CC BY
64
УДК 629.5.023.8
П. Е. Бураковский
РАЗРАБОТКА КОНСТРУКТИВНОЙ ДНИЩЕВОЙ ЗАЩИТЫ ДЛЯ СНИЖЕНИЯ ПОСЛЕДСТВИЙ ОТ ПОСАДОК СУДОВ НА МЕЛЬ
P. E. Burakovskiy
DEVELOPMENT OF A CONSTRUCTIVE BOTTOM PROTECTION TO REDUCE THE IMPACTS OF GROUNDING
Посадка на мель, согласно данным мировой статистики, - один из наиболее распространенных видов аварий, что заставляет обратить внимание на ее возможные последствия. Предлагается разработка конструктивной днищевой защиты, обеспечивающей снижение последствий от посадок судов на мель. С целью предотвратить деформирование настила второго дна и не допустить смещения фундаментов силовой установки, для обеспечения работоспособности последней после снятия судна с мели, предложена новая конструкция днищевого перекрытия. Конструкция характеризуется тем, что ее нижняя часть более податлива, чем верхняя.
В предлагаемом техническом решении нижняя часть флоров и стрингеров содержит трубчатый элемент конструктивной защиты, деформирующийся в случае касания грунта корпусом судна. Представлена методика, позволяющая выбирать параметры трубчатых элементов конструктивной защиты. Показано, что требуемая податливость нижней части днищевого перекрытия может обеспечиваться при различных комбинациях значений диаметра и толщины трубчатого элемента конструктивной защиты, однако энергоемкость конструкции будет изменяться в зависимости от указанных параметров. Даны рекомендации по оценке энергоемкости модернизированного днищевого перекрытия на основе рассмотрения деформирования элемента конструктивной днищевой защиты в жесткопластической постановке.
Ключевые слова: посадка на мель, конструктивная днищевая защита, рассеивание энергии, пластический шарнир.
World statistics shows that grounding is one of the most common types of accidents that draws attention to its possible consequences. The article is devoted to development of the constructive bottom protection, ensuring the reduction of the consequences of grounding. In order to prevent deformation of the second floor deck and prevent displacement power plant foundations, to ensure efficiency after removing the last vessel afloat, a new design of bottom grillage is proposed. This design is characterized in that its lower portion is more malleable than the top one. In the proposed technical solution, the lower part of floors and stringers contains tubular element of constructive protection, which deforms in the case of grounding. A methodology, which allows selecting the parameters of the tubular elements of the constructive protection, is presented. It is shown that the desired overlap of the lower part of the bottom grillage can be provided with different combinations of the values of the diameter and thickness of the tubular structural element protection, but power consumption will vary in design depending on the above parameters. The recommendations for assessment of the energy intensity of the modernized bottom grillage based on the consideration of deformation of an element of constructive bottom protection of rigid-plastic formulation are given.
Key words: grounding, constructive bottom protection, dissipation of energy, plastic hinge.
Введение
Опыт эксплуатации морских судов свидетельствует о том, что посадка на мель является одним из наиболее распространенных видов аварий, в результате чего возникают повреждения корпусных конструкций, а порой наблюдается и гибель судов. Используемое в морской практике понятие «посадка на мель» включает в себя целый спектр расчетных сценариев: здесь и посадка на песчано-илистый грунт в условиях мелководья, и удар о подводный камень, и посадка на рифы, и «обсыхание» при отливе, и другие подобные случаи. Для оценки вероятности указанной аварийной ситуации в [1] были разработаны математические модели, позволяющие оценить вероятность посадки судна на камни и отмели на шельфе при изменении характеристик внешней среды, таких как уровень воды при приливах и отливах. Была рассмотрена судоходная акватория, в которой случайным образом разбросаны возвышения со случайными высотами, представляющие собой отмели, скалы, камни и острова. Результаты расчета при различных значениях скорости изменения уровня воды показали, что вероятность аварии изменяется в зависимости от состояния внешней среды и может быть весьма существенной (рис. 1).
^ц(-т
0.8
0.
0.4
0.2
6 8 10 12 т, м
Рис. 1. Вероятность отсутствия посадки на мель при изменении уровня воды в акватории в результате отлива: Ь - длина маршрута судна при движении по акватории; т - осадка судна; Fn(-m) - вероятность безаварийного плавания; и(Ь) - изменение уровня воды к концу маршрута
При движении судна в условиях ограниченной акватории соударение корпуса судна с грунтом обусловлено рядом причин, связанных как с посадкой судна на мелководье, так и с наличием вертикальной и килевой качки, а также с взаимодействием между корпусом и грунтом вследствие присасывания [2]. Соударение корпуса с дном водоема происходит не при максимальных значениях скорости, обусловленных колебаниями корпуса судна, а при некотором отклонении корпуса от равновесного состояния или же при его максимальном отклонении путем дальнейшего присасывания к грунту [3], поэтому на разрушение корпусных конструкций будет затрачиваться лишь часть кинетической энергии судна.
С целью снижения аварийности на судах мирового флота большое внимание уделяется развитию средств навигации, что несколько улучшило ситуацию, но, как и прежде, убытки от навигационных аварий весьма существенны. Так, по данным [4], внедрение электронно-картографической навигационно-информационной системы (ECDIS) позволило снизить частоту посадок судов на мель для отдельных судоходных линий на 11-38 %, однако этот вид аварий продолжает оставаться одним из наиболее распространенных на судах мирового флота.
При посадке на мель возникают такие характерные повреждения судовых конструкций, как разрушение днищевой обшивки, смятие набора двойного дна, повреждение скуловых килей, деформирование листов наружной обшивки в виде гофров, повреждение рулей, гребных винтов, а также смещение или повреждение настилов второго дна вместе с фундаментами механизмов. В последнем случае судно даже после снятия с мели не имеет возможности двигаться своим ходом. Для снижения ущерба от данного вида аварий перспективной является разработка конструктивной днищевой защиты корпусов судов с целью ликвидации деформаций настила второго дна и тем самым - исключения смещения фундаментов силовой установки, чтобы последняя находилась в работоспособном состоянии после снятия судна с мели. Так, в [5, 6] была предложена конструктивная защита, реализованная за счет того, что жесткость флоров и стрингеров выполняется переменной по высоте таким образом, чтобы нижняя часть днищевого перекрытия была менее жесткой, чем верхняя. Недостатком данного конструктивного решения является то обстоятельство, что для флоров и стрингеров толщина элемента стенки, прилегающего к наружной обшивке, ограничивается величиной его эйлеровой нагрузки, в противном случае не будет обеспечена требуемая податливость днищевого перекрытия в вертикальной плоскости. Однако в районе соединения стенки с наружной обшивкой нередко наблюдается интенсивная коррозия, что может привести к недопустимому коррозионному износу конструкции и снижению ее надежности. Вследствие этого нами предлагается схема конструктивной днищевой защиты, лишенная указанного недостатка, и методика выбора параметров элементов конструктивной защиты.
Предлагаемая схема конструктивной днищевой защиты
Требуемая податливость нижней части днищевого перекрытия может быть обеспечена, если в нижние части вертикального киля, стенок флоров и стрингеров установить элемент конструктивной защиты [7]. Его параметры должны определяться из условия, что деформирование элементов конструктивной защиты происходит при нагрузке меньшей, чем та, которая приводит к сдвигу в стенках флоров и стрингеров. Предлагаемая конструкция представлена на рис. 2.
Рис. 2. Схема модернизированного днищевого перекрытия: 1 - наружная обшивка;
2 - горизонтальное ребро жесткости; 3 - трубчатый элемент конструктивной защиты;
4 - продольные балки; 5 - вертикальный киль; 6 - флор; 7 - стрингер; 8 - настил второго дна;
9 - вертикальное ребро жесткости; 10 - продольные ребра жесткости настила второго дна;
11 - крайний междудонный лист; 12 - скуловая кница; 13 - шпангоут
В предлагаемом техническом решении в случае посадки на мель происходит деформирование наружной обшивки, продольных балок, а также нижних частей вертикального киля, стенок флоров и стрингеров. При этом верхние части флоров и стрингеров, а вместе с ними и настил второго дна, остаются недеформированными, т. к. податливость нижней части выше, чем податливость верхней, что обеспечивается выбором диаметра устанавливаемых трубчатых элементов конструктивной защиты и толщины их стенок. Для выбора указанных параметров следует рассмотреть элемент конструктивной защиты, загруженный усилиями вдоль диаметра (рис. 3).
Рис. 3. Схема деформирования элемента конструктивной днищевой защиты: а - определение предельной нагрузки элемента; б - полностью деформированный элемент; в - процесс деформирования элемента после образования кинематически изменяемого механизма
Предельная нагрузка Р0 для фрагмента трубчатого элемента конструктивной защиты единичной ширины Ь может быть определена, например, согласно [8]:
Мп + М\
Ро = 2-
(1)
Г
M0 = от
Ь • И2 4
(2)
где г = d /2 - радиус трубчатого элемента конструктивной защиты; от - предел текучести материала трубчатого элемента конструктивной защиты; И - толщина стенки трубчатого элемента конструктивной защиты; М0 - предельный момент для элемента конструктивной защиты при отсутствии продольной силы для сечения вдоль линии действия нагрузки; М2 - предельный момент для элемента конструктивной защиты при значении продольной силы Т = Р0 / 2.
Предельный момент М2 определяется выражением
М 2 = М о
Р 2 1 - Р0
4 • Т2
(3)
где Т0 = от • И • Ь - предельное значение продольной силы для сечения вдоль линии действия нагрузки элемента конструктивной защиты единичной ширины.
Преобразовывая (1) с учетом (2) и (3), получим
Р02 + 8 • от • Ь • г • Р0 - 8 • оТ • Ь2 • И2 = 0,
откуда предельная нагрузка для элемента конструктивной защиты единичной ширины
Р0 = -4 • оТ • Ь • г + 2 • оТ • Ь • V4 • г2 + 2 • И2 .
(4)
Элементы конструктивной защиты должны сминаться при меньшей нагрузке, чем нагрузка Q0, соответствующая деформированию стенок флоров и стрингеров с повреждением настила второго дна, что можно записать в виде
Рп
Qо = К ь
ь
(5)
где Ь = п • пстр + т • Пф - общая длина элементов конструктивной защиты, находящихся в зоне контакта днищевого перекрытия с грунтом; КЗ- коэффициент запаса; Пф- количество флор в зоне касания грунта; пстр - количество стрингеров в зоне касания грунта; п - размер среднестатистического пятна контакта вдоль судна, определяемый, например, в соответствии с [9]; т - размер среднестатистического пятна контакта поперек судна.
Нагрузка Q0 может быть определена из выражения
20 = 2тт (Рстр • пстр + • Пф )
(6)
где Рф - площадь стенки флора; Рстр - площадь стенки стрингера; тТ - предел текучести при сдвиге для материала флоров и стрингеров.
Подставляя (4) и (6) в (5), получим после преобразования
И =
л/2^
Т (Рф • Пф + Р'стр • Пстр )
^З°Т ( т • пф + п • пср
+ (Л
- d2
(7)
Формулой (7) дается связь между параметрами трубчатого элемента конструктивной днищевой защиты - толщиной И, диаметром d, при которых предлагаемая конструкция будет выполнять свои функции, т. е. деформироваться раньше, чем произойдет повреждение верхних частей флоров и стрингеров, а также настила второго дна. В качестве иллюстрации на рис. 4 представлена графическая зависимость, определяемая формулой (7), построенная для транспортного рефрижератора длиной 152 м.
2
1
)
Рис. 4. Зависимость толщины трубчатого элемента конструктивной защиты от его диаметра для транспортного рефрижератора
Видно, что требуемая податливость конструкции может быть обеспечена при различных сочетаниях толщины и диаметра трубчатого элемента, однако при этом конструкция будет рассеивать различное количество энергии в процессе деформирования, т. е. эффективность конструктивной днищевой защиты будет меняться при варьировании указанных параметров. В связи с этим ниже представлена методика оценки энергоемкости модернизированного днищевого перекрытия.
Оценка энергоемкости конструктивной днищевой защиты
Для оценки эффективности конструктивной днищевой защиты следует воспользоваться законом сохранения энергии. Можно констатировать, что потеря кинетической энергии движения судна при касании днищем грунта происходит за счет трения корпуса о грунт, изменения сопротивления воды движению судна и энергии, идущей на разрушение днищевых конструкций в зоне контакта с грунтом. Полная кинетическая энергия судна складывается из энергии поступательного движения, а также энергии колебаний судна относительно положения равновесия, причем для рассматриваемой проблемы представляют наибольший интерес вертикальная и килевая качка. Энергия рассеивания при пластическом деформировании связей модернизированного днищевого перекрытия складывается из энергии, рассеиваемой при деформировании днищевых пластин, продольных ребер жесткости, нижней части флоров, нижней части стрингеров и вертикального киля, а также трубчатых элементов конструктивной защиты. Расчет последней составляющей энергии рассеивания представлен ниже, а остальные могут быть определены, например, в соответствии с [3, 6].
Рассмотрим деформирование элемента конструктивной днищевой защиты в жесткопластической постановке, при этом будут происходить поворот и смещение четырех жестких звеньев, на концах которых находятся пластические шарниры. Согласно [8], с ростом перемещений внешняя нагрузка должна уменьшаться, т. е. пластическое течение элемента конструктивной защиты кольцевой формы будет неустойчивым, поэтому для оценки величины рассеиваемой энергии следует найти зависимость нагрузки от угла поворота звеньев. Для этого запишем условие равновесия звена кинематически изменяемого механизма в таком виде:
Р(Р)
2
(а + ь)-МДР) - М 2(Р) = 0.
(8)
В формуле (8) учитывается, что при повороте звеньев продольные усилия начинают действовать в обоих концевых сечения звена, причем выполняются равенства
МДР) = М 0
М 2(Р)=М 0
1 -
1 -
(Р (Р)• ЯП (Р))2 4 • Т2
(Р (р)- СОЯ (Р))2 4 • Т2
(9)
(10)
Подставляя (9) и (10) в (8) и учитывая, что a = r • cos (Р) и b = r • sin (P), после преобразования получаем
/ \ 2 2 • r • T02 (sin (Р) + cos (Р)) 2
(Р(Р)) + Р(Р)----0 v M - 8 • T02 = 0,
откуда
Р(Р) = -4• r (sin (Р) + cos (Р)) b • gt + 2• b • cT ^4• r2 •(sin (P) + cos (P))2 + 2• h2 . (11)
Энергия диссипации D для фрагмента трубчатого элемента конструктивной защиты единичной ширины складывается из энергии рассеивания в четырех пластических шарнирах. При этом, т. к. величина предельных моментов непрерывно изменяется в процессе деформирования кольцевого элемента и поворота жесткопластических звеньев, следует вычислять приращение энергии рассеивания при текущем значении предельных моментов и бесконечно малом приращении угла поворота в пластических шарнирах, и после этого выполнить суммирование таких приращений. Тогда энергия рассеивания будет определяться интегралом:
п/4 п/4
D = 4 JM1 (р)de +4 JM2 (p)dp .
0 0
Здесь учтено то обстоятельство, что образуется по два пластических шарнира с предельным моментом M1 (Р) и M2 (Р) соответственно, а угол поворота в каждом из них составляет 2р , причем угол поворота звена р может изменяться от 0 (недеформированное состояние конструкции, рис. 3, а) до п/4 для полностью смятого элемента конструктивной защиты (рис. 3, б). Поглощаемую энергию можно определить и как работу внешних сил W, затраченную на деформирование элемента конструктивной защиты единичной ширины:
r п/4
W = 2JP(w)dw =2 JP(p)w'(p)dp,
00
где P(P) - внешняя сила, определяемая выражением (11); w(p) - перемещение точки приложения внешней силы P(P) в направлении ее действия (рис. 3, б); w'(P) = rV2cos(p - п/4) - производная перемещения точки приложения внешней силы в направлении ее действия по углу поворота звена р.
При некоторых значениях параметров элемента конструктивной защиты влияние продольных сил на предельные моменты M1(P) и M 2(Р) незначительно, в этом случае энергия диссипации в фрагменте трубчатого элемента конструктивной защиты единичной ширины будет определяться предельным моментом М0 и углом поворота во всех четырех пластических шарнирах при полном деформировании элемента (рис. 3, б).
Энергоемкость конструктивной днищевой защиты может быть определена на основании вычисленной выше энергии, идущей на деформирование элемента единичной ширины, и общей длины элементов конструктивной защиты в зоне контакта корпуса судна с грунтом. Если энергоемкость конструкции оказывается недостаточной, то ее можно повысить, увеличив толщину трубчатого элемента и, соответственно, его диаметр по формуле (7) или графику, аналогичному рис. 4. Однако пределы увеличения диаметра ограничиваются конструктивными особенностями днищевого перекрытия, поэтому, исчерпав возможности повышения энергоемкости за счет диаметра, можно подкрепить верхние части стенок флор, стрингеров и вертикального киля, например, увеличив их толщину. Это позволит при неизменном диаметре элемента конструктивной защиты увеличить его толщину и, соответственно, энергию рассеивания при его деформировании.
Заключение
Представленная конструктивная днищевая защита позволяет предотвратить деформирование настила второго дна и повреждение фундаментов механизмов в случае посадки судна на мель. Использование предлагаемых подходов позволяет определить безопасную скорость движения судна в районах, где велика вероятность возникновения данной аварийной ситуации, а также оценить скорость, при которой судно двигалось до аварии.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бураковский Е. П. К вопросу об оценке рисков посадки судна на мель / Е. П. Бураковский, П. Е. Бураковский, В. А. Дмитровский // Изв. Калининград. гос. техн. ун-та. 2013. № 29. С. 159-164.
2. Справочник по теории корабля / под ред. Я. И. Войткунского. Л.: Судостроение, 1985. Т. 1. 765 с.
3. Бураковский П. Е. Информационно-аналитический блок контроля динамики судна при движении в условиях ограниченного фарватера / П. Е. Бураковский, Ю. И. Нечаев // Нейрокомпьютеры: разработка, применение. 2010. № 6. С. 14-22.
4. Vanem E. Cost-effectiveness of preventing grounding with ECDIS / E. Vanem, M. Eide, G. Gravir, R. Skjong // 4th International conference on collision and grounding of ship. Hamburg: Schiffbautechnische Gesellschafte. V., 2007. P. 219-226.
5. А. с. 1214521 СССР, МКИ3 В 63 В 3/24. Днищевое перекрытие судна / Бураковский П. Е. 2 с.
6. Бураковский Е. П. Разработка конструктивной днищевой защиты жизненно важных районов корпусов судов / Е. П. Бураковский // Эксплуатация и проектирование судов и орудий лова: сб. науч. тр. Балт. гос. акад. рыбопромысл. флота. 2000. Вып. 38. С. 54-62.
7. Пат. 2463198 Российская Федерация, МПК7 B63B 3/24. Днищевое перекрытие судна / Бураковский П. Е. № 2011117730/11; заявл. 03.05.2011; опубл. 10.10.2012, Бюл. № 28. 9 с.
8. Беленький Л. М. Большие деформации судовых конструкций / Л. М. Беленький. Л.: Судостроение, 1973. 206 с.
9. Александров М. Н. Безопасность человека на море / М. Н. Александров. Л.: Судостроение, 1983. 208 с.
REFERENCES
1. Burakovskii E. P., Burakovskii P. E., Dmitrovskii V. A. K voprosu ob otsenke riskov posadki sudna na mel' [To the problem of risk assessment of grounding]. Izvestiia Kaliningradskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta, 2013, no. 29, pp. 159-164.
2. Spravochnik po teorii korablia []. Pod redaktsiei Ia. I. Voitkunskogo. Leningrad, Sudostroenie Publ., 1985. 765 p.
3. Burakovskii P. E., Nechaev Iu. I. Informatsionno-analiticheskii blok kontrolia dinamiki sudna pri dvizhenii v usloviiakh ogranichennogo farvatera [Information and analytical block of control of the vessel dynamics when moving in conditions of the limited fairway]. Neirokomp'iutery: razrabotka, primenenie, 2010, no. 6, pp. 14-22.
4. E. Vanem, M. Eide, G. Gravir, R. Skjong. Cost-effectiveness of preventing grounding with ECDIS. 4th International conference on collision and grounding of ship. Hamburg: Schiffbautechnische Gesellschafte. V., 2007, pp. 219-226.
5. Burakovskii E. P. Dnishchevoe perekrytie sudna [Bottom grillage of a vessel]. Avtorskoe svidetel'stvo 1214521 SSSR, MKI3 V 63 V 3/24. 2 p.
6. Burakovskii E. P. Razrabotka konstruktivnoi dnishchevoi zashchity zhiznenno vazhnykh raionov korpusov sudov [Development of the constructive bottom protection of vitally important parts of the hulls of the vessels]. Ekspluatatsiia i proektirovanie sudov i orudii lova. Sbornik nauchnykh trudov Baltiiskoi gosudarstvennoi akademii rybopromyslovogo flota, 2000, iss. 38, pp. 54-62.
7. Burakovskii P. E. Dnishchevoe perekrytie sudna [Bottom grillage of a vessel]. Patent 2463198 RF MPK7 B63B 3/24. № 2011117730/11; zaiavl. 03.05.2011; opubl. 10.10.2012, biul. № 28. 9 p.
8. Belen'kii L. M. Bol'shie deformatsii sudovykh konstruktsii [Vast deformations of the ship constructions]. Leningrad, Sudostroenie Publ., 1973. 206 p.
9. Aleksandrov M. N. Bezopasnost' cheloveka na more [Man safety in sea]. Leningrad, Sudostroenie Publ., 1983. 208 p.
Статья поступила в редакцию 3.02.2014
ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРЕ
Бураковский Павел Евгеньевич - Балтийская государственная академия рыбопромыслового флота ФГБОУ ВПО «Калининградский государственный технический университет»; канд. техн. наук; доцент кафедры «Теория, эксплуатация судов и промышленное рыболовство»; [email protected].
Burakovskiy Pavel Evgenievich — Baltic State Academy of Fishing Fleet of Kaliningrad State Technical University; Candidate of Technical Sciences; Assistant Professor of the Department 'Theory, Ship Exploitation and Commercial Fisheries"; [email protected].
