автореферат диссертации по кораблестроению, 05.08.03, диссертация на тему:Влияние проектных характеристик судна на его мореходные и прочностные качества

На правах рукописи

О Ом

Суров Олег Эдуардович

ВЛИЯНИЕ ПРОЕКТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК СУДНА НА ЕГО МОРЕХОДНЫЕ И ПРОЧНОСТНЫЕ КАЧЕСТВА

05.08.03 Проектирование и конструкции судов

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Владивосток - 2000

Работа выполнена в Дальневосточном государственном техническом университете.

Научный руководитель:

Научный консультант:

доктор технических наук, профессор Антоненко C.B.

кандидат технических наук, профессор Иванов H.A.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Москаленко А.Д.

кандидат технических наук, доцент Казанов Г.Т.

Ведущая организация: Дальневосточный научно-

исследовательский институт морского флота

. О о

Защита диссертации состоится "3 О . О (£> . 2000 г. в IО часов в ауд. ~507 на заседании диссертационного совета Д.064.01.01 в Дальневосточном государственном техническом университете по адресу: 690600, Владивосток, ул. Пушкинская, 10.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ДВГТУ.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах с подписями, заверенными гербовой печатью, просим направлять на имя ученого секретаря диссертационного совета.

Автореферат разослан . 2000 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

(Мш-о«

Борисов Е.К.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. При проектировании судна приходится решать сложную задачу выбора таких характеристик корпуса, которые удовлетворяли бы многочисленным и порой противоречивым требованиям ходкости, прочности, мореходности и др. Погрешности при оценке тех или иных качеств судна приводят к проектным ошибкам, снижению безопасности плавания, ухудшению экономичности.

Прочность судового корпуса определяется изгибающими моментами, которые разделяют на изгибающие моменты на тихой воде, волновые и ударные. Способы определения изгибающих моментов на тихой воде принципиально просты и разработаны подробно. Волновые изгибающие моменты (ВИМ) сначала определялись по схеме статической постановки на волну, что приводило к завышенным запасам прочности. Поэтому к решению задачи были привлечены методы гидродинамики судна, учитывающие влияние качки на ВИМ.

Теоретические исследования сопровождались экспериментами, проводимыми как на моделях в бассейне, так и в натурных условиях на специально оборудованных научно-исследовательских и на обычных судах с установкой датчиков, накапливающих статистические данные о реальных процессах. Но проведение обширного и систематического эксперимента требует больших затрат времени и средств. Применение компьютерной техники дает возможность проводить более дешевые, по сравнению с экспериментом, численные расчеты.

Хотя теорией продольной качки занимаются многие годы, тем не менее, ряд вопросов, играющих важную роль при проектировании судна в целом и его конструкций, испытывающих воздействие волновых нагрузок, исследован недостаточно. Так, отмечается большое влияние на ВИМ момента на тихой воде, который связан с продольным радиусом инерции масс, однако крайне слабо изучено влияние особенностей распределения нагрузки по длине судна при неизменном радиусе инерции масс. Мало изучено влияние формы шпангоутов в оконечностях и высоты надводного борта на мореходность и прочность.

В последние 25 лет участились случаи серьезных повреждений корпусов судов, связанные с нарушением местной и общей прочности и приводящие к гибели судна и экипажа. В частности, только в 1990 г. вместе с навалочниками погибло 200 моряков. По данным Лондонского института страховщиков, в 1987 г. в книгу потерь на море было внесено 139 судов мирового флота валовой вместимостью более 500 per. т. каждое. Количество судов, погибших по причине непогоды, составило 33%, из них 9 танкеров и 24 комбинированных судна (балкеры и балктанкеры), составившие 65% этого тоннажа.

При сильной килевой качке увеличивается вероятность оголения днища с возникновением ударов и повреждений днищевых перекрытий. Заливание палубы водой сопровождается порчей палубных грузов и оборудования и может повлечь смывание недостаточно укрепленных предметов за борт. В особенно неблагоприятных случаях при заливании наблюдается разрушение надстроек или крышек трюмных люков, а вода, попавшая внутрь корпуса, создает угрозу опрокидывания и затопления судна.

Таким образом, изложенное свидетельствует о важности дальнейшей разработки практических рекомендаций для проектирования судна с учетом продольной качки и внешних сил, действующих на корпус при плавании на взволнованной поверхности моря.

В данной работе рассматриваются кинематические параметры продольной (килевой и вертикальной) качки, заливаемость палубы и оголение днища, далее объединяемые термином "мореходность", а также нагрузки, действующие на корпуса судов, плавающих на волнении, в первую очередь - ВИМ, далее "прочность". В общем случае термины мореходность и прочность подразумевают более широкий смысл. Предметом исследования в диссертации являются параметры качки и волновые изгибающие моменты, а объектом исследования - морские суда, плавающие на взволнованной поверхности моря.

Цель работы - исследование влияния проектных и эксплуатационных характеристик на мореходные и прочностные качества судна при движении на взволнованной поверхности моря и разработка рекомендаций по выбору обводов (в надводной и подводной частях) и распределению нагрузки судов с указанных позиций.

Для достижения этой цели в работе поставлены следующие задачи:

1. Анализ существующих теоретических и экспериментальных данных о характеристиках продольной качки и ВИМ судна на волнении.

2. Разработка алгоритмов и программ для расчетов продольной качки и волновых нагрузок в различных условиях.

3. Численное исследование влияния проектных (форма корпуса, коэффициенты полноты) и эксплуатационных (скорость хода, распределение нагрузки, курсовой угол) характеристик на мореходность и прочность. Получение зависимостей и формул, определяющих это влияние.

4. Проведение экспериментальных исследований для обоснования справедливости основных гипотез и проверки достоверности результатов расчетов.

5. Разработка методики и рекомендаций для рационального проектирования судов на основе выполненных исследований.

Методы исследования. При решении поставленных задач в работе используются линейная и нелинейная теории качки судов, движущихся под произвольным курсовым углом к регулярному волнению; спектральная теория для расчета качки и прочности судов на нерегулярном волнении; численные методы решения дифференциальных уравнений второго порядка (метод Рунге-Кутта); эксперименты на крупномасштабной модели с использованием тензо-метрических методов измерений напряжений и гироскопических приборов для измерения качки; статистические методы обработки экспериментальных записей случайных процессов; методы поиска оптимального решения.

Научная новизна и практическая ценность работы.

1. Программно-методическое обеспечение для расчетов параметров продольной качки и прочности судна на косом волнении при различных эксплуатационных и проектных характеристиках для использования в исследовательских целях и в учебном процессе.

2. Систематизированные результаты исследований влияния основных факторов на параметры качки и ВИМ при проектировании, эксплуатации, мо-1ернизации и переоборудовании судов.

3. Способ размещения грузов на судне, уменьшающий ВИМ.

4. Патент на архитектурно-конструктивный тип судна, реализующий ука-(анный способ.

На защиту выносятся следующие основные результаты работы:

1. Алгоритм и методика расчета продольной качки и ВИМ на различном волнении, включая нетрадиционное.

2. Формулы для определения амплитуд вертикальной и килевой качки и ВИМ для нормативных значений обеспеченности при расчетах на начальных стадиях проектирования судна.

3. Формула, позволяющая оценить снижение ВИМ при несимметричном перераспределении нагрузки относительно миделя.

4. Методика выбора рациональных соотношений главных размерений и формы корпуса на основе комплексного критерия, учитывающего прочностные и мореходные качества.

Достоверность научных положений и рекомендаций обоснована: общепринятыми апробированными исходными положениями; проведением экспериментальных исследований кинематических характеристик и ВИМ на крупномасштабной самоходной модели судна; соответствием полученных результатов с данными других авторов.

Апробация работы. Основные положения и результаты проведенных исследований доложены и обсуждены на научно-технических конференциях в 1996-2000 гг.: Международная конференция "Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов" (г. Владивосток) в сентябре 1996 г.; II International Students' Congress of the Asia-Pacific Region Countries (Vladivostok) в апреле 1997 г.; II международная конференция "Проблемы транспорта Дальнего Востока" (г. Владивосток) в октябре 1997 г.; региональная научная конференция "Молодежь и научно-технический прогресс" (г. Владивосток) в апреле 1998 г.; Международная конференция "Кораблестроение и океанотехника. Проблемы и перспективы" (г. Владивосток) в сентябре 1998 г.; Международная конференция по судостроению: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова (г. Санкт-Петербург) в декабре 1998 г.; Ill International Students' Congress of the Asia-Pacific Region Countries (Vladivostok) в апреле 1999 г.; Международная конференция "Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов" (г. Владивосток) в сентябре 1999 г.; III международная конференция "Проблемы транспорта Дальнего Востока" (г. Владивосток) в октябре 1999 г.; конференция по строительной механике корабля памяти проф. П.Ф. Папковича: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова (г. Санкт-Петербург) в апреле 2000 г.

Публикации. По теме диссертации опубликованы 15 научных статей, поданы 2 заявки на изобретение, по одной из них получен патент.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы и трех приложений. Работа содержит 128 страниц основно-

го текста, 62 иллюстрации, 26 таблиц и список литературы из 147 наименований. Объем приложений составляет 59 страниц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность темы диссертационной работы, формулируется предмет и направления дальнейших исследований, приводится общая характеристика и краткое содержание работы. Структурная схема работы представлена на рис.1.

Рис. 1. Структурная схема работы В первой главе анализируются результаты теоретических и экспериментальных исследований, выполненных как на моделях, так и в натурных условиях отечественными и зарубежными учеными. Обосновывается необходимость дальнейшего изучения сил, действующих на корпус при движении на волнении с целью более точного учета мореходных и прочностных качеств при проектировании и эксплуатации судов.

На протяжении многих лет ученые решают вопросы, связанные с поведением судна в море. Начало изучению науки о качке положили П. Бугер (1746 г.), JI. Эйлер (1749 г.), Д. Бернулли (1759 г.). Более близкой к современным воззрениям была теория бортовой качки судна, созданная В. Фрудом (1861 г.). Принципиально новую теорию продольной качки создал в конце XIX века А.Н. Крылов. Дальнейшее развитие теории качки шло по трем основным направлениям: первое привело к созданию гидродинамической теории, второе - к нелинейной, третье - к вероятностной теории качки.

Основой гидродинамической теории качки следует считать исследования Н.Е. Жуковского, Н.Е. Кочина. М.Д. Хаскинд в 40-х гг. создал общую гидродинамическую теорию качки судна на регулярном волнении, впоследствии развитую в работах A.M. Басина, В.В Луговского, В.А. Смирнова, Г.А. Фирсова, Ю.А. Нецветаева, А.З. Салькаева, Питерса, Стокера, Ньюмена, Ю.В. Ремеза, Корвин-Круковского, Тасаи, О. Грима, Ф. Урселла, У Портера.

Нелинейная теория качки была создана в работах A.C. Питерса, Дж. Стокера, В.В. Луговского, Дж. Ньюмана, Ю.В. Ремеза, Х.Г. Хазена и Р.Г. Нильса, И.И. Цындри, Т.А. Картузовой и Д.М. Ростовцева.

Важные результаты использования вероятностных методов для изучения качки судна были получены А.И. Вознесенским, Г.А. Фирсовым H.H. Рахмани-ным, И.К. Бородаем, а также М. Сен-Дени, У. Пирсоном.

Усовершенствованию методов практического расчета качки в разные годы были посвящены исследования И.Г. Бубнова, А.П. Фан-дер-Флита, В.Г. Власова, A.B. Герасимова, И.Г. Хановича, Г.А. Фирсова, В.А. Мореншильдт,

B.Н. Анфимова.

Вопросами гидродинамического расчета волновых нагрузок, возникающих при продольной качке, занимались Г.В. Бойцов, О.М. Палий, В.А. Пост-нов, Д.В. Кондриков, Я.И. Короткин, А.И. Максимаджи, О.Н. Рабинович, Д.М. Ростовцев, Н.Л. Сивере. Нагрузки при днищевом слеминге, ударах в развал борта, заливаемости исследовали М.А. Бельгова, O.A. Осипов, H.A. Иванов,

C.B. Каленчук; вопросы, связанные с волновой вибрацией корпуса, решали H.H. Бабаев, Г.С. Чувиковский и др.

В области вероятностной оценки внешних сил большую роль сыграли работы В.В. Екимова, A.A. Курдюмова, Льюиса, Н.В. Четыркина, которые дали мощный толчок дальнейшим исследованиям в этом направлении. Комбинированный подход к решению данной задачи в рамках реализации вероятностно-детерминированного метода расчета качки и волновых нагрузок судна отражен в работах В.П. Суслова и его учеников. Изучение экстремальных нагрузок развито в работах А.Н. Сердюченко и др.

Существенное развитие проблемы внутренних сил связано с разработкой и внедрением численных методов и применением ЭВМ. Например, Д. Фукуда составил вычислительную программу для расчета АЧХ продольной качки и ВИМ. Из отечественных ученых можно упомянуть работы О.Н. Рабинович, Д.В. Кондрикова. Многие прикладные задачи динамики судов решались в трудах И.К. Бородая, А.И. Максимаджи. Последний на основе численных методов

составил выражения для определения АЧХ ВИМ в дважды нормированном виде в функции от различных параметров (коэффициента полноты, относительной скорости хода, момента на тихой воде). Большие перспективы при расчете прочности сложных конструкций открывает применение методов граничных, конечных элементов и его более современных модификаций (методы суперэлементов, модуль-элементов, редуцированных элементов). Здесь можно упомянуть работы В.А. Постнова, H.A. Таранухи, Н.Ф. Ершова, С.Д. Чижиумова.

Наряду с теоретическими исследованиями, проводились модельные и натурные эксперименты. Одними из первых были испытания прочности латунной модели эсминца, проведенные Сато в Японии еще в 1936 г. Дальнейшее развитие модельных экспериментов относится уже к 50-м годам, когда начали использовать разрезные деревянные модели с упругой вставкой.

Для исследования амплитудно-частотных характеристик (АЧХ) продольной качки в 1946 г. проводились испытания A.C. Перельмутером. В 1953-54 гг. Ю.А. Нецветаев исследовал распределение гидродинамических давлений по поверхности корпуса судна. В 1952-54 гг. Е. Льюисом были проведены модельные испытания танкера Т-2. В.Н. Воронин в 1956 г. провел исследования на трех моделях, составленных из десяти секций. Такие испытания позволили исследовать распределение ВИМ по длине и моделировать жесткость корпуса. В.Г. Шебехели и С.М.И. Лама проводили испытания модели судна "Либерти". Испытания упрощенной модели судна на регулярном волнении выполнены И. Акита и К. Оши. В 1958 г. В.И. Королев провел исследование ВИМ для четырех моделей морского транспортного судна. В 1959 г. Д.М. Ростовцев испытал две модели, подобные модели Льюиса. Обширные испытания моделей судов серии 60 провели в 1960-61 гг. в Нидерландском опытовом бассейне Г. Вос-серс, В. А. Сваан и X. Рийкен. В 1963 году Г. Аэртссеном выполнены эксперименты на судне "Лукуга". В 1963-64 гг. Далзелл исследовал параметры качки и ВИМ моделей на встречном и попутном регулярном волнении при различных скоростях хода, высотах и длинах волн. Кроме перечисленных выше работ, нужно упомянуть эксперименты Нуматы и Вахаба. Важным этапом экспериментальных исследований были испытания Лотвейта и Мюрера. П. Иосен исследовал влияние на ВИМ формы носовой оконечности, отношений главных размерений, коэффициентов полноты и сопоставил данные испытаний с результатом расчета по схемам Корвин-Круковского и Воссерса. Большое количество экспериментальных данных для моделей, полученных английскими исследователями, собрано в работе Мура.

Из отечественных исследований, кроме упомянутых, отметим испытания Д.М. Ростовцева на модели танкера "Казбек", В.В. Козлякова, Д.М. Ростовцева и B.C. Гарбуза на модели судна "Куйбышевгэс", серию испытаний М.А. Бель-говой, А.И. Максимаджи, И.Н. Галахова, Ф.Г. Канделя и А.З. Фридлянского. Достаточно подробные испытания в бассейне серий моделей были выполнены Ю.А. Нецветаевым. Он вывел аналитические зависимости для определения АЧХ ВИМ в семи сечениях по длине судна. Немалую роль в изучении волнового и ударного изгибающих моментов сыграли эксперименты, проводимые

дальневосточными учеными Н.А. Ивановым и др. под руководством Н.В. Бара-банова. Обширные материалы исследований на регулярном и нерегулярном волнении обобщены в книгах Л.М. Ногида и Н.Е. Путова.

Отметим общие выводы, вытекающие из приведенных исследований:

1. Теоретические результаты, полученные по линейной теории качки, удовлетворительно согласуются с экспериментальными (размахи вертикальной и килевой качки). Нелинейность продольной качки учитывается крайне редко; все практические расчеты, в том числе по определению ударных нагрузок при слеминге, основаны на линейном расчете. Тем не менее, отмечается, что амплитуда погружения судна при вертикальной качке меньше, чем всплытия.

2. ВИМ, определенные с учетом качки, зависят от скорости хода судна и от распределения нагрузки по длине, т.е. от изгибающего момента на тихой воде, в отличие от статической постановки на волну, когда они полностью определяются формой корпуса и характеристиками расчетной волны, и при умеренной скорости судна против волнения и ходе за волной значительно меньше, чем при статической постановке на волну. Это объясняется перераспределением давления из-за орбитального движения частиц в волне (эффект Смита) и влиянием дифракционных сил инерции.

3. Распределение амплитуд ВИМ по длине при малой скорости судна весьма близко к симметричному, и наибольший момент получается в районе миделевого сечения. При росте скорости судна отмечается возрастание амплитуд ВИМ в носовых сечениях (максимум смещается в нос от миделя), особенно для полных моделей (8=0,80) при Рг>0,15. Разница между наибольшим ВИМ и моментом в миделевом сечении невелика при умеренной скорости судна (Рг< 0,15). Наибольшие ВИМ при качке на регулярном волнении можно считать одинаковыми на протяжении примерно 0,2Ь в нос и в корму от миделя.

4. ВИМ моделей с прогибом на тихой воде при Рг=0,10-0,15 заметно (на 20-30%) больше, чем у моделей с перегибом на тихой воде. В последнем случае некоторое возрастание моментов отмечается при большой скорости судна.

5. Увеличение коэффициентов полноты приводит к возрастанию ВИМ.

6. На косых курсах ВИМ меньше по сравнению со случаем хода прямым курсом, а максимум их амплитуды смещается в направлении относительно меньших значений длины волн. Однако в случае сравнительно малых отклонений от прямого курса (до 20-30°) уменьшение ВИМ несущественно.

7. Для судов с прогибом на тихой воде при значительной скорости судна максимальные моменты получаются, когда длина волн больше длины судна.

8. Амплитуды ВИМ при прогибе, как правило, оказываются большими, чем при перегибе, что качественно согласуется с результатами, соответствующими статической постановке на волну.

9. В указанных экспериментах шаг по частотам волн велик и не позволяет выявить все особенности АЧХ.

Из анализа предшествующих работ видно, что накоплен большой экспериментальный и теоретический материал по изучению поведения судов и на-

грузок, действующих на корпус как на регулярном, так и на нерегулярном волнении. Но при этом необходимо отметить, ряд недостатков.

При теоретических исследованиях обычно считается, что нагрузка судна близка к симметричной относительно миделя. В результате силы инерции при вертикальной качке оказывают существенное влияние на ВИМ в миделевом сечении, а при килевой - не оказывают.

В рассмотренных работах различных авторов не прослеживается исследование влияния на величину ВИМ разницы между абсциссами центра тяжести судна в целом xg и площади ватерлинии xf, хотя общеизвестно, что эта разность определяет степень взаимного влияния вертикальной и килевой качки, а вертикальная качка, в свою очередь, влияет на ВИМ.

Во многих испытаниях замерялись размахи ВИМ и лишь в некоторых -раздельно амплитуды ВИМ при прогибе и перегибе. Это свидетельствует о том, что большинство авторов считало возможным пренебречь нелинейными эффектами, хотя разница между прогибающими и перегибающими моментами на волнении в отдельных случаях может быть существенной.

Теоретические исследования основывались на модели синусоидального Волнения, в отдельных случаях вводится в рассмотрение волновой пакет, в котором отдельные волны также близки к синусоиде, тогда как авариям нередко сопутствуют волны иной формы.

Во многих публикациях нет данных о характере нагрузки модели или судна, что затрудняет последующий анализ этих работ. Если же такие данные имеются, то они, как правило, не отражают полной информации по загрузке или в большинстве не являются систематизированными.

Значительная часть рекомендаций по учету характеристик судна и волнения в действующих нормативных документах представляется недостаточно обоснованной и требует дополнительных серьезных исследований.

В этой связи можно утверждать, что необходимы дальнейшие исследования и разработки по проблеме внешних сил, актуальной не только при проектировании новых, но и для безопасной эксплуатации уже построенных судов.

Вторая глава посвящена разработке компьютерной программы для расчетов продольной качки и ВИМ в линейной и нелинейной постановке на регулярном (синусоидальном и несинусоидальном) и нерегулярном волнении.

Для построения алгоритма расчета линейной качки в работе приняты система координат и допущения, которые используются в обычных гидродинамических расчетах. Расчет производится на основе решения известной системы уравнений продольной качки:

l'l L'l

1(ам£ + Ь33<; + с„С + ам<(/+Ь„*|/ + сич/)<1х= J(F'coso>t-F"sina>t)dx

14 -l'l , (1)

L'l иг

J(aHij + bu£ + c5ji + aH»j> + b„ij/ + cS5i|/)dx = J(M'coscot-M"sin<ot)dx

. L'l -L'l

где ajj, by, Су - коэффициенты, зависящие от абсциссы х; С,, vj/ - мгновенные значения перемещений при вертикальной и килевой качке; F, М - возмущающие силы и моменты; ш, t - частота и время соответственно; L - длина судна.

Вычисление гидродинамических сил (инерции и сопротивления - демпфирования) производится через безразмерные коэффициенты присоединенных масс (ц) и демпфирования (Л,). Для их определения были использованы полиномы, предложенные C.B. Антоненко на основе графиков А.З. Салькаева.

После расчета качки производится вычисление волновой нагрузки: q=—(ajjÇ+bjjÇ+CjjÇ+ajjijy + bjjVj/ +c35v|/)+F'coscût-F"siiicût, (2)

а затем двойным интегрированием по длине судна волновой момент.

В результате расчета продольной качки и прочности на регулярном волнении программа выдает кинематические характеристики судна для восьми положений волнового профиля, кривые заливаемости, ступенчатую кривую волновой нагрузки, а также эпюры перерезывающих сил и вертикальных изгибающих моментов (на тихой воде, волновой и суммарный) по длине судна.

Расчет качки на нерегулярном волнении производится по описанному алгоритму. Для ряда частот <в определяются параметры продольной качки и ВИМ, АЧХ этих процессов, а затем спектральные плотности и дисперсии по

•о «о

известным формулам: Dy = Ja'(a)S>(cû)dcû = JSr(cû)dcû, где: Sy(œ) - ордина-

0 о

та спектральной плотности выходного процесса; S,(co) - то же для волнения; ау((а) - АЧХ процесса; Dy - дисперсия выходного процесса.

После расчета продольной качки и прочности судна на нерегулярном волнении на экране монитора отображаются результаты: АЧХ, спектральные характеристики и стандарты выходных процессов.

При построении алгоритма расчета долговременного распределения характеристик качки и ВИМ учитываются: различные случаи загрузки, характеризуемые относительным продольным радиусом инерции масс - i/L; режимы волнения (высота волны Ьз%, средний период Tv, курсовой угол Е); потеря скорости движения судна на волнении Fr=f(h3./t) (по данным А.И. Максимаджи). Полновероятностная схема расчета ВИМ выражается формулой:

■ 'I— Т.... E-led" Fu,, i f м Y

Q(M>MB)= I P(i/L) JP(h3%) JP(Tvk%) jP(E) |P(Fr)ex| dFidEdT;dh3%di/L.

i/l_ ' 0 T,„. E*0" 0 ¿\OhJ

Здесь стм - стандарт ВИМ в некотором режиме, Р - плотности вероятностей тех или иных величин, включая условные вероятности.

После расчета продольной качки и прочности судна по полновероятностной схеме на экран выводятся результаты долговременного распределения изгибающих моментов, а также амплитуд и ускорений продольной качки.

При построении алгоритма расчета нелинейной продольной качки судна учитывались непрямостенность обводов корпуса, а также нелинейные эффекты, обусловленные оголением днища и заливанием палубы.

Волновая нагрузка включает те же категории сил, что и в линейной теории на основе гипотезы плоских сечений, но в выражениях (1) и (2) появляются дополнительные слагаемые, которые описывают нелинейность процесса качки: дополнительная сила инерции воды

qnHB=- k,(4 + xvi/ - VV - (С + xvj/ - W)- 1

. Hi.

(3)

и дополнительная сила сопротивления

qnc=-k2(C + x\|/-zB)

^(S + xv)-^'

(4)

dz dz

Обозначения в этих выражениях приняты, как в уравнениях (1) и (2); V -скорость хода судна, z„ - ордината волнового профиля. При погружении в воду сечения с координатой х, т.е. при (4 + ~ V\j/-2В)> 0, ki=k2=0,5. При выходе

из воды, согласно В.П. Суслову, присоединенные массы воды должны "отпадать", т.е. ki=0, k2=0,5. Дополнительные силы, вызванные заливанием палубы, приближенно учитываются добавлением в присоединенную массу части воды, которая находится в данный момент над верхней палубой судна.

Суммарная погонная интенсивность нагрузки при качке определяется выражением (2) с добавлением нелинейных членов (3) и (4). Полученные уравнения разрешаются относительно старших членов в виде:

5(t) = f,[t,«t),C(t),v(t),4'(t)] <i>(t) = f,[t,£(t).4(t),\|/(t),ii/(t)]'

"Линейные" слагаемые корректируются в зависимости от текущих значений осадок на шпангоутах и соответствующих характеристик последних, гидростатические силы определяются численным интегрированием по контуру.

Для численного решения уравнения (5) применен метод Рунге-Кутта-Фельберга с автоматическим выбором шага интегрирования, обеспечивающего заданную погрешность, причем максимальный шаг задается.

При расчете в нелинейной постановке на экране монитора отражаются положения судна относительно волновой поверхности, кинематические характеристики продольной качки в миделевом сечении, на носовом и кормовом перпендикулярах, ступенчатая кривая волновых нагрузок, эпюры волновых перерезывающих сил и изгибающих моментов в каждый момент времени.

Как показывают наблюдения, реальное морское ветровое волнение является несимметричным ("пилообразным"), с пологим наветренным и крутым подветренным склонами. Такое волнение может быть более опасным для судна, чем синусоидальное, но в настоящее время этот вопрос мало исследован.

Нами получены выражения для описания несимметричной трохоиды с более крутыми подветренными и пологими наветренными склонами, путем наложения п синусоид с соответствующими амплитудами и длинами на обычную

трохоиду: z(t) = -г • |ып(кх + rat)+г • к • (о,5 - cos2 (кх + mt))+ ¿а, • sin(i • (кх + cot))j,

где aj - относительная амплитуда i-й синусоиды, а также ветровой "пилообразной" волны путем замены реального профиля треугольным (ломаной линией) с последующим разложением в ряд Фурье:

= XА,5!п[2л1 где А, = ,8-^¡п) Л1(1-с)1; п - количество чле-

(7Г1) (1 — с1) [2 ]

нов ряда; Х=2Ь - длина волны, х - текущая координата; с=1-а/Ь - параметр, характеризующий несимметрию профиля (0 - симметричный профиль, 1 - прямоугольный треугольник). Виды пилообразного, трохоидального и несимметричного трохоидального профилей показаны на рис.2.

Нами также разработан алгоритм для получения профиля волны, максимально приближенного к реальному морскому, т.е. нерегулярному волнению, в соответствии со спектральным разложением процесса морского волнения (волновых ординат):

■

г({) = 2и1со50з11+У|5тса1^ где

¡-I

и - центрированные случайные величины с одинаковыми дисперсиями, сумма которых по всем гармоникам равна дисперсии всего процесса В,=0,143(113у./2)2. Число частот п целесообразно выбирать в пределах 10-30.

Конкретная реализация для расчета получается путем замены и У| в формуле спектрального разложения на амплитуды, соответствующие требуемой дисперсии, и случайные начальные фазы для каждой синусоиды. Каждая гармоника движется со своей скоростью, связанной с ее частотой известной из теории волн зависимостью, в результате профиль волны непрерывно изменяется. Пример реализации показан на рис.3.

На основании описанных алгоритмов составлена компьютерная программа для расчета продольной качки и прочности, позволяющая сохранять в базе данных как исходные данные по судну (главные размерения, распределение нагрузки и теоретический чертеж), так и результаты расчетов. Все файлы с входной и выходной информацией имеют текстовую структуру. Их можно считывать другими программами и оформлять результаты расчетов в любом редакторе. Программа проста в использовании, и ее эксплуатация возможна в разных операционных системах.

Сопоставление результатов расчета для модели рефрижератора типа "Камчатские горы" с результатами, полученными с использованием аналогичных программ ЦНИИМФ и ЛКИ (СПбГМТУ), показало удовлетворительное согласование на волнах, соизмеримых с длиной модели (Х>0,5Ь) - отличие ±5%, в отдельных точках до 20%. На волнах малой длины ^<0,25Ь результаты по программам ЛКИ и ДВГТУ согласуются хорошо и отличаются от результа-

1 - пилообразный профиль; 2 - трохоидаль-ный; 3 - несимметричная трохоида

1 л л

Г У м Ьл) 0\л г Д/»

Вр«ж,с

Рис. 3. Реализация нерегулярной волны

тов, полученных по программе ЦНИИМФ. Это обстоятельство объясняется малой величиной ВИМ на коротких волнах, что приводит к большим относительным изменениям при сравнительно малых абсолютных различиях.

Расчеты продольной качки и ВИМ, выполненные по программам ДВГТУ и Ульсанского университета (Республика Корея) для танкера "Yukong Navigator", показали хорошее согласование АЧХ во всем диапазоне изменения частоты как для продольной качки, так и для ВИМ при различных скоростях. Различия по двум программам не превышают 10-15%. Хорошее согласование результатов получено вследствие ввода одинаковых данных для двух расчетов.

В третьей главе выполнены экспериментальные и теоретические исследования, которые отражают особенности влияния параметров распределения нагрузки на кинематические характеристики продольной качки и ВИМ.

Распределение нагрузки задается относительным продольным радиусом инерции масс, положением центра тяжести по длине судна, а также изгибающим моментом на тихой воде. Анализируется также влияние эксплуатационных характеристик судна: скорости движения судна, курсового угла по отношению к бегу волн, а также влияние коэффициента общей полноты на продольную качку и прочность судна.

Для сопоставимости результатов эпюра нагрузки стандартизована. С этой целью водоизмещение условно разбито на две составляющие - массу корпуса порожнем, составляющую треть от водоизмещения судна в грузу DK=D/3, и дедвейт, равный Da=2D/3. Масса корпуса распределялась по трапеции (рис.4). Значения параметров а, Ь, с определяются выражениями: a=(0,66+a)DK/L; Рис. 4. Распределение массы корпуса

b=l,17DK/L; c=(0,66-a)DK/L, где a=23,14xg/L; xg - абсцисса ЦТ судна.

Дедвейт распределялся в виде параболы, как показано на рис.5. В этом случае значение нагрузки от дедвейта в сечении с координатой х будет определяться зависимостью: Tl/2-x^

с / \ b г

с Ш > с 1Л , с

Ч(х)

2-d

Рис. 5. Распределение дедвейта

q(x) = — 3L

, где -l<d<2.

Таблица 1

Предельные случаи распределения дедвейта в зависимости от (1 представлены в табл.1. При таком распределении нагрузки относительный радиус инерции масс ¡/Ь будет определяться двумя параметрами: (1 и х8.

Для каждого варианта нагрузки выполнялся расчет качки и ВИМ на различных курсовых углах к регулярным волнам при различных скоростях судна.

Значения d q(0) q(L/2) q(L) Распределение дедвейта

-1 0 % 0 ^iiiillilli^

0 2% 2D/ /3L

2 3% 0 3% Ittftw ^rJÍ

В результате были получены систематизированные данные о параметрах продольной качки и ВИМ. Установлено, что при малых относительных скоростях Fr<0,05 характер кривых АЧХ параметров качки и ВИМ мало изменяется. Положения максимума ВИМ в миделевом сечении при таких скоростях для всех исследованных случаев нагрузки и коэффициентов общей полноты 5 находятся в интервале ],0<л/Е7Х<],1. При уменьшении i/L и Ктв (KTB=MTB/DL; М„ - изгибающий момент на тихой воде) ординаты кривой АЧХ ВИМ увеличиваются на более длинных волнах. При VL/A,>1,1 значения ВИМ в миделевом сечении слабо зависят от параметров i/L и Ктв. При скоростях хода Fr=0,09-0,12 характерно увеличение ординат кривой безразмерных ВИМ для судов, имеющих прогиб на тихой воде (Ктв<0). Для судов с 5>0,7 и при i/L>0,3 максимумы кривых ВИМ принимают большие значения, чем при i/L<0,3. При дальнейшем увеличении скорости (Fr>0,15) характерно появление двух пиков, наибольшие из которых для всех исследованных значений 5, i/L и Ктв сдвигаются в сторону более длинных волн ( VlTX <1). Такая особенность распределения ВИМ по оси частот была отмечена и другими авторами. Появление вторых пиков на АЧХ ВИМ ярко проявляется при Ктв<0,01, с увеличением значения Ктв вторые (меньшие, чем первые) пики постепенно сглаживаются. С увеличением коэффициента 5 свойство "двугорбости" становится более чувствительным к изменению параметра Ктв. Отмечается, что положения минимальных значений по оси частот, находящиеся между двумя пиками, так же как и абсолютные максимумы кривых ВИМ, зависят от скорости. С увеличением скорости эти минимумы сдвигаются к IX к 1. Влияние скорости и длины волны на вторые пики слабое.

Форма эпюры ВИМ приобретает двугорбый характер при WL<0,5. Максимумы эпюры у судна без хода располагаются вблизи центра тяжести площади ватерлинии. Наиболее сильно влияют на распределение ВИМ по длине расчетная скорость и относительный радиус инерции масс. С ростом скорости при постоянном значении i/L максимум ВИМ смещается в нос от миделя на 0,1L.

АЧХ качки и ВИМ при Fr=0 на встречных курсовых углах и соответствующие им на попутном волнении (например, при 30 и 150°) практически совпадают, наблюдаемые расхождения обусловлены несимметрией корпуса судна относительно миделя. При положении судна лагом к волнению АЧХ килевой качки и моментов имеют минимальные, а АЧХ вертикальной качки - максимальное значения.

Увеличение скорости хода судна на встречном волнении приводит, как правило, к увеличению амплитудных значений кинематических параметров качки, а также к смещению максимума кривых в сторону более длинных волн. При Fr=0 максимум ВИМ располагается вблизи центра тяжести площади ватерлинии. Увеличение скорости хода на встречном волнении приводит к смещению максимумов ВИМ в нос, момент в миделевом сечении возрастает при-

мерно до Рг=0,15, увеличиваясь на 20-40% по сравнению с моментом при Рг=0, затем быстро падает.

Известно, что силы инерции при вертикальной качке во взаимодействии с силами поддержания влияют на ВИМ. Знак изменения противоположен знаку момента на тихой воде. Считается, что силы инерции при килевой качке не оказывают влияния на момент в районе миделя, поскольку ВИМ от этих нагрузок в миделевом сечении при интегрировании получается близким к нулю.

В работе рассмотрены случаи распределения нагрузки, при которых посадка и радиус инерции масс судна остаются постоянными. Это достигается путем встречного переноса грузов или балласта по схеме, показанной на рис.6. Массы переносимых грузов или балласта и расстояния между ними должны удовлетворять условию статического равновесия: Р^+Рг^О, где: P¡ - масса переносимого груза, т; I, - плечо переноса, м.

Влияние дополнительных сил инерции в момент, когда судно находится на вершине волны, показано на рис.7. При этом корпус под действием волновых нагрузок испытывает перегибающий момерт МВ) а силы инерции - Р4 при килевой качке, вызванные перераспределенной нагрузкой, создают прогибающий момент Мвд. На подошве волны указанные силы Е1 - Р4 уменьшают прогибающий момент М„.

Как показали расчеты, при Рь равном 3%, и Р2=1,5% от водоизмещения судна ВИМ уменьшается на 10-15% по сравнению с первоначальным. Для достижения максимального эффекта необходимо перенести 1 ед. груза и (или) балласта с 20-го на 0-й и 2 ед. груза и (или) балласта с 5-го на 15-й теор. шп.

Реальное перераспределение нагрузки может охватывать несколько теоретических шпаций (рис.6,а), отличаясь от идеальной схемы (рис.6,б). Нами установлено, что возможный выигрыш в ВИМ зависит от разности относительных радиусов инерции масс носовой и кормовой оконечностей. Для проверки наличия указанного эффекта и установления количественных закономерностей были выполнены систематические расчеты по полновероятностной схеме для 30 судов различных типов и размеренна при 7 случаях загрузки, для которых момент на тихой воде и продольный радиус инерции масс относительно миде-

с

Рис. 6. Схема встречного переноса груза или балласта а) схема перераспределения; б) идеализированная схема переноса

перераспределения масс на вершине волны

ля для всего судна оставались постоянными, а разница радиусов инерции масс носовой и кормовой частей изменялась.

Были получены по каждому судну выражения для ВИМ вида МВ = М0(1-1,1 ад /М0)Др , где: М0-квгвВЬ и Мв - значения ВИМ до и после перераспределения нагрузки; к. - коэффициент ВИМ, зависящий от формы обводов, момента на тихой воде, Ег, ¡/Ь и положения судна на волне, гв - полувысота волны, зависящая от обеспеченности волнового момента и длины судна; М вд = Ь • Ь' • ф; \4> - угловое ускорение при килевой качке, рад/с2; Др=Дрв-Др„ (с учетом знака); Др0=(Рн<гРко)/ро и Дрв=(р ИВ РквУРо - до и после перераспределения нагрузки; рв,р„,р0 = Р./ь - радиусы инерции масс относительно миделя для носовой, кормовой половин и всего судна соответственно; Р| и Х( - массы, т, и их отстояния от миделя, м.

После аппроксимации по всем судам была установлена обобщенная зави-

симость для Мвд/Мо, которая выражается формулой =

5ЬТ

М„ 100 к„ г„

■8

-У±Е

М„ = м,

( е = ±0,1 - отклонение от среднего значения), вне зависимости от заданной обеспеченности. Линии аппроксимации и точки Мвд/М0 для исследованных судов показаны на рис.8.

В результате выполненного исследования установлено, что ВИМ с учетом действия сил при килевой качке можно определить по формуле:

и00-кв-гв^ )

При этом, перераспределяя нагрузку по предложенному способу, можно добиться уменьшения ВИМ в пределах 10-20%. На основе выполненного анализа была подана заявка на изобретение "Способ размещения грузов на судне".

Как отмечено выше, исследованием влияния параметра (хрх^/Ь как на характеристики качки, так и на значения ВИМ никто из ученых подробно не занимался. Этот параметр определяет степень взаимного влияния вертикальной и килевой качки, а значит влияет на ВИМ. С целью оценки влияния величины и знака (хгхг)/Ь на характеристики качки и значения ВИМ были выполнены систематические расчеты при различных значениях Гг, А. и ¡/1. Значения параметра 100(хгхЕ)/Ь

20 40

■ -Обеспеченность 10'5 Обеспеченность 10"'

Рис. 8. Линии аппроксимации и точки Мвд/М0 варьировались в диапазоне от -3,5 до 1,5 путем изменения дифферента.

Расчетами установлено, что параметр (хгхв)/Ь оказывает существенное влияние на мореходные и прочностные качества судна, причем характер зависимостей АЧХ неоднозначный. Практически во всем исследованном диапазоне скоростей хода с ростом параметра (хрХ8)/Ь от отрицательных к положительным значениям отмечается уменьшение значений АЧХ продольной качки (порядка 10%), но АЧХ волновых моментов увеличиваются, причем более значительно (на 20-25%, а в отдельных случаях до 50%). Такая закономерность прослеживается во всем реальном диапазоне изменения радиуса инерции масс. В связи с тем, что полученные результаты не всегда однозначны, исследования целесообразно продолжить для судов с различными формами корпусов.

В ноябре 1997 г. в окрестностях Владивостока проводились эксперименты на крупномасштабной самоходной модели рефрижератора типа "Камчатские горы" с целью проверки теоретических исследований ВИМ при различных случаях загрузки на встречном и попутном волнении, а также исследования влияния килевой качки на ВИМ. Водоизмещение модели 4780 кг.

Эксперименты проводились при следующих эксплуатационных характеристиках: длина волны близка к длине модели; относительная скорость Ег=0,12; высота волны Ь3%=85 см, что соответствует 8-балльному волнению для натурного судна; на встречном и попутном волнении при двух случаях загрузки. Первый случай - модель в грузу с твердым балластом на 5-м теоретическом шпангоуте в количестве 144,кг и на 18-м теор. шп. - 90 кг, что составляет 3,0 и 1,9% от водоизмещения. Второй случай получался путем переноса балласта с 5-го теор. шп. на 15-й и с 18-го теор. шп. на 2-й.

При сопоставлении результатов, полученных на основе обработки экспериментальных данных и по разработанной программе, получено следующее:

1. Экспериментальные значения стандартов ВИМ в миделевом сечении на встречном и попутном волнении при двух исследованных случаях загрузки удовлетворительно согласуются с расчетными. Эпюры ВИМ имеют максимумы вблизи миделевого сечения.

2. При обработке экспериментальных данных значения ВИМ в носовом сечении (6 шп.) получились больше, чем в кормовом (14 шп.).

3. При несимметричном переносе балласта экспериментально подтверждается влияние килевой качки на ВИМ: в первом случае загрузки на встречном волнении ВИМ больше, чем во втором, на 18%.

В четвертой главе исследовано влияние основных параметров формы корпуса, шпангоутов (V, и-образные) и высоты надводного борта в носовой оконечности, а также формы и высоты волны на мореходность и прочность. Задачи решались в линейной (в том числе по полновероятностной схеме расчета) и нелинейной постановке.

Для большого числа судов, существенно отличающихся своими элементами, исследовались амплитуды вертикальной, килевой качки и ВИМ. Расчеты выполнялись по полновероятностной схеме для Японского моря. Результаты были приведены к виду, удобному для применения, в частности, при назначе-

нии на предварительном этапе проектирования размеров и характеристик корпуса судна с точки зрения продольной качки и прочности на волнении:

у-^-МГШ'Ш'-

где у - определяемая амплитуда продольной качки и ВИМ в миделевом сечении с обеспеченностями 0=10"8 и 10'5, соответствующими нормативным для экстремальных нагрузок и для оценки усталостной долговечности, а - коэффициент полноты площади ватерлинии; 5/а - призматический коэффициент продольной остроты; Ь, В, Т - соответственно длина, ширина и осадка судна, м. Коэффициенты хп были рассчитаны оптимизационным методом деформируемого многогранника. Численные значения х„ представлены в табл.2.

Таблица 2

Значения х„ в уравнении (7)_

Функции Обеспеченность Q=10"5 Обеспеченность Q=10"8

Xl Х2 Хэ х4 х5 Xi х2 х3 х4 х5

7YBL' («ХУшУт) 0,15 0,78 0,56 0,33 -0,24 0,25 0,95 0,27 0,34 -0,21

9,10 -0,28 0,39 -0,12 0,13 16.3С -0,08 0,26 -0,14 0,27

^'Уа'Ут'Уп)'1** 14,00 1,40 -2,45 -0,38 -0,37 25,00 1,63 -2,60 -0,51 -0,31

Для исследования влияния высоты надводного борта в носовой оконечности были выполнены расчеты характеристик продольной качки, заливаемо-сти и ВИМ для танкера Т2 и рефрижератора "Камчатские горы" на регулярном синусоидальном и нерегулярном волнении в нелинейной постановке. При выполнении расчетов эксплуатационные (относительная скорость хода Fr=0,15, курсовой угол 180° - встречное волнение) и проектные (главные размерения, коэффициенты полноты, развал шпангоутов и др.) характеристики оставались постоянными. Высота волны в расчетах принималась равной проектной осадке судна, а длина - равной длине судна.

Численные эксперименты проводились для трех вариантов формы носовой оконечности в надводной части корпуса. Первый вариант (исходный) - это корпус судна, имеющий обычный одноярусный бак высотой 2,5 м и протяженностью до носовой переборки первого грузового трюма (танка). Во втором варианте судно имеет двухъярусный бак высотой 5 м и протяженностью до носовой переборки первого грузового трюма. Третий вариант имеет одноярусный бак высотой 2,5 м и протяженностью до кормовой переборки первого трюма. Нагрузка для каждого варианта перераспределялась по длине судна с учетом масс от добавленных конструкций бака и грузов. При этом с изменением формы бака для рефрижератора перегибающий момент на тихой воде в миделевом сечении увеличивался, а для танкера уменьшался прогибающий момент.

При переходе от исходной формы бака к третьему варианту отмечается уменьшение стандартов перемещений продольной качки на 4-5% для рефриже-

ратора и увеличение на 3-4% для танкера, волновой перегибающий момент увеличивается на 7-11%, а прогибающий момент уменьшается на 10-25%. Амплитудные значения моментов для второго варианта формы бака у рефрижератора меньше на 7-8%, для танкера - на 5-6% по сравнению с первоначальным.

Для каждого варианта формы бака у танкера уровень и протяженность заливаемости больше, чем у рефрижератора. При этом более благоприятным оказывается третий вариант формы бака (удлиненный, одноярусный), где уровень воды над палубой и протяженность заливания по длине двух судов являются наименьшими.

Из анализа результатов можно сделать следующие выводы:

- при выборе формы бака из условия меньшей качки предпочтительней вариант 3 для судов с перегибом на тихой воде и 1-й - для судов с прогибом;

- при выборе формы из условия меньшего изгибающего момента наилучшим является 2-й вариант;

- по условию заливаемости 3-й вариант формы бака предпочтительней.

Для исследования влияния формы шпангоутов на параметры качки и

ВИМ были выполнены линейные и нелинейные расчеты для четырех вариантов корпуса судна на регулярном и нерегулярном волнении. Форма шпангоутов изменялась от 11-образной до У-образной с двумя переходными формами, водоизмещение и главные размерения были постоянными.

При малой скорости хода (Рг=0,1) увеличение радиуса инерции ¡/Ь от 0,186 до 0,30 приводит к равномерному усилению килевой и вертикальной качки, причем максимумы кривых АЧХ качки сдвигаются в сторону коротких волн. Амплитуды качки у судов с V - образными шпангоутами меньше, чем с и - образными. Это можно объяснить увеличением демпфирования.

При среднем радиусе инерции масс (¡/Ь=0,238) увеличение скорости хода приводит к более быстрому (примерно в два раза) увеличению амплитуд вертикальной качки по сравнению с килевой. Значения амплитуд продольной качки у судов с и-образными шпангоутами больше, чем с У-образными.

При рассмотрении АЧХ ВИМ видна обратная картина. С увеличением скорости судна Гг от 0,1 до 0,3 при ¡/Ь=0,238 ВИМ у судов с У-образными шпангоутами больше, чем с и-образными. При больших скоростях ярко выражены два максимума волнового изгибающего момента; увеличение скорости хода судна приводит к увеличению амплитуд ВИМ.

При скорости судна Ег=0,1 увеличение радиуса инерции масс сопровождается уменьшением ВИМ, который у судов с У-образными шпангоутами больше. Увеличение радиуса инерции масс приводит к смещению максимума ВИМ из области средних длин волн в сторону коротких.

Расчеты долговременного распределения амплитуд продольной качки и ВИМ показали, что при переходе от У-образной формы шпангоутов к 11-образной амплитуды качки увеличиваются, а ВИМ, наоборот, уменьшаются.

По полученным реакциям продольной качки и ВИМ на нерегулярном встречном волнении при высоте Ь3%, равной средней осадке, средней длине

волны, равной длине судна, при относительной скорости хода Fr=0,15 в нелинейной постановке рассчитаны стандарты процессов (табл.3) и построены эпюры стандартов ВИМ (рис.9).

На основе анализа результатов можно утверждать, что при переходе от V к U-образным шпангоутам амплитуды килевой качки для исследованных вариантов увеличиваются на 10-15% и вертикальной качки - на 15-20%, а ВИМ, наоборот, уменьшаются на 20-25%. Разница между положительными и отрицательными амплитудами для V-образных шпангоутов максимальная, особенно для вертикальной качки и ВИМ.

В 4 главе также исследовано поведение судна на синусоидальном и несинусоидальном регулярном волнении для определения влияния высоты и формы профиля на параметры качки и ВИМ.

Расчеты выполнялись для шести судов разных типов, размерений и формы корпуса (0,49<5<0,81). При вычислениях варьировались относительная скорость движения 0,l<Fr<0,2, курсовой угол от 120 до 180° (встречное волнение), высота и форма волны. Состояние нагрузки всех судов было принято реальным для случая в полном грузу.

При анализе влияния высоты волны обработка результатов расчетов амплитуд процессов продольной качки и ВИМ производилась путем определения отношений полуразмахов (амплитуд) ВИМ и вертикальной качки к амплитуде волны, а для килевой - к углу волнового склона, и среднего значения (на вершине и подошве волны, с учетом знаков) к амплитуде процесса. У всех исследованных судов отношения полуразмахов ВИМ растут с увеличением высоты волны, хотя и сравнительно слабо (на 5-20%). Средние значения вначале принимают небольшие положительные (перегиб), а затем довольно значительные отрицательные (прогиб) значения, составляющие у судов с разной полнотой от 10 до 70% амплитудных.

Нелинейность вертикальной качки проявлялась в том, что перемещения при погружении были заметно (до 20%) меньше, чем при всплытии; у килевой качки это влияние намного слабее (порядка 1%). Этот факт, в принципе, известен, и его легко объяснить тем, что на подошве волны полнота ватерлинии, особенно у острых судов с большим развалом бортов, намного больше, чем на вершине. При килевой качке одна оконечность входит в воду, а другая - выхо-

Таблица 3

Значения стандартов качки и ВИМ_

Процесс Форма шпангоутов

и UV VU V

Вертикальные перемещения, м 0,98 0,93 0,85 0,80

Угловые перемещения, рад 0,0381 0,0376 0,0351 0,0334

ВИМ в миделевом сечении, т-м 3374 3741 4126 4381

---g

А N 3000 *

2 2000 jj. 1000 |

/

*

О 1 в В 1« 1 >орма шпан 4 12 10 Т*оретич#с«м*и гоутоя: U пмгс К уты UV 1 2 0 -*-VU -V

Рис. 9. Распределение стандартов ВИМ по длине судна

дит, и полнота ватерлинии меняется слабо. Нелинейность вертикальной качки оказывает влияние на оголение днища (оно усиливается) и запивание палубы (которое, наоборот, уменьшается). Дополнительно влияет собственная система поперечных волн, образующихся при ходе судна, - она не только изменяет кривые заливаемости, но и создает, особенно при больших скоростях (когда Рг приближается к 0,3), заметный прогибающий момент. Но в современных нормах прочности нелинейные расчеты не предполагаются, а соотношение изгибающих моментов при прогибе и перегибе искажается. В результате нередко возникает ошибка в опасную сторону при оценке прочности.

Результаты, полученные для нетрадиционного волнения, сравнивались с синусоидальным. На вершине волны ВИМ для нетрадиционного волнения оказываются больше, чем для синусоидального, и с увеличением 5 эта разница уменьшается. На подошве волны ВИМ бывают как большими, так и меньшими по сравнению с синусоидальным волнением, причем с увеличением 5 наблюдается слабая тенденция к увеличению этого соотношения. Влияние несимметрии пилообразного профиля относительно невелико и, как правило, не превышает 10%. При этом важную роль играют индивидуальные особенности формы корпусов судов (развал бортов в оконечностях).

Перемещения от вертикальной качки при погружении в целом несколько меньше, чем на синусоидальном волнении (на 10-25%), при любых исследованных значениях 8, а при всплытии результаты получились неоднозначными. Амплитуды килевой качки для трохоиды близки к синусоиде, для несимметричной трохоиды они на 10-15% больше, а для пилообразного волнения - на 20% меньше, независимо от несимметрии профиля волны и полноты судов.

В заключение можно отметить, что влияние высоты и формы профиля волны на процессы продольной качки и ВИМ значительно, причем нередко в опасную сторону, и должно учитываться. Во всяком случае, при оценках прочности и мореходности судов на волнении желательно анализировать различные формы волн, поскольку нестандартные (отличающиеся от синусоиды) профили волн являются наиболее неблагоприятными.

В пятой главе на основе выполненных экспериментальных и теоретических исследований предложены рекомендации и методика совместного учета продольной качки и прочности на волнении для проектирования судов.

В мировой практике проектирования судов используются нормативные документы и рекомендации, учитывающие многолетний опыт эксплуатации судов различных типов в разных условиях, экспериментальные данные, а также теоретические исследования. Тем не менее, для некоторых судов отмечаются противоречия между отдельными их качествами, например, мореходностью и прочностью: высокие мореходные качества при недостаточной прочности позволяют в условиях сильного волнения развивать высокие скорости, при которых возможны нарушения общей продольной прочности. Так, отечественные эсминцы, спроектированные для Черного и Балтийского морей, в годы второй мировой войны имели повреждения вплоть до переломов при выходе их в се-

верные моря. Противоречия между ходкостью и ледовой прочностью у рыбопромысловых судов приводили к ледовым повреждениям во время промысла. Такие факты свидетельствуют о необходимости системного подхода к проектированию, комплексного учета различных качеств судна при выборе его основных характеристик. Данная работа является шагом в этом направлении.

Исследования, выполненные в главе 3, дают возможность предложить рекомендации по рациональному распределению нагрузки, обеспечивающему улучшение мореходных и прочностных качеств на волнении.

Как известно, момент на тихой воде во многом зависит от радиуса инерции, при увеличении которого момент изменяется от прогибающего к перегибающему. ВИМ также зависит от радиуса инерции, в целом уменьшаясь с его увеличением. Таким образом, существует оптимальное значение радиуса инерции, обеспечивающее минимум суммарного изгибающего момента.

Параметры продольной качки зависят от радиуса инерции масс, но зависимость эта сложная и неоднозначная. На длинных волнах амплитуды вертикальной и килевой качки увеличиваются с ростом ¡/Ь, а на коротких наблюдается обратная картина. При увеличении ¡/Ь уменьшается собственная частота.

Другой способ рационального распределения нагрузки, позволяющий уменьшить ВИМ при сохранении неизменными посадки судна, параметров качки, моментов на тихой воде и ударного, заключается в использовании несимметричного распределения нагрузки путем встречного переноса грузов по схеме, предложенной в главе 3.

Распределение нагрузки характеризуется также положением центра тяжести xg по длине. Расчетами установлено, что параметр (хгхг)/Ь оказывает существенное влияние на мореходные и прочностные качества судна. На основе этих исследований предлагается при проектировании для малых судов, у которых общая прочность не играет роли, а параметры качки оказывают большое влияние на эксплуатационные качества, увеличивать параметр (хгхе)/Ь, у больших, для которых оголение днища и заливание палубы представляют меньшую опасность по сравнению с возможностью нарушения общей прочности, - наоборот, уменьшать параметр (хгх6)/Ь.

Исследования, выполненные в главе 4, позволяют дать некоторые рекомендации по выбору главных размерений и формы корпуса в надводной и подводной части судна с учетом мореходности и прочности.

В ходе обработки результатов вычислительных экспериментов, где учитывались характеристики судна (скорость, курсовой угол, загрузка и др.), а также параметры волнения (высота, длина, период волн), получены формулы (7), позволяющие использовать их при проектировании для совместного учета продольной качки и прочности на волнении.

При выборе высоты и формы бака рекомендуется руководствоваться степенью заливаемости судна в заданных условиях эксплуатации, но при этом необходимо учитывать ВИМ и нагрузки от ударов в развал борта. Для исследованных вариантов формы бака у судов, имеющих прогибающий момент на тихой воде, с точки зрения продольной качки рекомендуется одноярусный бак

Рис. 10. Первоначальный архитектурно-конструктивный тип судна (прототип)

Рис. 11. Предлагаемый архитектурно-конструктивный тип судна

обычной длины, а для судов с перегибом - одноярусный удлиненный бак. С точки зрения прочности на волнении предпочтительней для судов с прогибом и перегибом на тихой воде двухъярусный бак обычной длины. Это связано с влиянием сил инерции при килевой качке.

Нами запатентован архитектурно -конструктивный тип судна, обеспечивающий снижение ВИМ за счет более благоприятного несимметричного распределения нагрузки по длине (рис.11). В частности, предлагается в носовой оконечности оборудовать дополнительное грузовое помещение за счет увеличения высоты бака, в районе 5-го теор. шп. ниже верхней палубы оборудовать помещение для грузов с большой удельной погрузочной кубатурой или легкого оборудования, в районе 15-го теор. шп. выше верхней палубы оборудовать дополнительное грузовое помещение.

Такой тип судна обеспечивает распределение нагрузки, более благоприятное с точки зрения общей продольной прочности на волнении по сравнению с исходным (рис. 10), так как создаются две пары дополнительных сил, которые снижают ВИМ. Помимо этого, увеличенный бак позволяет уменьшить заливание палубы при ходе на встречном волнении.

На основе исследований влияния формы корпуса на мореходность и прочность рекомендуется в носовой оконечности выбирать с точки зрения качки V-образные, а с точки зрения прочности - U-образные шпангоуты. В кормовой оконечности необходимо принимать во внимание взаимодействие между корпусом и гребным винтом, которое улучшается при U - образной форме.

Окончательный выбор формы шпангоутов можно произвести по комплексному критерию, учитывающему одновременно параметры, качки и суммарный изгибающий момент:

f(х) = ajf,(x) + a2fj(x)- a 3f3(x) - a4f4(x) + a5f5(x) min, где: f,(x) = £min, f2(x) = vy^- характеристики безразмерных амплитуд вертикальной (¿¡ = ^/r0) и килевой качки (у = ц/ /а0); f3(x) = Ti>»», f4(x) = тут«х- характеристики безразмерных периодов вертикальной (ц = т^ /(2.5^тЦ)) и килевой качки (х) = Hmin- характеристика безразмерной амплитуды

суммарного изгибающего момента ц = 100М / (уТ0В01Д); а„ - "весовые" коэффициенты, (в работе приняты ai=a2=a5=l, а3=а4=2); T0,B0,L0 - средние значения размерений судна при варьировании Исходных данных, м.

Для отыскания оптимальной формы корпуса и распределения нагрузки задаются полем возможных решений. Это можно сделать, определив макси-

мальные крайние значения величин относительной длины I и .5 по формулам, предложенным В.В. Ашиком или J1.M. Ногидом.

Считая постоянными основные заданные величины, например, скорость и водоизмещение, задаются отношения ширины к осадке судна В/Т и высоты борта к осадке Н/Т. Рассчитываются варианты главных размерений корпуса и по предложенным зависимостям (7) оцениваются параметры качки и ВИМ, что позволяет сузить поле решений. Затем, используя полиномы или другие формулы для описания судовой поверхности, определяются варианты формы корпуса судна. На последнем этапе по предложенному комплексному критерию, учитывающему параметры продольной качки и прочности на волнении, производится окончательный выбор рациональных характеристик корпуса. По вышеописанному алгоритму была составлена компьютерная программа выбора рациональных характеристик судна по методу Недлера - Мида (называемого также поиском по деформируемому многограннику), который является развитием симплексного метода Спендли, Хекста и Химсворта.

В заключении сформулированы основные результаты работы:

1. Разработан комплекс компьютерных программ для расчетов продольной качки и волновых нагрузок, действующих на корпус судна при плавании произвольным курсом на регулярном и нерегулярном волнении, в линейной и нелинейной постановке, с различными скоростями хода. В программу включены различные формы волнового профиля, отличающиеся от синусоидального, в том числе нерегулярное волнение.

2. Систематическими расчетами установлено, что продольный радиус инерции масс по-разному влияет на параметры качки и ВИМ. Существует некоторое оптимальное значение радиуса'инерции, обеспечивающее минимум суммарного изгибающего момента. Параметры продольной качки зависят от радиуса инерции масс, но зависимость эта сложная и неоднозначная.

3. Впервые показано, что за счет несимметричного распределения нагрузки относительно миделя ВИМ можно изменять в довольно широких пределах, не изменяя посадку, параметры качки судна, моменты на тихой воде и ударные. Предложена формула для расчета ВИМ, учитывающая силы инерции при килевой качке. Подана заявка на изобретение "Способ размещения грузов на судне", запатентован архитектурно-конструктивный тип судна, позволяющий реализовать этот способ.

4. Для проверки теоретических результатов проведены эксперименты на крупномасштабной модели транспортного рефрижератора типа "Камчатские горы" на акватории Амурского залива.

5. Исследовано влияние параметра (xrxg)/L, определяющего степень взаимного влияния вертикальной и килевой качки.

6. Выполнены исследования влияния формы корпуса судна на мореходность и прочность. На их основе предложены формулы для определения параметров продольной качки и значений волновых моментов в зависимости от главных размерений и коэффициентов полноты корпуса. Показано влияние высоты бака и формы шпангоутов на характеристики заливаемости, качки и

прочности. На основе проведенных исследований даны рекомендации по выбору формы корпуса с точки зрения указанных качеств.

7. Выполненные нелинейные расчеты для анализа влияния высоты и формы профиля волны показали, что при оценке мореходности и прочности проектируемого судна желательно учитывать различные профили волнения, отличающиеся от синусоидального, для избежания ошибок в опасную сторону.

8. Предложена методика рационального выбора элементов корпуса на основе разработанного комплексного критерия, учитывающего характеристики качки и суммарный изгибающий момент. Составлена подпрограмма, реализующая данную методику.

Результаты расчетов параметров продольной качки были использованы при оценке мореходных качеств рефрижератора "Александра" и учтены при его модернизации, что подтверждается актом внедрения.

Основное содержание диссертации отражено в следующих работах:

1. Антоненко C.B., Суров О.Э. Влияние распределения нагрузки на величину волнового изгибающего момента. // Междунар. конф. Кораблестроение и океа-нотехника. Проблемы и перспективы: ДВГТУ, Владивосток, 1998. - С. 217-221.

2. Антоненко C.B., Суров О.Э. Исследование влияния несимметричного распределения нагрузки на волновые изгибающие моменты. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1999.-С. 141-145.

3. Антоненко C.B., Суров О.Э. Использование модели ветровых волн для расчета поведения судна в море. //Там же. - С. 135-140.

4. Антоненко C.B., Суров О.Э. Исследование влияния высоты и формы профиля волны на волновые изгибающие моменты. // Тр. конф. по строительной механике корабля памяти проф. П.Ф. Папковича: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, СПб., 2000.-С. 70-71.

5. Антоненко C.B., Суров О.Э. Программный комплекс для расчетов продольной качки и общей прочности судов на волнении. // FEBRAT-99. Материалы III междунар. конф. "Проблемы транспорта Дальнего Востока", Академия транспорта РФ, Владивосток, 1999. Т - 1. - С. 5-7.

6. Антоненко C.B., Суров О.Э. Расчет мореходности и прочности судна в заданном режиме волнения. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1996. - С. 52-56.

7. Антоненко C.B., Суров О.Э. Судно. Патент на изобретение № 2137660. // Бюл. изобр.-1999. - № 26.

8. Антоненко C.B., Суров О.Э. Численное исследование прочности и качки судна на встречном волнении. // Тр. II междунар. конф по судостроению: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, СПб., 1998. Т - 1. - С. 409-416.

9. Суров О.Э. Влияние нагрузки судна на продольную качку на регулярном волнении. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1996. - С. 57-61.

О.Суров О.Э. Исследование волновых изгибающих моментов на регулярном ом волнении.// И международная конф. "Проблемы транспорта Дальнего :тока", Академия транспорта РФ, Владивосток, 1997. - С.83-84. 1 .Суров О.Э., Корепанова Ю.А. Расчетное и экспериментальное исследова-: волновых изгибающих моментов. // Молодежь и научно-технический просе: Материалы конф. - ДВГТУ, Владивосток, 1998. - С. 51-52. 2.Antonenko S.V., Bashilov A.V., Korepanova Y.A., Surov O.E. Approximation Hydrodynamic Factors for Investigation Motions. // II International Students' ngress of the Asia-Pacific Region Countries. Abstracts, FESTU, Vladivostok, ssia, 1997. -pp. 182-183

13.Antonenko S.V., Korepanova Y.A., Surov O.E. Wave Load Ships of Various pes on Irregular Waves. // III International Students' Congress of the Asia-Pacific gion Countries. Congress materials, FESTU, Vladivostok, Russia, 1999.-Part II.-6-8.

14. Antonenko S.V., Belousov A.V., Davidyuk S.V., Surov O.E. Numerical Re-trch of Wave Bending Moment of the Transport Ships. // III International Students' ngress of the Asia-Pacific Region Countries. Congress materials, FESTU, Vladi-stok, Russia, 1999. - Part II. - pp. 14-15.

15.Surov O.E. The Program for Investigation of Vessel Longitudinal Motion and ave. // II International Students' Congress of the Asia-Pacific Region Countries. >stracts, FESTU, Vladivostok, Russia, 1997. - pp. 189-190.

Введение.

Глава 1. Анализ экспериментальных и теоретических исследований.

1.1. Аварии судов в штормовых условиях.

1.2. История развития теории качки и продольной прочности судов на волнении.

1.3. Экспериментальные исследования продольной качки и прочности.

1.4. Цели и задачи исследования.

Глава 2. Алгоритм и компьютерная программа для расчета продольной качки судна в линейной и нелинейной постановке.

2.1. Алгоритм линейного расчета продольной качки судна.

2.2. Алгоритм нелинейного расчета продольной качки судна.

2.3. Моделирование нетрадиционного волнения.

2.4. Компьютерная программа для расчета продольной качки и прочности судна на волнении.

2.5. Сопоставительные и тестовые расчеты.

Выбор оптимальных характеристик формы подводной и надводной частей корпуса морских судов определяется многочисленными факторами, в частности, условиями мореходности и прочности при плавании на интенсивном волнении. Исследованию волновых нагрузок, вызывающих качку, общий и местный изгиб корпуса судна и отдельных его конструкций, посвящено множество теоретических и экспериментальных работ как отечественных, так и зарубежных авторов.

Долгое время науки о продольной качке и прочности судов на волнении не были связаны друг с другом: расчет качки ограничивался определением ее параметров, а волновые нагрузки рассчитывались путем статической постановки на волну. В какой-то мере это разделение наблюдается до сих пор.

При оценке мореходности в первую очередь необходимо знание параметров качки. Основоположником теории продольной качки может по праву считаться А.Н. Крылов, который еще сто лет назад изложил свои исследования в этой области. В дальнейшем на основе теории А.Н. Крылова И.Г. Бубнов разработал практический метод динамического расчета прочности судов при продольной качке на волнении. Последующее развитие теории качки шло по трем основным направлениям: учет возмущений в поле давлений окружающей жидкости, вносимых присутствием и качкой корабля (гидродинамическая теория); учет конечности амплитуд качки и нелинейного характера зависимости действующих сил от кинематических параметров качки (нелинейная теория); учет нерегулярности морского волнения (вероятностная теория качки).

Чтобы оценить прочность судового корпуса, необходимо прежде всего, определить силы, действующие на судно в море, и вычислить изгибающие моменты, которые, как известно, делят на три категории: изгибающие моменты на тихой воде и дополнительные, возникающие при плавании на волнении, среди которых волновые и ударные. Способы определения изгибающих моментов на тихой воде принципиально просты и разработаны подробно. Решение проблемы определения волновых изгибающих моментов сначала основывалось на известной схеме статической постановки на волну. Но такой метод, как было установлено, приводит к завышенным запасам прочности при плавании судна на обычном штормовом волнении. Поэтому к решению задачи были привлечены методы гидродинамики судна, теории вероятностей и математической статистики, которые более полно отражают изменчивость и динамический характер волновых нагрузок на морском волнении.

Теоретические исследования сопровождались экспериментами, проводимыми как на моделях в бассейне, так и в натурных условиях на специально оборудованных научно-исследовательских и на обычных судах с установкой датчиков, накапливающих статистические данные о реальных . процессах. Но проведение обширного и систематического эксперимента требует больших затрат времени и средств. В настоящее время повсеместное применение компьютерной техники дает возможность проводить более дешевые, по сравнению с экспериментом, численные расчеты. Но при проведении таких расчетов неизбежно упускаются из анализа некоторые промежуточные результаты, которые могут представлять значительный научный интерес.

Хотя теорией продольной качки занимаются многие годы, тем не менее, ряд вопросов, играющих важную роль при проектировании судна в целом и его конструкций, испытывающих воздействие волновых нагрузок, исследован недостаточно. Так, отмечается большое влияние на волновой момент момента на тихой воде, который связан с радиусом инерции масс, однако крайне слабо изучено влияние особенностей распределения нагрузки по длине судна при неизменном радиусе инерции масс. Мало изучено влияние формы шпангоутов в оконечностях и высоты надводного борта на мореходность и прочность.

До сих пор встречаются случаи нарушения прочности судна при плавании на волнении. Примером такого воздействия внешних сил, приводящего к катастрофическим последствиям, могут служить аварии многих рудовозов и сухогрузов [43]. При сильной килевой качке увеличивается вероятность оголения днища с возникновением ударов и повреждений днищевых перекрытий, оголение лопастей винта приводит к снижению ресурса главного двигателя и скорости хода. Заливание палубы водой вследствие зарывания бортом или оконечностью под поверхность воды сопровождается порчей палубных грузов и оборудования, может также повлечь смывание недостаточно укрепленных предметов за борт. В особенно неблагоприятных случаях при заливании может возникнуть разрушение надстроек или крышек трюмных люков, а вода, попавшая внутрь корпуса, создает угрозу опрокидывания и затопления судна.

При проектировании судна приходится решать сложную задачу выбора таких характеристик корпуса, которые удовлетворяли бы многочисленным и порой противоречивым требованиям ходкости, прочности, мореходности и др. Погрешности при оценке тех или иных качеств судна приводят к проектным ошибкам, снижению безопасности плавания, ухудшению экономичности.

Таким образом, изложенное свидетельствует о важности дальнейшей разработки практических рекомендаций для проектирования судна с учетом продольной качки и внешних сил, действующих на корпус при плавании на взволнованной поверхности моря.

Так как все суда испытывают внешнее воздействие окружающей среды, а важными характеристиками любого судна являются мореходность и прочность, то объектом исследования в данной работе являются морские суда, плавающие на взволнованной поверхности моря.

Основной целью диссертационной работы является исследование влияния проектных характеристик на мореходные и прочностные качества судна при движении на взволнованной поверхности моря и разработка практических рекомендаций по выбору обводов (в надводной и подводной частях) и распределению нагрузки судов с указанных позиций.

Для достижения поставленной цели решаются следующие задачи:

1. Анализ существующих методик для определения характеристик продольной качки и изгибающих моментов судна на волнении.

2. Разработка алгоритмов и программ для расчетов продольной качки и волновых нагрузок в различных условиях.

3. Численное теоретическое исследование влияния проектных (форма корпуса, коэффициенты полноты) и эксплуатационных (скорость хода, распределение нагрузки, курсовой угол) характеристик на мореходность и прочность.

4. Проведение экспериментальных исследований для обоснования справедливости основных гипотез и проверки достоверности результатов расчетов.

5. Разработка методики и рекомендаций для проектирования судов, на основе выполненных исследований.

При решении поставленных задач в работе использовались линейная и нелинейная теория качки судов, движущихся под произвольным курсовым углом к регулярному волнению; спектральная теория для расчета качки и прочности судов на нерегулярном волнении; численные методы решения дифференциальных уравнений второго порядка, в том числе метод Рунге-Кутта; эксперименты на крупномасштабной модели с использованием тензометрических методов измерений напряжений и гироскопических приборов для измерения качки; статистические методы обработки экспериментальных записей случайных процессов.

Настоящая диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы и трех приложений. Объем диссертации 128 страниц машинописного текста, 62 иллюстрации, 26 таблиц, библиография из 147 наименований.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертационной работе выполнены систематические численные исследования характеристик продольной качки и волновых изгибающих моментов на регулярном и нерегулярном волнении, в линейной и нелинейной постановке. Исследовалось влияние эксплуатационных (скорость, распределение нагрузки по длине судна, курсовой угол, параметры волнения) и проектных (форма корпуса в подводной и надводной части, размеры бака) характеристик. Для этого исследования разработана стандартная форма эпюры нагрузки, характеризуемая двумя параметрами, один из которых полностью определяет относительный радиус инерции масс, а другой (безразмерная абсцисса центра тяжести) - дифферент судна.

Для проверки теоретических результатов проведены эксперименты на крупномасштабной модели транспортного рефрижератора типа "Камчатские горы" на акватории Амурского залива.

Выполненные в работе исследования позволили получить следующие результаты:

1. Разработан комплекс компьютерных программ для расчетов продольной качки и волновых нагрузок, действующих на корпус судна при плавании произвольным курсом на регулярном и нерегулярном волнении, в линейной и нелинейной постановке, с различными скоростями хода. В программу включены различные формы волнового профиля, отличающиеся от синусоидального в том числе нерегулярное волнение, с целью исследования влияния нетрадиционного волнения на параметры мореходности и прочности судна. Комплекс позволяет формировать базу данных по теоретическим чертежам корпусов судов с дальнейшим представлением их в графической форме как на экране монитора, так и на бумажном носителе. В удобной форме организован диалог пользователя. Результаты при окончании расчетов записываются в отдельные файлы с возможностью их последующего просмотра, а также выводятся на экран монитора в графической форме. Сопоставительные и тестовые расчеты, выполненные по другим подобным программам, показали хорошее согласование результатов, что дает основания использовать комплекс для дальнейших численных исследований мореходности и прочности судна на волнении. Программа используется в учебном процессе ДВГТУ по дисциплинам "Методы построения теоретического чертежа" и "Динамика корабля", в курсовом и дипломном проектировании.

2. Систематическими расчетами установлено, что продольный радиус инерции масс по-разному влияет на параметры качки и волновые изгибающие моменты. Существует некоторое оптимальное значение относительного радиуса инерции, обеспечивающее минимум суммарного изгибающего момента. В целом волновой момент уменьшается с ростом относительного радиуса инерции масс. Параметры продольной качки зависят от радиуса инерции масс, но зависимость эта сложная и неоднозначная. На длинных волнах амплитуды вертикальной и килевой качки увеличиваются с ростом радиуса инерции масс, а на коротких наблюдается обратная картина.

3. Впервые показано, что за счет несимметричного распределения нагрузки относительно миделя волновой момент можно изменять в довольно широких пределах, не изменяя посадку, параметры качки судна, моменты на тихой воде и ударные. Предложена формула для расчета волновых изгибающих моментов, учитывающая силы инерции при килевой качке. Подана заявка на изобретение "Способ размещения грузов на судне", запатентован архитектурно-конструктивный тип судна, позволяющий реализовать этот способ.

4. Исследовано влияние параметра (хг -х^/Ь, определяющего степень взаимного влияния вертикальной и килевой качки. Практически во всем исследованном диапазоне скоростей хода с ростом параметра (хг -х^/Ь (от отрицательных к положительным значениям) отмечается уменьшение значений

АЧХ продольной качки примерно на 10 %, но АЧХ волновых моментов увеличиваются, причем более значительно - на 20 - 25 %, а в отдельных случаях до 50 %. Такая закономерность прослеживается во всем реальном диапазоне изменения радиуса инерции масс.

5. Выполнены исследования влияния формы корпуса судна на мореходность и прочность. Расчеты выполнялись в линейной и нелинейной постановке. На их основе предложены формулы для определения параметров продольной качки и значений волновых моментов в зависимости от главных размерений и коэффициентов полноты корпуса. Показано влияние высоты бака и формы шпангоутов на характеристики заливаемости, качки и прочности. На основе проведенных исследований даны рекомендации по выбору формы корпуса с точки зрения указанных качеств.

6. Выполненные нелинейные расчеты для анализа влияния высоты и формы профиля волны показали, что при оценке мореходности и прочности проектируемого судна, необходимо учитывать различные профили волнения, отличающиеся от синусоидального. С увеличением высоты волны наблюдается увеличение разности между прогибающим и перегибающими моментами, а также между погружением и всплытием носовой оконечности. Но в современных нормах прочности нелинейные расчеты не предполагаются, что ведет к ошибкам в опасную сторону при оценке прочности.

7. Предложена методика оптимизации элементов корпуса на основе разработанного комплексного критерия, учитывающего характеристики качки и суммарный изгибающий момент. Составлена подпрограмма, реализующая данную методику.

Материалы исследований неоднократно докладывались на конференциях и опубликовывались в печати.

Результаты расчетов параметров продольной качки были использованы при оценке мореходных качеств рефрижератора "Александра" и учтены при его модернизации, что подтверждается актом внедрения.

181

1. Антоненко C.B. К вопросу о влиянии продольного радиуса инерции масс на волновые изгибающие моменты. НТО Судпрома, вып. 131, Л.: Судостроение, 1969.-С. 81 -90.

2. Антоненко C.B., Суров О.Э. Влияние распределения нагрузки на величину волнового изгибающего момента. // Тр. междунар. конф. Кораблестроение и океанотехника. Проблемы и перспективы: ДВГТУ, Владивосток, 1998. С. 217-221.

3. Антоненко C.B., Суров О.Э. Исследование влияния несимметричного распределения нагрузки на волновые изгибающие моменты. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1999. С. 141 - 145.

4. Антоненко C.B., Суров О.Э. Использование модели ветровых волн для расчета поведения судна в море. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1999.-С. 135 140.

5. Антоненко C.B., Суров О.Э. Расчет мореходности и прочности судна в заданном режиме волнения. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1996. С. 52-56.

6. Антоненко С.В., Суров О.Э. Численное исследование прочности и качки судна на встречном волнении. // Тр. II междунар. конф по судостроению: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, СПб., 1998. Т 1. - С. 409 - 416.

7. Ашик В.В Проектирование судов. Л.: Судостроение, 1975. - 352 с. Ю.Бабаев H.H., Лентяков В.Г. Некоторые вопросы общей вибрации судов. - Л.: Судпромгиз, 1961. - 308 с.

8. П.Банди Б. Методы оптимизации. Вводный курс. -М.: Радио и связь.1988,- 128 с.

9. Барабанов Н.В. Конструкция корпуса морских судов. В двух томах. Том 1. Общие вопросы конструирования корпуса судна. СПб.: Судостроение, 1993.-304 с.

10. Барабанов Н.В. Конструкция корпуса морских судов. В двух томах. Том 2. Местная прочность и проектирование отдельных корпусных конструкций судна. СПб.: Судостроение, 1993. - 336 с.

11. М.Барабанов Н.В., Иванов H.A., Новиков В.В., Окишев В.А., Чибиряк И.М. Повреждения судовых конструкций. Л.: Судостроение, 1977. - 400 с.

12. Барабанов Н.В., Иванов H.A., Новиков В.В., Шемендюк Г.П. Повреждения и пути совершенствования судовых конструкций. Л.: Судостроение,1989,-254 с.

13. Барабанов Н.В., Кустов В.Н. Принципы, вызывающие отрыв носовой оконечности судов и ведущие к их гибели. // Сб. докладов междунар. конф., посвященной 100-летию ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. СПб, 1994.-С. 227-233.

14. Басин A.M. Качка судов. -М.: Транспорт, 1969. 272 с.

15. Бельгова М. А. Изгибающие моменты для судов внутреннего плавания на волнении. Л.: Судостроение, 1966. - 208 с.

16. Беляк Ю.Л. Экспериментальное исследование прочности корпусов судов. Л.: Судостроение, 1964. - 230 с.

17. Благовещенский С. Н., Холодилин А. Н. Справочник по статике и динамике корабля. Л.: Судостроение, 1976. Т - 2, - 176 с.

18. Бойцов Г.В. К вопросу об определении внешних нагрузок при слемин-ге. // Судостроение, 1985. N 5, с.30.

19. Бойцов Г.В. Оптимизация судового корпусах учетом требований снижения его металлоемкости и трудовых затрат// Судостроение, 1984. N 3,

20. Бойцов Г.В., Палий О.М. Прочность и конструкция корпуса судов новых типов. Л.: Судостроение, 1979, 360 с.

21. Болотин В.В. Статистические методы в строительной механике. М.: Строииздат, 1965, 279 с.

22. Бородай И.К., Нецветаев Ю.А. Качка судов на морском волнении. -JL: Судостроение, 1969. 432 с.

23. Бородай И.К., Нецветаев Ю.А. Мореходность судов: Методы оценки. -Л.: Судостроение, 1982. ч

24. Бронников A.B. Особенности проектирования морских транспортных судов. Л.: Судостроение, 1971. - 328 с.

25. Бронский А.И. Корпусные конструкции судов промыслового флота. Л.: Судостроение, 1978, 198 с.

26. Бубнов И.Г. Строительная механика корабля. В 2 частях. ЧЛ, 1912. 4.2,1914.

27. Васильев Ф.П. Численные методы решения экстремальных задач. -М.: Наука, 1980.- 518 с.

28. Васильева Э.Ю. Влияние основных проектных характеристик на качку судна в условиях нерегулярного волнения. Проектирование и конструкции судов: Автореф. дис. канд. техн. наук. Калининград, 1992. - 13 с.

29. Ветер и волны в океанах и морях: Справочные данные. Л.: Транспорт, 1974.-С. 182-192.

30. Внешние силы, действующие на суда: ЦНИИ РУМБ. Л., 1976. - 120 с.

31. Вознесенский А.И. Вероятностный расчет перемещений, скоростей и ускорений различных точек корабля на нерегулярном морском волнении. Доклад к IX науч. техн. конф. НТО Судпрома по теории корабля. Л., 1958.

32. Галахов И.Н., Кандель Ф.Г., Фридлянский А.З. Исследование изгибающих и крутящих моментов в модельном эксперименте на регулярном волнении. Материалы по обмену опытом; - Тр. НТО Судпрома, - JI, 1972. -Вып. 189. - С. 119-130.

33. Герасимов A.B. Энергостатистическая теория нелинейной нерегулярной качки судна. Д.: Судостроение, 1979.

34. Герасимов A.B., Мореншильдт В.А., Нецветаев Ю.А. Разработка инженерной методики расчета продольной качки транспортных судов. В сб.: Экспериментальная гидродинамика судна (Тез. Докладов к VIII науч. - техн. конф.). - Л., НТО Судпрома, 1966. Вып. 80.

35. Екимов. В.В. Методы теории вероятностей в кораблестроении. Л.: Судостроение, 1970. - 272 с.

36. Екимов. В.В. Вероятностные методы в строительной механике корабля. Л.: Судостроение, 1966. - 328 с.

37. Ершов Н.Ф., Попов H.A. Прочность судовых конструкций при локальных динамических нагружениях. Л.: Судостроение, 1989. -200 с.

38. Ершов Н.Ф., Шахверди Г.Г. Метод конечных элементов в задачах гидродинамики и гидроупругости. Л: Судостроение, 1984. - 237 с.

39. Иванов H.A. Экспериментальное исследование экстремальных волновых нагрузок, действующих на судовые конструкции. // Сб. докладов между-нар. конф., посвященной 100-летию ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. СПб, 1994. С.415-421.

40. Иванов H.A., Каленчук C.B. Анализ условий, сопровождающих катастрофические повреждения судовых конструкций. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1996. С. 38 - 44.

41. Ипатовцев Ю.Н., Короткин Я.И. Строительная механика и прочность корабля. Л.: Судостроение, 1991. - 288 с.

42. Картузова Т.А., Ростовцев Д.М. Оценка волновых и вибрацтонных изгибающих моментов, действующих на корпус судна в услових нерегулярного волнения. // Строительная механика и прочность судовых конструкций: сб. науч. Тр./Л., ЛКИ, 1981.-С. 41 48.

43. Кондриков Д.В., Четыркин Н.В. Применение статистического метода при оценке общей прочности судна по результатам эксперимента. -Тр.//ЦНИИМФ Л.: 1962. - Вып.41. - С.З - 22.

44. Корн Г., Корн Т. Справочник по математике. -М.: Наука, 1968.-720 с.

45. Королев В.И. Экспериментальные исследования величины изгибающих моментов судов на волнении. // Судостроение, 1960. №1.

46. Короткин Я.И., Рабинович О.Н., Ростовцев Д.М. Волновые нагрузки корпуса судна. Л.: Судостроение, 1987. - 236 с.

47. Короткин Я.И., Ростовцев Д.М., Сивере Н.Л. Прочность корабля. Л.: Судостроение, 1974. - 432 с.

48. Короткин. Я.И. Вопросы прочности морских транспортных судов. -Л.: Судостроение, 1965. 390 с.

49. Крылов А.Н. Избранные труды.-Л.: Академия наук СССР, 1958.-804 с.

50. Курдюмов А.А Вибрация корабля. Л.: Судпромгиз, 1961. - 320 с.

51. Лазарев В.Н., Юношева Н.В. Проектирование конструкций судового корпуса и основы прочности судов. - Л.: Судостроение, 1989. - 210 с.

52. Луговский В.В. Гидродинамика нелинейной качки судов. Л.: Судостроение, 1982. - 250 с.

53. Луговский В.В. Динамика корабля. Л.: Судостроение, 1976. - 199 с.

54. Лузянин A.A. Исследование особенностей продольной качки и дополнительного сопротивления морских составных судов. Теория корабля: Авто-реф. дис. канд. техн. наук. С.-Петербург, 1997. - 22 с.

55. Любушин Н.П. Экономическая эффективность проектных решений в судокорпусостроении. Л.: Судостроение, 1982.

56. Максимаджи А. И. Амплитудно-частотные характеристики волновых изгибающих моментов. // Тр. ЦНИИМФ. 1971. - Вып. 134. - С. 11-32.

57. Максимаджи А.И. Экономические факторы при нормировании продольной прочности корпусов судов// Судостроение, N 12, 1990. c.l 1.61 .Максимаджи А.И. Прочность морских транспортных судов. Д.: Судостроение, 1976. - 311 с.

58. Нецветаев Ю. А. Анализ результатов испытаний моделей для исследования волновых моментов в корпусах транспортных судов на встречном волнении. // Тр. ЦНИИ им. А. Н. Крылова. 1968. - Вып.245. - С.77-93.

59. Нецветаев Ю. А. Исследование распределения гидродинамических давлений по корпусу корабля при движении на встречном волнении. ЦНИИ им. А. Н. Крылова. Диссертация, 1958.

60. Ногид JIM. Остойчивость судна и его поведение на взволнованном море. Л.: Судостроение, 1967. - 244 с.

61. Ногид Л.М. Проектирование морских судов. Л.: Судостроение, 1976. - 208 с.

62. Ногид Л.М. Проектирование формы судна и построение теоретического чертежа. Л.: Судпромгиз, 1962.

63. Нормы прочности морских судов. Регистр СССР. 1991, 92 с.

64. Перельмутер A.C. Экспериментальное исследование влияния демпфирования на характеристики килевой качки. ПММ, т. X, 1946.

65. Постнов В.А. Численные методы расчета судовых конструкций. Л.: Судостроение, 1983. - 248 с.

66. Постнов В.А., Тарануха H.A. Оценка напряженно-деформированного состояния корпуса судна методом модуль-элементов. // Судостроение, 1983. №5, С. 5 - 8.

67. Правила классификации и постройки морских судов. Регистр Судоходства, СПб., 1995.

68. Прикладные задачи динамики судов на волнении. Под ред. И.К. Боро-дая Л.: Судостроение, 1989. - 220 с.73 .Продольная качка и слеминг лихтеров лихтеровозной системы. Черноморское ЦПКБ. Руководитель Я.М.Элис.-№ Гр 77030573-0десса, 1977.-20 с.

69. Прочность судов внутреннего плавания. Справочник. М.: Транспорт,1978.

70. Путов Н.Е. Проектирование конструкций корпуса морских судов. Часть 1. Л.: Судостроение, 1976. - 376 с.

71. Путов Н.Е. Проектирование конструкций корпуса морских судов. Часть 2. Л.: Судостроение, 1977. - 424 с.

72. Разработка алгоритмов и программ расчета изгибающих и крутящих моментов, действующих на корпуса судов на волнении. ЛКИ. Руководитель Д.М. Ростовцев. № Гр У 136881 - Л., 1976.- 178 с.

73. Разработка метода расчета сил и моментов, действующих на судно на регулярном волнении. НКИ. Руководитель Ю.В. Ремез. N Гр 75018950 - Николаев, 1976.- 79 с.

74. Разработка теоретических методов расчета волновых нагрузок. ЦНИИМФ Руководитель А.И. Максимаджи. № Гр 76050702 - Л., 1976,- 98 с.

75. Рахманин H.H. Актуальные проблемы мореходности судов. // Судостроение, 1991. N4, С. 3-5.

76. Ремез Ю.В. Качка корабля. Л.: Судостроение, 1983. - 327 с.

77. Ростовцев Д. M. К вопросу определения волнового изгибающего момента. // Тр. ЛКИ. 1960. - Вып.27.

78. Салькаев А.З. Метод определения гидродинамических коэффициентов в уравнениях продольной качки судов на волнении. // Судостроение, 1978.1. N12,-С. 8-13.

79. Семенов-Тян-Шанский В.В., Благовещенский С.Н., Холодилин А.Н. Качка корабля. Л.: Судостроение, 1969. - 392 с.

80. Сердюченко А.Н. Анализ аварий и катастроф судов в море. // Тр. между нар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1999. С. 155 - 160.

81. Сердюченко А.Н. Исследование волновых нагрузок на корпуса судов с учетом групповой структуры морского волнения. Строительная механика корабля: Автореф. дис. канд. техн. наук. Николаев, 1980. - 27 с.

82. Сердюченко А.Н. Нелинейные эффекты в расчетах гидродинамических нагрузок на судовые конструкции. Л.: ЦНИИ "Румб". - 1984. - Вып.40. -С.78-84.

83. Сердюченко А.Н., Федоренко Г.В. Расчет нелинейных гидродинамических нагрузок на судовые корпуса при качке на волнении. // Тр. междунар. конф. Кораблестроение и океанотехника. Проблемы и перспективы: ДВГТУ, Владивосток, 1998. С. 181-186.

84. Сердюченко А.Н. Обеспечение безопасности судна на волнении в катастрофических условиях. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1996. С. 16-21.

85. Слободян С.О. Исследование волновых нагрузок судов на регулярном волнении умеренной крутизны. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1996. С.30-37.

86. Слободян С.О. Оценка влияния некоторых факторов на экстремальные волновые нагрузки. // Тр. междунар. конф. Кораблестроение и океанотехника. Проблемы и перспективы: ДВГТУ, Владивосток, 1998. С. 386-390.

87. Справочник по вероятностным расчетам.-М.: Воениздат, 1970. 536 с.

88. Справочник по строительной механике корабля./ Бойцов Г.В., Палий О.М., Постнов В.А., Чувиковский B.C. В трех томах .- Л.: Судостроение, 1982.

89. Справочник по строительной механики корабля, т 3. Под ред. Ю.А. Шиманского. Л., Судпром гиз, 1960. - 800 с.

90. Справочник по теории корабля: В трех томах. Статика судов. Качка судов. Под ред. Я. И. Войткунского. Л.: Судостроение, 1985.

91. Суров О.Э. Влияние нагрузки судна на продольную качку на регулярном волнении. // Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1996. С.57-61.

92. Суров О.Э. Исследование волновых изгибающих моментов на регулярном косом волнении.// Материалы II международной конф. "Проблемы транспорта Дальнего Востока", Академия транспорта РФ, Владивосток, 1997. -С.83-84.

93. Суров О.Э., Корепанова Ю.А. Расчетное и экспериментальное исследование волновых изгибающих моментов. // Молодеж и научно-технический прогресс: Материалы конф. ДВГТУ, Владивосток, 1998. - С. 51 - 52.

94. Суслов В.П. О расчетах нагрузок, действующих на суда в экстремальных волновых условиях. // Строительная механика корабля: Сб. науч. тр. -Николаев, НКИ, 1986. С.3-11.

95. Суслов В.П. Об экстремальных волновых нагрузках, действующих на корпуса судов на морском волнении. // Строительная механика корабля: Сб. науч. тр НКИ, 1978. Вып. 136. - С. 15-22.

96. Суслов В.П., Паплаускас А.Р. Алгоритм и ЭВМ программа для расчета нелинейной продольной качки и волновых нагрузок на экстремальном волнении.// Строительная механика корабля: Сб. науч. тр. - Николаев, НКИ, 1990.-С.З-16.

97. Суслов В.П., Суслов C.B. Нелинейный метод расчета волновых нагрузок.// Тр. междунар. конф. Проблемы прочности и эксплуатационной надежности судов: ДВГТУ, Владивосток, 1996. С.8-15.

98. Суслов В.П., Суслов C.B. О вероятностно детерминированном методе определения волновых нагрузок, действующих на суда. // Строительная механика корабля: Сб. науч. тр. - Николаев, НКИ, 1994.

99. Ю8.Сухир Э.Л. Амплитудно-частотные характеристики продольной качки и волновых моментов для гибких судов. // Регистр СССР: Сб. науч. тр. Л., Транспорт, 1978. - Вып.8. - С.49- 67.

100. Ю9.Сухир Э.Л. Исследование изгибающих моментов при балластном плавании судов на волнении. Строительная механика и вибрация корабля: Ав-тореф. дис. канд. техн. наук. Одесса, 1967. - 14 с.

101. ПО.Фирсов Г.А. Развитие идей академика А.Н. Крылова в области теории и расчета кораблей на волнении. Тр. НТО Судпрома, 1957. Т. - 7, вып. 2.

102. Хаскинд М.Д. Гидродинамическая теория качки корабля. М.: Наука, 1973.- 327 с.

103. Химмельблау Д. Прикладное нелинейное программирование. М.: Мир, 1975.- 537 с.

104. Холодилин А.Н. Стабилизация судна на волнении. Л.: Судостроение, 1973. - 230 с.

105. Цындаря И.И. Прогиб корабля при нелинейной качке. // Тр. ВМАКВ им. акад. А.Н. Крылова. Л., 1951. Вып. 4, 5.

106. Четыркин Н.В. Об условиях расчета характеристик внешних сил при вероятностной оценке общей прочности корпуса судна. //Тр. ЦНИИМФ Л.: 1962. - Вып.41. - С.23- 42.

107. Пб.Чижиумов С.Д. Исследование динамики слеминга судна с помощью численных моделей. // Тр. междунар. конф. Кораблестроение и океанотехника. Проблемы и перспективы: ДВГТУ, Владивосток, 1998. С. 410-414.

108. Чижиумов С.Д. Численные алгоритмы определения присоединенных масс воды в задачах вибрации и качки судов. Там же С. 415-419.

109. Чувиковский Г.С. Исследование величин внешних сил, действующих на корпус судна в условиях удара о встречную волну. -Тр./НТО Судпрома, 1960,N351.

110. Шаров Я.Ф. Об ударе судна днищем о встречную волну. // Тр. НТО СП, 1960. -Вып.35.

111. Шмырев А.Н., Морендшильдт В.А., Ильина С.Г., Гольдин А.И. Успокоители качки судов. Д.: Судостроение, 1972. - 480 с.

112. Элис Я.М. Исследование гидродинамических характеристик уравнений качки судов. Теория корабля: Автореф. дис. канд. техн. наук. Одесса, 1970.- 22 с.

113. Юрков Н.Н. Некоторые вопросы мореходности судов на встречном волнении. Теория корабля: Автореф. дис. канд. техн. наук. Д., 1974. - 20 с.

114. Antonenko S.V., Korepanova Y.A., Surov O.E. Wave Load Ships Of Various Types On Irregular Waves. // Third International Students' Congress of the Asia-Pacific Region Countries. Congress materials, FESTU, Vladivostok, Russia, 1999.-PartII.-pp. 6-8.

115. Dalzell J.F., Chicco M.J. Wave Load in a Model of the SL-7 Container ship Running at Oblique Headings in Regular Waves. // SSC, 1973.

116. De-Does I. Experimental Determination of Bending Moment for Three Model of Different Fullness in Regular Waves. "Int. Shipbuilding Progress.", 1960. -N68, vol. 7,-pp. 161-180.

117. Fukuda J. Statistic Prediction of Ship Response. Society of Naval Architects of Japan, Second Symposium on Ship Manoeuverability, July 1969.

118. Joosen P., Wahab R., and Woortman J. Vertical Motion and Bending Moment in Regular Waves. "Int. Shipbuilding Progress", 1968. - January, N 16, -pp. 15-31.

119. Kusumoto H. et al. Ship Hull Structure Design by DLA (Dynamic Loading Approach), IHI Engineering Review,Vol.27, No.2, April 1994.

120. Lewis E. V. Ship. Model Test to Determine Bending Moment in Waves. SNAME, Vol. 62, 1954. pp. 431-490.

121. Lotveit M. and Miirer Chr. Further Model Test to Determine Wave Loads on a T-2 Tanker. "European Shipbuilding", 1964. N 3, - pp. 52-73.

122. Lotveit M. and Oth. Wave Loads on a T-2 Tanker Model. "European Shipbuilding", 1961. N 10, - pp. 31-53.

123. Moor D. Longitudinal Bending Moments on Models in Head Seas. TRINA, 1967.-pp. 117-166.

124. Newman J.N. A linearised Theory for the Motion of a Thin Ship in Regular Waves. Journal of Ship Res., 1961. Vol. 4, - pp. 10 - 15.

125. Peters A.S., Stoker J.J. The Motion of a Ship as a Floating Rigid Body in a Seaway. Com. Pure and Appl. Math., 1957. Vol. 10, - pp. 399 - 490.

126. Salvesen N., Tuck E.O. and Faltinsen O. Ship Motions and Sea Load. TSNAME, Vol. 78, 1970.

127. Surov O.E. The Program for Investigation of Vessel Longitudinal Motion and Wave. // Second International Student's Congress of the Asia-Pacific Region Countries. Abstracts, FESTU, Vladivostok, Russia, 1997. pp. 189 - 190.

128. Tomita Y., Tozawa S. Wave Load and High Tensile Steel. Society of Naval Architects of Japan, Symposium on Ship's Strength and Failure Prevention. Oct. 1993.

129. Vossers G. Behavior of Ship in Waves. Harlem, 1962.

130. Vossers G., Swaan W. A. and Rijiken H., Experiments with Series 60 Models in Waves, International Shipbuilding Progress, May, 1961. p. 201.

131. ОПИСАНИЕ ФУНКЦИЙ И ПОДПРОГРАММ

132. DECLARE FUNCTION WINDS (tITLES, LEFT%, RIGHT%, UP%, DOWN%, INK%, PAPER%) DECLARE FUNCTION SAVESCR% (NAMES) DECLARE FUNCTION RESTSCR% (NAMES)

133. DECLARE FUNCTION INTEGRAL.CEB! (X!(), Y!(), N.SHP!, KOL.TOCH!(), SUMMA!)

134. DECLARE SUB SAVE.FILE (Y!(), X!(), KOL.TOCH!(), NAMESS)

135. DECLARE SUB SPLAIN (X!(), Y!(), OSADKA!, N.SHP!, X!, Y!, KOL.TOCH!())

136. DECLARE SUB RED (X!(), Y!(), KOL.TOCH!())

137. DECLARE SUB OPEN.FILE (Y!(), X!(), KOL.TOCH!(), NAMESS)

138. DECLARE SUB RED.TOCH (X!(), Y!(), 1!, N.SHP!, KOL.TOCH!())

139. DECLARE SUB RED.SHP (X!(), Y!(), KOL.TOCH!(), N.SHP!)

140. DECLARE SUB raspred.nagruzki ()

141. DECLARE SUB zalivaemost ()

142. DECLARE SUB runl5 (lv!, SIG!, ka!)

143. DECLARE SUB RUN.NONLINE (ZETA, FI, ZETAD, FID, X)

144. DECLARE SUB FON1 (IN!, ik!, jn!, jk!)

145. DECLARE SUB message (S$, C$)1. DECLARE SUB shapkamenu ()

146. DECLARE SUB RAMKA (XN!, XK!, YN!, YK!, sim!, FOON!)

147. DECLARE SUB Spravka (CS$, DF$)1. DECLARE SUB oshibka (ty!)1. DECLARE SUB sapkatab ()

148. DECLARE SUB star (NAM!, R!)1. DECLARE SUB REDTOTAL ()1. DECLARE SUB neregulyr ()

149. DECLARE SUB prnscreen (wr!)1. DECLARE SUB SAVE ()

150. DECLARE SUB printdat (AS(), NAM!, R!)1. DECLARE SUB openfile ()1. DECLARE SUB Regulyr ()1. DECLARE SUB NEWFILE ()

151. DECLARE SUB message 1 (n$, S$)

152. DECLARE SUB qlstn (X!, Y!, ST$, B!)

153. DECLARE SUB submenu (NAM!, R!)1. DECLARE SUB UPMENU (NAM!)

154. DECLARE SUB MENU (X!, Y!, SH!, n!, S$(), NAM!)1. DECLARE SUB ZASTAV4 ()1. DECLARE SUB ZASTAV2 ()

155. ОПИСАНИЕ ПЕРЕМЕННЫХ И КОНСТАНТ

156. НАЧАЛО ГЛАВНОЙ ПОДПРОГРАММЫ1. H% = 201. CALL ZASTAV2 WIDTH 80, 5010000 CALL FONl(l, 48, 1, 80): PCOPY 0, 110001 CALL star (NAM, R)77 ty = ERR: CALL oshibka(ty) PCOPY 1,0 IF ty = 11 THEN

157. ПОДПРОГРАММЫ *************1. РАСЧЕТ КПМ И КД

158. SUB KPMKD (ka, ТТ(), ВВ(), ВАТАА(), NAP, BP, I, М33(), М330(), L33(), L330(), SIG) DIM BBB(4, 2, 2), A(4, 2, 2) BBB(0, 0

159. M33(I) = MUKI * BB(I)A 2 * 3.141593 * RO/8 + NAP * RO * BP M330(I) = MUI * BB(I) A 2 * 3.141593 * RO/8 + NAP * RO * BP L33(I) = LKYI * BB(I)A 2 * RO * SIGk / 4 L330(I) = LYI * BB(I)A 2 * RO * SIG / 41. END SUB

160. SUB neregulyr 'РАСЧЕТ НА НЕРЕГУЛЯРНОМ ВОЛНЕНИИ

161. BES = 2.5: ALS = .21 * BES

162. AS2 = ALS л 2 BES A 2: BS2 = ALS л 2 + BES A 2

163. MSZ = 0: MZET = 0: MFIM = 0: M.SI.M = 0: M.I.M = 0: MSZG = 0: MAZG = 0 f SIGBN = .5: SIGBKON = 2.5: stepsig = .075 ' DIM S.I.M(IOOO)

164. CATE ynl + 1, xnl + 2: PRINT " ВАРИАНТ I LOCATE ynl + 3, xnl + 2: PRINT "Интенсивность волнения в баллах " LOCATE ynl + 4, xnl + 2: PRINT "Обеспеченность волнения в % " LOCATE ynl + 5, xnl + 2: PRINT "Номер расчетного сечения " xn2=40:хк2 =79

165. CALL RAMKA(xn2, хк2, ynl, ykl, sim, fonn) COLOR sim, fonn

166. CATE ynl + 1, xn2 + 2: PRINT " ВАРИАНТ II

167. CATE ynl + 3, xn2 + 2: PRINT "Высота волны обеспеч. 3%, см "

168. CATE ynl + 4, xn2 + 2: PRINT "Обеспеченность волнения в % "

169. CATE ynl + 5, xn2 + 2: PRINT "Номер расчетного сечения "хпЗ = 20: хкЗ = 60: упЗ = 30: укЗ = 38

170. CALL RAMKA(xn3, хкЗ, упЗ, укЗ, sim, fonn)1. COLOR sim, fonn

171. CATE YN + 1, XN + 2: PRINT " Для расчета продольной качки судна"

172. CATE YN + 2, XN + 2: PRINT "на нерегулярном волнении необходимо"

173. CATE YN + 3, XN + 2: PRINT "ввести дополнительные данные по трем,"

174. CATE YN + 4, XN + 2: PRINT " ниже перечисленным вариантам "

175. XN = 20: ХК = 60: YN = 42: YK = 46

176. CALL RAMKA(XN, ХК, YN, YK, sim + 16, 6)1. COLOR sim, 61444 LOCATE YN + 2, XN + 2: INPUT "ВВЕДИТЕ НОМЕР ВАРИАНТА ВВОДА ДАННЫХ ", variant.dat1. variant.dat <= 0 OR variant.dat >= 4 THEN 1444 IF variant.dat = 1 THEN COLOR sim, fonn

177. CATE ynl + 3, xnl + 34: INPUT"", BAL LOCATE ynl + 4, xnl + 34: INPUT"", obes

178. CATE ynl + 5, xnl + 34: INPUT "", sechenie

179. CATE ynl + 3, xn2 + 35: INPUT "", AH3: LOCATE ynl + 4, xn2 + 35: INPUT "", obes

180. CATE ynl + 5, xn2 + 35: INPUT "", sechenie: AH = AH3 /1.32: TV = 5.9 * (ah /100) л (1 /

181. TV = 3.3 * SQR(AH3 /100): END IF: IF variant.dat = 3 THEN: COLOR sim, fonn

182. CATE yn3 + 3, хпЗ + 35: INPUT "", AH3: LOCATE yn3 + 4, хпЗ + 35: INPUT "", TV

183. CATE yn3 + 5, хпЗ + 35: INPUT "", obes: LOCATE yn3 + 6, хпЗ + 35: INPUT "", sechenie

184. AH = AH3 /1.32: END IF: xnl1 = 1: xkl1 = 17: ynl 1 = 30: ykl 1 = 38

185. CALL RAMKA(xnl 1, xkl 1, ynl 1, ykl 1,14, 4): COLOR sim, 4

186. CATE ynl 1 + 2, xnl 1 + 2: PRINT " 1. СПЕКТР"

187. CATE ynl 1 + 4, xnl 1 + 2: PRINT "РЕКОМЕНДУЕМЫЙ"

188. CATE ynl 1 + 6, xnl 1 + 2: PRINT " 12 МКОБ"xnl2 = 63: xkl2 79: CALL RAMKA(xnl2, xkl2, ynl 1, ykll, 14, 4): COLOR sim, 4

189. CATE ynl 1 + 2, xnl2 + 2: PRINT " 2. СПЕКТР"

190. CATE ynl 1 + 4, xnl2 + 2: PRINT "РЕКОМЕНДУЕМЫЙ"

191. CATE ynl 1 + 6, xnl2 + 2: PRINT " 2 МКПС"1155 XN= 13: XK = 68: YN = 42: YK = 46

192. CATE 45, 20: PRINT "Шаг по частоте";" " ";

193. CATE 46, 18: PRINT "ОТНОСИТЕЛЬНАЯ ЧАСТОТА ОПРЕДЕЛЯЕТСЯ КАК : vL/Lv"

194. CATE 43, 60: INPUT "", SIGBN

195. CATE 44, 60: INPUT "", SIGBKON

196. CATE 45, 3 5: INPUT " ", stepsig1. SCREEN 12: WIDTH 80, 60

197. WINDOW (0, -0)-(1000, 1000)

198. CATE 1,1: PRINT " Спектр "

199. CATE 2, 1: PRINT " волнения "

200. CATE 1,20: PRINT" АМПЛИТУДНО ЧАСТОТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ" LOCATE 2, 20: PRINT

201. CATE 3, 20: PRINT " вертикальной"1.CATE 4,20: PRINT " качки"

202. CATE 3, 40: PRINT " килевой"

203. CATE 4, 40: PRINT " качки"

204. CATE 3,60: PRINT " изгибающего"

205. CATE 4, 60: PRINT " момента"

206. CATE 5, 60: PRINT " для сечения "; sechenie

207. CATE 34, 20: PRINT " СПЕКТРЫ ПРОЦЕССОВ"1.CATE 35,20: PRINT

208. CATE 29,1: PRINT TAB(l); SIGBN; TAB(16); SIGBKON; TAB(22); SIGBN; TAB(36); SIGBKON; TAB(42); SIGBN; TAB(56); SIGBKON; TAB(62); SIGBN; TAB(75); SIGBKON;1.CATE 29, 51: PRINT ""

209. CATE 30, 28: PRINT "Относительная частота vL/Lv"

210. CATE 58, 1: PRINT TAB(22); SIGBN; TAB(36); SIGBKON; TAB(42); SIGBN; TAB(56); SIGBKON; TAB(62); SIGBN; TAB(75); SIGBKON; LOCATE 58, 65: PRINT "";

211. SZ / 300 > MSZ THEN MSZ SZ / 300: SIGB = SIGB + stepsig: WEND: SIGB = SIGBN

212. WHILE SIGB <= SIGBKON: SIG = SIGB * (2 * 3.141593 * 9.81 / LS) Л .5: GOSUB 20000

213. NE (20 + (SIGB stepsig / 5 - SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), SZ / MSZ + 550)-(20 +

214. SIGB + stepsig / 5 SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), 550), 15, BF

215. SIGB = SIGB + stepsig: WEND: COLOR 15

216. CATE 7, 5: PRINT "Smax ="; CLNG(MSZ * 30000) / 1001.CATE 8, 5: PRINT" мп.с"

217. COLOR 14: LOCATE 42,1: PRINT "ФОРМА СПЕКТРА"

218. CATE 45, 1: PRINT " ПОДХОДИТ ?": LOCATE 48, 1: INPUT "0-HET: 1-ДА ", QWW IF QWW = 0 THEN SCREEN 0: WIDTH 80, 50: A% = RESTSCR%("NEREG.MJG"): GOTO 1155 OPEN "nereg" FOR OUTPUT AS #4

219. FGG(CH) = ZETAM: FGGl(CH) = FIM: ACH.I.M(CH) = I.M(sechenie) / ZAimm = (GAMMA * LS A 2 * Y(KOL.TOCH(H% \ 2) 2, H% \ 2) * ZA * 2)imm = I.M(sechenie) * 100 / imm: PRINT #4, USING "###.####"; SIGB; ZETAM; FIM; immспектральная плотность изг.момента от (х)

220. S.I.M(CH) = ACH.I.M(CH) А 2 * SZ: S.I.M = S.I.M(CH) + S.I.M: pfim = FIM * ka

221. SZG(CH) = ZETAM Л 2 * SZ: SZG = SZG + SZG(CH)

222. SZ / 300 > MSZ THEN MSZ = SZ / 300

223. ZETAM / 300 > MZET THEN MZET = ZETAM / 300

224. FIM / 300 > MFIM THEN MFIM = FIM / 300

225. S.I.M(CH) / 300 > M.SI.M THEN M.SI.M = S.I.M(CH) / 300

226. ACH.I.M(CH) / 300 > M.I.M THEN M.I.M = ACH.I.M(CH) / 300

227. SZG(CH) / 300 > MSZG THEN MSZG = SZG(CH) / 300

228. SAG(CH) / 300 > MAZG THEN MAZG SAG(CH) / 300

229. CH.= CH + 1: SIGB = SIGB + stepsig: WEND

230. COLOR 15: LOCATE 7, 5: PRINT "Smax ="; CLNG(MSZ * 30000) / 100 LOCATE 8, 5: PRINT " мп.с"

231. CATE 7, 25: PRINT "Zmax ="; CLNG(MZET * 30000) / 100 LOCATE 7, 45: PRINT "Fmax CLNG(MFIM * 30000) / 100 LOCATE 7, 65: PRINT "Mmax ="; CLNG(M.I.M * 30000) / 1001.CATE 8, 65: PRINT" т"

232. CATE 37, 25: PRINT "Szmax ="; CLNG(MSZG * 30000) / 100 LOCATE 38, 25: PRINT " мп-с"

233. CATE 37, 43: PRINT "Sfmax ="; CLNG(MAZG * 30000) / 100

234. CATE 38, 43: PRINT" градус"

235. CATE 37, 61: PRINT "Sm ="; M.SI.M * 300

236. CATE 38, 63: PRINT" (м-т)п.с"

237. SIGB = SIGBN: CH = 1 : 'ВЫВОД ГРАФИКОВ НА ЭКРАН

238. WHILE SIGB <= SIGBKON: SIG = SIGB * (2 * 3.141593 * 9.81 / LS) л .5: GOSUB 20000

239. NE (20 + (SIGB stepsig / 5 - SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), SZ / MSZ + 550)-(20 +

240. SIGB + stepsig / 5 SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), 550), 15, BF

241. NE (270 + (SIGB stepsig / 5 - SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), SZG(CH) / MSZG + 50)270 + (SIGB + stepsig / 5 SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), 50), 15, BF

242. NE (520 + (SIGB stepsig / 5 - SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), SAG(CH) / MAZG + 50)520 + (SIGB + stepsig / 5 SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), 50), 15, BF

243. NE (770 + (SIGB stepsig / 5 - SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), S.I.M(CH) / M.SI.M +50.-(770 + (SIGB + stepsig / 5 SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN), 50), 15, BFfg(CH) = 270 + (SIGB SIGBN) * 225 / (SIGBKON - SIGBN)

244. FGG(CH) = 550 + FGG(CH) / MZET: FGGl(CH) = 550 + FGGl(CH) / MFIM1. CH = 1 THEN

245. PSET (fg(CH), FGG(CH)), COLLINE

246. PSET (fg(CH) + 250, FGGl(CH)), COLLINE

247. PSET (fg(CH) + 500, 550 + ACH.I.M(CH) / M.I.M), COLLINE1. ELSE

248. NE (fg(CH), FGG(CH))-(fg(CH 1), FGG(CH - 1)), COLLINE

249. NE (fg(CH) + 250, FGG1 (CH))-(fg(CH 1) + 250, FGG1(CH - 1)), COLLINE

250. NE (fg(CH) + 500, 550 + ACH.I.M(CH) / M.I.M)-(fg(CH 1) + 500, 550 + ACH.I.M(CH - 1) /1. M.I.M), COLLINE1. END IF

251. CATE 40, 5: PRINT "СТАНДАРТЫ:"

252. CATE 42, 1: PRINT "Вертикальной качки"

253. CATE 43, 1: PRINT SQR(dszg); "м"

254. CATE 45, 1: PRINT " Килевой качки"

255. CATE 46, 1: PRINT SQR(dsag); "град"

256. CATE 48, 1: PRINT "Изгибающего момента"

257. CATE 49, 1: PRINT SQR(d.i.m); Vm"вероятные амплитуды качкиfip = kd * dsag A .5 'перемещенияzp = kd * dszg Л .5fis = kd * dsas A .5 'скоростиzs = kd * dszs л .5fiu = kd * dsau A .5 'ускоРения zu = kd * dszu A .5

258. ERASE SZG, SAG, fg, FGG, FGG1, szgs, sags, szgu, sagu, SZ, sa COLOR 14: LOCATE 60, 1: PRINT "TAB ПРОДОЛЖИТЬ F9 - ПЕЧАТЬ"; wp$ = "": WHILE wp$ о CHR$(9): wp$ = INKEY$ IF wp$ = CHR$(0) + CHR$(67) THEN , IF (INP(&H379) AND 208) о 208 THEN PCOPY 0, 1

259. BEEP: CALL message("ncmr0T0BTe принтер!", "Продолжить-<Еп1ег> Отменить-<Езс>")wp$ = INKEY$:1. wp$ = CHR$(27) THEN

260. PCOPY 1,0: GOTO 123: END IF: END IF123 END IF

261. WEND: SCREEN 0: WIDTH 80, 50: CALL F0N1(4, 48, 1, 80): PCOPY 0, 1 OPEN "rollingY' + FIL$ FOR INPUT AS #1: CALL printdat(A$(), NAM, rr): CLOSE #1 PRINT #4,"": CLOSE #4: GOTO 90: END 20000 'ВЫБОР СПЕКТРА ВОЛНЕНИЯ IF variant.spektra = 1 THEN '12 МКОБ

262. SZ = (.7795 / SIG A 5) * EXP(-3.11 * 10 A 4 / (AH A 2 * SIG A 4)) 'волновой спектор END IF1. variant.spektra = 2 THEN '2 МКПС

263. SZ = 9.43 * .03575 * (AH3 /100)A 2 / (2 * 3.141593 / TV) * ((.777 * 2 * 3.141593 / TV) / SIG)A6 * EXP(-1.5 * ((.777 * 2 * 3.141593 / TV) / SIG)A 4)

264. SZ = 98.2 * (AH3 /100)A 2 * EXP(-686 / ((TV * SIG)A 4)) / (TV A 4 * SIG A 5)sz = .143 * (ah3 / 100) A 2 * ALS * BS2 * (SIG A 2 + ALS A 2) / (3.14 * (BES A 2 + 2 * ALS A 2) *

265. SIG A 4 + 2 * SIG A 2 * AS2 + BS2 A 2))

266. END IF: RETURN: 90 END SUB

267. SUB NONLINE (ZATA, FI)' НЕЛИНЕЙНЫЙ РАСЧЕТ КАЧКИ И МОМЕНТОВ

268. DIM Zl(-1 ТО Н% + 1), QQ(-1 ТО Н% + 1), QQI(-1 ТО Н% + 1), ММ(-1 ТО Н% + 1), PIR.S(-1

269. ТО Н% + 1), IZG.M(-1 ТО Н% + 1)

270. SCREEN 12: WIDTH 80, 60: WINDOW (0, -0)-(1000, 1000)

271. SHARED All, Bll, Cll, А12, В12, С12, A21S, B21S, C21S, A22S, B22S, C22S, FF, MM, QN,1. QNX, Fl, F2, Ml, M2

272. OPEN "non" FOR OUTPUT AS #100

273. PRINT #100, "ВРЕМЯ,с";" M(6)(T*M)";" M(10)(T*M)";" М(14)(Т*М)";" ВЕРТИКЛЬНАЯ М";" КИЛЕВАЯ РАД""РЕШЕНИЕ СИСТЕМЫ ДИФ. УРАВНЕНИЙ МЕТОДОМ РУНГЕ-КУТТА-ФЕЛЬБЕРГА"с АВТОМАТИЧЕСКИМ ВЫБОРОМ ШАГА"г**************** ЧИСЛО УРАВНЕНИЙ N

274. CLS : п = 4: DIM YY(n), L(n), W(n), A(n), BB(n), C(n), D(n), E(n), F(n)ka = 2 * 3.141593 / lv: SIG = (ka * 9.81) A .5: CALL runl5(lv, SIG, ka)

275. W(l) = ZETA1: W(2) = FI1: W(3) = ZETA2 * SIGk: W(4) = FI2 * SIGk

276. El = .03 ,*************** ПОГРЕШНОСТЬ ВЫЧИСЛЕНИЙ El

277. H = 2 * 3.141593 / (SIGk * 20) <*************** НАЧАЛЬНЫЙ ШАГ H

278. X = 0 .*************** НАЧАЛЬНОЕ Х0 X

279. FOR J = 1 ТО n: YY(J) = W(J): NEXT J <*************** НАЧАЛЬНОЕ YY0 W(J):1101 E3 = 0: GOSUB 400: DDD = 0: FOR J = 1 TO n

280. A(J) = F(J) * H: YY(J) = W(J) + 2 * A(J) / 9: NEXT J

281. X = X + 2 * H / 9: GOSUB 400: FOR J = 1 TO n

282. BB(J) = H * F(J): YY(J) = W(J) + A(J) /12 + BB(J) / 4: NEXT J X = X + H / 9: GOSUB 400: FOR J = 1 TO n:

283. C(J) = F(J) * H: YY(J) = W(J) + (34.5 * A(J) 121.5 * BB(J) + 135 * C(J)) / 64:

284. NEXT J: X = X + H / 2.4: GOSUB 400: FOR J = 1 TO n

285. D(J) F(J) * H: Q = W(J) - 17 * A(J) /12 + 6.75 * BB(J)

286. YY(J) = Q 5.4 * C(J) + 16 * D(J) /15: NEXT J:

287. X = X + H/4: GOSUB 400: FOR J = 1 TO n:

288. E(J) = F(J) * H: Q = W(J) + 65 * A(J) / 432 .3125 * BB(J)

289. YY(J) = Q + .8125 * C(J) + 4 * D(J) /27 + 5 * E(J) / 144: NEXT J

290. X = X H / 6: GOSUB 400: FOR J = 1 TO n

291. J) = H * F(J): YY(J) = W(J) + A(J) / 9 + .45 * C(J) + 16* D(J) / 45 + E(J) /12 Q = A(J) / 150 .03 * C(J) + 16 * D(J) / 75 + E(J) / 20 E2 = ABS(Q - .24 * L(J)): IF E2 <= El THEN 250 E3 = 1: GOTO 260

292. IF E2 < El / 20 THEN DDD = DDD + 1

293. NEXT J: X = X + H / 6: GOSUB 400: IF E3 = 0 THEN 290

294. X = X H: FOR J = 1 TO n: YY(J) = W(J): NEXT J1. H = H/2: GOTO 1101290 IF DDD = n THEN H = H + H1. X >= 40 THEN1.Ho.l THEN H = . 11. END IF

295. CLS 1: MMZZ 810: MMX = 1000 / LS: MMZ = 170/ X(KOL.TOCH(0) -1,0) FORI = 0 TO H%1. 170 / X(KOL.TOCH(I), I) < MMZ THEN MMZ = 170/ X(KOL.TOCH(I), I) NEXT I

296. DL = LS /H%: alfa# = (ALF / 180) * 3.141592654#: ka 2 * 3.141593 / lv: KA1 = -ka * COS(alfa#) MAX.Q = 0: MAX.S = 0: MAX.M = 0: FOR I = 0 TO H%

297. QQ(I) = -All(I) * F(3) PI 1(1) * YY(3) - CI 1(1) * YY(1) - A12(I) * F(4) - B12(I) * YY(4) - C12(I)

298. YY(2) + FS(I) * COS(SIGk * X) FSS(I) * SIN(SIGk * X) + Q.N(I)

299. QQI(I) = QQI(I 1) + QQ(I -1) + QQ(I): MM® - MM(I -1) + QQI(I -1) + QQI(I) NEXT I1. FOR1 = 0 TO H%

300. QQI(0) 0: MM(0) = 0: QQI(H%) = 0: MM(H%) = 0 PIR.S(I) = QQI(I) * DL / 2: IZG.M(I) = MM(I) * (DL / 2) A 2 IF MAX.Q < ABS(QQ(I)) THEN MAX.Q = ABS(QQ(I)) IF MAX.S < ABS(PIR.S(I)) THEN MAX.S = ABS(PIR.S(I))

301. MAX.M < ABS(IZG.M(I)) THEN MAX.M = ABS(IZG.M(I)): XA(T) = DL * ((H% / 2) -1) Z1(I) (DN - (DN - DK) * I / H% + YY(1) + XA(I) * YY(2) - ZA * COS(KAl * XA(I) + SIGk * X)) * MMZ: XA(I) = LS - DL * I

302. I = 0 THEN: PSET (XA(I) * MMX, Z1(I) + MMZZ): PSET (XA(I) * MMX, X(l, I) + MMZZ)

303. PSET (XA(I) * MMX, MMZ * X(KOL.TOCH(I) -1,1) + MMZZ): ELSE

304. NE (XA(I 1) * MMX, Z1(I - 1) + MMZZ)-(XA(I) * MMX, Z1(I) + MMZZ), 1

305. NE (XA(I 1) * MMX, MMZ * X(l, I - 1) + MMZZ)-(XA(I) * MMX, MMZ * X(l, I) + MMZZ)

306. NE (XA(I 1) * MMX, MMZ * X(KOL.TOCH(I - 1) - 1,1 - 1) + MMZZ)-(XA(I) * MMX, MMZ

307. X(KOL.TOCH(I) 1,1) + MMZZ), 4: END IF

308. NE (XA(I) * MMX, MMZZ 5)-(XA(I) * MMX, MMZ * X(KOL.TOCH(I) - 1,1) + MMZZ) NEXT I: LINE (0, DK * MMZ + MMZZ)-(LS * MMX, DN * MMZ + MMZZ) COLOR 15: LOCATE 13, 1: PRINT "20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 10"

309. FOR Z = 0 ТО 2 * Z.NACH STEP Z.NACH / 5 IF Z = Z.NACH THEN LINE (0, Z)-(MMX * LS, Z), 15 ELSE LINE (0, Z)-(MMX * LS, Z), 3 NEXT Z: FOR I = 0 TO H%

310. NE ((XA(I) DL * .5) * MMX, QQ(I) * MAX.Q + Z.NACH)-((XA(I) + DL * .5) * MMX, QQ(I) * MAX.Q + Z.NACH), 13

311. NE ((XA(I) + DL * .5) * MMX, QQ(I) * MAX.Q + Z.NACH)-((XA(I) + DL * .5) * MMX, Z.NACH), 13

312. NE ((XA(I) DL * .5) * MMX, QQ(I) * MAX.Q + Z.NACH)-((XA(I) - DL * .5) * MMX, Z.NACH), 13

313. NE (XA(I) * MMX, 0)-(XA(I) * MMX, 2 * Z.NACH), 3: NEXT I: FOR I = 0 TO H% 1 LINE (XA(I) * MMX, PIR.S(I) * MAX.S + Z.NACH)-(XA(I + 1) * MMX, PIR.S(I + 1) * MAX.S + Z.NACH), 4

314. NE (XA(I) * MMX, IZG.M(I) * MAX.M + Z.NACH)-(XA(I + 1) * MMX, IZG.M(I + 1) *

315. MAX.M + Z.NACH), 15: NEXT I

316. X >= 40 THEN: PRINT #100, USING "###.###"; X;

317. PRINT #100, USING "#########.##"; IZG.M(6); IZG.M(IO); IZG.M(14);

318. PRINT #100, USING "########.####"; YY(1); YY(2): END IF

319. COLOR 15: LOCATE 15, 15: PRINT " КИНЕМАТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ1. ПРОДОЛЬНОЙ КАЧКИ"

320. CATE 16, 5: PRINT "Время T="; USING "###.##"; X; : PRINT "с" LOCATE 16,25: PRINT " Вертикальная"

321. CATE 17, 25: PRINT "Перемещение "; USING "##.####"; YY(1); LOCATE 18, 25: PRINT "Скорость "; USING "##.####"; YY(3); LOCATE 19, 25: PRINT "Ускорение "; USING "##.####"; F(3); LOCATE 16,45: PRINT " Килевая"

322. F(3) = ((B21S * A12/A22S-B11) * YY(3) + (C21S * A12 / A22S CI 1) * YY(1) + (B22S * A12 / A22S - B12) * YY(4) + (C22S * A12 / A22S - C12) * YY(2) - A12 / A22S * MM + FF) / (All -A21S * A12/A22S)

323. F(4) = (-B22S * YY(4) C22S * YY(2) - A21S * F(3) - B21S * YY(3) - C21S * YY(1) + MM) RETURN: END END SUB

324. SUB polnover' ПОЛНОВЕРОЯТНОСТНЫЙ РАСЧЕТ КАЧКИ И МОМЕНТОВ

325. OPEN "polnover" FOR OUTPUT AS #44 sechenie =10: obes = 3

326. SIGBN = .5: SIGBKON = 2: stepsig = .1: AHN = .5: AHK = 12.5: STEP AH = 1: ALFN = 0: ALFK= 180: STEPALF= 15: TNAC = .4: TKON= 1.8: STEPT=.2: STEPLOADB = 1: LOADKB = 4: STEPFRUDB = 1: FRUDKB = 5: KFRUD = .05: NMOMENT = 10: VTV v

327. DM = .025 * (GAMMA * LS л 2 * Y(KOL.TOCH(H% \ 2) 2, H% \ 2) * 2): DZZ = 2.5: DFF = 2.5 'SM(ALFB, TB, HB)

328. DIM SW(30, 10, 13), ACH.M(20, 12), ACH.H(20, 12), ACH.P(20, 12)'АЧХ и сектор волнения

329. DIM AH.M(20, 12, 5), AH.H(20, 12, 5), AH.P(20, 12, 5)

330. DIM ACHM(20, 12, 5), АСНЩ20, 12, 5), ACHP(20,12, 5)

331. DIM SM(12, 10, 13), SH(12, 10, 13), SP(12, 10, 13) 'стандарты

332. DIM PALF(12), PAH(3, 13), PTE(8), PLOAD(5)

333. DIM PUM(IO), PTU(13), PRAION(3), QWM(IO), QHT(10, 4), SPEED(5)

334. DIM PUH(IO), PTUHH(13), QWH(10), QHTHH(10, 4)

335. DIM PUP(10), PTUPP(13), QWP(10), QHTPP(10, 4): NER= I

336. ВЕРОЯТНОСТИ РАЙОНОВ 'ВЕРОЯТНОСТИ НАГРУЗКИ 'ВЕРОЯТНОСТИ ПЕРИОДОВ В ДОЛЯХ ОТ СРЕДНЕГО

337. PRAION(l) PRAION(2) PRAION(3)3333 .3333 .3333

338. PLOAD(O) = .2: PTE(0) = .075 PLOAD(l) = .2: PTE(1) = .124 PTE(2) = .191 PTE(3) = .219 PTE(4) = .191

339. PLOAD(2) = .2 PLOAD(3) = .2: PLOAD(4) = .2:

340. ВСТРЕЧОЕ '15 '30 '45 '60 '75 '90 '105 '120 '135 '150 '165 '180

341. THEN: 'ПРИ УМЕРЕННОМ ВОЛНЕНИИ '0 ВСТРЕЧОЕ '15 '30 '45 '60 '75 '90 '105 '1201. КУРС.УГЛЫ1. PALF(3) =1/24: '1351. PALF(2) = 1 / 24: '1501. PALF(l) =1/24: '1651. PALF(O) =1/48: '180

342. END IF: 'ВЫБОР СЕЗОНА: tITLE$ = "СЕЗОН" NAM = 1: n = 4: XX = 28: YY = 9: DIM CS$(n)

343. CS$(1) = " ЗИМА ":CS$(2) = " ВЕСНА ": CS$(3) = " ЛЕТО

344. CS$(4) = " ОСЕНЬ ": A = v.menu(tITLE$, CS$(), n, XX, YY, NAM, sim%, FON%)

345. SEZON = NAM ZAGOLOVOK$ = tITLE$ + " -" + RTRIM$(CS$(NAM)) + " " + ZAGOLOVOK$

346. ERASE CS$: 'ВЫБОР МОРЯ: tITLE$ = "MOPE": NAM = 1: n = 6: XX = 46: YY = 12:1. DIM CS$(n)

347. CATE 27, 30: COLOR 1, 4: PRINT "--------------------"

348. ACHP(OM, ALFB, FRUDB) = ACHP(OM, ALFB, FRUDB) + FIM * ka * 57.29578 * PLOAD(load) 'АЧХ килевой качки NEXT LOADB OM = OM +1 NEXT SIGB

349. ALFB = ALFB + 1 NEXT ALF LOW = FRUDB

350. FOR FRUDB = 0 ТО FRUDKB STEP STEPFRUDB 'цикл по скорости STEPFRUDB=1 FRUDKB=5

351. FRUD FRUDB * KFRUD 'KFRUD=0.05: SPEED(FRUDB) = FRUD * (9.81 * LS) Л .5 IF SPEEDW <= SPEED(FRUDB) THEN: ALFB = 0 FOR ALF = ALFN TO ALFK STEP STEP ALFом = о

352. FOR SIGB = SIGBN TO SIGBKON STEP stepsig ACH.M(OM, ALFB) = ACHM(OM, ALFB, FRUDB -1) + (ACHM(OM, ALFB, FRUDB) -ACHM(OM, ALFB, FRUDB -1) * (SPEEDW SPEED(FRUDB -1)) / (SPEED(FRUDB) -SPEED(FRUDB - 1)))

353. ACH.H(OM, ALFB) = ACHH(OM, ALFB, FRUDB 1) + (ACHH(OM, ALFB, FRUDB) -ACHH(OM, ALFB, FRUDB - 1) * (SPEEDW - SPEED(FRUDB - 1)) / (SPEED(FRUDB) -SPEED(FRUDB -1)))

354. FOR ALF = ALFN TO ALFK STEP STEP ALF alfa# = (ALF / 180) * 3.141592654# SM(ALFB, ТВ, HB) = 0: SH(ALFB, ТВ, HB) 0: SP(ALFB, ТВ, HB) - 0ом = о

355. FOR SIGB = SIGBN TO SIGBKON STEP stepsig '===============dsig = stepsig * (2 * 3.141593 * 9.81 / LS) A .5 '|dsigk = dsig dsig л 2 * v * COS(alfa#) / 9.8066 "j

356. SM(ALFB, TB, HB) = SQR(SM(ALFB, TB, HB) * dsigk) SH(ALFB, TB, HB) SQR(SH(ALFB, TB, HB) * dsigk) SP(ALFB, TB, HB) = SQR(SP(ALFB, TB, HB) * dsigk) ALFB = ALFB + 1 NEXT ALF NEXT TB HB = HB + 1 LO = LOW + HB \ 2

357. CATE 27, 30 + LO: COLOR 14, 4: PRINT "-": NEXT АНЗ i******************* РАСЧЕТ ПОЛНОЙ ВЕРОЯТНОСТИ ******************** FOR MOMENT = 0 ТО NMOMENT 'ЦИКЛ ПО МОМЕНТАМ

358. МО = DM * MOMENT: ZZO = DZZ * MOMENT: FFO = DFF * MOMENT QWM(MOMENT) = 0: QWH(MOMENT) = 0: QWP(MOMENT) = 0 FOR RAION = 1 TO NRAION 'ЦИКЛ ПО РАЙОНАМ ПЛАВАНИЯ

359. QHT(MOMENT,RAION) = 0:QHTHH(MOMENT,RAION) = 0: QHTPP(MOMENT, RAION) = 0 HB = 1 'НАЧАЛО ЦИКЛА ПО АНЗ%

360. FOR АНЗ = AHN ТО АНК STEP STEP АН TS = 3.3 * SQR(AH3) PTU(HB) = 0: PTUHH(HB) = 0: PTUPP(HB) = 0 FOR TB = 0 TO 7 STEP 1 'НАЧАЛО ЦИКЛА ПО TV

361. TV (TB * STEPT + TNAC) * TS PUM(TB) = 0: PUH(TB) = 0: PUP(TB) = 0

362. ALFB = 0 'НАЧАЛО ЦИКЛА ПО ALF

363. PRINT #44, "PTU(HB)", AH3, PTU(HB)

364. QHT(MOMENT, RAION) = QHT(MOMENT, RAION) + PTU(HB) * PAH(RAION, HB) QHTHH(MOMENT,RAION)=QHTHH(MOMENT,RAION)+PTUHH(HB) * PAH(RAlON, HB) QHTPP(MOMENT, RAION) = QHTPP(MOMENT, RAION) + PTUPP(HB) * PAH(RAION, HB) HB = HB + 1: NEXT АНЗ

365. SCREEN 12: WIDTH 80, 60: WINDOW (0, -0)-(Ю00,1000): ZMM = 800 / (DM * NMOMENT) ZMHP=800/(DZZ*NMOMENT): XMM = 800 / 10'XMM: A = setka(100, 900, 10, 100, 900, 10) FOR MOMENT = 0 TO NMOMENT -1 'ЦИКЛ ПО МОМЕНТАМ

366. МО = DM * MOMENT: ZZ0 = DZZ * MOMENT: FF0 = DFF * MOMENT Ml = DM * (MOMENT + 1): ZZ1 = DZZ * (MOMENT + 1): FF1 = DFF * (MOMENT + 1) IF -LOG(QWM(MOMENT + 1)) / LOG(IO) > 10.5 THEN 14

367. NE (100 + -LOG(QWM(MOMENT)) / LOG(IO) * XMM, M0 * ZMM + 100)-(100 +

368. G(QWM(MOMENT + 1)) / LOG(IO) * XMM, Ml * ZMM + 100), 14

369. NE (100 + -LOG(QWH(MOMENT)) / LOG(IO) * XMM, ZZ0 * ZMHP + 100)-(100 +

370. G(QWH(MOMENT + 1)) / LOG(IO) * XMM, ZZ1 * ZMHP + 100), 15

371. NE (100 + -LOG(QWP(MOMENT)) / LOG(IO) * XMM, FF0 * ZMHP + 100)-(100 +

372. G(QWP(MOMENT + 1)) / LOG(IO) * XMM, FF1 * ZMHP + 100), 131. NEXT MOMENT14 ТРАФИК

373. COLOR 14: LOCATE 1,1: PRINT " ОБЕСПЕЧЕННОСТЬ ВОЛНОВЫХ

374. ВЕРТИКАЛЬНЫХ ИЗГИБАЮЩИХ МОМЕНТОВ"

375. CATE 3,40 LEN(ZAGOLOVOK$) \ 2: PRINT ZAGOLOVOK$

376. CATE 56, 9: PRINT "0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 -Log Q";

377. CATE 2, 2: PRINT " Mb": LOCATE 3, 2: PRINT "—": LOCATE 4, 2: PRINT "pgBLa"

378. CATE 6, 4: PRINT "0.250": LOCATE 11,4: PRINT "0.225":

379. CATE 16, 4: PRINT "0.200": LOCATE 21, 4: PRINT "0.175"

380. CATE 26, 4: PRINT "0.150": LOCATE 30, 4: PRINT "0.125"

381. CATE 35, 4: PRINT "0.100": LOCATE 40, 4: PRINT "0.075"

382. CATE 45, 4: PRINT "0.050": LOCATE 50, 4: PRINT "0.025"

383. CATE 60, 10: PRINT "ДЛЯ ПРОДОЛЖЕНИЯ НАЖМИТЕ <ESC>";: DO: LOOP WHILE INKEY$ о CHR$(27)

384. SCREEN 0: WIDTH 80, 50: OPEN "rollingV + FIL$ FOR INPUT AS #1: CALL printdat(A$(), NAM, rr): CLOSE #1

385. OPEN "polnover" FOR OUTPUT AS #44: HB = 1: PRINT #44, "СТАНДАРТЫ МОМЕНТОВ" PRINT #44," ALF, TV, AH3, SM(ALFB, TB, HB)": FOR AH3 = AHN TO AHK STEP STEP AH TS = 3.3 * SQR(AH3): FOR ТВ = 0 TO 7 STEP 1 'НАЧАЛО ЦИКЛА ПО TV

386. TV = (TB * STEPT + TNAC) * TS

387. ALFB = 0 'НАЧАЛО ЦИКЛА ПО ALF

388. FOR ALF = ALFN TO ALFK STEP STEP ALF PRINT #44, ALF, TV, AH3, SM(ALFB, TB, HB) ALFB ALFB + 1 NEXT ALF NEXT TB HB = HB + 1 NEXT AH3

389. PRINT #44, "PUM(TB)": 'FOR ТВ = 0 TO 7 STEP 1 'НАЧАЛО ЦИКЛА ПО TV

390. PRINT #44, ТВ, PUM(TB): 'NEXT ТВ

391. PRINT #44, "PTU(HB)": 'HB = 1: 'FOR АНЗ = AHN TO AHK STEP STEP AH 'PRINT #44, АНЗ, PTU(HB): 'HB = HB + 1: 'NEXT АНЗ PRINT #44, "MOMENT, RAION, QHT(MOMENT, RAION)" FOR MOMENT = 0 TO NMOMENT 'ЦИКЛ ПО МОМЕНТАМ

392. FOR RAION = 1 TO NRAION 'ЦИКЛ ПО РАЙОНАМ ПЛАВАНИЯ

393. PRINT #44, MOMENT, RAION, QHT(MOMENT, RAION): NEXT RAION NEXT MOMENT: END SUB

394. SUB REGULYR "РАСЧЕТ НА РЕГУЛЯРНОМ ВОЛНЕНИИ В ЛИНЕЙНОЙ ПОСТАНОВКЕ

395. DIM Z1(H% + 1), ZMP(-1 ТО Н% + 1), ZMA(-1 ТО Н% + 1)

396. Z1(I) = (DN (DN - DK) * I / H% + ZETAG(IE) + XA(I) * FIG(IE) / 57.29578 - ZA * COS(KAl * XA(I) + SIGk * IE)) * MMZ: XA(I) = LS - DL * I IF I = H% OR I = 0 THEN

397. NE (XA(I) * MMX, MMZ * X(l, I) + MMZZ)-(XA(I) * MMX, MMZ * X(KOL.TOCH(I) 1,1) + MMZZ), 4: END IF: IF 1 = 0 THEN

398. NE (XA(I) * MMX, MMZ * X(l, I) + MMZZ)-(XA(I) * MMX, MMZ * X(KOL.TOCH(I) -1,1) + MMZZ), 4: ELSE

399. NE (0, DK * MMZ + MMZZ)-(LS * MMX, DN * MMZ + MMZZ), 3

400. CATE IE * 6 + 6, 59: PRINT USING "#"; IE: LOCATE IE * 6 + 6, 60: PRINT "•П/4"

401. CATE IE * 6 + 6, 66: PRINT USING "###.###"; ZETAG(IE)

402. CATE IE * 6 + 6, 74: PRINT USING "###.###"; FIG(IE)

403. NE (710, MMZZ)-(1000, MMZZ): NEXT IE

404. CATE 3, 58: PRINT "Положен.Вертик. Измен."

405. CATE 4, 58: PRINT " волны перем,м.угла,гр"

406. NE (XA(I) * MMX, 5 + MMZ * X(l, I))-(XA(I) * MMX, 5 + MMZ * X(KOL.TOCH(I) 1,1)), 4

407. ELSE: LINE (XA(I 1) * MMX, 5 + MMZ * X(l, I - 1))-(XA(I) * MMX, 5 + MMZ * X(l, I)), 4

408. NE (XA(I 1) * MMX, 5 + MMZ * X(KO.L.TOCH(I -1) -1,1 - 1))-(XA(I) * MMX, 5 + MMZ *

409. X(KOL.TOCH(I) 1,1)), 4: END IF: LINE (XA(I) * MMX, 10)-(XA(I) * MMX, 5)

410. NE (0, 5 + DK * MMZ)-(LS * MMX, 5 + DN * MMZ), 3: IF I = 0 THEN 3

411. NE (XA(I) * MMX, 5 + ZMP(I) * MMZ)-(XA(I -1) * MMX, 5 + ZMP(I -1) * MMZ)

412. NE (XA(I 1) * MMX, MMZ * X(l, I - 1) + MMZZ)-(XA(I) * MMX, MMZ * X(l, I) + MMZZ) LINE (XA(I - 1) * MMX, MMZ * X(KOL.TOCH(I -1) - 1,1 -1) + MMZZ)-(XA(I) * MMX, MMZ

413. X(KOL.TOCH(I) 1,1) + MMZZ), 4: END IF

414. NE (XA(I) * MMX, MMZZ 5)-(XA(I) * MMX, MMZ * X(KOL.TOCH(I) - 1,1) + MMZZ) NEXT I: LINE (0, DK * MMZ + MMZZ)-(LS * MMX, DN * MMZ + MMZZ) COLOR 15: LOCATE 13,1: PRINT "20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0"

415. ОТНОСИТЕЛЬНЫЙ МОМЕНТ Mw. = Mw/(LA2 * В * Rw* gamma)

416. COLOR 15: LOCATE 19, 15: PRINT " ХАРАКТЕРИСТИКИ НАГРУЗКИ"

417. COLOR 13: LOCATE 20, 5: PRINT "Максим, погонная нагрузка на шпацию t/m Р ="; MAX.Q

418. COLOR 11: LOCATE 21,5: PRINT "Амплитуда макс, перерезывающей силы, t R ="; MAX.S;1. P.S(10)

419. MAX = 0: IF ABS(MAX) < ABS(MAX.M) THEN MAX = MAX.M IF ABS(MAX) < ABS(MAX.MTV) THEN MAX = MAX.MTV IF ABS(MAX) < ABS(M.SUM) THEN MAX = M.SUM MAX = Z.NACH / MAX 'МАСШТАБ ДЛЯ MOMEHTOBB FOR Z = 0 TO 2 * Z.NACH STEP Z.NACH / 5

420. Z = Z.NACH THEN LINE (0, Z)-(MMX * LS, Z), 15 ELSE LINE (0, Z)-(MMX * LS, Z), 3 NEXT Z: FOR I = 0 TO H%: PP = PI(I) / DL

421. NE ((XA(I) DL * .5) * MMX, PP * MAX.Q + Z.NACH)-((XA(I) + DL * .5) * MMX, PP * MAX.Q + Z.NACH), 13

422. NE ((XA(I) + DL * .5) * MMX, PP * MAX.Q + Z.NACH)-((XA(I) + DL * .5) * MMX, Z.NACH), 13

423. NE ((XA(I) DL * . 5) * MMX,PP * MAX. Q+Z.N ACH)-((XA(I) - DL * .5) * MMX, Z.NACH), 13 NEXT I: FOR I = 0 TO H% -1

424. NE (XA(I) * MMX, P.S(I) * ABS(MAX.S) + Z.NACH)-(XA(I + 1) * MMX, P.S(I + 1) * ABS(MAX.S) + Z.NACH), 11

425. NE (XA(I) * MMX, I.M(I) * ABS(MAX) + Z.NACH)-(XA(I + 1) * MMX, I.M(I + 1) * ABS(MAX) + Z.NACH), 15

426. SCREEN 0: WIDTH 80, 50: A% = RESTSCR%("OPENF.MJG"): GGG = 0 END SUB

427. SUB RUN.NONLINE (ZETA, FI, ZETAD, FID, IE)' НЕЛИНЕЙНЫЙ РАСЧЕТ КОФ. УР-НИЙ КАЧКИ

428. DIM QQ(H% + 1), QQI(H°/o + 1), MM(H% + 1), HP(H% + 1), BP(H% + 1), NACH.B(H% + 1)

429. DIM KSI11#(H% + 1), KSI21#(H% + 1), KSI51#(H% + 1), KSI12#(H% + 1), KSI22#(H% + 1),

430. DIM sil 1#(H% + 1, 12), si21#(H% + 1, 12), si51#(H% + 1, 12), sil2#(H% + 1, 12), si22#(H% + 1)

431. DIM KS11#(H% + 1), KS21#(H% + 1), KS51#(H% + 1), TT(H% + 1), BB(H% + 1), GG(H% + 1)

432. DIM DZ(H% + 1), DZM3(H% + 1), DZM30(H% + 1), DZL3(H% + 1), DZL30(H% + 1)

433. DIM M33K(H% + 1), M330K(H% + 1), L33K(H% + 1), L330K(H% + 1)

434. DIM M33N(H% + 1), M330N(H% + 1), L33N(H% + 1), L330N(H% + 1)

435. РАСЧЕТ ВСПОМОГАТЕЛЬНЫХ ВЕЛИЧИНka = 2 * 3.141593 / lv: SIG = (ka * 9.81) A .5alfa# = (ALF/ 180) * 3.141592654#

436. DL = LS / H%: KA1 = -ka * COS(alfa#): KA2 = ka * SIN(alfa#): I = 0: WHILE I <= H% XA(I) = DL * ((H% / 2) -1)

437. NAP (I) = TT(I) + X( 1,1) HP(I) TT(I) - HP(I) - X(l, I)

438. BP(I) = Y(KOL.TOCH(I) 2,1) * 2: HP(I) = X(KOL.TOCH(I) - 2,1) IF TT(I) + X(l, I) >= HP(I) THEN BB(I) = BP(I)

439. NAP(I) = TT(I) + X(l, I) HP(I) TT(I) = HP(I) - X(l, I)

440. NAP (I) >= .4 * BP(I) THEN NAP(I) = .4 * BP(I) END IF

441. NAP(I) = TT(I) + X(l, I) HP(I) TT(I) = HP(I)-X(1,I)

442. NAP (I) >= .4 * BP(I) THEN NAP® = .4 * BP(I) END IF

443. GG(I) = 2 * INTEGRAL. CEB!(X(), Y(), I, KOL.TOCH(), GG(I), TT(I) + X(l, I))1. = INETG.TRAP(LS, GG(I), H%, I, IN)

444. CALL SPLAIN(X(), Y(), TT(I), I, TT(I) + X(l, I), Y, KOL.TOCH()):

445. BB(I) = Y * 2: NACH.B(I) = BB(I)

446. BB(I) <= 0 THEN BB(I) = .0001

447. BATAA(I) = GG(I) / (TT(I) * BB(I))1. PACHETKnMHK£

448. CALL KPMKD(ka, TT(), BB(), BATAA(), NAP(I), BP(I), I, M33(), M330(), L33(), L330(), SIG) 55:1 = 1 + 1: WEND: D = IN * GAMMA

449. DM33(0) = (M33(0) M33(l)) * 2: DM330(0) = (M330(0) - M330(l)) * 2

450. DM33(H%) = (M33(H% 1) - M33(H%)) * 2: DM330(H%) = (M330(H% - 1) - M330(H%)) * 2

451. DL33(0) = (L33(0) L33(l)) * 2: DL330(0) = (L330(0) - L330(l)) * 2

452. DL33(H%) = (L33(H% 1) - L33(H%)) * 2: DL330(H%) - (L330(H% - 1) - L330(H%)) * 21. FOR I = 1 TO H% -1

453. DM33(1) = M33(I -1) M33(I + 1): DM330(I) = M330(I -1) - M330(I + 1) DL33(I) = L33(I -1) - L33(I + 1): DL330(I) = L330(I -1) - L330(I + 1) NEXT I

454. B12(I) = (L33(I) * XA(I) 2 * v * M33(I) - v / 2 * DM33(1) * XA(I) / (2 * DL)) 12 CI2(1) = CI 1(1) * XA(I) - (2 * v * L33(I) + v A 2 / 2 * DM33(I) / (2 * DL)) / 2: ELSE A11(1) = PI(I) / (9.81 * DL) + M33(I) B11(1) - L33(I) - v / 2 * DM33(1) / (2 * DL)

455. Z1 = (jl / qla) * TT(I) * (1 -1 / qla) wl = EXP(-ka * Zl)wwwl# = KA2 * .5 * BB(I) * (1 (Zl / TT(I)) л M) sill#(I,jl) = wl * SIN(wwwl#) si21#(I, jl) = wl * COS(wwwl#) * Zl л (M -1) si51#(I, jl) = Zl * si21#(I,jl)

456. KSI11 #(I) = KSI11 #(I) + si 11 #(I, j 1) KSI21#(I) = KSI21#(I) + si21#(I, jl) KSI51 #(I) = KSI51 #(I) + si51 #(I, j 1) jl =jl + 1: WEND

457. КАРА = (M / (TT(I) л (M 1) * qla * Q2A)) * ((Q2A - Q2A / qla) * KS21#(I) + (KSI22#(I) -(si22#(I, 0) + si22#(I, Q2A)) / 2))ksii5 = ((M + 1) / ((TT(I) л M) * qla * Q2A)) * ((Q2A Q2A / qla) * KS51#(I) + (KSI52#(I) si52#(I, 0) + si52#(I, Q2A)) / 2))

458. KAPA1 = ksiil * SIN(alfa#) + ksii5 * COS(alfa#) л 2

459. КАРА > 1 THEN КАРА = 1: IF KAPA1 > 1 THEN KAPA1 = 166: El = КАРА * GAMMA * BB(I): E2 = L330(I)

460. НЗ = KAPAl * SIG л 2 * M330(I): E4 = KAPA1 * v / 2 * DL330(I) / (DL * 2) E5 = v / 2 * DM330(I) / (DL * 2)

461. F11 = ZA * (El E3 - E4): F22 = ZA * KAPA1 * SIG * (E2 - E5)

462. Ml 1 = Fll * X: M22 = F22 * X

463. CKX = C0S(KA1 * X): SKX = SIN(KA1 * X)

464. ZV = ZA * COS(KAl * X + SIGk * IE): ZVD -ZA * SIGk * SIN(KA1 * X + SIGk * IE) ZXFVFZ = ZETAD + X * FID - v * FI - ZVD: ZXFVF = ZXFVFZ + ZVD ZXFZ = ZETA + X * FI - ZV: ZXF = ZXFZ + ZV

465. Q.N(I) = -.5 * (ZXFVFZ * (DZM3(I) * ZXFVF DZM30(I) * ZVD) + ZXFZ * (DZL3(I) * ZXF -DZL30(I) * ZVD))

466. ZXFVFZ < 0 THEN Q.N(I) = -.5 * (ZXFZ * (DZL3(I) * ZXF DZL30(I) * ZVD))

467. I = 0 OR I = H% THEN Q.N(I) = Q.N(I) / 2: QN = QN + Q.N(I): QNX = QNX + Q.N(I) * X

468. NEXT I: FF = F1* СOS(SIGk * IE) F2 * SIN(SIGk * IE) + QN

469. MM = Ml * COS(SIGk * IE) M2 * SIN(SIGk * IE) + QNX

470. ERASE МЗЗ, M330, L33, L330, DM33, DM330, DL33, DL330

471. ERASE KSI11#, KSI21#, KSI51#, KSI12#, KSI22#, KSI52#

472. ERASE sil 1#, si21#, si51#, sil2#, si22#, si52#, KS11#, KS21#, KS51#

473. ERASE TT, BB, GG, BATAA, NAP1. END SUB

474. SUB run 15 (Iv, SIG, ка)" РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТОВ УРАВНЕНИЙ КАЧКИ

475. SHARED A11, B11, CI 1, A12, B12, C12, A21S, B21S, C21S, A22S, B22S, C22S, FF, MM, QN,1. QNX, F1,F2,M1,M21. ПО ВЫВЕДЕННЫМ ФОРМУЛАМ

476. A11 = 0: B11 = 0: CI 1 = 0: A12 = 0: B12 = 0: C12 0: A21S = 0: B21S = 0: C21S = 0: A22S = 0: B22S = 0: C22S = 0: В = 0: Fl - 0: F2 = 0: Ml = 0: M2 = 0

477. DIM M33(H% + 1), M330(H% + 1), L33(H% + 1), L330(H% + 1), DM33(H% + 1), DM330(H% +1., DL33(H% + 1), DL330(H% + 1)

478. DIM QQ(H% + 1), QQI(H% + 1), MM(H% + 1), GS(H% + 1)

479. DIM sil 1#(12), si21#(12), si51#(12), sil2#(12), si22#(12), si52#(12)

480. RO = GAMMA / 9.81: alfa# = (ALF / 180) * 3.141592654#: DL = LS / H%

481. SIGk = SIG ((SIG A 2 / 9.81) * v * COS(alfa#)): KA1 = -ka * COS(alfa#)

482. KA2 = ka * SIN(alfa#): ZA = .11 * lv A .715 'полувысота волны

483. ZA = 4.67:1 = 0: WHILE I <= H%

484. CALL KPMKD(ka, T(), B(), BATA(), 0, 0,1, M33(), M330(), L33(), L330(), SIG)

485. DMN3(I) = M33(I): DMN30(I) = M330(I): DLN3(I) = L33(I): DLN30(I) = L330(I): TTN(I) = T(I)1 = 1+1: WEND: FOR I = 1 TO H% 1

486. DM33(I) = M33(I 1) - M33(I + 1): DM330(I) = M330(I -1) - M330(I + 1)

487. DL33(I) = L33(I 1) - L33(I + 1): DL330(I) = L330(I -1) - L330(I + 1): NEXT I

488. DM33(0) = (M33(0) M33(l)) * 2: DM330(0) = (M330(0) - M330(l)) * 2

489. DM33(H%) = (M33(H% -1) M33(H%)) * 2: DM330(H%) = (M330(H% - 1) - M330(H%)) * 2

490. DL33(0) = (L33(0) L33(l)) * 2: DL330(0) = (L330(0) - L330(l)) * 2

491. DL33(H%) = (L33(H% -1) L33(H%)) * 2: DL330(H%) = (L330(H% -1) - L330(H%)) * 2

492. CALL raspred.nagruzki: FOR I = 0 TO H%: XA(I) = DL * ((H% / 2) -1): IF I = 0 OR I = H%

493. THEN: A11(1) = (2 * PI(I) / (9.81 * DL) + M33(I)) / 2: B11(1) = (L33(I) v / 2 * DM33(I) / (2 *

494. DL)) / 2: CI 1(1) = (GAMMA * B(I) v / 2 * DL33(I) / (2 * DL)) / 2: A12(I) = All(I) * XA(I)

495. КАРА = (М / (Т(1) л (М 1) * qla * Q2A)) * ((Q2A - Q2A / qla) * KS21# + (KSI22# - (si22#(0) + si22#(Q2A)) / 2))ksii5 = ((M + 1) / ((T(I) л M) * qla * Q2A)) * ((Q2A Q2A / qla) * KS51# + (KSI52# - (si52#(0) + si52#(Q2A)) / 2))

496. KAPA1 = ksiil * SIN(alfa#) + ksii5 * COS(alfa#) A 2

497. G(I) = GS(I): IF КАРА > 1 THEN КАРА = 1: IF KAPA1 > 1 THEN KAPA1 = 1 , El = КАРА * GAMMA * B(I): E3 = KAPA1 * SIG A 2 * M330(I) E4 = KAPA1 * v / 2 * DL330(I) / (DL * 2): E2 = L330(I) E5 = v / 2 * DM3 30(1) / (DL * 2)

498. F11 = ZA * (El E3 - E4): F22 = ZA * KAPA1 * SIG * (E2 - E5)

499. Mil — F11 * X: M22 = F22 * X

500. CKX = C0S(KA1 * X): SKX = SIN(KA1 * X)

501. FIM = ((FI1 A 2 + FI2 A 2) A .5) / alfO ERASE A, letb, C, letg, letx

502. J = 1: WHILE J <= 2: 'определение производных FI, ZETA

503. РЕШЕНИЕ СИСТЕМЫ FID, ZETAD

504. FID = FI1 * COS(OMEGA#) + FI2 * SIN(OMEGA#)

505. ZETAD = ZETA1 * COS(OMEGA#) + ZETA2 * SIN(OMEGA#)

506. FIM = ((FI1 A 2 + FI2 л 2) л .5) / alffl1. FOR I = 0 TO H%1. I = 0 OR I = H% THEN

507. QQ(I) = (-A11(1) * ZETAD2 В11 (I) * ZETAD1 - CI 1(1) * ZETAD - A12(I) * FID2 - B12(I) * FID1 - С 12(1) * FID + FS(I) * COS(OMEGA#) - FSS(I) * SIN(OMEGA#)) * 2 QQI(I) = 0: MM(I) = 0: ELSE

508. QQ(I) = -A11(1) * ZETAD2 В11 (I) * ZETAD 1 - CI 1(1) * ZETAD - A12(I) * FID2 - B12(I) *

509. FID1 С 12(1) * FID + FS(I) * COS(OMEGA#) - FSS(I) * SIN(OMEGA#)

510. QQI(I) = QQI(I 1) + QQ(I -1) + QQ(I): MM® = MM(I -1) + QQI(I -1) + QQI(I): END IF

511. PIR.SILA(I, J) = QQI(I) * DL/2: IZG.MOMENT(I, J) = MM(I) * (DL / 2) л 2: NEXT I: J = J + 1

512. OMEGA# = 3,141592654# / 2: WEND: MAX.S = 0: MAX.M = 0: FOR I = 0 TO H%

513. P.S(I) = SQR(PIR.SILA(I, 1) л 2 + PIR.SILA(I, 2) л 2)

514. M(I) = SQR(IZG.MOMENT(I, 1) л 2 + IZG.MOMENT(I, 2) л 2)

515. MAX.S < ABS(P.S(I)) THEN MAX.S = ABS(P.S(I))

516. MAX.M < ABS(I.M(I)) THEN MAX.M = ABS(I.M(I)): NEXT I

517. ERASE МЗЗ, M330, L33, L330, DM33, DM330, DL33, DL330

518. ERASE sill#, si21#, si51#, sil2#, si22#, si52#1. ERASE QQI, MM1. END SUB

519. ПОДПРОГРАММА ИСХОДНЫХ ДАННЫХ

520. OPEN "rollingV + NEMA$ FOR OUTPUT AS #1

521. PRINT #1, TAB(28);" ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ "

522. PRINT #1, TAB(24); "РАСЧЕТА ПРОДОЛЬНОЙ КАЧКИ СУДНА"1. PRINT #1,""

523. PRINT #1, "Количество расчетных шпаций Н = "; Н%

524. PRINT #1, "Водоизмещение судна, т. D = "; D

525. PRINT #1, "Длина судна по ГВЛ. м. L = "; LS

526. PRINT #1, "Осадка судна на носовом перпен-ре м Тн= "; DN

527. PRINT #1, "Осадка судна на кормовом перпен-ре м Тк= "; DK

528. PRINT #1, "Скорость хода судна, м/с. V = "; v

529. PRINT #1, "Угол встречи с волной, градусы ALFA = "; ALF

530. PRINT #1, "Абсцисса центра тяжести судна, м. Xg= "; Xg

531. PRINT #1, "Момент инерции относит. ЦТ. м.А4 Iyy = "; iyy

532. PRINT #1, "Момент инерции площади ГВЛ. м.л4 ffi = "; Ifi

533. PRINT #1, "Длина волны, м. LV ="; lv

534. PRINT # 1, "Удельный вес воды, т/куб.м GAMMA = "; GAMMA1. PRINT #1,""

535. SUB star (NAM, R) " ОПРЕДЕЛЯЮЩАЯ ПОДПРОГРАММА

536. ON KEY(l) GOSUB 1010: 'KEY(l) ON: 'ON ERROR GOTO 77: 'ON KEY(2) GOSUB 1020 'KEY(2) ON: 'ON KEY(3) GOSUB 1030: 'KEY(3) ON: 'ON KEY(4) GOSUB 1040: KEY(4) ON 'ON KEY(5) GOSUB 1050: 'KEY(5) ON: 'ON KEY(6) GOSUB 1060: 'KEY(6) ON

537. ON KEY(9) GOSUB 1090: 'KEY(9) ON: ON KEY(IO) GOSUB 1000: KEY(10) ON

538. NAM = 1: R = 1: Ql = 1: WHILE Q1 = 1: CALL submenu(NAM, R)файл

539. SELECT CASE NAM CASE 1: SELECT CASER CASE 1: CALL NEWFILE CASE 2: CALL openfile CASE 3:1. CALL SAVE CASE 4:

540. CALL messagel(n$, "СОХРАНИТЬ КАК."): CALL SAVE END SELECT 'редактирование CASE 2: SELECT CASE R

541. CASE 1: CALL REDTOTAL CASE 2: CALL RED(X(), Y(), KOL.TOCH()) END SELECT 'расчет

542. CASE 1: CALL prnscreen(47) END SELECT CASE 7: SELECT CASER

543. CASE 2: CALL qlstn(22, 30, "ВЫХОД ?", F) IF F = 1 THEN

544. CALL qlstn(22, 30, "СОХРАНИТЬ ДАННЫЕ ?", Ql) IFQ1 = 1 THEN CALL SAVE END IF

545. Ql = 0: END IF: END SELECT: END SELECT: WEND: KILL "*'.MJG": END END SUB

546. Calculation of Ship Motion and Bending Moment and Comparison ofthe Programs

547. Oleg E.Surov, Far -Eastern State Technical University. II-Woong Kim, University of Ulsan1998 Ulsan

548. GENERAL INFORMATION GENERAL PARTICULARS

549. THIS BOOKLET IS PREPARED TO ENABLE THE TRIM & STABILITY AND LONGITUDINAL STRENGTH CALCULATION TO BE EASILY PERFORMED.

550. THE LONGITUDINAL STRENGTH CALCULATION IS MADE TO CHECK THAT THE BENDING MOMENTS AND HULL-GIRDER SHEAR FORCES ARE WITHIN THE PERMISSIBLE LIMITS.1. PARTICULARS OF THE VESSEL1. NAME OF THE VESSEL

551. LENGTH BETWEEN PERPENDICULARS3. BREADTH (MOULDED)4. J3EPTH (MOULDED)5. DESIGN DRAUGHT (MOULDED)

552. M/T ^UKONG NAVIGATOR" 315.00 M 57.20 M 30.40 M 20.45 M 20.45 M

553. B&W LICENSEE 7S80MC 31,670 BHP x 72.2 RPM 28,500 BHP x 69.7 RPM1. YUK0N6- LINE LIMITED1. PANAMA1. PANAMA3 F J U 5154651 I 83050166919.1 / 156995.9

554. KOREAN REGISTER OF SHIPPING +KRS1, +KRM1, UMA-2

555. AMERICAN BEREAU OF SHIPPING

556. A1(E), "OIL CARRIER", +AMS, +ACCUii. tank plan1. PBOft-E