Проект универсального сухогрузного судна

Заказать работу

 1    Анализ условий плавания проектируемого судна

Темой данного курсового проекта является универсальное сухогрузное судно, грузоподъемностью 4200 тонн класса .

Расшифруем класса судна:

  –  основной символ класса судна или плавучего сооружения, построенного по правилам и под наблюдением Российского морского регистра судоходства. [1]

ICE3 – самостоятельное плавание в мелкобитом разряженном льду неарктических морей и в сплошном льду в канале за ледоколом при толщине льда 0,7 м. Характер эксплуатации регулярно.

 - одно деление на отсеки. Судно может оставаться на плаву при затоплении одного любого отсека.

R1 – плавание в морских районах на волнении с высотой волны трех процентной обеспеченности 7,0 м, с удалением от места убежища не более 100 миль и с допустимым расстоянием между местами убежища не более 200 миль.

AUT 1 – объем автоматизации позволяет эксплуатацию механической установки судна одним оператором из ЦПУ без постоянного присутствия обслуживающего персонала в машинных помещениях.

Линия эксплуатации судна Санкт-Петербург – Порты Западной Европы.

Район плавания проектируемого судна представлен на рисунке 1.1

На пути судно заходит в следующие порта:

- Висмар (Германия);

- Амстердам (Нидерланды);

- Антверпен (Бельгия);

- Портсмут (Англия);

- Гавр (Франция).

Рисунок 1.1 - Район плавания проектируемого судна

Характеристика района плавания судна.

Площадь Финского залива 29,5 тыс. км², длина 420 км, ширина от 70 км в горле до 130 км в самой широкой части, средняя глубина 38 м (максимальная 121 м).

 Средняя глубина Балтийского моря 51 метр. В районах отмелей, банок, около островов наблюдаются небольшие глубины (до 12 метров). Имеется несколько котловин, в которых глубины достигают 200 метров. Самая глубокая котловина — Ландсортская с максимальной глубиной моря — 470 метров. В Ботническом заливе максимальная глубина — 254 метра, в Готландской котловине — 249 метров.

 Большой Бельт является крупнейшим из трёх датских проливов, которые связывают Каттегат и Балтийское море. Длина пролива составляет около 60 километров, ширина 18 — 30 километров. наименьшая ширина 3,7 километров. Через пролив проходит корабельный фарватер более 20 метров глубиной, являющийся важнейшим морским путём в Балтийское море.

Каттегат - пролив между восточным берегом полуострова Ютландия и юго-западной частью Скандинавского полуострова. Соединяет Северное море через пролив Скагеррак с Балтийским морем через проливы Эресунн, Малый Бельт и Большой Бельт. Длина около 200 км, ширина от 60 км на севере до 122 км на юге. Глубина 10—30 м, в северной части более 50 м.

Скагеррак -  пролив между норвежским побережьем Скандинавского полуострова и полуостровом Ютландия, соединяющий Северное море с Балтийским морем через пролив Каттегат. Длина 240 км, ширина 80—90 км. Глубина достигает 700 метров в районе Норвежской траншеи.

Наибольшая глубина Северного моря 725 м. Более 2/3 моря имеет глубину менее 100 м.

Ла-Манш - пролив между побережьем Франции и островом Великобритания. Длина 578 км, ширина на западе 250 км, на востоке 32 км, наименьшая глубина на фарватере      23,5 м.

Большой порт Санкт-Петербург.

Крупнейший порт на Северо - Западе России. Порт расположен в устье реки Невы в восточной оконечности Балтийского моря. Порт соединен с морем Морским каналом протяженностью 27 миль. Площадь акватории порта Санкт-Петербург составляет около        628,6 км2. В порту имеется около 200 причалов с протяженностью причальной линии 31 км.

Порт принимает суда размерами, не превышающими любой из следующих параметров: длина – до 320 м; ширина – до 42 м; осадка – до 11 м.

Вход в порт и выход из порта судов с размерами, превышающими указанные выше, возможен только с письменного разрешения капитана порта.

В настоящий момент Морской канал, соединяющий Петербург с Финским заливом, обладает следующими характеристиками: его ширина составляет 80 – 150 м, а разброс глубин – 11,6 – 14,8 м.

Ведутся работы по строительству еще одного фарватера, параллельно Морскому каналу – специально для небольших судов типа «река-море», с осадкой 5 – 5,5 м.

Порт открыт для захода судов круглый год. Навигация не прекращается круглый год. Зимой, в ледовых условиях, проводка судов осуществляется ледоколами.

Причалы порта оснащены всей необходимой перегрузочной техникой. Большая часть причалов может принимать суда с осадкой 9,8 м, вместе с тем в порту имеются причалы, на которых могут быть обработаны суда с осадкой до

11 м, и длиной 320 м.

Порт Санкт-Петербург представлен на рисунке 1.2

Рисунок 1.2 - Большой порт Санкт- Петербург

Порт Висмар

Бухта закрыта от всех ветров и является хорошим якорным местом.

 Может принимать суда с осадкой до 8 метров.  Имеются 1 электрический кран грузоподъемностью 15 т и 3 мостовых крана от 5 до 7 т. В порту расположен судостроительный завод и слип для судов до 200 т. Уголь и жидкое топливо имеются. 

Порт Амстердам

Порт расположен в месте слияния канала Нордзе-канал с рекой Эй, в 13 милях от порта Эммейден, находящегося в начале Нордзе-канала являющегося его аванпортом. Канал Нордзе играет исключительно важную роль в работе порта Амстердам и доставки грузов из Голландии морем. Канал имеет протяженность 24 км, ширину 235 метров и глубину по всей длине 15 метров, что делает его доступным для прохождения судов до 90 тыс. тонн с осадкой до 14 метров.

Порт является вторым по величине в Нидерландах. Он располагает обширной и безопасной акваторией, не подверженной воздействию приливов и течений. Доступен для судов осадкой 13,1 м, с разрешения капитана порта могут входить суда осадкой 13,7 м.

Общая длина причалов составляет 39 км, половина из них предназначена для океанских судов. Порт подразделяется на две основные части: на востоке старый порт, который в прошлом открывался к Зёйдер-Зе (Эйсселмеру), и на западе – новый порт с более крупными, широкими и глубокими затонами, непосредственно связанными с Нордзе-каналом.

Порт Антверпен

Антверпен расположен в северной, фламандской части Бельгии, на правом, восточном берегу реки Шельды, в 80 км от Северного моря. Ширина Шельды в пределах Антверпена составляет 450 м, а глубина – 10 м, что делает её доступной для морских судов. Порт Антверпенсостоит из системы доковых бассейнов с причальным фронтом более 100 км, у которого одновременно могут стоять до

400 судов. Глубины у причалов составляют от 5 до 17,5 м. Причалы порта высокомеханизированные и специализированны. Доки и портовые бассейны, расположены в основном вдоль правого берега, занимают площадь 138 км2. От Шельды их отделяют мощные шлюзы. Шлюз Бонапарт шириной 17,3 м, с глубиной на пороге 7 м; шлюз Каттендейк шириной 24,7 м, с глубиной на пороге 7,6 м; шлюз Руайе длиной 180 м, шириной 21,9 м, с глубиной на пороге 11 м; шлюз Крёйсханс длиной 270 м, шириной 35 м, с глубиной на пороге 14,9 м; шлюз Бодуэн длиной 360 м, шириной 44,8 м, с глубиной на пороге 15,24 м; шлюз «Берендрехт» длина его камеры – 500 метров, ширина – 68 метров, глубина на пороге шлюза – 13,5 метра. Во время прилива по Шельде сейчас проходят суда с осадкой до 15,5 м. После завершения очередного этапа дноуглубления станет возможным движение судов, независимое от приливно-отливных колебаний, с осадкой до 14 м.

Порт Портсмут

 Причал для грузовых судов находится в 10 минутах езды от Cabrits национального парка. Органами местного самоуправления была проведена модернизация пристани еще на 45,7 метров.

Улучшенный причал в Портсмут теперь может принимать суда с осадкой до 8,5 метров. Компания судоходства Грейс Хилл предоставляет маркетинговые услуги и несет ответственность за груз. Суда приходят в Доминику обычно каждый понедельник, если погодные условия позволяют.

Порт Гавр

Гавр - крупнейший порт Франции на северном побережье при впадении Сены в пролив Ла-Манш. Порт Гавр состоит из аванпорта и шлюзов, доковых бассейнов. Длина причального фронта 27,5 км с глубинами 12 — 18 м. Порт способен принимать танкеры дедвейтом до 270 тыс. т, рудовозы дедвейтом 140—150 тыс. т.

Вывод:  выяснено, что при проектировании моего судна его длина не должна превышать 236 м, ширина – 42 м., осадка до 8,5м.

2 Состояние и тенденция развития судов проектируемого типа

Сухогрузные суда представляют собой старейший тип сухогрузного судна. За сто с лишним лет своего существования суда этого типа практически очень мало изменились. Хотя их скорость и грузоподъемность увеличились, машинное отделение переместилось в корму, стрелы были заменены кранами, заметно увеличилось раскрытие палубы, механизированы работы по открытию и закрытию люков,- судно осталось прежним универсалом конца прошлого века как по принципу осуществления грузовых работ и роду перевозимого груза, так и по эксплуатационному использованию.

Принципиальный вид сухогрузного судна показан на рисунке 2.1

Рисунок 2.1 Сухогрузное судно

Сухогрузные суда составляют 47% от дедвейта флота судов для перевозки генеральных грузов. На 1 января 2000 г. мировой флот сухогрузных судов насчитывал 13650 судов суммарным дедвейтом 76,1 млн. т, из них однопалубных было 8634 суммарным дедвейтом 40,8 млн. т, а многопалубных - 5018 суммарным дедвейтом 35,3 млн. т. Средний возраст сухогрузных судов составляет чуть более 21 года. Учитывая, что срок службы таких судов не превышает 25-30 лет, следует в недалеком будущем ожидать списания около 4700 судов этого типа, или около 35% существующего флота.

Универсальность таких судов по роду перевозимого сухого груза обеспечит их существование еще длительное время. Однако потребность в новых судах данного типа и объемы их строительства будут относительно небольшими.

Традиционными строителями сухогрузных судов являются Китай, Нидерланды, Япония, Германия. В последние годы к ним присоединились Румыния, Словакия, Турция и Иран. В перечисленных странах сосредоточено почти 80% имевшихся на начало 2000 г. в портфеле заказов сухогрузных судов.

Многопалубные сухогрузные суда, как было сказано ранее, по степенно списываются и заменяются однопалубными, поэтому именно они представляют интерес с точки зрения анализа перспектив развития сухогрузных судов.

Анализ данных показывает, что наиболее устойчивым спросом на мировом рынке сухогрузов пользуются суда дедвейтом 2-5 и 5-10 тыс. т. За последние 10 лет количество заказанных судов этих дедвейтных групп составляет 80-90% общего заказа на сухогрузные суда. Примерно такова же их доля в общем, объеме строительства судов рассматриваемого типа.

Предпочтение, отдаваемое судовладельцами относительно небольшим по размерам судам, объясняется спецификой их использования на перевозках разнообразных груза относительно небольшой партийности, когда эксплуатировать, специализированы по роду груза суда экономически не выгодно.

Наиболее стабильна во флоте группа судов дедвейтом 5-10 тыс. т. Объем их строительства в 70-е годы достигал 150 единиц в год. Во второй половине 80-х годов строительство сократилось до 15-20 судов в год, что объяснялось насыщением рынка судами указанного дедвейта. В 90-е годы в связи с достижением большой группы таких судов предельных сроков эксплуатации и началом их массового списания резко возрос интерес судовладельцев к сухогрузным судам дедвейтом 5-10 тыс. т. В портфеле заказов эта группа является наибольшей (45% по количеству заказанных судов и более 35% по дедвейту).

75% однопалубных сухогрузных судов имеют дедвейт до 5000 т, их средний возраст составляет 20,5 лет. Сухогрузные суда дедвейтом до 5000 т большей частью работают на прибрежных линиях, поэтому многие из них имеют специфические особенности, связанные с конкретными условиями эксплуатации.

Большой объем списания ожидается и у судов дедвейтом 10-15 тыс. т. Как показал анализ строительства судов этой дедвейтной группы, ежегодный объем постройки за последние годы непрерывно сокращался примерно от 130 судов в конце 60-х годов до 2-6 судов в последние пять лет. Это объясняется перетоком грузов, перевозимых ранее такими судами, на суда большего дедвейта, в частности, на суда дедвейтной группы 15-25 тыс. т, обеспечивавших перевозку с меньшими удельными затратами. Сказанное подтверждается сравнением объемов строительства судов той и другой групп и заказов на них. Если в конце 60-х годов судов тоннажной группы 15-25 тыс. т строилось в четыре раза меньше, чем судов дедвейтом 10-15 тыс. т, то в последние пять лет, наоборот, судов дедвейтом 15-25 тыс. т строилось в четыре раза больше, чем судов тоннажем 10-15 тыс. т. Поэтому группа сухогрузных судов дедвейтом 10-15 тыс. т вряд ли является перспективной для получения заказа на строительство в ближайшие 5-10 лет. Более перспективны с этой точки зрения суда дедвейтной группы 15-25 тыс. т. Их доля в портфеле заказов составляет по количеству 17% и по дедвейту примерно 40%.

Таким образом, после 2000 г. целесообразно ориентироваться на возможность получения заказов, на постройку сухогрузных судов дедвейтом 5-10 и 15-25 тыс. т, которые будут пользоваться устойчивым спросом на мировом рынке.

Проанализировав тенденции развития судов проектируемого типа, можно сделать вывод по архитектурно-конструктивному типу универсальных грузовых судов:

- суда имеют большие коэффициенты полнот;

- длина люков равняется длине трюмов, что позволяет облегчить погрузоно0разгрузочные работы;

- часто встречающаяся форма форштевня – бульбообразная и прямой наклонный;

- транцевая корма;

- одновальная или двухвальная энергетическая установка;

- используются компактные двигатели, что позволяет сократить длину машинного отделения;

- применяются сбрасываемые шлюпки;

- высокие комингсы (вровень с баком), чтобы увеличить объем трюма, закрытые герметичными механизированными люковыми закрытиями.

3 Выбор и анализ судна прототипа

В качестве прототипа будет использоваться судно проекта 00220 - универсальный сухогрузный теплоход DW 4600т.

3.1 Основные показатели судна-прототипа

Тип судна - сухогрузный теплоход DW4600 т.

Район плавания –

Класс -

Назначение.

Перевозка генеральных и насыпных  грузов, 20- и 40-футовых контейнеров международного стандарта в трюме и на крышах люкового закрытия.

Основные характеристики.


Длина расчетная –87,9 м.

Ширина – 16,5  м.

Высота борта – 7,6 м.

Осадка – 6,25 м.

Дедвейт – ок       т

Автономность – 30 суток.

Скорость – 26,5 км/ч.

Экипаж – 10 чел.

Коэффициент общей полноты   - 0,736.

Водоизмещение  - 6838т

Мощность силовой установки 3520 кВт

3.2 Нагрузка масс судна-прототипа

Данные по нагрузке масс судна проекта 00220 приведены в таблице 3.1.

Таблица 3.1

  Наименование раздела

Масса, т

1.  Корпус оборудованный

1938

2.  Механизмы

242

Измеритель массы корпуса оборудованного:

 (qko)= ;

.

Измеритель массы механизмов:

.

Адмиралтейский коэффициент судна-прототипа:

Индекс «0» означает данные судна-прототипа.


4 Выбор основных элементов проектируемого судна

 4.1 Определение водоизмещения проектируемого судна в первом приближении

         Уравнение масс является аналитическим выражением равенства массы судна к сумме масс, входящих в его нагрузку.

D =    ,                                     (3.1)

где D – массовое водоизмещение судна, т;

mi – составляющие нагрузки.

Уравнение (3.1) для случая, когда задан дедвейт можно записать:

  ,                               (3.2)

,                      

,                        

,

где qко – измеритель масс корпуса-оборудования; pзв - измеритель запаса водоизмещения; pM – измеритель масс механизмов;  - скорость;

Са – адмиралтейский коэффициент; D – водоизмещение.

Измерители масс, адмиралтейский коэффициент, коэффициент общей полноты принимаем по прототипу.

,        

,

.

Коэффициенты a, b, c:

,      

,

Тогда уравнение (3.2) запишем :

0,696D-0,294 -4200=0.

Решая это уравнение методом итерации получаем водоизмещение в полном грузу D=6177т

4.2 Определение главных размерений судна в первом приближении.

После определения водоизмещения судна переходим к определению главных размерений: L, B, T, H и коэффициентов полноты , при этом можно воспользоваться уравнением плавучести:

                                                                                                  (3.3)

и соотношениями главных размерений судна-прототипа.

,                  ,                      ,                 .

Для проектируемого судна соотношения главных размерений и коэффициент общей полноты в первом приближении примем такими же, как у судна-прототипа.

Тогда главные размерения проектируемого судна:

Назначаем ширину судна 16м, с учетом размещения контейнеров в трюме.
Тогда:

;

;

.

Мощность главных двигателей определяем как:

Для обеспечения общей продольной и общей поперечной прочности судна, Правила Регистра регламентируют соотношение главных размерений для

района плавания  R1 :  L / Н < 19; 

  В / Н < 2,5.

L 1 / Н 1  < 11,6;

В 1  / Н 1  < 2, 2 – что удовлетворяет Правилам [1]

Коэффициент общей полноты зависит от относительной скорости судна.

  =0,646…0,886

Принятые соотношения главных размерений удовлетворяют требованиям Правил.[1]

δ=0,739 попадает в рекомендуемый диапазон.

4.3 Определение контейнеровместимости.

По выбранным размерениям необходимо определить количество контейнеров по высоте и ширине судна. Для этого воспользуемся схемой поперечного сечения судна приведенной на рисунке 4.1.

Высота двойного дна hдд определяется формулой.

hддmin=

Назначаем высоту двойного дна 1000 мм.

Используя опыт проектных организаций и размещение контейнеров по ширине и высоте, выбираем ширину двойного борта  и высоту комингса грузового люка

Согласно схеме, расположенной на рисунке 4.1, в трюме по ширине будет расположено 5 контейнеров в 3 яруса. Такое расположение контейнеров соответствует выбранным размерениям.

4.4 Проверка минимальной высоты надводного борта

Согласно «Правил о грузовой марки морских судов» базисный надводный борт проектируемого судна должен быть не менее 876 мм.

Правила определяют поправки к базисному надводному борту:

для судов <100 м базисный надводный борт увеличивается на:

Δ1=7,5(100-L)(0,35-Е/L)=17 мм,

где Е/L= 0,2 отношения длины надстройки к длине судна.

Если δ>0,68 то Ннбб умножаем на k.

k= ,

так как Н>L/15, тогда

Δ2=()R=283 мм.

С учетом поправок минимальный надводный борт:

Fmin=Fбmin* k+Δ1+ Δ2=876*1,04+17+283=1211 мм

Надводный борт проектируемого судна равен ;

Fнб=Н-Т+S=7300-6000+12=1312 мм.

Fнб> Fmin, что удовлетворяет требованиям Правил[1].

4.5 Нагрузка масс проектируемого судна.

Рассчитаем укрупненную нагрузку масс в таблице 4.1.

Рассмотрим составляющие дедвейта:

- m14 раздела нагрузки;

 -масса экипажа; -масса провизии;

 -масса питьевой воды; -масса отходов

=

  - масса переменных жидких грузов;

Масса топлива, масла и питательной воды:

        ,

где     ;

;

 - удельный расход топлива;

 - мощность;

 - автономность в часах.

Масса груза:.

Таблица 3.1

Нагрузка масс проектируемого судна в первом приближении

№ п/п

Наименование раздела

Формула

Масса, т

1

Корпус оборудованный

1747

2

Механизмы

99

3

Запас

водоизмещения

123,5

Водоизмещение порожнем

1970

4

Экипаж, провизия, вода, расходы

 23

5

Груз перевозимый

4025

6

Топливо, масло, питательные воды

116

7

Переменные жидкие грузы

36

Дедвейт

4200

Водоизмещение в грузу

6170

Несовпадение нагрузки масс и D составляет:

Δ=*100<0,5

Δ=<0,5 -менее 0,5%, второе приближение не требуется.

Корректировка запаса водоизмещения

Так как расхождение между нагрузкой масс и водоизмещением менее 0,5 %, то корректировку произведем за счет запаса водоизмещения. т

4.6 Расчет коэффициентов полноты.

 Коэффициент полноты ватерлиний можно расчитать по формуле

α=0,98δ1/2±0,06,

α+0,06=0,902,

α -0,06=0,782,

α= 0,782...0,902.

Принимаем α= 0,900.

Коэффициент полноты мидельшпангоута можно расчитать по формуле:

β=1,014δ1/12±0,004,

β+0,004=0,993,

β-0,004=0,984,

β=0,984...0,993.

Принимаем β=0,993

Получаем:  α= 0,900 и β=0,993.

4.7 Определение удельной погрузочной кубатуры.

 Удельную погрузочную кубатуру можно определить из уравнения вместимости.

LBH=,
 где δтр -  коэффициент полноты трюма (0,93-0,97) принимаем равный 0,95.

µгр - удельная погрузочная кубатура

ξ - коэффициент, учитывающий проходы, трапы и места не занятые грузом

(0,08-0,1) принимаем равный 0,1

λ - отношение длины  трюмов к длине судна (0,7-0,76) принимаем равный 0,73

χ - коэффициент, учитывающий объем, занимаемый набором, двойным дном и двойными бортами, в районе трюмов (0,18-0,24) принимаем равный 0,2.

Тогда выражаем

µгр===1,23 м3

4.8 Анализ полученных результатов.

 На основании проведенных расчетов получаем следующие основные характеристики:

L=85м;                B=16м;                  H=7,3м;               T=6м;

D=6177т;             N=1436 кВт;       α=0,900;             δ=0,739;    β=0,993

И соотношения главных размерений:  

Выбранные главные размерения соответствуют Правилам[1].

5 Разработка эскиза общего расположения. Определение центра тяжести судна. Удифферентовка

5.1 Разработку эскиза общего расположения начнем с раздела судна на отсеки

Практическая шпация может быть выбрана по формуле:

a=0,002L+0,48=0,002*85+0,48=0,650м

Правила [1] допускают отклонения от этого значения ±0,25% , получаем интервал

от 0,4875 до 0,8125 м.

В оконечностях шпация не должна превышать 0,6 м. Поэтому, целесообразно принять шпацию, равную 0,6 м.

 Форпиковая переборка должна быть непроницаема до палубы надводного борта, и располагаться на расстоянии не менее 5% от длины и не более чем 5% от L+3м.

получаем длину форпиковой переборки

lф=(4,25-7,25м).

Выбираем длину форпика 6м, равную 10 шпаций.

Ахтерпиковая переборка расположена на 125 шпангоуте. От форпика в корму размещаем подруливающее устройство, длина отсека 3м.

Длину машинного отделения, включая топливную цистерну,  принимаем равную 25 шпаций, или 15м.

 Оставшуюся часть трюма отводим под грузовое пространство.

Грузовое пространство поделим на два трюма.

1 трюм – 35 шпаций, и 2 трюм – 50 шпаций.

Общее число поперечных переборок – 5.Согласно принятой схеме общего расположения вычерчиваем эскиз на рисунке 5.1.

С помощью эскиза общего расположения и нагрузки масс определяем положение координат центра тяжести судна по  длине и высоте. Расчет ведем в таблице 5.1.

Таблица 5.1 Расчет нагрузки и положения центра тяжести судна


п/п

Наименование разделов

Масса,т

Плечи, м

Моменты, тм

xi

zi

ximi

zimi

1

Масса корпуса оборудованного

1747

-9,25

6,06

-16168

10587

2

Механизмы

99

-26

3,1

-2574

307

3

Запас водоизмещения

131

0

7,3

0

956

Водоизмещение порожнем

1977

-5,2

6,63

-10280

11850

4

Экипаж,провизия

23

-29,5

14

-678,5

322

5

Груз перевозимый

4025

6,5

4

26163

16100

6

Топливо

116

-18,5

3,85

-2146

446,6

7

Переменные жидкие грузы

36

-19

0,5

-684

18

Продолжение Таблицы 5.1

Дедвейт

4200

25479

16887

Водоизмещение в грузу

6177

2

4,65

12374

28737

Центр тяжести судна в полном грузу с полными запасами :

Xg=2 м;

Zg=4,65 м.

После этого можно перейти к удифферентовке судна в полном грузу.

Чтобы судно не имело дифферента, его центр тяжести должен находиться на одной вертикали с центром величины, то есть:

Xg=Xc=2м.

Центр величины определяется по приближенным зависимостям:
=0.12(δ-0.63)0.01

Xc=0.3...2 м

6 Остойчивость проектируемого судна

В начальных стадиях проектирования судна необходимо проверить его

остойчивость.
Остойчивость судна в данном проекте проверяем только в одном случае:

в полном грузу, с постоянными запасами, с равномерно распределенным грузом во всех помещениях.

 6.1 Определение начальной метацентрической высоты

В начальной стадии проектирования, когда известны основные элементы, но нет теоретического чертежа, начальную метацентрическую высоту можно определить из уравнения остойчивости.

 ,

где = ;

= .

Получаем =0,096 и =0,552.

2,56 м.

6.2 Построение диаграммы статической остойчивости

Воспользуемся приближенным методом Власова - Благовещенского. Для этого определим вспомогательные величины.

Координаты центра величины судна в начальном положении и при наклоне 90°:

r0===4,1м,
zc0===3,3 м,

(zc90-zc0)=0,64(1-1,03)H=0,64(1-1,03)7,3=0,72 м,

r90=0,7(zc90- zc0)=0,7*0,72=0,5 м,

yc90=0,5(1-0,96)B=0,5(1-0,96)16 =1,69 м.

Расчет плеч диаграммы статической остойчивости удобно вести в таблице 6.1

По результатам расчетов статической остойчивости строим диаграмму на
 рисунке 6.1.

Таблица 6.1

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

0

10

-0,036

0,050

0,151

0,01

-0,023

0.085

0,620

0,005

0,683

0,174

0,237

0,446

20

-0,241

0,337

0,184

0,062

-0,173

0,570

0,754

0,031

1,182

0,342

0,465

0,717

30

-0,556

0,840

0,081

0,135

-0,399

1,420

0,332

0,068

1,421

0,500

0,680

0,741

40

-0,722

1,279

-0,069

0,155

-0,518

2,162

-0,283

0,078

1,439

0,643

0,874

0,564

50

-0,513

1,365

-0,135

0,069

-0,368

2,307

-0,636

0,035

1,358

0,766

1,042

0,297

60

0,026

1,056

-0,135

-0,081

0,019

1,785

-0,554

-0,041

1,209

0,866

1,178

0,032

70

0,603

0,583

-0,062

-0,184

0,432

0,985

-0,254

-0,092

1,071

0,940

1,278

-0,207

80

0,935

0,210

-0,01

-0,151

0,670

0,355

-0,041

-0,076

0,908

0,985

1,340

-0,431

90

1,00

0

0

0

0,717

0

0

0

0,717

1,00

1,360

-0,643

По результатам расчетов статической остойчивости строим диаграмму 6.1.

6.3 Определение критерия погоды.

Остойчивость по критерию погоды К считается достаточной, если площадь b(работа восстанавливающего момента) по диаграмме статической остойчивости больше или равна площади а.

Для определения площадей a и b воспользуемся диаграммой статической остойчивости.

Судно находится под действием ветра на постоянной скорости, направленного перпендикулярно диаметральной плоскости, которой соответствует плечо ветрового кренящего момента, приложенного статически.

 Плечо этого момента вычисляется по формуле:

lw1=,

где  - условное давление ветра в Па, определяющееся по Правилам[1] в-зависимости от района плавания. Для района плавания R1=353 Па; g=9,81м/с2; D=6177т;  – аппликата центра парусности; - площадь парусности.

Определение площади и центра парусности ведем в таблице 6.2, с использованием рисунка 5.1.

Таблица 6.2 Определение площади и центра парусности.

№п/п

Наименование

Площадь Si,м

Отстояние

Zi,м

Статический момент SiZi, м3

1

Надводный борт

114,4

0,65

74,4

2

Бак и фальшборт

42

3,05

128,1

3

Надстройки 1 яруса

73,5

3,05

224,6

4

Надстройки 2 и 3 яруса

68

6,8

462,4

5

Надстройки 4 яруса

30

10,05

301,5

6

Рубка

23,75

12,55

298,1

Продолжение таблицы 6.2

7

Труба

6,25

10,05

62,8

Суммы

*1358

*21552

Остаточные суммы

0,18

155,2

Итого

376

1707

Sп= 1,05*1=376 м2 ;     Zп===4,5 м.

Тогда, с учетом площади парусности:

lw1==0,00995=0,01 м.

Кроме ветра действующего статически, судно подвергается действию шквального ветра с плечом кренящего момента lw2.

lw2=1,5* lw1=1,5*0,01=0,015 м.

Амплитуда качки определяется по формуле:

θr=109kX1X2,

 где k-коэффициент, учитывающий влияние скуловых килей = 0,88;

X1=0,96; X2=1; r=0,615; S=0,073.

θr=109*0,88*0,961=19,5 град.

На диаграмме статической остойчивости рисунок 6.1 угол θс=62°, соответствует lw2.

θw1=0,1°

После всех построений определим площади a,b и критерий погоды.

Критерий погоды K=

a=6,63 м*град,

b=16,75 м*град,

K==2,5≥1

6.4 Параметры диаграммы.

Судно признается остойчивым, если удовлетворяются условия, приведенные в таблице 6.3.

Таблица 6.3 Параметры остойчивости.

Параметр

Требуемое значение

Расчетное значение

Максимальное плечо ДСО

≥0,2

0,75

Угол крена при максимальном плече

≥30°

30°

Продолжение таблицы 6.3

Угол заката

≥60°

61°

Площадь по кривой восстанавливающих моментов до 30°

≥0,055

0,26

Площадь по кривой восстанавливающих моментов до угла крена 40°

≥0,09

0,12

Площадь под кривой восстанавливающих моментов между углами крена 30° и 40° м/рад

≥0,03

0,38

Критерий погоды

≥1

2,5

Метацентрическая  высота

≥0,15 м

2,56

0,08

0,08

2,5

2,6

Если при проверке остойчивости параметры  и  превышают 0,8 и 2,5 соответственно, то остойчивость должна быть дополнительно проверка по критерию ускорения. При чем, расчетное ускорение не должно быть больше допустимого.

         6.5 Проверка остойчивости по критерию ускорения K*.

Остойчивость по критерию ускорения считается приемлемой, если в рассматриваемом состоянии нагрузки расчетное ускорение не превышает допустимого значения= 0,3.

K*=≥1

aрасч=0,0105, где - амплитуда качки, - коэффициент, учитывающий особенности качки в зависимости от B/T.

aрасч=0,0105=0,22

K*==1,36

         6.6 Анализ результатов.

На основании произведенных расчетов можно сделать вывод, что судно обладает удовлетворительной остойчивостью.

7 Проектирование теоретического чертежа и расчет его элементов

7.1 Определение параметров необходимых для проектирования теоретического чертежа.

Для построения теоретического чертежа необходимы следующие параметры;

• рассчитанные ранее размерения судна:

L=85м; B=16м; H=7,3м; T=6м; D=6177т; α=0,900; β=0,993; δ=0,739; Xс=2м;

Центр тяжести КВЛ Xf=*

Xf=-=-1,47 м;

радиус скулы Rск=1,525=1,525=1,25 м.

•Длина и положение цилиндрической вставки. Их целесообразно взять по рекомендациям Линдблада, в зависимости от δ:

Lнос=0,295*85=25,075=25 м;

Lк=0,315*85=26,775=27м;

Lцв=0,390*85=33,15=33м.

7.2 Проектирование строевой по шпангоутам.

При проектировании строевой по шпангоутам, площадь строевой численно равна объемному водоизмещению судна.

V===6026 м3,

абсцисса центра тяжести строевой равна абсциссе центра величины Xс=2,46м.

Коэффициент полноты площади строевой численно равен коэффициенту продольной призматической полноты.

===0,744; КN=Xc=2,46м.

Построение строевой по шпангоутам ведем на рисунке 7.1.

На этом рисунке:

AB=βBT=0,993*16*6=95,33м2;

BF’=CF”=L(1-φ)=85(1-0,744)=21,76м;

KE===54,66м2.

Далее проверяем водоизмещение проектируемого судна, вычисленное по строевой по шпангоутам, и сравниваем его с расчетным водоизмещением.

Расчет ведем в таблице 7.1.

Таблица 7.1

i

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

ωi,м2

0

27,5

51

75,5

88

94

95.3

95.3

95.3

95.3

95.3

95.3

95.3

94,5

Продолжение таблицы 7.1

14

15

16

17

18

19

20

*ωi

020)/2

**=*ωi-(ω020)/2

89

75,5

61

46,5

31

15

0

1415,6

0

1416

Водоизмещение строевой по шпангоутам будет равно V’.

V’=ΔL*=*1416=6018м3,

Δ=*100%0,5%;

Δ=*100%=0,13%0,5%

Погрешность вычислений составляет 0,16%0,5%, что является допустимым.

7.3 Построение КВЛ и диаметрального батокса.

Способ построения КВЛ аналогичен строевой по ватерлинии, с той лишь разницей, что вместо ординаты на миделе ω=βBT, откладываем величину B/2, вместо коэффициента φ подставляем α, вместо Xc подставляем Xf.

Построения производим на рисунке 7.2.

На этом рисунке:

AB=B/2=16/2=8м;

BF’=CF”=L(1-α)=85(1-0,900)=8,5м;

EN=Xf=-1,47м;

BE===4,2м.

 Проверим площадь КВЛ, вычислив графически, с расчетами в таблице 7.2. S’квл=2ΔL.

С площадью КВЛ, Полученную расчетным путем.

Sквл=αLB=0,900*85*16=1224м2

Таблица 7.2

i

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

yi,м

0

3,5

6,1

7,6

8

8

8

8

8

8

8

8

8

8

Продолжение таблицы 7.1

14

15

16

17

18

19

20

*yi

(y0-y20)/2

**=*yi-(y0-y20)/2

8

8

8

7,9

7,25

5,7

3

145,05

1,5

143,5

S’квл=2ΔL=2*4,25*143,5=1220м2;

Δ=*100%0,5%;

Δ=*100%=0,3%0,5%.

Форма диаметрального батокса приведена на рисунках (7.2) и (7.3).
Форштевень выполним прямым наклонным, корму – транцевой.

Далее необходимо решить вопрос о седловатости палубы и погиби бимсов. При этом руководствуемся Правилами [1].

проектируемое судно имеет избыточный надводный борт, поэтому нет необходимости проектировать судно с седловатостью.

Главная палуба имеет погибь бимса. Стрелка погиби бимса равно 1/50*В=0,32м.

В районе цилиндрической вставки борта выполнены вертикально, днище горизонтально, а участок борта, сопряженный с днищем – цилиндрический.

7.4 Проектирование теоретического чертежа

После всех выполненных подготовительных работ переходим к построению теоретического чертежа.

На теоретическом чертеже изображаем 21 теоретический шпангоут (с 0 по 20), два батокса I,II и диаметральный, число ВЛ до расчетной осадки 5 штук (с 0 по 4 КВЛ).

Все обводы согласовываем, добиваясь плавности.

7.5 Определение гидростатических элементов. 

Используя теоретический чертеж судна производим вычисление его гидростатических элементов:

- площадей ватерлиний Si;

- объемного водоизмещения V;

- абсциссы центра величины xc;

- центр площадей ватерлиний xfi;

- аппликаты центра величины zс;

- метацентрические радиусы r, R;

в зависимости от осадки Т.

Вычисление элементов производится по способу трапеций. Сначала вычисляем элементы каждой ватерлинии (таблицы 7.3-7.7).

Таблица 7. 3 - Вычисление элементов  _0__  ватерлинии

№ теоретического шпангоута

№ плеча

I

Ординаты

Y, м

Кубы ординат Y3, м3

Произведение

iY, м

Произведение

i2Y, м

0

+10

-

-

-

-

1

+9

-0,3

-0,027

-2,7

-24,3

2

+8

1,5

3,375

12

96

3

+7

3,4

39,3

23,8

166,6

4

+6

5,3

148,9

31,8

190,8

5

+5

6,4

262,1

32

160

6

+4

6,7

300,8

26,8

107,2

7

+3

6,75

307,5

20,25

60,75

8

+2

6,75

307,5

13,5

27

9

+1

6,75

307,5

6,75

6,75

10

0

6,75

307,5

0

0

11

-1

6,75

307,5

-6,75

6,75

12

-2

6,75

307,5

-13,5

27

13

-3

6,9

328,5

-20,7

62,1

14

-4

6

216

-24

96

15

-5

3,7

50,65

-18,5

92,5

16

-6

1,9

6,85

-11,4

68,4

17

-7

0,5

0,125

-3,5

24,5

18

-8

-0,2

-0,008

1,6

-12,8

19

-9

-

-

-

-

20

-10

-

-

-

-

Суммы

82,3

3201,855

67,45

1155,25

Поправки

-0,25

-0,0175

-0,55

-18,55

Исправленные суммы

82,55

3201,9

68

1173,8

Площадь ватерлинии  =  701,675 м2

Момент инерции площади относительно оси x  = 9072 м4

Момент инерции площади относительно оси y =180215  м4

Абсцисса ЦТ площади ватерлинии =  3,50  м

Центральный момент инерции, проходящий через ЦТ площади ватерлинии, относительно оси, параллельной y, =   171615 м4


Таблица 7. 4 - Вычисление элементов  _1__  ватерлинии

№ теоретического шпангоута

№ плеча

I

Ординаты

Y, м

Кубы ординат Y3, м3

Произведение

iY, м

Произведение

i2Y, м

0

+10

-

-

-

-

1

+9

2,3

12,167

20,7

186,3

2

+8

3,8

54,872

30,4

243,2

3

+7

5,6

175,6

39,2

274,4

4

+6

7

343

42

252

5

+5

7,7

456,5

38,5

192,5

6

+4

8

512

32

128

7

+3

8

512

24

72

8

+2

8

512

16

32

9

+1

8

512

8

8

10

0

8

512

0

0

11

-1

8

512

-8

8

12

-2

8

512

-16

32

13

-3

8

512

-24

72

14

-4

7,7

456,53

-30,8

123,2

15

-5

7

343

-35

175

16

-6

4,5

91,13

-27

162

17

-7

2,5

15,625

-17,5

122,5

18

-8

1,5

3,375

-12

-96

19

-9

-

-

-

-

20

-10

-

-

-

-

Суммы

113,6

6047,846

80,5

2179,1

Поправки

1,9

7,771

4,35

141,15

Исправленные суммы

111,7

6040,075

76,15

2037,95

Площадь ватерлинии  =  949,45 м2

Момент инерции площади относительно оси x  = 17114 м4

Момент инерции площади относительно оси y =312889  м4

Абсцисса ЦТ площади ватерлинии =  2,9  м

Центральный момент инерции, проходящий через ЦТ площади ватерлинии, относительно оси, параллельной y, =  304919 м4


Таблица 7. 5 - Вычисление элементов  _2__  ватерлинии

№ теоретического шпангоута

№ плеча

I

Ординаты

Y, м

Кубы ординат Y3, м3

Произведение

iY, м

Произведение

i2Y, м

0

+10

-0,8

-0,512

-8

-80

1

+9

2,4

13,824

21,6

194,4

2

+8

4,6

97,336

36,8

294,4

3

+7

5,6

175,6

39,2

274,4

4

+6

7,7

456,5

46,2

277,2

5

+5

7,9

493

39,5

197,5

6

+4

8

512

32

128

7

+3

8

512

24

72

8

+2

8

512

16

32

9

+1

8

512

8

8

10

0

8

512

0

0

11

-1

8

512

-8

8

12

-2

8

512

-16

32

13

-3

8

512

-24

72

14

-4

8

512

-32

128

15

-5

7,4

405,22

-37

185

16

-6

6,2

238,33

-37,2

223,2

17

-7

3,6

46,656

-25,2

176,4

18

-8

1,5

3,375

-12

96

19

-9

-0,3

-0,027

2,7

-24,3

20

-10

-

-

-

-

Суммы

117,8

6537,39

66,6

2294,2

Поправки

-0,55

-0,2695

-2,65

-52,15

Исправленные суммы

118,35

6537,66

69,25

2346,35

Площадь ватерлинии  =1005,975 м2

Момент инерции площади относительно оси x  = 18523 м4

Момент инерции площади относительно оси y =360238  м4

Абсцисса ЦТ площади ватерлинии =  2,5  м

Центральный момент инерции, проходящий через ЦТ площади ватерлинии, относительно оси, параллельной y, =  354017 м4

Таблица 7. 6 - Вычисление элементов  _3__  ватерлинии

№ теоретического шпангоута

№ плеча

I

Ординаты

Y, м

Кубы ординат Y3, м3

Произведение

iY, м

Произведение

i2Y, м

0

+10

0

0

0

0

1

+9

3,1

29,8

27,9

251,1

2

+8

5,4

157,5

43,2

345,6

3

+7

7

343

49

343

4

+6

8

512

48

288

5

+5

8

512

40

200

6

+4

8

512

32

128

7

+3

8

512

24

72

8

+2

8

512

16

32

9

+1

8

512

8

8

10

0

8

512

0

0

11

-1

8

512

-8

8

12

-2

8

512

-16

32

13

-3

8

512

-24

72

14

-4

8

512

-32

128

15

-5

8

512

-40

200

16

-6

7,8

474,6

-46,8

280,8

17

-7

6,8

314,4

-47,6

333,2

18

-8

4,2

74,09

-33,6

268,8

19

-9

-1,3

-2,197

11,7

-105,3

20

-10

-

-

-

-

Суммы

129

7535,13

51,8

2885,2

Поправки

0,9

13,797

19,8

72,9

Исправленные суммы

128,1

7521,33

32

2812,3

Площадь ватерлинии  =1088,85 м2

Момент инерции площади относительно оси x  = 21310  м4

Момент инерции площади относительно оси y =431776 м4

Абсцисса ЦТ площади ватерлинии =  1,1  м

Центральный момент инерции, проходящий через ЦТ площади ватерлинии, относительно оси, параллельной y, =  430549 м4

Таблица 7. 7 - Вычисление элементов  _4__  ватерлинии квл

№ теоретического шпангоута

№ плеча

I

Ординаты

Y, м

Кубы ординат Y3, м3

Произведение

iY, м

Произведение

i2Y, м

0

+10

0,4

0,064

4

40

1

+9

3,7

50,653

33,3

299,7

2

+8

6,1

226,98

48,8

390,4

3

+7

7,6

439

53,2

372,4

4

+6

8

512

48

288

5

+5

8

512

40

200

6

+4

8

512

32

128

7

+3

8

512

24

72

8

+2

8

512

16

32

9

+1

8

512

8

8

10

0

8

512

0

0

11

-1

8

512

-8

8

12

-2

8

512

-16

32

13

-3

8

512

-24

72

14

-4

8

512

-32

128

15

-5

8

512

-40

200

16

-6

8

512

-48

288

17

-7

8

512

-56

392

18

-8

7,5

421,9

-60

480

19

-9

6

216

-54

486

20

-10

3

27

-30

300

Суммы

146,3

8549,6

-60,7

4216,5

Поправки

1,7

13,5

-13

170

Исправленные суммы

144,6

8536,02

-47,7

4046,5

Площадь ватерлинии  =1229,1 м2

Момент инерции площади относительно оси x  = 24185 м4

Момент инерции площади относительно оси y =621264 м4

Абсцисса ЦТ площади ватерлинии =  -1,4  м

Центральный момент инерции, проходящий через ЦТ площади ватерлинии, относительно оси, параллельной y, = 618848 м4

Расчет гидростатических элементов ведем в таблице 7.8.

По результатам расчетов строим гидростатические кривые, рисунок 7.5.

Эти кривые являются исходными для вычисления плавучести, остойчивости, непотопляемости и качки судна рисунок 7.1.

Рисунок 7.1

Гидростатические кривые

8 Построение эпюры емкости

Построение эпюры емкости ведем с использованием строевой по шпангоутам (рисунок 7.1), теоретического чертежа, и эскиза общего расположения (рисунок 5.1). Рисунок показан на рисунке 8.1.

Теоретический и расчетный объемы отсеков заносим в  таблицу 8.1.

Таблица 8.1 Теоретический и расчетный объем отсека

№п/п

Наименование

отсека

Теоретический объем, м3

Коэффициент проницаемости μ

Расчетный объем

Vр= μ*Vт, м3

1

Форпик

180

0,85

153

2

Помещение под подруливающее устройство

177

0,85

150,5

3

Двойное дно 1 трюм

222

0,95

211

4

Двойное дно 2 трюм

366

0,95

348

5

Двойные борта 1 трюм

430,5

0,95

409

6

Двойные борта 2 трюм

630,5

0,95

599

7

Трюм 1

1975

-

1876

8

Трюм 2

3009

-

2859

9

Машинное отделение

1230

0,85

1046

10

Ахтерпик

370

0,85

315


9 Удифферентовка судна в разных случаях нагружения

9.1 Удифферентовка судна порожнем с 10% запасом.

Нагрузка масс при ходе судна порожнем с 10% запасами приведена в таблице 9.1.

Таблица 9.1 Нагрузка масс судна порожнем с 10% запасами.

Наименование

Масса m, т

x1

z1

x1m1

z1m1

Водоизмещение порожнем

1977

-5,2

5,99

-10280

11850

Экипаж(100%), провизия, вода, расходы (10%)

3,38

-29,5

14

-99,71

47,32

Топливо, масло, питательная вода (10%)

11,6

-18,5

1,3

-214,6

15,08

Переменный жидкий груз

36

-19

0,5

-684

18

Водоизмещение порожнем с 10% запасами

2028

-11279

11930

Центр тяжести судна с 10% запасами :

Xc=*=- 5,56 м,

Zc= =5,88 м.


По водоизмещении порожнем Vпор10% ==1979 м3, с использованием гидростатических кривых определим следующие параметры:

- средняя осадка = f(Vпор10%)= 2,3 м;

- центр величины судна по оси х  Xc=3,025 м;
- центр величины судна по оси z Zc=1,25 м;

- центр тяжести площади квл  xf= 2,7 м;

- поперечный метацентрический  радиус r=9 м;

- продольный метацентрический  радиус r=169  м;

- поперечная метацентрическая высота h=4,37 м;
- продольная метацентрическая высота H=164,37 м;

- осадка носом Тн=0,31 м;

- осадка кормой Тк=4,66 м;

- угол дифферента Тн- Тк=0,31-4,66=-4,35 м.

9.2 Удифферентовка судна в балластном пробеге.

 9.2.1 Определение необходимого количества балласта.

Расчет необходимого количества балласта будем производить с учётом требования посадки судна в балластном пробеге.

Осадка носом.

=(0,01...0,02)L=(0,85...1,7)=1,7 м

Назначаем осадку носом

Осадка кормой.

=(081...1,1)Dв=(0,8...1,1)*0,7 T=(0,8...1,1)*4,2=(3,36...4,62) м

Назначаем осадку кормой 

Тср= ==3,1м.

По средней осадке с использованием грузового размера находим водоизмещение в балластном пробеге.

Vб=2780 м3

Dб=== 2712 т.

Необходимое количество балласта будет :

mб=Dб -=2712-2029=683 т.
Vб=684/1,025=666 м3.

 9.2.2 Размещение балласта.

Балласт будем размещать в следующих отсеках:

- в двойном дне первого трюма  211 м3

- в двойных бортах второго трюма 599м3.

Определяем координаты центра тяжести в балластном пробеге. Расчет ведем в таблице 9.2.

Таблица 9.2 Нагрузка масс и центра тяжести судна в балластном пробеге

№п\п

Наименование

масса, т

Плечи

Моменты

х1

z1

x1m1

z1m1

1

корпус оборуд

1747

-9,25

6,06

-16159,8

10587

2

механизмы

99

-26

3,1

-2574

307

3

запас вод-я

131

0

7,3

0

956

водоизмещ. порожнем

1977

-5,2

5,99394031

-10280,4

11850

4

экипаж,провизия

3,38

-29,5

14

-99,71

47,32

5

топливо,масло

11,6

-18,5

1,3

-214,6

15,08

6

перемен.ж.груз

36

-19

0,5

-684

18

7.1

дв.борт 2 трюма

599

-3

3,65

-1797

2186,35

7.2

дв. Дно 1 трюма

211

23

0,5

4853

105,5

Водоизм. в грузу

2838

-2,9

5

-8222,71

14222

Xg=-2,9м,  Zg=5м

 9.2.3 Расчет посадки судна в балластном переходе.

По найденному водоизмещению в балластном переходе,  Vб==2807 м3  , находим среднюю осадку судна.

=3,1м;

=2,9м;

=1,7м;

=2,45м;

=6,6м;

=127м;

=3,34м;

=123,74м;

ψ=-0,039

=1,53м;

=4,66м;

Тн- Тк=1,53-4,66=-3,13 м

9.3 Удифферентовка судна в полном грузу с полными запасами.

Расчет будем проводить на базе расчетов масс  таблицы 5.1 в таблице 9.3.

Таблица 9.3 Удифферентовка судна в полном грузу с полными запасами

№п.п

наименование

масса,т

Плечи м

Моменты, тм

х1

z1

x1m1

z1m1

1

корпус оборуд

1747

-4,41122

6,06

-7706,4

10587

2

механизмы

99

-26

3,1

-2574

307

3

запас вод-я

131

0

7,3

0

956

водоизмещ. порожнем

1977

-5,2

5,99394

-10280,4

11850

4

экипаж,провизия

23

-29,5

14

-678,5

322

5

груз

4025

6,5

4

26163

16100

6

топливо,масло

116

-18,5

3,85

-2146

446,6

7

перемен.ж.груз

36

-19

0,5

-684

18

Дедвейт

4200

22654

16886,6

Водоизм. в грузу

6177

12374

28737

Xg

2,00317306

Zg

4,65219686

V=6026 м3;

=6м;

=1,7м;

=3,25м;

=-1,4м;

=4,02м;

=102,87м;

=2,62м;

=101,47м;

ψ=0,0029

=6,13м;

=5,88м;

Тн- Тк=6,13-5,88=0,25 м

Посадка судна в полном грузу с полными запасами =6,13м, =5,88м,

Тн- Тк=6,13-5,88=0,25 м, что является неудовлетворительным, поэтому требуется удифферентовка судна.

Для этого вычерчиваем эскиз общего расположения, рисунок 9.1, а груз распределяем следующим образом:

1 трюм 2900 т,

2 трюм 1125 т.

Расчет центра тяжести в полном грузу с полными запасами ведем в таблице 9.4

Таблица 9.4 Расчет центра тяжести в полном грузу с полными запасами

№п.п

Наименование

масса

Плечи м

Моменты

х1

z1

x1m1

z1m1

1

корпус оборуд

1747

-4,4112192

6,06

-7706,4

10587

2

механизмы

99

-26

3,1

-2574

307

3

запас вод-я

131

0

7,3

0

956

водоизмещ. порожнем

1977

-5,2

5,99394

-10280

11850

4

экипаж,провизия

23

-29,5

14

-678,5

322

5.1

2трюм

2900

-3

4

-8700

11600

5.2

1трюм

1125

22

4

24750

4500

6

топливо,масло

116

-18,5

3,85

-2146

446,6

7

перемен.ж.груз

36

-19

0,5

-684

18

Дедвейт

4200

21242

5286,6

Водоизм. в грузу

6177

10961

17137

Xg

1,77

Zg

2,77

Судно сидит осадкой носом Т­н =6м и осадкой кормой  Тк=6м, на ровный киль, что удовлетворяет требованиям.

10 Посадка судна

Расчет посадок судна удобно свести в таблицу 10.1 для двух случаев нагрузок:

1-    в полном грузу с полными запасами

2-    в балластном пробеге с 10% запасами.


Таблица  10.1 - Расчет остойчивости, осадок и дифферента

Элементы

плавучести и

Обозначения

и

Размер-

Виды

водоизмещения

Приме-

п/п

начальной

остойчивости

формула

ность

в

грузу

в балласте

чания

1

2

3

4

5

6

7

1

Водоизмещение

D

т

6177

2877

2

Возвышение ЦТ

над основной

zg

м

2,77

5,0

3

Возвышение ЦВ

над основной

zc

м

3,25

1,7

по гидростат.

кривым

4

Малый метацентрический радиус

r

м

4,02

6,6

__„__

5

Малая метацентрическая высота

h = r + zc - zg

м

2,62

3,34

6

Абсцисса ЦТ судна

xg

м

1,7

-2,8

из расчета

нагрузки

7

Абсцисса ЦВ судна

xc

м

1,7

2,9

по гидростат.

кривым

8

Дифферентующий

момент

Mg = D (xg - xc)

тм

6177

-288

9

Большой метацентрический  радиус

R

м

102,87

127

по гидрос.

кривым

10

Большая метацентрическая высота

H = R + zc - zg

м

101,47

123,74

11

Абсцисса ЦТ

площади ВЛ

xf

м

-1,4

2,45

по гидрос. кривым

12

Средняя осадка

судна

T

м

6

3,1

__„__

13

Угол дифферента

Рад

0

-0,039

14

Осадка носом

м

6

1,53

15

Осадка кормой

м

6

4,66

16

Дифферент

м

0

-3,13

17

Момент, дифферентующий на 1 см

73,74

41,88

18

Площадь ВЛ

S

1229

1005

19

Число тонн на

1 см осадки

12,6

10,3

Из таблицы 10.1 можно сделать вывод, что метацентрическая высота во всех случаях нагружения положительна, что позволяет сделать вывод об удовлетворительной посадке судна.


11 Расчет непотопляемости

Правила классификации постройки судов [1] проектируемого судна класса

предъявляют требования по непотопляемости: при затоплении одного отсека судно должно оставаться на плаву и обладать аварийной остойчивостью.

Проверочный расчет  непотопляемости при затопленном машинном отделении производим способом постоянного водоизмещения в табличной форме,

 таблица 11.1, для расчетного случая в полном грузу с полными запасами.

Помещение, подверженное затоплению, находится между переборками 103-125, длиной 13,2м.
Для определения посадки судна и остойчивости в затопленном помещении необходимо знать геометрические характеристики этого помещения:

-объем помещения,v0 ;

-абсцисса объема, xv;

-аппликата объема, zv;

-площадь потерянной ватерлинии,S;

- абсцисса потерянной ватерлинии, xs ;

-моменты инерции относительно продольной оси, ix;

-моменты инерции относительно поперечной оси, iy;

Определение этих характеристик можно выполнить, используя теоретический чертеж и строевую по шпангоутам. Эту процедуру можно упростить, заменяя обвод ватерлинии и участок ветви строевой параболой второй степени.

Принятые обозначения в таблице 11.1, где точки a и c соответствуют расположению носовой и кормовой  переборок затопленного отсека,       

 b- середина затопленного отсека.

xa, xb, xc- абсциссы указанных точек,

ya, yb, yc- ординаты указанных точек,

wa, wb, wc- погруженная площадь шпангоута в указанных точках.

xa=-19,3 м;

xb=-25,8 м;

xc=-32,5 м;

ya=8 м;

yb=8 м;

yc=7,6 м;

wa=107 м2;

wb= 86 м2;

wc=54,5 м2.

Таблица 11.1 - Проверка непотопляемости при затоплении отсека….. (симметричное заполнение)

п/п

Наименование величин

Размерность

Обозначение и формула

Величина

Примечание

1

2

3

4

5

6

1

Водоизмещение

м3

V

6026

2

Первоначальная средняя осадка

м

Tср

6

По грузовому размеру

3

Объем затопленного отсека по КВЛ

м3

v0

1103

По строевой по шпангоутам или по (10.14)

4

Объем влившейся воды в затопленный отсек по КВЛ

м3

938

 – определяется по Правилам (=0,85 для машинного отделения)

5

Площадь КВЛ до повреждения

м2

S

1229

По гидростатическим кривым

6

Потерянная площадь КВЛ

м2

209

По теоретическому чертежу или по (10.12)

7

Действующая площадь КВЛ после повреждения

м2

894

8

Абсцисса и ордината ЦТ потерянной площади s

м

=0

-25,74

См. примечание (10.13)

9

Абсцисса ЦТ КВЛ

м

xf

-1,4

По гидростатическим кривым

10

Абсцисса ЦТ действующей КВЛ

м

4,1

По формуле (10.2)

11

Ордината ЦТ действующей КВЛ

м

-

По формуле (10.2)

12

Абсцисса ЦТ объема v

м

-26,03

См. примечание (10.17)

13

Аппликата ЦТ объема v

м

3,3

См. примечание (10.18)

14

Собственный момент инерции потерянной площади S

м4

4399

См. примечание (10.15)

Продолжение

таблицы

11.1

1

2

3

4

5

6

15

Собственный момент инерции потерянной площади S

м4

3021

См. примечание (10.16)

16

Потерянный момент инерции

м4

4399

По формуле (10.3)

17

Потерянный момент инерции

м4

91885

По формуле (10.3)

18

Изменение средней осадки

м

1,05

19

Изменение поперечной метацентрической высоты

М

-0,23

По формуле (10.5)

20

Изменение продольной метацентрической высоты

М

-14,7

По формуле (10.6)

21

Первоначальное значение поперечной метацентрической высоты

м

h=r+zc-zg

2,62

Из расчета начальной остойчивости

22

Первоначальное значение продольной метацентрической высоты

м

H=R+zc-zg

101,47

Из расчета начальной остойчивости

23

Новое значение поперечной метацентрической высоты

м

2,39

24

Новое значение продольной метацентрической высоты

м

86,77

25

Угол дифферента

рад

-0,054

Формула (10.9)

26

Новая осадка носом

м

4,98

Формула (10.10)

27

Новая осадка кормой

м

9,1

Формула (10.11)

Из таблицы 11.1 можно сделать вывод, что непотопляемость при затопленном отсеке судна выполняется.

12 Ходкость судна

12.1 Сопротивление судна в различных условиях.

Сопротивление при движении судна на чистой воде без учета сопротивления воздуха можно определить по формуле R=Rтр+Rотс,  где Rтр- сопротивление трения, Rотс- остаточное сопротивление.

Составляющую сопротивления можно определить:

Rтр=(СRm+Cш)*,

где СRm-коэффициент сопротивления трения, зависит от вязкости жидкости и числа Рейнольца для эквивалентной гладкой пластины. Его можно расчитать по формуле  Прантля-Шлихтинга.

СRm= ,

Re=,

ν- кинематический коэффициент вязкости, который принимают для =4* С , и он будет равен 1,57*10-6 м2/с;

Сш - коэффициент шероховатости, для транспортных судов его принимают

(0,4-0,5)*10-3;

- площадь смоченной поверхности корпуса. Для транспортных судов с большим значением коэффициента общей полноты площадь смоченной поверхности определяется по формуле Семеки.

0вч ,

Ω0 – площадь смоченной поверхности голого корпуса,

Ω0=LT[2+1,37(δ-0,274)]=85*6[2+1,37(0,739-0,274)]=1886 м3 ,

Ωвч- площадь смоченной поверхности выступающих частей. Для одновинтовых судов:
Ωвч =(0,025...0,03) Ω0=0,025*1886=47,15м2 ,

Ω=1886+47,15=1993 м2;

RотсR0

СR0 – коэффициент остаточного сопротивления, которое определяется по формуле

СR0=C­R(δ,.

Расчет сопротивления и буксировочной мощности ведем в таблице 12.1. По результатам расчета строим графики буксировочной мощности от скорости движения судна на рисунке 12.1.

Таблица  12.1 -Расчет сопротивления и буксировочной мощности

п/п

Обозначения, формулы

Размерность

Численные значения

0,6v

0,7v

0,8v

0,9v

v

1,1v

1

Скорость v

м/с

3,39

3,96

4,52

5,08

5,65

6,22

2

Числа Рейнольдса ; Re·10-6

184

214

245

275

306

337

3

Коэффициент трения ;

1,96

1,92

1,88

1,85

1,83

1,81

4

Надбавка на шероховатость

0,4

0,4

0,4

0,4

0,4

0,4

5

Сопротивление трения

кН

27,7

37,1

47,7

59,6

72,7

87,1

6

Числа Фруда

0,12

0,14

0,17

0,18

0,20

0,22

7

 (по рис. 11.2 – 11.4)

1,4

1,55

1,6

1,75

2,05

2,65

8

 (по рис. 11.5)

1,02

1,02

1,02

1,02

1,02

1,02

9

 (по рис. 11.6)

1

1

1

1

1

1

10

 (по табл. 11.1)

0,91

0,76

0,76

0,9

0,87

0,92

11

;

1,31

1,20

1,24

1,61

1,81

2,49

12

Остаточное сопротивление

кН

15,3

19,2

25,9

42,5

59,3

98,5

13

Полное сопротивление

кН

43,1

56,2

73,6

102

132

186

Для судов ледового плавания ICE 3 необходимо вычислить дополнительное к сопротивление воды чистые ледовые сопротивления при движении в битых льдах.

Суда  категории ICE 3 допускаются к самостоятельному плаванию в мелкобитом разреженном льду, сплоченностью 5-7 баллов, толщиной 0,7м.

Расчет сопротивления обломков будем вести по формуле Зуева

RчллgBh2(0,13+1,3Frh+0,5)(2-S’)S’­2 ,

где ρл ­–плотность льда (0,9-0,92) т/м3,

h- толщина льда (0,7м),

Fr­h- число Фруда по толщине льда,

Fr­h=,

S’- сплоченность льда 0,7.

Расчет ледового сопротивления ведем в таблице 12.2

Таблица 12.2 Расчет сопротивления и буксировочной мощности во льдах

Наименование

0

0,6v

0,7v

0,8v

1

скорость

v,м/с

0

3,39

3,96

4,52

2

сопротивление воды

R,кН

0

43,1

56,2

73,6

3

число Фрудо по толщине льда

Frh

0

1,29

1,51

1,72

4

чистое ледовое сопротивление

Rчл,кН

30,2

55,9

61,8

68

5

ледовое сопротивление

Rл,кН

30,2

98,93

118

142

6

буксировочная мощность

Nб,кВт

0

335,6

467

641

По результатам расчетов строим зависимости буксировочной мощности от скорости движения.

Рисунок 12.2 График буксировочной мощности и сопротивления во льдах

12.2 Предварительный расчет гребного винта для  выбора  главного двигателя.

При скоростях хода до 30 км/ч для водоизмещающих судов обычного типа наивысшим КПД обладают гребные винты.

Они наиболее просты в конструктивном отношении, поэтому их целесообразно устанавливать на проектируемом судне.

При выборе числа движителей Х целесообразно руководствоваться данными прототипа и выбрать одновальную установку.

Предварительный расчет винтов ведем в следующей последовательности:

1.     Определяем коэффициент взаимодействия гребного винта с корпусом судна.

Коэффициент попутного потока для винта в ДП

ψ=0,50δ-0,05=0,50*0,739-0,05=0,3195

Коэффициент засасывания

t=0,6 ψ(1+0,67 ψ)= 0,6*0,3195(1+0,67*0,3195)=0,2327

2.     Устанавливаем предельный диметр винта, пользуясь приближенной зависимостью.

Dв=(0,7...0,75)T=0,75*6=4,5 м

3.     Находим необходимый упор Р и скорость в диске винта υр.

Р===172,04 кН

υр= υ(1-ψ)=5,654(1-0,3195)=3,848 м/с

4.     Оцениваем целесообразность применения направляющей насадки для

гребного винта.

Оценить целесообразность насадки можно с помощью коэффициента нагрузки

по упору.

σ===1,43

Так как σ<2, то не требуется установка направляющей насадки. Поэтому на судне устанавливаем открытый гребной винт.

5.     Прежде чем выбрать расчетную диаграмму, необходимо установить число

лопастей и дисковое отношение. Для одновинтового судна число лопастей должно быть не менее 4.

Выбираем 4 лопасти.

Если коэффициент упора диаметра >2, то число лопастей должно быть 3.

 υр=4,5*3,848=1,34

Так как , то выбираем 4х лопастные гребные винты.

При выборе дискового отношения θ необходимо исходить из двух условий: из условия прочности и отсутствия кавитации.

Из условий прочности θ

θ≥0,24(1,08- ),

где  d0- диаметр ступицы =0,18Dв,

z- число лопастей=4,

=0,09- относительная толщина лопасти при относительном радиусе лопасти0,7,

m- коэффициент, учитывающий условия работы винта, равен 1,75 для судов ледового плавания,

=6*104 кПа – допускаемое напряжение для транспортных судов,

θ≥0,24(1,08-0,18)= 0,367 =0,4

Из условий отсутствия кавитации:

θ≥ ,

где p0 - давление в потоке на бесконечности,

p0атм+ρghв

ратм=10 кПа,

hв=Т/2=3 м,

pv - давление насыщенных паров =2,3 кПа,

p0=10+1,025*9,8*3=40,14 кПа,

θ≥ =0,204=0,20.

После расчета дисковых отношений выбираем большее и по нему подбираем расчетную диаграмму с ближайшим большим дисковым отношением θ=0,4.

6.Дальнейший расчет требуемой мощности и частоты вращения гребного винта производим по алгоритму в таблице 12.3.

Таблица 12.3 Расчет элементов винта при выборе энергетической установки

№ п/п

Расчетная величина,

размерность

Численные значения

0,6Dв

0,7Dв

0,8Dв

0,9Dв

Dв

1,1Dв

1.                   

Диаметр винта Dв, м

2,7

3,15

3,6

4,05

4,5

4,95

2.                   

Коэффициент

упора-диаметра

0,802

0,936

1,069

1,203

1,34

1,470

3.                   

Относительная поступь

(с расчетной диаграммы)

0,39

0,45

0,525

0,56

0,62

0,66

4.                   

КПД винта  (с расчетной диаграммы)

0,43

0,47

0,52

0,55

0,58

0,62

5.                   

Шаговое отношение  (с расчетной диаграммы)

0,86

0,92

40,98

1

1,05

1,1

6.                   

Пропульсивный КПД

0,485

0,53

0,586

0,620

0,654

0,699

7.                   

Частота вращения

, 1/с

3,6

2,71

2,036

1,697

1,379

1,778

8.                   

Расчетная мощность одного главного двигателя

, кВт

1621

1483

1340

1267

1201

1123

9.                   

Мощность одного главного двигателя с запасом 15 %

, кВт;

- коэффициент запаса мощности

1864

1705

1541

1457

1382

1293

7.По результатам  выполненного расчета строим зависимости

N*=1,15N=f(n),Dв=f(n) и выбираем двигатель.

Выбираем двигатель по каталогам как ближайший по расчетной мощности и частоте, где N=1380 кВт, n=1,4  1/c.

Выбран  дизель-редукторный агрегат MAN L 28/38 A с  мощностью N=1745 кВт, и оборотами n=141 об/мин.

12.3 Проектировочный расчет открытого гребного винта, обеспечивающего достижение заданной скорости хода при полном использовании мощности СЭУ.

Окончательный расчет гребного винта производим по алгоритму приведенному в таблице 12.4.

В таблице 12.4 расчетная мощность (мощность на гребном винте) определяется:

Np=*(2-),

где Nр=0,95*1715(2-1,15)=1385 кВт,

-кпд валопровода,

- кпд передачи,

- коэффициент запаса мощности =1,15=15%.

Таблица  12.4  -Расчет элементов оптимального гребного винта и достижимой скорости хода

№ п/п

Расчетная величина,

размерность

Численные значения методом

последовательных приближений

1.                   

Скорость хода, м/с

5,65

2.                   

Расчетная скорость в диске винта

, м/с

3,848

3.                   

Коэффициент задания 

1,113

4.                   

Относительная поступь

(с расчетной диаграммы)

0,28

5.                   

КПД винта  (с расчетной диаграммы)

0,42

6.                   

Шаговое отношение  (с расчетной диаграммы)

0,55

7.                   

Диаметр винта  , м

5,85

Если найденное значение диаметра винта больше предельного, то расчет в таблице прекращается, и начинается по алгоритму в таблице 12.5.

Таблица 12.5  Расчет элементов оптимального гребного винта и достижимой скорости хода при диаметре винта больше предельного ()

№ п/п

Расчетная величина,

размерность

Численные значения методом

последовательных приближений

….

1.                   

Скорость хода, м/с

5,654

2.                   

Расчетная скорость в диске винта

, м/с

3,848

3,935

3.                   

Относительная поступь

0,364

0,372

4.                   

Коэффициент момента

0,1796

0,018

5.                   

КПД винта

(с расчетной диаграммы)

0,5

0,514

6.                   

Шаговое отношение 

(с расчетной диаграммы)

0,6

0,65

7.                   

Пропульсивный КПД 

0,564

0,579

8.                   

Сопротивление движению , кН (определяется по кривой сопротивления)

132

142

9.                   

Мощность на валу одного двигателя

, кВт; 

- коэффициент запаса мощности

1603

1715

Мощность в первом приближении меньше мощности установленного двигателя, поэтому переходим ко второму приближению. И скорость во втором приближении рассчитывается по формуле , и повторяем расчеты.

Вывод:  второе приближение  является окончательным, и оптимальные параметры винта следующие:

диаметр винта = 4,5 м;

относительная поступь =0,372  ;

кпд винта =0,51;

шаговое отношение =0,65;

пропульсивный кпд =0,58;

сопротивление движению R=142

мощность на валу одного двигателя Ne=1715 кВт.

12.4 Чертеж гребного винта

Для гребных винтов транспортных судов обычно применяют форму спрямленной поверхности лопасти, разработанную Троостом. Ее несимметричная саблевидная конструкция, имеющая небольшое отклонение в сторону, противоположную направлению вращения, способствует уменьшению вибрации корпуса судна.

         Необходимые данные для расчетов в таблицах 12.6, 12.7 и 12.8.

Исходной величиной, определяющей форму контура, является  наибольшая ширина лопасти bm, расположенная на относительном радиусе, определяемом по формуле    *r = =0,6.

Аппроксимируя оригинальный график Трооста получим

bm===1.

Т а б л и ц а 12.  

, мм

Выходящая кромка

Линия наибольших толщин

Входящая кромка

Выходящая часть

Входящая часть

Ширина лопасти

, мм

, мм

, мм

, мм

, мм

, мм

0,3

675

33,0

330

22,5

225

52,5

525

555

300

855

0,5

1135

41,0

410

22,5

225

57,8

578

635

353

988

0,7

1575

46,5

465

8,5

85

51,0

510

550

425

975

0,8

1800

48,0

480

-1,0

-10

41,5

415

470

45

895

0,95

2138

40,5

405

-15,0

-150

12,5

125

255

275

530

Т а б л и ц а  12. 7

Наибольшая толщина

Ординаты сечений в % от длины входящей части лопасти

лопасти

20

40

60

80

, мм

, мм

y, мм

y, мм

y, мм

y, мм

yн, мм

dн, мм

0,3

300

98,0

93,2

84,7

70,5

36,0

37,8

0,5

353

97,6

92,0

81,6

64,0

25,5

29,0

0,7

425

97,3

88,4

74,2

52,0

-

22,0

0,8

45

96,4

85,6

70,5

48,3

-

20,5

0,95

275

95,8

85,0

69,5

48,2

-

20,0

Т а б л и ц а  12.8

Наибольшая толщина

Ординаты сечений в % от длины выходящей части лопасти

лопасти

20

40

60

80

, мм

, мм

y, мм

y, мм

y, мм

y, мм

t, мм

s, мм

0,3

97,0

86,8

71,0

49,4

14,5

13,0

0,5

96,8

85,6

68,0

43,0

-

12,5

0,7

96,8

84,9

66,6

41,4

-

14,3

0,8

97,0

85,4

67,2

43,0

-

15,7

0,95

97,6

88,0

71,6

48,0

-

18,8


На чертеже гребного винта рисунок 12.3 изображены продольный разрез, нормальная проекция, и контур спрямленной поверхности лопасти с нанесенными на него профилями сечения.

На продольном разрезе показываем боковую проекцию лопасти и ее медиальное сечение - условный разрез по линии наибольших толщин.

Для построения медиального сечения выбираем условную относительную толщину лопасти.

= 0.40-0.055, принимаем= 0,045.

е0=0,2025м.

Затем проводим образующую лопасти, наклоненную в корму под углом от 6* до 12*.

Эту величину выбирают так, чтобы между концами лопасти и корпусом судна был обеспечен зазор от (0,12-0,18)Dв.

Наклон образующей задается линейным размером mR на конце лопасти. Принимаем 6*.

mR=0,105=0,105=0,236

Толщину концевых кромок лопастей еR принимают согласно Правил[1]-  не менее 0,005Dв=0,005*4,5=0,0225м.

Затем строим нормальную боковую проекцию лопасти. Эскиз кривой винта приведен на рисунке 12.3.

p=,

где Н- шаг винта=0,65. Тогда p==0,46м.


13 Конструкция корпуса проектируемого судна

13.1 Материал корпусных конструкций.

В качестве основного материала корпуса, фундамента под главные механизмы, и крупных фундаментов принимаем низколегированную судостроительную сталь марки D, с пределом прочности 235 МПа.

В качестве материала надстройки, выгородок и мелких фундаментов принимаем углеродистую сталь марки А, с пределом текучести 235 МПа.

13.2 Конструктивная схема мидельшпангоута.

Конструктивная схема мидельшпангоута показана на рисунке 13.1.
Ширина люка должна быть кратной ширине контейнеров и составляет 12,8м.
Ширина двойных бортов составляем 1600 мм, высота двойного дна составляет 1000мм.
Для судов длиной ≥80 м с широким раскрытием палубы   по палубе и днищу принимается продольная система набора[1].

Расстояние между днищевыми стрингерами и вертикальным килем или бортом не должно превышать 5м при продольной системе набора.
Таким образом, устанавливаем по одному днищевому стрингеру с каждой стороны от вертикального киля и по днищевому стрингеру в плоскостях вторых бортов.

Наружный борт набираем по поперечной системе набора, внутренний борт выбираем по продольной системе.

В конструкции с двойным бортом должны быть  установлены бортовые стрингеры, горизонтальные рамы или листовые диафрагмы на расстоянии не более 2,5м.

На проектируемом судне устанавливаем листовую платформу в районе половины высоты борта, и сплошные вертикальные диафрагмы в плоскостях рамных шпангоутов.

13.3 Конструктивная шпация.

Шпацию между поперечным набором по всей длине судна принята 600 мм.

Шпация между продольным набором принята:

600 мм по палубе в районе двойных бортов;

650 мм по днищу и второму дну;

600 мм в районе двойных бортов.

13.4 Внешние нагрузки на корпус со стороны моря.

13.4.1 Расчетное гидростатическое давление.

Расчетное гидростатическое давление ,кПа для точек приложения, расположенных ниже летней грузовой ватерлинии определяется по

формуле (13.1).

=ρg,                                                                                         (13.1)

где  – отстояние точки приложения нагрузки от линии грузовой ватерлинии.

 при  в районе ватерлинии.

При z=T     = ρgТ=1,025*9,81*6=60,33 кПа – нагрузка в районе днища.

Эпюра гидростатического давления показана на рисунке 13.2.

Расчетное давление обусловлено перемещением корпуса судна относительно профиля волны.

Волновое давление , кПа для точек приложения нагрузки, расположенной ниже КВЛ.

=-1,5 ,                                                                         (13.2)

где  =5,                                                                        (13.3)

- волновой коэффициент, для судна длиной менее 90 м =0,0856L

=0,0856*85=7,276. Волновой коэффициент умножается на редуцирующий коэффициент  , который определяется по Правилам[1];

=1 для R1.

=17,276=7,276.

Коэффициенты, учитывающие влияние скорости  и длины  рассматриваемого сечения по длине:

=0,267 для района миделя;

= +1,5= +1,5=1,96;

0,267*1,96=0,523.
При любом случае произведение должно приниматься не меньше 0,6. Таким образом, принимаем .

=5*7,276*0,6=21,8 кПа,

 при =T  =1

=-1,5=21,8-1,5*7,276=10,886=10,9 кПа.

Волновое давление , кПа для точек приложения нагрузки, расположенной выше КВЛ:

=-7,5  ,                                                                         (13.4)

=21,8-7,50,267(7,3-6)=19,2 кПа.

Эпюра волновых давлений по контуру поперечного сечения показана на рисунке 13.3

Суммарная эпюра давлений забортной воды P= + приводится на

рисунке 13.4

13.4.2 Нагрузка от перевозимого груза

Расчетное давление от штучного груза на второе дно определяется по формуле [1]

=g(1+),                                                                              (13.5)

- расчетная высота укладки груза (3 контейнера)

=3*2,44=7,32 м

===0,555 т/м3

 – вертикальная составляющая расчетного ускорения

=g(1+ka), ka= 0,4 для района миделя,

=9,81(1+0,4)=2,8 м/с2

7,32*0,555*9,81(1+) =51,22 кПа,

давление должно приниматься не менее 20 кПа.

13.5 Размеры листовых элементов обшивки корпуса и настилов.

          Толщина настилов обшивки S, мм загруженных поперечной нагрузкой должна быть не менее [1]:

S=mak+ΔS,                                                                              (13.6)

где m и kσ – коэффициенты изгибающего момента и допускаемых напряжений.

k=1,2-0,5≤1,1 ,

где a,b – меньший и больший размеры пластины опорного контура,
p- расчетное давление в кПа.

ΔS=U(T2-12) мм,

где Т- срок службы изделия в годах (24года).

U- среднегодовое уменьшение толщины связей, мм/год.

*n-расчетный предел текучести по нормальным напряжениям.

*n= МПа,

 где η=1 при Reн =235 МПа,

*n= =235МПа.

Во всех случаях помимо расчетных значений есть статистические.

Толщина наружной обшивки во всех случаях должно быть не менее[1]:

Smin=(5,5+0,04L)=(5,5+0,04*85)=8,9=9 мм,                         (13.7)

Минимальная толщина наружной обшивки 9 мм.

Толщина настила второго дна должна быть не менее[1]:

Smin=(5+0,035L)=(5+0,035*85)=7,97=8 мм,                         (13.8)

В трюмах под грузовыми люками толщину настила двойного дна следует увеличить на 2 мм. Следовательно, минимальная толщина настила второго дна равна 10 мм.

Толщина настила палубы должна быть не менее[1]:

Smin=(4+0,005L)=(4+0,005*85)=8,25=9 мм,                             (13.9)

Внутри менее больших вырезов (между люками) минимальная толщина настила определяется по формуле[1]:

Smin=(4+0,004L)=(4+0,004*85)=8=8 мм,                                   (13.10)

Исходя из (13.9) и (13.10) принимаем минимальный настил палубы 9 мм.

          13.5.1 Толщина наружной обшивки борта и днища.

Толщина обшивки борта и днища должна быть не менее, определяемой по формуле (13.6).

Для обшивки борта в (13.6):

m=15,8; kσ=0,6; a=0,6м; b=2,7м; Р=71,23кПа; k=1,08; *n=235МПа;

ΔS=0,17(24-12)=2,04 мм; U=0,17 мм/год.

S=15,8*0,6*1,08+2,04=9,3 мм.

С учётом (13.7) назначаем толщину бортовой обшивки S=10мм.

Для обшивки днища в (13.6):

m=15,8; kσ=0,6; a=0,65м; b=1,8м; Р=71,23кПа; k=1,02; *n=235МПа;

ΔS=0,14(24-12)=1,68 мм; U=0,14 мм/год.

S=15,8*0,65*1,02+1,68=9,13 мм.

С учетом (13.7) принимаем толщину обшивки днища S=10 мм.

Толщина горизонтального киля должна быть больше толщины обшивки днища на 2 мм.

Толщину горизонтального киля принимаем S=12 мм..

Ширина горизонтального киля[1]:

bk=800+5L=800+5*85-1225 мм.

Назначаем размер горизонтального киля 12х2380 мм.

13.5.2 Толщина настила второго дна.

Для определения толщины настила второго дна необходимо оценить действующие на него нагрузки. Такими нагрузками являются:

·        давление груза pг=51 кПа;

·        нагрузка при испытаниях p=7,5hн, где hн- вертикальное отстояние настила второго дна от верха воздушной трубы.

hн =Н- hдд+Δz; Δz=1,5м

hн =7,3- 1+1,5=7,8м

p=7,5*7,8=58,5кПа.

Нагрузка от аварийного затопления отсеков двойного дна.

p=10,5(T- hдд)=10,5(6-1)=52,5 кПа.

Наибольшая нагрузка p=58,5 кПа.

В качестве расчетной нагрузки принимаем давление на второе дно 58,5 кПа.

Толщина настила второго дна.

m=15,8; kσ=0,7; a=0,65м; b=1,8м; Р=58,5кПа; k=1,02; *n=235МПа;

ΔS=0,12(24-12)=1,44 мм; U=0,12 мм/год

S=15,8*0,65*1,02+1,44=7,7=8мм

13.5.3 Толщина настила палубы.

Толщина настила палубы должна быть не менее определяемой по формуле (13.6):

Для палубы в (13.6):

m=15,8; kσ=0,6; a=0,6м; b=1,8м; Р=19,2кПа; k=1,03; *n=235МПа;

ΔS=0,1(24-12)=1,2 мм; U=0,1 мм/год

S=15,8*0,6*1,03+1,2=4,8=5мм

С учетом (13.9), (13.10) и необходимостью усиления палубы настил между бортом и комингсом грузовых люков принимаем S=14 мм.

13.5.4 Размер ширстрека.

Ширина ширстрека должна быть не менее ширины горизонтального киля, а его толщина не менее толщины листов обшивки борта либо палубного стрингера, в зависимости от того, что больше.

Принимаем размеры ширстрека 14х1400 мм.

13.5.5 Толщина скулового пояса.

Принимается равной толщине обшивки борта или днища, в зависимости от того что больше. Толщина скулового пояса принимается S=10 мм.

13.5.6 Толщина двойных бортов, платформ и диафрагм.

Толщина двойных бортов, платформ и диафрагм должен быть не менее

Smin=4+0,02L=4+0,02*85=5,7=6мм,                                                          (13.11)

Назначаем толщину двойных бортов, платформ и диафрагм S=9м.

13.6 Размеры элементов конструкции двойного дна.

Внутри двойного дна все элементы конструкции, включая балки основного набора, ребра жесткости должны быть не менее[1]:

Smin=0,025L+5,5=0,025*85+5,5=7,625=8мм,                                (13.12)

Минимальная толщина элементов внутри двойного дна должна быть 8 мм.

Минимальная толщина вертикального киля должна быть на 1,5 м больше, то есть 7,625+1,5=9,125=10 мм.

Толщина вертикального киля должна быть не менее [1]:

Smin=αкhpΔS,                                             (13.13)

где hp-высота киля вычисляется по формуле hp=+0,04B+3,5=0,966

αк=0,03L+8,3=0,03*85+8,3==10,85≤11,2

η=1; ΔS=1,68 мм; U=0,14мм/год;

S=11,8=12 мм.

Толщина вертикального киля должна быть на 1 мм больше толщины флора.

Толщина сплошных флоров вычисляется по формуле:

S=αak+ΔS,                                                                                             (13.14)

α=0,023L+5,8=7,755 ≥6,5, поэтому назначаем 6,5.

k=k1k2 ; k1=1,45; k2=0,93; ΔS=1,68; a=0,65

S=6,5*0,65*1,35k+1,68=7,4=8 мм.

С учетом (13.12),(13.13),(13.14) принимаем толщину листов флоров S=8мм, толщину вертикального киля S=12мм, толщину днищевых стрингеров S=8мм.

Стенку вертикального киля по обеим сторонам подкрепляем бракетами на каждом холостом шпангоуте.

Толщина бракет вертикального киля, а также бракет междудонного листа должна быть не менее толщины сплошных флоров.

Принимаем толщину бракет во втором дне S=8мм.

Вертикальный киль подкрепляют горизонтальными ребрами, если ≥160

=83,3;  160=160 ;  83,3<160

Условие не выполняется. Подкрепление вертикального киля горизонтальными ребрами жесткости не требуется.

Аналогично решается вопрос о подкреплении стрингеров и флоров горизонтальными ребрами.

=12,5;  160=160.; 12,5<160.

Условие не выполняется. Подкрепление стрингеров и флоров не требуется.

По сплошным флорам в плоскости продольных ребер жесткости днища и второго дна устанавливает вертикальные ребра, которые доводим до продольных балок и привариваем к ним.

Расстояние между ребрами жесткости (ширина подкрепленного поля балки) должно быть не более[1]:

90S =720 мм.

Выбранное расстояние 0,65м удовлетворяет расстоянию.

Момент инерции вертикальных ребер жесткости по стенкам флора определяется согласно [1] и должен быть не менее

 i=γaS­310-3, см4                                                                                (13.15),

где γ- коэффициент, определяемый по таблице Правил[1] в зависимости от отношения высоты стенки h к расстоянию между ребрами а.

==1,54  γ=2;

i=2*0,65*83*10-3=66,56 см4.

Выбираем в качестве ребра жесткости несимметричный полособульб №6.

Момент сопротивления продольных балок днища.

W=w’ωк cм3,                                                                                  (13.16)

где w’ момент сопротивления балки к середине срока службы.

w’= см3

Q=pal,

где а- расстояние между балками, l-пролет балки, Q-поперечная нагрузка,

 p-давление воды, m-коэффициент изгибающего момента m=12, =0,6, =235МПа

w’ –коэффициент, учитывающий поправку на износ и коррозию [1]:

ωк=1+αкΔS,

где αк=0,071+≤0,25 при w’≤200 см3,

l=1,8; a=0,65 м; p=71,23 кПа;

 Q=pal=0,65*1,8*71,23= 83,3 кПа,

w’==88,6 см3,

αк=0,07+=0,138,

ωк=1+0,138*1,68=1,23

ΔS=1,68 при U=0,1 мм/год;

W=1,23*88,6=108,98 см3.

В качестве продольного ребра жесткости днища с учетом (13.12)  принимаем несимметричный полособульб 14б.

Момент сопротивления продольных балок второго дна рассчитывается по формуле (13.16):

p=58,5 кПа,

Q=0,65*1,8*71,23= 58,5 кПа,

w’==72,87 см3,

αк=0,07+=0,152,

ωк=1+0,152*1,68=1,255,

W=1,255*72,87=91,8 см3.

     В качестве продольного ребра жесткости второго дна принимаем несимметричный полособульб 14б.

Скуловые бракеты по высоте должны полностью перекрывать скулу. Их высоту принимаем равной высоте двойного дна 1000 мм.

Толщина скуловых бракет должна быть не менее толщины флоров в данном районе. Принимаем толщину скуловых бракет 8 мм. Скуловая бракета имеет вырез диаметром 300 мм.

Внутри двойных бортов устанавливаем фестонные листы толщиной 8 мм, равной толщине бракеты и толщине флоров.

Конструкция двойных бортов принята согласно рисунку 13.1, что удовлетворяет требованиям Правил.

В соответствии с требованиями Правил нагрузка определяется не только по рисунку 13.4, но и по формуле:

При длине судна более 60 м pmin=10z+0,15L+10=59,5 кПа.

z-отстояние середины пролета шпангоута от ватерлинии,

Принимаем нагрузку на наружные борта большую из двух, то есть 71,23 кПа.

Расчет давлений на обшивку и набор второго борта принимаем равной 58,5 кПа как для настила второго дна.

Толщина диафрагм и платформ должна быть не менее Smin=0,018L+6,2.

Smin=0,018*85+6,2=7,73=8 мм.

Толщину диафрагм, заменяющих равной шпангоут, и толщину платформы, заменяющую бортовой стрингер принимаем S=9мм.

Моменты сопротивления этих элементов должны быть больше моментов сопротивления рамных шпангоутов и бортовых стрингеров, что заведомо обеспечено.

Для доступа ко всем частям двойного борта диафрагмы и платформы должны иметь лазы (вырезы). Суммарная ширина вырезов в одном сечении не должна превышать 0,6 ширины двойных бортов.

Предусматриваем вырезы шириной 450 мм и высотой 1900 мм. Кромки вырезов подкрепляем ребрами жесткости.

Моменты инерции ребер жесткости по стенкам диафрагмы и платформы должны быть не менее рассчитанного по формуле (13.15).

==6,08  γ=2;

i=γaS3*10-3=2*0,60*93*10-3=927,3 см3 ,

Выбираем несимметричный  полособульб 14а.

Момент сопротивления шпангоутов при поперечной системе набора вычисляется по формуле (13.16), в которой давление р=71,23 кПа, l=2700 мм, m=18, =0,65; а=0,6; ΔS=1,2мм; Q=115,4 кПа.

w’==113,3 см3

αк=0,07+=0,123

ωк=1+0,123*1,2=1,148

W=1,148*113,3=130,07 см3

     В качестве продольного ребра жесткости второго дна принимаем несимметричный полособульб 14б.

Момент сопротивления продольных балок внутреннего борта п формуле (13.16).

давление р=58,5 кПа, l=1,8м, m=12, =0,65; а=0,6м; ΔS=1,2мм; Q=94,8 кПа.

w’==93,1 см3,

αк=0,07+=0,134,

ωк=1+0,134*1,2=1,16 ,

W=1,16*93,1=108 см3,

     В качестве продольного ребра жесткости второго борта принимаем несимметричный полособульб 14б.

Расчетное давления по участкам верхней палубы[1]:

p=0,7pw2≥pmin,                                                                      (13.18),

pmin=0,15L+7=0,015*85+7=8,275 кПа,

p=0,7*19,2=13,44 кПа.

Назначаем распределенное давление на верхнюю палубу 13,44 кПа.

Момент сопротивления продольных подпалубных балок рассчитываемая по формуле (13.16), в которой:

p=13,44 кПа; l=1,8 м; m=12; =0,65; а=0,6м; ΔS=1,2мм; Q= 14,51кПа.

w’==14,25 см3,    

αк=0,07+=0,421 ,

ωк=1+0,421*1,2=1,54 ,

W=1,54 14,51=22,35 см3

По ГОСТ 5353-82 принимаем несимметричный полособульб 14а как у ребер жесткости диафрагм и платформ. Подпалубные бракеты принимаются толщиной равной, меньшей из толщин стенок соединенных балок.

Принимаем толщину бракеты, равной толщине диафрагме 8 мм.

13.8 Ледовое усиление судна

К судам ледового плавания предъявляются особые требования.

На судах категории ICE3 угол входа грузовой ВЛ должен быть не более 50, а так же набор в районе действия ледовых нагрузок должен быть усилен согласно[1].

По длине корпуса судна разделяется на 4 районаА,А1,В,С, границы которых определяются Правилами[1]. В данном разделе рассматривается только средний район, обозначенный В.

По высоте борта и днище в средней части разделяются на следующие районы:

I – район переменных осадок,

II – от нижней кромки района I до верхней кромки скулового пояса,

III – скуловой пояс,

IV – от скулового пояса до ДП.

13.8.1 Расчетная ледовая нагрузка.

Ледовая нагрузка определяется тремя параметрами:

-интенсивностью давления p, кПа;

-высотой распределения b,м;

-длиной распределения l,м.

Интенсивность ледовой нагрузки в средней части судна в  районе В I, определяется по формуле:

pBI=1500a3=1500*0,33=670,5 кПа.

Интенсивность ледовой нагрузки в районах II, III и IV определяется как часть интенсивности ледовой нагрузки в районе I.

pII,III,IVBipBI

аBi=ICE 3не регламентируется.

Высота распределения ледовой нагрузки в районе В:

bв=C3C4kд;

kд==1,8≤3,5

где C3=0,3 для ICE3, C4=1;

bв=0,3*1*=0,55 м.

Длина распределения ледовой нагрузки в районе В

lв=6bв≥3

lв=6*0,55=3,3≥4м.

Принимаем длину ледовой нагрузки 4м.

13.8.2 Размеры конструкций в районе ледовых усилений.

Толщина наружной обшивки борта должна быть не менее определенной по формуле

S=S0+ΔS0,                                                                                       (13.19)

S0=15,8а0,

ΔS0=0,75TU ,

а0= , где а- расстояние между балками главного направления =0,6м, а с=b при поперечной системе набора =0,55м.

а0==0,23; U=0,21 мм/год; Т=24 года.

ΔS0=0,75*0,21*24=3,78мм.

S0=15,8=6,13мм.

S=6,13+3,78=10мм

Толщина обшивки остается без изменений, назначенная ранее.

Момент сопротивления обыкновенного шпангоута должна быть не менее определяемого по формуле:

W=kшW0, cм3,                                                                                 (13.20)

W0=apblYEωм,

где E=1 при lл≥0,5l ,

Y=1-0,5β, где β=≤1  тогда Y=0,8 ,

ωм=1,15 ,

W0=0,6*670,5*0,55*2,7*0,8*1*1,15=584,7 см3,

kш= =0,69;   F=1 при k=4; j=4

W=584,7*0,69=403,4 см3

В качестве шпангоута выбираем несимметричный полособульб 24а, с учетом ледовых усилений.

13.9 Конструкция комингса

Конструктивная схема продольного комингса грузовых люков приведена на рисунке 13.1.

Толщина вертикального листа комингсов люков верхней палубы должна быть не менее 11 мм[1].

В первом приближении толщину стенки комингса принимаем равной 14 мм с последующим уточнением в результате проверки общей продольной прочности.

В качестве полки комингса принимаем полосовую сталь толщиной 16 мм, шириной 350 мм, с отогнутым фланцем в 100 мм.

Для продольного ребра подкрепляющего стенку комингса примем несимметричный полособульб 14а.

Толщину стойки (контрфорса) назначаем равной толщине стойки комингса 14мм, и устанавливаем в плоскостях диафрагм на каждом рамном шпангоуте.

У контрфорса свободную кромку подкрепляем пояском 14х100.

13.10 Фальшборт.

Конструкция должна быть такой, чтобы фальшборт н принимал участия в общем изгибе корпуса [1].

Обшивка фальшборта не должна привариваться к верхней кромке ширстрека. Высота фальшборта от верхней кромки стального настила должна быть не менее 1м.

Стойки должны располагаться у бимсов и привариваться к планширю, фальшборту и палубе.

планширь должен иметь фланец или изготавливаться из полособульбового профиля.

планширь должен иметь фланец или изготавливаться из полособульбового профиля.

Нижнюю кромку фальшборта необходимо подкрепить продольным ребром жесткости.

Принимаем высоту фальшборта 1100мм, расстояние между стойками 1800мм.

Расчетное давление на фальшборт.

pmin=0,02L+14≥15 кПа

pmin=0,02*85+14=15,7≥15 кПа

Принимаем давление р=15,7кПа.

Толщина обшивки S≥0,025L+4 при L≥80м.

S≥0,025*85+4=6.125=7мм

3 мм≤S≤8,5 мм

Назначаем 7мм.

Толщина планширя должна быть толще фальшборта на 1 мм, ширина от 75 до 150мм.

В качестве планширя принимаем несимметричный полособульб 14б.

Толщину стоек принимаем на 1 мм больше толщины обшивки, то есть 8мм.

В качестве горизонтального ребра жесткости принимаем несимметричный полособульб 5.

Поясок контрфорса 8х50, ширина сварного шва 200мм.

13.11 Скуловые кили.

Скуловые кили выбираем их условия их размещения. К корпусу судна они крепятся через полосу толщиной 10мм, равной толщине скулового пояса и шириной 200мм.

В качестве скулового киля выбран несимметричный полособульб 24а.

13.12 Размеры элементов обшивки, набора корпуса в первом приближении.

На основании приведенных расчетов приняты размеры корпусных конструкций, которые указаны в таблице 13.1. После этого можно перейти к расчету эквивалентного бруса.

Таблица 13.1 Размеры элементов обшивки и набора корпуса в первом приближении.

Район корпуса

Элементы набора

Размеры элемента, мм, №

1 Обшивка и листовые конструкции

горизонтальный киль

12х2380

днищевая обшивка

10

скуловой пояс

10

бортовая обшивка

10

ширстрек

14х1380

палуба

14

внутренний борт

9

настил второго дна

10

2 Днищевой набор

вертикальный киль

12

днищевые стрингеры

8

продольные ребра жесткости днища

полособульб №14б

продольные ребра жесткости 2го дна

полособульб №14б

флоры

8

бракеты вертикального киля

8

бракеты днищевых стрингеров

8, 8х75

скуловая бракета

8

вертикальные ребра жесткости флоров

полособульб №6

фестонные листы

8

3Бортовой набор

платформы

9

диафрагмы

9

шпангоуты

полособульб №24а

продольные р. ж. наружного борта

полособульб №24а

продольные р. ж. внутреннего борта

полособульб №14б

подпалубная бракета

9, 9х75

подпалубные ребра жесткости

9, №14а

ребра жесткости платформы

полособульб №14а

ребра жесткости диафрагмы

полособульб №14а

4Комингс

стенка

14

полка, фланец

16х350,100

ребро жесткости

полособульб №14а

контрфорс

14,14х100

5Скуловой пояс

полоса

10х200

полособульб

полособульб №24а

6Фальшборт

обшивка

7

планширь

полособульб №14б

ребро жесткости

полособульб №5

стойка

8, 8х50


14 Обеспечение общей продольной прочности судна

Выбранные ранее размеры связей корпуса получены из условия обеспечения местной прочности, поэтому необходимо проверить, будут ли продольные связи, входящие в состав эквивалентного бруса удовлетворять условию общей прочности при общем изгибе судна.

В соответствии с требованиями Правил [1] изгибающий момент судна на тихой воде должен вычисляться интегрированием нагрузки для 21 равноотстоящей ординаты.

При этом расчеты выполняются для нескольких состояний нагрузки.

Изгибающие моменты на тихой воде вычисляем по приближенной формуле для одного состояния нагрузки- в полном грузу с полными запасами.

14.1 Изгибающие моменты и перерезывающие силы на тихой воде.

Изгибающие моменты на тихой воде вычисляются по формуле:

Мтв= ==-132069 кНм;                                            (14.1)

где k-коэффициент, который можно определить по статистическим данным в зависимости от расположения машинного отделения и коэффициента полноты, к=39.

Перерезывающие силы на тихой воде.

Nтв===-6215 кНм.

Судно в полном грузу испытывает прогибь.

14.2 Изгибающие моменты и перерезывающие силы на волнении.

Изгибающие моменты при движении судна на волнении определяются по приближенной формуле. Основным параметром расчетных нагрузок является высота расчетной волны, пропорциональная величине Сw, равной 7,276.

Волновой изгибающий момент, вызывающий перегиб судна определяется по формуле[1]:

Mw=190СwBL2δ10-3=190*7,276*16*852*0,739*10-3=118100 кНм;            (14.2)

Волновой изгибающий момент, вызывающий прогибь судна определяется по формуле[1]:

Mw=-110СwBL2 (δ+0,7)10-3=-110*7,276*16*852*(0,7+0,739)*10-3=-133139 кНм (14.3)

Волновые перерезывающие силы в районе мидельшпангоута:

-на вершине волны (перегиб)

Nw=21СwBL(δ+0,7)10-2=21*7,276*16*85*(0,7+0,739)*10-2=2990 кН;

-на подошве волны (прогибь)

Nw=-21СwBL(δ+0,7)10-2=-21*7,276*16*85*(0,7+0,739)*10-2=-2990 кН.

Для судов ограниченного района плавания волновые изгибающие моменты необходимо умножать на редукционный коэффициент.

φ=1,1-0,23L10-2≤1,

φ =1,1-0,23*85*10-2=0,9        .            (14.4)

Тогда изгибающие моменты:

на вершине волны

Mw=0,90*118100=106821 кНм;

на подошве волны

Mw=0,90*(-133139)=-120424 кНм.

14.3 Изгибающий момент при ударе волн в развал борта

Изгибающие моменты, связанные с ударами волн в развал борта характерны для судов с большими скоростями хода и возникают при плавании в полном грузу. При ударе волн в нос изгибающий момент всегда отрицательный, и судно испытывает прогибь. Этот расчет проводится для судов от 100м до 200м.

Так как судно длиной менее 100м, то изгибающий момент при ударе волн в развал борта будет равен нулю.

Мf=0

14.4 Суммарные изгибающие моменты

Определение суммарных изгибающих моментов ведем в таблице 14.1.

Таблица 14.1 Расчет суммарных изгибающих моментов

Моменты кНм

Подошва волны

Вершина волны

Тихая вода

-132069

-132069

Волнение

-120424

106821

Удар в развал борта

0

0

Суммарный

-252493

-25248

Дальнейший расчет ведем для наибольшего по абсолютной величине суммарного изгибающего момента.

Mm=252493 кНм

14.5 Нормируемый момент сопротивления и момент инерции поперечного сечения корпуса

Для обеспечения общей продольной прочности момент сопротивления для палубы и днища не должен быть менее:

W=103=103=1,44*106 см3,                                               (14.5)

σ==175 МПа (η=1).

Во всех случаях моменты сопротивления поперечного сечения корпуса для палубы и днища должны быть не менее:

WminwBL2(δ+0,7) η=7,276*16*852*(0,7+0,739)1=1,21*106 см3

Для судов ограниченного района плавания минимальный момент сопротивления нужно умножить на редукционный коэффициент φ.

W’min= 0,9*1,21*106 =1,0*106 см3     .                                                 (14.6)

Из формул(14.5) и (14.6) выбираем наибольший момент сопротивления.

В результате принимаем W=1,44*106 см3

Момент инерции поперечного сечения корпуса должен быть не менее

Imin=3СwBL2(δ+0,7) =3*7,276*16*852*(0,7+0,739)=3,08*108 см4

Для судов ограниченного района плавания минимальный момент сопротивления нужно умножить на редукционный коэффициент φ, определяемый по формуле:

φ0= φη,

где φ-коэффициент по (14.4) = 0,9; η=1;( ) max –максимально допустимое Регистром отношение длины к высоте борта.=

φ0= 0,90*1=0,86

Imin=3,08*108 *0,86=2,65*108см4 ,                                                             (14.7)

14.6 Определение фактических моментов сопротивления и моментов инерции поперечного сечения корпуса

Расчет геометрических характеристик эквивалентного бруса ведем в таблице 14.2, с использованием рисунка 14.1.

Ввиду симметрии корпуса относительно диаметральной плоскости в таблице 14.2 приведены продольные связи, расположенные на полуширине судна. Условная ось совмещена с основной плоскостью, проходит по верхней поверхности горизонтального киля.

Отстояние от нейтральной оси поперечного сечения корпуса от условной оси:

Zно==369 см.

Момент инерции полного поперечного сечения корпуса относительно нейтральной оси:

Iф=2() см4=1098288467=11*108 см4.

Фактический момент сопротивления днища.

Wдф===2978041 см3=2,96*106 см3.

Фактический момент сопротивления палубы.

Wпф===3040629 см3=3*106 см3.

Фактический момент комингса

Wкф===2,19*106 см3≥1,44*106 см3,

zm=z(0,9+0,2)= 5,12(0,9+0,2)=502 см,

z=Н- Zно+hк=7,3-3,69+1,5=5,12м.

14.7 Анализ полученных результатов

Сравнение фактических и минимальных величин приведены в таблице 14.3.

Оно показывает, что общая продольная прочность считается обеспеченной.

Таблица 14.3 Сравнение фактических и минимальных моментов сопротивления и инерции

Параметр

Фактическое значение

Минимальное значение

1.Момент инерции, см4

11*108 ­ см4

3,08*108 см4

2.Момент сопротивления палубы, см3

3,0*106 ­ см3

1,44*106 см3

3.Момент сопротивления днища, см3

2,98*106 ­ см3

1,44*106 см3

4.Момент сопротивления в районе комингса, см3

1,44*10 см3

1,44*106 см3

Источник: портал www.KazEdu.kz

Другие материалы

  • Расчет ходкости судна и подбор пропульсивного комплекса
  • ... два способа по диаграмме. 3. Подбор элементов гребного винта для скорости хода 13 - 15 узлов при заданном диаметре по теоретическому чертежу.   3.1 Определение коэффициентов взаимодействия Одновинтовое морское сухогрузное судно При практических расчетах используется следующая ...

  • Организация работы судна
  • ... ; обеспечение безопасности мореплавания и охрана человеческой жизни на море 2.  обеспечение оперативно-диспетчерского руководства работой флота; экспедиций и организаций, непосредственно связанной с эксплуатацией морских судов 3.  передача данных для автоматизированных систем управления ...

  • Переоборудование сухогрузного судна
  • ... , было принято решение переоборудовать т/х «Минск» в контейнеровоз для перевозки 20-ти и 40-ка футовых контейнеров. Пункты основного переоборудования следующие: 1. Срезать грузовые устройства судна – стрелы, тем самым уменьшить его вес и увеличить грузоподъемность, а также освободить место для ...

  • Технология, организация и планирование портовых перегрузочных работ
  • ... новой технологии сложившейся системы организации труда и производства, вырабатываются необходимые навыки у докеров. 23. СИСТЕМА ОБЕСПЕЧЕНИЯ ПЕРЕГРУЗОЧНЫХ РАБОТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ОСНАСТКОЙ Система обеспечения оснасткой технологических процессов портовых перегрузочных работ включает: планирование ...

  • Особенности и сравнительный анализ судов
  • ... целей (ореховое дерево, самшит). Важнейшая особенность эксплуатации лесовозов - полное использование их грузоподъемности путем погрузки леса на палубу и посадки судна по специальную лесную марку. 4. Сравнение заданных типов судов Приведу сравнительный анализ судов в табличной форме, сходства ...

  • Технические средства транспорта
  • ... может быть достигнуто за счет применения таких средств защиты, как ремни безопасности, подушки безопасности, а также активные подголовники, защищающие шейные позвонки при ударе сзади. 3. Воздушный транспорт Техническая характеристика самолета ЯК-42   № п/п Наименование ...

  • Анализ состояния и перспективы развития морского порта Сочи
  • ... , так и внешнего автомобильного и железнодорожного транспорта. ГЛАВА 3 Анализ состояния и перспектива развития морского торгового порта Сочи   3.1 Современное состояние и существующие недостатки Сочинский морской торговый порт - важный транспортный узел на Черноморском побережье ...

  • Организация погрузочно-разгрузочных работ в порту
  • ... обработки грузовых помещений). Непосредственными организаторами выполнения ТПГОС в части подготовки и организации погрузочно-разгрузочных работ, а также производства вспомогательных операций, выполняемых портом, являются старший стивидор и подчиненные ему сменные стивидоры; в части прочих операций ...

  • Договор морской перевозки грузов
  • ... или иной страны. Кроме того, обычно указывается место, где должна распределяться общая авария. Кратность и фрагментарность условий договора морской перевозки груза, относящихся к общей аварии, не должна вводить в заблуждение. Именно эти условия чартера и коносамента являются в случае возникновения ...

  • Логистический процесс обеспечения поставок нерудных строительных материалов на речном транспорте
  • ... суда любых типов. Их существенным недостатком является сравнительно низкая производительность и отсутствие обогатительного оборудования. Нерудные строительные материалы в процессе добычи кранами остаются в естественном состоянии, т.е. их качество не повышается. 4.3 Условия применения   При ...

  • Экономико-статистический анализ основных показателей деятельности внутреннего водного транспорта
  • ... происходило снижение. Таким образом, по результатам проведенного анализа мы видим ухудшение основных показателей деятельности внутреннего водного транспорта в РФ. 2.2 Оценка структуры и динамики структуры экономико-статистических показателей внутреннего водного транспорта Далее проведем ...

  • Классификация, характеристика и устройство портов
  • ... мостиком. Основным преимуществом пирсовой формы расположения при­чалов является ее компактность, что имеет решающее значение для устройства портов на защищаемых акваториях в морских и водохранилищных условиях. К недостаткам пирсов следует отне­сти трудности в использовании торцовых участков. Иногда ...

  • История возникновения судостроения
  • ... типы морских транспортных, вспомогательных, научно-исследовательских и промысловых судов. В их числе крупнейшие в истории судостроения нашей страны танкеры типа "Крым" грузоподъемностью 150 000 т, среднетоннажные танкеры-продуктовозы типа "Командарм Федько" грузоподъемностью 25 ...

  • Эволюция транспортных средств и коммуникаций
  • ... чем 100 000 патентов создали современный автомобиль. Однако, мы можем указать на основные вехи в развитии.  Самое первое самоходное дорожное транспортное средство было военным трактором, которое в 1769 г. изобрел французский инженер и механик Николас Джозеф Кагнот (1725 - 1804). Чтобы привести его ...

  • Лихтеровозы
  • ... типа ЛЭШ грузоподъем­ностью 370 т, в наибольшей степени отвечающая условиям северных районов. Одним из элементов этой системы являет­ся лихтеровоз, грузовые операции на котором ведутся с по­мощью козлового крана грузоподъемностью 500 т, выкаты­вающегося на кормовые консоли для подъема и спуска ...

Каталог учебных материалов

Свежие работы в разделе

Наша кнопка

Разместить ссылку на наш сайт можно воспользовавшись следующим кодом:

Контакты

Если у вас возникли какие либо вопросы, обращайтесь на email администратора: admin@kazreferat.info