Некоторые вопросы гидродинамики крейсерско-гоночных яхт

В Николаевском кораблестроительном институте — на кафедре теории корабля и в студенческом КБ «Яхта» в течение ряда лет проводились систематические исследования ходкости крейсерско-гоночных яхт. Некоторые результаты этих исследований, по-видимому, будут интересны яхтсменам и конструкторам, связанным с проектированием парусных судов.

По правилам обмера IOR гоночный балл зависит не от фактических, а от обмерных размерений. Поэтому при одном и том же значении гоночного балла можно создать существенно различающиеся по своим фактическим характеристикам яхты.

При проектировании новых судов перед яхтенным конструктором ставятся две общие задачи:

• изменяя параметры формы корпуса, оценивать, как эти изменения влияют на величину гоночного балла;
• одновременно оценивать влияние тех же изменений формы корпуса на абсолютную ходкость яхты.

Если первая задача в принципе проста и может быть решена расчетным путеец то вторая требует проведения систематических испытании моделей корпусов яхт (с креном и дрейфом) и получения определенных зависимостей буксировочного сопротивления и силы сопротивления дрейфу от изменения тех или иных параметров формы корпуса.

Проектируя яхту, конструктор вынужден идти на компромисс: всегда приходится в какой-то мере жертвовать гоночным баллом для обеспечения ходкости и ходкостью для получения необходимого гоночного балла. В принципе, мы и раньше представляли, что для ходкости хорошо, а что плохо. Важно было определить влияние изменения некоторых параметров формы корпуса на ходкость в цифровом выражении — количественно.

Полученные в НКИ результаты могут служить инструментом для сопоставления различных вариантов проекта и сравнения проектируемой яхты с предполагаемым соперником.


В опытовом бассейне НКИ автором были проведены буксировки систематической серии, состоящей из 21 модели «голых» корпусов яхт (рис. 1).

Варьируемые параметры имели значения:

• относительная длина l = L/√D = 4,5; 5,0; 5,5; 6,0;
• коэффициент продольной остроты φ = 0,5; 0,53; 0,57; 0,6;
• отношение В/Т = 2; 3; 4; 5; 6;
• абсцисса центра величины х_с = (—0,02L)÷(—0,06L);
• скорость движения модели V_м = 0,4÷1,2 м/с;
• угол крена 0 = 0; 5°; 10°; 15°; 20°;
• угол дрейфа δ = 0; 2°; 4°; 6°; где L = 1,2 м — длина модели КВЛ; D — весовое водоизмещение яхты; В — ширина яхты по КВЛ; Г — осадка яхты по КВЛ.

Форма строевой по шпангоутам принималась в виде, предложенном К. Арчером (рис. 2). Площадь наибольшего шпангоута Р_max (м²) определена как функция коэффициента продольной остроты корпуса:


где V — объемное водоизмещение, м³.

Площади всех шпангоутов определялись В зависимости от Р_max и φ по графику (рис. 3). Как показала обработка статистических данных, собранных в СКВ «Яхта», такую форму строевой имеет большинство современных крейсерско-гоночных яхт (в том числе такие, как «Конрад-54», «Арктурус», «Таурус», Л6, «Пан-Дюик», «Грейт Бритн», «Свон-65»).

За исходные данные для построения согласованного теоретического чертежа принимались: главные размерения, коэффициенты полноты, форма и площадь строевой по шпангоутам, полученные в КБ «Яхта» относительные ординаты судовой поверхности и кривая распределения коэффициентов полноты шпангоутов по длине яхты. Проверочные расчеты, выполненные по готовым чертежам, показали, что заложенные в них исходные данные полностью выдержаны.


После проведения буксировки серии моделей и обработки результатов были построены таблицы (см. «Труды НКИ», вып. 145), позволяющие определять буксировочное сопротивление и силу сопротивления дрейфу на любом произвольном «голом» корпусе яхты при произвольных скорости движения, углах крена и дрейфа (не выходя, разумеется, из указанных выше пределов изменения варьируемых параметров). Как показали расчеты и контрольные эксперименты, полученные результаты могут быть экстраполированы на более высокие скорости движения.

Как и следовало ожидать, наиболее сильно влияет на сопротивление относительная длина: в пределах значений l=4,5÷6,0 сопротивление изменяется на 40—50% (рис. 4).

Второй по влиянию на сопротивление следует считать характеристику φ — значение коэффициента продольной остроты. При варьировании φ сопротивление изменялось на 18—25%. Следует отметить, что на малых скоростях движения предпочтительно малое значение коэффициента φ, а на больших — большое (рис. 5). Есть область скоростей, где изменение ф значения не имеет.

Рекомендуемые значения коэффициента φ приведены на рис. 6 в зависимости от относительной скорости яхты.

Изменение характеристики В[Т, варьируемой в очень широких пределах (2÷6), приводит к изменению сопротивления на 20—25%.


Следует отметить, что крен до 20° практически не влияет на сопротивление голого корпуса, увеличивая его всего на 3—5%. Увеличение угла дрейфа до 6° дает прирост сопротивления порядка 5—10%.

Все приводимые результаты получены при буксировке моделей «голых» корпусов — без постановки плавниковых фальшкилей и рулей, поскольку разнообразие их форм и положений, не укладывающееся ни в какую серию, отразить было трудно. В то же время буксировочное сопротивление и силу сопротивления дрейфу на киле и рулях можно с достаточной степенью точности определить расчетным путем по уже действующим методикам.

При подобных расчетах корпус яхты надо рассматривать как концевую шайбу, ограничивающую перетекание жидкости через верхнюю кромку плавникового фальшкиля. Это влияние эквивалентно увеличению размаха фальшкиля. При помощи методов конформного отображения получены аналитические выражения, позволяющие в зависимости от характеристик формы корпуса и действительного размаха фальшкиля получить эффективный размах, по которому и следует производить расчет сопротивления и боковой силы на фальшкиле.

Был проведен также целый ряд экспериментов с небольшими сериями плавниковых фальшкилей. Установлено, что сопротивление фальшкиля в среднем составляет от 25 до 40% сопротивления «голого» корпуса на малых скоростях движения и резко падает до 10—15% на больших скоростях (рис. 7.)


Для плавникового фальшкиля может быть рекомендован профиль NACA664-0 с относительной толщиной 10—14% (рис. 8).

Стреловидность фальшкиля практически не влияет на его сопротивление, но с ее увеличением возрастает значение силы противодействия дрейфу. Для учета указанного явления следует увеличивать полученное расчетом значение возникающей на фальшкиле силы сопротивления дрейфу введением коэффициента, равного при нулевом угле стреловидности — 1,00, при 10° — 1,025; при 20° — 1,050; при 30° — 1,075; при 40° — 1,10.

Крен оказывает существенное влияние на буксировочное сопротивление яхты с фальшкилем. Как показали буксировки яхт с плавниковыми фальшкилями, при крене сопротивление может возрастать на величину до 25%. В то же время установлено, что практически каждая яхта имеет угол крена, на котором сопротивление даже несколько (на 5—10%) меньше, чем в положении на ровный киль.

Следует подчеркнуть, что на корпусе яхты образуется лишь 3—5% общей величины силы сопротивления дрейфу всего комплекса корпус — фальшкиль — руль. Из этого вытекает, что для обеспечения высоких лавировочных качеств необходимо обращать особое внимание на проектирование плавникового фальшкиля и руля. Величина возникающей на корпусе силы сопротивления дрейфу при движении с углом дрейфа зависит от угла крена, но не пропорциональна ни крену, ни дрейфу. Расчеты по рекомендованным выше таблицам позволяют получить численные значения этой силы на корпусе с учетом изменения углов крена и дрейфа.

В настоящее время нами начата работа по определению роста буксировочного сопротивления яхт при ходе на волнении. Первые же буксировки натурных яхт на регулярном встречном волнении показали, что увеличение сопротивления может составить до 200% и величина этого прироста сопротивления в значительной степени зависит от формы корпуса судна.

Более подробно с проделанной работой можно ознакомиться в статьях, опубликованных в «Трудах НКИ» — см. вып. № 71, 88, 120, 126, 145.