Главная страница Контакты Карта сайта Поиск по сайту:
Barque.ru
 
  • Судостроение
  • Моторы
  • Проекты
  • Спорт
  • Консультации
  • Кругозор
  • Истории
  • Главная / Судостроение / Моторные суда / 1985 год / Расчет характеристик глиссирования плоско-килеватых корпусов
    Подкатегории раздела
    Парусные суда Моторные суда Технологии Экранопланы


    Поделитесь информацией


    Похожие статьи
    Расчет характеристик управляемых транцевых плит
    Диаграммы оптимизированных характеристик глиссирования
    Расчет основных элементов катерных гребных винтов
    Постройка корпусов малых судов из стеклопластика
    Проектирование и расчет подводных крыльев
    Расчет остойчивости яхт
    Сравнение корпусов яхт «Звездного класса»
    Мази для полировки корпусов гребных спортивных судов
    Конструирование корпусов гоночных катамаранов
    Выбор основных характеристик крейсерских яхт
    Гидродинамический расчет подводных крыльев
    Детали деревянных корпусов лодок
    Расчет сопротивления спортивных мотолодок
    Приближенный расчет скорости мотолодки


    Расчет характеристик глиссирования плоско-килеватых корпусов

    Год: 1985. Номер журнала «Катера и Яхты»: 113 (Все статьи)
              0


    Одной из проблем, часто встречающихся в практике проектирования глиссирующих катеров, является определение оптимальной ширины b и угла глиссирования τ на тихой воде, обеспечивающих наименьшее сопротивление R и максимально достижимую скорость хода V при известной нагрузке Δ, продольной центровке xg и угле килеватости β при заданной мощности N и определенном пропульсивном КПД движительного комплекса η.

    Информация об изображенииРис. 1. Характеристики глиссирования плоско-килеватого корпуса
    Рис. 1. Характеристики глиссирования плоско-килеватого корпуса
     
    В реальных условиях эксплуатации встречается несколько значений нагрузки и положений центра тяжести (ЦТ), поэтому оптимальная ширина глиссирования будет изменяться в широких пределах, вплоть до максимальной ширины днища по скуле. Определение этой величины необходимо еще в процессе разработки проекта катера, чтобы заранее рассчитать ширину установки продольных реданов, уступов или других брызгоотсекающих кромок, обеспечивающих отрыв потока от поверхности днища, не участвующей в создании гидродинамической силы поддержания.

    Для прямого решения поставленной задачи использование известных расчетных методов затруднительно из-за необходимости выполнения ряда последовательных приближений, так как скорость и ширина глиссирования заранее неизвестны.1

    Форма смоченной поверхности современных остроскулых корпусов на режиме глиссирования, как известно, близка к призматической, т. е. имеет почти постоянную ширину и килеватость при наличии прямых линий батоксов. Угол килеватости обычно задается конструктивно, поскольку его выбор связан с определенным компромиссом, обусловленным стремлением получить более высокое гидродинамическое качество на тихой воде и одновременно обеспечить надлежащую мореходность с минимальными ударными перегрузками при движении на волнении. Кроме того, наличие килеватости благоприятно сказывается на управляемости и поворотливости катера.


    Информация об изображенииРис. 2. Соотношение между составляющими сопротивления
    Рис. 2. Соотношение между составляющими сопротивления
     
    Результаты испытаний, выполненных в опытовых бассейнах с плоско-килеватыми призматическими поверхностями, могут использоваться для гидродинамического расчета глиссирующих корпусов.

    Рассмотрим систему сил, действующих на реальный глиссирующий корпус (рис. 1), приводимый в движение гребным винтом подвесного мотора или угловой колонки. При этом допустим, что векторы упора Т и гидродинамического сопротивления подводной части подвесного мотора соосны и параллельны килю, а линия действия аэродинамического сопротивления RM проходит через ЦТ, который первоначально расположен над предполагаемым центром давления (ЦД).

    Относительное сопротивление ε (или обратное качество) плоско-килеватой глиссирующей поверхности выражается известной формулой


    где RГК — сопротивление глиссирования голого корпуса (без выступающих частей), кгс;


    Информация об изображенииРис. 3. Зависимость коэффициента вязкостного сопротивления
    Рис. 3. Зависимость коэффициента вязкостного сопротивления
     
    — коэффициент подъемной силы, в котором ρ = 102 кгс·с2/м4; К — скорость, м/с;

    λ = lm/b — относительное удлинение смоченной поверхности; ks — коэффициент, учитывающий режим обтекания смоченной поверхности и влияние носовой брызговой струи.


    Первое слагаемое в (1) представляет сопротивление от гидродинамических давлений на днище, а второе — характеризует силу трения. На рис. 2 показано типичное соотношение между указанными составляющими в зависимости от угла глиссирования и килеватости днища.

    Задача заключается в определении элементов глиссирования, соответствующих минимуму ε, имеющему место при всех углах килеватости.

    Информация об изображенииРис. 4. Зависимость коэффициента брызгового сопротивления
    Рис. 4. Зависимость коэффициента брызгового сопротивления
     
    Суммарный коэффициент вязкостного сопротивления (ζТР+ζШ) в диапазоне чисел Рейнольдса


    (рис. 3), охватывающем возможные скоростные режимы малых глиссирующих катеров, выразим следующей приближенной формулой:


    в которой принято: ζШ=0,1·10—3;
    v = 1,141·10—6 м2/с.

    Информация об изображенииРис. 5. Безразмерные характеристики глиссирования плоской пластины
    Рис. 5. Безразмерные характеристики глиссирования плоской пластины
     
    Множитель ks в (1), графически представленный на рис. 4, при β≥10° достаточно надежно аппроксимируется формулой


    где β и τ выражены в градусах.


    Информация об изображенииРис. 6. Связь коэффициентов подъемной силы плоской и килеватой пластины
    Рис. 6. Связь коэффициентов подъемной силы плоской и килеватой пластины
     
    Для аналитического выражения А. входящего в (1) и (3), воспользуемся полуэмпирическими зависимостями (рис. 5, 6, 7), полученными А. Мюррэем (1950 г.) и Д. Савицким (1964 г.) и связывающими в безразмерном виде подъемную силу и положение ЦД плоско-килеватых глиссирующих пластин с их геометрическими и скоростными характеристиками.

    После аппроксимации кривых на рис. 5, 6 и 7 в практическом диапазоне


    и выполнения аналитических преобразований (1) с учетом (2) и (3) находим оптимальный угол глиссирования


    и далее — оптимальное удлинение смоченной поверхности


    Информация об изображенииРис. 7. Зависимость относительного положения ЦД
    Рис. 7. Зависимость относительного положения ЦД
     
    удлинение, зависящее от положения ЦД (рис. 7),



    и, наконец, минимум относительного сопротивления



    — вспомогательные параметры;


    — безразмерный коэффициент продольной центровки (λ = 1000 кгс/м3);


    Оптимальное значение


    входящее во вспомогательный параметр (9), можно определить, полагая


    при хр=xg. Решение этого уравнения удобно выполнить графоаналитическим методом, задавая ряд значений Сb. Сg и хg=xp при постоянном β. Практический диапазон Сg укладывается в пределах Cg = 2÷8.


    Для каждого угла килеватости можно затем построить график


    Информация об изображенииРис. 8. Зависимость оптимума безразмерной центровки
    Рис. 8. Зависимость оптимума безразмерной центровки
     
    аналогичный представленному на рис. 8 для β=13°.
    По результатам графоаналитической обработки серии указанных кривых, построенных в диапазоне β=10÷25°, получена простая ключевая формула для определения оптимума xg, использование которой намного упрощает предыдущую расчетную процедуру:


    Зная проектные величины Cg и β и задаваясь рядом Cb, при помощи (13) легко найти xg опт и затем Dопт в соответствии с (9), после чего можно перейти к определению оптимальных значений τ, λ и ε по формулам (4), (5) и (7).

    Информация об изображенииРис. 9. Расчетная диаграмма оптимальных характеристик глиссирования
    Рис. 9. Расчетная диаграмма оптимальных характеристик глиссирования
     
    В качестве иллюстрации на рис. 9 приведена расчетная диаграмма оптимальных характеристик глиссирования в осях εмин—xg опт, построенная для трех углов килеватости при водоизмещения Δ=549 кг и xg=4 м. На кривых εмин нанесены линии постоянных значений τопт, λопт и Сb. Видно, что эта кривые имеют свой ярко выраженный минимум в области малых λ, практически недостижимых на практике из-за появления продольной неустойчивости глиссирования.

    После расчета и построения кривой εмин для выбранного β на ней необходимо найти точку, соответствующую заданной мощности двигателя N (л. с.) и ожидаемому пропульсивному КПД η, учитывая при этом наличие сопротивления г — суммы сопротивления выступающих частей и аэродинамического сопротивления.

    Поставленное условие можно выразить следующим образом:


    где R — полное сопротивление, кгс;
    ζ = ζм + ζа — коэффициент суммарного сопротивления выступающих частей и воздушного потока.

    Выражая V через в форме


    и учитывая, что b=xg/xg, можно привести (14) к требуемому виду:


    Информация об изображенииРис. 10. Определение элементов глиссирования
    Рис. 10. Определение элементов глиссирования
     
    Если подставить в (15) сочетания Cb и xg опт, соответствующие формуле (13) или рис. 9, то в итоге получим другую линию ε (xg, Cb) точка пересечения которой с ранее построенной кривой εмин (рис. 10) даст искомые значения xg опт и Cb. Знание этих величин позволит затем легко рассчитать остальные характеристики глиссирования. При оптимизации характеристик глиссирования должна рассматриваться гидродинамическая система в целом, то есть с учетом баланса сил и моментов, действующих на корпус при движении.

    При распределении сил, показанном на рис. 1, неизбежно появление момента в продольной плоскости, вызывающего дополнительный дифферент ка корму, т. е. отклонение от оптимума τ. Действие этого момента необходимо компенсировать либо конструктивным наклоном оси вращения гребного винта относительно киля, либо смещением ЦТ в нос на величину с относительно расчетного положения ЦД:


    где f — заглубление оси гребного винта, zg — возвышение ЦТ над килевой линией.

    При использовании водометного движителя величина указанной поправки может оказаться намного меньше, так как линяя тяги проходит выше киля.

    В рассматриваемом случае вертикальной составляющей упора можно пренебречь, допуская при этом cos τ ≈ 1. Корректировка положения ЦТ выполняется после определения составляющих RM и F полного сопротивления R ≈ T. В связи с малой величиной этой поправки ее легко реализовать на практике за счет незначительного перераспределения составляющих нагрузки по длине.

    Смоченную длину киля при глиссировании на расчетном режиме (рис. 1) можно определить по формуле


    Наконец, важным моментом при уточнении продольной центровки катера является обеспечение продольной устойчивости движения на расчетном режиме. Такой контроль можно осуществить с помощью графика (на рис. 11) или же по формуле, сообщающей результаты модельных испытаний при β=0÷21°;


    Информация об изображенииРис. 11. График для проверки продольной устойчивости глиссирования
    Рис. 11. График для проверки продольной устойчивости глиссирования
     
    При расчете по формуле (15) может возникнуть вопрос, какие величины η и ζ следует принимать? В случае использования подвесного мотора или угловой колонки с оптимально спроектированным гребным винтом можно принять η= 0,55÷0,6 в зависимости от качества обработки лопастей винта и подводной части мотора. Для водометного движителя эффективный КПД будет несколько ниже и обычно составляет η=0,45÷0,5 в зависимости от правильности подбора элементов водопроточной части и рабочего колеса, однако снижение КПД в этом случае компенсируется отсутствием выступающих частей, которые, как отмечено выше, могут составлять значительную долю полного сопротивления.

    По данным гидродинамических испытаний подвесных моторов, коэффициенты сопротивления их подводной части имеют следующие значения: ζМ=0,135 для моторов «Вихрь-25» и «-30» и ζМ=0,175 для моторов «Нептуи-23».

    Коэффициент аэродинамического сопротивления выражается в зависимости от площади лобового сечения корпуса и может оцениваться величиной ζа=0,035 Sлоб, где Sлоб в м2.

    Расчет элементов глиссирования выполняется в следующем порядке:

    1. В результате проработки общего расположения задаются Δ, β, xg, N, η и вычисляется Сg в соответствии с (10), а также устанавливается ряд возрастающих значений Cb=0,04÷0,4, например, с интервалом 0,02.

    2. Рассчитывается xg опт по формуле (13) последовательно для всех Cb при постоянном β.

    3. Определяются А и Dопт по формулам (8) и (9) для каждого из полученных в п. 2 сочетаний Cb и xg опт.

    4. Рассчитываются τопт и затем λопт по формулам (4) и (5).

    5. После вычисления a и d по формулам (11) и (12) с учетом результатов п. 4 рассчитываем кривую εмин при каждом xg опт и Cb.

    6. Строим график оптимальных значении ε, λ, τ и Cb в функции от xg по аналогии с рис. 10.

    7. Производим вычисление ε по формуле (15), подставляя в нее сочетания xg опт и Cb, найденные в п. 2. Точка пересечения полученной линии ε=f(xg) с ранее построенной кривой εмин (п. 6 — рис. 10) дает расчетные оптимальные значения ε, Cb, xg, τ и λ.

    8. Далее определяем остальные характеристики глиссирования:


    и lк по формуле (17).

    9. Зная ε, Δ, ζ и V, рассчитываем полное сопротивление глиссирования R=εΔ+ζV2, равное необходимому упору Т гребного винта, и проверяем замкнутость решения на основе равенства (14).

    10. Находим сопротивление трения F=R—0,0175τ·Δ—ζ·V2 и производим корректировку положения ЦТ по формуле (16).

    11. Выполняем контроль продольной устойчивости глиссирования по графику (рис. 11) или формуле (18).

    В качестве примера на рис. 10 и в табл. 1 представлены результаты расчета оптимальных характеристик глиссирования для катера весом 549 кг при β=15° и xg=1,4 м. Рассмотрены два варианта энерговооруженности: с одним мотором «Вихрь-30» и с двумя моторами «Внхрь-М» при η=0,56.

    Сравнение полученных расчетных данных показывает, что при двухмоторном варианте увеличение мощности почти на 67% приводит к повышению скорости всего на 21%. Доля сопротивления выступающих частей в этом случае значительно возрастает и составляет более половины сопротивления голого корпуса и почти одну треть полного ходового сопротивления. Следовательно, с точки зрения расхода топлива выигрыш в скорости за счет повышения энерговооруженности не всегда оправдан и требует специального обоснования с учетом характеристик движительного комплекса и величины передаваемой мощности.

    Информация об изображенииРис. 12. Сравнение расчетных и натурных скоростей глиссирования
    Рис. 12. Сравнение расчетных и натурных скоростей глиссирования
     
    Представляет интерес, насколько элементы глиссирования, рассчитанные предлагаемым методом, будут отличаться от характеристик натурных проектов, ранее опубликованных в журнале. С этой целью был выполнен сравнительный расчет для трек вариантов нагрузки и центровки на примере мотолодки, спроектированной и испытанной В. В. Вейнбергом (см. «КЯ» №44). Для оценки влияния формы выступающих частей моторов на величину скорости рассмотрены варианты с подвесными моторами «Вихрь-М» и «Москва-25», имеющими одинаковую мощность N=25 л. с., но отличающимися сопротивлением подводных частей (см. рис. 20 в №44). Исходные да иные и результаты расчета при η=0,6 приведены в табл. 2 и на рис. 12. Видно, что расчетная скорость мотолодки (β=21°) с мотором «Москва-25», определенная предлагаемым способом, близка к скорости натурного образца. При установке мотора «Вихрь-М» скорость хода несколько снижается из-за увеличения сопротивления подводной части мотора при той же мощности.

    Однако ширина глиссирования, указанная В. В. Вейнбергом, меньше ширины, рассчитанной предлагаемым методом. Это отличие можно частично объяснить несколько завышенной скоростью в расчете В. В. Вейнберга, где не учтено воздушное сопротивление корпуса и влияние масштаба на гидродинамическое качество глиссирования.

    Расчеты по предлагаемой методике позволяют решать и ряд задач при эксплуатации лодки. Так, расчет оптимальных характеристик глиссирования, выполненный для серийной мотолодки «Днепр» (Δ=660 кг; β=14°) с ПМ «Вихрь-30», позволил проанализировать роль центровки и повышения КПД движительного комплекса. Изменение хg с 1,4 до 1,6 при η=0,58 дает изменение скорости с 38,5 до 38,9 км/ч при уменьшении R=Т со 121,9 до 120,7 кгс. Повышение η до 0,60 сразу же повышает скорость на 1 км/ч при некотором возрастании R=Т со 121,9 до 122,6 кгс при xg=1,4 и т. д. Расчетная ширина глиссирования во всех случаях получалась меньше, чем конструктивная ширина днища «Днепра» по скуле. Имеющийся запас ширины позволяет несколько увеличивать нагрузку без значительного падения скорости.



    Примечания


    1. См. также статью В. В. Вейнберга «Глубокое V: за и против» в «КЯ» №44, в которой подробно описывается физика явлений.


    Понравилась ли вам эта статья?
    +3

    ПРЕДЫДУЩИЕ СТАТЬИ
    Обсуждаем проблемы отечественного трейлера для лодок
    Натурные испытания яхт олимпийских классов
    Ротор-крыло-парус на прогулочно-туристском катере
    Еще раз о подводных крыльях для мотолодок
    Спирто-бензиновые топливные смеси
    Эффективность рулевого комплекса крейсерско-гоночной яхты
    Водород — топливо будущего
    Идеи Уффа Фокса и новые гоночные суда
    Размерения и обводы водоизмещающего катера
    Правила построения современных яхт 12-метрового класса
    Рекомендации по расчету и изготовлению воздушного винта
    Что такое транцевый интерцептор?
    Анализ качества гидролета и его перспектив
    Что надо знать о дизельном топливе
    Прогрессивные системы зажигания двигателей

    ТЕКУЩАЯ СТАТЬЯ
    Расчет характеристик глиссирования плоско-килеватых корпусов

    СЛЕДУЮЩИЕ СТАТЬИ
    Практическое применение парусов на транспортном флоте
    Установка стационарного двигателя с водометом вместо ПМ
    Вакуумное формование стеклопластиковых оболочек
    Аммиак — дешевое малотоксичное горючее
    Вспомогательное парусное вооружение для катеров
    Какой должна быть лодка из легких сплавов
    Эволюция обводов крейсерско-гоночных яхт
    Секреты успеха гоночных водных скутеров
    Работа дизеля на эмульсии из воды и мазута
    Новое поколение спасательных шлюпок
    Всегда ли хорош плавниковый киль?
    Как рассчитать оптимальный водомет
    Выбор, проверка и устранение деффектов парусов
    Вибрационно-резонансный метод оценки жесткости мачт
    Есть ли будущее у роторно-поршневых двигателей?


    Ссылка на эту статью в различных форматах
    HTMLTextBB Code

    Комментарии к этой статье


    Еще нет комментариев



    Сколько будет 24 + 33 =

           



    Barque.ru © 2013 | Контакты | Карта сайта
    Судостроение: Парусные суда Моторные суда Технологии Экранопланы
    Моторы: Описание моторов Устройство моторов Самодельные моторы Тюнинг моторов Обслуживание моторов Дистанционное управление
    Проекты: Парусные яхты Парусные катамараны Парусные тримараны Моторные лодки Катера Туристические суда Рыболовные суда Виндсерфинги и лыжи Прицепы и трейлеры Прочие проекты
    Спорт: Новости спорта Парусные соревнования Водномоторный спорт Воднолыжный спорт Виндсерфинг Буерные соревнования Соревнования туристов
    Консультации: Полезные устройства Полезные советы Улучшение судов Улучшение моторов Опыт эксплуатации Техника плавания Разбор аварий Рыболовам
    Кругозор: Новые суда и устройства Интересные события Интересные факты Интервью Карты и маршруты Официальные данные Проблемы малого флота Яхт-клубы и стоянки Письма в редакцию
    Истории: Путешествия Туристические походы Знаменитые корабли Военная страничка Литературная страничка История флота Прочие истории