автореферат диссертации по кораблестроению, 05.08.05, диссертация на тему:Исследование статических и динамических нагрузок в системе транспортировки вертолета по палубе корабля с учетом влияния качки



СУСЛОВ ДЕНИС ВАЛЕРЬЕВИЧ

ИССЛЕДОВАНИЕ СТАТИЧЕСКИХ И ДИНАМИЧЕСКИХ НАГРУЗОК В СИСТЕМЕ ТРАНСПОРТИРОВКИ ВЕРТОЛЕТА ПО ПАЛУБЕ КОРАБЛЯ С УЧЕТОМ ВЛИЯНИЯ КАЧКИ

05.08.05 "Судовые энергетические установки и их элементы (главные и вспомогательные)"

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

1 о Ш 2009

Санкт-Петербург 2009

003488328

Работа выполнена в ЗАО «Центральный научно-исследовательский институт судового машиностроения»

Научный руководитель: доктор технических наук

Суслов

Валерий Федорович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Никифоров Александр Иванович

кандидат технических наук, доцент Бадаев

Юрий Сергеевич

Ведущая организация: Открытое акционерное общество

«Центр технологии судостроения и судоремонта»

Защита состоится 2- % Ь^ 2009 г. в Ч часов на заседании

Диссертационного Совета Д 212.228.03 [ при ГОУ ВПО «Санкт-Петербургский государственный морской технический университет» по адресу: 190008, г. Санкт-Петербург, ул. Лоцманская, 3

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Санкт-Петербургского государственного морского технического университета

Автореферат разослан « ЦН » Ш00Я 2009 г.

Мф^№

Ученый секретарь диссертационного совета Д 212.228.03 при СПбГМТУ доктор технических наук, профессор ¿¿г-^ъ^—1 д. п. Сеньков

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Большинство современных боевых кораблей и судов военно-морских сил России и других стран оснащены летательными аппаратами, как правило, вертолетами корабельного базирования, которые значительно расширяют их боевые возможности. Сложные метеоусловия, в которых часто приходится находиться авианесущим кораблям, предъявляют повышенные требования к вопросам обеспечения безопасности полетов и ставят конструкторов перед необходимостью разработки специальных технических устройств и систем, одним из которых является устройство транспортировки вертолета по палубе корабля. Для обеспечения качественного проектирования с оптимизацией технических характеристик данного устройства необходимо четко представлять нагрузки, влияющие на устройство в реальных условиях его эксплуатации.

Цель работы. Исходя из изложенного, основной целью диссертации является исследование статических и динамических нагрузок в системе транспортировки вертолета по палубе корабля с учетом влияния качки и ветровых воздействий.

В качестве методической основы решения этой проблемы принят системный подход, при котором объект исследования рассматривается как часть весьма сложной системы: корабль - устройство транспортировки - вертолет.

Основные задачи исследования. 1. Проведение подробных расчетно-теоретических и экспериментальных исследований поведения транспортируемого вертолета с учетом характеристик бортовой, килевой и вертикальной качки корабля, статических и динамических характеристик основного оборудования системы транспортировки.

2. Разработка алгоритмов и программ, позволяющих учесть все основные действующие факторы и оценить степень влияния каждого из них на систему транспортировки.

3. Разработка методики оптимизации характеристик системы транспортировки.

Методы исследования и достоверность результатов. В работе используются

общие методы научного познания, как теоретические, так и экспериментальные.

Достоверность теоретических выводов подтверждена результатами испытаний системы транспортировки на стендовой установке, а также в период швартовных и ходовых испытаний кораблей.

Научная новизна. Научная новизна работы заключается в решении сформулированной проблемы и получении следующих научных результатов:

1. Определены основные статические и динамические факторы, влияющие на транспортируемый вертолет в условиях качки с учетом ветровой нагрузки.

2. Разработаны алгоритмы и программы, позволяющие достаточно точно оценить запасы надежности работы системы транспортировки вертолета по условиям предотвращения опрокидывания, отсутствия скольжения, бокового смещения при одновременном воздействии ветра, крена, дифферента.

3. Разработана математическая модель, позволяющая получить визуальную картину процесса транспортировки с учетом волнения.

Практическая ценность. Практическую ценность представляют:

- предложенные основные уравнения движения транспортируемого вертолета по палубе корабля;

- созданные математические модели динамических процессов транспортировки в условиях продольной качки, позволяющие рассчитать процесс движения при качке, получить характеристики основного оборудования (лебедок, гидромоторов, канатов, на-

сосных агрегатов, электромоторов) в зависимости от массы вертолета и параметров качки корабля.

- разработанные рекомендации при проектировании устройств транспортировки вертолета

Реализация полученных в работе результатов. Результаты работы нашли свое воплощение в устройствах транспортировки вертолета, разработанных и созданных ЦНИИ судового машиностроения и Пролетарским заводом для заказов пр. 1135.6, 956ЭМ, 20380.

Апробация работы. Основные материалы диссертации доложены на научно-технической конференции Второго Морского форума России (2003 г.), Юбилейной конференции НТО им. акад. А. Н. Крылова (2004 г.); конференции НТО им. акад. А.Н. Крылова, посвященной 300-летию ГУП "Адмиралтейские верфи" (2004 г.); научно-технической конференции Международного Военно-Морского Салона (2005г.); Юбилейной научно-технической конференции "Судовое машиностроение: проблемы и перспективы", посвященной 180-летию Александровского-Пролетарского завода (2006 г.); научно-технических конференциях секции "Судовое машиностроение" НТО судостроителей им. акад. А. Н. Крылова (2007, 2008 гг.).

На защиту выносятся:

1. Результаты анализа современных систем транспортировки вертолета по палубе корабля.

2. Результаты исследования статических усилий в системе транспортировки, аналитические выражения, описывающие движение транспортируемого вертолета.

3. Разработанная компьютерная модель, обеспечивающая изучение влияния внешних факторов на процесс транспортировки вертолета с достаточной достоверностью и информативностью.

4. Рекомендации по оптимизации характеристик системы транспортировки вертолета на основании результатов исследования на компьютерной модели.

Публикации. По теме диссертации опубликованы 7 научных статей и 2 научно-технических отчета. Из них выполнено без соавторов 3 статьи и 1 научно-технический отчет. Доля автора в остальных публикациях от 40 до 70 %.

В изданиях, рекомендованных Перечнем ВАК, опубликовано 6 статей.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, листинга программы «Динамика системы транспортировки вертолета», заключения и списка литературы. Общий объем - 123 е., 47 рис., 10 табл., список литературы включает 96 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулирован системный подход к решению задачи.

Корабельные буксировочные устройства для перемещения вертолетов по палубе корабля имеют следующие весьма существенные особенности по сравнению с другими типами грузоподъемных механизмов:

- особо значительное влияние внешних условий (расположение вертолета на палубе, наличие ветра, волнения, качки) на нагрузки в упругих связях по отношению к нагрузкам, вызываемым действием только привода механизма транспортировки;

- явно выраженный случайный характер изменения внешних нагрузок, несмотря на относительно малый разброс номинальных масс обслуживаемых устройством объектов (как правило, буксировочное устройство обслуживает один конкретный вертолет или ряд вполне определенных близких по характеристикам типов вертолета).

Именно, исходя из этих особенностей и учитывая потребности практики проектирования, в настоящей работе рассматриваются конкретные категории сил, действующих в процессе транспортировки.

В первой главе выполнен анализ современных отечественных и зарубежных систем транспортировки вертолета по палубе корабля, определен объект исследования и осуществлена постановка задачи исследования.

За рубежом системы посадки и транспортировки вертолетов разрабатывались целым рядом компаний в разных странах: Канаде, Англии, Германии, Австралии, США.

Основной принцип работы данных систем заключается в принудительном притягивании зависшего над кораблем вертолета к устройству быстрой швартовки при помощи специальной штанги или стального троса (рис. 1) с последующим перемещением его в ангар.

В отечественной практике системы принудительной посадки не используются. Посадка осуществляется по сухопутному варианту, что, конечно, уменьшает возможности использования вертолета в морских условиях.

После того, как вертолет надежно зафиксирован на палубе, его необходимо переместить по палубе в ангар. Работа устройства транспортировки должна быть согласована и даже синхронизирована с работой ряда других корабельных систем, устройств и комплексов, в частности, устройства открывания-закрывания ворот полетного ангара, комплексами перезарядки боевых средств вертолета и др. Таким образом, речь идет о сложном комплексе механического оборудования, расположенного на вертолетной площадке, в ангаре и подпалубных помещениях, выполняющем комплексную задачу обеспечения использования вертолетов на кораблях. Устройство транспортировки вертолета является наиболее сложным в составе указанного комплекса.

Существующие устройства не обеспечивают выполнение установленных требований с приемлемыми показателями качества. В частности, цепные устройства, примененные на заказе 1144, не обеспечивают возможности маневрирования вертолета, имеют массу 17 т, требуют усложнения конструкции палубы корабля и приводят к ослаблению последней. Использование транспортирующей тележки, примененной на заказе 12441, требует посадки вертолета на тележку. Более совершенная система предложена Цен-

Рис. 1. Стопорное устройство вертолетов типа «Линкс»:

1- запорный механизм; 2 - колонка механизма захвата; 3 - механизм выдвижения штанги; 4 - соленоиды управления клапанами гидросистемы; 5 - двухступенчатая штанга; 6 - рычаг ручного управления; 7 - крюк устройства захвата; 8 -ячейка палубной решетки

тральным научно-исследовательским институтом судового машиностроения (ЦНИИ СМ) и Северным ПКБ.

В её основу заложен принцип обеспечения синхронной работы гидравлических лебедок с постоянным натяжением тросов, сохранением неизменного расчетного усилия в тянущем тросе, варьированием усилия в тормозном тросе в зависимости от условий качки и ветровой нагрузки. Устройство автоматически реагирует на внешние возмущающие воздействия качки и ветра, не допускает провисания тросов и, как следствие, рывков и неравномерности движения транспортируемого объекта на палубе корабля как в одном, так и в другом направлениях.

На рис. 2 показана принципиальная схема этого устройства.

Две гидравлические лебедки включены в единый силовой гвдравличе-ский контур. Причем лебедки через тросы и буксировочное устройство замкнуты общей кинематической связью, что позволяет устройству автоматически реагировать на изменение установленных параметров работы лебедок таких, как усилия натяжения и скорости наматывания (сматывания) тросов. Подключение входов гидромоторов лебедок к общему источнику энергии позволяет создать для них одинаковые условия работы. При этом выходы гидромоторов через переключающий гидрораспределитель соединены с пополнительной емкостью, благодаря чему достигается максимальный перепад давлений на входе и выходе гидромоторов, вызывающий максимальные крутящие моменты лебедок. Действующие моменты создают постоянное натяжение тросов, исключающее их слабину и провисание на всех этапах транспортировки объекта: начала движения, перемещения с расчетным тяговым усилием, торможения и плавной остановки.

Анализ предложенной схемы представленного устройства и других подобных устройств показывает, что для обеспечения высокой надежности транспортировки вертолета по палубе с учетом качки и ветровой нагрузки необходимо проведение подробных расчетно-теоретических исследований поведения транспортируемого вертолета с учетом характеристик бортовой, килевой и вертикальной качки корабля, статических и динамических характеристик вертолета и основного оборудования системы транспортировки, в первую очередь гидромоторов, лебедок и канатов.

/17 \15 \2(f

Рис. 2. Схема совместной работы лебедок устройства для транспортировки вертолета: 1 - отсечной гидрораспределитель; 2, 18 - гидроцилиндры тормозные; 3, 10 - барабаны тросовых лебедок JIi и Л2; 4, 11 - пцромстгоры лебедок Д и Л2; 5, 12 - клапаны челночные; 6 - транспортируемый объект (вертолет); 7, 7' - трос; 8, 9 - блоки; 13 -гидрораспределитель; 14 - бак пополнительный; 15 -насос регулируемой годаш; 16 - клапан гтедадинигель-ный; 17 - насос постоянной подачи; 19 - буксировочное устройство; 20 - насосный агрегат

Во второй главе рассмотрены статические усилия, действующие на систему транспортировки вертолета.

Усилия в опорах вертолета существенно зависят от величины тягового усилия Р и от угла отклонения тягового каната от продольной оси вертолета а.

Алгоритм расчета был получен из условий равновесия суммы проекций сил на оси "О-Х" и "О-У " и равенства нулю суммарного момента сил относительно точки "А" и точки "В".

Составлена программа и выполнены расчеты в среде Excel, позволяющие получить зависимости реакций опор от тянущего усилия и от угла отклонения тягового каната от продольной оси вертолета и геометрии буксировочного устройства. Расчеты выполнены для следующего диапазона изменения параметров:

угол а от 0 до 90 град, тянущее усилие Р было принято равным 30 кН.

С увеличением тянущего усилия реакции в опорах возрастают, причем между ними имеет место пропорциональная зависимость. Вследствие увеличения реакций допустимый угол отклонения тянущего каната от оси вертолета уменьшается.

Анализ влияния геометрии на реакции позволяет сделать следующий выводы:

1. С увеличением угла отклонения тягового каната от продольной оси увеличиваются как поперечные, так и продольные реакции опор, причем продольные реакции заметно больше поперечных.

2. Суммарные реакции в основном определяются продольными составляющими на обеих опорах.

3. Геометрия устройства существенно влияет на усилия в обеих опорах. При относительном удлинении устройства усилия в опорах увеличиваются.

Минимальные усилия наблюдаются при равенстве продольной и поперечной диагоналей устройства.

Усилия, действующие в тросах в статических условиях, подчиняются уравнению

Рис. 3. Расчетная схема буксировочного устройства

/Ч,

^"сопр ^^торм'

Под воздействием ветра, качки и др. внешних возмущений изменяется сопротивление. Но при этом скорость транспортировки остается постоянной, если не учитывать динамические эффекты. Действительно, при уменьшении сопротивления увеличивается скорость наматывания троса лебедкой, но при этом увеличивается и скорость сматывания каната лебедкой. Это увеличивает число оборотов гидромотора и крутящий момент, что приводит к увеличению сопротивления. Таким образом, имеет место отрицательная

обратная связь, стремящаяся сохранить скорость транспортировки и величину натяжения канатов неизменными.

В динамических процессах движения вертолета скорость не будет постоянной, так как вследствие инерционных сил имеет место запаздывание обратной связи. Процесс

может быть как апериодическим, так и колебательным в зависимости от характеристик системы. Если процесс будет колебательным, возможны резонансные явления и перерегулирование, приводящее к увеличению мгновенных усилий в канатах, которые необходимо определить путем математического моделирования.

Условие отсутствия опрокидывания имеет вид: М>0,

где М=Мулерж -Мопр;

•Цщерж - удерживающий момент от силы тяжести;

МшР - суммарный момент опрокидывания, связанный как со статическим наклоном, так и с силой инерции во время качки и ветровой нагрузки.

Для выполнения условия не опрокидывания необходимо, чтобы момент М был положительным.

Удерживающий момент от силы тяжести вертолета определяется из выражения:

ц.м.судна

Рис. 4. Схема сил, действующих на вертолет при бортовой качке корабля

М

■ G I

Се ее Суммарный опрокидывающий момент: М =М +М

1*опр Jvlonp. ин 'огтр ветр,

где М( М„,

опр. ин

- опрокидывающии момент от сил инерции,

ветр - опрокидывающии момент от воздействия ветра.

(1)

(2)

Результирующий опрокидывающий момент: Л/=МСв-Мопр, (3)

где МСв - момент силы тяжести.

Результаты расчетов позволяют сделать следующие выводы:

- максимальный опрокидывающий момент от сил инерции с ростом размаха качки увеличивается;

- восстанавливающий момент за счет силы тяжести с увеличением угла качки уменьшается;

- результирующий момент с увеличением угла качки уменьшается и при некотором значении угла достигает нулевого значения. При дальнейшем увеличении угла вертолет переворачивается.

На рис. 5 представлены результаты расчетного исследования расстояния между опорами вертолета на величину предельно допустимого угла качки. С увеличением расстояния между опорами от 2 до 3,5 м предельно допустимый угол качки увеличивается по линейному закону от 14 до 20 град.

На рис. 6 представлены результаты расчетного исследования влияния периода качки на инерционную составляющую опрокидывающего момента.

Как следует из этого графика, с увеличением периода качки инерционный опрокидывающий момент быстро уменьшается и уже при периоде 15 с практически не оказывает влияния на величину результирующего момента.

Рис. 5. Зависимость предельно допустимого угла качки от расстояния между опорами вертолета

160000 г 140000 х- 120000 ^ юоооо | 80000 * 60000

§ 40000 ° 20000 о

О 5 10 15 20

Период качки, с

Рис. 6. Зависимость инерционного опрокидывающего момента от периода качки

Условие отсутствия скольжения определяется уравнением

/Гсопр-Св'"«0 -/"ин-^ветр^ 0. (4)

Для пары резина - сталь коэффициент трения скольжения^ = 0,7. Результаты расчета представлены на рис. 7.

Угол крена, град

Коэфтрения 0.7 .......Коэф. трения 0.5

Рис. 7. Зависимость результирующей силы от угла крена

Рис. 8. Расчетная схема СКД: 1,2 - гидроцилиндры тормозные; 3, 10 - барабаны тросовых лебедок Л( и Л3; 4,11- гнзромотсры лебедок Л, и Л2; 5 - клапан челночный; б - транспортируемый вертолет; 7 - трос; 8,9 - блоки

Сила сопротивления скольжению по палубе определяется выражением

Fcoг,p=Gв■cosв■fc (5)

Как и следовало ожидать, с увеличением угла крена удерживающая сила уменьшается за счет:

- уменьшения силы трения из-за уменьшения нормальной к палубе составляющей веса и, следовательно, давления на палубу;

- увеличения составляющей веса в направлении скольжения.

Уменьшение коэффициента трения с 0,7 до 0,5 приводит к уменьшению граничного угла крена (при котором меняется знак результирующей силы) с 18 до 12 град.

Система перемещения вертолета представляет собой достаточно сложную деформируемую систему с изменяющейся совокупностью материальных тел, участвующих в процессе нестационарного движения и деформации.

В процессе ее проектирования возникает необходимость выбора основных параметров канатов, барабанов лебедок и многих других характеристик.

Будем предполагать, что на движение вертолета массой М (рис. 9) и элементов системы оказывают влияние вертикальные перемещения, бортовая и килевая качка судна.

Рис. 9 Схема движения вертолета

В случае регулярного волнения изменение координат центра тяжести судна при продольной качке можно принять происходящими по гармоническим законам:

сх = sinO^ t + (3^ ) + 10, (6)

= \s5n( V+ V+ . (7)

в, = h„x sin( coet + /?,,)• (8)

В уравнениях (6), (7) и (8) приняты следующие обозначения (рис. 8, 9): £ю и '//о -значение координаты точки G, (центра тяжести судна) в абсолютной системе координат О, rj при стоянке на тихой воде; h^ , h^ , со г , , Д, , Д^ - амплитуда колебаний центра тяжести, частота и начальная фаза этих колебаний.

Бортовая качка судов также принимается гармонической с амплитудой Ь.в , частотой сов^ и начальной фазой Д, .

Значение бесконечно малого приращения относительной деформации е можно определить (рис. 10) из выражения

с1е=-

сЬ + г<1<р

(9)

йг

а'

Рис. 10. Схема процесса навивания каната на барабан лебедки Для упругой силы Т приращение будет равно

£■£■(<£ + гйф)

¿Т =-,

(Ю)

где Е - приведенный модуль упругости материала каната; Р- эффективная площадь сечения каната.

Так как = (11)

с1ср = ,

(12)

где ^ и ^ - производные от длины и угла поворота, то из формулы (10) получим:

Т = Т0 + ЕР |

¿ + гф

Ж

(13)

Из уравнения (13) следует, что мгновенное значение упругой силы Т зависит не от мгновенных значений координат г и <р, а от характера изменения этих координат, т.е. упругая сила не потенциальна

С учетом уравнения (13) в соответствии со схемой рис. 10 для барабана 1 будем иметь следующие уравнения, описывающие его динамическое движение:

Г, =

Дифференциальное уравнение нестационарного движения барабана 1 будет иметь

Для барабана 2 аналогично (14) запишем

t2 = £jF, (¿2 + =з + -4 + + -"3 + г4> '

Л2 = +г4 +^2)/(г2 + -3 + "4) '

Для нестационарного движения вертолета будем иметь

(16)

(17)

(18)

(19)

Если транспортировка вертолета происходит в условиях килевой качки (рис. 11), то, во-первых, изменяется сила трения, которая пропорциональна нормальному давлению на поверхность палубы;

Рис. 11. Перемещение вертолета при продольной качке

во-вторых, появляется составляющая веса вертолета, направленная параллельно палубе. При движении носа корабля вверх от равновесного положения эта сила увеличивает сопротивление движению вертолета, а при движении носа вниз от равновесного положения - уменьшает.

Сила же трения уменьшается в обоих случаях, она максимальна при горизонтальном положении палубы.

Силу трения в условиях качки можно выразить следующим уравнением: К = Flr0abs(cos(3,l4/lSO* At*sin(tb* 2*3,14 /Per))), (20)

где Ак — амплитуда качки, град; Per - период, с.

Для составляющей силы тяжести, направленной параллельно палубе, можно записать следующее выражение:

G р = G0* sin(3,14 /НО* At* s'm(tb* 2* / Per))', (21)

- зависимость силы, связанной с центробежным ускорением при движении вертолета по дуге круга, от угла дифферента корабля

F, = т * L * (Л к * 2 * 3,14 / Per * cos(tb * 2* 3,14 / Per))2; (22)

- зависимость силы, связанной с тангенциальным ускорением при неравномерном движении по дуге круга, от дифферента корабля

FM. = т * L * A t * (2 * 3,14 / Per)* * s in (it * 2 * 3,14 / Per)) ■ (23)

Использование представленных выше уравнений, описывающих транспортировку вертолета с учетом нестационарности процессов во времени, позволяет получить усилия и траекторию вертолета в процессе транспортировки, что может быть использовано как при проектировании системы транспортировки, так и при разработке системы управления транспортировкой.

Уравнение (14) в конечно-разностной явной форме можно представить в виде

„ + 1 я 21И + (24)

Г" + 1 = Г," - Е К 1п-Ц-+ Е Р -

1 1 ? п + 1 ,п '

где Т" и т" +1 - значения тянущей силы на момент времени и и п+1; ЕР - произведение модуля упругости на расчетное поперечное сечение каната; 7." -длина тянущего каната на момент времени и; - длина тормозящего каната на момент времени п+1; г - радиус барабана лебедки; - угол поворота лебедки на момент времени п+1 ; (р" - угол поворота лебедки на момент времени п. Аналогично уравнение (17) запишется так:

= Т" + EF In --EF

Л , Z ,

где Т 2" и Т 2" *] - значения тормозящей силы на момент времени п и и+1; 2" -длина тянущего каната на момент времени и; 2"г*х - длина тормозящего каната на момент времени п+1; г — радиус барабана лебедки; <р - угол поворота лебедки на момент времени и+1; - угол поворота лебедки на момент времени п.

Уравнение динамики для транспортируемого вертолета (19) перепишем в виде

*/ = (Т! - Т2 - V ^ , <26>

где Ртр сила трения вертолета, т- масса вертолета.

Введем новую функцию V, которая по физическому смыслу представляет скорость вертолета:

V = 44- • (27^

Подставив (26) в (27), будем иметь:

^Г<Тх-Т1-Ртр)1т (28)

Переходя к разностной форме записи уравнения, получаем

V

п + 1

I ■ (29)

Уравнение (14) приводит к следующим конечно-разностным соотношениям.

Для длины каната между вертолетом и барабаном тянущей лебедки: я + 1 л п

г1 = 21 + Р, Л' • (30)

Для длины каната между вертолетом и барабаном тормозящей лебедки получаем аналогичное уравнение

п + 1 п п

г 2 = г 2 + Р, д* . (31)

В третьей главе разработан алгоритм расчета процесса транспортировки вертолета, а также выполнено описание компьютерной модели устройства транспортировки.

Процесс транспортировки вертолета по палубе корабля описан системой дифференциальных уравнений, определяющих параметры рассматриваемой механической системы (глава 2).

В этом же разделе дифференциальные уравнения представлены в конечно-разностной форме, пригодной для численных расчетных исследований.

Соответствующий алгоритм расчета, разработанный на основе использования приведенных в главе 2 зависимостей, представлен ниже.

£ п * Л

тяги 0 о1 ._„.

^ = Р п - Е * S * ¿л(-) - Е * 5 * - * И , (32)

тяги тяги 0 троса 4 ' троса х 7

£ £ тяги тяги

^тормозящего ' ^тооможенияО + ^ ' ^тпоса ' ^^ )

торможения торможенияО ' троса

^тормозящего®

~ ^' ^ троса СЗЗ)

^тормозящего О

, ^ (34)

трения трения ^ (щ^ ^ >

где р „ - начальная сила тяги, Н;

тяги 0 ' '

^ „ - начальная сила торможения, Н;

т ормолсения О

Я ,

т/тос'' - расчетная площадь сечения троса, мм ;

£ тяги 0 - начальная длина тянущего троса, м; Ь - начальная длина тормозящего троса, м;

тормозящего и

к

г - длина тормозящего троса в следующий момент времени, м;

тормозящего

Я - радиус барабана лебедки, м;

Vы - скорость наматывания троса на барабан ¡-ой лебедки, м/с;

Е - модуль упругости троса лебедки; И - шаг интегрирования, с.

Скорость движения вертолета определяется соотношением:

Р — р — Р

Гтяги 0 торможения 0 трения

-Л >

т

где т - масса вертолета, кг;

- скорость движения вертолета на предыдущем шаге, м/с. Длины тросов при этом определяются зависимостями: г - ] + у * ь

тянущего тянущего О И

^тормозящего ~~ ^ т орм озящ егоО * ^ '

Тянущие моменты на лебедках вычисляются по формулам:

М\ = К ' ртягиО>

~ К ^торможенияО'

Движущие моменты: Щ = Ы,

шг = * ка

р к I , прис>0,

торможения торможения Г

Ш2 = Яа 2 * Кс1 *---* --

р р

торможенияО торможенияО

где к<1 - коэффициент движущего момента;

Яс11 - разность давлений в ¡-м гидромоторе, Па; л/,

АУ =-

Скорости наматывания троса на барабаны мл.. - м..

УЬ. = У/,.0

где J ( - момент инерции лебедки, кг м2;

J¡ = М, ■/!■«,

гДе М , - масса лебедки, кг.

Углы наматывания троса на барабаны

. + ">,о

<Х1 = а,-0.+ А--

2

Начальные условия выбираются следующим образом:

1. Задаются начальные силы тяги и трения Р , - Р -В состоянии покоя

трения О " тяги О

сила торможения принимается равной силе тяги.

2. В состоянии покоя разности давлений в гидромоторах принимаются одинаковыми, вращение лебедок отсутствует.

3. Для начала транспортировки на нулевом шаге давление в гидромоторе 2 скачком уменьшается до значения Я с! г11 ■

4. Вычисляются движущий и тянущий моменты и угловые скорости вращения барабанов

Ш,- - М: Гй, = УЬ,0 + А ■---- ■

у/

5. Начальные угловые скорости наматывания каната на барабаны

= -УЬМ/ЯГ

6. Начальная скорость вертолета принимается равной

= Щ* ■

Последовательно вычисляются: скорости наматывания канатов —»углы поворота барабанов —> разность сил, действующих на вертолет—> скорость перемещения вертолета —»длины тянущего и тормозящего канатов —» тянущая и тормозящая силы —» сила трения вертолета при движении.

Расчет завершается, когда длина тянущего троса становится менее 0,5 м.

Компьютерная модель расчета параметров транспортировки вертолета по палубе корабля разработана в среде программирования Ое1рЫ-5, позволяющей создать функциональный и удобный для пользователя интерфейс. Программа состоит из 3-х форм:

■ Главной - на ней расположена панель управления, меню и компоненты, позволяющие в наглядном виде представлять результаты расчета на экране дисплея (рис. 12).

(43)

(44)

(45)

Рис. 12. Панель управления 17

■ Формы коэффициентов масштабирования графиков, позволяющих пользователю получить более удобное представление графических материалов (рис. 13).

■ Формы необходимых для проведения расчета исходных данных. которые могут быть изменены пользователем (рис. 14).

Общий вид главной формы представлен на рис. 12. В верхней части пульта управления расположена информационная панель и главное меню приложения, в основном дублирующее функции кнопок, расположенных на пульте управления. Один из пунктов меню выводит информацию о программе. На информационной панели отображаются текущие время и дата, а также время расчетного динамического режима и общее время счета. Слева на "ПАНЕЛИ РЕГУЛИРОВАНИЯ" находятся управляющие компоненты, позволяющие изменять значения разности давлений в 1 и 2 гидромоторах, сил тяги и торможе-

Разность давлений в 1 гидромоторе может задаваться от 0 (крайнее нижнее положение) до 150 МПа, а во втором - ЗСИЮ МПа. Диапазон изменения параметров для сил - от 0 до 150 000 Н и 10 000 Н соответственно. Ниже расположена кнопка "ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ", позволяющая перейти на форму исходных данных (рис. 14) и при необходимости откорректировать эти величины.

Справа в верхней части экрана выводятся кривые основных параметров движения через интервал времени, определяемый пользователем. Этот интервал вычисляется как произведение Hpg-H, где Н -выбранный шаг интегрирования, a Hpg - шаг вывода графики. При этом текущие значения параметров процесса умножаются на масштабные коэффициенты, заданные в таблице (рис. 13), переход к которой можно выполнить, кликнув мышью на кнопке "ИЗМЕНИТЬ МАСШТАБ ГРАФИКА". Описание принятых обозначений параметров, выводимых на графики, расположено на пульте управления ниже.

«С Коэффициенты масштабирования графиков

Значения коэффициентов

|з - [длина тянущего троса,

13 - |длима тормозящего троса, м

¡200 - ¡Скорость перемещения вертолета, м/с

; {гоо --1 ^Скорость троса на х лебедке, м/с

> ¡Скорость троса на а лебедке, м/с

jo, 001 |сила тяги, Н

¡0,003 _ )Сила торможения, Н

OK I

Рис. 13. Форма масштабирования графиков

ния.

вод исходых данных

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА

150000

•Длина тянущего троса, м

Длима тормозящего троса, м 20

Плохцадь сечения троса, ммг 15

■Модуль упругости 22(50

|Ра дкус барабака, м 0,25

¡Масса лебедки, кг 795,99

|Начальная сила тяги, Н 40000

•Начальная сила трения, Н 1 8000

¡Начальная разность давлений во з гидромоторе Да >5000000

|Шаг вывода графики, с jsoooo

¡Шаг вывода в файл, с ¡•10080

•Шаг интегрирования, с joTooooi

OX j

Рис. 14. Форма исходных данных

Результаты расчета не только выводятся на экран, но и записываются в файл RESULT, который создается в текущей папке. Интервал вывода в файл определяется аналогично интервалу вывода графика. Необходимые величины, как и ранее, задаются в таблице исходных данных (рис. 14).

Для ввода исходных данных необходимо перейти к форме, представленной на рис. 14.

Работоспособность программы проверялась путем сравнения результатов расчетов при различных шагах интегрирования. В некотором диапазоне изменения шага результаты расчета не должны зависеть от шага интегрирования.

Для определения этого диапазона выполнены расчеты при значениях шага интегрирования, равных 0,0000001; 0,000001; 0,00001; 0,0001; 0,001; 0,01; 002; 0,04 с.

При увеличении шага, начиная с шага 0,02 с, полученные результаты начинают изменяться: при шаге 0,04 с изменение становится заметным, а при шаге 0,05 с программа прекращает работу по аварийному останову. При шагах, меньших 0,0000001 с, начинают влиять ошибки округления, которые увеличиваются по мере уменьшения шага.

На основании выполненных расчетных исследований диапазон допустимых значений шага составляет 0,0000001 ...0,01 с.

В четвертой главе проводится сравнение полученных результатов расчетных исследований с имеющимися экспериментальными данными и корректировка математических моделей расчета статики и динамики СТВ.

Экспериментальные исследования проводились на стенде, схема которого показана на рис. 15.

Рис. 15. Схема экспериментального стенда

Результаты экспериментов представлены в табл. 1. Здесь же представлены результаты расчетов.

Сравнение экспериментальных и расчетных данных позволяет сделать вывод, что расчетная методика правильно оценивает скорость перемещения, время движения вертолета и натяжение в тросе.

Кроме стендовых испытаний проводились проверки работоспособности системы в натурных условиях на кораблях.

Таблица I

Результаты экспериментов на стенде

Номер лебедки Скорость Давление перед гидромотором, МПа Перепад давления на гидромоторе 2 Электрическая мощность, кВт Тянущее усилие, Н Тормозящее усилие, Н

№ 1 и №2 синхронно Эксперимент 0,15 15 6,5 16,5 31500 27500

Расчет 0,16 15 6,5 31000 27000

№ 1 и №2 синхронно Эксперимент 0,313 15 3,5 23 27000 23000

Расчет 0,33 15 3,5 26500 22500

За период с 2001 по 2007 гг. вновь созданные устройства транспортировки проходили испытания на головных кораблях следующих проектов:

2001 г. - на корабле пр. 1135.6, заказчик ВМФ Индии, проектант ФГУП «Северное ПКБ»;

■ 2005 г. - на корабле 956ЭМ, заказчик ВМФ Китайской народной республики, проектант ФГУП «Северное ПКБ»;

■ 2007 г. - на корабле пр. 20380 заказчик ВМФ России, проектант ФГУП «ЦМКБ «Алмаз».

Ниже приведены таблицы 2 и 3 результатов испытаний УТ и УТВ на кораблях различных проектов с усредненными значениями основных характеристик.

Таблица 2

Параметры режима «транспортировка»

Управление Темп Фактическая скорость, м/с Потребляемая мощность, кВт Усилие в канатах, кгс

тянущее тормозящее

С пульта управления ангарного медленно 0,15 21,3 2850 2400

быстро 0,285 25,7 -II- -II-

С пульта управления переносного медленно 0,15 21,3 -II- -II-

быстро 0,32 25,7 -II- -II-

Результаты испытаний устройств УТ и УТВ в составе комплексов УТПВ, УХПТВ, УХПТ показывают, что созданные ЗАО «ЦНИИ СМ» и ОАО «Пролетарский завод» устройства транспортировки обеспечивают:

1. Транспортировку вертолета с полной нагрузкой при качке корабля с креном до 12,5°, ветре 15 м/с, температуре наружного воздуха от минус 10 до 25 °С, дифференте до 4° с любой из двух скоростей: медленная - 0,14...0,17 м/с; быстрая - 0,3...0,32 м/с.

2. Управление транспортировкой - с переносного или ангарного пульта управления.

3. Возможность перестановки вертолета в случае его нештатной посадки на ВППл с использованием режима «Маневрирование».

4. Возможность транспортировки вертолета с использованием режима «Маневрирование», при этом нагрузка на опоры вертолета, усилие в тянущем канате и потребляемая мощность уменьшаются в два раза.

5. Автоматическую остановку вертолета в ангаре при наезде одного из колес переднего шасси на блокировочное устройство и над крышкой погреба АБЗ для загрузки-выгрузки АБЗ.

6. Тяговое усилие лебедок не более 3000 кгс, удерживающее 2350...2400 кгс.

7. Экстренную остановку вертолета в любом месте по линии транспортировки, при этом точность остановки ЛАК - 10 мм.

Ниже приведены усредненные значения основных параметров УТ и УТВ.

Таблица 3

Сравнение результатов испытаний с данными технических условий

Наименование параметра Требования технических заданий, технических условий и конструкторской документации Фактически полученные данные

Тяговое усилие лебедок, кгс 3000±300 2850

Скорость транспортировки вертолета, м/с малая от 0,134 до 0,2 0,15

большая от 0,267 до 0,4 0,32

Потребляемая из сети мощность, кВт, не более 30 25,7

Точность остановки вертолета, мм ±30 -10

Тяговое усилие лебедок в режиме «Маневрирование» кгс не регламентируется 1500

Время: - открывания ворот ангара не более 1 мин 42...48 с

- закрывания ворот ангара не более 1 мин 37с

Время, с: - открытия крышки погреба 36 16

- закрытия крышки погреба 48 25

Экстренная остановка вертолета Должна обеспечиваться Обеспечивается

Результаты проведенных натурных испытаний устройств транспортировки вертолёта в рассмотренных выше условиях на нескольких боевых экспортных и отечественных кораблях ВМФ показали, что полученные в испытаниях основные параметры и характеристики соответствуют заданным в конструкторской документации.

В пятой главе сделан выбор метода оптимизации, с использованием которого выполнена оптимизация характеристик системы транспортировки вертолета по палубе корабля.

В силу дискретности рассматриваемой задачи выбран один из методов дискретного программирования - метод перебора вариантов.

При оптимизации системы транспортировки вертолета целесообразно в качестве функции цели выбрать потребление энергии либо массу системы. Варьируемыми величинами при этом будут толщина троса, давление насоса постоянной подачи (давление перед гидромоторами), максимальная скорость транспортировки, диаметр лебедки, мощность электромотора.

Толщина троса определяет динамичность процесса при качке и ветровом воздействии, что видно из данных, приведенных в главе 6, в которой представлены расчеты транспортировки при вертикальной качке. С увеличением толщины троса увеличивается максимальная нагрузка на лебедку, что требует увеличения максимальной мощности электродвигателя по сравнению с номинальной и его массы. Давление перед гидромоторами определяет величину противодавления за гидромотором, которое, в свою очередь, определяется скоростью транспортировки вертолета. Диаметр лебедки определяет тянущий и тормозящий моменты при заданных усилиях в тросах. Увеличение скорости транспортировки приводит к изменению усилий.

Дискретными величинами в процессе оптимизации является диаметр каната и диаметр лебедки, мощность электромотора, параметры гидромоторов, которые должны приниматься в соответствии с существующими таблицами рядов.

Если выбрать в качестве переменной скорость транспортировки вертолета, а в качестве ограничения принять величину запаса по разрывному усилию каната, то задача оптимизации становится дискретной, поскольку диаметр каната задан ГОСТом в виде таблицы. Но в качестве предварительного изучения влияния скорости транспортировки вертолета на затраты электроэнергии целесообразно изучить влияние скорости транспортировки на затраты энергии и мощность без учета ГОСТа, т.е. как непрерывную задачу.

Для решения этой задачи используем данные проектных проработок и результаты экспериментов, приведенные выше. По этим данным с использованием интерполяции можно построить следующую таблицу 4.

На рис. 16 полученные данные представлены в виде зависимостей потребляемой мощности и энергии от времени транспортировки, а на рис. 17-в зависимости от скорости вертолета. Как следует из представленных данных, увеличение скорости требует увеличения мощности электродвигателя, но потребляемая энергия при этом уменьшается.

1600 1400

X 1200

§ юоо | 800 о 600 О 400 200 о

—^ V

20 40 60 80

Время транспортировки,с

100

25

20

10 | о

5 5

120

-Энергия ■

-Мощность

Рис. 16. Зависимость мощности и энергии от времени транспортировки вертолета

Таблица 4

Затраты энергии при транспортировке вертолета

Скорость вертолета 0,1 0,11 0,12 0,13 0,14 0,15 0,16 0,17 0,18 0,19 0,2 0,21 0,22 0,23 0,24 0,25 0,26 0,27 0,28 0.29 0.3

Время 100 90,91 83,33 76,92 71,43 66,67 62,50 58,82 55,56 52,63 50,00 47,62 45.45 43,48 41,67 40,00 38,46 37,04 35,71 34;48 33,33

Расстояние 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

Напряжение 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380 380

Ток 26,94 28,26 29,52 30,72 31,88 33,00 34,08 35,13 36,15 37,14 38,11 39,05 39,96 40,86 41,74 42,60 43,45 44,27 45,09 45.88 46,67

|*и 10,24 10,74 11,22 11,67 12,11 12,54 12,95 13,35 13,74 14,11 14,48 14,84 15,19 15,53 15,86 16,19 16,51 16,82 17,13 17,44 17.73

Мощность 13,52 14,17 14,81 15,41 15,99 16,55 17,10 17,62 18,13 18.63 19,11 19,59 20,05 20.50 20,94 21,37 21,79 22,21 22,62 23,02 23,41

Энергия. МДж 1,35 1,28 1,23 1,18 1,14 1,10 1,06 1,03 1,00 0,98 0,95 0,93 0,91 0,89 0,87 0,85 0,83 0,82 0.80 0,79 0.78

КПД ¡общий 0,48 0,49 0,51 0,52 0,52 0,53 0,54 0,55 0,56 0,57 0,57 0.58 0,59 0,59 0,60 0,61 0,61 0,62 0,62 0,63 0,64

Скорость вертолета,м/с

-Энергия « Мощность

Рис. 17. Зависимость мощности и энергии от скорости транспортировки вертолета

Поэтому выбор скорости транспортировки не является тривиальной задачей.

В реально существующих российских системах транспортировки используются двухскоростные системы, которые могут транспортировать вертолет с низкой и высокой скоростями. Низкая скорость используется на последних метрах перед остановкой вертолета и не вносит существенного вклада в затраты энергии. В дальнейших расчетах будем рассматривать односкоростной вариант транспортировки.

Полученные результаты свидетельствуют о том, что с увеличением диаметра каната скорость транспортировки уменьшается, поскольку увеличивается допустимое напряжение разрыва каната. Увеличивается требуемая мощность и потребляемая энергия. Но при очень малых скоростях с увеличением диаметра каната мощность начинает падать, в то время как потребление энергии продолжает увеличиваться (рис. 18, табл. 5). Из этого следует, что по возможности для транспортировки необходимо выбирать канат меньшего диаметра.

Если используется двухскоростная система транспортировки, то диаметр каната определяется меньшей скоростью и на основном участке транспортировки запас на разрыв каната оказывается завышенным.

Рис. 18. Характеристики процесса транспортировки вертолета

Таблица 5

Характеристики процесса транспортировки вертолета

Диаметр каната, мм 6,3 6,7 7,4 8,1 9 9,7 11,5 13,5 15 16,5

Сечение, мм2 15,2 17,81 20,16 25,6 31,45 38,82 51,96 70,55 82,16 105,73

Разрывное усилие.Н 22650 25700 29100 37050 45450 56100 75100 101500 116500 150000

Запас на разрыв троса 3,7 3,7 3,7 3,7 3.7 3,7 3,7 3,7 3,7 3,7

Тян. Усилие, Н 6121,6 6945,9 7864,8 10013,5 12283,7 15162,1 20297,3 27432,4 31486,4 40540,54

Длит.лроцесса, с 17 17 18 19 20 23 25 38 50 147

Тян. усилие, Н 6233 6774 7834 10123 12289 15217 20270 27378 31363 40384

Перепад на втором г идромоторе, МПа 0,4 0,5 0,7 1,15 1.6 2,5 3.5 5,6 7 11

Скорость вертолета, м/с 0,54 0,53 0,518 0,486 0,456 0,415 0,34 0,245 0,19 0,064

Мощность, кВт 6,5) 6,% 7,90 9,64 11,02 12,46 13,64 13,31 11,84 5,14

Энергия, кДж 110,76 118,46 142,35 183,25 220,50 286,67 341,19 506,05 592,09 756,10

Мощность эл, кВт 8,85 9,51 10,86 13,46 15,63 18,09 20,82 22,05 20,90 11,91

Энергия эл, МДж 0,15 0,16 0,19 0,25 0,31 0,41 0,52 0,83 1,04 1,75

В шестой главе рассмотрено влияние продольной качки корабля на процесс транспортировки вертолета.

Продольная качка - совместная килевая и вертикальная качка судна на встречном или попутном волнении.

Килевая качка судна - угловые наклонения судна на нос и корму.

Вертикальная качка - поступательные перемещения судна по вертикали.

При малых углах вертикальная и килевая качка рассматривается отдельно, а при необходимости оценки совместного влияния результат может быть получен суммированием частных эффектов по определенным правилам.

Действующие на канат усилия перечислялись в главе 2. Из них наибольшее влияние оказывает изменение составляющей веса вертолета, направленной вдоль палубы, но в ряде случаев важное значение приобретает и изменение силы трения, которая зависит от составляющей веса, направленной перпендикулярно к палубе. Силы инерции также оказывают при некоторых параметрах качки существенное влияние на процесс транспортировки и должны учитываться в расчетах.

Для заданной системы транспортировки, когда все ее геометрические и массовые параметры известны, наибольшее влияние на процесс транспортировки будет оказывать период и амплитуда качки.

Расчеты проводились по представленной в главе 3 программе в следующем диапазоне параметров:

- период качки 2, 4, 6, 8, 10, 12 с;

- амплитуда качки 2,4,6, 8, 10 град.

Результаты расчетов представлены на рис. 19...22. Изменение параметров процесса транспортировки в зависимости от периода качки видно из графиков.

ьвы

1$

зС

ЙЙ1 ВЛао Ггдги Ггор.м Исходные данны«

ОБОЗНАЧЕНИЯ

_ Длина тянущего троси

__Длмка тормозящего троса

_ Скорость перемещение вер го

_ Скорость троса на 1 лебеди

Скорость троса но г лебедю

_ Сила тяги

_ Сила торм<

РАСЧЕТ ЗАКОНЧЕН

Изменить масштаб график;

Рис. 19. Период килевой качки 2 с

ПАНЕЛЬ РЕГУЛИРОВАНИЯ

15000000 5000009 -!ЗСМ 40000

[ К&зо Гтягн ГТорм Исходные данные \

5 (0 15 20 25 50 35 ОБОЗНАЧЕНИЯ

_ Длина тянушего троса

_ Длина тормозящего троса

___ Скорость перемещение вер гол ста ___ Скорость троса на 1 лебеди« Скорость троса кв а лебеэш

__ Сила торможения

РАСЧЕТ ЗАКОНЧЕН

Изменить масштаб график)

&

Рис. 20. Период килевой качки 6 с

Длительность транспортировки с ростом периода незначительно увеличивается. Максимальное усилие в тянущем канате с увеличением периода уменьшается, но не стремится к статическому значению вследствие влияния изменения составляющих веса, которые будут меняться при любом периоде. Эти изменения представлены на рис. 22.

•Г Расчет процесса транспортировки вертолета

н«тоои»а Рабата О лрсада«« ПАНЕЛЬ РЕГУЛИРОВАНИЯ

15СОООСО бССССОО ¿госс ¿оос

ВхЬ IМао Ргкги Ггорм Исхолные данные

"Л/ Л/ЛЛ'

1С

20 25

95

ОБОЗНАЧЕНИЯ

_ Длина тянущего троса

____ Ллнна тормозящего троса

_ Скорость перем ещем не вер гол ста

_ Скорость троса на 1 лебеда«

Скорость троса на г лебеди

_ Сила торм

РАСЧЕТ ЗАКОНЧЕН

Изменить масштаб график/

И .и

Рис. 21. Период килевой качки 10 с

На рис. 22. представлено изменение тянущей силы при изменении периода качки. Как видно из этого графика, наличие качки существенно увеличивает максимальные усилия в канате.

40,

® 30-

20-

а>

3" 15

-Тин усилие,кН -Стацион. тян.усилие

Период,с

Рис. 22. Зависимость тянущего усилия от периода качки

Рис. 23. Килевая качка отсутствует

Рис. 24. Амплитуда килевой качки 5 град

Рис. 25. Амплитуда килевой качки 10 град

Амплитуда качки влияет на характеристики транспортировки значительно сильнее, чем период, что видно из графиков рис. 23...25. Из рис. 26 видно, что часть периода вертолет может двигаться в обратном направлении (скорость больше нуля). Эти расчеты выполнены при амплитуде качки 8 град.

Рис. 26. Изменение длины тянущего каната и скорости вертолета при транспортировке

Влияние параметров вертикальной качки значительно меньше, чем влияние килевой качки. При вертикальной качке вертолет совершает колебания вдоль вертикальной оси с амплитудой, равной амплитуде колебаний корабля. При этом появляется вертикальное ускорение, максимальное значение которого достигается в нижней и верхней точках траектории движения вертолета. В нижней точке это приводит к усилению давления вертолета на палубу, а в верхней - к ослаблению.

Следовательно, в нижней точке сила трения вертолета о палубу будет возрастать, а в верхней - уменьшаться. Расчеты показывают, что изменение трения составляет всего несколько процентов и им можно пренебречь.

В заключительной части сформулированы основные выводы работы:

1. С увеличением угла отклонения тягового каната от продольной оси увеличиваются как поперечные, так и продольные реакции опор, причем продольные реакции заметно больше поперечных. При этом с увеличением усилия тяги допустимый угол отклонения тягового каната от продольной оси уменьшается.

2. Геометрия устройства существенно влияет на усилия в обеих опорах. При увеличении относительного удлинения устройства усилия в опорах увеличиваются. Минимальные усилия наблюдаются при равенстве продольной и поперечной диагоналей устройства.

3. Равенство усилий тяги и трения в процессе транспортировки соблюдается только в стационарных условиях. В условиях качки возникают инерционные эффекты, нарушающие это равенство.

4. Численная оценка условий опрокидывания вертолета, выполненная с учетом бортовой качки и воздействия ветра, показала, что опрокидывающий инерционный момент и момент от составляющей силы тяжести, параллельной палубе, с ростом амплитуды качки увеличиваются, а восстанавливающий момент за счет составляющей силы тяжести, перпендикулярной палубе, уменьшается. С увеличением периода качки опрокидывающий инерционный момент уменьшается, восстанавливающий момент не изменяется. Увеличение восстанавливающего момента может быть достигнуто за счет увеличения расстояния между опорами вертолета.

5. Допустимый угол крена с точки зрения предотвращения скольжения определяется соотношением уменьшения силы трения из-за уменьшения нормального давления колес вертолета на палубу и увеличения составляющей веса в направлении скольжения с одной стороны и величиной коэффициента трения - с другой. Уменьшение коэффициента трения приводит к уменьшению допустимого угла крена.

6. Разработанные математические модели расчета динамических характеристик процесса транспортировки в условиях продольной (килевой и вертикальной) качки позволили установить связь между нестационарными параметрами движения (скоростями, ускорениями и усилиями) вертолета по палубе в процессе транспортировки и характеристиками оборудования системы транспортировки (лебедок, гидромоторов, канатов, насосных агрегатов, электромоторов), обосновать выбор этих характеристик в зависимости от параметров качки корабля.

7. Установлены количественные соотношения между параметрами килевой качки, радиальным и тангенциальным ускорениями вертолета при транспортировке и силами натяжения канатов.

8. Выполнена оптимизация характеристик жесткости выбираемого каната по потребляемой электрической энергии и требуемой мощности.

9. Выполненные стендовые и натурные испытания показали удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных значений тянущей и тормозящей сил, скоростей транспортировки и потребляемой мощности.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах

В изданиях, рекомендованных Перечнем ВАК РФ:

1. Суслов Д. В. Системы удержания и транспортировки вертолетов по палубе корабля//Морской вестник. 2007, №1 (4). С. 84-86. (Автор - 100 %).

2. Георгиев А. А., Суслов Д. В. Оптимизация геометрических параметров элементов исполнительных механизмов судовых гидравлических машин//Морской вестник. 2007, №1 (4). С. 87-94. (Автор-60%).

3. Суслов Д. В. К вопросу исследования динамики устройства транспортировки вертолета на корабельной палубе//Морской вестник. 2007, №3 (23). С. 68-71. (Автор -100%).

4. Суслов Д. В. Методика исследования математической модели устройства транспортировки вертолета по корабельной палубе//Морской вестник. 2007, №4 (24). С. 50-52. (Автор-100%).

5. Копытов Ю. В., Суслов Д. В. Результаты испытаний устройства транспортировки вертолетов и привода ворот на кораблях ВМФ различных проектов//Морской вестник. 2008, №2 (26). С. 45-47. (Автор - 70 %).

6. Суслов Д. В., Завирухо В. Д., Георгиев А. А.Современные технологии в судовом машиностроении. Концепция информационной поддержки процессов жизненного цикла судового комплектующего оборудования//Морской вестник. 2009, №1 (29). С. 55-60. (Автор - 40 %).

В прочих изданиях:

7. Суслов Д. В., Поляков В. Г., Пялов Н. В. Модернизация рулевой машины Р35 для ТАВКР «Адмирал Кузнецов»//Судостроительная промышленность. Сер. Технология и организация производства. Судовое машиностроение. Опыт проектирования и создания судовых механизмов. 2006. С. 120-131. (Автор-45 %).

8. Суслов Д. В., Копытов Ю. В. Разработка конструкторской документации на устройство транспортировки, хранения и подачи АБЗ (изделие УХПТ) для заказа 20380. Научно-технический отчет ЦНИИ СМ 1/2007. 160 с. (Автор - 70 %).

9. Суслов Д. В. Исследование статических и динамических нагрузок в системе транспортировки вертолета по палубе корабля с учетом ветроволнового возмущения. Научно-технический отчет ЦНИИ СМ. 1/2008.186 с. (Автор -100 %).

ИЦСПбГМТУ, Лоцманская, 10 Подписано в печать 06.04.2009. Зак. 3777. Тир.100. 1,5 печ. л.

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННЫХ СИСТЕМ ТРАНСПОРТИРОВКИ ВЕРТОЛЕТОВ ПО ПАЛУБЕ КОРАБЛЯ, ОБЪЕКТ И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ.

1.1. Зарубежные системы посадки и транспортировки вертолета по палубе.

1.2. Отечественные системы транспортировки вертолета.

ГЛАВА 2. ИССЛЕДОВАНИЕ СТАТИЧЕСКИХ УСИЛИЙ В СИСТЕМЕ ТРАНСПОРТИРОВКИ.

2.1 .Влияние угла отклонения тягового каната от продольной оси вертолета на нагрузку опор.

2.2. Усилия в условиях качки.

2.3. Условия опрокидывания.

2.4.усл0вия отсутствия скольжения.

2.5. Основные уравнения движения транспортируемого вертолета.

2.5.1. Расчетная схема для перемещаемого вертолета.

2.5.2. Основные уравнения динамики системы.

2.5.3. Конечно-разностные уравнения.

ГЛАВА 3. ПРОВЕДЕНИЕ РАСЧЕТНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ НА КОМПЬЮТЕРНОЙ МОДЕЛИ.

3.1. Описание алгоритма расчета.

3.2. Описание работы компьютерной модели.

3.2.1. Краткое описание структуры компьютерной модели.

3.2.2. Пульт управления.

3.2.3. Таблица исходных данных.

3.2.4. Работа пользователя при аварийной остановке программы.

3.2.5. Исследование влияния шага интегрирования.

ГЛАВА 4. СРАВНЕНИЕ ПОЛУЧЕННЫХ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ С ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫМИ ДАННЫМИ И КОРРЕКТИРОВКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ.

4.1 .Экспериментальные исследования на стендовой установке.

4.2. Результаты испытаний устройства транспортировки вертолетов на кораблях ВМФ различных проектов.

ГЛАВА 5. ОПТИМИЗАЦИЯ ХАРАКТЕРИСТИК ТЯГОВЫХ ЛЕБЕДОК И БЛОКА УПРАВЛЕНИЯ ПО ЗАТРАТАМ ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СТВ.

5.1. Обоснования выбора метода оптимизации.

5.1.1. Постановка задачи оптимизации.

5.1.2 Особенности дискретных задач.

5.1.3 Методы решения дискретных задач оптимизации.

5.1.3.1 Методы отсечения (алгоритм Гомори).

5.1.3.2 Комбинаторные методы.

5.1.3.3. Метод ветвей и гранту.

5.1.4. Особенности использования методов при оптимизации характеристик системы транспортировки вертолета по палубе корабля.

5.2. Оптимизация характеристик системы транспортировки вертолета по палубе корабля.

ГЛАВА 6. ВЛИЯНИЕ ПРОДОЛЬНОЙ КАЧКИ КОРАБЛЯ НА ПРОЦЕСС ТРАНСПОРТИРОВКИ ВЕРТОЛЕТА.

6.1. Характеристика дополнительных усилий в элементах системы транспортировки вертолета при продольной качке.

6.2. Влияние параметров килевой качки на процесс транспортировки вертолета.

6.3. Влияние параметров вертикальной качки на процесс транспортировки вертолета.

ЛИСТИНГ ОСНОВНОГО ФАЙЛА .РАБ ПРОГРАММЫ «ДИНАМИКА СИСТЕМЫ ТРАНСПОРТИРОВКИ ВЕРТОЛЕТА».

Сложные метеоусловия, в которых часто приходится находиться авианесущим кораблям, предъявляют повышенные требования к вопросам обеспечения безопасности полетов и ставят конструкторов перед необходимостью разработки специальных технических устройств и систем. Вертолеты корабельного базирования наибольшей опасности подвергаются в момент посадки на палубу корабля, особенно при волнении моря, когда необходима быстрая фиксация на ней летательного аппарата.

По сравнению с условиями работы на суше условия посадки корабельных вертолетов усложняются вследствие бортовой, килевой и вертикальной качки корабля.

Затесненность и малые размеры вертолетной палубы дополнительно усложняют посадку вертолета.

Так как вертолет необходимо перемещать в ангар, требуется специальная система транспортировки, которая способна наделено работать в условиях качки, крена и дифферента корабля.

Любое буксировочное устройство с точки зрения динамики может рассматри- * ваться как своего рода грузоподъемный механизм или комплекс таких механизмов. Поэтому общие подходы к расчетам нагрузок на грузоподъемные машины- являются, в принципе, справедливыми и для устройств буксировки вертолета по палубе корабля. Однако в настоящее время существует отчетливая дифференциация расчетов грузоподъемных механизмов, основанная на отличиях их специализации. В качестве иллюстрации этого можно привести многочисленные работы, посвященные канатным дорогам, спускоподъемным устройствам, мостовым, металлургическим, портальным, плавучим и другим типам кранов.

В свою очередь корабельные буксировочные устройства имеют следующие весьма существенные особенности по сравнению с другими типами грузоподъемных механизмов:

- особо значительное влияние внешних условий (расположение вертолета на палубе, наличие ветра, волнение моря, качка) на нагрузки в упругих связях по отношению к нагрузкам, вызываемым только действием привода механизма транспортировки;

- явно выраженный случайный характер изменения внешних нагрузок, несмотря на относительно малый разброс номинальных масс обслуживаемых устройством объектов (как правило, буксировочное устройство обслуживает один конкретный вертолет или ряд вполне определенных близких по характеристикам типов вертолета).

Именно исходя из этих особенностей и учитывая потребности практики проектирования, в настоящей работе рассматриваются конкретные категории сил, действующие в процессе транспортировки. При этом следует иметь в виду, что эти силы определяются как факторы нагруженая динамической системы СБУ, что предполагает некоторое, иногда и значительное, упрощение соответствующих зависимостей.

Определяющим в данном случае является возможность адекватного описания реального процесса с учетом одновременного влияния многих разнородных по характеру воздействий.

Поясним сказанное следующим примером. Известно, что расчет привода (электрического, гидравлического и др.) подъемных механизмов представляет собой сложную самостоятельную задачу, в которой часто усилия в подъемном устройстве рассматриваются как внешняя нагрузка на привод. Анализируя особенности развития движущего усилия привода во времени, исследуют упрощенные схемы внешних нагрузок (постоянная, ускоренная, гармоническая и т.д.), в то время как сами эти нагрузки в устройстве являются производными как от внешних условий динамической операции, так и от особенностей самого привода. В нашем же случае часто имеет место обратная ситуация, когда более глубоко исследуются внешние условия (волнение, качка, ветер), а упрощаются механические характеристики привода. В этом проявляются свойства абстракции и идеализации, присущие составлению математических моделей реальных процессов.

Из этого следует, что развиваемые в настоящей работе подходы к определению нагрузок и перемещений могут рассматриваться как некоторое приближение к описанию внешних воздействий на привод.

Особо следует указать, что такие воздействия как качка, в расчетах выступают в качестве кинематических возбуждений динамических систем.

Известно, что перемещения элементов динамической системы воздействуют на систему аналогично силам. Именно поэтому наряду с силовым часто говорят о кинематическом возбуждении системы.

Так как силовые и кинематические возбуждения носят случайный характер, то, строго говоря, адекватными методами расчетов в особо сложных случаях являются стохастические, основанные на широком применении вероятностных подходов.

При рассмотрении внешних сил и воздействий кинематической природы, необходимо выделить некоторые основные, учитываемые при составлении математических моделей различных режимов транспортировки вертолета по палубе корабля.

Волнение моря вызывает качку судна-носителя и самого вертолета. Качка же выступает как неизбежное внешнее кинематическое возбуждение динамической системы транспортировки. Это оправдывает пристальное внимание к кинематическим характеристикам колебаний фиксированной точки на судне и точек обслуживаемого вертолета.

Выводы по работе

В работе выполнен анализ зарубежных и отечественных систем транспортировки вертолетов по палубе корабля. Анализ предложенных схем показывает, что для обеспечения высокой надежности транспортировки вертолета по палубе с учетом качки и ветровой нагрузки необходимо проведение подробных расчет-но-теоретических исследований поведения транспортируемого вертолета с учетом характеристик бортовой, килевой и вертикальной качки корабля, статических и динамических характеристик вертолета и основного оборудования системы транспортировки, в первую очередь гидромоторов, лебедок и канатов.

Разработанные в работе методики статических и динамических расчетов, а также проведенные эксперименты показали, что:

1. С увеличением угла отклонения тягового каната от продольной оси увеличиваются как поперечные, так и продольные реакции опор, причем продольные реакции заметно больше поперечных. При этом с увеличением усилия тяги допустимый угол отклонения тягового каната, от продольной оси уменьшается.

2. Геометрия устройства существенно влияет на усилия, в обеих опорах. При увеличении относительного удлинения устройства усилия в опорах увеличиваются. Минимальные усилия- наблюдаются при равенстве диагоналей устройства.

3. Равенство усилий тяги и трения в процессе транспортировки соблюдается только в стационарных условиях. В условиях качки возникают инерционные эффекты, нарушающие это равенство.

4. Численная оценка условий опрокидывания вертолета, выполненная с учетом бортовой качки и воздействия ветра показала, что опрокидывающий инерционный момент и момент от составляющей силы тяжести, параллельной палубе, с ростом амплитуды качки увеличиваются, а восстанавливающий момент за счет составляющей силы тяжести, перпендикулярной палубе, уменьшается. С увеличением периода качки опрокидывающий инерционный момент уменьшается, восстанавливающий момент не

112 изменяется. Увеличение восстанавливающего момента может быть достигнуто за счет увеличения расстояния между опорами вертолета.

5. Допустимый угол крена с точки зрения предотвращения скольжения определяется соотношением изменения силы трения из-за уменьшения нормального давления колес вертолета на палубу и увеличения составляющей веса в направлении скольжения с одной стороны и величиной коэффициента трения - с другой. Уменьшение коэффициента трения приводит к уменьшению допустимого угла крена.

6. Разработанные математические модели расчета динамических характеристики процесса транспортировки в условиях продольной (килевой и вертикальной) качки позволили установить связь между нестационарными параметрами движения (скоростями, ускорениями и усилиями) вертолета по палубе в процессе транспортировки и характеристиками оборудования системы транспортировки (лебедок, гидромоторов, канатов, насосных агрегатов, электромоторов), обосновать выбор этих характеристик в зависимости от параметров качки корабля.

7. Установлены количественные соотношения между параметрами килевой качки, радиальным и тангенциальным ускорениями вертолета при транспортировке и силами натяжения канатов.

8. Выполнена оптимизация характеристик жесткости выбираемого каната по потребляемой электрической энергии и требуемой мощности и получены оптимальные значения жесткости каната.

9. Выполненные стендовые и натурные испытания показали удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных значений тянущей и тормозящей сил, скоростей транспортировки и потребляемой мощности.

1. Baty, R. L. and Long, K., "Dynamic 1.terface Testing: What's Happening and What's On the Horizon," Rotor Review (Naval Helicopter Association), No. 32, Winter 1991

2. Bearman, P.W., 1984 Vortex Shedding From Oscillating Bluff Bodies. Ann. Rev. Fluid Mech., v. 16: p. 195-222

3. Boschitsch, A., et al., "A Fast Panel Method for Potential Flows About Complex Geometries," AIAA- 96-0024, AIAA 34th Aerospace Sciences Meeting & Exhibit, Reno, NV, 1996

4. Boschitsch, A., Fenley, M., and Olson, W., Journal of Computational Phsics, vol. 151, 1999, pp. 212-241

5. Boschitsch, A., Usab, W., Jr. & Epstein, R., "Fast Lifting Panel Method," AIAA-99-3376, 14th Computational Fluid Dynamics Conference, Norfolk, VA, Jun.-Jul. 1999

6. Carico, D. and Madey, S. L., Jr., "Dynamic Interface -Conventional Flight Testing Plus A New Analytical Approach," Proc. AHS Conf. on Helicopter Testing Technology, Williamsburg, VA, Oct. 1984

7. Cascades, Proc. 31st Aerospace Sciences Meeting, AIAA Paper 93-0485, Reno, NV, 1993

8. Chen, R.T.N., "A Survey of Non-Uniform Inflow Models for Rotorcraft Flight

9. Dynamics and Control Applications," Vertica, Vol. 14, (2), 1990

10. Controller Inversion Techniques", Journal of the American Helicopter Society, Vol. 37, n.l, January 1992

11. Correlated Airwake Model Interfaced with a Rotorcraft Dynamic Model," AIAA Paper 92-4149, 1992

12. Fortenbaugh, R. L., "Progress in Mathematical Modeling of the Aircraft Operational Environment of DD 963 Class Ships," AIAA Paper 79-1677, Atmospheric Flight Mechanics Conference, Boulder, Colorado, August 1979

13. Garnett, T. S., Jr., "Investigation to Study the Aerodynamic Ship Wake turbulence Generated by a FF-1052 Frigate," Boeing Vertol Rpt. D210-11140-1, Dec. 1976

14. Garnett, T. S., Jr., "Investigation to Study the Aerodynamic Ship Wake turbulence Generated by a DD-963 D stroyer," Boeing Vertol Rpt. D210-11545-1, Aug. 1979

15. George, V. V., Gaonkar, G. H., Prasad, J. V., and Schräge, D. P., "Adequacy of Modeling Turbulence and Related Effects on Helicopter Response," AIAA Journal, Vol. 30, no. 6, June 1992, pp. 1468-1479

16. Gilbert, N., "Helicopter-Ship Dynamic Interface Modelling," Presentation to TTCP Aerospace Systems Group, Technical Panel 2, NRC Meeting, Ottawa, Canada, May 1999lö.Guillot, M.J. and Walker, M.A. "Unsteady Analysis of the Airwake over the LPD-17", AIAA

17. Hayden, J. S. (1976). "The Effect of the Ground on Hovering Power Required," American Helicopter Society 32nd Annual Forum, May 1976

18. He, C., Lee, C.S. and Chen, W., "Rotorcraft Simulation Model Enhancement to Support Design Testing and Operational Analysis," 55th Annual AHS Forum, Montreal, Canada, May 1999

19. Healey, J. Val., "Establishing a Database for Flight in the Wakes of Structures," Journal of Aircraft, Vol. 29, no. 4, July-August, 1992, pp. 559-564

20. History Programs," Carderock Division, Naval Surface Warfare Center, February 1993

21. Holley, W. E., and Bryson, A. E., Jr., "Wind Modeling and Lateral Control for Automatic Landing," Journal of Spacecraft and Rockets, Vol. 14, no. 2, February 1977, pp. 65-72

22. Jackson, E.B., "Manual for a Workstation-Based Generic Flight Simulation Program (LaRCsim), Version 1.4," NASA TM-110164, May 1995

23. Kolwey, H., "Add a Dimension to Your Analysis of the Helicopter Low Airspeed Environment," Proc. 50th AHS Annual Forum, Washington, D.C., May 1994

24. Landsburg, A., Boris, J., Sandberg, W., and Young, T., Jr., "Analysis of the Nonlinear Coupling Effects of a Helicopter Downwash with an Unsteady Airwake," AIAA paper 95-0047, January 1995

25. Liu, J. and Long, L., "Higher Order Accurate Ship Airwake Predictions for the Helicopter/Ship Interface Problem," Proc. 54th AHS Annual Forum, Washington DC, May 1998

26. Long, K., "The West Coast Analytic DI Group and the Development of a Shipboard Rotorcraft Support Capability for the US Navy," Presentation to Dynamic Interface Workshop, Naval Air Warfare Center, Aircraft Division, Patuxent River, MD, February 2000

27. McKillip, R. M., Jr. and Perri, T., "Helicopter Flight Control System Design and Evaluation using

28. Quackenbush, T. R., Wachspress, D. A. and Keller, J. D. "Real Time Tiltrotor Maneuver Calculations using Reduced Order Free Wake and Fast Panel Methods," AHS International Powered Lift Conference, Crystal'City, VA", Oct 30 -Nov 1, 2000

29. Quackenbush, T., Boschitsch, A., Wachspress, D., "Fast Analysis Methods for Surface-Bounded- Flows with Applications to Rotor Wake Modeling, Proc. 52nd AHS Annual Forum, Washington, DC, 1996

30. Quackenbush, T.R., Teske, M.E. and Bilanin, A.J. 1996. "Dynamics of Exhaust Plume Entrainment in Aircraft Vortex Wakes," AIAA Paper 96-0747, January 1996

31. Rhoades, M. M. and Healey, J. Val., "Flight Deck Aerodynamics of a Nonavia-tion Ship," Journal of Aircraft, Vol. 29, no. 4, July-August, 1992, pp. 619- 626.

32. Robinson, J., Weber, T., and Miller, D., "Real-Time Simulation of Full-Field Atmospheric Turbulence for a Piloted Rotorcraft Simulator," Proc. 50th AHS Annual Forum, Washington DC, May 1994

33. Syms, J., "Canadian CFD Efforts," Proc. TTCP AER-TP-2 Helicopter/Ship DI Meeting IX, Ottawa,Canada, May 1999

34. Tai, Т., "Simulation and Analysis of LHD Ship Air Wake by Navier-Stokes Method," Proe. Fluid Dynamics Problems of Vehicles Operatintg Near of in the Air-Sea Intervace, RTO/AVT Symposium, Amsterdam, October 1998

35. Vicroy, D. D., and Bowles, R. L., "Effect of Spatial Wind Gradients on Airplane Aerodynamics," Journal of Aircraft, Vol. 26, no. 6, June 1989, pp. 523530

36. Wachspress, D.A., Quackenbush T.R. and Boschitsch, A.H., "Rotorcraft Interactional Aerodynamics Calculations with Fast Vortex/Fast Panel Methods," AHS 56th Annual Forum, Virginia Beach, Virginia, May, 2000

37. Wilkinson, C., Zan, S., Gilbert, N., and Funk, J., "Modelling and Simulation of Ship Air Wakes for Helicopter Operations A Collaborative Venture," Proc. Fluid Dynamics Problems of Vehicles Operating Near of in the Air-Sea Interface, February 1, 1999

38. Zan, S., and Syms, G., "Numerical Prediction of Rotor Loads an an Experimentally-Determined Ship Airwake, NRC-CNRC Report LTR-AA-15, April 1995.

39. Акофф P., Сасиени M. Основы исследования операций. M., Мир, 1971

40. Балан В.П., Бородин Ю.Л., Ваньков В.А. О выборе коэффициентов запаса прочности канатов морских канатных дорог (МКД). Сб. Прочность и долговечность стальных канатов. Киев; техника, 1975

41. Балин В.М., Денисов А.И. Лебедки швартовные автоматические и неавтоматические (АШЛ и ШЛ)//Судостроительная промышленность. ■ Сер. Технология и организация производства. Судовое машиностроение. Опыт проектирования и создания судовых механизмов, 1994

42. БаштаТ.М. Машиностроительная гидравлика. М., Машиностроение, 1971.

43. Беляев Н.М., Уваров Е.И., Степанчук Ю.М. Пневмогидравлические системы. Расчет и проектирование. Под ред. Н.М. Беляева. М.: Высш. шк., 1988, 271 с.

44. Бородин Ю.Л., Рощанский В.И. О теоретических моделях динамического исследования судовых канатных дорог. Вопросы судостроения, серия "Технология и организация производства судового машиностроения", 1981, №26.

45. Бородин Ю.Л., Хохряков А.Н. Анализ и оценка динамических перегрузок в судовых канатных дорогах с помощью экспериментально-статистических моделей. Вопросы судостроения, серия Технология и организация производства судостроительной промышленности, 1980

46. Булгаков A.A. Взлетно-посадочный комплекс авианесущего крейсера //Судостроительная промышленность. Сер. Технология и организация производства. Судовое машиностроение. Опыт проектирования-и создании судовых механизмов, 1995

47. Поляков В.Г., Трифонов С.С. Устройство для транспортировки вертолета на палубе корабля. Труды ЦНИИ СМ, 2005

48. ВНИИПТМаш. Расчеты крановых механизмов и деталей подъемно-транспортных машин, 1959

49. Гандлевский М.М. Силовой следящий привод. М.: Оборонгиз, 1997

50. Гилл Ф., Мюррей У., Райт М. Практическая оптимизация. М.: Мир, 1985. с. 9.

51. ГОСТ 27.301-83. Прогнозирование надежности изделий при проектировании. М.: Издательство стандартов, 1983

52. Гурович А.Н., Лозгачев Б.Н., Гринберг Д.А. Справочник по судовым устройствам в 2- томах, т.2, Л. Судостроение, 1975

53. Гурович А.Н., Родионов A.A., Асиновский В.И., Гринберг Д.А. Судовые, устройства. Справочник. Изд. Судостроение, 1987

54. Даниловский А.Г.,Иванов Д.С.,Архипов Г.А. Критерии для согласованной оптимизации судовых энергетических установок, систем и оборудова-ния//Совершенствование конструкций судовых систем: Сб. на-учн.тр./ЛКИ. Л.Д987.С.88-95.

55. Долгачев Ф.М., Лейко B.C. Основы гидравлики и гидроприводов. М.: Стройиздат, 1981, 184 с.

56. Канат стальной ГОСТ 7668-80 двойной свивки

57. Кулеш Ю.Н., Рощанский В.И. Применение метода случайного баланса при исследовании динамических свойств несущей системы судовой канатной дороги. Вопросы судостроения, серия "Технология и организация производства судового машиностроения" 1981, №25

58. Маслов А.Е., Плотников A.M. Динамические явления в канатной системе при колебательном перемещении точек подвеса каната. Сб. Стальные канаты, Киев, Техника, № 10, 1973

59. Михайлов С.М., Мартынов Б. М. Пневматические приводы судовых механизмов и устройств. Л.: Судостроение, 1974, 191 с.

60. Нарусбаев A.A. Введение в теорию обоснования проектных решений. Л.: Судостроение, 1976

61. Осипов А.Ф. К вопросу обеспечения устойчивой работы объемного насоса на режимах малых оборотов. Вестник машиностроения, № 6, 1963*

62. Основы стандартизации в машиностроении. Под-ред. Бойцова B.B. М.: Изд. стандартов, 1983

63. Пашин В.М. Критерии для'согласованной оптимизации подсистем судна. Л.: Судостроение, 1976

64. ПашинВ.М. Оптимизация судов. Л.: Судостроение, 1983.

65. Поляков ВТ., Трифонов С.С. Устройство для транспортировки вертолета по палубе корабля//Судостроительная промышленность. Сер. Технология и организация производства. Судовое машиностроение. Опыт проектирования и создания судовых механизмов. 2001.

66. Полянский В.Ф. Попов A.B. Электрооборудование судов и предприятий. М.: Транспорт, 1989, 352 с.

67. Программы подготовки летного состава на вертолетах Ми-2 и Ка-26. Министерство гражданской авиации, Москва, 1978

68. Савин Г.Н., Горошко O.A. Динамика нити переменной длины (применительно к шахтным подъемам). Изд. Академии наук Укр. ССР, Киев, 1962

69. Сигал И. X., Иванова А. П. Введение в прикладное дискретное программирование: модели и вычислительные алгоритмы. М.: Физматлит, 2003. с. 11, 18, 20-25.

70. Гуревич А.Н. и др. Судовые устройства. Справочник. JL:Судостроение, 1987.

71. Суслов В.Ф. Анализ опыта работы ЦНИИ СМ по созданию изделий судового машиностроения. Судостроительная промышленность, сер. Технология и организация производства.Судовое машиностроение. Опыт проектирования и создания судовых механизмов, вып.1, 1996

72. Суслов В.Ф. О новых разработках конкурентоспособного судового оборудования. Судостроительная промышленность, сер. Технология и„. организация производства. Судовое машиностроение. Опыт проектирования и создания судовых механизмов, вып.1, 1997

73. Суслов В.Ф. Устройство для перемещения объекта по палубе корабля, преимущественно летательного аппарата. Патент Российской Федерации, №2141435, 1998

74. Суслов В.Ф., Даниловский А.Г., Шаманов Н.П. Оптимизация судового машиностроительного оборудования, монография, т.2, СПбГМТУ, 2004

75. Суслов В.Ф. Основные направления совершенствования судового машиностроительного оборудования, "Морской вестник", №3, 2004

76. Суслов В.Ф. Основные направления технического совершенствования комплексов корабельных устройств и механизмов. "Морской вестник", №4, 2004

77. Суслов В.Ф., Пашкевич И.А. Опыт создания наукоемких изделий судового машиностроения. Труды СПб инженерной академии, отделение судостроения, том 2, 1999

78. Суслов В.Ф., Даниловский А.Г., Ефимов О.И., Исаев И.И., Шаманов Н.П. Оптимизация судового машиностроительного оборудования. Том.1., Санкт-Петербург, 2004.

79. Суслов В.Ф., Завирухо В.Д. Научно-исследовательские и опытно-конструкторские работы в области судового машиностроения в условиях современной экономической ситуации. Судостроительная промышленность, сер. Технология, вып.1, 2002

80. Суслов В.Ф., Поляков В.Г., Шиманский H.A., Трифонов С.С., Копытов Ю.В., Спиридопуло В.И. Патент РФ RU 2141435 С1 от 28.10.1998г Устройство для перемещения объекта на палубе корабля, преимущественно летательного аппарата.

81. Устройство транспортировки корабельного вертолета. Отчет ЦНИИ СМ, 2002

82. Чернышова Г. Д., Каширина И. JL Дискретная оптимизация. Методическое пособие «Модели и методы дискретной оптимизации», Воронеж, 2003

83. Шостак В.П., Гершаник В.И. Имитационное моделирование' судовых энергетических установок.-JI.: Судостроение, 1988

84. Георгиев A.A., Суслов Д.В. Оптимизация геометрических параметров элементов исполнительных механизмов судовых гидравлических машин. Морской вестник, 2007, №1 (4), с.87-94, рус.

85. Суслов Д.В. Системы удержания и транспортировки вертолетов по палубе корабля. Морской весник, 2007, №1 (4), с.84-86, рус.

86. Суслов Д.В. К вопросу исследования динамики устройства транспортировки вертолета на корабельной палубе. Морской вестник, 2007, №3 (23), с.68-71, рус.

87. Суслов Д.В. Методика исследования математической модели устройства транспортировки вертолета по корабельной палубе. Морской вестник, 2007, №4 (24), с.50-52, рус.

88. Копытов Ю.В., Суслов Д.В. Результаты испытаний устройства транспортировки вертолетов и привода ворот на кораблях ВМФ различных проектов. Морской вестник, 2008, №2 (26), с.45-47, рус.

89. Суслов Д.В. Исследование статических и динамических нагрузок в системе транспортировки вертолета по палубе корабля с учетом ветроволново-го возмущения, отчет ЦНИИ СМ, рукопись, 2008, 186 с

90. Суслов Д.В., Копытов Ю.В. Разработка конструкторской документации на устройство транспортировки, хранения и подачи АБЗ (изделие УХПТ) для заказа 20380, отчет ЦНИИ СМ, рукопись, 2007, 160 с.

91. Суслов Д.В. , Никитин A.B. Модернизация коробок управления КУП для повышения надежности функционирования, отчет ЦНИИ СМ, рукопись, 2007, 90 с.

92. Суслов Д.В. , Поляков В.Г. Разработка и изготовление крана специального КЭГ 80019С для заказа 20180, отчет ЦНИИ СМ, рукопись, 2007, 180 с.

93. Суслов Д.В., Балин В.М. Разработка и изготовление крана -манипулятора КМ-1 для заказа 02668, отчет ЦНИИ СМ, рукопись, 2006, 123 с.