.

Вы здесь

Форма обводов корпуса

Форма обводов корпуса

28.06.2015 Автор: 31

§ 15 Форма обводов корпуса

При проектировании формы обводов ледокола необходимо кроме общих требований учитывать требования, вытекающие из характера взаимодействия отдельных районов корпуса с ледяным покровом. Так, например, при разрушении ледяного покрова изгибом большое значение имеет форма обводов корпуса ледокола на 1 — 5-м теоретических шпангоутах в районе КВЛ, где происходит ломка льда. Следовательно, форма обводов в указанном районе должна обеспечивать получение наибольших вертикальных усилий, под действием которых происходило бы разрушение ледяного покрова изгибом. В первую очередь стремятся удовлетворить требованиям ледовой ходкости, ориентируясь на движение в сплошных льдах. Методы оценки влияния формы обводов ледокола на его способность разрушать лед, предложенные Р. И. Рунебергом, В. И. Афанасьевым, И. В. Виноградовым, В. Милано, Р. Уайтом, имеют тот недостаток, что в них учтена форма обводов корпуса только в районе форштевня и прилегающих к нему участков бортов. Естественно, эти методы не могут быть использованы для анализа качеств обводов в других районах корпуса, которые участвуют в разрушении льда. В работах Ю. А. Шиманского, М. С. Яковлева и В. И. Каштеляна форма обводов корпуса ледокола рассмотрена на всей длине носовой оконечности, однако интегральный учет ее не позволяет обоснованно подойти к выбору оптимальных элементов обводов в различных районах корпуса.

Ниже приведены теоретические соображения о влиянии формы обводов корпуса на способность ледокола разрушать лед, исходя из локального характера взаимодействия корпуса судна с ледяным покровом. При двухрядной ломке льда, которая характерна при непрерывном движении ледокола в сплошных льдах предельной толщины, представляется физически реальной такая схема взаимодействия судна со льдом, когда одновременно осуществляется соприкосновение и ломка льда в пяти точках. Первая точка касания — форштевень, а четыре остальные располагаются по бортам симметрично относительно диаметральной плоскости (ДП) (рис. 83, а). При составлении уравнения статического равновесия судна, ввиду малых скоростей установившегося движения во льдах предельной толщины, будем пренебрегать влиянием сил инерции и сопротивлением воды. Силы, действующие на корпус ледокола в сплошных льдах, можно рассматривать как сосредоточенные. В соответствии с принятой схемой взаимодействия судна со льдом в точках контакта 1—5 действуют контактные усилия, нормальные к корпусу, и пропорциональные им силы трения. Направления последних на бортах с известной условностью можно считать совпадающими с направлениями касательных к действующей ватерлинии, а на форштевне — с направлением касательной к линии форштевня (рис. 83, б). Принимая величину сил давления пропорциональной косинусу угла между направлением движения и нормалью к борту, а силу трения — силам давления, можно определить:

ф — угол наклона форштевня к горизонтали; fд — коэффициент динамического трения корпуса ледокола о лед.

Ниже приведены формулы для проекций сил давления и сил трения на ось х и ось z.

где z' — угол между нормалью к борту и вертикальной осью г. Проекция силы бортового трения на ось х

В соответствии с допущением установившегося характера движения ледокола в сплошных льдах, тягу винтов приравняем сумме всех продольных горизонтальных усилий, действующих на борта и форштевень:

Из (82) находим выражение для коэффициента пропорциональности

Подставляя значение k из (83) в выражения для сил давления и сил трения, можно получить формулы для усилий, действующих на борта и форштевень ледокола.

В качестве примера приведем выражения для усилий, действующих в точке контакта борта со льдом:

Полученные формулы позволяют определять величины усилий, действующих на корпус ледокола при движении его в сплошных льдах, а также оценивать влияние характеристик формы обводов корпуса на эти силы, если будут известны тяга, развиваемая гребными винтами, и элементы формы обводов корпуса в местах контакта его со льдом.

На примере мощного ледокола Москва было рассмотрено влияние формы обводов его корпуса на способность разрушать ледяной покров. При двухрядной ломке льда предельной толщины разрушение первого ряда секторов льда происходит в районе первого теоретического шпангоута, а второго ряда — в районе четвертого теоретического шпангоута. Таким образом, одновременно в контакте со льдом находятся форштевень и районы первого и четвертого теоретических шпангоутов на каждом борту (см. рис. 83, а).

В табл. 13 приведены результаты расчета сил, выполненного предлагаемым способом для ледокола Москва. При определении углов x' и z', входящих в эти выражения, использовались следующие приближенные зависимости, связывающие их с углами α' и β':

Из таблицы видно, что усилия, действующие на борта ледокола при движении его в сплошных льдах, распределены неравномерно. По мере приближения к миделю их значения уменьшаются. Это позволяет прийти к выводу, что ломка льда бортами не может происходить одновременно на всех участках корпуса, которые находятся в контакте с ненарушенным ледяным покровом. Первоначально должен произойти облом сектора на первом теоретическом шпангоуте, так как в этих точках имеют место наибольшие вертикальные усилия. Затем, после облома сектора первого ряда, в результате уменьшения числа точек контакта корпуса с ненарушенным ледяным покровом до трех произойдет перераспределение усилий на корпусе ледокола. Значения вертикальных составляющих контактного давления на четвертом теоретическом шпангоуте РZ4 увеличатся и могут оказаться достаточными для облома льда в этих точках.

Таким образом, по способности разрушать лед оптимальной формой обводов корпуса ледокола будет такая, которая обеспечит пролом льда одной и той же толщины различными участками борта, когда одновременно в контакте с ненарушенным ледовым покровом будут находиться три точки — форштевень и две точки бортов (по одной с каждого борта).

Из выражений (84), (87), (88) видно, что при прочих равных условиях чем больше угол наклона ватерлинии к ДП диаметрали (чем выпуклее форма ватерлинии), тем больше значение вертикальной силы в районе борта, где происходит облом секторов первого ряда.

Однако при сильно выпуклой носовой ветви ватерлинии обеспечить требование ломки льда примерно одинаковой толщины районами бортов, где имеет место облом секторов первого и второго рядов, за счет увеличения развала бортов не представляется возможным. В этом случае значение угла наклона шпангоутов к горизонтали в районе четвертого шпангоута должно было быть меньше, чем в районе первого.

Расчеты показывают, что при S-образной ватерлинии значения вертикальных усилий на четвертом теоретическом шпангоуте оказываются больше, чем на первом, т. е. при такой форме носовой ветви ватерлинии сначала должно произойти разрушение секторов второго ряда, а затем первого, что, по нашему мнению, нецелесообразно.

При форме носовой ветви ватерлинии, близкой к прямой, вертикальные усилия, действующие в районе облома секторов первого ряда, меньше, чем при выпуклой форме, причем в этом случае разница между вертикальными усилиями на первом и четвертом теоретических шпангоутах получается наименьшей. Такая форма носовой ветви КВЛ позволяет получить близкие по величине значения вертикальных усилий в районе бортов, где происходит ломка льда, т. е. позволяет обеспечить ледоколу наибольшую способность разрушать ледяной покров. Из выражений (84) и (87) видно, что величина вертикальных усилий, действующих в точках борта, косвенно зависит также от формы обводов других районов, одновременно находящихся в контакте со льдом.

Таким образом, способность корпуса разрушать ледяной покров зависит от количества и места расположения по длине точек, в которых одновременно происходит контакт борта со льдом. Для случая двухрядной ломки льда ледоколом даже значительное изменение углов β' сравнительно мало сказывается на величине вертикальных усилий РZ, действующих в бортовых точках контакта. Так, например, для носовой ветви ватерлинии, близкой к прямой, уменьшение на первом теоретическом шпангоуте β' с 48 до 35° приводит при прочих равных условиях к увеличению вертикального усилия РZ1 в этом районе примерно на 10%. Уменьшение углов β' в районе четвертого теоретического шпангоута также приводит к увеличению величины Pzl , однако в этом случае процент увеличения еще меньше. Усилие Рz1 при уменьшении β' монотонно возрастает, поэтому оптимальных значений углов наклона шпангоута не существует.

По нашему мнению, для лучшей способности разрушать лед нецелесообразно стремиться к значительному развалу шпангоутов по всей длине носовой ветви КВЛ, где имеет место разрушение льда бортами. Необходимо максимально возможно увеличивать угол наклона шпангоутов в первую очередь в районе 0—2-го теоретических шпангоутов, где происходит облом первого сектора льда. Это должно привести к увеличению способности разрушать ледяной покров и другими районами борта.

В заключение следует отметить, что в целом «ледокольная» способность судна может быть улучшена также за счет уменьшения угла наклона форштевня ф. Так, например, при изменении ф с 30 до 20° вертикальные усилия на первом теоретическом шпангоуте с умеренно выпуклой носовой ветвью КВЛ увеличиваются примерно на 10%. Как видно из табл. 13, продольные силы, действующие на форштевень в общем ледовом сопротивлении, составляют существенную часть (в рассматриваемом примере для ледокола Москва — 37%). Снижение сопротивления, отнесенного к форштевню (Rф), может быть достигнуто при уменьшении угла наклона форштевня ф. Расчеты показывают, что при этом происходит перераспределение сопротивления между бортами и форштевнем таким образом, что сопротивление бортов возрастает, а сопротивление, отнесенное к форштевню, падает. Поскольку вертикальные усилия, действующие на борта ледокола, увеличиваются, ледокол в этом случае может преодолевать большую толщину сплошного льда. 

Можно написать следующую аналитическую зависимость между углами наклона ф, шпангоута β' и ватерлинии α':

(89)

tg ф = tg α' tg β'

Уменьшений величины угла ф можно достичь, уменьшая угол α' (за счет полноты носовой ветви КВЛ) или угол β' (увеличивая развал шпангоутов). Последнее более приемлемо, поскольку уменьшение α', как было показано выше, в свою очередь ухудшает способность ледокола разрушать лед.

На рис. 84 приведены результаты испытаний в сплошных и битых льдах трех моделей ледоколов, которые, при постоянстве главных размерений и углов наклона борта в районе КВЛ, отличались формами ее носовых ветвей. Сопоставление кривых R = f(V) этих моделей показывает, что при движении в сплошном льду во всем диапазоне скоростей наименьшее сопротивление у модели с выпуклой формой ватерлинии, а наибольшее — с S-образной ватерлинией. Такой результат согласуется с приведенными выше соображениями о преимуществе выпуклой формы ватерлинии перед двумя другими, поскольку такая форма обеспечивает получение максимальных вертикальных усилий, а следовательно, приводит к снижению составляющих сопротивления, связанных с ломкой льда, а также с притапливанием и поворачиванием льдин. Преимущество выпуклой формы перед другими формами КВЛ будет более наглядным, если сопоставить значения скоростей движения при R = const (см. рис. 84). Из рисунка видно также, что при увеличении выпуклости носовой ветви КВЛ несколько ухудшается ледопроходимость модели в битых льдах, и это необходимо учитывать при выборе формы обводов корпуса ледокола.

Способность ледокола притапливать льдины является одним из важнейших качеств, определяющих его ледовую ходкость. Устойчивое непрерывное движение ледокола в сплошном льду возможно в том случае, если образовавшиеся после разрушения ледяного покрова льдины будут легко уступать дорогу судну, т. е. притапливаться. Рассмотрим процесс взаимодействия корпуса ледокола со льдиной, которая располагается между ледяным полем и бортом. Из схемы, приведенной на рис. 85, видно, что притапливание льдины корпусом ледокола возможно, если она будет скользить вниз по борту или поворачиваться относительно точки А ненарушенного ледяного покрова.

Если пренебречь силой плавучести льда, скольжение льдины будет иметь место при выполнении условия

По данным экспериментальных исследований [22], коэффициент динамического трения льда по льду при наличии гладкой поверхности скольжения может быть принят равным коэффициенту динамического трения льда по судовой стали fл = fд = 0,1. Тогда из (93) следует, что скольжение льдины в процессе ее притапливания будет иметь место, если угол наклона шпангоутов к горизонтали β' < 79°. У современных ледоколов на всей длине ледовой ватерлинии β' < 79°. Однако, как показывают наблюдения, скольжение льдин во время их притапливания корпусом не наблюдается. Это, по-видимому, объясняется тем, что трение льда по льду происходит по шероховатой поверхности, у которой значение коэффициента трения существенно больше чем fл = 0,1.

Поворачивание льдины, как видно из (94), зависит не только от угла наклона шпангоута в месте ее контакта с корпусом ледокола, но и от отношения ширины льдины к толщине b0/h. Образующиеся в процессе движения ледокола в сплошных льдах льдины (сектора) имеют криволинейное очертание, поэтому для каждого поперечного сечения льдины отношение b0/h имеет свое значение. Наблюдения показывают, что в большинстве случаев при притапливании льдин корпусом они распадаются на три отдельные части, которые поворачиваются как бы независимо одна от другой. Причем условия притапливания средней части льдины наиболее тяжелые. Учитывая сказанное, при определении углов наклона шпангоутов, необходимых для поворачивания льдин, будем исходить из максимальных значений b0/h, характерных для поперечных сечений средней части льдины. В сплошном льду при двухрядной ломке льда эти значения меняются в пределах от 1,5 до 3 (для секторов первого ряда b0/h ~ 1,5-2, а для второго — 2—3).

Задаваясь в указанных выше пределах значениями b0/h и принимая коэффициент динамического трения fд = 0,1, из условия поворачивания льда (94) получим следующие предельные значения углов наклона шпангоутов:

Сопоставление показывает, что условия (95) в большинстве случаев выполняются только на половине длины носовой части корпуса ледоколов — от форштевня до 4—5-го теоретического шпангоута. Таким образом, беспрепятственно может происходить притапливание (поворот) лишь секторов первого ряда, образующихся в районе 1—2-го теоретических шпангоутов. На 4—5-м теоретических шпангоутах, где происходит облом секторов второго ряда, выполнение условия поворачивания находится на пределе, поскольку в этом районе углы наклона шпангоутов практически совпадают с приведенными в (95).

Следует отметить, что форма обводов носовой части корпуса существующих ледоколов на значительной длине не обеспечивает выполнения условий поворачивания льдин, однако, как показывают наблюдений при непрерывном движении ледокола в сплошном льду, льдины, как правило, поворачиваются. При этом нижнее ребро этих льдин оказывается разрушенным. Поэтому можно предполагать, что в тех районах борта, где условия (95) не выполняются, повороту льдины предшествует разрушение ее ребра, относительно которого происходит опрокидывание. После разрушения, условия поворачивания облегчаются, поскольку момент сопротивления повороту уменьшается за счет уменьшения плеча z (см. рис. 85).

Исследования показывают (см. § 27), что оптимального значения угла наклона шпангоутов для получения наибольших напряжений в нижнем ребре льдины, необходимых для его разрушения, не существует. С уменьшением β' (с увеличением развала шпангоутов) указанные напряжения возрастают.

 

Необходимо остановиться еще на одном обстоятельстве, которое накладывает свои требования на условия поворачивания льдины корпусом ледокола. Оказывается, что для каждого отношения ширины поперечного сечения льдины к ее толщине существует определенное значение угла наклона шпангоута, при котором передняя грань льдины во время поворачивания не будет сминаться корпусом. Как видно из рис. 86, при прочих равных условиях с уменьшением развала борта зона смятия передней грани льдины увеличивается. Ниже приведены предельные значения углов наклона шпангоутов к горизонтали, при которых смятие льдины корпусом во время ее поворачивания не происходит:

Приближенные значения этих углов получены с помощью геометрических построений. Сопоставление углов наклона борта ледокола, полученных из условий (95) и формулы (101), показывает, что для соответствующих отношений b0/h оба условия практически равноценны: при выполнении одного из них второе выполняется автоматически, т. е. если развал бортов ледокола достаточен для поворота льдины, то в процессе поворачивания смятия ее корпусом не произойдет.

Приведенные выше соображения справедливы для случая непрерывного движения ледокола в сплошных льдах, т. е. когда коэффициент динамического трения льда о корпус fд = 0,1. В момент начала движения ледокола в сплошных льдах (страгивание с места) коэффициент трения льда о корпус, как известно, равен статическому коэффициенту трения, значение которого больше, чем динамического. В последнем случае, как это следует из (95), развал бортов, при котором возможен поворот льдин без смятия, должен быть больше (β'—меньше), чем для рассмотренного ранее случая движения ледокола; например, при b0=h = 2 вместо β' = 62° будет β' = 51°. Иначе говоря, при статическом налезании ледокола на лед протяженность зоны корпуса, в которой условия поворачивания льдины не выполняются, больше, чем во время непрерывного движения.

Отметим также, что интенсивность притапливания льдин на рассматриваемом участке длины корпуса при прочих равных условиях зависит также от быстроты изменения угла наклона ватерлинии α' на этом участке. Нетрудно убедиться, что чем резче изменяется α' на данном участке корпуса, тем интенсивнее поворачиваются льдины. Таким образом, способность средней части корпуса ледокола притапливать льдины хуже, не только из-за небольшого развала бортов, но и из-за малого изменения угла наклона ватерлинии на этом участке.

Для определения влияния формы корпуса на ледовую прочность при расчете допустимых ледовых нагрузок следует исходить из наиболее опасных случаев взаимодействия корпуса судна со льдом. Поэтому за расчетную ледовую нагрузку для носовой части корпуса принимают нагрузку, возникающую в результате удара о лед, а для средней части корпуса — нагрузку при сжатии во льдах [20].

Для анализа влияния параметров формы обводов корпуса на величину ледовой нагрузки в носовой части корпуса используем выражение (8) для интенсивности ледовой нагрузки qH, действующей на набор корпуса при ударе о бесконечное поле. Воспользовавшись приближенной формулой (88), выражение для qH представим в следующем виде:

Из (97) видно, что qН уменьшается при уменьшении углов α' и β'. Таким образом, чем ближе к миделю располагается район соударения корпуса со льдом, тем меньше ледовая нагрузка. Ледовая нагрузка уменьшается также с увеличением развала борта (с уменьшением угла наклона шпангоута к горизонтали). Влияние рассматриваемых параметров формы обводов корпуса на ледовую нагрузку весьма существенно. Так, например, при увеличении β' в носовой части корпуса примерно на 15° ледовая нагрузка может увеличиться на 40—50%.

Сопоставим влияние формы обводов носовой части корпуса на ледовую ходкость и ледовую прочность. Как указывалось ранее, рациональность спроектированных обводов корпуса ледокола в отношении ледовой ходкости можно оценивать величиной вертикальной составляющей контактного давления PZ, когда с ненарушенным ледяным покровом взаимодействуют форштевень и две бортовые точки (по одной с каждого борта симметрично ДП).

Расчеты показывают, что с уменьшением угла β' и увеличением угла а' значения вертикальных составляющих контактного давления Pz увеличиваются.

Таким образом, если влияние угла а' на ледовую прочность и ледовую ходкость качественно одинаково, то влияние угла β' — качественно противоположно (чем меньше β', тем больше РZ , но меньше qн). Как известно, для ледоколов угол наклона ватерлинии а' изменяется в довольно узких пределах. В то же время представляется возможным варьировать значениями угла наклона шпангоутов β' так, чтобы форма обводов корпуса, оптимальная по величине ледовых нагрузок, была также оптимальной по проходимости в сплошных льдах. Провалам эпюр вертикальных усилий будут соответствовать максимумы эпюры ледовых нагрузок.

В качестве расчетных нагрузок для средней части корпуса ледокола принимаются нагрузки, которые приводят к разрушению льда в процессе ледовых сжатий. При взаимодействии корпуса со льдом, во время сжатия в зоне контакта наблюдается как местное смятие ледяного покрова, так и разрушение его от изгиба в результате общей деформации ледяной пластины. Для ледоколов, угол наклона β' которых в средней части корпуса сравнительно велик, разрушение может происходить от изгиба. На рис. 87 представлена схема взаимодействия корпуса ледокола с полубесконечной ледяной пластиной во время сжатия. На этом рисунке приняты следующие обозначения:

Из него определяем предельное значение угла β', при котором возможен изгиб ледяной пластины:

При fст = 0,3 разрушение ледяного покрова от изгиба в средней части корпуса ледокола может наступить, если будет выполнено условие β' <= 73°.

Заменяя в (100) Рнz выражением для вертикального усилия, необходимого для разрушения изгибом полубесконечной ледяной пластины (см. § 27), получим формулу для нормального давления, при котором произойдет разрушение льда заданной толщины:

где k = 0,7 — коэффициент пропорциональности.

Анализ формулы (101) показывает, что расчетная ледовая нагрузка средней части корпуса ледокола Рб уменьшается с уменьшением угла наклона шпангоута к горизонтали Поэтому увеличение развала бортов в средней части корпуса ледокола следует считать целесообразным в отношении ледовой прочности этого района.

В заключение следует отметить, что величину угла наклона шпангоутов в средней части корпуса β = 73° следует рассматривать как предельное значение этого угла, при котором возможен облом ледяного покрова, а также выжимание судна во время сжатия его льдами при fСT = 0,3.

При анализе влияния формы обводов корпуса на способность судна не заклиниваться во льдах, так же как и на способность быстро освобождаться от заклинивания, будем различать заклинивание со всплытием и без него. В первом случае заклиниванию подвергаются как форштевень, так и участки прилегающих к нему бортов, а во втором — только борта. Условие, при выполнении которого форштевень ледокола не будет заклиниваться во льдах, приведено в § 19.

На рис. 88 представлены зависимости угла наклона форштевня к горизонтали ф и угла входа КВЛ а' от угла наклона шпангоута β', а также угла ф от fст.

Кривые ф = f(β') и а' = f(β') (рис. 88, а) иллюстрируют влияние параметров формы обводов корпуса ледокола на условие

заклинивания форштевнем при значении коэффициента статического трения fст = 0,3. Области, расположенные выше этих кривых, соответствуют условиям, при которых обеспечивается самопроизвольный сход судна со льда после налезания форштевня на ледяной покров, а ниже этих кривых — условиям, когда форштевень ледокола будет заклиниваться. При заданных значениях углов β' и а' график позволяет определить углы наклона шпангоутов в районе форштевня, при которых заклинивания форштевнем не происходит. Порядок нахождения этих углов следующий: при заданном а' по кривой II определяют β', затем по значению β' на кривой I находят ф. Так, например, при ф = 30° заклинивание форштевнем не произойдет при β' <= 60° и а' >= 18°. При ф = 20° эти значения углов соответственно будут: β' <= 37° и а' >= 27°.

Характер кривой ф = f(β') показывает, что для каждого значения коэффициента трения fст существует определенное значение угла наклона форштевня, при уменьшении которого ледокол будет заклиниваться вне зависимости от углов наклона шпангоута и ватерлинии в районе форштевня.

На рис. 88, б приведен график функции ф = f(fст) при значениях fст от 0,2 до 0,8. График позволяет для имеющих место на практике значений fCT = 0,2-0,8, определять минимальное значение угла ф, при котором ледокол при заклинивании форштевнем сможет сойти со льда, не прибегая к работе гребных винтов на задний ход. Например, в диапазоне fСт = 0,2-0,8 минимальное значение угла ф равно 34°. Условие, что ледокол сходит со льда с помощью работы гребных винтов на задний ход, по аналогии со случаем заклинивания средней частью корпуса может быть записано в виде (42). Однако, при проектировании формы обводов носовой части корпуса ледокола, без ущерба для других ледовых качеств всегда можно подобрать такие значения углов ф, а' и β', при которых самоторможение ледокола при сходе со льда отсутствует.

Поскольку заклинивание ледокола форштевнем происходит в результате всплытия корпуса при налезании на лед, то выбором соответствующей формы обводов прилегающих к форштевню участков бортов можно исключить вползание носа на ледяной покров. Однако выполнение последнего условия при углах ф, применяемых в практике ледоколостроения, привело бы к форме обводов корпуса (острые

носовые ватерлинии и сравнительно небольшой развал шпангоутов в районе форштевня), которая не отвечала бы своему основному назначению — созданию вертикальных усилий, необходимых для разрушения льда.

Проанализируем влияние элементов формы обводов корпуса ледокола на условие, при котором не происходит заклинивания бортами. Это условие, представленное выражением (36), графически изображено на рис 89 в виде зависимости а' = f(β'). Зона, расположенная ниже кривой, является зоной заклинивания, а выше — зоной, в которой самоторможение корпуса отсутствует, т. е. обеспечивается самопроизвольный сход ледокола со льда. Сопоставление значений углов а' и β' существующих ледоколов с соответствующими углами кривой, изображенной на этом рисунке, показывает, что в большинстве случаев зона заклинивания бортами простирается от миделя до 3—4-го теоретического шпангоута.

Влияние формы обводов корпуса ледокола на условие заклинивания его бортами характеризуется тем, что с уменьшением углов а' и n' вероятность заклинивания увеличивается. Уменьшить вероятность заклинивания проектируемых ледоколов бортами можно за счет уменьшения развала шпангоутов. Как видно из рис. 89, при угле наклона шпангоутов на миделе, равном 90° (вертикальный борт), заклинивание со всплытием этим районом корпуса не произойдет.

Как было показано в § 9, уменьшение развала борта ледокола благоприятно сказывается также на освобождении его от заклинивания с помощью гребных винтов, работающих на задний ход, поскольку в этом случае протяженность зон заклинивания бортами уменьшается (см. рис. 89). Таким образом, уменьшение развала бортов ледокола, целесообразное с точки зрения способности ледокола не заклиниваться и освобождаться от заклинивания, находится в противоречии с требованиями, ледовой ходкости, так как при этом уменьшаются вертикальные составляющие контактного давления, действующего на борта ледокола.

Рассмотрим влияние формы обводов корпуса ледокола на условия заклинивания без всплытия, которое, как указывалось в § 9, наблюдается при работе ледоколов в битых льдах большой сплоченности. При заклинивании без всплытия, как это видно из выражения (38), связывающего коэффициент трения с элементами формы обводов корпуса судна, вероятность такого заклинивания увеличивается с уменьшением значений углов наклона ватерлинии и шпангоутов. Заклинивание без всплытия на миделе (а' = 0) может иметь место вне зависимости от развала борта в этом районе корпуса.

Сопоставление характера влияния формы обводов корпуса ледокола на условия его заклинивания со всплытием и без всплытия показывает, что требования, предъявляемые к форме обводов корпуса совпадают для обоих случаев. Уменьшение развала борта оказывается целесообразным как в отношении заклинивания со всплытием, так и без него. Требования к созданию формы обводов корпуса, оптимальных по ледопроходимости и заклиниванию, противоречивы. Поэтому большое значение имеет изыскание эффективных средств, предназначенных для освобождения от заклинивания. Это тем более важно, так как у ледоколов значение тяги гребных винтов на заднем ходу оказывается недостаточным для схода судна со льда при всплытиях корпуса с изменением осадки на ΔT > 0,1 м (см. § 9).

На основании приведенных результатов теоретических исследований о влиянии формы обводов корпуса ледокола на ледовые качества, а также учитывая эксплуатацию судов этого типа можно дать общие рекомендации по выбору параметров формы ледокола в начальной стадии проектирования. Окончательный выбор элементов формы корпуса должен быть сделан на основе модельных испытаний в ледовом бассейне после установления главных размерений проектируемого ледокола. Исходя из характера взаимодействия корпуса ледокола со льдом, а также для удобства дальнейшего изложения будем различать формы обводов: а) форштевня и прилегающих к нему участков бортов; б) средней части корпуса и в) кормовой оконечности.

Форма обводов корпуса в районе форштевня характеризуется углом его наклона к горизонтали ф, углом входа КВЛ а'Е и углами наклона шпангоутов β' на участке, прилегающем к форштевню, до второго теоретического шпангоута.

Поскольку между углами ф, α'E и β' существует аналитическая связь, то выбор этих элементов формы нельзя производить независимо друг от друга. Сначала целесообразно выбрать угол входа КВЛ, который при заданном отношении LIB практически определяет форму носовой ветви КВЛ. Более выпуклая ватерлиния в этом районе обеспечивает ледоколу некоторое улучшение способности разрушать лед, однако при этом удлиненная цилиндрическая вставка приводит к увеличению вероятности заклинивания средней частью корпуса и к ухудшению ледопроходимости в битых льдах. Поэтому сильно выпуклую форму КВЛ для проектируемых ледоколов рекомендовать нельзя; она должна быть близкой к прямой, т. е. умеренно выпуклой. Для ледоколов всех классов угол входа КВЛ должен находиться в пределах 24—30°. При таких значениях углов в рассматриваемом районе корпуса обеспечиваются необходимые ледовые качества в отношении ледовой ходкости, прочности и заклинивания. Значение а'в > 30° приводит к ухудшению «закалываемости» носа в ледяной покров, что является немаловажным качеством для ледоколов, предназначенных для прокладки канала и проводки судов.

Для мощных и средних ледоколов угол наклона шпангоутов на участке 0—2-го теоретических шпангоутов можно принимать примерно равным 45°. Для вспомогательных ледоколов в районе форштевня допускают несколько большие значения углов β' по сравнению с углами мощных ледоколов. Указанные значения углов обеспечивают хорошие ледокольные качества обводов в этом районе и не противоречат условию притапливания секторов льда, которые обламываются непосредственно у форштевня.

Выбору угла наклона форштевня ф должно быть уделено особое внимание. Уменьшение его допустимо в определенных пределах, поскольку это может привести к заклиниванию носа ледокола во льдах. Поэтому при выборе угла наклона форштевня необходимо в первую очередь удовлетворить условию (37), при котором обеспечивается самопроизвольный сход носа судна со льда.

Значительное уменьшение угла ф ухудшает ледовую ходкость судна в битых льдах, так как при меньших ф возрастает количество буксируемых льдин впереди носа. В этом случае увеличивается число попаданий льдин под корпус к гребным винтам. Угол наклона форштевня к КВЛ у мощных и средних ледоколов должен находиться в пределах 25—30°. Такие значения угла ф при рекомендованных выше значениях углов а' и β' позволяют устранить заклинивание ледокола форштевнем и обеспечить ледоколу достаточно высокую ледовую ходкость.

Форштевень ледокола может быть выполнен с постоянным или переменным углом наклона. Вогнутая форма форштевня приводит к большей полноте носовых ветвей ватерлиний, что упрощает технологию изготовления форштевня и обеспечивает сохранение хороших ледовых качеств носа в большом диапазоне изменения посадки.

Учитывая сказанное, целесообразно для мощных и средних ледоколов без носовых винтов рекомендовать вогнутую форму форштевня со следующими значениями угла наклона по высоте (рис. 90): 30° — в районе КВЛ на высоте ледового пояса, что обеспечивает удовлетворительные условия работы носа ледокола в битых льдах, когда отсутствует дифферент; ниже ледового пояса примерно 25° с плавным переходом в носовой ограничитель, который препятствует значительному вползанию ледокола на лед и попаданию больших льдин под днище. Такая геометрия форштевня во время работы ледокола в тяжелых сплошных льдах при значительных дифферентах позволяет сохранить хорошие ледокольные качества и обеспечивает незаклиниваемость носа при значениях fСT < 0,5 (см. рис. 88, б).

Угол наклона форштевня ф = 15°, который предлагают американские специалисты, увеличивает эффективность ломки льда. В этом случае форштевень будет заклиниваться при fст <= 0,3, и сход ледокола со льда возможен лишь при работе механической установки на полную мощность на задний ход. При ф = 15° ухудшаются устойчивость на курсе, закаливаемость в лед, а также ледовая ходкость в битых льдах.

Выбирая высоту носового ограничителя, которым заканчивается форштевень в своей нижней части, следует иметь в виду, что при работе ледокола в сплошных льдах ограничитель не должен входить в контакт со льдом при углах дифферента больших 3°.

В последнее время высказывается мнение, что характер разрушения льда форштевнем во многом зависит от ширины его передней грани. Предполагают, что должны существовать такие размеры этой грани, при которых вместо «прорезания» льда будет иметь место разрушение изгибом. Модельные испытания позволили сделать заключение, что размеры передней грани форштевня практически мало сказываются на величине ледового сопротивления. Ширина передней грани влияет лишь на длину зоны «прорезания», но не меняет характер разрушения льда. При движении ледокола в битых льдах уширенная передняя грань форштевня способствует буксированию льдин носом. Поэтому на ледоколах форма поперечного сечения форштевня в районе КВЛ должна быть треугольной или трапециевидной с вогнутой передней гранью для улучшения закалываемости (см. рис. 111, б).

У ледоколов с носовыми винтами к обводам в районе форштевня предъявляют дополнительные требования, связанные с защитой винта от повреждений и с повышением эффективности омывания корпуса струями воды.

При проектировании формы обводов корпуса ледокола, в переходном районе между форштевнем и средней частью корпуса предпочтение следует отдавать требованиям, связанным с ледовой ходкостью и ледовой прочностью, как главными качествами, отвечающими назначению судна.

В отношении ледовой ходкости определяющим участком носового переходного района следует считать участок корпуса на 4—5-м теоретических шпангоутах, где при движении во льдах предельной толщины происходит облом и притапливание секторов второго ряда. При заданных значениях углов ф, а'Е и β' в районе форштевня, широко варьировать формой обводов корпуса в переходном районе не представляется возможным. Для этой цели может быть использован лишь угол наклона шпангоута β', при назначении которого надо исходить из требований обеспечения притапливания льда, так как эти требования являются более жесткими, чем требования, связанные с разрушением льда. Обеспечить условие притапливания льда в этом районе при статическом налезании корпуса на лед практически невозможно (в этом случае β' <= 50°). Поэтому целесообразно выполнить условие притапливания для случая непрерывного движения, для чего значение β' на 4—5-м теоретических шпангоутах следует принимать не более 60°.

При выборе угла наклона борта в средней части корпуса, в районе, прилегающем к миделю, в первую очередь необходимо обеспечить требования, которые предъявляет к форме обводов ледовая прочность. Угол наклона борта в районе КВЛ на миделе, равный 73°, следует рассматривать как минимальное значение развала борта ледокола, обеспечивающее выжимание корпуса при сжатии. Иными словами, развал борта в средней части корпуса для мощных и средних ледоколов, которые попадают в ледовые сжатия, должен быть не менее 17°. Следует отметить, что у большинства существующих ледоколов развал борта на миделе близок к 20°, за исключением канадских ледоколов, у которых этот угол равен 5—10°.

Необходимо иметь также в виду, что увеличение развала бортов в районе КВЛ приводит к значительному смещению центра величины в корму, что затрудняет дифферентовку. Обеспечение необходимой посадки ледокола при сохранении сравнительно большого развала бортов в районе КВЛ могло бы быть сделано за счет более полных обводов в подводной части корпуса, ниже ледового пояса. Однако испытания моделей в ледовом бассейне показали, что даже небольшая булеватость на шпангоутах в подводной части корпуса приводит к заметному увеличению ледового сопротивления и поэтому не может быть рекомендована для проектируемых ледоколов.

В настоящее время в практике ледоколостроения применяют трапецеидальную и округлую форму шпангоутов в подводной части корпуса (рис. 91). Для трапецеидальной формы характерны плоские борта и днище, а для округлой — выпуклые. Различие рассматриваемых форм шпангоутов, по-видимому, мало сказывается на основных ледовых качествах судна — на ледовой ходкости и ледовой прочности. Речь может идти о рациональности той или иной формы из условий размещения, технологии постройки, а также качки при плавании ледоколов на чистой воде.

Трапецеидальная форма шпангоутов, как показали модельные испытания, позволяет получать канал за моделью, в меньшей степени заполненным битым льдом, чем при округлой форме. Основной недостаток трапецеидальной формы шпангоутов — плотное прилегание льдин к корпусу в районе плоских участков бортов, что может привести к буксированию их и, следовательно, к замедлению движения судна. Учитывая сказанное, можно допускать для ледоколов шпангоуты слегка выпуклой формы. Надо иметь в виду, что при значительном развале бортов увеличение выпуклости шпангоутов может привести к ложкообразной форме носа, которая, как показывает практика, неприемлема для морских ледоколов [5]. В ряде стран, в частности в Канаде, отдают предпочтение выпуклой форме шпангоутов с меньшим, чем в отечественном ледоколостроении, развалом бортов.

В практике использовались наделки специальной формы с целью разрушения ледяного покрова приложением давления снизу вверх. На рис. 92, а представлен чертеж наделки «ледолом», спроектированной в СССР для речного ледокольного буксира Иван Вазов, имеющего мощность энергетической установки 600 л. с. Для такой формы обводов корпуса характерным является наклон шпангоутов в сторону ДП и тупой угол между образующей форштевня и горизонтальной плоскостью. Оборудованию судна наделкой «ледолом» предшествовали модельные испытания, которые показали, что для ледовой ходкости новый способ разрушения льда не имеет преимуществ. Натурные испытания буксира Иван Вазов, проведенные в 1952 г., в целом подтвердили этот вывод.

Позднее в Канаде было предложено ледокольное устройство «плуг» [36]. Форма «плуга» фактически повторяет наделку «ледолом» (рис. 92, б). По-видимому, форма обводов корпуса носовой оконечности, при которой разрушение ледяного покрова происходит давлением снизу вверх, не может быть использована на больших морских ледоколах, так как она не дает преимуществ перед обычной ледокольной формой в отношении ледовой ходкости, ледовой прочности и маневренности во льдах, хотя положительный эффект по очистке канала от битого льда может иметь место.

Форма обводов кормовой оконечности ледокола должна обладать достаточно высокими ледокольными и ледораздвигающими качествами. Ледоколы должны работать на заднем ходу так же успешно, как и на переднем. Этим требованиям в наибольшей степени удовлетворяет крейсерская корма, которая позволяет придать кормовым обводам очертания носовых обводов (пологие батоксы, выпуклые ватерлинии, разваленные шпангоуты).

Кроме требований ледовой ходкости, форма обводов корпуса кормовой оконечности должна обеспечивать защиту винтов от ледовых повреждений на переднем и задних ходах, а также при навалах на кромку поля и отдельные льдины во время маневрирования.

Анализ повреждений гребных винтов ледоколов показывает, что наибольшее число поломок приходится на бортовые винты. Поэтому при проектировании кормовых обводов ледокола основное внимание должно быть уделено защите бортовых винтов. Требования, обеспечивающие защиту бортовых винтов кормовыми обводами на переднем ходу и при навалах на лед при маневрировании,— противоречивы. Так, полные ватерлинии в корме способствуют защите винтов от навалов, но не защищают их на переднем ходу, поскольку притопленные носовой частью льдины будут всплывать в непосредственной близости от винтов. Вероятность соударения винта со льдом в этом случае увеличи

вается. Учитывая, что крупные льдины, которые могут привести к повреждению винтов ледокола на переднем ходу, попадают под корпус, при проектировании обводов кормы в первую очередь необходимо обеспечить защиту бортовых гребных винтов ледокола при навале. При этом полнота кормовой ветви КВЛ должна быть такой, чтобы проекция ее в плане как минимум перекрывала бортовые винты. Оптимального «перекрытия» КВЛ кромок лопастей бортовых винтов б1 (рис. 93) не существует; чем больше величина «перекрытия», тем лучше защищен винт.

В отечественной практике большое внимание уделяется также заглублению бортовых винтов ледокола б3, которое составляет (0,7-0,9) DB (DB — диаметр винта). Можно считать, что при б3>=hпр (hnp—предельная толщина льда) обеспечивается требуемая защита бортовых винтов от льда, проходящегонад ними.

На заднем ходу при движении в торосистых тяжелых или в битых льдах большой сплоченности отдельные большие льдины притапливаются кормовыми обводами и попадают в винты. При работе в таких условиях обводы кормовой оконечности не могут полностью обеспечить защиту гребных винтов от ледовых повреждений, хотя частичная защита руля и среднего винта достигается установкой в ДП объемного выступа — «ледового зуба» (см. рис. 142, § 31), который должен плавно переходить в ахтерштевень. При непрерывном движении ледокола задним ходом в сплошных ровных льдах опасность повреждения бортовых винтов не больше, чем на переднем ходу, поскольку в винты попадают сравнительно небольшие куски битого льда.

Известно, что на защищенность бортовых винтов большое влияние оказывает зазор б0 между лопастями винта и обшивкой корпуса (см. рис. 93). Модельные испытания показали, что степень защищенности гребных винтов на переднем ходу возрастает с увеличением этого зазора. При выборе б0 можно исходить из непрерывного движения ледокола в сплошных льдах, назначая величину зазора в виде доли от предельной толщины преодолеваемого льда. Зазор должен быть близким к предельной толщине льда. В этом случае падение числа оборотов гребного винта при взаимодействии его со льдом будет несущественным. Рекомендуются следующие значения б0: для мощных ледоколов — 1000 мм, средних — 750 мм и для вспомогательных — 500 мм.

Надводная часть кормовой оконечности ледокола должна быть достаточно полной. Это необходимо для обеспечения продольной и поперечной остойчивости при налезании носа ледокола на лед при работе его набегами. Кроме того, полные надводные кормовые образования позволяют более надежно защитить бортовые винты от повреждений во время столкновений при буксировках и околке судов.

В последнее время большое внимание уделяют созданию специальной защиты гребных винтов ледоколов в виде ледоотводящих плоскостей и выступов, которые устанавливают в районе движителей. Такие устройства широко применяются на ледокольных буксирах и транспортных судах ледового плавания.

Поиски средств, предназначенных для увеличения чистоты канала за ледоколом, привели в частности к применению насадок Корта, развернутых относительно ДП на постоянный угол.

В СССР такие насадки будут испытаны на одном из вспомогательных ледоколов.

Остановимся в общих чертах на выборе коэффициентов теоретического чертежа б, а и β. Всякое изменение элементов формы главных размерений проектируемого ледокола в той или иной мере отражается на коэффициентах теоретического чертежа. Поэтому при выборе этих коэффициентов необходимо учитывать прежде всего углы наклона КВЛ и шпангоутов, т. е. элементов формы, влияние которых на ледовые качества наиболее полно изучено.

Увеличение развала бортов и угла наклона форштевня к горизонтали приводит к сравнительно острым образованиям носовой оконечности с довольно низкими значениями коэффициента общей полноты, которые для существующих отечественных ледоколов находятся в пределах от 0,45 до 0,54 (табл. 14). Из этой таблицы также видно, что значения б изменяются в зависимости от класса ледоколов. В пределах одного класса желательно принимать возможно меньшие значения б. Предельные значения этого коэффициента для ледоколов разных классов следующие: мощные ледоколы — 0,54, средние — 0,5 и вспомогательные — 0,47.

Коэффициент полноты КВЛ а зависит от других коэффициентов теоретического чертежа (коэффициентов общей полноты, полноты мидель-шпангоута), а также от угла входа КВЛ и угла наклона шпангоутов. Влияние коэффициента полноты носовой ветви КВЛ ан на ледовую ходкость выражается в том, что с его ростом ледокольные и ледораздвигающие способности судна уменьшаются. В то же время, как было показано в § 15, с увеличением угла входа КВЛ, т. е. с ростом этого коэффициента, увеличивается показатель ледовой ходкости — вертикальная составляющая контактного давления корпуса на лед в районе форштевня. 

Модельные испытания показали, что даже существенное увеличение ан мало сказывается на величине сопротивления сплошного льда движению модели. В табл. 14 приведены значения коэффициентов полноты КВЛ, которыми можно пользоваться при проектировании ледоколов. За средние значения этих коэффициентов можно принимать следующие: мощные ледоколы — 0,75, средние — 0,71 и вспомогательные — 0,68.

Коэффициент полноты площади мидель - шпангоута β влияния на ледокольную способность судна не оказывает. Условие размещения механической установки в средней части корпуса ледокола во многом предопределяет выбор этого коэффициента. У мощных и средних ледоколов значение β может доходить до 0,85 и более (см. табл. 14). Как правило, положение центра величины (ЦВ) по длине ледокола оказывается сдвинутым в корму от миделя, если наиболее широкое сечение располагается на середине длины корпуса. В каждом конкретном случае при выборе абсциссы центра величины приходится считаться не только с ледовыми качествами проектируемого судна, но также с требованиями дифферентовки. По условиям дифферентовки можно допустить смещение наиболее полного сечения в нос от миделя на расстояние до 10% от длины судна. Это не должно сказаться отрицательно на основных ледовых качествах судна — на ледовой ходкости и ледовой прочности. В то же время при этом можно ожидать улучшения защищенности винтов от действия льда, а также уменьшения вероятности заклинивания ледокола средней частью корпуса.

Boatportal.ru

logo