Первую группу А составили 9 моделей, имеющих одинаковые главные размерения, но различные обводы (рис. 1—8); самую многочисленную группу Б — модели с наиболее распространенными остроскулыми образованиями; группу В — три модели с поперечными реданами и четвертую группу Г — две модели с круглоскулыми обводами.
При проведении испытаний варьировались:
— коэффициент статической нагрузки (для всех моделей)
для изменения этого параметра при постоянной ширине модели варьировалась нагрузка Δ = 43,4; 69,0; 97 кг;
— относительная центровка ̅xg = 0,35; 0,40 и 0,45 (для всех моделей);
— относительная длина Lск/Вм = 2,5÷3,75 (только для моделей группы Б); изменялась только длина по скуле при неизменных сечениях по шпангоутам;
— угол внешней килеватости днища на миделе βм = 7°÷18° (группа Б), на редане βр = 8°÷15° (группа В) и на транце βтр = 5°÷12,5° (группа Б); отметим, что во всех случаях изменения килеватости днища на миделе и редане форма скулы в плане и угол килеватости на транце сохранялись постоянными; и наоборот — при изменении килеватости днища на транце сохранялись килеватость в средней части корпуса и форма скулы в плане;
— сужение кормовой оконечности Втр/Вм = 0,65÷0,95 (группа Б), обеспечиваемое изменением ширины транца.
Модели испытывались в диапазоне относительных скоростей FrΔ = 0,5÷6,0.
Определялись сопротивление воды движению (R, кг), угол ходового дифферента (ψ, град), всплытие центра тяжести модели (H, мм) и смоченная длина (lсм, м).
Результаты испытаний были представлены в безразмерной форме в виде следующих зависимостей (для каждой модели серии):
— обратного качества
— угла ходового дифферента
— относительной смоченной длины
Эти зависимости и послужили основой для анализа влияния основных параметров и обводов моделей на их гидродинамические характеристики при движении на гладкой воде, т. е. при полном отсутствии волнения.
Влияние формы обводов
На рис. 9—13 представлены зависимости обратного качества моделей МБК-1, МБК-3, МБК-4, МБК-5, МБК-8 и МБК-9 от числа Фруда при различных значениях СΔ и ̅xg. Рассмотрение этих зависимостей показывает, что в переходном режиме движения (FrΔ = 1,0÷3,0) при ̅xg = 0,40 и малых значениях коэффициента статической нагрузки предпочтительны обводы остроскулые, комбинированные (МБК-3) и упрощенные (МБК-8). Корпуса с поперечными реданами и типа «тримаран» (МБК-9) в указанном диапазоне скоростей имеют существенно большее сопротивление из-за больших углов ходового дифферента (как известно, в переходном режиме остаточное сопротивление пропорционально углу дифферента).
В режиме чистого глиссирования (FrΔ > 3.0) оптимальными с точки зрения сопротивления становятся обводы типа «тримаран» и реданные. Так, при СΔ = 0,158; ̅xg = 0,40 и FrΔ = 5,0 сопротивление тримарана, по сравнению с традиционными остроскулыми безреданными обводами, меньше примерно на 25%, а реданного корпуса — на 20%. Однако следует отметить, что с увеличением нагрузки граница рационального использования реданных и тримаранных обводов сдвигается в сторону еще больших скоростей. При этом разница в величине ε по сравнению с остроскулым безреданным корпусом существенно уменьшается (для тримарана при FrΔ = 5,0 и СΔ = 0,251 она составляет около 10%, а при СΔ = 0,352 всего лишь около 5%). Кроме того, надо иметь в виду, что тримаран при больших значениях СΔ значительно раньше теряет продольную устойчивость движения.
При малых скоростях хода более выгодны комбинированные обводы, чем остроскулые. В режиме чистого глиссирования при малых и средних значениях СΔ (0,158 и 0,251) при средней и особенно носовой центровке модель с комбинированными обводами имеет большее сопротивление; при увеличении нагрузки и смещении центра тяжести в корму комбинированные обводы дают незначительный выигрыш в сопротивлении благодаря более выгодной посадке.
Представляет интерес сопоставление данных по сопротивлению моделей с упрощенными, развертывающимися на плоскость и с обычными изо-гнуто-килеватыми обводами. Оказалось, что в переходном режиме (FrΔ < 3,0) сопротивление моделей обоих типов практически одинаково, а в режиме чистого глиссирования во всем испытанном диапазоне значений СΔ и ̅xg предпочтительны упрощенные обводы с прямолинейными очертаниями днищевых шпангоутов в корме (естественно, их применение обеспечивает и значительные технологические преимущества, особенно при самостоятельной постройке корпусов с фанерной обшивкой).
При режимах движения, характеризуемых малыми значениями числа Фруда (FrΔ < 2,5), модель МБК-5 с обводами типа «морские сани» имела наименьшее сопротивление из всех моделей группы А. В диапазоне FrΔ = 2,5÷3,5 сопротивление «саней» стало близким к сопротивлению остальных моделей, а при более высоких значениях числа Фруда практически совпало с сопротивлением моделей, имевших реданные образования и обводы типа «тримаран».
Высокие ходовые качества модели «саней», очевидно, объясняются их оптимальной посадкой, существенно меньшим брызгообразованием (при движении на тихой воде), а также, вероятно, наличием воздушной прослойки в центральной части под сводом днища.
В группу А была введена модель МБК-2, имевшая круглоскулые обводы с малым углом внешней килеватости (около 5°) и развитым брызгоотражающим брусом по скуле. Сопротивление этой модели даже на высоких скоростях хода оказалось ниже, чем других, имевших обводы, казалось бы, более эффективные с точки зрения получения максимальной величины гидродинамического качества. Это можно объяснить тем, что днище в кормовой оконечности МБК-2 практически плоское, а скуловые брызгоотбойники выбранных размеров эффективно отбрасывают брызговые струи в сторону и назад, не позволяя воде замывать борта.
Сопоставление сопротивлений модели МБК-6 с повышенной килеватостью днища, постоянной на большей части длины лодки (βм = βтр = 21°), и тремя продольными реданами и моделей с меньшими значениями угла килеватости (например, МБК-1 с βм = 12,5°) показывает, что при скоростях FrΔ ≤ 4,5 использование обводов «глубокое V» нерационально. При более высоких скоростях подобные корпуса имеют уже некоторое преимущество по сравнению с обычными малокилеватыми. Если сопоставить результаты испытаний моделей МБК-16 («закрученное» днище с углами килеватости βм = 18°; βтр = 5°) и МБК-6, то, например, при СΔ = 0,158, ̅xg = 0,40 и FrΔ = 5,5, сопротивление модели с обводами «глубокое V» оказывается на 20% ниже. Это позволяет сделать вывод о том, что обводы «глубокое V» — моногедрон с продольными реданами могут обеспечивать более высокие ходовые качества, чем обводы с резко уменьшающейся к корме килеватостью днища.
Влияние изменения коэффициента статической нагрузки
О степени влияния коэффициента СΔ на сопротивление можно судить по графикам, представленным на рис. 14.
В переходном режиме движения существенное влияние оказывает относительное удлинение L/Δ⅓, поэтому с ростом коэффициента статической нагрузки (т. е. водоизмещения при постоянной ширине днища) сопротивление также возрастает.
Как показывают результаты испытаний, смоченная длина на режиме глиссирования при изменении СΔ изменяется незначительно; таким образом, сопротивление трения оказывается обратно пропорциональным величине 3√СΔ. Следовательно, с уменьшением СΔ при FrΔ = const гидродинамическое качество глиссирующего днища также уменьшается. При этом следует иметь в виду, что граница оптимальных значений СΔ для данного числа Фруда существенно зависит от относительной центровки и относительной длины.
Так, например, при смещении центра тяжести в корму от ̅xg = 0,45 до ̅xg = 0,35 указанная граница соответственно смещается от FrΔ = 3,3 до FrΔ = 3,6 (при относительной длине 3,15). Другими словами, для малых катеров большие значения СΔ и кормовые центровки становятся выгодными при более высоких значениях FrΔ. С увеличением относительной длины указанная граница смещается в сторону меньших значений FrΔ.
Влияние положения центра тяжести
В отличие от катеров большого водоизмещения, для малых глиссирующих судов возможность смещения ЦТ в корму ограничена не столько условиями общего расположения, сколько необходимостью обеспечить продольную устойчивость движения, в особенности при больших значениях СΔ и малых относительных длинах. Поэтому в серии МБК и был принят диапазон изменения ̅xg от 0,35 до 0,45, который охватывает практически осуществимые центровки, обеспечивающие устойчивость движения.
Анализ результатов испытаний показывает, что при малых скоростях, когда остаточное сопротивление играет основную роль, смещение ЦТ в нос снижает общее сопротивление благодаря уменьшению угла ходового дифферента. При высоких скоростях, когда решающую роль играет сопротивление трения, благоприятна более кормовая центровка, при которой уменьшается смоченная поверхность (рис. 15).
При этом следует иметь в виду, что при малых числах Фруда на моделях с большим удлинением корпуса степень влияния относительной центровки оказалась меньше, чем на широких моделях.
Влияние относительной длины
Выше было показано, что изменения СΔ я ̅xg оказывают существенное влияние на сопротивление воды движению катера. Именно поэтому оценку влияния основных геометрических параметров теоретического чертежа следует производить при постоянных значениях указанных величин (рис. 16).
Для переходного режима движения выгоднее корпуса с большими значениями относительной длины; для режима чистого глиссирования предпочтительны, наоборот, катера с малой относительной длиной. При этом не следует забывать о том, что при средних и больших значениях СΔ и кормовых центровках при движении на больших скоростях может иметь место потеря продольной устойчивости движения.
Влияние килеватости днища на миделе
Увеличение угла внешней килеватости днища на миделе в режиме глиссирования приводит к существенному росту сопротивления воды движению модели (рис. 17). Так, например, при СΔ = 0,158 и ̅xg = 0,40 изменение βм с 18° до 7° снижает сопротивление при FrΔ = 5,5 на 40%, а при FrΔ = 4,0 на 30%. С увеличением нагрузки степень влияния угла килеватости на сопротивление несколько снижается.
Влияние сужения кормовой оконечности
Главный эффект от сужения днища в корме, по сравнению с миделем, заключается в увеличении углов ходового дифферента. Следовательно, в зависимости от режима движения и степени сужения днища сопротивление может уменьшаться или увеличиваться.
С целью оценки влияния сужения кормовой оконечности в группу Б были включены модели со значениями Втр/Вм = 0,65; 0,80 и 0,95.
При FrΔ ≤ 3,5 сужение кормы не оказывало существенного влияния на сопротивление (рис. 18). При более высоких скоростях благодаря уменьшению ширины трата удавалось достичь некоторого снижения сопротивления.
Так, при изменении сужения с 0,95 до 0,65 при FrΔ = 5,5 сопротивление снижалось примерно на 18%, а при FrΔ = 4,5 — на 10%. Таким образом, при высоких скоростях сужение днища у транца может оказаться целесообразным.
Влияние угла внешней килеватости на транце. При FrΔ ≤ 3,5 изменение βтр практически не оказывает влияния на сопротивление (рис. 19). При более высоких относительных скоростях увеличение килеватости днища на транце приводит к некоторому снижению сопротивления благодаря приближению посадки судна к оптимальной.
Результаты испытания моделей серии МБК дают основание для следующих основных выводов.
1. В диапазоне относительных скоростей FrΔ = 1,0÷6,0 существенное влияние на сопротивление воды движению малого быстроходного катера оказывают форма обводов, коэффициент статической нагрузки, относительная центровка, относительная длина и угол внешней килеватости днища на миделе. На выбор указанных параметров должно обращаться особое внимание при проектировании судна.
2. Изменение сужения кормовой оконечности и угла внешней килеватости на транце при FrΔ ≤ 3,5 не оказывает заметного влияния на сопротивление; в связи с этим выбор указанных параметров следует производить из условий обеспечения мореходности, управляемости и т. д. При движении с очень высокими скоростями (FrΔ ≥ 4,0) сужение днища у траппа и увеличение его килеватости позволяют улучшить ходовые качества судна.