Содержание к диссертации
Введение
1. Ледовые качества флота
1.1.Общие понятия. Ледовые качества и навигационная аварийность флота
1.2. Современные методы оценок ледовых качеств судов
1.3.Ледовые качества судов как предмет специального рассмотрения. Частные задачи ледовой безопасности
2. Технология решения задач с применением CAE-систем
2.1.Основные сведения о CAE-системах
2.2. Препроцессинг
2.3.Процессинг
2.4.Постпроцессинг
3. Моделирование ледовых воздействий с применением CAE-систем
3.1.Основные сведения о свойствах льда
3.2. Обоснование реологической модели льда
3.2.1.Физико-механические характеристики и определяющие соотношения для льда
3.2.2.Результаты моделирования ползучести
3.2.3.Результаты моделирования разрушения
3.3. Выбор алгоритмов контактного взаимодействия тел со льдом
3.3.1.Моделирование контакта льда с конструкцией
3.3.2.Моделирование контакта льдин
4. Гидродинамика тел во льдах
4.1.Моделирование гидродинамического воздействия с применением CAE-систем
4.2. Влияние льда на гидродинамику судна и его движителей
4.3.Приближённый учёт гидродинамического воздействия в ледовых условиях
5. Сравнительный анализ оценок достижимых режимов эксплуатации судов во льдах
5.1.Общие сведения
5.2.Ходкость
5.3.Поворотливость
5.4.Устойчивость на курсе
6. Сравнительный анализ оценок допустимых режимов эксплуатации судов во льдах
6.1.Прочность корпуса при ударных ледовых нагрузках
6.2.Прочность корпуса при ледовых сжатиях
6.3.Ледовая прочность судовых движителей
7. Разработка нормативных документов по безопасности ледового плавания судна с применением CAE-систем
7.1.Структура ледового паспорта и Свидетельства о допустимых условиях ледового плавания судна
7.2.Особенности использования CAE-систем при разработке ледового паспорта судна
7.2.1.Достижимые режимы ледовой эксплуатации судна
7.2.2.Допустимые режимы ледовой эксплуатации судна
Заключение
Библиографический список
Приложения
- Современные методы оценок ледовых качеств судов
- Препроцессинг
- Обоснование реологической модели льда
- Влияние льда на гидродинамику судна и его движителей
Современные методы оценок ледовых качеств судов
В идеальном случае оценка ледовых качеств судов должна производиться на основе их натурных испытаний. Так в отношении флота внутреннего и смешанного плавания в период активной кампании по продлению навигации на внутренних водных путях (70-е – 80-е годы прошлого века) это было неотъемлемым условием принятия экспертных решений [57,60,61,91]. «Перестроечный процесс», сопровождавшийся гиперделением собственности государственных судоходных компаний (и, в первую очередь, приватизацией флота), к концу 80-х годов свёл планомерные ледовые транспортные операции к эпизодическим явлениям (например, к весеннему завозу грузов на малые реки). Спрос на научно-оперативное обеспечение ледового судоходства со стороны частных судовладельцев упал до минимального уровня. Потребность в нём сохранилась лишь при обслуживании коммерческих интересов заказчиков [48] или экспертизах ледовых аварий при судебных разбирательствах [18]. Натурные испытания судов при этом были сведены до уровня неприемлемости.
В настоящее время по целому ряду причин (как объективных, так и в большей степени субъективных) возрождение натурных ледовых экспериментов с флотом даже при заинтересованности его владельца в получении регламентирующих документов (Свидетельства о допустимых условиях ледового плавания) по-прежнему невозможно. Это связано с необходимостью планирования эксперимента, выводом судна из эксплуатации на определённый период, «погоней» за нужными ледовыми условиями, высокой вероятностью получения при этом ледовых повреждений (с последующим восстановительным ремонтом) – всё это влечёт существенные дополнительные затраты, на которые современный судовладелец не идёт.
Другим источником получения сравнительно достоверной информации о ледовых качествах судов принято считать модельный эксперимент [6,26]. Однако затратность его соизмерима с постановкой натурного испытания [26], а полномасштабность осуществима в научно-производственных объединениях или конструкторских бюро, оснащённых передовым оборудованием. Если учесть, что среди отечественных таковых насчитывается единицы, то следует ожидать заведомо неприемлемых условий для большинства судовладельцев.
В результате анализ ледовых качеств чаще сводится к расчётам по фактическому состоянию судна, что вполне признаётся Российскими Регистрами. Расчёты производятся по эмпирическим, полуаналитическим или численным методикам, обоснованное предпочтение которым отдают эксперты. Ниже приводится краткий обзор подходов и методик, реализующих оценки основных ледовых качеств судов в битых льдах.
Ледовая прочность. Ледовая прочность судна – это способность корпуса и движительно-рулевого комплекса (ДРК) противостоять ледовым нагрузкам, не получая дефектов, превышающих предельно допустимые нормы. Нагрузки подразделяются на ударные (динамические) и возникающие при сжатии судна льдами (статические). Сейчас существует достаточное количество проверенных методов оценки несущей способности корпусных конструкций и элементов ДРК при заданных внешних нагрузках: полуэмпирические нормативные [22,23,53,63], альтернативные [2,17,58], численные [16,45]. Их принципиальные различия заключаются в моделях задания расчётных ледовых нагрузок. Поэтому корректность описания воздействия льда на судно определяет степень адекватности модели, а для нормативных методик – последствия проектных решений.
Классической в этом ряду является работа [58]. Здесь впервые предложена «гидродинамическая» модель разрушения льда, на базе которой разработан ряд расчётных зависимостей. При этом динамический контакт сведён к двум возможным вариантам: удар судна о закруглённую и заострённую (угловую) кромку льдины. Были схематизированы формы контактных пятен: при ударе о закруглённую льдину пятно представлялось вытянутым параболическим сегментом, при ударе об угловую кромку – треугольником. В обоих случаях искомыми параметрами являлись максимальное контактное усилие, площадь зоны контакта, погонная нагрузка и длительность удара. Давление по пятну принималось равным некоторому «эффективному» пределу прочности льда на местное смятие и назначалось в зависимости от ледовой категории судна.
Поверхность корпуса судна, потенциально взаимодействующая со льдом, была поделена на три части: носовую, кормовую и среднюю. Расчетные ледовые нагрузки на носовую и кормовую оконечности определялись по критерию динамического контакта, для средней части – исходя из условий ледового сжатия. Ниже приведена структура основных формул, доведённых до практического применения.
Аналогичные принципы построения расчётных зависимостей исповедуют и современные нормативные методики. Так в правилах РМРС [53] весь корпус судна вертикальными и горизонтальными линиями поделён на несколько десятков районов, для каждого из которых ледовая нагрузка регламентируется по интенсивности, длине и высоте. Интенсивность ледовой нагрузки характеризует величину максимального давления в зоне силового контакта корпуса со льдом, длина и высота – максимальный продольный и поперечный размеры этой зоны.
Расчётными режимами для проверки общей прочности гребных винтов и валопроводов судов ледового плавания являются «фрезерование» льда и удар «плашмя» лопастью гребного винта о лёд [2,22]. При этом нормируется крутящий момент и осевое усилие на лопасти. Крутящий момент ледовой силы, действующий на лопасть при её врезании и скалывании льдины, рассчитывается [22].
CAE-решения, которые начинают использоваться в проблемах ледовой прочности судов, в первую очередь отличает реализация контакта двух тел: судна и ледяного поля. При этом отмечено, что степень достоверности в оценках ледовых нагрузок в основном зависит от выбранной модели льда как материала для заданных условий взаимодействия и назначенного контактного алгоритма. Например, в работе [105] (Рис. 4) при описании взаимодействия судна и айсберга для льда предложено использовать упругопластическую среду с переменным пределом текучести и критерием разрушения по пределу прочности при растяжении. А корректность удара достигнута на основе использования несимметричного контактного алгоритма «узлы – поверхность».
Препроцессинг
Препроцессинг включает в свой состав процедуры формирования геометрии модели, её конечноэлементного разбиения, выбора типов и формулировок конечных элементов, задания моделей материалов и их физико-механических свойств, определения алгоритмов контактного взаимодействия, установки граничных условий, а также вывода содержания и объёмов информации для последующей постпроцессорной обработки. Основу препроцессора в LS-DYNA составляет конструктор модели FEMB (Finite Element Model Builder).
Структурной единицей модели в пакете LS-DYNA является ЧАСТЬ (PART). Формирование модели начинается с разработки геометрии каждой ЧАСТИ. Для построения, редактирования, копирования различных геометрических форм в FEMB предусмотрен ряд «примитивов»: отрезки прямых, дуги, окружности, сплайны, поверхности и линии их пересечений. Основные геометрические функции находятся в меню PART, LINE, SURFACE (Рис. 19). Для удобства пользователя FEMB предлагает показ изображения в различных проекциях, углах зрения, режим масштабирования или работы только с выбранными ЧАСТЯМИ.
Необходимо отметить, что FEMB – это наименее продвинутая часть комплекса LS-DYNA. Здесь явно не хватает многих нужных функций CAD-систем, не отличается совершенством сеточный генератор, однако предусмотрен импорт графики в форматах ряда систем (AutoCAD, IGES, NASTRAN, IDEAS и др.). Процесс разработки геометрии завершается виртуальным соединением ЧАСТЕЙ в единую модель (Рис. 20). После формирования геометрии модели следует процесс выбора типов конечных элементов для каждой ЧАСТИ (оболочечные, объёмные, сглаженные частицы) и их конечноэлементное разбиение (Рис. 21). Для этой процедуры предусмотрено меню ELEMENT. Последующие проверки конечных элементов по различным критериям и редактирование сгенерированной сетки выполняются из меню NODE и CHECK (Рис. 22). Если требуется соединение отдельных ЧАСТЕЙ в единую конструкцию по общим узлам (эта процедура аналогична процессу сварки секций в натуре), то в завершении необходимо выполнить опцию CHECK COINCIDENT в меню NODE.
По окончании генерации сетки конечных элементов производится выбор и назначение моделей материалов и формулировок конечных элементов для каждой ЧАСТИ. Для этого предназначены опции CREATE и ASSIGN в меню MATERIAL и ELEMENT PROPERTY (Рис. 23). Рис. 23. Меню FEMB, используемые для выбора и назначения моделей материалов и формулировок конечных элементов Назначение вида контактного алгоритма делается из меню CONTACT INTERFACE (Рис. 24). Рис. 24. Меню FEMB, используемые для назначения алгоритма контактного взаимодействия Задание начальных и граничных условий, наложение дополнительных ограничений или точно известных нагрузок не является обязательной процедурой для всех задач. Если такая необходимость возникает, то эти возможности предоставлены в наборе меню BOUNDARY CONDITION (Рис. 25). Рис. 25. Меню FEMB, используемые для задание начальных и граничных условий Установки по выводу содержания и объёмов информации для постпроцессорного анализа, задание опций контроля решения задачи, формирование уравнений состояния, создание координатных систем, описание различных аналитических зависимостей предусмотрены в меню DYNA MISC (Рис. 26).
Препроцессинг завершается сохранением разработанной модели в KEYWORD-файл. KEYWORD-файл – это текстовый документ, содержащий набор специальных командных строк (KEYWORD-карт) с установками в виде различных опциональных переменных и описанием геометрии модели (Приложение 1). Данный файл является исходным для процессора.
Первый этап процессинга в системе LS-DYNA связан с отладкой KEYWORD-файла. Для этого KEYWORD-файл запускается на выполнение. Выполнение начинается с процесса его трансляции и выявления синтаксических, процедурных и логических ошибок, возникающих вследствие сбоев при генерации конечноэлементной сетки, несанкционированного использования KEYWORD-карт, неправильного задания опций, переменных и пр. Процессор сообщает о двух первых видах ошибок. Сообщения с приоритетом FATAL прекращают работу процессора с указанием характера ошибок и карт в KEYWORD-файле, порождающих их.
При уведомлениях с приоритетом WARNING расчёт продолжается. При этом некоторые ошибки устраняются процессором автоматически, а о характере других выдаётся сообщение. Значимость ошибок такого уровня определяется пользователем.
Логические ошибки пользователя относятся к числу изначально сокрытых. Проявляются они только в процессе анализа хода решения проблемы. При ресурсоёмких задачах выявление подобных ошибок порождает значительные дополнительные временные затраты на реализацию модели, поэтому после генерации KEYWORD-файла желателен его предварительный анализ с целью обнаружения потенциальных логических сбоев. Основные KEYWORD-карты, используемые при программировании ледового и гидродинамического воздействия в рамках настоящей работы, приведены в табл. 4.
Обоснование реологической модели льда
Все перечисленные модели требуют в качестве исходных параметров ряд физико-механических характеристик льда. При описании свойств материалов в CAE-системах очень часто используют способ замены реальной кривой напряжённо-деформированного состояния её билинейной формой. При этом кривая напряжение-деформация аппроксимируется двумя отрезками прямых. Первый отрезок описывает упругую часть деформации, второй – пластическую. Тангенсы углов наклона этих прямых – это модуль Юнга и модуль упрочнения соответственно. Основные расчётные параметры снимаются с билинейной характеристики материала.
Для малых и средних скоростей деформации расчётные физико-механические константы льда, используемые в данной работе (табл. 7), получены в результате статистической обработки данных литературных [7,73,85] и авторских источников (Рис. 30). Сглаживание их позволило выявить статистическую зависимость, аналогичную кривой напряжённо-деформированного состояния (Рис. 30, кривая 3). Анализ данной кривой показывает, что на ней нет явно выраженного предела текучести. Следуя рекомендациям [31], согласно которым предел текучести льда составляет 55% - 65% от предела прочности на сжатие, найдено значение этого параметра. Соотношение модуля Юнга и модуля упрочнения (отношение тангенса угла наклона прямой 1 к аналогичному параметру прямой 2) находится в интервале 7 – 8, что согласуется с данными для поликристаллических льдов [30,31]. Значения модуля сдвига и модуля объёмного сжатия определялись по известным аналитическим зависимостям [7].
Деформация разрушения 0,0 Рис. 30. Кривая напряжённо-деформированного состояния льда при средних скоростях деформации Ряд из рассмотренных моделей предусматривает более детальное описание поведения материала. При этом такие параметры, как предел прочности на сжатие, предел текучести, модуль упрочнения и модуль Юнга должны быть представлены переменными, зависящими от скорости деформации материала. Особо здесь следует отметить кривую прочности, непосредственно связанную с разрушением льда. Под разрушением автор понимает дробление или местное смятие льда. Прочность материала обычно устанавливается как максимально достижимое напряжение при условии, что нагружение происходит при постоянной скорости деформации, или при постоянной скорости изменения напряжения. Для льда предел прочности сильно зависит от скорости деформации, поэтому для больших скоростей деформации данные табл. 7 нуждаются в корректировке. На рис. 31 приведена попытка обобщения известных автору данных [7,31] по влиянию скорости деформации на предел прочности льда при сжатии. Верхняя граница полученной зависимости требует существенного расширения, т.к. в случаях местного смятия льда скорость деформации может достигать значений в несколько порядков. Однако достоверных данных для этого диапазона скоростей деформации не имеется.
В теоретической механике разрушения весьма важной является величина отношения предельной прочности при одноосном сжатии к предельной прочности при одноосном растяжении. Согласно [31] для хрупкого разрушения льда это соотношение находится в пределах 5 – 6. Вместе с тем есть достаточные основания утверждать, что прочность при одноосном растяжении является сравнительно постоянной величиной (1,0 – 1,2 МПа) даже при достаточно высокой скорости деформации. Исходя из этих соображений, на данном этапе прочность льда на сжатие при больших скоростях деформации выбрана в пределах максимальных значений кривой на рис. 31.
Результаты обработки эмпирических данных [7] для получения остальных зависимостей показаны на рис. 32 – 34. Необходимо отметить, что дисперсия точек во всех статистических зависимостях достаточно велика (коэффициент корреляции не превосходит значения 0,85) и поэтому они требуют уточнения функций и расширения границ аргумента.
Влияние льда на гидродинамику судна и его движителей
Один из базовых постулатов полуэмпирических методик для выявления чистого ледового воздействия – это независимость ледовых и гидродинамических нагрузок на корпусе судна и движителях [26,78]. Однако данная гипотеза пока не подтверждена экспериментально из-за отсутствия каких-либо технических средств, реализующих раздельное измерение этих нагрузок. В настоящей работе для оценки условий приемлемости упомянутой гипотезы автором использованы возможности CAE-моделирования. Необходимо отметить, что высокая ресурсоёмкость описанных ниже моделей в сочетании с недостаточной производительностью вычислительной системы автора пока сдерживают получение достаточного набора достоверных данных.
Раздельные оценки ледового и гидродинамического влияния на корпус судна производились по результатам реализации конечноэлементной модели движения судна в чистом канале и канале, заполненном льдами (Рис. 74) при идентичных законах движения судна.
Прототипом модельного судна в данной работе послужил речной портовый буксир-ледокол проекта Р-47. Относительная длина, ширина и глубина канала составляли 3,3; 3,2 и 1,7 соответственно. Лёд толщиной 0,5 м варьировался в расчётных вариантах по признаку раздробленности (сплошной, мелкобитый, тёртый) и сплочённости (6 – 10 баллов). В целях уменьшения влияния кромок канала анализировался одноминутный разгон судна от неподвижного состояния до скорости малого хода (2,65 м/с). При этом моделировалась как реальная посадка судна (изменяющаяся в процессе движения из-за воздействия льдов), так и его плоское движение.
Типы, формулировки конечных элементов, модели материалов, алгоритмы контактных взаимодействий тел обоснованы автором в п.п. 3.2. – 4.1. и свободно доступных источниках [31,32,35]. Общее количество конечных элементов модели в зависимости от варианта расчёта незначительно колебалось в пределах 800 000 ед. Репрезентативные данные продольного гидродинамического сопротивления судна по нескольким вариантам численных экспериментов представлены на рис. 75. Анализ зависимостей рис. 75 показывает, что отождествление буксировочного сопротивления судна для условий чистой воды (кривая 1) и во льдах некорректно. Продольные гидродинамические нагрузки на корпусе судна в ледовых условиях превышают этот параметр для чистой воды. При этом отмечается тенденция роста сопротивления с уменьшением степени раздробленности льдов и с увеличением их сплочённости (2 – тёртый лёд сплочённостью 6-7 баллов, реальная посадка судна; 3 – тёртый лёд сплочённостью 7-8 баллов, плоское движение судна; 4 – мелкобитый лёд сплочённостью 9-10 баллов, реальная посадка судна; 5 – сплошной лёд, плоское движение судна). Так, например, в реальных условиях плавания прототипа модели (мелкобитые и тёртые льды, кривые 2 и 4, рис. 75) следует ожидать 1,5 – 2,0-кратного прироста сопротивления против этой характеристики на чистой воде.
Сплошной лёд исследованной толщины (0,5 м) находится за пределами ледопроходимости данного судна. Зависимость буксировочного сопротивления, полученная для этих ледовых условий (кривая 5, рис. 75) носит чисто теоретический характер. Она демонстрирует более чем четырёхкратное потенциальное увеличение гидродинамических нагрузок по отношению к аналогичному параметру на чистой воде.
Все авторы, когда-либо решавшие задачи ледовой ходкости, отмечали влияние попадавшего в движители льда на их пропульсивные качества. Однако можно утверждать, что до сих пор нет адекватного теоретического описания этой связи. Основной причиной этого следует признать отмеченное выше отсутствие технических средств, реализующих раздельное измерение гидродинамического и ледового упора. Поэтому упор винта при его работе во льдах во всех методиках по оценкам ходкости априорно принимается независимым от ледовых условий и равным гидродинамическому упору движителя на чистой воде при прочих равных параметрах движения (скорости судна и частоты вращения винта) [20,26].
Прогноз пропульсивных ледовых качеств гребного винта с применением численных методов связан с реализацией конечноэлементной модели, пример которой показан на рис. 76. При этом моделировалось прямолинейное движение изолированного винта в бассейне (5 х 5 х 10 м) с чистой водой и с водой, содержащей различные ледяные образования. В вариантах изменялись скорость поступательного и вращательного движения винта, момент на гребном валу, толщина и раздробленность льда. Прототипом движителя в данной работе использован ледовый винт танкера смешанного река-море плавания проекта 19614. Общее количество конечных элементов модели находилось в пределах 500 000 ед. Обработка результатов численных экспериментов показала, что в общем случае влияние льда на тяговые характеристики винта значимо даже в сопоставимых режимах работы движителя. Последнее заявление можно подтвердить примером, приведённым на рис. 77.
Анализ зависимостей рис. 77 показывает, что упор винта в чистой воде при скорости движения 1,0 м/с и номинальной частоте вращения (256 об/мин) стабилизуется в пределах 130 кН (кривая А). Перемещение движителя с той же скоростью и частотой вращения в условиях тёртых льдов толщиной 0,5 м даёт кривую гидродинамического упора (линия С), не обладающую монотонностью и существенно более низкого уровня (в среднем на 40 кН). Если же дополнительно учесть ледовое сопротивление винта (линия В), то его результирующий ледовый упор снизится еще, примерно, на 10 кН (кривая D), в среднем составляя около 80 кН.
