CC BY-NC
111
СЕКЦИЯ A
DOI: 10.24937/2542-2324-2019-1-S-I-9-16 УДК 629.5.035:629.561.5
К.Б. Хлыстова1, А.В. Андрюшин1, А.С. Петров2
'АО «ЦНИИМФ», Санкт-Петербург, Россия 2АО «ЦКБ «Лазурит», Санкт-Петербург, Россия
ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ШИРОКОЛОПАСТНЫХ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ СУДОВ ЛЕДОВОГО ПЛАВАНИЯ И ЛЕДОКОЛОВ
ГВ мелкосидящего ледокола спроектирован из условия эффективной переработки мощности и предотвращения второй стадии кавитации на швартовном режиме (широколопастной винт, дисковое отношение EAR = 0,87). ГВ оснащен специальным модифицированным профилем с уменьшенными толщинами, что позволяет снизить ледовые нагрузки на ПК и повысить работоспособность главного электродвигателя (ГЭД). На основе уточенной методики АО «ЦНИИМФ» по обеспечению прочности ледокольных ГВ определены глобальные и локальные ледовые нагрузки на лопасть ГВ, проведен расчет напряженно-деформированного состояния (НДС), назначены прочные размеры широколопастного ГВ из условия обеспечения усталостной и статической прочности, включая кромки и периферийные сечения лопасти ГВ. Ключевые слова: гребной винт, широколопастной, прочность, суда двойного действия, мелкосидящий ледокол. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
DOI: 10.24937/2542-2324-2019-1-S-I-9-16 UDC 629.5.035:629.561.5
K.B. Khlystova1, A.V. Andryushin1, A.S. Petrov2
!CNIIMF, St. Petersburg, Russia
2JSC CDB Lazurit, St. Petersburg, Russia
DESIGN SPECIFICS OF WIDE-BLADE PROPELLERS FOR ICE-GOING SHIPS AND ICEBREAKERS
Propeller of the shallow-water icebreaker (wide blades, blade area ratio EAR = 0.87) is designed to ensure power efficiency and second step cavitation prevention at bollard pull. Modified sharp profile is applied to reduce ice loads acting on propeller and propulsion complex as well as to ensure main electric engine operability. Based on the updated CNIIMF procedure for structural design of ice-breaking propellers, this study determines global and local ice loads on propeller blades, calculates their stress-strain state and assigns the scantlings for wide-blade propeller so as to ensure fatigue and static strength (including edges and peripheric sections).
Keywords: wide-blade propeller, strength, double-action ships, shallow-water icebreaker.
Authors declare lack of the possible conflicts of interests.
Введение
В настоящее время разрабатывается новый мелкосидящий ледокол класса Icebreaker 6. Разработки новых проектов ледоколов и судов ледового плавания максимально направлены на рост операционной эффективности. С учетом последнего ледокол разрабатывался в рамках концепции судна двойно-
го действия (DAS), т.е. режим заднего хода рассматривается как основной операционный в тяжелых ледовых условиях.
Обеспечение эксплуатационной прочности и работоспособности ПК судов ледового плавания и ледоколов является одной из основных проблем современного ледокольного судостроения и судо-
Для цитирования:. Хлыстова К.Б., Андрюшин А.В., Петров А.С. Особенности проектирования широколопастных гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов. Труды Крыловского государственного научного центра. 2019; Специальный выпуск 1: 9-16.
For citations: Khlystova K.B., Andryushin A.V., Petrov A.S. Design specifics of wide-blade propellers for ice-going ships and icebreakers. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2019; Special Edition 1: 9-16 (in Russian).
К.Б. Хлыстова, А.В. Андрюшин, А.С. Петров.
Особенности проектирования широколопастных гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов
ходства. Интенсивное использование режимов движения задним ходом в ледовых условиях, рост ледовой ходкости и операционных скоростей приводит к увеличению интенсивности воздействия льда на ГВ. Для обеспечения эффективной переработки высоких операционных мощностей и обеспечения прочности ПК необходимо применение уточненных методик проектирования ПК и расчета прочности элементов ПК.
Ограниченная осадка и необходимость переработки высокой мощности ПК привели к установке на ледоколе широколопастных гребных винтов с дисковым отношением EAR = 0,87, значительно превышающим EAR гребных винтов для ранее спроектированных ледоколов. ГВ спроектированы по уточненной методике АО «ЦНИИМФ» при условии эффективной переработки мощности и предотвращения кавитации на швартовном режиме. Для уменьшения ледовых нагрузок на гребные винты и обеспечения необходимого коэффициента запаса электродвигателя по моменту и работоспособности ГЭД применен специализированный острый профиль лопасти, снижающий ледовый момент на 2025 % в сравнении с традиционной профилировкой ледокольных гребных винтов.
Назначение прочных размеров ГВ мелкосидящего ледокола выполнено в соответствии с действующими требованиями РС. Дополнительно выполнена проверка прочности ГВ с учетом операционных особенностей ледокола (ледокол двойного действия) и индивидуальных особенностей геометрических характеристик ГВ (дисковое отношение, острый профиль входящих кромок). Проверка выполнена по уточненной методике АО «ЦНИИМФ», которая разработана на основе и с учетом нормативных процедур РС, книга 20, НД № 2-139902-025 [5], и книга 25, НД № 2139902-030 [6] и одобрена РС в рамках разработки «ледового сертификата» для крупнотоннажного LNGC двойного действия типа «Кристоф де Ма-жери». Разработаны требования к ледовым на-
Таблица 1. Основные характеристики мелкосидящего ледокола класса Icebreaker 6
Длина наибольшая,м ~78
Длина по КВЛ, м ~75
Ширина наибольшая, м ~17
Ширина по КВЛ, м ~16,5
Осадка по КВЛ, м ~3
Суммарная мощность, МВт ~6
грузкам для обеспечения прочности и работоспособности ПК гребной винт - ГЭД.
Характеристики мелкосидящего ледокола и концепция пропульсивного комплекса
Для проектируемого мелкосидящего ледокола класса Icebreaker 6 АО «ЦНИИМФ» разработан корпус с s-образными ватерлиниями в корме, сходящимися в скег что позволяет на режиме заднего хода обеспечить сброс обломков льда на «борт» и предотвратить попадание «ледовой рубашки» под днище и ее застревание между днищем и дном при работе на мелководье. Указанные решения также позволяют существенно улучшить обтекание кормы и соответственно снизить сопротивление ледокола при движении на чистой воде, улучшить коэффициенты взаимодействия движителей с корпусом.
При заданных спецификационных размерениях корпуса (табл. 1), ограничениях по весовой нагрузке и ограниченной осадке для мелкосидящего ледокола разработана концепция пропульсивного комплекса: две бортовые ВРК и одна центральная традиционная пропульсивная система ВФШ - гребной вал - ГЭД, общей мощностью на валах 6000 кВт.
Определение основных характеристик бортового и центрального гребных винтов (ГВ)
В современной практике проектирования ледокольных ГВ в качестве основного проектного для назначения основных геометрических характеристик гребных винтов принимается швартовный режим.
Основные характеристики бортовых и центрального гребных винтов принималась одинаковыми с индивидуальными различиями в области соединения ступицы и лопасти. Последнее обусловлено различиями в конструкциях ступиц для центрального ГВ и ГВ бортовых ВРК, см. рис. 1.
Диаметр гребных винтов и его дисковое отношение определялись из условия переработки полной мощности 2000 кВт без второй стадии кавитации на расчетной осадке T = 3 м и обеспечения зазора между кромкой лопасти ГВ и корпусом судна не менее 0,5 м по требованиям РС [7, Часть II, 3.10 Ледовые усиления судов ледового
плавания и ледоколов, Таблица 3.10.1.2.3-2]. Дисковое отношение из условия предотвращения второй стадии кавитации назначалось на основе проведенных исследований АО «ЦНИИМФ» по кавитации на базе модельных и натурных испытаний ледокольных судов и ледоколов [8]. С учетом изложенных выше ограничений диаметр гребного винта и его дисковое отношение составляют Б = 2,3 мм и ЕАЯ = 0,87 Распределение ширины лопасти ГВ соответствует оптимальному - удовлетворяющему условию Бетца [9]. Гидродинамический шаг ГВ принят в соответствии с оптимальным для ледокольных гребных винтов на швартовном режиме И1Ю = (0,9-1,0) [10].
Для оценки ходовых характеристик для режимов переднего и заднего хода расчетные коэффициенты засасывания / и попутного потока V а также гидродинамические характеристики ГВ назначены на основе расчетов СРБ, натурных и модельных данных, опыта эксплуатации судов с бортовыми и центральными гребными винтами. Достижимая скорость ледокола на чистой глубокой воде для осадки 3 м при 100 % (3х2000КВт) мощности на валах составляет У8 Леай (100 %) = 15,2-15,3 уз на режиме переднего хода и V аЫай (100 %) = 15 уз на режиме заднего хода.
Конструктивные решения по профилировке лопастей ГВ для снижения ледовых нагрузок в системе гребной винт - ГЭД, а также проектного момента ГЭд
Для центрального и бортовых гребных винтов мелкосидящего ледокола применен модернизированный острый профиль лопасти с уменьшенной толщиной входящей (выходящей) кромки для уменьшения крутящего ледового момента на гребном винте, расчетного момента главного электродвигателя (ГЭД) и обеспечения необходимого коэффициента запаса электродвигателя по моменту и работоспособности ГЭД в ледовых условиях на режимах заднего хода. Впервые такую «острую» профилировку предложил В. А. Беляшов [11]. Эффективность указанного «острого» профиля была проверена на гребных винтах ледоколов типа «Арктика». Показано, что в тяжелых ледовых условиях применение «острого» профиля позволяет снизить ледовый момент на гребном винте в 1,2-1,25 раза. При установке «острого» профиля необходимо обеспечить местную прочность кро-
Рис. 1.модели бортовых (конусная ступица ВРК) и центрального (цилиндрическая ступица) гребных винтов
Рис. 2. Первый тип фрезерования льда входящей кромкой лопасти: а - угол атаки профиля; Ф - шаговый угол; г- относительный радиус профиля; R - радиус гребного винта; V^ce- аксиальная скорость взаимодействия гребного винта со льдом; Vcce - скорость взаимодействия профиля со льдом; n - скорость вращения (обороты) гребного винта; F~,ce(Fb) - отрицательная аксиальная ледовая сила; T,ce - профильная ледовая сила
мок лопастей. Проверка их прочности выполняется по методике АО «ЦНИИМФ», разработанной на основе нормативной процедуры РС, книга 20 [5].
Методика расчета ледовых нагрузок на гребные винты и ГЭД (ледовые силы, момент сопротивления льда вращению гребного винта)
Определение параметров взаимодействия гребного винта со льдом (значения внешних ледовых нагрузок, скорость вращения гребного винта, время взаимодействия со льдом) является ключевой задачей для обеспечения прочности и работоспособности элементов системы гребной винт-валопровод-ГЭД. Решение задачи выполнялось по методике АО «ЦНИИМФ», согласованной с РС в рамках разработки «ледового сертификата» для крупнотоннажного LNGC двойного действия типа «Кристоф де Мажери».
На рис. 2 представлена схема фрезерования льда входящей кромкой лопасти ГВ. Угол атаки лопасти ГВ a (r) [5], является основным параметром, определяющим режимы взаимодействия лопасти (ГВ) со льдом. При положительных углах атаки
К. Б. Хлыстова, А. В. Андрюшин, А.С. Петров.
Особенности проектирования широколопастных гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов
Рис. 3. Второй тип фрезерования льда периферийными сечениями лопасти:
- положительная ледовая аксиальная сила; Ь,се - ширина прорези льда периферийными сечениями
а (г) > 0 реализуются расчетные режимы фрезерования льда. Различают два типа фрезерования. Первый тип соответствует прорезанию льда входящей кромкой, см. рис. 2 [1]. Основная ледовая нагрузка приложена со стороны засасывающей поверхности, где происходит смятие льда с вытеснением ледового порошка. На лопасть воздействуют аксиальная отрицательная сила Р се (ръ) и сила профильного сопротивления Тсе. Второй тип фрезерования соответствует прорезанию льда периферийными сечениями лопасти, см. рис. 3 [1]. Указанный тип фрезерования характерен для швартовых режимов в тяжелых ледовых условиях. Для второго типа фрезерования основной контакт происходит со стороны нагнетающей поверхности, что обуславливает появление положительной ледовой силы р1"^ (р).
Ледовая сила профильного сопротивления Тсе определяет момент сопротивления льда вращению ГВ Qice. Воздействие ледового момента уменьшает скорость вращения гребного винта и угол атаки лопасти, что может привести к нерасчетным режимам взаимодействия ГВ со льдом [12]. При малой скорости вращения ГВ и отрицательных углах атаки а (г) < 0 контакт со льдом распространяется по всей засасывающей поверхности лопасти [12]. Последнее приводит к неконтролируемому (резкому) росту ледовой нагрузки на ГВ (включая ледовый момент на ГВ), ГЭД. Перегрузка ГЭД по моменту может привести к остановке ГВ и поломке его лопасти [8, 12]. Низкие значения углов атаки приводят к ледовым перегрузкам ГВ, которые могут инициировать деформацию лопастей и их преждевременное усталостное разрушение [1, 13, 14]. На режимах реверса
в тяжелых ледовых условиях может реализоваться ледовый удар «плашмя», который приводит к поломке лопасти. На режиме реверса поломка лопасти ГВ происходит без его нагружения ледовым моментом.
Для нерасчетных режимов не удается обеспечить прочность гребного винта и пропульсивного комплекса в рамках традиционно-принятых требований к их прочным размерам из-за большого уровня ледовых нагрузок. Последнее необходимо учитывать при проектировании и в эксплуатации. Поэтому обеспечение пирамидальной прочности является основным принципом при проектировании пропуль-сивных комплексов ледокольных судов [5]. Для повышения эффективности и безопасности эксплуатации во льдах необходимо минимизировать частоту возникновения нерасчетных случаев, приводящих к перегрузке главного электродвигателя, остановке гребного винта и его поломкам. Для обеспечения эксплуатационной прочности гребных винтов и других элементов пропульсивной системы необходимо назначение и регулирование расчетных ледовых нагрузок на расчетных режимах фрезерования.
Для расчетных режимов фрезерования ледовые нагрузки на гребном винте определяются в зависимости от угла атаки (скорости вращения гребного винта, скорости судна), характеристик гребного винта, параметров ледовых условий по формулам (из системы уравнений) (1)-(4). Формулы разработаны на основе модельных и натурных данных по ледовым нагрузкам на гребных винтах, включая ледоколы типа «Арктика», «Polar Star», крупнотоннажный ледокольный танкер типа «Динков» и другие [1, 3, 5, 15, 16, 17].
Параметры взаимодействия ГВ со льдом определяются с учетом падения его скорости вращения при контакте с обломком льда на основе решения уравнения (4).
Аксиальные ледовые нагрузки на лопасть ГВ. Отрицательная ледовая сила (противоположно направлению движению судна и гидродинамического упора ГВ):
Fb = 103
Х kSice ' kHice
[17,6 +19,2' e-0«=°'9) ] Х (r = 0,8).
D cmean compr *
(1)
Положительная ледовая сила (по направлению гидродинамического упора ГВ):
Ff = Kf ' c(r = 0,95)' R' аcompr (r = 0,8) x
xkScak Г = 0,95)' kSi
Hir
(2)
R(1 - rhub )
Ледовый момент на гребном винте. Средний ледовый момент на ГВ (без учета лопастной составляющей):
Q„e = kf [0,22515 + 30,0■ exp(-0,068 a(F = 0,8))]x
xKSice ■ KHice ■ D2,6 ■ t(r = 0,8)0,5o(F = 0,8), (3)
a (F = 0,8) > 3deg; Qice = const at a(F = 0,8)<3deg;
Средний момент, воздействующий на ГЭД (без учета крутильных колебаний):
Qtotal = Qhydr + Qice - 9 дЦ ' (4)
В выражениях (1)-(4): D - диаметр ГВ, м; a (r) -угол атаки лопасти ГВ на относительном радиусе F, град (в зависимости от скорости судна и скорости вращения ГВ) [5]; KSice• KHice - коэффициенты учитывающие толщину льда и его прочность соответственно [18]; c (F = 0,95) - ширина цилиндрического сечения лопасти на относительном радиусе 0,95, м; R - радиус гребного винта, м; Hice - расчетная толщина ледового покрова (толщина ровного термического льда или толщина консолидированной части тороса); rhub - относительный радиус ступицы ГВ; kscaie (F = 0,95) - масштабный фактор удельной ледовой силы (по ширине цилиндрического сечения лопасти на относительном радиусе 0,95), определенный по результатам экспериментальных исследований ледовых нагрузок [17]; Kf - коэффициент, определенный по результатам натурных измерений ледовых нагрузок на ГВ судна «Güdingen» [17]; t(F = 0,8) - толщина лопасти на относительном радиусе 0,8,м; cmean - средняя безразмерная ширина лопасти по глубине врезания лопасти в лед [5]; g(F = 0,8) - расчетная ледовая прочность на одноосное сжатие, МПа [5]; kprofile - коэффициент учитывающий форму входящей кромки лопасти; QhydF -гидродинамический момент; Qice - среднее значение ледового момента ГВ (без крутильных колебаний); n - частота вращения ГВ; 9 (dn/dt) - инерционная составляющая крутящего момента; 9 - момент инерции системы «ГЭД - вал-ГВ»; t - текущее время взаимодействия ГВ со льдом.
При заданной мощности максимальный крутящий момент ГЭД (Qengine)iim является одним из главных параметров, определяющих его работоспособность (поддержание заданную мощность, момента и скорости вращения гребного винта (ГВ)). Последнее обеспечивается при условии, когда максимальный момент на валу (Qtotal)max (без крутильных колебаний) не превышает предельный крутящий момент ГЭД (Qengine)lim [14].
С учетом результатов расчетов по указанной методике АО «ЦНИИМФ» коэффициент запаса электродвигателя по моменту доуегыи = (беи^Ит^б/о^тш должен составлять не менее, чем д^ено^е = 1,5. Указанное требование обеспечивается при оборудовании ГВ мелкосидящего ледокола специализированным «острым» профилем, снижающим в тяжелых ледовых условиях ледовый момент на ГВ в ~1,2-1,25 раза.
Уточненный расчет прочности широколопастных ГВ по методике АО «ЦНИИМФ»
Для обеспечения прочности лопастей ГВ, включая кромки лопасти и периферийные сечения, необходим расчет их напряженного состояния под действием распределенной ледовой нагрузки (давления) [12]. В требованиях 1АСБ 13 [19], БЫУ-СЬ [20] ледовая нагрузка для зон контакта лопасти со льдом задается в виде равномерного давления, что не соответствует реальному распределению ледового давления [1, 3, 12, 15].
Проверка прочных размеров, включая кромки, из условия обеспечения усталостной и статической прочности выполнена на основе расчета напряженно-деформированного состояния лопастей МКЭ под действием распределенной ледовой нагрузки для первого и второго типа фрезерования льда, согласно методике АО «ЦНИИМФ» на основе «гидродинамической» модели вытеснения ледового порошка [2, 4, 12]. На рис. 4 представлены соответствующие схемы приложения ледовых нагрузок на лопасть. Значения распределенных ледовых нагрузок соответствуют интегральным расчетным ледовым силам ¥ь и Е-, воздействующим на лопасть для указанных типов фрезерования льда.
Для бортовых гребных винтов расчет НДС для проверки прочности выполнен для режима движения вперед (фрезерование льда входящей кромкой лопасти и периферийными сечениями). Для цен-
Рис. 4. Зоны приложения отрицательной ледовой силы Еь (первый тип фрезерования льда) и положительной ледовой силы Ег (второй тип фрезерования льда)
К.Б. Хлыстова, А.В. Андрюшин, А.С. Петров.
Особенности проектирования широколопастных гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов
трального гребного винта расчет НДС для проверки прочности выполнен как для режима движения передним ходом, так и для реверса, когда со льдом взаимодействует выходящая кромка лопасти.
Допустимые напряжения из условия обеспечения усталостной и статической прочности. Методика разработана на основе нормативной процедуры РС книга 20 [5] и требований БЫУ-СЬ [20].
Допустимые напряжения из условия обеспечения статической прочности срегт ^ определяется по формуле нормативной процедуры РС книги 20 [5]:
° perms = ksafety °0,2'
(5)
0 > 0 .
Sperms — ^equiv
(6)
Допустимые напряжения из условия обеспечения усталостной прочности cpermf определяется по формуле:
perm f
\ 1 Г
= — Tlcen
)£rtkVarksurf 0dKn
(7)
где Тсе - относительное время взаимодействия гребного винта со льдом, [5]; к - коэффициент, зависящий от расположения гребного винта, [5]; п -частота вращения гребного винта на швартовном режиме при полной мощности, с-1; с^ - условный предел усталостной прочности лопасти гребного винта в морской воде при числе циклов нагружения Ы0 = 5^107, Па, [5]; т - константа материала, определяемая по результатам испытаний на усталостную прочность стандартных гладких образцов диаметром ё0 = 10 мм при симметричном цикле нагружения, [5]; у(т) - функция от т, [5]; кшг кигу - коэффициенты влияния вероятностно-статистического разброса усталостной прочности лопасти гребного винта и влияния обработки поверхности лопасти на ее усталостную прочность соответственно, [5].
Коэффициент среднего напряжения цикла Ктеап учитывает ассиметричность цикла нагружения при
воздействии на лопасть нагрузок для первого и второго типов фрезерования и определяется по Правилам DNV GL [20, Pt.6 Ch.6 Cold climate 12.3.2]:
Km
= 1,0-
1,4 0n
\ 0,75
(8)
где к^вфу - коэффициент безопасности, учитывающий снижение допустимых напряжений с учетом реальных свойств отливок, принимаемый равным: 0,8 - для сталей.
По результатам расчета НДС для проверки статической прочности определяются максимальные эквивалентные напряжения по Мизесу сгчи„, которые не должны превосходить допустимые напряжения срегт ¡, из условия обеспечения статической прочности.
Критерий обеспечения статической прочности:
где стеап - значение среднего напряжения цикла нагружения при воздействии на лопасть нагрузок для первого и второго типов фрезерования; си -временное сопротивления материала;
Допустимые напряжения из условия усталостной прочности рассчитываются для каждой точки максимального главного нормального напряжения с учетом коэффициента гг\ - коэффициент влияния толщины лопасти t на ее усталостную прочность. Определяется в зависимости от фактической толщины лопасти t для каждой расчетной точки на ее поверхности по графику [5, с.16, рис. 6.2.3.3].
По результатам расчета НДС для проверки усталостной прочности определяются максимальные главные нормальные напряжения а,сеЬтах1, а1се/тах3 и их амплитуда Дасетах от воздействия отрицательной ледовой силы ¥ь (первый тип фрезерования льда) и положительной ледовой силы Ff (второй тип фрезерования льда) соответственно:
Аа„
^iceb maxl 0lcef max3
2
(9)
где olcebmax1, olce/max3 - главные нормальные напряжения от воздействия ледовой нагрузки Fb и Ff для первого и второго типа фрезерования соответственно.
Амплитуда максимальных главных нормальных напряжений Aolcemax не должна превосходить допустимые напряжения Gpermf из условия обеспечения усталостной прочности.
Критерий обеспечения усталостной прочности:
0permf >A0lcemax. (10)
В табл. 2 представлены результаты расчета для наиболее тяжелого режима взаимодействия ГВ со льдом (усталостная прочность).
Анализ результатов показывает, что прочные размеры широколопастного ГВ (корневые и периферийные сечения, кромки лопасти) мелкосидящего ледокола соответствуют требованиям обеспечения статической и усталостной прочности с учетом характерных особенностей эксплуатации, включая режимы заднего хода в ледовых условиях.
Таблица 2. Результаты расчета для наиболее тяжелого режима взаимодействия ГВ со льдом (усталостная прочность)
Главные нормальные напряжения от отрицательной силы ¥ъ на относительном радиусе 0,5 в точке 0,7С/2 на засасывающей стороне ЪсеЬ тах1 = 314 МПа Главные нормальные напряжения от положительной силы Е/ на относительном радиусе 0,5 в точке 0,7С/2 на засасывающей стороне
Ос/ тах3 = -79 МПа Амплитуда напряжений
- А а,,.,,
¡eef max 3
= 196,5 МПа
I ^ ice h так ] I "
fççf тая j
I^Jtïi так 11
- I 1?ч5МПа
au = 790МПа [5]
s 4,75
A' ,„-3L0-
4
l'4c""'-"1 ^ 0,692 )
z7t = 0,72[1] (r/R=0,5, в точке 0,7С/2)
Допустимые усталостные напряжения
I
= I \ ЩфгКг^tf<*A*M = 196,73 МПа
для стали 06Х15Н4ДМЛ Корневое сечение удовлетворяет требованиям к усталостной прочности ГВ из стали 06Х15Н4ДМЛ
Библиографический список
1. Андрюшин А.В. Теория взаимодействия гребного винта со льдом. Обеспечение эксплуатационной прочности элементов пропульсивного комплекса судов ледового плавания и ледоколов: дис. на соискание д.т.н.: 05.08.01 / А .В. Андрюшин. СПбГМТУ. Санкт-Петербург. 2007. 255 с.
2. Курдюмов, В.А. Гидродинамическая модель удара твердого тела о лед. Прикладная механика / В .А. Курдюмов, Д.Е. Хейсин. том XII. № 10. 1976. С.103-109.
3. Soinenen Н. A propeller-ice contact model Dissertation for the degree of Doctor of Technology / VTT technical research centre of Finland. Espoo, 1988. 116p.
4. Апполонов Е.М. Совершенствование методологии определения ледовых нагрузок / Е.М. Апполонов, А.В. Дидковский, М.А. Кутейников, А.Б. Нестеров. Санкт-Петербург. Российский морской регистр судоходства. Науч.-техн. сб. 2002 г. Вып. 25. С.83-100.
5. Проект новой редакции требований раздела 6 части VII «Механические установки» Правил Классификации и постройки морских судов. Сборник нормативно-методических материалов. Книга 20. Российский морской регистр судоходства. 2010.
6. Методика расчета ледовых нагрузок на суда и плавучие сооружения, форма корпуса которых отличается от регламентируемой правилами РС. Сборник нормативно-методических материалов. Книга 25. Российский морской регистр судоходства. 2017.
7. Правила Классификации и постройки морских судов. Российский морской регистр судоходства. 2018.
8. Andryushin A.V., Hänninen S., Heideman T. «Azipod» Azimuth Thruster for large capacity arctic transport ship
9. with high ice category Arc7. Ensuring of operability and operating strength under severe ice conditions» // 22nd International Conference on Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions ( POAC 13). Helsinki, Espoo, Finland. June 910, 2013. Pp. 223-227.
10. Басин А.М., Миниович И.Я. Теория и расчет гребных винтов. / А.М. Басин, И.Я. Миниович. Л.: Судпром-гиз. 1963.
11. Диаграммы гидродинамических характеристик гребных винтов ледоколов и ледокольных судов. ЦНИИ имени академика А.Н. Крылова. 1972.
12. Беляшов В.А. Исследование физических процессов взаимодействия гребных винтов со льдом и разработка метода прогнозирования действующих на них ледовых нагрузок / В.А. Беляшов. Автореферат диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Санкт-Петербург. 2000.
13. Андрюшин А.В., Федосеев С.С., Зуев П.С. Хлысто-ва К.Б. Ледовые нагрузки на гребных винтах и обеспечение их прочности для судов активного ледового плавания с применением современных методов компьютерного моделирования // Материалы всероссийской научно-технической конференции по строительной механике корабля, посвященной памяти профессора В.А. Постнова и 90-летию со дня его рождения, декабрь 2017 г. Труды КГНЦ. Специальный выпуск 2. 2018.
14. Andryushin A.V. Ensuring of propeller strength for active ice going vessels and icebreakers (modern methods to ensure operation strength and efficiency of icebreaking propellers and propulsion complex under severe ice conditions) // Propeller Performance seminar. Lloyd'S Maritime Academy. London. Seminar documentation. 2012. 27-28 November.
К.Б. Хлыстова, А.В. Андрюшин, А.С. Петров.
Особенности проектирования широколопастных гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов
15. Andryushin A.V. Modern RS requirements and methods ensuring operating strength of icebreaking propulsion complex // International Conference «Design and construction of vessels operating in low temperature environments». London, UK. The royal institution of naval Architects. 30-31 May 2007. pp. 33-43.
16. Soininen H., Veitch B. Propeller-ice interaction Joint research project arrangement #6 (JPRA#6), Joint conclusion report // Finland, VTT Technical Research Centre of Finland. Espoo. VTT Research Notes № 1762. 1996. 31pp.
17. Евенко В.И., Сергеев А.А., Андрюшин А.В., Тари-ца Г.В., Щербаков И.В., Беляшов В.А. Современные методы отработки пропульсивных комплексов судов ледового плавания. Ледовые нагрузки // Научно-технический сборник РС, № 32. Санкт-Петербург. 2009. С.182-204.
18. P. Koskinen, M. Jussila. Long term measurements of ice loads on propeller blade of M/S Gudingen// Espoo,1991, VTT, Research notes 1260,118p.
19. Andryushin A., Zuev P., Kuteinikov M., Grigorjeva O., Bolshev A., Frolov S. Determination of ice loads
acting on bow and stern of modern ice ships and icebreakers // Proceeding of twenty-sixth (2016) International Ocean and Polar Engineering Conference (IS0PE-2016). Rhodes, Greece. June26-July 1, 2016.
20. IACS Unified Requirements I3 Machinery Requirements for Polar class Ships
21. DNV GL Rules for classification: Ships, Part 6, Chapter 6 Cold climate, Section 5 Polar Class - PC. 2016.
Сведения об авторах
Андрюшин Александр Владиславович, д.т.н., заведующий лабораторией «Пропульсивные комплексы судов» АО «ЦНИИМФ». Телефон: +7 (812) 271-81-05. E-mail: propulsionlab@cniimf.ru.
Хлыстова Ксения Борисовна, научный сотрудник лаборатории «Пропульсивные комплексы судов» АО «ЦНИИМФ». Телефон: +7 (812) 271-81-55. E-mail: propulsionlab@cniimf.ru.
Петров Анатолий Сергеевич, главный конструктор АО «ЦКБ «Лазурит». E-mail: as_petrov@cdb-lazurit.ru.
Поступила / Received: 14.11.18 Принята в печать / Accepted: 09.04.19 © Коллектив авторов, 2019
