CC BY-NC
0
УДК 629.5.083.5+621.791 EDN: SHVQFN
А.А. Воробьева, В.О. Бессонова
ФГАОУ ВО «Дальневосточный федеральный университет», Владивосток, Россия
ИЗГИБ КОРПУСА СУДНА С ПОМОЩЬЮ НАДУВНЫХ ПОДУШЕК. КОМПЕНСАЦИЯ СВАРОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ ПРИ РЕМОНТЕ
Объект и цель научной работы. Объектом исследования является процесс изгиба корпуса судна с помощью надувных эластичных оболочек. Цель - разработка метода компенсации сварочных напряжений, возникающих при судоремонте.
Материалы и методы. Для анализа и расчетов наиболее удобной формой представления физических процессов является аналитическое описание.
Основные результаты. Представлен алгоритм одной из стадий изучения процесса влияния надувных эластичных оболочек на конструкцию судна. Изучены элементы, оказывающие воздействие на изгиб корпуса. Поскольку величина прогиба судна состоит из максимально допустимого напряжения материала, умноженного на коэффициент, то в ходе исследования приблизительно получены формулы для его вычисления. Данный показатель рассчитан исходя из фактических размеров моментов сопротивления и инерции. Для более подробного исследования также рассмотрены выводы, полученные при минимальных моментах, формулы которых предоставлены в Правилах морского регистра. Это дало понимание разности данных вычислений, т.к. исходя из Правил единицы сильно уменьшены. Заключение. Данная разработка послужит основой для дальнейшего исследования компенсирующего воздействия надувных эластичных оболочек при проведении сварочных работ.
Ключевые слова: надувные эластичные оболочки, изгиб корпуса судна, сварочные напряжения. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
UDC 629.5.083.5+621.791 EDN: SHVQFN
A.A. Vorobyova, V.O. Bessonova
Far Eastern Federal University, Vladivostok, Russia
BENDING OF THE SHIP'S HULL WITH THE HELP OF INFLATABLE ELASTIC SHELLS. COMPENSATION OF WELDING STRESSES THAT OCCUR DURING SHIP REPAIR
Object and purpose of research. The object of the study is the process of bending the hull of a vessel using inflatable elastic shells. The main goal is to develop a method for compensating welding stresses that occur during ship repair using the object of study.
Materials and methods. For analysis and calculations, the most convenient form of representation of physical processes is an analytical description.
Main results. This article presents an algorithm for one of the stages of studying the process of the influence of inflatable elastic shells on the design of the vessel. The elements influencing the bending of the body have been studied. Since the deflection value of the vessel consists of the maximum allowable stress of the material multiplied by a coefficient, the formulas for calculating it were approximately obtained during the study. This indicator is calculated based on the actual dimensions of the moments of resistance and inertia, but for a more detailed study, the conclusions obtained at minimum moments, the formulas
Для цитирования: Воробьева А.А., Бессонова В.О. Изгиб корпуса судна с помощью надувных подушек. Компенсация сварочных напряжений при ремонте. Труды Крыловского государственного научного центра. 2024; 4(410): 29-37. For citations: Vorobyova A.A., Bessonova V.O. Bending of the ship's hull with the help of inflatable elastic shells. Compensation of welding stresses that occur during ship repair. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2024; 4(410): 29-37 (in Russian).
of which are provided in the Rules of the Maritime Register, are also considered. This gave an understanding of the difference in these calculations, since, based on the Rules, the units are greatly reduced.
Conclusion. This development will serve as the basis for further research into the compensating effect of inflatable elastic shells during welding operations.
Keywords: inflatable elastic shells, ship hull bending, welding stresses. The authors declare no conflicts of interest.
Введение
Introduction
Компенсация сварочных напряжений, возникающих при ремонте корпусных конструкций, в частности, при замене листов палубного настила или
варительных напряжении соответствующей величины. Для создания указанных напряжений можно прибегнуть к изгибу корпуса на стапеле, в частности, с использованием надувных эластичных оболочек (НЭО) [1, 2].
Наиболее удобной для анализа и расчетов фор-днищевой обшивки, обеспечивается созданием пред- мой представления физических процессов является
Прогиб
б)
L/8 1/4 31/8 L/2 51/8 3L/4 7Z/8 L к ?(*); р(*у, <7пМ
X
кМ(х)
Перегиб
'LI8 L/4 3Z/8 LI2 5L/8 31/4 7Z./8
з) f
q(x)-p(x); qn(x)
1Г ' < 1 1
\
Яп(х)
и)
к)
|v(x) X
_г
д) д)
....................тт
л)
>3 2
-rmwn НИН нГн НпЬггггг
m
Рис. 1. Изгиб корпуса и его силовые и геометрические характеристики при прогибе (справа) и перегибе (слева): а), ж) - эпюры изгибающих моментов; б), з) - результирующая распределенная нагрузка q(x), весовая нагрузка р(х), распределенная сила поддержания qn (х), создаваемая надувной эластичной оболочкой (НЭО); в), и) - оси изогнутого корпуса; г), к) - изгиб корпуса с использованием НЭО; д), л) - изогнутый корпус, стоящий на доковых опорах. 1 - НЭО; 2 - доковые опоры изменяемой высоты; 3 - датчики контроля напряжений
Fig. 1. Bending of the body and its force and geometric characteristics during deflection (right) and bending (left):
а), ж) - diagrams of bending moments; б), з) - the resulting distributed load q(x), weight load p(x), distributed force
of maintenance qn (x), created by NEO; в), и) - axes of the curved hull; г), к) - bending of the hull using NEO;
д), л) - curved hull standing on dock supports; 1 - NEO; 2 - dock supports of variable height; 3 - voltage monitoring sensors
их аналитическое описание. При проведении доковых операций весовая нагрузка близка к весу судна порожнем, а силы поддержания, особенно если использовать для их моделирования НЭО, можно рассматривать как аналогичные силам поддержания на тихой воде. Одним из известных способов приближенного описания эпюры изгибающих моментов, действующих на корпус судна на тихой воде, является ее тригонометрическая интерпретация [4]:
M ( x) = ±M 0
1 - cos
2nx
2
(1)
q ( x):
или
d 2 M ( x) dx2
M (x) M,
M '( x) = _^. = ±—0---sin-
dx
2
2n . 2nx •sin-
L L
, ,„, s , „ M0n 2n 2nx
M (x) = q(x) = ±—----cos-,
L L L
т.е. результирующая распределенная нагрузка
2п2
2 nx
q( x) = ±M 0 —— •cos-.
L2
L
(2)
ется изменением давления в НЭО. Величина давлений в отдельных НЭО в первом приближении может быть определена с использованием зависимости, очевидно следующей из (3),
qn (x) = q(x) - p(x)
(4).
где М0 - амплитудное значение момента; Ь - длина (расстояние между крайними доковыми опорами); х - текущая координата (абсцисса).
Знак плюс соответствует прогибу корпуса, а минус - его перегибу. Графическая интерпретация зависимости (1) представлена на рис. 1а при прогибе корпуса и на рис. 1ж при перегибе.
Распределенную нагрузку, которая обеспечивает указанный закон изменения изгибающего момента по длине судна, можно получить двойным дифференцированием М(х), а именно
При этом д(х) следует разбить на интервалы, соответствующие расстановке НЭО. Суммированием дп (х) в пределах каждого интервала определяются усилия поддержания, приходящиеся на соответствующие НЭО (рис. 1е, 1и) и, как следствие, необходимые для создания этих усилий давления воздуха в рассматриваемых оболочках. Разбивка весовой нагрузки р(х) должна быть выполнена в пределах тех же интервалов, что и сила поддержания дп (х).
Дифференциальное уравнение оси изогнутого корпуса при допущении в первом приближении, что корпус в продольном направлении представляет собой призматический брус постоянного сечения, соответствующего миделевому, имеет вид
Е^''(х) = М(х).
Уравнение углов поворота сечений корпуса
гт <, \ М0 х Л 2пх^ , Е1у (х) = ±-^-|| 1 -С05—— | йх + с1 =
L )
Mn
x , L x 2nx ,2m I dx--1 cos-d-
о 2п о L L
+ C
или окончательно
Elv ' ( x) = ±M° 2
L . 2nx
x--sin-
2n L
+ Ci .
(5)
С другой стороны, результирующая распределенная нагрузка является разностью двух составляющих (рис. 16, з)
д(х) = дп (х) + р(х), (3)
где дп (х) - распределенная сила поддержания (всегда > 0), создаваемая НЭО; р(х) - распределенная весовая нагрузка (всегда < 0).
Когда корпус судна лежит на НЭО, распределенная сила поддержания дп (х) моделируется локально приложенными усилиями, создаваемыми НЭО (рис. 1г, 1к). Величина этих усилий регулиру-
В силу геометрической и силовой симметрии относительно миделя можно записать граничное условие: х = Ь/2; v'(x) = 0. Тогда после подстановки в (5)
Mn
L L . 2nL
---sin-
2 2n 2L
+ C = 0;
_M0 L
4
(6)
С учетом (6) уравнение углов поворота примет вид
Elv ' ( x) = ±M°-2
L . 2nx
x--sin-
2n L
_M0 L
(7)
0
с
Интегрируя по х уравнение (7), получим уравнение оси изогнутого корпуса
EIv( x) = Jj± M0
Mn
L
L . 2nx
x--sin-
2n L
2nx ,2nx
-M 0 LU =
Ixdx--fsin-d-
J 2п T T
L L
и окончательно
EH x) = ±M-
x2 L2 2nx — + —- cos 2 4п2
L
-M0L x , + ~^)dx + C2
M0 L
+ x + c2. (8)
c2 =
_M 0
02 L2 T + 4п2
-cos-
2п0
ML
-0;
c2 = +
_M 0 L
8п2
(9)
v( x) = ±M°-El
2 + 4п
-cos-
2 L
_ L + — x + ■
8п2
или окончательно (см. рис. 1в и 1и)
v(.о = Ml
4El
± х +-
2п2
2nx
' L
+ Lx + -
2п2
(10)
Максимальный v(x) на миделе (х = L/2) при прогибе
Mo_
4 El
L2 L2 — +
4 2 п
2nL
-cos-
2 2 L
LL-±-
' 2 + 2 п2
M0 ( L2 L2 L2 L2
'0 4 El
2 п2
2 п2
или после вычисления
v = +
max ~
_ M 0 L2
11,4 El
Знак минус соответствует прогибу, знак плюс -перегибу. Значения прогибов в общем виде в характерных точках приведены в табл. 1.
Если на определенном по длине судна участке настила с координатой хр, на котором производится замена листов, нужно создать предварительные компенсирующие напряжения величиной с0к, то необходимый изгибающий момент определяется выражением
Граничное условие в предположении, что в начальной точке киль не отрывается от стапеля: х = 0; у(х) = 0. После подстановки в (8) получим
M(xp) = 00- W(xp),
(12)
Подставляя (9) в (8), получим уравнение оси изогнутого корпуса в виде
1 Л .2
где <0 = а<0к < к<<„ - максимально допустимые напряжения с учетом концентрации напряжений в углах ремонтных вырезов; а - коэффициент концентрации напряжений; <п = 235/п - расчетный нормативный предел текучести, МПа (п. 1.1.4.3 [3]); П - коэффициент использования механических свойств стали (п. 1.1.4.3 [3]); для малоуглеродистой стали с <п = 235 МПа коэффициент п = 1; к< - коэффициент допускаемых напряжений, который применительно к рассматриваемой задаче с учетом статичности нагружения можно принять к< = 0,8.
W(xp) - момент сопротивления рассматриваемого сечения корпуса с учетом его фактического износа и выреза (вырезов) по размерам заменяемого листа (листов), попадающих в расчетное сечение. Величина W(xp) должна быть не менее минимального момента сопротивления регламентируемого п. 1.4.6.7 Правил Российского морского регистра судоходства (далее Правила) [3].
Для миделевого сечения Щхр) = W(Ь/2) < Wmln, который при развитой цилиндрической вставке, характерной для грузовых судов, может оставаться постоянным на значительной по длине средней части корпуса. Изгибающий момент в миделевом сечении обозначен М0. Если миделевое сечение является расчетным, то
М0 = о0* W(L/2).
(13)
Таблица 1. Абсолютные значения прогибов в характерных точках Table 1. Absolute values of deflections at characteristic points
х 0 L/4 L/2 3L/4 L
v(x) 0 M0L2 M0L1 MaL2 0
16,8 EI 11AEI 16,8 EI
v
Если расчетным является произвольное сечение с координатой хр, то с учетом (2) получаем выражение
2М (хв)
M о =т
1 - cos
2nxp v L
(14)
При этом напряжения в миделевом сечении с учетом концентрации напряжений не должны превышать допускаемых напряжений для материала корпуса, т.е.
Mo
^ n •
(15)
Одновременно в соответствии с п. 1.4.6.9 Правил [3] момент инерции расчетного сечения корпуса должен быть не менее минимального момента инерции/тш.
Процесс создания компенсирующих напряжений
The process of creating compensating stresses
Процесс создания необходимых компенсирующих напряжений осуществляется в следующей последовательности.
1. В зависимости от вида ремонтных работ, в соответствии с известными решениями и изложенным выше определяют величину необходимых начальных напряжений о0.
2. В зависимости от постановки задачи в соответствии с выражениями (13) или (14) вычисляют М0.
3. В соответствии с (2) вычисляют q(x) по интервалам установки НЭО (рис. 16, 1з).
4. При заданной весовой нагрузке (рис. 16, 1з) с использованием выражения (4) определяют по тем же интервалам распределение по длине силы поддержания qn (х) и далее - силы поддержания, приходящиеся на каждую НЭО, а также необходимые для их создания соответствующие давления воздуха в НЭО.
5. В НЭО создают расчетные давления воздуха, и стоящий на доковых опорах при прямом киле корпус судна получает изгиб, необходимый для обеспечения требуемых начальных напряжений, величину которых контролируют с помощью предварительно установленных на корпусе датчиков (рис. 1г, 1к). При изгибе корпуса
между опорной поверхностью доковых опор и днищем появляются зазоры.
6. Изогнутые оси корпуса, рассчитанные в соответствии с (10), показанные на рис. 1в, 1м, дают представление о прогибах корпуса и, таким образом, о необходимой величине свободного хода у используемых доковых опор регулируемой высоты.
7. Возникшие при изгибе корпуса зазоры выбирают, регулируя до плотного прилегания высоту доковых опор, перенося, таким образом, на них вес корпуса и фиксируя заданный изгиб (рис. 1д, 1л). После этого удаляют НЭО.
8. При необходимости задания начальных напряжений в другом районе корпуса описанная процедура может повторяться неограниченное число раз.
Возвращаясь к параметрам изгиба корпуса, отметим, что максимальный прогиб корпуса при принятой тригонометрической интерпретации М(х) (см. (1)) независимо от положения по длине расчетного сечения имеет место на миделе. Его величина определяется выражением (11). Опуская знаки, с учетом (13) и требования Правил о минимальном моменте инерции сечения корпуса запишем для максимального прогиба при минимальных моменте сопротивления и моменте инерции
M 0 L 11,4 El
°oWmm L 11,4 El„
(16)
В соответствии с п. 1.4.6.7 [3] минимальный момент сопротивления в средней части судна определяется выражением
= БЬ2(сь + 0,7)п, см3, (17)
где согласно п. 1.3.1.4 [3] волновой коэффициент
cw = 0,0875L при L < 90 м;
300 - L V2
d0,75 -|- при 90 < L < 300 м;
100 1
с„ = 10,75 при 300 < Ь < 350 м.
В соответствии с п. 1.4.6.9 [3] минимальный момент инерции в средней части судна определяется выражением
/тш = 3ск БЬ (сь + 0,7), см4, (17)
где сь - коэффициент общей полноты; В - ширина судна, м; Ь - длина судна, м.
V
c
w
К,-103
300 L, m
Рис. 2. Зависимости kvtJ = f(L) для корпусных сталей: малоуглеродистой ВСтЗсп (г| = 1); 09Г2 (г| = 0,78), 10ХСНД (п = 0,68)
Fig. 2. Dependences for body steels: low-carbon VSt3sp; 09G2, 10XCND
Подставляя (17) и (18) в (16), получим
_ O0cwBL2(cb -0,7)П2 -10-6 _
11,4E3cwBLi(cb - 0,7)-10"
IGOOoLn = 2,92 nL .ao 34,2 E E
¿val0J 2 1,8
1,6
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
(19)
---т, = 1 -----г| = 0 --А • У / У
/8 68 / / у'
Ч "
/ / У У У ' У
/ / о' У У
/ / У V/ О
/ / У о, / / / ^
/ '' У, / Ко = 8,8: S-10
/У
/ У /ЪГ
0
25
50
75
100
Рис. 3. Коэффициенты kvo, вычисленные по (21) при Wmin и Imin (штриховые линии) и kv№ вычисленные по (23) при фактических W и I для ряда судов (точки), а также аппроксимирующие их графики (сплошные линии). Черные точки соответствуют судам с большим отношением L/D = 13,5-21 Fig. 3. Coefficients calculated by (21) at and (dashed lines) and calculated by (23) at actual W and I for a number of vessels (dots), as well as graphs approximating them (solid lines). The black dots correspond to ships with a large L/D ratio = 13.5-21
Заметим, что для корпусов судов, изготовленных из малоуглеродистой стали с ЯеН = 235 МПа, коэффициент п = 1. Для сталей с большими значениями ЯгН коэффициент п определяется по табл. 1.1.4.3 [3].
В качестве примера определим максимальный прогиб корпуса судна длиной Ь = 200 м при необходимых начальных напряжениях о0 = 100 МПа, коэффициенте п = 1 и модуле Юнга Е = 2-105 МПа.
V х = 2,92- 1—200 • 100 = 0,292 м.
2-105
Выражение (19) представляет собой зависимость между напряжением о0 и необходимым для его создания изгибом корпуса - максимальным прогибом, которую можно представить в виде
Vmax = Кс 00, (20)
где коэффициент
kVo _ 2,92 ^ L.
Е
(21)
Для значительной части судов, при постройке корпусов которых использована малоуглеродистая сталь, т.е. п = 1, коэффициент
kvo _ 2,92
1-L 2-105
-1,46 -10"5 L.
125 L, м
Для стали 09Г2 при ЯгН = 315 МПа и п = 0,78
к = 2,92078—Ь = 1,14-105 Ь. 2-105
А для стали 10ХСНД при ЯеН = 390 МПа и п = 0,68
к = 2,92068Ь = 0,99 -105 Ь. VC 2-105
Графики этих зависимостей приведены на рис. 2.
Чтобы определить реальное соотношение между напряжением о0 и максимальным прогибом корпуса утах для конкретного судна, необходимо в зависимости (16) вместо минимальных по Правилам [3] моментов сопротивления Жтш и инерции /тш использовать их фактические значения Ж и I соответственно, т.е.
_ WL Vmax _ ЙЛЫ °0'
(22)
Компактная форма записи этой зависимости соответствует (20), но коэффициент при модуле
Юнга для корпусных сталей E = 2-10 МПа определяется выражением
WL 11,4 El
:4,39-10-
W
• L
(23)
мости от длины судна Ь. Аппроксимацией получены эмпирические формулы
(24)
(25)
W = 3,56-10-4 L2, W = 1,77-10-5 L3
Значения этого коэффициента для ряда судов в диапазоне длин от 75 до 150 м приведены в табл. 2 и представлены точками на рис. 3 в сопоставлении с графиками, соответствующими Wmln и /тт.
Видно, что фактические значения ку< существенно ниже значений, вычисленных с учетом регламентируемых Правилами Wmln и /т1П. Гибкость балки, главным образом, зависит от отношения длины к высоте ее профиля. Для корпуса судна это Ь/Б. В свою очередь, от гибкости зависит соотношение ку< между изгибными напряжениями в балке и ее прогибом.
На рис. 4 представлены абсолютные значения моментов сопротивления W и инерции I в зависи-
при коэффициентах корреляции г = 0,76; г = 0,87 и средних квадратических отклонениях (СКО) 5 = 2,39; 5 = 13 соответственно. Вид зависимостей выбран в соответствии с выражениями (17) и (18), в которых принята зависимость момента сопротивления от квадрата, а момента инерции - от куба длины судна. Сравнительно низкие значения коэффициентов корреляции можно объяснить малым объемом выборки.
При подстановке (24) и (25) в зависимость (23) получим
k,=
WL 11,4 El
= 4,3910
,83 •Ю-6 L.
_7 3,56•Ю-4L2 1,77 •Ю-5 L
L2 =
(26)
Таблица 2. Значения W, I и kvtJ для ряда судов в зависимости от их длины Table 2. Values of W, I and kva for a number of vessels depending on their length
Судно LxBxD, м Состояние W, м3 l, м4 L/D kvo
Построечные толщины 10,2 57,2 0,838
Судно для То же; вырез ВП 2,2 м; 10 % В 10,0 56,5 0,833
снабжения буровых платформ 103,6x22,4x11,4 То же; вырез ВП 5,0 м; 22% В 9,74 55,6 9,09 0,825
То же; вырез ВП 7,8 м; 35 % В 9,50 54,7 0,818
То же; вырез ВП 10,6 м; 47 % В 9,26 53,8 0,811
Судно типа 109,2x20,7x10,8 Построечные толщины 5,67 33,0 10,1 0,898
ро-ро То же; вырез ВП 20,7 м; 100 % В 2,20 15,8 0,728
БАТМ, 96,4x16x10,2 Построечные толщины 4,03 18,4 9,45 0,893
пр. 1288 То же; вырез ВП 16,0 м; 100% В 3,06 15,7 0,794
БАТМ, 116,4x16x10,2 Построечные толщины 3,36 19,4 11,4 1,345
пр. 1288, цил. встав. 20 м То же; вырез ВП 16,0 м; 100 % В 3,25 17,0 1,20
Т/х «Москва» 105x14,8x5 Построечные толщины 1,27 3,19 21 1,929
Предельный износ за 39 лет 1,23 3,08 1,932
Танкер 148x23x12,9 Построечные толщины 8,41 61,9 ■ 11,5 1,305
То же; вырез ВП 19,6 м; 85 % В 6,34 50,5 1,206
Танкер «Ухта» 74x12x5,3 Предельный износ 1,08 3,11 14,0 0,835
Т/р «Смоль-нинский» 76,95x13,04x6,5 Построечные толщины 2,24 5,77 11,8 1,011
Т/р «Василий 142x22,2x13,6 Построечные толщины 5,62 47,8 10,4 1,04
Полещук» Предельный износ 5,03 41,0 1,09
Т/х «Тайга» 75,8x13,5x5,6 Износ за 25 лет 0,844 3,61 13,5 0,590
10
n
о
w= 3,56-10^-L2
О О
о
— • •
75
100
125
а)
I, M 60
50 40 30 20 10 0
о
о
7=1,' '7-10"5-i3 s о
о
о. / О
--• i> •
L, m
75
100
125
L, m
б)
Рис. 4. Абсолютные значения моментов сопротивления W (а) и инерции I (б) в зависимости от длины судна L. Черные точки соответствуют судам с большим отношением L/D = 13,5-21
Fig. 4. The absolute values of the moments of resistance W (a) and inertia I (b) depending on the length of the vessel L. The black dots correspond to ships with a large ratio L/D = 13.5-21
График этой зависимости, представленный на рис. 3 сплошной жирной линией, хорошо согласуется с представленными точками значениями для рассматриваемых судов и практически совпадает с графиком зависимости (сплошная тонкая линия)
kva = 8,72-10 L,
(27)
полученным непосредственной аппроксимациеи по указанным точкам (коэффициент корреляции r = 0,95 и СКО S = 0,000163).
При общем анализе удобно использовать характеристики не конкретных судов, а среднестатистические данные, разделенные на группы по типам судов, районам плавания, ледовым классам и т.п. На рис. 5 представлены полученные отдельно для ограниченных выборок судов разных типов, различных районов зависимости коэффициента от отношения LID.
Несмотря на разнотипность анализируемых судов и малый объем выборки, очевидна хорошо кор-
релированная взаимосвязь. Аппроксимацией получена линейная зависимость
kv(5 = 0,11 + 0,0884 L. (28)
Коэффициент корреляции r = 0,93, а СКО S = 0,00014.
Заключение
Conclusion
Проведенный анализ позволяет сделать следующие выводы.
1. Для определения прогиба корпуса судна, соответствующего определенному уровню напряжений, можно использовать зависимость (20).
2. Зависимость (21), полученная с использованием минимальных моментов сопротивления и инерции корпуса, нормируемых Правилами [3], дает завышенные значения коэффициента k,c, которые являются максимально допустимыми. Значения этого коэффициента, полученные с использовани-
k^-W 2
1,5
0,5
10
12
—о— э 43 -О--- О О - к • w = 0,ll + 0 0884(¿/£>)
14
16
18
LID
Рис. 5. Зависимость коэффициента kv, от отношения L/D. Черные точки соответствуют судам с большим отношением L/D = 13,5-21
Fig. 5. Dependence of the coefficient on the L/D ratio. The black dots correspond to ships with a large L/D ratio = 13.5-21
ем моментов сопротивления и инерции корпусов реальных судов (23), отличаются от максимальных в 1,5-2 раза. При этом прогиб определяется с ошибкой в опасную сторону. Таким образом, коэффициент кл,0 в формуле для определения прогиба (20), необходимого для создания требуемых начальных напряжений, следует вычислять с использованием зависимостей (23), (26), в которых прямо или опосредованно используются моменты сопротивления и инерции корпусов конкретных судов.
3. Необходимо собрать статистические данные о моментах сопротивления и инерции сечений корпусов судов, разделенные на группы по типам судов с учетом их конструктивных особенностей, по районам плавания, ледовым классам и т.п. Это, в свою очередь, позволит уточнить зависимости (24) и (25) и, как следствие, зависимость (26) для ее использования в приближенных расчетах при отсутствии данных о моментах сопротивления и инерции сечения корпуса конкретного судна.
4. Для приближенной оценки коэффициента к^0 можно также использовать зависимость (28) при условии ее уточнения с использованием больших выборок, содержащих данные по судам разных типов, различных районов плавания, ледовых классов и т.п.
Список использованной литературы
1. Аносов А.П., Восковшук Н.И., Шарапов Ю.К. Применение надувных эластичных оболочек для выполнения технологических операций при ремонте и испытаниях корпусов судов // Морские интеллектуальные технологии. 2019. Вып. 2(44), т. 2. С. 29-38.
2. Способ регулирования изгиба корпуса судна при его постановке в док : пат. 2626781 Рос. Федерация / А.П. Аносов, Ю.К. Шарапов. № 2016134252; заявл. 23.08.2016; опубл. 01.08.2017, Бюл. № 22. 10 с.
3. Правила Российского морского регистра судоходства : НД № 2-020101-174. Ч. II : Корпус. Санкт-Петербург, 2024. 332 с.
4. Новиков В.В., Турмов Г.П. Прочность морских судов. Владивосток : Изд-во Дальневост. федерал. ун-та, 2011. 248 с.
References
1. Anosov A.P., Voskovshuk N.I., Sharapov Yu.K. The use of inflatable elastic shells for performing technological operations during repair and testing of ship hulls // Marine intelligent technologies. 2019. Vol. 2(44), No. 2. P. 29-38 (in Russian).
2. A method for regulating the bending of the hull of a vessel when it is docked : Pat. 2626781 Ros. Federation / A.P. Anosov, Yu.K. Sharapov. No. 2016134252; appl. 23.08.2016; publ. 01.08.2017, Bul. No. 22. 10 p. (in Russian).
3. Rules of the Russian Maritime Register of Shipping : ND No. 2-020101-174. Part II : Ship Hull. St. Petersburg, 2024. 332 p. (in Russian).
4. Novikov V.V., Turmov G.P. Durability of marine vessels. Vladivostok : Far Eastern Federal University Publishing House, 2011. 248 p. (in Russian).
Сведения об авторах
Воробьева Анна Андреевна, аспирант департамента морской техники и транспорта, Дальневосточный федеральный университет. Адрес: 190121, Владивосток, пос. Аякс, д. 10. E-mail: [email protected]. Бессонова Виктория Олеговна, аспирант департамента морской техники и транспорта, Дальневосточный федеральный университет, Адрес: 190121, Владивосток, пос. Аякс, д. 10. E-mail: [email protected].
About the authors
Anna A. Vorobyova, Postgraduate Student of the Department of Marine Engineering and Transport, Far Eastern Federal University. Address: 10, Ajax, Vladivostok, Russia, post code 190121. E-mail: [email protected]. Victoria O. Bessonova, Postgraduate Student of the Department of Marine Engineering and Transport, Far Eastern Federal University. Address: 10, Ajax, Vladivostok, Russia, post code 190121. E-mail: [email protected].
Поступила / Received: 10.04.24 Принята в печать / Accepted: 18.11.24 © Воробьева А.А., Бессонова В.О., 2024
