Расчеты качки плавающих сооружений на нерегулярном волнении.

⇐ ПредыдущаяСтр 3 из 18Следующая ⇒

Рассмотрим воздействие нерегулярного волнения на примере бортовой качки, но все рассуждения будут иметь значение и для других видов качки.

Основная задача — определить спектр качки S_  . Для этого используем известную из курсов по автоматическому управлению теорему А. Я. Хинчина об определении спектральной плотности выходного процесса в колебательной системе:

(5.125)

где Ф(со) — модуль передаточной функции.

В качестве входного процесса при качке служит волнение, спектральная плотность которого S_r  , а в качестве выходного процесса — качка, спектральная плотность которой S_  . Задача состоит в определении модуля передаточной функции. В наших обозначениях теорему Хинчина можно записать в виде

(5.126) По формулам (5.113) или (5.115) можем определить

Если вспомнить, что , то формулу

для Ф_qa можно преобразовать

(5.127)

Отсюда

(5.128) и тогда

или

(5.129)

Зная S_  , можем определить дисперсию бортовой качки

(5.130) и амплитуды бортовой качки

■ (5.131)

Аналогичным образом можно определять амплитуды других видов качки, ускорений и перемещений заданных точек на установке, что особенно важно при решении вопросов, связанных с заливаемостью.

О возможности работы ППБУ при различной погоде можно судить, построив зависимость  _m_ах =  _{0, 5%} от балльности волнения и сравнив ее с предельным из условий работы бурового оборудования или буксирной системы углом наклонения, например, 3° (рис. 5.33). Наглядно видно, что установка может бурить или буксироваться на волнении до 6 баллов.

Рис. 5.33. Ограничения ра боты ППБУ по балльности

Еще в процессе проектирования можно отрабатывать форму плавучей установки так, чтобы уменьшить качку, т. е. сократить количество простоев по гидрометеорологическим причинам и существенно повысить экономичность буровых работ.

Системы позиционирования полупогружных буровых

Установок

В совершенно самостоятельную задачу вырастает проблема удержания ПБУ полупогружного типа над точкой работы. В последние годы даже говорят о появлении нового мореходного качества — позиционирования, т. е. способности плавающего сооружения удерживаться над точкой работы так, чтобы перемещения в горизонтальной плоскости (на поверхности воды) не превышали заданных пределов (обычно 4—5 % глубины моря в месте работы).

При этом системы позиционирования могут быть либо пассивными (якорные, тросовые системы и т. д.), либо активными (динамическое позиционирование с помощью подруливающих устройств различного типа). Фактически же позиционирование — это управляемость на месте, поэтому она рассматривается в рамках общей управляемости плавучих объектов.

Задачей системы позиционирования любого типа является противодействие внешним усилиям и удержание буровой установки над устьем скважины в пределах допускаемых отклонений. Для этих целей возможно использовать якорную систему, систему динамического позиционирования или их комбинации.

В якорной системе для создания усилий, необходимых для удержания ППБУ, применяются уложенные на дно акватории якоря. Передача усилий между якорями и установкой осуществляется через якорные цепи. При больших длинах якорных цепей перемещения ППБУ под внешним воздействием могут стать больше допустимых, поэтому на применение якорных систем существует ограничение по глубине (150-200 м).

В системах динамического позиционирования силы удержания создаются различного рода движителями (винто-рулевые колонки, крыльчатые движители, подруливающие устройства тоннельного типа и т. д.), работа которых координируется так, чтобы в каждый момент времени создать суммарное усилие нужной величины, противодействующее внешнему усилию. Работоспособность такой системы

меньше зависит от глубины акватории, но из-за некоторой инерционности ее применение на малых глубинах затруднено.

В состав системы динамического позиционирования помимо дви-жительных комплексов входят сложные и дорогие системы автоматического управления и приводы, поэтому ее стоимость приближается к стоимости всей ППБУ. В настоящее время осваиваются глубины в основном до 200 м, поэтому наиболее распространены якорные системы как достаточно простые и эффективные средства удержания.

Различные схемы заякорения ППБУ отличаются друг от друга количеством и расположением якорных линий. Для ППБУ с явно выраженной симметрией относительно ДП и мидель-шпангоута характерно применение рассредоточенных схем, которые одинаково хорошо воспринимают внешние усилия с любого направления, но иногда применяются и ориентированные схемы, рассчитанные на восприятие внешних усилий, действующих в каком-либо конкретном (обычно преимущественном) направлении.

Набор элементов, входящих
в состав каждой якорной линии,
показан на рис. 5.34 при походном
положении устройства. На буровых
установках используются якоря со
временных конструкций, обладаю
щие коэффициентом держащей
силы (отношением предельной
силы удержания к весу самого яко
ря) около 20—23. Цепи должны
Рис. 5.34. Схема расположе- быть особо высокой прочности,

ния оборудования якорной Нижняя и верхняя звездочки вы-

линии системы позициониро- полняют те же функции, что и на-

вания

1 - кронштейн якорный; правляющие шкивы в тросовых си-

2 -- якорь; 3 - устройство подры- стемах. Якорные линии обычно
ва якоря; 4 - вертлюг; 5 - якор- размещаются парами, что позволя-
иая цепь; в - нижняя направляю- ет использовать в качестве якорных

щая; 7 — пост управления якорной

лебедкой; 8 - якорная лебедка; механизмов брашпили. Цепные

9 - цепной клюз; 10 - устройство ящики, как правило, размещаются

отдачи цепи; 11 - цепной ящик в стабилизирующих колоннах.

Раскладку якорей вокруг буровой установки по заранее определенной схеме обеспечивают специальные суда — завозчики якорей. Для обеспечения возможности выполнения этой операции в любой момент времени в состав каждой линии входят либо буй с буйрепом, либо бе-гунковая снасть, которая после завозки якоря возвращается на установку. Длину каждой якорной линии выбирают из условия, чтобы некоторая ее часть, находящаяся непосредственно у якоря, оставалась лежащей на грунте при действии на установку усилий во всем рассматриваемом диапазоне внешнего воздействия. При выполнении этих условий якорь обеспечивает максимальную держащую силу. Такие якорные линии принято называть длинными.

После раскладки якорей во всех якорных линиях создается некоторое предварительное натяжение. Если условно считать, что якорные линии противоположных бортов симметричны, то значения начальных натяжений в них должны быть одинаковыми. Любое смещение установки из положения равновесия приводит к перераспределению усилий в якорных линиях (рис. 5.35). Векторная сумма горизонтальных направляющих натяжений во всех якорных линиях должна быть равной по величине и противоположно направленной внешнему усилию, вызывающему смещение установки.

Рис- 5-35. Перераспределение уси-
лий в якорных линиях при сме
щении установки под действием
внешних сил^J

Это, конечно, полностью справедливо при статическом внешнем воздействии (постоянно дующий ветер, течение). Но в реальных условиях картина несколько сложнее, так как на установку действуют волны, переменные составляющие в ветре и т. д. Обычно применяется принцип разделения перемещений от осреднен-ных, практически постоянных волновых нагрузок (силы волнового дрейфа), и от периодических, вызывающих качку. В первом случае решается чисто статическая задача, определяется равновесное положение, а затем рассматриваются колебания ППБУ относительно смещенного положения.

Именно для этого положения определяются коэффициенты жесткости, входящие в уравнения качки, как мы это проиллюстрировали в п. 5.2.3.5.

Зак.724 209

Настоящий раздел посвящен решению статической задачи. В общем случае внешним усилиям противодействуют, правда в разной мере, все якорные линии. Степень участия каждой из них при всех прочих равных условиях (глубина акватории, длина якорной цепи и т. д.) зависит от угла между проекцией якорной линии на горизонтальную плоскость и направлением внешнего воздействия.

Вначале рассмотрим связь между формой провисающей части цепи и натяжением для отдельно взятой якорной связи. Уравнение весомой якорной линии может быть записано в виде (рис. 5.35)

(5.132)

где , Н — горизонтальная составляющая усилия в цепи (рас-

пор),  = gq, g = 9, 81 м/с², q — погонная масса цепи, кг/м; х — текущее значение координат.

Особенностью цепной линии является равенство распоров во всех ее точках. Усилие в точке цепи с ординатой z , действующее по касательной к участку цепи, будет равно Т =  z, длина цепи S до этой же точки от точки пересечения цепной линии с осью ординат (в этой точке dz/dx=0)

(5.133)

Для любой точки цепной линии справедливы очевидные формулы

(5.134)

Эффективность якорной системы позиционирования можно оценить, рассмотрев отклонение буровой установки от устья скважины и сравнив величину суммарного усилия, создаваемого всеми якорными линиями, с тем внешним воздействием, которое вызвало смещение буровой установки от положения равновесия. Нахождение буровой установки на точке бурения возможно в трех режимах: рабочем (волнение до 6 баллов), штормового отстоя (до 8 баллов) и выживания (9 баллов). В инструкции по эксплуатации указаны предельно допустимые отклонения установки от устья скважины и требуемый запас прочности цепей для каждого из этих режимов (табл. 5.1).

Как видим, проектирование якорной системы позиционирования в конечном счете сводится к определению разрывного усилия цепи, ее длины и предварительного натяжения.

	Таблица 5.1
Коэффициенты запаса
прочности и допустимые отклонения ППБУ от устья
скважины
	Допустимое от-	Запас
Режим эксплуатации	клонение ППБУ, % от глу- бины	прочности якорной цепи
Рабочий
режим Штормовой отстой Выживание	8 15	2 1, 2

Рассмотрим возможный порядок определения этих параметров. Поскольку задача имеет нелинейный характер, используем метод последовательных приближений, который легко реализовать на компьютере.

В первом приближении калибр цепи, а следовательно, и ее разрывное усилие принимают по близкому прототипу или по предварительным приближенным расчетам, иногда просто назначают по опыту проектирования и эксплуатации. На основании выбранных характеристик с использованием действующих на цепи стандартов определяют погонную массу цепи q. Исходя из значе-

ния H_mах, соответствующего максимально допустимому натяжению в режиме жестокого шторма, найдем требуемую длину якорной цепи:

(5.135)

где

длина проекции цепи длиной S_mах на ось Ох;  — глубина акватории в месте работы ППБУ;

Для лучшего представления жесткостной характеристики якорной цепи рассмотрим условное исходное положение, при котором участок цепи, равный по длине глубине акватории, расположен вертикально, а остальная часть лежит на грунте. В этом случае распор H и проекция провисающего участка цепи  равны нулю (рис. 5.36).

Рис. 5.36. Форма цепной линии

Из этого положения будем перемещать верхнюю точку цепи, которая называется клюзовой, увеличивая значение распора с некоторым

заданным наперед шагом в диапазоне от H=0 до Н = H_m_ах. Схема изменения формы провисания при увеличении распора от Н_i до H_i₊₁показана на рис. 5.37. При этом длина участка цепи, который поднимается над грунтом, составляет

(5.136) В то же время смещение клюзовой точки равняется

(5.137)

С учетом участка цепи _ _i₊₁, лежащего на грунте, изменение длины проекции всей цепи

(5.138)

Таким образом, для каждого значения Н можно найти соответствующее значение длины проекции _ (а следовательно, и положение клюзовой точки), т. е. построить зависимость Н =  (_ ) (рис. 5.38).

Для того чтобы определить требуемое предварительное натяжение примем в качестве базового режим бурения. Нанесем на кривую

точку а, в которой распор равен. Абсцисса b соот-

ветствует максимальному смещению ППБУ от скважины. Принимая максимально допустимое значение смещения bc = 0, 04, получим на кривой точку d, соответствующую предварительному натяжению Т₀.

Рис. 5.37. Изменение формы про- Рис. 5.38. Форма зависимости

висания цепи при изменении рас- Н =  (_ )

пора

Итак, для заданного в первом приближении калибра цепи определены значения длины и предварительного натяжения. Эти характеристики должны быть выдержаны в процессе раскладки во всех якорных цепях системы позиционирования.

Для оценки правильности выбора параметров якорной системы необходимо вычислить суммарное усилие, создаваемое всеми якорными линиями при смещении буровой установки от устья скважины, — восстанавливающее усилие. Рекомендуется рассмотреть смещение вдоль каждой из якорных линий, вдоль осей симметрии и вдоль некоторых характерных линий. Для прямоугольной в плане ППБУ такой линией будет, например, ее диагональ. При симметричном расположении якорей можно ограничиться анализом направлений смещения в рамках одного квадранта.

В сформулированной таким образом задаче для вычисления относительного перемещения клюзовой точки каждой якорной линии можно считать известными направление и величину смещения. Связанное с этим изменение длины проекции якорной линии (рис. 5.39)

(5.139)

где — длины проекций всей якорной цепи на горизонталь-

ную плоскость до и после смещения соответственно; r — расстояние, на которое переместилась клюзовая точка.

Для найденного таким образом значения _ _с помощью кривой H =  (_ ) определяют новое значение натяжения.

Восстанавливающее усилие, создаваемое якорной системой позиционирования, равно векторной сумме значений распора во всех линиях. Его необходимо сравнить с величиной внешнего воздействия,

вызвавшего отклонения ППБУ от
устья скважины. Расчет восстанав
ливающего усилия выполняют для
трех режимов эксплуатации установ
ки, рассматривая, с одной стороны,
максимально допустимое смещение,
а с другой, — наиболее неблагопри
ятное сочетание внешних воздей
ствий предельной для выбранного
режима интенсивности.
Рис. 5.39. К определению длины На основе результатов сравне-

проекции якорной линии ния усилий от внешнего воздей-

ствия и восстанавливающих усилий для всех режимов вносят в исходные данные, принятые в первом приближении, необходимые коррективы. Расчет повторяют до получения необходимой степени соответствия.

Следует иметь в виду, что режимы ежегодного шторма и «жестокого» шторма возникают значительно реже, чем режим бурения, поэтому для удержания значений отклонения буровой установки от устья скважины и натяжения в цепях в допустимых пределах часто маневрируют цепями. Он заключается в заблаговременном целенаправленном выбирании цепей наветренного борта или травлении цепей подветренного. Предложенный выше порядок расчета может быть использован и для обоснования схем такого маневрирования.

Динамические системы позиционирования устанавливают преимущественно на самоходных ППБУ. Рассмотрим более подробно два наиболее употребительных варианта: с подруливающими устройствами тоннельного типа (винт в трубе) и винто-рулевые поворотные колонки и крыльчатые движители.

Основные расчетные маневры для ППБУ — это либо удержание ее от дрейфа при наиболее неблагоприятном направлении внешних воздействий максимально возможной интенсивности, либо перевод ее в положение, при котором внешнему воздействию в основном противодействуют главные движители. Во втором случае необходимо дополнительно учитывать сопротивление воды повороту установки.

Расчетная схема для установки с подруливающими устройствами тоннельного типа показана на рис. 5.40 на примере ППБУ с двумя понтонами. Уравнения равновесия проекций действующих сил на оси Ох и Оу и уравнение моментов в системе координат, начало которой совпадает с центром тяжести ППБУ, ось Ох направлена в нос вдоль ДП, ось Оу — на правый борт, имеют следующий вид:

(5.140)

(5.141) 215

Рис. 5.40. Схема усилий, действующих на ППБУ с подруливающими устройствами тоннельного типа

(5.142)

где х_а, у_а — координаты точки приложения результирующей аэродинамического воздействия; _ — угол между направлением ветра и диаметральной плоскостью; v_w — скорость ветра; v_s — скорость течения; Q — площадь парусности надводной части буровой установки; x_h> y_h ~ координаты точки приложения результирующей сил сопротивления обтеканию корпуса ППБУ потоком воды;  — угол между скоростью течения и ДП установки;  — площадь смоченной поверхности погруженной части ППБУ; С_а, C_h ~ безразмерные коэффициенты аэродинамической и гидродинамической сил соответственно;  ₁ — массовая плотность воздуха;  — массовая плотность воды;  _х,  _у — безразмерные коэффициенты сопротивления и подъемной силы руля; S — площадь руля; r — отстояние центра гидродинамического давления от ДП понтона на руле в переложенном положении;  — приведенный коэффициент влияния гребного винта и корпуса на характеристики руля; N — усилие, создаваемое подруливающим устройством; F — упор гребного винта. Смысл остальных обозначений виден из рис. 5.40. Отметим, что индексы 1 и 2 относятся к понтонам левого и правого борта соответственно.

В уравнении (5.142) не учтен момент М_a, передаваемый на ППБУ

буровым оборудованием, хотя принципиальных трудностей это не

представляет. Необходимо только иметь в виду, что его значения могут меняться в широких пределах в зависимости от свойств грунта, глубины бурения, конструкции буровой колонны, способа бурения. Он возникает обычно при роторном способе бурения. При турбобурении, например, турбина устанавливается непосредственно над буром и момент от вращения не передается на корпус ППБУ, т. е. равен 0, и т. д.

Значения большей части коэффициентов уравнений (5.140)— (5.142) и центров приложения внешних сил находят из испытаний в опытовых бассейнах и в ходе продувок в аэродинамических трубах.

Уравнения (5.140)—(5.142), которые называются уравнениями статического равновесия, не учитывают нестационарное внешнее воздействие (шквалы, периодическое волновое воздействие и др.) и автоматическое управление системами динамического позиционирования. С учетом всех этих факторов уравнения движения ППБУ существенно усложняются. Их рассматривают в специальных курсах теории корабля.

Из этих уравнений определяют суммарные силы N₁+N₂ и F₁ + F₂.. Относительно упоров гребных винтов можно, очевидно, предположить, что F₁ + F₂хотя при маневрировании иногда возникает необходимость разворота за счет разности упоров левого и правого понтонов.

При рассмотрении расчетной схемы предполагалось, что использовалось по одному подруливающему устройству на каждом понтоне. Соответственно из уравнения (5.142) можно найти расстояние до оси

тоннеля подруливающего устройства от центра тяжести установки l_Т.

В принципе, можно использовать систему подруливающих устройств. Тогда точка приложения результирующего усилия будет отстоять от центра тяжести установки на том же расстоянии. Если подруливающие устройства расположены на расстоянии меньше 5—6 диаметров от гребного винта или друг от друга, необходимо учитывать их взаимное влияние.

Расчетная схема системы динамического позиционирования с поворотными винто-рулевыми колонками будет во многом подобна рассмотренной выше. Внешние усилия учитывают так же, как и в уравнениях (5.140)—(5.142), но вместо усилий N и F надоиспользовать значения упоров винто-рулевых колонок, установленных под понтонами ППБУ, причем эти упоры могут быть направлены под любым углом к ДП.

Сопротивление движению МБУ

МБУ, как и всем плавучим техническим средствам освоения океана, присуща общая особенность — как правило, подводная часть их корпусов имеет упрощенную форму обводов. Форма корпуса водоиз-мещающих понтонов варьируется в довольно широком диапазоне. Это могут быть понтоны в виде прямоугольного параллелепипеда (ящичная форма), треугольных в плане; понтонов с клиновидными оконечностями, а также понтонов с оконечностями типа «сани» и даже с обводами оконечностей, напоминающими судовые.

Применение упрощенных форм обводов связано с тем, что большую часть своего эксплуатационного времени МБУ расположены в заданной точке, а время буксировки их от одной точки к другой занимает незначительную долю эксплуатационного времени. Сопротивление сооружения при его буксировке не является в этом случае определяющим фактором, и за счет упрощения обводов можно получить заметный выигрыш капитальных затрат при изготовлении корпусов понтонов.

Переход к самоходным плавучим установкам требует улучшения гидродинамических характеристик корпуса за счет совершенствования обводов носовой и кормовой оконечностей, применения форм, близких к судовым, улучшения условий работы движительно-руле-вых комплексов и т. д.

Широкое разнообразие форм обводов понтонов не дает возможности разработать универсальный способ определения их буксировочного сопротивления, а упрощенная форма обводов затрудняет разработку аналитических методов расчета сопротивления. В современных условиях единственным средством, позволяющим с достаточной точностью определить буксировочное сопротивление понтона конкретного типа, является модельный эксперимент, который выполняют в опытовых бассейнах, и затем пересчитывают результаты буксировочных испытаний на натуру. Этот способ позволяет не только учесть влияние на сопротивление особенностей формы корпуса, но и получить данные о сопротивлении в условиях возможного взаимодействия корпусов, исследовать влияние на сопротивление изменения дифферента и осадки понтона, вплоть до его полного погружения, и сопротивление палубных сооружений, например колонн, и т. д.

В опытовом бассейне кафедры теории корабля Санкт-Петербургского государственного морского технического университета были проведены буксировочные испытания двух систематических серий моде-

лей изолированных понтонов прямоугольных форм в плане с широким изменением их геометрических характеристик. Длина всех моделей составляла 1, 95 м. Первая серия включала 19 вариантов моделей параллелепипедов, вторая состояла из 31 варианта моделей прямоугольных форм с плоскими симметричными в носу и в корме подрезами, с углом подреза, равным 15°, и плоскими транцами в носу и корме. Варианты отличались соотношениями главных размерений и относительными заглублениями транца.

Анализ опытных данных позволил представить результаты испытаний в виде простых обобщенных аналитических зависимостей (приближенных формул), дающих возможность в предельном случае ручным счетом определять зависимость сопротивления понтона от скорости его движения на тихой воде.

В качестве зависимой переменной, определяющей сопротивление моделей, была принята функция (удельное сопротивление)

(5.143)

где R — полное сопротивление, кг; V — объемное водоизмещение, м³; Fr — число Фруда

V — скорость движения понтона, м/с; L — длина понтона, м.

Как оказалось, для моделей прямоугольных параллелепипедов (понтонов ящичных форм) при малых значениях отношений B/Т< 3, 0 относительное удлинение L/B так же, как и отношение В/Т, практически не сказывается на значении функции F, и для диапазона 1, 92< В/Т< 2, 75 может быть предложена однозначная зависимость этой функции от числа Фруда

(5.144)

со средней оптимальной погрешностью 5 %.

При весьма малых числах Фруда (Fr< 0, 10) наблюдается квадратичная зависимость сопротивления от скорости и

(5.145)

При В/Т > 2, 75 удельное сопротивление (функция F) возрастает, что объясняется усилением плоского характера обтекания корпуса, как это имеет место при лобовом обтекании плоской пластины различных удлинений. На величине возрастания функции F влияние скорости прак-

тически не сказывается, что позволяет влияние В/Т на функцию F учитывать следующей приближенной формулой:

(5.146)

При В/Т< 2, 5 К_{В /Т} = 1, 0.

Для понтона ящи ного типа основную долю в сопротивлении со-ставляет вихревое сопротивление, связанное с отрывом пограничного слоя с кормового транца.

Сопротивление трения составляет весьма малую долю от полного сопротивления, так что для понтонов такого типа допустим пере-счет сопротивления по кубу масштаба. Отсюда полное сопротивление понтона может быть рассчитано по формуле

(5.147)

без учета масштабного эффекта.

Анализ результатов испытаний моделей понтонов с подрезами показал более сложный характер зависимости сопротивления от со-отношений главных размерений L/B и В/Т, а также от относительного заглубления транца TR, равного отношению заглубления плоского носового и кормового транцев к осадке понтона. Как оказалось, в этом случае влияние отношения В/Т весьма слабо и его влиянием можно пренебречь. Сопротивление моделей понтонов с подрезами

(5.148)

где K_L_/В ~ множитель, учитывающий влияние отношения L/B на сопротивление:

(5.149)

Множитель K_TR учитывает влияние относительного заглубления транца на сопротивление

(5.150)

Для малых чисел Фруда (Fr< 0, l) допустимо пользоваться квад-ратичной зависимостью сопротивления от скорости

(5.151)

Пренебрежение при пересчете на натуру влиянием сопротивления трения для понтонов с подрезами может привести к существенным ошибкам, которые возрастают при снижении величины TR. Поэтому (рекомендуется выполнять пересчет на натуру с учетом разделения со-

противления модели понтона, рассчитанного по формулам (5.148) или (5.151), на Сопротивление трения и остаточное. Остаточное сопротивление пересчитывается по кубу масштаба при равных числах Фруда модели и натуры, а сопротивление трец_Ия следует рассчитать по общей формуле

(5.152)

где c_F - коэффициент сопротивление трения эквивалентной пластины, подсчитываемый по формуле Прандтля-Шлихтинга как функция числа Рейнольдса Re = L/v:

; (5.153)

с_А - коэффициент, учитывающий Надбавку к сопротивлению на шероховатость;  - плотность жидкости; v - кинематическая вязкость; S — смоченная поверхность понтона (без учета площади транцев).

На рис. 5.41 приведены зависимости сопротивления понтона длиной 92, 0 м, шириной 15, 0 м и осадкой 5, 6 м, рассчитанные указанным выше способом. Обращает на себя внимание чрезвычайно сильное влияние заглубления транца на сопротивление, которое с целью минимизации сопротивления следует сводить к минимуму.

Как показывают результаты испытаний, начальный (статический) дифферент оказывает значительное влияние на сопротивление. Так, при дифференте на нос, равном 2°, и малых числах Фруда дополни-

Рис. 5.41. Кривые сопротивления понтонов различных форм: 1 - ящичной формы; 2 — с подрезом при относительном заглублении транца TR = 0, 55; 3 — с симметричными клиновидными оконечностями; 4 — с оконечностями типа " плоские сани»

тельное сопротивление, вызванное дифферентом, составляет примерно 30 % сопротивления при прямой посадке, а при числе Фруда, равном 0, 20, рост сопротивления достигает 50 %. При дифференте на корму сопротивление снижается (в процентном отношении) практически линейно с ростом чисел Фруда. При числе Фруда, равном 0, 20, и угле дифферента на корму, равном 4°, сопротивление уменьшается примерно на 25 %. Угол дифферента на корму, равный 4°, близок к оптимальному с точки зрения снижения сопротивления.

Для учета влияния статического дифферента на сопротивление В формулу (5.148) или (5.151) необходимо ввести поправочный множитель k_, который для дифферента на нос имеет вид ( 0 < , град < -2 )

. (5.154) Для дифферента на корму множитель

(5.155)

В этих формулах угол дифферента задается в градусах, в формуле (5.154) берется модуль угла дифферента.

Для понтонов с полностью закругленными кромками сопротивление снижается приблизительно на 15 % для всего диапазона скоростей.

Глава 6. СИСТЕМЫ МБУ

⇐ Предыдущая 1 234 5 6 7 8 9 10 Следующая ⇒