Влияние конструктивных особенностей судна на склонность корпусных конструкций к усталости

В число характеристик архитектурно-конструктивного типа судна, от которых зависят напряженность корпусных конструкций и их прочность, наряду с соотношениями главных размерений и коэффициентами полноты входят: расположение машинного отделения; количество, размеры и расположение надстроек; назначение судна, в значительной мере определяющее его конструктивные особенности; степень раскрытия палубы; расположение и жесткость поперечных и продольных переборок; наличие или отсутствие двойного дна и двойных бортов и ряд других, менее существенных. Например, при оценке динамического изгиба скоростных судов с большим развалом шпангоутов в носу приходится учитывать коэффициент полноты этих шпангоутов и некоторые другие характеристики формы носа. Одна из них — наличие или отсутствие бульба, что также оказывает влияние на склонность корпуса к волновой вибрации. Анализ литературных источников, посвященных усталости судовых конструкций, показал, что некоторые из этих характеристик оказывают (прямо или косвенно) существенное влияние на циклическую прочность судовых конструкций.

В силу многообразия факторов, влияющих на прочность корпуса, и отсутствия объективной информации о многих из них критерии прочности для судовых конструкций строятся в сопоставительном плане по отношению к конструкциям некоторых эталонных судов. Смысл критериев усталостной прочности состоит в ограничении уровня общей циклической напряженности продольных связей, в пределах которого при обычных условиях (имеется в виду материал, конструкция, технология) вероятность усталостных повреждений находится в приемлемых пределах.

Статистика усталостных повреждений показывает, что такому условию соответствуют корпуса судов длиной L₀ = 100 ч- 120 м, минимальные моменты сопротивления которых W_min(L₀) удовлетворяют принятому Правилами классификационных обществ стандарту при применении сталей обычной прочности (ст_г = 240 МПа). Такие суда и приняты в качестве эталонных. Для судов различных типов и размерений, эксплуатирующихся в различных условиях, могут быть определяющими совершенно различные факторы. Соответственно могут изменяться при переходе к судам новых типов и экстраполяционные зависимости. В тех случаях, когда обнаруживается заметное влияние факторов, считавшихся для традиционных судов несущественными, это влияние должно быть учтено в зависимостях требований к прочности от соответствующих параметров судна.

Анализируя влияние архитектурно-конструктивного типа судна на склонность корпусных конструкций к усталости, кратко остановимся прежде всего на таких факторах, как расположение машинного отделения (МО) и количество, расположение и размеры надстроек. К сожалению, мы не располагаем объективной и однозначной информацией о влиянии этих конструктивных особенностей судна на усталость. Имеющиеся данные касаются, главным образом, величины изгибающих моментов на тихой воде и при статической постановке на волну. Понятно, что изменение этих силовых характеристик связано с изменением весовой нагрузки при варьировании названных конструктивных параметров. Можно предположить, что их влияние на волновые моменты также будет адекватно отражаться влиянием на эти моменты соответствующего изменения весовой нагрузки.

Кроме того, варьирование расположения по длине МО влияет на местную вибрацию судовых конструкций. По имеющимся данным, местная вибрация при кормовом расположении МО распространяется на 25% длины судна от ее источника. При этом с учетом длины МО при кормовом его расположении местной вибрации могут быть подвержены конструкции, расположенные в кормовой части не более чем на 40% длины корпуса.

При среднем расположении МО вибрация будет распространяться в обе стороны от него, и при той же протяженности области ее распространения в нос и в корму район, подверженный вибрации, будет составлять более половины длины судна. При этом важно, что в этом случае местной вибрации подвержен район с наиболее напряженными от участия в общем изгибе связями, что должно оказывать отрицательное влияние на прочность. Если же учесть, что в корме есть еще один мощный источник вибрации — винт, то становится понятно, что при среднем расположении МО практически весь корпус подвержен местной вибрации.

Если отвлечься от прочих, возможно, более существенных и определяющих выбор расположения МО факторов (заметим, что большинство современных транспортных судов имеют его кормовое расположение) и исходить только из условия минимальной вибрации, то при кормовом расположении МО следует принимать во внимание еще одно обстоятельство. Несмотря на то, что район, подверженный вибрации, в этом случае меньше, чем при других вариантах компоновки, расположенные рядом два наиболее мощных источника вибрации (главный двигатель и винт) могут привести к недопустимой вибрации и с точки зрения циклической прочности, и с точки зрения влияния на самочувствие экипажа. Это подтверждается опытом эксплуатации судов типа «Варнемюнде», на которых зафиксировано большое количество усталостных повреждений внутренних конструкций корпуса. При этом уровень вибрации в жилых помещениях надстройки многократно превосходил допустимые с точки зрения обитаемости нормы. В процессе натурных экспериментов (см. гл. 2) установлено, что основными причинами вибрации на этих судах является высокий уровень пульсирующих гидродинамических давлений от винта и неуравновешенность главного двигателя.

Расположение и размеры надстроек влияют как на весовую нагрузку, так и на жесткость корпуса. Развитые надстройки в средней части судна, которые участвуют в общем изгибе корпуса и соответствующим образом рассчитаны, увеличивают момент его сопротивления, т. е. снижают уровень напряжений от общего изгиба. В то же время увеличение жесткости корпуса повышает собственную частоту его колебаний, т. е. уменьшает вероятность возникновения опасной с точки зрения усталости волновой вибрации.

Циклическая напряженность связей корпуса, участвующих в общем изгибе, определяется, прежде всего, величинами вертикального и горизонтального изгибающих моментов и крутящего момента, а также их повторяемостью, т. е. долговременными спектрами и амплитудночастотной характеристикой (АЧХ).

Наибольшая ордината АЧХ, т. е. максимальная амплитуда вертикального волнового изгибающего момента, полученная на основе приближенного теоретического решения (Е. А. Павлинова, М. В. Филиппео), откорректированного по данным модельных испытаний, выражается зависимостью.

где к (а) — коэффициент момента при статической постановке на волну; а — коэффициент полноты площади ватерлинии; h — высота волны; L и В — длина и ширина судна; к₀ и к_а — гидродинамические коэффициенты, учитывающие конечность ширины судна, скорость и другие факторы.

Из формулы (8.1.1), на первый взгляд, следует, что М_в прямо пропорционален ширине В и квадрату длины L². Однако зависимость М_в от длины судна на самом деле оказывается более сложной (рис. 8.1.1 по данным Н. Е. Путова). На самом деле М_в быстро нарастает с увеличением длины до приблизительно L = 150 м, а дальше его величина остается практически постоянной и даже несколько снижается при длинах более 250 м. Это связано с тем, что и эффективная высота волны, и входящие в формулу (8.1.1) коэффициенты также зависят от длины судна, причем эти зависимости сложны и неоднозначны.

В частности, коэффициент fc (а), определяющий величину М_в, зависит от коэффициента полноты площади ватерлинии, а и также увеличивается с его ростом. Кроме того, из рис. 8.1.1 следует, что М_в зависит от коэффициента общей полноты и увеличивается с ростом последнего приблизительно прямо пропорционально. Однако это влияние не столь однозначно, так как определяется сочетанием ряда других параметров. По данным Н. Е. Путова, при коротких волнах (X/L = 0,75; здесь А, — длина волны) и одинаковых числах Фруда волновой изгибающий момент М_в судов с 8 = 0,7 оказывается несколько меньшим, чем для судов с б = 0,6 и 5 = 0,8. При длинных волнах, т. е. когда X / L = 1,0 и X / L = 1,25, волновой момент увеличивается с увеличением полноты судов.

Рис. 8.1.1. Зависимости вертикального изгибающего момента М_в от длины судна L и коэффициента общей полноты § (а); зависимости вертикального М_в, горизонтального М_г и крутящего /И_к моментов от длины судна L (б):

М_в — сплошная линия; М_г — штриховая линия; М_к — штрих-пунктирная линия;

1 — при 5 = 0,8; 2 — при б = 0,7; 3 — при 8 = 0,6.

Существенное влияние на размах М_в оказывает скорость судна. Это влияние различно для разных 8, X / L и Fr; оно может уменьшать и увеличивать М_в по сравнению с его значением при X / L — 1,0 и Fr — 0 (статическая постановка на волну). Как правило, при малых относительных скоростях (до Fr = 0,10 для тихоходных судов и до Fr = 0,15 для быстроходных судов) волновые моменты не превышают значений, соответствующих X / L — 1,0 и Fr — 0. Правда, в случае проектных скоростей у судов с 8 = 0,6 существенно увеличиваются перегибающие моменты (растягивающие напряжения в палубе), а у судов с 8 = 0,7 и особенно

с б = 0,8 — прогибающие моменты (сжатие палубы). Однако такие скорости недостижимы для транспортных судов в условиях штормового волнения, когда скорость судна на 40—60% меньше проектной, а именно для таких условий и ведется расчет волновых моментов.

Приведенные данные о влиянии скорости судна на волновые изгибающие моменты не показывают какой-либо простой зависимости между М_в и Fr. В качестве общего вывода можно принять, что в случае наибольшей достижимой в штормовых условиях скорости судна М_в не превышают их значений при статической постановке на волну длиной, равной длине судна, т. е. при X / L — 1,0 и Fr = 0.

Есть еще одна особенность влияния скорости на М_в. Это касается распределения амплитуд волновых моментов по длине судна, т. е. смещения максимума эпюры изгибающего момента. По данным Я. И. Короткина, это распределение при малой скорости весьма близко к симметричному, и наибольший изгибающий момент получается в районе миделевого сечения. При росте скорости судна отмечается относительное возрастание амплитуд М_в в сечениях носовой части, а для весьма полных моделей и (5 = 0,8) при Fr > 0,15 максимум смещается в нос от миделя приблизительно на 0,21. Таким образом, наибольшие циклические напряжения воспринимаются конструкциями, расположенными в нос от миделя.

На значение М_в существенное влияние оказывает распределение веса по длине судна (весовая нагрузка). Опубликованы данные Норвежского Веритаса об экспериментальном исследовании этого влияния на модели танкера Т-2 при различных вариантах загрузки. Определенных закономерностей между значениями волнового момента и распределением веса получено не было, но все же авторы исследования, сопоставляя свои результаты с данными американских экспериментов на модели судна «Маринер», сделали выводы, распространяющиеся на все транспортные суда (как сухогрузные, так и нефтеналивные). Часть выводов в кратком изложении Н. Е. Путова, касающихся рассматриваемого вопроса, приведена ниже.

• 1. Волновые изгибающие моменты и перерезывающие силы зависят от трех параметров: скорости судна, длины волны и распределения веса судна по его длине.
• 2. Влияние скорости судна на значение волновых моментов неодинаково при разном распределении веса. Наибольшее влияние скорости обнаруживается при малом продольном радиусе инерции. Практически это означает, что суда с большим прогибающим моментом на тихой воде подвергаются более высоким волновым нагрузкам, чем суда с перегибом.
• 3. В общем случае распределение веса существенно влияет на продольное распределение волновых моментов; в частности, их продольное распределение зависит даже от небольшого изменения распределения веса. Например, концентрация веса в некоторых сечениях вдоль судна вызывает появление местных максимумов М_в. Эта тенденция более отчетливо проявляется при высоких скоростях и длине волн до 1,31. При концентрации веса в районе миделя образуются большие пики кривой М_в. Концентрация веса вблизи сечений, отстоящих на 0,251 от миделя, приводит к кривой М_в с максимумом в каждом из этих сечений. Таким образом, есть возможность хотя бы в общих чертах определить наиболее напряженные районы корпуса при его общем циклическом изгибе.

Теперь обратимся к переменным крутящим и горизонтальным изгибающим моментам. Наибольший крутящий момент (Г. В. Бойцов, О. М. Палий) определяется выражением.

где коэффициент момента.

Здесь те же обозначения, что и в формуле (8.1.1), а е — отстояние центра кручения данного сечения от основной плоскости в метрах. Крутящий момент в такой же мере, как и вертикальный изгибающий момент, зависит от длины судна (см. формулу (8.1.1) и рис. 8.1.1, б), однако обращает на себя внимание квадратичная зависимость крутящего момента от отношения В / L, т. е. с относительным ростом ширины очень быстро увеличивается величина М_к.

Известно, что кручение опасно для судов с широким раскрытием палубы, например контейнеровозов. В связи с этим уместно именно здесь проанализировать влияние этой конструктивной особенности на напряженность связей корпуса.

По данным Г. В. Бойцова, при относительной ширине раскрытия палуб 0,7ч-0,8 (или 0,75-ь0,85 при двойных бортах) и средних размерениях судов (L = 120-ь 160 м) касательные и нормальные напряжения в межлюкоых перемычках находятся в пределах.

Увеличение ширины раскрытия палуб при прочих равных условиях приводит к снижению напряжений в перемычках и росту дополнительных нормальных напряжений, вызываемых ими в палубном стрингере, а также в концевых сечениях открытой части палубы. Увеличение размерений судов приводит к возрастанию всех рассмотреных компонентов напряжений. Интенсивность роста напряжений от скручивания судна при этом превышает увеличение напряжений от общего вертикального изгиба приблизительно пропорционально росту высот расчетных волн. Однако эта тенденция существенно ослабляется при переходе к характерному для крупнотоннажных судов многорядному расположению люковых вырезов.

Обращаясь к горизонтальному изгибающему моменту, воспользуемся данными Я. И. Короткина, Д. М. Ростовцева и Н. Л. Сиверса. Согласно приближенному решению максимальная величина горизонтального момента достигается при длине волны около половины длины судна и курсовом угле около (р = 60°. Для определения амплитудного значения горизонтального момента при таких условиях Г. В. Бойцов рекомендует приближенную формулу, полученную на основе указанного решения путем некоторых упрощений:

где М_в — волновой изгибающий момент в вертикальной плоскости. Учитывая зависимость М_в от длины и структуру стоящего перед ним множителя, можно предположить, что характер зависимости М_г от длины качественно повторяет характер такой же зависимости для М_в (рис. 8.1.1, б). В то же время величина М_г увеличивается с ростом отношения осадки к длине Т / L.

В заключение рассмотрения общих волновых нагрузок на корпус следует кратко остановиться на эффекте суммарного воздействия всех трех составляющих. Стандарт суммарных напряжений на стационарном волнении определяется выражением (2.2.1) (см. параграф 2.2). Там же приведены общепринятые представления о степени их корреляции. На основании имеющейся информации говорить о какой-то закономерной связи суммарных напряжений с основными характеристиками судна не представляется возможным из-за ее очевидной сложности и неоднозначности, тем более, что пока нет единого мнения о степени коррелированное™ общих волновых нагрузок.

В связи с широким использованием судов смешанного плавания в морских перевозках и созданием мелкосидящих морских судов для использования в районах с ограниченными глубинами особый интерес вызывает влияние отношения L/H на величину и характер переменных волновых нагрузок. Влияние этого соотношения на склонность корпуса судна к волновой вибрации будет рассмотрено несколько позже. Здесь же приведем самые общие соображения о влиянии L / Н на волновые моменты, т. е. на переменные напряжения от общего изгиба корпуса.

А. И. Максимаджи, ссылаясь на Правила Регистра СССР в редакции 1972 г., приводит указание о том, что они распространяются на суда с соотношением L / Н < 14. В редакции 1985 и последующих годов для судов неограниченного района плавания это соотношение должно быть L / Н < 17, а для судов ограниченного района плавания I — L / Н < < 18. Обычно это соотношение для морских судов существенно ниже. В составе отечественного флота эксплуатировался и эксплуатируется ряд судов с достаточно гибкими корпусами. К ним относятся танкеры типа «София» и «Варшава» и мелкосидящие суда ограниченного района плавания типа «Олег Кошевой», «Инженер Пустошкин», суда смешанного (река-море) плавания типа «Морской», «Балтийский», «Сормовский» и ряд других. Все эти суда построены из низколегированных сталей повышенной прочности (СПП) и имеют достаточно высокое соотношение L / Н (от 13,7 у танкеров типа «Варшава» до 20,9 у судов типа «Олег Кошевой»).

Разумеется, снижение моментов сопротивления приводит к резкому увеличению уровня напряженности узлов судового корпуса, участвующих в общем изгибе, что, однако, компенсировано использованием СПП с пределом текучести до 400 МПа.

Если опыт эксплуатации мелкосидящих судов, учитывая специфику их района плавания, можно распространить на суда неограниченного района плавания только с известными оговорками, то опыт эксплуатации танкеров типа «Варшава» и «София» представляет в этом смысле исключительную ценность. В процессе их многолетней эксплуатации не было зарегистрировано явлений, мешающих нормальной работе. Степень повреждаемости конструкций находилась в пределах среднестатистического уровня. Единственным недостатком, связанным с гибкостью корпуса, является статический прогиб этих судов на тихой воде и, как результат, уменьшение расчетной грузоподъемности.

Необходимо отметить два положительных с точки зрения снижения волновых моментов явления, связанных с увеличением гибкости корпуса. Во-первых, для гибких судов можно учесть влияние изменения сил поддержания на величину общего изгибающего момента. Так как поправка не очень велика, ее можно вычислить по приближенной формуле Р. Я. Кламана где М_изг, М_изг — изгибающие моменты с учетом гибкости и без нее соответственно; % — коэффициент, учитывающий гибкость и зависящий от размерений корпуса и его жесткости EI. Расчет показал, что снижение изгибающего момента за счет гибкости корпусов для танкеров типа «София» составляет около 5%, а для судов типа «Олег Кошевой» — около 7%.

Второй эффект связан с благоприятным влиянием повышенной гибкости корпуса на величину ударных моментов и сопровождающих их колебаний корпуса. Экспериментальное исследование (М. А. Бельгова) ударных моментов на моделях переменной гибкости показало, что с ростом гибкости модели относительное значение ударного момента (по отношению к данным для абсолютно жесткой модели) уменьшается. Аналогичный вывод сделан С. Д. Кнорингом, Г. О. Таубиным и М. В. Филиппео в работе, посвященной исследованию вибрации, вызванной ударными воздействиями на корпус. Возникающие при этом колебания вносят свой вклад в процесс развития усталостных повреждений.

Проведенный А. И. Максимаджи анализ дает основание утверждать, что возрастание гибкости снижает величину ударных моментов и с этой точки зрения является благоприятным фактором. Однако только величина моментов еще не полностью характеризует поведение гибкой конструкции при ударах. Важное значение, например, в случае оценки усталостной долговечности, может иметь число циклов, вызванных ударом свободных колебаний. В результате анализа установлено, что, хотя время затухания свободных колебаний до заданной малой величины для гибкого судна и увеличивается, но число колебаний, соответствующее этому времени, уменьшается за счет снижения частоты свободных колебаний корпуса. Таким образом, можно считать, что повышение гибкости и в этом случае можно рассматривать как благоприятный фактор.

Как уже говорилось, концентрация напряжений является основным фактором, влияющим на склонность судовых конструкций к усталости. В плане общего циклического изгиба корпуса целесообразно рассмотреть конструктивные факторы, влияющие на уровень макроконцентрации напряжений в районе палубных и бортовых вырезов. Этим вопросам посвящено большое количество работ, в том числе выполненных на кафедре конструкции судов Морского института ДВГТУ, поэтому в данном случае рассмотрение вопроса будет носить общий обзорный характер.

Конструкция палубных перекрытий современных сухогрузных и промысловых судов содержит большое количество значительных по размерам вырезов — грузовые люки, шахты, вентиляционные каналы, элеваторы и т. п. По их влиянию на распределение напряжений в палубных конструкциях эти вырезы могут быть отнесены к изолированным или групповым, малым или большим.

При отсутствии взаимного влияния полей напряжений отдельных вырезов друг на друга (с точностью до ~ 10%) они считаются изолированными. Это условие выполняется, если расстояние между вырезами в 2—2,5 раза превышает поперечный размер наибольшего из смежных вырезов. Понятно, что на грузовых судах это условие практически не выполняется. Взаимное влияние вырезов увеличивается по мере уменьшения относительной (по отношению к В) ширине вырезов и наоборот. Вырезы считаются малыми, если их ширина меньше расстояния до ближайшей продольной кромки. Иначе вырезы рассматривают как большие.

Концентрация напряжений у малых изолированных вырезов в перекрытиях с практически достаточной точностью может определяться как для вырезов в бесконечной пластине при условии вычисления номинальных напряжений, исходя из брутто-сечения продольных связей (без учета выреза). Отмечается существенное влияние на концентрацию радиуса скругления углов люков и переход от круговой формы этих скруглений к эллиптической.

При характерном для современных грузовых судов регулярном групповом расположении больших по размеру палубных вырезов посередине ширины палубы оценка концентрации напряжений выполняется с учетом взаимного влияния вырезов и ограниченности поперечных размеров палубы (конечность размеров пластины с вырезом). Оба этих фактора уменьшают неравномерность распределения напряжений по ширине палубы в районе углов вырезов и, как следствие, приводят к снижению концентрации напряжений по отношению к малым изолированным вырезам. Существуют достаточно достоверные и апробированные методы расчета подобных перекрытий.

Следует отметить, что использование традиционных методов, основанных на упрощенной модели палубного перекрытия в виде пластины с вырезами, не может дать достаточно достоверной оценки напряженности узлов палубных конструкций современных судов открытого типа. К характерным особенностям палубных конструкций этих судов, не находящих должного отражения в классической модели, относятся сравнительно малая ширина и объемность (трехмерность) связей, окаймляющих вырезы. При этом существенно возрастает роль обычно ранее не учитывавшихся дополнительных усилий в этих связях, обусловленных действием общих скручивающих и местных бортовых нагрузок (например, переменное гидродинамическое давление при движении волнового профиля вдоль борта).

Исследование напряженности таких конструкций производится экспериментально путем непосредственного тензометрирования либо с помощью расчетного анализа с привлечением МКЭ. Одно из наиболее полных исследований этого вопроса выполнено японскими учеными (К. Enomoto и др.). Один из основных сделанных ими выводов состоит в том, что трехмерность конструктивного оформления узлов рассматриваемого типа, обусловленная установкой по кромкам вырезов взаимно пересекающимися под прямым углом развитыми комингсами и подпалубными балками, приводит к увеличению концентрации напряжений. При этом наибольшее влияние трехмерности наблюдается в случае изгиба связей, например изгиб межлюковых перемычек при кручении. При продольном нагружении связей (общий изгиб корпуса) влияние трехмерности конструкций на концентрацию напряжений сравнительно невелико.

Для расширения возможностей проведения грузовых операций в бортах корпусов современных судов часто предусматриваются специальные прямоугольные вырезы — лацпорты. Оценка концентрации напряжений, возникающей в углах этих вырезов, судя по результатам теоретических и экспериментальных исследований, может выполняться в соответствии с зависимостями для бесконечных пластин. Такая возможность сохраняется, пока расстояние продольной кромки выреза от верхней кромки борта превышает 50—70% поперечного размера выреза. При более близком расположении выреза к верхней кромке борта повышается уровень концентрации, и поэтому указанное расстояние можно рассматривать как желательное ограничение расположения бортового выреза.

Для достаточно «экзотических», но все же имеющих место палубнобортовых вырезов (рис. 8.1.2, а) могут быть приближенно использованы зависимости, принятые для ботовых вырезов. В этом случае под поперечным размером выреза b следует понимать сумму поперечных размеров бортовой и палубной его частей, т. е. b = Ь_а + Ь₂.

Рис. 8.1.2. Схема палубно-бортового выреза (а) и относительная долговечность судовых корпусов в зависимости от размеров судна и механических характеристик стали (б); цифрами на графике указаны пределы текучести сталей Наряду с нормальными напряжениями существенное влияние на уровень концентрации напряжений в углах бортовых вырезов и бортовой части палубно-бортовых вырезов могут оказывать обусловленные общим изгибом касательные напряжения. Оценка соответствующих дополнительных напряжений в углах вырезов может производиться на основе известных данных о коэффициентах концентрации напряжений в углах прямоугольных вырезов в бесконечных пластинах, находящихся в условиях чистого сдвига.

На основе выполненного анализа напряженного состояния в районе бортовых вырезов Г. В. Бойцов и О. М. Палий приходят к заключению, что при высоком уровне касательных напряжений даже при сравнительно небольших поперечных размерах бортовых вырезов суммарная концентрация напряжений может существенно (до полутора раз) превысить уровень концентрации напряжений у идентичных палубных вырезов. Соответствующие неблагоприятные условия могут возникать в первую очередь у бортовых вырезов, расположенных на расстоянии (0,15-^0,30)1 от миделя, где наряду с нормальными напряжениями возможно действие значительных по величине циклически изменяющихся касательных напряжений. Неблагоприятные с точки зрения усталости условия возникают также в прилегающих к указанному району борта палубных связях, где одновременно действуют достаточно высокие нормальные и касательные напряжения. Еще более существенной может оказаться концентрация напряжений у нижних углов широких (по сравнению с их отстоянием от нейтральной оси корпуса) бортовых и палубно-бортовых вырезов.

Еще одним фактором, вносящим свой вклад в процесс появления и развития усталостных повреждений, является волновая (общая) вибрация корпуса. По сути дела это тот же общий изгиб корпуса, но в форме свободных его колебаний с частотой первого тона. В связи с этим рассмотренные вопросы макроконцентрации напряжений в корпусных конструкциях при общем изгибе судна на волнении столь же актуальны и для случая общей вибрации.

Колебания при общей вибрации могут носить сравнительно устойчивый характер, если вызваны непрерывным гидродинамическим взаимодействием корпуса с взволнованной поверхностью моря при резонансном совпадении частот возмущающих усилий с частотой свободных колебаний корпуса, либо представляют собой затухающие колебания, возникающие вследствие ударных воздействий волн на днище в носовой части (слеминг) или на бортовые перекрытия в районе развала бортов.

О волновой вибрации достаточно подробно говорилось в гл. 2. В данном случае остановимся только на влиянии конструктивных особенностей судна на интенсивность волновой вибрации и, следовательно, на склонность его корпуса к усталости.

Как отмечалось (Г. В. Бойцов, С. Г. Вангенгейм), при мореходных испытаниях крупнотоннажных танкеров вибрационные напряжения при сравнительно небольшом волнении могут быть соизмеримы с обычными низкочастотными напряжениями от изгиба корпуса на волне. Отмечено существенное (до двух раз) повышение уровня вибрационных напряжений при бульбовой форме носовой оконечности. Учитывая, что решающим фактором склонности корпуса к волновой вибрации является его высокая гибкость, т. е. большое соотношение L/H, для мелкосидящих низкобортных судов использование бульбовой формы носа нежелательно.

Теоретические и экспериментальные исследования явления волновой вибрации позволяют высказать несколько общих соображений о ее закономерностях. Выявлена преобладающая роль параметров формы носовой оконечности при характерных для морских судов грузовых осадках. При этом повышения волновой вибрации можно ожидать при увеличении полноты носовой оконечности в сочетании с непрямостенностью ее обводов по крайней мере на ~0,1L от носового препендикуляра.

Влияние характеристики гибкости L / Н выражается в увеличении стандарта вибрационных напряжений ориентировочно пропорционально квадрату величины этого соотношения.

Принимая во внимание данные о влиянии продольного радиуса инерции масс судна на частоту упругих колебаний корпуса, можно заключить, что уровень волновой вибрации существенно зависит от распределения этих масс по длине, изменяясь ориентировочно пропорционально .

Более сложна закономерность влияния осадки судна. При анализе ее роли необходимо хотя бы приближенно учитывать изменчивость расчетных параметров, обусловленных продольной качкой судна. Проведенный анализ (Г. В. Бойцов, О. М. Палий) показал, что зависимость уровня волновой вибрации от осадки может быть двоякой.

Для морских судов умеренных размерений (L < 220-е-250 м) с прямостенными сравнительно полными обводами носовой оконечности, волновая вибрация которых определяется в основном воздействием волн на борта, влияние осадки проявляется, главным образом, через изменение собственной частоты колебаний. При этом стандарт вибрационных напряжений при прочих равных условиях практически пропорционален осадке судна на миделе.

У крупнотоннажных судов больших размерений, а также сравнительно гибких и мелкосидящих судов (суда ограниченного, смешанного и внутреннего плавания) возможно значительное влияние днищевой компоненты внешних сил. Для судов этого типа уровень волновой вибрации имеет тенденцию к увеличению при уменьшении осадки носовой оконечности.

Существенное влияние на вибрационные напряжения оказывает скорость судна, увеличивающая эти напряжения пропорционально числу Fr в степени 2—2,5. При этом сравнительно большая степень влияния скорости наблюдается у судов с относительно более полными обводами носовой оконечности.

На основании анализа результатов, проведенных ЦНИИМФ, натурных испытаний танкера «София», при которых на волнении различной интенсивности в широком диапазоне варьировались скорости, курсовые углы и загрузка судна, А. И. Максимаджи пришел к выводу, что резонансной вибрации на волнении можно сравнительно просто избежать маневрированием, в результате чего несколько ограничиваются некоторые режимы эксплуатации. Оказалось, что во многих случаях сравнительно небольшое изменение в ту или иную сторону скорости или курсового угла приводило к полному исчезновению вибрации.

Таким образом, волновая вибрация представляет собой серьезную проблему, которая нуждается в дальнейшем изучении и учете при нормировании прочности (в том числе и усталостной) судов с относительно низкой изгибной жесткостью и, как следствие, с низкой частотой изгибных колебаний. Необходимо принимать во внимание влияние на уровень волновой вибрации таких судов полноты и формы обводов носовой оконечности, которое должно учитываться при проектировании наряду с другими требованиями.

Практически все сделанные выше оценки влияния конструктивных особенностей судов на склонность конструкций их корпусов к усталости носят косвенный в той или иной мере характер. В этой связи представляют особый интерес полученные А. И. Максимаджи зависимости относительной долговечности судовых корпусов, изготовленных из сталей различной прочности, от их размеров. На рис. 8.1.2, б приведены эти зависимости, при построении которых за единицу принята долговечность корпуса длиной L = 120 м, близкая к минимальной. Здесь долговечность непосредственно связана с размерами судна.

Видно, что кривые относительных долговечностей имеют минимум при длине судов L = 100-^130 м. При больших и меньших длинах долговечность возрастает. Вывод о наличии минимума на кривых долговечностей, получил практическое подтверждение в статистике повреждений. По данным Английского Ллойда наиболее повреждаются суда длиной L = 120-^150 м. Суда именно этих размеров обладают наименьшей усталостной долговечностью. Следовательно, минимальный уровень долговечности при стандарте прочности и методах постройки, характерных для существующей практики, соответствует судам длиной до 140 м.