АНАЛИЗ ДИНАМИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПАКЕТ СТАТОРА ГРЕБНОГО ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯ СУДНА ЛЕДОВОГО КЛАССА ПРИ БОРТОВОЙ И КИЛЕВОЙ КАЧКЕ Текст научной статьи по специальности «Физика»

ISSN 1560-3644 IZVESTIYA VUZOV. SEVERO-KAVKAZSKIYREGION. TECHNICAL SCIENCE. 2020. No 4

ИНФОРМАТИКА, ВЫЧИСЛИТЕЛЬНАЯ ТЕХНИКА И УПРАВЛЕНИЕ INFORMATICS, COMPUTER ENGINEERING AND CONTROL

УДК 621.01:004 DOI: 10.17213/1560-3644-2020-4-5-12

АНАЛИЗ ДИНАМИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПАКЕТ СТАТОРА ГРЕБНОГО ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЯ СУДНА ЛЕДОВОГО КЛАССА ПРИ БОРТОВОЙ И КИЛЕВОЙ КАЧКЕ

© 2020 г. П.П. Гайджуров1, Г.К. Птах2

1Донской государственный технический университет, г. Ростов-на-Дону, Россия, 2ООО «НПП «Мир», г. Новочеркасск, Россия

ANALYSIS OF THE DYNAMIC EFFECT ON THE STATOR PACKAGE ROWING ELECTRIC MOTOR OF AN ICE CLASS VESSEL WHEN THE SIDE AND KEEL PITCHING

P.P. Gaydzhurov 1, G.K. Ptah2

1Don State Technical University, Rostov-on-Don, Russia, 2LLC «NPP «MIR», Novocherkassk, Russia

Гайджуров Петр Павлович - д-р техн. наук, профессор, кафедра «Техническая механика», Донской государственный технический университет, г. Ростов-на-Дону, Россия. E-mail: gpp-161@yandex.ru

Птах Геннадий Константинович - д-р техн. наук, профессор, главный конструктор ООО «НПП «Мир», г. Новочеркасск. Россия. E-mail: ptah2003@list.ru

Gaydzhurov Peter P. - Doctor of Technical Sciences, Professor, Department «Technical Mechanics», Don State Technical University, Rostov-on-Don, Russia. E-mail: gpp-161@yandex.ru

Ptah Gennadiy K. - Doctor of Technical Sciences, Professor, Chief Designer of LLC «NPP «MIR», Novocherkassk. Russia. E-mail: ptah2003@list.ru

С помощью программного комплекса ANSYS Mechanical выполнен конечно-элементный анализ динамического воздействия на пакет статора гребного электродвигателя судна ледового класса при бортовой и килевой качке. Для моделирования деталей пакета статора использованы следующие типы конечных элементов: пластинчатые SHELL 63, стержневые BEAM 188, объемные SOLID 185. Для определения динамических реакций между опорными лапами пакета статора и остовом применены комбинированные конечные элементы COMBIN14. Расчеты выполнены в динамической и статической постановках. Методика расчетов базируется на принципе обратимости движения, согласно которому пакет статора неподвижен, а вектор ускорения свободного падения поворачивается в соответствии с углом крена или дифферента судна.

Ключевые слова: гребная электроустановка; качка судна; метод конечных элементов; принцип обратимости движения; модальный анализ; переходной процесс; метод прямого интегрирования уравнения движения.

With the help of the ANSYS Mechanical software package, a finite element analysis of the dynamic impact on the stator package of an ice-class rowing motor vessel during on-Board and keel rolling was performed. The following types offinite elements are used for modeling the parts of the stator package: plate SHELL63, rod BEAM 188, volume SOLID 185. To determine the dynamic reactions between the support legs of the stator package and the frame, combined finite elements COMBIN 14 were used. The calculations are performed in dynamic and static settings. The calculation method is based on the principle of reversibility of motion, according to which the stator package is stationary, and the acceleration vector of free fall rotates in accordance with the angle of roll or trim of the vessel.

Keywords: rowing electrical installation; ship pitching; finite element method; the principle of reversibility of motion; modal analysis; transition process; method of direct integration of the equation of motion.

ISSN 1560-3644 IZVESTIYA VUZOV. SEVERO-KAVKAZSKIYREGION.

TECHNICAL SCIENCE. 2020. No 4

Введение

Согласно требованиям Морского Регистра главные и вспомогательные механизмы судна должны сохранять работоспособность при бортовой качке с креном 22,5° и килевой качке с амплитудой ±10° относительно вертикальной оси сечения, проходящей через мидель шпангоут. Регламентируемый диапазон периода колебаний судна при качке составляет Т = 7-9 с.

Особый интерес представляет анализ механической прочности несущих элементов гребного электродвигателя (ГЭД) судна ледового класса при различных сочетаниях бортовой и килевой качки, возникающей при движении судна по «открытой воде». Аналогичная проблема, связанная с прочностным анализом ГЭД, возникает при прокладывании прохода в ледяном поле. Отметим, что современные ледоколы класса «Арктика» могут преодолевать пятиметровые торосы и трехметровый лед на скорости до 20 км/ч. При этом для создания прохода в сплошных льдах толщиной более одного метра используются приемы крена и дифферента (носовой/кормой), создаваемые с помощью балластных цистерн.

Принципиальная схема размещения ГЭД на фундаментной раме судна приведена на рис. 1. С помощью фланца, расположенного на валу 1 (слева), ротор ГЭД жестко соединяется с линией гребного валопровода судна (последний на рис. 1 не показан).

На основании «Правила классификации и постройки атомных судов и плавучих сооружений» [1] для каждого судна необходимо выполнить расчет опор ных реакций ГЭД с учетом качки. На основании полученных данных для наиболее неблагоприятного режима эксплуатации судна выполняется расчет прочности болтового соединения 7, осуществляющего крепление остова 2 к фундаментной раме судна 4 (рис. 1), а также делается вывод о необходимости применения призонных болтов при монтаже.

Когда судно находится на взволнованной поверхности моря, оно испытывает бортовую, килевую и вертикальную качки. Согласно инженерной методике [2 - 6] силы инерции при бортовой и килевой качке, воздействующие на ГЭД, вычисляются соответственно по формулам:

Pb -

4n2G

Pdif -

gTb

4n2G

gTdf

Qz +—sin( 2

H . yz +—siny

(1)

где О - вес ГЭД; Ть, Тау - периоды бортовой и килевой качки; g - ускорение свободного падения; г - расстояние по высоте от центра тяжести судна до центра тяжести ГЭД; Н - высота расчетной волны; 9, у - углы крена и дифферента в радианах.

В выражениях (1) периоды колебаний определяются по эмпирическим формулам:

T -

40—п

g

Tdif --

1 + 0,4-= (L/1000 + 0,4) 4L

где Ь - длина судна; к - коэффициент трения (при Ь > 100, к = 2,2).

Подчеркнем, что в действительности все виды качки судна существуют одновременно. Однако в расчетной практике принято каждый вид качки рассматривать отдельно. При этом считается, что наибольшее воздействие на главные и вспомогательные механизмы оказывает бортовая качка судна.

\ *—

6

Рис. 1. Схема размещения ГЭД на фундаменте: 1 - вал;

2 - остов; 3 - опоры скольжения; 4 - фундаментная рама судна; 5 - пакеты статора; 6 - пакеты ротора; 7 - болтовые соединения / Fig. 1. The layout of rowing electric motor on the foundation: 1 - shaft; 2 - frame; 3 - sliding supports;

4 - base frame of the vessel; 5 - packs of the stator;

6 - packs of the rotor; 7 - bolt connection

Естественно, прочностной расчет с использованием формул (1) можно рассматривать лишь как оценочный, не отражающий реального поведения ГЭД при качке. Более точную информацию о динамическом поведении ГЭД при бортовой и

ISSN 1560-3644 IZVESTIYA VUZOV. SEVERO-KAVKAZSKIYREGION. TECHNICAL SCIENCE. 2020. No 4

килевой качке судна можно получить только с помощью математического моделирования, базирующегося на методе конечных элементов (МКЭ). В настоящее время наибольшее распространение для прочностного анализа в области машиностроения и судостроения получил программный комплекс ANSYS Mechanical, в котором реализован МКЭ в форме метода перемещений [7 - 9]. Преимуществом данного программного комплекса перед другими является наличие в нем встроенного языка программирования APDL [10], с помощью которого расчетчики могут составлять макросы для решения прикладных задач механики деформируемого твердого тела.

Конечно-элементное моделирование динамического поведения пакета статора при качке

Как показано на рис. 1, конструкция ГЭД включает два пакета статоров 5, которые фиксируются независимо друг от друга на остове 2 с помощью болтовых соединений 7. Компоновочный чертеж пакета статора ГЭД с указанием габаритных размеров приведен на рис. 2. Основным массивным элементом пакета статора является обмотка а, состоящая из катушек, установленных на зубцах магнитопровода статора. Разъемное соединение пакета статора с остовом осуществляется по двум симметрично расположенным прямоугольным площадкам b. Поперечная жесткость пакета обеспечивается тремя пластинами c, ослабленными центральными отверстиями. Для фиксации обмотки в пакете статора и обеспечения необходимой продольной жесткости предусмотрены продольные ребра жесткости d, жестко связывающие пластины c.

пластин основания статора, соединенных двумя опорными лапами - пластинчатые четырёхузло-вые элементы SHELL 63 (рис. 4); набора брусьев прямоугольного сечения, к которым крепится обмотка - стержневые двухузловые элементы BEAM 188 (рис. 5); обмотки статора - объемные восьмиузловые элементы SOLID 185 (рис. 6); двух стержней трубчатого сечения, предназначенных для транспортировки статора - элементы BEAM 188 (рис. 7); переходной оболочки толщиной 30 мм, предназначенной для соединения элементов обмотки и продольных брусьев - элементы SHELL 63 (рис. 8).

Рис. 2. Компоновочный чертеж пакета статора ГЭД / Fig. 2. Layout drawing of the rowing electric motor stator package

Конечно-элементная модель пакета статора (рис. 3) состоит из следующих фрагментов: трёх

Рис. 3. Конечно-элементная модель пакета статора / Fig. 3. Finite element model of the stator package

Рис. 4. Пластины / Fig. 4. Plates

Рис. 5. Продольные ребра жесткости / Fig. 5. Longitudinal edges stiffness

Рис. 6. Обмотка пакета статора / Fig. 6. Coil pack stator

Рис. 7. Продольные брусья для монтажа / Fig. 7. Longitudinal bars for mounting

Рис. 8. Переходная оболочка / Fig. 8. Transition shell

c

ISSN 1560-3644 IZVESTIYA VUZOV. SEVERO-KAVKAZSKIYREGION.

Отметим, что для ансамблирования (сборки) конечно-элементной модели пакета применена регулярная сетка для всех фрагментов.

С целью определения плоскости наименьшей жесткости и форм возможных колебаний пакета статора ГЭД выполним модальный анализ. На рис. 9 представлены первые две пары собственных чисел и соответствующие формы колебаний. Здесь и Х2 - соответственно первая и вторая технические частоты собственных колебаний пакета статора.

Х1 = 21,97 Гц

X2 = 27,48 Гц

О

Рис. 9. Первая и вторая собственные пары для пакета статора / Fig. 9. The first and second proper pairs for the stator package

Из приведенных на рис. 9 форм свободных колебаний следует, что плоскость наименьшей жесткости пакета статора совпадает с вертикальной плоскостью, совпадающей с продольной осью ГЭД. При этом собственные колебания первой формы (основного тона) ассоциируются с килевой качкой судна. Как видно из рис. 9, собственные колебания второй формы совпадают с поперечной плоскостью пакета статора и их можно связать с бортовой качкой судна.

Выполним исследование динамического отклика пакета статора ГЭД при бортовой качке судна. Так как техническая частота обратно пропорциональна периоду колебаний X = 1/T, то регламентируемый диапазон частот бортовых колебаний [1] составляет 0,111 - 0,143 Гц. Для анализа переходного процесса удобно пользоваться круговой частотой вынужденных колебаний ю = 2лХ, измеряемой в с-1. В данном случае частоты ю лежат в интервале 0,697 - 0,898 с-1. Сравнивая диапазон ю с полученными значениями

TECHNICAL SCIENCE. 2020. No 4

X1 и X2, приходим к выводу, что колебательный процесс пакета статора, обусловленный качкой судна, является докритическим.

Согласно принципу обратимости движения, рассмотрим расчетную схему, в которой пакет статора неподвижен, а вектор ускорения свободного падения g поворачивается в соответствии с углом крена судна 6(0 (рис. 10). Цифрами 1 и 2 на рис. 10 обозначены исследуемые точки. Полагаем, что при бортовой качке составляющие ускорения gx(t) и gy(t) изменяются по гармоническому закону:

gx (t) = g sin 0(0, g^ (t) = g cos 0(t),

где 0(t) = sin rot.

Здесь и далее символ вектора в обозначениях g, gx(t), gy{t) опущен.

Графики gx ~ tint, g^ ~ tmt, 0~ tint для частоты ю = 0,697 с1, соответствующей наименьшему периоду колебаний T = 7 с, показаны на рис. 11. На этих графиках и далее по оси абсцисс отложено условное время tint, которое используется при численном интегрировании урав-

Рис. 10. Расчетная схема для расчета пакета статора с учетом крена судна / Fig. 10. Calculation scheme for calculating the stator package taking into account the ship's roll

gx, gy, м/c2 6, град

20 10

0 -10 -20

0 200 400 600 800 1000 f,,„

Рис. 11. Графики gx ~ tint, gy ~ tint, 6 ~ tint

/ Fig. 11. Graphs gx ~ tint, gy ~ tint, 6 ~ tint

ISSN 1560-3644 IZVESTIYA VUZOV. SEVERO-KAVKAZSKIYREGION.

TECHNICAL SCIENCE. 2020. No 4

Для определения динамических реакций (t) между опорными лапами пакета статора и остовом вводим комбинированные конечные элементы COMBIN 14 (рис. 10). Коэффициенты жесткости элементов COMBIN 14 kx = ky = kz принимаем равными 2-1011 Н/м.

Результаты конечно-элементного моделирования поведения пакета статора ГЭД при бортовой качке с частотой ю = 0,697 с представлены на рис. 12 - 16.

На рис. 12 приведены графики горизонтальных перемещений ux ~ t в исследуемых точках 1 и 2 пакета статора (рис. 10). Визуализация картины деформации ux при максимальном угле крена 0 = 22,5° показана на рис. 13. Из приведенных данных следует, что максимальное значение перемещения при бортовой качке ux max = = 0,604-Ш-4 м. Выполнив аналогичный расчет в статической постановке, получаем такое же значение ux max.

Картина распределения интенсивности напряжений oi в средней пластине пакета при достижении максимального уровня напряженного состояния при бортовой качке показана на рис. 14. Величина ai max составляет 4,85 МПа.

ux-105, м

6

4

2 0 -2 -4 -6

Рис. 12. Графики ux ~ tв точках 1 и 2 пакета статора / Fig. 12. Graphs ux ~ t at points 1 and 2 of the stator package

Ux, м

o„ Н/м2

□ □ □ □

Ш

зоьее.4

565691

■110E+07

■164E+07

■217E+07

■271E407

■324E+07

.37ЁЕ+07

■431E+07

■485E+07

Рис. 14. Визуализация распределения Oj в средней пластине пакета при угле крена 0 = 22,5° / Fig. 14. Visualization pattern in the middle plate of the package at the angle of roll 0 = 22,5°

Расчетным путем установлено, что величины oj max, полученные при динамическом и статическом расчетах, также совпадают.

Таким образом, можно считать, что при данном периоде бортовой качки влиянием сил инерции на напряженно-деформированное состояние пакета статора можно пренебречь.

Важное практическое значение имеют данные моделирования опорных реакций r(t) (рис. 10). Визуализация эпюры r(t) для момента времени, соответствующего углу крена 0 = 22,5°, приведена на рис. 15. Как видно, в этот момент времени в болтовом соединении, расположенном справа от вертикальной оси ГЭД (см. рис. 1), в элементах COMBIN 14 возникают растягивающие усилия (на шкале ry знак минус). Максимальное по модулю растягивающее усилие

r~ = 14,3 кН. С учетом периодичности данно-

y max

го вида колебаний корпуса судна, такие же реакции возникают на противоположной стороне ГЭД. Таким образом, речь идет о возможности виртуального отрыва пакета статора от остова при бортовой качке судна. На основании полученных данных моделирования принимается решение о необходимости применения призонных болтов для крепления пакета статора к остову ГЭД.

ry, Н

JYX

Z

\

\

О

о о

0

1 I

ш

-14348.3 -2647 Л 8652.91 20153.5 31654.1 43154 Л 54655.3 66155.9 77656.5 89157.1

Рис. 13. Визуализация распределения ux пакете статора при угле крена 0 = 22,5° / Fig. 13. Visualization ux of the distribution in the stator package at a roll angle 0 = 22,5°

Рис. 15. Эпюра r(t) при угле крена 0 = 22,5° / Fig. 15. Plot r(t) at the angle of roll 0 = 22,5°

Выполним динамический анализ поведения пакета статора ГЭД при килевой качке с частотой a = 0,697 с1. В данном случае в качестве

ISSN 1560-3644 IZVESTIYA VUZOV. SEVERO-KAVKAZSKIYREGION.

TECHNICAL SCIENCE. 2020. No 4

переменных параметров используются составляющие ускорения:

gy (0 = g cos ) , gz (t) = g sin v(t) ,

где y(t) = sin at - закон изменения угла дифферента судна при килевой качке. Графики gy

tin

gz

¡ш, У ~ для ю = 0,697 с-1 показаны на рис. 16.

Графики продольных перемещений иг ~ в точках 1 и 2 пакета статора (рис. 10) при килевой качке представлены на рис. 17. Сравнивая графики перемещений на рис. 12 и 17, устанавливаем, что амплитудные значения иг больше соответствующих значений их в 2,3 раза. Это объясняется тем, что продольные перемещения иг относятся к плоскости наименьшей жесткости, совпадающей с плоскостью симметрии Г0Z модели пакета статора.

Сравнивая результаты статического и динамического расчетов пакета статора при килевой качке, устанавливаем, что при заданном периоде колебаний судна влиянием сил инерции так же, как и при бортовой качке, можно пренебречь. Результаты конечно-элементного моделирования в виде картины распределения перемещений в пакете иг и интенсивности напряжений в средней пластине пакета сг- приведены соответственно на рис. 18 и 19.

gy, gг, м/с2 1|Л град

lO ( 1 ( 1 (

5 \ у \ gz

0 gy

-5 - \

-lO - 1 1 1 1 1

O 2OO 4OO 600 800 1000 tint

Рис. 16. Графики gy ~ tint, gz~ t, / Fig. 16. Graphs gy ~ t^, gz~ t,

•104, м

int, у int у '

tint tint

0 -0,5 -1,0

0 200 400 600 800 1000 f,,„ Рис. 17. Графики uz ~ tint в точках 1 и 2 пакета статора / Fig. 17. Graphs uz ~ tint at points 1 and 2 of the stator package

u, м

Рис. 18. Визуализация распределения uz в пакете статора при дифференте у = 10° / Fig. 18. Visualization uz of the distribution in the stator package when pitching у = 10°

о,, Н/м2

пз

□

H H

57556.й .118E+07 •22 9E+07 .341E+07 .453E+07 •565E+07 .67 6E+07 •788E+07 .900E+07

.îoiE+oe

Рис. 19. Картина распределения в средней пластине пакета при дифференте у = 10° / Fig. 19. The distribution pattern in the intermediate plate of the package during when pitching у = 10°

Как и следовало ожидать, значения ai в средней пластине пакета статора при килевой качке в два раза больше, чем при бортовой качке.

Эпюра продольных усилий ry в элементах COMBIN 14 при дифференте у = 10° показана на рис. 20.

. \

Л

ry, Н

J^X

Z

ч>Л

О О

о

о

LJ

ш

-2699.84 7682.57 16065 28447.4 38829.8 49212.2 59594.6 69977 80359.4 90741.е

Рис. 20. Эпюра ry при дифференте у = 10° / Fig. 20. Plot ry when pitching у = 10°

На основании данных, приведенных на рис. 15 и 20, устанавливаем, что растягивающее усилие в болтовом соединении при бортовой качке больше, чем аналогичное усилие при килевой качке в пять раз.

В заключение выполним расчет пакета статора ГЭД для режима, моделирующего качку в некоторой фиксированной плоскости, не проходящей ни через одну плоскость симметрии

ISSN 1560-3644 IZVESTIYA VUZOV. SEVERO-KAVKAZSKIYREGION.

TECHNICAL SCIENCE. 2020. No 4

судна. Для позиционирования плоскости такой кососимметричной качки, сочетающей элементы бортовой и килевой качек, будем исходмть из заданных амплитудных значений углов крена 0 = 22,5° и дифферента у = 10°. С помощью компьютерной графики определим углы фи у данной плоскости, необходимые для задания проекции ускорения gg на декартовые оси X, Y, Z (рис. 21). На рис. 21 вектор ускорения свободного падения g для бортовой качки обозначен символом g0, для килевой качки - gy, для кососимметричной качки - gr В рассматриваемом случае расчетное значение угла ф при максимальном отклонении от оси 0Y составляет 12,42°, величина угла у = 24,41°.

Проекции gg при кососимметричной качке определяем по формулам:

gй (t) = g sin ф(0 sin Y, gy (t) = g sin ф(0, ge (t) = g sin ф^) cos,

где ф(0 = sin Ш - закон изменения угла.

Графики перемещений ux ~ tint, uz ~ tint в точке 1 пакета статора (см. рис. 10) представлены на рис. 22.

Картины распределения горизонтальных ux и продольных перемещений uz при максимальном отклонении оси ГЭД от нейтрального положения показаны на рис. 23. Из приведенных результатов видно, что доминирующими при кососимметричной качке являются продольные перемещения. Полученное значение отношения

uz max/ux max 8,1

На рис. 24 отражено распределение поля интенсивности напряжений сг- в средней пластине пакета статора. Отметим, что полученное значение o¡ max мало отличается от аналогичного значения для килевой качки (рис. 19). К этому следует добавить, что картина распределения поля c¿, представленного на рис. 24, практически симметрична.

S,

ux104, uz-104, м

0 200 400 600 800 1000 tint Рис. 22. Графики ux ~ tint, uz ~ tint в точке 1 пакета статора / Fig. 22. Graphs ux ~ tint, uz ~ tint at point 1 of the stator package

ux, м

Uz, м

Рис. 21. Углы при кососимметричной качке / Fig. 21. Angles at skew-symmetric pitching

б

Рис. 23. Визуализация распределения ux (а) и uz (б) в пакете статора при ф = 12,42° / Fig. 23. Visualization of the distribution ux (а) and uz (б) in the stator package at ф = 12,42°

ai, Н/м2

Рис. 24. Визуализация распределения а в средней пластине пакета статора при ф = 12,42° / Fig. 24. Visualization of the distribution а in the middle plate of the stator package at ф = 12,42°

Распределение опорных реакций ry при заданном варианте кососимметричной качки показано на рис. 25. Сравнивая полученные значения

а

ISSN 1560-3644 IZVESTIYA VUZOV. SEVERO-KAVKAZSKIYREGION.

TECHNICAL SCIENCE. 2020. No 4

растягивающих усилии гу с ранее полученными

(рис. 15, 20), приходим к выводу, что наиболее опасным с точки зрения отрыва пакета статора от фундамента является режим бортовоИ качки.

Режим кососимметричной качки по уровню г~

занимает промежуточное положение между режимами килевой и бортовоИ качек.

Л

J^x

Z

л- Н

-6227 . 64

52 40.. 34

16703 . 3

23176 . 3

3 Э 644 . 3

51112 . 3

62 530 . 3

74043 . 3

35516 . 2

■■ Э 6 Э34 . 2

Рис. 25. Эпюра ry при ф = 12,42° / Fig. 25. Plot ry at ф = 12,42°

Следует отметить, что для получения более подробной информации о напряженно-деформированном состоянии пакета статора ГЭД при кососимметричной качке судна необходимо выполнить серию расчетов при различных значениях угла у в диапазоне [0 < у < 24,41°].

Выводы

1. Разработана и апробирована на конкретных числовых примерах инженерная методика анализа напряженно-деформированного состояния пакета остова ГЭД при бортовой, килевой и кососимметричной качке судна. Данная методика может быть распространена на исследование динамического поведения любых судовых механизмов, жестко соединенных с фундаментной рамой судна.

2. Установлено, что при заданных динамических параметрах влиянием инерционной составляющей от качки пакета статора ГЭД можно

пренебречь и ориентироваться на результаты статического расчета.

3. Предлагаемая методика конечно-элементного моделирования позволяет количественно оценить растягивающие усилия в болтовом соединении остова ГЭД и фундаментной рамы судна при крене и дифференте.

На основании проведенных численных экспериментов принято решение об усилении жесткости конструкции ГЭД путем продления продольных брусьев (см. рис. 7) таким образом, чтобы установить дополнительную связь между

пакетами статора.

Литература

1. Правила классификации и постройки атомных судов и плавучих сооружений. СПб., 2012. 151 с.

2. Благовещенский С.Н., Холодилин А.Н. Справочник по статике и динамике корабля: в 2-х т. Т.1. Статика корабля. Л.: Судостроение. 1976. 336 с.

3. Благовещенский С.Н., Холодилин А.Н. Справочник по статике и динамике корабля: в 2-х т. Т.2. Динамика (качка) корабля. Л.: Судостроение. 1976. 176 с.

4. Справочник по теории корабля: в 3-х т. Т.2. Статика судов. Качка судов / под ред. Я.И. Войткунского. Л.: Судостроение. 1985. 440 с.

5. РемезЮ.В. Качка корабля. Л.: Судостроение, 1983. 328 с.

6. Шиманский Ю.А. Динамический расчет судовых конструкций. Л.: Изд-во Судостроительной промышленности, 1963. 444 с.

7. Басов К.А. Л^УБ для конструкторов. М.: ДМК Пресс, 2009. 248 с.

8. Чигарев А.В., Кравчук А.С., Смалюк А.Ф. ЛЖУБ для инженеров: справочное пособие. М.: Машиностроение-1, 2004. 512 с.

9. Гайджуров П.П., Высоковский Д.А., Птах Г.К. Анализ динамического отклика гребной электроустановки судна ледового класса при экстремальных режимах эксплуатации // Изв. вузов. Сев.-Кавк. регион. Техн. науки. 2019. № 3. С. 21 - 27.

10. Морозов Е.М., Муйземнек А.Ю., Шадский А.С. ЛШУБ в руках инженера. Механика разрушения. М.: ЛЕНАНД, 2008. 456 с.

References

1. Rules for classification and construction of nuclear-powered vessels and floating structures. Saint Petersburg, 2012. 151 p.

2. Blagoveshchenskiy S.N., Kholodilin A.N. Handbook of ship statics. Vol. 1. Ship Statics. L.: Sudostroenie, 1976. 336 p.

3. Blagoveshchenskiy S.N., Kholodilin A.N. Handbook of ship statics. Vol. 2. Dynamics (pitching) of the Ship. L.: Sudostroenie,

1976. 176 p.

4. Handbook of ship theory. Vol. 2. Statics vessels. Ship rolling / Edited by Ya.I. Voitkunsky. L.: Sudostroenie, 1985. 440 p.

5. Remez V. The Pitching of the Ship. Leningrad: Sudostroenie, 1983. 328 p.

6. Shimansky Yu.A. Dynamic calculation of ship structures. L.: publishing house of the Shipbuilding industry, 1963. 444 p.

7.Basov K.A. ANSYS for designers. M.: DMK Press, 2009, 248 p.

8.Chigarev A.V., Kravchuk A.S., Smalyuk A.F. ANSYS for engineers: Reference. manual. M.: Mashinostroenie-1, 2004. 512 p.

9.Gaydzhurov P.P., Vysokovsky D.A., Ptah G.K. Analysis of the dynamic response of the rowing electrical installation of an ice-class vessel under extreme operating conditions. University News. North-Caucasian Region. Technical Sciences Series. 2019. No. 3. Pр. 21 - 27.

10. Morozov E.M., Muizemnek A.Yu., Shadsky A.S. ANSYS in the hands of an engineer. Mechanics of destruction. M.: LENAND, 2008, 456 p.

Поступила в редакцию /Received 13 октября 2020 г. / October 13, 2020