CC BY-NC
99
к.Б. хЛЫСТОВА, А.В. АНДРЮШИН, П.С. зуЕВ, С.С. ФЕДОСЕЕВ
АО «ЦНИИМФ», Санкт-Петербург
ЛЕДОВЫЕ НАГРУЗКИ НА ГРЕБНЫХ ВИНТАХ И ОБЕСПЕЧЕНИЕ ИХ ПРОЧНОСТИ ДЛЯ СУДОВ АКТИВНОГО ЛЕДОВОГО ПЛАВАНИЯ С ПРИМЕНЕНИЕМ СОВРЕМЕННЫХ МЕТОДОВ КОМПЬЮТЕРНОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
Проведено исследование и назначение ледовых нагрузок на гребных винтах (ГВ) для обеспечения их эксплуатационной прочности и повышения работоспособности пропульсивного комплекса судов активного ледового плавания. Разработана уточненная методика по назначению ледовых нагрузок, проектированию и обеспечению прочности ледокольных ГВ, позволяющая регламентировать безопасные режимы эксплуатации из условия обеспечения прочности ГВ. Ключевые слова: гребной винт, взаимодействие со льдом, прочность, суда двойного действия, винторулевая колонка. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
Для цитирования: Хлыстова К.Б., Андрюшин А.В., Зуев П.С., Федосеев С.С. Ледовые нагрузки на гребных винтах и обеспечение их прочности для судов активного ледового плавания с применением современных методов компьютерного моделирования. Труды Крыловского государственного научного центра. 2018; Специальный выпуск 2: 44-52. УДК 629.565.1:629.5.037.1 DOI: 10.24937/2542-2324-2018-2^-1-44-52
K.B. KHLYsTovA, А.v. АNDRYUSHIN, P.s. zuEv, s.s. FEDosEEv
CNIIMF, Kavalergardskaya str., 6, St. Petersburg, Russia
ICE LOADS ON PROPELLERS AND ASSURANCE OF PROPELLER STRENGTH FOR ICE-GOING vESSELS USING MODERN COMPUTER SIMULATION TECHNIQUES
Ice loads on propellers are investigated and specified to ensure their operational robustness and improved performance of propulsion systems of ice-going vessels. An updated method is developed for specification of ice loads, design and structural analysis of icebreaker propellers to regulate safe operating modes based on propeller strength requirements. Key words: propeller, ice interaction, strength, double-acting vessels, propulsion pod. Authors declare lack of the possible conflicts of interest.
For citations: Khlystova K.B., Andryushin A.V., Zuev P.S., Fedoseev S.S. Ice loads on propellers and assurance of propeller strength for ice-going vessels using modern computer simulation techniques. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2018; Special issue 2: 44-52 (in Russian).
UDC 629.565.1:629.5.037.1 DOI: 10.24937/2542-2324-2018-2-S-I-44-52
Введение
Обеспечение прочности гребных винтов (ГВ) судов ледового плавания и ледоколов является одной из главных задач современного судостроения. В настоящее время эта проблема актуализирована вводом в действие новых высокомощных арктических ледоколов, крупнотоннажных ледокольных судов, включая суда двойного действия с винторулевыми колонками (ВРК). Интенсивное использование режимов
движения задним ходом в ледовых условиях, рост ледовой ходкости и операционных скоростей приводит к увеличению интенсивности воздействия льда на ГВ, что обуславливает необходимость разработки уточненных методов обеспечения их прочности при проектировании и в эксплуатации.
Для определения ледовых нагрузок на ГВ и обеспечения его прочности в качестве расчетных принимаются режимы фрезерования льда [5]. Режим
взаимодействия льда с остановленным ГВ, режим взаимодействия обломка льда с ГВ при его реверсе (когда направление движения судна не соответствует направлению вращения ГВ) рассматриваются как нерасчетные. Для указанных нерасчетных режимов не удается обеспечить прочность ГВ и пропульсивно-го комплекса (ПК) в рамках традиционно принятых требований к их прочным размерам из-за большого уровня ледовых нагрузок.
С целью повышения эффективности и безопасности эксплуатации во льдах нужно минимизировать частоту возникновения нерасчетных случаев, приводящих к перегрузке главного электродвигателя (ГЭД), остановке ГВ и его поломкам. Для обеспечения эксплуатационной прочности ГВ также необходимо регулирование ледовых нагрузок для предотвращения перегрузок и поломок лопастей из-за потери усталостной и статической прочности. При поломке лопасти ГВ на нерасчетных режимах его взаимодействия со льдом, согласно принципу пирамидальной прочности, все остальные элементы ПК в потоке силовых линий (вал, подшипники) должны оставаться неповрежденными (в рабочем состоянии). Решение указанных задач сводится к определению допустимых скоростей движения судна, обеспечивающих безопасный уровень ледового нагружения.
Механизмы взаимодействия лопастей гребного винта со льдом и ледовые нагрузки
На рии. 1 представлена ихума фрезерования льна входящей кромкоа лопит.л ГВ. Угол атаки лопасти ГВ а(г); И - ятлоуитулоньш надиус циминрри-сеского сусуния, является основным парюмуфпм, опРУдуляюнщм ружшмы взоимодуултвие лопасти (ГЕ!) со лудом. При посужнытульных углах атаои а (г) с 0 р уализуются рвссутныу ружшмы фре-зурсо1ы^ия пада. Различают два типа фрезерования. Пурвый тип со отвутствуут прорузспию льда входе-щу^ас кромкой (рис;. 1, [1]). Основная лгдао^^ нагр^ка приложж^н^ со стороны засась>1в^:п1^аа но-вермности, где прхсисходит смитис льда с; вытеснением ледового порошка. ИИа сопасть вoзнуаатвуют аксиальная отрицательнее сила Fe и сила пфофиль-ного соеротивлуния T¡ce. Второй типа фрезерование вооовутствуут прорузанию льда периферийными су-суниеми лопасти (рис. 2, [1])) и характуруи длы швар-совых рз^жкимсо^ в тяжелых ледовых условиях. Основной контакт происходит со стороны нагнутаюо-щуй поверхности, стто обз^сласливает появление по-JIOЖ{италуной ледовой силы F+ .
Зона контакта лопасти со льдом со стороны
_ лопасти со льдом
2тггЯи со стороны
засасывающей поверхности
Рис. 1. Первый тип фрезерования льда входящей кромкой лопасти: а - угол атаки профиля; ф - шаговый угол; Г - относительный радиус профиля; R - радиус ГВ; Уах1се - аксиальная скорость взаимодействия ГВ со льдом; Уке - скорость взаимодействия профиля со льдом; п - скорость вращения (обороты) ГВ; - отрицательная аксиальная ледовая сила; ТСа1 - профильная ледовая сила
Ледовая сила профильного сопротивления ТСе определяет момент сопротивления льда вращению ГВ Q¡ce. Воздействие ледового момента уменьшает скорость вращения ГВ и угол атаки лопасти. При малой скорости вращения ГВ и отрицательных углах атаки а (Г)<0 контакт со льдом распространяется по всей засасывающей поверхности лопасти (рис. 3а). Последнее вызывает неконтролируемый (резкий) рост ледовой нагрузки на ГВ (включая ледовый момент на ГВ) ГЭД. Перегрузка ГЭД по моменту может привести к остановке ГВ (рис. 3б) и поломке его лопасти [9, 10]. При низких значениях углов атаки возникают ледовые перегрузки ГВ, которые могут инициировать деформацию лопастей и их преждевременное усталостное разрушение [1, 11, 12]. На режимах реверса в тяжелых ледовых условиях может реализоваться ледовый удар «плашмя» (рис. 3е), приводящий к поломке лопасти. На режиме реверса поломка лопасти ГВ происходит без его нагружения ледовым моментом. Наибольшее количество поломок ГВ на ледоколах было зафиксировано при работе на режимах реверса [1, 9].
Обеспечение эксплуатационной прочности гребного винта и работоспособности главного электродвигателя
В процессе эксплуатации ГЭД должен поддерживать заданную мощность, момент и скорость враще-
Рис. 2. Второй тип фрезерования льда периферийными сечениями лопасти [6]:
- положительная ледовая
аксиальная сила; Ьсе - ширина прорези льда периферийными сечениями
ния ГВ для обеспечения достаточного упора, а также для предотвращения заклинки ГВ и возможной поломки лопасти.
На рис. 4 представлена принципиальная схема мощности и крутящего момента для ГЭД в зависимости от скорости вращения ГВ, вала. При заданной мощности максимальный крутящий момент ГЭД (Q ),
J ^ engme' lim
является одним из главных параметров, определяющих его работоспособность. При эксплуатации момент (Q ), не должен быть меньше максимального мо-
v ^ engme' lim
мента на валу (Qtoa)max (без крутильных колебаний), см. выражение (1). В этом случае ГЭД работает в проектном режиме при постоянной мощности.
(Qengine)lim (1)
п > пшП при заданной спецификационной мощности, где Qtotal- суммарный момент на валу; шах(2,ша) - максимальное значение Q оЫ.
Суммарный момент на валу Q 0оЫ определяется выражением (3).
Если величина момента на валу шах^ой1) превосходит ^^„Х^, ГЭД не поддерживает постоянной мощности, что вызывает резкое падение скорости вращения ГВ и может стать причиной его остановки при взаимодействии со льдом. Эти ситуации крайне нежелательны, т.к. приводят к сильному ограничению операционной скорости судна, а также к возможной поломке лопасти. Изложенное выше подтверждается эксплуатационным опытом [13, 14].
Рис. 3. Взаимодействие лопасти ГВ со льдом: а) при отрицательном угле атаки (режим «навала» льда на лопасть); б) при остановленном ГВ; в) на режиме реверса при ударе льда о лопасть «плашмя» [1, 6]
| Power, Torque J- Power
(^engine) tto ^^ Torque under
/ J\ bollard conditions
Ôbmuni / } /
/ S* Torque
f ——— | ^bûLlartl Propeller speed
Рис. 4. Принципиальная схема мощности двигателя и крутящего момента для ГЭД в зависимости от скорости вращения ГВ
Условие (1) может быть принято в качестве одного из критериев для предотвращения указанных нерасчетных режимов взаимодействия со льдом.
Методика определения глобальных и локальных ледовых нагрузок на гребном винте и электродвигателе
Глобальные ледовые нагрузки
Для расчетных режимов фрезерования льда на основе модельных и натурных данных по ледовым нагрузкам на ГВ, включая ледоколы типа «Арктика», Polar Star, крупнотоннажный ледокольный танкер типа «Динков» и другие [1, 5, 6, 11, 15], разработаны формулы, учитывающие угол атаки ГВ (скорости вращения ГВ, скорости судна), характеристики ГВ, параметры ледовых условий.
Ледова! аксиальная сила на лопасти:
F—=103.[I7,6 + 19 ,2 • е-0'17'а|==0'9)]>
XkSice • kHice ' D ' Cmean Ccompr (7 = 0'8).
(2)
a,
Sice Hice
Ледовый момент на ГВ:
0'22515 + 30'0. •exp(-0,107 • a(r = 0,8))
xK„
profiCe
. Kh
D2'6 .t(7 = 0'8)0'5 cr(r = 0,8),
(3)
Hice
a(r = 0,8) > 3deg,
Qice = const at a(r = 0,8))<3 deg,
оде D - диаметрГТа tu; a (r) - угол атаки лопасти ГВ на относительном радиусе Г, гранд. (в зависимости
от скорости судна и скорости вращения ГВ) [15]; КхСе • КШсе - коэффициенты, учитывающие толщину льда и прочность льда соответственно; t(Г = 0,8) - толщина лопасти на относительном радиусе 0,8, м; Стест ~ средняя безразмерная ширина лопасти по глубине врезания лопасти в лед [15]; ст(г = 0,8) - расчетная ледовая прочность на одноосное сжатие, МПа [15]; кргог,1е - коэффициент, учитывающий форму входящей
кромки лопасти.
Для заданных скорости движения судна и ледовых условий (толщина льда, прочность льда) скорость вращения ГВ (угол атаки), ледовые нагрузки
на ГВ ( FСce' (2се X суммарный момент ГЭД ^ ^^ деляются из совместного решения уравнений (2)-(4).
Qn
Qtotal Qhydr + Qice ^ Q t
(4)
где Qhydr - гидродинамический момент; QСce - среднее значение ледового момента ГВ (без крутильных колебаний); п - частота вращения ГВ; 0(йп/- инерциаль-
ная составляющая крутящего момента; 0 - момент инерции системы «ГЭД - вал - ГВ»; / - текущее время взаимодействия ГВ со льдом.
Локальные ледовые нагрузки (ледовое давление)
Для обеспечения прочности лопастей ГВ необходим расчет их напряженного состояния под действием распределенной ледовой нагрузки (давления). В требованиях 1ЛС8 13 [5], БМУ-вЬ [7] ледовая нагрузка для зон контакта лопасти со льдом задается в виде равномерного давления, что не соответствует реальному распределению ледового давления [1, 3, 8].
Для первого типа фрезерования льда зона контакта АВ (рис. 5) со стороны засасывающей поверхности определяется углом атаки лопасти ГВ (скоростью судна и скоростью вращения ГВ). Зона. ВС (рис. 5) определяется из условия скола льда при прорезанин лоиастью. 13 тяжелых ледовыхусловиох лопасть прорезает лед на глубину, соответствующую з =[1-0,6], [9]. Васпределение ледового давления в зонах АВ ил ВВС определяется процессами смятия льда и веIдавливаоия ледового порошко.
Расз[ределеоная ледовая пагрузка (давление) вдоль поверхности цилицдpичеокоIИ дечения лопасти для участка <р\е —л 0 OIзрсделвется уравнением [1,(5]
= 0,66854. e
5W
+ 0,33147.e
Mf) н
(5)
Глубина
Засасывающая
Рис. 5. Схема контактного ледового давления для режима фрезерования льда входящей кромкой
где Pice -j-ñ— - безразмерное контактное ледо-
V /max
вое давление; (pice )max - максимум л^довог'о кон-вактдого давления, - б-зразмерная зодо конткона со льдом; е [3,1] 3 - начало зоны контакта; 1 - конец зоны коетакта; а, в - параметры.
.Локальное маасимальное давление (pcce peak)
для dea —3) опредеияется в функции от прочности льда на одноосное ежатие по формуле [3]
infice реак ) ~C'<compr . (-)
Разрушение льда на участках dю вдоль входящей кромки (вдоль со, рис. 5, -) происходит неодновременно, поетому контактное давление (pice ) (со)
задается с учетом масштабного фактора в зависимости от ю.
Для второго типа фрезерования контакт происходит в области периферийных сечений со стороны нагнетающей поверхности. Схема приложения контактного ледового давления представлена на рис. 6. Длина зоны контакта периферийных сечений со льдом вдоль радиуса принимается равной 0ДЛ от относительного радиуса 1 до 0,9 [5]. Распределение ледового давления аналогично для первого типа фрезерования льда.
Представленная методика дает возможность назначать зоны контакта лопасти со льдом, контактные ледовые давления. Последнее позволяет выполнить уточненный расчет напряженно-деформированного состояния (НДС) лопасти (включая кромки) (рис. 7) для обеспечения ее прочности.
Прямое интегрирование контактных ледовых давлений по поверхности лопасти позволяет определить интегральные ледовые нагрузки на ГВ в зависимости от скорости судна, скорости вращения ГВ и параметров ледовых условий. Определенные таким образом ледовые нагрузки соответствуют расчетным по формулам (2), (3).
Рис. 6. Схема контактного ледового давления для второго типа фрезерования (периферийными сечениями лопасти)
I)
(
6)
ыъ
Рис. 7. НДС лопасти ГВ ледокольного судна (б) под действием кромочной ледовой нагрузки, первый тип фрезерования (а)
Рекомендации по уточнению силы поломки лопасти для формирования галтельного перехода в месте соединения лопасти со ступицей из условия обеспечения пирамидальной прочности пропульсивного комплекса Сила поломки лопасти является одним из основных параметров, который учитывается при проектировании ледокольного ПК. Согласно принципу пирамидальной прочности, при поломке лопасти ГВ на нерасчетных режимах его взаимодействия со льдом (рис. 3) все остальные элементы ПК в потоке силовых линий должны оставаться неповрежденными.
В судостроительной практике для расчета силы поломки лопасти используются нормативные методики классификационных обществ [5, 7, 15]. Правила DNV GL более детально регламентируют назначение прочностных характеристик отливки, расчетного корневого сечения лопасти для определения силы поломки лопасти, что обуславливает их выбор для практического решения указанной задачи.
Расчетная формула правил DNV GL [7, Pt. 6, Ch. 6, Section 5, 11.6.4] для предельной силы поломки лопасти:
Fm =■
0,3ct G
ref
0,8D - 2r
(7)
Рис. 8. Лопасть ГВ с цилиндрическим сечением
Формула (7) предполагает использование значений толщины и длины цилиндрического сечения лопасти ГВ (рис. 8). Анализ характерных поломок лопастей ГВ показывает, что разрушение лопасти происходит вдоль спрямленного корневого сечения, геометрические характеристики которого должны быть приняты в качестве расчетных для назначения предельной силы поломки лопасти (рис. 9).
Уточненная оценка предельного разрушающего лопасть изгибающего момента может быть выполнена по формуле, предложенной в работе [16]:
б
damage О,25 ^root ^ root И root w design
ß^ • a.
(8)
где; c^ - длина расчетного сечения излома лопасти; Coot - макдимальиая толщина сечения изломо лопо-сти; |3rooi - коэффициент полноты сячениз излома по-паи ти;
design
^Ku - К^) <Ser )П
(9)
где с, t - длина и толщина расчетного цилиндрического сечения; ст = 0,6ст„ „ + 0,4ст , ст„„, ст - макси' те/ ' 0,2 ' и 0,2 и
мальные значения предела текучести и временного сопротивления материала лопасти; Б - диаметр ГВ; г - радиус расчетного корневого сечения.
где сто,2 - максимальный предел текучести; au - максимальное временное сопротивление мттердала лк-пастд; (е^.)^ =0,35 - относительная еелиеина мак-симорьной криточескоИ упругоплагти[еегооИ макр>о-д^(^ор)ма^:ии материала в сосласи лупости при д0С min > 0,6китл (мартедгдтные стали) [15;.
Формули г;:^ль(:I поломки лопасти с уточненным разрушающим лопасть изгибающим моменеом:
F
Ö,
0am age
damage
(0,8 - 0,4)-0,5И
(10)
Рис. 9. Излом лопасти стального ГВ ледокола от воздействия одноразовой предельной нагрузки [1]
Уточненный расчет силы поломки лопасти ледокольного ГВ при упругопластическом деформировании выполнен методом конечных элементов (МКЭ) средствами программного комплекса ANSYS. Для оценки силы поломки лопасти ГВ проведен расчет критической упругопластической деформации е , соответствующей разрушению материала в составе лопасти, которая определена согласно нормативной процедуре Российского морского регистра судоходства (РМРС) [15] с учетом статистического анализа разброса прочностных характеристик материала исследуемого ГВ по формуле [15]
(^cr ) max er ^max (^ы )i
(11)
ным расчетом НДС в упругопластической зоне с использованием МКЭ. Пример результатов расчета силы поломки лопасти представлен в таблице.
Назначение безопасных скоростей движения судна из условия обеспечения безаварийной эксплуатации ледокольного гребного винта
Прочные размеры лопастей ГВ судов ледового плавания и ледоколов назначаются из условия обеспечения усталостной и статической прочности [11, 12, 15]. Соответствующие допустимые напряжения назначаются согласно нормативным процедурам РМРС [15] в зависимости от класса судна, типа (конвенционное, судно двойного действия), расположения ГВ. Безопасная скорость движения судна V из условия обеспечения статической и усталостной прочности ГВ определяется из условия
,(Lce (Vice, n)) <{а f, а„ },
(12)
Для назначения силы поломки лопасти и толщин галтельного перехода в месте соединения лопасти со ступицей из условия обеспечения пирамидальной прочности ПК необходимо учитывать спрямленное (реальное) сечение излома лопасти ГВ (рис. 9). Последнее подтверждается уточнен-
где и ice (Lice (V ice, n)) - напряжение в лопасти от воздействия ледовой нагрузки Lice (Vice, n); { f, иst} - до-
пустнмые напряжения из условия обеспечения усталостной и статической прочности [15].
Условие (12) гарантирует эксплуатацию лопастей ГВ без деформаций и преждевременного усталостного разрушения при совместном обеспечении работоспособности ГЭД (с учетом падения оборотов ГВ и условия (1)) (рис. 10).
Расчет безопасных режимов и разработка рекомендаций по безопасной эксплуатации во льдах ГВ судов выполняются применительно к типовым ледовым условиям районов эксплуатации судна в соответствии с ледовым классом, конструктивными особенностями судна (судно двойного действия DAS), в зависимости от фактического состояния ледового
Результаты расчетов силы поломки лопасти ГВ
По расчету НДС в упругопластической зоне МКЭ
По предельному изгибающему лопасть моменту, формула (8), для реального сечения излома лопасти ГВ (рис. 9)
По формуле DNV GL (7) для реального сечения излома лопасти ГВ, (рис. 9)
По требованиям DNV GL [7, Pt. 6, Ch. 6, Section 5, 11.6.4],
7016 кН
6530 кН 6530 кН 5560 кН
5. IACS Unified Requirements I3 Machinery Requirements for Polar class Ships.
6. Отчет НИР «Разработка системы государственных нормативных правовых актов по формированию требований к морским техническим средствам для эксплуатации в российской Арктике в части судов транспортного, ледокольного и обеспечивающего флота. Шифр «Арктические требования - ЦНИИМФ», разработка и обоснование системы государственных требований, регламентирующих морскую деятельность в арктических условиях. ЦНИИМФ. Инв. № 8459 НТБ. № гос. регистрации 01201369918, по договору № К/1013-509/13/1, этап 2, 2014.
7. DNV GL Rules for classification: ships. Part 6, Chapter 6 - Cold climate. Section 5 - Polar Class -PC, 2016.
8. Soininen H., Veitch B. Propeller-ice interaction. Joint research project arrangement #6 (JPRA#6). Joint conclusion report // VTT Research Notes. 1996. № 1762. 31pp.
9. Игнатьев М.А. Гребные винты судов ледового плавания. Л.: Судостроение, 1966.
10.Andryushin A.V, Hanninen S., Heideman T. «Azipod» Azimuth Thruster for large capacity arctic transport ship 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 9-10, 2013. P. 223-227.
11.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, UK, November 27-28, 2012.
12.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». The royal institution of naval architects. London, UK, May 30-31, 2007. P. 33-43.
13. Формирование предложений по совершенствованию требований РС к работоспособности и проч-
Рис. 10. Пример расчета безопасных скоростей движения судна во льдах из условия обеспечения эксплуатационной прочности ГВ и работоспособности ГЭД
покрова (толщины), а также с учетом солености воды и льда в указанной акватории. Безопасные скорости движения судна во льдах из условия обеспечения эксплуатационной прочности ГВ и работоспособности ГЭД назначаются в соответствии с требованиями к обеспечению прочности корпуса судна и безопасной дистанции.
Библиографический список
1. Андрюшин А.В. Теория взаимодействия гребного винта со льдом. Обеспечение эксплуатационной прочности элементов пропульсивного комплекса судов ледового плавания и ледоколов: Дис. ... д-ра техн. наук. СПб.: СПбГМТУ, 2007. 255 с.
2. Курдюмов В.А., Хейсин Д.Е. Гидродинамическая модель удара твердого тела о лед // Прикладная механика. 1976. Т. XII. № 10. 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. 116 p.
4. Апполонов Е.М., Дидковский А.В., Кутейников М.А., Нестеров А.Б. Совершенствование методологии определения ледовых нагрузок // Российский морской регистр судоходства. Научно-технический сборник. 2002. Вып. 25. С. 83-100.
ности пропульсивного комплекса судов ледового плавания, включая суда двойного действия и ледоколы. Отчет по договору № КНЦ №-K/1013/13/1 «Разработка системы государственных нормативных правовых актов по формированию требований к морским техническим средствам для эксплуатации в Российской Арктике в части судов транспортного, ледокольного и обеспечивающего флота». Этап 2. AO «ЦНИИМФ», 2014.
14. Исследование эксплуатационных характеристик крупнотоннажных арктических танкеров по результатам модельных и натурных испытаний и разработка рекомендаций по форме корпуса и параметрам пропульсивного комплекса перспективного газовоза в обеспечение разработки концепции транспортной системы морского экспорта СПГ из п. Сабета. Разработка основных проектных решений для обеспечения требований РС к эксплуатационной надежности и работоспособности ВРК типа «AZIPOD» мощностью 15 МВт, категория Arc7, для крупнотоннажного арктического танкера «Pushing-Pulling», предназначенного для вывоза СПГ из порта Сабета. Научно-технический отчет по договору 4-889/422011. Этап 5. АО «ЦНИИМФ», 2011.
15. Проект новой редакции требований раздела 6 части VII «Механические установки» Правил Классификации и постройки морских судов / Сборник нормативно-методических материалов, Книга 20. СПб.: Российский морской регистр судоходства, 2010.
16. Бойцов Г.В. Методика и результаты проверочных расчетов элементов МИШ ВРШ из условий обе-
спечения их пирамидальной и усталостной прочности под действием усилий от ледовых нагрузок на лопасти ВРШ. Предложения и рекомендации по нормам прочности МИШ ВРШ судов ледового плавания и ледоколов для включения в Правила РС по договору № 41/2000. Этап 4: Технический отчет. СПб.: Российский морской регистр судоходства, 2001.
Сведения об авторах
Андрюшин Александр Владиславович, д.т.н., заведующий лабораторией «Пропульсивные комплексы судов» АО «ЦНИИМФ». Адрес: 191015, Россия, г. Санкт-Петербург, ул. Кавалергардская, 6. Телефон: +7 (812) 271-81-05. E-mail: propulsionlab@cniimf.ru.
Хлыстова Ксения Борисовна, инженер лаборатории «Пропульсивные комплексы судов» АО «ЦНИИМФ». Телефон: +7 (812) 271-81-05. E-mail: propulsionlab@cniimf.ru.
Зуев Павел Сергеевич, младший научный сотрудник лаборатории «Пропульсивные комплексы судов» АО «ЦНИИМФ». Телефон: +7 (812) 271-81-05. E-mail: propulsionlab@cniimf.ru. Федосеев Сергей Сергеевич, инженер лаборатории «Пропульсивные комплексы судов» АО «ЦНИИМФ». Телефон: +7 (812) 271-81-05. E-mail: propulsionlab@ cniimf.ru.
Поступила / Received: 01.03.18 Принята в печать / Accepted: 03.05.18 © Коллектив авторов, 2018
