авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 4 | 5 || 7 |

«Посвящается памяти профессора АНИКИНА ЕВГЕНИЯ ПЕТРОВИЧА 1 Профессор Аникин Евгений Петрович 2 Федеральное агентство по ...»

-- [ Страница 6 ] --

(22) 1,7 0, RMCe – сопротивление микросколу деформированного ферритно-перлитного материала (1,6 1,7) 5, RMCe = ;

(23) dз D – коэффициент перенапряжения, учитывающий повышение первого главного напряжения в случае сложно-напряженного состояния;

dстр = = dз/(2,62,8) – эффективный диаметр структурного элемента деформиро ванного материала, рассчитываемый через эффективный диаметр зерна dз;

т – коэффициент степенного упрочнения материала. Через изменение среднего напряжения в (21) по (19) рассчитываются все предельные ам плитуды напряжений.

Диаграммы предельных амплитуд и предельных амплитуд напряже ний, построенные для различных баз, позволяют инженеру-технологу или проектировщику быстро сориентироваться в выборе наиболее подходя щей стали и оценить приблизительный ресурс конструкции.

Библиографический список 1. Прочность сварных соединений при переменных нагрузках / Под ред. В.И. Труфякова. – Киев: Наук. думка, 1990.

2. Серенсен С.В., Махутов Н.А. Сопротивление сварного соединения малоуглеродистой стали малоцикловому нагружению в зависимости от свойств отдельных зон // Проблемы прочности. – 1970. – № 12.

3. Коллинз Дж. Повреждение металлов в конструкциях: Пер. с англ. – М.: Мир, 1984.

4. Доможиров Л.И. Теоретический анализ влияния коротких трещин на предел выносливости материалов // Проблемы прочности. – 1983. – № 7.

5. Матохин Г.В. Оценка ресурса сварных конструкций из ферритно перлитных сталей. – Владивосток: Изд-во ДВГТУ, 2001.

6. Карзов Г.П., Леонов В.П., Марголин Б.З. Механическая модель развития усталостной трещины // Проблемы прочности. – 1985. – № 8.

7. Усталость материалов и элементов конструкций: Избр. тр.: В 3 т.

Т. 2 // С.В. Серенсен. – Киев: Наук. думка, 1985.

8. Матохин Г.В., Горбачев К.П. Основы расчетных методов линей ной механики разрушения // Вестник ДВО РАН. – 2005. – № 6.

9. Matohin G.V., Molokov K.A. Computational method of endurance limit determination for different loading cycle parameters // The 17th International Symposium on Marine Engineering. – Tokyo, 2005.

УДК 539. В.В. Пикуль К РЕШЕНИЮ ЗАДАЧ УСТОЙЧИВОСТИ ОБОЛОЧЕК 1. Фундаментальная проблема теории устойчивости оболочек.

В отличие от устойчивости стержней и пластин теория устойчивости обо лочек находится в противоречии с экспериментом. Проблема приведения теории устойчивости оболочек в соответствие с экспериментальными данными возникла почти сто лет тому назад, после появления первых тео ретических исследований устойчивости цилиндрических оболочек при осевом сжатии (1908 г., Р. Лоренц;

1910 г., С.П. Тимошенко). Особенно разительным является расхождение теории с экспериментом при сжатии круговой цилиндрической оболочки осевыми силами. Применительно к тонкостенной изотропной оболочке с относительной толщиной h/R в пре делах 1/250 – 1/2500, где h – толщина, а R – радиус срединной поверхно сти, критическое давление pk, определяемое теорией, в 4–10 раз превосхо дит экспериментальные результаты. За прошедшие почти сто лет актуаль ность этой проблемы не только не уменьшилась, но еще более возросла из-за появления принципиально нового поколения высокопрочных конст рукционных материалов.

2. Причины расхождения теории с экспериментом. В настоящее время основной причиной расхождения теории устойчивости оболочек с экспериментальными данными считается необычайно высокая чувстви тельность оболочек к несовершенству формы их поверхности [1, 2]. Фактор влияния отклонения формы поверхности оболочки от идеального состоя ния на ее устойчивость не вызывает сомнения. Но мера ее влияния остается неизвестной. Прежде всего необходимо понять специфические закономер ности процесса потери устойчивости оболочек, которые отличают его от механизмов потери устойчивости пластин. Для этого обратимся к примеру сжатия изотропной цилиндрической оболочки осевым давлением.

При осевом давлении длина цилиндрической оболочки l уменьшает ся на величину деформации l, а радиус срединной поверхности R вслед ствие эффекта Пуассона увеличивается на величину радиального переме щения w (рис. 1). Тем самым осевое давление вызывает растяжение обо лочки в окружном направлении и удерживает ее в таком состоянии вплоть до потери устойчивости. Это возможно только за счет внутренних связей между окружными и продольными деформациями. В упругом изотропном материале внутренние связи выражаются законом Гука через коэффици ент Пуассона.

Рис. 1. Цилиндрическая оболочка, сжатая осевыми силами Предположим, что в критическом состоянии оболочки, когда наряду с основной формой появляются смежные формы равновесия, внутренние связи между окружными и продольными деформациями утрачиваются.

Тогда становится возможным высвобождение потенциальной энергии растянутых круговых элементов и ее расходование на работу по деформи рованию оболочки. Растянутые круговые элементы подобно пружине, устремятся в ненапряженное состояние и при освобождении от внутрен них связей произведут работу по деформированию оболочки в момент по тери устойчивости.

Предположение об утрате внутренних связей между окружными и продольными деформациями цилиндрической оболочки, сжатой осевым давлением, подтверждается экспериментом. Качественная постановка экс периментов и использование современной регистрирующей аппаратуры вскрыли неизвестные ранее особенности деформирования оболочки в мо мент потери ею устойчивости. Кадры скоростной фотосъемки процесса потери устойчивости тонкостенной цилиндрической оболочки при осевом сжатии отчетливо показывают образование часто расположенных про дольных гофров [2]. Эти продольные гофры появляются непосредственно перед моментом потери устойчивости и состоят из большого количества волн в окружном направлении и одной полуволны в продольном [5]. Об разование большого количества волн в окружном направлении возможно только при появлении каких-то препятствий к расширению оболочки в радиальных направлениях, которое происходит вследствие эффекта Пуас сона. Но при классическом подходе никаких препятствий к расширению оболочки не выявлено. Значит, такие препятствия являются следствием каких-то неизвестных внутренних закономерностей деформирования обо лочки в процессе потери устойчивости.

Единственным препятствием к расширению оболочки в радиальных направлениях может быть только высвобождаемая потенциальная энергия растянутых круговых элементов оболочки. Других физических причин для появления продольных гофров непосредственно перед моментом по тери устойчивости не существует. Следовательно, утрата внутренних свя зей между окружными и продольными деформациями цилиндрической оболочки, приводящая к высвобождению потенциальной энергии растяну тых круговых элементов, является объективной физической закономерно стью процесса потери устойчивости оболочки.

3. Физическая гипотеза теории устойчивости оболочек. Обобщая приведенный механизм потери устойчивости цилиндрической оболочки, сжатой осевым давлением, автор настоящей статьи выдвинул следующую гипотезу: в критическом состоянии оболочки, когда наряду с основной формой появляются смежные формы равновесия, внутренние связи меж ду ее деформированными элементами утрачиваются, что приводит к высвобождению потенциальной энергии деформации этих элементов [3].

У изотропных и ортотропных оболочек высвобождается потенциальная энергия растяжения деформированных элементов оболочки, вызываемая эффектом Пуассона. У анизотропных оболочек освобождается потенци альная энергия растяжения и сдвига, которая появляется вследствие эф фекта Пуассона и взаимного влияния линейных и угловых деформаций друг на друга.

4. Устойчивость круговых цилиндрических оболочек. Рассмот рим упругие изотропные оболочки большой и средней длины при осевом, боковом и всестороннем давлении. Применительно к цилиндрическим оболочкам, длинным и средней длины, с достаточной точностью можно пренебречь краевыми эффектами и докритическое состояние описать уравнениями безмоментной теории оболочек. Высвобождаемую потенци альную энергию растяжения деформированных элементов оболочки мож но учесть включением в классические уравнения устойчивости внутрен них сжимающих сил, с помощью которых высвобождаемая энергия про изводит работу по деформированию оболочки в момент потери ею устой чивости. Тогда уравнения устойчивости полностью сохранят свой вид и структуру. Изменения коснутся уравнений равновесия, да и то лишь в форме представления внутренних сил. Это позволяет для определения критических сил, вызывающих потерю устойчивости оболочки, восполь зоваться решениями классических уравнений, включив в них дополни тельно внутренние силы, порождаемые высвобождаемой в момент потери устойчивости потенциальной энергией растяжения деформированных элементов оболочки.

Для случаев осевого (рис. 1), бокового (рис. 2) и всестороннего (рис. 3) давления используем решение, приведенное в материале [4], дополни тельно включив в него внутренние силы, порождаемые в момент потери устойчивости высвобождаемой потенциальной энергией растяжения де формированных элементов оболочки.

Рис. 2. Цилиндрическая оболочка, сжатая боковым давлением Рис. 3. Цилиндрическая оболочка, сжатая всесторонним давлением В результате уравнение, определяющее величины критических сил при осевом, боковом и всестороннем давлении, примет вид:

1 h (C2 N 2 + C4 N1 ), C1 + C3 = (4.1) 12 R 2 Eh где N 2 = N 22 + N 22, 0 * N1 = N11 + N11 ;

0 * (4.2) ( ) ( ) C1 = 1 2 4 ;

C 2 = 2 + n 2 n 2 32 n 2 n 4 ;

[ ] = ( ) 2 6 + 34 n 2 + (4 )2 n 4 + n 6 + 2(2 )2 n 2 + n 4 ;

+ n C ( ) C 4 = 2 2 + n 2 + 2 n 2, = mR / l. (4.3) Здесь внутренние силы, помеченные верхними индексами «нолик» и «звездочка», порождаются в момент потери устойчивости соответственно действующей нагрузкой и высвобождаемой потенциальной энергией рас тяжения деформированных элементов оболочки.

У тонкостенных оболочек большой и средней длины число волн в окружном направлении намного больше единицы, n 1. Это позволяет привести решение (4.1) к виду формулы Мизеса:

Eh (n + ), h = min 2 + (k ) N 12(1 2 )R m,n n + c (n 2 + 2 ) (4.4) 2 где c = N1 / N 2, (4.5) а минимизация производится по параметрам волнообразования m и n, оп ределяющим число волн в продольном и окружном направлениях.

Для определения критических сил, вызывающих потерю устойчиво сти тонкостенной изотропной цилиндрической оболочки, в формуле (4.4) следует принять:

- при осевом сжатии (рис. 1):

c = N 2( k ) = pk h ;

, - при боковом сжатии (рис. 2):

c = N 2( k ) = q k R ;

, - при всестороннем сжатии (рис. 3):

N 2( k ) = (1 + 0,5 ) qk R ;

c = (0,5 + ) (1 + 0,5 ).

5. Сопоставление теории устойчивости оболочек с эксперимен том. Для сопоставления теории устойчивости с экспериментом рассмотрим самый неблагоприятный случай нагружения цилиндрической оболочки осевым давлением (рис. 1). Воспользуемся результатами статистической обработки экспериментальных данных с 90 и 99 %-й достоверностью [1, 2].

Относительную длину оболочки примем равной единице, l/R = 1, а коэффициент Пуассона v = 0,3. Сопоставление теории с экспериментом произведем в диапазоне изменения относительной толщины h/R от 1/ до 1/2500. Для принятых относительных толщин цилиндрическая оболоч ка с относительной длиной l/R = 1 относится к оболочкам средней длины (критерий В.М. Даревского [1]).

Результаты сопоставления предлагаемой теории (pk) с формулой Лоренца-Тимошенко (pв) и экспериментом (р90, p99) 250 500 750 1000 1500 2000 R/h 0,16 0,12 0,10 0,09 0,07 0,064 0, pk, Eh/R 0,605 0,605 0,605 0,605 0,605 0,605 0, pв, Eh/R p90, Eh/R 0,18 0,16 0,14 0,13 0,11 0,09 0, p99, Eh/R 0,14 0,12 0,10 0,08 0,07 0,065 0, 1,14 1,00 1,00 1,13 1,00 0,98 0, pk /p 4,32 5,04 6,05 7,56 8,64 9,31 10, pв /p Результаты сопоставления, представленные в таблице, показывают, что учет потенциальной энергии растяжения деформированных элементов оболочки приводит теорию устойчивости оболочек в полное соответствие с экспериментальными данными. Величины критического осевого давле ния pk, вычисленные по формуле (4.4), заключены в промежутке экспери ментальных данных, определяемых статистической обработкой с 90 (p90) и 99 (p99) %-й достоверностью, и оказались близки к данным с 99-й % дос товерностью (pk /p99).

Вывод Физическая гипотеза, отражающая закономерности высвобождения по тенциальной энергии деформированных элементов в процессе потери устой чивости, позволяет завершить построение теории устойчивости оболочек.

Библиографический список 1. Вольмир А.С. Устойчивость деформируемых систем. – М.: Наука, 1967.

2. Григолюк Э.И., Кабанов В.В. Устойчивость оболочек. – М.: Наука, 1978.

3. Пикуль В.В. К теории устойчивости оболочек // Доклады Акаде мии наук. 2007.Т. 416 № 3.

4. Соломенко Н.С., Абрамян К.Г., Сорокин В.В. Прочность и устой чивость пластин оболочек судового корпуса. – Л.: Судостроение, 1967.

5. Шалабанов А.К. Малеев М.В. Докритическое поведение цилинд рической оболочки под действием осевого давления // Исследования по теории пластин и оболочек: Сб. Вып. 17. – Ч. 1. – Казань: Изд-во Казан ского ун-та, 1984.

УДК 623.827:623. С.Л. Полуянов ПУТИ МОДЕРНИЗАЦИИ ГИДРОАКУСТИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСОВ ПОДВОДНЫХ ЛОДОК Гидроакустические устройства, находящиеся на вооружении под водных лодок ВМФ РФ, по своим тактико-техническим характеристикам (ТТХ) и в части использованных при их создании технологий можно отне сти ко второму, третьему и четвертому поколениям. Станции первого по коления, разработанные более 50 лет тому назад, практически не эксплуа тируются. Гидроакустические комплексы пятого поколения в настоящее время только разрабатываются.

До начала 90-х годов ресурс гидроакустических средств продлевался путем замены вышедших из строя элементов на новые, но изготовленные по прежним технологиям.

В современных условиях в силу нескольких причин от этого пути нужно отказаться. Современные ПЛ-носители ГАК имеют высокие ТТХ, которые возможно поддерживать путем проведения заводского ремонта, в то время как даже новая имеющаяся гидроакустическая техника уже давно морально устарела и с военно-экономической точки зрения ее ремонт не оправдан, С другой стороны, в стране начали развиваться новые элек тронные технологии, на базе которых создаются образцы гидроакустиче ской техники последнего поколения. Созданы и освоены новые составы пьезокерамики и улучшенные конструкции электроакустических преобра зователей и антенн, обладающих повышенной чувствительностью, ста бильностью параметров и эксплуатационной надежностью. В этой связи задача продления ресурса гидроакустических средств может быть решена путем модернизации имеющейся техники.

Современные экономические условия накладывают ограничения на проведение такой модернизации, в частности, необходимо придерживать ся некоторых принципов:

- сохранить геометрию забортных корабельных конструкций, прежде всего носовой антенны, а также кабельные вводы в прочный корпус;

- сохранить энергопотребление, вид питающего напряжения и спо собы отвода тепла;

- не увеличивать объем аппаратной части, приборы и пульт управле ния ГАК должны размещаться в отсеках ПЛ, в основном на местах ранее существовавших приборов.

Основные задачи модернизации состоят в том, чтобы добиться рас ширения перечня решаемых задач до современного уровня, повысить тех нические и эксплуатационные характеристики и комфортность работы оператора.

В главной акустической антенне вместо ЭАП, выполненных по ста рой технологии, необходимо поставить новые, имеющие большую чувст вительность и меньшие размеры. Увеличение эффективности при сохра нении прежних габаритов антенны, в основном определяющих энергети ческий потенциал комплекса, может быть достигнуто путем внедрения цифровых методов обработки в аппаратуру 2–3-го поколений.

Расширение перечня задач, решаемых модернизированным комплек сом, состоит в следующем.

В режиме шумопеленгования можно увеличить в сопоставимых усло виях дальность обнаружения надводных кораблей, ПЛ и торпед путем вне дрения узкополосного спектрального анализа шумового сигнала и его оги бающей для повышения дальности сопровождения цели и её классифика ции. Для увеличения вероятности правильной классификации необходимо ввести в состав модернизированного комплекса банк данных акустических «портретов» целей с возможностью его пополнения оператором.

В ГАК, имеющих последовательный обзор пространства в одном частотном диапазоне, необходимо реализовать одновременный обзор про странства веером статических характеристик направленности в горизон тальной и вертикальной плоскостях во всех диапазонах. Это позволяет значительно повысить дальность обнаружения цели путем введения про цедуры трассового анализа пространственного перемещения целей, кото рая снижает порог первичного обнаружения при повышении вероятности правильного обнаружения.

В режиме гидролокации для обнаружения малошумных ПЛ необхо димо обеспечить возможность пользования более расширенной библиоте кой излучаемых сигналов, адаптированных к реверберационной помехе и повышающих точность измерения параметров.

Целесообразно в состав модернизированного комплекса включить станцию миноискания (на базе хорошо себя зарекомендовавшей МГ-519), навигационные обнаружители (НОК, НОР), при этом использовать часть приборов МГ-519, НОК и НОР с одновременным переводом их на совре менную элементную базу.

В режиме гидроакустической связи реализованы, кроме существую щих, новые виды связи, в том числе:

- кодовая, обладающая повышенной дальностью, информационной емкостью, устойчивостью к расшифровке;

- опознавание «свой – чужой» с изменением дистанции до коррес пондента;

- телефонная связь в диапазоне частот стран НАТО.

В режиме ОГС дополнительно ввести новый диапазон частот для обнаружения активных сигналов самонаводящихся торпед, а также обес печить автоматическое измерение параметров сигнала для классификации гидролокатора по обнаруженному сигналу.

Эффективность боевого применения и эксплуатационные качества модернизированного ГАК могут быть существенно повышены благодаря введению режимов: контроля помех работе ГАК, прогноза дальности дей ствия ГАК и зон возможного контакта с целями для текущих гидролого акустических условий (с использованием ГАС «Отражатель»), уровня по мех и взаимного положения по глубине погружения ПЛ-носителя и цели, автоматического непрерывного контроля работоспособности аппаратуры комплекса.

Одной из важнейших составляющих повышения эффективности мо дернизированного комплекса является использование нового пульта управления с цветными дисплеями и возможностью управления всеми режимами комплекса в дисплейно-диалоговом режиме. Дисплеи пульта обеспечат представление информации в амплитудном, яркостном и цвет ном кодировании. На них отображается выходная информация всех режи мов комплекса, прогноз зон гидроакустического контакта, а также номера и формуляры обнаруженных целей, состояние управляющих воздействий, результаты текущего контроля работоспособности и диагностики. Для удобного и эффективного анализа информации оператором на экранах ис пользуется многоканальный режим отображения как для растровой, так и для алфавитно-цифровой информации.

Таким образом, видно, что оснащение подводных лодок новым гид роакустическим вооружением в период заводского ремонта усилит ТТХ подводных лодок. Их эксплуатация как в тактическом плане, так и техни ческом будет соответствовать потребностям времени.

Библиографический список 1. Липовский Д.В. Теоретические основы конструирования, технологии и надёжности гидроакустических средств / ТОВМИ им. С.О. Макарова. – Владивосток, 2002.

2. Крючков А.М., Крутых Б.В., Колмогоров В.С. Спектральный ана лиз подводных шумов / ТОВМИ им. С.О. Макарова. – Владивосток, 2004.

3. Стародубцев П.А. Акустическая томография в процессе обнару жения подводных объектов / МГА им. Г.И. Невельского. – Владивосток, 2005.

4. Петрович Ч.Ч., Полуянов С.Л., Щербенко Ю.В. Основы гидроаку стики. – Владивосток: Изд-во ДВГТУ, 2000.

УДК 656. Ю.Г. Рыбалкин НАСТОЯЩЕЕ И БУДУЩЕЕ РОССИЙСКОГО ФЛОТА В Керченском проливе и на Черном море 11 ноября 2007 г. во время шторма затонули четыре сухогруза и танкер с мазутом, а восемь судов выбросило на мель;

имеются погибшие среди членов экипажей.

В Каспийском море 17 ноября исчез сухогруз «Камюст-1» с грузом металла на борту.

В Японском море 18 ноября затонуло судно «Кастор-1» с грузом ле са;

погиб один член экипажа.

Морские катастрофы! Жертвы! Что же происходит? Откуда та кая напасть свалилась на российский флот? Какой же выход возможен из создавшегося положения?

Ответы на эти злободневные вопросы видятся в следующем. В сере дине 90-х годов, обсуждая проблемы безопасности технической эксплуа тации флота с Юрием Тихоновичем Шараповым, возглавлявшим в то вре мя Тихоокеанскую бассейновую инспекцию Морского Регистра Судоход ства, мы пришли к выводу, что Бермудский треугольник – район Кариб ского моря, печально знаменитый на протяжении нескольких веков повы шенной аварийностью и бесследным исчезновением кораблей, судов и са молетов, образно говоря, неотвратимо и стремительно перемещается к российским берегам.

Вывод был вполне закономерен, поскольку уже тогда ощущались последствия разрушительных процессов, охвативших российский флот.

В стране, насчитывавшей несколько десятков крупных судовладельцев (пароходств и рыбопромышленных организаций), укомплектованных опытными, высококвалифицированными специалистами всех уровней от матросов и мотористов до старших механиков, капитанов и руководите лей высшего звена, обладавших выверенными системами и базами техни ческого обслуживания флота, в ходе приватизации и дробления (растаски вания) государственной собственности в одночасье образовались многие сотни мелких судоходных и рыбопромысловых компаний. Новоявленные владельцы судов, зачастую ранее не соприкасавшиеся с эксплуатацией флота, но гонимые жаждой сиюминутного обогащения и неуверенные в возможности обладания попавшей в их руки собственностью в ближай шем будущем (отнять ведь могут), принялись выжимать из флота неоп равданные и неразумные сверхприбыли. Жесточайшей эксплуатации ста ли подвергаться не только суда, но и люди, управляющие ими в море.

Численность экипажей судов была сокращена до минимума, что ис ключило всякую возможность проведения силами экипажа плановых рег ламентных работ по техническому обслуживанию судовых машин, уст ройств и оборудования. Произвол, чинимый новоявленными хозяевами с размерами и системой оплаты труда, многомесячные задержки выплаты заработной платы, их бесцеремонное вмешательство с целью извлечения максимальной прибыли в действия капитанов судов по обеспечению безо пасности мореплавания в конечном итоге подорвали престиж морской профессии. Уважающие себя высококвалифицированные специалисты в массовом порядке стали уходить либо на береговые предприятия, либо на суда зарубежных судовладельцев, а им на смену пришли люди без долж ного опыта и профессиональной подготовки, но в то же время способные в угоду хозяевам принимать безответственные решения.

Тотальная экономия средств на приобретение запасных частей, снаб жения и выполнение ремонтно-восстановительных работ при отсутствии должного контроля за техническим состоянием судов привела к чрезмер ному их износу и физическому старению. В итоге на российском флоте уже в то время сложились все предпосылки для грядущего неминуемого роста аварийности флота.

В последнее десятилетие только на судах морского транспортного флота России ежегодно фиксируется в среднем более 60 аварийных случа ев и наблюдаются тенденции их роста. В 2006 г. аварийность по сравне нию с 2005 г. возросла на 13% и составила 74 случая. Количество кораб лекрушений также неуклонно растет: если в 2002 г. погибло 2 судна, в 2003 г. – 3, то в 2006 г. уже 7. И это при том, что мировая статистика сви детельствует о снижении количества кораблекрушений: если в 80-х годах в мире ежегодно гибло 220 судов, в 90-х годах – 175, в 2000 г. – 140, то в 2006 г. всего погибло 67.

Международные тенденции по снижению аварийности обусловлены существенным обновлением флота и ужесточением контроля за эксплуа тацией и техническим состоянием судов, чего, к сожалению, не наблюда ется на российском флоте в последние два десятилетия.

В период с 1992 по 2004 гг. для российских судовладельцев было построено всего лишь 211 судов, то есть менее 3% от общей численности российского флота, при этом более 90% из них оказалось под иностран ным флагом. В результате в настоящее время средний возраст судов, на ходящихся под надзором Морского Регистра Судоходства России, достиг 24 лет. Более половины судов российского флота выработали свой норма тивный срок эксплуатации, в то время как в мировом морском флоте этот показатель вдвое ниже.

Не лучше дело обстоит у нас и с поддержанием должного техниче ского состояния судов и ужесточением контроля за ним. При ужесточении надзорных требований за техническим состоянием судов со стороны ин спекций Морского Регистра Судоходства российские судовладельцы, стремясь снизить эксплуатационные затраты, в ущерб безопасности море плавания выводят свои суда под надзор более «лояльных» классификаци онных обществ Монголии, Кампучии, Вьетнама и др., инспекторы кото рых «закрывают глаза» при оценке технического состояния и мореходных качеств поднадзорных судов и выдаче разрешений на их выход в море.

Характерно, что именно на подобных судах чаще всего и возникают аварийные ситуации. Не стали исключением и затонувшие в Керченском проливе суда: танкер «Волгонефть-139», сухогрузы «Ковель», «Нахиче вань» и «Вольногорск». Они имели возраст от 29 до 50 лет;

в свое время были построены на класс Регистра СССР, позволявший им беспрепятст венно плавать по рекам и закрытым морям, каковыми являются Азовское и Черное, но в последнее десятилетие они ушли под надзор «лояльных об ществ». И когда они попали в тяжелые, но далеко не экстремальные для этого типа судов штормовые условия, чрезмерно изношенные корпуса су дов под воздействием волновых нагрузок получили повреждения, в резуль тате которых нарушилась их водонепроницаемость, приведшая к затопле нию судов, а корпус танкера «Волгонефть-139» даже разломился на части.

Причины и последствия гибели танкера в Керченском проливе в но ябре 2007 г. практически полностью повторяют картину кораблекрушения танкера «Находка», произошедшего в новогодние дни 1997 г. в Цусим ском проливе вблизи берегов Японии. История нас, россиян, не учит, не учат уже собственные ошибки… Во всей череде происшествий на море в последние годы можно вы делить некоторые закономерности, прежде всего связанные с авариями судов-лесовозов.

Мировая статистика свидетельствует о том, что суда для перевозки лесных грузов, на долю которых приходится около 10% мирового объема морских перевозок, по количеству аварий опережают все без исключения типы судов, но при этом аварии крайне редко заканчиваются их гибелью:

лесовозы опрокидываются и гибнут многократно реже, чем суда другого назначения. Применительно к российскому флоту эта статистика справед лива только в части, касающейся повышенной аварийности лесовозов, а что касается низкой вероятности их гибели, то реалии нашей действи тельности жестко опровергают это заключение.

Мы являемся свидетелями гибели целого ряда лесовозов с российски ми экипажами: у причалов портов опрокинулись теплоходы «Паллада» и «Алга», в море только в последние годы с грузом леса на борту затонули те плоходы «Виктор Вихарев», «Вест», «Синегорье» и, наконец, «Кастор-1».

В течение двух недель декабря 2005 г. шесть лесовозов с российскими экипажами, вышедшие из портов российского Дальнего Востока, потеряли вблизи северо-западного побережья Японии палубный лесной груз, создав угрозу безопасности мореплавания и причинения вреда водной среде.

В осенне-зимний период 2006 г. уже восемь судов, вышедших из рос сийских портов и ведомые российскими моряками, сбросили палубный лесной груз на акватории Японского моря.

Аварийные ситуации при морской транспортировке лесных грузов как нельзя лучше вскрывают истинное положение дел, сложившееся на флоте. Среди причин аварий лесовозов наряду с использованием устарев ших, а порой и неприспособленных к лесным перевозкам судов, несовер шенством нормативной базы, определяющей правила погрузки, крепления и перевозки леса на судах, резко проявившимся в последние годы на фоне низкого профессионализма и утраты экипажами судов накопленного опыта лесных перевозок, на первое место выходит человеческий фактор. Слабая подготовленность членов экипажа, помноженная на неразумные распоря жения менеджеров новоявленных владельцев судов, пренебрегающих безопасностью мореплавания в угоду обеспечения прибыли и соблюдения графика рейса, преступно безграмотная погрузка лесного груза на суда сти видорными компаниями, «снисходительность» надзорно-контролирующих органов при выдаче разрешений на выход судов в море – вот основные причины роста аварийности российского флота на современном этапе.

Старение российского флота и рост его аварийности привели к тому, что в современных экономических условиях даже отечественные экспор теры и импортеры отказываются от его услуг. В результате ежегодные по тери от снижения доли участия нашего флота в транспортировке внешне торговых грузов России превышают 2,7 миллиарда долларов, что, кстати, эквивалентно стоимости постройки не менее 150–200 современных боль шегрузных транспортных судов. При этом возникает угроза монополиза ции зарубежными судоходными компаниями высокоэффективных на правлений транспортного рынка нашей страны с последующим диктатом фрахтовых ставок (цен на перевозки).

Складывающаяся ситуация требует незамедлительного вмешательства государства и принятия с его стороны радикальных мер, поскольку в ином случае через 5–7 лет мы можем лишиться транспортного флота под россий ским флагом, помпезно отпраздновав в 1996 г. 300-летие его существования.

Прежде всего, исходя из стратегически важных для страны грузопо токов, необходимо определиться совместно с действующими и потенци альными российскими судовладельцами с программой пополнения флота.

Под эту программу, принимая во внимание, что срок окупаемости судов составляет не менее 6–8 лет, следует обеспечить долгосрочное кредитова ние российскими банками строительства новых судов по общепринятым мировым кредитным ставкам на уровне 3–6% годовых взамен на обяза тельную регистрацию этих судов под российским флагом.

Необходимо максимально снизить ставки налогов, таможенных сбо ров и пошлин при строительстве, ремонте и модернизации отечественных судов за рубежом и импортных поставках судового оборудования, машин и механизмов.

Следует осуществить комплекс мероприятий по повышению прести жа морских профессий, включающий:

- заключение отраслевого тарифного соглашения, обязательного к исполнению для всех без исключения судовладельцев, гарантирующего достойную и соответствующую мировому уровню оплату труда и соци альную защиту;

- развитие системы профессиональной подготовки рядового плавсо става и усовершенствование системы сквозной профессиональной подго товки и повышения квалификации командного состава с целью сохране ния и приумножения накопленного опыта мореплавания;

- восстановление и гарантирование роли капитанов судов в вопросах планирования и реализации рейсов в соответствии с духом и буквой Кодек са торгового мореплавания и других нормативных документов в области морского права.

Крайне необходимо усовершенствовать нормативно-правовую базу, определяющую экономику, организацию, технологию и безопасность мор ских перевозок, и сделать ее обязательной для исполнения всеми участни ками транспортно-технологического процесса: грузоотправителями, пор товиками и моряками.

Нынешняя критическая ситуация на российском флоте складывалась по меньшей мере в последние два десятилетия, и естественно, что в одно часье не может быть преодолена, но при продуманной, слаженной, плано мерной работе всех заинтересованных сторон, и прежде всего государства, порядок на флоте будет наведен. России, располагающей морским побе режьем протяженностью более 38 тысяч километров, предначертано быть морской державой!

УДК 621.436. А.Г. Резник О ВЛИЯНИИ НА РАСХОДНУЮ ХАРАКТЕРИСТИКУ НЕОБАНДАЖЕННОЙ ОСЕВОЙ ТУРБИННОЙ СТУПЕНИ РАДИАЛЬНОГО ПЕРИФЕРИЙНОГО ЗАЗОРА НАД РАБОЧИМ КОЛЕСОМ В течение эксплуатации турбокомпрессоров наддува судовых ДВС, исчисляемой десятками тысяч часов наработки, происходит износ деталей проточной части. Под воздействием аэрозолей в потоке газов, поступающих в турбину из цилиндров двигателя, развивается эрозионный износ перифе рийного обвода проточной части над рабочим колесом и рабочих лопаток, в периферийной части в особенности. В результате радиальный периферий ный зазор увеличивается по сравнению с его номинальным значением.

Увеличение этого зазора существенно снижает эффективность тур бины, о чём свидетельствует большое число опытов с турбинными ступе нями, и приводит к ухудшению параметров наддува. Вместе с тем этот за зор заметно влияет на расходную характеристику турбинной ступени.

Как показывают опыты [1] c турбинной ступенью средней веерно сти, к классу которых относятся осевые ступени турбин наддува, в кото рых изменялся радиальный периферийный зазор над рабочим колесом как в сторону его увеличения, так и уменьшения путём замены кольца пе риферийного обвода проточной части над рабочим колесом, увеличение этого зазора примерно на 2,5% от номинального влечёт рост приведенного расхода газов G T / p на 1%. Увеличение на 2% приводит к возрастанию приведенного расхода на 0,6%. Уменьшение зазора, выполненное в опы тах для исследования качественной картины влияния, до 0,33% от номи нального значения привело к снижению G T / p на 1%.

Отмеченное влияние на расходную характеристику ступени обу словлено существенным изменением её степени реактивности т. Как сле довало ожидать, периферийная степень реактивности тп при увеличении зазора на 3% снизилась с 0,48 до 0,38. Однако наблюдается и снижение корневой степени реактивности тк – с 0,095 до 0,05. При уменьшении как периферийная степень реактивности, так и корневая возрастают, в особенности тк – на 0,05%.

Такой характер изменения т свидетельствует о глубокой перестрой ке потока в ступени под воздействием радиального периферийного зазора, изменения сопротивления рабочего колеса и изменения расхода через ступень. Результаты исследования структуры потока путём траверсирова ния аэродинамическими зондами за рабочим колесом показали, что об ласть течения в рабочем колесе, охватываемая высокоскоростным пото ком, истекающим из периферийного зазора, распространяется на глубину до 1/3 высоты лопатки от вершины. Относительная величина полного дав ления по отношению к его значению на среднем диаметре у периферии при максимальном значении зазора больше почти на 10%, что свидетель ствует о снижении эффективности ступени.

Подобное изменение т обусловлено тем обстоятельством, что сте пень реактивности не является независимой величиной, а связана соотно шением площадей соплового аппарата и рабочего колеса:

2 (1 – т) hот.

2f2w2z = f11sin Здесь f1 и f2 – ометаемые площади соплового аппарата и рабочего колеса. Ометаемая площадь рабочего колеса, изменяющаяся в процессе эксплуатации, изменялась и в анализируемых опытах.

Степень реактивности на среднем диаметре в применяющихся мето дах оценки пропускной способности турбины с помощью одномерных расчётов не учитывает влияние радиального периферийного зазора [2].

Тем самым вносится некоторая погрешность в определение необходимой площади соплового аппарата турбины при подборе турбокомпрессора наддува для двигателя.

Нельзя не заметить, что рост пропускной способности турбины вслед ствие увеличения зазора под влиянием эрозионного износа приводит к нарушению согласования расходных характеристик компрессора и двига теля. В инструкциях изготовителей турбокомпрессоров указываются пре дельные значения зазора над рабочим колесом, вызывающие соответст вующие замены лопаток рабочего колеса или кольца периферийного об вода над ним.

Библиографический список 1. Аэродинамические характеристики ступеней тепловых турбин / Н.Н. Афанасьева, В.Н. Бусурин, И.Г. Гоголев и др.;

Под общ. ред В.А. Чер никова. – Л.: Машиностроение, Ленингр. отд-ние, 1980.

2. Турбокомпрессоры для наддува дизелей: Справ. пособие / Б.П. Бай ков, В.Г. Бордуков, П.В. Иванов, Р.С. Дейч. – Л.: Машиностроение, Ле нингр. отд-ние, 1975.

УДК 629.12.004.67: 658.5(075) В.Н. Слесаренко, А.А. Белоусов МИКРОПРОЦЕССОРНОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ СУДОВЫХ ВСПОМОГАТЕЛЬНЫХ КОТЛОВ Процесс автоматизации элементов судовой энергетической установ ки (СЭУ) характеризуется рядом особенностей и требований. Прежде все го средства автоматизации должны обеспечить высокую надежность и экономичность эксплуатации оборудования, свести к минимуму участие человека в его обслуживании, отличаться простотой конструктивного ис полнения. Эффективность функционирования СЭУ зависит от состава входящих в нее агрегатов и степени автоматизации каждого из них. Сле дует указать, что решение этой задачи осложняется многообразием судов на флоте и различием СЭУ, которыми они оснащены [1].

К числу основных агрегатов, от которых зависит эффективность СЭУ, относятся главный двигатель, паротурбинная установка, двигатель внут реннего сгорания (ПТУ, ДВС), котельная установка (котел) и вспомога тельные системы.

Каждый из агрегатов автоматически управляется соответствующей системой, характеризующейся достаточной сложностью. Это положение от носится, в частности, к котлу, для которого внешними воздействиями, влияющими на производительность и параметры вырабатываемого пара, яв ляются количества поступающего в топку топлива и воздуха с формирова нием потока лучистой энергии, воспринимаемой поверхностями нагрева.

Горение сопровождается аэродинамическими, физико-химическими и взаи модействующими процессами лучистого и конвективного теплообмена.

Существующие судовые системы автоматики вспомогательных кот лов функционируют как системы раздельного количественного регулиро вания без учета информации об изменениях, происходящих с энергетиче скими процессами и состоянием оборудования. Объединение раздельных систем автоматики в единую, способную обеспечить оптимальное проте кание процессов с учетом сбора и обработки информации о состоянии котла на различных режимах работы, достигается переходом на микро процессорное регулирование. Такое регулирование без вмешательства че ловека позволяет производить непрерывную корректировку параметров настройки регуляторов, защищать и выводить котел из эксплуатации при значительных нарушениях процессов питания котла водой, изменениях качественного состава топлива и любых других факторов, заложенных в программу управления.

Получить теоретически зависимости, описывающие процесс горе ния, распыла и выгорания топлива, смесеобразования, движения потоков, необходимые для вывода уравнений динамики системы регулирования, достаточно сложно. Поэтому анализ динамики котла как объекта регули рования рассматривается на основе математических моделей отдельных элементов (топка, конвективные поверхности, экономайзер и паропере греватель), построенных при использовании законов сохранения массы, энергии, импульсов и механики сплошной среды.

Так как все элементы котла функционируют в замкнутом объеме, то протекающие в них процессы определяются общими законами с учетом особенностей, свойственных данному элементу котла. Наиболее простым подходом при теоретическом выводе уравнений динамики для каждого из элементов (топка, конвективная поверхность и др.) является раздельное рассмотрение каждого из них. Это оправдано тем, что регулирование кот ла производится отдельными регуляторами (уровня, топливосжигания, перегрева пара и др.), работающими по независимому или зависимому принципам и связанными с энергетическими процессами, от которых за висит работа каждого входящего в состав котла элемента.

Основным уравнением, позволяющим далее рассчитать устойчивость и показатели качества при автоматическом управлении любого элемента (объекта) котла, служит уравнение динамики этого объекта.

Его значение для отдельных входящих в состав котла объектов регу лирования играет еще большую роль при переходе на оптимальное регу лирование микропроцессорными системами, так как при наибольшем ко личестве учитываемых возмущающих воздействий и побочных причин, воздействующих на режим объекта, будет обеспечена наивысшая степень оптимизации.

В связи со значительным количеством объектов, подвергаемых регу лированию на котле, нами в качестве одного из них рассмотрен вывод уравнения динамики топки котла как составляющая процесса регулирова ния топливосжигания.

Уравнение динамики топки как объекта регулирования можно полу чить из анализа уравнений теплового баланса, описывающих процесс го рения с учетом взаимодействий, происходящих при поступлении в топку топлива, воздуха и образующихся продуктов сгорания.

Так как процесс горения зависит от количества теплоты, выделяемой в топке, Q = QН + hВХ, коэффициента избытка воздуха на выходе из топки Р и энтальпии горячего воздуха hBX на входе в нее, а влияние коэффици ента избытка воздуха на динамику можно учесть зависимостью hO = hПС + ( – 1)hВЫХ, где hПС – энтальпия продуктов сгорания на выходе из топки, hВЫХ – энтальпия воздуха на выходе при температуре газов в топке, то уравнение теплового баланса на газовой стороне выражается QГ = ( Q hВЫХ )В, (1) где В – расход топлива.

Значение температуры газов на выходе из топки находится из вы ражения TВ TТГ = 273, (2) 0, T А ВС + В СР Q hПС где А – параметр, характеризующий конструкцию топки;

ССР= – TВ Т ПС средняя теплоемкость продуктов сгорания.

В переходном режиме, определяемом изменением нагрузки на котел, с использованием метода малых отклонений уравнение теплового баланса топки выглядит следующим образом:

QТ = ( Q hВЫХ )В + ВhВ В( 1 )hВЫХ + В( hВХ hВЫХ ). (3) С учётом уравнений состояния = (р, Т) и h = h(p, B) и последующей их линеаризации значения малых отклонений в уравнении (3) определяются:

hВХ hВХ Т В ;

h = Т ВЫХ ;

= ( GВ / GВ В / В ).

hВЫХ = Т ВЫХ ТВ При отнесении приращений к начальным значениям ТВХ, ТВЫХ и с переходом на безразмерный вид уравнение теплового баланса примет вид = kT T + k B B + kТПС ТПС + kТТ ТТ, (4) где – величина относительного изменения теплового потока (выходной сигнал топки);

кТ, кВ, кТПС, кТТ – коэффициенты усиления при величинах возмущений количествами топлива и воздуха, температурой продуктов сгорания, температурой топлива соответственно;

– возмущающие воз действия по величинам, влияющим на тепловой поток в топке.

Каждый из коэффициентов находится из значений номинальных па раметров топки и характеристик, влияющих на процесс горения в топке [3].

Уравнение динамики температуры газов на выходе из топки при возникающих возмущениях определяется видом ТПС = k T T + k B B + k TT TT. (5) Как видно из уравнений (4) и (5), для того, чтобы микропроцессор ный регулятор непрерывно контролировал процессы в топке, на его вход должны поступать такие возмущающие воздействия, как расход топлива Т, расход воздуха В, температура продуктов сгорания ТПС и температура топлива ТТ.

Этот вывод показывает, что любой другой регулятор не способен воспринять такое количество сигналов при управлении процессом топли восжигания.

Такой подход описания динамики топочных процессов характеризу ет топку как безынерционное звено, потому что не учитывает влияния ак кумуляции теплоты.

С тем, чтобы более полно оценить динамику топки и установить до полнительные возмущения, которые должен учесть микропроцессорный регулятор, необходимо расширить систему приведенных выше уравнений зависимостями аккумуляции теплоты в металле поверхностей нагрева, продуктах сгорания и наружных отложениях.

В основу вывода положены уравнения теплового баланса в продук тах сгорания:

dhПC, (6) Q ПС hПC Q = V Г dt лучистой энергии, передаваемой радиационным поверхностям нагрева:

Q Л = C 0 F ( TV4 TЗ4 ), (7) и теплоты, воспринимаемой слоем поверхностных отложений:

dTЗ, (8) QЗП = QЭ + C З G З dt где – термическое сопротивление загрязнений;

Со – теплоемкость;

F – площадь поверхности нагрева;

QЭ – количество теплоты, отводимой из топки загрязненным поверхностям нагрева;

GЗ – масса слоя загрязнений.

Относительная температура в топке ТV принимается с учетом вида топлива, способа сжигания и типа форсунок. Размещение последних учи тывается коэффициентом а и вычисляется как ТV = аТПС.

Теплота, воспринимаемая поверхностями, расположенными в топке (экран и конвективная поверхность), рассчитывается по уравнению QЭ = F ( T3 TМП ) /. В указанных уравнениях TЗ,,Т МП – температуры загрязне ния поверхностей нагрева и металла.

Приведенные к принятой форме уравнения (6)–(8) выражаются в виде d ТПС + ТПС = kTT TT + k З ТЗ + kТ Т ;

T0 (9) dt d T1 ТЗ + ТЗ = k ПС ТПС. (10) dt Постоянные времени То, Т1 и коэффициенты усиления k, как и в уравнениях (5)–(8), определяются конструктивными и физическими пара метрами, при этом последние определяют степень воздействия возмуще ния на заданное значение выходного параметра.

В описании динамики топки с учетом отмеченных факторов и без них коэффициенты усиления оценивают влияние степени их воздействия на заданную величину выходных параметров, передаваемых поверхно стям нагрева. Так как постоянные времени учитывают тепловую аккуму лирующую способность объекта продуктов сгорания и загрязнений, то при задании программе микропроцессорной системы автоматизации котла возникающие отклонения от режима будут скорректированы, а характер его переходного процесса доведен до оптимального. Возможной сложно стью при этом становится наличие первичных измерителей для схемы ре гулирования, однако, как показывают наблюдения за этим вопросом, в технологии создания таких приборов имеют место значительные дости жения за счет сенсорных и фотоэлементов [2].

Если учесть, что масса продуктов сгорания VГ в уравнении (6) мала, то при линеаризации можно получить более простую зависимость, в кото рой постоянная времени характеризует две аккумуляции теплоты, как от продуктов, так и загрязнений, и запишется в виде dT dТЗ ТПС kВ + ТПС = T1 dt + dt + T + ТЗ, T (11) 1 k З k ПС dt T0 + T где T =, T0, T1 – постоянные времени, определяющие аккумули 1 k З k ПС рование теплоты продуктами сгорания и загрязнениями.

Из анализа уравнения (11) видно, что на микропроцессорный регу лятор необходимо вводить скоростные сигналы по расходу топлива, тем пературе слоя загрязнения и их линейным возрастаниям, что обеспечит наблюдение за состоянием температуры в топке. Постоянная времени Т определяет действие продуктов сгорания и загрязнений на аккумуляцию теплоты в топке.

Изменение температуры поверхностей нагрева вследствие загрязне ния вызывает уменьшение теплового потока, передаваемого им. С тем что бы учесть эту особенность, на основании уравнения баланса теплоты, пе редаваемой через слой отложений и значения QЭ, предлагается использо вать уравнение динамики kk kk 1 ТЗ = T ПС ГВ.

Т + ТТ ПС 1 k k Tp + 1 (12) 1 k З k ПС Tp + З ПС В соответствии с уравнениями (11) и (12) находятся значения вы ходных параметров топки, которыми являются температуры продуктов сгорания на выходе из нее и слоя отложений. Эти величины служат вход ными сигналами для поверхностей нагрева и с переходом к передаточным функциям выражаются ТПС = WT 3 T 3 ( p ) + WT T ( p ).

Передаточные функции для изменений температуры продуктов сго рания вычисляются с учетом характеризующих коэффициентов усиления и равны:

T0 p + k ТТ kТ WТЗ = ;

WT =.

1 k З k ПС Tp + 1 1 k З k ПС Динамика переходного процесса топки при изменении теплового по тока, вызываемого возмущениями топливом и воздухом, при представле нии в операторной форме записывается как 0 = WQT T ( p ) + WQВ ТВ ( p ).

Выходная величина 0 характеризует безразмерное изменение теп F k3kПС лового потока, а передаточные функции WQT =, Q 1 k3kПС Tp + F kTT k ПС WQB = учитывают составляющие топлива и воздуха.

Q 1 k З k ПС Tp + Так как в котле наряду с топкой на динамику переходного процесса оказывают влияние конвективные поверхности нагрева, экраны и паропе регреватель, то для полного учета всех возмущений, возникающих из-за их наличия, микропроцессорная схема регулирования должна получать информацию об их количестве и величине. Получить такую информацию можно на основе подобного анализа исходных уравнений законов сохра нения массы, энергии, количества движения и теплообмена и вывода со ответствующих уравнений динамики каждого из элементов.

Предлагается рассмотреть возможности и особенности микропро цессорного автоматического управления судовым вспомогательным кот лом. Реализация микропроцессорной системы управления и контроля су дового котла возможна при использовании микроЭВМ (рис. 1).

Рис.1. Схема микропроцессорной системы управления:

ВХ, ВЫХ,, – входные (задающие) и выходные (управляемые) величины, управляющие воздействия, возмущающие воздействия Такой принцип объясняется сложностью объекта, требующего разде ления его на отдельные регулируемые участки (уровня, топливосжигания и перегрева пара). Основную функцию выполняет центральный процессор, в оперативное запоминающее устройство которого введены программы.

По сигналам от измерителей процессор выполняет алгебраическую или логическую их обработку с сопоставлением информации от программ, находящихся в оперативном запоминающем устройстве.


Основная функция управляющей микроЭВМ состоит в передаче данных, полученных измерителями, воздействии на исполнительные ме ханизмы и корректировке возникающих отказов и повреждений на регу лируемых участках котла с регистрацией его состояния в определенные интервалы времени и вынесением показателей на дисплей.

В настоящее время при регулировании элементов СЭУ, и котлов в частности, используется незначительное количество микропроцессорных систем, что объясняется отсутствием теоретических разработок, на осно вании которых возможно создание основополагающего программного обеспечения для управляющих процессами микроЭВМ.

Изложенная методика указывает на одно из возможных направлений в решении этой проблемы.

Приведенные теоретические решения могут быть положены в основу разработки программ для управляющих микроЭВМ судового вспомога тельного котла.

Библиографический список 1. Беляев И.Г. и др. Автоматизация процессов в судовой энергетике:

Учеб. / И.Г. Беляев, В.И. Седых, В.Н. Слесаренко. – М.: Транспорт, 2001.

2. Слесаренко В.Н. и др. Технические измерения: Учеб. / В.Н. Слеса ренко, В.И. Седых, Л.В. Глушак. – Владивосток: Дальнаука, 2004.

3. Ахмедов Д.Б., Митрохин А.Г. Динамика паропроизводящих уста новок. – СПб.: Питер: Изд-во ЛГТУ, 1991.

4. Беляев И.Г. Автоматизация судовых пароэнергетических устано вок: Учеб. – М.: Транспорт, 1991.

УДК 629.5.5.064. Р.В. Савинкин ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ СИСТЕМЫ НАДВОДНЫХ КОРАБЛЕЙ Рост тактико-технических характеристик комплексов вооружения и боевых средств, мощности главных энергетических установок современ ных надводных кораблей (НК), уровня автоматизации управления ими стал возможен благодаря высокой степени электрификации (по установ ленной мощности потребителей) и электроэнерговооруженности (по уста новленной мощности источников электроэнергии). В среднем вес элек трооборудования на 1 т водоизмещения составляет 0,048–0,067, установ ленная мощность потребителей электроэнергии (ПЭ) (в кВт на т водоиз мещения) равна 0,8–1,09, а протяженность кабельных трасс исчисляется десятками и сотнями километров.

Все действия по приготовлению различных корабельных систем на чинаются с подачи электроэнергии (ЭЭ) на те или иные потребители.

Суммарные электрические нагрузки при неуклонном росте их значе ний существенно отличаются друг от друга в различных режимах исполь зования НК (при ведении боевых действий, переходе в район боевых дей ствий, стоянке на якоре и т.п.). Все это объективно обусловливает необхо димость наличия на корабле совокупности источников ЭЭ различной мощ ности для оптимальной загрузки генераторных агрегатов при их одиноч ной или параллельной работе в различных режимах использования кораб ля. Следовательно, на НК может быть выделена система генерирования ЭЭ необходимого количества и качества.

Возможность функционирования ПЭ определяется не только успеш ностью и рациональностью генерирования ЭЭ, но и надежностью транс портировки ее от системы генерирования к потребителям. В этой связи воз никает задача качественного распределения, передачи ЭЭ с помощью кабе лей, различных распределительных устройств, коммутационных аппаратов.

Перевод системы из одного режима генерирования и распределения элек троэнергии в другой при изменении режима использования корабля и под держание заданного качества ЭЭ на зажимах ПЭ обеспечивается системой управления.

Таким образом, под электроэнергетической системой надводного корабля (ЭЭСНК) следует понимать совокупность источников ЭЭ, соеди нительных кабелей, распределительных устройств и коммутационно защитных аппаратов, устройств и систем контроля, защиты, регулирова ния параметров ЭЭ и управления коммутационным состоянием, предна значенную для генерирования ЭЭ необходимого количества и качества, ее распределения в целях надежного бесперебойного питания ПЭ во всех режимах использования корабля.

Как следует из определения, ЭЭСНК является многофункциональной системой, выполняющей задачи выработки, распределения, передачи ЭЭ, что обусловливает ее ярко выраженную иерархическую структуру. С уче том этого можно выделить ряд подсистем, хотя и объединяемых общей целью функционирования ЭЭСНК, но вместе с тем отличающихся рядом особенностей и требующих специального подхода к их изучению. В част ности, наряду с паротурбинной, газотурбинной и другими установками на корабле выделяется понятие электроэнергетической установки (ЭЭУ), под которой понимается совокупность генераторных агрегатов, перемычек между ними, устройств приема и распределения ЭЭ от генераторов, по зволяющих рассматривать ее как единый распределенный в пространстве источник ЭЭ, мощность которого используется или частично, когда рабо тает лишь часть генераторов, или полностью, когда работают все генера торные агрегаты.

Следует отметить, что в состав ЭЭУ входят не только собственно элек трические устройства (кабели, шинопроводы, электрические аппараты и т.п.), но и аппаратура управления, первичные двигатели генераторных агрега тов, конструктивные элементы ГРЩ и т.д.

Часть генераторных агрегатов ЭЭУ вместе с главными распредели тельными щитами (ГРЩ), расположенных в одном водонепроницаемом помещении, образуют электростанцию (ЭСТ). В том случае, когда генера торные агрегаты и ГРЩ размещены в разных водонепроницаемых поме щениях, термин «электростанция» относится к ГРЩ. ЭСТ размещаются, как правило, в центре районов электропотребления на корабле.

В качестве электрических установок (ЭУ) обычно рассматривают части ЭЭСНК или ЭСТ, предназначенные для выполнения относительно самостоятельных функций (генераторные агрегаты, гребные электриче ские установки и т.п.). Выполнение ЭЭУ, ЭСТ и ЭУ основных функцио нальных задач (генерирование, прием, распределение электроэнергии) оп ределяется не только воздействиями системы управления, но и парамет рами соответствующих электрических цепей, образуемых шинопровода ми, автоматическими выключателями, кабелями и т.д. В связи с этим вы деляют понятие корабельных электрических сетей.

Корабельная электрическая сеть (КЭС) — совокупность генераторов, кабелей, распределительных устройств, коммутационно-защитных аппа ратов, токопроводящие элементы которых формируют электрические це пи, обеспечивающие прием от источников, распределение и передачу ЭЭ к ПЭ. Таким образом, КЭС является важной составной частью ЭСНК.

Автономность функционирования ЭЭСНК как единого комплекса технических средств, обеспечивающих генерирование, прием, распреде ление и передачу ЭЭ к ПЭ, определяет функциональную исключитель ность системы.

В то же время высокий уровень электрификации НК обусловливает первичность ЭЭСНК по отношению к большинству корабельных систем.

В этой связи общепринятое требование к проектированию корабельных систем, состоящее в минимизации функционально-энергетических связей с другими системами, для ЭЭСНК составляет явное исключение. ЭЭСНК будучи самостоятельной системой, с одной стороны, с другой стороны, энергетически связана практически со всеми корабельными системами.

К ЭЭСНК предъявляются высокие требования надежности я живу чести ввиду высокой удельной энергоемкости. Степень насыщенности со временных НК электрооборудованием очень высока. Значительные мощ ности корабельных генераторных агрегатов, небольшие сопротивления относительно коротких токопроводов достаточно большого сечения при водят к тому, что неисправности (короткие замыкания) в электрических цепях вызывают разрушающее термическое, электродинамическое воз действие на элементы ЭЭСНК. Короткие замыкания (к.з.) в большинстве случаев переходят в форму дуговых к.з., при которых происходит пере мещение с большой скоростью высокотемпературной токопроводящей плазмы под действием мощных электрических и магнитных полей. Это приводит к существенным повреждениям электрооборудования, возник новению пожаров в различных помещениях корабля с учетом того, что кабели и провода проходят практически по всему кораблю.

Рассмотренные противоречивые особенности ЭЭСНК в значитель ной мере определяются структурой, электрическими параметрами, комму тационным состоянием КЭС.

Эффективное решение задач проектирования КЭС, анализа устано вившихся и переходных процессов в них существенно влияют на выпол нение основной задачи ЭЭСНК – бесперебойность количественного и ка чественного обеспечения потребителей электроэнергией установленных параметров.

Таким образом, последовательное выделение и анализ понятий ЭЭСНК, ЭЭУ, ЭСТ, ЭУ и КЭС показывает, что современные ЭЭСНК – это слож ные комплексы генерирования и преобразования ЭЭ, состоящие из много образных электрически и информационно взаимосвязанных технических средств, обеспечивающих долговечность, живучесть, военную и технико экономическую эффективность боевой эксплуатации НК.

Библиографический список 1. Яковлев Г.С. Судовые электроэнергетические системы. Изд. 5-е, перераб. и доп. – Л.: Судостроение, 1987.

2. Маркитанов Б.С., Питулайнин Н.М. Корабельные электрические сети. – Л.: ВВМИЛОЛУ, 1986.

3. Маркитанов Б.С., Баглай А.В. Электроэнергетические системы надводных кораблей. – Л.: ВВМИЛОЛУ, 1990.

УДК 656.61:658.011. С.П. Соловьёв ВЛИЯНИЕ ДАЛЬНОСТИ РЕЙСА НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ ТРАНСПОРТНОГО СУДНА Задача повышения экономичности морских транспортных судов все гда была важной и привлекала внимание как судостроителей, так и судов ладельцев. В последние годы в связи с всё возрастающими требованиями к экономии топливных ресурсов и уменьшению вредных выбросов её ре шение стало особенно актуальным. После постройки судна эффективность его эксплуатации зависит от эксплуатационных затрат и провозоспособ ности. В современных условиях до 70 % текущих эксплуатационных рас ходов приходится на топливо, поэтому решение проблемы топливоисполь зования напрямую и самым значительным образом связано с экономиче ской эффективностью любого транспортного судна.


В общем случае, по мнению некоторых авторов [1], задачи топли восбережения могут решаться по двум основным направлениям: за счёт совершенствования энергетического оборудования судна (главных и вспо могательных двигателей, судовых устройств и систем) и за счёт улучше ния пропульсивных свойств судна (снижение сопротивления воды и воз духа движению корпуса судна, повышение эффективности движителей, улучшение взаимодействия движителя с корпусом). При этом как первый, так и второй путь, как правило, реализуются на этапе проектирования и постройки, и с этим нельзя не согласиться.

Однако кроме сказанного выше, по мнению автора, существует ещё один достаточно эффективный способ повышения экономичности работы судов – выбор оптимальных, а значит и экономичных, режимов хода. Это подтверждается работами [2…10 и др.], в которых прямо говорится, что номинальная (построечная) скорость почти никогда не используется. При этом существует достаточно широкий диапазон скоростей движения суд на, при которых достигается практически одинаковый конечный резуль тат. Более того, многие авторы утверждают, что максимально возможная скорость часто оказывается нерентабельной.

Таким образом, при эксплуатации транспортного судна задача выбо ра оптимальной скорости хода, с экономической точки зрения, является едва ли не самой актуальной. Это тем более важно, что она решается без привлечения дополнительных материальных ресурсов. Следует особо от метить, что в современных условиях, когда появилось огромное количест во мелких и средних судоходных компаний с низкой культурой эксплуа тации флота, решение такой задачи весьма важно. Так, по данным [11] со ссылкой на ДНИИМФ, в Дальневосточном бассейне зарегистрировано бо лее 170 судоходных компаний, в собственности которых находится около 2140 судов общим дедвейтом 4130 тыс. т. Половина этого тоннажа сосре доточена в пяти крупных морских пароходствах: Дальневосточном (ОАО ДВМП), Приморском (ОАО ПМП), Сахалинском (ОАО СахМП), Аркти ческом (ГП АМП) и Камчатском (ОАО КМП).

Во времена плановой социалистической экономики в нашей стране существовало достаточно много критериев оценки эффективности работы морского транспортного флота: себестоимость одной тонно-мили или од ной тонны перевозимого груза, срок окупаемости капитальных вложений и удельные приведённые затраты. При этом, как ни парадоксально, некото рые показатели приводили к прямо противоположным выводам о рента бельной скорости движения транспортных судов [12]. О сложности, неодно значности и подчас запутанности подобных критериев говорит, например, тот факт, что в нормативном документе [10] основное описание методики организации движения судна на экономичном ходу занимает 2 страницы, а методика расчёта сэкономленного при этом топлива и отчётная документа ция – 14. При этом в методике имеется ряд необъяснимых нестыковок, ста вящих под сомнение глубину проработки рассматриваемого документа.

Как показывает мировая практика, при любой деятельности наибо лее всеобъемлющим параметром, определяющим эффективность любого производства, является прибыль как разность между доходами и расхода ми. Первые для морского транспортного судна определяются фрахтовой ставкой перевозимого груза и провозоспособностью судна, вторые – экс плуатационными расходами, которые в основном состоят из стоимости топлива. Как показано в работе [2], прибыль зависит от скорости движе ния судна и имеет максимум при скорости меньше, чем номинальная или построечная. Определение величины этой скорости и является темой на стоящей работы. При решении этой задачи были приняты следующие ус ловия и исходные данные. Судно – танкер грузовместимостью 22 000 т, место работы – линия Новороссийск – Гавана протяжённостью 6340 миль при годовом эксплуатационном периоде 320 суток. Время на погрузку и выгрузку – по 4 суток, фрахтовая ставка – 30 $/т и стоимость топлива для судовой энергетической установки – 200 $/т. Рейсы круговые, а переходы в прямом направлении – в грузу, в обратном – в балласте. Переходы в гру зу и балласте выполняются при одинаковой скорости, которая варьируется от номинальной 15,5 до минимальной 11,5 узла. Следует оговориться, что часть принятых условий при практической работе может не выполняться.

Предлагаемая методика расчёта принята в качестве исходной, в дальней шем будет совершенствоваться с учётом реальных и меняющихся условий эксплуатации.

П, тыс $/год 3080 г Vi, уз 11 12 13 14 15 Рис. 1. Зависимость годовой прибыли от скорости при принятых условиях рейсов Результаты расчётов представлены в таблице и на рис. 1. Из них видно, что при принятых условиях годовая прибыль судовладельца имеет максимум при скорости хода 13,5 узла. А разность между прибылью при скорости 15,5 узла и максимальной прибылью при скорости 13,5 узла со ставляет 87 000 долларов в год.

Таблица Расчет годовой прибыли кругового рейса при Viг = Viб Viг, узл. 15,5 15 14,5 14 13,5 13 12,5 12 11, Viб, узл. 15,5 15 14,5 14 13,5 13 12,5 12 11, Lг = Lб мили 6340 6340 6340 6340 6340 6340 6340 6340 tп = tв, сутки 4 4 4 4 4 4 4 4 tг = tб, сутки 17,04 17,61 18,22 18,87 19,57 20,32 21,13 22,01 22, tр, сутки 42,09 43,22 44,44 45,74 47,14 48,64 50,27 52,03 53, N, шт. 7,60 7,40 7,20 7,00 6,79 6,58 6,37 6,15 5, Д, тыс.$/год 5018 4886 4753 4618 4481 4342 4202 4059 Рг = Рб, 967 882 801 726 655 589 527 469 $/ Р, тыс.$/год 1934 1764 1603 1452 1310 1177 1053 938 общ П, тыс.$/год 3084 3123 3150 3166 3171 3165 3149 3122 Принятая модель расчёта позволяет изменять большое число парамет ров, при которых работает судно, и анализировать получаемые результаты.

В качестве примера на рис. 2 приведены результаты расчёта прибы ли как функции скорости судна при указанных выше основных условиях работы и при изменении расстояния между портами от 4000 до 9000 миль через каждые 500 миль. Как видно из графиков, при уменьшении расстоя ния между портами максимум прибыли смещается в сторону больших скоростей, при увеличении расстояния – в сторону меньших.

П, тыс $/год L= L= 1500 г Vi, уз 11 12 13 14 15 Рис. 2. Зависимость годовой прибыли от скорости при изменении дальности перехода Характерной особенностью полученных результатов является уве личение абсолютной прибыли при уменьшении расстояния между порта ми, что объясняется увеличением провозоспособности судна, которая оп ределяет доходную составляющую при практически постоянной расход ной части в виде затрат на топливо. Таким образом, если у судовладельца есть выбор заказчиков, то ему следует заключать контракты на более ко роткие линии и эксплуатировать суда при повышенных скоростях. В слу чае эксплуатации судов при длинных переходах для получения макси мальной прибыли следует снижать скорость. Как видно из графиков, для приведённых условий разница между минимальной и максимальной годо вой прибылью только одного судна составляет около 3,7 млн долл.

Библиографический список 1. Жинкин В.Б., Бережных О.А. Использование энергосберегающих решений на морских транспортных судах // Судостроение. – 1996. – № 1.

2. Овсянников М.К., Петухов В.А. Дизели в пропульсивном комплек се морских судов: Справочник. – Л.: Судостроение, 1987.

3. Капитонов И.В. Резервы эффективности эксплуатации морских судов. – М.: Транспорт, 1990.

4. Капитонов И.В. Режимы работы судовых дизелей на экономичном ходу. – М.: В/О «Мортехинформреклама», 1985.

5. Капитонов И.В. Совершенствование технической эксплуатации морских судов. – М.: Транспорт, 1986.

6. Раховецкий А.Н., Герасимов А.В. Повышение эффективности пе ревозок и использования флота путём выбора оптимальной скорости су дов: Экспресс-информация // ЦБНТИ Минморфлота. Вып. 13. – М., 1982.

7. Раховецкий А.Н. Эффективность рейса морского судна. – М.: Транс порт, 1989.

8. Раховецкий А.Н. Мировой фрахтовый рынок. – М.: Транспорт, 1992.

9. Бондарев А. За разработкой – внедрение // Морской флот. – 1985. – № 11.

10. Типовая инструкция по организации работы судов на экономич ных режимах хода: РД 31.21.12-83. – М.: Минморфлот, 1983.

11. Петрова И. Флот за бортом государственной политики // ДВ ка питал. – 2001. – Апрель.

12. Березин Г.Г. Выбор скорости проектируемого судна по его тех нико-экономическим показателям // Судостроение. – 1990. – № 7.

УДК 692. С.В. Черных, Л.И. Чехранова ПОВРЕЖДЕНИЯ ФАЛЬШБОРТОВ СУДОВ, ШВАРТУЮЩИХСЯ В МОРЕ С появлением экспедиционного способа лова рыбы в открытых мо рях и океанах, когда добывающие суда сдавали улов и получали снабже ние, швартуясь к плавбазам и транспортным рефрижераторам, появились массовые повреждения фальшбортов от ударов судов бортами. Вначале с целью ликвидации этих повреждений было принято два направления из менения конструктивного оформления фальшбортов. Первое направление связано с усилением поперечной прочности фальшборта за счет присое динения фальшборта к корпусу судна и увеличения его момента инерции.

Второе – с установкой перемычек, соединяющих обшивку фальшборта с ширстреком. Внедрение первого направления привело к проколам палуб ного стрингера и деформации бимсов под палубой. Деформирование и даже нарушение целостности палубных связей привело к снижению проч ности корпуса. Установка перемычек у подвижных соединений увеличила степень участия фальшборта в общем продольном изгибе корпуса и вы звала образование трещин в местах соединения фальшборта с ширстре ком. Для предотвращения повреждения связей корпуса в настоящее время предусмотрены следующие конструктивные мероприятия: конструкция крепления стойки к палубе оформляется в виде податливого элемента, фальшборт имеет наклон к ДП не менее 1/20 или отстоит от борта не ме нее чем на 1/10 своей высоты.

Податливые элементы можно легко отре монтировать силами экипажа в случае их повреждения. Применение по добных конструкций создает определенные технологические и эксплуата ционные удобства. Это побуждает проектирующие и ремонтные органи зации и предприятия устанавливать под стойками различного рода конст рукции, внешне напоминающие податливые элементы, так как последние подбираются без учета их деформирования. Поэтому к подобным конст рукциям следует относиться осторожно. Кроме того, податливые элемен ты проектируются только на восприятие поперечной нагрузки, влияние конструктивного оформления податливого соединения на податливость фальшборта в продольном направлении, следовательно, на участие в об щем продольном изгибе корпуса не учитывается.

Опыт эксплуатации швартующихся судов длиной более 80 м свиде тельствует о том, что задача проектирования фальшбортов не решена. Это подтверждается многочисленными повреждениями, обнаруженными ав торами при освидетельствовании судов (рис.1 и 2).

Рис. 1. Типовые повреждения фальшбортов Рис. 2. Повреждения фальшбортов на рыболовных судах проекта На рис. 3 и 4 представлены характерные повреждения фальшборта на БРПТ «Виктория», построенного в 1986 г. в Японии (L = 130 м, В = 20 м, Н = 12,1 м и d = 6,05 м). За время эксплуатации трещины были обнаруже ны у основания стоек фальшборта.

Рис. 3. Трещины в стойках фальшборта правого борта на БРПТ «Виктория»

Рис. 4. Трещины в стойках фальшборта левого борта на БРПТ «Виктория»

В 1992 г. повреждения фальшбортов были обнаружены на судах типа «Алмазный берег» (рис. 5). Это рефрижераторы, построенные в ГДР (L = 142,0 м, В = 22,25 м, Н = 13,6 м, d = 7,98 м). Перечень судов и годы их постройки приведены в таблице.

Повреждения на этих судах появились в результате частичного уча стия фальшбортов в общем изгибе корпуса и от швартовок в открытом мо ре. Соединение фальшборта с корпусом осуществляется через стойки, у ко торых наружный фланец (ближайший к борту) приварен с одной стороны к фланцу обшивки фальшборта, а с другой – к полосе ватервейса, идущей непрерывно от 65 до 130-го шп. Мидель-шпангоут расположен на 98-м шп.

Фальшборт имеет наклон к ДП 10 град. Стойки расположены через две шпации (1,5 м). По длине фальшборт имеет четыре подвижных соедине ния, образующих три пролета: наименьшая длина пролета – 21 м, наи большая – 27 м.

Таблица Суда типа «Алмазный берег»

№ п/п Название судна Год постройки 1 «Балтийский берег» 2 «Хрустальный берег» 3 «Звездный берег» 4 «Чукотский берег» 5 «Камчатский берег» 6 «Восточный берег» 7 «Амурский берег» 8 «Берег надежды» 9 «Берег мечты» Рис. 5. Типовое повреждение стойки фальшборта на рефрижераторе «Алмазный берег»

Податливые соединения на этих судах выполнены из полособульбо вого профиля № 14а.

Осмотр фальшборта на транспортном рефрижераторе «Берег надеж ды» выявил повреждения от навалов в носовой части судна и от общего продольного изгиба в районах подвижных соединений. По левому борту навал был в районе от 130-го шп по 150-й шп. (рис. 6). Характерные по вреждения: отклонение стоек фальшборта от вертикали и разрыв стойки в районе фланца, соединяющего фальшборт с полосой ватервейса. Почти полностью отрезана нижняя часть стойки от податливого элемента на 69 и 88-м шп. (рис. 6 и 7). Трещины на планшире и его изгиб, отрыв фланцев от полосы ватервейса наблюдались почти по всей длине борта. Макси мальные величины подрезов наблюдались около подвижных соединений.

Рис. 6. Повреждения фальшборта на рефрижераторе «Берег надежды»

разрыв потеря устой чивости оторван и загнут отрыв Рис. 7. Повреждение стойки фальшборта на рефрижераторе «Берег надежды» (110-й шп.) Подобные повреждения были обнаружены на сейнере-траулере реф рижераторного типа «Надежный» проекта 420. Фальшборт на судне при соединен к ширстреку, а стойки опираются на сминающиеся прокладки.

Техническое состояние фальшборта оценивалось по совокупности сле дующих параметров (рис. 8):

- прогиб фальшборта на уровне планширя (f1);

- отклонение пояска контрфорса от первоначального положения (d);

- выпучивание стенки контрфорса(2);

-просадка бимса в сечении у окончания контрфорса.

В соответствии с руководством по оценке технического состояния и ремонту корпусных конструкций сейнера-траулера рефрижераторного ти па «Надежный» проекта 420 допускаемые значения параметров поврежде ний фальшборта без ограничений и с ограничениями на условия района эксплуатации представлены на рис. 9, 10 и 11.

f1, мм для неограниченного района плавания для ограниченного района плавания Т, год 0 1 2 3 Рис. 8. Элементы фальшборта Рис. 9. Изменение прогиба фальшборта на уровне планширя w2, мм для неограниченного d, мм для неограниченного района плавания района плавания 35 для ограниченного для ограниченного района плавания 30 района плавания 15 Т, год 0 1 2 3 4 Т, год 0 1 2 Рис. 10. Отклонение пояска контрфорса Рис. 11. Выпучивание стенки от первоначального положения контрфорса Из представленных выше рисунков следует, что для судов неограни ченного района плавания, подвергавшихся наибольшим нагрузкам, возни кавшим на волнении во время сильных штормов, требования к остаточной прочности конструкции фальшборта более жесткие. Степень повреждения фальшборта должна соответствовать допускаемым значениям его пара метров либо быть ниже их. Если она выходит за эти пределы, требуется его замена или ремонт.

К наиболее опасным повреждениям относят отрыв стойки от палуб ного настила и образование трещин в листах палубного стрингера. Для исключения трещин используют сминающиеся прокладки, что позволяет в дальнейшей эксплуатации уменьшить объем повреждений смежных эле ментов конструкций и самого фальшборта. Например, на РС-300 установ лены сминающиеся прокладки в виде вварной трубы в соответствии с ру ководством по оценке технического состояния, ремонту и модернизации часто повреждаемых корпусных конструкций судов типа РС-300 проекта типа 388М (рис. 12).

) ) ) ф,, мм 4 Рис. 12. Повреждение существующего контрфорса совместно с кничным узлом (а) и вариант модернизации со сминающейся прокладкой (б) размерами (в):

1 – при отстоянии трубы h1 = 300 мм;

2 – при расположении трубы у палубы h1 / Подобные повреждения на различных судах являются типовыми и рассматривались в публикациях Н.В. Барабанова, Е.К. Борисова, Н.А. Ива нова, А.И. Юшина и др. [1–14].

Выявленные общие и отличительные особенности повреждений фальш бортов швартующихся судов указывают на необходимость системного подхода к проектированию этих конструкций.

Библиографический список 1. Барабанов Н.В. Конструкция корпуса морских судов: Учебник для вузов. 2-е изд., перераб. и доп. – Л.: Судостроение, 1969.

2. Барабанов Н.В. Конструкция корпуса морских судов: Учебник для вузов. 3-е изд., перераб. и доп. – Л.: Судостроение, 1981.

3. Барабанов Н.В. Конструкция корпуса морских судов: Учебник для вузов. 4-е изд., перераб. и доп. В 2 т. Т. 2: Местная прочность и проекти рование отдельных корпусных конструкций судна. – СПб.: Судостроение, 1993.

4. Барабанов Н.В., Турмов Г.П. Конструкция корпуса морских судов:

Учебник для вузов. 5-е изд., перераб. и доп. В 2 т. Т. 2: Местная прочность и проектирование отдельных корпусных конструкций судна. – СПб.: Су достроение, 2002.

5. Повреждения и пути совершенствования судовых конструкций / Н.В. Барабанов, Н.А. Иванов, В.В. Новиков, Г.П. Шемендюк. – Л.: Судо строение, 1989.

6. Барабанов Н.В., Борисов Е.К. Некоторые соображения о конст руировании фальшбортов // Судостроение. – 1962. – № 6.

7. Барабанов Н.В. О целесообразности применения клепаных соеди нений на сварных судах // Морской флот. – 1949. – № 1.

8. Повреждения судовых конструкций / Н.В. Барабанов, Н.А. Ива нов, В.В. Новиков, В.А. Окишев, И.М. Чибиряк. - Л.: Судостроение, 1977.

9. Барабанов Н.В., Рыбалкин Ю.Г. Особенности проектирования конструкций морских лесовозов. – Л.: Судостроение, 1986.

10. Барабанов Н.В. и др. Принципы проектирования подвижных со единений в фальшборте / Н.В. Барабанов, И.М. Чибиряк, Л.И. Чехранова // Судостроение. – 1984. – №5.

11. Барабанов Н.В., Братухин О.И. Целесообразность замены под весных фальшбортов прочно соединенными с ширстреком // Судострое ние. – 1987. – № 6.

12. Барабанов Н.В. Местная прочность фальшбортов может быть обеспечена // Судостроение. – 1964. – № 4.

13. Барабанов Н.В. Конструкция фальшбортов сварных судов, швар тующихся при волнении // Судостроение. – 1964. – № 4.

14. Барабанов Н.В. и др. Эффективность специальных надпалубных конструкций для крепления каравана леса / Н.В. Барабанов, А.И. Юшин, Ю.Г. Рыбалкин // Судостроение. – 1974. – №4.

15. Бронский А.И. Корпусные конструкции судов промыслового флота. – Л.: Судостроение, 1978.

16. Гаврилов М.Н. и др. Повреждения и надежность корпусов судов / М.Н. Гаврилов, А.С. Брикер, М.Н. Эпштейн. – Л.: Судостроение, 1978.

17. Грибов К.В., Рыбалкин Ю.Г. Повреждения конструкций лесово зов от воздействия палубного груза // Эксплуатация судов в Тихоокеан ском бассейне: Материалы по обмену опытом. – Владивосток, 1984.

18. Криксунов А.С. Способ присоединения фальшборта к ширстреку для каждого пролета должен выбираться индивидуально // Судостроение. – 1964. – № 4.

19. Козляков В.В. Об экономическом анализе запасов прочности конст рукций морских транспортных судов // ЛКИ. – 1969. – Вып. № 66.

20. Путов Н.Е. Проектирование конструкций корпуса морских судов. – Л.: Судостроение, 1977.

21. Симонович А.И., Тристанов Б.А. Конструкция корпуса промы словых судов: Учебник для вузов. – Л.: Судостроение, 1991.

22. Эпштейн М.Н. О требованиях иностранных классификационных обществ к конструкции фальшбортов // Судостроение за рубежом. – 1974. – № 4.



Pages:     | 1 |   ...   | 4 | 5 || 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.