CC BY-NC
9
DOI: 10.24937/2542-2324-2020-4-394-21 -30 УДК 629.5.017:629.5.018.71
T.A. Дьякова, С.О. Рождественский, H.B. Маринич, A.A. Рудниченко
ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург, Россия
РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПОПАДАНИЯ ВОЗДУХА В ДВИЖИТЕЛЬ ПРИ ДВИЖЕНИИ НА ВОЛНЕНИИ
Объект и цель научной работы. Объектом исследования являлась модель скоростного высокомореходного катера с дискретно-переменной килеватостью днища, на котором в качестве движителей предполагается использовать два водомета. Цели работы - экспериментальное определение гидродинамических характеристик модели при движении на тихой воде и встречном регулярном волнении, соответствующем нерегулярному волнению интенсивностью 3 и 4 балла, а также определение возможности прорыва воздуха к водозаборникам водометных движителей (ВД) для двух их положений на днище модели при ее движении на встречном волнении, проведение численного моделирования движения катера натурного масштаба в условиях косого нерегулярного волнения интенсивностью 4 балла с учетом работы водометов двух различных конфигураций с оценкой возможности прорыва воздуха в каналы водометов.
Материалы и методы. Гидродинамические характеристики модели определялись экспериментальным путем при буксировке модели в скоростном мореходном опытовом бассейне на тихой воде и встречном регулярном волнении с использованием штатного экспериментального оборудования, прорывы воздуха фиксировались с помощью цифровой видеокамеры GO PRO, установленной на модели над местами расположения водозаборников. Численное моделирование движения катера натурного масштаба осуществлялось в среде пакета вычислительной гидродинамики Star-CCM+. Основные результаты. Получены зависимости буксировочного сопротивления, углов ходового дифферента и изменения всплытия от скорости модели при ее движении на тихой воде и встречном регулярном волнении при разных длинах волн при двух значениях продольной центровки. Определены области прорыва воздуха к водозаборникам на днище модели. Выполнен анализ экспериментальных данных и сделана оценка достижимой скорости катера водоизмещением 50 и 29 тс на волнении при располагаемой подводимой к движителям мощности. Проведено численное моделирование движения катера натурного масштаба в условиях косого нерегулярного волнения с двумя различными вариантами водометов.
Заключение. Полученные результаты показали, что мореходные качества катера вполне удовлетворительны и что наиболее очевидным фактором, уменьшающим прорывы воздуха, является снижение скорости. Также имеет значение смещение входного сечения водозаборника к транцу, смещение входного сечения водозаборника к диаметральной плоскости, смещение продольной центровки катера в нос. Полученные результаты можно использовать для выбора положения водозаборников ВД на днище катера с целью повышения эффективности работы ВД. Методами численной гидродинамики получены характеристики ВД, оценена вероятность и объемы прорыва воздуха в каналы водозаборни-ков ВД различных конфигураций при нескольких углах косого нерегулярного волнения.
Ключевые слова: скоростной катер с дискретно-переменной килеватостью днища, мореходные испытания, численное моделирование, встречное волнение, косое нерегулярное волнение, гидродинамические характеристики, прорыв воздуха, водометные движители.
Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
DOI: 10.24937/2542-2324-2020-4-394-21 -30 UDC 629.5.017:629.5.018.71
Т. Dyakova, S. Rozhdestvensky, N. Marinich, A. Rudnichenko
Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia
COMPUTATIONAL AND EXPERIMENTAL DETERMINATION OF WATERJET AERATION EXPOSURE IN WAVES
Для цитирования: Дьякова Т.А., Рождественский С.О., Маринич Н.В., Рудниченко А.А. Расчетно-экспериментальное определение возможности попадания воздуха в движитель при движении на волнении. Труды Крыловского государственного научного центра. 2020; 4(394): 21-30.
For citations: Dyakova T., Rozhdestvensky S., Marinich N., Rudnichenko A. Computational and experimental determination of waterjet aeration exposure in waves. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2020; 4(394): 21-30 (in Russian).
Object and purpose of research. The object of research was a model of a fast seaworthy boat with discrete-variable bottom deadrise and two waterjet propulsors. The purposes of research were to experimentally determine hydro-dynamic characteristics of the model in calm water and head regular waves corresponding to the irregular waves of sea states 3 and 4, as well as to determine the possibility of air penetration to waterjet inlets for two variants of their arrangement on model bottom in head-wave conditions, numerical simulation of the full-scale boat movement in oblique irregular waves (sea state 4) for two variants of waterjet arrangement, with an assessment of waterjet duct aeration exposure.
Materials and methods. Model hydrodynamics was estimated experimentally by means of towing tests in highspeed seakeeping basin in calm water and head regular waves using standard test equipment; air penetrations were recorded by a GO PRO digital video camera installed on the model above the water inlets. Numerical simulation of the full-scale boat movement was carried out in Star-CCM+ CFD package.
Main results. The study yielded the curves of towing resistance, running trim and sinkage versus model speed in calm water and head regular waves of different length for two longitudinal CG positions, as well as the areas of air penetration to waterjet inlets on model bottom. Analysis of the experimental data enabled the estimation of attainable speed for the boat with displacement of 50 and 29 tf in waves for given delivered power. Numerical simulation of the full-scale boat movement in oblique irregular waves for two variants of waterjet arrangement has also been carried out.
Conclusion. The results have shown that seakeeping performance of the boat is quite satisfactory and that the most obvious way to mitigate air penetrations is to reduce the speed. Other important factors were shifting the waterjet inlet towards the transom and to the CL, as well as shifting the longitudinal CG forward. The obtained results can be used to select the position of the waterjet inlets on boat bottom in order to increase waterjet efficiency. Using the methods of numerical hydrodynamics, the characteristics of the waterjets have been obtained, the probability and volumes of air penetrations to waterjet ducts (for different variants of waterjet arrangement) at several angles of oblique irregular waves have been estimated.
Key words: high-speed boat with discrete-variable bottom deadrise, seakeeping tests, numerical simulation, head waves, oblique irregular waves, hydrodynamic characteristics, air penetration, waterjet propulsion. The authors declare no conflicts of interest.
Введение
Introduction
Водометные движители (ВД) нашли широкое применение на быстроходных судах разных типов. В диапазоне скоростей 35-50 уз ВД имеют высокий КПД. Они позволяют обеспечивать хорошую управляемость судов без традиционных рулей и движение задним ходом без реверс-редуктора [1]. Однако одной из особенностей работы водометов на катерах, движущихся с большой скоростью, является попадание воздуха в рабочую часть. Это происходит из-за того, что при большой скорости движения смоченная поверхность днища становится очень малой и при естественных колебаниях катера по всплытию и дифференту водозаборник водомета оголяется, что неблагоприятно сказывается на работе ВД (падение КПД и повышенный износ). В связи с этим были проведены мореходные испытания модели скоростного высокомореходного катера с дискретно-переменной килеватостью днища с определением возможности прорыва воздуха в зону водозабора ВД при движении на волнении при разных длинах волн.
Краткое описание и основные характеристики модели
Brief description and main characteristics of the model
Для проведения испытаний на волнении в скоростном мореходном опытовом бассейне была использована буксируемая модель быстроходного катера с дискретно-переменной килеватостью днища. Модель испытывалась при одном значении водоизмещения Ом = 68,3 кгс (670 Н), соответствующего водоизмещению катера 29 тс при масштабе модели 1:7,45 и 50 тс - при масштабе модели 1:8,94 при плотности морской воды 1025 кг/м3.
Модель имела по три участка днища различной килеватости (дискреты) с каждой стороны от диаметральной плоскости (ДП), причем угол килеватости уменьшается с удалением от ДП [2]. Сечения шпангоутов в нижней части корпуса по всей его длине имеют закругленную форму с одинаковым радиусом закругления для всех сечений. Чертеж корпуса модели приведен на рис. 1.
Для определения возможности прорыва воздуха в зону водозабора ВД днище модели с левого борта
около транца изготовлено из прозрачного оргстекла. На стекло белой краской нанесены границы входных сечений водозаборников на дискретах 24° и 45°, соответствующие ВД конструкций «II» и «X» соответственно. Конструкция ВД подробно описана в статье «Разработка типового ряда водометных движителей судов повышенной мореходности» настоящего сборника (с. 13). Отсутствие или наличие прорывов воздуха в зоне размещения водоза-борников водометных движителей фиксировалось цифровой видеокамерой GO PRO, установленной на модель над прозрачным участком днища. Видеосъемка велась на всех режимах движения модели на волнении. Исследуемая модель с нанесенными границами входных сечений водозаборников и прозрачным участком днища показана на рис. 2. Основные характеристики модели:
■ максимальная длина Lmax = 2,306 м;
■ длина по скуле L^ = 2,259 м;
■ теоретическая шпация /шп = 0,150 м;
■ максимальная ширина 5мах = 0,605 м;
■ ширина по скуле Вск = 0,552 м;
■ высота от основной плоскости (ОП) до палубы Hmax = 0,373 м;
■ относительное удлинение L^/B^ = 4,09;
■ угол килеватости первого от ДП участка днища (дискрета) от 11 до 15 шп. (транца) - 45°;
■ угол килеватости второго от ДП участка днища (дискрета) от 11 до 15 шп. - 24°;
■ угол килеватости третьего участка от ДП участка (дискрета) от 11 до 15 шп. - 18°;
■ длина по слому от первого ко второму участку килеватости Lm = 2,207 м.
Модель испытывалась при двух значениях продольной центровки: Xg = 0,772 м и Xg = 0,882 м от транца (соответственно, относительные продольные центровки Xg = Xg/Lm составляют 0,35 и 0,40). Точка приложения буксировочного усилия располагалась по длине на расстоянии XT = 0,747 м от транца, по высоте ZT = 0,266 м от ОП.
Определение гидродинамических характеристик модели и областей прорыва воздуха к водозаборникам водометных движителей на днище модели
Determination of the hydrodynamic characteristics of the model and areas of air penetration to waterjet inlets on the bottom of the model
Для оценки прироста сопротивления на волнении модель перед испытаниями на волнении была ис-
корпус
Рис. 1. Теоретический чертеж корпуса модели катера Fig. 1. Lines drawing of the boat model hull
пытана на тихой воде. Испытания модели проводились на встречном регулярном волнении с высотой волн hE ср ~ 120 мм, соответствующей натурному нерегулярному волнению 4 балла (Яв3% = 2,0 м) для водоизмещения катера 50 тс, и с высотой hE ср ~ 90 мм, соответствующей натурному нерегулярному волнению 3 балла (He3% = 1,25 м) для водоизмещения 29 тс. В первом случае испытания проводились при длинах волн 3,85; 4,75; 5,55; 6,65 м в диапазоне скоростей от 3,55 до 6,1 м/с (от 20,7 до 35,5 уз для судна натурного масштаба). Во втором случае длины волн составляли 3,10; 3,75; 4,75; 5,90 м, а скорости изменялись от 3,55 до 8,15 м/с (от 18,8 до 43,3 уз для судна натурного
Рис. 2. Вид с днища на кормовую часть модели
с вставками из оргстекла с границами
входного сечения водозаборника
Fig. 2. View from the bottom to the aft part of the model
with plexiglass inserts with the boundaries of the inlet section
of the water inlet
масштаба). В обоих случаях испытания проводились при двух относительных положениях центра тяжести по длине Х^ - 0,35 и 0,40. В соответствии с принятой в ФГУП «Крыловский государственный научный центр» практикой при проведении испытаний в бассейне отношение высоты нерегулярных волн для натурного судна к высоте регулярных волн для модели принималось равным (И3% /кв) т = 1,87, где т - масштаб модели.
Результаты испытаний на регулярном встречном волнении представлены на рис. 3-5 в виде зависимостей Яср(У), ¥ср(У). Видно, что при высоте
волн Ив ср ~ 120 мм на максимальной скорости движения модели V = 6,1 м/с для Х^ = 0,40 наибольшее значение сопротивления (160 Н) было получено при длине волн Х ср = 5,53 м, причем прирост сопротивления составил 30 %, как показано на рис. 3, а для Х^ = 0,35 при той же скорости наибольшее значение сопротивления (152 Н) было получено при длине волн 6,65 м, прирост сопротивления составил 25 %, что показано на рис. 4.
При высоте волн Нв ср ~ 90 мм на максимальной скорости движения модели V = 8,15 м/с для = 0,35 наибольшее значение сопротивления
^ср> H 180 160 140 120 100 80 60 40 20
Модель № 11866 . GM = 68,3 кгс (670 Н) - Xg = 0,882 м (Xg = 0,40)
- тихая вода
0
о 118 3,84 "
A 120 4,75 .
■ 120 5,53 -
О 119 6,65 "
5 6 V, м/с
VTZ о тср>
б)
6 ■
Модель № 11866 ■ GM = 68,3 кгс (6701 Xa = 0,40
1)
i
ТИ хая : юда !г
И
Встречное волнение Ав cps мм ср> м
0
10 15
20
0 118 3,84 .
A 120 4,75
■ 120 5,53 -
О 119 6,65
5 6 V, м/с
25 30 35 Vs,y3
Рис. 3. Зависимости средних значений сопротивления Rcp (а) и угла дифферента Фср (б) модели от скорости V при движении на встречном волнении для Xg = 0,40 при разных длинах волн
Fig. 3. Average resistance Rq, (а) and the trim angle Фср (б) versus speed V of the model in head waves of different length: Xg = 0,40
^cp> H
a)
- Модель № 11866
: GM = 68,3 кгс (670 H)
- Xg = 0,772 M (Xg = 0,35)
Встречное волнение -
Авср, мм ^вср> М
о 119 3,87 " 7
А 121 4,73 .
■ 121 5,56
О 121 6,65
5 6 V, м/с 0
Модель № 11866 GM = 68,3 кгс (670 H) Xg= 0,35
о 119 3,87
А 121 4,73 "
■ 121 5,56 .
О 121 6,65
5 6 К, м/с
25 30 35 Vs, уз
Рис. 4. Зависимости средних значений сопротивления R^ (а) и угла дифферента Фср (б) модели от скорости V при движении на встречном волнении для Xg = 0,35 при разных длинах волн
Fig. 4. Average resistance Rср (а) and the trim angle Фср (б) versus speed V of the model in head waves of different length: Xg = 0,35
К Срэ ММ Я-вср» м Xg -
о 89 3,08 0,35 -
А 90 3,73 0,35 -
■ 89 4,78 0,35 -
О 91 5,88 0,35 -
о 92 5,89 0,40 "
А 95 4,65 0,40 "
■ 92 3,77 0,40 "
О 86 3,13 0,40 "
6 8 V, м/с
m О тср>
10
б)
Модель № 11866 GM = 68,3 кгс (670 H)
Встречное вол пение
Авср, мм м Xg
о 89 3,08 0,35
А 90 3,73 0,35
■ 89 4,78 0,35 "
« 91 5,88 0,35
о 92 5,89 0,40 _
* 95 4,65 0,40
■ 92 3,77 0,40
О 86 3,13 0,40 "
V, м/с
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Рис. 5. Зависимости средних значений сопротивления Rcp (а) и угла дифферента Фср (б) модели при движении на встречном волнении от скорости V для Xg = 0,35 и Xg = 0,40 при разных длинах волн
Fig. 5. Average resistance R^ (а) and the trim angle Фср (б) versus speed V of the model in head waves of different length: Xg = 0,35 vs Xg = 0,40
(162 Н) было получено при длине волн 4,78 м, прирост сопротивления составил 12 %. Для Xg = 0,40 при длинах волн 3,13 и 3,77 м скорость буксировки модели была ограничена по соображениям безопасности из-за больших пиковых перегрузок (до 5), а также из-за значительных прорывов воздуха в область водозаборников. При длине волны 5,89 и 4,65 м на максимальной скорости сопротивление составило ~180 Н, а прирост сопротивления - 17 %, что показано на рис. 5.
Средние значения углов дифферента на волнении во всех обследованных случаях выше их значений на тихой воде, а характер их изменения со скоростью близок к таковому на тихой воде, что показано на рис. 3-5.
Изменение относительных размахов как килевой, так и вертикальной качки, от скорости и от длины волн имеет типичный для скоростных глиссирующих катеров характер.
Наибольшие перегрузки наблюдались в носу модели и, как обычно, росли вместе со скоростью при обоих значениях центровок и высот волн. Наибольшие пиковые значения перегрузок при высоте волн hE ср ~ 120 мм достигали 4, а при высоте волн hE ср ~ 90 мм - 5.
Как уже было сказано, на всех режимах движения модели на волнении производилась видеосъемка днища модели в зоне размещения водозаборни-ков водометных движителей с целью определения
областей прорыва воздуха. Прорыв воздуха оценивался по взаимному положению носовой границы смоченной поверхности на днище и границы (контура) входного сечения водозаборника. При прорыве воздуха граница смоченной поверхности пересекает контур водозаборника, что показано на рис. 6 (см. вклейку). Примеры стоп-кадров видеозаписи прорывов воздуха и фотографии модели при движении на волнении с высотой hв ср ~ 120 мм приведены на рис. 7 (см. вклейку).
Визуальные наблюдения и видеосъемка в процессе испытаний показали, что при движении модели на встречном волнении с высотой волн ^ ср ~ 120 мм при = 0,40 прорывов воздуха не было при всех скоростях и длинах волн в пределах границ входного сечения водозаборника на днище как на дискрете 24° (ВД «11»-образной конструкции), так и на дискрете 45° (ВД конструкции «X»).
При движении с относительной кормовой центровкой Х^ = 0,35 на всех длинах волн при скоростях V > 5 м/с наблюдался прорыв воздуха в носовой части входного сечения водозаборника, область которого была тем больше, чем выше была скорость и длиннее волна (рис. 7, 76), причем область водозаборника на дискрете 45° (ВД конструкциях») оголялась в большей степени, чем на дискрете 24°. На рис. 8 (см. вклейку) видно, насколько сильно оголяется днище модели при движении на волнении. Определялась протяженность области
Рис. 6. Определение области прорыва воздуха по взаимному положению носовой границы смоченной поверхности на днище и контура входного сечения водозаборника
Fig. 6. Determination of air penetration area as per relative position of the bow boundary of the wetted surface on the bottom and the contour of water inlet section
Рис. 7. Стоп-кадры видеозаписи при прорывах воздуха при Хд = 0,35 на волнении с высотой волн
/7вср ~ 120 мм при разных скоростях и длинах волн:
а)V= 5,57 м/с, /)вср ~ 118 мм, Л ~ 6,61 м;
б)V = 6,10 м/с, Лвср к 118 мм, \Ср ~6'62 м;
в) V = 5,58 м/с, /?вср И 119 мм, \,ср * 5,60 м;
г) V = 6,08 м/с, /?вср к 119 мм, А я 4,73 м
в ср '
Fig. 7. Screenshots of video records during air penetration at Xg = 0.35 in waves with height /7вср ~ 120 mm at different speeds and wavelengths: a) V= 5.57 m/s, /7вср и 118 mm, Лвср « 6.61 m;
6.10 m/s, /7вср « 118 mm, Лвср я 6.62 m;
c)CV= 5.58 m/s, /7вср =119 mm, Ласр » 5.60 m;
d) V = 6.08 m/s, hBv «119 mm, Л = 4.73 m
в ср
Рис. 8. Оголение днища при движении модели сХд = 0,35 со скоростью 1/=6,10 м/с {Vs я 35,5 уз) на встречном волнении с/)вср » 118 мм
И \ср ~ 6<62 м
Fig. 8. Bottom emergence at Xg = 0,35 and speed 1/ = 6.10 m/s (1/s и 35.5 knots) in head waves with h ~ 118 mm
в cp
and X к 6.62 m
Рис. 9. Стоп-кадры видеозаписи при прорывах воздуха при Хд = 0,35 на волнении с высотой волн Л » 90 мм
в ср
при разных скоростях и длинах волн:
а) V = 7,53 м/с, Лвср » 86 мм, Лвср » 3,75 м;
б) У = 8,15 м/с, Лвср « 93 мм, Лвср « 4,78 м;
в) У = 8,13 м/с, Лвср « 89 мм, Лвср « 5,87 м
Fig. 9. Screenshots of video recording for air penetrations at Xg = 0,35 in waves with height h »90 mm at different
=> B cp
speeds and wavelengths:
a) V = 7.53 m/s, /7Bcp « 86 mm, ABcp « 3.75 m;
b) V = 8.15 m/s, /7°Ccp « 93 mm, « 4.78 m;
c) 1/= 8.13 m/s, /7°CP« 89 mm, A°CP« 5.87 m
прорыва воздуха по длине модели на данной дискрете от носовой границы входного сечения водозабор-ника до шпангоута, на котором находилась кормовая точка пересечения носовой границы смоченной поверхности с контуром водозаборника.
При движении модели на встречном волнении с высотой волн кв ср ~ 90 мм при Х^ = 0,35 на всех длинах волн при скоростях V > 6,5 м/с наблюдался прорыв воздуха, по крайней мере, на одной дискрете 45°. Примеры стоп-кадров видеозаписи прорывов воздуха на волнении с кв ср ~ 90 мм приведены на рис. 9 (см. вклейку).
На скорости V ~ 6,5 м/с на дискрете 24° прорыва воздуха не было замечено только при длине волн ^в ср ~ 4,78 м, а при остальных длинах волн область прорыва воздуха на дискрете 24° (ВД «¡¡»-образной
N, кВт 4000 3500 3000 2500 2000 1500 1000 500 0
а)
' ' ' ' ' -¡г ' ' '
us Lg
О
Я
S --
< Ь-
Ч F 1стречное волнение . #вЗ% = 2,0 м -^ wS> м " о 34,5 -А 42,5 -■ 49,5 " О 59,5 "
à >
5
15
20
25
30
35
N, кВт 4000 3500 3000 2500 2000 1500 1000 500 0
Vs, УЗ
б)
' ' 11 ' - ' ' '
-JS 9
*
Я
HJ
s
* у
£
4 г т Встречное волнение . #вЗ% = 2,0 м - K>s,м " о 34,5 -А 42,5 -■ 49,5 " О 59,5 "
15
20
25
30
35
Vs, УЗ
Рис. 10. Зависимости подводимой к движителям мощности N от скорости катера ^ при движении на встречном волнении интенсивностью 4 балла:
a) Xg = 0,35; б) Xg = 0,40
Fig. 10. Delivered power N versus boat speed in head waves (sea state 4): a) Xg = 0,35;
b) Xg = 0,40
конструкции) была значительно меньше, чем на дискрете 45°. На больших скоростях движения V ~ 7,63 м/с и V ~ 8,15 м/с наблюдался практически полный прорыв воздуха на обоих дискретах (рис. 9а, 9в). Под полным прорывом воздуха понимаются случаи, когда носовая граница смоченной поверхности пересекает контур водозаборника у его кормовой границы. Переход к носовой центровке (Xg = 0,40) позволил сместить появление прорыва воздуха на большие скорости. При этой центровке преимущество дискреты 24° (ВД конструкции «II») в отношении прорыва воздуха к водозаборни-ку не очевидно.
Оценка достижимой скорости катера на волнении при располагаемой подводимой к движителям мощности
Estimation of achievable boat speed in waves for given delivered power
По полученным результатам модельных испытаний был выполнен расчет сопротивления натурного катера на тихой воде и определен прирост сопротивления на волнении. Для водоизмещения катера 50 тс при обеих центровках при всех длинах волн при подводимой мощности к движителям 3000 кВт и принятом КПД движителей п = 0,55 достижимая скорость на волнении 4 балла (Яв3% = 2,0 м) превышает 30 уз. При Xg = 0,40 достижимая скорость лежит в пределах от 31,2 до 32,7 уз в зависимости от длины волн, что показано на рис. 10. При этом, согласно модельным данным, прорывы воздуха в области водозаборников на обоих дискретах отсутствуют. Из рисунка видно, что при Xg = 0,35 достижимая скорость лежит в пределах от 32,5 до 34,5 уз в зависимости от длины волн. Однако, согласно модельным данным, в указанном диапазоне скоростей прорывы воздуха в области водозабор-ников присутствуют, причем в большей степени на дискрете 45°.
Для водоизмещения катера 29 тс при Xg = 0,35 при всех длинах волн, согласно модельным данным, соответствующим диапазону натурных скоростей от 18,9 до 43,3 уз, мощность 3000 кВт при П = 0,55 позволит достичь скорости более 45 уз на волнении 3 балла (Нв3% = 1,25 м), что показано на рис. 11. Однако пиковые перегрузки в носу при этом превысят значение 5, а на обоих дискретах будут иметь место полные (в указанном выше смысле) прорывы воздуха.
При скоростях меньше 40 уз, согласно модельным данным, область прорыва воздуха на дискрете 24° (ВД конструкции «II») будет значительно меньше, чем на дискрете 45° (ВД конструкции «X»). Переход к носовой центровке (Xg = 0,40) позволит сместить появление прорыва воздуха на большие скорости.
Численное моделирование прорыва воздуха в канал водозаборника при движении катера на косом нерегулярном волнении с учетом работы водометного движителя
Numerical simulation of air penetration to water inlet in oblique irregular waves, taking into account waterjet operation
Численное моделирование проводилось в среде пакета вычислительной гидродинамики Star-CCM+. В отличие от модельных испытаний, где выполнялась оценка формы смоченной поверхности днища вблизи возможных каналов водозаборников ВД при разной скорости движения, в процессе численного моделирования исследовалось движение скоростного высокомореходного катера в натурном масштабе водоизмещением 50 тс с установленными ВД двух компоновок (в том числе с разным положением входного сечения водозаборни-ка) на скорости VS = 30 уз. Исследования проводились в условиях косого нерегулярного волнения 4 балла: Яв3% = 2,0 м, период волн, соответствующих частоте максимума энергетического спектра Пирсона - Московица тт = 5,79 м (тср = 4,5 м), максимальная длина волны Хв м = 52,4 м (Хв ср = 31,6 м) [3]. Направление волн было принято на правый борт под углами 15° и 45° к направлению набегающего потока, сохранялась идентичность волновой картины при исследовании катеров с ВД двух разных компоновок. Положение центровки было принято Xg = 0,40. Как указано в статье «Экспериментальные и численные исследования водометных движителей катеров повышенной мореходности» в настоящем сборнике (с. 31), приведенный диаметр рабочего колеса (РК) Рдияг РК = 0,675 м, количество гребных валов Zp = 2.
Как видно из результатов численного моделирования, представленных в таблице, средние значения угла дифферента в целом коррелируют с результатами, полученными в процессе модельных испытаний и приведенными на рис. 3. Средняя потребляемая РК мощность PD говорит о наличии
дг кВт 3500
3000 2500 2000 1500 1000 500 0
а)
■ ■ ' ' ■ ■ ■
1
5
Встречное волнение . //в3о/п = 1,25 м ^iví'i м . о 23,5 А 28,0 ■ 35,5 О 44,0 "
г
20
25
30
35
40
N, кВт 3500
3000 2500 2000 1500 1000 500 0
УЗ
б)
' ' ' ' ' '-' ' ' '
1
W г®
г*
У. Í
— А г
Встречное волнение . -^бЗ%=1>25М . 1»4» -о 23,5 А 28,0 ■ 35,5 " О 44,0 "
20
25
30
35
40 Vs,y3
Рис. 11. Зависимости подводимой к движителям мощности N от скорости катера l/s при движении на встречном волнении интенсивностью 3 балла:
a) Xg = 0,35; б) Xg = 0,40
Fig. 11. Delivered power N versus boat speed ys in head waves (sea state 3): a) Xg = 0,35;
b) Xg = 0,40
запаса, в том числе обусловленного попаданием объемной фазы воздуха в канал водовода, а наличие положительной тянущей силы - о запасе по скорости, что также хорошо коррелирует с оценкой достижимой скорости катера на волнении.
По итогам численного моделирования были получены результаты, которые позволяют говорить о появлении прорыва воздуха на косом нерегулярным волнении с направлением волн под углом как 15°, так и 45° к направлению набегающего потока. При этом, в отличие от результатов модельных испытаний на встречном регулярном волнении, прорыв воздуха наблюдается при использовании обеих конфигураций ВД. Среднее значение объемной фазы воздуха за выборку, фиксируемой перед РК, при направлении волн 45° различается для двух конфигураций ВД: при использовании ВД конструкции «X» прорывы воздуха в канал водозаборника в среднем на 8-9 % менее интенсивны,
Основные результаты численного моделирования Main results of numerical simulation
Характеристика, единицы измерения ВД конструкции «II» (дискрет 24 °) ВД конструкции «X» (дискрет 45 °)
Направление волн, град. 15 45 15 45
Угол дифферента у, град. 4,65 4,41 4,37 4,21
Коэффициент упора ВД Ктт 0,470 0,484 0,456 0,466
КПД ВД п 0,518 0,526 0,503 0,506
Потребляемая мощность Рв, кВт 2775 2820 2780 2825
Тянущая сила, кН 12,8 17,2 10,9 14,9
Среднее значение объемной фазы воздуха за выборку Д = тт, % 2,23 1,48 2,28 1,35
75 80
Количество оборотов
10% 8% 6% 4% 2% 0%
правое РК левое РК
1
J Jill
M ш Wft
J Iff À1
JWfellU* -------—л—
50 55
60 65
б)
70 75 80
Количество оборотов
Г, м
6 5 4 3 2 1 0
- (Тол дифферента,0 зсадка (ЬСС/Ьдк = 0,4), м
-
__,
50 55
60 65
а)
Т, м
6 5 4 3 2 1 0
- угол дифферента,0
\ осадка (LCG/Ьдк = 0,4), м
—"
Рис. 12. Зависимость объемной доли воздуха перед рабочим колесом от количества оборотов рабочего колеса N = t-n:
а) ВД «II» (дискрет 24°);
б) ВД «Х» (дискрет 45°)
Fig. 12. Volume air fraction in front
of the impeller versus impeller RPM N = t-n:
a) waterjet "II" (discrete 24°);
b) waterjet "Х" (discrete 45°)
70 75 80
Количество оборотов
50 55 60 65 70 75 80
б) Количество оборотов
Рис. 13. Зависимость дифферента и осадки катера от количества оборотов рабочего колеса N = t-n:
а) ВД «II» (дискрет 24°);
б) ВД «Х» (дискрет 45°)
Fig. 13. Dependence of trim and draft of the boat on the number of revolutions of the impeller N = t-n:
a) waterjet "II" (discrete 24°);
b) waterjet "Х" (discrete 45°)
что может быть вызвано как более близким к ДП положением входа в водозаборник, так и наличием участка сопряжения. В критические моменты, обусловленные резким изменением угла дифферента и осадки, объемные фазы воздуха в канале могут достигать 15-20 % при волнении под углом 15° и 12 % при волнении под углом 45°, что приводит к падению упора В Д.
На рис. 12 и 13 показаны объемная фаза воздуха перед РК и изменение угла дифферента и осадки при движении на волнении под углом 45°. Из иллюстраций видно разницу по времени между прорывом воздуха в правый и левый водозаборники ВД. Это явление сильнее выражено для ВД конструкции «II», где вход в канал водозаборника более удален от ДП, чем вход в канал ВД конструкции «X», и может способствовать менее равномерному движению судна.
Заключение
Conclusion
По результатам работы можно сделать вывод, что наиболее очевидным фактором, уменьшающем прорывы воздуха, является снижение скорости. При фиксированной скорости уменьшению прорывов воздуха способствует смещение:
■ входного сечения водозаборника к транцу;
■ входного сечения водозаборника к ДП;
■ продольной центровки катера в нос. Полученные результаты позволяют выбрать рациональное положение водозаборника ВД на днище и центровку катера с целью повышения эффективности ВД.
Результаты численного моделирования показали, что при движении на косом нерегулярном волнении прорыв воздуха происходит при использовании двух конфигураций ВД. Средние по выборке значения объемной фазы воздуха перед РК не превышают 2,5 %, однако при угле набегающих волн 45° использование ВД конструкции «X» со смещенным к ДП и носу положением входа в канал водозаборника и сопряженным участком позволяет добиться несколько менее интенсивного прорыва воздуха. Также расположение входа в канал водо-заборника ближе к ДП позволяет снизить разницу по времени между прорывами в правый и левый ВД при косом волнении, что способствует более равномерному движению судна.
Список использованной литературы
1. Аносов В.Н. Быстроходные суда в конце XX столетия. Санкт-Петербург: Политехника, 2002. 170, [1] с.
2. ВагановА.М. Проектирование скоростных судов. Ленинград: Судостроение, 1978. 279 с.
3. Stewart R.H. Introduction to Physical Oceanography / Texas A&M University, Department of Oceanography. Texas, 2008. VIII, 345 p.
4. Справочник по теории корабля: В 3 т. Т. 1. Гидромеханика. Сопротивление движению судов. Судовые движители / [Я.И. Войткунский и др.]. Ленинград: Судостроение, 1985. 764 с.
5. Справочник по теории корабля: В 3 т. Т. 2. Статика судов. Качка судов / [Ю.И. Нечаев и др.]. Ленинград: Судостроение, 1985. 440 с.
6. Справочник по теории корабля: В 3 т. Т. 3. Управляемость водоизмещающих судов. Гидродинамика судов с динамическими принципами поддержания / [А.Ж Афремов и др.]. Ленинград: Судостроение, 1985. 544 с.
References
1. V. Anosov. Fast ships at the end of the 20th century. St. Petersburg: Polytechnic, 2002. 170, [1] p. (in Russian).
2. A. Vaganov. Design of high-speed vessels. Leningrad: Shipbuilding, 1978. 279 p. (in Russian).
3. R. Stewart. Introduction to Physical Oceanography / Texas A&M University, Department of Oceanography. Texas, 2008. VIII, 345 p.
4. Handbook on the theory of the ship: In 3 volumes. Vol. 1. Hydromechanics. Ship sailing resistance. Ship propellers / [Ya. Voitkunsky et al.]. Leningrad: Shipbuilding, 1985. 764 p. (in Russian).
5. Handbook on the theory of the ship: In 3 volumes. V. 2. Ships statics. Ship motions / [Yu. Nechaev et al.]. Leningrad: Shipbuilding, 1985. 440 p. (in Russian).
6. Handbook on the theory of the ship: In 3 volumes. Vol. 3. Maneuvrability of displacement ships. Hydrodynamics of dynamically supported craft / [A. Afre-mov et al.]. Leningrad: Shipbuilding, 1985. 544 p. (in Russian).
Сведения об авторах
Дьякова Татьяна Александровна, ведущий инженер ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (921) 755-13-69. E-mail: t.diakova@yandex.ru.
Рождественский Сергей Олегович, к.т.н., старший научный сотрудник ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (921) 95259-80.
Маринич Николай Владимирович, к.т.н., начальник лаборатории ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (911) 986-51-43. E-mail: nk11@yandex.ru.
Рудниченко Алексей Андреевич, инженер 1 категории ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (903) 099-85-86. E-mail: rudnik.mail@gmail.com. https://orcid.org/0000-0002-4567-7125.
About the authors
Tatyana A. Dyakova, Lead Engineer, the Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoe sh., St. Petersburg,
post code: 196158, Russia. Tel.: +7 (921) 755-13-69. E-mail: t.diakova@yandex.ru.
Sergey O. Rozhdestvensky, Cand. Sci. (Eng.), Senior Researcher, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoe sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (921) 952-59-80.
Nikolai V. Marinich, Cand. Sci. (Eng.), Head of Sector, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoe sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (911) 986-50-43; E-mail: 10_otd@ksrc.ru.
Alexey A. Rudnichenko, 1st category Engineer, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoe sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (903) 099-85-86. E-mail: rudnik.mail@gmail.com. https://orcid.org/0000-0002-4567-7125.
Поступила / Received: 21.08.20 Принята в печать / Accepted: 26.11.20 © Коллектив авторов, 2020
