\
4
- -
"' —
¦—¦ 1 1
\
\
ЧХ
4
— ¦—.
'
s
\
\
Лч
—.
*¦ 1.
^ч
'2,6
•14
•2,2
•2,0
43
¦f.2
•0,9_
8)
0,09
O,Dd
0,07
0,06
0,05
0,04
0,03
0,01
0,01
0
ЧЛ
\|
V
\
s.
'
^ ¦
\
4,
\
-—~
— -
— —
ч
4
——
-¦¦И
*¦ I-
- ,
-' 1
\
4
——-
~ —
— .1—
==
^ 2,8
^ 2,5
*ч \\l
"^ 1,1
"- 1,0
-. 0,9 _
— 0,8
7 .3 8
l/Vy
0,07
0,06
0,05
0,03
Ofii
0,01
0
Рис. 5.42. Кривые остаточного сопротивления моделей серии Британской национальной физи-
физической лаборатории (ЫРЬ):д-1/Д = 3,3; В/Т = 3,194-10,21; б-1/Д = 4,54; Д/Г = 1,72-г6,87;
'' = 1,94 4-4,86; г -1/Д = 6,25; Д/Г = 1,93 4-5,80; д - 1/Д =7,50;
В/Т = 2,014-4,02
\
ч
>
>
\
N
— —
—^,
— —
ч^
— —
V
$Й
ч^чд
^$
f
111
Хорошие результаты можно получить при использовании формулы Л. М. Кривоносова
v [м/с] = ск лД[кВт]/?>[т], E.76)
где ск — коэффициент:
для малых безреданных гаиссеров ск = 1,7}-
для однореданных глиссеров с # =2,0;
для трехточечных гоночных глиссеров ск =2,3.
Скорость реданных глиссеров при Fr^ >3 можно оценить по формуле А. И. Мар-
Мартынова
/ЛПкВтЛ0'454
V[m/c]=3>2(~D[t] ) E>77)
Формула адмиралтейских коэффициентов для глиссеров, движущихся с большими
числами Фруда (Fr у > 4), имеет следующий вид:
Vv
Се = —- • E.78)
NR
Если известны v0 nN0 глиссера, то новая скорость v с другим двигаталемА^при том
же водоизмещении может быть определена по формуле [121]
v/vo = (iV/iVo)o>67. E.79)
Формулы адмиралтейских коэффициентов с повышением скорости судна дают все
менее надежный результат, так как при этом возрастает влияние неучитываемых момен-
моментов гидродинамических и аэродинамических сил, аэродинамической составляющей сил
сопротивления и поддержания, а также изменения сопротивления выступающих частей.
Поэтому для получения более достоверных значений сопротивления следует использо-
использовать методы третьей группы — расчеты по данным испытаний систематических серий схе-
схематизированных моделей.
При расчете гидродинамических характеристик и сопротивления возможны две
основных схемы решения задачи: первый — когда для выбранных водоизмещения, ши-
ширины, центровки и скорости требуется определить сопротивление движению и второй —
когда для выбранного режима движения нужно вычислить необходимое значение цент-
центровки.
Схема I. Известны D, В, xg судна и скорость v. Требуется определить углы диффе-
дифферента и сопротивление движению.
Находят Frg по формуле E.7), шд по формуле E.45), X по графику на рис. 5.22.
По найденному значению X с учетом Frg определяют по графику на рис. 5.21 величину
Св/а. Находят С в, вычисляют а.
Далее определяют сопротивление нормальных давлений Ra [см. формулу E.51)]
и сопротивление трения RT [см. E.22)] (точнее, сопротивление трения эквивалентной
пластины -Ят). При этом число Re вычисляют по смоченной ддине 1СМ =ХВ, смоченную
поверхность судна — по формуле E.50). Надбавки на шероховатость принимают с уче-
учетом рекомендаций на с. 80, 94-95. Полное сопротивление голого корпуса глиссера
составит
Лг.к=Лд+Дт. E.80)
К нему необходимо прибавить аэродинамическое сопротивление и добавки на
сопротивление выступающих частей согласно соответствующим рекомендациям.
112
В случае если судно имеет несущую поверхность, значительно отличающуюся от
плоской пластины, в процессе расчета величин X и а необходимо ввести поправки на ки-
леватость по формулам И. П. Любомирова:
1 + 1,35 (sin 0o)°>44X
E.81)
/Зо=О,5ОЗмид+0тр);
E.82)
Схема П. Известны D, В, скорость v и принятое проектантом значение а. Требуется
определить необходимое для этого xg.
Находят ?тд по формуле E.7), Сд по формуле E.46). Вычисляют Cg/o. По графи-
графику на рис. 5.21 находят смоченное удлинение X. По графику на рис. 5.22 для известных
X и Ргд определяют тд. Вычисляют xg по формуле E.45).
В процессе проектирования судна часто ставится задача нахождения гидродинамиче-
гидродинамически наивыгоднейших значений ширины и относительной центровки. В этом случае расчет
производят по схеме I для ряда значений В и xg. По результатам расчета строят график
е=/E, Xg) и определяют искомые величины методами графической интерполяции.
Однако такой подход требует большого объема вычислений.
Графики на рис. 5.43, построенные на основе формул E.52) и E.53) в безразмер-
безразмерном виде, позволяют не только найти нужные сочетания ширины и центровки, но и
выбрать желаемый характер изменения сопротивления по скорости судна. Эти графики
наглядно иллюстрируют влияние коэффициентов момента и статической нагрузки,
а также числа Фруда на углы атаки и сопротивление глиссирующих пластин. В случае
непосредственного использования предлагаемых кривых для определения сопротивле-
сопротивления глиссера следует учитывать, что при их построении принят суммарный коэффициент
трения ^т= 3 • 10~3.
За рубежом при проектировании глиссеров широко используются материалы
Е. П. Клемента [157,158]. Наиболее интересны графики, построенные им для определе-
определения параметров глиссирования в гидродинамически наивыгоднейших режимах. Кривая
гидродинамического качества на этих графиках — огибающая максимумов гидродина-
гидродинамического качества пластин с систематически изменяющимися параметрами (рис. 5.44,
5.45).
Материалы получены численным расчетом по эмпирическим формулам для судна
водоизмещением 4 т. Пренебрегая незначительными погрешностями, их можно исполь-
использовать на стадии эскизного проектирования для судов водоизмещением от 0,4 до 40 т.
В некоторых случаях удобно пользоваться аппроксимирующими формулами, пост-
построенными по данным Клемента для наивыгоднейших режимов.
Предлагаем уравнение оптимальных центровок:
wAo.pt = 28,6СВ - 0,57 E.83)
и уравнения гидродинамического качества:
для/3=0°
113
0,3
0,2
0,1
Неустойчивое
движение
7 Frv
0,1
О 1 2 "~3 U " S" 6 7Frv 0 1 2 3 * 5 6 7Frv 0 1 2 3 Ь 5 6 7 Frv
Рис. 5.43. Коэффициенты глиссирования и углы атаки плоских пластин при коэффициентах статической нагрузки от Сд=0,1 (а) до Сд=0,9 (а)
7Frv
Рис. 5.43. (продолжетие)
a)
тй
3,2
3,0
2.S
2,6
2,4
2,г
2.0
1.8
1,6
1,4
иг
1.0
0,6
o.s
ол
л; ос
.44
10
¦9
в -
¦7
б
5
¦4
I I
I I
\
И
и\
I 1
ч \
\\
W
\\ '
V
\
/;
г
\
V
ч
п
\
5,-
к
/r-
-а-
т
"i
^/
»ч
MB
-6
7
Г
ME
¦«¦.
Л"
—:
/
0 0.2 0,4 Ofi 0,8 1,0 1,2 1,4- 1,6 1,6 A"'
О 0.Z ty Ofi OjS 1,0 1,2 0 1JB
0,2 O,if 0,6 0# 1,0 1,2 1,Ь 1,6 1,8 2,0 ТС'-
Рис. 5.44. Огибающая максимумов гидроданамического качества и кривые Сд , /ид, а в функции А. для плоскокилев атых пластин при /3 = 5 (а),
10F), 15° (и) (\ = 0,5-М0,0)
00
a)
28
26
2<t
22
20
16
п
12
10
ft
a
2
0
•s
¦7
¦6
¦S
¦t
|
I
I
-
w
u
u
\
1
V
4,
\
\
\
{*
\
\
\
1
4
V.
*
Ц
?
¦<
^-
•.
,—¦
—.
A
f
—¦
л
-a-
Ml
y*
к:
--,
a
0,04
0.03
0,02
0,01
0 .
1A
1.3
иг
Ui
1Л
0,9
0,7
OJS
0,5
0.3
0.2
0.1
f)
"h
20
26
2U
22
20
18
IS
П
'12
10
в
6
it
2
0
¦ «
-7
•l?
•J
¦4
¦3
1
1
h
i
u
III
+r
n
1\
JV
\
l\
1
\
\
1
\
\
s
t
4
s
4,
<
-4
1
--
—«
m
-K -
f
4
—
/
Л
-в
Г*
„--
-—
¦as
ftOT
-дог
ftO?
r,J
?,2
7,Г .
1.0
0,9
OS
0,7
0.S
0,5
O.k
0,3
0.2
O.I
0
"i
28
2B
24
22
20
18
16
14
12
10
S
2
n
- s
- 7
-6
- 5
-4
- J
I
1
1
ftl
m>
III!
Ur
IT
\
\
V
V
\\
r
\
\
t
n
s
*--
<
s
4
r-
<
¦*.
s
¦*-
¦--
Z
A
y_
t
ES
=
r^
в
•4 ~
'б"
4-
o,on
0,03
0,02
0,01
4
1,1
из
1.2
1,1
1,0
0,9
0,8
0,7
0,S
0,5
0,1
0,3
0,2
0,1
0
0,1
0,2 0,3
Рис. 5,45. Огибающая максимумов гидродинамического качества и кривые Сд , и.д. а в функции \~' для плоских и плоскокилеватых пластин боль-
большого удлинения при/3 = 0 («), 5 (б), 10° (в) (X. = 2,5 * 50,0)
для |3 = 5 -г 10° (осредненная кривая, ± 2 %)
*' св?о',оз
E-85)
При проектировании глиссирующего судна, имеющего сложные обводы, а также
в тех случаях, когда по скорости судно не достигает режима чистого глиссирования,
использование представленных материалов приведет к большим погрешностям.
Поэтому в указанной ситуации неизбежны испытания модели судна в опытовом бассей-
бассейне. Перенос результатов эксперимента на натурное судно производят по законам гидро-
гидродинамического подобия.
Следует помнить, что характер обтекания моделей небольших размеров определяет-
определяется дополнительно еще и силами поверхностного натяжения. Это не только увеличивает
масштабный эффект, но и меняет картину волно- и брызгообразования. Поэтому реко-
рекомендуется испытывать модели шириной не менее 0,3 м.
При обработке результатов эксперимента иногда трудно бывает выделить составля-
составляющую трения из полного сопротивления модели судна. Это происходит, когда модель
имеет сложную конфигурацию днища, либо когда в процессе замеров невозможно точно
зафиксировать площадь смоченной поверхности. В этих случаях при равенстве чисел
Фруда модели и натуры пересчитывают полное сопротивление по кубу масштаба. Возни-
Возникающая при этом неточность часто бывает вполне допустима, тем более что она направ-
направлена в безопасную сторону.
Помимо приведенных материалов полезно также использовать графики Клемента,
позволяющие определить сопротивление глиссера при любых углах дифферента. Указан-
Указанные материалы достаточно полно описаны в [43]. В этой монографии также приводится
основное содержание методики по расчету сопротивления глиссеров, разработанной на
основе испытания серии моделей больших (БК) и малых (МБК) глиссирующих кате-
катеров. Данную методику можно использовать в тех случаях, когда проектируемое судно
имеет коэффициенты нагрузки и центровки, не выходящие за границы, оговоренные
в работе, а также весьма близко по конфигурации корпуса к испытанным моделям.
При применении указанных материалов необходимо помнить, что параметры движения
моделей серии определялись рядом заранее заданных значений нагрузки и центровки
и только в отдельных случаях близки к оптимальным.
*•' V .-«ПННГ.МС": |Ь МАЛОГО Г.УДЧА
Управляемостью называется способность судна двигаться по прямолинейной или
криволинейной траектории при обеспечении возможности ее целенаправленного измене-
изменения. Два наиболее важных свойства определяют управляемость судна: устойчивость пря-
прямолинейного движения (устойчивость на курсе) к поворотливость.
Устойчивость на курсе определяется возможностью сохранения заданного
прямолинейного движения, а поворотливость — возможностью изменения направ-
направления вплоть до движения по криволинейной траектории наперед заданной кривиз-
кривизны [31].
Траектория, которая описывается центром тяжести судна при перекладке органа
управления на постоянный угол, называется циркуляцией. Принято различать три пери-
периода циркуляции: маневренный, эволюционный и установившийся.
119
Маневренный период соответствует времени перекладки органа управления (руля,
подвесного мотора и т. д.), эволюционный определяется интервалом времени с момента
окончания перекладки до момента, начиная с которого элементы движения судна
перестают зависеть от времени, установившийся период (установившаяся циркуляция)
соответствует времени выдерживания органа управления на борту, отсчитываемому
с момента окончания эволюционного периода.
Из перечисленных периодов циркуляции наиболее простое математическое описание
в соответствии с разработанной в настоящее время теорией управляемости [14,31, 130]
имеет установившаяся циркуляция. Вместе с тем данные по этому периоду достаточно
полно характеризуют управляемость судна.
Движение судна и, в частности, движение на установившейся циркуляции характери-
характеризует следующие кинематические параметры (рис. 6.1):
радиус (диаметр) циркуляции R (D) (для установившейся циркуляции — радиус
окружности, описываемой центром масс судна);
угол дрейфа Cg между ДП судна и вектором скорости при центре масс;
линейная скорость движения центра масс'судна v0;
угловая скорость вращения судна со, в режиме установившейся циркуляции
со = vo/R;
F.1)
относительная кривизна траектории (безразмерная угловая скорость) со — вели-
величина, обратная безразмерному радиусу R -R/L,
ZJ=L/R
F.2)
(в режиме глиссирования соответствующие параметры имеют следующий вид: cog =
= B/R;RB=R/B);
курс <р° — угол между ДП судна и направлением его движения до перекладки руле-
рулевого органа (если в качестве первоначального направления движения принять земной
меридиан, то понятие курса будет аналогично используемому в навигации [59]);
угол перекладки рулевого органа §я;
угол крена 0;
угол дифферента ф.
Угловая скорость движения со помимо фор-
формулы F.1) может быть определена посредством
замера изменения курса судна во времени
и = Ay/At,
F.3)
где At — время изменения курса на угол Д<р°.
Время, за которое судно совершает поворот
на 360°, называется периодом циркуляции
Гц=27гЛ/у0. F.4)
Угол дрейфа, радиус циркуляции, линейная
скорость произвольной точки по длине судна
с координатой х определяются через соответст-
соответствующие характеристики движения центра масс
Pg,RHV0 (см. рис. 6.1)
Рис. 6.1. Схема установившейся цирку-
циркуляции судна
ftc=arctg \tgPg-
R cos Cg
F.5)
120
cos Bg
RX=R — F.6)
cosBgx
Vx'-^rRx- F-7)
С учетом того, что движение на циркуляции происходит с небольшими углами дрей-
дрейфа, формулу F.1) приводят к виду
0gx=Pg-x/R. ' F.8)
Количественные данные о характеристиках управляемости (диаметр и относитель-
относительная кривизна циркуляции, угол крена и т. д.) получают экспериментальным или расчет-
расчетным путем.
В целом, наиболее достоверным является экспериментальный способ, при котором
производятся полунатурные или натурные испытания судна. Как правило, этим спосо-
способом пользуются на заключительных стадиях проектирования (полунатурные испыта-
испытания) либо уже после постройки головного образца.
Однако данные по управляемости требуются уже на ранних стадиях проектирования
с целью оценки эффективности установленных средств управления и выбранных форм
обводов — в этом случае используют расчетный способ.
Кроме того, расчетный способ удобен для пересчета данных испытаний судна на
близкое к нему по обводам, относительным размерениям и средствам управления.
Для выполнения расчета необходимо энать силы и моменты, действующие на кор-
корпус судна и средства управления.
6.2. Гидродинамика органов управления малых судов
Руль. Криволинейное движение судна происходит под действием силы, возникаю-
возникающей на переложенных органах управления, в качестве которых для малых судов исполь-
используются руль, подвесной мотор или поворотная колонка, реверсивно-рулевые устройства
водометного движителя*.
Выбор площади руля, типы рулей. Руль характеризуют следующие
геометр1 ческие параметры:
площадь пера AR (часть площади, находящаяся впереди от оси баллера, называется
площадью балансирной части руля);
высота руля hR — расстояние, измеренное по оси баллера, между верхней и нижней
кромками руля;
хорда (средняя) руля
bR=AR/hR; F.9)
профиль руля (рис. 6.2) — контур сечения пера, перпендикулярный к оси баллера;
расстояние между передней и задней точками профиля соответствует хорде руля в дан-
данном сечении;
относительная толщина Т, равная отношению максимальной толщины профиля
'max к хорде, 7~= tmaK/bR; _
положение максимальной толщины с — отношение расстояния от носика профиля
до максимальной ординаты к хорде руля, с"= с/ bR;
* Здесь не упомянута поворотная насадка на гребной винт, поскольку этот тип органа управле-
управления не нашел широкого распространения в малом судостроении.
121
so
20
m
——-
-—¦—'
^>-
'
^-—'
¦
15 20
25
35 40
Рис. 6.2. Профиль руля
относительное удлинение руля
Рис. 6.3. К определению площади руля
судна, движущегося в переходном ре-
режиме.
/ — руль под днищем; 2 — руль за
кормой
F.10)
коэффициент компенсации KbR— отношение площади балансирной части руля
ко всей его площади.
Профили рулей задаются таблицей ординат (табл. 6.1).
Таблица 6.1. Относительные толщины профилей (% максимальной толщины)
0
0
0
1,25
31,6
12
2,5
,
43,6
20
Отстояние
5
59,2
32
10
78
48
сечения от передней кромки,',
20
30
40
50
{
Профиль NASA
95,6
100
96,7
88
Клиновидный профиль
88
96
100
% хордь
60
76,1
100
70
61
98
80
43,7
94
90
'
24,1
90
.100
2,1
84
Площадь пера руля назначается в долях площади погруженной части ДП судна без
хода
AR =LT/K.
F.11)
На основании статистических данных и опыта эксплуатации для судов, двигающихся
в водоизмещающем режиме, принимается К = 10 -Ы5.
Для судов, движущихся в переходном режиме, коэффициент К задается графически
(рис. 6.3) в зависимости от максимальной скорости судна и места установки руля
(под днищем или за кормой) [121]. Для глиссирующих судов площадь пера руля опре-
определяется из соотношения Лц =¦ @,01-^0,015I, [12].
Выбранная таким ангобом площадь руля может быть откорректирована на основа-
основании данных расчета ч.'.к эксперимента.
По способу соединения с корпусом [31] рули делятся на простые — с несколькими
опорами на корпусе или ахтерштевне; полуподвесные — висящие на баллере и опертые
на корпус или специальный кронштейн в одной или нескольких точках по высоте пера;
122
подвесные — полностью висящие на баллере (рис. 6.4). Кроме того, в зависимости от
положения оси баллера они подразделяются на небалансирные — с осью баллера, разме-
размещенной непосредственно у передней кромки, и балансирные — с осью баллера, располо-
расположенной на некотором удалении от нее.
Рули классифицируют также по форме в плане и профилю. Форма руля в плане
тесно связана с приведенной выше классификацией.
По форме профиля рули подразделяются на пластинчатые и телесные (или обтека-
обтекаемые) ; среди последних различают рули со скругленной передней кромкой и заострен-
заостренной задней, а также с заостренной передней и тупой задней (суперкавитирующие)
(рис. 6.5). Наиболее распространенным профилем обтекаемых рулей со скругленной
передней кромкой и заостренной задней является профиль NASA (см. табл. 6.1).
Эти рули- используются на судах, движущихся в водоизмещающем и переходном
режимах.
Суперкавитирующий профиль имеет, как правило, клиновидную форму. При этом
контур профиля может быть параболическим или иметь постоянный угол расширения,
не превышающий 10—12°. Безразмерные толщины клиновидного профиля с параболи-
параболическим контуром приведены в табл. 6.1. Рули с суперкавитирующим профилем исполь-
используются на глиссирующих судах.
Разновидность простых небалансирных рулей представляют рули за рудерпостом
(или стойкой) (рис. 6.6). В непереложенном состоянии руль и рудерпост имеют общий
профиль. Хорда рудерпоста, как правило, не превышает 0,4 хорды комплекса руль-
рудерпост.
При перекладке руля на угол бд относительно вектора скорости набегающего пото-
потока на его поверхности возникают нормальные и касательные гидродинамические силы,
равнодействующая которых Р может быть разложена (рис. 6.7) на подъемную силу Y
и лобовое, сопротивление X, направленные соответственно перпендикулярно и парал-
параллельно набегающему потоку. Проекция силы Р на ось, перпендикулярную к хорде руля,
называется нормальной силой N. Перечисленные составляющие и сила Р связаны соот-
соотношениями
N=
F.12)
F.13)
Рули
Простые
ПолуподВесные
Подвесные
НеЬ~алансирные
Балансирные
Рис. 6.4. Классификация рулей
123
о)
-E
Vcp
Рис. 6.5. Суперкавитирую-
щий профиль: а - клин
с параболическим конту-
контуром; б — клин с постоян-
постоянным углом расширения
Рис. 6.6. Руль за
рудерпостом (стой-
(стойкой).
1 — перо руля; 2 —
рудерпост (стойка)
Рис. 6.7. Gxeiua составляю-
составляющих гидродинамических
сил, действующих на руль
Точка пересечения равнодействующей силы Р с плоскостью симметрии руля назы-
называется центром давления. Отстояние центра давления от передней кромки называется
абсциссой центра давления хр. Момент силы Р относительно баллера руля называется
моментом на баллере, который для прямоугольного в плане руля определяется по фор-
формуле
M=N(xp-ap),
F.14)
где ар— отстояние оси баллера от передней кромки руля. Для руля, отличного от пря-
прямоугольного, передняя кромка является фиктивным понятием, она определяется исхо-
исходя из пересчета площади реального руля на равновеликий прямоугольный руль той же
высоты [см. формулу F.9) ].
Гидродинамические силы X, Y, N, момент М, а также координату точки хр принято
представлять через безразмерные коэффициенты
AR;N=CNR
F.15)
где CxR, CyR, Cnr, CmR, CpR — безразмерные коэффициенты сопротивления, подъем-
подъемной силы, нормальной силы, момента и центра давления соответственно, совокупность
этих коэффициентов называется безразмерными гидродинамическими характеристика-
характеристиками (ГДХ) руля; vcp - скорость потока, обтекающего руль.
Формула FЛ 4) в безразмерном виде записывается следующим образом:
~ CNR
F.16)
д — коэффициент компенсации руля.
Гидродинамические характеристики " изолированного
руля. Систематические данные по безразмерным ГДХ рулей при изменении удли-
.нения, относительной толщины, формы в плане, типа профиля приводятся в специаль-
специальных изданиях, называемых атласами [8].
В качестве примера на рис. 6.8 приведены графики зависимостей коэффициента
подъемной силы прямоугольных рулей (профиль NASA, F = 0,09) в функции удлинения
и угла перекладки. Наиболее существенным образом безразмерные ГДХ изменяются
124
в зависимости от удлинения, а также при
переходе от подвесного руля к полупод-
полуподвесному.
Для выполнения расчетов управляе-
управляемости, а также для суждения об эффек-
эффективности выбранного рулевого устройст-
устройства наиболее важна информация о подъ-
подъемной силе руля. Подъемная сила руля
при X > 0,8 линейно зависит от угла пе-
перекладки вплоть до критического, при
котором происходит срыв потока, приво-
приводящий к резкому падению подъемной
силы.
В зоне линейной зависимости коэф-
коэффициент подъемной силы представляют
в виде
F.17)
—-
—с
1 ' —
25°
•20° „
*и°—i
1,0
1,5 2,0 К
Рис. 6.8. Зависимость коэффициента подъемной
силы от угла перекладки для рулей с различным
относительным удлинением
где Суц — производная коэффициента подъемной силы по углу атаки [тангенс угла
наклона кривой Суп =/E/?)].
Величина CYR определяется по формуле [3.1,89]
С а _
YR ~
2тг
1 +2/X
F.18)
CYR>
где А'о = 0,88 — для подвесного руля; Ко = 0,64 — для полуподвесного руля.
С ростом удлинения руля возрастает его эффективность — увеличивается значение
однако одновременно с этим уменьшается критический угол перекладки
(рис. 6.8), поэтому реальный диапазон изменения удлинения судовых рулей составляет
1-2.
Применительно к быстроходному судну, если руль находится вблизи свободной по-
поверхности или пересекает ее, в формулу F.18) подставляется фиктивное удлинение
[130]
Хф, =0,8Х,
а для руля, расположенного под плоским или слабокилеватым днищем,
Хфа = 1,25 А.
F.19)
F.20)
Чем тоньше руль, тем большим значением CYR он обладает и тем раньше наступает
срыв потока с его пера. Однако количественно влияние относительной толщины сказы-
сказывается незначительно, поэтому CYR "для рулей различной толщины определяется по
формуле F.18).
В том случае если руль расположен за рудерпостом, производная коэффициента
подъемной силы комплекса руль—рудерпост при условии / b
v >0,6 KoR + Rp-
хорда комплекса руль—рудерпост) может быть приближенно определена следующим
образом:
CY{R+R } =l,lCyR, F.21)
где CYR — определяется по формуле F.18) для значения X руля, работающего в составе
комплекса руль—рудерпост.
125
2,0
Рис. 6.9. Торцевые шайбы руля
Рис. 6.10. Зависимость коэффи-
коэффициента Кт от удлинения руля
Для увеличения подъемной
силы руля с его торцов могут
быть установлены шайбы
(рис. 6.9) шириной B,5 -г
-г-3,5)?тах руля. Производная
коэффициента подъемной силы
руля с шайбой составляет
LYRm
F.22)
где CyR определяется по фор-
.муле F.18); Кш ~коэф-
[8],-по рис. 6.10.
руля. При выполнении расчетов уп-
фициент, учитывающий влияние шайб
Влияние ГВ и корпуса на ГДХ
равляемости необходимо знать боковую силу, обусловленную органами управления и
направленную перпендикулярно к ДП судна. В случае руля приближенно полагается,
что боковая сила равна подъемной, которая с учетом влияния ГВ и корпуса определяет-
определяется по формуле [90] J
F.23)
где C^R - производная коэффициента подъемной силы руля, расположенного за ГВ
и корпусом; а — угол атаки руля; vcp — средняя скорость обтекания руля.
Перечисленные выше параметры определяются следующим образом:
таеКи - коэффициент индукции ГВ,
6 VI + CTv - 1
F.24)
F.25)
удлинение части руля, находящейся в струе ГВ,
— высота части руля, находящейся в струе ГВ;
В C
F.26)
t — площадь части руля, находя-
щейся в струе ГВ; Cjv — коэффициент нагрузки гребного винта по упору, определяе-
определяемый по данным ходкости либо по формуле
8
О-
F.27)
F.28)
v0 — скорость судна; ф ~ коэффициент попутного потока (определяется по данным
ходкости); Dp — диаметр ГВ; Ту — упор ГВ (при расчете Cjv значения v, фр и Ту соот-
соответствуют прямому курсу судна); пх — коэффициент, учитывающий положение руля
относительно винта по высоте и определяемый по рис. 6.11.
126
1,0
¦ Рис. 6.11. Зависимость коэффициента л, от взаимного
расположения и соотношений руля и гребного винта
Рис. 6.12. Схема распределения
давления по поверхности руля
Угол атаки руля на циркуляции определяется по формуле [31]
а=8к-кЕф+ТкЩ, F.29)
где lR *lR/L — безразмерное отстояние баллера руля от центра масс; «?• — эффектив-
эффективный коэффициент влияния корпуса и винта на руль,
— коэффициент влияния гребного винта [31],
ARo+ARD
F.30)
F.31)
AR о — площадь части руля, находящейся вне струи ГВ; кк — коэффициент влияния
корпуса, для круглоскулых судов, у которых руль расположен за дейдвудом кк =0,5,
в остальных случаях кк = 1.
Средняя скорость обтекания руля определяется по формуле
F.32)
где
Ar
CTv.
F.33)
Момент от руля относительно центра масс судна определяется по формуле
Mo=YolR. F.34)
Аэрация и кавитация руля. На верхней по отношению к набегающему
потоку поверхности переложенного руля возникает разрежение; на нижней — зона поло-
положительных давлений (рис. 6.12).
127
Из-за разрежения, которое может быть значительным при увеличении скорости или
угла перекладки руля, возникают явления, приводящие к уменьшению подъемной силы
руля даже при докритических углах перекладки.
Одно из таких явлений — аэрация руля, при которой происходит подсос атмосфер-
атмосферного воздуха на сторону разрежения руля.
Для рулей, пересекающих свободную поверхность или расположенных под днищем
водоизмещающих или сильнокилеватых глиссирующих судов (например, с обводами
„глубокое V"), наступление аэрации определяется следующим условием [130, 153]:
2hr/dR + 6
Pi
F.35)
где hr — заглубление нижнего торца руля от уреза воды; dR — условный поперечный
размер руля,
п 6д; F.36)
Pi = /(йт/^#) — коэффициент, определяемый по рис. 6.13.
В случае расположения руля под плоским или слабокилеватым днищем быстроход-
быстроходного судна (рис. 6.14) условие наступления аэрации имеет следующий вид [130]:
«*.
g [Л„ + C,577 vcp
¦0,lv2p
аэр
F.37)
где hH — заглубление нижнего торца руля от днища; Т— осадка судна без хода; xSr —
отстояние руля от транца.
В качестве конструктивных мер, позволяющих избежать или уменьшить влияние
аэрации, используются установка руля прд днищем судна или установка антикавитаци-
онной пластины над рулем, расположенным за транцем.
Другой причиной падения подъемной силы руля может быть кавитация, возникаю-
возникающая, так же как и на гребном винте, при увеличении скорости обтекания.
Основным критерием, количественно определяющим степень развития кавитации,
является число кавитации [31,130]
200/v2cp[M/c].
F.38)
Данные по гидродинамическим характеристикам рул ей при различных числах кавита-
кавитации приводятся в [31, 136], а также в атласах. На рис. 6.15 приведены графики зависи-
зависимости коэффициента подъемной силы CyR от угла перекладки при различных числах
кавитации для трапециевидных рулей Х=1,5 с профилем NASA и клиновидным,
9 1
i
—^
—
\
ч
ч
ч
ч
Е
Xff
.www
Pi
0,5
Рис. 6.13. Зависимость Pt от
отношения А т/
Рис. 6.14. Схема расположения руля
под днищем глиссирующего судна
128
Рис. 6.15. Зависимость коэффициента подъемной силы от угла перекладки квитирующего
руля: а — руль трапециевидной формы в плане, профиль NASA; б - руль трапециевидной формы
в плане, клиновидный профиль; в — руль овальной формы в плане, профиль NASA
а также овального в плане руля X = 1,5 с профилеу NASA. Видно, что последний из пере-
перечисленных рулей традиционно применявшийся продолжительное время на быстроход-
быстроходных судах, обладает меньшим значением Суя, нежели рули трапециевидной формы
в плане, особенно в режиме кавитации.
Руль с клиновидной формой профиля обладает большим значением подъемной силы
во всех режимах обтекания, включая безкавитационный, по сравнению с другими типа-
типами рулей. Еще одно преимущество руля с клиновидным профилем состоит в том, что
влияние кавитации у него проявляется при больших углах атаки и сказывается в мень-
меньшей степени на величине подъемной силы, нежели на рулях с острой задней кромкой.
Кроме формы профиля наиболее существенными параметрами, определяющими
ГДХ руля в кавитационном режиме, являются относительная толщина и удлинение:
увеличение указанных геометрических характеристик приводит к более раннему и су-
существенному влиянию кавитации [31,136].
Для руля, расположенного за ГВ, коэффициент подъемной силы в режиме кавита-
кавитации определяется следующим образом:
для всех углов перекладки определяется поправка
АСГк =-
F.39)
где CyR определяют по формуле F.18), а Ки — по формуле F.25).
x=const.
h
Рис. 6.16. Схема получения
зависимости С yr _ =
=/(вд) ДЛЯ кавитирую-
щего руля
5 Зак. 738
1,0,
0,5
Рис. 6.17. Зависимость Кс от C-pv Рис- 6-18- Съемный руль
подвесного мотора
129
\
\
~-—,
К значениям CyR изолированного руля при заданном к (данные атласа) прибавля-
прибавляются значения ДСук (рис. 6.16): ,
Cyr = Cyr + ACyK. F.40)
Подвесной мотор (поворотная колонка). Боковая сипа, возника-
возникающая при перекладке подвесного мотора или подвесной колонки и направленная
перпендикулярно к ДП определяется по формуле [14, 38]
[8R - кЕъ {fig
где
-Кс)
cTv -
1
"Вш
+ CTv
F.41)
F.42)
F.43)
vp определяют по формуле F.28); 8л — угол перекладки подвесного мотора или по-
поворотной колонки; 1ц =Ir/L —безразмерное плечо оси поворота подвесного мотора
или поворотной колонки относительно центра масс; Кс — коэффициент, учитывающий
спрямляющее действие набегающего потока на струю ГВ (рис. 6.17) [38].
Момент поперечной силы Yo относительно центра масс определяют по формуле
Мо = YD
F.44)
¦ Для улучшения управляемости при ходе по инерции на подвесном моторе рекомен-
рекомендуется устанавливать пластину - аналог руля (рис. 6.18) [142]. Влияние этой пластины,
равно как и ноги подвесного мотора или колонки, при расчете управляемости можно не
учитывать, поскольку это приводит к появлению безопасной ошибки.
Та 0лища 6.2. Производная подъемной сияы РРУ
ТипРРУ
Отношения основных
характеристик РРУ
hid.
b/dQ
Парные рули
0,68
0,68
0,68
1,46
1,46
1,46
1
0,8
0,6
Коробчатые рули
Поворотное сопло
0,8
1,05
О;87
0,65
0,916
1,37
ДЗР
Водометный движитель. Боковую силу, возникающую при работе реверсивно-руле-
вого устройства (РРУ) водомета, определяют по формуле [18]
У„ = СaYPfy 8R -^~ dc - O,8pvsv -^-(Pg +TrZ), F.45)
где dc — диаметр трубы выходного отверстия водомета; vs — скорость истечения из вы-
выходного отверстия водомета; Ir =Ir/L —безразмерное отстояние баллера РРУ от цент-
центра масс судна; Ьц -^-угол перекладки РРУ; СуРРУ —производная коэффициента подъ-
подъемной силы РРУ (табл/6.2)*.
Связь между скоростью судна v и скоростью выброса струи vs определяется по дан-
данным расчета ходкости, ее можно представить в виде [см. формулу (9.9)]
F.46)
где qs — коэффициент, зависящий от геометрических характеристик водомета
(см. рис. 9.3,9.4).
Момент поперечной силы Уо относительно центра масс определяется по формуле
Mo = Y0Ir. F.47)
6.3. Гидродинамические характеристики корпуса судна
При движении в режиме установившейся циркуляции все силы и моменты, дейст-
действующие на корпус судна, за исключением центробежной сипы массы корпуса, гидродина-
гидродинамического происхождения, т. е. являются результатом действия нормальных и касатель-
касательных гидродинамических сил, распределенных по поверхности корпуса. ГДХ корпуса за-
зависят от формы обводов, соотношения главных размерений, кинематических парамет-
параметров движения — дрейфа, кривизны траектории, крена, скорости и т. д..
ГДХ корпуса включает в себя составляющие, обусловленные как вязкостью, так
и инерционностью воды.
Инерционные составляющие определяются расчетным способом. Вязкостные состав-
составляющие наиболее достоверно могут быть найдены путем проведения испытаний в опы-
товом бассейне. Причем в зависимости от размеров судна испытаниям могут быть под-
подвергнуты либо модель, либо натурное судно. Как правило, при определении ГДХ корпу-
корпуса используются 2—3-метровые модели, однако имеющиеся в настоящее время экспери-
экспериментальные установки позволяют провести испытания и с 8-метровыми моделями
[124].
Другим способом определения вязкостных составляющих является расчетный,
который, в свою очередь, может быть основан как на теоретической схеме обтекания
корпуса [130], так и на результатах систематических испытаний серии моделей [10, 31,
38].
Для выполнения расчетов по определению характеристики управляемости необхо-
необходимо знать следующие ГДХ корпуса:
боковую силу;
момент, действующий в плоскости ватерлинии (момент рыскания), или точку при-
приложения боковой силы (плечо) по длине;
момент, действующий в плоскости шпангоута (момент крена), или точку приложе-
приложения боковой силы (плечо) по высоте. При установившейся циркуляции для всех судов
* Соответствующие данные приведены по материалам О. В. Яковлевой.
5" 131
независимо от режима плавания боковая сила, обусловленная инерционностью корпуса
(т. е. центробежная сила), определяется по формуле
YK=pVvoj. F.48)
ГДХ корпуса судна, движущегося в водоизмещающем режиме. При выполнении
расчетов управляемости водоизмещающих судов боковая сила и момент рыскания
представляются следующим образом:
Pvo
Yk=CYk-^-Fd; F.49)
Kj F.50)
где v — скорость движения центра масс судна; Fq — приведенная площадь погруженной
части ДП судна,
FD=LToD; F.51)
аи — приведенный коэффициент погруженной части ДП судна [см. формулу F.59)];
Сук, Стк — безразмерные коэффициенты боковой силы и момента рыскания, опреде-
определяемые при Fr/, < 0,3 по формулам
Сук = Су/3 + С2ЦI/31 - C/ZJ; F.52)
Стк=С^-С^п. F.53)
Величины Су, С? называются позиционными производными, а Су и С^ — демпфи-
демпфирующими производными боковой силы и момента рыскания. Эти параметры, а также
Сг определяются по формулам [ 31,130]
*) [)
= 0,72 (— I \~~) +1,25 (aD-0,95); F.55)
7 "; F.56)
L aD
T
= 1,8 — + 0,06@,7 - ф) + @,97 - aD); F.57)
,O5 + O,58 |j; . F.58)
3 Fn 0,054
b"T-17+iyr^ + ^' ¦ F-59)
* Демпфирующая производная Су обусловленая инерционной составляющей корпуса У , опре-
определяемой по формуле F.48).
132
о)
квл\
у
***** *^*. ^^
/9
IWWV
20
f9
18
П
.ъ-17
Рис. 6.19. К определению площади Fn кормового подзора: а — судно
с дейдвудом; б — судно без дейдвуда
где Fn — площадь кормового подзора, т. е. площадь фигуры, дополняющей контур кор-
кормовой погруженной части до прямоугольника (рис. 6.19); величина Fn определяется
планиметрированием; i — номер теоретического шпангоута, соответствующего для
судов с кормовым дейдвудом пограничному между шпангоутами U-образной и V-образ-
ной формы (рис. 6.19, а), для судов без дейдвуда первому с кормы шпангоуту, касаю-
касающемуся основной линии (рис. 6.19, б); tyi —построечный (стояночный) угол диффе-
дифферента судна, определяемый по формуле
Т — Т
'к ¦'н
F.60)
^1 > 0 — при дифференте на корму; ф i < 0 — при дифференте на нос [формула F.60)
учитывает случай, при котором судно имеет уклон килевой линии (рис. 6.20) ]; 02 —
угол ходового дифферента (npnFr?, < 0,3; ф2 = 0).
В случае отсутствия у судна кормового подзора (глиссирующие суда) oD — опреде-
определяется по формуле
0,054
@1+02).
F.61)
Рис. 6.20. Осадки носом и кормой
судна с наклонной основной ли-
линией
Рис. 6.21. К определению точки
приложения боковой силы корпу-
корпуса по высоте для круглоскулых
судов
Zr/Г
2
\
\
в
в/т
133
Трчка приложения боковой силы по высоте (ордината), выраженная в долях осад-
осадки гг/ Т, определяется по графику в зависимости от отношения В/Т (рис. 6.21). При по-
посадке судна с дифферентом или при наличии уклона килевой линии под параметром Т
понимается
F.62)
Формулы F.52)—F.59), а также зависимость для zr/T (см. рис. 6.21) получены
для круглоскулых судов [31]. Они могут быть использованы и для приближенного рас-
расчета ГДХ корпуса остроскулых (глиссирующих) судов, движущихся в водоизмещаю-
щем режиме.
При движении с Fr^ > 0,3 у судна появляется угол ходового дифферента, который
может быть найден по данным расчета ходкости. При отсутствии таковых величина ф2
определяется По формуле [31,130]
= 0,13@,01 -х}) + 0,028sin E,2Frz, - 1,9),
F.63)
где xg =xglL — безразмерное отстояние центра масс от миделя; xg >0 —смещение
центра масс в нос от миделя; x~g < 0 — смещение центра масс в корму от миделя.
Область применения формул F.52)-F.59) и F.63) ограничивается Fr^ <0,6,
ориентировочно соответствующим началу переходного режима движения.
При 0,6 < ?ti < 1 ГДХ корпуса становятся существенно нелинейными функциями
Fr? . Причем влияние Fr^ на ГДХ корпуса сложным образом связано с влиянием таких
геометрических характеристик, как удлинение корпуса, угол килеватости, соотношение
максимальной ширины корпуса к ширине на транце, положение центра тяжести по длине
(центровки),Сдельной .нагрузки и т. д. В связи с этим в настоящее время для судов,
движущихся в переходном режиме, отсутствуют аналитические зависимости, связываю-
связывающие безразмерные ГДХ корпуса с геометрическими характеристиками и кинематиче-
кинематическими параметрами и аналогичные F.52) - F.59). »
ГДХ корпуса судна, движущегося в режиме глиссирования. В качестве основных ис-
исходных геометрических характеристик корпуса.при расчете управляемости судна, дви-
движущегося в режиме глиссирования, принимаются угол.ходового дифферента ф2, смочен-
смоченная длина /см, осадка на транце Ттр, ширина на транце Втр, угол килеватости J3 и поло-
положение центра масс относительно транца хтр (рис. 6.22). Параметры ф2 и /см должны
быть определены либо на основании расчета ходкости, либо замерены экспериментально.
Осадка на транце определяется из соотношения
'тр
F.64)
При движении судна в режиме глиссирования с Fr^ > 1 составляющие ГДХ корпу-
корпуса, необходимые для расчета управляемости, в соответствии с методикой, предложенной
С. Б. Соловьем, определяются следующим образом [130]:
ТТР
134
Рис. 6.22. К описанию управляемости глиссирующих судов
позиционная производная боковой пч,тч
силы 1>6
(Гтр/5трJсо8 ф2, F.65)
F.66)
демпфирующая производная инерцион-
инерционной (центробежной) силы корпуса
'!р
Vt ¦
где и^ — коэффициент, учитывающий влия-
влияние угла килеватости, (рис. 6.23);
плечо позиционной составляющей силы
по длине 1,0
0,8
0,6
¦50 —г
10 .
к
-—-
—
О 10 20 30 40 50 C
Рис. 6.23. Зависимость коэффициентов
F67) "v , mv , 4v от Угла килеватости
плечо демпфирующей составляющей силы по длине
1и - 1/5ТрB^т + l/2T"Tpctg ф2); F.68)
плечи позиционных составляющих сил, обусловленных дрейфом и креном соответ-
соответственно,
h = 1/Ятр
12sin2/3 тр 7
где mv — коэффициент, учитывающий влияние килеватости (см. рис. 6.23);
тр " \ Н , / тр
В формулах F.66) и F.68) величина хт< 0.
F.69)
F.70)
6.4. Расчет поворотливости и крена судна на циркуляции
Расчет поворотливости судна — определение зависимостей безразмерной угловой
скорости, диаметра установившейся циркуляции и угла дрейфа от угла перекладки
рулевого органа — основывается на решении системы алгебраических уравнений, пред-
представляющих собой условия равновесия гидродинамических сил и моментов, действую-
действующих на корпус судна и органы управления.
Водоизмещающий режим. Угол дрейфа судна на установившейся циркуляции и без-
безразмерную угловую скорость определяют по формулам [31]
+4C2r3lsSR
2C2r31
со = —
F.71)
F.72)
135
Величины, входящие в эти формулы, определяются соответственно для каждого типа
органов управления.
Руль:
«а 1 = Су* п"Е *lP -=rnR+CpY; F.73)
s2 = -C% v* —-nK; F.75)
«3i = CaYR кЕ TRv2cp ^rnR- Ct F.76)
nR
F.77)
где nR —число рулей; CyR , кЕ,Тср определяют по формулам F.24), F.30), F.33)
соответственно. р
Подвесной мотор (поворотная колонка):
тг D2
Яг 1 = С?в кЕв A - фрJ - -? пв + С$ ; F.79)
^ "в ~ С^; F-80)
F.81)
F.82)
2 ~а ^ «» + С^; F.83)
в^^ ^в> ' F.84)
где ^ — число подвесных моторов (поворотных колонок); Су и KgB определяют по
формулам F.42), F.43) соответственно.
Водометный движитель:
1 й
-— + С§; F.85)
136
г21 = 0,4тг lRqs-^r- C$\ F.86)
ГО
s-?--C&; F.88)
= 0,4 пЦ q^ + CX; F.89)
«?-^,- F.90)
где Су определяют по данным табл. 6.2; коэффициент qs по рис. 9.3, 9.4 либо по
данным ходкости. Для всех типов органов управления параметры q к s рассчитывают
по формулам
q=qn Г31 - «З1Г21; . F.91)
s = гц s3i -Г31 s2b F.92)
а безразмерные ГДХ корпуса Су, С2, Су", С|ь Ст. вычисляют по формулам
F.54)-F.58).
Значение безразмерного радиуса (диаметра) установившейся циркуляции определя-
определяют по формуле
Л = 1/ы; E = 2/со). . ' F.93)
На циркуляции происходит падение скорости судна по сравнению с прямолинейным
движением. При R > 1 связь между скоростью на циркуляции v0 и скоростью на пря-
прямом курсе v определяется формулой [31]
F-94)
Приведенная формула справедлива для расчета скорости судна на циркуляции в лю-
любом режиме движения.
Судно, движущееся в водоизмещающем режиме на установившейся циркуляции,
имеет наружный крен по отношению круга циркуляции, определяемый по формуле
[31]
в
1
Doh
-xP) , ,
F.95)
где Yo — боковая сила органа управления, определяемая по формулам 6.23, 6.41, 6.45.
Значения /3 и со, входящие в указанные формулы, находят из выражений F.71),
F.72); значение v0, по которому рассчитывается Y, определяют по формуле F.94) ;
zr — ордината точки приложения боковой силы на корпусе (рис. 6.24); гр — ордината
точки приложения боковой силы органа управления, отсчитываемая от основной плос-
плоскости (см. рис. 6.24) и соответствующая: для руля — центру тяжести площади боковой
137
«a
л
N
1 1
J
V
i *
1
LY I
проекции; для подвесного мотора (поворотной колон-
колонки) — оси Г В; для водометного движителя — центру
тяжести площади боковой проекции РРУ.
.В том случае, если точка приложения боковой
силы органа управления находится ниже основной
плоскости, zp < 0.
У остроскулых (глиссирующих) судов при 0,3 <
< Fr^ < 0,6 угол крена на циркуляции с увеличением
скорости уменьшается, изменяясь от наружного по
отношению круга циркуляции к внутреннему. В этом
Рис. 6.24. К расчету крена на «^У4" Расчет У1™ кРена по Ф°Рмуле F.95) произво-
циркуляции круглоскулого судна дить нельзя.
, В отдельных случаях у остроскулых судов наблю-
наблюдается увеличение наружного крена с ростом Fr (особенно зто характерно при удлине-
удлинении корпуса LIB > 5). Тогда в диапазоне Fr^ < 0,6 определение угла крена можно
произвести по формуле F.95), если известно, например по данным судна-прототипа, что
в этом режиме имеет место наружный крен по отношению круга циркуляции.
Переходной режим. Аналитических зависимостей, связывающих ГДХ корпуса с гео-
геометрическими характеристиками и кинематическими параметрами при 0,6< Fr^ < 1, не
существует; методика расчета поворотливости судов в указанном диапазоне изменения
Fr? [ 10] основывается на использовании специального атласа характеристик управляемо-
управляемости, по материалам которого составляется система из шести-восьми уравнений, соответст-
соответствующая линейным приближениям между данными атласа и геометрическими характери-
характеристиками судна. Естественно, изложение этого метода выходит за рамки настоящего из-
издания.
Данные по ГДХ корпусов, полученные А. Ш. Афремовым,' Н. А. Смолиной,
П. К. Соболевым, позволяют качественно оценить влияние различных параметров кор-
корпуса на характеристики управляемости.
Глиссирующий режим. При Fr^ > 1 безразмерную угловую скорость и угол крена
на циркуляции определяют по формулам [130]
i!f
F.97)
где Гр = z'p/BTp — безразмерное отстояние точки приложения боковой силы органа уп-
управления от центра масс судна (о положении точки приложения боковой силы для раз-
различных органов управления см. с. 137 и рис. 6.22); Зстр =хТр/В~Тр - безразмерное от-
отстояние транца от центра масс судна; Утр < 0 (см. рис. 6.22); Fr^ =v/y/gBTp —число
Фруда по ширине судна на транце; qv - коэффициент, учитывающий влияние угла киле-
ватости (см. рис. 6.23); Су — приведенная призводная коэффициента боковой силы
органа управления по углу перекладки, определяемая по формулам:
для руля
рр F.98)
138
для подвесного мотора (поворотная колонка)
Су = СУв j ^-«в; F.99)
для водометного движителя
i1 ЦТ. F-100)
где СуЛ ; vcp, Су определяются соответственно по формулам F.24), F.33), F.42) ;
Су -рпо табл. б\ коэффициент qs — по рис. 9.3, 9.4.
Знак ..-" в формуле F.97) указывает на то, что судно на циркуляции в режиме
глиссирования имеет внутренний крен по отношению круга циркуляции. Связь между
безразмерными угловыми скоростями сод и со определяется формулой
L
со = со5—. t F.101)
Расчет угла крена можно произвести также по следующим формулам.
Формула Г. А. Фирсова для определения максимального угла крена на циркуляции
при движении судна в водоизмещающем режиме [31]
F.102)
где v — скорость на прямом курсе.
Угол крена на циркуляции при изменении метацентрической высоты, положения
центра тяжести и скорости судна, двигающегося в водоизмещающем режиме, определя-
определяется по формуле
— —) hHv
F.103)
где йи, zgl/l, vH — исходные параметры судна; 0И — угол крена при значениях
йи, zgyi, v'n, полученный расчетным или экспериментальным путем; zg,h,v —изменен-
—измененные параметры судна, для которых определяется угол крена 0. Значения v и vH в фор-
формуле F.103) соответствуют прямому курсу. Расчет по формуле F.103) допустим, если
изменение метацентрической высоты находится в пределах 50 %, а изменение скорости
в пределах 20 % по сравнению с исходными.
Формула А. Ш. Афремова для расчета угла крена в переходном и глиссирующем ре-
режимах движения судна при условии предварительного замера крена при двух значениях
метацентрической высоты [10]
0 = со——¦*¦ '—; . ' F.104)
/2+02
- 0^2@2 -
139
- h2)-®1h1
0, -
F.106)
где ©! - угол крена при h = ht; 02 - угол крена при h = h2. Определение углов крена
©1, ©2 и расчет по формуле F.104) ведется для одного и того же значения со.
Угол крена при движении судна на прямом курсе, вызванный гидродинамическим
моментом ГВ (ГВ — в случае нескольких движителей одного вращения), определяется
по формуле
Doh
«2,
F.107)
— коэффициент момента ГВ; п — число оборотов ГВ A/с) ;
{0 — при двух ГВ разного вращения;
1 — при одном ГВ;
2 — при двух ГВ одного вращения.
Знак угла @р противоположен направлению вращения движителя.
Оценку угла крена @р необходимо производить для судов, движущихся в переход-
переходном или глиссирующем режимах (при движении в водоизмещаюшем режиме величина
@р близка к 0).
6.5. Устойчивость прямолинейного движения судна
Результаты расчета, выполненного в соответствии с п. 6.4, принято представлять
в виде зависимостей C^=/E^), со =/Eд), ?>=/Eд), ©=/Eд). Зависимости Cj =
=/Eд) исо=/EЛ) (рис. 6.25), получившие название диаграммы управляемости [31],
дают информацию как о поворотливости судна, так и об устойчивости прямолинейного
движения.
Различают теоретическую (автоматическую) и эксплуатационную устойчивость дви-
движения. В первом случае устойчивость определяется способностью судна восстановить
свое прямолинейное движение после прекращения действия возмущения авто-
автоматически, без перекладки рулевого органа. Поддержание прямолинейного движения
Рис. 6.25. Диаграмма управляемости судна: а - в осях fig =/F^); б - в осях
"=/FЛ).
1 — устойчивое судно; 2 — неустойчивое судно
140
с помощью перекладок рулевого органа характеризует эксплуатационную устой-
устойчивость.
Диаграмма управляемости вида ) (см. рис; 6.25) свидетельствует о наличии ав-
автоматической устойчивости прямолинейного движения. Диаграмма управляемости
вида 2 показыва'ет, что при неп ер вложенном органе управления судно входит в цирку-
циркуляцию с относительной кривизной соо и углом дрейфа C^о> вывести из которой суд-
судно можно, переложив, рулевой орган на борт, противоположный направлению цирку-
циркуляции, на угол, превышающий величину 5дк_. Последний получил название крити-
критического угла перекладки [31].
В переходном и глиссирующих режимах суда обладают устойчивостью прямоли-
прямолинейного движения. Отсутствие автоматической устойчивости движения проявляет-
проявляется в водоизмещающем режиме и выражается условием q < 0 [31]. В этом случае при
COo =
F.108)
F.109)
Критический угол перекладки руля, а также значения безразмерной угловой ско-
скойф 0 ф
рости сокр и угла дрейфа PgKp, соответствующие
6Лкр 4С2г31
кр-
2С2г31
, определяют по формулам
F.110)
F.111)
F.112)
31
Таблица 6.3. Изменение параметров управляемости при увеличении значений характеристик
водоизмещающаго судна
Характеристика судна
Отношение L/B
Коэффициент общей полноты 5Д
Площадь кормового дейдвуда
Полнота кормы .
Дифферент на корму
Эффективность органов управления (за счет
увеличения площади руля, удлинения, выз-
вызванных скоростей гребного винта, при усло-
условии отсутствия кавитации и т. д.)
Отстояние руля от корпуса при сохранении
его геометрии (опускание руля)
Скорость
Метацентрическая высота (понижение центра
тяжести)
Улучшение
устойчивости
Дач
Нет
Да
Нет
Да
w
t*
поворотли-
поворотливости
Нет
Да
Нет
Да
Нет
Да
Нет
(незначительно)
Да
Нет
Нет
1*
(незначительно)
Уменьшение
крснн ни
циркуляции
Да
Нет
Да
Нет
Да
Нет
(как правило, влия-
влияние противоречиво)
Да
Нет
Да
141
Таблица 6.4. - Изменение параметров управляемости при увеличении значений характеристик
судна, движущегося в переходном режиме
Характеристика судна
Отношение L/B
Угол килеватости
Центровка (смешениев нос) хт
Эффективность органов управления
Отстояние руля от корпуса при
сохранении его геометрии (опу-
(опускание руля)
Скорость*
Метацентрическая высота (пониже-
(понижение центра тижести)
Улучшение поворотливости
Нет
(для круглоскулых судов)
Да
(для остроскулых судов)
• Да
(как правило, влияние
противоречиво)
Да
Да
Нет
(незначительно)
Нет
(для круглоскулых судов)
Нет
(для остроскулых судов)
Нет
(незначительно)
Уменьшение крена
на циркуляции
Да
(наружный крен)
Нет
(наружный крен)
Да
(внутренний крен)
Нет
(наружный крен)
Да
(внутренний крен)
Нет
(наружный крен)
Да
(внутренний крен)
Нет
(наружный крен, как правило,
влияние противоречиво)
Да
(внутренний крен)
Да
(внутренний крен)
Нет
(внутренний крен)
Нет
(наружный крен)
Нет
(наружный и внутренний крен,
как'правило, влияние противо-
противоречиво)
Да
(наружный крен)
Нет
(внутренний крен)
*Для судов, движущихся в переходном режиме, рост скорости может привести к уменьшению
крена на циркуляции. Это наблюдается в том случае, если исходный крен был наружным, и увеличе-
увеличение скорости переводит его во внутренний.
Таблица 6.S. Изменение параметров управляемости в зависимости от характеристик глисси-
глиссирующего судна
Характеристика судна
Отношение L/B
Угол килеватости
Центровка (смещение в нос) а,
Эффективность органов управления
Скорость
Метацентрическая высота (понижение центра тя-
тяжести)
Улучшение
пов о ро тлив о сти
Да
Нет
(как правило,
»»
Да
Нет
Да
Уменьшение крена
на циркуляции
Нет
Да
влияние противоречиво)
Нет
**
*»
142
Отсутствие автоматической устойчивости прямолинейного движения приводит
к ухудшению эксплуатационной устойчивости, поскольку при этом возрастают ампли-
амплитуда и частота перекладки рулевого органа. В соответствии с рекомендацией Е. Б. Юди-
Юдина допустимую степень неустойчивости, обеспечивающую приемлемую эксплуатацион-
эксплуатационную устойчивость, определяют из условия [31]
,-ГГ < 0,2, ¦ ' F.113)
где шзо — безразмерная угловая скорость при б == 30°.
При выполнении расчетов управляемости в случае q < 0 необходимо, кроме опредег
ления величин соо, Cg0, 5дкр, со^р (|3^кр) найти по формуле F.93) угол крена прибд =01
О зависимости параметров управляемости от изменения некоторых основных ха-
характеристик судна дают представление табл. 6.3—6.5.
6.6. Частные случаи расчета управляемости судна
Расчет поворотливости при кавитации руля. В случае возникновения кавитации на
руле судна расчет поворотливости может быть произведен по формулам, приведенным
в п. 6.4. Только в этом случае производная коэффициента подъемной силы изолирован-
изолированного руля Суд, на основании которой вычисляется боковая сила на руле, определяется
не по формуле F.18), а по данным атласа для соответствующего значения к.
Кроме этого, для судов, движущихся в водоизмещающем режиме (Fr < 0,6), учет
кавитации можно произвести по способу, предложенному М. П. Лебедевой. В соответ-
соответствии с этим способом расчет управляемости, т. е. получение зависимостей j3 =/Eд) и
¦Б7=/Eд), производят без учета кавитации по формулам F.71), F.72). Затем угол
перекладки руля корректируется на влияние кавитации по формуле
[Для использования формулы F.114) графики зависимости Суд =/Eд) приводятся
к условному виду, показанному на рис. 6.26].
В формуле F.114) 8д — угол перекладки изолированного руля, при котором кри-
кривая зависимости Суд =/Eд), соответствующая кавитационному режиму, „отваливает-
„отваливается" от кривой Cyr =/(бд) при отсутствии кавитации (см. рис. 6.26, б); Суд - про-
производная коэффициента подъемной силы (тангенс угла наклона) на участке 5*д > 8$
(см. рис. 6.26, б), для случая 8д* = 0, Суд определяется так же, как для кривой, исхо-
исходящей из начала координат (рис. 6.26, а); Суд определяется по формуле F.18);
бд - углы перекладки руля, для которых производился расчет 0 =/(бд),ш=/(бд) без
учета кавитации; при 5д Ф 0 в формулу F.113) подставляются значения 5д > 8j|; Kg
определяется по формуле F.30).
По результатам расчета 5Дк строят зависимости S3 =/Eдк) viD/L =/Eд), а также
перестраивают зависимость угла крена на установившейся циркуляции © =/(8д ), кото-
которая приводится к виду © =/(8дк).
а.)
¦Сук
Рис. 6.26. К расчету управляемости судиа
с учетом кавитации руля: а, б — различный
вид зависимостей Cyr =/Fд) кавитирующих
рулей.
1 - зависимость Cyr =/(8д) некавитирующе-
го руля; 2 — зависимость Cyr=/(&R) кави-
тмрующего руля; 3 — условная зависимость
=/(8д) кавитирующего руля, по ко-
которой определяется
Б)
143
Управляемость на заднем ходу и при движении по инерции. Суда, оборудованные
подвесным мотором (поворотной колонкой) или РРУ водометного движителя, управ-
управляются иа заднем ходу, т. е. судно способно входить в циркуляцию и выходить из нее
при соответствующих перекладках рулевого органа, а прямолинейное движение обеспе-
обеспечивается даже при наличии неустойчивости на курсе.
Суда, оборудованные рулевым устройством, как правило, на заднем ходу не управ-
управляются. При этом могут встретиться несколько случаев [31]:
одновинтовое судно циркулирует только в сторону, противоположную направлению
вращения ГВ (например, влево при винте правого вращения), прямолинейное движение
поддерживать невозможно;
судно входит в циркуляцию любого борта при перекладке руля (рулей) на соответ-
соответствующий борт, однако вывести его из циркуляции с помощью перекладок не удается,
прямолинейное движение поддерживать невозможно; это свойство судна называется
частичной управляемостью [31];
судно входит и выходит из циркуляции, однако прямолинейное движение поддер-
поддерживать затруднительно из-за необходимости перекладывать руль на большие углы;
судно входит (выходит) в циркуляцию при перекладке рулей на борт, противопо-
противоположный направлению циркуляции, зто свойство судна называется обратной управляе-
управляемостью [31];
судно (как правило, двухвинтовое) обнаруживает тенденцию к входу в циркуля-
циркуляцию с очень большим диаметром, прямолинейное движение обеспечивается.
Наиболее часто на практике встречается случай частичной управляемости судов на
заднем ходу.
При движении по инерции (с выключенным движителем) управляемостью обладают
суда, оборудованные рулями. Суда с водометами и подвесными моторами (поворот-
(поворотными колонками) таким свойством не обладают. Именно с целью улучшения управля-
управляемости при движении по инерции предложены конструкции, аналогичные показанной
на рис. 6.18.
Влияние ветра на управляемость судна. Управляемость судна при действии ветра
оценивается по его способности сохранять прямолинейное движение на заданном курсе
[31].
Действие ветра на надводную часть судна приводит к появлению аэродинамической
силы и момента, которые определяются по следующим формулам
F.115)
F.116)
где Суа, COTg — аэродинамические коэффициенты нормальной силы и момента относи-
относительно миделя, определяемые соответственно следующими выражениями:
= l,O5sinyK; F.117)
F.118)
у° — угол кажущегося ветра*, т. е. угол между вектором результирующей скорости
* Применительно к парусным судам кажущийся ветер называют вымпельным, скорость его
обозначают vB, а курсовой угол — 0 (см. гл. 7).
144
обтекания надводной части vK и ДП судна (рис. 6.27) [вектор
скорости кажущегося ветра vK образуется в результате сложения
вектора скорости истинного ветра vH, определяемого в осях,
связанных с Землей (угол у„), и скорости судна v]; Ьцл -Ъпл/Ь —
безразмерное отстояние центра парусности от мидель-шпангоута;
^ц.п > 0» если центр парусности расположён к носу от миделя;
^ц.п < 0— если центр парусности расположен к корме от миделя;
Q у — площадь парусности надводной части судна в проекции на
ДП; Рх — плотность воздуха.
Из решения системы уравнений, включающей аэродинамиче-
аэродинамические компоненты, а также гидродинамические силы на корпусе и
органах управления, определяются угол перекладки рулевого
органа, необходимый для поддержания прямолинейного движения,
и угол дрейфа судна.
Анализ сил, действующих на судно, показывает, что наиболее
опасный ветер, для компенсации которого требуется максимальная
боковая сила рулевого органа, соответствует направлению
7К = 120 т 130°. Максимальный угол дрейфа судна наблюдается при
ук = 50*60° [31].
Ниже приведены формулы для судна с водометом, позволяющие определить угол
дрейфа, возникающий при движении судна
Рис. 6.27. Схеме ско-
скоростей истинного и
кажущегося ветра
где
=
21R C2
1 Pi Qy
F.120)
F.121)
и потребную боковую силу РРУ
F.122)
i
На основании расчета боковой силы Уоп может быть произведен выбор конструк-
конструкции РРУ с учетом того, что
F.123)
Угол перекладки РРУ бд в формуле F.123) не должен превышать половины от макси-
максимального. Расчет выполняется для ук = 130° при варьировании соотношения vK/v, ко-
коэффициент <? 3 1 ДЛЯ судна с водометом определяется по формуле F.88), а Су —
по табл. 6.2. Переход от значения кажущейся к истинной скорости ветра осуществляется
по формуле
F.124)
vjv = VI + (ydv)'1 -2(vK/v)cos CyK
При выполнении расчетов с использованием шкалы Бофорта (табл. 6.6) необходимо
брать значение скорости, соответствующее верхней границе для данной балльности [31].
145
Таблица 6.6. Шкала Бофорта
Балл
0
1
2
3
4
5
6
Характер ветра
Штиль
ТИХИЙ
Легкий
Слабый
Умеренный
Свежий
Сильный
Средняя скорость,
м/с
0-0,5
0,6-1,7
1,8-3,3
3,4-5,2
5,3-7,4
7,5-9,8
9,9-12,4
Балл
7
8
9
10
И
12
Характер ветра
Крепкий
Очень крепкий
Шторм
Сильный шторм
Жестокий
Ураган
Средняя скорость,
м/с
12,5-15.2
15,3-18.2
18,3-21,5
21,6-25,1
25,2-29
29,0 и более
Влияние волнения на управляемость судна. При движении малых судов на попутном
волнении часто наблюдается явление захвата, при котором судиб, увлекаемое попутной
волной теряет устойчивость прямолинейного движения, разворачивается, становясь
лагом к волне, и получает значительный крен, в результате которого оно может опроки-
опрокинуться. Перекладка рулевого органа, даже на максимальный угол не выравнивает за-
рыскнувшее судно; т. е. происходит потеря управляемости [2,160,162].
Захват судна волной происходит при углах набегания волн к ДП 0—30°, при отно-
отношении длины волны и длины судна Лв/L = 1 -г 2 [2,160,162]. При этом скорость судна
на тихой воде близка к фазовой скорости волны Со. Соотношение между ними в соот-
соответствии с работами [160,162]
vcosx = C0, ' F.125)
где х — угол набегания фронта волны по отношению ДП.
Кроме того, захват судна волной возможен при указанном выше соотношении длин
волны и судна и при условии, что скорость* судна в узлах определяется из соотношения
[2]
v > 1,35\?Т F.126)
Чтобы избежать захвата скорость судна должны быть меньше величины, подсчитан-
подсчитанной по формуле F.126).
Явление захвата и возможного опрокидывания у глиссирующих судов усугубляется
резким сужением носовой части и возникающей в связи с этим дифферентов кой на нос.
Конструктивные меры, способствующие нейтрализации действия попутного волнения,
в этом случае сводятся, как правило, к приполнению носовой оконечности или'созда-
или'созданию специальных форм обводов, обладающих стабилизирующим свойством при ходе
на волнении. К последним относятся обводы типа „морские сани" [60].
Влияние течения на управляемость судна. При движении судна на прямолинейном
участке реки влияние течения сводится к сносу судна, т. е. к изменению его траектории
при совершении циркуляции. Характеристики управляемости (угол дрейфа, безразмер-
безразмерная угловая скорость) в относительном движении остаются такими же, как и на спокой-
спокойной воде. Однако изменение скорости относительно воды (уменьшение при ходе вниз
по течению и увеличение при ходе вверх) приводит к тому, что при движении вниз
судно хуже слушается рулевого органа и более подвержено влиянию ветра. Кроме того,
рост абсолютной скорости движения (относительно берега) при движении вниз увеличи-
увеличивает площадь, ометаемую судном при повороте. Вследствие этого маневры, связанные
с подходом к причалу и швартовкой, выполняются против течения [59].
При движении на повороте реки изменяется характер силового взаимодействия
между жидкостью и судном [94, 110], в результате чего изменяютсявеличины f}g и CJ,
146
а в случае необходимости совершения циркуляции с той же со, что и на спокойной воде,
изменяется величина угла перекладки рулевого органа бд. Это изменение особенно за-
заметно, если скорость течения соизмерима со скоростью судна в относительном движении.
При движении по повороту реки наибольшую сложность представляет движение
вверх, поскольку при этом возрастает потребный угол перекладки рулевого органа
и уменьшается угол дрейфа по сравнению со спокойной водой. При движении вниз по
течению, наоборот, возрастает угол дрейфа и уменьшается угол перекладки рулевого
органа (последний может быть даже переложен на одерживание) [94,110].
6.7. Примеры расчета управляемости малых судов
Расчет характеристик управляемрсти круглоскулого судна с рулем, установленным
за гребным винтом.
1. Главные размерения и характеристики: L = 15,1 м, В =3,14 м, Г=0,78 м, V =
= 24,0 мэ,/)=24600кг, 5 = 0,65, <р = 0,72, h =0,5 м, xg =0,zg = 1,15 м, фх = 0. Эскиз
кормовой оконечности приведен на рис. 6.28.
2. Максимальная скорость v = 20 км/ч E.56 м/с).
3. Данные по рулю: Ar =0,216 м2, А/г =0,57 м, Ьд =0,38 м, X = 1,5; профиль NASA,
Г=0,15, tmax =0,057 м, riR =1, по чертежу расположения руля относительно винта оп-
определяются Ardp =0,172 м, Ar0 =0,044 м, й„ =0,47 м, zp =0,45 м и отстояние оси
баллера от миделя судна Ir = 7,24 м.
4. Данные по ходкости (берутся либо из расчета ходкости, либо из эксперимента)
= 0,6 м (Rp = 0,3 м) для скоростей 20 и 10 км/ч E,56 и 2,78 м/с):
20E,5 6) 10B,78)
0,456
2
0,14
0,228
2,5
0,17
5. Определение средней скорости обтекания руля по формулам F.32), F.33):
при v = 20 км/ч
/ 0,172
vcp = (l-0,14)/\/ 1 + п„^ 2 * 1,385; vcp =5,56 -1,385 =7,7 м/с;
ч /0Л72
-0,14)Д / 1 +
\/ 0,216-
при v = 10 км/ч
V0 172
1+ ±—- 2,5 «1,435; vcp=2,78- 1,435 «3,99 м/с
0,216
6. Проверка руля на аэрацию при v = 20 км/ч и бд = 30°. По формуле F.36) нахо-
находим dR =0,057 + 0^8sin 30° =0.247:.
*dR = vcp/s/gd~R~ = 7,7/^81- 0,247 *
4,95. Для заглубления нижнего торца ру-
руля Лт = 0,65 м по рис. 6.13 находим значение
коэффициента i*i = 0,85.
Значение числа Fitf,-, , при котором
наступает аэрация, определяем по формуле ол
F.35) 20 19 -f8 17 15 IS
t-fiff
2 • 0,65 6 • 10
,-s
0 2472 ^KCi 6.28. Кормовая оконечность кругло-
— rs 2,49. скупого судна (к примеру расчета характе-
0,85 ристик управляемости)
147
Поскольку Рг^Л > ^TdR у аэрация на руле отсутствует.
7. Проверка руля на кавитацию: находим число кавитации
p = 200/7.72 = 3,37.
Поскольку к > 2,5 то руль не кавитирует.
8. Определение гидродинамических характеристик корпуса.
По чертежу кормовой оконечности (рис. 6.28) определяем площадь Fn =0,57 м2,
шпангоут с номером i =15.5. По формуле F.63) находим угол ходового дифферента
при v = 20 км/ч
ф2 = 0,13 • 0,01 + O,O28sin E,2 • 0,456 - 1,9) «0,014.
Прив.еденный коэффициент погруженной части ДП для случая ф i = 0 [см. формулу
F.59)]:
при v = 10 км/ч
3 Fn 3 0,57
= 1 !
20-i LT 20-15,5 15,1-0,78
3 Fn 3 0,57
aD = 1 = 1 ! «0,968;
Ui 20i LT 20155 151078
при v0 = 20 км/ч
3 Fn 0,054 0,054
o =1- + ф = 0,968 + - -0,014*0,983.
°г 20-i LT T/L 0,78/15,1
Безразмерные ГДХ корпуса определяем по формулам F.54) — F.58):
„ 0,78 /0,65 У'2 / 15,1 \ 1/3
2
CCJ _
Y -
3-0,78\1/2/0,7
3,14 ) \o,i:
3,14 0,65 0,271
414 / \n-r> I +1.25 (Од-0,95) =0,596+1,25 (ад-0,95);
15,1 aD aD
Cm = 1,8 ^j-j- + 0,06@,7-0,72) + 0,97- oD = 1,062- aD;
°'°5 + °>58 7T7 = °>05 lSaD-
/-iCJ _ _4
\
Приведенная площадь ДП
FD =LToD = 15,1 • 0.78СТД * 11,780^.
Значения Су, С2, Су, Ст, Cm и Fq определяют для скоростей 10 и 20 км/ч:
10 20
0,968 0,983 Су
an. и,УЬ8 и,У»3 Ly
С§- 0,125 0,14 Си,
С2 0,618 0,637 "-'
10
0,28
0,094
0,0452
U.4
20
0,276
0,079
0,0481
11,58
148
9. Определение боковой силы на руле.
Производная коэффициента подъемной силы изолированного руля по формуле
F.18) для подвесного руля
2-3,14
Суд = 0,88 — * 2,37.
1+
1,5
Определяем по чертежу a JRp = 0,17/0,3 * 0,567; hR/Rp = 0,57/0,3 = 1,9 и находим
по рис. 6.11 «1 = 0,465.
Удлинение части руля, расположенной в струе ГВ
Хв = hl/ARDp = 0,472/0,172 * 1,28.
Коэффициент индукции по формуле F.25) составит
при v = 20 км/ч
6 vT+2- 1
К„ = • 0,465 = 0,256;
1,28 + 6 / O7f72
\ 1+ —* -2
V 0,216
приу = 10 км/ч
к = —Ё :_ ^ : 0,465 = 0,284.
1,28 + 6 0,172
1 + /,э
0,216
Производная коэффгщиента подъемной силы руля с учетом влияния гребного винта
определится по формуле F.24):
при v = 20 км/ч
Суд = 2,37A - 0,256) = 1,763;
при v = 10 км/ч
C$R =2,37A-0,284) = 1,697.
Коэффициент влияния корпуса и винта на руль при кк = 1 по формулам F.30) и
F.31) составит:
при v = 20 км/ч
0,044+0,172 VTTT
kf = к„ = = 0,61;
ь в 0,044 + 0,172A + 2)
приу = 10 км/ч
0,044+ 0,172 VI+ 2,5
кЕ = Кв = — : = 0,566.
0,044 + 0,172A + 2,5)
149
10. Расчет коэффициентов вида #гу, гг/-, s,y производится по формулам F.73) —F.78):
при v =20 км/ч
, 0,216
q2! = 1,763 • 0,61 • 1,3852 + 0,14 = 0,178;
при v = 10 км/ч
, 0,216
<?21 = 1,697 - 0,566 • 1,4352 ~Г7Т + 0,125 =0,162;
11,4
при v = 20 км/ч
0,216
г2! = 1,763 • 0,61 • 0,48 • 1.3852 со - 0,276 = -0,258;
11,58
при v = 10 км/ч
, 0,216
г2! = 1,697 • 0,566 • 0,48 • 1,4352 - 0,28 = -0,262;
1 X 1 )^о
при v = 20 км/ч
, 0,216
«21 = 1,763 • 1,3852 ~—¦ =-0,0631;
11,Эо
при v =10 км/ч
, 0,216
s = -1,697 • 1.4352 ——- = -0,0662;
11,4
при v = 20 км/ч
, 0,216
q31 = 1,763 • 0,61 • 0,48 • 1.3852 со - 0,079 = -0,0605;
11,58
при v = 10 км/ч
q3, = 1,697 • 0,566 • 0,48 • 1.4352 ~-- - 0,094 = -0,0766;
11,4
при v = 20 км/ч
г3! = 1,763 - 0,61 • 0,482 • 1.3852 -7ГТГ + 0,0481 = 0,057;
11,58
при v = 10 км/ч
, 0,216
г3! = 1,697 ¦ 0,566 • 0,482 • 1,4352 •— + 0,0452 = 0,0538;
11,4
150
при v = 20 км/ч
, 0,216
j3i = -1,763 • 0,48 • 1.3852 —- =-0,0303;
11,58
при v = 10 км/ч
, 0,216
s3, =-1,697-0,48- 1,435* —-—- =-0,0318.
11,4
11. Расчет поворотливости.
При определении зависимостейсо=/(бд); fa =/E/?); D/L =/Eд) полагается,что
судно одинаково поворачивается на правый и левый борта, поэтому расчет ведется толь-
только при перекладке рулевого органа на один борт прибд > 0. Для неустойчивого судна
значения бд < 0 означают перекладку рулевого органа на борт, противоположный на-
направлению циркуляции.
Расчет коэффициентов q и s осуществляется по формулам F.91) и F.92):
при v = 20 км/ч
q =0,178 • 0,057 - (-0,0605) -(-0,258) = -0,00546;
при v = 10 км/ч
q = 0,162 • 0,0538 - (-0,0766) (-0,262) = -0,0114;
при v = 20 км/ч
s = (-0,258) (-0,0303)-0,057(-0,0631) =0,0114;
при v = 10 км/ч
s = (-0,262) (-0,0318) - 0,0538 (-0,0662) = 0,012.
Результаты расчета параметров Eg [по формуле F.71)], со по [формуле F.72)],
а также 7F= 1/пи. D/L = 2/сЗ"в зависимости от бд приведены в табл. 6.7 и представлены
графически на рис. 6.29,6.30.
Таблица 6.7. Расчет поворотливости судна, движущегося в водоизмещающем режиме
"в.
км/ч
10
20
Элемент
П1М1ЛпЛТП11>
паиара тли
вости
& •
R
D/L
/3
R
D/L
v, м/с
У„,кг
®,°
Угол перекладки руля, град/рад
0/0
0,343
' 0,488
2,05
4,1
0,151
0,16
6,25
12,5
5,3
-145,4
3,64
5/0,0873
0,418
0,647
1,54
3,08
0,257
0,319
3,14
6,28
4,66
-131,75
5,8
10/0,174
0,475
0,779
1,28
2,56
0,321
0,433
2,31
4,62
4,1.
-93,04
Л19
15/0,262
0,524
0,901
1,11
2,22
0,372
0,534
1,87
3,74
3,6
-58,55
5,94
20/0,349
0,566
1,012
0,99
1,98
0,415
0,626
1,6
3,2
3,2
-33,35
5,55
25/0,436
0,604
1,118
0,9
1,8
0,453
0,712
1,4
2,8
2,82
-14,46
4,93
30/0,523
0,639
1,22
0,82
1,64
0,488
0,796
1,26
2,52
2,53
-1,85
4,5
35/0,611
0,671
1,316
0,76
1,52
0,52
0,876
1,14
2,28
2,26
7,1
3,94
151
-1,0-
г
к
ж
-ю-
/
X
У
-—
¦
л-
ш.Ш/1
-5 0 5 10 15 20 25 6,,°
1,0
0,5
(
-/0—1
\
-<
5 /0 15 20 25 S,,°
Рис. 6.29. Результаты расчета зави-
зависимостей w =/ Eд), (% =/ Eд), D/L =
=f(fiR) круглоскулого судна (у =
= 10 км/ч)
Рис. 6.30. Результаты расчета зави-
зависимостей ш =/(8д),% =/(8^), D/L =
/ круглоскулого судна О =
=20 км/ч)
12. Определение характеристик устойчивости.
Поскольку <7<0, производится расчет 5дкр, j3gKp> ^кр по формулам F.110)-
F.112):
при v = 20 км/ч
(-0,00546)а
4-0,637-0,057-0,0114
«-0,018 (~-1в);
при v = 10 км/ч
5
(-0,0114J
4-0,618-0,0538-0,0122
= -0,0814 (-4,66°);
при v = 20 км/ч
(-0,00546)
$g кр —
2 ¦ 0,637 • 0,057
= 0,0752;
при v = 10 км/ч
(-0,0114)
*кр 2-0,618-0,0538
при v = 20 км/ч
= 0,171;
152
(-0,0303) (-0,018) + (-0,0605) 0,0752
S 0,057
• при v = 10 км/ч
(-0,0318) (-0,0814)+ (-0,0766) -0,71
U>KP~~ 0,0538
= 0,195.
Соответствующие значения показаны на рис. 6.29, 6.30.
13. Оценка устойчивости прямолинейного движения и поворотливости.
По результатам расчета можно сделать вывод, что спроектированное судно имеет
хорошую поворотливость, характеризующуюся минимальным диаметром B,5 длин
корпуса) при v0 = 20 км/ч. Устойчивость прямолинейного движения, определяемая
по формуле F.13), при^ = 20 км/ч близка к требуемой: соо/со3о= 0,160/0,796 = 0,201
и хуже при v = 10 км/ч: сЗо/со3о = 0,488/1,22 = 0,4.
С целью улучшения устойчивости можно рекомендовать либо увеличить площадь
дейдвуда, либо дать судну незначительный, в пределах 0,5°, дифферент на корму.
14. Расчёт крена на циркуляции при максимальной скорости v = 20 км/ч.
Скорость на циркуляции вычисляют по формуле F.94)
R2
" R2 + 1,9
Боковая сила руля
v = —
R2 + 1,9
о= cYRp\ vSrivAR [«Л -«
p\
• 5,56 м/с (данные расчета в табл. 6.7).
+ 7д S3)] =1,763—• 1.3852- 0,216 [5Л -
- 0,61 @, + 0,48со)К =37,25[BR - 0,61 @, + 0,48cS)] v20 (данные расчета в табл. 6.7).
По рис. 6.21 определяется точка приложения боковой силы на корпусе В/Т =
= 3,14/0,78 « 4; zr » 0 и по формуле F.95) рассчитывается зависимость 0=/Eд):
57,3
"^"В@,140,+0,63701) X
24600 • 0,5
X 1,15-Уо A,15-0,45)] = 0,00466[679,17v§ X
X @,140,+Ot6370j)-O,71ro].
Результаты расчета приведены в табл. 6.7 и на '
рис. 6.31.
Расчет характеристик управляемости остроскулого 2,5
судна с двумя подвесными моторами (поворотными ко-
колонками) .
1. Главные размерения и характеристики: L = 6 м,
BTJ= 2 М, 7^= 0,25 м, F= 1,5 м3, Д> = 1501^КГ, BR = 0,5, Рис. 6.31. Результат расчета крена
*р — 0,77, п — 0,55 м, хт 3 м {Xg — 0), Zg — 0,7 м, ф i = на циркуляции круглоскулого суд-
= -1°, |3 = 12°. на (v =20 км/ч)
10 15 20 25 В,:
153
Эскиз кормовой оконечности соответствует рис. 6.22.
2. Максимальная скорость v = 35 км/ч.
3. Данные по подвесным моторам и ходкости при nB =2,Dp = 0,25 м, zp = —0,2,
z'p =0,9 м для скоростей 8,14,35 км/ч B,22; 3,89; 9,72 м/с):
8 B,22) 14 C,89) 35 (9,72)
Fr^ 0,29 0,51 1,27
Fry 0,66 1,16 2,9
Ctv 1,2 0,9 0,6
Фр. 0 0 0
4. Определение характеристик переложенного подвесного мотора.
По рис. 6.17 определяют коэффициентКс:
сп 1;2 0,9 0,6
Ас 0,73 0,78 0,85
По формлуам F.42) и F.43) находят параметры С^в, кев
при v = 8 км/ч:
? _ 1,2 V1 + 1,2A-0,73)
в л/1. + 1,2-1
1
приv = 14км/ч Су =0,722; к* =0,725;
В В
при v = 35 км/ч CfB = 0,43; к^в = 0,83.
5. Определение характеристик управляемости при движении в водоизмещающем
(v0 - 8 и 14 км/ч) режиме*.
Этот расчет принципиально ничем не отличается от примера расчета, изложенного
ранее, только вместо формул, относящихся к случаю расположения на судне руля,
нужно использовать выражения, соответствующие установке подвесных моторов.
При этом приведенный коэффициент полноты диаметрали aD определяется по формуле:
при v = 8 км/ч
0,054 0,054
^=^@0174) =0,977;
при v = 14 км/ч
0,054 0,054
(ф2 - угол ходового дифферента, при Fr^ = 0,51, ф2 = 0,0204).
Результаты расчета в виде зависимостей oJ=f(8R) и D/L =/E^) при v =8 км/ч
и v = 14 км/ч приведены на рис. 632,6.33.
*Расчет характеристик управляемости при v0 = 14 км/ч представляет интерес, поскольку соот-
соответствует движению судна, физически близкому к переходному режиму.
154
ш
1,0
0,5
—
— —
10 15 20 25
Рис. 6.32. Результаты расчета зависи-
зависимости ьо=/(8#) остроскулого судна.
1 — водоизмещающий режим (v =
= 8 км/ч); 2 — то же (v =14 км/ч);
3 - глиссирующий режим (v =35 км/ч)
S/L
75
50
25
10 15 20 25 V
Рис. 6.33. Результаты расчета зависи-
зависимости D/L =/(8я) остроскулого судна.
1 — водоизмещающий режим (v =
= 8 км/ч); 2 — то же (v =14 км/ч);
•? — глиссирующий режим (v =35 км/ч)
\
V
1
\
ч
^—
¦•"—
-—-.
1
1
6. Определение исходных данных для расчета характеристик управляемости в глис-
глиссирующем режиме (у =35 км/ч): по рис. 6.23 для C = 12° щ =\,72,Щ =0,91,qv =39;
по данным ходкости для v =35 км/ч ф2 = 2,5° @,0436), смоченная длина /см =
= 4,1 м, осадка на транце Ттр = /см ф2 = 4,1 • 0,0436 = 0,178 м;
число Fr по ширине на транце:
9,72
9,81 -2
= 2,195;
3,0
В
= -1,5;
тр
0,9
тр
приведенная производная боковой силы подвесных моторов по формуле F.99)
0,43 —
4 22
2 = 0,0106.
7. Расчет составляющих ГДХ корпуса при движении в режиме глиссирования по
формулам F.65)-F.70):
С^ = 3,14 • 1,22@,178/2) 2cos 2,5° = 0,0303;
lfi = 1/2(-3 + 1/3 • 0,178ctg 2,5°) = -0,9;
C? = 2 — 0,375;
/«= 1 (-2 ¦ 3 + - • O,178ctg 2,5°) = -2,101;
155
Таблица 6.8. Расчет поворотливости судна, движущегося в глиссирующем режиме
Элемент
поворот-
поворотливости
«Я
О)
D/L
в
Угол перекладки руля, град
0
0
0
0
0
0
5
0,087 3
0,007 79
0,023 4
85,5
-1.W
10
0,174
0,015 5
0,046 5
43
-3,82
15
0,262
0,023 4
0,070 2
28,5
-5,73
20
0,349
0,031 1
0,093 3
21,4
-7,64
25
0,436
0,038 9
0,117
17,1
-9,55
30
0,523
0,046 6
0,14
14,3
-11,46
/<=, = -
3,142-0,91
12sin2 12°
0,178-0,7
= 1,191;
0,178 3,14-57,3
2 4-12
8. Расчет поворотливости и определение крена на циркуляции при движении в глис-
глиссирующем режиме по формулам F.96) и F.97):
/-1,5 0,45 \ 0,375 /1,82 \ .,
) — + 0,0303 • 39 • 0,0439 ( -L~ -1 X
1,01064-0,9 1,191' 2.1952 41,191 /
0,0106
0,0303
0,375 /1,82 \
[-^9-(-2,101)]— *39-0,043б(—Г1)Х
(—-О
\-0,9 /
X [о,375+О,ОЗОЗ[~О,9-2,1О1]}
0,0106-0,118
R ~ 0,0303 -0,463
0°=-
8R = 0,08925я;
0,45
ОрЗОЗ
0,463
0.05
0
-5
-10
г п
? Л.
1 2
^*
0 2
Щ
5 К
0,0106 • 0,506
0,0303 ¦ 0,463
S°R= -0,3826^;
___ _L_ = __ А_ч-
Результаты расчета приведены в табл. 6.8 и на
рис. 6.32—6.34 в виде зависимостей шв =/E/г),
в=/FЛ), со =f(SR),D/L =/FЛ).
Иэ результатов расчета следует очевид-
очевидный вывод о том, что для совершения кру-
крутой циркуляции необходимо перед пере-
перекладкой рулевого органа снизить скорость,
- е перейти из глиссирующего режима
Рис. 6.34. Результаты расчета зависи-
мостей сов=/F^), е=/Fо) остро-
скулого судна, движущегося в глисси- Движения в переходный или водоиэмеща-
рующем режиме (v =35 км/ч) ющий.
156
6.8. Определение гидродинамических сил и моментов, действующих на судовой руль
Расчет ГДХ руля необходим для выбора прочностных размеров рулевого устройст-
устройства и определения мощности рулевого привода (рулевой машины). В этом случае наи-
наиболее важной является информация о нормальной силе N, действующей на руль, и мо-
моменте относительно балл ера М.
Момент, преодолеваемый рулевым приводом, состоит из двух компонентов:
момента гидродинамической природы и момента трения в подшипниках опор. Для при-
приближенной оценки момент трения можно принимать как 20 % гидродинамического мо-
момента, более точно он может быть рассчитан в соответствии с формулами теории прочно-
прочности [133].
Методика расчета гидродинамических усилий для общего случая расположения руля
за гребным винтом и корпусом судна имеет сложный характер [31, 136], и ее изложе-
изложение выходит за рамки настоящего издания. Однако для маломерных судов, для кото-
которых характерно использование относительно простой конструктивной схемы движи-
тельно-рулевого комплекса, указанная методика может быть упрощена. Ниже приводит-
приводится приближенная методика, использование которой возможно при следующих допуще-
допущениях: руль — подвесной (простой), близкий к прямоугольному, расположен по оси вра-
вращения гребного винта; значения высоты руля и диаметра ГВ близки друг другу; отсто-
отстояние нижней кромки руля от продольной оси ГВ составляет a i > 0,SRp, кавитация руля
отсутствует (к > 2,5).
Методика расчета. Гидродинамические усилия, действующие на руль, рассчитывают-
рассчитываются для следующего условного маневра: судно движется прямолинейно передним ходом
с рулем, переложенным на постоянный угол. При расчете последовательно определяются
безразмерные гидродинамические характеристики изолированного руля, руля с учетом
влияния корпуса, руля с учетом влияния ГВ и корпуса; вычисляются силы и моменты,
действующие на руль.
1. Безразмерные ГДХ изолированного руля: производная коэффициента нормаль-
нормальной силы Суд полагается равной производной коэффициента подъемной силы CyR и оп-
определяется по формуле F.18)
С
C
Ж "* CYR >
коэффициент центра давления
F.127)
F.128)
где Срх - зависимость коэффициента центра давления
от удлинения (рис. 6.35); Kt — поправочный коэффи-
коэффициент, учитывающий значение относительной толщины
руля (рис. 6.36).
0.2
0,1
Рис. 6.35. Зависимость коэффи- Рис. 6.36. Зависимость,
циента центра давления от удли- коэффициента Kt от отно-
нения и угла перекладки руля сительной толщины руля
Рис. 6.37. Зависимость коэффи-
коэффициентов К и и ДС/>Н от коэффи-
коэффициента обшей полноты
157
2. Безразмерные ГДХ руля с учетом влияния корпуса определяются только в тех
случаях, когда руль расположен в кормовом подзоре судна, движущегося в водоиэме-
щающем или переходном режиме. Для рулей, установленных под днищем судов, движу-
движущихся в глиссирующем или переходном режимах, безразмерные ГДХ с учетом влияния
корпуса соответствуют безразмерным ГДХ изолированного руля.
Производная коэффициента нормальной силы ^Шн определяется по формуле
* F.129)
F.130)
гдеАТ# — коэффициент влияния корпуса (рис. 6.37).
Коэффициент центра давлениячО>дя определяется по формуле
CpRH=CPR+ACpH,
где &Срн — поправка к коэффициенту центра давления, обусловленная корпусом судна
(см. рис. 6.37).
3. Безразмерные ГДХ руля с учетом влияния ГВ и корпуса.
Производная коэффициента нормальной силы CfiRf{ определяется по формуле
где Кя — коэффициент индукции ГВ [см. формулу F.25) ].
Коэффициент центра давления CpRHp определяют по формуле
F.131)
FЛ32>
где ACpr — поправка к коэффициенту центра давления, обусловленная влиянием ГВ.
Для определения поправки АСрл вычисляют эффективное удлинение руля
F.133)
где CyR — производная коэффициента подъемной силы руля, расположенного за ГВ
и корпусом [см. формулу F.24) ].
Для полученных значений Хэ определяют величины CpR09 и О>я0 (рис. 6.38) и
далее их разность
\Спп — CpR л — CpR . F.134)
По найденным значениям СшНр и CpRHp определяются коэффициенты нор-
нормальной силы и момента на баллдэе
F.135)
), F.136)
0,1
CmRHp = CNRHp (CPRHp ~ KSr )»
где KSR — коэффициент компенсации.
4. Гидродинамические сипы и моменты, дей-
действующие на руль, определяются следующими
0,5
1,0
^20—Л выражениями:
Рис. 6.38. Зависимость
нения руля
от удли-
удлиF.137)
158
¦ AR bR,
F.138)
где vcp -средняя скорость обтекания руля, определяемая формулами F.32), F.33).
Величина момента на баллере может регулироваться выбором коэффициента ком-
компенсации руля. При назначении коэффициента компенсации чрезмерно большим по срав-
сравнению с коэффициентом центра давления руль получается перебалансированным, при
противоположном соотношении коэффициента компенсации и коэффициента центра
давления — недобалансированным (рис. 6.39). Естественно, удовлетворительный вид
зависимости М =/(&д ) соответствует промежуточному положению.
При изменении коэффициента компенсации или при необходимости пересчета ГДХ
с одного руля на другой однотипный компенсации коэффициент момента определяется
по следующей формуле:
CmRHp ~C
mRHp
F.139)
где К* —измененный коэффициент компенсации. При расчете по формуле F.139)
коэффициент нормальной силы Cnrh считается неизменным.
При рассмотрении вопросов управляемости данные по сопротивлению руля являют-
являются второстепенными по сравнению с другими гидродинамическими характеристиками.
Определенную практическую полезность с учетом ходкости имеет информация о со-
сопротивлении иепереложенного руля. Для рулей с закругленной передней кромкой и за-
заостренной задней (например, профиль NASA) оно пренебрежимо мало по сравнению
с сопротивлением корпуса. Однако для руля с клиновидным профилем указанная вели-
величина в 3—4 раза превышает сопротивление непереложенного руля с профилем NASA
(рис. 6.40), что, естественно, должно учитываться в расчетах ходкости.
Пример расчета. Расчет выполняется для круглоскулого судна, размерения и харак-
характеристики которого даны в п. 6.8; коэффициент компенсации руля KSR =0,29.
1. Безразмерные ГДХ изолированного руля:
производная коэффициента нормальной силы С/уд = Сук - 2,37;
ОЛ
0,3
0,2
0,1
-
/
к/
/
/
//
у
/
10
20
JO
Vac. 6.39. Зависимость вида
cmRHp =/(8 л).
1 — перебалансированный руль;
2 — иедобалансированный руль;
3 — удовлетворительный вид
кривой СтцНр =/Fя)
Рис. 6.40. Зависимость коэффи-
коэффициента сопротивления руля
CxR 0T У1713 перекладки руля.
/ - профиль NASA; 2 - клино-
клиновидный профиль
159
коэффициент центра давления 0>д =ЛГгО>^ — по рис. 6.35, 6.36 для X = 1,5 и t
¦Q,l5,Kt = 1,09, результаты расчета Срц приведены в табл. 6.9.
Та бл и ца
SR
0
5
10
15
20
25
30
35
40
«Я
0,087 3
0,174
0,262
0,349
0,436
0,524
0,611
0,698
6. 9. Результаты расчета величин нормальной силы и момента на баллере руля
0,192
0,204
0,22
0,234
0,258
0,287
0,312
0,348
CPR
0,209
0,222
0,24
0,255
0,281
0,313
0,34
0,379
CPRH
0,246
0,259
0,277
0,292
0,318
0,34
0,377
0,416
CPRHP
0,224
0,237
0,255
0,27
0,296
0,328
0,355
0,394
cNRHp
0,166
0,331
0,49
0,665
0,83
0,998
1,164
1,33
cmRHp
-0,011
-0,017 5
-0,017 2
-0,013 3
0,005
0,038
0,075 7
0,138
N,kt
108
216
320
434
542
652
760
868
M, кГм
-2,73
-4,34
-4,27
-3,3
1,24
9,4
, 18,77
34,2
2. Безразмерные ГДХ руля с учетом влияния корпуса:
коэффициентКд — по рис. 6.37 для 5 = 0,65; Кд = 1,08;
производная коэффициента нормальной силы C^Rff =KjjC$r = 2,56;
поправка ДО>Я - по рис. 6.37 для 5 = 0,65 АСр„ = 0,037;
коэффициент центра давления Cprh -Cpr + АСря; результаты расчета приведены
в табл. 6.9.
3. Безразмерные ГДХ руля с учетом влияния гребного винта и корпуса:
коэффициент индукции (см. с. 149) Кя =0,256;
производная коэффициента нормальной силы C^R^ =C$rhA — АГИ) = 1,905;
м,
кг-м Мха
25
-0,029
-25
¦500 -
/
Л
/
/
V
)/ 30 8,
Рис. 6.41. Зависимости коэффи-
коэффициентов нормальной силы и мо-
момента на баллере от угла пере-
перекладки руля
Рис. 6.42. Зависимости нормаль-
нормальной сипы и момента на баллере
от угла перекладки руля
160
производная коэффициента подъемной силы с учетом влияния ГВ Сул = 1,763
(см. с. 149); р
эффективное удлинение
л - 2Cyrp _
коэффициенты 0>л0э и.С>д — по рис. 6.38 для Хэ = 0,936 и X = 1,5; Срд Оэ = 0,18;
CPRo =0,202; ACpR = С/>*Оэ - CPr0 =-0,022;
коэффициент центра давления Cprh = Cprh + ACpr; результаты расчета приведе-
приведены в табл. 6.9;
коэффициент нормальной силы C^rh ~CnrJ>r'> результаты расчета приведены в
табл. 6.9 и на рис. 6.41;
коэффициент момента CmRH ~CnRhp№prHp— Ksr)> результаты расчета приве-
приведены в табл. 6.9 и на рис. 6.41.
4. Гидродинамические силы и моменты, действующие на руль:
средняя скорость обтекания руля vcp =7,7 м/с (см. с. 147);
нормальная сила
результаты расчета приведены в табл. 6.9 и на рис. 6.42;
момент на баллере
PVcp
М = CmRHp —^ ARbR = 248CmRHp
(Br = 0,38 м) — результаты расчета приведены в табл. 6.9 и на рис. 6.42.
Таким образом, из результатов расчета следует, что при максимальной скорости пе-
переднего хода 20 км/ч на руле, переложенном на максимальный угол перекладки C5°),
возникают следующие гидродинамические усилия: нормальная сила — 760 кг; момент
на баллере ~ 18,8 кг • м.
7. ГИДРОАЭРОДИНАМИКА ПАРУСНОГО СУДНА
7.1. Основные понятия и определения
Современное описание физической картины движения судна под парусом строится на
основе теории крыла [91]. Принципиальная схема (рис. 7.1) представляется в виде систе-
системы вертикальных гидро-и аэродинамических крыльев. Воздушное (парус) и подводное
(киль, шверт) крылья преобразуют энергию ветра в силу,движущую судно. На практике
для уравновешивания направленной вниз силы тяжести необходима эквивалентная сила
поддержания — плавучесть. Водоизмещающий корпус, обладающий необходимой плаву-
плавучестью, сам по себе практически не имеет значения для преобразования силы ветра.
Скорость воздушного потока, действующего на парус (вымпельный ветер vB), оп-
определяется суммой векторов истинного vH и индуцированного движением судна встреч-
встречного ветра v, что в геометрической форме выражается парусным треугольником
(рис. 7.2). Согласно теореме синусов, отношение стороны треугольника к синусу про-
противолежащего угла является постоянной величиной
6 Зак. 738 161
Рис. 7.1. Система
гидроаэрокрыльев
Рис. 7.2. Парусный
треугольник
Рис. 7.3. Схема сил, действующих
парусное судно
sin 0 sin A80° - 7) sin G - 0)
G.1)
Для отношения величин скорости индуцированного ветра,- или, что то же самое,
скорости судна, к скорости истинного ветра, получаем
sin G — j3)
sin |3
sin tcos 0 — cos y sin j3
sin
= sin у ctg j3 — cos y.
G.2)
Скорость судна v и направление истинного ветра у могут быть определены, поэтому
скорость движения судна зависит от |3. Чтобы выявить физический смысл угла j3, вер-
вернемся к рассмотрению принципа движения парусного судна. Поток воды, обтекающий
подводное крыло со скоростью v, и воздушный поток, движущийся относительно пару-
паруса со скоростью vB, создают гидродинамическую силу R и силу давления Р ветра на па-
парус соответственно. При равномерном (без ускорения) движении/? =Р.
Гидродинамическую силу R можно разложить на силу лобового сопротивления Rx,
направленную противоположно движению судна, и перпендикулярную к ней подъемную
силу Ry (рис. 7.3). Отношение этих составляющих представляет собой гидродинамиче-
гидродинамическое качество Kr =Ry/Rx и может быть выражено через угол гидродинамического со-
сопротивления ег = arctg Ry/Rx. Аэродинамическую силу Р можно разложить на пару со-
составляющих — параллельную и перпендикулярную направлению движения судна: силу
тяги Г и силу дрейфа Д. Вторую пару составляющих силы Р, параллельной и перпенди-
перпендикулярной направлению вымпельного ветра vB, представляют собой сила лобового со-
сопротивления А'и аэродинамическая подъемная сила У. Отношение этих последних харак-
характеризует аэродинамическое качество К = Y/X, или угол аэродинамического сопротивле-
сопротивления е, = arcctg Y/X.
В связи с тем что гидродинамическое сопротивлениеRx равно силе тяги Т, aRv =Д,
угол между Р и Д равен ег, а вследствие перпендикулярности Y kvb и Д к v можно
записать
Это выражение известно под названием теоремы курсов, а равенства
ег = arcctg Ry/Rx; ea = arcctg Y/X.
являются математическим описанием парусного судна.
162
G.3)
G.4)
Из формулы G.2) видно, что для значений угла у, не слишком близких к 180°,
ctg р* должен иметь возможно большую величину, чтобы обеспечить возможно большее
отношение v/ vH. Иными словами, для быстроходного судна характерны малые значения
угла Р, что достигается при высоких значениях отношения подъемной силы к сопротив-
сопротивлению.
На рис. 7.4 и 7.5 представлены графики изменения углов гидро- и аэродинамическо-
аэродинамического сопротивления в зависимости от курсового угла относительно истинного ветра для
отдельных типов парусных судов и буеров с жесткими парусами. Они дают наглядное
представление о ходовом преимуществе, которое обеспечивается высокоэффективным
парусным вооружением и минимальной величиной сопротивления движению, характер-
характерных для ледовой яхты.
60
w
20
sssas
¦шшмм
—¦=
У,
1/
W 60 80 100 120 ПО 160 у°
Рис. 7.4. Зависимость угла аэроди-
аэродинамического сопротивления.
1 — швертбот; 2 — яхта; 3 — буер
1
Г"
V
ч
\
I
J
60
20
60 80 100 120 110 160 180
V
Рис. 7.5. Зависимость угла гидродина-
гидродинамического сопротивления.
1 — швертбот; 2 — яхта; 3 — катамаран;
4 - буер
180
160
140
120
100
80
60
40
W
о
40 60 80 100 ПО ПО 160 180
V
Рис. 7.6. Соотношения курсовых углов
0ит-
1 — швертбот; 2 — яхта; 3 — катамаран;
4 — буер
8,0
5,0
Рис. 7.7. Полярные диаграммы скоростей.
/ —швертбот; 2 — яхта; 3 — катамаран; 4 —
буер
163
Суммируя значения ег и еа можно построить график (рис. 7.6) зависимости непо-
непосредственно C от у, а затем, используя формулу G.2), рассчитать полярную диаграмму
скоростей (рис. 7.7). Как видно, ни швертбот, ни килевая яхта не могут превзойти ско-
скорости истинного ветра (v/vH < 1). Полярные диаграммы свидетельствуют о неоспори-
неоспоримых преимуществах в скорости, которыми обладают многокорпусные парусники и
о фантастических возможностях буеров, способных при истинном ветре vH = 5 м/с раз-
развивать скорость v = 40 м/с.
7.2. Аэродинамика паруса
Составляющие силы давления Р ветра на парус — подъемная сила Y и сила сопротив-
сопротивления X, ориентированные вдоль и поперек воздушного потока, — определяются по фор-
формулам
G.5)
где Су и Сх — коэффициенты подъемной силы и лобового сопротивления; рв =
= 1,293 кг/м3 — плотность воздуха; S — площадь паруса; vB — скорость вымпельного
ветра, м/с.
Аналогичный вид имеют формулы для сил тяги и дрейфа:
G.6)
где Ст и Сд — коэффициенты сил тяги и дрейфа.
Коэффициент силы сопротивления и подъемной силы паруса определяются его про-
профилем,формой в плане, соотношением высоты и ширины и задаются полярами (рис.7.8),
на которых они представляются в функции от угла атаки а. С увеличением а значения
этих коэффициентов изменяются неодинаково. Су достигает наибольшей величины при
некотором критическом угле атаки акр, который для бермудских парусов лежит в пре-
пределах 12—20 . Сх возрастает сравнительно равномерно и достигает максимума при
а = 90°.
Коэффициенты Ст и Ся можно также определить с помощью поляры паруса. Для
этого нужно проложить из начала координат
под углом к направлению вымпельного ветра
(ось абсцисс) курс яхты, затем разложить
относительно него коэффициент Ср пол-
полного давления ветра на парус на составляющие
тяги Ст и дрейфа Ся. Можно определить угол
атаки а, при котором на данном курсе величи-
величина тяги Ст будет максимальной. Этот угол,
очевидно, укажет составляющая Сд, проведен-
проведенная по касательной к кривой поляры [70].
На острых к ветру курсах, включая галф-
галфвинд, сила тяги Т создается исключительно
подъемной силой Y. На попутных курсах на-
начинает играть роль и сила сопротивления.
6 полный бакштаг сила тяги, примерно в рав-
равной мере создается силами Yи X. Естественно,
при чисто кормовом ветре движущая сила
Рис. 7.8. Поляра паруса и схема определе-
определения коэффициентов тяги Ст и дрейфа Сд
164
на парусе полностью создается его сопротивлением. Для установки паруса полезно ис-
использовать зависимость ф = j3 — а, где ф — угол установки паруса к ДП судна.
Более 2/3 суммарной силы давления ветра на парус создается за счет разрежения на
его подветренной стороне. Величина разрежения в основном определяется полнотой про-
профиля, или „пузом", паруса, которое измеряется в долях или процентах стрелки погиби
.от хорды. Наименьшее аэродинамическое качество имеет плоский парус — пластина.
Даже при минимальном угле атаки воздушный поток срьшается с его подветренной сто-
стороны. Здесь образуется вихревая полость, давление в которой в 2—2,5 раза больше, чем
при безотрывном обтекании паруса, имеющего аэродинамический профиль.
С увеличением „пуза" подъемная сила паруса увеличивается, однако при этом растет
и его сопротивление. На лавировке предпочтение отдается более плоским парусам,
которые создают меньший кренящий момент и могут устанавливаться под более ост-
острым углом атаки, чем полные [77,, 161]. Например, парус 2 (рис. 7.9) на курсе j3 = 30°
лишь немного проигрывает по силе тяги Т парусу 5, но при этом создает значительно
меньшие дрейф и крен и может быть установлен под меньшим углом атаки. Однако
в слабый B—3 балла) ветер, когда абсолютная величина силы дрейфа невелика и не со-
создает заметного крена, пузатые паруса благодаря значительной подъемной силе обеспе-
обеспечивают яхте наибольшую скорость. При этом они устанавливаются под меньшим углом
атаки, чем плоские, чтобы, по возможности, уменьшить лобовое сопротивление. В сов-
совсем слабый, до штилевого, ветер вновь становятся предпочтительными более плоские
паруса, так как слабый воздушный поток оказывается не в силах обогнуть профиль
с большим „пузом" и срывается с подветренной стороны паруса.
0 0,2 0,4- 0,6 0,8 1,0 1,1 Сх
Рис. 7.9. Поляры парусов равного удлинения А. =5 и различной вели-
величиной „пуза".
1 - 0,05; 2-0,1; 3 - 0,14
165
Лавировочные паруса на ветер 2—3 балла обычно имеют „пуэо" 8—10%, для
4—5-балльного — 6—8 % и для более сильного — 4—6 %. На современных яхтах величина
„пуза" одного и того же паруса может изменяться с помощью такелажа и рангоута.
Например, чтобы сделать более плоским грот, мачте придают изгиб, увеличивая натяже-
натяжение ахтерштага (при оснастке 3/4 или 7/8) либо регулируя натяжение промежуточного
штага и бакштагов (при топовой оснастке). Излишек „пуза" при этом убирается в обра-
образующийся у передней шкаторины серп.
Для полных курсов, начиная с пологого бейденвинда, применяются паруса с „пу-
„пузом" до 25 %. Особенно эффективно они работают в слабый и умеренный ветер, в пол-
полной мере используя свои высокие тяговые характеристики при практическом отсутст-
отсутствии крена. На гонках в таких ситуациях прибегают к установке легких передних пару-
парусов — дрифтер-генуи, блупера, спинакера. В свежий ветер, когда яхта гидродинамически
исчерпывает свои ходовые возможности, применение полных парусов не дает такого
эффекта. Однако если судно способно выходить на режим серфинга, спинакер и блупер
несут и в 5—6-балльный ветер [152].
Помимо глубины „пуза" имеет значение его положение по ширине паруса. На лави-
ровочных парусах наибольшая выпуклость обычно находится на расстоянии 40 % хорды
профиля от передней шкаторины. Практика, однако, свидетельствует, что для каждых
силы ветра и курса существует положение „пуза", при котором парус работает с наи-
наибольшей отдачей. Так, в слабый и умеренный ветер парус с „пузом" посредине хорды
обеспечивает движение с минимальным лавировочным углом. В сильный ветер для лави-
ровки предпочтительнее парус с максимумом прогиба на 1/3 ширины от мачты. Это
обеспечивает оптимальное распределение сил разрежения, максимум которых при этом
имеет наклон от перпендикуляра к хорде паруса в сторону движения судна.
Парус со сдвинутым к задней шкаторине на 2/3 ширины „пузом" имеет благоприят-
благоприятную форму для безотрывного обтекания подветренной стороны, однако на лавировке
при таком расположении „пуза" максимум разрежения сдвигается к задней шкаторине,
где его вектор имеет наклон против движения яхты. Такие паруса применяются только
на галфвинде и более полных курсах.
Аэродинамическое качество паруса в значительной мере зависит от его удлинения.
Для прямоугольного паруса удлинение равно отношению его сторон \ = l/b, для треу-
треугольного — удвоенному отношению передней и нижней шкаторин Х = 21/Ь, для парусов
более сложной формы Х = /2/5 E — площадь паруса).
Паруса с большим удлинением наиболее эффективны при лавировке. Благодаря
большой длине передней шкаторины, у которой расположена зона максимального дав-
давления ветра на парус, они создают большую подъемную силу при высоком аэродинами-
аэродинамическом качестве. За счет относительно небольшой ширины снижается индуктивное со-
сопротивление, вызываемое перетеканием воздуха с наветренной стороны на подветрен-
подветренную через верх и низ паруса.
Из всех типов парусного вооружения наиболее эффектными являются бермудские
. паруса. Они имеют наименьший критический угол атаки и создают наибольшую тягу при
курсовых углах j3 < 70°. Бермудскими парусами с удлинением X = 3 -j- 6 вооружаются
все современные гоночные и крейсерско-гоночные парусные суда.
На более полных курсах эффективнее работают гафельные или рейковые паруса.
При удлинении, близком к единице, они имеют критический угол атаки окр = 35 т 40°
и не могут конкурировать с бермудскими в качестве лавировочных, но в галфвинд и
бакштаг нередко превосходят их.
Теоретическая форма паруса, заданная его профилем, удлинением и конфигурацией
в плане, под действием ветра искажается. Выбирая шкоты, регулируют по сути дела
только положение нижней трети паруса; верхняя его часть выгибается нод ветер, за счет
чего уменьшается угол атаки и полотнище начинает заполаскивать. При добирании шко-
шкотов возможен срыв потока на нижней части паруса, установленной с избыточным углом
атаки. Скручивание паруса по высоте особенно заметно проявляется в свежий ветер
166
на полных курсах, когда шкоты потравлены и нок гика задирается вверх. В связи
с этим паруса, в частности гафельные, у которых скручивание проявляется наиболее ин-
интенсивно, утрачивают свои преимущества на этом курсе перед бермудскими.
Для уменьшения скручивания применяются оттяжки гика, проводка гика-шкотов
с поперечными погонами от борта до борта. В известных пределах скручивание дает по-
положительный эффект, компенсируя изменение угла атаки эа счет увеличения скорости
ветра по мере удаления от поверхности воды (рис. 7.10) и отклонения воздушного по-
потока вихрями, образующимися при перетекании воздуха через верх паруса. В зависимо-
зависимости от высоты паруса и силы ветра эта разность углов атаки по высоте паруса составляет
3-5° в бейдевинд и до 10-12° на курсе бакштаг.
Значительным резервом повышения эффективности парусного вооружения, особен-
особенно его лавировочных качеств, может служить снижение лобового сопротивления ранго-
рангоута и такелажа. С этой целью практикуются проводка фалов внутри мачты, применение
цельнонатянутых стальных струн вместо тросов для вант, установка обтекателей на
штагах.
Наибольшие потери аэродинамического качества вызывает мачта. Ее влияние тем
более чувствительно, что искажение обтекающего парус воздушного потока она создает
у передней шкаторины, где находится максимум эпюры давления. Вихревой след мачты
уменьшает разрежение, вследствие чего существенно снижается подъемная сила. При
слишком большом удлинении бермудские паруса теряют эффективность, когда диаметр
мачты становится сопоставимым с глубиной „пуза".
Чтобы уменьшить влияние мачты, ее сечению придают овальный или крыловидный
профиль, имеющий меньшее лобовое сопротивление и более высокое аэродинамическое
качество. Эффект, однако, достигается только на вращающейся мачте (рис. 7.11),при-
7.11),причем наименьшее завихрение создает не самонастраивающаяся по ветру мачта, а та, кото-
которую можно принудительно установить под действительным углом набегания воздушно-
воздушного потока на парус [161].
Резко увеличивает сопротивление щель между шкаториной и мачтой, поэтому на
современных яхтах грот поднимают не по рельсу, а в ликпаэе. На небольших яхтах и
швертботах хороший результат дает способ крепления паруса, применяемый на винд-
виндсерферах — мачта вставляется в карман, прошитый у передней шкаторины.
/
1
1
1
1
1
~л
~л
~л
т
т
т
0 0,5
Рис. 7.10. Изменение силы ветра
в зависимости от высоты над
уровнем моря
а,
1 1,5
Рис. 7.11. Влияние мачты на
работу паруса: а, б — круглая
' и профилированная мачта с креп-
креплением паруса на ползунах;
в — профилированная мачта с
принудительно устанавливаемым
углом атаки и креплением пару-
паруса ликтросом
167
На наиболее быстроходных парусных судах - катамаранах и тримаранах - находят
применение двухслойные паруса, полотнища которых огибают парус и образуют несим-
несимметричный крыловидный профиль, с высоким аэродинамическим качеством. Еще более
эффективно работают жесткие паруса, устанавливаемые на буерах. Парусное вооруже-
вооружение подобных конструкций позволяет .развивать скорости, в несколько раз превышаю-
превышающие скорость истинного ветра. Как видно на полярной диаграмме (см. рис. 7.7), такие
скорости достигаются при направлении истинного ветра 7 = 90 ¦=- 120°, когда значение
курсового угла к вымпельному ветру составляют от C = 45° при v/vH = 1 до 0 = 7° при
v/vH = 8. Любой выигрыш в сопротивлении или величине подъемной силы в таких усло-
условиях приобретает огромное значение.
Условия обтекания грота воздушным потоком могут улучшиться при его совмест-
совместной работе со стакселем. Механизм взаимодействия парусов объясняется по-разному:
и как действие щели — сопла между гротом и стакселем, и как результат циркуляции
потоков вокруг парусов. В наиболее общей форме его можно представить как устране-
устранение вихрей и соответственно увеличение разрежения на подветренной стороне парусов
благодаря проходящему между гротом и стакселем с увеличенной скоростью воздушно-
воздушному потоку (рис. 7.12). Получаемый эффект зависит от формы и размеров парусов, их
взаимного расположения, курса яхты относительно ветра. Например, излишне выбран-
выбранный или со слишком большим „пузом" стаксель будет „задувать" в грот. Вектор ско-
скоростей проходящего между парусами потока получит составляющую, направленную
перпендикулярно к полотнищу грота. Ее действие может снизить разрежение настолько,
что давление с обеих сторон паруса уравняется, и профиль его деформируется.
Эффективная совместная работа парусов обеспечивается только в том случае, когда
воздушный поток, проходящий в щель между ними, направлен по касательной к
поверхности грота. Это условие в большинстве случаев выполняется за счет увеличения
угла установки стакселя, т. е. уменьшения угла его атаки. Необходимо также, чтобы
форма щели выдерживалась по всем сечениям парусов от нижней шкаторины до верха.
В частности, следует учитывать возможность скручивания парусов, уменьшающего угол
их атаки в верхней части до 20°.
На форму грота в нижней части оказывает влияние гик. Чтобы уменьшить вызыва-
вызываемое им искажение профиля, применяют независимую Проводку нижней шкаторины.
Известна конструкция гика типа так называемого „парк-авеню",который предоставляет
возможность поперечных перемещений нижней шкаторины и служит аэродинамической
шайбой, уменьшающей перетекание воздуха с наветренной стороны на подветренную.
В последнее время получила распространение конструкция гика-уишбона, который
с парусных досок перешел на яхты.
Площадь парусности обычно выбирают по близкому прототипу (см. гл. 2), руко-
руководствуясь безразмерными величинами \^/Хквл или \^S/^ V. По среднестатистиче-
среднестатистическим данным принимается, как правило, и значение центровки — расстояния по гори-
горизонтали между центрами парусности (ЦП) и бокового сопротивления судна (ЦБС).
Положения ЦП и ЦБС могут быть определены геометрически соответственно как
Рис. 7.12. Обтекание воздушным потоком одиночного паруса (в) и системы из грота
и стакселя (б)
168
центры тяжести площади паруса и проекции погруженной части судна на его ДП. Геомет-
Геометрические ЦП и ЦБС, однако, далеко не всегда совпадают точками приложения аэро- и
гидродинамических сил. Центровка изменяется в зависимости от курсового угла и хо-
ходового крена.
По данным продувки изолированного паруса центр давления (ЦД) ветра в зависи-
зависимости от угла атаки располагается при а = 15 -f- 25° на расстоянии 34—38 % хорды от пе-
передней шкаторины, а при а = 90° посередине хорды [39]. На шлюпе можно принимать,
что ЦД находится на линии, соединяющей геометрические ЦП грота и стакселя, и сме-
смещен в нос от суммарного геометрического ЦП на величину Зёцд, равную в зависимости
от соотношения площадей стакселя и грота от 0,1 при SjSr = 0,5 до 0,05 при Sc/Sr =
= 2,5.
Положение гидродинамического ЦД определяется в основном площадью и располо-
расположением плавника и руля, создающих главную долю поперечной силы. Исходная величи-
величина суммарной площади плавника и руля, которая может быть принята при эскизном
проектировании, для яхт с отдельно стоящим рулем составляет 5—7 % максимальной
площади лавировочных парусов, а для яхт с рулем на ахтерштевне — 8—11%. Площадь
руля принимается 24 ± 5 % суммарной площади руля и плавника и не менее 1,2—1,5 %
парусности. Гидродинамический ЦД плавника у яхт с отдельно стоящим рулем должен
находиться на расстоянии 43 ± 3 %Z Квл от носа по КВЛ, а у яхт с рулем на ахтерштев-
ахтерштевне -на 48 ± 1%ZKBJI.
Приближенно центровка может быть определена по формуле, полученной путем об-
обработки данных по хорошо отцентрованным яхтам [39],
*цп =Яп/[?квл (knS/Snn +Sp + 7,5)].
где Хцп — горизонтальное расстояние между геометрическими ЦП и ЦБС, % Z/квл^
Нп — габаритная высота парусов над КВЛ, м; S — фактическая площадь парусности, для
которой определяется положение ЦП, м2; кп — коэффициент центровки; Snn, Sp —
площади плавника (шверта) и руля, м2.
Для катамаранов расчет можно выполнить по формуле
/ В Нп
5Г 185i
где S - расстояние между ДП корпусов, м.
В зависимости от типа вооружения и компоновки подводной части яхты рекоменду-
рекомендуются следующие значения коэффициента центровки кц:
Шлюпы:
швертботы +0,06 ± 0,01
яхты с рулем на ахтерштевне +0,25 ±0,03
яхты с отдельно стоящем рулем +0,21 ± 0,03
Кечи и иолы:
с рулем на ахтерштевне +0,03 ± 0,01
с отдельно стоящим рулем -0,03 ± 0,01
7.3. Гидродинамика парусного судна
Парусные суда эксплуатируются в основном в водоиэмещающем режиме. Только
при 'благоприятных сочетаниях силы и направления ветра некоторые из них способны
выходить на частичное глиссирование. Соответственно основными составляющими со-
v противления воды, как и у других судов, рассчитанных на подобные скорости, для па-
парусников будут сопротивление трения, формы и волновое. Характер зависимости этих
169
составляющих от скорости, размерений и обводов судна изложен в гл. 5. Специфика
движения парусников вызывает два дополнительных вида соцротивления, создаваемых
дрейфом и креном.
При вызванном дрейфом косом обтекании корпуса судна встречным потоком воды
возникает гидродинамическая сила R. Ее составляющая, ориентированная поперек на-
направления движения судна, представляет собой поперечную силу Ry, противодейству-
противодействующую дрейфу. При увеличении угла дрейфа б величина/?у возрастает, но одновременно
растет и сила сопротивления Rx за счет возникающего при поперечном перетекании по-
потока воды под корпусом судна индуктивного сопротивления /?,- (рис. 7.13).
Рис. 7.13. Образование индуктивной состав-
составляющей сопротивления при косом обтекании
корпуса яхты
10
го
30
'50
¦V
\\
\.
\
_ \
-
-
\ V
ч\
. у
X
с» -
о, г
ом
0,6
0,8
1,0
Рис. 7.14. Зависимость коэффициента
Су от удлинения киля
1.0
0,8
0,6
ом
о,г
8\
7
б°/
1
\
тоу*
5)
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
-у
г г
I
I
ь°
I
I
18°
^2Г"
О 0,1 0,2 0,3 Сх 0 0,1 ОХ 0,3 Сх
Рис. 7.15. Поляры плоского (а) и профилированного (б) швертов (А. = 5)
170
Голый корпус современных яхт и швертботов с плоским днищем лишь в малой мере
участвует в создании поперечной силыRy, являясь в то же время как гидрокрыло мало-
малого удлинения основным источником индуктивного сопротивления. Поперечную силу
создают главным образом плавниковый киль (или шверт) и перо руля, имеющие
для этой цели наиболее подходящие характеристики. Вместе с тем следует учитывать,
что не проявляя активности в создании Ry, корпус способствует повышению ее величи-
величины на киле, играя роль шайбы, исключающей перетекание потока воды через верхнюю
кромку. По этой причине в гидродинамических расчетах для киля используется так на-
называемое эффективное удлинение, равное удвоенному геометрическому удлинению,
Хк = 2Г2/Лк С*4К — площадь проекции киля на ДП). Для пера руля в зависимости от
способа его установки Хк = 0,8 -г 1,25Г2/Ле- Увеличивая удлинение киля, можно полу-
получить требующуюся Ry при меньшем угле дрейфа (рис. 7.14) и за счет этого снизить
индуктивное сопротивление. Дополнительное преимущество дает обтекаемый профиль,
который при равной с плоским для одинаковых углов дрейфа величине Ry имеет
заметно меньшее сопротивление (рис. 7.15).
На многокорпусных судах, а иногда и на швертботах, применяют парные шверты не-
несимметричного профиля, либо устанавливаемые под углом к ДП, которые работают по-
очередно с подветренной стороны. Поперечная сила в этом случае создается при нулевом
угле атаки, т. е. и при отсутствии дрейфа, что обеспечивает выигрыш в сопротивлении.
Несимметричный в плане профиль придается иногда корпусам катамаранов и тримара-
тримаранов. Расчет при этом основывается на том, что при лавировке подветренный корпус при-
всплывает или даже отрывается от воды, а подветренный, притапливаясь, создает попе-
поперечную силу при нулевом дрейфе. С этой же целью на тримаранах боковые поплавки
устанавливают под углом к ДП среднего корпуса [91].
Прирост индуктивного сопротивления происходит в основном на острых курсах
и усугубляется в свежий ветер креном судна. Заметную долю в общем сопротивлении
(до 15 %) зта добавка проявляется при крене порядка 30°.
7.4. Ходкость парусного судна
В отличие от судов с механическими двигателями о ходкости парусника нельзя су-
судить по его экстремальным возможностям. Хорошая яхта должна обладать высокими
ходовыми качествами при любом ветре и на любом курсе, чтобы выиграть гонку или хотя
бы выдержать приемлемую среднюю скорость в дальнем плавании. Соответственно по-
поставленной цели формулируются и задачи, например: определить при заданной парус-
парусности S и силе истинного ветра vH скорость судна v на всех возможных курсовых углах;
определить оптимальную площадь парусов при заданных курсе и скорости истинного
ветра; найти предельную скорость ветра, которую может выдержать яхта с заданной па-
парусностью и т. п.
Рассмотрим решение первой из названных задач, имеющей наиболее широкий инте-
интерес.
1. Задавшись несколькими значениями скорости судна v по возможности, наиболее
близкими к реальным для известной скорости истинного ветра va, находим скорости
вымпельного ветра vB при курсовых углах /3 от 30 до 180°. Расчеты выполняются гра-
графически — построением для каждой скорости v и каждого курсового угла 0 парусного
треугольника (см. рис. 7.2) или по зависимостям, выведенным из формулы G.1):
v sin/3
sin (r-0) = ;
= arcsin G-0) + 0;
\ 171
1,6
1,4
X о,в
\ 06
V
X. 0.2
Р/ \
Я'
.ГА
щЬ.
Л
\\
5"
Л
11°
А
<J
N
29'
\
V» =
sin A80-'
sin /3
VH=-
sin 7
sin |3
Пример. Яхта 1/4-тонного класса (описание и чер-
чертеж см. на с. 44) имеет вооружение шлюпа; площадь
грота Sr= 10 mj , площадь стакселя Sc = 17м2; удлине-
удлинение обоих парусов \ = 4; скорость истинного ветра
vH = 6,5 м/с.
Коэффициенты сил тяги Ст и дрейфа С„ снимаем
по рис. 7.16 отдельно для грота и стакселя. Расчетные
значения скоростей v = 1, 2, 3, 4 м/с; курсовых углов
0= 30,60,90,120,180°.
1-0,5
Для /3 = 30°; v = 1 м/с sin G - /3) =—7; * 0,077;
7 = arcsin 0,077 + /3= 34,4°; vB =
сд.с = 1.38;
6,5
sin 34,4
6,5 « 7,3 м/с;
ОЦ 0,5
С
Рис. 7.16. Поляры стакселя (/) и грота
B) равного удлинения X. = 4
sin 30
,г = 0,43; Сд.г = 1,2;
0,52.0,6465-17. 7,32 = 304,6 Н;
Тт = 0,43 • 0,6465 • 10 • 7,32 « 148 Н;
Последующие вычисления производятся аналогично,
результаты записываются в табличной форме (табл. 7.1).
2. Сопротвление воды движению яхты в по-
положении на ровный киль без дрейфа определяется
Таблица 7.1. Скорость вымпельного ветра vB, сила тяги Т и сила дрейфа Д в зависимости
от курсового углв 0 и скорости судна v
v, м/с
1
2
3
4
/3 = 30°
vb,m/c
7,3
8,2
8,8
9.4
Г.Н
452
569
654
748
ДН
1215
1536
1765
2017
0 = 60°
vb,m/c
6,9
7,3
7,4
7,5
Г,Н
897
990
1028
1047
ДН
828
915
950
967
"b.m/c
6,4
6,2
5,8
5Д
/3 = 9Oe
Г.Н
1008
934
836
639
ДН
201
187
173
167
/3=120°
Vb.m/c
5,9
5,2
4,5
3,5
T, H
770
594
440
264
0 = 180°
vB, м/с
5,5
4,5
3,5
2,5
Г.Н
655
437
262
131
как для любого водоизмещающего судна. Раздельно находятся сопротивление трения
Rr и остаточное сопротивление Ro с помощью формул и графиков гл. 5.
Пример. Рассматривавшаяся в предыдущем примере яхта 1/4-тонного класса имеет длину по
КВЛ ?вл = 6,0 м, водоизмещениеD = yV = 1,77 т, площадь смоченной поверхности П = 11,6 м2.
Расчет приведен в табл. 7.2.
3. Поперечная сила/fy, создаваемая голым корпусом, определяется по формуле
2
G.7)
где Атк — погруженная площадь ДП голого корпуса.
Значение коэффициента подъемной силы Сугк корпуса как крыла малого удлине-
удлинения можно найти по приближенной формуле К. К. Федяевского [70]
+ Q) sin2 5 cos 5,
G.8)
172
Таблица 7.2. Расчет сопротивления корпуса яхты в поло-
положении на ровный киль
Рассчитываемая величина
V
?Тв.1О (по рис. 5.6) •
?т = ?т, +Д?ш (см. п. 5.2)
*T=rTp/2nv2
Fri
FrF
Ro/(gD) (го рис. 5.13 и 5.33, в)
Ro=[Ro/gD]gD
*г.к=*т + *о
V, м/с
1
5
3,35
3,65
21
0,13
0,29
0,15
2
23
2
10
"з,о
3,3
77'
0,26
0,58
1,6
27
104
3
15
2,8
3,1
162
0,39
0,87
16
279
441
4
20"
2,7
3,0
278
0,52
1,16
65
1128
1406
ю
1.5
1,0
0,5
/
к
/
/
А
III!
/
/
1 1 1 1
0,5 1,0 1,5 А 2,0
Рис. 7.17. График для определе-
определения коэффициентов Сдги к
где Cff определяется по графику на рис. 7.17; Сд = 2приХ = 2(Т2/А) < 0,15. Индуктив-
Индуктивное сопротивление, возникающее в результате перетекания потока воды под корпусом
судна, выразится формулой
где Q гк = CyTKtg 5 — коэффициент индуктивного сопротивления.
Пример. У рассматриваемой яхты TTiK = 0,4 м; AriK = 2,08 м2. Таким образом, \ = 2
« 0,154. Результаты расчета RyT.K и Rir.K приведены в табл. 7.3.
Таблица 7.3. Поперечная сила Ryr,K, И, и индуктивное сопротивление Rjr,K, H
корпуса яхты 1/4-тонного класса
0,4'
8,°
4
6
8
10
tg8
0,07
0,105
0,14
0,18
'-J'r.K
0,021
0,039
0,062
0,089
Qr.K
0,001 5
0,004 1
0,008 7
0,016 0
v, м/с
1
Ry
22
41
«4
93
Ri
2
4
9
17
Ry
88
164
256
372
2
Ri
8
16
36
68
3
Ry
198
369
576
837
Ri
18
36
81
153
Ry
352
656
1024
1488
Ri
32
64
144
in
4. Гидродинамические характеристики плавникового киля и пера руля определяют-
определяются так же, как для гидрокрыла, обекаемого потоком воды под углом атаки, равным
углу дрейфа. Для определения коэффициента подъемной силы Су и сопротивления Сх
173
используются подходящие поляры, приведенные в справочнике либо других изда-
изданиях [70,77].
0,7 V 0,752
Пример. Для рассматриваемой яхты удлинение киля Хк = 2 . . _ *» 1, пера руля X^j = „ «
* 1; Ак + Лд = 1,75 м2. Результаты расчета приведены в табл. 7.4. Коэффициенты Су и Сх находим
по рис. 7.18 для \=1 и 8 =4, 6, 8,10°.
Та б л и ц а 7.4. Подъемная сила и сопротивление киля и руля яхты, Н
8,°
4
6
8
' 10
Су
0,13
0,19
0,26
0,30
Сх
аозо
0,035
0,042
0,050
1
Ry
114
166
227
280
26
31
37
43
Ry ¦
456
664
908
1120
V
г
Rx
104
124
148
172
, м/с
Ry
1026
1494
2043
2520
3
Rx
234
279
333
387
t
Ry
1824
2656
3632
4480
\
Rx
416
496
592
688
5. Определяя скорость и дрейф яхты при заданной силе ветра, можно вычислить
ожидаемый крен. Для этого находят кренящий момент
Мкр=Д1кр,
G.10)
гдеД — сила дрейфа; /кр — плечо кренящего момента, равное расстоянию от ЦП до ЦБС.
По метацентрической формуле остойчивости восстанавливающий момент
Мв =Dhsin@,
G.11)
где?>— водоизмещение судна; Л — метацентрическая высота, равная для крейсерско-го-
ночных яхт 0,75— 1,2 м.
1,0
30
15
15
го>^
8=5
> ^^^^^
о
>
-—
^-»
Рис. 7.18. Коэффициенты Су и Сх
крыла малого удлинения
0,5
-н;
т
v—
н-—¦—
—- —
-
1,0 1,5
2,0 Л
0UL=
1,0 1,5
2,0 Л
174
Величина крена
sine =MKp/Dh. G.12)
Пример. Для рассматриваемой яхты 7,^, = 4 м; Л =0,8 м; D = 1,77 т. Определим углы крена
на курсе 0 = 30°:
v, м/с 1 2 3 4
Д, Н 1215 1536 1765 2017
в, град 20 26 31 35
Заметного увеличения сопротивления, следовательно, на этом курсе можно ожидать при v >
> 3 м/с. Принимаем его равным 0,3 Л;.
6. Полное сопротивление яхты
Полная поперечная сила определится суммой Яу корпуса, киля и руля.
Пример. Полное сопротивление и поперечная сила яхты, полученные суммированием состав-
составляющих, вычисленных в предыдущих примерах, приведены в табл. 7.5 и 7.6.
Таблица 7.5. Полное сопротивление
с °
6,
4
6
8
10.
яхты Ки,
Н
V, М/С
1
51
57
70
86
2
216
240
293
357
3
693
756
866
1010
4
1854
1966
2162
2428
Та бли ц а
7. 6. Полная поперечная
сила яхты Ry, H
_ о
4
6
8
10
V, М/С
1
136
207
291
373
2
544
828
1164
1492
3
1224
1863
2619
3357
4
2176
3312
4656
5968
6. Для определения скорости строится график сопротивления, на который нано-
наносятся кривые силы тяги для заданных курсовых углов E. В связи с тем, что на по-
попутных курсах, начиная от галфвинда, крен и дрейф практически отсутству-
отсутствуют, на графике строится также кривая сопротивления голого корпуса. Величи-
Величина дрейфа для найденной скорости определится из условия Ry ~> Д.
R;T.H
1500
Рис. 7.19. График сопротивления и силы
тяги яхты 1/4-тонного класса
Рис. 7.20. Поляра скоростей яхты 1/4-тон-
1/4-тонного класса
/22
№
и, м/с
м/с 6 5 Ч 3 2 10
175
7. Наглядное представление о ходовых качествах яхты дает полярная диаграмма
скоростей. Для ее построения определяют курсовые углы у к истинному ветру и откла-
откладывают на них векторы скорости v.
Пример. Для рассматриваемой яхты иа курсе /3 = 30° условие Ry > Д выполняется при v =
= 3 м/с, 8=6°. Строим графики сопротивления для 8=6° и 8 = 0 (рис. 7.19). Наносим на график
кривые тяги по табл. 7.2. Для полученных значений скорости яхты определяем курсовые углы у
к направлению истинного ветра и строим поляриую диаграмму скоростей (рис. 7.20).
Раздел III
ДВИЖИТЕЛИ
8. ГРЕБНЫЕ ВИНТЫ
8.1. Основные понятия и определения
8 зависимости от назначения катеров и моторных лодок, формы их обводов, мощ-
мощности двигателей и развиваемых скоростей условия работы ГВ могут сильно изменять-
изменяться, что существенно отражается на конструктивных особенностях винтов и методах
их проектирования. При этом наибольшее влияние на выбор основных элементов
проектируемых ГВ оказывают следующие обстоятельства:
недостаточная точность расчетных методов определения сопротивления катеров
и моторных лодок и отсутствие данных по буксировочным испытаниям моделей для
большинства малотоннажных судов;
сложное взаимодействие между винтом и корпусом у многих типов быстроходных
катеров, обусловленное наличием косого обтекания и развитой кавитацией;
сильно развитая кавитация ГВ, возникающая при достаточно высоких скоростях
и приводящая к уменьшению упора и КПД винтов;
относительно жесткие характеристики двигателей внутреннего сгорания, не до-
допускающие практически никакой перегрузки ни по мощности, ни по частоте вращения;
наличие горба сопротивления у глиссирующих и крылатых судов, требующее по-
повышенных запасов мощности двигателей на промежуточных режимах движения.
Указанные особенности проектирования и эксплуатации катеров и моторных лодок
во многих случаях не позволяют расчетным путем установить окончательные элементы
оптимального ГВ. С целью обеспечения заданных режимов работы двигателей и полу-
получения наибольших скоростей на ходовых испытаниях обычно производится доводка ГВ,
в результате которой уточняются его основные элементы — диаметр, шаг и дисковое
отношение. Для облегчения и ускорения процесса доводки ГВ иногда принимают реше-
решение об изготовлении и испытании двух или даже трех вариантов винтов с различными
элементами, изменяющимися по определенному закону.
Геометрические характеристики ГВ. Действие гребного винта определяют сле-
следующие основные геометрические элементы и характеристики.
Диаметр винта D = 2R, представляющий собой диаметр окружности, описываемой
самой удаленной от оси винта точкой лопасти.
Радиус винта R =0,5.D — расстояние от оси винта до наиболее удаленной точки,
называемой краем лопасти.
Геометрический, или конструктивный, шаг Н, характеризующий возможное пере-
перемещение винта за один оборот при движении без скольжения. Конструктивный шаг
сечения лопасти, расположенного на радиусе г , находится по формуле
Я = 2ъг Xgv, (8.1)
где tg v — тангенс шагового угла на радиусе г .
Отношение шага винта к его диаметру называют шаговым отношением. Различают
винты постоянного шага Н = const и переменного, у которых шаг вдоль радиуса изме-
изменяется по какому-либо закону Н =f(r).
Дисковое отношение в, представляющее отношение суммарной площади А всех
z лопастей к площади диска, ометаемого винтом, Ad = 0,257т/J,
9 = = ??^- ^ . (8.2)
Ad nD2 K '
177
Поскольку винтовая поверхность не совмещается с плоскостью без искажения, то
под площадью попасти Afz понимается величина поверхности, ограниченная спрямлен-
спрямленным контуром лопасти, который соединяет кромки развернутых на плоскость и затем
спрямленных сечений лопасти, расположенных на различных радиусах.
Средняя ширина лопасти, равная отношению площади лопасти к ее длине,
А
zl
2А
z(R-re) z(D-de)
(8.3)
где dc = 2 rc — диаметр ступицы ГВ.
Приведенный, или относительный, радиус лопасти, представляющий собой отно-
отношение радиуса центра давления (ЦЦ) лопасти Ro к наибольшему радиусу гребного
винта R. Обычно принимается, что ЦД, характеризующий точку приложения к лопасти
равнодействующей всех гидродинамических сил, совпадает с центром тяжести спрям-
спрямленной площади лопасти. При нормальных образованиях лопасти приведенный радиус
находится в пределах
1Г= 0,59-0,61.
к
(8.4)
Профиль сечения лопасти, под которым понимается спрямленный на плоскость
след сечения лопасти винта соосным с ним круговым цилиндром на заданном радиусе.
Правильный выбор формы лопастных сечений имеет большое значение для повышения
эффективности катерных гребных винтов. На практике чаще всего применяют профили
авиационного и сегментного типа (рис. 8.1). У профилей авиационного типа максималь-
максимальная толщина находится на расстоянии ~1/3 хорды от входящей кромки, которая обыч-
обычно имеет скругленную форму. У сегментных профилей наибольшая толщина распо-
расположена преимущественно посредине хорды и кромки заострены. Прямая линия, про-
проходящая через входящую кромку профиля (носик) и выходящую (хвостик), назы-
Рис. 8.1. Крыльевые профили, применяемые при проектировании гребных винтов
и подводных крыльев: а - плоско-выпуклый сегментный профиль; б -вогнуто-
выпуклый профиль; в — двояковыпуклый профиль; г — плоско-выпуклый остро-
острокромочный профиль с пряполненной входящей кромкой; д - профиль Вальхнера
(со скругленной приполненной и приподнятой входящей кромкой); е — авиа-
авиационный профиль
178
вается кромочной линией. Длина профиля Ъ, измеренная вдоль кромочной линии и ха-
характеризующая ширину лопасти на радиусе г, представляет собой хорду профиля.
Наибольшая толщина профиля е определяется как алгебраическая сумма отложенных
от кромочной линии максимальных ординат ех и е2 верхнего и нижнего контуров
профиля. Ордината' е2 принимается положительной при вогнутом нижнем контуре
и отрицательной — при выпуклом. Отношение наибольшей толщины профиля к его
хорде называют относительной толщиной
S = —— = = — - — = S - S (8 5)
где 5i =el/b —относительная кривизна засасьгаающей стороны профиля; 52 =е2/Ь —
относительная кривизна нагнетающей стороны.
Форма профиля характеризуется его средней линией, определяемой как геометри-
геометрическое место центров окружностей, вписанных в профиль (см. рис. 8.1). Отношение
наибольшей стрелки прогиба средней линии ес к хорде Ь профиля называют относи-
относительной кривизной средней линии
ес 1 / е, еЛ 1
Гидродинамические характеристики ГВ. Упор и момент, развиваемые вращаю-
вращающимся гребным винтом, обычно представляют в следующем виде:
P=KlPn2D* и M = K2pn2Ds, . (8.7)
где Ki — коэффициент упора ГВ; К2 — коэффициент момента; и — частота вращения
винта, с; р —плотность воды (плотность пресной воды р = 1000 кг/м3, морской
р = 1015-1025 кг/м3).
Упор и момент не являются постоянными величинами, а зависят от режима работы
винта т. е. от частоты его вращения п и осевой скорости перемещения vp, определяю-
определяющих углы атаки элементов лопастей винта на различных радиусах.
Если бы винт двигался' не в жидкости, а в твердой среде, то за один оборот он
перемещался бы вдоль собственной оси на расстояние, равное его шагу Я. При частоте
вращения винта п окружная скорость его любого соосного сечения была бы u = 2irrn,
а скорость осевого перемещения Нп. Однако при движении в воде реальная скорость
перемещения винта vp меньше скорости Нп. Отношение
Нп— vD
представляет собой скольжение относительно геометрического шага.
В качестве безразмерной кинематической характеристики гребного винта при-
принимают относительную поступь
\p=vpl(nD). (8.9)
Относительная поступь определяет режим работы гребного винта и оказьгаает решающее
влияние на углы атаки различных сечений лопастей. Изображенная на рис. 8.2 диаграмма
скоростей элемента лопасти винта, расположенного на радиусе г , характеризует соот-
соотношение между осевой и окружной составляющими скорости w на различных режимах
движения без учета вызванных скоростей. Диаграмма показывает, что с уменьшением
расчетной скорости натекания воды на винт vp, т. е. с уменьшением поступи винта
углы атаки элемента лопасти будут возрастать. Это, в свою очередь, будет приводить
179
dl
Рис. 8.2. Диаграмма скоростей и сил элемента лопасти винта
к увеличению подъемной силы каждого элемента лопасти dY и, следовательно, к уве-
увеличению упора винта Р и его момента М. Наибольших значений углы атаки, а также
упор и момент винта достигнут при поступи, равной нулю, т. е. при работе винта на
швартовах
Хр=
= 0.
(8.10)
С другой стороны, при увеличении скорости vp и поступи винта \р будут умень-
уменьшаться углы атаки элементов сечений при одновременном уменьшении упора и момента
винта в целом. Такое уменьшение будет происходить до тех пор, пока при некотором
значении линейной поступи Нх =vPi/n, называемом поступью или шагом нулевого
упора, упор винта не обратится в нуль и гребной винт перестанет быть движителем.
Вращающий момент становится равным нулю при еще большем значении поступи
#2 ~vp I n> называемом шагом нулевого момента (рис. 8.3). При поступи, превы-
превышающей #2, винт начнет сам создавать вращающий момент, т. е. будет работать как
турбина. В диапазоне между поступями нулевого упора Hi и нулевого момента Н2
винт не может быть использован ни как движитель, ни как турбина. Отношение
Н2~Н1
= т
(8.11)
определяет область бездействия (или парализации) ГВ и называется паралью. Величина
парали характеризует профильные потери лопастей ГВ.
Отношение шага нулевого упора Н\ к диаметру винта D называется шаговым
отношением нулевого упора
D
nD
= хг
(8.12)
При этом скольжение винта относительно цйга нулевого упора, обозначаемое s x,
будет равно нулю. Относительная поступь и скольжение винта связаны между собой
следующими зависимостями:
(8.13)
Хр tfj
Si — I — ; ИЛИ \п = A —Si).
HJD p D K 1J
При изучении действия ГВ и их проектировании принято рассматривать главным
образом коэффициенты упора и момента, являющиеся важнейшими безразмерными
динамическими характеристиками,
180
2nrn
•
af
Рис. 8.З. Диаграмма скоростей эле-
элемента лопасти винта на радиусе г
Рис. 8.4. Кривые действия гребного
винта в свободной воде
Кг =
М
pn2Ds
(8.14)
Переход к безразмерным характеристикам позволяет использовать имеющиеся
зависимости и закономерности независимо от абсолютных размеров ГВ. Обычно вели-
величины коэффициентов упора и момента винта изображают в виде функций относительной
поступи A^i=/i(Xp) и K2=f2(\p).
Совместно с кривыми Кх и К2 строят также кривую изменения коэффициента
полезного действия (КПД) винта, представляющего собой отношение полезной мощ-
мощности ГВ Pvp к мощности затраченной NB. Необходимая для вращения винта с заданной
частотой мощность определяется по формуле
(8.15)
(8.16)
ЛГВ = озМ = 2ппМ = 2пК2 рп D .
КПД винта при различных значениях поступи
Pv
p
К22п
Типичный характер изменения зависимостей K1=f1(\p), K2-f2(\p) и т?р-
=/з(Хр), называемых иначе кривыми действия ГВ в свободной Воде, представлен
на рис. 8.4.
Важной характеристикой режима работы ГВ является коэффициент нагрузки
по упору
2Р
= 2,55
(8.17)
Действие ГВ полностью характеризуется тремя независимыми параметрами: коэф-
коэффициентом упора К1, коэффициентом момента К2 и относительной поступью \р. С их
помощью однозначно определяются КПД винта г)р (8.16), коэффициент нагрузки ар
(8.17) и другие необходимые параметры. Это обстоятельство также используется
при построении расчетных диаграмм для проектирования ГВ.
8.2. Диаграммы для расчета ГВ
Наибольшее распространение для определения элементов ГВ в отечественной прак-
практике получили диаграммы, на которых в совмещенном виде представлены кривые
действия целой серии ГВ в свободной воде, т. е. при отсутствии корпуса судна. Все
181
элементы и характеристики ГВ, входящих в серию (дисковое отношение, число лопа-
лопастей, профилировка сечений и т. д.), полностью одинаковы, за исключением шагового
отношения, которое изменяется с определенным интервалом. Диаграммы, построенные
в координатных осях Ki — Xp, состоят из двух основных семейств кривых. Первое
семейство составляют кривые коэффициентов упора ГВ К^ -/(Хр), которые для
винтов, отличающихся только шаговым отношением, располагаются эквидистантно.
Второе семейство образуют кривые r)p=f(\p,H/D), отвечающие одинаковым зна-
значениям КПД этой же серии винтов. Такие диаграммы позволяют относительно просто
находить значения шагового отношения H/D и КПД г}р любого винта серии, а также
определять необходимую мощность двигателя по заданному упору ГВ iP, скорости
его поступательного движения v p, частоте вращения п или диаметру D.
Аналогичным образом при совмещении семейств кривых коэффициентов момента
К2 =/(Хр) и КПД г}р =/'(Хр, H/D) строятся диаграммы в осях К2 —\р. Эти даиграммы
удобны при определении элементов ГВ по заданной мощности двигателей, в силу чего
их иногда называют „машинными". Для сокращения размеров „машинную" диаграмму
часто строят в виде зависимостей ЮК2 =/(Хр) или у К2 =/(Хр).
В конечном итоге оба типа диаграмм приводят к одним и тем же результатам
как по элементам проектируемых ГВ, так и по величине наибольшей достижимой
скорости судна. Однако следует отметить, что в зависимости от величин диаметра
и частоты вращения по каждой диаграмме может быть подобрано бесконечное коли-
количество ГВ, нормально загружающих двигатель, но имеющих различные значения КПД
и обеспечивающих различную скорость. С целью достижения наибольшей скорости
необходимо стремиться выбирать оптимальный ГВ, т. е. винт, обладающий наивысшим
для заданных условий КПД.. Для ускорения определения элементов оптимальных
винтов на диаграммах построены линии оптимальных частот вращения nopt и оптималь-
оптимальных диаметров Dopt, образующих на каждой диаграмме область оптимальных ГВ.
На этих линиях нанесены шкалы, отвечающие определенным значениям вспомогатель-
вспомогательных расчетных коэффициентов К^ и Кп. Данные коэффициенты в системе координат
Кх — Хр выражаются формулами
(8.18)
(8.19)
Р
Аналогичные коэффициенты для диаграмм К2 —\р имеют вид
(8.20)
В этих формулах iVB — мощность на гребном валу, кВт.
В настоящее время имеется много таких диаграмм для широкого диапазона диско-
дисковых отношений, числа лопастей и профилировки их сечений. Часть из них получена
Э. Э. Папмелем расчетным путем. Другие построены на основании экспериментальных
материалов. Принципиальной особенностью диаграмм Папмеля, отличающей их от всех
других диаграмм такого типа, является то, что в них в качестве одной из независимых
переменных выбрано не геометрическое шаговое отношение H/D, а шаговое отношение
182
нулевого упора #1/D, являющееся важнейшей гидродинамической' характе-
характеристикой.
Связь шагового отношения нулевого упора с геометрическим шаговым отношением
достаточно хорошо выражается формулой
(8.22)
где 5 о — относительная кривизна средней линии профиля сечения, расположенного
на приведенном радиусе лопасти Ro.
Для возможности практического проектирования ГВ и вьшолнения расчетов ход-
ходкости на рис. 8.5—8.11 приведены наиболее употребительные расчетные диаграммы
двух- и трехлопастных винтов с различными дисковыми отношениями. Каждая диа-
диаграмма соответствует указанным на ней основным характеристикам ГВ. Винты с диско-
дисковыми отношениями 0,3-^0,5 предназначены для катеров и моторных лодок с уме-
умеренными скоростями, т. е. до 50 км/ч. Эти винты являются некавитирующими. До
радиуса г =0,6Л они имеют авиационный профиль сечений лопастей, который далее
переходит в сегментный.
ГВ с дисковыми отношениями 0=0,8-5- 1,0 применяются на быстроходных судах
и имеют сегментную вогнуто-выпуклую профилировку сечений лопастей, которая
позволяет отдалить наступление кавитации винтов или ослабить ее влияние.
Диаграммы для винтов с 0 = 1 построены по шаговому отношению нулевого упора
#i / D. Все остальные диаграммы — по геометрическому шаговому отношению. Это
обязательно следует учитывать при проектировании ГВ.
Более широко подобные диаграммы для расчета ГВ представлены в работах
[16,50,51,105,144].
0,5
2,0
0,1
0 Of 0,2 0,3 at 0,5 Ц6 0,1 0,8 OS 1,0 1,1 1,1 1,3 Ш JLP
Рис. 8.5. .Диаграмма >/*7 - \р (г =2; в =0,30; dc/D=0,18; Ro/R=0,S8; 8=0,072)
183
Рис. 8.6. Диаграмма Kl-\p (z=3;
0=0,35; djD=0,l8; R0/R=0,S&;
5 =0,084)
W
0,9 1,0 V U 7,3 1,4
Рис. 8.7. Диаграмма Кх - \р (z=3;
0=0,50; dc/Z) = 0,18; rJr
5 =0,059)
1,0
0.1
0 0,1 Q2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,1 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 Лв
184
Рис. 8.8. Диаграмма Kl - Хг'р
(г=3; 0=0,65; dc/?»=0,18;
Л./Л=0,59; 8=0,048; 8,=
=0,058)
0,5 0.6
0,9 1,0 1.1 1,1 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1.9 Лр
2,0 Рис. 8.9. Диаграмма К, - \р
' (г=3; 0=0,80; c?c/D = 0,18;
Ло/Л=0,59; 8=0,039; 8, =
jv =0,049)
0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 U 1,3 1,4 1,5 1,6 1,1 1,8 1,9 Лр
185
186
7 в
О 0,1 0,2 0,J 0,* 0,5 0,6 0,7 0,д 0,9 1,0 1,1 1,2- 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8
Рис. 8.11. Диаграмма s/K2 - Хр (z =3; в =1,0; djD = 0,20; Ro/R =0,61; S =0,03; S, =0,045)
8.3. Коэффициенты вэеимодействия винте и корпуса
Между корпусом катера и работающим ГВ возникает сложное гидромеханическое
взаимодействие. По мере движения катера, в пространство, освобождаемое его кормой,
устремляется вода, которая вместе с прилегающей к корпусу массой жидкости увле-
увлекается катером в сторону своего движения и создает так называемый попутный поток.
Попутный поток, набегая на ГВ, изменяет условия его работы. Наличие попутного
потока, направленного в основном в сторону движения катера, уменьшает скорость
натекания воды на винт:
vp=v(l-w), (8.23)
где w — коэффициент попутного потока.
В свою очередь, ГВ, воздействуя на поток впереди себя, изменяет характер обте-
обтекания судна. В результате такого взаимодействия основные характеристики ГВ —
упор, момент и КПД —при работе за корпусом катера, как правило, отличаются от
соответствующих характеристик этого же винта в свободной воде. Работающий за кор-
корпусом катера ГВ понижает давление впереди себя и вызывает увеличение скорости
обтекания кормовой оконечности. Возникающая при этом дополнительная сила, назы-
называемая силой засасывания, повышает сопротивление катера и должна быть уравнове-
уравновешена дополнительным упором ГВ. Влияние силы засасывания учитывается безразмер-
безразмерным коэффициентом засасывания
АР Р-Ре Ki-Ke
где Р —полный упор винта, передаваемый на упорный подшипник; Ре =Р A — t) —
полезная тяга одного винта, равная доле приходящегося на него сопротивления; Ке =
=Ki (I — t) — коэффициент тяги винта.
Значения коэффициентов попутного потока и засасывания, называемых иначе
коэффициентами взаимодействия винта и корпуса, определяют по результатам анализа
испытаний самоходных моделей или близких катеров-прототипов. При отсутствии
таких материалов можно пользоваться приближенными формулами. Для неглиссирую-
щих одновинтовых катеров со стационарными двигателями коэффициент попутного
потока
w= 0,5 5-0,10, (8.25)
где 5 — коэффициент общей полноты.
Для двухвинтовых катеров коэффициент попутного потока несколько уменьшается:
w = 0,5 5 -0,16. (8.26)
Коэффициент засасывания на рабочем режиме зависит от коэффициента попутного
потока:
f=0,8w + 0,05. (8.27)
Можно также, по предложению Э. Э. Папмеля, определять вначале коэффициент
засасывания на швартовах
Го= @,4- 0,6) w , (8.28)
а затем на любых промежуточных режимах работы винта
t=to/s1 = [tol(H1/D-\p)]H1/D. (8.29)
188
В среднем для относительно тихоходных водоизмещающих катеров коэффициент
попутного потока достигает значений w=0,15 -J-0,20. Для катеров переходного режима
При использовании подвесных моторов коэффициенты взаимодействия находятся
в пределах
w = 0,02 + 0,03; t = 0,04 *0,06 . (8.30)
Угловая колонка имеет значительно большие габариты, чем нога подвесного мото-
мотора. Это приводит к увеличению коэффициентов взаимодействия. При отношении диа-
диаметра винта к диаметру гондолы D/dm = l,5 + 2? и удлинении гондолы bT/dm=4 + 6
для кормового расположения винта коэффициенты взаимодействия принимают
w = 0,03 + 0,05 и t =0,05+0,10. (8.31)
При носовом расположении ГВ гондола находится полностью в потоке от винта,
что приводит к возрастанию ее сопротивления и увеличению коэффициента засасы-
засасывания.
На быстроходных катерах с наклонными гребными валами, ГВ, находящиеся
под плоским глиссирующим днищем или кормовым крылом, обтекаются почти невоз-
невозмущенным потоком. При наличии достаточных зазоров пограничный слой не попадает
на диск винта. Попутный же поток от кронштейнов и гребного вала настолько мал,
что его можно не учитывать. Таким образом, у глиссирующих моторных лодок и ка-
катеров на подводных крыльях попутный поток и сила засасывания практически отсут-
отсутствуют. Однако при проектировании ГВ в зтом случае необходимо учитывать влияние
косого обтекания винтов, которое является следствием наклонного расположения
гребных валов и изменения дифферента на ходу. При отсутствии кавитации можно
принять, что наклонное положение ГВ к потоку будет приводить к уменьшению расчет-
расчетной скорости обтекания до величины v cos # и к снижению упора до Р cos ¦&, что, по
аналогии, принято учитывать при помощи условных коэффициентов попутного потока
w и засасывания t:
vp = v cos # = v A - w); (8.32)
Pe =i>cos? =PA -0- (8.33)
Значения коэффициентов w и t находят по формуле
w=t =l-cos#°«0,5sina#o«0,5#a, (8.34)
где #° -573 # — угол скоса потока в градусах и радианах.
Обычно при определении условного коэффициента попутного потока под скосом
потока # понимается угол между осью валопровода и днищем (кормовым крылом)
катера, а при определении коэффициента засасывания — угол между валопроводом
и направлением движения катера.
Для нахождения условных коэффициентов взаимодействия винта и корпуса при
косом обтекании винтов быстроходных катеров и моторных лодок могут быть также
использованы рекомендации, приведенные в работах [ 15,16,43,144].
Наличие коэффициентов попутного потока и засасывания приводит к изменению
пропульсивного коэффициента, под которым понимается отношение буксировочной
мощности катера или лодки на заданной скорости движения Nr =Rv =Pev к мощно-
мощности, подводимой к винту, NB =2япМ:
V = NR /NB =Pev/2irnM. (8.35)
189
Заменив в данном выражении скорость судна v и тягу винта Ре их значениями
с учетом влияния корпуса, получим
-¦ '*»•> - К^A') -„-^Ч,,.. (8.36)
2nnM(l-w) K22n(l-w) , 1-w
Входящее в пропульсивный коэффициент отношение
(8.37)
принято называть коэффициентом влияния корпуса.
3.4. Кавитация ГВ
Неизбежным спутником роста скоростей судов различного назначения является
кавитация ГВ, под которой понимается образование разрывов сплошности в капельной
жидкости, происходящих вследствие понижения давления до некоторого критического
значения. Область разрыва, называемая каверной, представляет собой полость, запол-
заполненную парогазовой смесью. В качестве основного критерия подобия кавитации как
при моделировании условной работы кавитирующих ГВ, так и при их проектировании
используется безразмерная характеристика, называемая числом кавитации
-"! (8.38)
где рв =101300 Па - атмосферное давление; hs -глубина погружения оси винта, м;
Pd —давление насыщенных паров воды, Па (для температуры воды 12°С принимают
Pd = 1300 Па); у — объемный вес воды (для пресной воды у =9810 Н/м3, для морской
у = 10000 Н/м3); vp — расчетная скорость натекания воды на винт, м/с.
В отечественной практике кавитацию ГВ условно разделяют на две стадии. Первая
стадия кавитации характеризуется тем, что полости, образующиеся на засасывающей
поверхности лопастей, невелики и замыкаются на самих лопастях. Гидродинамические
характеристики ГВ — его упор и момент — при этом практически не изменяются. Вред-
Вредным последствием первой стадии кавитации часто является эрозия винта — разрушение
металла лопастей в местах замыкания кавитационных каверн. Особенно интенсивно
развивается эрозия при неравномерном обтекании ГВ.
По мере увеличения скорости потока vp и уменьшения числа кавитации к первая
стадия кавитации переходит во вторую, при которой происходит изменение гидро-
гидродинамических характеристик ГВ, в связи с чем его упор, момент и КПД уменьшают
свои значения. Размеры кавитационных каверн при этом увеличиваются и замыкание
их происходит за пределами лопастей. Сильно развитую вторую стадию кавитации,
когда обтекание лопастей происходит со срывом струй и каверна уходит далеко за
профиль, называют суперкавитацией.
Режим работы кавитирующего ГВ, под которым обычно понимается винт, кави-
тирующий во второй стадии, определяется двумя независимыми параметрами — отно-
относительной поступью Хр и числом кавитации к. Действие кавитирующего винта на раз-
различных режимах его работы характеризуется безразмерными коэффициентами упора
К\ у > момента K2ip я КПД rjP9, учитывающими влияние кавитации. Примерный вид
кривых действия кавитирующего винта, иллюстрирующий эти зависимости при раз-
190 г
личных числах кавитации, показан на
рис. 8.12. Коэффициенты упора и полез-
ного действия кавитирующего винта на
любом режиме работы могут быть пред-
представлены в виде
Kiip =
и
(8.39)
Рис. 8.12. Кривые действия кавитирующего ГВ
где ?>1 и t}v — коэффициенты, характе-
характеризующие уменьшение упора и КПД винта
вследствие кавитации.
Практическое проектирование кавити-
рующих гребных винтов всегда вызывало
большие трудности. Разработанный в
30-х годах метод Папмеля имеет недо-
недостаточную точность. Методы расчета ка-
витирующих винтов, основанные на вих-
вихревой теории, в силу своей сложности
и громоздкости, не могут применяться для
практического проектирования винтов
быстроходных катеров и моторных лодок
[16, 12S]. Предлагаемый ниже- метод
разработан на основании анализа и обоб-
обобщения многочисленных экспериментальных
материалов по испытаниям моделей ГВ
в кавитационной трубе. Для облегчения
учета влияния конкретных конструктивных особенностей ГВ на его действие при
обработке и систематизации материалов испытаний было использовано известное допу-
допущение о возможности замены реальной лопасти гребного винта эквивалентным крылье-
крыльевым профилем, на котором все явления развиваются точно так же, как и ha всей ло-
лопасти винта в целом. Размеры и форма этого профиля выбираются таким образом,
чтобы его действие, отнесенное к суммарной площади всех лопастей винта как при
отсутствии кавитации, так и при ее наличии, было эквивалентно действию самого ГВ. В
качестве эквивалентного профиля в данном методе принято сечение, проходящее через
ЦЦ лопасти винта и наилучшим образом характеризующее как основные геометрические
элементы лопасти, так и ее гидродинамические особенности. Более подробно, с необхо-
необходимыми обоснованиями и выводами, данный метод изложен в книге [ 144].
В результате исследований и анализа были установлены следующие, общие для
большинства трехлопастных винтов, закономерности наступления и развития второй
стадии кавитации.
1. Уменьшение упора и КПД ГВ вследствие влияния кавитации начинается всегда
при вполне определенном критическом значении его относительной поступи \рк, зави-
зависящем в основном от величин шагового отношения нулевого упора #i/?>, дискового
отношения 0, числа кавитации к и относительной толщины эквивалентного профиля 5.
2. Уменьшение коэффициентов \f>\ и т?^ после возникновения второй стадии кави-
кавитации у всех ГВ происходит по одним и тем же законам, которые определяются сле-
следующими основными параметрами:
отношением действующей относительной поступи гребного винта на данном режиме
работы Хр к его критической поступи Хр&;
значением числа кавитации к;
относительной кривизной засасывающей стенки эквивалентного профиля 51.
Таким образом, в общем случае коэффициенты <рх и 77^ могут быть выражены
следующими функциональными зависимостями:
191
И T?.. =
\ Лр* /
(8.40)
Влияние же остальных эле-
элементов ГВ (шагового отноше-
отношения H/D, дискового отношения
0, формы чконтура лопасти
и т. д.) на характер и степень
развития кавитации настолько
мало, что при практическом
расчете кавитационных харак-
характеристик винтов им можно пре-
пренебречь. Отсутствие влияния
указанных параметров на ка-
витационные характеристики
винтов свидетельствует о до-
достаточной универсальности по-
полученных зависимостей и рас-
расчетных диаграмм.
3. Уменьшение числа кави-
кавитации к сдвигает момент на-
наступления второй стадии кавитации в сторону увеличения критической относительной
поступи при одновременном более интенсивном падении гидродинамических характе-
характеристик винта для данного отношения поступей \р/Хрк-
4. Увеличение относительной толщины S =е/Ь при прочих равных условиях также
увеличивает значение критической относительной поступи Xpjt, при которой начинается
уменьшение упора винта.
5. Увеличение относительной кривизны засасывающей стороны эквивалентного
профиля лопасти 6t =ei/b при числах кавитации к< 1,5 и прочих равных условиях
уменьшает интенсивность падения коэффициента ^, при кавитации ГВ.
Критическая относительная поступь ГВ с достаточной для проектных расчетов
точностью может быть определена по формуле
Рис. 8.13. Зависимость uKg =/(к ,6)
= Р
°*тг*т
(8.41)
Коэффициент р = 1,05 -ИДО учитывает ускорение момента наступления второй
стадии кавитации вследствие увеличения чисел Рейнольдса и усиления неравномерности
обтекания натурных винтов по сравнению с модельными. Зависимость иК 5 =/(к| S),
учитывающая влияние числа кавитации к и относительной толщины эквивалентного
профиля 6 на критическую поступь ГВ Хрк, приведена на рис. 8.13. Приближенное
значение критической относительной поступи может быть также найдено по фбрмуле
~
м
0
A + 7,2 к) [1 + 46A-к)]
16к
(8.42)
Коэффициенты i^i и т?^ при проектировании кавитирующих винтов находятся
по специальным диаграммам кавитационных характеристик. На этих диаграммах пред-
представлены зависимости коэффициентов уменьшения упора >р1 и КПД tj^ от отношения
192
0,5 0,6 0,1 0,8 0,9 1,0
Рис. 8.14. Диаграмма кавитациоиных характеристик ГВ при«, =0,032
0,5
0.В
0,7
0,8
0,9 , 1,0
, Ар/Ар*
0,1
0,8
0,5
0,4
0,3
0,2
0J
1 Зак. 738
Рис. 8.15. Диаграмма кавитационных характеристик ГВ при 6, =0,040
193
0,5 0,6 0,1 0,5 0,9 1,0
Рис. 8.16. Диаграмма навигационных характеристик ГВ при 6, =0,048
расчетной относительной поступи ГВ, имеющего определенные параметры, к его кри-
критической поступи \р/\Рк при различных числах кавитации к =0,2 -г 1,4. Такой диапазон
чисел кавитации охватывает практически все наиболее интересные режимы движения
быстроходных моторных лодок и катеров в пределах от 40 до 130 км/ч. При этом,
однако, следует иметь в виду, что значения коэффициентов ч>1 для числа кавитации
к =0,2 получены экстраполяцией.
Определяющей характеристикой при выборе расчетной диаграммы является отно-
относительная кривизна засасывающей стороны эквивалентного профиля 5t =et/b, неза-
независимо от величин шагового и дискового отношений ГВ в реальных пределах их
изменения. Всего построено восемь диаграмм для различных значений относительной
кривизны, изменяющихся от St =0,024 до 8г =0,052 с интервалом Дб! =0,004 [ 144].
Диаграммы для винтов с кривизной 8t =0,032, 0,040 и 0,048 приведены на
рис. 8.14-8.16.
Для определения кавитационных характеристик ГВ по приведенным диаграммам
необходимо для всего диапазона скоростей судна найти числа кавитации к и отиошения
расчетных относительных поступей \р к критическим \Рк. Далее по значению кривиз-
кривизны лопасти bu=ei/b на приведенном радиусе рассматриваемого винта выбирается
расчетная диаграмма >р1 — \pf\pk, с помощью которой находят значения коэффициента
уменьшения упора ^ =/(Хр/Хр&, к) и КПД V»=fQbfKpk, «) от влияния
кавитации, а также значения коэффициента упора Klip=Klvi и КПД Щ,^ =г)рП^>
в заданных условиях кавитации. При несовпадении относительной кривизны эквивалент-
эквивалентного профиля проектируемого винта 8Х с диаграммой, коэффициенты ^ и т»^ находят
по диаграммам, имеющим наиболее близкие значения 6 и или путем интерполяции.
Все элементы и характеристики ГВ при отсутствии кавитации, используемые для
расчета по приведенным формулам и диаграммам его гидродинамических характери-
характеристик в условиях кавитации, считаются известными или определяются одним из обще-
194
принятых способов, например по расчетным диаграммам Кх —\р. Необходимо отме-
отметить, что предлагаемые кавитационные диаграммы и методы их использования пол-
полностью применимы при проектировании и анализе действия кавитирующих ГВ, имею-
имеющих нормальные образования, наиболее распространенные в современной практике —
эллиптический контур лопасти при сегментном плоско-выпуклом или вогнуто-выпук-
вогнуто-выпуклом профиле сечений с максимальной толщиной, находящейся посередине сечения
или на некотором расстоянии от нее. Пределы изменения относительной толщины
эквивалентного профиля этих винтов составляют 6 =0,024-5-0,06, дискового отношения
0=0,6-И ,2, шагового отношения (постоянного или переменного вдоль радиуса)
H/D = 1,0 *2А
Кавитационные диаграммы </>i - Хр/Хр* дают полную возможность спроектиро-
спроектировать ГВ, работающие в условиях кавитации, т. е. позволяют выполнить все необходимые
расчеты по определению элементов кавитирующих винтов, а также их гидродинами-
гидродинамических и ходовых характеристик для построения паспортных диаграмм и анализа
действия на различных режимах работы. Кроме того, данный метод позволяет осу-
осуществлять проверку отсутствия кавитации и выбирать оптимальную величину диско-
дискового отношения при проектировании некавитирующих ГВ. С его помощью можно
также производить расчет кавитационных характеристик винтов для любых чисел
кавитации и любых элементов эквивалентного профиля по результатам испытаний
в кавитационной трубе относительно близкого винта-прототипа [ 144].
8-5. Проектировлние ГВ
Выбор исходных данных. Настоящий раздел относится в основном к моторным лод-
лодкам и катерам со стационарными двигателями, так ка