CC BY
117
2012
Известия ТИНРО
Том 169
УДК 639.2.081.1.001.4
В.И. Габрюк, Е.Е. Мазур*
Дальневосточный государственный технический рыбохозяйственный университет, 690087, г. Владивосток, ул. Луговая, 52б
УЧЁТ ГЕОМЕТРИИ СЕТНЫХ ПЛАСТИН И КОНИЧЕСКИХ ОБОЛОЧЕК ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ РАЗНОГЛУБИННЫХ ТРАЛОВ
Приводятся основные соотношения геометрии сетных пластин и конических оболочек, лежащие в основе проектирования разноглубинных тралов. Анализируются математические модели для определения параметров разноглубинных тралов. Рассматриваются рекомендации по выбору оптимальных параметров проектируемых тралов.
Ключевые слова: геометрия, сетные пластины, конические оболочки, проектирование, разноглубинные тралы.
Gabruk V.I., Mazur E.E. Calculation of net plates and conical shells geometry for midwater trawls designing // Izv. TINRO. — 2012. — Vol. 169. — P. 202-211.
Basic relationships of net plates and conical shells geometry for designing of midwater trawls are presented. Mathematical models for calculation of the midwater trawl parameters are discussed. Some recommendations for optimal designing of the trawls are proposed.
Key words: trawl geometry, net plate, conical shell, fishing gyre designing, midwater trawls.
Введение
Разноглубинные тралы являются основным орудием российского океанического рыболовства. Проектированием тралов занимаются университеты (ДВГТРУ, КГТУ, АГТУ), НИИ (тИНРО-центр, ПИНРО, ВНИРО), рыбодобывающие организации (НБАМР, ПБТФ, СЕВРЫБА), фирмы, производящие орудия лова (“Фабрика орудий лова”, “ПриморСнастьСервис”, “Морское снабжение”, “ПриморРыбС-насть”, “Авача”, “Севрыбпроект”, “Fishing Service”, “Bada Fishing Systems”, “Net Systems”, “ROFIA”). Накоплен огромный опыт проектирования и изготовления тралов.
До сих пор основным методом проектирования тралов и других орудий рыболовства является метод проектирования по прототипу, развитый в трудах калининградской школы (Фридман, 1981; Розенштейн, 2003; Недоступ, 2008).
Что такое прототипы? Это орудия рыболовства, созданные талантом и интуицией самородков. Такие орудия прекрасно работают на практике, но они не оптимальны с точки зрения расхода материалов на их изготовление, уловистости и затрат энергии на их буксировку.
* Габрюк Виктор Иванович, доктор технических наук, профессор, e-mail: [email protected]; Мазур Евгений Евгеньевич, аспирант.
При проектировании по прототипу его недостатки автоматически переносятся на новое проектируемое орудие рыболовства. Кроме того, такой способ проектирования не позволяет выполнять оптимизацию параметров орудия лова.
Оптимизация орудий рыболовства не может быть выполнена без обоснования их параметров, которым занимались многие специалисты (Трещёв, 1959; Баранов, 1960; Андреев, 1970; Никоноров, 1973; Мельников, 1979; Габрюк, 1988; Коротков, 1998, 2008; Габрюк, Кулагин, 2000; Шевченко, 2004; Сеславинский, 2005; Кручинин, 2006; Габрюк и др., 2008; Осипов, 2011).
В данной работе приводятся основные соотношения геометрии ромбической ячеи, сетных пластин с ромбической ячеёй и конических сетных оболочек с ромбической ячеёй, являющиеся аналитической базой проектирования разноглубинных тралов.
Материалы и методы
Проектирование орудия рыболовства должно опираться на основные соотношения его геометрии. Поэтому исследование геометрии орудия рыболовства является важнейшей задачей и должно предшествовать его проектированию. Основные недостатки орудий лова обусловлены незнанием их геометрии и неиспользованием её при проектировании.
Результаты и их обсуждение
Для грамотного проектирования разноглубинных тралов необходимо знать геометрию ромбической ячеи, сетных пластин и конических сетных оболочек, а также аналитические методы определения циклов кройки сетных деталей.
Геометрия ромбической ячеи. Раскрытие ромбической ячеи характеризуется углом 2е между ее нитями (рис. 1).
Pис. і. Pомбическая ячея и сетная пластина с ромбической ячеёй
Fig. і. Rhombus mesh and net plate with rhombus mesh
Коэффициенты раскрытия ячеи в горизонтальном и вертикальном направлениях определяются по формулам:
и. = 0,5b /а = sin е, и2 = 0,5l /а = cos е,
1 } я' ’ 2 } я' ’
где Ья, l — горизонтальный и вертикальный размеры ячеи; а — шаг ячеи. Согласно теореме Пифагора имеем
ОС2 + ОВ2 = ВС2 ^ ОС2/ВС2 + ОВ2/ВС2 = 1.
Отсюда следует
sin2 е + cos2 е = 1 ^ u2j + и22 = 1.
Максимальные размеры ячеи (размеры ячеи в жгуте): b max = ДС = 2а, l max = BD = 2а.
я max ’ я max
Габаритные размеры ячеи по горизонтали и вертикали равны (рис. 1):
Ья = АС = 2ОС = 2а sin є = 2аu1 = Ья l = BD = 2OB = 2а cos є = 2аu„ = l'
lxur
xu2.
(і)
Геометрия сетной пластины с ромбической ячеей. Рассмотрим прямоугольную сетную пластину, имеющую nB ячей по ширине и nL ячей по длине (высоте) (рис. 1).
Максимальные размеры пластины (размеры в жгуте):
bT = 2anB, /£* = 2anL.
Размеры пластины в посадке:
b,, = nB ■ b = пк2аи. = b,.maxu,,
N в я в l N l
lN = nL ■ 1я = nL2au2 = lNmaxu2, (2)
Габаритная площадь прямоугольной сетной пластины равна:
max max max max
°Г N lN N U! lN U2 N lN uiu2.
Обозначая Бф = bNmaxlNmax, получим
Sr = Бфи1 ■ и2 = Бф sin £ ■ cos £ = 0,55ф sin 2е, (3)
где Sr — габаритная площадь сетной пластины; Stp — фиктивная площадь сетной пластины (это площадь, полученная при условии, что за габаритные размеры пластины берутся ее размеры в жгуте).
Таким образом, габаритная площадь сетной пластины с ромбической ячеей равна произведению ее фиктивной площади на коэффициенты раскрытия ячеи.
Из формулы (3) следует, что габаритная площадь сетной пластины будет
максимальной (а расход дели минимальным), когда 2£ = 90о, т.е. при квадратной ячее. При этом и2 = и1 = sin 45о = 0,707.
Для определения гидродинамического сопротивления сети необходимо знать её затененную площадь. Затененная площадь одной ромбической ячеи равна (рис. 2):
SHa) = 4а ■ d/2 = 2da.
Рис. 2. Параметры ромбической ячеи Fig. 2. Parameters of rhombus mesh
Габаритная площадь одной ячеи:
Sr(1) = 4 ■ (0,50A ■ OB) = 2а2и1и2.
Относительная затененная площадь одной ромбической ячеи равна:
SH(1)/ Sr(1) = d/au1u2,
откуда следует SH(1) = Sr(1) d/au1u2.
Если и1 ■ и2 = const для всех ячей сети, то формула, полученная для одной ячеи, будет верна для всей сети, т.е.
SH = Sr ■ d/au1u2 = Sф ■ d/а, (4)
204
где Бн, Эг, Бф — затененная, габаритная и фиктивная площади сетной пластины; d, а — диаметр нитки и шаг ячеи сети.
Из формулы (4) следует, что затененная площадь сетной пластины равна произведению ее фиктивной площади на отношение диаметра нитки к шагу ячеи. Так как сетные орудия рыболовства состоят из сетных пластин и канатов, то затененная площадь сетной оболочки любого сетного орудия рыболовства определяется по формуле
SHOP = 'Llbzdb + 'LSJd.
H k k ф i
a.,
i ’
(5)
где lkz — длина заготовки k-го канатного элемента; dk — диаметр каната; SJ — фиктивная площадь i-й пластины; d, at — диаметр нитки и шаг ячеи i-й пластины.
Кройка сетного полотна с ромбической ячеей. Циклы кройки. Сетные полотна изготовляются на сетевязальных машинах. Они имеют прямоугольную форму. Для изготовления орудий рыболовства используются сетные детали разных размеров и формы (треугольной, прямоугольной, трапецеидальной), которые выкраиваются из прямоугольного сетного полотна. Различают кройку по прямой, по косой и комбинированную кройку (рис. 3).
Рис. 3. Кройка сетного полотна с ромбической ячеёй: 1 — по прямой; 2 — по косой; 3 — комбинированная кройка
Fig. 3. Cutting net plate with rhombus mesh: 1 — right cutting; 2 — slanting cutting; 3 — combined cutting
При кройке по прямой у каждого узла срезаются две нитки, по косой — одна нитка, при комбинированной — чередуются резка по прямой и по косой.
Комбинированная кройка характеризуется циклом кройки ЦК, представляющим отношение числа узлов, срезаемых по прямой П, к числу ниток, срезаемых по косой К, т.е. ЦК = П/К.
Рассмотрим, как определяются циклы кройки для сетного прямоугольного треугольника. Здесь возможны два случая: 1) треугольник равнобедренный; 2) треугольник неравнобедренный.
Для получения равнобедренного прямоугольного треугольника с катетами n х n надо срезать 2n ниток по косой (рис. 3).
Для неравнобедренного треугольника с катетами, имеющими m и n ячей (допустим m > n), чтобы попасть из точки C1 в точку B необходимо сначала срезать по косой 2n ниток (отрезок С1К1), затем по прямой (m - n) узлов (отрезок К1В1). При этом
ЦК = П/К = (m - n)/2n; m > n.
(6)
Формула (6) для определения цикла кройки не может использоваться при проектировании тралов, так как нам заранее неизвестны числа ячей т и п. Поэтому выразим цикл кройки через угол раскрытия ячеи £ и угол между режущей кромкой и продольной диагональю ячеи V (рис. 3). Для этого запишем (6) в форме
2ЦК = т/п - 1 = 2ати2и1/2апи1и2 - 1 = (DIBI)uI/(DICI)u2 - 1 = tg£ - 1.
Отсюда следует:
ЦК = £ - tg v)/2 tg V. (7)
205
Формула (7) позволяет аналитически определять циклы кройки деталей сетных оболочек любых орудий рыболовства (тралов, снюрреводов, кошельковых неводов, ловушек, ставных неводов).
Основной деталью сетных оболочек является равнобочная трапеция (рис. 4).
Зная число ячей по большей кромке пВ1 и цикл кройки боковых кромок ЦК, необходимо уметь определять число ячей по меньшей кромке пластины пВ2.
Рис. 4. Сетная пластина в форме равнобочной трапеции Fig. 4. Net plate with the shape of isoceles trapezium
Так как для равнобочной трапеции n = 0,5(nB1 - nB2), m = nL, то
ЦК = (m - n)/[2n = nL - 0,5(nB1 - nB2)l/(nB1 - nB2).
Отсюда для равнобочной трапеции получим соотношение
nB2 = nB1 - 2nL/(1 + 2ЦК). (8)
Минимальное число ячей по длине пластины составляет:
ЦК = 1/1 ^ n]min = 1,5 яч; ЦК = 1/1 ^ nLmin = 1,5 яч;
ЦК = 1/2 ^ nLmin = 2,0 яч; Цк = 2/1 ^ nLmin = 2,5 яч;
ЦК = 1/3 ^ nLmin = 2,5 яч; ЦК = 3/1 ^ nLmin = 3,5 яч.
Эти соотношения могут быть описаны следующими формулами:
ЦК = 1/n : nLmin = 1,5 + 0,5(n - 1) = 1 + 0,5n;
ЦК = n/1 : nLmin = 1,5 + (n - 1) = 0,5 + n;
Цк = П/К : nmin = П + 0,5К. (9)
Количество ячей по длине пластины nL можно определять по формуле
n, = n n,min = n (П + 0,5К),
L ц L цх > / ч
где П, К — число узлов, срезаемых по прямой, и ниток, срезаемых по косой, в одном цикле реза; пц — число циклов реза.
Длина режущей кромки l зависит от цикла кройки ЦК и углов £ и V. Используя теорему синусов для треугольника АВС (рис. 5), для сети с ромбической ячеей и простых циклов кройки получаем:
ЦК = n/1 ^ n = ЦК : l(n/1)/sin £ = 2aЦКcos £/sin (£ - v) = a/sin v;
ЦК = 1/n ^ n = 1/ЦК : l(1/n)/sin £ = 2а cos £/sin (£ - v) = a/Ц^т V,
где l(n/1), l(1/n) — длины режущих кромок при циклах кройки ЦК = n/1, 1/n и одном цикле реза (l = AB, рис. 5).
Рис. 5. Длина режущей кромки АВ для простых циклов кройки: а — ЦК = 1/n; б — ЦК = n/1
Fig. 5. To calculation of the line AB length for simple cutting: а — ЦК = 1/ n;
б — ЦК = n/1
Отсюда находим
l( l /n) = a sine / Цк sinv = a^ sin2 є + cos2 є( l + 2 Цк)2/ Цк; l( n /1) = a sin є/sinv = a^j sin2 є + cos2 є( l + 2 Ц).
Формулы (10) дают связь между длиной режущей кромки l, циклом кройки ЦК, углом раскрытия ячеи £ и углом между режущей кромкой и продольной диагональю ячеи V для случая, когда угол раскрытия £ одинаков у всех ячей пластины.
Сетная оболочка мотни разноглубинных тралов представляет собой усечённый круговой конус.
Основные соотношения геометрии конических сетных оболочек. Мотня тралов представляет собой коническую оболочку, состоящую из канатной и де-левой частей. Число ячей в поперечных сечениях канатной мотни тралов изменяется в широких пределах: пя = 28-60. Шаг ячеи в устье а1 = 5-30 м; в концевом сечении канатной мотни а = 1,2-4,8 м.
Коэффициент раскрытия ячеи в устье трала uj = sin£y = 0,1 -0,2; в концевом сечении мотни u1 = 0,26 - 0,30 (Коротков, 2008).
В большинстве конструкций тралов мотня имеет ромбическую ячею, причем используется два принципа комплектования канатной мотни: когда число ячей в разных поперечных сечениях по ее длине постоянно (пя = const) и когда оно изменяется. Рассмотрим основные геометрические соотношения, когда число ячей в разных поперечных сечениях по длине мотни не изменяется.
На рис. 6 показана развертка канатной мотни трала и центральный угол 28, охватывающий один ряд продольных ячей. Видно, что выполняются следующие соотношения:
£. = £ - 8, 8 = V,,/n ,
1 У N я''
2v,l = 28n l = nd. ^ 8n = nd./2l = n sin a., ^ v,r = n sin a■ 8 = n sin a,/n ,
N я 1 я 1 N N N’ N я’’
где £У — угол раскрытия ячеи в устьевом сечении; 8 — угол, охватывающий ряд половинок ячей; £ — угол раскрытия первого ряда ячей; пя — количество ячей в поперечных сечениях мотни; dt — длина каната в первом ряду; 2vn — угол между боковыми кромками развертки конуса; aN — угол атаки сетной оболочки мотни.
Рис. 6. Развертка конической сетной оболочки (криволинейная трапеция)
Fig. 6. Unfold of conical net shell (curving trapezium)
Шаг ячеи уменьшается по длине трала от устья к мешку.
На рис. 7, где показан угол 8, охватывающий продольный ряд половинок ячей, видно, что
и - и+1 = а ^* £^§8 - а+1 я* +1 ^§8 = ас™ + а+1с™ +1 ■
207
І+І ряд 1-й ряд 1-й ряд ячей
\
i-VL--' \Uj a,/ \a,
\С1і '/f Zv
/Ь +K / \
1 i+J " h
Рис. 7. Угол 8, охватывающий продольный ряд половинок ячей
Fig. 7. Angle 8 inclusion longitudinal row semimeshes
Отсюда легко получить рекуррентную формулу, дающую связь между шагами ячей соседних рядов:
sine1 - coseitg8 sin є -8)
1 1 ° - = а.
" ‘ ' sinei+1 + cos£i+1tg8 1 sin(£i+1 +8)
Для тралов угол 8 < 2о. При малых углах 8 выполняются соотношения
tg8 = 8 = vn/пя = п sin aN/пя.
Подставляя это выражение в (11), получим следующую рекуррентную формулу, связывающую шаги соседних ячей:
n sm є, - к sin аы cos є,
я_______i______________N__________i
n sin єі+l + n sin ам cos єі+l'
(12)
Здесь а. — шаг ячеи в і-м ряду; е1 — угол раскрытия ячей і-го ряда; пя — количество ячей в поперечных сечениях мотни; е. + — угол раскрытия ячей
і + 1 ряда.
Чтобы рассчитывать шаги ячей по формуле (12), надо знать закон изменения угла раскрытия ячеи по длине трала.
Угол раскрытия ячеи в первом ряду определяется по формуле
е1 = е - 8 = е - пsina,,/п ,
1 У У ^ я’
где е — угол раскрытия ячей в устье трала.
У
и.у = sinе = пВ /2ап ,
1 У У 1 я’
где иу = sinеy — коэффициент раскрытия ячеи в устье трала; Ву — диаметр устьевого сечения трала; а1 — шаг ячеи в первом ряду.
По данным В.К. Короткова (2008), в первом ряду ячей (в устье трала)
иу = 8Їпе1 = 0,1 - 0,2 ^ е1 = 6 -12°,
а в последнем ряду ячей канатной мотни
и1 = 8Їпек = 0,26 - 0,30 ^ ек = 15 -17,5°.
Если равномерно увеличивать коэффициент раскрытия ячеи от устья трала к концу канатной мотни, то его приращение от ряда к ряду составит
Aul = (u} - uf )/(nR -1). Коэффициент раскрытия ячей в i-м ряду:
и! = и1у + (I - 1)Аи1 = и1у + (I - 1)(и1к - и/)/ (иК - 1), где нК — число рядов ячей по длине канатной мотни.
208
ai+l = ai
Если ячея не является ромбической, как показано на рис. 8, то рекуррентные формулы, связывающие шаги ячей соседних рядов, имеют вид
а+i = а- ^пЄі /^пЄі+i ,
n sin є і +1 — п sin aN cos Єі +I ґ.^
a,+2 = ai+І-Я-------^------------N------^ , (13)
пя sin єі+2 + п sin aN cos єі+2
i = 1; 3; 5; 7;...
Рис. 8. Угол 8, охватывающий продольный ряд половинок ячей
Fig. 8. Angle 8 inclusion longitudinal row semimeshes
Угол атаки сетных оболочек современных тралов в устьевом сечении составляет: aN = 7—11°.
Расчёты шагов ячей по длине мотни, выполненные по формуле (12) при пя = 48, и1 = 0,16; Ли1 = 0,0225, Ле = 1,30, сведены в табл. 1.
Таблица 1
Расчётные длины канатов мотни разноглубинного трала
Table 1
Calculated rope length for midwater trawl belly
,д ^ Л г а1 а2 аз Длина, м а4 а5 аб а7
7 12 9,60 ,S7 6,60 5,62 4,S6 4,25
S 12 9,46 7,67 6,36 5,3S 4,61 3,95
9 12 9,34 7,49 6,15 5,14 4,37 3,77
10 12 9,21 7,30 5,93 4,92 4,15 3,55
11 12 9,09 7,12 5,73 4,71 3,93 3,34
Расчёты выполнены при условии, что угол атаки канатной мотни постоянный по её длине, т.е. aN = const.
Приведенные в табл. 1 длины канатов — это их длины при рабочей нагрузке, т.е. с учётом удлинений. Удлинения синтетических канатов описываются формулой
е1 = е1Б + k 1пет, (14)
где е1 =Л1/10 — относительное удлинение каната при рабочей нагрузке; е1в — относительное удлинение каната при разрыве; ет = T / TB — относительное натяжение каната; Л1 = I —10 — абсолютное удлинение каната; I,10 — длины нагруженного и ненагруженного каната; T, TB — натяжение и разрывная нагрузка каната.
Для канатов Danline (сополимер PE + PP), которые в настоящее время широко используются для изготовления канатной части тралов, имеем
d = 12 мм, Тв = 18 кН; d = 10 мм, Тв = 12,9 кН; d = 9 мм, Тв = 10,6 кН; d = 8 мм, Тв = 8,5 кН; ет = 0,25 ^е1 = 0,05; ет = 0,5 ^е1 = 0,08; ет = 0,75 ^е1 = 0,12.
Для канатов Danline коэффициенты, входящие в выражение (14), имеют следующие значения: е1В = 0,13; k = 0,06, т.е.
еь = 0,13 + 0,061пет.
Зная длину нагруженного каната I, легко найти его первоначальную (проектную) длину по формуле
і0 = 11( 1 + Єі ) = 11( 1 + Є1в + kln Єt ) •
(15)
Таким образом, проектные длины канатов необходимо определять с учётом их растяжений при тралении. В табл. 2 приведены проектные длины канатов канатной мотни трала, рабочие длины которых приведены в табл. 1.
Проектные длины канатов мотни разноглубинного трала Designed rope length for midwater trawl belly
Таблица 2 Table 2
aN’ град а1 а2 аз Длина, м а4 а5 аб а7
7 11,43 9,13 7,50 6,28 5,35 4,63 4,05
S 11,40 9,00 7,30 6,06 5,12 4,39 3,76
9 11,36 S,90 7,13 5,86 4,89 4,16 3,59
10 11,33 S,77 6,95 5,65 4,68 3,95 3,38
11 11,30 S,66 6,7S 5,46 4,48 3,74 3,18
Проектные длины канатов должны рассчитываться на рабочую скорость траления. Натяжения канатов г-го ряда ячей мотни определяются по формулам
Т. = Ях:/(2nяiu2icosaNi) = CXCO(0,5pV2)SHi/ (2nяicos £ cosaNi),
где Ях:, SHi — гидродинамическое сопротивление и затенённая площадь части сетной оболочки трала, находящейся за :-м сечением; и2 = cos£l — коэффициент раскрытия :-го ряда ячей; £ — угол раскрытия ячеи :-го ряда; аN — угол атаки сетной оболочки трала в :-м сечении; п i — количество ячей в :-м поперечном
сечении канатной мотни; Cx
коэффициент сопротивления сетной оболочки
трала (определяется по формуле Жукова-Лунина):
СхС0 = 0,07 + 3,6SY/Sф, SY/Sф є (0,02 + 0,06).
Здесь SY, Sф — площадь устья и фиктивная площадь сетной оболочки трала.
Делевая часть мотни комплектуется из сетных пластин с шагом ячеи 1200, 800, 400, 200, 100, 80, 60 мм. Угол раскрытия ячей всех пластин делевой части тралов практически одинаков и составляет, по данным В.К. Короткова (2008), £ = 15 17,50 (и1 = sin£ = 0,26 - 0,30).
При определении циклов кройки делевых пластин мотни необходимо учитывать то обстоятельство, что угол атаки в делевой части трала должен равномерно уменьшаться от ак = 7 + 90 (в начале делевой мотни) до (Хм = 2 + 3 (в конце мотни). Циклы кройки боковых кромок делевых пластин мотни определяются по формуле
tgєi — tgvt _ tgЄі — tg(п sin a‘N/ np )
2tgvi
2tg(n sinalN / n )
(16)
где Ц]! — цикл кройки боковых кромок і-й пластины; пр — количество пластей делевой части трала; а\ — угол атаки сетной оболочки трала в і-м сечении; £( — угол раскрытия ячеи; 2Іуі — угол между боковыми кромками пластины.
Например, для восьмипластной мотни пр = 8 и и1і = 0,3 из формулы (16) находим циклы кройки боковых кромок делевых пластин:
7П 7
а‘ = 9", Цк = 2,05 * — = 10-,
1
210
а = 1200 мм:
24 2 3 1
а1 = 80, Ц = 2,65- 26/10=- + - = 8- + 2-, а = 800 мм;
ы к 8 2 11
27 1 3 1
а1 = 70, Цк = 2,78 - 28/10 = - + - = 9- + -, а = 400 мм;
N 9 111
30 3 3 3
а = 60, ЦК = 3,33 - 33/10 = - + - = 10- + -, а = 200 мм;
* К 10 0 1 0
а' = 50, ЦК = 4,09 - 41 /10 = 40 +1 = 104 + -, а = 100 мм;
N К 10 0 1 0
50 2 5 2
а' = 40, ЦК = 5,24 - 52/10 = - + - = 10- + -, а = 80 мм;
* К 10 0 1 0
70 1 7 1
аN = 30, ЦК = 7,14 - 71 /10 =- + - = 10- + -, а = 60 мм.
* К 10 0 1 0
Заключение
Приведённые математические соотношения геометрии ромбической ячеи, сетных пластин и сетных конических оболочек с ромбической ячеёй позволяют на этапе проектирования аналитически определять параметры разноглубинных тралов и находить циклы кройки их сетных деталей. По нашему мнению, при проектировании тралов необходимо учитывать деформации канатов для нахождения их длины в ненагруженном состоянии, что должно указываться в чертежах тралов.
Список литературы
Андреев Н.Н. Проектирование кошельковых неводов : монография. — М. : Пищ. пром-сть, 1970. — 278 с.
Баранов Ф.И. Техника промышленного рыболовства : монография. — М. : Пи-щепромиздат, 1960. — 696 с.
Габрюк В.И. Параметры разноглубинных тралов : монография. — М. : Агропро-миздат, 1988. — 212 с.
Габрюк В.И., Кулагин В.Д. Механика орудий рыболовства и АРМ промысловика : монография. — М. : Колос, 2000. — 416 с.
Габрюк В.И., Чернецов В.В., Бойцов А.Н. Основы моделирования рыболовных систем : монография. — Владивосток : Дальрыбвтуз, 2008. — 560 с.
Коротков В.К. Реакция рыб на трал, технология их лова : монография. — Калининград: ЭКБ АО “МАРИНПО”, 1998. — 398 с.
Коротков В.К. Морфология и гидромеханика схематизированных и натурных тралов : монография. — Калининград : КГТУ, 2008. — 172 с.
Кручинин О.Н. Тактика замета кошелькового невода и способы управления поведением рыб в зоне облова : монография. — Владивосток : ТИНРО-центр, 2006. — 127 с.
Мельников В.Н. Биотехническое обоснование показателей орудий и способов промышленного рыболовства : монография. — М. : Пищ. пром-сть, 1979. — 376 с.
Недоступ А.А. Метод расчета силовых и геометрических характеристик плавных сетей. Физическое моделирование плавных сетей // Изв. ТИНРО. — 2008. — Т. 154. — С. 280-294.
Никоноров И.В. Взаимодействие орудий лова со скоплением рыб : монография. — М. : Пищ. пром-сть, 1973. — 236 с.
Осипов Е.В. Совершенствование методов расчёта конструкций ставных неводов // Мат-лы Междунар. науч.-практ. конф. — Владивосток : Дальрыбвтуз, 2011. — С. 217-221.
Розенштейн М.М. Проектирование орудий рыболовства : монография. — Калининград : КГТУ, 2003. — 367 с.
Сеславинсий В.И. Ловушки для промысла рыб в шельфовой зоне Дальневосточного региона // Изв. ТИНРО. — 2005. — Т. 142. — С. 349-390.
Трещев А.И. Теоретические основы лова рыбы разноглубинным тралом // Тр. ВНИРО. — 1959. — Т. 41. — С. 24-33.
Фридман А.Л. Теория и проектирование орудий рыболовства : монография. — М. : Лёг. и пищ. пром-сть, 1981. — 328 с.
Шевченко А.И. Пути повышения селективности промысла минтая : монография. — Владивосток : ТИНРО-центр, 2004. — 98 с.
