Совершенствование методов проектирования гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов

Хлыстова Ксения Борисовна

Совершенствование методов проектирования гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов

Результаты исследований данной работы позволяют разработать эффективный ГВ, обладающий высокими гидродинамическими и прочностными характеристиками, на базе современного опыта эксплуатации и современных расчетных программных комплексов. Разработанная методика назначения ледовых нагрузок позволяет обеспечить прочность «острых» (с уменьшенной толщиной) кромок лопасти, применение которых снижает ледовый момент на ГВ, увеличивает тягу пропульсивного комплекса во льдах и повышает работоспособность главного электродвигателя (ГЭД). В рамках свидетельства РС о допустимых условиях ледового плавания на основе представленной методики разрабатываются рекомендации по безопасным режимам движения судна из условия обеспечения прочности пропульсивного комплекса и корпуса судна.

Транспорт

Дипломы

Вуз: Санкт-Петербургский государственный морской технический университет (СПбГМТУ)

ID: 5b36397f7966e12f6e0b1fbd

UUID: 84a7cf70-5dd1-0136-b3d1-525400005860

Язык: Русский

Опубликовано: почти 6 лет назад

Просмотры: 190

17.8

Хлыстова Ксения Борисовна

Санкт-Петербургский государственный морской технический университет (СПбГМТУ)

Комментировать 0

Рецензировать 1

Скачать - 3,7 МБ

Поделиться работой

ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ ....................................................................................................................................3 1 ОСНОВНЫЕ ПОДХОДЫ И ТРЕБОВАНИЯ К ПРОЕКТИРОВАНИЮ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ СУДОВ ЛЕДОВОГО ПЛАВАНИЯ И ЛЕДОКОЛОВ ..............................................6 1.1 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ЭЛЕМЕНТОВ ЛЕДОКОЛЬНОГО ГРЕБНОГО ВИНТА И ОЦЕНКА ЕГО ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК .................................................6 1.1.1 Определение дискового отношения ГВ и гидродинамических характеристик ГВ из условия предотвращения второй стадии кавитации ......................................................6 1.1.2 Распределение ширины лопасти ................................................................................10 1.1.3 Распределение шага и максимальной кривизны лопасти гребного винта.............11 1.1.4 Профилировка лопасти гребного винта ....................................................................11 1.2 НАЗНАЧЕНИЕ ЛЕДОВЫХ НАГРУЗОК НА ГРЕБНОМ ВИНТЕ И ЕГО ПРОЧНЫХ РАЗМЕРОВ ДЛЯ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ПРОЧНОСТИ ГВ И РАБОТОСПОСОБНОСТИ ГЭД В ЛЕДОВЫХ УСЛОВИЯХ ............12 1.2.1 Механизмы взаимодействия лопастей гребного винта со льдом и ледовые нагрузки .................................................................................................................................13 1.2.2 Обеспечения эксплуатационной прочности гребного винта и работоспособности главного электродвигателя ..................................................................................................16 1.2.3 Методика определения глобальных и локальных ледовых нагрузок на гребном винте и электродвигателе и назначение прочных размеров гребного винта .................19 1.2.4 Определение предельной силы поломки лопасти гребного винта для обеспечения пирамидальной прочности элементов пропульсивного комплекса ................................27 1.2.5 Определение допустимых скоростей движения судна, обеспечивающих безопасный уровень ледового нагружения........................................................................29 2 РАСЧЕТ ЛЕДОКОЛЬНОГО ГРЕБНОГО ВИНТА................................................................33 2.1 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ЛЕДОКОЛЬНОГО ГРЕБНОГО ВИНТА ................33 2.2 РАСЧЕТ ПРОЧНОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ЛЕДОКОЛЬНОГО ГРЕБНОГО ВИНТА .....................34 2.3 РАСЧЕТ СИЛЫ ПОЛОМКИ ЛОПАСТИ ГВ НА ОСНОВЕ АНАЛИТИЧЕСКИХ ФОРМУЛ .................39 2.4 РАСЧЕТ ЛЕДОКОЛЬНОГО ГРЕБНОГО ВИНТА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРОГРАММНЫХ КОМПЛЕКСОВ .............................................................................................................................40 2.4.1 Расчет гидродинамических характеристик с использованием программного комплекса ANSYS CFX .......................................................................................................40 2.4.2 Расчет НДС лопастей ГВ с использованием программного комплекса ANSYS Mechanical .............................................................................................................................44 2.4.3 Уточненная оценка силы поломки лопасти на основе расчета НДС в упругопластической зоне MКЭ ......................................................................................................51 3 СРАВНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ЧИСЛЕННЫХ РАСЧЕТОВ, ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ДАННЫХ И РАСЧЕТОВ С ПОМОЩЬЮ ПРОГРАММНЫХ КОМПЛЕКСОВ...................56 ЗАКЛЮЧЕНИЕ............................................................................................................................58 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ ...........................................................................................................60

ВВЕДЕНИЕ Настоящее время отмечено интенсивным развитием арктического судостроения и судоходства. К Российскому арктическому побережью прилегает самая обширная в Мировом океане шельфовая зона, обладающая уникальными ресурсами. На российские моря приходится не менее 80% площади шельфа, опоясывающего Арктический бассейн. Для России XXI века Арктика является резервом географического пространства, потенциальным источником важнейших природных ресурсов, перспективным вектором развития научных исследований для молодых российских ученых. Развитие арктической зоны поддерживается на государственном уровне путем реализации госпрограмм «Социально-экономическое развитие Арктической зоны Российской Федерации», "Развитие судостроения и техники для освоения шельфовых месторождений на 2013-2030 годы" и другие. В ближайшем будущем основу транспортной системы Северного морского пути будут составлять новые высокомощные арктические ледоколы, современные танкера арктических классов и транспортные ледокольные суда, включая суда двойного действия с винто-рулевыми колонками (ВРК). Новые суда выходят за рамки предыдущего опыта эксплуатации - интенсивное использование режимов движения задним ходом в ледовых условиях, рост ледовой ходкости и операционных скоростей приводит к увеличению интенсивности воздействия льда на гребные винты (ГВ), что обуславливает необходимость разработки уточненных методов обеспечения их прочности при проектировании и в эксплуатации. Современные требования Российского Морского Регистра Судоходства (РС) к прочности ледокольных ГВ [1, часть VII, глава 6] построены в виде консервативной эмпирической методики, когда прочные размеры лопасти ледокольного ГВ определяются в зависимости от гидродинамического момента сопротивления, т.е. в зависимости от мощности и скорости вращения ГВ. Для транспортных судов ледовое усиление назначается в виде константы в зависимости от ледовой категории, которая определена на основе предшествующего опыта эксплуатации традиционных одновальных транспортных судов, эксплуатирующихся в тяжелых ледовых условиях на режиме переднего хода под проводкой ледокола. Пересчет этой константы на судно двойного действия в рамках действующих требований РС не представляется возможным. Дополнительно, правила РС ограничивают применение современных сталей с высокими прочностными характеристиками, позволяющими уменьшить толщины лопасти. Применение принципа судна двойного действия актуализирует и проблему обеспечения безопасности эксплуатации судна во 3

льдах на режиме хода кормой вперед, включая безаварийную работу ГВ, из условия совместного обеспечения прочности корпуса судна и работоспособности ГЭД. Принимая во внимание вышеперечисленные проблемы современного проектирования ГВ, целью данной работы является усовершенствование имеющихся и разработка новых подходов к проектированию эффективных ледокольных ГВ, с высокими гидродинамическими и прочностными характеристиками, соответствующих запросам современного судоходства. Согласно поставленной цели данная работа направлена на решение следующих задач: 1 Анализ натурных и модельных данных испытаний ГВ современных ледокольных судов, включая суда двойного действия. Разработка подходов к проектированию ледокольных ГВ с учетом результатов натурных и модельных данных испытаний. 2 Разработка методики определения глобальных и локальных ледовых нагрузок на гребном винте с учетом реального ледового давления в зоне контакта лопасти со льдом и назначение прочных размеров гребного винта. Применение методики для расчета безопасной скорости движения судна во льдах из условия обеспечения эксплуатационной прочности ГВ (в рамках свидетельства о допустимых условиях ледового плавания). 3 Применение гидродинамических современных характеристик и программных прочности комплексов ледокольного для ГВ на расчета стадии проектирования. Результаты исследований данной работы позволяют разработать эффективный ГВ, обладающий высокими гидродинамическими и прочностными характеристиками, на базе современного опыта эксплуатации и современных расчетных программных комплексов. Разработанная методика назначения ледовых нагрузок позволяет обеспечить прочность «острых» (с уменьшенной толщиной) кромок лопасти, применение которых снижает ледовый момент на ГВ, увеличивает тягу пропульсивного комплекса во льдах и повышает работоспособность главного электродвигателя (ГЭД). В рамках свидетельства РС о допустимых условиях ледового плавания на основе представленной методики разрабатываются рекомендации по безопасным режимам движения судна из условия обеспечения прочности пропульсивного комплекса и корпуса судна. Следует отметить, что представленные методики и подходы использовались автором работы при проектировании гребных винтов для перспективных ледокольных судов, включая атомный ледокол “Лидер”, и современных судов для освоения месторождений нефти и газа на Арктическом шельфе в рамках контрактов АО «ЦНИИМФ» с ООО «Прикладной инженерный и учебный центр «Сапфир» (центр развития проектов ПАО «НК 4

«Роснефть»), ПАО «Научно-исследовательский проектно-конструкторский и технологический институт электромашиностроения" («НИПТИЭМ»), ФГУП «Крыловский Государственный Научный Центр». Достоверность и обоснованность результатов, представленных в работе, базируется на сравнении экспериментальных модельных и натурных данных с теоретическими расчетами, а также с расчетами в современных расчетных программных комплексах. Основные положения и результаты работы докладывались и обсуждались на международных и всероссийских конференциях, таких как: Всероссийская XIV Молодежная научно-техническая конференции «Взгляд в будущее – 2016», АО «Центральное конструкторское бюро морской техники «Рубин», 18 мая 2016г.; XIII Международная конференция пользователей CADFEM/ANSYS, Москва, 25-27 октября 2016г.; Всероссийская научно-техническая конференция по строительной механике корабля, посвященная памяти профессора В.А. Постнова и 90-летию со дня его рождения, Санкт-Петербург, декабрь 2017г. По материалам исследования опубликованы в едином авторстве 3 статьи в периодических изданиях и сборниках конференций и одна статья в соавторстве в сборнике всероссийской научно-технической конференции по строительной механике корабля, посвященной памяти профессора В.А. Постнова и 90-летию со дня его рождения, входящая в перечень ВАК РФ. 5

1 ОСНОВНЫЕ ПОДХОДЫ И ТРЕБОВАНИЯ К ПРОЕКТИРОВАНИЮ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ СУДОВ ЛЕДОВОГО ПЛАВАНИЯ И ЛЕДОКОЛОВ 1.1 Определение основных геометрических элементов ледокольного гребного винта и оценка его гидродинамических характеристик В практике проектирования пропульсивных комплексов (ПК) судов при выборе количества гребных винтов (ГВ), а также количества лопастей ГВ принято опираться на опыт эксплуатации судов заданного типа. При увеличении числа ГВ происходит уменьшение нагрузки каждого ГВ, что соответственно повышает его к.п.д. Однако при размещении ГВ следует избегать их взаимного влияния. Рост числа лопастей ГВ в целом способствует уменьшению вибрации и шума при работе винта, что особенно существенно при больших мощностях энергетической установки. На современных ледокольных судах, исходя из опыта эксплуатации и обеспечения прочности ГВ, применяются четырехлопастные ГВ, с симметричной формой контура лопасти (в плане) (п. 1.1.2). Выбор диаметра ледокольного ГВ происходит в зависимости от осадки судна по КВЛ (Т) и требуемого упора ГВ при заданной мощности на валу, и принимается в диапазоне ~(0.55÷0.6)Т [2]. Шаговое отношение и дисковое отношение ГВ являются одними из важнейших характеристик, определяемых при проектировании ГВ. С ростом шагового отношения увеличиваются упор и крутящий момент ГВ. Дисковое отношение оказывает существенное влияние на кавитацию ГВ, его прочность и к.п.д. При выборе дискового отношения необходимо руководствоваться условием предотвращения второй стадии кавитации на швартовом режиме (из опыта проектирования и эксплуатации) (п. 1.1.1). 1.1.1 Определение дискового отношения ГВ и гидродинамических характеристик ГВ из условия предотвращения второй стадии кавитации По результатам анализа данных по кавитации и гидродинамическим характеристикам ГВ в процессе эксплуатации ледокольных судов: Арктика, Тобой, Василий Динков, а также экспериментальных данных ГВ газовоза ABB, Novy Port shuttle tanker, LNG танкера Ямал СПГ, танкера ледового класса Arc7 были разработаны подходы для назначения дискового отношения ГВ и гидродинамических характеристик ГВ из условия предотвращения второй стадии кавитации. Подъемная сила на лопасти создается за счет перепада давлений на ее нагнетающей и засасывающей поверхности. На рис. 1.1.1-1 приведена диаграмма распределения давлений вдоль хорды спрямленного сечения лопасти ГВ. При постоянной площади, ограниченной двумя кривыми распределения давлений, влияния на упор ГВ, момент и КПД не происходит. 6

Рис. 1.1.1-1 - Диаграмма распределения давлений вдоль хорды спрямленного сечения лопасти ГВ При наступлении второй стадии кавитации площадь диаграммы уменьшается, что приводит к быстрому снижению коэффициента упора, коэффициента момента и к.п.д. В современной практике проектирования ледокольных ГВ в качестве расчетного принимается швартовный режим. Для определения оптимального гидродинамического шагового отношения используется диаграмма зависимости К1 2⁄ К2 3 𝑃 = 𝑓 (𝐷) (К1 – коэффициент 𝑃 гидродинамического упора, К2 - коэффициент гидродинамического момента, (𝐷) – шаговое отношение на относительном радиусе 0.8, D – диаметр ГВ) систематической серии ГВ для швартовного режима, предназначенных для установки на ледоколах и ледокольных судах [3]. Согласно диаграмме отношение ледокольных ГВ К1 2⁄ К2 3 𝐻(𝑟̅=0.8) 𝐷 𝑃 = 𝑓 (𝐷) [3] оптимальное гидродинамическое шаговое на относительном радиусе 0.8 для швартовного режима находится в диапазоне (0.9-1.0). На основе экспериментальных данных ГВ газовоза ABB, Novy Port shuttle tanker, LNG танкера Ямал СПГ, танкера ледового класса Arc7 разработана диаграмма зависимости коэффициента гидродинамического упора и коэффициента гидродинамического момента от гидродинамического шагового отношения на относительном радиусе 0.8 для швартовного режима ГВ ледокольных судов. Диапазон значений дискового отношения ГВ для указанной диаграммы ≈(0.6÷0.7). Диаграмма представлена на рис. 1.1.1-2. 7

Рис. 1.1.1-2 - Диаграмма зависимости коэффициента гидродинамического упора К1 и коэффициента гидродинамического момента К2 от гидродинамического шагового отношения 𝐻(𝑟̅=0.8) 𝐷 на относительном радиусе 0.8 для швартовного режима (диапазон значений дискового отношения ГВ для указанной диаграммы ≈(0.6÷0.7)) Скорость вращения ГВ на швартовном режиме при полной мощности может быть определена через коэффициент гидродинамического момента (рис. 1.1.1-2) согласно формуле [2]: 3 75𝑁𝑝 𝑛 = √2𝜋𝜌𝐾 2𝐷 5 об/с, где 𝑁𝑝 – полная мощность подводимая к винту в л.с., 𝜌 – плотность воды в (1.1.1-1) кгс2 м4 . Для назначения дискового отношения ГВ из условия предотвращения второй стадии кавитации используется «кавитационная диаграмма» (рис. 1.1.1-4), разработанная на основе анализа и верификации данных натурных испытаний ледокольных ГВ [4] (рис. 1.1.13) с оптимальным распределением ширины лопасти (п.1.1.2) для швартовного режима при полной мощности на валу гребного винта. Дисковое отношение (максимальная ширина лопасти на относительном радиусе 0.8) определяется через известный коэффициент 8

гидродинамического упора на швартовном режиме (рис. 1.1.1-2) и число кавитации на швартовном режиме, рассчитанное по частоте вращения ГВ на глубине расположения центральной оси вала ГВ. Рис. 1.1.1-3 - Данные натурных испытаний (коэффициент гидродинамического момента К2 , швартовный режим) ледокольных ГВ судов Тобой и Василий Динков 9

Рис. 1.1.1-4 - Кавитационная диаграмма ледокольных ГВ с оптимальным распределением ширины лопасти (п.1.1.2) для относительного диаметра ступицы 0.3 [4] 1.1.2 Распределение ширины лопасти Оптимальным ГВ или ГВ с наименьшими индуктивными потерями считается ГВ удовлетворяющий условию Бетца [5]. Условие Бетца сводится к определению такого распределения циркуляции вдоль лопасти ГВ, которое обеспечивает заданный упор при минимальной потере энергии на создание вызванных скоростей. На рис. 1.1.2-1 представлено оптимальное, применяемое для ГВ судов ледового плавания, распределение ширины лопасти (для периферийных сечений, относительный радиус 0.6-1.0), полученное из условия Бетца. 10

Рисунок 1.1.2-1 - Оптимальное распределение ширины лопасти ГВ для периферийных сечений, относительный радиус 0.6-1.0 1.1.3 Распределение шага и максимальной кривизны лопасти гребного винта Распределение шага и максимальной кривизны по радиусу принимается согласно предыдущему опыту проектирования и эксплуатации и по систематическим сериям ГВ, предназначенных для установки на ледоколах и ледокольных судах, с учетом оптимального принятого гидродинамического шага на относительном радиусе 0.8, и, определенных по диаграмме (Рис. 1.1.1-2), гидродинамических коэффициентов для швартовного режима. Оценка шага (𝑃(𝑟̅ =0.8) ) и максимальной кривизны (𝛿𝑐 ) лопасти ГВ на относительном радиусе 0.8 производится по формуле [6]: 𝐻(𝑟̅=0.8) 𝐷 = 0.8𝜋 𝑡𝑔(𝑎𝑟𝑐𝑡𝑔 𝑃(𝑟̅=0.8) 0.8𝜋𝐷 + 100𝛿𝑐 ) (1.1.3-1) 1.1.4 Профилировка лопасти гребного винта Для ледокольных ГВ может быть использован модернизированный острый профиль лопасти с уменьшенной толщиной входящей (выходящей) кромки для уменьшения ледового момента на гребном винте, расчетного крутящего момента главного электродвигателя (ГЭД) и обеспечения работоспособности ГЭД. Впервые такую профилировку предложил В.А. Беляшов [7, 8], и она была проверена на опыте эксплуатации 11

ледокола Арктика. На рис. 1.1.4-1 представлено сравнительное распределение толщины для «острого» и традиционного профилей лопастей гребных винтов ледоколов и судов высоких 3 Традиционный и модифицированный профиля в районе входящей кромки лопасти арктическихРис. категорий. гребного винта профилировка (ординаты засасывающей и нагнетающей поверхности, средняя линия 0. 1 засасывающая поверхность 0. 08 1 модифицированный острый профиль 0. 06 средняя линия модифицированного острого пофиля 2 традиционный профиль 1 2 0. 04 0. 02 0 0 - 0. 02 0. 1 1 0. 2 0. 3 средняя линия модифициров анного острого профиля. Вогнута в сторону засасыв ающей пов ерхности 0. 4 0. 5 0. 6 0. 7 средняя линия традиционного профиля 0. 8 0. 9 1 1. 1 1. 2 1. 3 2 - 0. 04 Нагнетающая поверхность хорда профиля - 0. 06 Рис. 1.1.4-1 - Сравнительное распределение толщины для «острого» и традиционного профилей лопастей гребных винтов ледоколов и судов высоких арктических категорий 1.2 Назначение ледовых нагрузок на гребном винте и его прочных размеров для обеспечения прочности ГВ и работоспособности ГЭД в ледовых условиях Для определения ледовых нагрузок на гребном винте и обеспечения его прочности в качестве расчетных принимаются режимы фрезерования льда [9]. Режим взаимодействия льда с остановленным гребным винтом, режим взаимодействия обломка льда с гребным винтом при его реверсе (когда направление движения судна не соответствует направлению вращения гребного винта) рассматриваются как нерасчетные. Для указанных нерасчетных режимов не удается обеспечить прочность гребного винта и пропульсивного комплекса в рамках традиционно принятых требований к их прочным размерам из-за большого уровня ледовых нагрузок. Для повышения эффективности и безопасности эксплуатации во льдах необходимо минимизировать частоту возникновения нерасчетных случаев, приводящих к перегрузке главного электродвигателя, остановке гребного винта и его поломкам (п.1.2.2). Для обеспечения эксплуатационной прочности гребных винтов также необходимо регулирование ледовых нагрузок для предотвращения перегрузок ГЭД и поломок лопастей ГВ из-за потери усталостной и статической прочности. При поломке лопасти гребного винта 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) (см. п.1.2.4). Решение указанных задач сводиться к определению допустимых скоростей движения судна, обеспечивающих безопасный уровень ледового нагружения (см. п.1.2.5). 12

1.2.1 Механизмы взаимодействия лопастей гребного винта со льдом и ледовые нагрузки На рис. 1.2.1-1 представлена схема фрезерования льда входящей кромкой лопасти   гребного винта. Угол атаки лопасти гребного винта  (r ) , r - относительный радиус цилиндрического сечения, является основным параметром, определяющим режимы  взаимодействия лопасти (гребного винта) со льдом. При положительных углах атаки  (r ) ≥ 0 реализуются расчетные режимы фрезерования льда. Различают два типа фрезерования. Первый тип соответствует прорезанию льда входящей кромкой, см. рис. 1.2.1-1 [10]. На рис. 1.2.1-2 для первого типа фрезерования представлена схема разрушения льда входящей кромкой. Основная ледовая нагрузка приложена со стороны засасывающей поверхности, где происходит смятие льда с вытеснением ледового порошка. На лопасть воздействуют  аксиальная отрицательная сила Fice и сила профильного сопротивления Tice , рис. 1.2.1-1. Второй типа фрезерования соответствует прорезанию льда периферийными сечениями лопасти, см. рис. 1.2.1-3 [10]. Указанный тип фрезерования характерен для швартовых режимов в тяжелых ледовых условиях. Для второго типа фрезерования основной контакт происходит со стороны нагнетающей поверхности, что обуславливает появление положительной ледовой силы F ice .   - угол атаки профиля;  - шаговый угол; r - относительный радиус профиля; R -радиус гребного винта; V axice - аксиальная скорость взаимодействия гребного винта со льдом; Vice - скорость взаимодействия профиля со льдом; n - скорость вращения (обороты) гребного винта; Fice  - отрицательная аксиальная ледовая сила; Tice - профильная ледовая сила. Рис. 1.2.1-1 Первый тип фрезерования льда входящей кромкой лопасти. 13

AB - зона контакта со стороны засасывающей поверхности; BC - зона контакта со стороны нагнетающей поверхности; 1- зона смятия; 2- ледовый порошок; 3 – элемент скола; 4 – линия угла атаки; 5-хорда профиля; 6-трещина скола; 7 – свободная поверхность льда. Рисунок 1.2.1-2 - Процессы разрушения льда входящей кромкой лопасти для первого типа фрезерования льда при положительном угле атаки [10, 11] F ice - положительная ледовая аксиальная сила; bice - ширина прорези льда периферийными сечениями. Рисунок 1.2.1-3 – Второй тип фрезерования льда периферийными сечениями лопасти [11, 12] 14

Ледовая сила профильного сопротивления Tice определяет момент сопротивления льда вращению гребного винта Qice . Воздействие ледового момента уменьшает скорость вращения гребного винта и угол атаки лопасти. При малой скорости вращения гребного винта и  отрицательных углах атаки  (r ) < 0 контакт со льдом распространяется по всей засасывающей поверхности лопасти, см. рис. 1.2.1-4. Последнее приводит к неконтролируемому (резкому) росту ледовой нагрузки на гребном винте (включая ледовый момент на гребном винте), главном электродвигателе. Перегрузка главного электродвигателя по моменту (см. п.1.2.2) может привести к остановке гребного винта (рис. 1.2.1-5) и поломке его лопасти [2, 4]. Низкие значения углов атаки приводят к ледовым перегрузкам гребного винта, которые могут инициировать деформацию лопастей и их преждевременное усталостное разрушение [10, 13, 14]. На режимах реверса в тяжелых ледовых условиях может реализоваться ледовый удар “плашмя”, рис. 1.2.1-6, который приводит к поломке лопасти. На режиме реверса поломка лопасти гребного винта происходит без его нагружения ледовым моментом. Наибольшее количество поломок гребных винтов на ледоколах было зафиксировано при работе на режимах реверса [2, 10]. Рис. 1.2.1-4 Взаимодействие лопасти гребного винта со льдом при отрицательном угле атаки (режим “навала” льда на лопасть) [10, 11] Рис. 1.2.1-5 Взаимодействие лопасти гребного винта со льдом при остановленном гребном винте [10, 11] 15

Рис. 1.2.1-6 - Взаимодействие лопасти гребного винта со льдом на режиме реверса при ударе льда о лопасть “плашмя” [10, 11] 1.2.2 Обеспечения эксплуатационной прочности гребного винта и работоспособности главного электродвигателя В процессе эксплуатации ГЭД должен поддерживать заданную мощность, момент и скорость вращения гребного винта (ГВ) для обеспечения достаточного упора, а также для предотвращения его заклинки и возможной поломки лопасти. На рис. 1.2.2 - 1 представлена принципиальная схема мощности и крутящего момента для ГЭД в зависимости от скорости вращения гребного винта (ГВ), вала. При заданной мощности максимальный крутящий момент ГЭД (Qengine) lim является одним из главных параметров, определяющих его работоспособность. При эксплуатации спецификационный предельный момент (Qengine) lim не должен быть менее максимального момента на валу Qtotal max (без крутильных колебаний), см. выражение (1.2.2 – 1). В этом случае ГЭД работает в проектном режиме при постоянной мощности см. рис. 1.2.2 - 1. Рис. 1.2.2 - 1 Принципиальная схема мощности двигателя и крутящего момента для ГЭД в зависимости от скорости вращения ГВ 16

(Qengine ) lim  max( Qtotal ) (1.2.2 - 1) n  nmin при заданной спецификационной мощности. где Qtotal - суммарный момент на валу; 𝑚𝑎𝑥(𝑄𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ) – максимальное значение Qtotal . Суммарный момент на валу Qtotal определяется выражением (1.2.3 – 4). Если величина момента на валу 𝑚𝑎𝑥(𝑄𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ) превосходит (Qengine) lim , ГЭД не поддерживает постоянной мощности, что приводит к резкому падению скорости вращения ГВ и может вызвать его остановку при взаимодействии со льдом. Эти ситуации крайне нежелательны, так как это приводит к сильному ограничению операционной скорости судна, а также к возможной поломке лопасти. Изложенное выше подтверждается эксплуатационным опытом [15, 16]. Проведен детальный анализ натурных экспериментальных данных процессов изменения нагрузки на гребном валу при работе судна в ледовых условиях, включая ледоколы типа «Арктика» и крупнотоннажный ледокольный танкер типа “Динков”. В качестве примера на рис. 1.2.2 – 2 и 1.2.2 – 3 представлены характерные режимы процессов изменения момента ГЭД (без лопастной составляющей и крутильных колебаний) при работе судна в ледовых условиях. На рис. 1.2.2 – 2 приведен пример снижения оборотов ГВ при взаимодействии со льдом, при этом эксплуатационный момент ГЭД 𝑚𝑎𝑥(𝑄𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ) не превосходит спецификационного предельного момента (Qengine) lim и ГЭД работает в проектном режиме, с постоянной мощностью. На рис. 1.2.2 – 3 происходит превышение спецификационного предельного момента ГЭД эксплуатационным моментом на валу, что приводит к снижению мощности на валу и просадке (резкому падению) оборотов ГВ. Случаи 𝑚𝑎𝑥(𝑄𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ) > (Qengine) lim при снижении мощности потенциально опасны, так как они могут привести к остановке (заклинке) гребного винта, поломке лопасти, выходу из строя системы управления ГЭД и, как следствие, к экономическим потерям и к возможному развитию других аварийных ситуаций. Условие (1.2.2 - 1) может быть принято в качестве одного из критериев для предотвращения указанных нерасчетных режимов взаимодействия со льдом (п.1.2.1). 17

Рис. 1.2.2 – 2 - Процесс изменения момента ГЭД в проектном режиме с постоянной мощностью при работе судна в ледовых условиях Рис. 1.2.2 – 3 - Процесс изменения момента ГЭД при работе судна в ледовых условиях на нерасчетном режиме с резким падением мощности и оборотов ГВ 18

1.2.3 Методика определения глобальных и локальных ледовых нагрузок на гребном винте и электродвигателе и назначение прочных размеров гребного винта 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 [9, 10, 11, 13, 17], разработаны формулы, учитывающие угол атаки ГВ (скорость вращения ГВ, скорость судна), характеристики ГВ, параметры ледовых условий. Ледовая аксиальная сила на лопасти   Fice  10 3  17.6  19.2  e 0,17 ( r 0,9)   k Sice  k Hice  D1,6 c mean  compr (r  0,8) ,    (1.2.3 - 1) Ледовый момент на ГВ     Qice  k profile  0.22515  30.0  exp( 0.107   (r  0.8))  K sice  K Hice  D 2.6  t (r  0.8)0.5 (r  0.8),    (1.2.3 - 2)  (r  0.8)  3 deg  Qice  const at  (r  0.8)) < 3 deg   где D – диаметр ГВ,м;  (r ) – угол атаки лопасти ГВ на относительном радиусе r , град (в зависимости от скорости судна и скорости вращения ГВ) [17]; K sice  K Hice – коэффициенты  учитывающие толщину льда и прочность льда соответственно [11, 18]; t (r  0.8) – толщина лопасти на относительном радиусе 0,8,м; cmean  средняя безразмерная ширина лопасти по  глубине врезания лопасти в лед [17];  (r  0.8) – расчетная ледовая прочность на одноосное сжатие, МПa [17]; k profile – коэффициент учитывающий форму входящей кромки лопасти [11].  Угол атаки  (r ) определяется скоростью судна Vship и скоростью вращения ГВ n .          2( r R  n)   (r )   pitch (r ) arctg  V ship (1.2.3 - 3)  n -скорость вращения гребного винта,  pitch (r ) - шаговый угол гребного винта, R  D/2. Для заданных скорости движения судна и ледовых условий (толщина льда,  прочность льда) скорость вращения ГВ (угол атаки), ледовые нагрузки на ГВ ( Fice , Qice ), суммарный момент ГЭД Qtotal определяются из совместного решения уравнений (1.2.3 - 1, 1.2.3 - 2, 1.2.3 - 4) 19

Qtotal  Qhydr  Qice   n t (1.2.3 - 4) где Qhydr - гидродинамический момент; Qice - среднее значение ледового момента ГВ (без крутильных колебаний); n – частота вращения ГВ;  n / t  - инерциальная составляющая крутящего момента;  - момент инерции системы «ГЭД – вал -ГВ»; t – текущее время взаимодействия ГВ со льдом. Процесс изменения скорости вращения ГВ при его взаимодействии со льдом определяется численно: n(t  dt )  n(t )  dn Qtotal (n  dn)  Qtotal (n)   Qtotal (n)dn ; Qhudr (n  dn)  Qhydr (n)   Qhydr (n)dn n n dn  (1.2.3 - 5) Qice (t  dt )  Qhydr (n)  Qtotal (n)  1   n Qtotal (n)   n Qhydr (n)    dt  Гидродинамический момент Qhydr  K Q ( J ) n 2 D 5 K Q (J ) -коэффициент момента; J  V ship (1   ) n (1.2.3 - 6) -поступь,  -коэффициент попутного потока, По результатам натурных испытаний ледовый момент Qice (t ) определяется в виде функций: Qice (t )  (Qmax ) ice  (1  exp( d  t )), t > 0  Qice (t )  (Qmax ) ice at t   ; Qice  0, t 0 (1.2.3 - 7) t – время взаимодействия ГВ со льдом; d – параметр, определённый на основе данных натурных испытаний [11], см. также рис. 1.2.2 – 2 и 1.2.2 – 3. Скорость вращения ГВ при фрезеровании льда может быть описана функциями: n(t )  n min  (n 0  n min )  exp(    t )   dn n(t )  n min , t  ; n(t )  n 0 , t  0;  0, t    dt  (1.2.3 - 8) где  - параметр [11], t – текущее время процесса, nmin соответствует (Qmax ) ice ; n0 - скорость вращения ГВ до его взаимодействия со льдом. Значение (Qmax ) ice определяется согласно формуле (1.2.3 - 4) при t   и  Qtotal  n  0, t N ; N - мощность на гребном винте (главном электродвигателе). n 20

Для решения системы уравнений (1.2.3 - 1, 1.2.3 - 2, 1.2.3 - 4) необходимо определение характерного времени взаимодействия гребного винта со льдом tice . Для судов DAS в тяжелых ледовых условиях (торосах) на режимах заднего хода характерное время взаимодействия со льдом t ice  lice / Vship , где lice , Vship - размер ледового блока в торосе и скорость судна соответственно. Размер ледового блока в торосе [18]: l ice   * hice  3/ 4 (1.2.3 - 9) - параметр, hice - толщина ровного термического льда. Вышеупомянутые методы расчета процессов изменения параметров ГЭД при взаимодействии гребного винта со льдом были проверены и откалиброваны данными натурных испытаний [4, 13, 16]. На Рис. 1.2.3 - 1, 1.2.3 – 2 представлены примеры расчета ледового, гидродинамического и суммарного моментов и скорости вращения ГВ в процессе фрезерования льда для ГВ судна класса Icebreaker7 для «острых» и традиционных кромок лопасти ГВ (п.1.1.4). Для гребного винта с традиционными кромками проектные значения коэффициента запаса ГЭД и ледового момента увеличиваются в ~1.15 и ~1.25 раза соответственно [7, 8]. 21

Рис. 1.2.3 – 1 - Процесс изменения ледового, гидродинамического и суммарного моментов и скорость вращения ГВ в процессе фрезерования льда, ГВ для судна класса Icebreaker7 с острыми кромками. Скорость 2 узла 22

Рис. 1.2.3 – 2 - Процесс изменения ледового, гидродинамического и суммарного моментов и скорость вращения ГВ в процессе фрезерования льда, ГВ для судна класса Icebreaker7 с традиционными кромками. Скорость 2 узла 23

Локальные ледовые нагрузки (ледовое давление) Для обеспечения прочности лопастей ГВ необходим расчет их напряженного состояния под действием распределенной ледовой нагрузки (давления). В требованиях IACS I3 [9], DNV-GL [19] ледовая нагрузка для зон контакта лопасти со льдом задается в виде равномерного давления, что не соответствует реальному распределению ледового давления [10, 20, 21]. Для первого типа фрезерования льда зона контакта АВ (см. рис. 1.2.1 – 1 и 1.2.1 – 2) со стороны засасывающей поверхности определяется углом атаки лопасти ГВ (скоростью судна и скоростью вращения ГВ). Зона ВС (см. рис. 1.2.1 – 2) определяется из условия скола элемента 3 при прорезании льда лопастью. В тяжелых ледовых условиях лопасть прорезает  лед на глубину, соответствующую r  1 0.6 , [2]. Распределение ледового давления в зонах АВ и ВС определяется процессами смятия льда и выдавливания ледового порошка. На рис. 1.2.3 – 1 представлена схема контактного ледового давления в зонах АВ и ВС. Рис. 1.2.3 – 1 - Схема контактного ледового давления для режима фрезерования льда входящей кромкой Распределенная ледовая нагрузка (давление) вдоль поверхности цилиндрического сечения лопасти для участка dw  0 определяется уравнением [10, 11]. 24

𝑝̅𝑖𝑐𝑒 = 0.66854 ∗ 𝑒  где p ice  p ice  pice max (− ̅̅̅̅̅̅ 𝜉(𝑥) ) 𝛼 + 0.33147 ∗ 𝑒 (− ̅̅̅̅̅̅ 𝜉(𝑥) ) 𝛽 (1.2.3 - 10) - безразмерное контактное ледовое давление;  pice max - максимум ледового контактного давления,    - безразмерная зона контакта со льдом;   0,1 , 0 – начало зоны контакта; 1 – конец зоны контакта; α, β – параметры. Локальное максимальное давление (𝑝𝑖𝑐𝑒 𝑝𝑒𝑎𝑘 )𝑚𝑎𝑥 для d  0 определяется в функции от прочности льда на одноосное сжатие по формуле (1.2.3 - 11) [20]. (𝑝𝑖𝑐𝑒 𝑝𝑒𝑎𝑘 )𝑚𝑎𝑥 = 𝐶 ∗ 𝜎𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟 0,6 (1.2.3 - 11) Разрушение льда на участках d вдоль входящей кромки (вдоль  , см. рис. 1.2.3 – 1, 1.2.3 – 2) происходит неодновременно. Поэтому контактное давление  pice max ( ) задается с учетом масштабного фактора в зависимости от  . Для второго типа фрезерования контакт происходит в области периферийных сечений со стороны нагнетающей поверхности. Схема приложения контактного ледового давления представлена на рис. 1.2.3 – 2. Длина зоны контакта периферийных сечений со льдом вдоль радиуса принимается равной 0.1R от относительного радиуса 1 до 0.9 [9]. Рис. 1.2.3 – 2 - Схема контактного ледового давления для второго типа фрезерования (периферийными сечениями лопасти) 25

Распределение ледового давления аналогично для первого типа фрезерования льда. Представленная методика позволяет назначать зоны контакта лопасти со льдом, контактные ледовые давления. Последнее позволяет выполнить уточненный расчет НДС лопасти (включая кромки) 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. Определённые таким образом ледовые нагрузки соответствуют расчетным по формулам (1.2.3 – 1), (1.2.3 – 2). Прочные размеры лопастей гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов назначаются из условия обеспечения усталостной и статической прочности [13, 14, 17, 22]. Соответствующие допустимые напряжения представлены в нормативных процедурах РМРС [17, 22] в зависимости от класса судна, типа (конвенционное, судно двойного действия), расположения гребного винта. Безопасная скорость движения судна Vice из условия обеспечения статической и усталостной прочности гребного винта определяется из условия  ice ( Lice (Vice , n))   f ,  st  (1.2.3 – 12) где  ice ( Lice (Vice , n)) - напряжение в лопасти от воздействия ледовой нагрузки Lice (Vice , n) ,  f ,  st  - допустимые напряжения из условия обеспечения усталостной и статической прочности [17, 22]. Ледовые нагрузки Lice (Vice , n) (интегральные ледовые нагрузки, зоны контакта лопасти со льдом, ледовые давления) в зависимости от скорости движения судна, вращения гребного винта (Vice , n ), параметров ледовых условий назначаются согласно методике, представленной выше. Условие (1.2.3 – 12) гарантирует эксплуатацию лопастей гребных винтов без деформаций и преждевременного усталостного разрушения. На рис. 1.2.3 - 3 представлено напряженно-деформируемое состояние лопасти гребного ледокольного судна под действием кромочной ледовой нагрузки, первый тип фрезерования. 26

Рис. 1.2.3 - 3 - Напряженно-деформируемое состояние лопасти ГВ ледокольного судна (b.) под действием кромочной ледовой нагрузки, первый тип фрезерования (a.) 1.2.4 Определение предельной силы поломки лопасти гребного винта для обеспечения пирамидальной прочности элементов пропульсивного комплекса При эксплуатации ледокольного ГВ невозможно полностью избежать нерасчетных режимов (п. 1.2.1), например, реверса при экстренной остановке судна для предотвращения столкновения с ледоколом. Поэтому обеспечение пирамидальной прочности является основным принципом при проектировании пропульсивных комплексов ледокольных судов [17, 19]. Согласно принципу пирамидальной прочности, при поломке лопасти ГВ на нерасчетных режимах его взаимодействия со льдом все остальные элементы ПК в потоке силовых линий должны оставаться неповрежденными. Сила поломки лопасти является одним из основных параметров, который учитывается при проектировании ледокольного ПК. В судостроительной практике для расчета силы поломки лопасти используются нормативные методики Классификационных обществ [9, 17, 19]. Правила DNV GL более детально регламентируют назначение прочностных характеристик отливки, расчетного корневого сечения лопасти для определения силы поломки лопасти, что определяет их выбор для практического решения указанной задачи. Расчетная формула правил DNV GL [19, Pt.6, Ch.6, Section 5, 11.6.4] для предельной силы поломки лопасти: Fex  0.3ct 2 ref 0.8D  2r (1.2.4 - 1) где c, t - длина и толщина расчетного цилиндрического сечения,  ref  0.6 0.2  0.4 u ,  0.2 , u - максимальные значения предела текучести и временного сопротивления материала лопасти; D - диаметр ГВ; r - радиус расчетного корневого сечения. 27

Формула (1.2.4 - 1) предполагает использование значений толщины и длины цилиндрического сечения лопасти ГВ (Рис. 1.2.4 - 1). Анализ характерных поломок лопастей гребных винтов 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. 1.2.4 - 2). Рис. 1.2.4 - 1. Лопасть ГВ с цилиндрическим сечением Рис. 1.2.4 – 2 Излом лопасти стального ГВ ледокола от воздействия одноразовой предельной нагрузки [10] Уточненная оценка предельного разрушающего лопасть изгибающего момента может быть выполнена по формуле, предложенной в работе [23]. Qdamage  0.25  croot  t root   root 2 1.5   design (1.2.4 - 2) где c root - длина расчетного сечения излома лопасти; t root - максимальная толщина сечения излома лопасти;  root - коэффициент полноты сечения излома лопасти, 28

   design   0, 2  2  u   0,2   ( сr ) max  3  (1.2.4 - 3) где  0, 2 - максимальный предел текучести;  u - максимальное временное сопротивление материала лопасти; ( сr ) max  0.35 - относительная величина максимальной критической упругопластической макродеформации материала в составе лопасти, при  0, 2 min ≥ 0,6  u min (мартенситные стали) [17]. Формула силы поломки лопасти с уточненным разрушающим лопасть изгибающим моментом: Fdamage  Qdamage (1.2.4 - 4) (0.8  0.4)  0.5D Расчет силы поломки лопасти ГВ по уточненной формуле (1.2.4 - 4) соответствует оценке силы поломки лопасти ледокольного гребного винта по результатам расчета МКЭ при упруго-пластическом деформировании, выполненного средствами программного комплекса ANSYS. Для оценки силы поломки лопасти ГВ, расчет критической упругопластической деформации  cr , соответствующей разрушению материала в составе лопасти, которая определена согласно нормативной процедуре РМРС [17], с учетом статистического анализа разброса прочностных характеристик материала исследуемого ГВ определяется по формуле (1.2.4 - 5) [17].  cr max  ( сr ) max   u  min (1.2.4 - 5) Учитывая опыт эксплуатации и результаты расчетов по уточненным формулам, а также расчет НДС в упруго-пластической зоне MКЭ, для назначения силы поломки лопасти ГВ при проектировании ПК необходимо учитывать характеристики ( c root , t root ,  root ) спрямленного (реального) сечение излома лопасти ГВ (рис. 1.2.4 - 2). Следует отметить, что за счет корректировки толщин корневого сечения и формирования галтели гладким переходом переменного радиуса в месте соединения лопасти со ступицей (рис. 2.2.1) возможно снижение силы поломки лопасти ГВ для обеспечения пирамидальной прочности ПК. 1.2.5 Определение допустимых скоростей движения судна, обеспечивающих безопасный уровень ледового нагружения Расчет безопасных режимов и разработка рекомендаций по безопасной эксплуатации во льдах ГВ судов выполняются на основе методики представленной в п. 1.2.3 применительно к типовым ледовым условиям районов эксплуатации судна в соответствии с ледовым классом, конструктивными особенностями судна (судно двойного действия 29

DAS), в зависимости от фактического состояния ледового покрова (толщины), а также с учетом солености воды и льда в указанной акватории. Для назначения допустимых скоростей из условия обеспечения прочности гребного винта (лопастей) ледовая нагрузка на лопасть определяется по формулам (1.2.5 – 1), (1.2.5 – 2), разработанным на базе нормативной процедуры РС [17], требований TRAFI, IACS I3, DNV-GL [9, 19, 24] и результатов натурных измерений ледовых нагрузок. Отрицательная ледовая сила, воздействующая на входящую (выходящую) кромку лопасти гребного винта (противоположно направлению движения судна), соответствующая первому типу фрезерования, см. раздел 1.2.1 и (1.2.3 – 1)  Fb  10 3  17.6  19.2  e 0,17 ( r 0,9)   k Sice  k Hice  D1,6 c mean  compr (r  0,8) ,    (1.2.5 - 1) Положительная ледовая сила F f , воздействующая на периферийные сечения лопасти гребного винта со стороны засасывающей поверхности (по направлению движения судна), соответствующая второму типу фрезерования, см. раздел 1.2.1, разработана на основе результатов натурных измерений ледовых нагрузок:    F f  K f  c(r  0,95)  R   compr (r  0,8)  k scale (r  0,95)  k Sice  H ice , R(1  rhub ) (1.2.5 - 2)  где c(r  0,95) - ширина цилиндрического сечения лопасти на относительном радиусе 0,95, м; R  радиус гребного винта, м; H ice - расчетная толщина ледового покрова (толщина ровного термического льда или толщина консолидированной части тороса); rhub относительный радиус ступицы ГВ;  Значение расчетной прочности льда при одноосном сжатии  compr (r  0,8) , МПа, определяется в соответствии с рис. 1.2.5 - 1 для глубины ледового покрова hice  0,2R [17]. Рис. 1.2.5 - 1 Расчетная (базовая) прочность льда на одноосное сжатие 30

Коэффициент k Sice - коэффициент, учитывающий изменение прочности льда для  ледового образования в сравнении с базовым значением  compr (r  0,8) . Определяется в зависимости от типа ледового образования (торос, ровный лед, однолетний лед, многолетний лед, распресненный лед, морской лед) и периода навигации (температуры воздуха на момент эксплуатации и за предыдущий месяц). Коэффициент K f определен по результатам натурных измерений ледовых нагрузок на ГВ судна “Gudingen” [25].  Коэффициент kscale (r  0,95) - масштабный фактор удельной ледовой силы (по ширине цилиндрического сечения лопасти на относительном радиусе 0,95), определенный по результатам экспериментальных исследований ледовых нагрузок [18].   K f  C  (-0,1764 (r ) 3  7,4603 (r ) 2  93,563) (1.2.5 - 3)     kscale (r  0,95)  с  exp  c(r  0,95) /    k   (1.2.5 - 4) Коэффициент k Hice , учитывает влияние толщины льда, определяется на основе анализа значений натурных ледовых нагрузок на гребных винтах [10,11].  H ice k Hice    ( H ice ) max     H ice  ( H ice ) max (1.2.5 - 5) k Hice  1 , Hice  ( Hice )max ; H ice - расчетная толщина ледового покрова (толщина ровного термического льда или толщина консолидированной части тороса), ( H ice ) max  (0.35  0.4) D ;  - коэффициент. В качестве критерия прочности гребных винтов и назначения допустимой (безопасной) скорости принимаются допустимые напряжения, обеспечивающие усталостную и статическую прочность ГВ, см. п. 1.2.3, (не превышение действующими напряжениями от воздействия ледовой нагрузки значений допустимых напряжений). Ледовая нагрузка, соответствующая реализации в лопасти напряжения, равного допустимому напряжению, определяется на базе расчета НДС лопасти МКЭ и принимается как критическая. Безопасные скорости движения судна во льдах из условия обеспечения эксплуатационной прочности ГВ назначаются в соответствии с требованиями к обеспечению работоспособности ГЭД (п. 1.2.2), прочности корпуса судна и безопасной дистанции. Следует отметить, что при проектировании судна в соответствии с действующими требованиями классификационных обществ, эксплуатационная прочность 31

ГВ является определяющей при назначении безопасных скоростей движения судна из условия обеспечения эксплуатационной прочности винто-рулевой колонки и ГВ. Рис. 1.2.5 - 2 – Пример расчета безопасных скоростей движения судна во льдах из условия обеспечения эксплуатационной прочности ГВ и работоспособности ГЭД [12] Оценка толщин ровного термического льда hice и других характеристик ледовых образований осуществляется по данным метеорологического обеспечения и мониторинга текущей ледовой обстановки с борта (мостика) судна. 32

2 РАСЧЕТ ЛЕДОКОЛЬНОГО ГРЕБНОГО ВИНТА 2.1 Определение основных характеристик ледокольного гребного винта Определение основных характеристик ледокольного ГВ в рамках проекта судна происходит с учетом исходных данных (Таблица 2.1.1), заданных в соответствии с техническим заданием или спецификацией. В качестве примера для расчета ледокольного ГВ выбран ГВ для судна ледового класса Icebreaker 7. Таблица 2.1.1 – Исходные данные для проектирования ГВ для судна ледового класса Icebreaker 7 Тип судна - двойного действия. Количество ВРК - 2 Класс судна Icebreaker 7 Проектная осадка судна 7.5м Мощность на ГВ 7500кВт Количество лопастей ГВ 4 Диаметр ГВ 4.3м На основе процедуры п.1.1.1 спроектирован ГВ для судна ледового класса Icebreaker 7. Основные характеристики ГВ указаны в таблице 2.1.2. Таблица 2.1.2 - Основные характеристики ГВ для судна ледового класса Icebreaker 7 Коэффициент гидродинамического упора К1 ≈ 0,36 для швартовного режима Коэффициент гидродинамического момента К2 ≈ 0,046 для швартовного режима Скорость вращения ГВ на швартовном режиме при полной мощности n = 155об/с Дисковое отношение ГВ AER=0.685 R C/R CS/R XR/R E/R EС/R P/R 1 0.30 0.4667 0 0 0.1126 0 1.5736 2 0.35 0.5323 0 0 0.0977 0.0045 1.6059 3 0.4 0.6 0 0 0.0851 0.008 1.6367 4 0.5 0.7385 0 0 0.0698 0.0122 1.6864 5 0.6 0.8581 0 0 0.0584 0.0138 1.7093 6 0.7 0.9295 0 0 0.047 0.0137 1.7036 7 0.8 0.934 0 0 0.0363 0.0126 1.6706 8 0.9 0.8387 0 0 0.0256 0.0101 1.6082 9 0.95 0.7014 0 0 0.0205 0.0071 1.5629 10 0.975 0.5528 0 0 0.0182 0.0042 1.5356 11 1 0 0 0 0.016 0 1.5050 Распределение ширины и профилировка лопастей ГВ принята согласно п.1.1.2 и п.1.1.4 соответственно. 33

2.2 Расчет прочностных характеристик ледокольного гребного винта В данном разделе представлены результаты расчета прочных размеров лопасти ледокольного гребного винта для судна ледового класса Icebreaker 7 по действующим требованиям Правил Российского Морского Регистра Судоходства (РС) [1, Ч VII, глава 6, раздел 6.2 “Толщина лопастей”] для сталей марок 06X15H4ДМЛ и 08Х14НДЛ и нормативной процедуре РС «Книга 20» для стали 06X15H4ДМЛ [17]. По Правилам РС [1, Ч VII] прочные размеры ГВ (толщины лопасти) практически не зависят от типа указанных сталей, ввиду ограничения расчетного допустимого напряжения для материалов отливки лопастей. При принятых прочных размерах лопастей гребной винт может быть изготовлен как из стали марки 08Х14НДЛ, так и из стали типа 06X15H4ДМЛ. С учетом опыта эксплуатации рекомендуется изготовление ГВ из стали типа 06X15H4ДМЛ с повышенными усталостными характеристиками. В настоящее время указанная сталь 06X15H4ДМЛ наиболее широко применяется для изготовления гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов. Указанная сталь позволяет снизить толщины кромок лопастей ГВ для снижения ледового момента, обеспечивая их эксплуатационную прочность. Однако применение стали типа 06X15H4ДМЛ с повышенными усталостными характеристиками может быть ограничено условием выполнения принципа пирамидальной прочности для основных элементов ПК, лежащих в потоке силовых линий. Таблица 2.2.1 – Прочностные характеристики стали марок 06X15H4ДМЛ и 08Х14НДЛ [17, 26, 27] Материал ГВ Прочностные характеристики стали марок 06X15H4ДМЛ и 08Х14НДЛ  0.2 , u , MПа MПа Сталь  ,%  ,% KV 10 , Дж Минимально-требуемые значения по условиям спецификации 06X15H4ДМЛ 620 790 19.0 48 40.0 500 650 15.0 40 21.0 Сталь 08Х14НДЛ (  ) d0 , MПа m (параметр кривой усталости) HB Диаметр стандартного образца d 0 =10мм Не более 193 при 5*107 циклов нагружения Не более 143 при 5*107 циклов нагружения 8.3 от 100 до 108 циклов нагружения 8.3 от 100 до 108 циклов нагружения Не более 290 Не более 241 Таблица 2.2.2 - Исходные данные для назначения прочных размеров лопасти гребного винта, класс Icebreaker 7, в соответствии с действующими требованиями РС часть VII, глава 6, раздел 6.2 (обозначения соответствуют действующим требованиям РС) расчетное корневое сечение диаметр гребного винта, м мощность на гребном валу, кВт соответствует отн. радиусу 0.3 𝐷 = 4.3 𝑃 = 7500 34

23500 коэффициент ледового усиления для бортового 𝑘 = 16 + = 19.133 гребного винта ледокола, часть VII, глава 6, раздел 6.2, 7500 табл. 6.2.1-1. временное сопротивление винтовой стали Rml , МПа Сталь марки 06Х15Н4ДМЛ - Rml  790 Сталь марки 08Х14НДЛ – R ml = 650 расчетное допустимое напряжение   0.6  Rml  175 МПа, но не более 570, часть VII, глава 6, раздел 6.2, формула. 6.2.1-1. ширина спрямленного цилиндрического сечения лопасти b, м A – коэффициент, часть VII, глава 6, раздел 6.2, формула. 6.2.1-2 Сталь марки 06Х15Н4ДМЛ -   570 Сталь марки 08Х14НДЛ – σ = 565   b(r  0.3)  1.003, b(r  0.6)  1.845  A(r  0.3)  123.861, 𝐴(𝑟̅ = 0.6) =72.972 частота вращения гребного винта при расчетной мощности 𝑛 = 155 𝑃 = 7500 кВт (принимается для швартового режима), об/мин. количество лопастей z4 коэффициент центробежных напряжений c часть VII, глава 6, раздел 6.2, формула. 6.2.1-3 уклон (откидка лопасти), мм   c(r  0.3)  0.45, c(r  0.6)  0.00 𝑚0.3 = 0, 𝑚0.6 = 0 Таблица 2.2.3 - Прочные размеры (толщины) лопасти гребного винта, класс Icebreaker 7, в соответствии с действующими требованиями РС, часть VII, глава 6, раздел 6.2 Относительный радиус 0.3 Толщина лопасти, часть VII, глава 6, раздел 6.2. Радиус галтели формула 6.2.1-1, пункт 6.2.2 часть VII, глава 6, раздел 6.3, 6.3.1 Относительный радиус 0.6 Относительный радиус 1.0 входящие и выходящие кромки на расстоянии 0.05 ширины сечения 125.53мм 34.4мм 17.2мм (корневое сечение) 289мм Плавный переход переменным радиусом Галтель выполнена в виде плавного переходом с переменным радиусом. Линия перехода разработана с учетом формы разгружающей галтели, рис. 2.2.1. 35

Рис. 2.2.1 – Оформление галтели плавным переходом переменным радиусом Далее в этом разделе номера формул, пунктов и обозначения соответствуют “Книге 20”, [17]. В соответствии с “Книгой 20” [17] в качестве основной расчетной ледовой нагрузки для назначения прочных размеров лопасти принимается отрицательная (противоположного гидродинамическому упору действия) ледовая сила ( Fice ) max , Н, значение которой определяется по формуле 6.2.2.2 “Книги 20”.  ( Fice )max  103  22  24  e 0.17 ( r  0.9)   D1,6 cmean  compr (r  0,8) ,    (6.2.2.2) где cmean - средняя безразмерная ширина лопасти по глубине врезания лопасти в лед, определяемая в соответствии с 6.2.2.3; α(r  0,9) - расчетный угол атаки лопасти на относительном радиусе r  0,9 , град, определяемый в соответствии с 6.2.2.4; D - диаметр гребного винта м; σcompr (r = 0,8) - расчетная прочность морского льда на одноосное сжатие на глубине, которая соответствует заглублению лопасти в лед на относительном радиусе r  0,8 , МПa, определяемая в соответствии с 6.2.2.8. 36

Результаты расчетов значения силы ( Fice ) max представлены в таблице 2.2.4 Расчет прочных размеров лопасти представлен в таблицах 2.2.5 и 2.2.6. Таблица 2.2.4 - Результаты расчета ледовой силы ( Fice )max для лопасти гребного винта, класс Icebreaker 7 № 1 2 3 4 Величина диаметр гребного винта D м; Значение 4.3 cmean - средняя безразмерная ширина лопасти по глубине врезания лопасти в лед, определяемая в соответствии с 6.2.2.3 (“книга 20”). Расчетная скорость взаимодействия гребного винта со льдом Vice , м/с, определяется в соответствии с табл. 6.2.2.7 (“книга 20”) Для ВФШ расчетная частота вращения гребного винта ndesign , c 1 , определяется по формуле (6.2.2.6-1) (“книга 20”).  5 Расчетный шаговый угол  design (r ) , град, на относительном радиусе 6  r  0.9 0.82 6.2 2.067 15.92 определяется по формуле6.2.2.5 (“книга 20”). 2.031 7 Расчетный угол атаки лопасти α(r  0,9) на относительном радиусе r  0,9 , град, определяемый в соответствии с 6.2.2.4. (“книга 20”). прочность морского льда σcompr (r = 0,8) на одноосное сжатие на глубине, которая соответствует заглублению лопасти в лед на относительном радиусе r  0,8 , МПa, определяемая в соответствии с пунктом 6.2.2.8. (“книга 20”). 8 Ледовая сила ( Fice ) max , кН 1188 3.6 Таблица 2.2.5 - Исходные данные для поверочного расчета прочных размеров лопасти гребного винта, класс Icebreaker 7, в соответствии с требованиями “книги 20” для стали 06X15H4ДМЛ [17] Исходные данные № 1 Величина диаметр гребного винта D м; 2 Ледовая сила ( Fice ) max , кН 3 4 5 Значение 4.3 1188  Относительный радиус ступицы r hub 0.3  Ширина сечения c(r hub ) , м 1.00  Ширина сечения c(r 1  0.35) , м 1.14  6 Ширина сечения c(r 2  0.4) , м 7 Ширина сечения c(r  0.8) , м 8 Шаг гребного винта на относительных радиусах r hub  0.3 , r 1  0.35 , r 2  0.4 1.29  2.00   , r  0.8 м   3.384, 3.462, 3.526, 3.593 37

9 расстояние от центра координат корневого сечения на относительном 0.949  радиусе r до линии действия расчетной нагрузки ( Fice ) max в плоскости 10 11 12 13 спрямленных радиальных сечений, b(r ) м частота вращения гребного винта на швартовном режиме при полной мощности nbollard , секминимальный предел текучести (условный предел текучести) материала лопасти, σ 0, 2 Пa, – сталь марки 06Х15Н4ДМЛ [26]. (σ  ) d0 - среднее значение условного предела усталостной прочности стандартных гладких образцов диаметром d 0 = 10 мм в морской воде с 3% процентным содержанием NaCl при числе циклов нагружения N 0  5  10 7 , Пa; таблица 6.2.3.3-5, “книга 20”. 2.583 620*106 193*106 m - константа материала, определяемая по результатам испытаний на усталостную прочность образцов в морской воде с 3% процентным содержанием NaCl в соответствии с кривой усталостной прочности  m N   m N 0 . Для определения m допускается использование кривой усталостной прочности для стандартных гладких образцов диаметром d 0 = 10 мм при симметричном цикле нагружения., таблица 6.2.3.3-5, “книга 20”. 8.3 14 Функция ψ(m) , согласно таблице 6.2.3.3-3, “книга 20”. 15 Коэффициенты упрочнения поверхности, согласно выражению 6.2.3.3-2, “книга 20”. 16 Tice относительное время взаимодействия гребного винта со льдом, определяемое согласно таблице 6.2.3.3-1, “книга 20”. 0.026 17 k - коэффициент расположения гребного винта (см. таблицу 6.2.3.3-2, “книга 20”) 1 1.646 kvar  0.87 k surf  1.2 Таблица 2.2.6 - Результаты расчета прочных размеров лопасти гребного винта, класс Icebreaker 7, в соответствии с требованиями “книги 20” для стали 06X15H4ДМЛ [17] № 1 Величина  Изгибающий лопасть ледовый момент Qbend (r1 ) , Нм, относительно нейтральной оси Значение 649*103  спрямленного корневого сечения на относительном радиусе r 1 (формула 6.2.2.9 -1, “книга 20”). 2  599*103 Qbend (r2 ) , Нм.  3 Скручивающий лопасть ледовый момент Qspind (r1 ) , Нм, относительно центра координат спрямленного  корневого сечения лопасти на относительном радиусе r 1 .(формула 6.2.2.9-2, “книга 20”). Допустимое напряжение σ perm = min [(σ perm ) S , (σ perm ) f ] ,Па, (формула 6.2.3-1, “книга 20”). 4 ( perm ) S  4.96*108 Пa - допустимое напряжение из условия статической прочности; (σ perm ) f = 2.498*108 Па - допустимое напряжение из условия усталостной прочности.  5  (σ perm ) f = 2.498*108  Минимально допустимая толщина t 0, 6 (r 1 ) , м, на координате  0,6 (r 1 )  0,6(c(r 1 ) / 2) (см. рис.  789*103  0.212 6.2.1-2, “книга 20”) для корневого сечения на r 1  r hub  0,05 , (формула 6.2.4.1-1, “книга 20”)  6  Минимально допустимая толщина t 0, 0 (r 1 ) , м, на координате ξ 0,0 (r 1 )  0,0 (см. рис. 6.2.1-3)   0.252 для корневого сечения на r 1  r hub  0,05 , (формула 6.2.4.1-2, “книга 20”) 38

 7   Минимально допустимая толщина t 0, 6 (r 1 ) , м, на координате  0,6 (r 1 )  0,6(c(r 1 ) / 2)   0.189 (см. рис. 6.2.1-3) для корневого сечения на r 1  r hub  0,05 , (формула 6.2.4.1-3, “книга 20”) 8 Максимальная толщина периферийного сечения лопасти  t 0,0 (r  0,6) , м, на  0.137 относительном радиусе r  0.6 (раздел 6.2.4.2, “книга 20”)  9 10 Толщина лопасти t tip , м, на радиусе r  1 без учета скругления, (таблица 6.2.4.3, “книга 20”) Толщина входящей кромки лопасти для спрямленного сечения на относительном 0.037  радиусе r  0,8 на расстоянии 5 длины хорды профиля от края лопасти. (Толщина входящей кромки лопасти для спрямленного сечения на относительном 0.044  11 радиусе r  0,8 на расстоянии 5 длины хорды профиля от края лопасти не должна быть менее 50 максимальной толщины лопасти на данном радиусе), 6.2.4.4, “книга 20”. Толщина выходящей кромки лопасти для спрямленного сечения на относительном  радиусе r  0,8 на расстоянии 5 длины хорды профиля от края лопасти (Толщина выходящей кромки лопасти для спрямленного сечения на относительном 0.029  радиусе r  0,8 на расстоянии 5 длины хорды профиля от края лопасти не должна быть менее 33 максимальной толщины лопасти на данном радиусе), 6.2.4.4, “книга 20”. Радиусы галтелей и сопряжений перехода (должны составлять не мене 90% от 12 толщины корневого сечения на относительном радиусе r  r  0,05 , 6.2.4.5, “книга 20”) 1 hub Допускается плавный переход переменным радиусом. Плавный переход переменным радиусом 2.3 Расчет силы поломки лопасти ГВ на основе аналитических формул Оценка предельной разрушающей лопасть нагрузки проведена по предельному изгибающему лопасть ГВ моменту, формула (1.2.4 - 2) (см.п. 1.2.4) [23] для двух сталей марок 06X15H4ДМЛ и 08Х14НДЛ (см.п. 2.2). Расчетные значения:    croot (r  0.4)  1.514 м; t root (r  0.4)  0.183 м;  root (r  0.4) =0.73 Сталь 08Х14НДЛ 𝜎0,2 = 500МПа, 𝜎𝑢 = 650МПа   design   0, 2    2  u   0,2    cr   =585MПа 3   max  Qdamage =4.62 МНм; Fdamage  Qdamage (0.8  0.4)  0.5D  5.37 МН Сталь 06X15H4ДМЛ 𝜎0,2 = 620МПа, 𝜎𝑢 = 790МПа   design   0, 2    2  u   0,2    cr   =710MПа 3   max  39

Qdamage =5.61МНм; Fdamage  Qdamage (0.8  0.4)  0.5D  6.53 МН Дополнительно предельная разрушающая лопасть нагрузка рассчитана по формуле DNV GL [19, Pt.6, Ch.6, Section 5, 11.6.4], но с учетом реального сечения излома лопасти ГВ (см. рис. 1.2.4 - 2): Расчетные значения:    croot (r  0.4)  1.514 м; t root (r  0.4)  0.183 м;  root (r  0.4) =0.73 Сталь 08Х14НДЛ 𝜎𝒓𝒆𝒇 = 610 МПа 𝐹𝑒𝑥 = 300𝑐𝑡 2 𝜎𝑟𝑒𝑓 0.8𝐷−2𝑟 = 5390кН Сталь 06X15H4ДМЛ 𝜎𝒓𝒆𝒇 = 738 МПа 𝐹𝑒𝑥 = 300𝑐𝑡 2 𝜎𝑟𝑒𝑓 0.8𝐷−2𝑟 = 6530кН 2.4 Расчет ледокольного гребного винта с использованием программных комплексов 2.4.1 Расчет гидродинамических характеристик с использованием программного комплекса ANSYS CFX Для определения гидродинамических характеристик ГВ и сравнения их с экспериментальными данными проведен расчет в программном комплексе ANSYS CFX. В соответствии с теорией моделирования для обеспечения полного динамического подобия процессов, сопровождающих движение тела в жидкости, необходимо выполнение требований геометрического подобия (равенство отношений сходственных размеров), кинематического подобия и идентичность определяющих критериев динамического подобия. Для выполнения CFD (Computational Fluid Dynamics) моделирования необходимо произвести разбивку расчетной области на конечные объемы. Расчетная сетка должна быть достаточно мелкой для более точного результата, что приводит к многомиллионному количеству элементов сетки. Для экономии ресурсов памяти расчетного компьютера и времени, затраченного на расчет, создана геометрически подобная модель исследуемого ГВ в масштабе 1:21.5. Диаметр расчетной модели D = 0.2м. Кинематическое подобие достигнуто равенством у расчетной модели и натуры относительных поступей 𝐽м и 𝐽н соответственно (2.4.1-1). 40

𝑣𝐴м 2𝜋𝑛м 𝐷м 𝑣 = 2𝜋𝑛𝐴н𝐷 или 𝐽м = 𝐽н , н н (2.4.1-1) где 𝑣𝐴м и 𝑣𝐴н – скорость набегающего потока модели и натуры соответственно; 𝑛м и 𝑛н скорость вращения модельного ГВ и натурного ГВ соответственно; 𝐷м и 𝐷н - диаметр модельного ГВ и натурного ГВ соответственно; Для не кавитирующего, достаточно заглубленного ГВ критерии динамического подобия Эйлера и Фруда можно исключить из числа определяющих. Равенство чисел Струхаля выполняется при наличии кинематического подобия [28]. Для расчета ГВ в вязкой жидкости определяющим критерием динамического подобия является число Рейнольдса. Однако моделирование по числу Рейнольдса невозможно, ввиду возникновения на модели глубокой кавитации и близости к звуковой скорости, в отличие от натуры [28]. Анализ экспериментальных данных показывает, что для ГВ наступает автомодельность (ГДХ ГВ перестают зависеть от числа Рейнольдса) при достижении критического числа Рейнольдса 𝑅𝑒кр = (3 ÷ 5) ∗ 105 [28]. Таким образом выполнение динамического подобия сводится к (2.4.1-2). 𝑅𝑒м ≥ 𝑅𝑒кр (2.4.1-2) Выполнение требований (2.4.1-1) и (2.4.1-2) достаточно для того, чтобы получить тождественность ГДХ модели и натуры [28]. При расчете ГДХ исследуемого ГВ в программном комплексе ANSYS CFX критерии (2.4.1-1) и (2.4.1-2) были соблюдены. Расчетная область для CFD расчета построена на основе твердотельной модели исследуемого ГВ (ступица ГВ и 4 лопасти) и представлена на рис. 2.4.1-1. Расчетная область состоит из прямоугольной, окружающей ГВ области, и вращающейся подобласти, с высечением из нее твердотельной модели ГВ, моделирующих вязкую жидкость (воду). На рис. 2.4.1-1 указаны граничные условия. 41

Рис. 2.4.1-1 - Расчетная область для CFD расчета исследуемого ГВ и граничные условия Построение сетки расчетной области выполнено средствами Ansys Meshing. При построении сетки расчетной области необходимо учитывать безразмерный параметр y+ подсчитанный по пристеночному шагу сетки (по нормали) и динамической (фиктивной) скорости. Учет параметра y+ необходим для верного описания вязких эффектов в пристеночной области, и отличается, в зависимости от используемой для расчета модели турбулентности. В данном расчете применялись имеющиеся в программном комплексе ANSYS CFX двухпараметрическая модель турбулентности k-ε модель и, представляющая собой комбинацию k-ε и k-ω моделей, SST-модель, как наиболее эффективные для расчета движения тел в жидкости модели турбулентности [29]. Двухпараметрическая модель турбулентности k-ε построена на предположении о полностью развитом турбулентном течении. При использовании k-ε модели необходимо обеспечить значение 𝑦 + >30 [29]. Для реализации расчета на основе SST-модели необходимо обеспечить значение 𝑦 + < 1 [29]. С 42

учетом этого для каждой расчётной модели турбулентности определялся пристеночный шаг сетки. Согласно этому значению вблизи стенки и в месте перехода от вращающейся подобласти строилась структурированная сетка (Рис. 2.4.1-2) с учетом значения 𝑦 + , с помощью операции неструктурированная Inflation. В тетраидальная остальной сетка, с расчетной эффектом области сгущения использовалась в наиболее криволинейных областях. Количество элементов в расчётной области 𝑛𝑒𝑙 ≈ 8000000 элементов. Рис. 2.4.1-2 - Расчетная сетка для CFD расчета исследуемого ГВ В результате расчетов выявлено, что для получения наиболее близких к экспериментальным ГДХ рекомендуется использовать для расчета на швартовном режиме (𝑣𝐴 = 0 м/с) модель турбулентности k-ε; для расчетов с заданной скоростью набегающего потока модель турбулентности SST. Это обусловлено тем, что модель турбулентности k-ε применима при развитой турбулентности, т.е. режиме движения жидкости при существенном непостоянстве значений 𝑣𝐴 в разных точках расчетной области, что характерно для вращения ГВ в жидкости при отсутствии скорости набегающего потока. Модель турбулентности SST применяется практически для любых типов течений и дает достаточно точное описание вязких эффектов в пристеночной области. При возможности соблюдения значения 𝑦 + < 1, целесообразно использовать для расчетов с заданной скоростью набегающего потока модель SST . Сравнение расчетных и экспериментальных кривых действия ГВ представлено на рис. 2.4.1-3 43

Рис. 2.4.1-3 – Сравнение результатов расчета CFD и экспериментальных кривых действия исследуемого ГВ 2.4.2 Расчет НДС лопастей ГВ с использованием программного комплекса ANSYS Mechanical Для верификации прочных размеров, а также прочности кромок лопасти ледокольного ГВ при «острой» профилировке (п. 1.1.4) была выполнена уточненная проверка прочности ГВ под действием распределенной ледовой нагрузки, соответствующей реальным ледовым давлениям и зонам контакта со льдом (п. 1.2.3). Зоны приложения распределенной ледовой нагрузки от отрицательной и положительной ледовой силы определены в соответствии с методикой, представленной в п. 1.2.3. Рис. 2.4.2-1 Зона приложения отрицательной ледовой силы c неравномерным давлением 44

Рис. 2.4.2-2 Зона приложения положительной ледовой силы c неравномерным давлением По результатам расчета МКЭ определены эквивалентные и главные нормальные напряжения от распределенной нагрузки, полученной от максимальной отрицательной и положительной ледовой силы. Таблица 2.4.2-1 Максимальные отрицательная и положительная ледовые силы Сталь Ледовая сила 06X15H4ДМЛ и 08Х14НДЛ Максимальная отрицательная ледовая сила (по книге 20 РС [17], а также в соответствии с параметрами ледовых условий) = 1188 кН Максимальная положительная ледовая сила Fice+ = 0.6(Fice)max (по методике АО «ЦНИИМФ», а также в соответствии с параметрами ледовых условий) = 713 кН Допустимые напряжения из условия усталостной прочности рассчитаны для каждой точки максимального напряжения с учетом коэффициента  t  - коэффициент влияния толщины лопасти t на ее усталостную прочность. Определяется в зависимости от фактической толщины лопасти t для каждой расчетной точки на ее поверхности по графику [17, с.16, рис. 6.2.3.3]. 45

Таблица 2.4.2-2 Допустимые напряжения из условия усталостной прочности по книге 20 РС [17] с учетом коэффициента влияния толщины лопасти на ее усталостную прочность [17, с.16, рис. 6.2.3.3] Допустимые напряжения Напряжения в расчетной точке Сталь 06X15H4ДМЛ Сталь 08Х14НДЛ 291 МПа 216 МПа 272 МПа 202 МПа Эквивалентные напряжения от отрицательной силы 276 МПа на относительном радиусе 0.5 в точке 0.7С/2 на засасывающей стороне Эквивалентные напряжения от положительной силы 194 МПа на относительном радиусе 0.4 в точке максимальной толщины на нагнетающей стороне Также проведен уточненный расчет допустимых напряжений по методике аналогичной правилам DNV GL [19], где допустимые напряжения из условия усталостной прочности определяются как амплитуда напряжений от воздействия аксиальной отрицательной ледовой силы и аксиальной положительной ледовой силы (Таблица 2.4.2-1). В соответствии с этим уточнена формула (6.2.3.3-1) книги 20 РС и добавлен коэффициент среднего напряжения цикла Кmean (γm) [19, Pt.6 Ch.6 Cold climate 12.3.2]. Исходная формула, уточненная формула, а также формула для Кmean представлены в таблице 2.4.2-3. Таблица 2.4.2-3 Формулы для расчета допустимых напряжений из условия усталостной прочности 1 Формула (6.2.3.3-1) книга 20 РС [17] 𝜎𝑝𝑒𝑟𝑚 𝑓 𝑚 1 = ( 𝑇𝑖𝑐𝑒 𝑛) 𝜓(𝑚)𝜀𝑡𝑟̅ 𝑘𝑣𝑎𝑟 𝑘𝑠𝑢𝑟𝑓 𝜎𝑑 𝑘 Формула для определения Кmean (γm) [19, Pt.6 Ch.6 Cold climate 12.3.2] 1 Уточненная формула 𝜎𝑝𝑒𝑟𝑚 𝑓 𝑚 1 = ( 𝑇𝑖𝑐𝑒 𝑛) 𝜓(𝑚)𝜀𝑡𝑟̅ 𝑘𝑣𝑎𝑟 𝑘𝑠𝑢𝑟𝑓 𝜎𝑑 𝐾𝑚𝑒𝑎𝑛 𝑘 46

Таблица 2.4.2-4 Расчет допустимых напряжений из условия усталостной прочности с учетом коэффициента Кmean (γm) [19, Pt.6 Ch.6 Cold climate 12.3.2], класс судна Icebreaker 7, сталь 06X15H4ДМЛ Напряженно–деформированное состояние Напряжения Главные нормальные напряжения от отрицательной силы 290 МПа Главные нормальные напряжения от положительной силы -121 МПа на относительном радиусе 0.5 в точке 0.7С/2 на засасывающей стороне Расчет амплитуды напряжений в точке 0.7С/2 на относительном радиусе 0.5 47

Таблица 2.4.2-5 Расчет допустимых напряжений из условия усталостной прочности с учетом коэффициента Кmean (γm) [19, Pt.6 Ch.6 Cold climate 12.3.2]. класс судна Icebreaker 7, сталь 08Х14НДЛ Напряженно–деформированное состояние Напряжения Главные нормальные напряжения от отрицательной силы 290 МПа Главные нормальные напряжения от положительной силы -121 МПа на относительном радиусе 0.5 в точке 0.7С/2 на засасывающей стороне Расчет амплитуды напряжений в точке 0.7С/2 на относительном радиусе 0.5 49

Главные нормальные напряжения от положительной силы -187 МПа Главные нормальные напряжения от отрицательной силы 187 МПа на относительном радиусе 0.5 в точке максимальной толщины на засасывающей стороне Расчет амплитуды напряжений в точке максимальной толщины на относительном радиусе 0.5 Анализ результатов уточненной проверки прочности лопасти ГВ судна класса Icebreaker 7 под действием распределенной ледовой нагрузки, соответствующей реальным ледовым давлениям и зонам контакта со льдом, показал, что прочность ГВ, включая кромки лопасти при «острой» профилировке ее сечений, обеспечивается для ГВ только из стали типа 06X15H4ДМЛ. 50

2.4.3 Уточненная оценка силы поломки лопасти на основе расчета НДС в упругопластической зоне MКЭ Уточненный расчет силы поломки лопасти ледокольного гребного винта методом конечных элементов при упруго-пластическом деформировании средствами программного комплекса ANSYS Mechanical выполнен для двух сталей марок 06X15H4ДМЛ и 08Х14НДЛ (см.п. 2.2). Для выполнения расчетов напряженно-деформированного состояния лопасти в упруго-пластической зоне кривая «напряжение (  ) – деформация (  )» материала лопасти задавалась билинейно (Рис. 2.4.3-1). Рис. 2.4.3-1 Кривая «напряжение (  ) – деформация (  )» материала лопасти ГВ для расчета средствами программного комплекса ANSYS Ступица 3D модели ГВ жестко закреплена по торцам, к лопасти ГВ приложена сила. Зона приложения нагрузки, в соответствии с правилами классификационного общества DNV GL и опыта эксплуатации ГВ судов ледового плавания, определяется из условия, что ее результирующий вектор находится на относительном радиусе 0.8 (Рис. 2.4.3-2). Линия основания зоны приложения предельной нагрузки параллельна плоскости излома лопасти гребного винта согласно натурному опыту эксплуатации (Рис. 1.2.4 – 2). Рис. 2.4.3-2 Зона приложения нагрузки на лопасти ГВ 51

Исходя из определения силы поломки лопасти ГВ как предельной нагрузки, при которой конструкция перестает сопротивляться внешним воздействиям, ее величину можно оценить по полученным из расчета графикам зависимости эквивалентных напряжений от относительной нагрузки и максимальных перемещений от относительной нагрузки (Рис. 2.4.3-3 и 2.4.3-4). Рис. 2.4.3-3 График зависимости эквивалентных напряжений от относительной нагрузки Рис. 2.4.3-4 График зависимости максимальных перемещений от относительной нагрузки Для более точной оценки силы поломки лопасти ГВ, проведен расчет критической упруго-пластической деформации  cr , соответствующей разрушению материала в составе лопасти, которая определена согласно нормативной процедуре РС [17], с учетом статистического анализа разброса прочностных характеристик материала исследуемого ГВ по формуле (1.2.4 - 5). Результаты расчетов представлены в таблице 2.4.3-1 на примере кривой «деформация-относительная сила поломки лопасти» (относительно силы поломки лопасти равной 8000кН для стали 06X15H4ДМЛ и 7000кН для стали 08Х14НДЛ). Момент разрушения корневого сечения соответствует ( cr ) max  0.047 при относительной силе 52

поломки лопасти 0.877 для стали 06X15H4ДМЛ и ( cr ) max  0.04 при относительной силе поломки лопасти 0.837 для стали 08Х14НДЛ. 53

Таблица 2.4.3-1 Предельная разрушающая лопасть нагрузка для ГВ из сталей 08Х14НДЛ и 06X15H4ДМЛ, соответствующая расчетной упруго-пластической деформации 𝜀𝑐𝑟 , при расчете МКЭ Предельная разрушающая лопасть нагрузка Сталь 08Х14НДЛ F=5850 кН Критическая упруго-пластическая макродеформация ( cr ) design  0.04

Сталь 06X15H4ДМЛ ( cr ) design  0.047 F=7016 кН 55

3 СРАВНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ЧИСЛЕННЫХ РАСЧЕТОВ, ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ДАННЫХ И РАСЧЕТОВ С ПОМОЩЬЮ ПРОГРАММНЫХ КОМПЛЕКСОВ Расчет гидродинамических характеристик ГВ в программном комплексе ANSYS CFX (п. 2.4.1) показал приемлемый результат, согласующийся с данными эксперимента, рис. 2.4.1-3. Относительная погрешность расчетных значений составляет 0.8÷14%. Учитывая полученный результат, полная замена эксперимента расчетом CFD не представляется возможным. Однако на стадии проектирования гребного винта расчет в программном комплексе ANSYS CFX, в соответствии с рекомендациями п. 2.4.1, дает возможность определить достаточно близкие значения гидродинамических характеристик ГВ к экспериментальным, в особенности на швартовном режиме, являющемся расчетным при проектировании ледокольных ГВ. Методика определения дискового отношения ГВ и гидродинамических характеристик ГВ из условия предотвращения второй стадии кавитации, п. 1.1.1, разработанная по результатам анализа экспериментальных и натурных данных ГВ в процессе эксплуатации современных ледокльных судов, согласуется с расчетом характеристик средствами ANSYS CFX. Прочные размеры лопастей гребных винтов по Правилам РС определяются только из условия статической прочности, в то время как для обеспечения несущей способности ледокольных стальных гребных винтов необходимо дополнительно учитывать усталость от воздействия ледовых нагрузок. Дополнительно, при назначении прочных размеров (из условия обеспечения статической прочности) Правилами РС ограничиваются расчетные прочностные характеристики сталей, что не дает возможности снизить прочные размеры лопастей за счет повышения прочности материала. Уточненный расчет ГВ МКЭ под действием распределенной ледовой нагрузки (п. 1.2.3) позволяет оценить прочность кромок лопасти при специальной «острой» профилировке (п. 1.1.4), прочность периферийных сечений лопасти ГВ, а также усталостную прочность ГВ с учетом допустимых напряжений по книге 20 РС [17]. Применение разработанной в данной работе методики назначения ледовых нагрузок (п. 1.2.3), при совместном расчете ГВ МКЭ в программном комплексе, позволяет обеспечить прочность спроектированного ГВ с учетом реальных ледовых нагрузок, при уменьшении толщины кромок в соответствии с требованиями РС, для снижения ледового момента, и обосновать выбор стали для отливки ГВ учитывая ее прочностные характеристики. На основании расчетов для отливки исследуемого ГВ рекомендована сталь 06X15H4ДМЛ, гарантирующая обеспечение как статической, так и усталостной прочности лопастей ГВ. 56

Уточненный расчет силы поломки лопасти на основе расчета НДС в упругопластической зоне MКЭ для обеспечения принципа пирамидальной прочности (в случае поломки лопасти ГВ на нерасчетных режимах его взаимодействия со льдом все остальные элементы ПК в потоке силовых линий должны оставаться неповрежденными) показал увеличение значения разрушающей лопасть нагрузки на ~20% в сравнении с расчетом по аналитической формуле DNV GL. Результаты расчета МКЭ коррелируются с величинами силы поломки лопасти ГВ при расчете по аналитическим формулам с использованием реального сечения излома лопасти ГВ. Сравнение результатов расчетов силы поломки лопасти ледокольного ГВ представлены в таблице 3.1. Таблица 3.1 Предельная разрушающая лопасть нагрузка для ГВ судна ледового класса Icebreaker 7 из сталей 06X15H4ДМЛ и 08Х14НДЛ По предельному изгибающему лопасть По формуле DNV GL По расчету НДС в ГВ моменту, формула [19] с учетом По аналитической упруго-пластической (1.2.4 – 2), для реального сечения формуле DNV GL зоне MКЭ реального сечения излома лопасти ГВ [19] излома лопасти ГВ (см. (см. рис. 1.2.4 - 2): рис. 1.2.4 - 2): Сталь 08Х14НДЛ 5850 кН 5370 кН 5390 кН 4600 кН 6530 кН 6530 кН 5560 кН Сталь 06X15H4ДМЛ 7016 кН Учитывая опыт эксплуатации и результаты расчетов по уточненным формулам, а также расчет НДС в упруго-пластической зоне MКЭ, для назначения силы поломки лопасти ГВ при проектировании ПК необходимо учитывать характеристики ( c root , t root ,  root ) спрямленного (реального) сечение излома лопасти ГВ (рис. 1.2.4 - 2). Следует отметить, что за счет корректировки толщин корневого сечения и формирования галтели гладким переходом переменного радиуса в месте соединения лопасти со ступицей (рис. 2.2.1) возможно снижение силы поломки лопасти ГВ для обеспечения пирамидальной прочности ПК. 57

ЗАКЛЮЧЕНИЕ В данной работе проведены исследования, направленные на усовершенствование подходов к проектированию современных ледокольных гребных винтов, в соответствии с запросами современного судоходства. Получены следующие основные результаты: - Выполнен анализ существующих методов проектирования ледокольных гребных винтов, включая требования к прочным размерам ведущих Классификационных обществ (требования РМРС, DNV GL); - Выполнен анализ натурных и модельных данных испытаний ГВ современных ледокольных судов, включая суда двойного действия; - Разработаны методики назначения геометрических характеристик ледокольных гребных винтов и их гидродинамических характеристик из условия эффективной переработки мощности на гребном валу и предотвращения второй стадии кавитации на швартовном режиме на основе натурных и модельных данных испытаний ГВ; - Разработаны уточненные методы назначения глобальных и локальных ледовых нагрузок на гребном винте в зависимости от основных геометрических характеристик, характеристик ледовых образований (толщина и прочность), скорости движения судна и скорости вращения гребного винта. Разработанные методы прогнозирования ледовых нагрузок могут быть использованы для обеспечения прочности основных элементов системы гребной винт-двигатель; - Разработаны уточненные методы обеспечения прочности ледокольных гребных винтов, включая локальную прочность «острых» кромок лопастей гребных винтов (кромок с уменьшенными толщинами в соответствии с требованиями РС, для снижения ледового момента и повышения работоспособности главного электродвигателя). В рамках обеспечения прочности отработаны методы расчета НДС лопастей гребных винтов МКЭ под распределенной ледовой нагрузкой с учетом реального ледового давления в зоне контакта лопасти со льдом; - Отработаны методики поверочного расчета гидродинамических характеристик ледокольных гребных винтов методами CFD; - В рамках свидетельства РС о допустимых условиях ледового плавания разработаны методики определения безопасных скоростей движения судна во льдах из условия обеспечения прочности гребных винтов и работоспособности ГЭД. Методики применимы к традиционным судам и судам двойного действия; 58

- Разработаны рекомендации по назначению и снижению силы поломки лопасти ледокольного ГВ для обеспечения принципа пирамидальной прочности; Разработанные методики были непосредственно использованы для проектирования ледокольных гребных винтов и пропульсивных комплексов современных перспективных ледокольных судов, включая атомный ледокол “Лидер” и современные суда для освоения месторождений нефти и газа на Арктическом шельфе в рамках контрактов АО «ЦНИИМФ» с ООО «Прикладной инженерный и учебный центр «Сапфир» (центр развития проектов ПАО «НК «Роснефть»), ПАО «Научно-исследовательский проектно-конструкторский и технологический институт электромашиностроения" («НИПТИЭМ»), ФГУП «Крыловский Государственный Научный Центр». 59

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1 Правила Классификации и постройки морских судов – Российский морской регистр судоходства, 2018 2 Игнатьев М.А. Гребные винты судов ледового плавания – Ленинград, 1966 3 Диаграммы гидродинамических характеристик гребных винтов ледоколов и ледокольных судов, ЦНИИ имени академика А.Н. Крылова, 1972г 4 A.V. Andryushin, S. Hänninen, T. Heideman “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, pp. 223-227 5 Басин А.М., Миниович И.Я. Теория и расчет гребных винтов. Л.: Судпромгиз, 1963 6 Турбал В.К., Шпаков В.С., Штумпф В.М. Проектирование обводов и движителей морских транспортных судов. Л.: Судостроение, 1983 7 Беляшов В.А. Исследование физических процессов взаимодействия гребных винтов со льдом и разработка метода прогнозирования действующих на них ледовых нагрузок – автореферат диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук, Санкт-Петербург, 2000 8 Натурные сравнительные испытания штатного и опытно-штатного винтов ледокола пр. 1052. Научно-технический отчет ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова. Вып. 30354. 1984 9 IACS Unified Requirements I3 Machinery Requirements for Polar class Ships 10 Андрюшин А.В. Теория взаимодействия гребного винта со льдом. Обеспечение эксплуатационной прочности элементов пропульсивного комплекса судов ледового плавания и ледоколов. Диссертация на соискание ученой степени д.т.н. по специальности 05.08.01- Теория корабля и строительная механика // Санкт-Петербург, СПбГМТУ. 2000. 254 с. 11 Отчет НИР «Разработка системы государственных нормативных правовых актов по формированию требований к морским техническим средствам для эксплатации 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, выпуск Инв. № 8459 НТБ, № гос. регистрации 01201369918, по договору № К/1013-509/13/1,этап 2, 2014 12 A.V. Andryushin, P.S. Zuev, K.B. Khlystova, S.S. Fedoseev et al. Research report «Calculation to obtain ICE NAVIATION SHIP CERTIFICATE issued by Russian Maritime 60

Register of Shipping for large capacity double acting LNGC, class Arc7 (YAMAL LNGC)», Phase 1. – CNIIMF. – S.Petersburg, 2017 13 Andryushin A.V. Ensuring of propeller strength for active ice going vessels and icebreakers (modern methods to ensure operation strength and efficiency of icebreaking propellers and propulsion complex under severe ice conditions). // Propeller Performance seminar. Lloyd’S Maritime Academy. London. Seminar documentation. 2012, 27-28 November 14 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”- 30-31 May 2007, London, UK, The royal institution of naval Architects, pp. 33-43 15 Формирование предложений по совершенствованию требований РС к работоспособности и прочности 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 16 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 15МВт, категория Arc7, для крупнотоннажного арктического танкера “Pushing-Pulling”, предназначенного для вывоза СПГ из порта Сабета // ЦНИИМФ; . Научно-технический отчет по договору 4-889/42-2011, этап 5, ноябрь 2011г. 60с. 17 Проект новой редакции требований раздела 6 части VII “Механические установки” Правил Классификации и постройки морских судов - Сборник нормативно-методических материалов, Книга 20, Российский морской регистр судоходства, 2010 18 A. Andryushin, P. Zuev, M. Kuteinikov, O. Grigorjeva, A. Bolshev, S. Frolov Determination of ice loads acting on bow and stern of modern ice ships and icebreakers – Proceeding of twentysixth (2016) International Ocean and Polar Engineering Conference, Rhodes, Greece, June26July 1, 2016 (ISOPE -2016) 19 DNV GL Rules for classification: Ships, Part 6, Chapter 6 Cold climate, Section 5 Polar Class – PC, 2016 61

20 Soinenen Н. A propeller–ice contact model Dissertation for the degree of Doctor of Technology / VTT technical research centre of Finland. – Espoo, 1988. – 116p. 21 Soininen H., Veitch B. Propeller-ice interaction Joint research project arrangement #6 (JPRA#6), Joint conclusion report // Finland, VTT Technical Research Centre of Finland. Espoo. VTT Research Notes №1762. 1996. 31pp. 22 Draft requirements of the Register Rules for the Classification and Construction of Sea-Going ships for controllable and fixed pitch propeller (CPP and FPP) blades as well as for the strength of CPP controllable pitch mechanism (PPM) of LL6-LL9 category icebreakers and ice ships – Collection of regulating documents, book twelve, ND № 2-139902-017-E, Russian maritime register of Shipping, 2004 23 Бойцов, Г.В. Методика и результаты проверочных расчетов элементов МИШ ВРШ из условий обеспечения 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 N 41/2000, этап 4: Технический отчет. – Российский Морской Регистр Судоходства, 2001 24 Ice Class Regulation and the application thereof // TRAFI, Transport Safety Agency, TRAFI/31298/03.04.01/2010 25 P.Koskinen, M. Jussila Long term measurements of ice loads on propeller blade of M/S Gudingen// Espoo,1991, VTT, Research notes 1260,118p. 26 TУ5.961–11835–2003 (взамен TY5.961–11195–82) Винты гребные из коррозионностойкой стали марок 08X15Н4ДМЛ и 06Х15Н4ДМЛ. Технические условия, дата введения 2004.01.01.Согласовано РС от 26 декабря 2003г 27 TУ5.961–11836–2003 (взамен TY 5/9/6/1–11237–83) Винты гребные из коррозионностойкой стали марки 08X14НДЛ. Технические условия, дата введения 2004.01.01.Согласовано РС от 26 декабря 2003г 28 Жинкин В.Б. Теория и устройство корабля. Санкт-Петербург, «Судостроение», 1995г 29 Никущенко Д.В. Исследование течений вязкой несжимаемой жидкости на основе расчетного комплекса FLUENT, Санкт-Петербург, СПбГМТУ, 2006 62

Рецензии:

Авторизуйтесь, чтобы добавить рецензию

Рецензия от Хлыстова Ксения Борисовна

Рецензия на выпускную квалификационную работу магистра "Совершенствование методов проектирования гребных винтов судов ледового плавания и ледоколов"

почти 6 лет назад

Отзывы:

Авторизуйтесь, чтобы оставить отзыв