Giáo trình Thiết kế tàu lướt

53 trang phuongnguyen 190

Download

Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Giáo trình Thiết kế tàu lướt", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

giao_trinh_thiet_ke_tau_luot.pdf

Nội dung text: Giáo trình Thiết kế tàu lướt

Giỏo trỡnh thiết kế tàu lướt
Mục lục Lời mở đầu Phần I: Đặc điểm thiết kế tμu l−ớt Ch−ơng I: khái niệm chung về tμu l−ớt 1.1 Chế độ chuyển động vμ hình dáng thân tμu l−ớt 4 1.2 Phân loại tμu l−ớt, đặc điểm kiến trúc vμ bố trí của tμu 10 Ch−ơng II: thuỷ động lực vμ tính hμng hải của tμu l−ớt 2.1 Sự phân bố tốc độ vμ áp suất của dòng chảy d−ới bề mặt l−ớt 15 2.2 Lực nâng thuỷ động vμ sức cản 16 2.3 Các đặc tr−ng thuỷ động lực không thứ nguyên 19 2.4 Tính các đặc tr−ng thuỷ động của tμu l−ớt 24 2.5 Tính hμng hải của tμu l−ớt 26 Ch−ơngIII: thiết kế sơ bộ 3.1 Giới thiệu chung 30 3.2 Xác định trọng l−ợng tμu 32 3.3 Trọng tâm tμu 33 3.4 Lựa chọn các kích th−ớc chủ yếu vμ các tỷ số giữa chúng 35 3.5 Xác định gần đúng tốc độ tμu l−ớt vμ công suất cần thiết cho động cơ 41 Ch−ơng IV: thiết kế các yếu tố hình dáng thân tμu l−ớt 4.1 Tμu l−ớt có dạng hông vát nhọn không có kết cấu nhảy bậc 44 4.2 Ca-nô l−ớt có kết cấu đáy nhảy bậc 48 4.3 Hình dáng s−ờn kiểu chữ V nhọn, re-đan dọc 55 4.4 Khuynh h−ớng phát triển của các tμu l−ớt hiện đại 57
Ch−ơng I Khái niệm chung về tμu l−ớt 1.1 Chế độ chuyển động vμ hình dáng thân tμu l−ớt Khi tμu chuyển động ở trạng thái n−ớc tĩnh khối l−ợng của nó sẽ hoμn toμn cân bằng với lực thuỷ tĩnh. ở chế độ nμy cũng bắt đầu xuất hiện lực nâng thuỷ động. Tốc độ chuyển động của tμu cμng lớn lực nâng thuỷ động của tμu cμng lớn. Thμnh phần lực nμy tỏ ra có ảnh h−ởng rất lớn đến sự thay đổi chiều chìm vμ độ chúi của tμu. Phụ thuộc vμo tỷ số giữa lực nâng thuỷ động vμ thuỷ động mμ ta có thể phân biệt 3 chế độ chuyển động sau đây của tμu l−ớt: chế độ bơi, chế độ quá độ, chế độ l−ớt. Chế độ bơi: ở chế độ nμy các thμnh phần lực nâng thủy động tỏ ra có ảnh h−ởng không đáng kể đến chiều chìm của tμu khi chuyển động. ở chế độ bơi, thực tế tμu sẽ đ−ợc cân bằng bởi trọng l−ợng thân tμu với lực nâng thuỷ tĩnh mμ nó sẽ đ−ợc biểu diễn bằng định luật ác-si-mét, Dg = γ.V (1.1) ở đây D - khối l−ợng của tμu, kg; g- gia tốc trọng tr−ờng, m/s2; V- l−ợng chiếm n−ớc thể tích của tμu, m3; γ- trọng l−ợng riêng của n−ớc, kg/m2.s2. Chế độ quá độ: Chế độ nμy đ−ợc đặc tr−ng bởi sự xuất hiện nhanh lực nâng thuỷ động. Tμu tiếp tục chuyển động nh−ng thể tích ngâm n−ớc của nó sẽ bị giảm dần phụ thuộc vμo sự tăng tốc độ của tμu. Bắt đầu tμu sẽ bị chúi mũi vμ sau đó sẽ bị chúi đuôi, sóng tμu bắt đầu đ−ợc tạo ra. ở trạng thái nμy ph−ơng trình cân bằng của tμu sẽ đ−ợc biểu diễn d−ới dạng Dg = γ.V1+ Py (1.2) ở đây Py -lực nâng thuỷ động, N; V1- l−ợng chiếm n−ớc thể tích t−ơng ứng với đ−ờng n−ớc vận hμnh, m3.
Chế độ l−ớt: ở tốc độ cao kết hợp với hình dáng thân tμu hợp lý thμnh phần lực nâng thuỷ động sẽ lμ thμnh phần lực nâng chủ yếu duy trì cho sự chuyển động ổn định của tμu ở chế độ l−ớt. Tμu sẽ hơi chúi đuôi vμ bắt đầu l−ớt trên mặt n−ớc. Lúc nμy trọng l−ợng của tμu hoμn toμn đ−ợc cân bằng nhờ lực nâng thuỷ động. Đặc tr−ng của chế độ tốc độ có thể đ−ợc xác định bởi tốc độ tuơng đối mμ nó đ−ợc thể hiện bằng số Frud. Bởi vì khi tμu chuyển động với tốc độ cao thì chiều dμi của đ−ờng n−ớc tính toán luôn thay đổi vì vậy số Frud trong tr−ờng hợp nμy sẽ đ−ợc biểu diễn theo l−ợng chiếm n−ớc V FrD = (1.3) g3 Dg/ y Sau đây có thể chỉ ra các giới hạn về tốc độ của các chế độ chuyển động khác nhau theo độ lớn của số Frud: Chế độ bơi FrD ≤ 1 Chế độ quá độ 1 ≤ FrD ≤ 3 Chế độ l−ớt FrD > 3 Cần phải hiểu rằng, không phải tất cả các tμu l−ớt đều có thể l−ớt khi FrD = 3. Để đạt đ−ợc điều đó ng−ời thiết kế cần tạo cho thân tμu có hình dáng hợp lý. Chất l−ợng thuỷ động của tμu l−ớt có thể đ−ợc nâng lên nhờ việc áp dụng dạng s−ờn có đáy phẳng nghiêng vμ đ−ợc nâng dần từ đuôi đến mũi. Để lμm gián đoạn dòng chảy bao quanh đáy tμu hông tμu, phía mạn th−ờng đ−ợc thiết kế với dạng gãy góc, còn đuôi sẽ có dạng hình thang. Các dấu hiệu đặc tr−ng nμy đã vμ đang đ−ợc áp dụng cho các tμu l−ớt hiện đại. Hình dáng đơn giản nhất của tμu l−ớt đ−ợc chỉ ra trên H 1.1. Khi đạt đ−ợc tốc độ nhất định tμu l−ớt kiểu nμy sẽ l−ớt trên phần đuôi của đáy phẳng nghiêng. Chiều dμi của diện tích l−ớt cμng nhỏ khi tốc độ cμng cao. ở tốc độ rất cao đại l−ợng nμy sẽ đạt đ−ợc giá trị tối thiểu.
Hiệu quả l−ớt sẽ đạt đ−ợc khá cao ở những tμu l−ớt có kết cấu đáy nhảy bậc (Re-đan) (xem H 1.2), vμ sẽ còn cao hơn ở những tμu l−ớt có kết cấu 3 lần nhảy bậc ở vùng đáy. Nếu nh− tμu l−ớt có kết cấu kiểu Re-đan có hai phần diện tích chịu tải - mũi vμ đuôi thì trên những tμu l−ớt có kết cấu 3 lần nhảy bậc sẽ có 3 phần diện tích chịu tải lμm việc trong dòng chảy tự do của n−ớc. Song kiểu tμu nμy không đ−ợc áp dụng rộng rãi do tính chất phức tạp trong đóng mới vμ thiết kế chung. Nhằm cải thiện chất l−ợng hμnh hải cho tμu chuyển động ở chế độ trung gian, nguời ta đã tiến hμnh thiết kế hình dáng vỏ bao kiểu hỗn hợp (xem H 1.5). Phần mũi đ−ợc thiết kế theo kiểu tμu có l−ợng chiếm n−ớc với dạng vỏ bao trơn đều nhằm giảm sự va đập của sóng khi tμu chạy ng−ợc sóng, còn đuôi tμu sẽ đ−ợc thiết kế thuần tuý kiểu tμu l−ớt. Hình dáng vỏ bao kiểu nμy đ−ợc thừa nhận lμ hợp lí nhất đối với nhữnh ca nô chạy biển cỡ lớn với tốc độ t−ơng đối 1 ≤ FrD ≤ 2,5. Nhằm nâng cao chất l−ợng hμnh hải cho các tμu l−ớt đã xuất hiện các ca-nô l−ớt với dạng s−ờn chữ V nhọn (xem H 1.6). Có thể khẳng định rằng, các tμu l−ớt đi biển với kiểu đáy nghiêng 200 có thể chuyển sang chế độ l−ớt t−ơng đối dễ dμng nếu theo chiều dμi của đáy đ−ợc đặt thêm các Re-đan dọc. Ca-nô kiểu nμy có tính ổn định ban đầu nhỏ. Khi tμu chạy với tốc độ cao trên sóng tμu sẽ có chuyển động ổn định vμ tải trọng động t−ơng đối nhỏ khi tμu va đập vμo sóng. Chú ý đến đặc tr−ng chế độ chuyển động của các tμu l−ớt ta có thể nhận thấy rõ đặc điểm thay đổi đ−ờng cong lực cản phụ thuộc vμo tốc độ (xem H 1.7). Trong vùng trị số Frud FrD = 1ữ2,0 đ−ờng cong sẽ có dạng lồi, nó chỉ ra rằng ở chế độ quá độ lực cản của thân tμu l−ớt sẽ cao hơn một cách đáng kể so với lực cản của tμu có l−ợng chiếm n−ớc. Sau khi v−ợt qua đ−ợc điểm lồi trên đ−ờng cong lực cản, tμu sẽ bắt đầu chuyển tới chế độ l−ớt, vμ nhờ giảm đi một cách đáng kể sóng tμu lực cản chung sẽ đ−ợc giảm. Sau đó cùng với
sự tăng tốc độ lực cản lại tăng lên do tăng lực cản ma sát. Điểm lồi trên đ−ờng cong lực cản sẽ xuất hiện rõ nét ở chuyển động của ca-nô l−ớt có kết cấu Re-đan vμ ng−ợc lại lμ ở ca-nô l−ớt kiểu th−ờng. Sự thay đổi chiều chìm của tμu l−ớt đ−ợc đặc tr−ng bởi góc chúi ϕ vμ bởi sự thay đổi chiều chìm ΔT đ−ợc chỉ trên H 1.7. 1.2 Phân loại tμu l−ớt, đặc điểm kiến trúc vμ bố trí của tμu Tμu l−ớt đ−ợc phân loại theo các dấu hiệu sau: Theo công dụng ta có thể chia tμu l−ớt thμnh tμu dịch vụ-tuần tiễu, dạo chơi, du lịch,đua-thể thao, chở khách, ca-nô có công dụng đặc biệt (lμm công tác vệ sinh-dịch tễ, cứu hộ, cứu hoả ). Theo đặc điểm kiến trúc vμ bố trí, tμu l−ớt đ−ợc chia thμnh các nhóm sau: xuồng có kết cấu boong hở, xuồng vμ ca-nô có kết cấu boong mũi, ca-nô có kiến trúc th−ợng tầng mũi, ca-nô vμ tμu có kiến trúc th−ợng tầng liền, tμu l−ớt có kết cấu hai thân, tμu có dạng thoát khí động học. Theo hình dáng vỏ bao tμu l−ớt đ−ợc chia thμnh các nhóm sau: • Tμu có kết cấu hông nhọn không Re-đan với s−ờn có dạng đáy nghiêng phẳng, đáy phẳng, nghiêng lồi, dạng chữ S. • Tμu không đ−ợc kết cấu kiểu Re-đan nh−ng đáy đ−ợc kết cấu dạng vòm (1 hoặc 2 vòm). • Tμu đ−ợc kết cấu kiểu Re-đan (kiểu tμu l−ớt cổ điển). • Tμu l−ớt kiểu 3 Re-đan. • Tμu l−ớt chạy biển với hình dáng vỏ bao hỗn hợp. • Tμu l−ớt với hình dáng s−ờn chữ V nhọn. • Tμu với hình dáng vỏ bao kiểu mới (xem H 1.8). Ngoμi ra, tμu l−ớt có thể đ−ợc phân loại theo động cơ, theo chong chóng, theo loại vật liệu đ−ợc sử dụng để chế tạo thân tμu vμ theo các dấu hiệu khác.
Ca-nô dịch vụ-tuần tiễu, dạo chơi vμ du lịch. Đây lμ nhóm tμu chiếm số l−ợng lớn trong đội tμu l−ớt chạy nhanh. Nhóm tμu nμy th−ờng đ−ợc sử dụng rộng rãi trên các sông, hồ chứa n−ớc, hồ vμ ở các vùng biển gần bờ. Các đại l−ợng đặc tr−ng nhất của tμu bao gồm: chiều dμi từ 5-7m, l−ợng chiếm n−ớc từ 900-1500kg. Tuy nhiên, tham gia vμo đội tμu nμy còn có những tμu có chiều dμi 9-12m, l−ợng chiếm n−ớc ≤ 6T đ−ợc dùng để chạy biển. Ngoμi ra, còn có cả những tμu cỡ lớn chạy biển với tiện nghi cao, có l−ợng chiếm n−ớc từ 25-30T. Những tμu cỡ nhỏ th−ờng đ−ợc chế tạo bằng hợp kim nhôm vμ đ−ợc liên kết bằng ph−ơng pháp hμn điện, hoặc gỗ dán hμng không, tấm ép ba-ke-lit, tấm ép bằng sợi thuỷ tinh. Tμu đua-thể thao. Phụ thuộc vμo hình dáng thân tμu, l−ợng chiếm n−ớc vμ động cơ đ−ợc lắp đặt trên tμu ta có thể phân chúng thμnh: thuyền đua, xuồng, tμu l−ớt, ca-nô. Thuyền đua kiểu 1 chỗ ngồi, có một động cơ đ−ợc liên kết d−ới dạng treo. Loại nμy th−ờng đ−ợc thiết kế theo kiểu xuồng có 3 Re-đan. Xuồng l−ớt. Đây lμ loại tμu cỡ nhỏ không có kết cấu kiểu Re-đan, boong hở vμ đ−ợc bố trí 1 động cơ đ−ợc liên kết theo kiểu treo. Ca-nô. Loại tμu nμy có động cơ đ−ợc đặt cố định, không bị giới hạn về hình dáng, kích th−ớc thân tμu vμ thiết bị đẩy. Tμu l−ớt chở khách. Loại tμu nμy có thể đ−ợc phân thμnh 3 nhóm sau: 1. Tμu l−ớt cỡ nhỏ kiểu kết cấu boong hở. Chúng đ−ợc sử dụng để chuyên chở hμnh khách hoặc hμng b−u điện trên các sông có mớn n−ớc cạn. Thiết bị đẩy ở đây th−ờng lμ chong chóng hoặc thiết bị phụt n−ớc. L−ợng chiếm n−ớc của nhóm tμu nμy th−ờng không v−ợt quá 3T. Sức chứa khách cỡ 12 ng−ời. Công suất động cơ cỡ 185kw, tốc độ cỡ 32hl/h. Ngoμi ra, trên những tμu cỡ nhỏ hoạt động trên các sông lớn, hồ, hồ chứa n−ớc vμ vùng biển gần bờ tμu có thể đ−ợc đặt thiết bị đẩy lμ chân vịt.
2. Ca nô - ô tô buýt chạy nhanh. Đây lμ loại tμu chở khách đ−ợc sử dụng phổ biến trên các tuyến khác nhau. L−ợng chiếm n−ớc của chúng có thể đạt đến 25T, với sức chở khoảng 100 khách vμ tốc độ ≥ 22 hl/h. 3. Ca-nô l−ớt chạy biển. Đây lμ loại tμu l−ớt cỡ lớn nhất, có l−ợng chiếm n−ớc 60- 70 T vμ lớn hơn, công suất động cơ có thể đạt đến 2200 kw.
Ch−ơng II Thuỷ động lực vμ tính đi biển của tμu l−ớt Hiện t−ợng vật lý xuất hiện khi thân tμu tr−ợt trên mặt n−ớc lμ hình ảnh phức tạp của sự thay đổi áp suất vμ tốc độ của dòng chảy quanh thân tμu với sự thay đổi đột ngột gradient áp suất, sự tạo thμnh các dòng n−ớc toé ra xung quanh thân tμu, vμ sự tạo thμnh sóng. Vì vậy, việc tìm ra lý thuyết chính xác giải thích các định luật l−ớt lμ bμi toán phức tạp. Phần khó khăn nhất của bμi toán trên lμ việc xác định sự chuyển động của khối l−ợng n−ớc xung quanh thân tμu l−ớt, tốc độ vμ ph−ơng chuyển động của khối l−ợng n−ớc đ−ợc nêu ở trên. Có nhiều nhμ Bác học lỗi lạc đã nghiên cứu các vấn đề về lý thuyết l−ớt. Trong số đó phải kể đến các nhμ Bác học của Liên Xô: X. A. Trap-l−-gin, G.A. Pav-len-cô, N.A.Sô-cô-lốv, L.I.Xê-dốv, N.X.Vô-lô-din, K.P.Kha-ri-tô- nôv. Các nhμ Bác học trên trong những năm 30 của thế kỷ qua lμ những ng−ời đầu tiên đ−a ra các cơ sở hiện đại của lý thuyết l−ớt vμ các ph−ơng pháp tính lực cản của tμu l−ớt. Nhiều công trình trong lĩnh vực nghiên cứu lý thuyết - thực nghiệm đã đ−ợc các nhμ Bác học của các n−ớc khác thực hiện, trong số đó phải kể đến các nhμ Bác học nh−: Zottorf, Vagner, Pabxt, Perring, Murec, Korvin- Krukovxki vμ các nhμ Bác học khác. D−ới đây sẽ đ−a ra khái quát về cơ sở lý thuyết l−ớt nhằm phục vụ cho việc thiết kế tμu l−ớt. 2.1 Sự phân bố tốc độ vμ áp suất của dòng chảy d−ới bề mặt l−ớt. Ta nghiên cứu bản phẳng rộng đ−ợc gắn cố định. Dòng chất lỏng lý t−ởng chảy qua bản phẳng với tốc độ v vμ d−ới góc tấn α (xem H 2.1).
Bản phẳng lμm thay đổi ph−ơng vμ tốc độ dòng vμ chia dòng thμnh hai phần: phần cơ sở vμ phần phía trên. Phần phía trên ngay tại bản phẳng bị hãm lại vμ sau đó sẽ chuyển động theo bản phẳng ở dạng tia mỏng vμ h−ớng về phía ng−ợc lại. Bằng thí nghiệm đơn giản có thể quan sát đ−ợc hình ảnh t−ơng tự chỉ với sự khác nhau lμ trong các điều kiện thực tế lớp n−ớc mỏng phía trên bị bắn ra do bản phẳng nhanh chóng biến thμnh dòng toé ra xung quanh d−ới tác dụng của trọng lực. L−u ý, sự tồn tại hai phần dòng chảy quanh bản phẳng có thể đi đến kết luận về sự tồn tại lớp phân cách hoặc đ−ờng phân cách của dòng. Đ−ờng phân cách nμy tạo với bản phẳng một góc 900 vμ hình thμnh điểm tới hạn O mμ tại đó tốc độ dòng so với bản phẳng bằng 0. Giá trị tốc độ bằng 0 tại điểm O có nghĩa rằng toμn bộ cột vận tốc của dòng biến thμnh áp suất pháp tới hạn, có nghĩa lμ lớn nhất về trị số vμ bằng pv2/2. Bên trái vμ bên phải bản phẳng tính từ điểm O, áp suất sẽ giảm xuống do tăng tốc độ dòng chảy qua bản phẳng. Chế độ dòng chảy của bản phẳng cố định đ−ợc xem xét ở trên lμ thí dụ về chuyển động dừng của dòng mμ tại đó tốc độ tại điểm bất kỳ không phụ thuộc vμo thời gian. Nh− vậy, ở đây ta áp dụng đ−ợc ph−ơng trình Ber-nu-li liên hệ giữa áp suất vμ tốc độ. Theo ph−ơng trình nμy, tại các đ−ờng mặt của dòng chảy qua bản phẳng tốc độ của từng phân tử của n−ớc đều bằng v, vì rằng áp suất khí quyển ở xung quanh lμ không đổi. Điều đó có nghĩa rằng, tốc độ của các tia n−ớc toé ra vμ tốc độ của dòng chảy qua bản phẳng tại mép sau của bản phẳng bằng tốc độ của dòng. Khi đó dòng chảy qua mép sau của bản phẳng tại chế độ l−ớt phát triển thμnh các tia n−ớc đ−ợc phân bố đều đặn tức lμ thoả mãn tiên đề Trap-l−-gin-Giu-côv-xki. Hình ảnh chung của sự phân bố áp suất vμ tốc độ theo chiều dμi của bản phẳng đ−ợc đặt lệch với h−ớng dòng chảy một góc α có thể đ−ợc mô tả trên H 2.1.
Sơ đồ phân bố áp suất vμ tốc độ theo ph−ơng ngang của bản phẳng l−ớt đ−ợc mô tả trên H 2.2. Do áp suất d−ới bản phẳng lớn hơn áp suất trên mặt n−ớc nên ở vùng mép hông n−ớc sẽ chảy qua. Vì vậy, áp suất ở d−ới bản phẳng tại các mép hông giảm xuống. Sự xuất hiện dòng chảy nói trên ở mép hông sẽ lμm giảm hiệu quả l−ớt của bản phẳng l−ớt. 2.2 Lực nâng thuỷ động vμ sức cản Xác định giá trị lực nâng thuỷ động vμ lực cản của n−ớc khi l−ớt có thể bằng nhiều ph−ơng pháp lý thuyết khác nhau. Thí dụ, lực nâng thuỷ động có thể đ−ợc xác định bằng cách tích phân đ−ờng cong phân bố áp suất theo chiều dμi của bản phẳng. Để lμm đ−ợc điều đó ta cần phải biết biểu thức giải tích của đ−ờng cong nμy. Một cách đơn giản, có thể giải bμi toán nμy bằng cách xác định sự tổn thất năng l−ợng khi bản phẳng chuyển động. Ta nghiên cứu tr−ờng hợp chuyển động của bản phẳng theo mặt n−ớc ở trạng thái tĩnh. Thừa nhận tính chất của dòng chảy qua tấm l−ớt nh− đã trình bμy ở H 2.1. Ta thay áp suất pháp tổng của dòng tác dụng lên tấm bằng lực t−ơng đ−ơng PTD đặt tại điểm C (xem H 2.3). Ta có thể dễ dμng xác định đ−ợc lực cản của n−ớc PX = PTD.sinα. Bỏ qua lực cản ma sát ở chế độ chất lỏng lý t−ởng, giá trị trên sẽ lμ lực cản toμn phần. Năng l−ợng trong một giây cần thiết cho tấm chuyển động với tốc độ v cho tr−ớc (công suất kéo) có thể đ−ợc xác định theo biểu thức: A = PX.v = PTD.v.sinα Bỏ qua trọng lực của chất lỏng- có nghĩa lμ bỏ qua sự tạo sóng, có thể cho rằng toμn bộ năng l−ợng cần thiết để tấm chuyển động sẽ bị tiêu hao do tạo thμnh các tia n−ớc toé ra theo ph−ơng chuyển động của tấm.
Tốc độ của dòng n−ớc toé so với ng−ời quan sát đ−ợc xác định bằng tổng các vec-tơ tốc độ của tấm l−ớt vμ tốc độ chuyển động của các tia n−ớc đối với tấm, có nghĩa vP = 2.v.cosα/2. Khối l−ợng n−ớc bắn về phía tr−ớc bằng giá trị p.δ.v, trong đó: p- mật độ n−ớc, kg/m3; δ- chiều dμy lớp n−ớc toé, m. Động năng của các tia n−ớc toé: 1 1 A= m. v2 = p.δ . v (2 v .cos α / 2)2 = 2p .δ . v 3 .cos 2 α / 2 (2.2) tn 2 p 2 So sánh (2.1) vμ (2.2) ta nhận đ−ợc: 3 2 PTD.v.sinα = 2.p.δ.v .cos α/2 Từ đó 2.cos2 α / 2 2.cos2 α / 2 P= p δ v 2 = p δ v 2 TD sinα 2.cosα/ 2.sin α / 2 Cuối cùng ta tìm đ−ợc 2 PTD= p.δ.v .ctgα/2 (2.3) Từ đó lực nâng vμ lực cản sẽ đ−ợc xác định theo các công thức sau: P = P . cosα = p.δ.v2.ctgα/2.cosα y TD (2.4) 2 Px= PTD.sinα = p.δ.v .ctgα/2.sinα Nh− vậy, trong điều kiện chất lỏng lý t−ởng khi cho tr−ớc v vμ α, lực nâng vμ lực cản có thể đ−ợc xác định một cách dễ dμng nếu biết tr−ớc chiều dμy toé n−ớc. Khi góc tấn nhỏ, chiều dμy δ có thể đ−ợc tính theo công thức: π δ = l α 2 (2.5) 4 l - chiều dμi mặt −ớt của tấm l−ớt. Trong các điều kiện thực tức lμ n−ớc có độ nhớt, trên tấm l−ớt ngoμi áp suất pháp còn có lực ma sát tác dụng. Do tác dụng của các lực nhớt, lực cản chung của tấm sẽ tăng, vμ lực nâng giảm (xem H 2.4).
Từ sơ đồ hình học của các lực tác dụng lên tấm l−ớt theo mặt chất lỏng thực, ta có thể viết các biểu thức sau: PX .cosα =PPf + y .sinα (2.6) 1 sinα PP= . + P . X f cosα y cosα Vì khi góc tấn nhỏ cosα ≈1 nên Px= Pf + Py.tgα (2.7) Trong đó Px- lực cản toμn phần; Pf - lực cản ma sát; Py.tgα - lực cản áp suất. Đối với tμu ở chế độ l−ớt đơn thuần, khi lực khối của tμu thực tế hoμn toμn cân bằng với lực áp suất (Py=Dg), biểu thức (2.7) có thể đ−ợc viết d−ới dạng R = RT+ D.g. tgα (2.8) Hoặc: R= RT+ RD (2.9) Trong đó RD- lực cản động lực. Thμnh phần lực cản nμy đ−ợc hình thμnh do các lực thuỷ động pháp vμ hệ quả của sự tổn thất năng l−ợng để tạo thμnh tia n−ớc toé vμ tạo sóng. Tỷ số giữa RTvμ RD khi cho tr−ớc v sẽ đ−ợc xác định bằng góc tấn α (xem H 2.4). Phần chính của lực cản khi góc α bé lμ lực cản ma sát vμ khi α lớn thì ng−ợc lại lμ lực cản áp suất. Vì rằng, khi α tăng, mặt −ớt giảm vμ do đó lực ma sát giảm. Từ biểu thức RD= D.g. tgα ta nhận thấy rằng RD chỉ phụ thuộc vμ0 khối l−ợng tμu vμ góc tấn mμ không phụ thuộc vμo tốc độ. Song cần l−u ý lμ góc tấn α đối với tμu cho tr−ớc phụ thuộc vμo tốc độ vμ có thể nói rằng khi tốc độ tăng, lực cản RD sẽ giảm. Điều đó có nghĩa rằng, khi v−ợt qua “b−ới” lực cản (xem H 1.7), thì tμu sẽ chuyển sang chế độ l−ớt thuần tuý. Tiếp tục, khi tốc độ tăng, góc tấn vμ lực cản động lựccó thể giữ nguyên không đổi.
Khi lực cản động lực không đổi (α=const) nếu tốc độ tăng, lực cản tạo sóng giảm vμ có thể tiến tới không, còn lực cản toé n−ớc sẽ tăng. 2.3 Các đặc tr−ng thuỷ động lực không thứ nguyên Khi phân tích kết quả thí nghiệm các bề mặt phẳng vμ bề mặt cong tại bể thử, trong các ph−ơng pháp phân tích, tính toán thuỷ động lực vμ thiết kế hình dáng thân tμu l−ớt, ng−ời ta áp dụng các đặc tr−ng không thứ nguyên sau: - Hệ số chất l−ợng thuỷ động lực: P D. g K =y = (2.10) Px R trong đó Py -lực nâng, N; D - khối l−ợng tấm (tμu), kg; g- gia tốc trọng 2 tr−ờng, m/s ; Px=R - lực cản toμn phần, N; - Hệ số tải động lực: D. g C = (2.11) B 1/ 2.p . v2 . B 2 trong đó B - chiều rộng tấm l−ớt. - Hệ số dang t−ơng đối của tấm: l l 2 λ = = (2.12) B S trong đó l - chiều dμi ngâm n−ớc của tấm, m; S - diện tích mặt −ớt của tấm, m2. Ng−ời ta còn sử dụng giá trị ng−ợc 1 B λ = = (2.13) t λ l - Hệ số mô men của các lực thuỷ động M l. D l m =D =D = D (2.14) D g D B g D B B trong đó MD - mô men của lực nâng thuỷ động đối với mép sau của tấm, Nm; lD= 0,785l -khoảng cách từ điểm đặt hợp lực của các thμnh phần lực thuỷ động đến mép sau tấm đuôi, m.
- Hoμnh độ t−ơng đối của trọng tâm tấm (tμu): x m = G (2.15) Δ B trong đó xG - khoảng cách trọng tâm khối l−ợng tấm so với mép sau tấm, m. Trong lần gần đúng thứ nhất có thể xem mD= mΔ. Tất cả các đặc tr−ng thuỷ động lực có sự liên quan chặt chẽ với nhau vμ đ−ợc thay đổi phụ thuộc vμ0 số Frud, góc tấn vμ các đặc tr−ng hình học của mặt l−ớt. Hệ số chất l−ợng K lμ chỉ tiêu cơ bản đặc tr−ng cho hiệu quả l−ớt của tμu vμ khi thiết kế luôn luôn mong muốn nhận đ−ợc giá trị lớn nhất. Tính chất cơ bản của hệ số K nh− lμ hμm của α, FrD vμ λ1=B/l đ−ợc mô tả ở H 2.5. Bằng ph−ơng pháp thí nghiệm ng−ời ta đã xác định đ−ợc giá trị lớn nhất 0 của hệ số K đối với tấm phẳng = 13,2 khi α = 2 20’, λ1>10 vμ FrD≈3. Trên H 2.6 đã chỉ ra các đ−ờng cong K vμ α phụ thuộc vμo λ. Đ−ờng cong K = f(λ) -góc tấn tối −u mμ tại đó có thể nhận đ−ợc giá trị K lớn nhất tại các giá trị λ khác nhau. Từ đồ thị trên ta có nhận xét lμ K cμng lớn khi λ cμng bé. Điều đó có nghĩa lμ mặt l−ớt ngắn vμ rộng thì có lợi chứ không phải mặt l−ớt hẹp vμ dμi. Song điều đó chỉ đúng tại các giá trị nhất định của hệ số tải riêng CB, MΔ vμ số FrD. Thay đổi CB, MΔ có ảnh h−ởng đến giá trị của K. Các đồ thị trình bμy ở H 2.7 có thể đ−ợc sử dụng để tính các đặc tr−ng động lực của tμu thiết kế (xem H 2.4). Tμu l−ớt đáy phẳng có tính đi biển kém. Để tăng độ êm khi tμu va đập vμ0 sóng ta cần phải chọn đáy vát. Nh−ng khi tăng độ vát thì hệ số K sẽ giảm. Trên H 2.8 α, δ trình bμy vùng thay đổi K cảu tấm phẳng có độ vát với hệ số tải riêng CB=(0,07ữ0,15) tại các giá trị góc tấn khác nhau (α= 4ữ10)0 vμ đ−ờng cong góc tấn tối −u phụ thuộc vμo
góc vát β. Đồ thị đ−ợc xây dựng theo các số liệu thí nghiệm của Zottorf. Từ đồ thị trên ta có thể rút ra các kết luận: Góc tấn tối −u đối với tấm vát lớn hơn so với tấm phẳng. Khi góc vát d−ới 100, K sẽ bị giảm không lớn (≤6%) nh−ng phụ thuộc đáng kể vμ0 góc tấn. Tăng góc vát tiếp, K sẽ bị giảm rõ rệt, chọn góc tấn tối −u không có ý nghĩa đáng kể (khi α=400, K=4) vμ K không thay đổi khi α=40 vμ K=10. Sự giảm chất l−ợng của tấm vát đặc biệt xuất hiện tại các giá trị CB nhỏ. Khi CB lớn sự giảm chất l−ợng sẽ không lớn. Khi CB= 0,03 trong vùng thay 0 0 đổi góc vát từ 0 ữ25 , K sẽ bị giảm đến 40% (từ 10 đến 6,1), còn khi CB= 0,15 thì K sẽ không giảm hơn 15%. Cần phải hiểu thêm rằng, khi góc vát ≥ 400 trong các điều kiện thực, có nghĩa lμ trong các giới hạn của tốc độ thông th−ờng thực tế tμu không đạt đ−ợc chế độ l−ớt. Độ vát đáy tăng sẽ lμm tăng khoảng thời gian chuyển sang chế độ l−ớt. Hình cắt ngang phức tạp, thí dụ cong võng-vát hoặc lồi-võng (H2.8, b) ngoμi sự tăng tính đi biển còn có thể đảm bả0 chất l−ợng thuỷ động lực gần nh− chất l−ợng của tấm phẳng, đôi khi còn cao hơn. Tăng chất l−ợng thuỷ động lực của bề mặt l−ớt có thể đạt đ−ợc bằng prôphin dọc. Nếu tấm đáy phẳng đ−ợc uốn cong đều ở phần đuôi thì góc tiếp xúc của đáy với dòng chảy giảm xuống từ đó giảm khả năng toé n−ớc vμ giảm lực cản động lực. D−ới tác dụng của lực ly tâm quán tính của dòng chuyển động cong lực nâng tăng tức lμ tăng chất l−ợng thuỷ động lực. Thực tế, bằng cách uốn cong đáy có thể tăng chất l−ợng thuỷ động lên 20% vμ lớn hơn. Hiệu quả trên có thể đạt đ−ợc bằng cách ứng dụng tấm chắn quay. Song cần l−u ý lμ độ cong quá lớn của đáy hoặc góc tấn lớn của tấm chắn ngang có thể lμm mất ổn định của chế độ l−ớt.
2.4 Tính các đặc tr−ng thuỷ động lực của tμu l−ớt Trong bμi toán tính thuỷ động lực gồm xác định lực cản toμn phần, chiều chìm, góc tấn, chiều dμi mặt −ớt tại các tốc độ chuyển động khác nhau khi cho tr−ớc l−ợng chiếm n−ớc, trọng tâm vμ chiều rộng của tμu. Dựa vμo kết quả tính toán ta xây dựng các đ−ờng cong R, α, l, t = f(v). Tổng hợp các đ−ờng cong trên lμ hồ sơ thuỷ động lực của tμu thiết kế. Tính thuỷ động lực dựa trên cơ sở sử dụng các dạng đồ thị nh− ở H 2.7 vμ hμng loạt các biểu thức bổ sung khác, cũng nh− dựa vμo các số liệu thu đ−ợc khi thí nghiệm mô hình vμ tμu mẫu thực (nếu có). Ta hãy khảo sát trình tự tính toán các đặc tr−ng thuỷ động của tμu l−ớt không có kết cấu nhảy bậc ở đáy( không có kết cấu re-đan). Các số liệu cho tr−ớc gồm: - Chiều rộng trung bình của ca-nô l−ớt: 1 BBB=() − 2 SG TP - Độ vát trung bình của đáy: 1 BBB=() − TB 2 SG TP - Khối l−ợng tμu D. - Khoảng cách của trọng tâm đến vách mút đuôi xG. - Giả thiết các giá trị của tốc độ v1, v2, v3. Quá trình tính toán sẽ đ−ợc thực hiện theo bảng v FTB = (2.16) g. B Tr−ớc tiên cần tính số FrD theo chiều rộng B ứng với mỗi giá trị của tốc độ theo công thức. Sau đó theo sơ đồ lực tác dụng lên ca-nô (H 2.9) tính mô men các lực thuỷ động đối với điểm O: MD≈ Py.lD. Theo sơ đồ của chúng ta MD= g.D.xG - T. lD.
Nh−ng ở đây lực đẩy của chong chóng T coi nh− ch−a đ−ợc biết. Trong lần gần đúng đầu tiên có thể cho tr−ớc hệ số chất l−ợng thuỷ động K vμ do đó T= g.D/K hoặc hoμn toμn có thể bỏ qua mô men lực đẩy của chong chóng vμ lúc đó MD≈ g.D.xG (2.17) Lúc nμy hệ số mô men các lực thuỷ động lực đ−ợc tính theo biểu thức mD= xG/B Sử dụng giá trị mD theo đồ thị H 2.7, a đối với tất cả các số FrD ta sẽ tìm đ−ợc λ vμ từ λ theo đồ thị H 2.7, b tính thông số CD/α. Sau khi tính hệ số tải trọng theo công thức g. D C C = ,va a = B B 1 C p v2 B 2 B 2 α Các giá trị λ, α vừa tính đ−ợc ch−a kể đến độ vát nên phải tính điều chỉnh. Ta có thể áp dụng công thức của I. P. Liu-bô-mi-rôv. ⎡ ⎤ 0,3 1 0,28 0,44 mD λβ = λ . []1− 0,29() sinβ .⎢ 1+ 1,35() sinβ . ⎥ (2.18) cos β ⎣⎢ FrB ⎦⎥ 0,15( sin β )0,8 1− 0,17λ .cos β αβ = α + 0,3 . (2.19) FrB λ.cos β trong đó λβ vμ αβ - độ dang t−ơng đối vμ góc tấn đối với đáy vát. Sau đó xác định RD=g.D.tgαβ, chiều dμi ngâm n−ớc l =λβ.B vμ diện tích 2 mặt −ớt S = λβ.B . Tính lực cản ma sát khi biết diện tích mặt −ớt thực hiện theo ph−ơng pháp thông th−ờng. Lực cản toμn phần đ−ợc tính R = Rl + RD vμ sau cùng có thể tính chiều chìm tại vách mút đuôi theo công thức
α .B t = β (2.20) λβ . l + λβ Tính toán thuỷ động lực của ca-nô l−ớt có nhảy bậc ở đáy lμ bμi toán khá phức tạp. Các tμi liệu về vấn đề nμy có thể tìm đ−ợc trong sách của A.I.Ma-t−-nôv “Tμu l−ớt”, M.Re-ti-zđat 1940. Các vấn đề chung của thuỷ động lực vμ các ph−ơng pháp thực tiễn tính tμu l−ớt nhiều thân vμ hai thân có thể đọc đ−ợc trong các sách khác. 2.5 Tính đi biển của tμu l−ớt Tính đi biển của tμu l−ớt theo nghĩa rộng của từ nμy lμ tập hợp các tính hμnh hải đảm bảo sự an toμn vμ thuận lợi trong sử dụng tμu ở các điều kiện khai thác cụ thể (tính nổi, tính ổn định, tính ăn lái, tính di động, tính không bị hắt n−ớc lên boong khi gặp sóng ). Nói hẹp hơn, tính đi biển của tμu lμ trạng thái của tμu khi chuyển động trên n−ớc có sóng. Tμu đ−ợc xem lμ có tính đi biển nếu nó có tính lắc êm, không bị chúi vμo n−ớc khi gặp sóng, đi êm trên sóng, ổn định trên tuyến vμ ổn định trên sóng theo. Tμu l−ớt lμ loại tμu có chế độ chuyển động nghiêm ngặt mμ tại đó cần phải giữ tỷ số của các kích th−ớc cơ bản không đổi khi l−ớt. Tμu l−ớt lμ loại tμu có tính đi biển kém vμ vấn đề cơ bản của sự phát triển công nghiệp đóng tμu hiện naylμ chế tạo đ−ợc tμu l−ớt có tính đi biển tốt mμ vẫn giữ đ−ợc chất l−ợng thuỷ động cao. Tiêu chuẩn cơ bản của tính đi biển đối với tμu l−ớt lμ ổn định khi chuyển động trên sóng vμ giá trị của các tải trọng đứng do va đập thân tμu với sóng. Khi ổn định chuyển động thể hiện ở các dạng khác nhau không mong muốn đối với tμu khi chuyển động vμ xuất hiện do nhiều nguyên nhân khác nhau thậm chí cả trong điều kiện sóng bé. Có hμng loạt yếu tố có ảnh h−ởng
đến sự mất ổn định chuyển động của tμu: vị trí trọng tâm theo chiều dμi vμ chiều cao; hình dáng thân tμu; tỷ số các kích th−ớc chủ yếu, mô men chúi gây ra do lực đẩy của thiết bị đẩy vμ mô men xoắn phản lực của nó; hình dáng vμ vị trí của bánh lái; tác dụng của các lực khí động học Cần phân biệt ổn định chuyển động của tμul−ớt trên tuyến vμ ổn định khi l−ớt. Mất ổn định chuyển động của tμu trên tuyến đ−ợc thể hiện ở hai dạng sau: - Đảo lái - hiện t−ợng tμu đi lệch h−ớng về phía trái hoặc phải so với h−ớng cho tr−ớc khi bánh lái đ−ợc đặt cố định ở mặt phẳng đối xứng. Điều nμy đòi hỏi phải bẻ lái liên tục vμ giảm tốc độ. - Bị quay đột ngột khi chuyển động: quay hoμn toμn 1800 với bán kính l−ợn vòng rất bé khi góc bẻ lái nhỏ. Hiện t−ợng nμy phụ thuộc rất nhiều vμo vị trí giữa trọng tâm vμ tâm lực cản của tμu l−ớt. Nếu tâm lực cản chung nằm phía tr−ớc trọng tâm thì sự mất ổn định chuyển động trên tuyến hoμn toμn có khả năng xảy ra. Đối với tμu l−ớt có nhảy bậc ở đáy (re-đan) vị trí t−ơng đối giữa trọng tâm vμ tâm lực cản chung ảnh h−ởng đến tính ổn định trên tuyến, đặc biệt khi re-đan ở phần mũi chịu tải trọng chủ yếu, còn tốc độ của tμu t−ơng đối bé. Trong truờng hợp nμy thμnh phần lực khí động đóng vai trò tiêu cực trong việc dịch chuyển tâm lực cản chung về phía tr−ớc. Lực khí động ở tốc độ cao có giá trị đáng kể, còn tâm đặt lực sẽ nằm ở khoảng 1/3 chiều dμi tμu. Mất ổn định l−ớt - còn gọi lμ ổn định dọc động lực của chuyển động thể hiện ở dạng nhảy bật trở lại hoặc tr−ợt. Hiện t−ợng lật trở lại - lμ chế độ chuyển động đặc biệt mμ tại đó tμu đ−ợc nâng không phải bằng các lực ổn định (không phụ thuộc vμo thời gian), mμ nhờ đó các lực xuất hiện khi tμu bị va đập vμo n−ớc theo ph−ơng chéo. ở chế độ nμy đáy tμun chỉ chạm n−ớc có tính chu kỳ.
Hiện t−ợng nhảy bật lại xuất hiện đối với các tμu có tải trọng riêng bé (CD< 0,02), chuyển động với tốc độ lớn trên mặt sóng. Khi đáy tμu gặp sóng diện tích bề mặt l−ớt tăng lên đột ngột, gây nên sự tăng đột ngột lực nâng vμ tμu bị nhảy khỏi mặt n−ớc. Tμu so bứt khỏi n−ớc vμ đáy đập vμo n−ớc tăng lên khi tốc độ tăng. Tải trọng va đập đứng trong tr−ờng hợp nμy có giá trị lớn vμ sự va đập của đáy với n−ớc nh− sự va đập trên mặt cứng. Lực va đập của đáy vμo n−ớc phụ thuộc vμo độ vát của tμu (độ vát cμng lớn thì sự va đập cμng yếu), tốc độ va đập (tỷ lệ thuận với bình ph−ơng tốc độ) vμ chiều cao sóng. Hiện t−ợng nhảy bật lại gây cảm giác khó chịu (có khi không chịu nổi) đối với những ng−ời ngồi trên tμu, lμm hỏng kết cấu vμ giảm tốc độ đến 50% vμ lớn hơn. Hiện t−ợng nhảy bật lại tại sóng t−ơng đối lớn vμ tốc độ cao lμ do chiều dμi bay tμu từ sóng đến sóng lớn vμ trong thời gian đó có khả năng xuất hiện nghiêng vμ chúi tμu vμ do vậy tại lần gặp sóng tiếp theo tμu có thể bị đổ ngang. Hiện t−ợng tr−ợt - chuyển động không ổn định của tμu l−ớt với độ lắc đều liên tục có tính chu kỳ xung quanh trục ngang, đôi khi với biên độ tăng dần. ở tr−ờng hợp sau cùng quá trình chuyển động không ổn định có thể đ−ợc kết thúc bằng sự cố lμ tμu bay về phía tr−ớc theo quỹ đạo đ−ờng đạn vμ cuối cùng mũi tμu sẽ bị chúi vμo n−ớc. Có thể giải thích hiện t−ợng phức tạp trên nh− sau: Hệ các lực vμ mô men lực tác dụng lên tμu khi tồn tại nhiều thông số liên quan lẫn nhau thực tế lμ không ổn định: sự thay đổi không lớn của một trong các thông số (thí dụ góc tấn α) ngay lập tức sẽ phá vỡ tỷ số lực vμ mô men trong các ph−ơng trình chuyển động vμ có thể gây ra sự dao động dọc có nghĩa lμ tr−ợt. Các công trình nghiên cứu lý thuyết vμ thí nghiệm cho phép xác định lμ hiện t−ợng tr−ợt có thể xảy ra ở các tr−ờng hợp sau:
- Dịch chuyển quá lớn trọng tâm về phía mũi. - Trọng tâm nắm quá thấp. - Mô men quán tính dọc của bề mặt l−ớt bé. - Mô men lực khí động lμm tμu chúi mũi. Hiện t−ợng tr−ợt xuất hiện tại vận tốc trung bình của tμu (khi FrD≤6) trong lúc đó hiện t−ợng nhảy bật lại đ−ợc bắt đầu tại số FrD cao hơn. Cần l−u ý lμ số lớn các sự cố đắm tμu xảy ra lμ do nguyên nhân mất ổn định động lực có nghĩa lμ do hiện t−ợng tr−ợt. Bắt đầu từ những năm 60 trong số các tμu đua đã xuất hiện các ca-nô, tμu l−ớt hai thân mμ ở đó tải trọng khí động đóng vai trò quan trọng. Đối với các tμu nμy đ−ợc đặc tr−ng bởi sự mất ổn định dọc ở dạng khác: tμu bị chúi đuôi vμ d−ới tác dụng của sự tăng đột ngột của lực thuỷ khí tμu sẽ bị lật qua mặt cắt phía đuôi. Sự lật ngang tμu khi quỹ đạo quay vòng lμ đ−ờng tròn hoặc khi nhảy bật lại do va đập giữa mạn vμ sóng lμ hiện t−ợng hiếm có. Khoảng 10% trong tổng số vụ tai nạn của các tμu thể thao vμ tμu đua lμ do tμu bị mất ổn định ngang. Một số các tμu l−ớt do không đủ ổn định ngang bị lắc từ mạn nμy sang mạn khác vμ do đó gây nên sự giảm tốc độ l−ớt vμ sự lo lắng cho ng−ời đi trên tμu. ổn định ngang khi chuyển động phụ thuộc vμo chiều rộng của bề mặt l−ớt, hình dáng mặt cắt ngang của đáy vμ vị trí trọng tâm theo chiều cao. Trên H 2.10, a trình bμy sơ đồ phân bố áp suất động lực theo chiều rộng tμu hoặc các dạng khác nhau của tiết diện ngang đáy tμu. Từ hình vẽ ta nhận thấy: - Mô men hồi phục động lực đ−ợc xác định MDL= PDL.l. - Bề mặt l−ớt dạng lồi-lõm có độ ổn định động lực lớn nhất.
Trên H 2.10, b trình bμy ảnh h−ởng của hình dáng re-đan đến trị số cánh tay đòn ổn định ngang động lực vμ ở re-đan hình nêm ng−ợc giá trị ổn định ngang ổn định sẽ lớn. ổn định ngang khi l−ợn vòng đối với tμu l−ớt thực tế hoμn toμn có thể xác định đ−ợc bằng tác dụng của các lực thuỷ động lực xuất hiện do hiện t−ợng dạt về phía ngoμi vòng l−ợn (H 2.11). Nên hợp lực của các lực thuỷ động (áp suất pháp vμ ma sát) ở cao hơn trọng tâm thì tμu l−ớt đi vμ0 phía trong vòng l−ợn vμ ng−ợc lại. Độ nghiêng về phía trong vòng l−ợn đặc tr−ng ổn định động lực tốt. Còn nghiêng ra ngoμi. ổn định lực xấu, vì rằng ở tr−ờng hợp sau lực cản dạt tăng lên vμ cùng với lực ly tâm tạo thμnh ngẫu lực lμm đổ tμu về phía ngoμi. Hình dáng thân tμu vμ vị trí trọng tâm theo chiều cao lμ yếu tố quyết định độ ổn định ngang động lực của tμu l−ớt khi l−ợn vòng. Tính cơ động (điều động) tμu l−ớt đ−ợc thực hiện một cách dễ dμng vμ an toμn trong tr−ờng hợp, nếu dạng đáy ở nửa phần đuôi của chiều dμi cho phép dao động ngang tự do về phía ngoμi vòng l−ợn còn trọng tâm nằm t−ơng đối thấp.
Ch−ơng III Thiết kế khối sơ bộ 3.1 Giới thiệu chung Thiết kế tμu lμ tổ hợp tất cả mọi tính toán lý thuyết, các loại bản vẽ vμ hồ sơ kỹ thuật khác mμ căn cứ vμ0 đó con tμu có thể đ−ợc đóng với chất l−ợng đã đ−ợc xác định. Việc thiết kế cần đ−ợc tiến hμnh trên cơ sở tuân thủ các yêu cầu đã đ−ợc nêu ra trong nhiệm vụ kỹ thuật cho thiết kế. Tổ chức thiết kế sẽ nhận đ−ợc các yêu cầu nμy từ phía ng−ời đặt hμng. Trong nhiệm vụ kỹ thuật cần nêu rõ công dụng vμ vùng bơi lội của tμu, điều kiện bơi lội theo thời tiết, tốc độ hoặc công suất máy, hoặc loại động cơ, số thuyền viên vμ hμnh khách, l−ợng hμng hoá, tầm xa bơi lội hoặc dự trữ nhiên liệu, vật liệu chế tạo thân tμu, số l−ợng tμu sẽ đ−ợc đóng vμ những yêu cầu đặc biệt khác. Ph−ơng pháp thiết kế tμu l−ớt sẽ phụ thuộc rất nhiều vμo sự có mặt các số liệu thống kê, các tμu mẫu thu thập đ−ợc, vμo khả năng của ng−ời thiết kế, vμo khả năng tiến hμnh các thí nghiệm cần thiết. Trên cơ sở thực tế thế giới về việc đóng mới, khai thác các loại tμu l−ớt cũng nh− các kết quả của các công trình nghiên cứu lý thuyết vμ thực nghệm trong lĩnh vực nμy sẽ cho phép đ−a ra một số lời khuyên cần thiết. Nghiên cứu thiết kế khởi thả0 vμ thiết kế sơ bộ lμ giai đoạn có ý nghĩa quan trọng nhất trong quá trình thiết kế tμu thuỷ nói chung vμ tμu l−ớt nói riêng, vì giai đoạn nμy sẽ giải quyết các vấn đề có tính chất nguyên tắc của việc lựa chọn các thông số chủ yếu cho tμu thiết kế. Trình tự xác định các thông số chính cho tμu cần đ−ợc xây dựng nh− thế nμo đó để với số lần gần đúng tối thiểu ng−ời thiết kế có thể đã nhận đ−ợc những kết quả khả quan thoả mãn các yêu cầu cơ bản của ng−ời đặt hμng.
Khi thiết kế các tμu du lịch, tμu chở khách vμ các loại tμu khác mμ ở đó việc lựa chọn các thông số chủ yếu tr−ớc hết đ−ợc xác định theo các yêu cầu bố trí hμnh khách, hμng hoá vμ trang thiết bị chuyên dụng, đặc biệt khi động cơ đã cho tr−ớc thì trình tự d−ới đây sẽ đ−ợc áp dụng ở giai đoạn thiết kế ban đầu. 1. Lựa chọn kiểu kiến trúc vμ kết cấu thân tμu, sơ bộ bố trí chung vμ xác định các kích th−ớc tối thiểu ( L, B, H) từ các điều kiện bố trí, phân tích để lựa chọn các tỷ số kích th−ớc chủ yếu L/B, L/H, B/H. 2. Căn cứ vμo các giá trị thống kê trung bình để xác định sơ bộ đơn vị trọng l−ợng vỏ pv ( pv = pv LBH). 3. Xác định tải trọng chung của tμu, l−ợng chiếm n−ớc, vị trí tâm nổi theo chiều dμi. 4. Căn cứ vμo l−ợng chiếm n−ớc đã tìm đ−ợc vμ công suất máy đã cho, nhờ sử dụng đồ thị (ví dụ D/N = f(v)), các công thức gần đúng mμ tốc độ tμu sẽ đ−ợc xác định. 5. Căn cứ vμo giá trị tốc độ đã biết có tính đến các yêu cầu hμnh hải, cũng nh− phụ thuộc vμo vật liệu chế tạo để lựa chọn hợp lý hình dáng vỏ bao thân tμu. 6. Xây dựng sơ bộ bản vẽ lý thuyết vμ tiến hμnh tính toán các yếu tố tính nổi vμ ổn định dọc đối với đ−ờng n−ớc nằm ngang vμ đ−ờng n−ớc chúi. Nhờ kết quả tính toán nμy vị trí đ−ờng n−ớc tĩnh sẽ đ−ợc xác định. Nếu nh− kết quả nhận đ−ợc không thoả mãn (độ chúi quá lớn, tỷ số B/T v−ợt quá giới hạn cho phép ) cần phải xem xét lại tải trọng, thay đổi trọng tâm hoặc hình dáng vỏ bao, cuối cùng, có thể phải thay đổi cả các kích th−ớc chính (L, B). 7. Khi thoả mãn các mục 3 vμ 6 các thông số chủ yếu của tμu sẽ đ−ợc chính xác hoá vμ từ đó cần tiến hμnh tính toán các yếu tố thuỷ động, thiết bị
đẩy, các đặc tr−ng vận hμnh chủ yếu, các yếu tố chất l−ợng thuỷ động đối với các chế độ tốc độ khác nhau. Nếu tất cả mọi công việc từ 1-7 đã đ−ợc hoμn thμnh với kết quả tốt thoả mãn các yêu cầu kỹ thuật đã đ−ợc đặt ra giai đoạn thiết kế khởi thảo coi nh− đã đ−ợc kết thúc. Giai đoạn tiếp theo ( thiết kế sơ bộ) sẽ đ−ợc tiến hμnh theo trình tự gần đúng nh− giai đoạn tr−ớc nh−ng với mức độ chi tiết hơn đối với ph−ơng án bố trí chung kết hợp với ph−ơng án kết cấu vμ bố trí buồng máy. Giai đoạn nμy cho phép tính toán chính xác tải trọng vμ trọng tâm tμu. Cần xây dựng một vμi ph−ơng án tuyến hình có áp dụng kết quả thử nghiệm mô hình ở bể thử. Ngoμi ra, cần xây dựng quy trình công nghệ vμ tiến hμnh tính toán sơ bộ hiệu quả kinh tế của tμu. Sau khi có sự thoả thuận của phía đặt hμng nhóm thiết kế tiến tới giai đoạn hoμn thiện – thiết kế kỹ thuật vμ thiết kế thi công. Thực tế, quá trình thiết kế tμu l−ớt cũng có thể đ−ợc tiến hμnh theo trình tự khác. Ví dụ: 1- Theo tải trọng hữu ích đã biết ( thuyền viên, hμnh khách, hμng hoá, nhiên liệu, dầu mỡ, thiết bị phụ tùng) thông qua hệ số lợi dụng trọng l−ợng chiếm n−ớc theo trọng tải ηD hoặc hệ số lợi dụng l−ợng chiếm n−ớc theo trọng l−ợng hμng hoá η, l−ợng chiếm n−ớc toμn bộ của tμu sẽ đ−ợc xác định D=Pn/ηD, hoặc D=Phh/η với Pn-trọng tải của tμu; Phh-trọng l−ợng hμng hoá. 2- Theo hệ số tải trọng CB ta xác định chiều rộng thân tμu phụ thuộc vμ0 tốc độ đã cho. 3- Theo giá trị các tỷ số L/B đã đ−ợc lựa chọn có tính đến tốc độ của tμu ta sẽ xác định đ−ợc chiều dμi L=(L/B)B. 4- Theo các giá trị đã nhận đ−ợc của L vμ B xây dựng sơ bộ bố trí chung vμ có thể xác định gần đúng trọng tâm cho tμu.
5- Tiến hμnh tính toán các yếu tố thủy động vμ xác định công suất cần thiết của động cơ để đảm bảo tốc độ yêu cầu của tầu. 6- Chọn động cơ, chính xác hoá sơ đồ bố trí chung, khối l−ợng, trọng tâm vμ các kích th−ớc chủ yếu. 7- Xây dựng bản vẽ tuyến hình lý thuyết ( cho một vμi ph−ơng án), tiến hμnh thử nghiệm mô hình mμ các kết quả của chúng sẽ cho phép lμm chính xác các thông số chủ yếu của tμu thiết kế trong giai đ0ạn thiết kế sơ bộ. Nếu nh− không thể tiến hμnh đ−ợc việc thử nghiệm mô hình ở bể thử ta cần phải tính toán các yếu tố thuỷ động lặp lại. Hai sơ đồ nêu trên cũng nh− một số sơ đồ bất kỳ khác về trình tự thiết kế tμu l−ớt đều có thể cho kết quả thoả đáng, nếu ng−ời thiết kế biết sử dụng đúng đắn các số liệu thống kê, những chỉ dẫn cần thiết vμ các biểu thức giải tích. Nh− đã chỉ ra ở hai sơ đồ trên, l−ợng chiếm n−ớc vμ toạ độ trọng tâm đóng vai trò rất quan trọng đối với việc xác định các thông số chủ yếu của tμu l−ớt. Bởi vậy, ở giai đoạn thiết kế ban đầu cần cố gắng xác định chính xác trọng l−ợng vμ vị trí trọng tâm tμu. Một trong những đặc điểm thiết kế tμu l−ớt lμ sự tuân thủ một cách nghiêm ngặt việc tính toán trọng l−ợng tμu thiết kế. Hình dáng thân tμu tỏ ra có ảnh h−ởng quyết định đến tính vận hμnh, tính ổn định chuyển động vμ chất l−ợng hμnh hải, bởi vậy, cần lựa chọn thật hợp lý vμ đúng đắn hình dáng thân tμu, đồng thời cần tiến hμnh nghiên cứu nó một cách thật chi tiết. Phải thừa nhận rằng, sự vi phạm không chỉ có tính nguyên tắc mμ cả sự thay đổi không đáng kể hình dáng thân tμu cũng có thể ảnh h−ởng lớn đến chất l−ợng thuỷ động, tính ổn định, tính đi biển. Khi thiết kế tμu l−ớt với tốc độ cao ( ≥ 50 hl/h ng−ời thiết kế phải đặc biệt quan tâm đến việc phân tích, lựa chọn vμ thiết kế hình dáng thân tμu). Tính chất phức tạp của quá trình thiết kế tμu l−ớt lμ ở chỗ th−ờng buộc phải dung hoμ một số −u nh−ợc điểm họăc trong những điều kiện cụ thể buộc
chấp nhận một số −u tiên chủ yếu nμo đó xuất phát từ yêu cầu của ng−ời đặt hμng vμ từ những đòi hỏi khắt khe về tính năng đi biển của tμu. 3.2 Xác định trọng l−ợng của tμu Trọng l−ợng toμn bộ của tμu l−ớt trong giai đoạn thiết kế ban đầu sẽ đ−ợc xác định nh− tμu có l−ợng chiếm n−ớc vμ đ−ợc biểu diễn d−ới dạng tổng của các trọng l−ợng thμnh phần. D=Pv+Pm+Pnl+Phk+Phh+PTV+PèD (3.1) ở đây Pv-trọng l−ợng thân tμu kể cả trang thiết bị vμ hệ thống; Pm-trọng l−ợng của thiết bị năng l−ợng. Pnl-trọng l−ợng nhiên liệu dự trữ; Phk, Phh-trọng l−ợng hμnh khách vμ hμng hoá; Ptv-trọng l−ợng thuyền viên vμ trang thiết bị thuyền viên; PèD-trọng l−ợng dự trữ l−ợng chiếm n−ớc. Trọng l−ợng hμnh khách đ−ợc xác định theo công thức sau; Phk=100nhk. Trong đó 100-trọng l−ợng tính toán của 1 hμnh khách, kg; nhk-số l−ợng hμnh khách. Trọng l−ợng hμng hóa hầu nh− đã cho trong nhiệm vụ th− thiết kế. Trọng l−ợng nhiên liệu có thể đ−ợc xác định sơ bộ phụ thuộc vμo tầm xa bơi lội vμ suất tiêu hao nhiên liệu theo biểu thức sau: L P = PR PN. (3.2) nl v m ở đây LPR- chiều dμi hμnh trình, hl; N- công suất khai thác của động cơ, kw; v- tốc độ khai thác, hl/h; Pnl- suất tiêu hao nhiên liệu, kg/kw.h. Trọng l−ợng thiết bị năng l−ợng Pm đ−ợc tính theo công thức sau: Pm= Pmc+ Plr (3.3) Trong đó Pmc- trọng l−ợng máy chính, kg; Plr- trọng l−ợng thiết bị lắp ráp, kg.
Nếu nh− động cơ đã cho biết trong nhiệm vụ th− thì trọng l−ợng của nó sẽ đ−ợc lấy theo hồ sơ đặc tr−ng kỹ thuật, còn trọng l−ợng trang thiết bị lắp ráp (bao gồm trục chong chóng hoặc chân vịt, ăc-quy khởi động, hệ thống ống ) có thể đ−ợc lấy theo tμu mẫu. Trọng l−ợng của thiết bị lắp ráp sẽ phụ thuộc vμo công suất của động cơ, tần số quay, sơ đồ bố trí động cơ (ở phía đuôi hoặc giữa tμu) sơ đồ truyền động (có hộp số hoặc không có hộp số). Việc đánh giá sơ bộ trọng l−ợng thân tμu có thể đ−ợc tính toán theo trọng l−ợng đơn vị pv. Số liệu thống kê của những tμu l−ớt đã đ−ợc đóng vμ khai thác đã chỉ ra rằng, yếu tố quyết định có ảnh h−ởng đến độ lớn của đại l−ợng pv lμ vật liệu đóng tμu, kiểu hình dáng thân tμu, kiểu kiến trúc, vùng khai thác. Trong giai đoạn thiết kế ban đầu ta có thể tham khảo các số liệu thống kê sau đây để tính toán trọng l−ợng vỏ tμu (theo mô-đuyn thể tích Pk/LBH, kg/m3): - Ca-nô chạy biển, xuồng có kết cấu vỏ thép 110 - 140 - Ca-nô đua có kết cấu re-đan vμ thân tμu đ−ợc chế tạo từ gỗ hoặc hợp kim nhôm 35 - 45 - Tμu l−ớt có kết cấu 3 re-đan vμ thân tμu đ−ợc chế tạo từ gỗ hoặc hợp kim 22 - 26 - Ca-nô với hình dáng chữ V nhọn có kết cấu bằng gỗ vμ hợp kim nhôm 9 - 12 - Ca-nô không có kết cấu kiểu re-đan, thuyền thể thao nội địa với kết cấu bằng gỗ vμ hợp kim nhôm 20 - 30 - Xuồng dạo chơi, ca-nô dịch vụ tuần tiễu có kết cấu bằng gỗ hoặc bằng nhựa 25 - 45 - Xuồng ba thân đ−ợc chế tạo từ sợi thuỷ tinh 35 - 45 - Ca-nô du lịch có kiến trúc buồng ở chạy sông 35 - 50
chạy hồ 45 - 60 3.3 Trọng tâm tμu Vị trí trọng tâm tμu, nh− đã đ−ợc nêu ở trên, tỏ ra có ảnh h−ởng lớn đến chất l−ợng thuỷ động vμ tính ổn định chuyển động của tμu l−ớt. Đối với ca-nô có kết cấu re-đan vị trí trọng tâm cần nằm sau re-đan mũi. Vị trí trọng tâm tối −u nhất có thể đ−ợc tính theo mối quan hệ sau xG= (0,20ữ0,25)lP trong đó lP-khoảng cách re-đan mũi tính từ sống đuôi (vách ngang mút đuôi). Đối với ca-nô không có kết cấu re-đan vμ xuồng l−ớt xG=(0,36ữ0,41)L trong đó xG- khoảng cách trọng tâm của tμu tính từ sống đuôi; L - chiều dμi nhỏ tính toán ở chế độ bơi. Cần phải nhận thấy rằng, cao độ trọng tâm của tμu cũng có ảnh h−ởng đến độ chúi của tμu vμ do đó có ảnh h−ởng đến chất l−ợng thuỷ động của tμu. 3.4 Lựa chọn các kích th−ớc chủ yếu vμ các tỷ số giữa chúng Các kích th−ớc của tμu thiết kế tr−ớc hết cần đảm bảo diện tích vμ không gian cần thiết để bố trí hμnh khách, hμng hoá, nhiên liệu, thiết bị năng l−ợng, trang thiết bị vμ các thμnh phần dự trữ khác. Chúng cần có giá trị tối thiểu, vì rằng trọng l−ợng tμu, giá thμnh đóng mới có quan hệ trực tiếp với các kích th−ớc chủ yếu. Các kích th−ớc chủ yếu của tμu cũng cần phải thoả mãn giới hạn của các tỷ số giữa chúng nhằm đảm bảo các chỉ tiêu hμnh hải vμ khai thác. Ng−ời thiết kế th−ờng thừa nhận chiều dμi tμu thiết kế mμ nó đ−ợc xác định từ điều kiện bố trí chung lμ kích th−ớc chính. Tuy nhiên, đôi khi ng−ời ta cũng thừa nhận cả chiều rộng của tμu mμ nó đ−ợc xác định từ điều kiện hệ số tải trọng CD lμ kích th−ớc chủ yếu. Nhờ xác định đ−ợc các kích th−ớc chính (L hoặc B), thông qua tỷ số kích th−ớc chính L/B, B/T vμ L/H ta có thể dễ dμng nhận đ−ợc các kích th−ớc còn lại.
Tỷ số L/B, chiều rộng tμu. Trên H 3.1 đã chỉ ra mối quan hệ của tỷ số L/B với chiều dμi tμu đối với các nhóm tμu l−ớt khác. Từ hình vẽ ta nhận thấy rõ tính quy luật của sự tăng giá trị L/B với sự tăng chiều dμi tμu. Đối với giá trị thống kê trung bình, quy luật nμy đ−ợc biểu diễn theo công thức thực nghiệm L =1,45LL − 0,002 2 (3.4) B Đối với các nhóm tμu cỡ nhỏ mối quan hệ L/B = f(L) đ−ợc biểu diễn chính xác hơn theo công thức khác L/B = (0,1L+2,3)±0,25 (3.5) Trong các điều kiện cụ thể ng−ời thiết kế cần tính toán tốc độ, tính đi biển, hình dáng tμu, trọng tâm của chúng. Đối với ca-nô có kết cấu re-đan phụ thuộc vμ0 tốc độ mμ tỷ số L/B sẽ đuợc xác định nh− sau: ≈11 m/s L/B ≤ 3 11ữ16 m/s L/B = 3-4 17ữ28 m/s L/B ≥ 4 Lựa chọn tỷ số L/B thực chất lμ lựa chọn chiều rộng của tμu thiết kế, đại l−ợng nμy có ảnh h−ởng đáng kể đến chất l−ợng tμu l−ớt. Về mặt lý thuyết, chiều rộng của tμu cμng lớn chất l−ợng thuỷ động K cμng cao. Tuy nhiên, điều nμy đúng chỉ trong điều kiện trọng tâm của tμu ở trạng thái n−ớc tĩnh đ−ợc xác định đúng vμ chỉ ở một giá trị xác định của đại l−ợng hệ số tải trọng động CD. Sự tăng một cách quá mức chiều rộng của tμu sẽ dẫn tới sự giảm hệ số CD vμ do vậy lμm ảnh h−ởng đến tính ổn định h−ớng khi chuyển động. Trong tr−ờng hợp nμy lực cản của tμu sẽ tăng còn chất l−ợng thuỷ động sẽ bị giảm. Khi chiều rộng của diện tích mặt l−ớt vừa đủ lớn ta sẽ dễ dμng thực hiện việc cân bằng tμu vμ dễ dμng đảm bảo chuyển động ổn định
của tμu vμ cuối cùng tμu sẽ có chất l−ợng thuỷ động cao hơn so với tr−ờng hợp tμu có chiều rộng lớn. Giảm chiều rộng quá mức cũng có thể lμm ảnh h−ởng xấu đến ổn định ban đầu vμ ổn định ngang động cũng nh− lμm cho tμu khó đạt đến chế độ l−ớt (vì lμm xuất hiện “b−ới” trên đ−ờng cong sức cản. Tuy nhiên trong tr−ờng hợp nμy lại cải thiện đ−ợc tính ổn định dọc vμ nâng cao đ−ợc chất l−ợng hμnh hải nhờ giảm đ−ợc một phần tải trọng động do sự va đập của thân tμu vμo sóng. Chiều rộng có lợi nhất của tμu thiết kế có thể đ−ợc lựa chọn theo đồ thị trên H 3.2. Giả thiết rằng chiều rộng B= 1m thoả mãn điều kiện bố trí động cơ, hμnh khách, hμng hoá. Trong tr−ờng hợp nμy cần so sánh nó với chiều rộng tối thiểu cho phép từ điều kiện ổn định ngang (B ≥ Bmin). Giá trị tối thiểu của chiều rộng xuất phát từ điều kiện ổn định đ−ợc xác định sơ bộ theo công thức ⎡47D ⎤ 0 Bmin = + 0,465− 0,01β (3.6) ⎣⎢ 105 ⎦⎥ ở đây D- l−ợng chiếm n−ớc toμn bộ, kg; β0- góc nghiêng mép ngoμi của đáy. Vậy trong tr−ờng hợp trên ⎡47.1000 ⎤ 0 Bmin = + 0,465− 0,01β = 0,47 + 0,465 − 0,01.5 = 0,885m ⎣⎢ 105 ⎦⎥ Nh− vậy, chiều rộng B =1>BOPT, có nghĩa lμ nó thoả mãn điều kiện ổn định. Nếu chiều rộng B =1 không thoả mãn ta cần thay đổi nó đến giá trị cần thiết vμ sau đó cần tiến hμnh kiểm tra ổn định, tính toán các yếu tố thuỷ
động, xác định chất l−ợng thuỷ động. Có thể tiến hμnh kiểm tra ổn định ở chế độ l−ớt của tμu theo công thức sau: 0,628D X /B = 0,017 P+ 0,85, F = (3.7) G B 2.β 0 lμ hệ số Stolx Nếu nh− trọng tâm t−ơng đối thực tế (XG/B) lớn hơn giá trị tính theo công thức (3.7) tμu coi nh− đảm bảo ổn định ở chế độ l−ớt vμ ng−ợc lại. Nhờ sử dụng hệ số Stolx trong các ph−ơng án tính toán mμ ta có thể tin rằng chế độ ổn định l−ớt của tμu luôn luôn đảm bảo khi XG/B ≥ 1,25. Chỉ tiêu nμy th−ờng đ−ợc lựa chọn khi xác định chiều rộng vμ trọng tâm tμu thiết kế. Nh− vậy, chiều rộng tối −u của tμu có thể đ−ợc chọn theo trình tự sau đây: Sau khi xác định sơ bộ các yếu tố kích th−ớc chính, l−ợng chiếm n−ớc vμ trọng tâm tμu cần thực hiện những b−ớc tiếp theo: Lấy 3 giá trị của chiều rộng-giá trị chính nhận đ−ợc trong giai đoạn gần đúng ban đầu, vμ 2 giá trị biên sẽ khai thác so với giá trị trên xấp xỉ 30%. ứng với mỗi chiều rộng ta tiến hμnh tính toán không d−ới 3 ph−ơng án toạ độ trọng tâm: Tiến hμnh tính toán các yếu tố thuỷ động( khi D=const, v= const) cho tất cả các ph−ơng án chiều rộng vμ trọng tâm; Xây dựng đ−ờng cong K=f(XG/B) vμ đ−ờng cong giá trị cực đại của hệ số K( Xem hình 3.3.a-đ−ờng cong 1). Điểm cắt nhau của đ−ờng cong giá trị cực đại K với đ−ờng thẳng đứng đi qua trọng tâm t−ơng đối XG/B=1,25 sẽ xác định giá trị cực đại của chất l−ợng thuỷ động. Xây dựng đồ thị cho sự thay đổi hiện t−ợng thuỷ động vμ góc tần phụ thuộc vμo chiều rộng( xem hình 3.3.b). Điểm giao nhau của đ−ờng cong K=f(XG/B) với đ−ờng thẳng nằm ngang ứng với chất l−ợng thuỷ động cực đại khi B= sẽ cho phép xác
định giá trị tối −u của B: Điểm cắt của đ−ờng cong K so với đ−ờng thẳng đứng đi qua điểm ứng với giá trị tối −u của B sẽ cho phép xác định giá trị tối −u của góc tần α. T−ơng ứng với l−ợng chiếm n−ớc. Tốc độ trọng tâm XG=1.25 vμ chiều rộng tối −u đã biết. Nếu giá trị BOPI không thoả mãn điều kiện bố trí vμ ổn định thì cần phải tăng chiều rộng đạt đến tốc độ lớn cần thiết. Tỷ số B/T, hệ số béo chung. Đối với tμu l−ớt ảnh h−ởng của tỷ số B/T đến độ lớn của sức cản d− chỉ ở giai đoạn đầu của chuyển động( ở chế độ bơi vμ chế độ chuyển động) vμ đến độ dμi của thời gian tăng tốc. Chỉ số B/T cμng lớn thì tμu sẽ cμng nhanh chóng đạt đến chế độ l−ớt khi tất cả các điều kiện khác lμ nh− nhau mặc dù trong tr−ờng hợp nμy chất l−ợng hμng hải sẽ bị kém đi. Đối với các tμu đã đóng tỷ số B/T=4-10. Giá trị lớn của tỷ số nμy sẽ phù hợp với các tμu l−ớt chạy sông. Còn giá trị bé sẽ phù hợp với các tμu chạy hồ vμ chạy biển. Tuy nhiên trong thực tế có thể gặp một số tr−ờng hợp tμu sông có giá trị của tỷ số trên thấp hơn tμu biển. D−ới đây sẽ giới thiệu một vμi số liệu thống kê về giá trị trung bình của tỷ số B/T đối với các loại tμu đã đóng. Tμu l−ớt 3 thân, tμu l−ớt chạy biển, chạy hồ 9,5-10,5. Ca nô l−ớt không có kết cấu re-đan, thuyền l−ớt có Công dụng khác nhau 7,5-8,5. Ca nô đua có kết cấu re-đan 6-7. Ca nô đua thể thao chạy biển 5-5,5. Ca nô l−ớt chở khách chạy biển 4,5-5,0. Các kích th−ớc chính vμ l−ợng chiếm n−ớc của tμu ở chế độ bơi có liên hệ chặt chẽ với ph−ơng trình lực nổi mμ từ đó khi L.B vμ δ đã đ−ợc cho tr−ớc thì có thể xác định chiều chìm T, vμ ng−ợc lại. Khi cho biết tỷ số B/T ta sẽ
xác định đ−ợc T = B:(B/T) vμ sau đó từ ph−ơng trình lực nổi hệ số béo chung δ sẽ đ−ợc xác định. Hệ số nμy đối với tμu l−ớt thực tế không phải lμ thông số đặc tr−ng vμ cũng không mang ý nghĩa quan trọng nh− đối với tμu có l−ợng chiếm n−ớc thông th−ờng vμ bởi vậy, nó sẽ không đ−ợc xem xét trong các công trình nghiên cứu lý thuyết. Khi khảo sát các số liệu thống kê ta nhận thấy rằng, giá trị δ giao động trong phạm vi khá rộng từ 0,300 - 0,600. Đối với các ca nô l−ớt chở khách chạy biển giá trị trung bình của hệ số nμy sẽ lμ 0,360 - 0,370: Đối với các ca- nô l−ớt - đua chạy biển-0,420-0,430; Đối với ca-nô có kết cấu re-đan 0,470- 0,480. Giữa các đại l−ợng δ vμ tỷ số B/T th−ờng tồn tại mối quan hệ sau: δ=0,28 Hình 3.3 Ví dụ lựa chọn chiều rộng tối −u của ca-nô l−ớt: a- biểu đồ thay đổi chất l−ợng thuỷ động góc tân với B vμ XG khác nhau: b-đồ thị xác định chiều rộng tối −u. l-đ−ờng cong chất l−ợng thuỷ động cực đại phụ thuộc vμ0 XG/B: 2- đ−ờng cong các giá trị cực đại của hệ số K phụ thuộc vμ0 B K: α: D- 1000kg: v= 12,5m/s. Tỷ số L/H, chiều cao mạn. Tỷ số L/H đặc tr−ng cho độ bền chung thân tμu. So với tμu cỡ lớn có l−ợng chiếm n−ớc thông th−ờng, các tμu l−ớt có tỷ số L/H nhỏ vμ B/T = 12,6(δ + 0,234) (3.9) th−ờng nằm trong giới hạn từ 5,5ữ11,0. Để lựa chọn tỷ số nμy ta có thể sử dụng mối quan hệ sau đây trên cơ sở các số liệu thống kê:
L/H = 2/3L + a (3.10) ở đây L- chiều dμi tμu, m; a - đại l−ợng mμ sự thay đổi của nó sẽ đặc tr−ng cho giới hạn thực tế của tỷ số L/H khi chiều dμi đã biết. Trị số a Ca-nô l−ớt chạy sông vμ chạy hồ, thuyền l−ớt có công dụng khác nhau với chiều dμi từ 3 - 8m 3 - 6 Ca-nô l−ớt chạy biển có kết cấu boong hở vμ không có buồng ở, với chiều dμi 8 -12m 2 - 3,5 Tμu l−ớt chạy biển chở khách có kết cấu th−ợng tầng với chiều dμi từ 11 - 17m 1- 0,5 Các giá trị của đại l−ợng a đ−ợc nêu ra ở bảng trên chỉ ra rằng đối với các tμu hiện có, đặc biệt đối với các tμu chạy sông vμ chạy hồ tỷ số L/H dao động trong phạm vi rộng. Khi sử dụng các số liệu thống kê đ−ợc nêu ra ở trên ta cần tính đến các đặc điểm sau: Giảm chiều cao mạn (tăng tỷ số L/H) sẽ lμm giảm dự trữ lực nổi, tăng sự hắt n−ớc lên tμu khi có gió ng−ợc, giảm dung tích, lμm xấu đi điều kiện đảm bảo độ bền chung cho tμu. Tuy nhiên, trong tr−ờng hợp nμy cao độ trọng tâm của tμu, khối l−ợng tμu vμ diện tích mặt hứng gió sẽ đ−ợc giảm. Những yếu tố nμy lại có ảnh h−ởng tốt cho tính ổn định, tính quay trở vμ cho cả tốc độ. Tăng chiều cao mạn (giảm tỷ số L/H), ng−ợc lại sẽ lμm tăng dự trữ lực nổi, dung tích vμ độ bền chung cho tμu nh−ng lại lμm xấu đi tính quay trở vμ tốc độ. Nh− vậy, trong mỗi tr−ờng hợp cụ thể việc lựa chọn chiều cao mạn cần phải xuất phát từ nhũng yêu cầu chủ yếu phụ thuộc vμo kiểu vμ công dụng của tμu. Đối với ca-nô du lịch chạy biển th−ờng −u tiên cho dung tích, mức độ an toμn khi tμu hoạt động, còn đối với tμu l−ớt đua thể thao chạy sông ta
có thể lấy giá trị tối thiểu của hai đại l−ợng nêu trên. Sự giảm khối l−ợng thân tμu vμ sức cản không khí trong tr−ờng hợp nμy tỏ ra có ảnh h−ởng đáng kể đến tốc độ cực đại. Các yêu cầu về kiến trúc thẩm mỹ cũng đóng vai trò lớn trong việc lựa chọn chiều cao mạn cho tμu thiết kế. 3.5 Xác định gần đúng tốc độ tμu l−ớt vμ công suất cần thiết cho động cơ Trong nhiệm vụ th− thiết kế th−ờng cho biết tr−ớc hoặc công suất động cơ (động cơ đã cho), hoặc tốc độ của tμu. Trong tr−ờng hợp thứ nhất, cần thiết kế sao cho tμu sẽ đạt đ−ợc tốc độ tối đa, còn trong tr−ờng hợp thứ hai, công suất sẽ phải tối thiểu mμ tμu vẫn đạt đ−ợc tốc độ yêu cầu. Trong mọi tr−ờng hợp, ở giai đoạn thiết kế ban đầu khi các kích th−ớc chính vμ l−ợng chiếm n−ớc đã đ−ợc tìm ra cần phải xác định công suất yêu cầu hoặc tốc độ tối đa có thể đạt đ−ợc. Để đạt đ−ợc mục đích nμy có thể sử dụng các đồ thị khác nhau đ−ợc xây dựng theo các số liệu thống kê hoặc các công thức thực nghiệm vμ bán thực nghiệm gần đúng. Trên H 3.4 đã chỉ ra rằng tμu l−ớt rất nhạy cảm với tải trọng riêng (p = D/N, kg/kw). Thực tế đã chỉ ra rằng, khi p ≥ 40 kg/kw tμu khó có thể đạt đ−ợc chế độ l−ớt. Có thể coi p=34 kg/kw lμ tải trọng riêng giới hạn, còn để đạt đ−ợc tốc độ cao (v ≥ 17m/s) thì đại l−ợng nμy không cần v−ợt quá từ (14ữ16) kg/kw. Đối với những tμu đua đã từng đạt kỷ lục thì tải trọng riêng p<1 kg/kw. Theo đồ thị v = f(p) ta có thể dễ dμng xác định đ−ợc tốc độ cực đại có thể nêu đã biết l−ợng chiếm n−ớc vμ công suất hoặc công suất cần thiết tối thiểu ứng với tốc độ vμ l−ợng chiếm n−ớc đã biết.
Đ−ờng cong 2 trên H 3.4 t−ơng ứng với các kết quả cao nhất của những tμu đã đ−ợc đóng vμ khai thác có thể đ−ợc sử dụng khi xác định tốc độ tối đa với các ca-nô có kết cấu re-đan. Việc đánh giá sơ bộ tốc độ (hoặc công suất yêu cầu) có thể đ−ợc tiến hμnh theo mối quan hệ N= f(v) vμ Kη = f(FrD) (3.11) Nếu lực cản đ−ợc biểu diễn d−ới dạng R = g.D/K (ở đây D - khối l−ợng tμu, kg; g- gia tốc trọng tr−ờng, m/s2; K- chất l−ợng thuỷ động), thì công suất cần thiết sẽ đ−ợc tính theo công thức sau: g D v N = (3.12) 103 .K .η Từ đó g D v K.η = (3.13) 103 N Tích số chất l−ợng thuỷ động với hệ số η có tính đến hiệu suất có ích của động cơ cũng nh− ảnh h−ởng của thân tμu vμ phần nhô lμ đại l−ợng khá ổn định. Mối quan hệ của tích số K.η = f(FrD) đ−ợc giới thiệu trên H 3.5. Nhờ đồ thị nμy mμ bμi toán xác định tốc độ của tμu thiết kế sẽ đ−ợc giải bằng cách sau: Giả thiết một vμi giá trị của tốc độ (không ít hơn 3) bao hμm cả phạm vi tốc độ có thể đạt đ−ợc; Theo công thức (3.13) sẽ tính đ−ợc tích số K. η vμ số FrD ứng với mỗi tốc độ đã đ−ợc giả thiết; Trên đồ thị H 3.5 ta xây dựng đ−ờng cong tính toán K.η =f(FrD). Điểm giao nhau của đ−ờng cong thống kê vμ đ−ờng cong tính toán K.η =f(FrD) sẽ lμ giá trị tốc độ của tμu thiết kế. Để đánh giá sơ bộ tốc độ tμu l−ớt ta cũng có thể sử dụng cả những công thức gần đúng. Khi sử dụng tμu mẫu khác với tμu thiết kế chỉ công suất ta có thể xác định đ−ợc tốc độ tμu bằng công thức tính chuyển sau đây:
Khi FrD= 2,5- 3,0 2 v2 = v1(N2 / N1) (3.14) Khi FrD≥4,0 3 v2 = v1(N2 / N1) (3.15) Trong đó v1, N1, v2, N2 - tốc độ vμ công suất t−ơng ứng của tμu mẫu vμ tμu thiết kế. Đối với tr−ờng hợp khi FrD= 2,5-3,0 công thức tính chuyển (3.14) chỉ cho kết quả hợp lý nếu sự sai khác về công suất trong giới hạn từ 15 - 20%. Tại chế độ l−ớt thuần tuý (FrD≥4,0) công thức (3.15) sẽ đ−ợc áp dụng cả khi có sự sai khác lớn về công suất giữa tμu mẫu vμ tμu thiết kế.
Ch−ơng IV Thiết kế các yếu tố Hình dáng thân tμu l−ớt 4.1 Tμu l−ớt có dạng hông vát nhọn không nhảy bậc (không có kết cấu re-đan) Dạng đáy phần giữa Các tμu l−ớt hiện đại th−ờng đ−ợc thiết kế với dạng đáy vát hoặc đáy vát hông l−ợn có điểm uốn. Chúng đ−ợc thể hiện trên hình 4.1 vμ 4.2, bao gồm: dạng đáy phẳng nghiêng với góc nghiêng mép ngoμi tại s−ờn giữa β ≤ 80, nghiêng trung bình β = 9-140, với góc nghiêng lớn β = 15-190, với dạng s−ờn chữ V nhọn β = 20-260, dạng đáy nghiêng lõm, dạng đáy nghiêng lõm có điểm uốn ở hông (dạng “cánh hải âu”): dạng đáy có kết cấu vòm, dạng đáy nghiêng lồi, dạng hình chữ S (lồi - lõm). Việc lựa chọn hợp lý hình dáng vỏ bao trong điều kiện thiết kế sẽ đảm bảo tốt chất l−ợng thuỷ động, tính hμnh hải, khả năng công nghệ của vật liệu đ−ợc sử dụng để chế tạo thân tμu. Xét về ph−ơng diện công nghệ thì kiểu hình dáng vỏ bao dạng a vμ c đ−ợc coi lμ đơn giản nhất trong chế tạo. Chất l−ợng thuỷ động sẽ bị giảm khi tăng độ nghiêng của đáy, bởi vậy, ng−ời thiết kế phải biết lựa chọn hợp lý đại l−ợng trên. Đối với các tμu sông độ nghiêng của đáy đ−ợc lấy trong khoảng 6-100, còn đối với tμu chạy hồ 12- 150. Trên những tμu thể thao có tham gia vμo các cuộc đua trên biển độ nghiêng nμy có thể đạt đến 200 vμ đôi khi còn lớn hơn. Nhằm mục đích tăng chất l−ợng thuỷ động vμ đảm bảo tính hμnh hải ng−ời ta th−ờng thiết kế dạng s−ờn chữ V lõm, dạng s−ờn hình chữ S có độ uốn ở hông.
Dạng s−ờn nghiêng lõm nh− đã chỉ ra trên H 4.1, b th−ờng đ−ợc áp dụng vμo cuối những năm 90 vμ cho đến ngμy nay. Chất l−ợng thuỷ động của những tμu có hình dáng nh− vậy so với những tμu có dạng đáy nghiêng phẳng đ−ợc tăng lên nh−ng tính hμnh hải lại xấu đi. Bởi vậy, dạng s−ờn nghiêng có góc l−ợn ở hông sẽ tốt hơn. Trong tr−ờng hợp nμy chất l−ợng thuỷ động cũng đ−ợc cải thiện, giảm hiện t−ợng toé n−ớc vμ vận hμnh của tμu trên sông cũng trở nên êm hơn. Đáy tμu đ−ợc l−ợn cong ở vùng sông chính tỏ ra có lợi hơn. Kiểu hình dáng vỏ bao nh− đã chỉ ra trên H 4.1, b cũng có thể cho những chỉ tiêu tốt về chất l−ợng thuỷ động vμ tính hμnh hải. Mô hình tμu l−ớt với dạng vỏ bao đơn giản nh− đã chỉ ra ở H 4.1, c cũng cho kết quả khá tốt về chất l−ợng vận hμnh. Nhμ thiết kế nổi tiếng ng−ời Braxin về thiết kế ca-nô cao tốc X.Bader đã có đánh giá cao về tính hμnh hải của tμu với hình dáng đ−ợc thể hiện trên H 4.1, d. Việc nâng cao chất l−ợng thuỷ động của các tμu l−ớt có dạng đáy vát với góc nghiêng lớn mμ vẫn đảm bả0 tốt tính hμnh hải có thể đạt đ−ợc nhờ thiết kế đáy dạng nhảy bậc (sẽ đ−ợc khảo sát d−ới đây). Dạng đáy tμu l−ớt vùng đuôi. Nếu chú ý đến biểu đồ áp lực theo chiều dμi của tấm l−ớt (H 2.1) ta có thể dễ dμng đi đến kết luận rằng, phần đuôi tμu đóng vai trò thứ yếu trong quá trình tạo nên lực nâng. Trong khi đó hình dáng s−ờn đuôi vμ sống đuôi tỏ ra có ảnh h−ởng rất lớn đến chất l−ợng hμnh hải nói chung. Hình dạng s−ờn đuôi dạng đáy phẳng-nghiêng hoặc nghiêng-lồi cho tính ổn định trên tuyến rất tốt, đồng thời cũng cải thiện tốt tính quay vòng nhờ giảm đ−ợc bán kính l−ợn vòng. Độ nghiêng của kiểu đáy dạng nhảy bậc trong tr−ờng hợp trên không cần khác nhau nhiều so với độ nghiêng đáy của s−ờn giữa, bởi vì điều đó sẽ dẫn đến sự tạo xoáy của dòng chảy bao quanh đáy vμ sẽ lμm giảm chất l−ợng thuỷ động.
Việc tạo nên độ nghiêng không đổi trên suốt phần đuôi tμu sẽ cải thiện tốt chất l−ợng thuỷ động vμ hμnh hải. Bởi vậy, có thể áp dụng dạng nμy trong quá trình chọn ph−ơng án thiết kế hình dáng đuôi tμu nhằm lμm đơn giản quá trình công nghệ. Dạng đáy s−ờn vùng mũi. Hình dáng các s−ờn vùng mũi t−ơng ứng với hình dáng đáy s−ờn vùng giữa chỉ có khác ở chỗ độ nghiêng s−ờn mũi sẽ lớn hơn một cách đáng kể so với độ nghiêng s−ờn đáy ở vùng giữa tμu. Hình dáng vỏ bao vùng mũi tμu (phần đáy) tr−ớc hết có ảnh h−ởng đến tính hμnh hải của con tμu. Rõ rμng rằng, đáy s−ờn vùng mũi nghiêng nhiều (V nhọn) thì va đập của thân tμu vμo sóng cμng êm. Tuy nhiên các s−ờn vùng mũi quá nhọn với độ nghiêng không đủ ở vùng hông vμ trong tr−ờng hợp đuôi béo sẽ gây nên mức độ trμn n−ớc lên vung đuôi, mũi tμu chúi vμo sóng, lμm xấu đi tính ổn định h−ớng. Đặc biệt, khi gặp sóng ng−ợc lúc nμy đuôi tμu sẽ bị nâng lên vμ bị lệch sang trái hoặc sang phải. Từ kinh nghiệm khai thác đã cho thấy rằng, các ca-nô có dạng không nghiêng nhiều kết hợp với phần mũi t−ơng đối béo sẽ đảm bảo tốt tính hμnh hải tốt hơn dạng ca-nô có hông l−ợn tròn. Rõ rμng rằng, để đạt đ−ợc chất l−ợng hμnh hải tốt nhất thì s−ờn vùng mũi cần đ−ợc thiết kế theo kiểu hình chữ S ( H 4.1, f). Dạng s−ờn mạng Hình dáng s−ờn mạn đóng vai trò khá quan trọng vμo việc đảm bảo chất l−ợng hμnh hải cho tμu l−ớt, ở vùng mũi của chúng cần có độ nghiêng đủ lớn nhằm lμm tăng tính nổi cho tμu, ngăn ngừa sự trμn n−ớc lên boong, ở đây tốt hơn hết nên áp dụng dạng s−ờn lồi, ở vùng giữa tμu s−ờn mạn sẽ có dạng thẳng vμ thẳng đứng. Sống đáy, sống mũi, hông vμ mạn tμu Khi xây dựng bản vẽ tuyến hình lý thuyết tr−ớc hết ng−ời thiết kế cần thể hiện trên các hình chiếu đứng vμ hình chiếu bằng đ−ờng ky đáy kèm
sống mũi, hông vμ đ−ờng bao mạn tμu. Từ việc lựa chọn các đ−ờng nμy kết hợp với mặt cắt ngang tại giữa tμu ( s−ờn giữa) ta sẽ xây dựng đ−ợc hình dáng bao ngoμi của tμu thiết kế. Trên hình chiếu đứng đ−ờng ky đáy thuộc nửa chiều dμi thân tμu về phía đuôi th−ờng đ−ợc thiết kế d−ới dạng thẳng, sau đó đ−ợc chuyển đều tới đ−ờng sống mũi. ở những tμu đi biển, sống mũi th−ờng có dạng dốc đứng nhằm đảm bảo độ nghiêng cần thiết cho các s−ờn mũi, còn ở những tμu sông sẽ có dạng dốc thoải đôi khi sống mũi vμ ky đáy cũng đ−ợc tạo nên bởi đ−ờng cong trơn đều với một số đoạn thẳng nhỏ của ky đáy vùng đuôi ( H 4.4). Đ−ờng ky đáy ở vùng sống đuôi th−ờng đ−ợc thiết kế có độ uốn không lớn nhằm giảm độ chúi đuôi tμu khi vận hμnh. Độ uốn của đáy ở vùng sống đuôi sẽ lμm cản trở dòng l−u tuyến của chất lỏng. Kiểu nμy sẽ cho phép lμm tăng lực nâng vμ cải thiện tốt điều kiện lμm việc của chong chóng. Khi lựa chọn hợp lý độ uốn nêu trên tốc độ của tμu có thể đ−ợc nâng thêm khoảng 15%. Đ−ờng hông tμu trên hình chiếu đứng th−ờng đ−ợc thể hiện d−ới dạng đ−ờng cong trơn, song ở vùng đuôi ( khoảng 1/4 L kể từ sống đuôi) đ−ờng hông tμu gần nh− song song với đ−ờng ky đáy. Độ nghiêng của sống đuôi trong tr−ờng hợp nμy sẽ không khác nhiều so với độ nghiêng ở s−ờn giữa vμ chính điều nμy cũng sẽ cho phép tránh đ−ợc xoáy của dòng chảy bao quanh thân tμu. Vị trí giao nhau của đ−ờng hông tμu với đ−ờng n−ớc tĩnh th−ờng xấp xỉ (0,75- 0,8)L kể từ sống đuôi. Sự chuyển dịch của điểm nμy tới gần sống mũi sẽ gây khó khăn cho việc nâng hông vμ lμm tiếp giáp nó với sống mũi ở độ cao trên đ−ờng n−ớc. Điểm tiếp giáp của đ−ờng hông ở sống mũi cần nằm cμng cao cμng tốt xét về ph−ơng diện hμng hải. Đôi khi điểm tiếp giáp nμy đ−ợc đ−a lên tới mép boong. Trên hình chiếu bằng đ−ờng hông có dạng
đ−ờng bao lồi trơn đều vμ đ−ợc vuốt nhọn ở phần mũi. Đ−ờng nμy sẽ có một đoạn thân ống không lớn ở vùng giữa tμu vμ đ−ợc thu hẹp dần tới sống đuôi nhằm đảm bả0 sự gián đoạn dòng chảy ng−ợc. Chiều rộng của đ−ờng hông ở sống đuôi th−ờng nằm trong khoảng 0,8- 0,9 so với chiều rộng cực đại của nó. Đối với ca-nô l−ớt chạy biển ta có thể giảm chiều rộng đ−ờng hông ở vùng sống đuôi bởi vì hông quá béo tỏ ra ảnh h−ởng xấu đến tính ổn định của tμu khi gặp sóng ng−ợc. Đ−ờng boong trên hình chiếu bằng cần đ−ợc lựa chọn sao cho đảm bảo độ nghiêng cần thiết của các s−ờn mũi nhằm ngăn ngừa hiện t−ợng toé hoặc trμn n−ớc lên boong tμu. Độ nâng của đ−ờng boong ở phía mũi ( trên hình chiếu đứng) cần đ−ợc chọn một cách hợp lý để không lμm giảm tầm nhìn của tμu khi bị chúi. 4.2 Ca-nô l−ớt kết cấu đáy nhảy bậc (re-đan). Vị trí điểm nhảy bậc ở phía mũi theo chiều dμi (LP), độ sâu của mép đáy nhảy bậc vùng mũi, đuôi (Tm.Td), hình dáng vμ vị trí của hông ca-nô vùng mũi, đuôi, góc tấn (α1, α2), hình dáng của đáy có kết cấu nhảy bậc phía mũi (trên hình chiếu bằng vμ các mặt cắt ngang) lμ những thông số chủ yếu của thân ca-nô l−ớt có kết cấu đáy nhảy bậc. Khả năng lựa chọn các thông số cơ bản nêu trên bằng ph−ơng pháp giải tích rất hạn chế do tính chất quá phức tạp của các mối quan hệ giữa các thông số. Bởi vậy, trong giai đoạn đầu của việc thiết kế ta cần sử dụng các số liệu thống kê vμ kết quả lựa chọn cuối cùng phải đ−ợc xác định bằng mô hình trên bể thử. Trọng tâm của tμu ở trạng thái l−ớt vμ sự phân bố tải trọng theo các điểm nhảy bậc (H 4.6) đóng vai trò quan trọng trong quá trình lựa chọn các thông số thiết kế hình dáng ca-nô. Rõ rμng rằng, ở chế độ l−ớt ca-nô cần thoả mãn điều kiện cân bằng chủ yếu sau: D.g = PMP+ PDP (4.1) ΣMo = 0 (4.2)
ở đây PMP+ PDP - lực nâng thuỷ động ở mũi vμ đuôi. ΣMo - tổng các mô men lực thuỷ động vμ khối l−ợng của tμu đối với sống đuôi. Phụ thuộc vμo tỷ số PMP vμ PDP ta có thể phân ca-nô l−ớt kiểu trên thμnh các loại sau: 1. Khi PMP ≥ 0,75D.g vμ re-đan mũi chịu tải lμ chính. TM > TD, α1>α2 , BM ≈ BD. 2. Khi PDP ≈ 0,65D.g, với re-đan đuôi chịu tải lμ chính. TM < TD, α1<α2 , BM < BD. 2. Khi PDP= PMP= 0,50D.g. TM ≈ TD, α1≈α2 , BM ≈ BD. Ng−ời thiết kế cần lựa chọn kiểu ca-nô l−ớt xuất phát từ kinh nghiệm bản thân, từ các tμu mẫu hiện có. D−ới đây sẽ đ−a ra một số lời khuyên cho việc lựa chọn các thông số cơ bản của hình dáng tμu phụ thuộc vμo sự phân bố tải trọng theo re-đan. Vị trí nhảy bậc ở vùng mũi. Trên cơ sở các kết quả nghiên cứu thống kê vμ thực nghiệm ta cần chú ý các điểm sau đây để lựa chọn hợp lý khoảng cách giữa các điểm nhảy bậc ở đáy ca-nô. 1. Điểm đặt re-đan phía mũi có ảnh h−ởng xấu đến điểm đặt re-đan ở phía đuôi bởi vì nó sẽ phải lμm việc trong dòng chảy rối. Nhằm nâng cao chất l−ợng thuỷ động của tμu l−ớt ta cần tăng khoảng cách giữa các điểm đặt re-đan theo chiều dμi tμu. 2. Thực tế chất l−ợng thuỷ động của vùng đáy có đặt re-đan phía mũi luôn luôn cao hơn ở vùng đuôi, bởi vậy phần lớn tải trọng tải trọng đ−ợc phân bố lên vùng nμy cùng với việc tăng đồng thời chiều rộng của nó. Tuy nhiên, sự tăng tải trọng lên vùng mũi sẽ dẫn tới buộc phải tăng không chỉ
chiều rộng mμ cả chiều dμi của vùng đáy nhảy bậc, vì vậy, ở chiều dμi đã cho ta cân giảm khoảng cách giữa các điểm nhảy bậc ở vùng đáy. Nh− vậy trong mỗi tr−ờng hợp cụ thể ng−ời thiết kế cần tìm ra đ−ợc sự dung hoμ hợp lý nhất. Khoảng cách của điểm dặt re-dan ở phía mũi tính từ sống đuôi đối với tầu hiện đại th−ờng dao động trong khoảng ( 0,35 - 0,6)L. Có thể chọn các giá trị sau đây đối với 3 loại ca - nô l−ớt: Kiểu 1: 0,51L. Kiểu 2: 0,60L. Kiểu 3: 0,53L. Trong tr−ờng hợp trên vị trí trọng tâm vμ tâm nổi của chúng cần năm trong giới hạn sau ( Tính từ sống đuôi): Kiểu 1: (0,35- 0,47)L. Kiểu 2: (0,25- 0,35)L. Kiểu 3: (0,30- 0,41)L. Độ ngập sâu của mép re-đan đuôi TD đ−ợc xác định bởi các góc re-đan α (H 4.7). Đối với tμu l−ớt với re-đan đuôi chịu tải lμ chủ yếu thì góc nμy đ−ợc lấy trong giới hạn lμ -(0ữ1)0 còn đối với tμu l−ớt kiểu “Tan đem” lμ +(0ữ1)0. Đối với các tμu l−ớt kiểu 1 góc các mép re-đan dao động trong khoảng (2ữ8)0 phụ thuộc chiều rộng của re-đan đuôi. Độ ngập sâu của mép Re-đan TM vμ TD. Độ ngập sâu của mép re-đan mũi đ−ợc lấy theo phần trăm chiều rộng re-đan. Đối với tất cả các kiểu tμu l−ớt trong giai đoạn thiết kế ban đầu có thể lấy TM= 0,08ữ0,1BM. Giới hạn d−ới của đại l−ợng TM có thể đ−ợc dùng cho ca-nô l−ớt loại nhẹ, còn giới hạn trên sẽ dùng cho các tμu l−ớt chạy biển cỡ lớn. Độ ngập sâu của re-đan mũi quá lớn sẽ không có lợi cho tμu trong điều kiện chuyển tới chế độ l−ớt. Đối với các tμu l−ớt có dạng “Tan-đem” sẽ cho phép lấy TM= 0,13BM .
Vị trí đ−ờng hông trên hình chiếu đứng. Vị trí đ−ờng hông trên hình chiếu đứng đối với kiểu ca-nô kết cấu đáy nhảy bậc (re-đan) không có gì khác biệt so với kiểu không có kết cấu re-đan. Điểm giao nhau của đ−ờng hông phía mũi với đ−ờng n−ớc chế độ bơi đối với ca-nô l−ớt kiểu 1 không lớn hơn 0,75L kể từ sống đuôi, còn đối với kiểu 2 thì ≤ 0,803L, kiểu 3 thì ≤ 0,78L. Phụ thuộc vμo đặc tr−ng của đ−ờng ky đáy re- đan mũi mμ đ−ờng hông phía đuôi sẽ đ−ợc lựa chọn đúng dạng đ−ờng cong lồi hoặc lõm đều, rất hiếm khi có dạng thẳng. Đối với ca-nô l−ớt chạy biển, để tránh hiện t−ợng n−ớc hắt vμo boong tμu thì phía mạn ng−ời ta thiết kế điểm tiếp xúc của đ−ờng hông phía đuôi với re-đan mũi nằm t−ơng đối cao hơn đ−ờng n−ớc chế độ bơi. Trong tr−ờng hợp ng−ợc lại với điều kiện sóng dọc theo mạn tμu d−ới đáy, vùng sau re-đan mũi sẽ xuất hiện chân không vμ do dó tμu sẽ bị hút vμo n−ớc lμm tăng sức cản vμ sẽ lμm yếu đi tính vận hμnh của tμu l−ớt. Góc tấn của re-đan. Góc tấn của re-đan phụ thuộc vμo tải trọng đ−ợc phân bố trên nó vμ phụ thuộc vμo chiều dμi t−ơng đối của diện tích mặt l−ớt. Tải trọng cμng lớn vμ chiều dμi diện tích mặt l−ớt cμng nhỏ (khi chiều rộng đa biên thì góc tấn cμng lớn vμ ng−ợc lại). Do đó, đối với tất cả các kiểu tμu l−ớt khác nhau khi tất cả các điều kiện khác nh− nhau (l−ợng chiếm n−ớc, tốc độ v nh− nhau) góc tấn của re-đan cũng sẽ khác nhau. Việc lựa chọn đúng đắn góc tấn lμ bμi toán khó chứa đầy tính phức tạp trong quá trình thiết kế. Trong giai đoạn thiết kế sơ bộ góc tấn trung bình của re-đan mũi có thể đ−ợc xác định theo công thức: 0 α M = a.lP + b. (4.3) với lP lμ khoảng cách re-đan mũi tính từ sống đuôi (lấy theo phần trăm chiều dμi tμu). Các thông số trong ph−ơng trình (4.3) cần đ−ợc lựa chọn nh− sau:
Đối với các ca-nô l−ớt với re-đan mũi chịu tải lμ chủ yếu a=11,5; b=1,45. Đối với ca-nô l−ớt với re-đan đuôi chịu tải lμ chính thì a=7,8; b=0,45. Đối với ca-nô l−ớt dạng “Tan-đem” thì a=3,7; b=40,73. Chiều cao re-đan. Chiều cao re-đan th−ờng đ−ợc lựa chọn ≥ 50mm. Phụ thuộc vμo chiều rộng re-đan mμ ta có thể lấy chiều cao của nó theo công thức: HP=0,05BM. Ngoμi ra, chiều cao re-đan cũng có thể lấy theo chiều dμi tμu với các giá trị sau: Đối với các tμu l−ớt cỡ lớn: (0,008ữ0,01)L. Đối với các tμu cỡ nhỏ: Độ cao re-đan tại mặt phẳng đối xứng sẽ lμ (0,0011ữ0,017)L. vμ tại hông tμu sẽ lμ (0,010ữ0,20)L. Hình dáng của re-đan Hình dáng mặt cắt ngang của re-đan mũi rất đa dạng bao gồm: Phẳng nghiêng, nghiêng-lồi, hoặc lõm v.v Đối với tμu l−ớt chạy biển cỡ nhỏ ( ca- nô đua) hình dáng mặt cắt ngang của re-đan đ−ợc đặc tr−ng bởi góc nghiêng( 4ữ6)0. Đối với tμu l−ớt chạy biển cỡ lớn với dạng lồi hoặc lõm thì góc nghiêng trung bình sẽ đạt đến 150. Hình dáng mặt cắt ngang của đáy trực tiếp sau re-đan mũi th−ờng đ−ợc thiết kế với dạng nh− trên nh−ng với góc nghiêng lớn hơn nhằm đảm bảo tốt dòng không khí d−ới đáy tμu sau re-đan. Để đạt đ−ợc mục đích nμy, mặt cắt sau re-đan cũng có thể đ−ợc thiết kế kiểu hông l−ợn tròn ( H 4.5,b). Hình dáng re-đan mũi trên hình chiếu bằng cũng có thể có dạng thẳng, dạng hình nêm, dạng nêm ng−ợc v.v ( H 2.1). Re-đan dạng thẳng sẽ đơn giản nhất về mặt công nghệ. Re-đan dạng hình nêm sẽ cải thiện đ−ợc tính hμnh hải nh−ng lại lμm xấu đi tính ổn định ngang động. Còn re-đan hình nêm ng−ợc sẽ cải thiện đ−ợc ổn định ngang động nh−ng lại lμm xấu đi điều kiện dòng chảy bao quanh re-đan. Nh− vâỵ,
ng−ời thiết kế cần giải quyết bμi toán một cách hợp lý xuất phát từ những điều kiện cụ thể của thiết kế. 4.3 Hình dáng chữ V nhọn, re-đan dọc. Hiện nay tμu có hình dáng chữ “ V nhọn” với re-đan dọc đ−ợc áp dụng rộng rãi cho những ca-nô l−ớt chạy biển ( ca-nô đua thể thao) vμ cả thuyền đua. Ngoμi mục đích trên ( đua thể thao trên biển) kiểu hình dáng V nhọn sẽ không có lợi về ổn định ban đầu ở chế độ bơi, về chòng chμnh vμ tốc độ bơi trên n−ớc tĩnh. Thực tế, kiểu vỏ bao dạng V nhọn sẽ không phức tạp vμ cũng không gặp khó khăn trong thiết kế, song có một vấn đề lớn đ−ợc đặt ra lμ việc lựa chọn độ béo của phần mút mũi. Việc tạo nên mũi nhọn sẽ lμm giảm tải trọng va đập nh−ng lại lμm chúi mũi tμu vμo sóng, vμ ng−ợc lại dạng vỏ bao béo có tính nổi lớn, khả năng chúi mũi tμu vμo sóng sẽ giảm nh−ng lại lμm tăng tải trọng va đập của sóng vμo thân tμu. Góc tiếp xúc ở sống mũi đ−ợc lấy từ ( 35ữ45)0. Khi thiết kế re-đan dọc ta cần giải quyết những vấn đề quan trọng sau: Vị trí lắp đặt, độ dμi vμ số l−ợng re-đan. Lựa chọn hình dáng vμ kích th−ớc của mặt cắt ngang re-đan. Tác dụng của re-đan dọc lμ ở chỗ, chúng sẽ hãm dòng chảy ngang phía d−ới đáy vμ nhờ vậy ở vùng có kết cấu re-đan sẽ lμm nảy sinh áp lực bổ sung ( H 4.8). áp lực nμy sẽ tăng lên do hiệu quả ly tâm của dòng chảy ngang theo dạng đ−ờng cong qua re-đan. Sau re-đan sẽ xuất hiện một đoạn đáy không tiếp n−ớc, nhờ vậy diện tích ngâm n−ớc bị giảm dần dẫn đến lμm giảm sức cản ma sát. Nh− vậy, lực nâng của đáy l−ớt đ−ợc tăng lên vμ chất l−ợng thuỷ động cũng đ−ợc tăng lên một cách đáng kể. Độ nghiêng cμng lớn, tốc độ cμng cao thì chất l−ợng thuỷ động cμng cao. Theo số liệu thống kê ở bể 0 thử Na-uy đối với mô hình có góc nghiêng β = 25 với FrD=3,57 việc đặt re-
đan dọc sẽ đảm bảo nâng cao chất l−ợng thuỷ động lên ≈ 17%. Các re-đan ngắn đ−ợc đặt ở vùng giới hạn mũi của đ−ờng n−ớc vận hμnh tỏ ra có hiệu quả nhất (H 4.9, b). Tại vùng đuôi tác dụng của re-đan trở nên kém hiệu quả hơn bởi vì tốc độ dòng chảy ngang ở đây bị giảm do sự giảm áp lực ở đáy (H 2.1). Các re-đan dọc bắt buộc phải đ−ợc bố trí song song với mặt phẳng đối xứng nhằm giảm tối đa lực cản mặt tr−ớc. Hình dáng mặt cắt ngang của re-đan th−ờng đ−ợc thiết kế d−ới dạng tam giác vuông có cạnh huyền nằm theo ph−ơng ngang, còn cạnh góc vuông nhỏ nằm theo ph−ơng vuông góc với vỏ bao. Chiều cao hm(H 4.10) cần đ−ợc lựa chọn hợp lý để không lμm tăng diện tích ngâm n−ớc của đáy tμu. Nếu chiều cao quá lớn nμy quá lớn sẽ dẫn tới tăng diện tích mặt −ớt của đáy tốc độ thấp vμ sẽ có ảnh h−ởng xấu đến trạng thái của tμu khi l−ợn vòng. Re-đan dọc có chiều cao tối thiểu từ 10ữ12 mm, chiều rộng đáy cμng lớn thì chiều cao re-đan cμng lớn. Đối với ca-nô l−ớt có l−ợng chiếm n−ớc 800ữ1200 kg với chiều rộng đạt đến 2m thì hm ≤ 30mm. Chiều rộng re-đan mũi bm với chiều cao vμ độ nghiêng đã đ−ợc cho tr−ớc sẽ đ−ợc xác định từ ph−ơng pháp hình học. Khi góc nghiêng từ 0 (23ữ25) tỷ số bm/ hm ≈2,5. Số l−ợng re-đan đ−ợc bố trí ở đáy phụ thuộc vμo chiều rộng vμ tốc độ tính toán. ở những tμu l−ớt cỡ nhỏ vμ trung bình hiện có, số re-đan dọc th−ờng từ 2ữ4 cặp trên nửa chiều rộng tμu. Mỗi cặp re-đan cần xác định đ−ợc chiều rộng tối −u của bề mặt ngâm n−ớc ở đáy với tốc độ t−ơng ứng. Do đó khoảng cách giữa các re-đan gần nhau đ−ợc bố trí đối xứng với mặt phẳng đối xứng sẽ đ−ợc lấy bằng chiều rộng tối −u của đ−ờng n−ớc vận hμnh ứng với tốc độ tính toán. Trên hμng loạt các ca-nô l−ớt hiện có các re-đan dọc đầu tiên (gần với sống chính nhất) đ−ợc lấy gần bằng 1/4 chiều rộng đ−ờng n−ớc vận hμnh. Khoảng cách giữa các re-đan kế tiếp nhau sẽ đ−ợc lấy từ (300ữ350)mm ứng
với hm=(25 ữ30)mm vμ từ (100 ữ150)mm t−ơng ứng với hm=(10 ữ12)mm phụ thuộc vμo chiều cao re-đan. Nên tμu l−ớt có một vμi cặp re-đan thì ở những ph−ơng án tải trọng khác nhau (có nghĩa lμ tốc độ khác nhau) tμu sẽ l−ớt trên một cặp re-đan, các cặp còn lại sẽ không lμm việc, hoặc tμu sẽ l−ớt trên một số hoặc tất cả các re- đan. Hai tr−ờng hợp cuối cùng các re-đan mμ chúng hoμn toμn đ−ợc ngâm d−ới n−ớc nên đ−ợc kéo dμi về phía đuôi sẽ lμm việc kém hiệu quả hơn do nguyên nhân đã đ−ợc nêu ở trên. 4.4 Khuynh h−ớng phát triển của các tμu l−ớt hiện đại. Trong những năm gần đây nhiều nhμ thiết kế tμu thuỷ nói chung vμ tμu l−ớt nói riêng đã tiến hμnh nhiều công trình nghiên cứu lý thuyết, lý thuyết- thực hμnh nhằm chế tạo ra những tμu l−ớt hiện đại nhất có chất l−ợng thuỷ động cao, vμ tính đi biển tốt. ở 1.2 đã đ−a ra một số sơ đồ của những tμul−ớt hiện đại. Trong tất cả những loại tμu ấy các nhμ thiết kế đã cố gắng tập hợp các loại tμu có kiểu hình dáng vỏ bao khác nhau với cả những −u vμ nh−ợc điểm của chúng. Ví dụ nh− hình dáng vỏ bao kiểu “Tri-đin” (H 4.11) đ−ợc R.Khan-tôm vμ Khô-xôm thiết kế. Chúng có kết cấu 3 re-đan ngang với phần mũi vát nhọn. Tμu nμy đ−ợc thiết kế với góc tấn tối −u vμ chiều dμi ngâm n−ớc của re-đan ngang nhằm loại trừ chòng chμnh của tμu trên sóng. Nhờ vậy, tμu nμy có khả năng vận hμnh rất êm trên sóng vμ có chất l−ợng thuỷ động khá cao. Trên H 4.12 đã giới thiệu hình dáng vỏ bao kiểu “Âyr-xlôt” đ−ợc R.Koy-lôm thiết kế vμo năm 1971. Hình dáng vỏ bao của tμu nμy chủ yếu có dạng chữ V nhọn kết hợp với tấm l−ớt phụ. Đặc điểm hình dáng của tμu nμy lμ có kết cấu re-đan ngang vμ có một phần dọc ở phía mạn thuộc vùng đáy phần mũi.
Điểm đặc tr−ng của nhiều tμu l−ớt hiện đại lμ ở chỗ các re-đan dọc mμ chúng không chỉ đ−ợc áp dụng cho những tμu có dạng s−ờn chữ V nhọn mμ cả đối với tμu đáy vát vừa. Thân của những tμu l−ớt hiện đại (dùng để tham gia các cuộc đua thể thao) đ−ợc chế tạo từ sợi thuỷ tinh th−ờng đ−ợc kết hợp bởi nhiều dạng s−ờn khác nhau trong đó chủ yếu lμ dạng nhảy bậc, dạng xiên, dạng nón, dạng l−ợn sóng Những yếu tố nμy sẽ lμm tăng độ bền, độ cứng cho thân tμu vμ sẽ cho tμu có kiểu dáng bề ngoμi hiện đại. Có thể nói rằng, tμu l−ớt hai thân với dạng thoát khí động học lμ loại tμu hiện đại nhất trong số các loại tμu l−ớt hiện nay. Đặc biệt trong những năm gần đây đã bắt đầu xuất hiện mối quan tâm lớn đối với loại tμu có kết cấu re-đan. Việc thiết kế vμ áp dụng rộng rãi các tμu l−ớt có hình dáng vỏ bao kiểu mới đang gặp nhiều khó khăn vì thiếu những số liệu thực nghiệm cần thiết về thử nghiệm mô hình ở bể thử mμ trên cơ sở đó có thể nhận đ−ợc những chỉ dẫn cụ thể về việc thiết kế hình dáng tμu nói chung vμ các yếu tố của chúng nói riêng. Trong số các ca-nô l−ớt kiểu mới hiện đại ng−ời ta đặc biệt chú ý đến ca-nô thực nghiệm đ−ợc đóng theo thiết kế của nhμ thiết kế tμu ng−ời Mỹ Kle-ment vμ Pli-uma vμo năm 1965 (H 4.13). Ca-nô có kết cấu re-đan với re-đan mũi chịu tải chủ yếu. Dạng cổ điển của hình dáng vỏ bao có kết cấu re-đan đã đ−ợc nghiên cứu một cách chi tiết ở số lớn những thí nghiệm mô hình bể thử. Chúng th−ờng có độ nghiêng của re-đan mũi 12,50, s−ờn có dạng chữ V ở vùng đáy với độ lồi không lớn. Thiết bị khí xả của động cơ đ−ợc đặt phía tr−ớc re-đan mũi vμ khí xả đ−ợc đ−a về không gian phía sau re- đan. Tại vùng đuôi phía đáy đ−ợc lắp thiết bị điều khiển cho phép xác định đ−ợc độ chúi tối −u cho tμu khi vận hμnh phụ thuộc vμo trọng tâm vμ tình trạng sóng biển. Trục chong chóng đ−ợc liên kết mềm nhằm tạo cho nó lμm
việc thuận lợi trong dòng chảy thẳng. Kết quả thí nghiệm đã chỉ ra rằng. Khi chất l−ợng thuỷ động đủ cao (K ≥ 7) ca-nô sẽ có khả năng đi biển tốt.