Забезпечення ходкості при проектуванні
При визначенні основних елементів проектованого судна, а також при їх коригуванні, виробленої для поліпшення яких-небудь характеристик, необхідно враховувати взаємозв'язок елементів судна з його ходовими характеристиками. Зазвичай завдання ставиться таким чином - вибрати елементи судна, які забезпечують при інших рівних умовах мінімальну потрібну потужність СЕУ. Для виконання цих вимог, необхідно врахувати опір руху судна, дія його рушія і взаємодія системи КДД - «корпус, двигун, рушій».
Детальним дослідженням цих питань займається гідромеханіка і теорія корабля, а в ТПС використовуються основні положення цих досліджень з акцентом на фізичну сторону аналізованих явищ. Це дозволяє виявити взаємозв'язок елементів судна з величинами, що характеризують його пропульсівних якості, опускаючи приватні питання суттєві з точки зору гідромеханіки, але менш важливі для ТПС.
Закономірності, що зв'язують величину опору руху і елементи судна, відмінні в різних діапазонах чисел Фруда Fr.
.
де υ - швидкість судна, м / с, g - прискорення вільного падіння.
Виділяється три категорії суден, що відповідають різним діапазонам Fr: тихохідні суду з Fr ≤ 0,25, середньошвидкісні з Fr = 0,25 - 0,35 і швидкохідні з Fr> 0,35. Для сучасних суден характерними є наступні значення Fr:
- Універсальні суховантажні судна 0,17 - 0,26
- Танкери і балкери 0,13 - 0,22
- Пасажирські судна і пороми 0,23 - 0,35
- Буксири і промислові судна 0,25 - 0,35
- Кораблі 0,25 - 0,60
Зменшення Fr для танкерів і балкерів обумовлено збільшенням їх розмірів у порівнянні з сухогрузами. Тими ж причинами, але з протилежним знаком обумовлено збільшення Fr для буксирів і промислових судів. У пасажирських суден та бойових кораблів причиною зростання Fr є значне збільшення швидкості ходу.
Характеристики форми судна. Стройові. Змочена поверхню
Найбільш загальною графічної характеристикою форми судна є теоретичний креслення. По ньому можна виготовити модель судна, випробування якої дадуть можливість перевірити розрахункове значення опору.
Іншими графічними характеристиками форми корпусу є стройова по шпангоутів і стройова по ватерлінії. Обидві ці криві грунтуються на теоретичному кресленні. Стройова по ПЛ характеризує розподіл обсягів по висоті, а стройова по шпангоутам - по довжині судна (рис. 2). Крім цього стройові відображають ряд особливостей ТЧ, пов'язаних з ходкості.
Площа укладена між віссю абсцис і обводом стройової по шпангоутам (віссю ординат і обводом стройової по ПЛ) дає об'ємне водотоннажність судна V, ординати стройової по шпангоутам - площі шпангоутів ω i (абсциси стройової по ПЛ - площі ВЛ S i). Крім цього положення центру площі стройової по шпангоутам характеризує абсцису ЦВ судна х с. Коефіцієнт повноти стройової по шпангоутам дорівнює φ, стройової по ПЛ - χ.
Рис. 32. Стройова по шпангоутів і стройова по ватерлінії
Стройову по шпангоутам часто замінюють кривою середніх ординат шпангоутів (середньої ПЛ). Ординати цієї кривої виходять в результаті поділу ординат стройової на подвоєну осадку:
y i сер = ω i / 2 Т.
Оскільки
,
ординати середньої ВЛ y i ср є середніми ординатами всіх ПЛ на даному шпангоуті. Середня ПЛ, так само як і стройова по шпангоутам, має схожість з ватерлінії даного судна, що пояснюється природою цих кривих. Довжина основи середньої ПЛ, так само як і довжина стройової збігається з довжиною судна L. Положення ЦТ площі залишається тим же, що у стройової. Найбільша ордината кривої y ср max = ω max / 2 Т = βB / 2, коефіцієнт повноти залишається рівним φ.
Подібним же чином замість стройової по ватерлінії може бути побудована крива середніх ординат ватерліній (середній шпангоут) є середніми ординатами всіх шпангоутів на даній ПЛ. Ординати цієї кривої отримують шляхом розподілу ординат стройової на 2 L.
y i сер = S i / 2 L.
Аппликата ЦТ площі у середнього шпангоута залишається тією ж, що у стройової. Найбільша ордината кривої y ср max = S max / 2 L = αB / 2, коефіцієнт повноти дорівнює χ.
Площа змоченої поверхні Ω у великій мірі впливає на ходкості судна і враховується в розрахунку опору руху. Дана площа може бути визначена як
,
де а i - довжина напівпериметр обводу зануреної частини шпангоутів. Цю формулу можна замінити виразом
Ω = 2 La ср,
де а ср - середній напівпериметр обводу шпангоутів.
.
Середній напівпериметр може бути знайдений з великою точністю як напівпериметр шпангоута середньої площі, що виходить з стройової по ПЛ поділом її ординат на 2 L. Якщо прийняти як стройовий чотирикутник Морріш, то відповідний їй шпангоут буде мати вигляд представлений на рис. 33. Користуючись малюнком, можна знайти а СР
Рис. 33. Побудова шпангоута середньої площі по Морріш
а ср = ,
де
,
.
Тоді
Ω = 2 L (а В δ В + а Т Т).
Дослідження транспортних суден показали, що при В / Т = 2 - 3 достовірні результати можна очікувати при а В = 0,5, а Т = 0,85 (формула Мумфорда). При підвищених значеннях В / Т і зменшенні δ коефіцієнти а В і а Т наближаються до значень а В = 0,565 і а Т = 0,68 (формула Мурагіна).
Схожу формулу для Ω отримав В.А. Семек
Ω = L (1,37 (δ - 0,274) У + 2 Т).
Іншу формулу для Ω отримав Тейлор, замінивши шпангоут середньої площі рівновеликим за площею квадрантом кола. Якщо площа шпангоута на один борт дорівнює ω i = δ ВТ / 2 = ω кола / 4, то радіус рівновеликої окружності
,
а напівпериметр шпангоута середньої площі (чверті довжини кола)
.
Звідси площа змоченої поверхні
.
Так як кругові обводи дають найменшу площу змоченої поверхні, то практично завжди k> (2 π) 1 / 2. Сам Тейлор вважав k = 2,66 ± 0,11.
Формула Тейлора, незважаючи на велику погрішність, широко використовується в ТПС. Основна перевага - це можливість виразити значення Ω через відносну довжину l = L / V 1 / 3, вважається найбільш загальною характеристикою пропульсівних якостей судна.
.
Основи розрахунку потрібної потужності енергетичної установки
Опір води і повітря руху судна долається завдяки роботі його ЕУ, ступінь використання потужності якої залежить від ряду факторів. На значення потужності двигуна N, необхідної для підтримки заданої швидкості впливають опір судна, залежне від геометричних характеристик корпусу (головних розміреним, коефіцієнтів повноти і деяких інших характеристик форми), стану поверхні корпусу зануреної у воду, ступеня вітру і хвилювання, температури і солоності води, глибини фарватеру, характеристик рушія, характеру передачі потужності від двигуна до рушій.
В основу розрахунку опору R базується на визначенні опору води руху голого корпусу прямим курсом на тихій воді.
R г = R в'язки + R вл,
де R в'язки - опір, обумовлене вязкостнимі властивостями води, R вл - хвильовий опір. Оскільки повний опір дещо більше R г уводиться поправочний коефіцієнт с, враховує додаткові види опору, до яких відносяться повітряний опір, опір виступаючих частин, бризгового опір і пр.
R = (1 + с) R р.
У свою чергу вязкостное опір можна розділити за характером впливу на опір тертя і опір форми. Тоді,
R г = R тр + R ф + R вл.
Відносне значення кожного з трьох видів опору залежить від відносної швидкості і форми корпусу судна. Наявність даних про характерні співвідношеннях між R i для судів кожної з трьох категорій дозволяє визначити, який із елементів проектованого судна, пов'язаних з його обводами, потрібно змінити для зниження опору та потужності.
Для транспортних суден з добре відпрацьованими обводами, співвідношення між складовими повного опору в залежності від відносної швидкості представлено на рис. 34.
Рис. 34. Співвідношення між складовими опору
З графіка видно, що для суден з Fr ≤ 0,25 основним видом опору є опір тертя. Хвильова складова у тихохідних судів з повними обводами вельми незначна, зате опір форми відіграє істотну роль. Зі збільшенням відносної швидкості частка опору тертя значно зменшується, а частка хвильового опору зростає. Опір форми на всьому протязі графіка безперервно зменшується, за рахунок поліпшення форми обводів корпусу судна.
Розрахункова формула для визначення опору голого корпусу:
,
де Ω - площа змоченої поверхні, м 2, υ - швидкість судна, м / с, γ - питома вага води, т / м 3, ξ - сумарний коефіцієнт опору води руху судна. Ця величина є сумою коефіцієнтів опору тертя технічно гладкою еквівалентної пластини ξ тр, надбавки на шорсткість реальної поверхні ξ ш, коефіцієнта опору форми ξ ф і коефіцієнта хвильового опору ξ вл.
ξ = ξ тр + ξ ш + ξ ф + ξ вл.
Слід пам'ятати, що з величиною змоченої поверхні фізично пов'язано тільки опір тертя. Введення в вираз для повного опору величин ξ ш, ξ ф і ξ вл в залежності від Ω є умовним прийомом. Це необхідно враховувати при проектуванні, наприклад, при розгляді впливу довжини судна на R ш і R ф, коли зі збільшенням довжини ці складові зменшуються, незважаючи на збільшення Ω (див. нижче). Величина ξ ш вважається константою, залежною від стану зовнішньої обшивки судна.
Потужність, що розвивається двигуном, для досягнення заданої швидкості.
,
де h - пропульсівних коефіцієнт системи КДД, що залежить від характеристик рушія, його взаємодії з корпусом, характеристик передачі:
η пр = η д ∙ η до ∙ η п ∙ η в,
де η д - ккд рушія, що працює у вільному рівномірному потоці на нескінченному віддаленні від корпусу. Для гребних гвинтів у середньому η д = 0,65 - 0,75. Η до - коефіцієнт впливу корпуса, рівний
,
де t - коефіцієнт засмоктування, тобто коефіцієнт збільшення опору внаслідок розрядження, створюваного роботою рушія, w - коефіцієнт попутного потоку, тобто відношення швидкості попутного потоку води, що захоплює вязкостнимі силами діючими поблизу обшивки, до швидкості судна, i - коефіцієнт нерівномірності потоку, що надходить до рушій.
Коефіцієнт корисної дії передачі залежить від її типу (механічна, електрична, гідравлічна) і враховує втрати при перетворення енергії: для редукторів η п = 0,94 - 0,98, для електропередачі η п = 0,89 - 0,92.
Коефіцієнт корисної дії валопровода враховує втрати в опорах гребного валу і в сальниках. Ці втрати, прямо залежать від кількості опор, яке у свою чергу залежить від довжини гребного валу. У середньому η в дуже близько до одиниці.
При проектуванні дуже часто виникає питання про вибір розрахункового значення швидкості. У залежності від вимог завдання на проектування в якості розрахункової може виступати або максимальна або експлуатаційна швидкість, значення якої на 4 - 10% менша від максимальної. У більшості випадків у якості розрахункової вибирається швидкість при експлуатації, оскільки саме від її значення будуть залежати показники економічної ефективності судна. Оскільки протягом експлуатаційного періоду опір руху постійно зростає (наприклад, за рахунок обростання) для досягнення заданої швидкості потужність ЕУ повинна бути збільшена. Ця обставина враховується шляхом збільшення значення N на 15 - 30%.
Для більшої достовірності визначення потрібної потужності ЕУ, потрібно знати з достатньою точністю опір голого корпусу, пропульсівних коефіцієнт. Розрахунки цих величин можуть бути зроблені, а потім уточнені після остаточного визначення основних елементів проектованого судна та проведення експериментів на моделі судна і моделі рушія. На початкових стадіях проектування, коли основні елементи судна ще невідомі доводиться шукати зв'язок потужності з обмеженою кількістю величин, в першу чергу з головні розміри, коефіцієнтами повноти і швидкістю.
Визначення потужності з двокомпонентним формулами
Завдання вираження потужності через найбільш загальні характеристики судна, такі як швидкість і водотоннажність, найбільш актуальна на ранніх стадіях проектування, наприклад при вирішенні рівняння навантаження. Користуючись раніше отриманими формулами можна записати
.
Висловивши Ω через формулу Тейлора Ω = kl 1 / 2 V 2 / 3, отримаємо
або в стислому вигляді
,
де С А - адміралтейський коефіцієнт.
.
Значення С А для водоизмещающих судів, в межах відносних швидкостей Fr = 0,10 - 0,60 змінюється в досить широких межах, від 23 до 100. Основний вплив на зміну С А надають l і ξ. Дещо менше коливається коефіцієнт k - Залежить від форми обводів. Пропульсівних коефіцієнт η в межах однієї швидкісний групи можна вважати постійним, так само як величину коефіцієнта додаткового опору с.
Оскільки значення величин l і ξ можуть коливатися в досить широкому діапазоні, формулу адміралтейських коефіцієнтів слід застосовувати з великою обережністю і лише за наявності близького прототипу.
Мінливість значення адміралтейського коефіцієнта змусило шукати інші формули, що мають більш стабільні коефіцієнти, які мало залежать від водотоннажності і швидкості. До таких формулах можна віднести формулу Давидова
,
де С 1 = 150 ± 10.
У більшості випадків (наприклад, при складанні рівняння навантаження) подібні формули зручніше використовувати, висловлюючи водотоннажність в тоннах, а швидкість у вузлах:
.
Але в будь-якому випадку, дані результати можна вважати лише орієнтовними, тому що зміна величин l і ξ може призвести до дуже значного відхилення N в порівнянні з результатами отриманими за формулами подібним адміралтейської. Для більш точного визначення N необхідно дослідити вплив різних елементів судна на величину його опору.
Взаємозв'язок елементів судна і складових опору
Розглянемо вплив елементів судна на кожне складова опору.
Опір тертя буде залежати тільки від величин ξ тр та Ω. Варіюючи саме цими змінними можна змінити значення опору тертя.
Коефіцієнт ξ тр є функцією числа Рейнольдса (Re = υ L / ν, де ν - коефіцієнт кінематичної в'язкості рідини, м 2 / с).
.
При зміні елементів проектованого судна для вибору оптимального варіанта його довжина змінюється порівняно незначно, зазвичай не більше 15 - 20%, що визначає відносне сталість Re. Отже, можна вважати, що для всіх варіантів проектованого судна коефіцієнти ξ тр рівні.
Площа змоченої поверхні Ω суттєво залежить від основних елементів судна. З формули Тейлора для Ω видно однозначне вплив величини l на площу змоченої поверхні. Висловимо абсолютну довжину судна через ставлення головних розміреним
.
Так як R тр залежить від Ω, а Ω від відносної довжини, можна на основі формули для l виявити вплив елементів на R тр.
Збільшення δ призводить до зменшення l, що у свою чергу зменшує Ω. Опір тертя при цьому знижується;
Збільшення відносини В / Т призводить до збільшення R тр;
Збільшення L / В приводить до збільшення R тр, причому зростання опору буде більш інтенсивним, ніж у попередньому випадку, оскільки показник ступеня в два рази більше.
Опір форми передбачає сукупність декількох видів опору, обумовлених в'язкістю рідини: опору, обумовленого кінцівкою товщини граничного шару і його відривом від поверхні; опору, обумовленого кривизною поверхні зовнішньої обшивки і опору, пов'язаного з руйнуванням носової підпірної хвилі.
Основним компонентом опору форми є опір, викликане зміною тисків в потоці води, що переміщається по довжині корпусу судна, і появою вихорів в кормовій частині.
При визначенні елементів судна необхідно вибирати їх таким чином, щоб уникнути інтенсивного вихороутворення, що викликає зростання опору форми. У першу чергу ця вимога відноситься до тихохідних судам з високими значеннями δ, у яких хвильовий опір практично дорівнює нулю. Геометричний параметр, що визначає інтенсивність вихороутворення, є кривизна кормових гілок ватерліній, яка пов'язана з довжиною кормового загострення L кз, вимірюваної від кормової кордону циліндричної вставки (рис. 35). Чим більше L кз, тим більше пологими опиняться в кормі ватерлінії і тим менше ймовірність зриву вихорів. З підвищенням швидкості і ступеня кривизни обводів вихреобразование збільшується і R ф зростає.
Для визначення мінімально допустимого значення L кз, що гарантує відсутність інтенсивного вихороутворення використовується формула Бекера
.
Рис. 35. Протяжність носового і кормового загострень
Переходячи до відносної довжині кормового загострення l кз = L кз / L можна записати,
.
З останньої формули видно, що із збільшенням відношення L / У відносна довжина кормового загострення може бути зменшена. Те ж саме можна стверджувати щодо величини В / Т. Вплив коефіцієнта β протилежно, з його збільшенням величина l кз зростає.
Значення коефіцієнта хвильового опору ξ вл, в залежності від швидкості, змінює своє значення в досить широкому діапазоні. Не вдається зв'язати ξ вл з елементами судна якийсь простий залежністю, можна лише виділити основні чинники впливають на величину цього коефіцієнта. Окрім відносної швидкості, це форма носовій частині, коефіцієнт поздовжньої повноти φ і відносна довжина l.
Збільшення відносної швидкості до Fr ≤ 0,5 і зменшення відносної довжини носового загострення завжди супроводжується зростанням ξ вл і R вл. До аналогічних наслідків призводить збільшення φ і зменшення l, однак ступінь впливу цих параметрів залежить від діапазону відносних швидкостей судна. У тихохідних судів основний вплив на ξ вл надає коефіцієнт поздовжньої повноти, а зміна відносної довжини позначаються у меншій мірі. Ця обставина дозволяє приймати порівняно низькі значення l з метою зменшення опору тертя без істотного збільшення хвильового опору.
У діапазоні відносних швидкостей, характерних для швидкохідних судів величина ξ вл, залежить в основному від відносної довжини l, а зміна φ в досить широкому діапазоні 0,60 - 0,72, позначається досить слабо.
Для середньошвидкісних судів інтенсивний вплив на ξ вл і R вл надають обидва параметри форми корпусу судна - і l, і φ.
Істотний вплив на величину хвильового опору надає інтерференція (взаємодія) носової та кормової систем поперечних хвиль, що утворюються в краях. За сприятливої інтерференції, коли гребінь носової хвилі збігається з підошвою кормової, сумарна висота хвилі зменшується, при несприятливій інтерференції - збільшується. Відповідно до цього на кривій хвильового опору утворюються невеликі западини і більш чітко виражені горби (рис. 36), положення яких залежить від особливостей форми корпусу і відносної швидкості судна. При невисоких Fr горби і западини розташовуються близько один від одного і характеризуються незначною амплітудою. Чітко помітні і стабільні по положенню горби при Fr = 0,30, а також при Fr = 0,50.
Рекомендується вибирати основні елементи проектованого судна так, щоб вони не розташовувалися на горбі опору. Але оскільки швидкість судна при експлуатації постійно змінюється в залежності від навантаження, курсу, метеоумов і інших факторів, не можна гарантувати те, що судно не потрапить в несприятливий діапазон чисел Фруда. Небажаного росту хвильового опору можна уникнути шляхом зменшення коефіцієнта подовжньої повноти φ, що супроводжується згладжуванням горбів на кривих опору
Крім вибору належних параметрів форми корпусу проектованого судна найбільш загальним шляхом зниження хвильового опору є застосування носових Бульба та форштевнем циліндричної форми.
Вплив елементів судна на повний опір
Зі сказаного вище видно, що вплив різних елементів судна на складові опору неоднозначно, тому при проектуванні необхідно вибирати елементи судна, враховуючи повний опір. Для виведення основних залежностей будемо вважати, що при зміні елементів судна виконуються умови D = const, υ = const.
Зміна коефіцієнта загальної повноти δ, має незначний вплив на опір тертя, при Δ δ = ± 10% Δ R тр = ± 1%. Але напрям цього впливу завжди одне й те саме - збільшення δ зменшує R тр. У відношенні залишкового опору можна стверджувати наступне:
- Для тихохідних судів, характерні високі значення δ. Оскільки цей коефіцієнт пов'язаний з коефіцієнтом поздовжньої повноти співвідношенням φ = δ / β, то збільшення δ пріводет до збільшення φ і величиною R вл. Крім цього при збільшенні δ і при D = const зменшується відносна довжина судна l, що також призводить до збільшення R вл. Оскільки зміна δ практично не позначається на опір форми, то зміна хвильового опору R вл можна ототожнювати зі зміною залишкового опору.
- Для швидкохідних судів зміна δ в першу чергу позначається на зміні відносної довжини l, як це було показано раніше. Оскільки частка хвильового опору у таких судів значно вище, ніж у тихохідних, позитивний вплив зменшення коефіцієнта загальної повноти, позначається значно більш інтенсивніше. Повний опір зменшується зі зменшенням δ аж до дуже низьких значень цього коефіцієнта, що не знаходять застосування в практиці проектування суден.
Залежність повного опору від δ, за даними статистики, можна представити у вигляді графіка (рис. 38). Величина R, в залежності δ від знижується аж до порівняно низьких значень Fr, коли хвильова складова опору стає мало і виграш у зменшенні R ост перекривається зростанням R тр.
Рис. 38. Вплив δ на питомий опір
Вплив відносної довжини судна l на повний опір залежить від співвідношення опору тертя і залишкового. Однозначно можна стверджувати, що збільшення l призводить до зростання R тр. Хвильовий опір тихохідних судів повільно убуває зі збільшенням l. У підсумку, при сталості опору форми, крива повного опору, буде мати мінімум в інтервалі значень l = 4,5 - 6,5 (рис. 39), що збігається з практичними значеннями цього параметра для більшості судів.
У швидкохідних судів з-за іншого співвідношення R тр і R ост і більш інтенсивного впливу l на величину хвильового опору, мінімум кривої R = f (l) зміщується в область високих значень l, близько 14 - 15, що виходять за допустимі (з точки зору міцності) межі. Дійсно при збільшенні l знижується опір, а, отже, і потужність двигуна, що призводить до зменшення маси механізмів і палива. З іншого боку збільшення довжини приводить до збільшення значення згинального моменту, що діє на судно, що зумовлює зростання маси корпусу. Те ж саме можна сказати про зміну коефіцієнта загальної повноти. І в тому і в іншому випадку спрямованість зміни цих розділів навантаження Р м + Р т і Р до протилежна, тому повинні існувати значення l і δ, відповідні мінімуму кривих D = f (l) і D = f (δ) (рис. 40). Оскільки ефективність проектованого судна багато в чому визначається його економічними показниками, а вони, як правило, залежать від D, то можна очікувати, що варіант судна з мінімальним водотоннажністю буде близьким до варіанту з найкращою економічною ефективністю.
Вплив відносини L / B і B / T на опір позначається через відносну довжину l. Якщо вважати, що δ і B / T постійні, то зміна l залежить тільки від L / B. Якщо ж вважати незмінним δ і L / B, то зміна l буде можливо тільки за рахунок B / T.
Дещо іншими будуть результати зміни B / T, якщо виходити з постійності значень l і δ. У цьому випадку будь-яке збільшення B / T має компенсуватися зворотним по знаку приростом L / B. Такі зміни практично не позначаться на опорі тертя, а залишкове опір буде змінюватися з тим же знаком, що і B / T, оскільки збільшення цього відношення призводить до притуплення обводів і навпаки. Крім цього необхідно пам'ятати, що збільшення B / T призводить до зростання опору при русі на хвилюванні. Ця обставина визначає обмеження на збільшення відношення B / T понад мінімального, прийняте за вимогами до остійності.
З урахуванням усього вищесказаного можна зробити висновок про те, що до вибору оптимальних значень елементів проектованого судна необхідно підходити комплексно, враховуючи всі очікувані наслідки прийнятих рішень і їх вплив на техніко-експлуатаційні та економічні показники проекту.
Попередній вибір параметрів форми корпусу
На початковому етапі проектування з рівняння навантаження знаходиться водотоннажність судна. Наступний етап - визначити головні розміри і коефіцієнти повноти.
Найпростіший шлях - прийняти співвідношення головних розміреним і коефіцієнти повноти по прототипу і, знаючи D, визначити головні розміри. Однак, при цьому абсолютно не буде врахована різниця між розмірами судів, їх швидкостями, умовами експлуатації. Отже, не можна вважати, що отримані у такий спосіб елементи проекту будуть хоча б близькі до оптимальних, в той час як вимога оптимальності результатів зараз є обов'язковим.
Виконати цю вимогу в повному обсязі можна лише шляхом розробки низки варіантів і вибору з них найкращого, за прийнятим критерієм оптимальності. Такий розрахунок досить громіздкий і вимагає підготовки великої кількості вихідних даних. Між тим, приблизні значення основних елементів проекту необхідно знати вже на ранніх етапах його розробки, причому ці елементи не повинні сильно відрізнятися від оптимальних.
Компромісним рішенням є використання наближених залежностей, що дозволяють визначити основні елементи судна порівняно просто і в той же час з великою ймовірністю близькості результатів до оптимальних. Такі залежності можуть бути отримані виходячи з того, що різні елементи роблять основний вплив на якісь одні і в меншому ступені на інші якості судна. Наприклад, вважається що ставлення В / Т в більшій мірі впливає на остійність і мало позначається на інших характеристиках. Від відношення Н / Т будуть, в першу чергу, залежатиме вантажомісткість і запас плавучості. Оскільки залежності для цих величин були отримані раніше, в даному розділі вони не розглядаються.
Вибір відносної довжини
Такі елементи, як довжина і коефіцієнти повноти, що характеризують форму підводної частини корпусу судна, зв'язуються з опором води його руху. Крім цього необхідно пам'ятати про зв'язок елементів з іншими якостями судна. Так, наприклад, довжина судна впливає не тільки на його опір руху, але і на масу корпусу, маневрені якості, удіфферентовку і можливість раціонального розміщення суднових приміщень. Нижче наведені значення відносної довжини l і відносини L / B, характерні для сучасних суден:
суду l L / B
великотоннажні танкери 4,4 - 5,6 5,5 - 7,0
універсальні сухогрузи 4,6 - 5,8 5,6 - 7,2
контейнеровози 5,2 - 7,0 6,0 - 7,5
пасажирські 6,0 - 7,5 6,5 - 8,5
На початкових етапах розробки проекту зазвичай визначають відносну довжину, а потім абсолютну за висловом L = l V 1 / 3.
За формулою Поздюнін,
,
де c - коефіцієнт, що дорівнює 7,17 - для транспортних суден зі швидкостями до 16 уз, 7,32 - для суден з υ s = 16 - 20 уз і 7,93 - для лайнерів з υ s> 20 уз.
Крім цієї залежності можна користуватися формулою Ногіда,
,
де коефіцієнт з n = 2,16 - для швидкостей до 16 уз, з n = 2,23 - для більш швидкісних суден (υ s> 16 уз).
Ці формули годяться для будь-яких типів суден. Однак існують залежності, диференційовані за типом судна.
Для суховантажів
.
Для пасажирських суден
Для танкерів водотоннажністю до 100 000 т
.
Для танкерів з об'ємним водотоннажністю 100 000 - 450 000 м 3
.
Коефіцієнти повноти
Коефіцієнт загальної повноти δ впливає на багато якостей судна - ходкості, остійність, непотоплюваність, вантажопідйомність і вантажомісткість, але вибирається він, перш за все, з міркувань пов'язаних з ходкості. При цьому береться до уваги вплив δ на опір руху на тихій воді і на хвилюванні.
Аналіз впливу δ на опір дозволив встановити, що при досягненні цим коефіцієнтом певного значення опір починає стрімко збільшуватися. Таке граничне значення δ називають критичним. Визначити його можна як точку перетину дотичних проведених до обом гілкам кривої R = f (δ) (рис. 41).
За результатами досліджень була отримана залежність значень δ кр від Fr. Витримується наступна закономірність, чим вище відносна швидкість, тим менше δ кр (рис. 42).
Для запобігання надмірного зростання опору доцільно приймати значення δ кр не вище критичного. Але для зменшення маси корпусу, спрощення технології будівництва та поліпшення форми трюмів бажані максимальні значення δ. З урахуванням зазначених обставин зазвичай приймають δ ≈ δ кр.
Відносне падіння швидкості Δ υ / υ на хвилюванні залежить від його повноти і розмірів. Зі збільшенням δ падіння швидкості збільшується, але чим більше судно, тим менше позначається його повнота на величині Δ υ / υ. Ця обставина дозволяє приймати більш високі значення δ для великотоннажних суден у порівнянні з судами менших розмірів.
Формули для визначення δ диференційовані для різних швидкісних категорій судів.
Для Fr = 0,14 - 0,25,
Або
.
Для Fr = 0,25 - 0,30
,
для Fr = 0,30 - 0,60
.
У той же час коефіцієнт загальної повноти може бути визначений для конкретного типу судна.
Для танкерів і балкерів,
або
.
Для суховантажних суден і лісовозів,
Або
.
Для вантажних лайнерів, контейнеровозів і рефрижераторних суден,
Або
.
Аналіз наведених формул показує, що із зростанням Fr значення δ убуває до Fr ≈ 0,4, після чого практично не змінюються (рис. 43).
Рис. 43. Залежність δ від Fr
(Відзначена область відхилень δ від середніх значень)
Коефіцієнт поздовжньої повноти φ так само як і δ, в першу чергу, визначає пропульсівних якості судна. Крім цього, оскільки φ = δ / β, то вибір цього коефіцієнта необхідно погоджувати з величинами δ і β. Так само як і δ, величину прийнято пов'язувати з відносною швидкістю судна. Для широкого діапазону Fr = 0,12 - 0,60, залежність φ від Fr може бути описана формулою
.
В області Fr = 0,12 - 0,30, значення φ поступово зменшується, а в проміжку Fr = 0,30 - 0,60 розрахункове значення φ може досить сильно відрізнятися від реально прийнятих величин цього коефіцієнта. Тому замість загальної формули краще користуватися різними залежностями для двох проміжків відносних швидкостей:
для Fr = 0,12 - 0,30
φ = 1,05 - 1,5 Fr ± 0,020
і для Fr = 0,30 - 0,60
φ = 0,62 ± 0,070.
Рис. 44. Залежність φ від Fr
(Відзначена область відхилень φ від середніх значень)
Коефіцієнт повноти площі мидель-шпангоута β приймають у тихохідних і середньошвидкісних судів близьким до максимально можливого значення, для збільшення загострення країв. Верхня межа β близький до одиниці і обмежується можливістю побудови теоретичного креслення без зламів ватерліній на кордоні циліндричної вставки. Для визначення значення β можна запропонувати формулу Вашедченко. ,
де χ = δ / α - коефіцієнт вертикальної повноти.
Крім цієї залежності можна запропонувати формули зв'язують значення β з δ, для суден з відносними швидкостями Fr ≤ 0,30:
для δ <0,615
,
для 0,615 <δ <0,800
і для δ> 0,800
.
Коефіцієнт повноти площі КВЛ α впливає, в основному на остійність, непотоплюваність та вантажомісткість судна. У той же час він геометрично пов'язаний з формою шпангоутів, загостренням КВЛ і коефіцієнтами δ і φ, тому спочатку його приймають в залежності від величини цих коефіцієнтів, уточнюючи потім при опрацюванні теоретичного креслення. Для цього можуть бути використані наступні формули:
Формула Ліддел
,
формула Ногіда для φ = 0,55 - 0,8
або формула Ліндблада, що встановлює залежність α від δ
.
У даних формулах знак відхилення буде визначати форму шпангоутів. Знак "+" відповідає V-образній формі, "-" - U-образної.
Загострення середньої ватерлінії
Довжина судна і коефіцієнт поздовжньої повноти φ визначають середнє загострення стройової по шпангоутам в краях. Перейшовши від стройової до середньої ПЛ і представивши її у формі трапеції (рис. 45), кут її загострення в будь-якій частині можна визначити за формулою
, Де L нз (кз) - довжина носового (кормового) загострення, яку можна виразити через коефіцієнти поздовжньої повноти φ відповідних частин трапеції.
Розглянемо площа середньої ВЛ S ср складається з площі її носової і кормової частин.
,
де φ н, φ к - коефіцієнти поздовжньої повноти відповідних частин середньої ПЛ. Оскільки S сер = φ L βB / 2, то після скорочення одержимо
.
У той же час площа будь-який з частин можна представити у вигляді різниці площ прямокутника і трикутника, утвореного відповідним загостренням. Наприклад, для носової частини
.
Тоді
.
Звідки
.
Аналогічно для кормової частини
.
Тоді, кут загострення відповідної гілки середньої ПЛ
.
Ці величини можна розглядати як міру загострення країв судна. Видно, що збільшення значення коефіцієнта β призводить до зменшення загостреності країв. Оскільки φ н і φ до пов'язані з φ залежністю φ = 0,5 (φ н + φ до ), То збільшення φ буде сприяти зменшенню загостреності. Збільшення відносини L / B (так як L = L н + L до ) Сприяє зменшенню ψ, а отже, збільшення загостреності.
Положення центру величини. Положення найбільш повного шпангоута
Зміна положення ЦВ по довжині судна змінює форму стройової по шпангоутів. Наприклад, при переміщенні ЦВ в ніс збільшується загострення корми і зменшується загострення носа, що призводить до збільшення хвильового опору та зменшення опору форми. Зсув ЦВ в корму приведе до зворотних наслідків. Виходячи з цього доцільно зміщувати ЦВ тихохідних судів в ніс від миделя, а у швидкохідних - в корму.
Крім цього на вибір оптимального положення ЦВ будуть впливати: коефіцієнти φ, δ і α, відносини L / B і B / T, форма шпангоутів і ватерліній, характер взаємодії гвинта і корпусу судна. Облік цих параметрів може бути здійснено шляхом проведення модельних випробувань. На початкових етапах враховується вплив лише δ (або φ), або Fr. Одна з таких залежностей представлена на рис. 46.
Рис. 46. Положення ЦВ по довжині судна
Аналіз кривих опору R = f (x c / L) показує, що зміна положення x c / L на 0,5 - 0,8% не викликає помітного зростання опору. Це дозволяє приймати положення ЦВ відрізняється від оптимального, наприклад, для удіфферентовкі або для поліпшення форми кінцевих відсіків. Крім цього зміщення ЦВ в корму зменшує падіння швидкості при русі судна на хвилюванні, а у швидкохідних суден з δ = 0,60 - 0,65 покращує взаємодію корпусу і гвинта.
Якщо на рис. 46 криву замінити прямий, можна визначити відносну абсцису ЦВ x c / L за формулою:
0,12 (δ - 0,63) ± 0,01.
Положення найбільш повного шпангоута впливає на його опір, аналогічне впливу положення ЦВ. При відносних швидкостях Fr £ 0,30 - 0,32 найбільш повний шпангоут розташовується в площині миделя. При Fr = 0,60 найбільш повний шпангоут зміщується на 0,04 - 0,05 L в корму.
Загострення країв. Протяжність циліндричної вставки
Середня загостреність кормової частини ПЛ за рис. 45
.
Для суден, що не мають циліндричної вставки, довжина кормового загострення L кз визначається відстанню між шпангоутом найбільшого перетину і крайньої кормової точкою ПЛ. Для суден з циліндричною вставкою в середній частині відлік L кз ведеться від її кормової кордону циліндричної вставки. При достатній її протяжності з'являється небезпека підвищення опору форми через недостатнє загострення корми.
Бекер ввів критерій оцінки умов виникнення збільшеного опору форми з урахуванням В і Т.
Якщо замінити останній шпангоут циліндричної вставки рівновеликим квадратом, зі сторонами , Провести пряму, що сполучає середину нижньої сторони цього квадрата з кінцевою точкою КВЛ, то тангенс кута y між вслід ДП у площині КВЛ і вказаної прямої (рис. 47)
Рис. 47. Оцінка загострення кормової частини судна по Бекера
.
В якості критерію мінімально допустимого значення L кз Бекер брав величину tg y
.
Тоді абсолютна довжина кормового загострення
,
а відносна l к = L кз / L,
.
Загострення носової частини стройової по шпангоутам або середньої ВЛ вибирається з умов зниження хвильового опору. Можна рекомендувати таку залежність для кута загострення середньої ПЛ
ψ н = 47 - 134 Fr,
заснованих на дослідженні Семенової-Тян-Шанской. Їй же запропонована формула для загострення КВЛ,
ψ 'н = 52 - 139 Fr. Необхідно пам'ятати, що значення ψ н не повинно бути менше 8 о. Це значення визначається технологічними умовами та вимогами до міцності.
Відносна довжина носового загострення за даними Тейлора
l нз = 2,1 Fr - 0,025.
Вагенингенський дослідний басейн рекомендує вибирати меншу довжину носового загострення, що можна виразити за Fr = 0,15 - 0,22
l нз = 4,2 Fr - 0,525,
а при Fr = 0,22 - 0,25
l нз = 2,1 Fr - 0,062.
Л.М. Ногід вважав, що при Fr <0,195 слід орієнтуватися на формулу Тейлора, а при Fr> 0,195 - на формули Вагенингенський басейну.
При Fr <0,25 в середній частині судна робиться циліндрична вставка, протягом якої форма і площа шпангоутів не змінюється. При введення у теоретичний креслення судна циліндричної вставки слід враховувати можливість появи на її початку додаткової хвильової системи, що збільшує опір руху.
Співвідношення відносних довжин носового і кормового загострень і циліндричної вставки представлено на рис. 48.
Форма обводів країв судна
Форма обводів носової та кормової країв проектованого судна вибирається так, щоб забезпечити високі пропульсівних якості, а отже знизити потужність СЕУ з урахуванням ступеня технологічності конструкції.
У процесі вибору форми обводів носовій частині розглядаються такі питання: форма носової гілки стройової по шпангоутів і носової гілки КВЛ, кут прітиканія носової гілки КВЛ до ДП, форма носових шпангоутів і форштевня.
Рис. 48. Протяжність загострень і циліндричної вставки
Форма носової гілки стройової по шпангоутам (пряма, опукла, увігнута), носової гілки КВЛ і форма носових шпангоутів (U-подібна або V-образна) (рис. 49) геометрично пов'язані між собою і вибирається в залежності від відносної швидкості судна. Так, наприклад, увігнута стройова опукла гілку КВЛ зумовлюють V-подібні шпангоути, опукла стройова увігнута гілку КВЛ - U-подібну форму.
Рис. 49. Форми стройової, ватерліній і шпангоутів
Л.М. Ногід рекомендував застосовувати опуклу форму стройової при Fr <0,21-0,22, пряму при Fr = 0,22-0,28 і увігнуту при Fr> 0,28. Для носової гілки КВЛ тим же автором дані наступні рекомендації:
Fr <0,21 - опукла;
Fr = 0,16 - 0,19 - пряма або помірно увігнута;
Fr = 0,20 - 0,22 - пряма або увігнута;
Fr = 0,22 - 0,32 - помірно увігнута;
Fr> 0,32 - Пряма.
Носовим шпангоутам в надводної частини корпусу слід, надавати розвал, для кращої схожості судна на хвилю. Однак розвал шпангоутів не повинен бути надмірним, оскільки при швидкому входженні розширеної частини корпусу у воду при кільової хитавиці, вода, видавлюється корпусом, викидається вгору і у вигляді бризок потрапляє на надбудови і палуби, що, може призвести до руйнування палубних конструкцій.
Підводна частина форштевня може, бути вертикальній, похилій або Бульбову. Особлива форма підводної частини форштевня надається криголамно-транспортним судам. Для більшості сучасних транспортних суден застосовується прямий похилий форштевень, що має ухил 15 - 30 °. Носові бульби застосовуються з метою зниження хвильового опору. Для швидкохідних судів, зниження опору досягається за рахунок сприятливої інтерференції хвильових систем, створюваних Бульба і корпусом, що призводить до зменшення висоти носової хвилі. Для тихохідних судів застосування Бульба дозволяє змістити частину обсягу в носі в прікільную область і за рахунок цього загострити ватерлінії поблизу КВЛ, що покращує обтікання водою носовій частині. Основними характеристиками Бульба є їх довжина L б, ширина В б, висота Н б, підйом Н бп і площа перерізу на носовому перпендикуляре ω б (рис. 50). Залежно від поєднання цих характеристик форми Бульбу; можуть; бути дуже різноманітними - краплевидними, грушоподібні, тарани, конічними, циліндричними і пр.
Рис. 50. Основні характеристики бульба
Протяжність бульба вимірюється в частках довжини корпусу l б = L б / L. Для різних діапазонів відносних на основі експериментальних даних можна рекомендувати наступні залежності для l б.
l б = 0,051 - 0,115 Fr ± 0,006 при 0,17 <Fr <0,21;
l б = 0,102 - 0,300 Fr ± 0,006 при 0,24 <Fr <0,27;
l б = 0,051 - 0,116 Fr ± 0,006 при 0,27 <Fr <0,32.
Ширина бульба в частках ширини судна змінюється в межах У б / У = 0,145 ± 0,025.
Підйом бульба можна знайти за допомогою кута ψ б між його нижній кром-кою та ВП, значення якого (в градусах) визначайся за формулою
ψ б = 34 -105 Fr.
Обсяг бульба за носовою перпендикулярів становить приблизно 2% від об'ємного водотоннажності судна. Коефіцієнти повноти бульба по відношенню до його об'єму і розмірам наступні: β б = 0,69 ± 0,09, φ б = 0,76 ± 0,04.
Відношення площі поперечного перерізу бульба до площі миделя називається розвиненістю бульба ω б. Її значення в залежності від числа Фруда:
ω б = 0,010 + 0,25 при Fr <0,20;
ω б = 0,017 + (1,89 Fr - 0,311) 2 при Fr> 0,24.
Максимальне зниження опору (для швидкохідних судів) Δ R = 13 - 15% досягається при f б = 0,15 - 0,16, проте на практиці застосовуються бульби значно менших розмірів f б ≈ 0,05, що забезпечують Δ R = 5 - 8 %. Пояснюється це тим, що сильно розвинені бульби незручні в експлуатації - ускладнюють маневрування, підвищують опір при ході судна в баласті, ускладнюють віддачу якорів.
Орієнтовна уявлення про ефективність Бульба дає діаграма на рис. 51, побудована для f б = 0,05. З малюнка видно, що за певних умов вплив бульба може бути негативним.
Рис. 51. Вплив бульба на зміну величини опору
Альтернативою бульба є циліндричні (еліптичні) обводи нососовой краю (рис. 52). Такі обводи доцільні на дуже повних судах c δ> 0,8. Позитивний ефект застосування таких обводів пов'язаний зі зменшенням носових плечей ватерліній, то; тобто з можливістю більш плавного переходу від носового загострення до циліндричної вставці, що зменшує інтенсивність хвилеутворення в цій частині судна. Радіус закруглення циліндричного форштевня залежить від відносної швидкості і змінюється в межах 7 - 12% від В / 2. Еліптичні обводи відрізняються ще більш збільшеним радіусом заокруглення скули і форштевня.
Рис. 52. Циліндричні носові обводи
Проектування обводів кормової краю пов'язане з вибором форми кормової гілки КВЛ, кута прітиканія КВЛ до ДП (кута сходження КВЛ), форми шпангоутів і типу корми.
Кормову гілку КВЛ профілюють так, щоб запобігти відрив прикордонного шару. З цієї причини не рекомендується застосовувати увігнутих ватерліній, а кут сходу КВЛ намагаються втримати в межах 30 °. Кут сходження ватерліній в районі виходу гребного гвинта повинен бути не більше 19 - 20 °. Для суден з транцевой кормою кут сходу КВЛ може бути збільшений до 35 - 45 °, що є наслідком пологих батоксов.
Форма кормових шпангоутів багато в чому залежить від відносної швидкості судна.
Для тихохідних одногвинтових судів рекомендується застосовувати V-подібні шпангоути, для двухвінтовая U-образні (рис. 53). Для швидкохідних судів (Fr = 0,5 - 0,6) рекомендується робити пологі батокси в кормовій частині. Це розширює верхні ПЛ, корми перетворюється на транцевуу і шпангоути набувають U-подібну форму.
Вибір типу корми для сучасних суден у більшості випадків обмежується розглядом двох варіантів - транцевой або крейсерською. Транцевуу корму дозволяє спростити технологію будівництва судна, зменшити вібрацію звису корми, збільшити площу верхньої палуби в кормі.
Але для запобігання підвищенню опору счйтается неприпустимим значне занурення транця у воду. Крейсерська корму збільшує довжину підводної частини, за рахунок чого вдається знизити опір. Крім того, крейсерська корму сприятливо впливає на роботу гребного гвинта.
Для сучасних суден характерно застосування так званої відкритої корми з підвісним кермом (рис. 54). Її перевага полягає в підвищенні пропульсивного коефіцієнта за рахунок відсутності п'яти ахтерштевня, що забезпечує більш плавне набігання води на диск гвинта. Для криголамно-транспортних суден відкрита корму не підходить із-за меншої міцності кріплення баллера керма, в порівнянні із закритою кормою.
Рис. 54. Форми корми: а - відкрита транцевуу,
б - закрита крейсерська
Розробка теоретичного креслення
Теоретичне креслення, що зображує поверхню судна і дає найповнішу характеристику його форми, поряд з навантаженням та кресленнями загального розташування відноситься до основних матеріалів проекту.
Розробка теоретичного креслення базується на двох положеннях:
при фіксованих головні розміри судна необхідно витримати значення водотоннажності, коефіцієнтів повноти і положення ЦВ;
локальні параметри форми обводів, такі як: форма шпангоутів, батоксов, ватерліній, протяжність і положення циліндричної вставки, форма носової та кормової країв і т.п., повинні бути близькі до оптимальних для даного судна.
Здійснити ці положення можна різними способами:
Розробляється стройова по шпангоутам (або середня ПЛ) і на її основі проводиться побудова обводів судна. Такий метод дає проектанту найбільші можливості для побудови бажаних обводів, але в той же час даний метод має найбільшу трудомісткість;
Для побудови теоретичного креслення використовуються стандартні стройові по шпангоутам;
Перебудовується теоретичний креслення судна прототипу. Як прототип може бути вибрано або реальне судно, або так зване "стандартне" судно (серії BSRA, 60, Тодда та ін.) У результаті трудомісткість помітно знижується, але при цьому не можна стверджувати, що отримані обводи є оптимальними для даного судна;
Реальні обводи замінюються математичними кривими і поверхнями, які описуються аналітичними виразами (наприклад, рівняннями параболи або прогрессікі). У результаті виявляється можливим визначити координати будь-якої точки поверхні без графічних побудов, що зручно для розрахунків статики та динаміки судна. Проте далеко не завжди вдається описати формулою реальну корабельну криву, особливо в краях. З цієї причини теоретичні креслення, отримані таким чином, часто доводиться доробляти вручную.Процесс розробки теоретичного креслення складається з двох основних етапів - підготовчих робіт і побудови всіх кривих, що утворюють теоретичний креслення корпусу.
Підготовчі роботи
Підготовчі роботи полягають у розробці стройової по шпангоутів КВЛ, виборі положення ЦВ, протяжності та положення циліндричної вставки, обводів шпангоутів і форми носа і корми. Про підходи до вирішення цих питань детально було сказано в попередніх розділах.
Побудова стройової по шпангоутам полягає в наступному. Спочатку для носової і кормової частин будується трапеція, рівна за площею відповідної частини стройової (рис. 54). При цьому необхідно пам'ятати, що площа стройової чисельно дорівнює об'ємному водотоннажністю судна.
Рис. 54. Стройова по шпангоутам у формі трапеції
Раніше були отримані формули для довжин носового і кормового загострення
.
З урахуванням того, що для більшості судів L н = L к = L / 2,
.
Необхідні для визначення L н і L до коефіцієнти φ н і φ к можна знайти з виразу зв'язує положення ЦВ з повнотою носової та кормової частин стройової
і залежністю
.
Інший спосіб спрощеного зображення стройової полягає в заміні кривої чотирикутником Морріш (рис. 55).
Рис. 55. Стройова по шпангоутам у формі Морріш
Може застосовуватися і комбінація обох способів.
Після розробки стройової у спрощеній формі проводиться її згладжування - перетворення від ламаної лінії до плавної кривої. Для цього необхідно визначити мінімальну довжину кормового загострення, протяжність і положення циліндричної вставки, вибрати форму носової та кормової гілок стройової. Потім, орієнтуючись на спрощені зображення проводять плавну криву, таким чином, щоб площа обмежена згладженої стройової залишалася рівної площі обмеженою ламаної лінією (рис. 56).
Рис. 56. Згладжування носової гілки стройової
Побудова КВЛ здійснюється аналогічно побудові стройової по шпангоутам, замінюючи φ на α, а х с / L на відносну абсцису центру КВЛ - х f / L. Тоді розрахункові залежності, що використовуються для побудови КВЛ, приймають такий вигляд:
,
,
.
При побудові кривих носової та кормової гілок ватерліній необхідно враховувати їх кути загострення ψ н і ψ к, граничні значення яких були дані раніше.
При побудові обводу ДП вибирається раціональну форму фор-і ахтерштевня і параметри седловатості верхньої палуби.
У відношенні шпангоута найбільшого перетину (як правило, він знаходиться в площині миделя) вирішується питання про кілеватості днища а, ширині горизонтального кіля У гк, розвалі бортів θ б, погиби бімсів і радіусі скруглення вилиці r (рис. 57). Для суден з горизонтальним днищем і вертикальним бортом
.
Рис. 57. Схема побудови мидель-шпангоута
Побудова теоретичного креслення
Після завершення підготовчих робіт приступають до побудови теоретичних шпангоутів. Основою для побудови кожного шпангоута є його площа ω i, знімна зі стройової, ордината полушіроти у i, що знімається з обводу КВЛ і поточна осаду Т i, що знімається з обводу ДП (рис. 58). За цим значенням будують рівновеликі половині площі кожного шпангоута прямокутники або чотирикутники Морріш (рис. 59).
Необхідна для побудови величина напівширини рівновеликого прямокутника b i = ω i / 2 Т i, а довжина відрізка t i, що визначає положення точки Е на діагоналі АС, визначається як t i = β i Т i. Так як β i = ω i / 2 В i Т i, то t i = ω i / 2 В i.
Для отримання особливих (наприклад острокільних) обводів чотирикутники Морріш може бути перебудований наступним чином (мал. 59 в). Через точку Е проводитиметься пряма D 'F' паралельна DF. Тоді будь-який трикутник з основою DF і вершиною Е 'лежить на прямій D' F 'буде мати площу рівну площі трикутника DF Є. Після розробки спрощеного обводу шпангоута проводиться його згладжування.
Надводна частина шпангоута доводиться до верхньої точки борту в даному перетині Н i. Величина Н i знімається з обводу ДП. При побудові надводної частини шпангоута необхідно враховувати вимоги до місткості, непотоплюваності і загального розташування. У носовій і кормовій частині рекомендується застосовувати злам шпангоутів у верхньої палуби, для зменшення її забризгіваемості. Застосування зламу призводить до руйнування бризгового пелени не у кромки відкритої палуби, а нижче, в точці зламу. Це зменшує висоту бризгового пелени, що заноситься вітром на відкриту палубу судна.
В першу чергу рекомендується розробляти обводи шпангоутів віддалених від миделя на 0,7 ∙ L / 2 в ніс і корму - так званих баланс-шпангоутів. Вважається, що вони в найкращій мірі характеризують форму носових і кормових обводів. Потім за трьома перетинах можна викреслити ватерлінії, орієнтуючись на які можна отримати обводи всіх інших шпангоутів.
Рис. 58. До побудови обводу шпангоута
а - стройова по шпангоутів б - обвід КВЛ, в - обвід ДП
Рис. 59. Викреслювання обводу шпангоута з використанням:
а - рівновеликого прямокутника,
б - чотирикутника Морріш,
в - перетвореного чотирикутника Морріш
Після завершення розробки шпангоутів переходять до викреслювання ватерліній і батоксов. При цьому виникає необхідність у згладжуванні обводів для одержання плавних і гладких кривих. Оскільки всі криві теоретичного креслення пов'язані один з одним, то коригування ватерліній неминуче призводить до спотворення форми шпангоутів. Таким чином згладжування обводів проводиться до тих пір, поки всі криві (шпангоути, ватерлінії і батокси) не будуть повністю задовольняти проектанта.
Закінчується побудова теоретичного креслення перевіркою збігу значень коефіцієнтів α, β і δ, а також координат ЦВ x c і z c знімаються з креслення з цими ж величинами, отриманими розрахунком.
Афінний перестроювання теоретичного креслення прототипу
У практиці проектування широко застосовується отримання теоретичного креслення проекту шляхом перестроювання креслення прототипу. Найбільш простим способом перестроювання теоретичного креслення є його афінне перетворення. Таке перетворення можливе тільки тоді, коли всі коефіцієнти повноти проекту дорівнюють цим же величинам у прототипу. При цьому способі побудова теоретичного креслення полягає в зміні абсцис х пропорційно L / L 0, де L - довжина проекту, L 0 - довжина прототипу; ординат у - пропорційно В / В 0, аплікат z - пропорційно Т / Т 0.
Більш детально суть методу була викладена раніше.
При очевидній простоті аффинного перетворення його недоліком є обов'язкова незмінність коефіцієнтів теоретичного креслення, що дозволяє використовувати його тільки в тому випадку, коли при переході від прототипу до проекту швидкість судна υ і число Фруда Fr змінюються незначно.
Інтерполяційний спосіб побудови теоретичного креслення
Даний спосіб застосовується в тому випадку, коли є два креслення-прототипу, один з коефіцієнтом загальної повноти δ 1, а інший з коефіцієнтом δ 2, причому δ 1 <δ <δ 2, де δ - коефіцієнт загальної повноти проектованого судна.
Після приведення обох креслень до розміреного проекту шляхом афінної перетворення можна отримати два теоретичних креслення з однаковими головні розміри, але з різною повнотою (рис. 60).
Обсяг укладений між поверхнею судна-прототипу з δ 2 і поверхнею судна з δ 1,
.
Звідки
.
Рис. 60. Побудова шпангоутів інтерполяційним способом
Таким чином, сума різниць всіх ординат двох теоретичних креслень при фіксованих головні розміри і однакових відстанях Δ L і Δ Т між шпангоутами і ватерлінії пропорційні різниці їх коефіцієнтів загальної повноти. Так само і
.
З двох останніх залежностей видно, що
.
Для отримання практичних результатів необхідно встановити закони зміни різниць (у 2 - у 1) і (у 2 - у) в залежності від положення ординат. Найпростішим законом в цьому випадку буде пропорційність різниці (у 2 - у 1) різниці (у 2 - у) для ординат лежать на однойменних шпангоутах при одних і тих же ватерлінії, тобто
.
Тоді
.
Остаточно
у = у 2 - k y (у 2 - у 1).
Таким чином, будь-яка ордината у нового теоретичного креслення з коефіцієнтом загальної повноти δ може бути отримана при наявності двох креслень з більшим і меншим коефіцієнтами повноти, приведених до розмірами судна шляхом аффинного перетворення.
Перешикування креслення прототипу на підставі стройової по шпангоутам проекту
Побудувати теоретичний креслення проектованого судна можна, маючи теоретичний креслення прототипу, розміри якого афінно перетворені до розмірів проекту і стройові по шпангоутам проекту і прототипу. При цьому форма, а отже і коефіцієнт повноти миделя повинні бути незмінними у проекту і прототипу.
Рис. 61. Перестроениетеоретического креслення на основі стройової
Викреслити обидві стройових на одному аркуші, можна визначити на скільки потрібно перенести шпангоути прототипу, щоб вони утворили теоретичний креслення проекту. Наприклад, нехай площа n 0-го шпангоута прототипу дорівнює площі n 1-го шпангоута проекту (рис. 61), тобто абсциса даній площі повинна бути зміщена на величину Δ х. Тоді визначивши величину Δ х i в кожному перетині по стройовим проекту і прототипу, можна отримати обвід будь ватерлінії проекту на підставі цієї ж ватерлінії прототипу, шляхом перенесення ординати ватерлінії у i на величину Δ х i .. У ряді випадків виникає необхідність у переносі положення ЦВ по довжині судна, що досягається перетворенням стройової по шпангоутів. Для вирішення цього завдання стройову прототипу, необхідно змінити таким чином, щоб її площа (тобто водотоннажність судна) залишилася б незмінною. Від точки центру стройової слід відкласти відрізок (х с - х з 0) відповідний переміщенню ЦВ, з точки а опустити перпендикуляр на вісь абсцис (рис. 62). Отриману таким чином крапку b з'єднати з точкою с, що відповідає новому положенню ЦВ. Тоді будь-яка точка стройової проекту вийде шляхом перенесення точки а i в точку c i, причому відрізок b i c i повинен бути паралельний bc.
Рис. 62. Перешикування стройової при зміні положення ЦВ
Теоретичне креслення перебудовується таким же шляхом, що і для описаного вище випадку.
Побудова поверхні за єдиним аналітичного вираженню
Ідея побудови всього теоретичного креслення по одному аналітичного вираженню, або за двома виразами (окремо для носа і корми), або за трьома (з урахуванням циліндричної вставки) є дуже привабливою. Проте здійснити її повною мірою досить складно, оскільки в подібні аналітичні залежності повинні входити численні проектні характеристики, отримані в ході визначення головних розміреним, коефіцієнтів повноти і т.п. Врахувати головні розміри можна, але врахувати коефіцієнти повноти, а також ряд інших показників форми (наприклад, змінюється в залежності від координати z довжину судна) досить складно.
Одним з простих способів завдання обводів судновий поверхні є складанням двох окремих аналітичних виразів для носа і корми.
Вираз для носової частини стройової по ПЛ заданої параболою
,
де S z н - площа носової частини ПЛ на відстані z від ВП, S Т - площа носової частини КВЛ, α н і δ н - коефіцієнти повноти носової частини корпусу судна.
Ординати ватерліній в площині шпангоута найбільшого перетину (миделя): у z max = c z z m при z = Т, у z max = c z Т m = В / 2, звідки c z = В / 2 Т m, У = 2 c z Т m.
Площа шпангоута найбільшого перетину
,
звідки m = (1 / β) - 1. Тоді
.
Коефіцієнт повноти довільній ПЛ в носовій частині
.
При параболічних ватерлінія будь-яка ордината у при будь-якій абсциссе х задається наступним виразом,
або ж .
Це вираз дозволяє отримати теоретичний креслення носової частини судна з заданими розміреними L н, B, T і коефіцієнтами повноти α н, δ н і β.
При побудові необхідно пам'ятати, що значення L н буде незмінним тільки при вертикальному форштевне. При інших обрисах форштевня, в наведених вище формулах необхідно враховувати зміну L н в залежності від координати z.
Таким же чином можна побудувати поверхню кормової частини судна.
Наведені формули дозволяють побудувати підводний і надводну поверхні, засновані на параболічних ватерлінією і параболічної стройової по ПЛ. Недоліком таких обводів є відсутність в них точок перегину, що робить неможливим розробку увігнутих ватерліній. Крім того, форма шпангоута найбільшого перетину відрізняється від зазвичай приймається.
Рядом авторів були зроблені спроби опису поверхні судна іншими аналітичними залежностями.
Удіфферентовка і баластування судна
Проектною удіфферентовкой називається операція, в процесі якої положення центру ваги проектованого судна поєднується з положенням центру величини, обраного з умов ходкості.
Координати ЦТ визначаються з рівняння моментів, складених відносно площини мидель-шпангоута і ОП. Для цього складається таблиця навантаження (табл. 1), в якій враховуються всі складові водотоннажності і їх розподіл по довжині і висоті судна.
Таблиця навантаження
таблиця 9
Код
розділу
Найменування розділу
Маса,
Р i
Плечі
Моменти
x i
z i
Р i x i
Р i z i
Координати загального ЦТ:
і
.
З наведених формул видно, що положення ЦТ судна буде залежати від питомого значення кожної зі складових навантаження і координат їх ЦТ.
Застосування даного способу на початкових стадіях проектування важко, оскільки дані по навантаженню і головні розміри судна (від яких залежать плечі складових навантаження) постійно змінюються, що обумовлене методикою проектування. Тому на початкових стадіях координати ЦТ знаходять за спрощеними залежностям. Наприклад, положення ЦТ по висоті можна пов'язати з висотою борту судна
,
де в середньому x = 0,63 - 0,72 - для суховантажів, 0,60 - 0,65 - для зерновозів, 0,54 - 0,57 - для наливних суден.
Результати розрахунків будуть значно більш точними, якщо визначати координати ЦТ не для всього судна, а для окремих його складових, використовуючи статистичні залежності, дані прототипу і схему загального розташування проектованого судна. У цьому випадку всі складові навантаження розбивають на дві групи. До першої відносять ті розділи, координати ЦТ яких визначають за ескізом загального розташування проекту. До таких розділів належать вантаж, паливо, баласт, обладнання, екіпаж. До другої - розділи, для визначення координат ЦТ яких використовують статистичні дані або дані прототипу.
У цьому випадку для координат ЦТ корпусу:
, І
Дещо складніше визначаються координати ЦТ механізмів, оскільки МО проектованого судна і прототипу може розташовуватися зовсім по різному. У цьому випадку всю сукупність мас, що входять до розділу, ділять на дві частини: розташованих у межах МО і поза ним. Потім користуючись навантаженням прототипу з аналогічним типом СЕУ, визначають абсциси ЦТ обох частин - х 'м 0 і х''м 0, відраховуючи їх від кормової перебирання МО (рис. 63). Знаючи довжину МО - L 'м 0 і відстань між кормової перебиранням МО і перебиранням ахтерпік L''м 0, можна знайти відносні абсциси (х' м / L 'м) 0 і (х''м / L''м) 0 . Вважаючи їх незмінними для проекту і прототипу можна визначити координати х''м і х 'м, знімаючи зі схеми загального розташування відстані L' м і L''м.
Рис. 63. Визначення координат ЦТ механізмів
Аналогічним чином можна визначити і піднесення ЦТ цього розділу.
Способи удіфферентовкі судна
У практиці проектування суден застосовуються три основні способи удіфферентовкі: переміщенням МО, зміною довжини судна, зміною архітектурно-компоновочной схеми судна.
Перший спосіб відноситься, в основному, до судів із середнім і проміжним МО. Завдання формулюється так, відома різниця між абсциссами ЦТ і ЦВ, рівна Δ x g, потрібно визначити на яку відстань s необхідно перемістити МО, щоб ліквідувати цю розбіжність.
Позначимо через Р 'м і Р' т ті частини розділів Р м і Р т, які розташовані в межах МО і через Р 'к - масу корпусних конструкцій у межах МО (надбудови та рубки накривають МО, перебирання МО, а також різні місцеві конструкції ). При переміщенні МО потрібно перемістити частину вантажу Р 'м, з обсягу примикає до МО, на відстань l' м в протилежному напрямку (рис. 64). У результаті ЦТ судна зміститься на величину
.
Маса переміщуваного вантажу Р 'м буде залежати від величини зміщення s.
Р 'м = р' м s,
де р 'м - Маса вантажу, що припадає на 1 м довжини трюму. Тоді величина s
.
Рис. 64. Удіфферентовка судна переміщенням МО
Слід звернути увагу, що при виводі рівняння не було враховано те обставина, що висота кормового трюму дещо менше, ніж трюму перед МО, за рахунок наявності в кормовій частині тунелю гребного валу. Внаслідок цього при переміщенні частини вантажу в ніс, його довжина (при незмінному обсязі) трохи зменшиться. Крім цього, за рахунок зменшення довжини тунелю гребного валу, зменшиться маса Р''м. Проте всі подібні обставини не призводять до серйозної помилку і можуть бути усунені переміщенням мас палива або баласту.
Цей спосіб удіфферентовкі досить простий і зручний, проте застосуємо далеко не завжди. У випадку, коли у судна з кормовим розташуванням МО ЦТ зміщений в ніс від ЦВ або при Р 'м + Р' т + Р 'до ≈ Р' м, необхідно використовувати інші способи удіфферентовкі.
Другий спосіб грунтується на зміні довжини судна в ніс і корму симетрично щодо миделя. При цьому можна вважати, що водотоннажність судна залишається постійним (за рахунок зміни В і Т). Завдання можна сформулювати так, відома різниця між ЦТ і ЦВ судна, необхідно визначити при якому збільшенні довжини судна Δ L ця різниця стане рівною нулю.
Рівняння моментів при зміні довжини судна,
.
При зміні довжини, теоретичний креслення судна афінно перетворюється, ЦВ зміститися на величину Δ х з = х з 0 Δ L / L 0, де х з 0 - абсциса ЦВ відповідна судну довжиною L 0 (рис. 65). Таким чином х з = х з 0 + Δ х с, і відстань, на яке необхідно перемістити ЦТ Δ х g = х g 0 - x с.
Рис. 65. Удіфферентовка судна шляхом зміни довжини
При зміні довжини судна відбудеться перерозподіл навантаження. Можна вважати, що відносні абсциси таких розділів як корпус, обладнання, запас водотоннажності залишаться незмінними, тобто х i / L = const, відповідно збільшення абсцис цих розділів Δ х i = х i 0 Δ L / L 0. Абсциси ЦТ мас механізмів та екіпажу зміститися на Δ L / 2 в корму. Абсциса ЦТ вантажу, при незмінній довжині форпіка і ахтерпік, не змінитися. Зміна координат ЦТ палива і баласту буде залежати від їх розміщення. Якщо вважати, що запаси палива зосереджені між перегородками МО, то Δ х т = Δ L / 2, якщо паливо рівномірно розподілено по довжині судна, то Δ х т = х т 0 Δ L / L 0. Тоді,
де .
Остаточно,
.
Звідки величина подовження
.
Даний спосіб можна використовувати для всіх судів з машиною в кормі. Основні труднощі в його використанні полягає у визначенні виду залежності S P i x i 0. Чим більше розділів буде виділено в складі даної функції, тим точніше можна визначити значення зсуву ЦТ, але з ростом числа доданків вираз ставати все більш громіздким.
Третій спосіб зводиться до збільшення місткості вантажних приміщень в тій частині судна, у напрямку до якої необхідно перемістити його ЦТ. На суднах із середнім і проміжним положенням МО така необхідність виникає внаслідок зменшення місткості кормових трюмів через тунелю гребного валу. Збільшити місткість цих приміщень можна створивши додатковий твіндек в надбудові або шляхом переходу до квартердечному типу судна, з підведеною на 0,6 - 1,2 м кормовою частиною верхньої палуби. Домогтися зсуву ЦТ у ніс можна шляхом подовження бака і влаштування там вантажного твіндек (рис. 66).
Рис. 66. Удіфферентовка судна зміною архітектурного типу
Нерідко в процесі удіфферентовкі користуються декількома способами.
Баластування судна
Транспортні судна проектують таким чином, щоб при повній водотоннажності (з вантажем і повними запасами), вони мали б на нульовий диферент (або мінімальний диферент на корму) і оптимальні показники остійності без прийому баласту - твердого або рідкого.
Твердий баласт, що знаходиться на судні за будь-яких варіантах навантаження, використовується на транспортних судах досить рідко. Виняток становлять суду з високим розташуванням ЦТ - контейнеровози і пасажирські. Для них же твердий баласт використовується для проектної удіфферентовкі у його вантажу. Рідкий баласт у вигляді забортної води приймається в певних умовах усіма судами без винятку.
Проектанта цікавить питання про необхідну кількість і розміщення водного баласту, тобто про обсяг і розташуванні баластних цистерн. Особливо гостро постають ці питання при розробці проектів універсальних суховантажних суден, оскільки на спеціалізованих судах (контейнеровози, балкери та ін) зазвичай є достатньо вільних об'ємів для розміщення баласту. Особливу увагу слід приділяти баластуванню танкерів, які повинні задовольняти вимогам міжнародних конвенцій.
Баластування судна здійснюють для підтримки в різних умовах експлуатації необхідних параметрів посадки і остійності.
Прийом баласту для підвищення остійності застосовується при витрачанні палива і при виході судна в рейс з палубним вантажем, для зниження остійності - при ході із запасами палива, але без вантажу. Відповідно до цих випадків баласт приймається в низькорозташованих цистерни подвійного дна або високорозташованим подпалубние цистерни або цистерни в надбудовах. Кількість баласту, необхідне в кожному випадку визначають виходячи з аналізу остійності судна при різних станах навантаження.
Прийом баласту для підтримки посадки пов'язаний з вимогами що висуваються до занурення країв і допустимому диферент судна. Поява дифферента впливає на ходкості і маневреність судна, а також на остійність, заливаемости палуби, ледопроходімость і протяжність зони невидимості перед форштевнем. Для більшості сучасних суден вважається допустимим відносний диферент d / L = 0,6 - 0,8% на корму і 0,1 - 0,2% на ніс.
Зменшення занурення носовій частині приводить при кільової хитавиці до оголення днища і ударів його носової частини про зустрічну хвилю (слемінг). Умовою відсутності слемінга є достатня занурення носовій частині. Нижньою межею відносного осідання судна в носі вважається величина Т н / L = 0,025 - 0,030. Великі значення характерні для швидкохідних суден з необмеженим районом плавання, менші - для тихохідних суден і суден, що експлуатуються в обмежених акваторіях. У той же час для судів здійснюють рейси в штормових умовах, рекомендується збільшувати відносну осадку носом до значень Т н / L = 0,035 - 0,038.
Зменшення занурення кормової краю пов'язане з оголенням (частковим або повним) гребного гвинта і, отже, зниженням його ефективності. Для сучасних суден співвідношення між діаметром гребного гвинта і проектної опади лежить в межах d в / Т = 0,65 - 0,70. Менші значення характерні для високооборотних гвинтів, що відрізняються меншим діаметром, великі - для гвинтів, частота обертання якого не перевищує 100 - 120 обертів на хвилину. Враховуючи регламентовані Регістром зазори між гвинтом і корпусом судна, а також товщину п'яти ахтерштевня (для корми закритого типу) отримуємо, що мінімальні значення опади кормою Т к = (0,70 - 0,74) Т. Для суден експлуатуються в штормових умовах, рекомендується збільшувати занурення кормової краю до 0,8 Т.
Визначення кількості баласту і розміщення його по судну
Рідкий баласт Р бл і суднові запаси Р сз (залишки палива, маса екіпажа з багажем, провізія і вода) складають в сумі дедвейт при ході судна без вантажу в баласті - DW бл. Якщо відома величина Р сз, визначення кількості водяного баласту зводиться до визначення DW бл.
Р бл = DW бл - Р сз.
У свою чергу, дедвейт судна в баластному пробігу пов'язаний з водотоннажністю судна порожньому наступною залежністю
DW бл = D бл - D пір,
де D пір - водотоннажність порожньому.
Скориставшись наближеним виразом для вантажного розміру (залежністю водотоннажності від опади), відповідним параболічної стройової по ПЛ, водотоннажність судна в баласті пов'язано з водотоннажністю в повному вантажу співвідношенням
.
З іншого боку водотоннажність порожньому
D пір = D - DW.
У результаті
DW бл = Dt α / δ - D + DW = D (t α / δ + η DW - 1).
Розрахунки за даною формулою показують, що дедвейт судна в баластному переході становить приблизно 30% від дедвейту у його вантажу, а водотоннажність в баластному переході D бл ≈ (0,50 - 0,55) D.
Після визначення маси баласту Р бл необхідно знайти необхідний обсяг баластних цистерн і порівняти його з обсягом, що є на судні і придатним для розміщення рідкого баласту.
Для прийому забортної води на суховантажі використовуються цистерни подвійного дна, подвійних бортів, форпік і ахтерпік, цистерни суднових запасів, вантажні діптанків. На спеціалізованих судах виділяються спеціальні баластні цистерни - наприклад подпалубние цистерни на балкер (рис. 67).
Рис. 67. Форма трюму судна для сипучих вантажів
З цистерн суднових запасів для прийому баласту використовують, в основному, незаповнені паливні цистерни і дуже рідко - цистерни прісної води. Комбіноване використання паливних цистерн є вимушеним заходом і обумовлюється неможливістю виділення достатнього обсягу для чисто баластних цистерн. Таке використання паливних цистерн призводить до ряду незручностей пов'язаних з тим, що неудалімие залишки води обводнюють паливо. Крім того, забруднену нафтопродуктами воду заборонено скидати у воду, її необхідно здавати в портах у спеціальні приймальники після попереднього очищення.
Діптанків для рідких вантажів, що застосовувалися раніше тільки на лінійних судах, зараз влаштовуються і на Трампа. Так як в баластному пробігу діптанків пустують, то вони можуть бути використані для прийому баласту. Таке їх використання значно полегшує баластування судна, збільшує можливості до досягнення бажаної посадки без збільшення обсягу чисто баластних цистерн.
На закінчення, необхідно відзначити, що визначення посадки судна в баластному пробігу слід вести з великою обережністю, так як заниження вимог до занурення країв призведе до значного погіршення морехідних якостей, а завищення вимог несприятливо позначиться на економічних показниках, оскільки збільшення обсягу баластних цистерн призведе до зменшення вантажомісткості судна. Правильне рішення питань баластування можливо тільки при ретельному розгляді вірогідних умов експлуатації проектованого судна спільно з вимогами до його вантажопідйомності, вантажомісткості і остійності.
Методика проектування
З усієї сукупності величин, які підлягають визначенню при розробці проекту судна, виділяються так звані основні елементи - головні розміри L, B, T, H і коефіцієнти повноти α, β, δ - всього сім величин. Значення цих величин визначаються на самих ранніх етапах проектування. Всі інші елементи і характеристики судна: водотоннажність D, потужність СЕУ N, вантажомісткість W гр і пр. залежать від основних елементів і можуть бути знайдені на наступних стадіях розробки проекту.
Традиційний шлях визначення кількох взаємозалежних величин полягає у складанні системи рівнянь за кількістю невідомих, вирішення якої дає значення шуканих величин. Однак при проектуванні судна завдання визначення його основних елементів не може бути повністю і однозначно вирішена тільки аналітичним шляхом. Перешкоджають цьому наступні обставини, характерні для проектних розрахунків:
число шуканих невідомих перевершує число рівнянь. Крім цього, у ряді випадків, залежності, що використовуються в розрахунках, є не рівняннями, а нерівностями;
крім аналітичних, використовуються залежності, виражені в графічній і табличній формах;
поряд з однозначно визначеними величинами фігурують величини, що змінюються в якихось межах, чисельні значення яких приймаються проектантом на його розсуд (наприклад h або τ θ).
Щоб обійти зазначені труднощі, в ТПС розроблені численні методи, що дозволяють вирішити поставлену задачу. За підходу до визначення основних елементів судна всі ці методи можна підрозділити на два: метод послідовних наближень та метод варіацій.
Метод послідовних наближень заснований на поетапному підході до визначення основних елементів проекту. У результаті використання цього методу шукані величини можуть бути отримані і обгрунтовані з будь-якої бажаної повнотою, що гарантує виконання вимог до проектованого судну, сформульованих у завданні на проектування. Таким чином, можна отримати прийнятний варіант судна, що відповідає всім умовам пропонованим до нього, але без жодної впевненості, що отримане рішення - найкраще, оскільки, розробляється і уточнюється при переході від етапу до етапу лише один варіант. Ця обставина - розробка єдиного варіанта - є характерним для методу послідовних наближень.
Необхідність отримання не просто допустимого, а найкращого варіанту, відповідного певному поєднанню основних елементів з безлічі допустимих, обумовлює існування методу варіацій. Цей метод заснований на розробці таким же поетапним шляхом вже не одного, а ряду варіантів проектованого судна і вибору серед варіантів, що задовольняють всім сформульованим вимогам, одного найкращого.
Обидва методи не виключають, а доповнюють один одного, тому що розрахунки за методом послідовних наближень можна завершити опрацюванням кількох варіантів, а метод варіацій включає в себе прийоми методу послідовних наближень, що використовуються при визначенні основних елементів усіх варіантів.
Метод послідовних наближень
Метод послідовних наближень заснований на тому, що всі розрахунки і графічні побудови, пов'язані з визначенням основних елементів, розбиваються на кілька наближень. При цьому в кожному наступному наближенні відбувається уточнення елементів, встановлених у попередньому. Уточнення здійснюється або за рахунок більш точних і детальних розрахунків і побудов, або шляхом врахування вимог, які на попередніх етапах не приймалися до уваги. Так повторюється до тих пір, поки не буде забезпечено виконання всіх вимог, висунутих до проектованого судну, перевірених з можливо найбільшою точністю.
Поділ процесу проектування на окремі наближення досить умовно. В якості об'єктивного критерію, що дозволяє відокремити одне наближення від іншого, може бути прийнята сукупність основних елементів отриманих в результаті виконання певного циклу розрахунків і побудов. Перехід до наступного циклу розрахунків, спрямованих на уточнення раніше отриманих елементів, відповідає переходу до наступного наближенню.
Таким чином, для даного методу характерно багаторазове повторення одних і тих же розрахунків з наростаючою точністю. Тому, наприклад, водотоннажність в початкових наближеннях визначається за допомогою коефіцієнта утилізації водотоннажності, потім шляхом розрахунку укрупненої навантаження і нарешті, на заключних етапах - обчисленням всіх компонентів детальної навантаження шляхом постатейного перерахунку. Те ж саме можна сказати і про розрахунки потрібної потужності СЕУ - спочатку з допомогою найпростіших двокомпонентних формул, потім використовуючи більш точні графіки (наприклад, графік Папмеля), і нарешті, детальний розрахунок всіх складових, включаючи пропульсівних коефіцієнт.
Графічним вираженням зазначеної циклічності розрахунків є так звана спіраль проектування (рис. 68).
Метод варіацій
В основі методу варіацій лежить паралельна розробка декількох десятків або сотень варіантів проектованого судна з подальшим зіставленням цих варіантів і вибором з них найкращого. Основна відмінність методу варіацій від методу послідовних наближень полягає в тому, що значення коефіцієнтів теоретичного креслення і співвідношення головних розміреним (або ж безпосередньо самі розмірено) не визначаються в ході проектування, а задаються і є, таким чином, вихідними величинами в процесі визначення показників даного варіанту . Отже, характеристики розроблюваних варіантів будуть різними, в тому числі і не задовольняють вимогам завдання на проектування.
Як і для попереднього методу не можна вказати єдино можливу послідовність розрахунків, оскільки залежно від типу судна і вимог до нього пред'являються, розрахункова схема може змінюватися досить значно. Можна лише виділити спільну рису притаманну будь-якого підходу - спочатку задаються значення варійованих параметрів (L, B, T, H, d тощо або L / B, B / T, H / T, d тощо). Потім для кожного параметра встановлюється діапазон його зміни (L / B = 5,0 - 7,0, d = 0,62 - 0,75 і т.д.). При цьому граничні значення варійованих величин повинні перекривати очікувану область значень кожної з них. Далі проводиться розрахунок показників кожного варіанта. Оскільки відомі основні елементи, то можна прямими розрахунками визначити морехідні і експлуатаційно-економічні характеристики кожного варіанта. При цьому, очевидно, немає потреби продовжувати розрахунки для того варіанту, розрахункові характеристики якого не відповідають необхідним. Таким чином, в ході проектування кількість розроблюваних варіантів судна скорочується і до моменту закінчення розрахунків залишається кілька варіантів, що повністю задовольняють вимогам технічного завдання. На заключному етапі розрахунків за методом варіацій з допустимих рішень вибирається найкращий, використовуючи прийнятий критерій ефективності.
Недоліком методу варіацій є велика трудомісткість. Дійсно, кількість варіантів проекту залежить від числа варійованих параметрів і числа значень кожного з них.
Кількість розроблюваних варіантів у методі варіацій таблиця 10
Кількість значень кожного параметра
Кількість варійованих параметрів
3
4
5
2
9
16
25
3
27
64
125
4
81
256
625