Метод расчета нагрузок, определяющих прочность скоростных судов с крыльями-стабилизаторами качки

Ишков, Владимир Викторович

Теория корабля и строительная механика

автореферат диссертации по кораблестроению, 05.08.01, диссертация на тему:Метод расчета нагрузок, определяющих прочность скоростных судов с крыльями-стабилизаторами качки

кандидата технических наук: Ишков, Владимир Викторович
город: Санкт-Петербург
год: 2011
специальность ВАК РФ: 05.08.01

Диссертация по кораблестроению на тему «Метод расчета нагрузок, определяющих прочность скоростных судов с крыльями-стабилизаторами качки»

Автореферат диссертации по теме "Метод расчета нагрузок, определяющих прочность скоростных судов с крыльями-стабилизаторами качки"

На правах рукописи

ИШКОВ Владимир Викторович

МЕТОД РАСЧЕТА НАГРУЗОК, ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ ПРОЧНОСТЬ СКОРОСТНЫХ СУДОВ С КРЫЛЬЯМИ-СТАБИЛИЗАТОРАМИ КАЧКИ

Специальность 05.08.01 - Теория корабля и строительная механика

1 7 НОЯ 2011

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Санкт-Петербург 2011

005002334

Работа выполнена в Федеральном государственном унитарном предприятии «Центральный научно-исследовательский институт имени академика А.Н. Крылова».

Научный руководитель:

доктор технических наук Крыжевич Геннадий Брониславович.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Тряскин Владимир Николаевич, кандидат технических наук Платонов Виктор Георгиевич.

Ведущая организация: 1 ЦНИИ МО РФ.

Защита состоится «03» У-2. 2011 г. в {0.ОО на заседании диссертационного совета Д 411.004.01 при ФГУП «ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова» по адресу: 196158, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ФГУП «ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова».

Автореферат разослан «_»

2011 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

кандидат технических наук, доце:

Грушецкий Игорь Викторович

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Важной задачей, решаемой при проектировании быстроходных судов, является снижение внешних нагрузок, определяющих прочность конструкций корпуса. Снижение внешних нагрузок обеспечивает возможность уменьшения массы корпуса при соблюдении требований по прочности, открывая возможности для повышения скорости хода без сопутствующего увеличения мощности энергетической установки и для увеличения доли полезной нагрузки в водоизмещении судна. Успешное решение задачи ведет к повышению эксплуатационных и боевых качеств проектируемых быстроходных судов и кораблей.

Снижение внешних нагрузок, определяющих прочность судна, возможно на основе двух подходов:

- уточнения существующих расчетных методов определения внешних нагрузок,

- использования успокоителей качки, в первую очередь продольной, в наибольшей степени влияющей на внешние нагрузки на корпус судна.

По мере роста скорости хода существенно изменяется соотношение между отдельными составляющими гидродинамических сил, действующих на судно при качке на волнении. Значительно возрастает роль сил гидродинамического демпфирования, увеличивается значимость дифракционной составляющей возмущающих сил, изменяется характер обтекания кормовой оконечности судна, происходит формирование брызговых струй вдоль бортов в районе носовой оконечности. Поэтому использование для быстроходных судов расчетных методов, разработанных для судов водоизмещающего режима движения, является некорректным.

Проблеме внешних сил посвящено большое количество исследований. Однако большинство из них относится к судам водоизмещающего режима движения, например, работы Г.В. Бойцова, Я.И. Короткина, А.И. Максимаджи, O.A. Осипо-ва, Е.А. Павлиновой, В.Г. Платонова, Д.М. Ростовцева и ряда других. Количество исследований, посвященных задаче определения внешних сил для судов переходного режима движения, достаточно мало. Среди них в первую очередь необходимо отметить работы В.М. Дубицкого, Г.Б. Крыжевича, О.Н. Рабинович, В.Н. Тря-скина, Г.С. Чувиковского.

практике работы конструкторских бюро учет влияния скорости хода и особенностей формы корпуса на величины внешних нагрузок также выполняется весьма приближенно. Отсутствие четких представлений о величине внешних сил компенсируется значительными проектными запасами по прочности, что приводит к завышению материалоемкости проектируемых судов. В силу сказанного представляется весьма актуальным выполнение дальнейших исследований по проблеме внешних сил для судов переходного режима движения, направленных на уточнение существующих расчетных методов, анализ влияния конструктивных особенностей судна и скорости хода, изучение возможностей снижения внешних сил за счет размещения на судне успокоителей качки.

Наиболее естественным средством умерения продольной качки для быстроходного судна представляется использование крыльев-стабилизаторов (КС), устанавливаемых на корпусе по бортам. Учитывая квадратичную зависимость подъемной силы на КС от скорости набегающего потока, можно ожидать, что для скоростей хода, соответствующих переходному режиму движения, стабилизирующие силы на КС будут достаточно велики. Использование КС позволяет снижать амплитуды килевой, вертикальной и бортовой качки судна, повышая тем самым его мореходные качества. С другой стороны, при рациональном выборе характеристик КС они обеспечивают существенное снижение внешних нагрузок. При этом, как показано в диссертации, в первую очередь снижаются гидродинамические нагрузки, связанные с ударным воздействием волнения на носовую оконечность судна, и инерционные, связанные с обусловленными продольной качкой вертикальными ускорениями.

В числе работ, посвященных созданию методов расчета стабилизированной качки судов с КС, необходимо отметить исследования А.Н. Холодилина, А.Н. Шмырева, В.А. Мореншильдт. Задаче определения внешних сил для судов с КС посвящен ряд работ Г.Б. Крыжевича. В целом же, несмотря на отдельные публикации, достоверные математические модели для оценки влияния КС на внешние нагрузки, определяющие прочность конструкций скоростных судов, а также практические рекомендации по рациональному выбору характеристик КС и места их установки на корпусе в настоящее время отсутствуют. Несмотря на эффективность таких КС, в практике работы конструкторских бюро при оценке расчетных внешних нагрузок на судовые конструкции их наличие не учитывается.

Таким образом, задача разработки метода расчета внешних нагрузок, определяющих прочность скоростных судов с крыльями-стабилизаторами качки,

оценки возможности снижения нагрузок за счет использования КС, разработки рекомендаций по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе является весьма актуальной и имеет существенное значение для совершенствования практики проектирования скоростных судов. Объект исследования. В качестве объекта исследования выбраны суда переходного режима движения.

Предмет исследования. Предметом исследования являются продольная и бортовая качка, внешние силы, определяющие прочность конструкций скоростных судов, а также пассивные КС как средство снижения нагрузок, эффективность которых зависит от их формы, площади в плане и места установки на корпусе. Цель и задачи исследования. Целью диссертационной работы является разработка метода расчета внешних нагрузок, определяющих прочность конструкций судов переходного режима движения, оснащенных пассивными КС, анализ влияния КС на качку и внешние силы, разработка рекомендаций по рациональному выбору характеристик КС и места их установки на корпусе.

Для достижения поставленной цели решены следующие задачи:

1) выполнен анализ различных подходов к расчету продольной качки судна, проведено сопоставление результатов расчетов с экспериментальными данными, разработан алгоритм и компьютерная программа расчета продольной качки быстроходного судна с учетом особенностей переходного режима движения;

2) разработана математическая модель, расчетный алгоритм и компьютерная программа для расчета низкочастотных составляющих внешних нагрузок на корпус быстроходного судна (волновых нагрузок);

3) разработан алгоритм и компьютерная программа оценки внешних ударных гидродинамических нагрузок на корпус быстроходного судна, обусловленных взаимодействием носовой оконечности с волной, а также динамического изгиба корпуса с учетом сил гидродинамического сопротивления общей вибрации;

4) предложен практический метод расчета гидродинамических характеристик крыльев малого и среднего удлинения, разработан соответствующий расчетный алгоритм и компьютерная программа, выполнено сопоставление результатов расчета с экспериментальными данными;

5) разработан метод расчета продольной и бортовой качки, а также определения внешних волновых и ударных гидродинамических нагрузок, действующих на корпус судна переходного режима движения, оборудованного пассивными КС, метод реализован в виде пакета прикладных компьютерных программ;

6) выполнено сравнение результатов расчета внешних сил, определяющих прочность конструкций быстроходного судна, с экспериментальными данными для модели судна без КС и с различными вариантами установки КС;

7) выполнен анализ влияния характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе на качку и внешние силы, определяющие прочность быстроходного судна;

8) разработаны рекомендации по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе быстроходного судна.

Методы исследования. Для решения задач, поставленных в работе, потребовалось привлечение методов гидродинамики, теории качки, теории расчета внешних сил и вибрации судна, теории крыла конечного удлинения, статистической динамики нелинейных систем, а также экспериментальных методов гидродинамики и строительной механики корабля. При выполнении исследования широко применялась вычислительная техника и современные методы расчета.

Расчет низкочастотных волновых внешних нагрузок осуществляется на основе разработанного и протестированного алгоритма расчета продольной качки быстроходного судна, учитывающего особенности транцевого обтекания. При разработке математической модели расчета волновых нагрузок использованы работы Я.И. Короткина, О.Н. Рабинович, Д.М. Ростовцева, В.Н. Тряскина.

В расчете ударных внешних гидродинамических нагрузок, обусловленных бортовым слемингом, дополнительно к инерционным силам, обусловленным тем, что погружающийся в воду корпус судна заставляет двигаться ускоренно окружающие его частицы воды, преодолевая их инертность, традиционно рассматриваемым при изучении ударных нагрузок на корпус судна, рассматриваются также силы гидродинамического демпфирования двух типов. Силы первого типа обусловлены формированием брызговых струй по бортам судна при значительной скорости хода. Силы второго типа проявляются при глиссировании по полной ширине несущей поверхности корпуса и связаны с возбуждением движения водной поверхности, образованной частицами воды после срыва их со скулы судна.

Методология учета сил демпфирования основана на работах Г.Б. Крыжевича и Г.В. Логвиновича.

Предложенный расчетный метод определения гидродинамических характеристик крыльев малого и среднего удлинения основан на построении вихревой схемы несущей поверхности, учитывающей переменность интенсивности вихревого слоя как вдоль размаха, так и вдоль хорды крыла. Методология построения вихревой схемы несущей поверхности основана на работах С.М. Белоцерковского и В.В. Голубева. Приближенный учет характерных для крыльев малого удлинения нелинейных эффектов, связанных со значительным искривлением пелены свободных вихрей за крылом, основан на исследованиях К.К. Федяевского. Для тестирования предложенного расчетного метода использованы результаты экспериментов, выполненных под руководством Г.Ф. Бураго и Г. Винтера (Н. Winter).

В расчете стабилизированной продольной и бортовой качки, а также внешних нагрузок на корпус судна, оснащенного КС, при помощи метода статистической линеаризации реализована возможность учета характерного для крыльев малого удлинения нелинейного характера зависимости коэффициента подъемной силы от угла атаки. При разработке методов расчета стабилизированной качки использованы исследования А.Н. Холодилина и А.Н. Шмырева.

При тестировании разработанных алгоритмов расчета продольной качки и внешних сил, определяющих прочность быстроходных судов, использованы результаты модельных испытаний катера пр. 12416 и фрегата пр. 11356, проведенных в ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова.

При выполнении диссертационного исследования активно применялись компьютерные расчеты. Все использованные в работе методы расчета продольной и бортовой качки, внешних волновых и ударных гидродинамических нагрузок, гидродинамических характеристик крыльев малого и среднего удлинения, стабилизированной качки и внешних нагрузок реализованы в виде пакета компьютерных программ, разработанных в среде программирования Borland С++ Builder 6.0. Научная новизна работы. В работе решены следующие вопросы, имеющие существенное значение для практики проектирования быстроходных судов:

1) уточнены особенности учета наличия транцевой кормы при расчете продольной качки и внешних нагрузок на корпус судна переходного режима движения в случае хода судна прямым курсом на волнении;

2) путем сопоставления с результатами экспериментов показана допустимость использования линейной вихревой модели крыла конечного удлинения, разви-

той в трудах акад. С.М. Белоцерковского, для крыльев с относительным удлинением X >2;

3) предложен расчетный алгоритм определения гидродинамических характеристик крыльев малого удлинения (КМУ) при Х< 2, основанный на комбинации использования циркуляционно-отрывной схемы обтекания и приближенной нелинейной модели П-образного вихря К.К. Федяевского;

4) разработан новый метод расчета внешних нагрузок на корпус судна переходного режима движения с учетом установленных на корпусе пассивных КС;

5) установлены количественные характеристики влияния КС на килевую, вертикальную и бортовую качку, обусловленные качкой вертикальные ускорения;

6) выявлен характер влияния КС на величину волнового изгибающего момента;

7) установлены характеристики влияния КС на величину динамического изгибающего момента, обусловленного ударными гидродинамическими нагрузками в районе носовой оконечности быстроходного судна;

8) выполнен анализ влияния характеристик КС, количества пар КС и места их установки на величины внешних сил, определяющих прочность;

9) разработаны рекомендации по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе.

Практическая значимость работы. В результате диссертационного исследования разработан практический метод расчета качки и внешних нагрузок, определяющих прочность корпуса судов переходного режима движения с пассивными КС, и соответствующий пакет прикладных компьютерных программ. Достоверность разработанного метода подтверждена путем сопоставления результатов расчетов с экспериментом. Уточнены алгоритмы расчета продольной качки, внешних волновых и ударных гидродинамических нагрузок на корпус судна переходного режима движения. Разработаны рекомендации по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе. На защиту выносятся следующие основные результаты работы:

1. новый метод расчета внешних волновых и ударных гидродинамических нагрузок, действующих на корпус судна переходного режима движения с учетом установленных на его корпусе ниже ватерлинии пассивных КС;

2. набор расчетных алгоритмов и пакет компьютерных программ, предназначенных для оценки влияния КС на продольную и бортовую качку, а также внешние нагрузки, определяющие прочность конструкций быстроходных судов;

3. результаты анализа влияния КС, места установки и количества пар КС на характеристики продольной и бортовой качки, обусловленных качкой вертикальных ускорений, величины волновых изгибающих моментов, а также изгибающих моментов, обусловленных ударными гидродинамическими нагрузками в районе носовой оконечности судна;

4. рекомендации по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе.

Апробация работы. Основные положения и результаты докладывались и обсуждались на научно-технических конференциях: 1) IV международной конференции «Военно-морской флот и судостроение в современных условиях» (8К8'2007, СПб, ФГУП «ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова», июнь 2007 г.); 2) международной конференции, посвященной 145-летию со дня рождения акад. А.Н. Крылова (Чебоксары, сентябрь 2008); 3) VI молодежной научно-технической конференции «Взгляд в будущее 2008» (СПб, ФГУП «ЦКБ МТ «Рубин», октябрь 2008 г.); 4) научно-технической конференции по строительной механике корабля, посвященной памяти академика Ю.А. Шиманского (СПб, ФГУП «ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова», ноябрь 2008 г.); 5) научной сессии ГУАП, посвященной всемирному дню авиации и космонавтики (СПб, ГУАП, апрель 2009 г.); 6) XXIII международной конференции «Математическое моделирование в механике деформируемых тел и конструкций. Методы граничных и конечных элементов» (ВЕМ&РЕМ - 2009, СПб, сентябрь 2009 г.); 7) II Российской научно-практической конференции судостроителей «Единение науки и практики - 2010» (СПб, октябрь 2010 г.). Публикации. По теме диссертации опубликовано 10 научно-технических работ, из них 3 без соавторов. В изданиях из перечня ВАК опубликовано 4 работы, из них 2 без соавторов.

Объем и структура работы. Работа состоит из введения, 6 глав, заключения, содержит 199 страниц основного текста (включая 59 таблиц и 88 рисунков), 4 страницы оглавления, список литературы из 121 названия. Дополнительно в состав работы включено 19 приложений.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ Во введении сформулирована основная цель диссертационного исследования, перечислены решаемые в нем задачи.

Значительное внимание уделено обоснованию актуальности темы диссертации. Показана необходимость проведения исследований, направленных на совершенствование методов расчета внешних сил, определяющих прочность конструк-

ций судов переходного режима движения. Обоснована целесообразность применения пассивных КС, устанавливаемых на корпусе судна для умерения качки и снижения внешних нагрузок, определяющих прочность скоростных судов.

Перечислены авторы, чьи исследования составили важную методологическую основу диссертации.

В первой главе рассмотрены математические модели нестабилизированной продольной и бортовой качки быстроходного судна, используемые при разработке моделей стабилизированной качки с учетом установленных на корпусе КС.

Кратко представлена математическая модель нестабилизированной продольной качки судна водоизмещающего режима движения, используемая в качестве основы для построения модели продольной качки судна переходного режима. Выполнено сравнение результатов расчета с результатами мореходных испытаний на встречном и попутном волнении модели судна пр. 21300 (ЦМКБ «Алмаз») при числах Фруда FrL = 0,17 и 0,25. Показано, что расчетные характеристики продольной качки удовлетворительно согласуются с экспериментом.

Представлена математическая модель продольной качки судна переходного режима движения, являющаяся дальнейшим развитием модели продольной качки судна водоизмещающего режима с учетом возрастания роли сил гидродинамического демпфирования и дифракционной составляющей возмущающих сил, характерного для переходного режима. В модели реализован учет срыва потока воды по периметру оголяющегося на ходу транца. Система линейных дифференциальных уравнений продольной качки на регулярном волнении имеет вид

Ах (*>К+ Bs (o)Cg + С.( (й))сг + Aw («V+ B.v (ü>V+ cw (©V = F{o, О

Ai ++сг( + Ar V+ Кг С¥¥ = M{a,t) где - вертикальное отклонение центра тяжести судна при качке от положения

равновесия, у - угловое отклонение судна при килевой качке от положения равновесия, Ак, в((, ..., С„ - коэффициенты системы. Возмущающая сила F(<o,t) и момент M(&,t) предполагаются гармоническими функциями времени. Общий вид системы уравнений продольной качки судна переходного режима движения такой же, как и для судна водоизмещающего режима. Учет особенностей переходного режима осуществляется за счет соответствующей корректировки коэффициентов системы, т.е. учета так называемой "транцевой добавки". При этом использованы результаты работ В.М. Дубицкого, N. Salvesen, О. Faltinsen, Е. Tuck.

Расчет коэффициентов системы дифференциальных уравнений выполняется по методу плоских сечений с использованием результатов работ В. Портера (W. Porter) и А.З. Салькаева. Учитывается характерный для быстроходных судов диапазон изменения отношения ширины шпангоутов по ватерлинии к осадке.

б)

-эксперимент

• • • расчет без "транцевой добавки" ■ — расчет с "транцевой добавкой"

-эксперимент

.....расчет без "транцевой добавки"

---расчет с "транцевой добавкой"

1,0 1,2 1,4 частота а

Рис. 1. АЧХ продольной качки при =0,65 на встречном волнении:

а) АЧХ килевой качки ц/0/а0; б) АЧХ вертикальной качки /га Выполнено подробное сопоставление результатов расчетов на основе представленной модели с результатами модельных испытаний катера переходного режима движения пр. 12416 на встречном волнении при числах Фруда Р'гь = 0, 0,35, 0,65, 0,90 и на попутном волнении при Рг1 = 0, 0,65. Показано, что:

1) в диапазоне чисел Фруда от = 0 до 0,35 экспериментальные данные хорошо согласуются с результатами расчетов, выполненных без учета "транцевой добавки";

2) при более высоких скоростях хода {Рг1 = 0,65 и 0,90) на встречном волнении результаты расчетов без учета "транцевой добавки" существенно расходятся с экспериментом (при /•>, = 0,65 расчетные АЧХ вблизи резонансных частот по килевой и вертикальной качке в 1,5-2 раза превышают экспериментальные значения, а с увеличением скорости хода разница еще более возрастает), при этом результаты расчетов с учетом "транцевой добавки" хорошо согласуются с экспериментом (см. рис. 1 и 2);

3) при Рг, = 0,65 на попутном волнении экспериментальные данные удовлетворительно согласуются с результатами расчетов в соответствии с моделью, не учитывающей срыв потока по периметру транца, при этом расчетные амплиту-

ды килевой и вертикальной качки, вычисленные с учетом "транцевой добавки", оказываются заметно меньше экспериментальных значений.

- - - - расчет без "транцевой добавки"

— — —расчет с "транцевой добавкой"

0,0

0,0 0,1 0,2

0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Р г.

0,9

Рис. 2. Зависимость амплитуды 3 % обеспеченности килевой качки у/3 % от числа Фруда Рг1 на встречном волнении 4 балла развитого типа

Проанализировано влияние сил вязкостного демпфирования на продольную качку и показано, что как в водоизмещающем, так и в переходном режимах их роль крайне незначительна, вследствие чего их учет в математической модели продольной качки не представляется актуальным.

Кратко представлены используемые далее методы расчета бортовой качки, абсолютных и относительных вертикальных колебаний характерных точек судна.

Изложенные методы расчета продольной и бортовой качки, а также кинематики характерных точек судна реализованы в виде компьютерных программ.

Вторая глава посвящена разработке математической модели определения низкочастотных составляющих внешних нагрузок (волновых нагрузок) на корпус быстроходного судна. В качестве основы используется модель продольной качки быстроходного судна с учетом "транцевой добавки", анализ и сопоставление с результатами модельных испытаний которой выполнены в главе 1.

Интенсивность суммарной внешней волновой нагрузки 9СМШ пред-

ставлена в виде суммы шести составляющих:

<7с»я/(*. ') = 9яга/с(*> ') + Ядеа,пф(х' т>О + Япшц{х> ®> 0 + Члрх (*> ®>') + /гллвн (*> ®> 0 + /дифр(х> ®>') > где <7/№//с(х>й)>0 обусловлена инертностью присоединенных масс воды, " волновым демпфированием, Чинещ

(х,са,1) - собственной инертностью массы судна, дЛРХ(х,в>,г) - дополнительными гидростатическими силами по сравнению с гидростатическими силами в положении равновесия, /ГЛЛШ(ди

/Д11ФР(х,т,1) соответствуют главной (крыловской) и дифракционной составляющим внешних возмущающих сил, обусловленных воздействием набегающих волн.

Выведены формулы, связывающие интенсивности каждой из шести составляющих суммарной волновой нагрузки с кинематическими характеристиками продольной качки. Посредством их интегрирования получены формулы для волновых перерезывающих сил и изгибающих моментов, действующих в поперечных сечениях быстроходного судна в условиях регулярного волнения. Показаны особенности расчета волновых перерезывающих сил и изгибающих моментов на нерегулярном волнении.

Выполнен расчет волновых перерезывающих сил и изгибающих моментов для катера пр. 12416. Рассмотрена зависимость внешних волновых нагрузок от интенсивности и типа волнения, скорости хода. На рис. 3 приведены расчетные распределения безразмерных амплитуд 0,01 % обеспеченности волнового изгибающего момента Мющ 0т/(О1) по длине катера на встречном волнении 3, 4, 5 и 6

баллов развитого типа при = 0,65, где й - водоизмещение, I - длина между перпендикулярами. На рис. 4 показаны расчетные зависимости максимальных значений безразмерной амплитуды 0,01 % обеспеченности волнового изгибающего момента от числа Фруда Гг1. С ростом интенсивности волнения амплитуды волнового изгибающего момента существенно возрастают, в то время как от скорости хода в рассматриваемом диапазоне скоростей они зависят достаточно слабо. Отсутствие роста амплитуд волнового изгибающего момента с ростом Ргь в диапазоне скоростей хода, соответствующем переходному режиму, в основном объясняется ростом сил гидродинамического демпфирования, что также проявляется в снижении амплитуд продольной качки (см. рис. 2).

-З&алла

---4баллэ

• ■ • ■ 5 баллов ----ббаллое

0,10-1

-30-25-20-15-10 -5 0 5 10 15 20 25 Расстояние от миделя, м

-3 балла — -4 балла

• • • • ббаллов

0,00 0,3

Число Фруда В;

Рис. 3. Зависимости

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9

мшкс /р \

*У1 ЙППИ ПП1 % '£/

при /т, =0,65 Рис. 4. Расчетные зависимости —волнам

На рис. 5 показаны расчетные зависимости максимальных значений безразмерных амплитуд 0,01 % обеспеченности волнового изгибающего момента от относительной высоты волны 3 % обеспеченности для различных значений . Видно, что в обследованном диапазоне число Фруда сравнительно слабо влияет на характер данной зависимости.

Выполнено сравнение роли шести составляющих суммарной волновой нагрузки в формировании волнового изгибающего момента. На рис. 6 для случая движения катера на встречном волнении 5 баллов развитого типа при = 0,65 показан вклад каждой из составляющих в волновой изгибающий момент для поперечного сечения, в котором достигается максимальное значение момента. Как видно из рисунка, главную роль в формировании внешних волновых нагрузок играет составляющая, обусловленная гидростатическими силами, на втором месте -составляющая, обусловленная собственной инертностью массы катера.

Отношение высоты вопи 3 % обеспечемюст 4 ®

к дли» катера й Л.

Рис. 6. Вклад составляющих суммарной волно-во® нагрузки в формирование волнового изги-Рис. 5. Расчетные зависимости — бающего момента для сечения, в котором дос-

тигается максимум изгибающего момента Разработанная математическая модель расчета внешних волновых нагрузок реализована в виде прикладной компьютерной программы, функционально включенной в состав программы расчета продольной качки.

Третья глава посвящена разработке метода определения нелинейных ударных гидродинамических нагрузок, обусловленных взаимодействием носовой оконечности судна с волнами. В первую очередь изучаются особенности бортового слеминга, наиболее характерного для быстроходных судов, имеющих, как правило, достаточно большие углы килеватости днища в районе носа.

При традиционном подходе к расчету ударных гидродинамических нагрузок, разработанном для судов водоизмещающего режима, учитываются лишь

инерционные силы, обусловленные тем, что погружающийся в воду корпус заставляет двигаться ускоренно окружающие частицы воды, преодолевая их инертность. Как показано в работах Г.Б. Крыжевича, для судов переходного режима данный упрощенный подход недопустим. По мере увеличения скорости хода судна на встречном волнении увеличиваются частота и скорость погружения носовой оконечности в волну. Вдоль бортов формируются брызговые струи, их энергия и влияние на величину реакции жидкости растет с ростом скорости погружения. При достижении основанием брызговой струи линии скулы судна тонкая брызго-вая струя трансформируется в поток воды, срывающийся со скулы и также уносящий энергию совершающего колебания судна. Таким образом, для судов переходного режима движения необходимо дополнительно к инерционным рассматривать две категории сил, обусловленных гидродинамическим демпфированием:

1) силы, обусловленные формированием брызговых струй по бортам судна при значительной скорости хода,

2) силы при глиссировании по полной ширине несущей поверхности судна, связанные с возбуждением движения водной поверхности, образовываемой частицами жидкости после срыва их со скулы судна.

В данной работе учет этих сил выполняется на основе метода, разработанного Г.Б. Крыжевичем. Рассмотрены две стадии погружения поперечного сечения судна в воду. Первая стадия начинается с момента касания килем поверхности воды и заканчивается в момент достижения основанием брызговой струи точки, в которой происходит срыв потока воды с корпуса судна. В момент достижения основанием брызговой струи точки срыва потока начинается вторая стадия погружения. За кромкой срыва потока образуются свободные границы каверны. При переходе от первой стадии ко второй существенно изменяется конфигурация механической системы. На первой стадии используется одна обобщенная координата д(х,/), представляющая собой фактическое мгновенное заглубление данного поперечного сечения относительно уровня невозмущенной свободной поверхности жидкости, на второй - две координаты д(л,<) и Л2(х,г), где Аг(х,/) - мгновенное отклонение поперечного сечения от положения, при котором основание брызговой струи совместилось с кромкой срыва потока.

Сила сопротивления воды погружению сечения на первой стадии в соответствии с уравнением Лагранжа 2 рода записывается в виде

дТж дО

а ' (11

ЭД 7

дА ЭД

где тж = 1/2 • /4л)д - кинетическая энергия жидкости при плоском обтекании шпангоута, р(д) - присоединенная масса воды, О - диссипативная функция Ре-лея, учитывающая рассеяние энергии брызговыми струями. Используя известные оценки функции £>, можно получить формулу

где = 1/(2-соз/?(*,д)), р{х,д) - угол между касательной к контуру шпангоута в точке расположения основания брызговой струи и невозмущенной погружающимся корпусом поверхностью жидкости.

Для расчета силы реакции жидкости на погружение в нее шпангоутного сечения на второй стадии погружения используется выражение

гг (*,/) = ^(Д)Д+ Дг (1!лг /Л, где цг{х,Д2) - параметр, характеризующий инерционные и диссипативные свойства жидкости при наличии в ней каверны. Для его определения в диссертации рассмотрена задача о равномерном вертикальном погружении прямолинейного клина конечной ширины. Весь процесс погружения разбит на три этапа:

1) от момента касания килем клина поверхности жидкости до момента достижения основанием брызговой струи боковых кромок клина,

2) переходный этап от момента достижения основанием брызговой струи боковых кромок клина до момента, с которого силу сопротивления можно считать независящей от заглубления клина,

3) стационарный этап, когда сила сопротивления не зависит от заглубления.

На первом этапе для силы сопротивления воды погружению клина Я ис-

пользовано решение Вагнера Я = ярЛ Л (я-/(2/?)-1)2, где к - заглубление клина, р -

угол килеватости, р - плотность жидкости. На третьем этапе при значительной

глубине погружения клина под поверхность жидкости, когда процесс погружения

можно считать стационарным, а силу сопротивления - не зависящей от глубины

. 2

погружения, сила И определяется формулой Д.К. Бобылева Я = I, где / -

полуширина основания клина, С|Г(/?) - коэффициент Д.К. Бобылева. На втором этапе после достижения основанием брызговой струи боковых кромок клина происходит образование внутренних свободных границ и идет переходный процесс, во время которого сила сопротивления убывает и асимптотически стремится к стационарному сопротивлению Д.К. Бобылева. Сила сопротивления на втором

этапе определяется по формуле Г.В. Логвиновича К = Я,(/г1//)-С„,(/?)рЛ I, где Я, (й, //) - переходная функция Г.В. Логвиновича, Л, - заглубление клина, отсчитываемое от положения, при котором основание брызговой струи совместилось с боковыми кромками клина.

В работе изложена методология построения переходной функции Г.Ф. Логвиновича #,(/;,//) и коэффициента Д.К. Бобылева С№{р), даны примеры расчета силы сопротивления Я для трех этапов погружения при различных значениях угла р. Приведены результаты экспериментальной проверки теории погружения клина конечной ширины в жидкость, выполненной в ЦАГИ, подтверждающие хорошее соответствие расчетных и экспериментальных данных вплоть до р = 45°.

Для определения функции /иг(х,Д2) при погружении в воду шпангоутного сечения произвольной формы в работе использован метод, предложенный

где Р - угол наклона к горизонтальной плоскости касательной к шпангоутному контуру в точке срыва потока, В - расстояние между кромками срыва потока.

На основе изложенного метода разработаны расчетный алгоритм и компьютерная программа, реализующая построение эпюр динамических перерезывающих сил и изгибающих моментов, действующих в поперечных сечениях судна при слеминге.

Четвертая глава посвящена разработке расчетного метода определения гидродинамических характеристик крыльев малого и среднего удлинения, который используется в главах 5 и 6 для оценки эффективности использования КС в качестве средства умерения качки и снижения внешних нагрузок на корпус судна.

Рассмотрена линейная модель построения вихревой схемы несущей поверхности для тонкого стреловидного крыла конечного удлинения, разработанная в трудах С.М. Белоцерковского, основанная на замене крыла системой конечного числа косых подковообразных вихрей (КПВ), распределенных по его поверхности. На основе данной модели разработан расчетный алгоритм и компьютерная программа. Продемонстрирована сходимость вычислительного процесса при увеличения количества распределяемых по поверхности крыла КПВ. Выполнено сравнение результатов расчета коэффициента подъемной силы Су с экспериментом и показано, что для крыльев с относительным удлинением X >2 наблюдается удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных данных.

Г.Б. Крыжевичем, в соответствии с которым

Проанализированы основные особенности крыльев малого удлинения (КМУ), связанные с возрастанием роли нелинейных эффектов, обусловленных искривлением свободных вихрей и сворачиванием вихревой пелены в районе боковых кромок крыла. Рассмотрены два приближенных нелинейных подхода к расчету гидродинамических характеристик КМУ:

1) циркуляционно-отрывная модель (ЦОТ), в соответствии с которой гидродинамические характеристики КМУ рассматриваются как сумма двух компонент, первая из которых соответствует безотрывному обтеканию крыла с циркуляцией, а вторая - поперечному отрывному обтеканию торцов крыла;

2) теория П-образного вихря, предложенная К.К. Федяевским, которая в отличие от линейной теории учитывает характерное для КМУ перемещение центра давления от передней кромки к задней по мере увеличения угла атаки и отклонение осей свободных вихрей от направления скорости набегающего потока.

Выполнено сравнение результатов расчета по ЦОТ и теории П-образного вихря с результатами экспериментов для КМУ с различными значениями А. Пример сравнения для X = 1 показан на рис. 7. На основе проведенного анализа предложен следующий алгоритм построения расчетной зависимости Су(а):

1) для крыльев очень малых удлинений, типа скуловых килей, при X « 0,2 - по теории П-образного вихря, учитывая при этом, что при углах атаки а более 6° - 7° данная теория несколько занижает фактические значения Су;

2) для крыльев со значениями X больше 0,2 и меньше 2,0 - по ЦОТ при малых углах атаки а (до 8 - 9° при X = 1,0 и до 10 - 11° при Х = 0,35) и по теории П-образного вихря при больших углах атаки;

3) при X > 2 - по линейной теории.

Представленный алгоритм реализован в виде компьютерной программы. ■з 1.6-

0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40

Утоп атаки а, градусы

Рис. 7 - Зависимость коэффициента подъемной силы крыла Су(а) от угла атаки при Х= 1.

Изложены основные способы приближенного учета влияния на несущие свойства крыла корпуса судна, свободной поверхности воды, нестационарного колебательного характера движения крыла. Показан способ учета особенностей скуловых зон корпуса при оценке скоса потока, набегающего на КС.

В пятой главе разработаны методы расчета стабилизированной продольной и бортовой качки, а также внешних волновых и ударных гидродинамических нагрузок, действующих на судно переходного режима движения, с учетом установленных на корпусе пассивных КС.

Метод расчета стабилизированной продольной качки основан на модели не-стабилизированной продольной качки быстроходного судна, представленной в главе 1. Учитываются как гидродинамические подъемные силы на КС, так и инерционные силы, связанные с присоединенными массами воды. Отмечена крайне малая роль инерционных сил по сравнению с подъемными.

Предполагается, что нерегулярная качка судна является стационарным центрированным случайным процессом с нормальным распределением. Учет характерного для КМУ нелинейного характера зависимости Сг(а) выполняется методом статистической линеаризации. Нелинейная зависимость Су(а) заменяется близкой ей в статистическом смысле линейной зависимостью Су (а) = А ■ а, где А - коэффициент, определяемый на основе выбранного критерия близости, в качестве которого используется критерий минимума дисперсии разности ДСг (а) = Су (а) - Су (а) = Сг (а) - А • а, т.е. критерий d[acy (а)]—min.

В работе показано, что значение А, обеспечивающее минимум дисперсии

- дисперсия угла атаки на КС, зависящая от кинематических характеристик продольной качки судна и характеристик волны. Для решения системы уравнений стабилизированной качки используется итерационная процедура с начальным значением коэффициента А = 0, что соответствует случаю нестабилизированной качки. Для сходимости итерационного процесса достаточно 4-5 итераций. Для расчета стабилизированной бортовой качки использована аналогичная процедура.

Для проверки корректности разработанной модели расчета качки и внешних нагрузок использованы результаты проведенных в ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова испытаний на регулярном волнении модели фрегата пр. 11356, оснащенной несколькими вариантами КС. На рис. 8 показаны расчетные и экспериментальные

d[aCy (а)], определяется формулой А =

\аСу(а)ищ da, где Da

( „г\

зависимости безразмерного суммарного изгибающего момента в миделевом сечении М^^мКрЬ) от относительной высоты волны й/1 при ^ = 0,59 для модели без КС и модели с одной парой КС суммарной площадью 3,6 % от площади ватерлинии, установленной в районе 9 теор. шп. Графики построены для отношения длины волны к длине модели между перпендикулярами Л./1 =1,2. Результаты расчетов удовлетворительно согласуются с экспериментом.

б)

0,00 0,01

0,02 0,03 0,04 ИЛ

0,03 0,04 0,05 0,06 11/1-

шд

Рис. 8 - Расчетные зависимости ——: а) м°Дель ®ез КС; б) модель с КС на 9 теор. шп.

Для катера пр. 12416 выполнен расчет влияния стреловидных КС суммарной площадью 2 % от площади ватерлинии, установленных на 2 теор. шп., на характеристики качки и вертикальных колебаний точек катера, а также величины перерезывающих сил и изгибающих моментов. При Р'г; = 0,65 на встречном волнении 4 балла развитого типа установка КС обеспечивает уменьшение:

1) амплитуд 3 % обеспеченности килевой и вертикальной качки на 28 % и 22 % (АЧХ килевой и вертикальной качки показаны на рис. 9),

2) амплитуд 3 % обеспеченности абсолютных вертикальных ускорений в центре тяжести катера и на 0 теор. шп. на 31 % и 36 %,

3) амплитуд 3 % обеспеченности относительных (относительно профиля волны) вертикальных перемещений и скоростей на 3 теор. шп. на 16 % и 10 %,

4) максимальных значений амплитуд 0,01 % обеспеченности волновой перерезывающей силы и волнового изгибающего момента на 7 % и 1 %,

5) максимального значения ударного гидродинамического изгибающего момента, обусловленного бортовым слемингом, на 71 %,

6) максимального значения суммарного изгибающего момента на 22 % (эпюры суммарного изгибающего момента показаны на рис. 10).

Расчетные АЧХ бортовой качки на лаговом волнении при Гг£= 0,65 показаны на рис. 11. На волнении интенсивностью 4 балла развитого типа КС обеспечивают уменьшение амплитуды бортовой качки 3 % обеспеченности на 17 %.

Как видно из приведенных данных, КС кардинально снижают значения изгибающего момента, обусловленного ударными гидродинамическими нагрузками на корпус, в то время как на волновой изгибающий момент они влияют слабо.

Рис. 9. АЧХ килевой и вертикальной качки при Ргь = 0,65 на встречном волнении: а) АЧХ килевой качки у0/а0, б) АЧХ вертикальной качки С ¡а/г0

Рис. 10. Эпюры суммарного изгибающего Рис. 11. АЧХ бортовой качки б?0/а0

момента МСУММ(х)1{рЬ) В шестой главе выполнен анализ влияния характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе на качку и внешние силы, определяющие прочность быстроходного судна, а также разработаны рекомендации по рациональному выбору характеристик КС.

Относительно выбора формы КС в плане сделан вывод о целесообразности увеличения угла стреловидности передней кромки и размаха КС. При этом необ-

ходимо иметь в виду, что возможности увеличения размаха КС на практике, как правило, ограничены требованием о невыходе КС за габаритные размеры судна.

Для изучения влияния размеров и места установки КС выбран катер пр. 12416. Рассмотрено три варианта тонких стреловидных геометрически подобных КС, составляющих (КС левого и правого бортов в сумме) соответственно 1 %, 2 % и 3 % от площади ватерлинии катера. Для каждого варианта КС рассмотрено 4 района установки - на 2, 7, 10 и 19 теор. шп. Выполнен расчет продольной и бортовой качки, абсолютных вертикальных ускорений в центре тяжести катера и на 0 теор. шп., внешних волновых, ударных гидродинамических и суммарных нагрузок. На рис. 12 показаны расчетные зависимости коэффициентов уменьшения амплитуд килевой качки ку (ргь) и абсолютных вертикальных ускорений в

центре тяжести катера к.. (р^) для встречного волнения 4 балла развитого типа

для трех вариантов КС в районе 2 теор. шп. Под коэффициентом уменьшения па-

^БЕЗ КС ^С КС

раметра X здесь понимается величина кх =-—--100%, где ХБЕЗКС и

XБЕЗ КС

■ значения параметра X для катера без КС и с КС соответственно.

— КС вариант N 1 ■ - КС вариант N 2 • КС вариант N 3

- КС вариант N 1

---КС вариант N 2

- - • • КС вариант N 3

0-| 0,3

0,4 0,5

0,6

0,7 0,8 0,9 Число Фруда Рг

0-1

0,3 0,4 0,5 0,6

0,7 0,8 0,9 Число Фруда ?т

Рис.12. Коэффициенты уменьшения амплитуд 3 % обесп. на встречном волнении 4 балла: а) килевой качки кч ), б) абсолютных вертикальных ускорений в ц.т. катера к.. (Г^ )

На рис. 13 приведены эпюры ударного гидродинамического и суммарного изгибающих моментов на встречном волнении 5 баллов развитого типа при Ргь = 0,65 для катера без КС и с КС вариант № 2 (2 % от площади ватерлинии). На рис. 14 показаны расчетные зависимости коэффициентов уменьшения амплитуд килевой к¥ и вертикальной к( качки, абсолютных вертикальных ускорений в

центре тяжести катера к., и на 0 теор. шп. к.. 5 а также суммарного изгибающе-

^ Ц £*0шп.

го момента от места установки КС вариант № 2 на корпусе для встречного волнения 4 и 5 баллов при = 0,65. По оси абсцисс отложены номера теоретических шпангоутов.

0,05 а 0.04 Г 0,03

|0,02 г

0,01 0,00 -0,01 -0,02 -0,03

/ ч\

Г,'

V \ ___

..... .....;_... |д

— упКГ.

..... — (С на 2 теор.шп (С на 7 теор ии. (С на 10 теор.шп. (С на 19 теор.шп. —7 1 )' 1 [ 1 V

- -

_ \\ ,.Д....\......

■ т— ■ г I • - р ■ 1

0,12-,

о о.ю

10,08

б)

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 Расстояние от миделя, м

0,00 -0,02'

| ; | : « ; • —— без КС

- КС на 2 теор.шп.

•• --- КС на 7 теор.ил.

г/ ч>\ КС на 10 теор.шп.

КС на 19 теор.ил

// Л 1 ;

| _¡_ .

— , 1 ■ 4-1 | —р—1 —,

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 Расстояние от мцрепя, м

Рис. 13. Расчетные эпюры для встречного волнения 5 баллов при Рг1 = 0,65: а) ударного гидродинамического изгибающего момента, б) суммарного изгибающего момента.

б)

--килевая качка

- - --вертикальная качка • • ■ • - абс. эертик. ускорения в центре тяжести

----- абс. вертик. ускорения на 0 теор. шп.

-- макс, значение суммарного изгиб, момента

,32

Й24 3 £ 20 V 1.16

112

-& 4

* О -4'

;

— - абс. вертик. ускорения на 0 теор. шп.

- макс, значение суммарного изгиб, момента

; ! ) :

V \ I ; . ! . ;

.....

— Т^1 ц^-А

\л. О*

ч'

- г-

;

8 10 12 14 16 18 20 Номер теоретического шпангоута

2 4

6 8 10 12 14 16 18 20 Номер теоретического шпангоута

Рис. 14 - Расчетные коэффициенты снижения амплитуд продольной качки, вертикальных ускорений и суммарного изгибающего момента: а) на волнении 4 балла; б) на волнении 5 баллов.

Рассмотрены следующие случаи установки двух пар КС варианта № 2 (площадь каждой пары составляет 2 % площади ватерлинии): 1) на 2 и 7 теор. шп., 2) на 2 и 10 теор. шп., 3) на 2 и 19 теор. шп. На рис. 15 приведены расчетные зависимости кч (/*>£) и к.. {ргь) на встречном волнении 5 баллов развитого типа для

^е

данных вариантов установки КС. На рис. 16 показаны расчетные эпюры суммарного изгибающего момента для встречного волнения 4 и 5 баллов развитого типа при = 0,65 для катера без КС и катера с рассмотренными вариантами установки КС.

»30

1°20

х 2

•е 31 е- е

<3 X

--- КСна2и7твор. шп.

----КСна2и10теор. шп.

----КСна2и19теор. шп.

0,7 0,8 0,9 А ЧислоФруда ^ >

- КС на 2 теор. ил.

- - КС на 2 и 7 теор. ил. ■ ■ ■ КСна2и10теор. ил.

0,7 0,8 0,9 ЧислоФруда Иг

Рис. 15. Зависимости коэффициентов уменьшения амплитуд 3 % обеспеченности на 5 баллах: а) килевой качки б) абсолютных вертикальных ускорений в ц.т. катера (

а О, а

-без КС

---МЗ на 2 теор. ил.

---- ЮЗщги^та^ил.

0 5 10 15 20 25 Вассганю от »вдет, м

Рис. 16. Эпюры суммарного изгибающего момента: а) волнение 4 балла; б) волнение 5 баллов

По результатам выполненного анализа сделаны обобщающие выводы относительно влияния КС на качку и внешние нагрузки, определяющие прочность быстроходного судна. При использовании одной пары КС их целесообразно устанавливать в районе носа. Суммарная площадь носовых КС не должна превышать величины порядка 2 - 3 % от площади ватерлинии, поскольку при дальнейшем увеличении площади КС наблюдается существенное увеличение волнового изгибающего момента, а также интенсивности ударного воздействия волн на нижние грани КС в случае их оголения и последующего входа в воду. Важно отметить, что характерная для судов переходного режима движения достаточно узкая носо-

вая оконечность является наиболее удобным местом для размещения КС со сравнительно большим размахом, обеспечивающим им хорошие несущие свойства.

С точки зрения снижения суммарного изгибающего момента также достаточно эффективными представляются варианты размещения КС на бортах перед транцем и в районе 5-7 теор. шп. При этом увеличение площади КС более 2 - 3 % от площади ватерлинии, в отличие от носовых КС, не приводит к существенному росту волнового изгибающего момента. Однако, эффективность данных вариантов установки КС с точки зрения снижения амплитуд продольной качки и вызванных ею вертикальных ускорений значительно меньше, чем у носовых КС. Также существенно ограничена возможность увеличения размаха КС, что приводит к необходимости использования КС с большой хордой и сравнительно малым относительным удлинением, обусловливающим снижение их несущих свойств.

Весьма перспективным представляется одновременное размещение на корпусе судна двух пар КС. Одна пара КС суммарной площадью не более 2 - 3 % от площади ватерлинии должна быть установлена в районе носа, а вторая пара КС большей площади - либо в корме у транца, либо в районе 5-7 теор. шп. При этом дополнительная пара КС обеспечивает снижение как амплитуд продольной качки и вызванных ею вертикальных ускорений, так и суммарного изгибающего момента по сравнению со случаем размещения на корпусе только одной пары носовых КС. Например, установка на катер пр. 12416 двух пар КС на 2 и 19 теор. шп. (суммарная площадь двух пар КС составляет 4 % от площади ватерлинии) на встречном волнении 5 баллов, являющемся предельным по условиям эксплуатации катера в переходном режиме движения, при Ргь = 0,65 обеспечивает снижение максимального значения суммарного изгибающего момента на 23 % по сравнению с катером без КС. Расчетные оценки показывают, что данное снижение суммарного изгибающего момента должно обеспечить возможность уменьшения массы корпуса на величину порядка 15 %.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертации решена задача разработки метода расчета нагрузок, определяющих прочность судов переходного режима движения с установленными на корпусе крыльями-стабилизаторами качки, имеющая существенное значение для совершенствования практики проектирования скоростных судов.

В результате выполненного диссертационного исследования получены следующие теоретические и прикладные результаты:

1. усовершенствован способ учета особенностей обтекания транцевой кормы при расчете продольной качки быстроходного судна, выполнено сопоставление результатов расчета качки с экспериментальными данными, разработан алгоритм и компьютерная программа расчета продольной качки быстроходного судна с учетом особенностей переходного режима движения;

2. разработана математическая модель, расчетный алгоритм и компьютерная программа для расчета низкочастотных составляющих внешних нагрузок на корпус судна (волновых нагрузок) с учетом особенностей переходного режима движения;

3. разработан алгоритм и компьютерная программа оценки внешних ударных гидродинамических нагрузок на корпус быстроходного судна, обусловленных взаимодействием носовой оконечности судна с волной;

4. предложен метод расчетного определения гидродинамических характеристик крыльев малого и среднего удлинения, разработан соответствующий расчетный алгоритм и компьютерная программа, выполнено сопоставление результатов расчета с экспериментальными данными;

5. разработан новый метод расчета внешних волновых и ударных гидродинамических нагрузок, действующих на корпус судна переходного режима движения, оборудованного пассивными КС, разработанный метод реализован в виде пакета прикладных компьютерных программ;

6. выполнено сравнение результатов расчета внешних сил, определяющих прочность конструкций быстроходного судна, с экспериментальными данными для модели судна без КС и с различными вариантами установки КС;

7. выполнен анализ влияния характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе на качку и внешние силы, определяющие прочность быстроходного судна;

8. разработаны рекомендации по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе быстроходного судна.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах: В изданиях, рекомендованных перечнем ВАК:

1. Ишков В.В. К вопросу об оценке характеристик качки и мореходности судна на стадии проектирования. - «Судостроение», 2008, № 4.

2. Крыжевич Г.Б., Ишков В.В. Анализ влияния конструктивных и эксплуатационных параметров скоростного судна на внешние силы, определяющие прочность корпуса. Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. Вып. 41 (325), СПб, 2008.

3. Крыжевич Г.Б., Ишков В.В. Влияние пассивных носовых крыльев-стабилизаторов на продольную качку и общий изгиб быстроходных судов.

■ Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. Вып. 46 (330), СПб, 2009.

4. Ишков В.В. Результаты расчетного исследования нагрузок, действующих на пассивные крылья-стабилизаторы малого удлинения. Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. Вып. 55 (339), СПб, 2010.

В других изданиях:

5. Крыжевич Г.Б., Ишков В.В. Влияние конструктивных и эксплуатационных параметров скоростного судна на динамический изгиб корпуса при слеминге. -Труды IV международной конференции "Военно-морской флот и судостроение в современных условиях" №N'2007, СПб, ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, 2007.

6. Ишков В.В., Крыжевич Г.Б. Учет влияния скорости хода на демпфирующие силы при продольной качке быстроходных судов. - Сборник трудов международной конференции, посвященной 145-летию со дня рождения академика А.Н. Крылова, Чебоксары, 2008.

7. Ишков В.В. Учет влияния скорости хода при оценке параметров продольной качки быстроходных судов. Материалы VI молодежной научно-технической конференции «Взгляд в будущее 2008», СПб, ФГУП «ЦКБ МТ «Рубин», 2008.

8. Крыжевич Г.Б., Ишков В.В. Учет сил вихревой природы в расчетах продольной качки и внешних сил, вызывающих общий изгиб корпуса скоростного судна. Тезисы докладов научно-технической конференции, посвященной памяти акад. Ю.А. Шиманского, СПб, ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, 2008.

9. Крыжевич Г.Б., Ишков В.В. Оценка снижения продольной качки скоростных судов при помощи пассивных носовых крыльев-стабилизаторов. Сборник докладов Научной сессии ГУАП, посвященной Всемирному дню авиации и космонавтики, СПб, Государственный университет аэрокосмического приборостроения, 2009.

Ю.Ишков В.В., Крыжевич Г.Б. Упрощенная математическая модель крыла-стабилизатора качки скоростного судна. Тезисы XXIII Международной конференции «Математическое моделирование в механике деформируемых тел и конструкций. Методы граничных и конечных элементов», ВЕМ&БЕМ, СПб, 2009.

Оглавление автор диссертации — кандидата технических наук Ишков, Владимир Викторович

ВВЕДЕНИЕ.

1 МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ПРОДОЛЬНОЙ И БОРТОВОЙ

КАЧКИ СУДОВ ПЕРЕХОДНОГО РЕЖИМА ДВИЖЕНИЯ.

1.1 Введение.

1.2 Силы и моменты, действующие на судно при качке на волнении.

1.3 Основные режимы движения судна и их особенности.

1.4 Математическая модель продольной качки судна водоизмещающего режима движения.

1.5 Математическая модель продольной качки судна переходного режима движения.

1.6 Основные методы расчета погонных гидродинамических характеристик плоских шпангоутных сечений.

1.7 Приближенные методы учета сил вязкостного демпфирования.

1.8 Методы учета ходовой волны.

1.9 Сравнение результатов расчета продольной качки судна водоизмещающего режима движения с результатами модельного эксперимента.

1.10 Сравнение результатов расчета продольной качки катера переходного режима движения с результатами модельного эксперимента.

1.11 Математическая модель бортовой качки судна.

1.12 Определение кинематических характеристик колебаний точек судна.

1.13 Основные результаты.

2 МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЛИНЕЙНЫХ ВОЛНОВЫХ НАГРУЗОК НА КОРПУС БЫСТРОХОДНОГО СУДНА.

2.1 Основные положения.

2.2 Классификация внешних волновых нагрузок.

2.3 Внешние волновые нагрузки при качке судна на тихой воде.

2.4 Внешние волновые нагрузки, обусловленные возмущающим воздействием волнения.

2.5 Условие равновесия сил при продольной качке судна.

2.6 Изгибающие моменты в поперечных сечениях судна.

2.7 Расчет внешних волновых нагрузок на нерегулярном волнении.

2.8 Приближенные методы построения эпюры веса судна по длине.

2.9 Расчет волновых перерезывающих сил и изгибающих моментов для быстроходного катера.

2.10 Основные результаты.

3 УДАРНЫЕ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ НАГРУЗКИ НА КОРПУС БЫСТРОХОДНОГО СУДНА.

3.1 Основные виды нелинейных нагрузок.

3.2 Гидродинамическое демпфирование колебаний судна

3.3 Метод оценки нелинейных гидродинамических нагрузок без учета диссипативных сил, обусловленных формированием брызговых струй.

3.4 Задача о погружении в жидкость плоского шпангоутного сечения с учетом диссипативных эффектов

3.5 Равномерное вертикальное погружение клина бесконечной ширины.

3.6 Равномерное вертикальное погружение клина конечной ширины.83>

3.7 Экспериментальнаяпроверка теории равномерного вертикального погружения прямолинейного клина конечной ширины

3.8 Расчет силы сопротивления погружению шпангоутного контура при наличии каверны

3.9 Расчет перерезывающих сил и изгибающих моментов.

3.10 Выбор характеристик расчетного регулярного волнения.

Введение 2011 год, диссертация по кораблестроению, Ишков, Владимир Викторович

6.2 Влияние формы КС в плане.161

6.3 Влияние площади КС в плане и места их установки по длине судна.166

6.4 Влияние количества устанавливаемых пар КС.182

6.5 Рекомендации по выбору характеристик и места установки КС.187

6.6 Основные выводы.188

ЗАКЛЮЧЕНИЕ.190

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ.192

КНИГА 2. ПРИЛОЖЕНИЯ

Приложение 1 - Влияние величины относительного вертикального расстояния от центра тяжести площади шпангоутного сечения до ватерлинии на его гидродинамические характеристики.3

Приложение 2 - Результаты оцифровки графиков гидродинамических коэффициентов плоского шпангоутного сечения А.З. Салькаева.7

Приложение 3 - Модель продольной качки судна с учетом сил линейного вязкостного бортового демпфирования.13

Приложение 4 - Расчет качки на нерегулярном волнении.18

Приложение 5 - Сравнение результатов расчета продольной качки катера пр. 12416 с результатами модельных испытаний.21

Приложение 6 - Методы расчета кинематических характеристик абсолютных и относительных вертикальных колебаний характерных точек судна.33

Приложение 7 - Расчет перерезывающих сил в поперечных сечениях корпуса быстроходного судна при интегрировании нагрузок от кормы в нос.36

Приложение 8 - К задаче о равномерном вертикальном погружении клина бесконечной ширины.39

Приложение 9 - Пример расчета силы сопротивления при равномерном вертикальном погружении прямолинейного клина конечной ширины.46

Приложение 10 - Пример расчета нагрузок при бортовом слеминге.49

Приложение 11 - Теория П-образного вихря К.К. Федяевского.59

Приложение 12 - Пример использования теория П-образного вихря.67

Приложение 13 - Пример расчета стабилизированной продольной качки и внешних нагрузок на корпус быстроходного судна, оборудованного КС.70

Приложение 14 - Пример расчета бортовой качки судна с КС.79

Приложение 15 - Оценка эффективности пассивных КС, установленных на корпусе катера пр. 12416 в районе 2 теор. шп.83

Приложение 16 - Оценка эффективности пассивных КС, установленных на корпусе катера пр. 12416 в районе 7 теор. шп.98

Приложение 17 - Оценка эффективности пассивных КС, установленных на корпусе катера пр. 12416 в районе 10 теор. шп.113

Приложение 18 - Оценка эффективности пассивных КС, установленных на корпусе катера пр. 12416 в районе 19 теор. шп.127

Приложение 19 - Оценка динамических изгибающих моментов при слеминге с учетом вибрации.141

ВВЕДЕНИЕ

Важной задачей, решаемой при проектировании быстроходных судов, является снижение внешних нагрузок, определяющих прочность конструкций корпуса. Снижение внешних нагрузок обеспечивает возможность уменьшения массы корпуса судна при соблюдении требований по прочности, открывая возможности для повышения скорости хода без сопутствующего увеличения мощности энергетической установки и для увеличения доли полезной нагрузки в водоизмещении судна. Успешное решение задачи ведет к повышению эксплуатационных и боевых качеств проектируемых быстроходных судов и кораблей.

Снижение внешних нагрузок, определяющих прочность судна, возможно на основе двух подходов:

- уточнения «существующих расчетных методов определения внешних нагрузок,

Цель и задача исследования

Целью диссертационной работы является разработка метода расчета внешних нагрузок, определяющих прочность конструкций судов переходного режима движения с пассивными крыльями-стабилизаторами качки, анализ влияния КС на качку и внешние силы, разработка рекомендаций по рациональному выбору характеристик КС.

Для достижения поставленной цели решены следующие задачи:

4) предложен метод расчетного определения гидродинамических характеристик крыльев малого и среднего удлинения, разработан соответствующий расчетный алгоритм и компьютерная программа, выполнено сопоставление результатов расчета с экспериментальными данными;

5) разработан метод расчета продольной и бортовой качки, а также определения внешних волновых и ударных гидродинамических нагрузок, действующих на корпус судна переходного режима движения, оборудованного пассивными КС, предложенный метод реализован в виде пакета компьютерных программ;

Методы исследования Для решения задач, поставленных в диссертационной работе, потребовалось привлечение методов гидродинамики, теории качки, теории расчета внешних сил и вибрации корабля, теории крыла конечного удлинения, статистической динамики нелинейных систем, а также экспериментальных методов гидродинамики и строительной механики корабля. При выполнении исследования широко применялась вычислительная техника и современные численные методы.

Расчет продольной качки быстроходного судна осуществляется с учетом характерного для судов переходного режима движения срыва потока воды по периметру оголяющегося на ходу транца, возрастания роли сил гидродинамического демпфирования и дифракционной составляющей возмущающих сил. Методология расчета продольной качки быстроходного судна основана на работах Н. Салвесона (N. Salvesen), О. Фалтинсена (О. Faltinsen), Е. Така (Е. Tuck), В.М. Дубицкого, Ю.В. Ремеза. При тестировании разработанного расчетного алгоритма использованы результаты модельных испытаний катера переходного режима движения пр. 12416 (проектант ЦМКБ «Алмаз»), проведенных в опытовых бассейнах ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова под руководством И.К. Бородая, Ю.А. Нецветаева и М.М. Бунькова.

Расчет низкочастотных волновых внешних нагрузок осуществляется в рамках разработанного и протестированного алгоритма расчета продольной качки быстроходного судна. При разработке математической модели расчета волновых нагрузок использованы работы Я.И. Короткина, О.Н. Рабинович, Д.М. Ростовцева, В.Н. Тряскина.

Предложенный расчетный метод определения гидродинамических характеристик крыльев малого и среднего удлинения основан на построении вихревой схемы несущей поверхности, учитывающей переменность интенсивности вихре-; вого слоя как вдоль размаха, так и вдоль хорды крыла. Методология построения вихревой схемы несущей поверхности основана на работах С.М. Белоцерковского и В.В. Голубева. Приближенный учет характерных для крыльев малого удлинения нелинейных эффектов, связанных со значительным искривлением пелены свободных вихрей за крылом, основан на исследованиях К.К. Федяевского. Для тестирования предложенного расчетного метода использованы результаты экспериментов, выполненных под руководством Г.Ф. Бураго и Г. Винтера (Н. Winter).

При сравнении результатов расчета внешних сил, определяющих прочность конструкций быстроходного судна, с экспериментальными данными для судна без КС и с различными вариантами установки КС использованы результаты испытаний модели фрегата пр. 11356, проведенных в ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова под руководством Г.Б. Крыжевича и В.Г. Платонова.

Актуальность диссертации

Несмотря на то, что общая классификация действующих на судно сил в во-доизмещающем и переходном режимах движения одинакова, по мере роста скорости хода существенно изменяется соотношение между отдельными составляющими. Значительно возрастает роль сил гидродинамического демпфирования, увеличивается значимость дифракционной составляющей возмущающих сил, изменяется характер обтекания кормовой оконечности судна, происходит формирование брызговых струй вдоль бортов в районе носовой оконечности. Поэтому использование для быстроходных судов расчетных методов, разработанных для судов водоизмещающего режима, является некорректным.

Проблеме внешних сил посвящено большое количество исследований. Однако большинство из них относится к судам водоизмещающего режима движения, например, работы Г.В. Бойцова, Я.И. Короткина, А.И. Максимаджи, O.A. Осипо-ва, Е.А. Павлиновой, В.Г. Платонова, Д.М. Ростовцева и др. Количество исследований, посвященных задаче определения внешних сил для судов переходного режима, достаточно мало. Среди них в первую очередь можно отметить работы В.М. Дубицкого, Г.Б. Крыжевича, М.А. Кудрина, О.Н. Рабинович, В.Н. Тряскина, Г.С. Чувиковского.

В целом же в литературе вопрос определения внешних сил для судов переходного режима движения освещен недостаточно, отсутствует подробный анализ влияния эксплуатационных факторов и конструктивных параметров судна на величины внешних нагрузок. В практике работы конструкторских бюро учет влияния скорости хода и особенностей формы корпуса на величины внешних нагрузок также выполняется весьма приближенно. Отсутствие четких представлений о величине внешних сил компенсируется значительными проектными запасами по прочности, что приводит к завышению материалоемкости проектируемых судов и кораблей, снижению их эксплуатационных и боевых качеств. В силу сказанного представляется весьма актуальным выполнение дальнейших исследований по проблеме внешних сил для судов переходного режима движения, направленных на уточнение существующих расчетных методов, анализ влияния конструктивных особенностей судна на величины воздействующих на него внешних сил, изучение возможности их снижения за счет размещения на судне успокоителей качки.

Наиболее естественным средством умерения продольной качки для быстроходного судна представляется использование крыльев-стабилизаторов (КС), устанавливаемых на его корпусе по бортам. При этом, учитывая квадратичную зависимость подъемной силы на КС от скорости набегающего потока, естественно ожидать, что для скоростей хода, соответствующих переходному режиму движения, стабилизирующие силы на КС будут достаточно велики. Использование КС позволяет снижать амплитуды килевой, вертикальной и бортовой качки судна, повышая тем самым его мореходные качества. С другой стороны, при рациональном выборе характеристик КС, они обеспечивают существенное снижение внешних нагрузок. При этом, как показано в диссертации, в первую очередь снижаются гидродинамические нагрузки, связанные с ударным воздействием волнения на носовую оконечность судна, и инерционные, связанные с обусловленными продольной качкой вертикальными ускорениями.

В числе работ, посвященных разработке методов расчета стабилизированной качки судов, оснащенных КС, в первую очередь нужно отметить исследования А.Н. Холодилина и А.Н. Шмырева. Задаче определения внешних сил для судна с КС посвящен ряд исследований Г.Б. Крыжевича. В-целом же, несмотря на отдельные публикации, достоверные математические модели для оценки влияния КС на внешние нагрузки, определяющие прочность конструкций скоростных судов, а также практические рекомендации по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе судна в настоящее время отсутствуют. Несмотря на эффективность таких КС, в практике работы конструкторских бюро при оценке расчетных внешних нагрузок на судовые конструкции их наличие не учитывается.

Таким образом, задача разработки метода расчета внешних нагрузок, определяющих прочность скоростных судов с КС, оценки возможности снижения нагрузок за счет использования КС, разработки рекомендаций по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе является весьма актуальной и имеет важное значение для' совершенствования практики проектирования скоростных судов.

Практическая значимость диссертации В результате диссертационного исследования разработан практический метод расчета качки и внешних нагрузок, определяющих прочность корпуса судов переходного режима движения с пассивными КС, и соответствующий пакет прикладных компьютерных программ. Достоверность разработанного метода подтверждена путем сопоставления результатов расчетов с экспериментом. Уточнены алгоритмы расчета продольной качки, внешних волновых и ударных гидродинамических нагрузок на корпус судна переходного режима движения. Разработаны рекомендации по рациональному выбору геометрических характеристик КС, количества устанавливаемых пар КС и места их установки на корпусе судна.

Основные результаты работы, выносимые на защиту:

4. рекомендации по рациональному выбору характеристик КС, количества пар КС и места их установки на корпусе судна.

Апробация работы Основные положения и результаты докладывались и обсуждались на следующих научно-технических конференциях:

1) IV международной конференции «Военно-морской флот и судостроение в современных условиях» (8Ы8'2007, СПб, ФГУП «ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова», июнь 2007 г.);

2) международной конференции, посвященной 145-летию со дня рождения акад. А.Н. Крылова (Чебоксары, сентябрь 2008 г.);

3) VI молодежной научно-технической конференции «Взгляд в будущее 2008» (СПб, ФГУП «ЦКБ МТ «Рубин», октябрь 2008 г.);

4) научно-технической конференции по строительной механике корабля, посвященной памяти академика Ю.А. Шиманского (СПб, ФГУП «ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова», ноябрь 2008 г.);

5) научной сессии ГУАП, посвященной всемирному дню авиации и космонавтики (СПб, ГУАП, апрель 2009 г.);

6) XXIII международной конференции «Математическое моделирование в механике деформируемых тел и конструкций. Методы граничных и конечных элементов» (ВЕМ&РЕМ- 2009, СПб, сентябрь 2009 г.);

7) II Российской научно-практической конференции судостроителей «Единение науки и практики - 2010» (СПб, октябрь 2010 г.).

Похожие работы

Кораблестроение
05.08.00