Авторефераты по всем темам >>
Авторефераты по техническим специальностям
На правах рукописи
КЛИЧКО ВЛАДИСЛАВ ВЛАДИМИРОВИЧ
ГИДРОАЭРОДИНАМИКА НЕСУЩЕГО КОМПЛЕКСА АМФИБИЙНЫХ СУДОВ НА ВОЗДУШНОЙ ПОДУШКЕ И МЕТОДЫ ДОСТИЖЕНИЯ ЗАДАННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ПОДДЕРЖАНИЯ, ОСТОЙЧИВОСТИ, ХОДКОСТИ И МОРЕХОДНОСТИ ЭТИХ СУДОВ
Специальность 05.08.01 - теория корабля и строительная механика
Автореферат диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук
САНКТ-ПЕТЕРБУРГ 2009
Работа выполнена в ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова
Официальные оппоненты:
доктор технических наук, профессор Афремов Александр Шаевич доктор технических наук, профессор Рождественский Кирилл Всеволодович доктор технических наук, профессор Шауб Петр Александрович.
Ведущая организация ОАО ЦМКБ Алмаз
Защита диссертации состоится Е..ЕЕЕЕ..........на заседании специализированного совета Д 411.004.01 по защите диссертаций на соискание учёной степени доктора технических наук при ФГУП ГНЦ РФ ЦНИИ имени академика А.Н. Крылова по адресу:
196158 Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44.
С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова Автореферат разослан Е.. Учёный секретарь Совета кандидат технических наук доцент И.В.Грушецкий
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
1.ПОСТАНОВКА И АКТУАЛЬНОСТЬ ПРОБЛЕМЫ.
Амфибийные суда на воздушной подушке (АСВП) являются уникальными транспортными средствами, которые сегодня обладают наивысшей среди всех существующих типов скоростных судов готовностью к круглогодичному использованию. На территории нашей страны, как в её европейской части, так и в Сибири, на Севере и Дальнем Востоке основные поселения сосредоточены по берегам многочисленных рек, большая часть из которых в зимнее время покрыта льдом. Поэтому обеспечение круглогодичных перевозок людей и грузов является важнейшей социальной и народохозяйственной задачей. Ещё более актуальной является организация перевозок в районах разработки месторождений нефти и газа, как в Сибири и на Севере, так и в мелководной Северо-Восточной акватории Каспийского моря.
В создании АСВП в нашей стране накоплен огромный опыт. Около 30 лет, начиная с 1960 г. и до конца 80-х годов велись интенсивные исследовательские и конструкторские работы, благодаря чему в конце этого периода наша страна занимала лидирующее положение в мире как по составу АСВП, так и по их ходовым, мореходным и амфибийным качествам.
До настоящего времени крупнейшим в мире амфибийным СВП водоизмещением свыше 500 тонн является корабль проекта Зубр, успешно продаваемый за границей. Ведущая роль в развитии отечественных АСВП принадлежит таким организациям, как ОАО ЦМКБ АЛМАЗ, ФГУП ГНЦ РФ ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова, ФГУП л1 ЦНИИ МО РФ, ГосНИЦ ЦАГИ им. проф. Н.Е.Жуковского, ЗАО ЦКБ Нептун и ряду других организаций.
Однако по известным причинам работы по созданию новых АСВП с начала 90-х годов в нашей стране практически прекратились и сегодня для отечественного флота корабли этого типа не строятся и не проектируются. Поэтому понятно, что характеристики даже наших последних амфибийных кораблей Зубр и Мурена остались на уровне двадцатилетней давности. Малые суда и катера на воздушной подушке для круглогодичных перевозок людей, решения задач МЧС, доставки почты и скорой медицинской помощи пользуются большим спросом, но в настоящее время их строится слишком мало для удовлетворения существующей потребности. Основные требования, выдвигаемые сегодня к АСВП - это повышение их надёжности, ресурса и снижение стоимости эксплуатации. Для того, чтобы выполнить эти требования, необходимо создание АСВП нового поколения, обладающих существенно улучшенными характеристиками поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности. Решение этой актуальной в настоящее время проблемы возможно за счёт разработок оптимальных несущих комплексов АСВП, поскольку все перечисленные качества таких судов определяются совершенством их несущего комплекса. Таким образом, амфибийные суда на воздушной подушке нового поколения - это суда с оптимальным несущим комплексом.
Работы, содержащие исследования характеристик АСВП, весьма широко представлены как в отечественной, так и в зарубежной технической литературе. Большая часть этих работ выполнена в 60-80-ых голах прошлого века, во время бурного развития теории и практики создания этих судов. В этой связи необходимо отметить работы и вклад отечественных учёных и инженеров - Бенуа Ю.Ю., Озимова Л.В., Псарёва М.В., Семёнова Ю.П., Пашина В.М., Колызаева Б.А., Шляхтенко А.В., Фрейдина Б.Г., Коронатова Г.Д, Андрущенко И.А., Ермолаева С.Г., Дьяченко В.К., Демешко Г.Ф., Багно А.Н., Осинкина А.Н., Оглоблина Ю.Ф., Абрамовского В.А., Букина В.Ф., Затчаева А.И., Петина Е.В., Бессарабова А.И., Барановой Г.Д., Афремова А.Ш., Прохорова С.Д., Шадрина В.П., Зайцевой Т.А., Филипченко Г.Г., Дьяковой Т.А., Рождественского С.О., Зайцева О.А.,Канкина А.А., Комиссарова Д.С., Кузовенкова Б.П., Крыжевича Г.Б., Литвиненко В.А., Озимова И.В., Смирнова С.А., Любомирова И.П., Жаринова К.В., Ханжонкова В.И., Эпштейна Л.А., Лукашевского В.А., Степанова Г.Ю., Богданова А.И., Андреева Г.Е., Проценко В.В., Кудрявцева А.С., Рубинова А.В., а также многих других специалистов. Большое количество работ по СВП опубликовано за рубежом - в основном учёными и инженерами Великобритании, США и Канады.
Необходимые ссылки на близкие к теме диссертации работы отечественных и зарубежных авторов с анализом возможностей их использования для разработки методов определения основных характеристик АСВП и выбора их несущего комплекса приводятся в соответствующих разделах диссертации. В качестве общей характеристики опубликованных работ можно отметить отсутствие в них полученных в последние годы результатов, которые могли быть использованы для разрабатываемых в диссертации современных методов, и устаревшие представления о принципах выбора несущего комплекса АСВП.
В диссертации содержатся результаты исследований характеристик поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности амфибийных СВП, выполненные автором с начала 60-х годов и до настоящего времени. Все результаты представлены в свете последних достижений в гидроаэродинамике АСВП, вместе с новыми результатами приведены современные методы определения характеристик и разработки несущих комплексов этих судов. Содержание исследований и основные взаимосвязи между ними иллюстрирует схема на рис. 1. Первые четыре блока включают исследования характеристик поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности АСВП. Структура каждого из этих исследований включает четыре этапа: - исследование физических процессов, определяющих рассматриваемое качество АСВП; - выделение основных характеристик, определяющих то или иное качество и разработка методов определения этих характеристик; - исследование влияния параметров несущего комплекса на рассматриваемые характеристики; - разработка рекомендаций по выбору оптимальных значений параметров несущего комплекса, обеспечивающих достижение наилучших характеристик. Результаты, полученные в первых четырёх блоках исследований, используются в пятом блоке для разработки методов определения параметров формы гибкого ограждения - основной части несущего комплекса АСВП. Последний блок исследований - разработка метода выбора несущего комплекса амфибийных СВП нового поколения с использованием результатов исследований поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности этих судов. В этот блок также включены результаты разработки автоматизированной системы выбора несущего комплекса АСВП и оценки возможных характеристик судов нового поколения, выполненные с использованием результатов модельных и натурных испытаний.
2. ЦЕЛЬ РАБОТЫ.
Целью работы являлась разработка современных методов определения основных характеристик и выбора несущего комплекса АСВП для обеспечения создания судов нового поколения, существенно превосходящих по характеристикам ходкости и мореходности отечественные и зарубежные суда первого и второго поколений.
3. МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЙ.
В работе использовались теоретические, экспериментальные и расчётноэкспериментальные методы исследований. При анализе результатов систематических испытаний буксируемых моделей и натурных АСВП использовались методы регрессионного анализа и статистические методы.
4. НАУЧНАЯ НОВИЗНА.
Научная новизна работы состоит в:
Ц анализе физических явлений, определяющих характеристики поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности современных АСВП;
Ц новых данных о влиянии параметров несущего комплекса на характеристики поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности АСВП;
Ц современных методах определения этих характеристик, как на предварительном этапе проектирования, так и на этапе технического проекта;
Ц рекомендациях по выбору оптимальных параметров несущего комплекса АСВП нового поколения;
- компьютеризированных методах определения параметров формы гибких ограждений;
Ц методе выбора несущего комплекса АСВП нового поколения с заданными ходовыми и мореходными качествами;
Ц разработке автоматизированной системы выбора несущего комплекса АСВП.
5. ПРАКТИЧЕСКАЯ ЦЕННОСТЬ РАБОТЫ.
Многие из представленных в диссертации результатов уже на ранних этапах исследований использовались при создании отечественных АСВП. В первую очередь, это предложенная автором схема многоярусных гибких ограждений, лежащая в основе ограждений отечественных амфибийных судов на воздушной подушке проектов Скат, Джейран, Кальмар, Омар, Косатка, Мурена, Зубр, Чилим, Барс, Гепард, Пума, Ирбис, Ласточка, Тайфун, Сибирь и других судов. При разработке несущих комплексов этих судов использовались методы определения характеристик поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности, а также основные принципы расчётов параметров формы гибких ограждений, разработанные автором в то время. Методы определения характеристик АСВП в диссертации усовершенствованы по результатам выполненных в последние годы исследований. Сегодня эти методы являются наиболее современными и вместе с приведенными в работе методами определения параметров формы гибких ограждений используются при разработке несущих комплексов АСВП нового поколения, в том числе по контрактным работам с зарубежными заказчиками.
Все представленные в диссертации методы доведены до уровня практических руководств с подробным изложением алгоритмов действий при выполнении расчётов или экспериментов. Разработанные мероприятия по отдалению явления затягивания гибкого ограждения в область более высоких скоростей и носовых положений центра тяжести внедрены на отечественных АСВП первого и второго поколений. Разработанные в последние годы мероприятия этого направления позволили полностью устранить явление затягивания ограждений, что подтверждено результатами модельных и натурных испытаний современных АСВП. Мероприятия по устранению явления автоколебаний АСВП и гибких ограждений внедрены на всех отечественных судах. Разработанная автоматизированная система проектирования несущего комплекса АСВП сегодня используется во всех договорных и тематических работах ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова по таким судам и позволяет существенно сократить время и повысить точность получаемых результатов при проектировании несущего комплекса.
6. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ, ВЫНОСИМЫЕ НА ЗАЩИТУ.
На защиту выносятся результаты исследований характеристик поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности АСВП, методы определения перечисленных характеристик, параметров формы гибких ограждений и выбора несущего комплекса этих судов, рекомендации по выбору оптимальных параметров несущего комплекса, представляющие решение важной народно-хозяйственной и оборонной задачи создания АСВП нового поколения, обладающих существенно улучшенными ходовыми и мореходными качествами:
Ц методы определения характеристик поддержания современных АСВП на моделях и в натурных условиях, основные закономерности изменения характеристик поддержания при парении над твёрдой опорной поверхностью и над водой, универсальные зависимости, позволяющие оценивать характеристики поддержания на ранних стадиях проектирования до проведения их модельных и натурных испытаний АСВП;
Ц физическая модель процессов, протекающих в воздушной подушке и гибком ограждении АСВП при креновании и дифферентовании, оценки влияния параметров несущего комплекса на характеристики поперечной и продольной остойчивости АСВП, нормы остойчивости, соблюдение которых обеспечивает безопасность эксплуатации современных АСВП, практические методы оценки поперечной и продольной остойчивости моделей и натурных АСВП;
Ц обоснованное результатами систематических модельных испытаний разделение полного сопротивления движению АСВП на составляющие и методы определения составляющих сопротивления движению АСВП с помощью модельных испытаний, рекомендации по снижению сопротивления и принципы пересчёта сопротивления моделей на натуру, метод оценки сопротивления движению АСВП на начальных этапах проектирования, комплекс рекомендаций по исключению явления затягивания гибких ограждений на современных АСВП;
Ц результаты исследований мореходности АСВП на буксируемых моделях и в натурных условиях, включающие зависимости прироста сопротивления движению АСВП от параметров волнения и основных параметров несущего комплекса этих судов, методы оценки сопротивления движению на волнении натурных АСВП по результатам испытаний их буксируемых моделей, оценки влияния параметров несущего комплекса и условий движения на продольную качку и вертикальные ускорения АСВП для буксируемых моделей и натурных судов, основные закономерности колебаний давления в подушке и гибком ограждении АСВП;
Ц основные принципы работы гибких ограждений, выполнение которых позволяет обеспечивать необходимую остойчивость и высокие ходовые и мореходные качества АСВП, допущения, принимаемые при расчётах параметров формы гибких ограждений, расчётные и графоаналитические методы определения параметров формы современных гибких ограждений АСВП;
Ц метод выбора несущего комплекса АСВП нового поколения с заданными ходовыми и мореходными качествами, разработки автоматизированной системы проектирования несущего комплекса АСВП.
7. АПРОБАЦИЯ РАБОТЫ.
Основные результаты работы докладывались и получили положительную оценку на отраслевых научно-технических конференциях по теории корабля (Крыловские чтения) в 1967, 1973, 1976 (два доклада), 1979, 1980, 2006 гг. (Ленинград, С.-Петербург), на XIII Всесоюзной конференции по экспериментальной гидромеханике в 1977г (Ленинград), на научно-технической конференции Черноморского филиала ЦНИИ им. акад.А.Н.Крылова в 1989г (Севастополь), на международных конференциях FAST91, (Тронхейм, Норвегия) и FAST2005, (С.-Петербург), ISC в 1994г, NSN'1998, NSN'2003 и NSN' 2007,(С.-Петербург), ПУБЛИКАЦИИ. Основные результаты представленных в диссертации исследований и разработок опубликованы в периодической технической литературе, трудах научнотехнических конференций, в том числе международных, в отдельных книжных изданиях и справочниках, а также в описаниях изобретений, защищённых авторскими свидетельствами.
Общее число печатных публикаций по материалам диссертации составляет 47 работ.
Основные из них приведены в перечне в конце автореферата.
8. ОБЪЁМ РАБОТЫ.
Диссертационная работа состоит из введения, содержащего постановку и обоснование актуальности проблемы, шести глав, заключения, списка литературы и трёх приложений.
Работа содержит 430 страниц текста, 227 рисунков и список литературы из 1наименований.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
.
Во введении приведены постановка решаемой проблемы и обоснование актуальности темы диссертации, отмечены организации, сыгравшие ведущую роль в создании отечественных АСВП, дана общая характеристика опубликованных работ, близких к теме диссертации, сформулированы цели и задачи диссертации, представлена структура содержащихся в ней исследований.
Глава 1 содержит результаты исследований характеристик поддержания амфибийных СВП. Несущий комплекс амфибийного судна на воздушной подушке состоит из воздушной подушки - области повышенного по сравнению с окружающей атмосферой давления под корпусом судна, гибкого ограждения воздушной подушки, воздуховодов для подачи воздуха в ограждение и подушку, и вентиляторов, обеспечивающих засасывание воздуха из окружающей атмосферы и нагнетание его в несущий комплекс судна. Главной частью несущего комплекса, определяющей практически все основные качества АСВП - поддержание, остойчивость, ходкость, мореходность, амфибийность и во многом управляемость, является гибкое ограждение (ГО) воздушной подушки (ВП). Для характеристики несущего комплекса конкретного судна уже на начальных этапах его проектирования необходимо использовать следующие основные размерные параметры: G - вес судна, Lп - длина воздушной подушки, Bп - ширина воздушной подушки, Sп - площадь воздушной подушки, hго - средняя высота гибкого ограждения, Q - расход воздуха в воздушную подушку, pп - давление в воздушной подушке, pрЦ давление в гибком ограждении (гибком ресивере). Длину, ширину и площадь воздушной подушки нельзя определить точно путём измерения, так как область повышенного давления, являющаяся воздушной подушкой, не имеет четких границ. Поэтому для определённости удобно принять в качестве контура воздушной подушки линию, проведённую по наиболее выступающим наружу нижним кромкам элементов ограждения. Длина, ширина и площадь воздушной подушки определяются по этой линии на теоретическом чертеже гибкого ограждения и в этом смысле являются условными величинами. Для сравнительных оценок несущих комплексов различных АСВП используются безразмерные параметры,: G = G / g Sп / 2 коэффициент нагрузки, где g - удельный вес воды; по значению этого коэффициента все АСВП классифицируются в трёх категориях - легконагруженные с коэффициентом нагрузки G 102< 2,0, средненагруженные, для которых 2,0 < G 102 < 3,0, и тяжелонагруженные - для этой категории G 102> 3,0; Lп / Bп - относительное удлинение воздушной подушки; k = pр / pп - коэффициент давления в гибком ограждении; коэффициент расхода в p Q Q 1/ виде QS = или Qh = ; hго / Sп 2 - относительная высота гибкого ( 2SпG / r )1 / 2 hго( 2G / r )1/ ограждения. При отработке несущего комплекса конкретного АСВП в качестве основных характеристик поддержания необходимо использовать следующие размерные зависимости:
расходно-напорные характеристики в виде Q=f(pр) и Q=f(kp) для режимов парения над твёрдым экраном и над водой; зависимости высоты подъёма судна над твёрдым экраном и над уровнем невозмущенной поверхности воды от коэффициента давления h= f(kp) и от величины расхода воздуха в подушку h= f(Q). При сопоставлении несущих комплексов АСВП, имеющих отличающиеся основные параметры, удобно использовать безразмерные характеристики поддержания: расходно-напорную характеристику QS = f(kp); зависимости относительной высоты подъёма от коэффициента давления h = h/hго = f(kp) и от величины относительного расхода воздуха в подушку h = f(QS ).
Физическая картина течения воздуха на границах воздушной подушки характеризуется образованием струй. При взаимодействии с водой воздушной струи и области повышенного давления, ею ограниченной, образуется впадина на свободной поверхности воды в районе воздушной подушки и брызги в местах контакта воздушной струи с водой. В работе с использованием -теоремы теории подобия и размерностей показано, что системы безразмерных параметров, характеризующих взаимодействие воздушной струи и ограниченной ею области повышенного давления с водой и режим парения соплового устройства над твёрдым экраном, отличаются (если пренебречь силами вязкости и t брызгообразованием) появлением в первом случае дополнительного параметра, p / g который учитывает влияние деформации водной поверхности и устанавливает связь между линейным размером (шириной) соплового устройства t и глубиной впадины, образующейся на водной поверхности от воздействия избыточного давления в подушке p= p1-p0.
Практический интерес для АСВП представляют сведения о качественном и количественном изменении характеристик воздушной струи при малых относительных высотах струйного устройства над водной поверхностью.. В работе получено точное решение (в предположении об отсутствии влияния сил вязкости и поверхностного натяжения) задачи о струйной завесе воздушной подушки для любых относительных толщин струи с использованием решения смешанной краевой задачи Келдыша-Седова для функции Жуковского. Результаты теоретических и экспериментальных исследований взаимодействия воздушных струй и области повышенного давления с водной поверхностью позволили сделать следующие основные выводы:- при одинаковой гидравлической мощности полученная теоретическим путём без учёта потерь на брызгообразование высота парения соплового устройства над уровнем впадины больше, чем над твёрдым экраном;- в отличие от случая натекания воздушной струи на твёрдый экран, для определения зависимостей p tкоэффициентов давления и расхода воздуха Cp= и CQ = от отношения толщины r v0 / 2 t струи на выходе из соплового устройства t к высоте над впадиной и угла наклона ( p1 - p0 ) / g образующей сопла необходимо задаваться дополнительным параметром, t характеризующим глубину впадины на свободной поверхности воды;- результаты расчётов характеристик натекания струи на воду качественно подтверждаются экспериментальными данными, причем расхождение между результатами расчётов и экспериментов увеличиваются с уменьшением относительной толщины струи и увеличением параметра ( p1 - p0 ) / g, т. е. для тонких струй.
t Подача воздуха в элементы нижнего яруса гибкого ограждения (съёмные элементы) и в воздушную подушку осуществляется через гибкий ресивер (монолитный элемент), являющийся верхней частью ограждения. Во всех съёмных элементах реализуется один из двух типов струйного ограждения воздушной подушки - по сопловой схеме или по камерной. Вертикальные сечения наиболее часто применяемых элементов нижнего яруса ограждений приведены на рис. 2.
Элементы типов а, б, в, и г устанавливаются на носовых и бортовых участках гибкого ограждения и составляют большую часть элементов нижнего яруса. Такие элементы могут работать как по камерной, так и по сопловой схеме, в зависимости от величины коэффициента заполнения элемента, равного отношению площади отверстия для подачи воздуха в элемент к площади полукруга, образуемого нижРис. 2.
ней кромкой наружной части элемента, а также от относительной высоты элемента. Для наиболее часто используемых элементов типа б сопловая схема реализуется при относительных высотах съёмных элементов hэ/hго 0,25 0,30 и коэффициенте заполнения больше 11,2. При более высоких элементах этого типа может осуществляться как камерная схема, когда вытекающая из монолитного элемента струя воздуха полностью размывается до нижней кромки элемента, так и некоторая смешанная схема, при которой струя занимает часть периметра нижней кромки. Сопловую или смешанную схему течения чаще удаётся реализовать в элементах типов в и г. Элементы типа д, используемые на секционирующих подушку поперечном и продольном гибких килях, всегда работают по сопловой схеме, как и кормовые элементы типа е. Использование сопловой или переходной схемы течения даёт более плавное, по сравнению с камерной схемой, изменение высоты подъёма от коэффициента давления и обеспечивает наличие зазора межу нижней кромкой ограждения и опорной поверхностью в большем диапазоне значений коэффициента давления kp.
E/ z Влияние геометрических параметров элементов, рабоp тающих по сопловой или смешанной схеме, на величину E B qкоэффициентов истечения и давления исследованы в работе vp p y теоретическим путём в предположении, что воздушная 1 o F струя из этого устройства натекает на твёрдый экран, а x A y=0 vo h влияние податливости водной поверхности проявляется как q1 D t o C в случае истечения струи из соплового устройства с Рис. 3.
параллельными стенками. Рассмотрены две схемы течения:
в первой струя воздуха, вытекающая из гибкого ресивера, под действием давления в воздушной подушке поворачивает и течёт в окружающую среду (рис. 3); во второй струя воздуха раздваивается в точке бифуркации и часть струи течёт в область воздушной подушки (рис. 4). Для первой схемы решение задачи с использованием метода Жуковского-Митчеля позволило установить связь между геометE/ рическими параметрами составленного из прямых E участков съёмного элемента и характеристиками B qz струйного течения. Результаты расчётов и сопоставv p1 ление с экспериментальными данными иллюстрирует y рис. 5. Для второй схемы течения решение задачи поA K y=0 h,po vo D/ G/ лучено с использованием решения смешанной краеq to t G C вой задачи Келдыша-Седова. Раздвоение струи проD x исходит, когда при постоянном давлении в ресивере Рис. 4.
уменьшается давление в подушке. Такое течение реализуется при изменении угла крена или дифферента судна, а также в результате взаимодействия воздушной струи с набегающим потоком воздуха при движении АСВП с 0,высокой скоростью.
q1=p/4; q2= CQ d = - 0,твердый экран С начала исследований аэрогидродинамических 0,1,эксперимент d = 1,0,характеристик амфибийных СВП в 60-х годах и до значения коэффициентов истечения из ограждений (1,5 < d < 3,5) настоящего времени наиболее надёжным способом опре0,деления характеристик поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности этих судов остаётся модельный и 0,натурный эксперимент. Поскольку большая часть сил, действующих на АСВП, имеет гидродинамическую или 0,0 1 2 3 4 t1/h аэродинамическую природу, в качестве основных инструРис. 5.
ментов исследований были выбраны опытовый бассейн, аэродинамическая труба и специально созданные стенды для отработки характеристик поддержания и остойчивости. При эксперименте в бассейне критерием моделирования v является число Фруда по длине воздушной подушки Fr =, вследствие чего масштаб gLп модели выбирается исходя из равенства чисел Фруда натуры и модели и характеристик опытового бассейна. Оценки сил и моментов аэродинамической природы выполняются на специальных моделях в аэродинамической трубе при обеспечении автомодельности по числу Рейнольдса (Reм >Reкр). При выборе масштаба модели для опытового бассейна основными t t.
d t.
t d =y Q критериями являются задаваемые спецификацией величины максимальной скорости движения натурного судна, высоты волнения, на котором оно должно эксплуатироваться, а также расчётного давления в воздушной подушке и расхода воздуха в неё. Уже в середине 60-х годов при отработке несущего комплекса первых амфибийных СВП, оборудованных гибкими ограждениями воздушной подушки, возникла необходимость моделирования гибких ограждений, т.е. выбора материала гибких ограждений модели при моделировании по Фруду и соблюдении геометрического подобия формы элементов ограждения модели и натуры. Решение этой проблемы было получено на основе рассмотрения влияния на форму и динамические характеристики гибких ограждений трёх основных факторов - упругости материала ограждения, его изгибной жесткости и весомости. Влияние указанных факторов качественно оценивалось на основе анализа соотношений толщин и радиусов кривизны внутренней и наружной частей rв,н монолитного элемента верхнего яруса, внешней части элементов нижнего яруса rэ, весовых характеристик pм натурных материалов и действующих на ограждения давлений воздуха. В результате анализа было установлено, что в натурных условиях материал гибкого ограждения может считаться невесомым, нерастяжимым, бесконечно тонким и в подавляющем большинстве случаев безмоментным. Поэтому в качестве основных принципов моделирования материала гибких ограждений необходимо рассматривать выполнение следующих неравенств:
(pм/pр)мод (pм/pр)нат; (ст)мод (ст)нат; (/rв,н)мод (/rв,н)нат; (/rэ)мод (/rэ)нат Правильность выбора этих соотношений неоднократно подтвердилась совпадением безразмерных характеристик поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности натурных АСВП и их моделей.
Анализ результатов экспериментальМодель № Lп/Bп 1,1 1,ных исследований характеристик поддерpп в./pп т.э. 2 2,3 2,жания современных АСВП на моделях и "Зубр" 0,натурных судах позволил установить ряд важных особенностей таких характерис0,Y =1,07913-0,12802 X+0,03452 X2-0,00303 Xтик. Прежде всего, необходимо отметить, _ 0,что давление в воздушной подушке при 1,5 2,0 2,5 3,0 3,Gx1одинаковой гидравлической мощности, Рис. 6.
затрачиваемой на поддержание судна, меньше над водой, чем над твёрдой опорной поверхностью. Расчётным режимом для несущего комплекса АСВП является режим парения над водной поверхностью, однако для натурных судов стендовые испытания со всеми необходимыми измерениями параметров несущего комплекса обычно проводятся только над твёрдой опорной поверхностью. Для современных АСВП величину среднего давления над водой предлагается определять с помощью осреднённой зависимости (рис. 6) отношения этих давлений от коэффициента нагрузки судна. На начальном этапе проектирования АСВП, когда ещё не проведены модельные испытания, давление в подушке над водой можно определить через величину расчётного давления pп.расч= G/Sп с помощью регрессионной зависимости pп вод/pп.расч = 1,1Ц 0,112x + 0,017 x2, где x = 102. Наиболее важной характеристикой поддержания АСВП G является расходно-напорная характеристика Q=f(kp). В безразмерном виде эти характеристики у большинства АСВП имеют достаточно близкий вид (рис. 7). Зависимость безразмерного расхода воздуха от коэффициента давления имеет вид QS = a kP + b kP + c, причём наклон характеристики в основном зависит от относительной величины расхода воздуха, подаваемого внутрь воздушной подушки. На современных АСВП _ над водой через секционирующие подушку гибкие кили 2,Gx1_ 1,47 модель № QSх1подаётся до 3040% полного расхода воздуха, 1,91 -"Модель № 2,35 -" 2,57 -"Модель № на судах первого и второго поколений 1418%.
1, 2,79 -"Модель № 2,65 модель № Приведенные в работе средние значения коэф 2,82 -" 2,99 -"фициентов рассматриваемой функции в рабочей 1, 3,07 модель № 3,33 -"точке kp = kp/kpрасч= 1 позволяют построить ка- 3,58 -" "Кальмар" _ 0,сательную к расходно-напорной характеристике 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,kр "Зубр" Формулы расчета регрессии:
Y =-0,06505+0,12443 X-0,04548 X2 модель № при выбранной величине безразмерного расхоY =-0,06228+0,11953 X-0,04425 X2 модель № Y =-0,06393+0,12216 X-0,04345 X2 модель № да и затем перейти к размерной характеристике Y =-0,03376+0,07729 X-0,02653 X2 "Кальмар" Y =-0,03409+0,0653 X-0,0217 X2 "Зубр" на её рабочем участке ещё до проведения Рис. 7.
модельных испытаний. Практически одинаковой для большинства судов характеристикой поддержания является зависимость высоты подъёма над твёрдой опорной поверхностью от величины коэффициента давления, нормированного его расчётным значением. Регрессионная формула этой характеристики h = -1,49kP + 3,52 kP - 0,98 может использоваться на ранних стадиях проектирования до испытаний модели судна, а также для проверки правильности изготовления и установки гибкого ограждения на модели или на натурном судне.
Глава 2 содержит исследования поперечной и продольной остойчивости АСВП. Для обеспечения необходимой поперечной остойчивости область воздушной подушки делится на две части продольным гибким килём, установленным по диаметральной плоскости судна по всей длине воздушной подушки (схема секционирования крест) или на некоторой её кормовой части (схема секционирования Т-образная). Продольная остойчивость АСВП обеспечивается с помощью поперечного гибкого киля, разделяющего область воздушной подушки на носовую и кормовую части.
Как для модели, так и для натурного судна при накренении можно выделить три режима, отличающиеся по природе возникновения сил и моментов на несущем комплексе в результате накренения (рис. 8, a, b и c). Физические явления, протекающие на этих режимах в воздушной подушке и гибком ограждении, при соблюдении указанных в главе 1 условий моделирования подобны для модели и натурного судна. Первый режим - от 0 до 1, 2 - соответствует изменению угла крена от исходного положения (при отсутствии кренящего момента) до касания твёрдого экрана (или поверхности воды во впадине, образующейся под действием избыточного давления в подушке) нижними Рис. 8.
кромками съёмных элементов на опускающемся борту (рис. 8, а). При возникновении крена (дифферента) модели (судна) в каждой из секций воздушной подушки изменяются как величина среднего давления в ней, так и площадь секции.
Подъёмную силу, как всего несущего комплекса, так и отдельной его секции по способу передачи на корпус судна можно представить в виде суммы двух составляющих: Y = Yж.к. + Yго. Для современных АСВП большая часть подъёмной силы реализуется на гибком ограждении - проекция его площади на горизонтальную плоскость составляет в среднем около 60% и более от площади подушки, и только от 25 до 40% площади воздушной подушки приходится на свободное от гибкого ограждения днище судна. Восстанавливающий момент при крене также является суммой момента от сил на гибком ограждении и момента от перераспределения давлений на свободном от ограждения днище: `M'() = `Mж.к. () + `Mго(). Анализ результатов кренования различных моделей АСВП позволил определить закономерности изменения давления в секциях подушки, установить физическую природу и роль составляющих восстанавливающего момента, а также оценить влияние параметров несущего комплекса на эти составляющие. Давление в секциях как опускающегося, так и поднимающегося борта изменяется по линейному закону (рис. 9). При этом как на первом над водой режиме, так и во всём обследуемом на моделях диапа- 1,_ _ _ Pп,Pp Pp _ _ зоне углов крена вплоть до = 67 давление в опус1,Qsx102 = 1,P+ п кающейся секции остаётся значительно меньшим, чем _ _ P+ - Р1,п п _______ давление в гибком ресивере, которое остаётся практически постоянным и одинаковым на обоих бортах.
0,_ PАбсолютные значения производных от давлений по п 0,o 0 1 2 3 4 5 6 Q углу крена dp/d во всех случаях больше для секций Рис. 9.
поднимающегося борта, а среднее давление в подушке уменьшается при увеличении угла крена, что свидетельствует об увеличении эффективной площади воздушной подушки за счёт деформации гибких ограждений. Зависимость 0, _ _ _ относительного перепада давлений Dpп = Dpп / pп0 межСекционирование "Т" Dpп Gx102 kр тв.экр.
2,57 0,0,ду секциями опускающегося и поднимающегося бортов 2,82 0,над тв.экраном 3,33 0,вода (pп0 - среднее давление в подушке при =0) от угла 2,57 1,0,2,82 0,3,33 1,над водой крена близка к линейной зависимости (рис. 10) и может 3,33 0,0,быть представлена в виде Dpп = kq q. В диапазоне наиp 0,o 0 1 2 3 4 5 6 7 более часто используемых на современных АСВП знаQ Рис. 10.
чений коэффициента нагрузки 1,5 G 102 3,отношение величин коэффициента kp при креновании над твёрдой опорной поверхностью и при креновании над водой оказывается достаточно стабильным и соответствует (kp)т.экр./(kp)вод. 1,4 1,5. Величина коэффициента kp при креновании над твёрдой опорной поверхностью характеризует эффективность секционирования подушки продольным гибким килём и при высокой эффективности продольного киля принимает значения kp. 0,080 0,090.
Определяемый при креновании модели АСВП полный восстанавливающий момент представляется в виде суммы `Mв() = `Mж.к.() + `Mго() + `Mz() - `MG(), где все моменты отнесены к произведению GBп. Здесь`Mz() = (Rz/G)(yш + h)/Bп - момент от действия боковой силы Rz, возникающей вследствие несимметричного истечения воздуха из подушки при крене АСВП, yш - высота шарнира пилона, удерживающего модель от перемещений в горизонтальной плоскости, над основной плоскостью модели, h - высота парения модели над опорной поверхностью, определяемая как величина вертикального перемещения пилона. Горизонтальная сила Rz увеличивается только в диа0,012 Секционирование "Т" над водой Rz/G пазоне углов 2 2,5, а при дальнейшем увели0,0_ _ чении угла крена уменьшается (рис. 11). Момент Gx102 kp 2,35 1,0,0 2,57 1,`MG() [(yG + h)/Bп]рад - момент силы тяжести 2,79 0,регрессия 0,0модели или натурного АСВП (аналог момента -1 1 2 3 4 5 6 0 Qo остойчивости веса для водоизмещающих судов); yG - -0,0высота центра тяжести модели (обычно для моделей Рис. 11.
yG= yш) или натурного АСВП над основной плоскостью. При накренении высота парения уменьшается как над твёрдой опорной поверхностью, так и над водой, над твёрдой опорной поверхностью высота парения при низких и умеренных значениях коэффициента расхода QS 102 1,25 1,30 уменьшается при увеличении угла крена более интенсивно, чем над водой.
Реализуемый на гибком ограждении момент при накренении АСВП на угол = 2 во всех случаях превышает восстанавливающий момент, возникающий от перераспределения давления воздуха на участках днища, не занятых гибкими ограждениями; соотношение этих моментов оказывается в пределах 2,5 6,5. Действующий в условиях модельного эксперимента восстанавливающий момент от реактивной тяги вытекающего из подушки воздуха достигает максимума при угле крена 2 2,5, при дальнейшем увеличении угла крена он уменьшается. Опрокидывающий момент `MG на малых углах крена линейно зависит от угла, при = 2 этот момент составляет от 40 до 60% от суммы моментов `Mж.к. и `Mго. При креновании АСВП или его модели над водой дополнительный восстанавливающий момент образуется от взаимодействия истекающих из подушки струй воздуха и брызг с элементами брызгозащитных устройств, устанавливаемых на наружной части гибкого ограждения, величина этого момента увеличивается с возрастанием коэффициента нагрузки G.
Второй режим - от 1,5 2,5 до 4,5 5,5, соответствует изменению угла крена от момента касания опорной поверхности нижними кромками бортовых элементов нижнего яруса до начала контакта нижней части монолитного элемента с опорной поверхностью (рис.
8, b). Наиболее важные выводы, полученные в результате анализа результатов модельных испытаний: - основной причиной более интенсивного, чем на первом режиме, возрастания полного восстанавливающего момента АСВП является более резкое увеличение момента `Mго(), реализуемого на гибком ограждении, в то время как восстанавливающий момент на свободных от гибкого ограждения участках днища продолжает изменяться по линейному закону; - указанное возрастание восстанавливающего момента, реализуемого на гибком ограждении, вызвано более резким увеличением части площади воздушной подушки, находящейся под гибким ограждением опускающегося борта, приращение этой площади при Т-образной схеме при =5 составляет 20 25% и более, причем дополнительный восстанавливающий момент образуется на ограждении опускающегося борта также в носовой секции воздушной подушки, не разделённой продольным гибким килём; - величина опрокидывающего момента `МG при = 5 составляет от 30 до 45% величины суммарного восстанавливающего момента `M' = `Mж.к. + `Mго; над водой доля опрокидывающего момента на 10 12% больше, чем над твёрдой опорной поверхностью.
Третий режим накренения модели или натурного АСВП - от момента касания опорной поверхности нижней частью монолитного элемента верхнего яруса ограждения до момента касания твёрдой опорной поверхности жестким корпусом или его входа в воду при креновании над водой (рис. 8, с). Наиболее важные закономерности изменения составляющих восстанавливающего момента при углах крена 57: - момент, реализуемый на гибком ограждении, значительно превышает момент, реализуемый на свободных от ограждения участках днища; при угле крена = 6,5 соотношение этих моментов составляет 3,5 4 над твёрдым экраном и 5 7,5 над водой; соответственно, восстанавливающий момент, реализуемый на гибком ограждении, составляет до 80 90% от суммы моментов `Mго + `Mж.к.; - относительная величина опрокидывающего момента `MG на третьем режиме накренения АСВП уменьшается по сравнению с предыдущим режимом; например, при = 6,5 величина этого момента в среднем составляет 25 40% от суммы восстанавливающих моментов `Mго + `Mж.к..
Наиболее существенные отличия условий проведения кренования натурных АСВП от условий проведения таких испытаний на моделях: натурные АСВП раскрепляются от перемещений в горизонтальной плоскости тросами, допускающими некоторое перемещение судна; кренование натурных АСВП проводится в небольшом диапазоне изменения углов крена - обычно это (3 3,5); полный вес судна за время опыта уменьшается вследствие расходования топлива двигателями (от 3,5 до 6% полного веса), что необходимо учитывать при обработке результатов. Основными задачами
при проведении кренования натурных АСВП являются: оценка характеристик поперечной остойчивости судна для заключения о соответствии её характеристик расчётным значениям и нормам; определение зависимостей давлений в воздушной подушке и гибком ограждении, а также высоты парения судна над опорной поверхностью от угла крена, с целью определения соответствия полученных на натурном судне характеристик результатам модельного эксперимента; выявление отклонений в определяемых характеристиках от соответствующих характеристик модели, поиск причин этих отклонений и разработка мероприятий по устранению выявленных отклонений за счёт доводки несущего комплекса судна. Использование разработанных методик проведения кренования моделей и натурных АСВП позволяет обеспечивать совпадение характеристик остойчивости модели и натуры.
Физические процессы, протекающие в несущем комплексе модели и натурного АСВП при изменении угла дифферента, имеют ряд принципиальных отличий от процессов, происходящих при накренении. Главными причинами отличий являются несимметрия несущего комплекса АСВП относительно поперечной оси при любом её положении и существенная разница в вертикальной жесткости носового и кормового гибких ограждений.
В силу указанных обстоятельств дифферентование как моделей, так и натурных АСВП необходимо проводить в обе стороны от равновесного положения - на нос и на корму.
Определяемые при этом характеристики продольной остойчивости используются в качестве основных критериев при оценке продольной устойчивости движения судна на тихой воде с большими скоростями и при оценке его мореходных качеств, являясь своего рода инструментом для обеспечения этих качеств. Как и при креновании, изменение дифферента модели или натурного АСВП в соответствии с особенностями образования сил и моментов также можно разделить на три режима.
Первый режим - от начального угла дифферента до угла, при котором происходит касание опорной поверхности нижними кромками носового или кормового гибкого ограждения - примерно до 1 на нос и на корму. Основной причиной возникновения восстанавливающего момента на этом режиме является изменение давлений в носовой и корCекционирование "Т" мовой частях воздушной подушки вследствие 1,_ над твердым экраном _ _ pп Gx102 = 2,57 kp =1,изменения на их границах условий истечения pп нос 1,воздуха. Различия во взаимодействии носового и _ 1,pп кор.
_ _ _ _ кормового ограждений с опорной поверхностью p________р.
+ pп ко п нос pп нос+ pп кор.
________ 2 0,являются причиной существенной нелинейности _ 0,6 pп нос зависимостей давления в носовой и кормовой _ 0,секциях воздушной подушки от угла дифферента pп кор. на нос на корму o -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 Y (рис. 12). В гибком ресивере, как свидетельстРис. 12.
вуют результаты измерений на натурном АСВП (рис. 13), в диапазоне изменения угла дифферента 2 отклонения величин давлений от значений, соответствующих исходному положению судна, пренебрежимо малы, поэтому можно полагать, что для современных АСВП характеристи- Натурное СВП с секционированием ВП "Т" над твердым экраном 1,ки вентиляторов на начальную статическую продольную pр/pр ср. _ _ Gx102 = 2,57 Qs = 1,32) остойчивость практически не влияют, как и на поперечную 1,остойчивость. Полный восстанавливающий момент, дейст изменение pр в носу 0,вующий на модель АСВП при изменении угла её диффе изменение pр в корме Y Y Y изменение pр в носу рента, представляется в виде суммы M = M + M + жк го 0,6 изменение pр в корме Y Y на нос на корму M + M, где величины всех моментов отнесены к произ- o -2 -1 0 1 2 X G Y ведению GLп. Момент от действия продольной силы Rx, Рис. 13.
обусловленной несимметричным в продольном направлении истечением воздуха из подушки Y Cекционирование "Т" 0,0(рис. 14) при изменении дифферента модели, M X kp расч. = 1,над водой R/G (Rx/G)(yш + h)/Lп, момент силы тяжести модели или натур 0,0_ Y kp = kp/(kp)расч.
ного АСВП M [(yG + h)/Lп]yрад. Наиболее существенG на нос на корму o -4 -2 2 4 Y ные особенности изменения составляющих суммарного -0,0_ _ восстанавливающего момента для начального диапазона Gx102 kp 2,35 1, 2,57 1,изменения угла дифферента y = 1 от исходного поло 2,79 0,-0,008 регрессия прав.ветки кривой регрессия лев.ветки кривой жения: - большая часть восстанавливающего момента создаётся на гибком ограждении, при этом относительное Рис.14.
изменение площади воздушной подушки под гибким ограждением доходит до 5 10%; - момент от силы Rx достигает максимальных значений Y при дифференте на нос до 5 6% от полного восстанавливающего момента M, и в пренебрежимо мал при дифференте на корму;- величина опрокидывающего момента остойчивости веса достигает значений 6 8% от полного восстанавливающего момента при отсутствии заклинки (положительного угла между основной плоскостью судна и плоскостью нижних кромок ограждения) гибкого ограждения, а использование схем с заклинкой гибкого ограждения позволяет уменьшить опрокидывающий момент остойчивости веса при дифференте АСВП на нос от исходного положения судна и увеличить его при дифференте на корму, способствуя увеличению полного восстанавливающего момента при дифференте на нос по сравнению с восстанавливающим моментом при дифференте на корму.
Второй режим дифферентования АСВП - от начала контакта нижних кромок съёмных элементов носового или кормового гибкого ограждения с опорной поверхностью до начала контакта с ней монолитного элемента в носу или в корме. Основные особенности изменения составляющих восстанавливающего момента при изменении дифферента на нос во втором режиме дифферентования: - большая часть восстанавливающего момента на рассматриваемом режиме также обеспечивается за счёт сил на гибком ограждении, при угле Y дифферента на нос y = -3 восстанавливающий момент M составляет около 7 12% от жк Y полного восстанавливающего момента; - величина M при = -3 составляет 8 10% от G величины полного восстанавливающего момента при отсутствии заклинки гибкого ограждения, использование схем гибких ограждений с заклинкой 1 позволяет Y уменьшить величину M при y = -3 до значений 4 5% от полного восстанавливающего G момента. Главные особенности изменения составляющих полного восстанавливающего момента при дифферентовании на корму в диапазоне y = 13: - большая часть восстанавливающего момента обеспечивается за счёт сил на гибком ограждении, однако Y относительная величина момента M становится в два - три раза большей, чем при жк Y дифферентовании на нос; - величина M при y = +3 составляет 8 10% от величины G полного восстанавливающего момента, как и при дифферентовании на нос (для ограждений без заклинки); - использование гибких ограждений с заклинкой 1 позволяет Y увеличить относительную величину M до 12 14 % от полного восстанавливающего G момента и благодаря этому уменьшить его при дифференте АСВП на корму.
Третий режим дифферентования АСВП - от начала контакта монолитного элемента верхнего яруса гибкого ограждения с опорной поверхностью до её касания жестким корпусом. Наиболее важные особенности изменения составляющих полного восстанавливающего момента при дифферентовании моделей современных АСВП на нос в третьем режиме: - величина момента от действия давления воздуха на свободные от ограждения участки днища составляет 10 15% от полного восстанавливающего момента; Y влияние M на рассматриваемом режиме уменьшается по сравнению с предыдущим G режимом, для схем ограждения без заклинки величина этого момента доходит до 7 8% от полного восстанавливающего момента, а использование гибкого ограждения с заклинкой 1 позволяет уменьшить относительную величину опрокидывающего момента до 3,5 4,5%. На третьем режиме изменения дифферента моделей АСВП над твёрдым экраном при дифферентовании на корму наиболее существенным является сохранение величины давления в кормовой секции подушки или даже его незначительное уменьшение. Основные особенности изменения составляющих восстанавливающего момента на предельных углах дифферента на корму:- относительная величина момента от действия давления воздуха на свободном от ограждения днище моделей вдвое больше, чем при максимальных углах дифферента на нос и оказывается в пределах 15 30% от величины полного Y восстанавливающего момента; - относительная величина M при максимальных углах G дифферента на корму оказывается больше, чем при аналогичных режимах дифферентования на нос, и достигает значений 9 12% от величины полного восстанавливающего момента.
Дифферентование натурных АСВП проводится только над твёрдой опорной поверхностью, а основные отличия опыта дифферентования натурного АСВП от дифферентования модели сводятся к трём положениям, аналогичным перечисленным для кренования таких судов. С учётом указанных обстоятельств, препятствующих в большинстве случаев получению диаграммы остойчивости натурного судна во всём диапазоне изменения угла дифферента, в качестве рабочей гипотезы при оценке продольной остойчивости натурного АСВП предлагается следующая. Если для натурного судна и его модели с учётом масштаба совпадают: a) характеристики поддержания, включая распределение давления в воздушной подушке и гибком ресивере, b) параметры формы гибкого ограждения и положение центра тяжести, c) начальные участки характеристик продольной остойчивости (зависимостей восстанавливающего момента, высоты парения и давлений в секциях воздушной подушки от угла дифферента), то и во всём остальном диапазоне изменения угла дифферента эти характеристики полагаются совпадающими для натурного судна и его модели. Подробная методика проведения натурных испытаний АСВП по определению характеристик продольной остойчивости приведена в Приложении 3 к работе.
Как и для водоизмещающих судов, основной характеристикой остойчивости амфибийных СВП является диаграмма статической остойчивости - зависимость восстанавливающего момента от угла крена или дифферента. На начальных этапах работ по созданию АСВП в нашей стране при оценке остойчивости этих судов использовалось традиционное определение начальной метацентрической высоты. Условность такого подхода была очевидной, так как понятия о метацентре, плече остойчивости, метацентрическом радиусе, используемые для водоизмещающих судов, в данном случае лишены физического смысла по той простой причине, что суммарный вектор сил поддержания АСВП в режиме парения не пересекает диаметральной плоскости судна с поCекционирование "Т" явлением угла крена. По аналогии с водоизмещающими _ Y =0,01096+0,156 X+0,06651 X2+0,12777 X3-0,03879 X4+0,0033 XMQx1судами для определения безразмерной начальной мета- над водой центрической высоты использовалась формула производной от восстанавливающего момента в виде hq = kp расч. = 1,_ _ dM (q ) Gx102 kp . Однако для практики оценки остойчи2 1,47 1,dq GBп 2,57 1, LCAC 1,регрессия вости амфибийных СВП подход, основанный на методе бесконечно малых приращений, оказался неудобным, не- o 0 1 2 3 4 5 6 Q информативным и поэтому недостаточным. В качестве Рис. 15.
примера на рис. 15 приведены диаграммы статической поперечной остойчивости в безразмерном виде для трёх моделей АСВП. Очевидно, что метацентрическая высота, полученная дифференцированием регрессионной формулы диаграммы или проведением касательной к ней в начале координат может дать представление об остойчивости АСВП только в случаях, когда диаграмма (кривая 1) незначительно отличается от прямой линии. Однако для большинства современных АСВП диаграмма заметно отличается от прямой линии (кривая 2) - она ближе к параболе, вогнутой в начальном диапазоне углов крена, или даже совпадает с осью абсциссы в некотором диапазоне углов крена (кривая 3). Недостаточность и бесполезность определения начальной метацентрической высоты как производной в начале диаграммы для оценки остойчивости современных АСВП вытекает из последнего обстоятельства и приведенных результатов анализа составляющих восстанавливающего момента на различных режимах изменения угла крена. На основании многолетнего опыта исследований остойчивости АСВП при их проектировании, модельных и натурных испытаний, многочисленных разработок несущих комплексов отечественных судов и работ по контрактам автором был предложен метод оценки остойчивости таких судов, основанный на принципе конечных приращений. Этот метод в последние годы успешно использовался при отработке несущих комплексов АСВП на моделях и на натурных АСВП, что способствовало обеспечению необходимых характеристик остойчивости и безопасности эксплуатации этих судов. В соответствии с принципом конечных приращений для оценки остойчивости АСВП при наличии диаграммы его статической остойчивости предлагается использовать три основных критерия: относительная начальная поперечная метацентрическая высота hq, определяемая по диаграмме поперечной остойчивости модели или натурного судна при значении угла крена = 2 с помощью выражения для конечных приращений (в соответствии с формулой конечных приращений Лагранжа) DM (q )57,восстанавливающего момента и угла крена hq =, где M() = M()=2 и = 2;
G Bп Dq относительная поперечная метацентрическая высота h1 для конечного приращения восстанавливающего момента при изменении угла крена от = 2 до = 5, также определяемая с помощью приведенного выражения подстановкой в него соответствующих значений приращений; коэффициент устойчивости по крену на начальном участке диаграммы остойчивости kу, являющийся аналогом оценки динамической остойчивости для водоизмещающих судов и представляющий отношение площади диаграммы поперечной остойчивости модели или натурного судна над водой на участке = 0 2 к площади треугольника на этой диаграмме с вершинами в точках (0,0), (2, M=2) и (2, 0), поэтому M (q )dq kу =. Использование предложенных критериев позволило установить стандартный Mq =подход к оценке поперечной остойчивости АСВП, исключив произвол в результатах оценки, существовавший при использовании метода бесконечно малых приращений, а также получить связь параметров несущего комплекса с диаграммой статической остойчивости. В работе приведены оценки влияния основных параметров несущего комплекса на эти критерии. Подход к нормированию поперечной остойчивости АСВП зависит от этапа разработки несущего комплекса такого судна. При этом необходимо выделить два основных этапа: 1) выбор основных параметров несущего комплекса АСВП и предварительная оценка характеристик остойчивости на начальной стадии его разработки; 2) определение характеристик остойчивости, ходкости и мореходности АСВП на стадии выполнения его технического проекта. На первом этапе рекомендуется соблюдение полученных статистическим анализом следующих неравенств для наиболее часто используемых в отечественной и зарубежной практике отношений параметров: - отношение высоты центра тяжести над плоскостью нижних кромок гибкого ограждения к ширине воздушной подушки hго + yG 0,30; отношение высоты центра тяжести над основной плоскостью АСВП к Bп yG ширине воздушной подушки 0,20; отношение средней высоты гибкого ограждения к Bп hго ширине воздушной подушки 0,13. Для второго этапа многолетний опыт разработки Bп несущих комплексов отечественных АСВП, натурных испытаний и эксплуатации этих судов позволяет рекомендовать следующие показатели поперечной остойчивости при креновании над водой для использования в качестве нормы их поперечной остойчивости, гарантирующей безопасность эксплуатации по соображениям остойчивости: начальная поперечная относительная метацентрическая высота hq 0,30; поперечная относительная метацентрическая высота h1 на участке от = 2 до = 5 диаграммы поперечной остойчивости h1 0,40 и коэффициент устойчивости по крену на начальном участке от = до = 2 диаграммы остойчивости kу 0,80.
_ M x102 Cекционирование "Т" над твердым экраном Для оценки продольной остойчивости оказывается Y удобным и информативным использование следующих 4-х критериев: относительная начальная продольная на нос на корму метацентрическая высота при изменении дифферента o -5 -4 -3 -2 -1 1 2 3 4 5 Y -kp расч. = 1,3 на нос `H н, определяемая с помощью выражения для _ _ Gx102 kp - 2,35 1,00 конечных приращений восстанавливающего (диффе 2,57 0, 2,79 0,-12 2,57 0, 1,47 1,00 рентующего) момента M и угла дифферента HY Н = -DMy 57,-, где M определяется по диаграмме проG Lп DY Рис. 16.
дольной остойчивости (рис. 16) при y = 1 на нос от исходного положения модели или судна; относительная начальная продольная метацентрическая высота при изменении дифферента на корму HYк, определяемая при y = 1 на корму и соответствующем значении M; относительная продольная метацентрическая высота при изменении дифферента на нос H1н, определяемая при y = 2 или y = 3 на нос от положения модели или судна, в котором определяется HYн, а M при y = 2 или M при y = 3; относительная продольная метацентрическая высота при изменении дифферента на корму H1к при y = 2 или y = 3 на корму от положения модели или судна, в котором определяется HYк, и соответствующих значениях M. Рекомендуется при разработках несущих комплексов современных АСВП обеспечивать следующие наиболее важные показатели продольной остойчивости для дифферентования над твёрдой опорной поверхностью: относительная продольная метацентрическая высота для диапазона угла дифферента на нос y = 1 3 от исходного положения судна H1н = 1,40 2,0; относительная продольная метацентрическая высота для диапазона угла дифферента на корму y = 1 3 от исходного положения судна H1к.= 0,90 1,10; соотношение продольных метацентрических высот при дифферентовании на нос и на корму H1н / H1к = 1,40 1,90.
Глава 3 содержит исследования сопротивления движению амфибийных СВП на тихой воде, выполненных автором с начала 60-х годов и до последнего времени. Сначала отсутствовали как физически обоснованное разделение полного сопротивления на составляющие, так и методы их определения, представления о моделировании и пересчёте на натуру, равно как методики и установки для испытаний моделей СВП в опытовых бассейнах института. На основании анализа результатов испытаний нескольких серий моделей в опытовых бассейнах и аэродинамической трубе полное сопротивление движению АСВП было представлено как сумма следующих составляющих различной природы:
R = Rв + Rбр + Rф + Rтр + T + Rа +Rи, где Rв - волновое сопротивление, Rбр - брызговое сопротивление, Rф - сопротивление формы водоизмещающих частей гибкого ограждения, Rтр - сопротивление трения взаимодействующих с водной поверхностью частей гибкого ограждения, T - проекция реакции вытекающих из подушки струй воздуха на направление движения судна, Rа - аэродинамическое сопротивление, Rи - импульсное сопротивление, определяемое как произведение Qv. Сумма Rф, + Rтр = Rго, тогда полное сопротивление движению амфибийного СВП представляется в виде суммы шести составляющих R = Rв + Rго + Rбр + T + Rа +Rи. Одним из главных на первом этапе исследований являлся вопрос о возможности использования результатов теоретических решений задач о волновом сопротивлении перемещающегося по поверхности воды импульса давлений при оценке волнового сопротивления судна на воздушной подушке. Волновое сопротивление амфибийных судов на воздушной подушке обусловлено действием перемещающейся сложной системы давлений, состоящей из давлений собственно воздушной подушки и давлений от воздействия на воду взаимодействующих с ней частей гибкого ограждения. Теоретическое решение задачи об определении волнового сопротивления судна на воздушной подушке в этом случае затруднительно. Поэтому возникла гипотеза об эквивалентности энергии, затрачиваемой на преодоление волнового сопротивления СВП и энергии, необходимой для обеспечения движения по поверхности воды равномерно распределённого импульса давления, величина которого и форма в плане соответствуют некоторому среднему давлению в воздушной подушке и её форме. Результаты испытаний в бассейне серии схематизированных моделей АСВП с полным отрывом от воды позволили установить близость величин гидродинамического сопротивления и рассчитанного по теоретическим кривым Ньюмена и Пула величин волнового сопротивления эквивалентных по площади распределений давления.. Однако дальнейшее развитие амфибийных СВП выявило необходимость разработки методов определения сопротивления движению для двух этапов создания таких судов. Первый этап - это предварительные оценки затрат мощности на поддержание и преодоление сопротивления движению судна на ранних стадиях его проектирования. Оценки сопротивления на этом этапе являются предварительными, подлежащими уточнению на последующих этапах создания АСВП, поэтому использование гипотезы об эквивалентности волнового сопротивления движению равномерно распределённого импульса давления и реального судна на воздушной подушке вполне приемлемо и потому используется. Второй этап - отработка несущего комплекса создаваемого АСВП с помощью испытаний его моделей. На этом этапе окончательно определяются все параметры несущего комплекса судна, отрабатывается гибкое ограждение, определяются характеристики остойчивости, ходкости, мореходности и управляемости создаваемого АСВП. При этом нет необходимости выполнять оценки волнового сопротивления с использованием теоретических расчётных способов, а полное сопротивление движению судна определяется пересчётом результатов испытаний моделей этого судна в опытовых бассейнах и аэродинамической трубе при соблюдении соответствующих критериев подобия. Сопротивление гибкого ограждения Rго, определяется в составе гидродинамического сопротивления при испытаниях буксируемых моделей СВП в опытовых бассейнах, а проявления масштабного эффекта от несоблюдения подобия по числу Рейнольдса относятся к неизбежным погрешностям эксперимента. В величине сопротивления Rбр, при использовании моделирования по Фруду проявляется масштабный эффект из-за немоделируемости размеров капель воды для модели и натуры (немоделируемости по критерию Вебера) - на натурном судне спектр размеров капель смещён по сравнению с моделью в сторону малых величин. Главной проблемой определения воздушного сопротивления АСВП является оценка двух его составляющих - аэродинамического сопротивления Rа и силы тяги вытекающих из подушки струй воздуха T.
С аэродинамической точки зрения современные амфибийные СВП являются плохообтекаемыми телами, имеющими в большинстве случаев фиксированные точки отрыва потока. Для определения аэродинамического сопротивления используется модельный эксперимент в аэродинамической трубе, который проводится на модели-болванке (без моделирования работы вентиляторов) вблизи экрана при закритических значениях числа Рейнольдса. Основными недостатками такого способа определения аэродинамического сопротивления являются неучёт влияния на него потоков засасываемого и вытекающего из АСВП воздуха, а также влияние пограничного слоя на неподвижном экране. Испытания в аэродинамической трубе специально изготовленной модели АСВП Джейран при близких к натурным соотношениях давления в подушке и скоростного напора набегающего потока pп воздуха - числа Эйлера Eu = 5 (на максимальной скорости натурных АСВП Eu = r v2,2 6,0) позволили установить, что коэффициент аэродинамического сопротивления слабо зависит от угла дифферента модели в диапазоне его реальных значений как при учёте взаимодействия набегающего потока с засасываемым вентиляторами и вытекающим из подушки потоками воздуха, так и для модели-болванки; - указанное взаимодействие приводит к снижению коэффициента аэродинамического сопротивления;- снижение коэффициента аэродинамического сопротивления при моделировании работы вентиляторов составило величину около 15 20% по сравнению с сопротивлением модели-болванки.
Другой важной частью проблемы определения аэродинамического сопротивления движению АСВП является исключение этой составляющей сопротивления из определяемого в опытовом бассейне буксировочного сопротивления модели вследствие невозможности обеспечить подобие по критерию Рейнольдса при соблюдении подобия по критерию Фруда, для чего использовалось два метода: - проведение испытаний в бассейне за аэродинамическим щитом, устанавливаемым на буксировочной тележке перед моделью для исключения воздействия на неё встречного потока воздуха; - определение аэродинамического сопротивления подвешенной над водой модели с последующим вычитанием этого сопротивления из полного буксировочного сопротивления модели,. Оба этих метода имеют свои недостатки, приводящие к погрешностям при пересчёте результатов модельных испытаний на натуру. При испытаниях модели АСВП за аэродинамическим щитом в измеряемое сопротивление, обозначаемое как гидродинамическое сопротивление Rг, входят следующие составляющие: (Rг)м = Rв + Rго + Rбр.щ + T1, где Rбр.щ - брызговое сопротивление модели при её буксировке за аэродинамическим щитом. Величина реакции вытекающего из подушки воздуха также отличается от той, которая имеется при взаимодействии воздушных струй и встречного потока воздуха (полная величина реакции воздушных струй T = T1 + T2, где T1 - составляющая реакции воздушных струй при отсутствии их взаимодействия с встречным потоком воздуха, и T2 Цсоставляющая, обусловленная этим взаимодействием). Для скоростей горба сопротивления отмеченное несоответствие измеряемого на модели сопротивления при её буксировке за аэродинамическим щитом и гидродинамического сопротивления натурного судна можно считать несущественным. Для диапазона больших скоростей движения оценка влияния этого несоответствия сделана путём сопоставления зависимостей буксировочного сопротивления моделей от скорости движения, полученных при буксировке за щитом и без щита. Значения числа Reнат по воздуху для скоростей полного хода оказываются в диапазоне величин 1107 1,2108, для скоростей горба сопротивления Reнат=2,1106 5,5107. Соответствующие модельные значения числа Рейнольдса оказываются в диапазоне Reмод. = 1106 2,4106 для скоростей полного хода и Reмод. = 5,3105 1,1106 для скоростей горба сопротивления.
Таким образом, при испытаниях моделей в опытовом бассейне без щита большая часть диапазона скоростей буксировки попадает в зону закритических значений числа Re, а на скорости горба сопротивления минимальные значения этого числа соответствуют его критическим значениям. Разность величин сопротивления при буксировке модели без аэродинамического щита (за вычетом импульсного сопротивления) и за щитом (Rг)м при одинаковом угле дифферента (R - Rи) - (Rг)м = Rа + Rго + Rбр + T2 = Rа* свидетельствует о влиянии встречного потока воздуха на составляющие полного сопротивления, обусловленные истечением из подушки воздушных струй и образованием брызг (здесь Rго* _ _ разность величин сопротивления гибкого ограждения z Fr a 0,20 gз = 1о Gx102 = 2,26 Qsx102 = 1,28 Lп/Bп = 2,0 1, 1,при буксировке без щита и за щитом, Rбр - разность 1, 2,0,величин брызгового сопротивления модели в этих 0,условиях, Rбр = Rбр - Rбр.щ, и Rа* обозначена рассматриваемая разность сопротивления в качестве условно0,го аэродинамического сопротивления). Наибольшее 0,1 2 3 4 Yo влияние на коэффициент а* при Fr = 1,4 2,Рис. 17.
оказывает изменение нагрузки, коэффициента расхода и угла дифферента модели (рис. 17), а также наличие брызгоотбойных элементов ограждения. Отмеченные особенности свидетельствуют, что при использовании для пересчета сопротивления на натуру коэффициента аэродинамического сопротивления, определяемого по результатам продувки в аэродинамической трубе модели-болванки и результатов буксировки модели за щитом отмеченные влияния не учитываются и в большинстве случаев это приводит к некоторому завышению полного сопротивления, что классифицируется как ошибка в безопасную сторону, способствующая получению на сдаточных испытаниях натурного судна спецификационных значений максимальной скорости.
Для оценки влияния параметров несущего комплекса на составляющие сопротивления движению при различных скоростях хода АСВП оказалось удобным ввести понятие остаточного сопротивления, представляющего собой разность гидродинамического сопротивления буксируемой модели и её условного волнового сопротивления. Величина волнового сопротивления определяется с помощью удобных графических зависимостей, полученных Т.А.Зайцевой для формы воздушной подушки с полукругом в носу и прямоугольником в корме для различных удлинений Lп / Bп и значений числа Fr. Главные обстоятельства, заставляющие считать определяемое описанным способом волновое сопротивление условным: - длина, ширина и площадь воздушной подушки являются условными величинами для любых режимов движения АСВП; - средние значения давления в носовой и кормовой частях подушки неодинаковы, распределение давления по площади подушки в общем случае не является равномерным и изменяется с изменением скорости движения; - на ряде режимов происходит контакт гибкого ограждения с водной поверхностью, что не учитывается при расчётах волнового сопротивления; - на современных АСВП форма воздушной подушки заметно отличается от сочетания прямоугольника с полукругом, в кормовой части оптимальная форма подушки имеет заужение на определённой части длины подушки и закругления на её угловых участках. Остаточное сопротивление модели при использовании результатов её буксировки за аэродинамическим щитом представляется суммой следующие составляющих: Rо = (Rг)м - Rв = Rв + Rго + Rбр.щ + T1. В состав остаточного сопротивления входит корреляционная составляющая волнового сопротивления Rв, представляющая разность действительного волнового сопротивления и сопротивления импульса давления, равномерно распределённого по условной площади, что подтверждается видом зависимостей остаточного сопротивления от скорости движения моделей (рис. 18). С ростом скорости моделей Fr > 1,0 1,1 в остаточном сопротивлении на_ _ _ чинает увеличиваться составляющая, вызван0,06 Gx102 = 2,57 Qsx102 = 1,32 kP = 1,3 Xg =-0,02R/G ная взаимодействием гибкого ограждения с R/G 0,Rг/G водной поверхностью Rго, что приводит к возRв/G 0,растанию остаточного сопротивления и на Rо/G больших скоростях Fr 1,8 остаточное 0,0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0,2 FrL сопротивление становится превалирующей Рис. 18.
составляющей в гидродинамическом сопротивлении. Для оценки гидродинамического совершенства несущего комплекса удобно использовать зависимости остаточного сопротивления от угла дифферента при постоянных значениях скорости модели. Эти зависимости имеют вид парабол и потому часто называются ложками остаточного сопротивления, которые эквидистантны соответствующим кривым гидродинамического сопротивления. Существенными являются величина минимальных значений (при дифференте y0) и ширина ложек остаточного сопротивления. Наиболее важна ширина ложек - чем они шире (чем меньше прирост остаточного сопротивления при увеличении или уменьшении угла ходового дифферента от значения y0), тем совершеннее несущий комплекс в части ходкости, что используется также для совершенствования мореходных качеств АСВП. Установлено, что чем меньше прирост сопротивления при изменении угла дифферента от значения y0 при движении моделей на тихой воде, тем меньше прирост сопротивления движению этих моделей на волнении.
Существенное упрощение в аппроксимации рассматриваемых зависимостей достигается разбиением ложек гидродинамического и остаточного сопротивления на три участка - нижнюю часть, включающую диапазон (0,2 0,3) от угла Y0, левую и правую ветви рассматриваемых зависимостей (рис. 19). Такой приём позволил получать необходимые аппроксимации в виде трёхчленов второй степени с необходимой для расчётов сопротивления точностью, а также использовать эти выражения для оценки гидродинамического совершенства носовой и кормовой частей гибкого _ _ Lп/Bп = 2,3 Gx102 = 2,57 Qsx102 = 1,ограждения воздушной подушки. Правые ветви рассмат0,_ Fr = 1,Rо риваемых зависимостей для современных АСВП обычно 0,близки к прямым линиям, поэтому коэффициент kк = Rо/y, используется для оценки гидродинамического совершенства kк = 0,0,гибкого ограждения в рассматриваемом диапазоне изменения kн = 0,o Y =Y-Yo угла дифферента. В работе приведены оценки влияния пара-1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,0,03 метров несущего комплекса на величину этого коэффициента Fr = 2,_ Rо и его оптимальные значения. Нижняя часть ложки 0,kк = 1,остаточного и гидродинамического сопротивления аппроксиkн = 1,мируется трёхчленом второй степени и играет важную роль 0,при оценках максимально достижимой натурным судном o Y =Y-Yo скорости. При оценках гидродинамического совершенства -1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,несущего комплекса на этом участке используются величины Рис. 19.
минимума ложки и коэффициента при квадратичном члене.
евые ветви зависимостей гидродинамического и остаточного сопротивления от угла дифферента при постоянной скорости движения моделей в большинстве случаев имеют вид параболы. В качестве оценки прироста сопротивления в этом диапазоне изменения угла дифферента предлагается использовать коэффициент kн, характеризующий приращение величины относительного остаточного или гидродинамического сопротивления при изменении угла дифферента на 1 на нос от угла 0, соответствующего минимальным значениям этих составляющих сопротивления. С эксплуатационной точки зрения являются важными зависимости остаточного, гидродинамического и полного сопротивления от относительного расстояния центра тяжести АСВП по длине от центра площади воздушной подушки xG = xG / Lп при постоянной скорости движения (рис. 20). Эти зависимости позво_ _ ляют оценить диапазон изменения центровки судна, в Gx102 Qx102 gз 0,_ 1,47 1,40 0,9o Rост.
котором величины рассматриваемых составляющих и 1,47 0,94 Fr 0,03 1, 1,полного сопротивления не превышают допустимых 1, 1,предельных значений для данной скорости. 0,В работе при анализе результатов испытаний 0,буксируемых моделей использовались частные рег_ 0,ресссионные модели, позволяющие сделать выводы о XG, % -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 влиянии на остаточное сопротивление наиболее суРис. 20.
щественных факторов при постоянных значениях остальных параметров. Однако такие модели не могут использоваться для оценки сопротивления движению АСВП на первом этапе его разработки, поскольку при этом нет необходимости проектировать гибкое ограждение. В основу предлагаемого метода оценки сопротивления движению АСВП на ранних стадиях его проектирования положена установленная анализом результатов модельных испытаний близость зависимостей минимальных значений остаточного сопротивления от Fr для судов с отличающимися несущими комплексами (рис. 21). Для диапазона скоростей Fr 1,1 средние значения минимального остаточного сопротивления в этой полосе интерпретируются линейной зависимостью от скорости движения ( Ro )min = ( Fr -1, 1)0,0123. В случае использования современных схем гибкого ограждения зависимость остаточного сопротивления от коэффициента нагрузки для нескольких значений _ _ скорости может быть представлена интерполяGx102 Qsx102 kp Lп/Bп gз Модель ционными кривыми, позволяющими получать cовр.АСВП 2,79 1,23 1,26 2,29 0,9о -"- 2,57 1,32 1,30 -"- -"-"- 2,35 1,34 1,30 -"- -"0,0 _ приближенные оценки минимальных величин -"- 1,47 1,44 1,30 -"- -"(Ro)min -"- 2,57 1,29 1,30 -"- -"0,0этой составляющей. Для малых катеров на воз "Зубр" 1,47 0,95 1,30 2,23 0,0 "Мурена 2,28 1,27 1,40 2,11 душной подушке получена аналогичная зави0,00,0симость ( Ro )min = ( Fr -1,0 )0,0131. Полное со0,00,1,4 1,6 1,8 2,0 Fr 2,1,противление движению представляется в виде 0,-0,0суммы четырёх составляющих R = Rв + Rо + -0,0Rа. +Rи. Условное волновое сопротивление Rв, Рис. 21.
определяется по графикам Т.А.Зайцевой, остаточное сопротивления находится из соотношения Rо = kR (Rо)min, где kR = 1,2 1,3, а 0 (Rо)min определяется с использованием приведенных осреднённых зависимостей, для определения аэродинамического сопротивления (при Lп/Bп = 2,1 2,5) используется коэффициент а = 0,105 0,110 для крупных судов (для катеров диапазон значений шире а = 0,084 0,110).
Расчёт сопротивления движению АСВП по результатам модельных испытаний выполняется на этапе технического проекта, на котором окончательно определяются все параметры несущего комплекса судна, отрабатывается гибкое ограждение, определяются характеристики остойчивости, ходкости, мореходности и управляемости создаваемого судна.
Гидродинамическое сопротивление движению проектируемого судна при этом пересчитывается на натуру по результатам испытаний в опытовом бассейне буксируемой модели. В работе представлены соотношения, позволяющие выбрать все необходимые параметры буксируемой модели исходя из моделирования по Фруду и технических характеристик опытового бассейна. С учётом разделения полного сопротивления на составляющие и схемы действующих на судно сил и моментов (рис. 22) уравнения равновесия АСВП в продольной плоскости для установившейся скорости движения могут быть представлены в следующем виде Rг + Rа. +Rи = R = Pcos P и Mг + Mа + Mи + MG = Pyp.. После делеrv2 rvния на Sп и Sп Lп уравнения 2 принимают вид г + а + и = = cP и Рис. 22.
mг + mа + mи + mG = cP y. На начальных этапах создания отечественных АСВП при p пересчётах сопротивления движению на натуру уравнения равновесия решались относительно величины xG, что позволяло найти положение центра тяжести по длине при значении угла дифферента, соответствовавшего результатам модельного эксперимента.
В.К.Дьяченко предложил более удобный способ решения уравнений равновесия, в котором входящие в уравнения коэффициенты сил и моментов представлялись в виде линейных функций от угла дифферента, после чего из этих уравнений находилось значение угла дифферента, соответствующее задаваемому положению центра тяжести, а затем определялась и величина сопротивления движению. Использование такого способа позволяло пересчитывать результаты модельных испытаний на натуру более или менее достоверно в диапазоне значений угла дифферента, соответствующего кормовым центровкам судна, при которых угол дифферента оказывался существенно выше значения, соответствующего минимуму сопротивления, а также для скорости горба сопротивления.
Для обоснования и разработки более точной и универсальной методики пересчёта сопротивления с моделей на натуру под руководством автора были выполнены систематические испытания схематизированных моделей и моделей проектируемых АСВП в опытовых бассейнах и аэродинамической трубе в широком диапазоне изменения всех параметров, определяющих зависимости коэффициентов сил и моментов от угла дифферента. Результаты этих исследований позволили установить, что для каждой установившейся скорости движения коэффициенты г, mг и mа являются нелинейными функциями угла дифферента, а наибольшая погрешность вносится при линейном представлении зависимостей гидродинамического сопротивления от угла дифферента.
Поэтому сначала было предложено решение системы уравнений равновесия при использовании представления коэффициента гидродинамического сопротивления в виде трёхчлена второй степени от угла дифферента, на основании которого Т.А.Зайцевой была разработана компьютерная программа расчёта ходкости и подготовлен руководящий документ РД5.045-83. Дальнейшие исследования позволили с помощью методов регрессионного анализа получить представления коэффициентов г, mг и mа от угла дифферента. При использовании этих представлений уравнения сводятся к квадратному уравнению вида mг1 + mа1 - ypV mг0 + mа0 + Vи yи + mG - yP (V +V +Vи ) гг0 а 2 + + = 0, mг 2 + mа2 - ypV mг 2 + mа2 - yPV г 2 г в котором постоянные величины определяются по результатам испытаний в опытовом бассейне и аэродинамической трубе.
Как и для других типов судов, главной характеристикой совершенства методики пересчёта результатов испытаний буксируемых моделей АСВП на натуру является оценка соответствия результатов пересчета результатам натурных испытаний. Для амфибийных СВП эта проблема связана с рядом объективных обстоятельств, вызванных спецификой таких судов, условиями проведения их натурных испытаний и эксплуатации, наиболее важными из которых являются большой разброс результатов измерений скорости при незначительных изменениях условий натурных испытаний, нестационарность поля параметров натурных испытаний и технические сложности их фиксирования, ограниченный объём сдаточных испытаний и погрешности определения трёх основных величин при проведении натурных скоростных испытаний АСВП - силы сопротивления, угла дифферента и скорости движения. Вследствие отмеченных обстоятельств основным способом оценки точности методик пересчёта результатов модельных испытаний АСВП на натуру является сопоставление полученной при натурных испытаниях скорости судна с её расчётным значением, определённым как величина скорости, на которой пересекаются кривые пересчитанного с буксируемой модели сопротивления и кривые тяги движительных комплексов. Для отечественных АСВП в большинстве случаев фиксируемая скорость натурного судна оказывалась выше расчётного значения. В качестве примера, иллюстрирующего соответствие результатов пересчёта и натурных данных, на рис.приведены результаты натурных испытаний катера на воздушной подушке Гепард (водоизмещением около 2т) и кривая пересчёта сопротивления с буксируемой модели.
0,_ _ _ На начальных этапах создания R/G Gx102 = 2,66 Qsx102 = 0,87 KP = 1,18 gз = 1,0о XG = 0,00амфибийных СВП одним из основных 0,препятствий, вставших на пути дости0,жения высоких скоростей движения, пересчет с буксировочных испытаний модели при Vвстр.вет. = 2 м/с натурные данные Vвет. =1 - 3 м/с являлась возникающая при определён0,по ветру против ветра ных условиях опасность затягивания 0,Fr 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,носовой части гибкого ограждения Рис. 23.
внутрь воздушной подушки. Это явление впервые было обнаружено автором при создании многоярусного гибкого ограждения и отработке его первых вариантов на буксируемых моделях в середине 60-х годов. Можно отчётливо выделить две фазы этого процесса (рис. 24). Первая характеризуется сравнительно 6o Fr = 2,медленным уменьшением дифферента, её окончание соот- Y V/ Vo V/ Vo 5 1,ветствует моменту касания водной поверхности нижними кромками ограждения по всему периметру носового участка 3 n = 0,0,воздушной подушки. Характер явлений и протяженность II фаза 2 I фаза второй фазы, непосредственно соответствующей затягиванию ограждения, в большей степени, чем первой, зависит от 2 4 6 8 10 12 16 18 t, сек схемы и конструктивных особенностей ограждения, а поведе- -Y ние при этом натурных объектов в значительной мере опре- --деляется характером изменения прироста сопротивления и -восстанавливающего момента с увеличением дифферента на нос. Величина сопротивления движению во второй фазе Рис. 24.
превышает располагаемую тягу, поэтому движение судна происходит с торможением и продольное ускорение зависит от степени возрастания сопротивления, достигая величин (0, 0,6)g. Наиболее характерным в поведении ограждения при этом является перемещение его нижней кромки внутрь воздушной подушки, что приводит к появлению дополнительного дифферентующего на нос момента вследствие смещения в корму центра поддержания. При разработке АСВП первого и второго поколений главной задачей являлось отдаление наступления явления затягивания гибкого ограждения в область больших скоростей хода на тихой воде и более носовых положений центра тяжести. Для достижения этого был разработан ряд рекомендаций, наиболее важные: нижняя кромка носового ограждения под действием гидродинамических сил должна подниматься вверх без перемещения назад, обеспечение продольной метацентрической высоты H1н 1,2 1,4 и отношения H1н / H1к > 1, а также соблюдение получаемых по результатам модельных и натурных испытаний ограни1,чений по скорости и положению центра тяжести по длине pп/pп v = o Y = судна. В аэродинамической трубе были проведены иссле1,дования физических явлений, протекающих в воздушной 0,9 1,подушке при затягивании ограждения. Установлено, что Q1 Q1 > Qпричиной выхода судна из балансировочного режима по QЗона АСВП 1,дифференту является появление, начиная с некоторого 1,малого положительного угла дифферента, незначительного Y = -1,58o по величине, но непрерывно возрастающего на протяже0,0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 rv2/2/p нии первой фазы дифферентующего момента, вызванного Рис. 25. падением давления в носовой секции воздушной подушки (рис. 25). При этом происходит раздвоение ограждающей подушку воздушной струи и поворот её части внутрь подушки. Результаты исследований в опытовом бассейне и аэродинамической трубе позволили разработать комплекс рекомендаций, позволяющих полностью исключить вероятность затягивания гибкого ограждения на современных АСВП во всём диапазоне реальных для этих судов значений скорости движения и положений центра тяжести по длине. Наиболее важные их них: уменьшение относительной площади носовых секций воздушной подушки до величины Sп нос/Sп 0,38 0,40, выбор положения секционирующего воздушную подушку поперечного гибкого киля xк/Lп = 0,075 0,080 в нос от центра площади воздушной подушки, обеспечение более высокого давления в носовых секциях подушки, чем в кормовых (pп нос/pп кор = 1,10 1,15), увеличение полного расхода воздуха в подушку до значений QS (1,31,5)10-2 и расхода воздуха в носовую секцию подушки по сравнению с кормовой секцией, задание угла заклинки гибкого ограждения около 1 на корму и обеспечение рекомендованных выше норм продольной остойчивости.
Глава 4 содержит результаты исследований мореходности амфибийных СВП.
Мореходные качества АСВП определяются характеристиками взаимодействия их несущего комплекса с взволнованной поверхностью. Наиболее важными в этом отношении элементами несущего комплекса АСВП являются воздушная подушка и её гибкое ограждение. Для рационального выбора параметров несущего комплекса, обеспечивающего высокие мореходные качества этим судам, главный интерес представляет установление причин, вызывающих прирост сопротивления движению АСВП на волнении, оценка влияния параметров волнения и несущего комплекса на величину этого прироста, выявление основных закономерностей физических явлений, протекающих при взаимодействии воздушной подушки и гибкого ограждения с волнами и нахождение связи этих явлений с параметрами качки и вертикальными перегрузками при движении АСВП в условиях волнения. Для обеспечения амфибийному СВП высоких мореходных качеств необходимо решать проблемы преодоления горба сопротивления и достижения максимальной скорости на встречном спецификационном для данного судна волнении и при встречном ветре. Прирост полного сопротивления движению R натурного АСВП в этих условиях является суммой прироста гидродинамического, аэродинамического и импульсного сопротивлений: R = Rг+ Rа + Rи. Основным фактором, определяющим совершенство не_ _ _ сущего комплекса, является величина гидродинамической 0,Gx102 = 2,5 kp =1,3 Qh = 0,15 Xg = 0,04 hго/Sп1/2 = 0,го R/G o части прироста сопротивления движению на волнении.
Y 0,06 6 R/G Наиболее удобным способом оценки влияния параметров тихая вода встречное волнение несущего комплекса на величину гидродинамического 0,04 hв/hго = 0,40 l /Lп = 0,в дополнительного сопротивления АСВП на волнении яв0,ляются испытания буксируемых моделей на регулярном волнении. Для каждой скорости движения модели на 0,Fr 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,регулярном волнении прирост гидродинамического сопро0,_ R/G Gx102 = 2,тивления Rгд может быть представлен как сумма трёх Fr = 1,0,составляющих: Rг = R + Rго + Rв, где R - разница DRY сопротивлений движению (рис. 26) на тихой воде с диф0,ферентом т.в. и с дифферентом в, Rго - прирост сопро0,тивления от взаимодействия гибкого ограждения с волнами, составляющий более 90% от полного прироста гидро0,o Y 1 2 Y Y в т.в.
динамического сопротивления, Rв - дополнительное воРис. 26.
новое сопротивление. В качестве оценки прироста сопротивления на волнении используется величина R'г= (Rгд - R), что позволяет сравнивать сопротивление движению модели на волнении и на тихой воде при одинаковом среднем угле дифферента. Анализ результатов ис_ _ _ пытаний буксируемых моделей на регулярном волнении, выполLп/Bп = 2,5 Gx102 = 2,5 Xg = 0,04 kp = 1,3 Qh = 0,го Fr ненный методом множественной линейной регрессии, позволил 0,1,l /Lп = 0,DR,/G в 1,оценить влияние параметров несущего комплекса АСВП и вол1,0,нения на прирост сопротивления, наиболее важные оценки: - с 0,увеличением высоты волны до значений hв/hго 0,5 0,6 0,0,прирост сопротивления на относительно коротких волнах су0,hв/hго щественно возрастает (рис. 27), указанное возрастание имеет 0,3 0,4 0,5 0,6 0,Fr DR,/G l /Lп = 1,72 1,максимум при неблагоприятном соотношении длины волны к в 0,1,1,длине воздушной подушки в/Lп 1,2 1,5; - оптимальные 0,0,0,значения (рис. 28) удлинения воздушной подушки Lп/Bп= 2,3 hв/hго 0,3 0,4 0,5 0,6 0,2,6; - увеличение коэффициента нагрузки G приводит к снижеРис. 27.
нию относительного прироста сопротивления R'г как на скорости горба сопротивления, так и при более высоких скоростях движения моделей; малые значения расчётного коэффициента давления kp= 1,05 1,10 способствуют снижению _ DR'/G прироста сопротивления движению на относительно г Gx102 = 2,5 hв/hго = 0,40 hв/l = 0,00,в низких волнах hв/hго< 0,4, на более высоких и 0,длинных волнах меньший прирост сопротивления Fr 1,обеспечивается при значениях kp = 1,25 1,30; 1,0,1,0,увеличение коэффициента расхода воздуха в по0,душку во всём диапазоне его значений Qh = 0,080 го Lп/Bп 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 3,0,190 приводит к снижению прироста сопротивРис. 28.
ения, наиболее существенному в начале этого диапазона Qh < 0,10 и незначительному при Qh > 0,15 0,16; - наименьший прирост гидродиго го намического сопротивления оказывается при относительной высоте гибкого ограждения 1 hго / Sп / 2 0,080,10, увеличение этого соотношения свыше значений hго / Sп / 2 = 0,10 0,приводит к возрастанию прироста сопротивления как на коротких в/Lп < 1, так и на длинных волнах в/Lп > 1,6; - минимальный прирост сопротивления на волнении обеспечивается при относительной высоте элементов нижнего яруса hсэ/hго 0,5 0,6; - угол заклин_ _ ки гибкого ограждения з имеет оптимальные значения (рис.
0,Lп/Bп = 2,5 Gx102 = 2,5 Xg = 0,04 kp = 1,DR'/G Fr г 29) около з 1. hв/Sп1/2 = 0,028 l /Lп = 0,94 1,в 1,1,0,Главная причина отсутствия подобия между движением 0,модели на регулярном волнении и натуры на нерегулярном 0,gз 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,волнении - с увеличением частоты встречи модели с регу0,hв/Sп1/2 = 0,054 l /Lп = 0,DR'/G в Fr г лярными волнами и возрастанием их относительной высоты 1,0,hв/hго 0,40 0,50 носовая часть гибкого ограждения модели 1,не успевает возвращаться в исходное положение между кон- 1,0,0,тактами с волнами и, таким образом, накапливает дефор0,0,мацию, что с ростом скорости приводит к заметному уменьшению среднего угла дифферента по сравнению с усло0,gз 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,виями движения на тихой воде (рис. 26). При взаимоРис. 29.
действии гибкого ограждения натурных АСВП с нерегулярным волнением отсутствует эффект накапливания деформации носовой частью гибкого ограждения, так как на нерегулярном волнении вероятность встречи наиболее высоких волн мала и они располагаются рядом с волнами существенно меньшей высоты, практически не деформирующими носовое ограждение, которое успевает вернуться в исходное состояние между контактами с высокими волнами. При отработке несущего комплекса проектируемого АСВП в отечественной практике в качестве высоты регулярного волнения для испытаний модели выбирается взятая в масштабе модели высота регулярного волнения, дисперсия которого равна дисперсии нерегулярного волнения, задаваемого спецификацией для проектируемого судна. Исходя из этого условия, отношение высоты 3%-ной обеспеченности h3% нерегулярного волнения и высоты регулярных волн hв определяется редукционным коэффициентом (делителем) kh= h3%/hв 1,87. Длина волны в регулярного волнения в бассейне выбирается по среднему значению периода волн Tz нерегулярного волнения для натурного судна в= m1,56Tz2, где m - масштаб буксируемой модели. Сопоставление результатов измерения сопротивления движению и дифферента моделей для условий движения на регулярном и на нерегулярном волнении свиде- _ _ Gx102 = 2,57 kp =1,3 Xg = -0,026 gз = 0,9o R/G тельствует (рис. 30), что при большой высоте регулярных Регулярное волнение 0,hв/hго l /Lп в 0,86 2,волн hв/hго> 0,5 0,6 и попадании длины волн в зону Yo 0,88 1,0,неблагоприятных значений в/Lп, 1,2 1,5 полное h1/3/hго= 1,21 Tz = Tzx(g/Lп)1/2 = 3,сопротивление движению существенно превосходит ве0,тихая вода личину сопротивления движению модели на соответст0,вующем нерегулярном волнении (в случае использования o Y kh=1,87). Ходовой дифферент модели на регулярном 0,Fr 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,волнении при этом заметно уменьшается по сравнению с Рис. 30.
дифферентом на нерегулярном волнении. Увеличение длины регулярных волн при сохранении их высоты позволяет получать достаточно близкие значения сопротивления движению для нерегулярного и регулярного волнения. Дифферент модели современного АСВП на нерегулярном волнении незначительно уменьшается относительно дифферента на тихой воде что подтверждает отсутствие эффекта накапливания деформации носовым гибким ограждением при движении на нерегулярном волнении.
Подбирая высоту и длину волн с учётом результатов анализа влияния параметров регулярного волнения на сопротивление движению и дифферент буксируемых моделей, удаётся достичь необходимого соответствия полного сопротивления для обоих типов волнения. Для обеспечения этого соответствия рекомендуется использовать следующие практические приёмы: 1) на скоростях буксировки моделей около скорости горба сопротивления выбор высоты регулярных волн с использованием коэффициента kh= 1,приводит к несколько завышенным по сравнению с нерегулярным волнением значениям полного сопротивления, с разницей до 10 15%, за исключением случаев, когда выбранная по среднему периоду нерегулярного волнения относительная длина регулярных волн оказывается в зоне неблагоприятных значений в/Lп 1,2 1,5, что вызывает существенное возрастание сопротивления; в этих случаях приемлемая близость величин сопротивления на регулярном и нерегулярном волнении достигается увеличением относительной длины регулярных волн для уменьшения падения дифферента модели по сравнению с условиями тихой воды; 2) для скоростей движения модели Fr > 1,0 на регулярном волнении высотой hв/hго > 0,4 0,5 получение значений сопротивления, близких к соответствующим величинам для этой модели на нерегулярном волнении, может быть достигнуто за счёт снижения высоты регулярных волн путём увеличения коэффициента kh с возрастанием скорости буксировки модели с использованием дополнительного множителя k1= 1+0,4(Fr - 1).
Экспериментальная оценка сопротивления движению натурного АСВП в условиях нерегулярного волнения и воздействии ветра является наиболее сложной задачей натурных испытаний таких судов. К проблемам, возникающим при проведении скоростных испытаний натурных АСВП на тихой воде, добавляются ещё более сложные, обусловленные спецификой мореходных испытаний таких судов. Наиболее существенные из них следующие: - морское волнение в местах проведения мореходных испытаний АСВП в большинстве случаев не является стационарным, направление и сила ветра часто меняются, что приводит к быстрым изменениям балльности и энергетического спектра такого волнения в течение относительно малых промежутков времени; - часто встречающееся несовпадение генерального направления бега волн и направления ветра. Поэтому, с точки зрения определения сопротивления движению, при выполнении мореходных испытаний натурных АСВП решаются две основные задачи - определение возможности преодоления горба сопротивления при заданном спецификацией максимальном волнении (для большинства АСВП это 3 или 4 балла) и определение максимально достижимой на этом волнении скорости хода. Анализ результатов решения этих основных задач на мореходных испытаниях большинства отечественных АСВП (экспериментальный катер МС-01, Скат, Джейран, Кальмар Косатка, Зубр, Мурена, катера Гепард-1, Пума, Гепард2, Ирбис и Чилим) позволили сделать следующие основные выводы о поведении этих судов в наиболее неблагоприятных условиях - на встречном волнении (КУВ 0) и при встречном ветре: - все АСВП, имеющих отличающиеся несущие комплексы, размеры и запаобласть значений для волнения на глубокой воде сы мощности двигателей, преодолеR/G Гепард-0,12-0,0,08 _ _ 0,05-0,>0,Gx102 = 2,6 Xg = вают горб сопротивления на волне0,12-0,0,3-0,нии h3%/hго 0,75 0,80 и достигают 0,06 0,3-0, hв3%/hго = 0,4-0,5; Vв = 4-6 м/с скорости до Fr 1,0, при меньших H/Lп = 0,0,05-0,06 H/Lп КУВо 0,0,05-0,06 1высотах волн h3%/hго 0,40 0,45 они -"- 0,12-0,15 1-"- 0,02 развивают скорость до Fr = 1,3 1,5; 0,20 1-"- >0,5 1возможность преодоления горба -"- 0,Fr 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,сопротивления и величина достигаемой Рис. 31.
максимальной скорости в значительной степени зависит от силы встречного ветра и от аэродинамических характеристик АСВП.
Влияние мелководья на величину сопротивления движению АСВП на нерегулярном волнении характеризуется уменьшением сопротивления в районе его горба и увеличением на более высоких скоростях по сравнению с движением на глубокой воде (рис. 31).
Полное сопротивление движению натурного АСВП на волнении можно оценить с достаточной для практических целей точностью по результатам испытаний его буксируемой модели. С учётом проблем моделирования моментов инерции и характеристик вентиляторов при проведении мореходных испытаний буксируемых моделей по результатам этих испытаний может быть выполнена приближенная оценка сопротивления движению натурного АСВП на нерегулярном волнении. Для этого могут использоваться три основных метода.
1. Оценка сопротивления движению АСВП по результатам испытаний его буксируемой модели на нерегулярном волнении. В мореходном бассейне ЦНИИ им. А.Н.Крылова моделирование двумерного нерегулярного волнения с заданными параметрами спектральной плотности обычно осуществляется с использованием спектра Пирсона-Московица. Оценка сопротивления основывается на допущении, что для гидродинамического сопротивления модели и натуры справедливо соотношение (Rг/G)мод = (Rг/G)нат. Гидродинамическое сопротивление модели на нерегулярном волнении находится вычитанием из полного сопротивления модели импульсного сопротивления и аэродинамического сопротивления, определяемого по результатам испытаний этой модели на тихой воде за аэродинамическим щитом и без него. Полное сопротивление натурного судна находится как сумма гидродинамического сопротивлен0ия, аэродинамического и импульсного сопротивлений натурного судна, определяемых с использованием коэффициента его аэродинамического сопротивления и с учётом скорости встречного ветра. Дифферент натурного судна принимается одинаковым с дифферентом буксируемой модели при её движении на нерегулярном волнении, для чего обеспечивается геометрическое подобие корпуса модели и натуры.
2. Оценка сопротивления движению АСВП с использованием спектрального подхода.
Для этого относительное полное сопротивление R движению АСВП на волнении при воздействии на него встречного ветра, соответствующего этому волнению, представляется в виде суммы R = Rт.в. + DRг + DRа + DRи, где Rт.в. - полное сопротивление натурного АСВП на тихой воде, DRг - прирост гидродинамического сопротивления на нерегулярном волнении, DRа и DRи - величины добавок к аэродинамическому и импульсному сопротивлениям, вызванных воздействием на судно встречного ветра. Оценка прироста гидродинамического сопротивления может быть сделана по результатам испытаний буксируемой модели на регулярном волнении с использованием спектрального подхода, используемого для водоизмещающих судов. Относительный прирост сопротивления АСВП на нерегулярном волнении для каждой скорости движения DRв(w ) DRв = 2 (w)Sz (w)dw, где KR = - передаточная функция среднего относительноR K hв ( )hго _ Fr го прироста сопротивления, полученная по результатам испы0,1,Lп/Bп = 2,5 Gx102 = 2,5 kp = 1,DR'/G г таний модели на регулярных волнах разной длины при посто1,l /Lп = 0,в 1,0,янной скорости буксировки и Sz (w) - спектральная плотность 0,ординат двумерного морского волнения. Возможность исполь0,0,зования спектрального подхода основывается на существовании линейной связи между приростом сопротивления и 0,0,1 0,2 0,3 0,4 0,(hв/hго)квадратом амплитуды волн. Для АСВП в общем случае расFr DR'/G l /Lп = 1,г в 1,сматриваемая связь является нелинейной и только в ограни0,1,1,ченном диапазоне малых относительных высот волн её можно 0,0,считать линейной (рис. 32). Это обстоятельство существенно 0,ограничивает применение спектрального метода оценки соп0,00 ротивления движению АСВП на нерегулярном волнении, 0,1 0,2 0,3 0,4 0,(hв/hго)кроме того, очевидна неоправданно высокая трудоёмкость Рис. 32.
этого метода.
3. Оценка сопротивления движению АСВП на нерегулярном волнении по результатам испытаний его буксируемой модели на регулярном волнении с использованием редукционного коэффициента (делителя) для выбора высоты регулярных волн. Этот метод основан на результатах анализа зависимостей прироста сопротивления моделей на регулярном волнении от параметров несущего комплекса и волнения, а также на сопоставлении амфибийному СВП сопротивления моделей АСВП на регулярном и нерегулярном волнении с результатами натурных испытаний этих судов. Полное относительное сопротивление R движению натурного АСВП, как и в первом методе, находится в виде суммы трёх составляющих R = Rг + Rа + Rи. Гидродинамическое сопротивление Rг определяется по результатам испытаний буксируемой модели на регулярном волнении с параметрами, выбираемыми по заданным для натурного судна параметрам нерегулярного волнения - высоте значительных волн h1/3 или высоте волн 3%-ной обеспеченности h3%., и среднему периоду нерегулярных волн Tz.. Практические приёмы для рационального выбора высоты и длины волн описаны выше, а основным условием такого выбора является обеспечение минимального влияния или отсутствие накапливания деформации носовым гибким ограждением при движении модели на регулярном волнении.
Сопоставление результатов пересчёта на натуру сопротивления модели на регулярном и на нерегулярном волнении с данными натурных испытаний современного АСВП (рис. 33) 0,свидетельствует об удовлетворительном соответствии _ R/G Gx102 = 2,57 Lп/Bп = 2,оценок обоими методами и результатов натурных 0,испытаний.
На начальном этапе проектирования приближен- 0,пересчет с регуляр-го волне-я hв/hго = 0,40 l /Lп = 0,в ную оценку полного сопротивления движению АСВП пересчет с нерегуляр-го волне-я h1/3/hго = 0,57 Tzx(g/Lп)1/2 = 2,0,02 натурные испытания h1/3/hго = 0,57 Tzx(g/Lп)1/2 = 2,на волнении можно выполнить с использованием приведенных в работе зависимостей прироста сопротивления 0,Fr 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,на волнении от безразмерных параметров несущего ком_ 0,Gx102 = 2,57 Lп/Bп = 2,плекса, которые уже известны на этом этапе. Для этого R/G используется представление полного сопротивления 0,движению АСВП на волнении в виде суммы четырёх 0,пересчет с регуляр-го вол-я составляющих - сопротивления движению на тихой воде hв/hго = 0,86 l /Lп = 2,в пересчет с нерегуляр-го вол-я h1/3/hго = 1,21 Tzx(g/Lп)1/2 = 3,Rт.в., дополнительного гидродинамического сопротивле0,натурные испытания h1/3/hго = 1,21 Tzx(g/Lп)1/2 = 3,ния на волнении DRг, добавок к аэродинамическому и 0,Fr 0,4 0,6 0,8 1,0 1,импульсному сопротивлению ( DRа и DRи ), вызванных Рис. 33.
действием встречного ветра на судно. Способ оценки полного сопротивления движению АСВП на тихой воде на начальном этапе его проектирования описан в гл. 3, а прирост гидродинамического сопротивления движению на волнении может быть оценен на основании соотношения (Rг/G)мод = (Rг/G)нат с использованием сформированного за последние десятилетия банка результатов испытаний буксируемых моделей на регулярном и нерегулярном волнении. Принимается, что на нерегулярном волнении высотой h3%/hго 0,использование современных схем гибких ограждений гарантирует преодоление горба сопротивления и достижение значений относительной скорости Fr 1,3 1,4. Высоту гибкого ограждения на этом этапе можно определить из соотношения hго / Sп / 2 0,08 0,09.
Оценка прироста сопротивления выполняется на основании имеющихся результатов испытаний моделей-прототипов на волнении с использованием выражения для полного дифференциала функции трёх переменных - удлинения воздушной подушки, коэффициента нагрузки и коэффициента расхода.
Главной возмущающей силой, вызывающей качку и ускорения, являются колебания давления в воздушной подушке и гибком ограждении. Динамике движения СВП на волнении посвящено большое количество теоретических и экспериментальных работ, начиная с начала 70-х годов прошлого века и до последнего времени. Наиболее известные из них анализируются в диссертации, их общими недостатками являются: представление взаимодействия гибкого ограждения в существенно схематизированном виде - с одинаковой формой сечений гибкого ограждения по периметру прямоугольного в плане АСВП, не учитываются существенная нелинейность зависимостей давлений в секциях воздушной подушки от угла дифферента, взаимное влияние деформации соседних вертикальных сечений ограждений, принципиальные различия в механизме взаимодействия с волнами нижнего и верхнего ярусов гибкого ограждения, кормового и носового ограждений.
Проблема немоделируемости атмосферного давления при испытаниях буксируемых моделей, которая на начальных этапах развития АСВП многим исследователям представлялась непреодолимым препятствием выполнению оценок качки натурного судна по результатам испытаний его модели, в действительности для большинства построенных судов этого типа оказалась несущественной. А.Ш.Афремов на основании сопоставления уравнений баланса расхода воздуха в подушку амфибийного СВП без и с учётом сжимаемости предложил критерии влияния сжимаемости воздуха на динамику и масштабный эффект при моделировании качки судов этого типа. Расчеты величин этих критериев свидетельствуют, что для АСВП, имеющих относительно большую величину расхода воздуха и малую высоту гибкого ограждения, влияние немоделирования атмосферного давления на качку в большинстве случаев пренебрежимо мало. Одним из главных проявлений влияния сжимаемости воздуха является эффект тряски (за рубежом называемый эффектом УcobblestoneФ). Этот эффект обычно появляется при движении скеговых СВП на мелком волнении, однако известны случаи его возникновения и на амфибийных СВП, имеющих малый расход воздуха и достаточно высокое гибкое ограждение. В большинстве работ по динамике СВП для нахождения собственной частоты этих колебаний рассматривается предельно упрощённое дифференциальное уравнение вертикальных колебаний СВП, получаемое на основании второго закона Ньютона. При этом предполагается, что амплитуды вертикальной качки малы по сравнению с высотой гибкого ограждения, ограждение не касается опорной поверхности и не деформируется при колебаниях давления, колебания давления воздуха в монолитном элементе гибкого ограждения не учитываются, объём воздушной подушки полагается равным произведению площади подушки на её высоту, площадь подушки постоянна и не секционирована поперечным гибким килём, демпфирующие силы отсутствуют, соотношение давления p и плотности воздуха в подушке определяется законом Клайперона. С учётом перечисленных допущений и условия сохранения постоянной массы воздуха в подушке уравнение колебаний СВП, обусловленных ng( pа + pп ) && сжимаемостью воздуха, представляется в виде y + y = 0 и определяемая этим pпhго ng( pа + pп ) уравнением собственная круговая частота колебаний w = в ряде работ pпhго называется второй резонансной частотой вертикальной качки, хотя в случае амфибийных СВП качка на этой частоте практически отсутствует не только на моделях, но и на натурных судах. Проявление тряски на натурном АСВП иллюстрируется графиками рис. 34, на которых приведены спектральные плотности пульсаций давления в воздушной подушке АСВП Ирбис (предельно низкое значение коэффициента расхода воздуха QS 0,007 при достаточно высоком гибком ограждении hго / Sп / 2 = 0,08), а также его продольной качки при движении на загорбовой скорости на встречном мелком волнении h3%/hго 0,2.
При исследованиях продольной качки АСВП важной является оценка экспериментальным способом частоты собственных колебаний килевой и вертикальной качки, использование которой позволяет анализировать спектры качки натурного судна на нерегулярном волнении. Результаты таких опытов свидетельствует, что свободные колебаDp = 215 (кг/м2)2 L/B = 3,24 Fr = 0,DY = 0,011 град.2 (кг/м2)`h/h = 0,Sp го SY носовая секция ВП `Gx102 = 1,килевая качка `Qx102 = 0,f, Гц f, Гц Рис. 34.
ния АСВП существенно отличаются от свободных колебаний водоизмещающих судов период колебаний, следовательно, и их частота зависят от амплитуды колебаний. Эти особенности свободных колебаний подтверждают, что АСВП является нелинейной системой, у которой частота собственных колебаний по дифференту или по высоте уменьшается в 2 3 раза в процессе затухания колебаний, а также зависит от направления начального возмущения. На основании анализа результатов испытаний буксируемых моделей на регулярном и нерегулярном волнении получены оценки влияния на продольную качку АСВП скорости движения, параметров волнения и несущего комплекса, а также соотношения параметров качки на обоих типах волнения. Эти оценки позволили сделать вывод, что движение АСВП на волнении состоит из двух взаимосвязанных процессов - пропускания волн с высотой hв/hго< 0,4 0,5 под днищем судна при незначительных размахах килевой и вертикальной качки, и огибания более высоких волн, сопровождающегося значительными колебаниями судна по дифференту и по высоте над поверхностью воды.
Анализ результатов измерения параметров продольной качки натурных АСВП, созданных в нашей стране, позволил установить ряд закономерностей, среди которых наиболее важными представляются следующие: - во всех без исключения случаях при движении натурных судов на встречном нерегулярном волнении частота встречи со средними волнами значительно (в 2 3 раза) превышает максимальные частоты спектров килевой и вертикальной качки, следовательно, колебания судна по дифференту и по высоте с этой частотой отсутствуют, как и на частотах встречи с волнами большей обеспеченности;
таким образом, АСВП является своего рода фильтром, не пропускающим высокочастотные возмущения, и реагирует в основном на возмущения с частотами, близкими к собственным частотам килевой и вертикальной качки; для АСВП с удлинением воздушной подушки в диапазоне значений Lп/Bп 1,8 2,5 спектры килевой и вертикальной качки на встречном волнении близки по форме и максимумы обоих спектров находятся на одинаковых или 1,близких частотах.
nнос Встречное волнение hВ/hГО = 0,86 lВ/Lп = 2,44 kp = 1,Исследование влияния параметров движения и пара_ _ Gx10,nнос 1,метров несущего комплекса на вертикальные перегрузки 1, 2, 2,буксируемых моделей на регулярном и нерегулярном 0, нерегулярное волнение h1/3/hго = 1,21 Tzx(g/Lп)1/2 = 3,волнении позволили установить влияние на них указан0,ных параметров, а также соответствие величин перегруFr 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,nц.т.
зок на обоих типах волнения (рис. 35). Результаты этих 0,исследований подтверждены данными натурных испыта_ nц.т.
ний отечественных АСВП.
0,Fr 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,Колебания давления, возникающие в воздушной поРис. 35.
душке и гибком ограждении при движении АСВП над взволнованной поверхностью, определяют главную внешнюю силу, действующую на корпус и гибкое ограждение. Исследования этих колебаний проводились как на буксируемых моделях (на серии схематизированных моделей и моделях АСВП Джейран, Зубр и Мурена) при их движении на регулярном волнении, так и на натурных АСВП. Результаты этих исследований позволили установить основные особенности физических явлений в воздушной подушке и гибком ограждении при движении АСВП на волнении.
Осциллограммы и энергетические спектры колебаний давления в воздушной подушке, полученные при движении моделей на регулярном волнении, свидетельствуют, что эти колебания носят полигармонический характер. В них, помимо основной гармоники с частотой встречи с волной fв= к/2, присутствуют гармоники с кратными частотами и с частотами меньше fв. Из осциллограмм также видно, что колебания обладают существенной асимметрией, пиковые значения положительных и отрицательных пульсаций не равны, что потребовало измерения не только размахов, но и положительных и отрицательных амплитуд p+ и p-, а также введения некоторой энергетической оценки колебаний давления в подушке. Такой оценкой может являться величина среднеквадратической пульсации nT давления prms = ( [Dp(t)] dt )1/2. Анализ колебаний давления в воздушной подушке и в nT гибком ресивере при движении моделей на регулярном волнении позволил установить: характер колебаний давления как по амплитудным, так и по энергетическим характеристикам существенно отличается от гармонического (рис. 36), т.е. np= p+/p- и ne= p+rms/p-rms не равны 1; - зависимости размахов колебаний давления в подушке, отнесённых np ne hв/hго = 0,47; l /Lп = 1,0 к статическим величинам этих давлений, идентичны зависимостям в _ _ 2,0 вертикальных перегрузок от скорости движения моделей, наибольGx102 = 2,5; Xg = 0,04;
kp = 1,шие относительные размахи - от 0,5 до 2,0 наблюдаются в носовой секции воздушной подушки и имеют значения в 1,52 раза больше, 1,5 ne чем в кормовой секции подушки и в носовой части гибкого ресивера; - относительные размахи колебаний давления в носовой 1,секции подушки возрастают с увеличением скорости движения и np высоты волны; пульсации в кормовой секции либо растут незна0,Fr 0,0 0,5 1,0 1,чительно, либо остаются постоянными; - использование заклинРис. 36.
ки гибкого ограждения снижает размахи колебаний давлений в носовой секции подушки и в носовой части гибкого ресивера, наиболее существенно (в 2 2,5 раза) снижаются пульсации давления в носовой секции подушки при увеличении высоты 0, _ _ волн hв/hго 0,4 0,5; - среднеквадратические амплитуды hв/hго lв/Lп Dp/hв Gx102 = 2,1 Lп/Bп = 2, 0,35 0,носовая секция ВП 0,42 0,колебаний давления в носовой секции подушки в 2 3 раза 0,42 1, 0,42 1,0, 0,42 1,выше, чем в кормовой (рис. 37), - среднеквадратические амплитуды колебаний давления в носовой части гибкого ресивера 0,меньше, чем в носовой секции воздушной подушки.
Особенности взаимодействия несущего комплекса АСВП 0,1/0,0 0,5 1,0 1,5 2,0fx(Lп/g) 2,с нерегулярным волнением выявлены при совместном рас _ кормовая секция ВП Dp/hв смотрении результатов спектрального анализа характеристик 0,качки, вертикальных ускорений и колебаний давления с учётом соответствующих спектров волнения, полученных при 0,1/0,0 0,5 1,0 1,5 2,0fx(Lп/g) 2,мореходных испытаниях отечественных АСВП. Наиболее Рис. 37.
важные: - на малых скоростях хода Fr 0,60,8 в спектрах пульсаций давления в подушке основные пики соответствуют частотам, меньшим частоты встречи с модальной волной спектра волнения; для судов с удлинением Lп/Bп = 2,0 2,первый и наибольший пик спектра пульсаций давления в носовой секции подушки оказывается на частоте второго пика спектра килевой качки, которая близка к удвоенной частоте собственных колебаний по дифференту, в кормовой секции подушки, кроме пика, соответствующего частоте первого пика в носовой секции, присутствуют пики на кратных частотах, - на высоких скоростях движения Fr 1,3 1,5 спектры пульсаций давления остаются в той же полосе частот, что и на малых скоростях, при этом частота встречи с модальной волной значительно выше максимальных частот этих спектров; спектры пульсаций давления в подушке в 23 раза шире спектра килевой качки. В целом оценки, полученные в результате исследований колебаний давления в воздушной подушке и гибком ограждении при движении натурных АСВП на нерегулярном волнении, хорошо согласуются с результатами исследований таких колебаний на буксируемых моделях в условиях регулярного волнения.
Возникновение самовозбуждающихся вертикальных колебаний АСВП в режиме парения было обнаружено автором при разработке первого многоярусного гибкого ограждения и его испытаний на буксируемой модели судна на воздушной подушке Джейран в 1965 г. Было установлено, что наиболее существенным фактором, влияющим на возникновение и величину амплитуд колебаний модели и ограждения, является распределение вертикальной жесткости гибкого ограждения по периметру воздушной подушки - наибольшие размахи изменения высоты ограждения - порядка (0,2 0,3)hго отмечались в средних по длине цилиндрических бортовых участков ограждения вертикальных сечениях, а в носовой и кормовой частях ограждения колебания отсутствовали. Анализ результатов экспериментов и наблюдений позволил классифицировать обнаруженное явление как автоколебательный процесс и рассматривать колеблющийся комплекс как автоколебательную систему накопительного типа, характеризующуюся наличием следующих основных элементов - постоянного источника энергии, накопителя энергии и переключателя, осуществляющего механизм обратной связи, который воздействует на подвод или отвод энергии из накопителя.
&& & Уравнение движения автоколебательной системы в общем случае имеет вид y + f ( y, y) = 0, такие уравнения всегда нелинейны, поскольку режим установившихся автоколебаний возможен только в нелинейной системе. Аналитическое решение уравнения автоколебаний & находится лишь в немногих случаях, когда функция f (y, y) имеет достаточно простой вид.
Для АСВП связь демпфирующих сил с вертикальными перемещениями и скоростями является весьма сложной и зависит от большого количества параметров несущего комплекса, поэтому в настоящее время отсутствуют её аналитические представления. Для понимания физической природы автоколебаний в случаях сложных систем успешно используется рассмотрение энергетических диаграмм и фазовых портретов этих колебаний. На рис. приведена упрощенная схема энергетической диаграммы, согласующаяся с полученными при модельном эксперименте представлениями о потере энергии E DEd системы на преодоление сил демпфирования Ed за период колебания и о подводимой за этот период энергии для обеспечения DEy колебаний модели Ey. Точка пересечения зависимостей потери энергии на преодоление сил демпфирования и энергии на поддерА жание колебаний определяет амплитуду установившихся автоко- А о лебаний A0, когда Ed = Ey. На фазовом портрете vy=f(A) такие Vy колебания изображаются замкнутой кривой, называемой предельным циклом. Для устранения автоколебаний АСВП наиболее y эффективным способом представлялось нарушение механизма обратной связи за счёт изменения характеристики нелинейной части системы - бортовых участков гибкого ограждения, выпол- Рис. 38.
няющих функцию переключателя. Изменение механизма обратной связи на бортовых участках ограждения достигалось применением различных вариантов установки систем оттяжек в нескольких вертикальных сечениях внутри бортовых монолитных элементов.
Результаты испытаний на регулярном волнении показали, что наименьший прирост сопротивления на волнении обеспечивается при использовании систем вертикальных оттяжек, которые вместе с тем наиболее эффективно препятствуют возникновению автоколебаний модели и гибкого ограждения. В натурных условиях при отсутствии противовибрационных оттяжек были зафиксированы вертикальные автоколебания судна и гибкого ограждения, причём характер наблюдаемых явлений полностью соответствовал представлениям, поэтому отработанные на буксируемых моделях мероприятия использовались для предотвращения автоколебаний на всех отечественных АСВП, созданных в последующие годы.
Разработка несущего комплекса современного АСВП основана на использовании представлений о вертикальной жесткости и следящей способности гибкого ограждения и на установленной связи этих представлений с характеристиками остойчивости и мореходности таких судов. Для характеристики вертикальной жесткости гибкого ограждения принимается величина, аналогичная вертикальной жесткости механических систем - в виде отношения приращения подъёмной силы к изменению высоты ограждения dYго/dy. Под следящей способностью гибкого ограждения понимается его способность деформироваться при движении над взволнованной поверхностью воды таким образом, чтобы колебания давления в подушке и прирост сопротивления движению СВП на волнении оказывались минимальными. В соответствии с этим определением в качестве меры следящей способности может использоваться производная от давления в подушке по высоте над опорной поверхностью dpп/dy. Основные проблемы при оценке этих характеристик: - вертикальная жесткость и следящая способность представляют собой динамические характеристики, определение которых является весьма сложной задачей; - для разработки схемы ограждения необходимо связывать указанные характеристики с геометрическими параметрами его отдельных вертикальных сечений, однако гибкое ограждение является пространственной конструкцией сложной формы, в материале которой при деформации в вертикальной плоскости, кроме изменения поперечных напряжений, в большинстве случаев возникают и дополнительные продольные напряжения. Для преодоления этих затруднений оказалось необходимым ввести два существенных допущения, на использовании которых основаны разработки схем гибких ограждений, обеспечивающих АСВП требуемые характеристики мореходности и остойчивости: - динамические характеристики вертикальной жесткости и следящей способности гибкого ограждения могут быть адекватно представлены их статическими характеристиками; - для оценки вертикальной жесткости и следящей способности гибкого ограждения может использоваться гипотеза плоских сечений. В качестве показателей вертикальной жесткости и следящей способности для конкретной геометрии вертикального сечения ограждения удобно использовать абсолютные величины dYго dpп | | и | | при y =1, то есть при расчётной форме сечения. В соответствии с принятыми dy dy dYго определениями вертикальная жесткость ограждения увеличивается с ростом | |, а dy dpп следящая способность - с уменьшением | |. Экспериментальным путём установлены dy диапазоны оптимальных значений этих величин для сечений носового, бортового и кормового ограждений, а также их связь с геометрическими параметрами этих сечений относительными расстояниями по вертикали и горизонтали между точками крепления контура монолитного элемента гибкого ограждения к корпусу и параметрами элементов нижнего яруса. Рекомендуемые соотношения геометрических параметров используются при проектировании сечений гибкого ограждения его на различных участках.
Глава 5 содержит методы определения параметров формы гибких ограждений АСВП.
Приведенные в работе результаты исследований характеристик поддержания, ходкости, остойчивости и мореходности АСВП позволяют сделать вывод, что для обеспечения этим судам перечисленных качеств главную роль играет рациональный выбор схемы гибкого ограждения, являющегося наиболее важной частью несущего комплекса. Разработка схемы гибкого ограждения основана на представлениях о влиянии параметров гибкого ограждения на перечисленные характеристики АСВП и использовании методов расчёта параметров формы ограждений. Это позволяет воплощать рекомендации по необходимому распределению вертикальной жесткости и следящей способности ограждения в формах вертикальных сечений ограждения на его различных участках. На основании анализа результатов исследований характеристик поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности сформулирован ряд положений, содержащих основные принципы работы гибких ограждений и способы их воплощения. Наиболее важные из них: - принцип разделения гибкого ограждения на ярусы по высоте, заключающийся в выполнении различных функций нижней и верхней частями ограждения, нижний ярус должен обеспечивать требуемые характеристики взаимодействия с опорной поверхностью, верхний ярус (или ярусы) распределяет воздух по периметру воздушной подушки и играет роль рессоры (рессорный принцип); - распределение вертикальной жесткости гибкого ограждения по периметру воздушной подушки (максимальная по ограждению в его носовой части и минимальная в кормовой); - непрерывность ограждения по периметру воздушной подушки, для чего секционные элементы нижнего яруса должны иметь по возможности наибольшую площадь контакта по боковым стенкам между соседними элементами; - принцип работы носовой части гибкого ограждения - обеспечение при контакте с водой возможности перемещения нижней кромки ограждения вверх без существенного смещения её внутрь воздушной подушки; - принцип работы кормового гибкого ограждения, которое должно автоматически ограничивать возрастание реализуемой на ней подъёмной силы и давления в кормовой секции подушки при движении на волнении; - принципы работы секционирующих воздушную подушку поперечного и продольного гибкого килей, обеспечивающие эффективность секционирования.
Разработанные методы определения параметров формы гибких ограждений основаны на решении уравнений статического равновесия элементов ограждения под действием распределённых по поверхности материала избыточных давлений воздуха. Основные допущения: - кроме участков присоединения съёмных элементов к монолитному элементу материал ограждения полагается абсолютно гибким, невесомым и нерастяжимым; - участки присоединения съёмных элементов рассматриваются как жесткие вставки в контур вертикального сечения монолитного элемента, шарнирно скреплённые с безмоментными участками контура; - избыточное давление воздуха, действующее на внутреннюю поверхность элементов, полагается постоянным для монолитного элемента, а также для закрытых со стороны подушки элементов нижнего яруса и равным давлению в гибком ресивере pр, для открытых в сторону воздушной подушки элементов - давлению в подушке pп. Уравнения равновесия элементов ограждения составляются для сил и моментов, действующих в вертикальных сечениях этих элементов, соответствующих для элементов нижнего яруса их плоскостям симметрии. Необходимое для построения теоретического чертежа определение параметров формы всего гибкого ограждения разделяется на ряд задач для отдельных участков ограждения. Сращивание получаемых решений достигается за счёт выполнения граничных условий, состоящих в совпадении параметров формы участков ограждений на границе раздела. Схема разделения гибкого ограждения на отдельные участки и оптимальный алгоритм последовательности этих расчётов: 1) бортовые участки гибкого ограждения, для которых определение параметров формы начинается с расчёта так называемого основного сечения, которое находится на стыке нецилиндрической носовой и цилиндрической бортовой частей ограждения; 2) носовая часть гибкого ограждения, 3) кормовая цилиндрическая часть гибкого ограждения; 4) угловые участки ограждения, имеющие двоякую кривизну поверхности монолитного элемента; 5) продольный и поперечный гибкие кили; 6) размещение элементов нижнего яруса на монолитном элементе и гидравлический расчёт гибкого ограждения.
Выбор способа расчёта параметров формы бортовых участков гибкого ограждения зависит от относительной высоты его нижнего яруса. При относительной высоте hэ/hго (0,25 0,30) параметры формы монолитного элемента могут быть определены без учёта влияния на него усилий со стороны элементов нижнего яруса. Численное решение системы трансцендентных уравнений позволило построить номограммы для определения параметров формы монолитного элементов. Для ограждений с более высокими элементами нижнего яруса расчёт параметров формы выполняется с учётом взаимодействия ярусов. При этом рассматриваются два варианта задания. В первом задаются координаты точки крепления внутренней ветви монолитного элемента к корпусу. Численное решение на ЭВМ системы равновесия из пяти трансцендентных уравнений позволило построить номограммы для определения параметров формы бортового ограждения. Во втором варианте задаются координаты точки крепления наружной ветви монолитного элемента. Разработанный для полученного решения расчетный модуль позволяет определять необходимые параметры сечения бортового ограждения с выводом на дисплей результатов расчёта и графическим построением сечения, а также с импортом в систему AutoCAD на теоретический чертеж гибкого ограждения (рис. 39). Предложен также простой графоаналитический способ решения уравнений равновесия для этого варианта задания, а также метод определения параметров формы сечения двухъярусного гибкого ограждения при использовании элементов нижнего яруса со сломом образующих наружной части.
Проектирование носовой части гибкого ограждения начинается с разработки его сечения по диаметральной плоскости на основании рекомендаций по выбору определяющих это сечение геометрических параметров. Расчёт параметров формы сечений, промежуточных между носовым сечением и уже определённым основным сечеРис. 39.
нием, выполняется методом совмещённых сечений. Все вертикальные сечения совмещаются в диаметральной плоскости поворотом вокруг вертикальной оси, проведенной через центр полуокружности очертаний носовой части воздушной подушки, а построение ватерлиний выполняется с соблюдением условия плавности их очертаний, аналогично построению теоретического чертежа корпуса судна.
Разработанный в последние годы аналитический способ определения параметров формы носового гибкого ограждения основан на задании оптимальной формы линии, соединяющей габаритные точки наружных ветвей вертикальных сечений монолитного элемента. Для этого обычно используется уравнение эллипса в полярных координатах. Расчётный модуль, с помощью которого определяются все необходимые параметры формы носового ограждения, позволяет выводить на экран результаты расчёта в цифровом и графическом виде и импортировать полученные сечения в систему AutoCAD на теоретический чертеж гибкого ограждения.
Для определения параметров формы кормового ограждения разработаны расчётные методы, применяемые в случаях использования основных типов элементов нижнего яруса (.рис. 2 е и з). Форма угловых участков гибкого ограждения на современных АСВП выполняется с заужением ширины воздушной подушки и закруглёнными углами. Для расчёта параметров формы таких ограждений также используется метод совмещённых сечений, в графоаналитическом или в аналитическом виде В последнем случае габаритную линию закруглённого участка рекомендуется задавать в виде кубической параболы, 2 например r(f ) = 1 + 0,170f + 0,063f - 0,265f.
При определении параметров формы секционирующих подушку гибких килей разработанные методы позволяют учитывать рекомендации по достижению высокой эффективности секционирования.
Завершающий этап определения параметров формы гибкого ограждения - размещение элементов нижнего яруса на монолитном элементе и гидравлический расчёт ограждения (определение размеров отверстий для подачи воздуха в элементы нижнего яруса и для истечения из них). Приведенные методы позволяют решать эти задачи на основе отработанных на моделях и натурных АСВП рекомендаций, в том числе по оптимальному распределению расхода воздуха по участкам современных гибких ограждений.
Глава 6 содержит метод выбора несущего комплекса амфибийных СВП и результаты разработок автоматизированной системы его проектирования. Представляемый метод основан на анализе результатов большинства проведенных в нашей стране модельных и натурных испытаний этих судов. Эти результаты вместе с параметрами обследованных несущих комплексов составляют банк данных, позволяющий уже на начальных стадиях выбора несущего комплекса нового АСВП определить ориентировочные значения основных параметров его несущего комплекса. Используемые для выбора оптимального по соображениям ходкости и мореходности несущего комплекса таких судов критерии определяются основными проблемами, возникающими при попытке добиться оптимального сочетания этих качеств, подробно рассмотренными в 3 и 4 главах работы. Успешным создание несущего комплекса нового судна оказывается только при условии выполнения следующих четырёх этапов этой работы: 1) поиск зоны ближайших прототипов среди построенных АСВП и определение ориентировочных значений основных параметров несущего комплекса нового судна; 2) выбор оптимальных параметров несущего комплекса нового судна на основе представлений об их влиянии на ходовые и мореходные качества АСВП, разработка теоретического чертежа гибкого ограждения; 3) отработка выбранного несущего комплекса на моделях в опытовых бассейнах, на специальных стендах и в аэродинамической трубе, определение по результатам этих испытаний характеристик поддержания, остойчивости, ходкости и мореходности проектируемого судна; 4) доводка несущего комплекса на опытном или головном судне нового проекта в процессе его опытной эксплуатации. Главное назначение разработанного метода выбора несущего комплекса - разработка современных несущих комплексов АСВП нового поколения, по своим основным харакРис. 40.
теристикам существенно превосходящим построенные ранее суда этого типа. Первый этап выбора несущего комплекса выполняется с помощью Lп, м диаграммы статистической зависимости высоты гибкого 50 SR NЗубр ограждения и балльности волнения от полного водоизмеДжейран щения (рис. 40). Огибающую, проходящую через большинство точек, соответствующих различным АСВП, слеМурена LCAC Кальмар-Т дует воспринимать как нижнюю границу обеспечения Касатка AP-I-Кальмар Скат удовлетворительных мореходных качеств, что подтвержИрбис Омар Пума Чилим дается опытом эксплуатации этих судов. Вместо кривой на Гепард-Гепард-рис. 46 может использоваться её аппроксимация в виде 1 G, т 1010 1регрессионной зависимости hго = 0,280 + 0,537x - 0,416x2 + Рис. 41.
0,198x3, где x = lgG. Аналогичная диаграмма построена для оценки длины воздушной подушки (рис. 41). На втором этапе выполняется выбор оптимальных параметров несущего комплекса на основе учёта влияния необходимых по проектным требованиям отклонений параметров проектируемого судна от прототипа на характеристики ходкости и мореходности, использовании последних достижений в совершенствовании схем гибких ограждений воздушной подушки и приведенных методов определения параметров формы гибких ограждений. Последовательность операций: - выбор ширины воздушной подушки, определение расчётных значений площади воздушной подушки, давлений в гибком ограждении (гибком ресивере) и воздушной подушке, величины расхода воздуха в подушку (путём выбора коэффициента QS ), выбор угла заклинки и определение высоты ограждения в необходимых точках по длине судна, определение высоты нижнего яруса ограждения и углов наклона образующих внешней поверхности открытых элементов нижнего яруса на участке нос-борт, расчёт основного сечения бортового ограждения, определение параметров формы носовых, бортовых, кормовых и угловых участков ограждения, выбор схемы секционирования воздушной подушки и определение параметров формы гибких килей, размещение элементов нижнего яруса и вычерчивание теоретического чертежа гибкого ограждения, гидравлический расчёт ограждения.
Представленный метод выбора параметров несущего комплекса АСВП успешно применяется в ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова, позволив разработать несколько несущих комплексов АСВП нового поколения. При этом была подтверждена результатами модельных и натурных испытаний возможность обеспечения этим судам существенно более высоких характеристик ходкости и мореходности, чем у ранее построенных судов. Для облегчения этой работы, сокращения времени её выполнения и повышения точности получаемых результатов разработана автоматизированная система проектирования несущего комплекса (САПР). Эта система представляет собой совокупность проектных задач с единой информационной базой и использует средства системы управления базой данных и CADсистем. Последние используется для создания пространственной модели гибкого ограждения АСВП по набору рассчитанных плоских сечений с последующим получением плоских чертежей отдельных элементов ограждения - его развёрток. В систему входят банк данных, управляющая программа, архив проектов и расчётные модули для определения параметров формы ограждения, построенные на приведенных в гл. 5 алгоритмах. Эти модули, программы которых, как и всех остальных частей САПР, разработаны Е.А.Колосовой и Е.А.Семионичевой, позволяют быстро и с высокой точностью получать необходимые геометрические параметры сечений ограждения, а также выводить рассчитанные сечения на чертежи гибкого ограждения в AutoCAD. Системой предусмотрено использование двух графических систем AutoCAD для формирования чертежей в привычном формате и Unigraphics (версия NX3) для построения пространственной модели гибкого ограждения АСВП и получения разверток её поверхности на Рис. 42.
плоскость. В качестве примера на рис. приведена последовательность экранов, демонстрирующих выполнение операции разворачивания на плоскость поверхности носовой секции монолитного элемента гибкого ограждения. Пространственная модель позволяет проверить соблюдение граничных условий в местах соединения отдельных участков гибкого ограждения, а также размещение съёмных элементов нижнего яруса на этих участках (рис. 43).
Оптимизация параметров несущего комплекса позволяет разрабатывать СВП нового поколения, отличающиеся от построенных до сих пор судов существенно более высокими характеристиками, в первую очередь улучшенными ходовыми и мореходными качествами, обеспеченной устойчивостью движения во всём проектном диапазоне скоростей хода при значительном расширении диапазона безопасных положений центра тяжести по длине Рис. 43.
судна. Использование рекомендаций по выбору оптимальных параметров несущего комплекса быстроходных амфибийных СВП, содержащихся в гл. 2, 3 и 4, позволяет как существенно улучшить характеристики ходкости и мореходности находящихся в эксплуатации амфибийных СВП, так и создавать на этой основе АСВП нового поколения.
MY / GLп Основным путём улучшения указанных характеристик Oптим. НК _ 0,Вода G = 2,8x10-существующих АСВП является модернизация гибкого ог_ _ _ _ H1Н/H1К = 1,(H1Н/H1К)т.э. = 1,0,раждения при относительно небольших переделках жесткого корпуса судов. Для достижения заданных характеристик на нос на корму -6 -4 -2 2 4 Yo ходкости и мореходности при разработке нового АСВП _LCAC (USA) G = 2,9x10--0,04 необходимо полностью выбрать все параметры несущего _ _ H1Н/H1К = 0,комплекса, и после этого окончательно выбирать парамет-0,ры вентиляторов, машинной установки и обводы жесткого -0,корпуса, соответствующие уже выбранному несущему комплексу. Такой путь позволяет создавать быстроходные Рис. 44.
амфибийные СВП нового поколения, обладающие существенно улучшенными характеристиками ходкости и мореходности. Эффективность оптимизации несущего комплекса в работе иллюстрируется результатами испытаний буксируемых моделей с оптимизированным несущим комплексом и сопоставлением полученных характеристик с характеристиками находящихся в эксплуатации АСВП. Приведенные на рис. результаты свидетельствуют о возможности обеспечить рекомендуемые характеристики продольной остойчивости за счёт использования оптимизированного несущего комплекса, например, по сравнению с поперечной остойчивостью американского АСВП LCAC. В части ходкости на тихой воде использование оптимизированных несущих комплексов позволяет _ _ _ DRг = Rг - Rг min расширить ложки сопротивления как на скорости 0,лгорба сопротивления, так и на высоких скоростях, а Fr = 1,Oптим. НК также существенно сдвинуть в нос положение центра _ G = 1,47x10-0,тяжести судна, соответствующее минимуму сопротивРанее построенные АСВП _ ления (рис. 45). Сопоставление характеристик мореG = 1,47x10-ходности свидетельствует, что для АСВП с оптимизи _ -0,05 -0,04 -0,03 -0,02 -0,01 0,00 0,01 0,DXg0,рованным несущим комплексом достигается сущестРис. 45.
венное снижение прироста сопротивления (рис. 46) и перегрузок при движении на волнении (рис.47). Ориентировочные оценки улучшения основных характеристик АСВП, сделанные на основе результатов выполненных исследований:
- увеличение ресурса гибкого ограждения за счёт снижения усилий, действующих в 1,ограждении - в 1,5 раза;
Rо /Rг 1,- расширение диапазона безопасных центровок за 1,счёт повышения устойчивости продольного движения на 0,тихой воде и на волнении - в 2 2,5 раза;
0,_ Gx102 hв/hго l /Lп в 0,- увеличение скорости движения на тихой воде - в 1 "Оптим. НК" 1,47 0,41 0,2 "Ранее построенные 1,47 0,41 0,0,АСВП" 1,2 раза;
0,FrL 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,- повышение мореходных качеств за счёт снижения Рис. 46.
сопротивления движению и перегрузок на волнении увеличение скорости движения на спецификационном волнении в 1,3 1,5 раза, снижение 0,_ Встречное регулярное волнение вертикальных перегрузок в 1,3 1,8 раза, возnнос можность эксплуатации на волнении большей в 0,4 1,6 1,8 раза высоты;
_ 0,Gx102 Lп/Bп hв/hго l /Lп в - улучшение маневренных качеств - увеличе1 "Оптим. НК" 1,47 2,29 0,41 0,2 "Ранее построен- 1,47 2,23 0,41 0,ное АСВП" ние скорости безопасного маневрирования в 1,0,0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,FrL 0, 1,.3 раза.
_ nц.т.
1 Основные результаты работы. В диссерта0,ционной работе решена важная народно-хозяйст0,венная и оборонная задача разработки современ0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,FrL ных методов определения основных характерисРис. 47.
тик и выбора несущего комплекса АСВП для обеспечения создания судов нового поколения, существенно превосходящих по характеристикам ходкости и мореходности отечественные и зарубежные суда первого и второго поколений. Для решения указанной задачи:
Ц выполнены оценки параметров течения воздуха на границах воздушной подушки, разработаны методы определения характеристик поддержания моделей и натурных АСВП, выявлено влияние параметров несущего комплекса на эти характеристики и предложены универсальные зависимости, позволяющие оценивать характеристики поддержания современных амфибийных СВП на ранних стадиях проектирования;
- создана физическая модель процессов, возникающих в воздушной подушке и гибком ограждении АСВП при их поперечных и продольных наклонениях, установлено влияние параметров несущего комплекса на составляющие восстанавливающего момента, предложены методы оценки остойчивости моделей и натурных АСВП, критерии и нормы остойчивости, гарантирующие безопасность эксплуатации этих судов;
- предложено обоснованное результатами серийных модельных испытаний разделение полного сопротивления движению АСВП на составляющие, разработаны методы определения этих составляющих и выявлено влияние на них параметров несущего комплекса, разработаны принципы пересчёта сопротивления моделей АСВП на натуру и метод оценки полного сопротивления на начальных этапах проектирования, выявлены физические причины явления затягивания гибкого ограждения и разработан комплекс мероприятий, позволяющих исключить это явление на современных АСВП;
- выявлены причины прироста сопротивления движению АСВП на волнении, определены зависимости прироста сопротивления от параметров волнения и несущего комплекса, разработаны рекомендации по выбору оптимальных значений этих параметров, разработаны методы оценки сопротивления движению на волнении натурных АСВП по результатам испытаний их буксируемых моделей, выявлены основные закономерности и взаимосвязи процессов качки, перегрузок и колебаний давления в подушке и гибком ограждении, причины автоколебаний АСВП, разработаны внедрённые на всех отечественных судах мероприятия по устранению автоколебаний;
- сформулированы основные принципы работы гибких ограждений, предложен алгоритм оптимальной последовательности выполнения расчётов параметров формы ограждений, разработаны расчётные и графо-аналитические методы определения параметров формы всех участков гибких ограждений АСВП, а также метод гидравлического расчёта ограждений;
- разработан метод выбора несущего комплекса таких судов с заданными ходовыми и мореходными качествами, направленный на модернизацию существующих судов и создание АСВП нового поколения, разработана автоматизированная система проектирования несущего комплекса, выполнены оценки возможного улучшения ходовых и мореходных качеств АСВП при использовании разработанного метода.
По теме диссертации автором опубликовано 47 работ, в том числе 11 изобретений.
Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:
1. Расчёт параметров истечения воздуха из элементов гибкого ограждения воздушной подушки, матер. по обмену опытом, Судостроение, Ленинград, вып. 178, 1972, с. 221-232.
2. Поперечная остойчивость амфибийных СВП, Труды ЦНИИ им. А.Н.Крылова, вып.44(328), СПб, 2009, с.69-118.
3. Гидродинамическое сопротивление судов на воздушной подушке, журн. Судостроение, 1965, № 5, с. 12-18.
4. Гидродинамическое сопротивление движению амфибийных судов на воздушной подушке, Вопр. соверш. мореходн. качеств судов, матер. по обмену опытом, Ленинград, Судостроение, 1971, вып. 168, стр. 261-274 (в соавторстве с Зайцевой Т.А.) 5. Причины и характерные особенности затягивания гибких ограждений СВП, Всесоюзн.
научн.-техн. симп. по вопросам повышения ходовых и мореходных качеств судов (Крыловские чтения), 1976, тез. докл. с.61-62.
6. Исследование условий начала затягивания гибких ограждений судов на воздушной подушке, Труды ЦНИИ им. А.Н.Крылова, вып. 283, 1975, с. 125-129, (в соавторстве с Прохоровым С.Д.).
7. О влиянии параметров кормового гибкого ограждения на ходовые и мореходные качества амфибийных СВП, Вопросы судостроения, сер. Проектирование. судов, вып. 26, 1980, с.
141-146, (в соавторстве с Дьяковой Т.А.) 8. О колебаниях давления в воздушной подушке и гибком ограждении моделей амфибийных и скеговых судов на воздушной подушке, Вопросы судостроения, сер.
Проектирование судов, вып. 43, 1985, с. 74-81, (в соавторстве с Ерохиным С.К., Зайцевой Т.А., Шадриным В.П. и Шлемовым Ю.Ф.) 9. Расчёт параметров формы элементов гибких ограждений воздушной подушки, Труды ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова, вып. 247, 1969, с. 66-76, (в соавторстве с Бондарцом К.В.).
10. Расчёт параметров формы кормового гибкого ограждения, Вопросы судостроения, сер.
Проектирование судов, вып. 29, 1981, с. 18-20, (в соавторстве с Дьяковой Т.А.).
11. Гибкие ограждения амфибийных судов на воздушной подушке, Межд. конф. по судостроению (ISC), СПб, 1994, с.325-332.
12. Расчёт гибких ограждений судов на воздушной подушке, раздел в монографии Гидродинамика быстроходных судов, Судпромгиз, 1971, с. З80-396.
13. Расчётные и экспериментальные методы определения характеристик гибких ограждений, раздел в Справочнике по теории корабля, т.3, Судпромгиз, Ленинград, 1985, с. 372-384.
14. Расчёт параметров формы многоярусных гибких ограждений с проницаемым монолитным элементом, Вопросы судостроения, сер. Проектирование судов, вып. 14, 1977, с. 31-34.
15. Основные принципы выбора схемы гибких ограждений для амфибийных СВП, межд.
конф. FAST91, сб. докладов, Тронхейм, Норвегия, с. 1315-1329.
16. Критерии и метод выбора оптимального несущего комплекса амфибийных СВП с заданными ходовыми и мореходными качествами, Труды ЦНИИ им. А.Н.Крылова, вып.17(301), СПб, 2003, с. 20-41.
17. Численные методы определения параметров формы гибких ограждений амфибийных СВП, Труды ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова, вып. 49(333), 2009, с. 95-110, (в соавторстве с Колосовой Е.А. и Семионичевой Е.А.).
18. Выбор оптимальных значений параметров несущего комплекса амфибийных СВП на основе опыта создания этих судов в России, Вторая межд. конф. NSN'1998, секция A, сб.
докладов т. 2, с. 162-166.
19. Разработка автоматизированной системы проектирования несущего комплекса СВП, Труды ЦНИИ им. А.Н.Крылова, вып. 44(328), 2009, с.119-136, (в соавторстве с Колосовой Е.А. и Семионичевой Е.А.).
20. Быстроходные амфибийные СВП нового поколения - суда с оптимальным аэрогидродинамическим несущим комплексом, доклад на межд. конф. по быстроходным судам FAST2005, С.Пб., 2005.
Авторефераты по всем темам >>
Авторефераты по техническим специальностям