Влияние формы носовой оконечности судна на характер его взаимодействия со встречными волнами
Чижиумов С. Д.КнАГТУ, г. Комсомольск-на-Амуре
Мореходство и морские науки
Морской форум 12 февраля 2008 г
Современные морские суда имеют большое разнообразие форм корпуса, и в частности носовой оконечности. Это бывает характерно даже для судов одного типа и бассейна. В связи с этим существует проблема выбора и обоснования формы корпуса проектируемого судна. Для дальневосточного бассейна России эта проблемы осложняется необходимостью грамотного учета тяжелых условий эксплуатации судов (частые шторма, недостаток портов-убежищ, обледенение, плавание во льдах и пр.).
При проектировании формы носовой оконечности судна кроме критериев ходкости на тихой воде и ледовых нагрузок следует учитывать требования мореходности и прочности на штормовом волнении (умеренных амплитуд качки и гидродинамических нагрузок, предотвращения существенного слеминга и заливания палубы). Это требует значительного объема работ по проведению модельных экспериментов.
В настоящее время достаточно полно разработаны конечно-разностные и конечно-элементные методы вычислительной гидродинамики (CFD – Computer Fluid Dynamic), позволяющие численно интегрировать уравнения Навье – Стокса. Но для их применения в задачах динамики корабля на волнении требуются большие вычислительные ресурсы компьютеров. При расчетах продольной качки судов и ударов о воду при слеминге возможно использование упрощенных моделей динамики идеальной жидкости. Для их анализа применяются методики вычислительного волнового бассейна (NWT – Numerical Wave Tank) на основе метода граничных элементов [10–15].
Задача многокритериального проектирования формы корпуса судна является одной из ключевых проблем судостроения. Для ее решения существует множество различных методик, однако нет единого подхода. Кроме того, многими классификационными обществами недостаточно регламентируются особенности корпуса и расчетные условия, от которых непосредственно зависят мореходные качества и прочность судов в тяжелых условиях плавания. Вследствие этого при проектировании формы корпуса судов основное внимание уделяется анализу ходкости на тихой воде, а анализ мореходности на волнении, остойчивости и прочности сводится к проверочным расчетам, в которых условия оценки безопасности не всегда достаточно определены. Приведем некоторые примеры такого положения дел.
Возвышение борта в носу служит для уменьшения заливания палубы, следовательно, оно должно существенно зависеть от типа судна, района плавания, формы носовых обводов, продольного радиуса инерции масс и других параметров, определяющих продольную качку судна. Однако в Правилах многих классификационных обществ высота надводного борта в носу определяется в зависимости только от длины и общей полноты судна, а протяженность возвышенного участка (бака или седловатости) – от длины судна.
По-видимому, недостаточный учет указанных обстоятельств является одной из основных причин частых повреждений и потери контейнеров в штормовых условиях у современных крупнотоннажных контейнеровозов [1]. Заливаемость контейнеровозов типа «Капитан Сахаров» в дальневосточном бассейне в осенне-зимний период приводит к обледенению контейнеров и их креплений, околка и отпаривание которых приводит к их повреждениям и простоям. В результате суда могут эксплуатироваться только до волнения в 6 баллов, в то время как после модернизации заливаемости можно избежать и при 7-балльном волнении [2]. Проблема обледенения возникает и у танкеров типа «Самотлор». Кроме того, у них наблюдались потеря устойчивости бимсов и трещины в палубе и фальшборте бака [3].
Очевидно, что от выбора носовых обводов выше ватерлинии существенно зависит безопасность судна в условиях шторма. Однако этот выбор определяется многими критериями, и их степень значимости различна для разных судов. В связи с этим возможность установления каких-либо обобщенных нормативных требований проблематична. Их практически и нет в Правилах многих классификационных обществ. Встречается только достаточно расплывчатое требование о том, чтобы обводы были мореходными [4].
Можно сформулировать два основных принципа проектирования носовых обводов исходя из условий мореходности и прочности [5]: 1) обеспечение «разбивания волн» путем увеличения всхожести на волну за счет развала бортов, нависающего форштевня и высокого бака; 2) принцип «прорезания волн» – путем принятия противоположных мер.
В исследованиях В. Н. Храмушина [5] на основе исторического и экспериментального анализа показано, что принцип «прорезания волн» или «непротивления стихии», широко использовавшийся до середины XX в., способствует ходкости на волнении, уменьшению килевой качки и слеминга. Правда, при этом волны почти беспрепятственно проникают на палубу.
Повышение энергоемкости судов и увеличение полноты надводных объемов в носу позволило бороться со встречными волнами и для волнения до 6–7 баллов исключить заливание палубы. Однако при этом возросли слеминговые нагрузки и сопротивление волн движению судна. Не случайно проблемы ударных нагрузок от слеминга стали актуальны со второй половины ХХ в.
Для судов, перевозящих палубный груз, обычно стараются увеличить площадь палубы за счет большого развала шпангоутов и наклона форштевня. В результате улучшается всхожесть судна на волну и несколько уменьшается накат воды на палубу. Зато существенно возрастает бортовой слеминг, килевая качка становится более резкой, растут ускорения и инерционные нагрузки от палубного груза.
На крупных пассажирских судах, в целях расширения зоны модульной организации жилых помещений, иногда верхнюю часть корпуса в носу приполняют. При этом в нижней надводной части увеличивается развал борта. Это может привести к росту ускорений и нагрузок от бортового слеминга при килевой качке.
С увеличением полноты обводов судна и размеров его носового бульба дополнительное сопротивление на волнении и волновые нагрузки на носовую оконечность возрастают. Видимо, это является одной из причин потери общей прочности и отрыва носовой оконечности навалочных судов и танкеров [6, 7]. В дополнение к этим факторам низкий надводный борт приводит к сильному заливанию палубы. В работе [8] предлагается форма носа с выдвинутой вперед острой надводной оконечностью – «узким мысом» (beak bow), которая уменьшает нагрузки при заливании палубы (рис. 1).
В настоящее время проблема безопасности судна в штормовых условиях решается в основном путем увеличения мощности двигателей и прочности конструкций. Однако в последнее время появляются работы, в которых рекомендуются конструкции носовых оконечностей пониженной жесткости, которые уменьшают вероятность пробивания борта другого судна [9]. Очевидно, что ограничения по жесткости, а значит, и по размерам связей конструкций носовой оконечности требуют решения проблемы штормовой безопасности судна за счет снижения нагрузок от удара волн, что возможно только путем рационального выбора формы носовых обводов.
Вполне вероятно, что нормирование формы носовой оконечности привело бы к снижению количества катастроф с судами в условиях экстремального волнения. Однако для этого необходимы сопоставительные исследования динамики судов с разными обводами на экстремальных волнах, которые могут быть выполнены методами CFD и NWT.
Для проектирования формы носовой оконечности судна на нагрузки при ударах о воду предлагается следующий алгоритм (рис. 2, а). Вначале рассчитываются параметры движения судна при качке, определяется целевая функция и ограничения. При этом исходная форма корпуса может определяться прототипом.
Параметры качки судна могут быть получены на основе обобщенных статистических диаграмм [16], модельных экспериментов или численных расчетов на основе методологии NWT [10–12]. На рис. 3 и 4 приведены примеры моделирования в компьютерной системе RealWave продольной качки судна с осадкой 4 и 6 м (В = 14 м; Н = 9,7 м; L = 80 м), движущегося со скоростью 6 узлов на регулярных волнах длиной 100 м и высотой 6 м.
 Рис. 3. Движение судна (время в с) с осадкой 6 м |
 Рис. 4. Движение судна (время в с) с осадкой 4 м |
Следующим этапом является проектирование формы шпангоутов судна в носу на основе численного моделирования процесса удара (точнее – быстрого погружения). Полученная форма используется далее в расчетах нелинейной качки (с учетом слеминга) и динамической прочности судна. По результатам этих расчетов может потребоваться изменение ограничений на форму носовой оконечности и дальнейшее ее уточнение.
При расчетных условиях динамики судна, соответствующих области резонанса по килевой качке, изменение формы носа мало влияет на параметры его движения [17]. В то же время гидродинамические нагрузки на носовую оконечность существенно зависят от ее формы. В связи с этим допустим раздельный анализ продольной качки и ударного погружения носовой оконечности с возможным итерационным уточнением.
Численное моделирование процесса погружения выполняется с применением метода граничных элементов по методикам, рассмотренным в работах [13, 14, 15].
Проектирование формы шпангоутов на основе численных моделей может быть выполнено по двум различным алгоритмам. Первый способ состоит в последовательном анализе погружения различных вариантов формы. Для каждого варианта проверяется достижение цели и удовлетворение ограничений, а затем производится определение формы для следующего приближения (рис. 2, б).
Во втором алгоритме форма поперечного сечения оптимизируется в результате одного численного расчета, в котором на каждом временном шаге процесса погружения определяется очередная точка сечения на ватерлинии, соответствующей данному моменту времени. Таким образом, на текущем шаге известны координаты точек только подводной части сечения. Следующая точка определяется с помощью итераций, с учетом условия оптимальности и ограничений (рис. 2, в).
Для водоизмещающих судов функцией цели при проектировании носовых обводов ниже КВЛ является сопротивление воды движению судна. Ограничение по днищевому слемингу определяется минимальной осадкой носом, однако его не всегда можно выполнить (особенно для судов смешанного плавания). Снизить ударные нагрузки возможно путем уменьшения площади плоского участка днища в носу, однако это обычно противоречит условиям ходкости и вместимости. В связи с этим предлагается применить гофрированное днище в носовой части [13,14].
В этом случае вероятность мгновенного контакта по большой площади можно считать практически равной нулю, ударная сила распределяется по времени, а захватываемый впадинами гофров воздух демпфирует удар. Кроме того что изгибы днища позволяют уменьшить ударные давления, они также повышают жесткость и изгибную прочность обшивки (рис. 5).
Следует заметить, что идея снижения ударных нагрузок путем применения конструкций, аналогичных гофрированному днищу, до сих пор практически встречалась только на многокорпусных и скоростных судах (рис. 6).
На параметры удара при днищевом слеминге, кроме геометрических параметров, существенно влияют также: относительная начальная скорость, приведенная масса судна, количество вовлекаемого во взаимодействие воздуха, гравитационные силы, сжимаемость поверхностного слоя воды и податливость конструкций.
Для изучения этих эффектов и возможности их учета при проектировании носовых днищевых перекрытий судов были проведены численные эксперименты, основанные на применении методики, описанной в работах [13, 14]. Некоторые результаты здесь представлены.
На рис. 7 показано распределение давлений по поперечному сечению в различные моменты времени для модели с шириной гофров 2,1 м и начальной скоростью 5 м/с. В этом случае давление в воздушной прослойке становится выше среднего гидродинамического с момента времени 0,006 c. Через 0,009 c от момента начального контакта ударная сила достигает наибольшего значения (см. также рис. 8).
Основываясь на результатах численных экспериментов, можно сделать следующие выводы:
1. На величину ударной силы наибольшее влияние оказывает начальная скорость удара, а также высота гофров и вес падающей конструкции. Форма гофров имеет несколько меньшее значение. Это видно на рис. 8.
3. При применении гофрированного днища путем подбора размеров гофров можно добиться снижения ударных сил при слеминге в 2 раза и более.
4. На днище с волнистыми гофрами действует несколько меньшая ударная сила, чем на поверхность из треугольных гофров (рис. 8). У волнистых гофров концентрация давлений возникает у вершин (от гидродинамического удара) и во впадинах (от давления воздуха). У треугольных гофров по мере погружения пик давления перемещается вдоль контура (рис. 7, 8).
Рассмотрим кратко другие особенности предлагаемой конструкции.
Гофрированное днище имеет увеличенную смоченную поверхность. Это приводит к росту сопротивления трения при движении судна. При h/a = 0,15 увеличение поверхности составляет не более 8 %. Применяя такую конструкцию только для днища в носовой оконечности, получим увеличение общей смоченной поверхности судна около 1 %. При ходе порожнем увеличение поверхности днища можно компенсировать уменьшением осадки носом.
При эксплуатации подверженных слемингу судов с обычным днищем со временем неизбежно возникают остаточные деформации обшивки (поперечная гофрировка), увеличивающие сопротивление движению. В предлагаемой конструкции поперечной гофрировки можно избежать. Таким образом, при определенных условиях недостатки конструкции с продольными гофрами, связанные с ростом сопротивления движению, могут обернуться достоинствами.
Одним из способов снижения сопротивления может быть уменьшение смоченной поверхности вогнутого днища путем нагнетания под него воздуха и искусственного образования каверн. Эффективность такого способа доказана для речных судов с плоским днищем [18]. Вогнутость и гофрировка днища могут способствовать повышению устойчивости каверн в условиях плавания судна смешанного плавания.
Если флоры стоят на каждом шпангоуте, то и при ширине волнистых гофров, равной расстоянию между стрингерами, обеспечивается большая изгибная прочность обшивки, позволяющая исключить продольные балки (в отличие от плоского днища с клетчатой системой набора). В этом случае исчезают узлы пересечения продольных балок с флорами – одни из основных источников концентраций напряжений и повреждений при ударных нагрузках.
Оценочные расчеты для судна среднего водоизмещения показали, что вес перекрытия с гофрированным днищем несколько больше, чем в обычном случае при одинаковой толщине обшивки. Однако, учитывая, что несущая способность гофрированной обшивки существенно выше, чем плоской, а внешние нагрузки меньше, толщина обшивки может быть уменьшена. При уменьшении толщины с 10 до 9 мм вес перекрытия с гофрированной обшивкой будет уже меньше примерно на 8 %.
У быстроходных водоизмещающих судов в носовой части имеется значительный развал шпангоутов над КВЛ, являющийся причиной бортового слеминга. Основным критерием проектирования формы этой части корпуса является минимум ударной силы при ограничениях на наибольшие давления и ускорения. Кроме формы, оптимизируемыми параметрами могут быть ширина и высота надводного борта, а ограничениями – скорость и ускорение в конце погружения, которые определяются из анализа продольной качки с условием допустимого заливания палубы.
Возможности предлагаемой методики иллюстрирует пример оптимизации формы надводной части носовой оконечности контейнеровоза длиной 157 м. В качестве исходной формы приняты обводы контейнеровоза «Художник Сарьян». Расчетная амплитуда вертикальных колебаний носовой оконечности, определенная по обобщенным диаграммам [16], для волнения 8 баллов составляет 11 м. Для района первого теоретического шпангоута амплитуда скорости погружения составляет 7 м/с, а амплитуда ускорения – 4,4 м/с2.
На рис. 9, а приведены варианты формы надводной части первого теоретического шпангоута, полученные в процессе оптимизации при условиях, что наибольшая ширина и площадь каждого шпангоута остаются неизменными. Соответствующие распределения по времени ударной силы и наибольшего давления показаны на рис. 10, а и 11, а. На рис. 9–11 под пунктом б отражены результаты, полученные при отсутствии ограничения по площади шпангоута.
Как видно на рис. 9, а и б при условии неизменности площади шпангоута его оптимальная форма имеет несколько точек перегиба, а зависимости f(t) и pmax(t) имеют два «горба». Они связаны с «приполнением» шпангоута в нижней и верхней частях надводного борта. Повышенные давления чуть выше КВЛ приводят к меньшему пику ударной силы, чем в исходном варианте, так как они действуют на меньшую поверхность. Второй пик нагрузки (от увеличения развала борта в верхней части) также меньше, чем в исходном варианте, – в связи с заметным замедлением погружения к этому моменту времени.
При ослаблении ограничений на площадь шпангоутов можно получить более равномерное по времени распределение ударной силы, а также более гладкие обводы (рис. 9, б и 10, б ).
Для шпангоутов, спроектированных по условию минимума ударной силы, максимальные давления несколько повышаются. Следует, однако, иметь в виду, что расчетные давления (для оценки местной прочности) следует определять при анализе других режимов качки судна. В данном случае давления не являются определяющими.
Оптимизация формы была выполнена для нескольких шпангоутов. На рис. 12 изображены носовые части корпуса исходного и оптимизированного (при неизменной площади шпангоутов) вариантов. Максимум ударной силы для оптимизированной формы уменьшился, по сравнению с исходным вариантом, на 21 %. Результаты динамического расчета для балочной модели корпуса судна, выполненного по МКЭ, показали, что ударный изгибающий момент уменьшился на 20 % (рис. 13).
Заметим, что форма подводной части судна не изменялась, поэтому ходкость судна на тихой воде осталась прежней.
Представленные на рис. 12, б оптимизированные обводы оказались менее технологичными, однако они могут служить основой для других решений, более технологичных (рис. 12, в).
