CC BY-NC
13
DOI: 10.24937/2542-2324-2020-2-S-I-31-40 УДК 627.88:629.5.035.5
О.С. Шаринкова, А.П. Аносов
Дальневосточный федеральный университет, Владивосток, Россия
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЧНОСТИ
КОНСТРУКТИВНОЙ ПРОТИВОЛЕДОВОЙ ЗАЩИТЫ ВИНТОРУЛЕВОГО КОМПЛЕКСА
Одними из наиболее повреждаемых конструкций судна при плавании во льдах являются элементы винторулевого комплекса (ВРК). Разработана запатентованная конструктивная противоледовая защита ВРК, защищающая перо руля со стороны кормы по всей его высоте. Приведены результаты исследования прочности защитной конструкции в зависимости от соотношения размеров ее элементов, соотношения их жесткостей, а также от места и направления приложения ледовой нагрузки.
Ключевые слова: винторулевой комплекс судна, противоледовая защита ВРК, расчет ледовой прочности. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
DOI: 10.24937/2542-2324-2020-2-S-I-31-40 UDC 627.88:629.5.035.5
O. Sharinkova, A. Anosov
Far Eastern Federal University, Vladivostok, Russia
STRENGTH OF STRUCTURAL ICE PROTECTION FOR STEERING AND PROPULSION UNITS
Steering and propulsion are one of the most vulnerable elements of ice-going ships. This paper discusses structural ice protection for steering and propulsion units suggested and patented by the authors. This system protects rudder blade from the stern over its whole height. The paper gives the results of strength study for this structure depending on relative size of its elements, their stiffness ratios, as well as on application point and direction of ice load. Keywords: steering and propulsion system, ice protection, ice strength calculations. Authors declare lack of the possible conflicts of interests.
Введение
Одними из наиболее повреждаемых конструкций судна при плавании во льдах являются элементы винторулевого комплекса (ВРК). Особенно высока опасность их повреждения при движении судна задним ходом. Во время движения задним ходом при отсутствии специальных защитных устройств льдины упираются в заднюю кромку пера руля, создавая усилия, измеряемые десятками тонн. По данным ориентировочного расчета, выполненного в соответствии с формулами, приведенными в [1], при изменении скорости судна водоизмещением порядка 5000 т от 1 до 3 уз усилие взаимодействия со льдом изменяется от 26 до 113 т соответственно.
На судах ледового плавания для защиты пера руля в корму от него на ахтерштевне выполняется специальный выступ (ледовый выступ). При его достаточном заглублении ниже ватерлинии эта конструкция эффективно защищает перо руля при его положении в диаметральной плоскости и значительно хуже - при переложенном пере руля. При этом сохраняется опасность ухода льдины под корму с наклоном, т.е. минуя ледовый выступ. Вторым условием эффективности ледового выступа является неизменность осадки судна кормой, что практически выполняется на ледоколах. На грузовых судах осадка, в том числе и кормой, меняется в широких пределах. Ледовый выступ может оказаться над
Для цитирования: Шаринкова О.С., Аносов А.П. Исследование прочности конструктивной противоледовой защиты винторулевого комплекса. Труды Крыловского государственного научного центра. 2020; Специальный выпуск 2: 31-40. For citations: Sharinkova O., Anosov A. Strength of structural ice protection for steering and propulsion units. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2020; Special Edition 2: 31-40 (in Russian).
поверхностью воды, а значит, и льда, и в этом случае теряет всякий смысл. Увеличение высоты консольного ледового выступа с учетом изменения осадки приведет (из прочностных соображений) к увеличению остальных размеров (ширины и толщины опорного сечения).
В публикации [2] предложена конструкция кормовой оконечности, обеспечивающая ледовую защиту ВРК. Устройство (рис. 1) включает перо руля со смещенной к задней кромке осью вращения, рудерпост-ледорез, который, в отличие от традиционной конструкции, расположен не впереди, а позади пера руля по всей его высоте. В нижней части рудерпост соединен с пяткой, образуя тем самым жесткую замкнутую раму. Рудерпост-ледорез и перо руля при прямом положении руля образуют единый обтекаемый профиль. При перекладке пера руля его задняя кромка остается под защитой рудерпоста-ледореза. При переднем ходе защитой винта и руля служат конструкции в виде крыльев-отбойников (рис. 1 и 2).
Очевидно существование ряда проблем, связанных с использованием предлагаемого устройства противоледовой защиты ВРК, исследования
/ \ \ 2 3 1
в контексте которых позволят сделать окончательный вывод о степени его эффективности.
1. Необходимость увеличения мощности рулевой машины и диаметра баллера. Эта проблема возникает в связи с изменением положения оси баллера по отношению к профилю пера руля, но не требует каких-либо исследований и решается расчетом.
2. Гидродинамические характеристики руля, который представляет собой при перекладке руль изменяемого профиля (неподвижный рудерпост-ледорез и поворотное перо руля). При перекладке пера руля рудерпост-ледорез образует с ним вогнуто-выпуклый профиль, наиболее эффективный при движении задним ходом. Фактор, безусловно, положительный с учетом худшей управляемости судов при движении задним ходом. При движении передним ходом такая форма профиля руля наименее эффективна, т.к. кривизна профиля обратна по отношению к той, которая обеспечивает максимальное боковое усилие. Разработано техническое решение [3], состоящее в частичной компенсации отрицательного эффекта, возникаю-
Рис. 1. Противоледовая защита винторулевого комплекса [2]: ^ 1 - перо руля;
2 - рудерпост-ледорез;
3 - пятка;
4 - крыло-отбойник
Рис. 2. Крылья-отбойники для противоледовой защиты винторулевого комплекса танкера «Аскольд» в процессе монтажа
Рис. 3. Конструкция руля изменяемого профиля судна ледового плавания: 1 - перо руля; 2 - рудерпост-ледорез; 3 - поворотная часть пера руля
щего за счет обратной кривизны профиля системы «перо руля - рудерпост» при повороте судна на переднем ходу, посредством поворотной передней части пера руля, которая образует с пером руля при его повороте наиболее эффективный вогнуто-выпуклый профиль (рис. 3). В связи со сказанным необходимо исследование влияния геометрических параметров рудерпоста-ледореза, пера руля и его поворотной части на общую эффективность рулевого устройства при переднем и заднем ходах - выбор оптимального варианта геометрии рулевого устройства.
3. Эффективность, гидродинамические характеристики и прочность крыльев-отбойников. Эксплуатация упомянутого выше танкера «Аскольд» обнаружила существенное влияние этого защитного устройства на эффективность винта, в связи с чем необходимы дополнительные исследования.
4. Ледовые нагрузки на конструкции противоле-довой защиты. Нагрузки зависят от геометрии рудерпоста-ледореза, скорости движения и механических характеристик льда. Очевидна аналогия
с нагрузками на форштевень или перо руля при их контакте со льдом. По этому вопросу есть достаточно обширная информация, например [1, 4, 5]. 5. Влияние соотношения геометрических характеристик рудерпоста-ледореза и пятки на прочность образуемой ими рамной конструкции. Далее приведены результаты исследования в рамках этой проблемы.
Исследование прочности противоледовой защиты винторулевого комплекса
Исследована прочность рамной конструкции, защищающей от воздействия льда перо руля и винт при движении судна задним ходом и состоящей из рудерпоста-ледореза и пятки ахтерштевня. Защитная конструкция представляет собой статически неопределимую Г-образную раму, состоящую из двух жестко соединенных между собой стержней, жестко заделанных свободными концами на корпусе. Общий вид конструктивной защиты ВРК и действующие на нее нагрузки показаны на рис. 4.
Рис. 4. Противоледовая защита винторулевого комплекса: а) общий вид рулевого устройства; б) нагрузки, действующие на защитную конструкцию; в) расчетная схема защитного устройства; 1 - рудерпост-ледорез; 2 - пятка ахтерштевня; 3 - перо руля
Основным усилием, которое будет определять конструкцию и прочность защитного устройства, является ледовая нагрузка Р, которая действует в горизонтальной плоскости и в общем случае направлена произвольно. Сила Р может быть представлена продольной Рпр и поперечной Рпоп составляющими. Величина ледовой нагрузки, строго говоря, зависит от размеров судна, его ледовой категории, температуры и структуры льда и т.п. Чтобы исключить из рассмотрения эти факторы, которые имеют значение при конкретном проектировании, все дальнейшие расчеты выполнены при действии единичных сил, т.е. полученные результаты с учетом линейности системы могут быть легко пересчитаны на любой конкретный случай.
Перо руля может быть подвесным, т.е. закрепленным только на баллере, может дополнительно иметь опору на пятке и, наконец, может быть соединено с рудерпостом по высоте несколькими промежуточными петлями.
На перо руля при его перекладке действует боковая гидродинамическая сила Е. Возможен также контакт боковой поверхности пера руля со льдом. При этом перо руля и баллер будут изгибаться. В первом случае (при отсутствии опоры на пятке) это не создаст дополнительных усилий, действующих на защитное устройство (Я = 0). При наличии дополнительной опоры на пятке (рис. 4б) в результате совместного изгиба защитного устройства и пера руля возникнет дополнительное усилие Я, которое можно разложить на продольную и поперечную составляющие. Величина этого усилия зависит от соотношения изгибных жесткостей пера руля и защитного устройства от положения точки приложения силы Е по высоте и от зазора в подшипнике опоры. И, наконец, в третьем случае усилия меняющейся по высоте величины будут приложены в каждой петле. Учитывать эти усилия на стадии исследования затруднительно и вряд ли целесообразно, т.к. их величина зависит от названных параметров, которые на данном этапе не определены. Учет этих сил необходим при проверочном расчете прочности конкретного рулевого устройства, т.е. на заключительной стадии расчетного проектирования.
Целью выполненного далее анализа является оценка влияния на величину внутренних сил в элементах защитного устройства, определяющих его прочность, следующих конструктивных и эксплуатационных факторов:
■ абсолютные размеры конструкции и соотношение длин ее элементов;
■ соотношение изгибных жесткостей рудерпоста-
ледореза и пятки ахтерштевня;
■ положение по высоте точки приложения нагрузки (осадка судна кормой).
С учетом принципа независимости действия сил следует рассмотреть два расчетных случая. В первом случае при расчете плоской рамы на нагрузки, действующие в ее плоскости, в стержнях действуют три внутренние силы: нормальная сила N, перерезывающая сила Q и изгибающий момент М. Во втором случае при действии на плоскую раму поперечных усилий в ее стержнях нет нормальных сил, но кроме Q и М возникают скручивающие моменты. Для рам с соизмеримыми жесткостями стержней в первом случае при раскрытии статической неопределимости деформации от изгиба на порядки больше деформаций от растяжения (сжатия), и поэтому последние в силу относительной малости не учитываются. Это же в равной мере относится и к влиянию углов закручивания сопряженных стержней во втором случае.
Поскольку изгибные и крутильные жесткости, а также площади поперечных сечений рудерпоста и пятки могут отличаться на порядки, выполнен анализ влияния деформаций растяжения или сжатия, а также углов закручивания на величину и характер распределения внутренних сил в элементах конструкции защитного устройства.
Исследование прочности конструкций противоледовой защиты при действии продольной нагрузки
Конструкция противоледовой защиты представляет собой простейшую раму, которая традиционно рассчитывается методом сил. Однако при этом решение является численным, т.е. нет более удобных для проведения анализа аналитических выражений для определения реактивных усилий и внутренних силовых факторов. Поэтому здесь и в дальнейшем используются аналитические выражения, получаемые с использованием метода начальных параметров.
Расчетная схема представлена на рис. 5. Система статически неопределима. При 12 неизвестных реакциях можно записать 6 уравнений равновесия (по 3 для каждого стержня), 3 уравнения совместности перемещений и 3 уравнения равенства сил взаимодействия стержней, составленных с использованием условий сопряжения в точке соединения стержней А.
Рудерпост
Пятка
4 R6 yRs / Л / (
А J w MR 3 MR4 л ma <-► rRs
Рис. 5. Схема рамы противоледового защитного устройства (а) и его расчетная схема (б)
Далее приведены расчетные зависимости для случая, когда не учитываются осевые деформации стержней. Уравнения равновесия для рудерпоста:
2 mBl - 0; -MRl + MR2 - R3 • a + Pna - 0;
2 Р = 0; - Rl + P - Rз = 0;
2 N - 0; Л2 - Я4 = 0.
Уравнения равновесия для пятки:
2 mСl - 0; MR4 - MR3 - R5 • ma - 0;
2 Р - 0; R5 - R8 = 0; 2N - 0; R6 - R7 = 0.
Условия сопряжения без учета сжатия стержней:
■ равенство углов поворота концевых сечений А рудерпоста и пятки
= 0А2;
■ равенство нулю прогибов рудерпоста и пятки в сечении А
VA1 = 0, VA2 = 0;
■ равенство реактивных сил в сечениях А рудерпоста и пятки
Л3 = Лб, Л4 = Я5, MR2 = MRз.
Прогиб и угол поворота рудерпоста в сечении А по методу начальных параметров
УЛ1
Q A1 -■
1 R1a3
EIz 1 6
1 R1a2
EIz 1 2
+ MRa + Pa 3(1 - n)3
+ MR1a +
Pa 2(1 - n)2
Прогиб и угол поворота пятки в сечении А 1
^A2 --
QA2 --
R8 m3 a3
2 2 MR 4 m a
EIZ 2 6
1 R8 m 2 a 2
EIz 2 2
- MR 4 ma
Подставляя полученные перемещения в условия сопряжения и обозначив отношение осевых моментов инерции сечений рудерпоста и пятки, определяющих их жесткость при изгибе в плоскости рамы, 14 = 121И22, после алгебраических преобразований запишем:
УА1 - 0; - Л1а + 3МЛ1 + Ра (1 - п )3 = 0;
УА2
- 0; R8ma - 3M
R 4
0;
(1) (2)
9 А1 - 9А2 ;
-Л1а + 2МЛ1 + Ра(1 -п)3 -14Л8т2а + МЛ4тг4 - 0. (3)
Далее, используя приведенные выше уравнения равновесия, равенства реактивных сил в сечениях А рудерпоста и пятки и уравнения, полученные из условий сопряжения стержней рамы, запишем аналитические выражения для определения всех 12 реактивных усилий (рис. 56).
Л Г - п2 [(3 - п)(т/4 +1) + 3(1 - п)]] 1 1 2(т14 +1)
• P;
R2 - R4
R3 - R6 - R7 -
R-- 3n2(1 -n) • P; 2m(mi4 +1)
n2 [(3 - n)(mi4 +1) + 3(1 - n)] 2(mi4 +1)
• P;
(4)
(5)
(6)
мт =
2n2(1 - n) - n2 ((3 - n)(mi4 +1) + 3(1 - n)) + +2n(mi4 +1)
2(mi4 +1)
MR 2 = MR 3 =
n2(1 - n) mi4 +1
• aP;
n2(1 - n) MR 4 =—i-'— aP.
(9)
2(т/4 +1)
В следующем расчете учитывается деформация растяжения-сжатия стержней рамы, в результате чего изменятся условия сопряжения. Неизменными остаются уравнения равновесия для рудерпоста и пятки (см. выше), сохраняются равенство углов поворота концевых сечений А рудерпоста и пятки 0А1 = 0А2 и равенство реактивных сил в сечениях А рудерпоста и пятки Я3 = Я6, Я4 = Я5, МЯ2 = МЯ3. В отличие от предыдущего расчета, прогибы рудерпоста и пятки в сечении А соответственно равны осевым перемещениям этих же сечений пятки и рудерпоста соответственно, т.е.
JA1 - SA2 ;
JA2 = S A1.
Неизменными остались выражения для определения прогибов и углов поворота сопрягаемых сечений А рудерпоста и пятки (см. выше). Перемещения сечений А рудерпоста и пятки от их осевых деформаций определяются выражениями
S = R4 а
0 A1 = EA ;
SA2 =
R6 ma
EA2 '
Введя обозначения /4 = Иг2, ¿5 = !г\ /А2, 7'6 = 1г2 /Аь после аналогичных приведенным
в предыдущем расчете преобразований получим выражения
■aP; (7)
(8)
R1 = P - R3;
MR1 - MR 2 - R3 • а + Pna;
R6 - r7 - R3;
Rs - R5 - R2 - R4;
MR4 - MR2 + R4 • ma;
R3 -
n2a2(3 - n)P + 3aMR2 _ 2(a + 3i5m)
2
_ 3am Mr2 R - -
2(a2 m3 + 3i6):
MR 2 -
n2a(m3a2 + 3i6) (2(a2 + 3i5m) - a2(3 - n))P
(m3a2 + 3i6)(3a2 - 4(mi4 +1)(a2 + 3i5m))-
(10) (11) (12)
(13)
(14)
(15)
(16) .(17)
+3m4 a 2i4(a 2 + 3i5 m)
В данном случае выражения для определения реактивных усилий типа (4)-(9) получаются очень громоздкими. Поэтому целесообразно определить МЯ2 в соответствии с (17), а затем, используя (10)-(16), определить остальные неизвестные реактивные усилия.
Для обоих вариантов при одинаковых исходных данных были выполнены тестовые расчеты, результаты которых в виде эпюр Ы, Q и М приведены на рис. 6.
Установлено незначительное увеличение расчетных перерезывающей силы и изгибающего момента в опорном сечении рудерпоста на 1 и 4 % соответственно. Остальные внутренние силы уменьшились от 8 до 38 % - особенно существенно для пятки ахтерштевня.
0,0212 (0,027)
0,862
0,53
0,138 (0,149)
0,0212 (0,027)
0,0196 (0,027)
Рис. 6.
Сопоставление результатов тестовых расчетов с учетом и без учета (цифры в скобках) осевых деформаций рудерпоста и пятки
Исследование прочности конструкций противоледовой защиты при действии поперечной нагрузки
При действии на конструкцию противоледовой защиты поперечной нагрузки в результате деформации происходит выход из плоскости. При этом в отличие от варианта, когда действует продольная нагрузка, в поперечных сечениях стержней рамы исчезают нормальные силы, но появляются скручивающие моменты. Рассмотрен вариант, когда стержни соединены в точке А посредством крутильных шарниров, и вариант жесткого соединения стержней с учетом их жесткости на скручивание.
Конструктивная и расчетная схемы для обоих вариантов представлены на рис. 7.
Для первого варианта расчета уравнения статического равновесия рудерпоста
S m0 - 0; -MR1 - R2 • a + Pna - 0; 2 P - 0; -R1 + P - R2 - 0; S mKl - 0; mkr1 - Pe -
Уравнения статического равновесия пятки: S m0 - 0; -MR4 + R2 • ma - 0;
S P - 0; R2 - R3 - 0.
Прогиб рудерпоста в точке А в поперечном направлении
VA2
1
EL
Y1
R1a3 + MR1a2 + Pa3(1 - n)3
Прогиб пятки в точке А в поперечном направлении
V
1
A2
EL
Y2
R3 m3 a3 + MR 4 m 2 a2
Приравняв прогибы в точке А, с учетом отношения моментов инерции сечений рудерпоста и пятки ¡1 = 1п /1п получим после преобразований
3МЯ1 - Я • а + ¡т3аЯ3 - 3т2МЯ4 + Ра(1 - п)3 = 0. (18)
Четыре уравнения равновесия и уравнение (18) составляют полную систему алгебраических уравнений относительно пяти неизвестных реактивных усилий. Решая систему уравнений, получим
R -
[2(1 + im3)- n2(3 - n)]j 2(1 + im3)
R2 - R3 -
n 2(3 - n) P
MR1 -
MR 4 -
2(1 + ixm3)
na [2(1 + i1m3 ) - n2 (3 - n)] P 2(1 + i1m3) '
n2 ma(3 - n) P 2(1 + im3) '
(19)
(20)
(21)
(22)
Во втором варианте расчета считаем, что стержни рамы жестко соединены в точке А. Иными словами, угол поворота концевого сечения каждого из стержней, вызванный его изгибом, равен углу закручивания в концевом сечении сопряженного с ним стержня.
МК2 Мкъ
Рис. 7. Схема рамы противоледового защитного устройства (а) и его расчетная схема (б)
Уравнения статического равновесия для рудерпоста:
2т0 - 0; -МЛ1 -МЛ2 - Л2а + Рпа - 0;
2 Р - 0; Лх - Р+Л2 - 0;
2 тК1 - 0; Мкл1 -Мк2 - ре - 0.
Уравнения статического равновесия для пятки:
2 то - 0; -МЛ4 + Л3 та - МЛ3 - 0;
2 Р - 0; -Л4 + Л3 - 0;
2 тК1 - 0; МКЛ 4 - МК3 - 0.
Силовые уравнения совместности (условия сопряжения):
Л2 - Л3; МЛ 2 - МК 3; МК2 - МЛ3.
Уравнения совместности перемещений (условия сопряжения):
9А1 - Фа2; 9А2 - фА1;
9А2 -
2 Е1у
2МЛ 4 • т - Л4 ат
2а (1 + ц)
фА2 ---Е^^МКЛ4 • т.
Е1К 2
Используя записанные уравнения равновесия и условия сопряжения и введя обозначения 1п Иг2 = 11; 1п /1К2 = 12; 1п /1К1 = 13, получим после преобразований систему уравнений для определения всех искомых реактивных усилий:
Л - Р -Л2;
МЛ1 - Рпа -МЛ2 - Л2 • а; МкЛ1- Мк 2 + Ре;
Л4 - Л3 - Л2;
МЛ4 - Л2 • та -Мк2;
МКЛ 4 - МК 3 - МЛ 2;
МЛ3- Мк 2;
М;
аЛ2
-ап2 Р
Л2
М
К 2
2 [2(1 + ц)12т -1]'
т2аЛ2 - 4(1 + ц)13пеР 2 [2(1 + ц)13 + т] '
(23)
(24)
(25)
(26)
(27)
(28)
(29)
(30)
(31)
где 0А1, фА1, VA1 и 0А2, фА2, vA2 - углы поворота, углы закручивания и прогибы сечений А рудерпоста и пятки соответственно.
Опуская подробные выкладки, запишем выражения для прогиба, угла поворота сечения и угла закручивания рудерпоста в точке А :
6Е1Г
9 А - -
2Е1у
-\ЪМЛ1 - Лха + Ра(1 - п)3 ]; -[2МЛ1 - Л1а + Ра (1 - п)2 ];
фА1 - ^Ег^1 [ - Ре(1 - п)]. Е1
Уравнения перемещений в точке А для пятки, аналогично:
УА2 Г3МЛ4 • т2 - Л4ат3
6Е1у 2 ё
];
Л2 =
12пт 1113е(1 + ц)Ах - 3п аА2 ■ -2п2а(3 - п) Ах А2
3т411аА1 - 3аА2 - 4а(1 + 1хт3)А1А2
• Р,
(32)
где А1 = [2(1 + ц)/2т - 1]; А2 = [2(1 + д)/3 + т].
Дальнейшее определение законов распределения внутренних сил по длине рудерпоста и пятки и последующий расчет прочности не составляют труда.
С использованием зависимостей (19)-(22) и (23)-(32) при использовавшихся в предыдущем разделе исходных данных были выполнены тестовые расчеты, графическая интерпретация которых приведена на рис. 8. Видно, что при учете деформаций кручения наиболее существенные изменения расчетных внутренних сил произошли в пятке: перерезывающая сила увеличилась более, чем в 2 раза, изгибающий момент - на 28 % и появился скручивающий момент.
В результате выполненного исследования получены зависимости для определения расчетных
2
Рис. 8. Эпюры внутренних сил в поперечных сечениях рудерпоста и пятки при исходных данных тестового примера без учета (а) и с учетом (б) крутильной жесткости стержней
внутренних сил в сечениях защитной конструкции ВРК при действии на нее продольной и поперечной составляющих ледовой нагрузки с учетом и без учета осевых деформаций стержней и с учетом и без учета углов закручивания соответственно. Полученные зависимости громоздки, что затрудняет их непосредственный анализ.
В связи с этим были выполнены систематические расчеты реакций и внутренних сил в зависимости от основных параметров, определяющих абсолютные размеры конструкции, соотношения раз-
меров и жесткостей ее элементов, характера приложения нагрузки: а, п, т, ц—ц (рис. 5 и 7), и построены соответствующие графики. В силу ограниченности объема статьи на рис. 9 в качестве иллюстрации приведен один из них.
Заключение
Полученные результаты позволяют сделать следующие основные выводы:
1. Во всех случаях при любых соотношениях варьируемых параметров конструкций противо-
а) 2,0 -1 MRI, MR4 1,8-
Рис. 9. Зависимость реактивных усилий и изгибающего момента в пролете рудерпоста от положения точки приложения поперечной ледовой нагрузки по высоте рудерпоста без учета (а) и с учетом (б) жесткости стержней на скручивание
б) 1,0 п
0,9 -
0,8 -
- 0,14 0,7 -
- 0,12 0,6 -
- 0,10 0,5 -
- 0,08 0,4 -
- 0,06 0,3 -
- 0,04 0,2 -
- 0,02 п 0,1 -0 -
Rh R2, Яз, МК2, MR3, MR4, Mkri \
Mkri
MR2, MK3, MkrA
ледовой защиты расчетным сечением для рудерпоста является сечение в месте крепления рудерпоста к корпусу.
2. Для пятки расчетным сечением при продольной нагрузке является сечение в месте соединения пятки с рудерпостом, а при поперечной нагрузке - опорное сечение в месте крепления к корпусу. Поскольку при расчете выполняется суммирование напряжений от изгиба в двух плоскостях, нужно выполнять расчет прочности в обоих сечениях. При этом следует иметь в виду, что в силу регламентируемого Правилами РС уклона нижней поверхности пятки (порядка 1:8 для ледоколов) ее сечение в месте крепления к корпусу может быть существенно больше сечения в месте соединения с рудерпостом.
3. Учет или не учет сжатия при действии продольной нагрузки и кручения при поперечной нагрузке практически не влияет на результаты расчета прочности рудерпоста. Во всех рассмотренных случаях необходимость учета сжатия и кручения обусловлена необходимостью адекватного расчета прочности пятки.
4. Среди варьируемых параметров конструкции ледовой защиты единственным эксплуатационным параметром является п - положение точки приложения ледовой нагрузки по высоте рудерпоста (определяется осадкой судна в корме). Он может меняться в процессе эксплуатации. Остальные параметры являются конструктивными, т. е. неизменными для данного судна. В связи с этим в любом случае расчет прочности следует выполнять при п, соответствующем максимуму расчетных сил.
Анализ показал, что изменение варьируемых параметров в ряде случаев почти не сказывается на расчетных внутренних силах для рудерпоста, но существенно влияет на величину расчетных сил в пятке. Это можно объяснить следующим образом. Поскольку изгибные и крутильные жесткости рудерпоста и пятки в предлагаемой конструкции про-тиволедовой защиты ВРК могут отличаться на порядки, вполне естественно, что изменение параметров более «слабого» звена в конструкции влияет на усилия в более жестком звене тем меньше, чем
больше относительная гибкость «слабого» звена. Поэтому совершенно естественно, что учет или не учет «несущественных» параметров деформирования пятки, которыми при расчете рам являются сжатие и кручение, заметно сказывается на прочности пятки, как на более слабом звене, и практически не влияет на прочность рудерпоста. И наоборот: учет или не учет тех же параметров деформирования рудерпоста мало влияет на прочность самого рудерпоста, но существенно влияет на расчетные силы в пятке. А поскольку требуется обеспечить прочность обоих элементов - и рудерпоста, и пятки, то необходимо учитывать осевые деформации и скручивание, хотя это делает расчеты более громоздкими.
Список использованной литературы
1. Попов Ю.Н., Фаддеев О.В., Хейсин Д.Е., Яковлев А.А. Прочность судов, плавающих во льдах. Ленинград: Судостроение, 1967. 224 с.
2. Кормовая оконечность судна ледового плавания. Патент на изобретение № 2551638 / А.П. Аносов, О.С. Шаринкова. БИ № 15, 27.05.2015.
3. Рулевое устройство судна ледового плавания. Патент на изобретение № 2610778 / А.П. Аносов, О.С. Шаринкова. БИ №5, 15.02.2017.
4. Апполонов Е.М. Ледовая прочность судов, предназначенных для круглогодичной арктической навигации. Санкт-Петербург: Изд-во СПбГМТУ, 2016. 288 с.
5. Правила классификации и постройки морских судов. Т. 1. Санкт-Петербург: Российский морской регистр судоходства, 2020.
Сведения об авторах
Шаринкова Ольга Сергеевна, аспирантка Дальневосточного федерального университета. Адрес: 690922, Россия, Приморский край, остров Русский, пос. Аякс, д. 10. Тел.: +7 (914) 705-14-92. E-mail: [email protected]. Аносов Анатолий Петрович, д.т.н., профессор Дальневосточного федерального университета. Адрес: 690922, Россия, Приморский край, остров Русский, пос. Аякс, д. 10. Тел.: +7 (914) 697-01-86. E-mail: [email protected].
Поступила / Received: 03.11.2020 Принята в печать / Accepted: 17.12.2020 © Шаринкова О.С., Аносов А.П., 2020
