/
Автор: Кацман Ф.М. Кудреватый Г.М.
Теги: техника средств транспорта судостроение судовые установки
Год: 1974
Текст
ф. М. КАЦМАН, Г. М. КУДРЕВАТЫЙ
КОНСТРУИРОВАНИЕ
ВИНТО-РУЛЕВЫХ
КОМПЛЕКСОВ
МОРСКИХ СУДОВ
(ИЗД. 2-е, ПЕРЕРАБОТАННОЕ И ДОПОЛНЕННОЕ)
БНБГЙУТЕКА
ДчЯ. «зраб.. *<р>,лтгльв.
ИЗДАТЕЛЬСТВО «СУДОСТРОЕНИЕ»
Ленинград
1 974
УДК 629.12.037.1,001.2
К12
Книга посвящена конструированию цельных и сборных греб-
ных винтов, а также отдельных элементов движителыю-рулевого
комплекса.
Рассматривается влияние конструктивных элементов гребных
винтов на их гидродинамические характеристики и излагается ме-
тодика конструирования цельных и сборных гребных аннтов. Да-
ется анализ внешних сил, действующих на лопасти гребных вин-
тов, и нормализованные методы расчетов прочности гребных вин-
тов и фланцевых соединений В порядке постановки обсуждаются
проблемы надежности и долговечности гребных винтов.
В книге содержатся детальные сведения о свойствах матери-
алов и опыте эксплуатации гребных винтов из различных мате-
риалов. Подробно излагаются требования, предъявляемые к изго-
товлевню в эксплуатацвн гребных винтов. Приводятся необходи-
мые данные и рекомендации по конструированию направляющих
насадок и рулей.
Книга предназначается для научных и инженерно-технических
работников, занятых проектированием, строительством и эксплуа-
тацией судов, конструированием движительиых комплексов, а так-
же для специалистов, связанных с изготовлением и эксплуатацией
гребных ввнтов.
Илл. 239. Табл. 104. Литсрат. 79 назв.
Рецензент канд. техн, наук В. М. Иванов
Научный редактор д-р техн, пауи А. А. Русецкий
КАЦМАН ФЕЛИКС МАКСОВИЧ
КУДРЕВАТЫЙ ГЕОРГИИ МИХАИЛОВИЧ
КОНСТРУИРОВАНИЕ ВИНТО-РУЛЕВЫХ КОМПЛЕКСОВ МОРСКИХ СУДОВ
Редактор Е. Е. Еромицкая
Технический редактор Р К.
Корректоры Л. Г. Шемяпю
Сдано в набор I/X 1973 г. Подписано к печати 12/V 1974 г. М 04116. Формат бумаги
6UX9O'/1S- Бумага типографская J* 2. Печ л. 23,5 Уч изд. л. 24,6. Тираж 2500 экз Зак № 2143.
Цена 1 руб 47 коп. ИэД. К? 2853 73.
Издательство «Судостроение». 191065. Ленинград, ул. Гоголя, 8
Ленинградская типография Ns 4 Союзполнграфпрома при Государственном комитете Совета
Министров СССР но делам издательств, полиграфии я книжной торговли, 196126, Ленинград.
31804—049
048(01)—74
© Издательство «Судостроение», 1974 г.
СОДЕРЖАНИЕ
Введение . . . &
Глава первая. Влияние конструктивных элементов гребных винтов на
их гидродинамические характеристики . . ................ . . 7
§ 1.1. Предпосылки для выбора конструктивного типа гребного винта —
§ 1.2. Основные геометрические и конструктивные элементы гребных
винтов............................................................12
§ 1.3. Влияние числа лопастей на гидродинамические характеристики
и периодические силы, развиваемые гребным ввитом . ... 17
§ 1.4. Влияние формы сечения и контура лопастей ..... .29
§ 1.5. Влияние размеров и формы ступицы гребного винта . 41
§ 1.6. Вливнис распределения шага по лопасти...................... 46
Глава вторая. Конструирование гребных винтов . 47
§ 2.1. Основы геометрии гребного винта.............. . . . —
§ 22. Геометрия лопастей винтов транспортных судов, букгяров и
ледоколов....................................................... 48
§ 2.3. Методы построения проекций лопасти гребного винта .... 71
§ 24. Вспомогательные построения при конструировании гребных
ввнтов.....................................................78
§ 2.5. Конструирование гребных ввнтов со съемными лопастями . 83
§ 2.6. Гребные винты из пластмасс...............................98
§ 2.7. Детали гребных винтов . . . 106
Глава третья. Прочность гребных винтов . .116
§ 3.1. Силы, возникающие при работе гребкого винта . . ... —
§ 3.2. Схемы расчета лопастей па статическую и циклическую проч-
ность .......................................................142
§ 3.3. Расчет фланцевого соединевня сборных гребных винтов на ста-
тическую и циклическую прочность.................................149
Глава четвертая. Надежность и долговечность гребных винтов . . 156
§ 4.1. Проблема надежности гребных винтов . —
§ 4.2. Оценка долговечности гребных винтов . . 169
Глава пятая. Материалы для изготовления гребных винтов . .183
§ 5.1. Эксплуатационные свойства применяемых материалов ... —
§ 5.2. Анализ качества материалов для гребных винтов по результа-
там их эксплуатацвн..........................................213
** 3
Глава шестая. Требования, предъявляемые к гребным винтам ... 224
§ 6.1. Требования к точности изготовления гребных ввнтов . 225
§ 6.2. Отдельные требования к эксплуатации гребных ввнтов 272
Глава седьмая. Комплексы с направляющими насадками . . ... 309
§ 7.1. Направляющая насадка, ее геометрические элементы и область
применения........................................................—
§ 7.2. Классификация направляющих насадок и выбор типа насадки 314
§ 7-3. Ковструирование комплексов с неподвижными насадками . . . 322
§ 7.4 Ковструирование комплексов с коворотными насадками . 332
Глава восьмая. Судовые рули . . . 338
§ 8.1. Основные критерии управляемости судов и средства ее обеспе-
чения............................................................
§ 82. Классификация рулей и выбор конструктивного типа руля . .
§ 8.3. Влияние конструктивных элементов рулей на их гидродинамиче-
ские характеристики и выбор основных элементов рулей . . .
§ 8.4. Меры повышения эффективности рулей.......................
Указатель литературы..................................................
ВВЕДЕНИЕ
Гребные винты являются одним из элементов пропульсивного комплекса
корпус судна — движитель — двигатель. Рациональное конструирование гребных
винтов во взаимосвязи с другими элементами этого комплекса обеспечвнает
такие важные эксплуатационные свойства, как скорость хода, тяговые харак-
теристики и ыавевревность судна. Основные положения по конструированию
гребных винтов и винто-рулевых комплексов судов были изложены в первом
издании книги [27]. Однако со времени первого издания этой книги су-
щественно возросли размеры строящихся судов, изменились их конструктивные
типы, повысились мощности силовых установок и скорости хода, что поставило
перед конструкторами винто-рулевых комплексов ковые задачи. За прошедшее
десятилетие отечественным и зарубежным судостроением был накоплен опре-
деленный опыт строительства и эксплуатации крупнотоннажных судов. Этот
опыт позволил определить новые актуальные вопросы конструирования, а также
обусловил изменение некоторых общепринятых ранее воззрений Все это, наряду
с поналением новых исследований и публикации, определило необходимость на-
писания новой вниги при сохранении, однако, общей тематической и прикладной
напраалевности работы, вышедшей в 1963 г
Современный этап развитии морского транспорта и судостроения характе-
ризуется коренными преобразованиями технических средств, технологии пере-
возок и форм организации судоходстза. Эти преобразования в основном на-
правлены на специализацию типов судов, обсспечваающую рост производи-
тельности флота за счет использования для перевозки каждого груза судов,
имеющих оптимальные технико-экономические характеристики. Специализацвн
обусловила резкое повышение рвзмеров и скоростей хода судов Высокая ви-
тенсивность и низкая стоимость грузовых работ при специализации перевозок
определили большую эффективность увеличения грузоподъемности специализи-
рованных судов, которая в этих условиях лимитируется лишь глубинами на
морских путях и в портах Максимальная грузоподъемность современных тан-
керов достигает I млн. т, судов для перевозки нваалочных грузов—200—
250 тыс, т, судов для перевозки комбинированных нефтепродуктов—200—
250 тыс. т. Дедвейт современных контейнеровозов и лесовозов-пакетовозов до-
стигает 20—40 тыс. т, т. е. в 2—3 раза выше, чем у судов для перевозки лес-
пых и генеральных грузов.
Специализация флота стимулировала резкое повышение скоростей хода и
мощностей судов, особенно контейнеровозов Скорости возросли от 16—18 уз
у грузовых лайнеров, перевозящих генеральные грузы, до 24—26 уз у контей-
неровозов, рассчитанных на 1500—1800 коитейиерон. В настоящее время реа-
лизуются заказы на постройку контейнеровозов вместимостью 2000—3000 кон-
тейнеров со скоростью хода 33—37 уз. Естественно, что в этих условиях корен-
ным образом изменились требования к конструированию винто-рулевых комп-
лексов судов. Это обусловлено спецификой размеров и форм корпусов судов
нового типа, характеризуемых повышенной полнотой для крупнотоннажных
танкером и судом для навалочных грузов и, наоборот, вязкими коэффициентами
полноты — для быстроходных контейнеровозов.
Для современных супертанкеров и суперрудовозов с коэффициентом пол-
ноты 00,82 произошли качествеипые и количественные изменения в структуре
обтекания корпуса — образуются скуловые вихри и турбулентный след за раз-
рушающепсв подпорной волной, наступает отрыв пограничного слон в корме.
В результате этого существенно изменился характер влияния геометрви корпуса
и конструктивных особенностей винто-рулевого комплекса на их гидродинами-
ческие характеристики, причем опытные давные по судам традиционных типов
оказались малопригодными. Весьма мало данных о влиянии элементов корпуса
на характеристики коля скорогтей и периодических сил, создаваемых движите-
лем. Для быстроходных контейнеровозов, помимо изменения структуры обте-
кающего потока и повышенной роли доли волнового сопротивления, возникли
трудности, связанные с размещением гребных винтов больших диаметров за
корпусом судна, что обусловило необходимость применения таких новых форм
винто-рулевого комплекса, как гребные винты с перекрывающимися лопастями,
соосные гребные винты и т. д.
Всв эти вопросы находятся сейчас в стадии исследований. Поэтому авторы
не сочли для себя возможным использовать непроверенные и дискуссионные
материалы (в основном, зарубежных исследований) и не поместили в предла-
гаемом издании такие разделы как «Расположение гребвых винтов за корпу-
сом судна» и «Конструирование элементов движительпых комплексов». Тем бо-
лее, что основные теоретические предпосылки по этим вопросам изложены
в опубликованной монографии [29]
Учитывая, что вопросы расчета прочности гребных винтов изложены в спе-
циализированной монографии [6], в настоящей книге авторы наибольшее внима-
ние уделили физическим основам природы внешних еял, без приведении прак-
тического анализа различных методов расчетов прочности, достаточно подробно
изложенных в [6] и [27] Даются лишь нормализованные методы расчетов на
статическую и циклическую прочность цельных и сборных гребных винтов.
Впервые, в порядке постаповвн, на освове исследований автором освещаются
вопросы надежности и доливечности гребных винтов (глава четвертая). В нее
не включены разработанные схемы расчета долговечности и приведены лишь
примеры учета отдельных составляющих внешних сил.
Конструкторам 1рсбных винтов и движительпых комплексов наряду с ра-
циональным выбором материалов для изготовления гребных винтов приходится
решать задачи ио выявлению причин частичного или полного разрушения ло-
пастей, устранению обнаруженных в процессе эксплуатации дефектов. В этом
плане подготовлена глава, мосвяшенная выбору материалов для изготовления
гребных винтов. Параллельно с изложением основных химических и физико-ме-
хавнческпх свойств материалов, в пей даются результаты исследований, выпол-
невных Ф. М Кацманом по обобщению и анализу многолетнего опыта экс-
плуатации гребных винтов морских судов. В этих исследованиях принимали
участие внжемсры А. В. Коннов, Г. Н. Миронов, В. А. Шарков.
Подготовка книги совпала с разработкой и утверждением нового стандарта
по гребным винтам ГОСТ 8054—72 «Винты гребпые металлические», который
предъявляет ряд новых требований к изготовлению гребных винтов При внед-
ревни этого стандарта возникают вопросы, связвнные со степенью научной
обоснованности и технической целесообразности предъявляемых им требований.
В связи с этим в шестой главе на основе исследонаний и обобщений првно-
лится анализ основных требований, предъявляемых при изготовлении гребных
внитов.
Конструкторы гребных винтов в последнее время особенно часто привлека-
ются для решевня вопросов, возникающих в процессе эксплуатации гребных
винтов. В связи с этим в той же главе дается основной перечень и краткий
анализ первоочередных эксплуатационных требований
Широкое распространение получили винто-рулевые комплексы, имеющие
в своем составе направляющие насадки Сфера применения насадок очень ве-
лика — от буксиров до паиболее крупных транспортных судов, включая совре-
менные супертанкеры и суперрудовозы Это обусловлено не только свойством
направляющих насадок повышать эффективную тягу двнжительного комплекса
в широком диапазоне режимов, но и возможностью путем специального проек-
тирования насадок активно воздействовать на снижение амплитуд периодиче-
ских сил и моментов, возникающих на лопастях гребных ввнтов Не останав-
ливаясь на подробном изложении природы гидродинамических явлений и теоре-
тических аспснтов работы комплекса гребной винт — направляющая насадка
авторы все же дают достаточно подробные рекомендации по коисгрупроввнию
направляющих насадок Аналогично, тоже только в форме рекомендаций для
конструкторов, изменены принципы конструирования рулей — практически обя-
зательного элемента двнжительного комплекса (глава восьмая) Принципиаль-
ной и коренной переработке по сравнению с работой [27] подверглись две пер-
вые главы. В вих нашли отражение новые конструкции сборных гребных винтов,
требования действующих отраслевых стандартов по конструированию, расширены
рекомендации по методике конструирования. Введение, § 1.2 и 1.3 первой главы,
главы третья, четвертая, пятая я шестая написаны канд. техн, наук Ф. М Кац-
маном; § 1.1, 1.4—1.6 первой главы и главы вторая, седьмая и восьмая — инж.
Г. М. Кудреватым.
Авторы ныражают благодарность А. В. Ксннову за пометь в работе.
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
ГРЕБНЫХ ВИНТОВ НА ИХ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
§ 1.1. Предпосылки для выбора конструктивного
типа гребного винта
В настоящее время в связи со значительным ростом водоизме-
щения судов, их скоростей и мощностей силовых установок изы-
скание путей повышения пропульсивных качеств проектируемых
судов становится особенно актуальным.
Повышение пропульсивных качеств судов практически может
осуществляться в двух направлениях:
— совершенствование формы корпуса судна и снижение сопро-
тивления движению;
— совершенствование движительных комплексов.
Первое направление характеризуется успехами, достигнутыми
в разработке новых форм корпуса, обеспечивающих минимальное
сопротивление движению и благоприятные условия для работы
движителей.
Второе направление, т. е совершенствование движительных
комплексов, должно быть реализовано в условиях значительного
роста коэффициентов нагрузки гребных винтов по мощности
Г? •
где п — число оборотов винта;
Np — мощность, подводимая к винту;
Va — скорость натекания воды на винт.
При увеличении габаритов судна путем пропорционального
увеличения всех его линейных размеров потребная мощность сило-
вой установки (при сохранении скорости хода постоянной) растет
приблизительно пропорционально квадрату линейного масштаба
а. Удельная мощность, т. е. мощность, отнесенная к водоизмеще-
нию, изменяется обратно пропорционально а. Поэтому эксплуата-
ционные расходы по мере роста размеров судна снижаются, что
заставляет судовладельцев заказывать большее количество круп-
нотоннажных судов.
Однако при увеличении размеров' одновального судна неиз-
бежно растет коэффициент нагрузки винта по мощности, в ре-
зультате чего снижается пропульсивный коэффициент.
С повышением коэффициента Вр за счет увеличения мощности,
подводимой к винту при постоянной скорости судна, к. п. д. па-
дает приблизительно по линейному закону. При сохранении числа
оборотов винта постоянным (для винта данного диаметра) коэф-
фициент Вр растет пропорционально а, и к. п. д. резко падает.
Чтобы избежать этого, можно увеличить диаметр винта и, следо-
вательно, уменьшить число оборотов.
Предположим, что число оборотов винта должно изменяться
приблизительно пропорционально с-0'®. Повышение числа Рей-
нольдса для крупных судов приводит к некоторому снижению коэф-
фициентов сопротивления трения (поскольку £Тр«О,ОЗ-/?е“'/’),
это в некоторой степени компенсирует потери, связанные с увеличе-
нием коэффициента Вр. При этом число оборотов винта лежит
в диапазоне, обеспечивающем возможности его практической реа-
лизации. Характеристики подобных судов, имеющих одинаковую
скорость хода (16 уз) и число оборотов винта, изменяющееся про-
порционально аг0-5, приведены в табл. 1.1.
Таблица 1.1
Характеристики геометрически подобных судов
Характеристики судов Линейный масштаб а
1,0 1.5 2.0 2,5 8,0
Водоизмещение, т Мощность, подводимая к винту, л. С. Удельная мощность, л. с/т Скорость вращения винта, об/мин Диаметр винта, м Коэффициент нагрузки Вр 25000 8000 0,32 110 5,48 20 84000 18000 0,21 90 8,23 25 200000 32000 0,16 78 10,97 28 390 000 50000 0,13 70 13,70 32 675000 72000 0,11 64 16,45 35
Стремление уменьшить диаметр винта при одновальной уста-
новке для особо крупных судов заставляет отказаться от опти-
мального решения. В частности, можно отметить, что в японском
варианте проекта одновального танкера дедвейтом 1000000 т при-
нят винт диаметром 12 м при весе около 100 т.
Для повышения к. п. д. винтов при высоких коэффициентах
нагрузки применительно к судам ближайших лет постройки могут
быть предложены различные варианты двнжительных комплексов,
дающих (согласно оценкам) следующий выигрыш пропульсивного
коэффициента (по сравнению с обычной одновальной установкой):
— двухвальная установка — выигрыш ~3% (рис. 1.1,а);
— соосные винты противоположного вращения ~5—7%.
(рис. 1.1,6);
— двухвальная установка со взаимно перекрывающимися вин-
тами ~1—7% (рис. 1.1, в);
— одновальная установка с винтом в направляющей насадке-
~4-7% (рис. 1.1,г);
— винты с многолопастным контрпропеллером ~5%
Считается, что перечисленные варианты движительных уста-
новок, хотя они и обладают разной степенью сложности, с техни-
ческой точки зрения в на-
стоящее время вполне осу-
ществимы.
Гребной винт, будучи ос-
новным элементом судового
движительного комплекса,
имеет ряд конструктивных
модификаций. Выбор того
или иного конструктивного
типа гребного винта осуще-
ствляется в соответствии
с назначением судна, его
скоростью и мощностью си-
ловой установки. Очевидно,
что нормальная работа греб-
ного виита в условиях экс-
плуатации будет в значи-
тельной мере определяться
правильным выбором его
основных конструктивных
элементов с учетом особен-
ностей винто-рулевого комп-
лекса, принятого в соответ-
ствии с типом и назначе-
нием судна. Этими особен-
ностями определяется и
выбор геометрических эле-
ментов лопастей и материа-
ла винта, которые, в свою
fee ф
ВД.1 1^1
М.
ж.
очередь, определяют экс-
плуатационные свойства Рис. 1.1. Варианты двнжвтельных коЬплек-
движительного комплекса. сов- дающих возможность повысить про-
следует отметить, ЧТО пульсивный к. п. д.
выбор материала виита хотя
и является прерогативой заказчика, должен базироваться на обо-
снованных рекомендациях конструктора, разрабатывающего проект
вннта. В то же время, при выборе материала необходимо учиты-
вать допускаемые отклонения геометрических элементов от зиаче-
9
ний, принятых по проекту, регламентируемых официальными нор-
мативными документами, — такими, как ГОСТ 8054—72 для СССР
и международный стандарт ISO — во взаимоотношениях с иност-
ранными поставщиками. (Рекомендации по выбору материала для
гребных винтов приведены в главе пятой).
Таким образом, принимая в качестве основного требования
обеспечение наивысшего пропульсивного коэффициента при уже
принятом для данного судна движительном комплексе, для окон-
чательного выбора конструктивного типа гребного виита следует
прежде всего учитывать условия эксплуатации судна. Что ка-
сается выбора типа движительной установки, то для нее при вы-
боре типа гребного виита основополагающим фактором является
количество винтов в движительпом комплексе. Многообразие кон-
структивных типов гребных винтов и их взаимосвязь представлены
в виде схемы иа рис. 12. Простейшим по конструкции и наиболее
эффективным является одновинтовой комплекс, поэтому отказы-
ваться от него в пользу двух и более винтов можно лишь при сле-
дующих определяющих обстоятельствах:
— необходимости обеспечить высокие маневренные качества
(развороты на месте при винтах, работающих «враздрай»);
необходимости обеспечить высокую живучесть движитель-
ной установки, например, на пассажирских судах, ледоколах и т. д_;
— при ограниченной осадке судна, которая не дает возмож-
ности эффективно использовать мощность силовой установки при
одном винте также ограниченного диаметра;
— при высоком значении коэффициента нагрузки виита Вр.
После того как с учетом перечисленных факторов будет опре-
делено количество винтов в комплексе, следует рассмотреть це-
лесообразность использования направляющих насадок. (При этом
следует руководствоваться рекомендациями, приведенными в седь-
мой главе).
Необходимо, однако, отметить, что с увеличением числа вин-
тов в комплексе из-за снижения коэффициента нагрузки виита
(приблизительно пропорционально и относительного воз-
растания сопротивления выступающих частей (самих насадок и
элементов их крепления к корпусу судна) эффективность исполь-
зования насадок снижается.
Если принимается открытый гребной виит (без насадки), то
может быть рассмотрена возможность его использования в парном
варианте: в виде соосных винтов противоположного вращения
(СВПВ); винтов тандем (т. е. винтов с двумя дисками, располо-
женными на одной ступице) или перекрывающихся винтов (т. е.
двухвальной установки с перекрытием дисков винтов и расположе-
нием их по горизонтали на некотором расстоянии друг от друга).
Реализация таких достаточно сложных движительных комплексов,
очевидно, может иметь место только после всестороннего анализа
преимущества их эффективности, в основном применительно к бы-
строходным судам с силовой установкой большой ^мощности.
В принципе применение ВРШ может иметь место во всех вариан-
10
11
тах как парных, так и одиночных гребных винтов. Определяющими
обстоятельствами в пользу РВШ являются: необходимость обеспе-
чить реверс (например, при нереверсивных двигателях); многочис-
ленные реверсы в условиях эксплуатации; обеспечение очень ма-
лых скоростей движения и плавного набора скорости с места; вы-
сокие тормозные качества судна.
Известно, что перечисленные требования предъявляются в ос-
новном к буксирам. Однако в настоящее время общепринято что
ВРШ может быть использован наравне с ВФШ на судах всех ти-
пов за исключением ледоколов арктического плавания. Винты
фиксированного шага сборной конструкции применяются лишь
в тех случаях, когда могут быть реализованы преимущества этой
конструкции, а именно:
— возможность заменить любую одну лопасть в случае ее
повреждения (что особенно важно, например, для ледоколов);
— возможность корректировать шаг гребного винта в процессе
эксплуатации суднй за счет разворота лопастей в некоторых
небольших пределах. Применение сборных винтов с фланцевым сое-
динением лопастей на шпильках и болтах исключается на быстро-
ходных судах, у которых диаметр ступицы виита имеет существен-
ное значение и не должен превышать диаметра яблока кронштей-
нов или выходов гребных валов. В этих случаях возможно
применение сборных винтов с лопастями на прессовой посадке, на
конструкцию которых имеются отечественные патенты.
§ 1.2. Основные геометрические и конструктивные элементы
гребных винтов
Размеры и ковструкции гребных винтов характеризуются гео-
метрическими элементами, представленными в абсолютной и без
размерной форме. Эти элементы определяют пропульсивные и
основные эксплуатационные свойства гребных винтов. Габаритные
размеры характеризуются диаметром гребного виита D, под кото-
рым понимается диаметр окружности, сметаемой винтом
D—2R,
гд,е R — радиус гребного виита, измеряемый от оси вращения виита
до окружности, описанной по концевым кромкам лопастей.
Предельные значения диаметров гребных винтов современных
судов достигают 10 м и ограничиваются технологическими возмож-
ностями заводов-изготовителей-
Важнейшей геометрической безразмерной характеристикой греб-
ного винта является шаговое отношение HID и соответствующее
ему понятие шага гребного випта Н.
Как величины, так и понятия шага виита могут быть различ-
ными в зависимости от формы сечений, распределения шага вдоль
лопасти, а также условий, при которых используется понятие
шага.
12
В качестве шага может быть принят:
— геометрический (номинальный) шаг, под которым для дан-
ного радиуса понимается шаг винтовой лиини, положенной в ос-
ноиу образования нагнетательной поверхности гребного винта;
— конструктивный шаг на данном радиусе, под которым по-
нимается шаг винтовой линии, совпадающей с внешней хордой
сечения лопасти цилиндром, соосным с винтом. По величине кон-
структивный и геометрический шаг равны:
— истинный шаг — средний шаг нагнетающей и засасываю-
щей поверхностей лопасти;
— эффективный (гидродинамический) шаг — поступь гребного
винта, соответствующая режиму пулевого упора Hi,
— средний конструктивный шаг. Это понятие вводится при
переменном по радиусу конструктивном шаге и может быть с до-
статочной точностью выражено шагом сечения, расположенного
на относительном радиусе г=0,70.
Если известен закон распределения упора вдоль радиуса, то
средний шаг может быть подсчитан по формуле
л
J dPhdr
. О»
j dpdr
где h — шаг элемента лопасти;
dP — упор, развиваемый элементом лопасти;
гкч — радиус ступицы винта;
R — радиус винта.
Отношение каждого из упомянутых видов шага к диаметру
гребного винта характеризует соответствующие шаговые отно-
шения.
При контроле геометрии гребных винтов в процессе их изготов-
ления и эксплуатации используют следующие терминологические
понятия шага.
Местный шаг, под которым понимается высота подъема вин-
товой линии на участке между двумя заданными на ней точками,
расположенными под произвольным центральным углом вне кро-
мок и вне района их подъема. Это понятие справедливо только
для спрямленных цилиндрических сечений с прямолинейной нагне-
тающей стороной.
Шаг сечения лопастей определяемый как среднее арифмети-
ческое замеров местного шага при его измерении либо путем из-
мерения высоты подъема винтовой линии между точками, располо-
женными на кромках лопастного сечения. Если у лопастных сече-
ний с плоской нагнетающей стороной имеется подъем кромок,
то в качестве точек измерения кромочного шага принимаются
ближайшие к кромке сечения точки на плоской части нагнетаю-
13
щей стороны. Шаг лопасти определяется как среднее арифметиче-
ское подсчитанных или измеренных значений щагов сечений.
Шаг гребного винта является средним арифметическим шагом
лопастей.
Гребной винт характеризуется числом лопастей z. Вследствие
того, что винтовая поверхность на плоскость не проектируется,
площадь поверхности лопастей определяется как .площадь спрям-
ленного контура лопастей. Важным безразмерным параметром
гребного винта является дисковое отношение б, определяемое как
отношение площади спрямленного контура всех лопастей к пло-
щади диска винта
При конструировании и изготовлении гребных винтов опери-
руют так же следующими понятиями (рис. 1.3):
— длина лопасти I, определяемая от образующей ступицы до
кромки лопасти;
— условная толщина лопасти на оси во. под которой пони-
мается расстояние по оси вращения винта между продолжением
линий, характеризующих условный разрез лопасти по линии наи-
больших толщин на боковой проекции гребного винта;
— относительная толщина лопасти на оси виита erfD-,
— диаметр ступицы винта dcv, определяемый в плоскости пе-
ресечения контура ступицы с осью лопасти;
— относительный диаметр ступицы dcrID\
14
— уклон лопасти tn, под которым понимается расстояние от
верхней кромки до оси лопасти, фиксируемое на боковой проек-
ции чертежа лопасти в линейной или угловой мере;
— откидка линии наибольших толщин st,, характеризуемая ли-
нейной или угловой величиной на спрямленной поверхности ло-
пасти от точки пересечения линии наибольших толщин с конту-
ром конца лопасти до осн последней. При наличии откидки ли-
нии наибольших толщин конец лопасти на нормальной проекции
не совпадает с осью лопасти и смещается от конпа образующей
на боковой проекции.
Рис. 1.4. Конструктивные элементы сечений лопасти а — авиацион-
ные профили: [6[ = (0,254-0,35)6]; б — сегментные профили: (61=62).
!— носик (входящая кромка); 2 — засасывающая стенка;
стенка; 4— хеостяк (выходящая кромка).
Гидродинамические, эксплуатационные качества гребного винта,,
технологичность его изготовления во многом определяются выбо-
ром профиля лопастных сечений, под которым понимается след
сечения лопасти винта соосными с винтом круговыми цилиндрами
различного радиуса.
Как правило, при конструировании гребных винтов исполь-
зуют понятие спрямленного цилиндрического сечения (профиля),
т. е. сечения лопасти концентрическим цилиндром, спрямленного
на плоскость (рис. 1.4).
Важнейшими геометрическими характеристиками профиля ло-
пасти являются:
— длина профиля Ь, под которой понимается расстояние, рав-
ное ширине лопасти на данном радиусе, измеренное от входящей-
кромки (носика профиля) до выходящей кромки (хвостика про-
филя), т. е. между двумя наиболее удаленными точками на про-
филе;
15
— кромочная линия или внутренняя хорда профиля, представ-
ляющая прямую cd, проходящую через входящую и выходящую
кромки. Длина внутренней хорды равна Ь;
— внешняя хорда, т. е. прямая, касающаяся нагнетающей
стенки профиля не менее чем в двух точках;
— наибольшая толщина профиля — измеряется по перпенди-
куляру к хорде профиля в наибольшем габаритном ' размере про-
филя:
» 2 3 «
Фис. 1.6. Типовые контуры лопастей и их сочетание с профилями сечений;
а — свмметричиый авиационный профиль; б—авиационный профиль
с подъемом кромон; в—двояковыпуклый сегментный профиль; г — выпук-
ло-вогнутый профиль; с — сегментный плосковыпуклый профиль; е—ледо-
кольный профиль.
—_ относительная толщина профиля — выражается отноше-
нием с/6;
— положение линии наибольшей толщины профиля — опреде-
ляется расстоянием Ь\ от носика и часто выражается относитель-
ной величиной c=? — . Эта величина характеризует форму про-
филя: для сегментных (круговых и параболических) профилей
с=0,5; для авиационных с=0,25ч-0,35.
Средняя линия (или, иногда, скелет) профиля — геометриче-
ское место середин отрезков круговых дуг, проведенных через про-
филь из точки d хвостика профиля как из центра. Кривизна сред-
ней линии характеризуется ее стрелкой ес и выражается обычно
относительной величиной , называемой относительной
с Ь
кри-
визной средней линии.
J6
Кроме перечисленных в число характеристик профиля лопасти
входят:
— подъем носика у,
— подъем хвостика профиля yi;
— радиус закругления носика /?„.
Лопасти гребных виитов характеризуются формой контура ло-
пастей и профилем лопастных сечений. Наиболее распространены
следующие формы контура лопастей:
— эллиптичный (симметричный) контур (рис. 1.5, /);
— саблевидный, с откидкой концов (рис. 1,5,2);
— ледокольный (рис. 1.5,3);
— насадочный, с усеченными концами, иногда называемый
контуром типа Каплана (рис. 1.5,4).
Все прочие формы контуров получаются в результате моди-
фикации перечисленных выше основных форм для удовлетворения
тем или иным условиям работы винта.
На рис. 1.5 схематически показаны также наиболее употреб-
ляемые сочетания форм контуров лопасти с характерными про-
филями лопастных сеченнй.
§ 1.3. Влияние числа лопастей на гидродинамические
характеристики и периодические силы,
развиваемые гребным винтом
Число лопастей гребных виитов современных транспортных
судов может быть различным и изменяется в пределах от двух
до семи.
Двухлопастные гребные вииты применяют на парусных судах.
Это обусловлено тем, что, будучи установленными в плоскости
старн-поста, такие вииты при ходе судна под парусами оказывают
наименьшее сопротивление. Кроме того, 2-лопастные винты, как
наиболее простые в изготовлении, широко применяются на малых
катерах и шлюпках.
Трехлопастные винты применяются также на одновальных и
двухвальных малых судах и катерах.
На судах средних размеров, с умеренной мощностью силовой
установки, применение 3-лопастных винтов целесообразно только
при двухвальном расположении. При одновальном расположении
наличие 3-лопастного винта может привести к повышенной вибра-
ции корпуса и гребного вала, о чем более подробно сказано ниже.
Четырехлопастные винты применяются практически при лю-
бом числе гребных валов, обеспечивая достаточно высокий к. п. д.
Гребные винты с числом лопастей 5, 6 и 7 используются глав-
ным образом для уменьшения возмущающих сил при повышенной
неравномерности поля скоростей за корпусом судна и высокой
мощности силовой установки. Применение 5- и 7-лопастных вин-
тов имеет место, в основном, в сочетании с одновальной установ-
кой на судах, имеющих большую полноту корпуса и Мощную сило-
вую установку, т. е. повышенную нагрузку.
2 ф М. Кацман, Г М Кудреватый
Следует отметить, что увеличение числа лопастей приводит
к некоторому снижению к. п. д. оптимального гребного винта и
величины оптимального диаметра (рис. 1.6).
Чтобы лучше оценить влияние числа лопастей на к. п д. винтов
в свободной воде, рассмотрим результаты исследований, проведен-
ных в различных опытовых бассейнах. Такие исследования были
проведены в английской Национальной физической лаборатории
(НФЛ) с вариацией числа лопастей от 2 до 6 [33]. При постоян-
ной мощности, подводимой к винтам, к. п. д. с увеличением числа
метра винтов и их к. п л с изменением числа лопастей.
лопастей снижался. Наивысший к. п. д. был получен для 3-лопаст-
ных винтов при умеренных нагрузках и для 4-лопастных винтов —
при высоких нагрузках Поскольку винты имели сегментный про-
филь сечений, который при постоянной относительной толщине при-
водил к увеличению кривизны средней линии, гидродинамическое
качество сечений с увеличением числа лопастей также снижалось.
5-лопастные винты с авиационным профилем (приблизительно до
радиуса /•//?=0,2 для сохранения необходимого зазора между кор-
невыми сечениями) давали практически те же значения к. п. д.,
что и 4-лопастные; 6-лопастные винты с тем же профилем пока-
зали некоторое снижение к. п. д.
В 1950—1951 гг. проф. Л. Троост [60] при проведении в Ва-
генингенском бассейне систематических испытаний с моделями вин-
тов серии В также ставил задачу оценить влияние числа ло-
пастей па к. п. д. и величину оптимального диаметра винтов в сво-
бодной воде. Число лопастей варьировалось от 2 до 7. Эти ре-
зультаты представлены на графиках (рис. 1.7).
18
В НФЛ было проведено большое число работ по оценке влия-
ний числа лопастей на гидродинамические характеристики гребных
винтов. В результате исследований в числе прочих результатов
были получены поправочные коэффициенты к основным геометри-
ческим характеристикам гребных виптов с числом лопастей г—3,
5 и 6 по отношению к базовому гребному винту с числом лопастей
2=4 в зависимости от коэффициента нагрузки Вр при обязатель-
ном условии постоянства диаметра гребных винтов с разным чис-
лом лопастей. В качестве исходного принимался гребной винт для
супертанкера с симметричным контуром лопастей и сегментными
профилями лопастных сечений
Поправочные коэффициенты: /Сс=-^- по дисковому отноше-
нию. Кч = -^-—по к. п. д. в свободной воде, Khd=—^------------по
Чр (Я/D)'
шаговому отношению. Kt — по относительной толщине, обес-
лопастей близкие значения
Таблица 1.2
печивают для винтов с разпым числом
коэффициентов упора К( и момента Кг
по сравнению со значениями Ki и Кг
базового 4-лопастного гребного виита
в свободной воде и равные запасы на
кавитацию. Здесь 6', т)'р (H/D)', t'o
соответственно дисковое отношение,
к. п. д., шаговое отношение и относи-
тельная толщина базового винта с
2=4.
Поправочные коэффициенты для 3-
и 5-лопастных винтов приведены на
рис. 1.8. Поправочные коэффициенты
для 6-лопастного винта приведены
в табл. 1.2.
Поправочные коэффициенты
для 6-лопастиых винтов
й Попрании к данным базового винта с 2 ~ 4
*0 «Ч kh1d
1.25 0,075 0.Я5 0.90
40 1.24 0,985 0Д«1 0.90
1.25 0.9 0.' 1 (1.91)
1,24 0.9 с.ооО
100 1.23 0.995 0.995 0.90
Система поправочных коэффициентов позволяет определить эле-
менты гребных винтов и пропульсивные качества судов примени-
тельно к установке гребных винтов с различным числом лопастей
в начальных стадиях проектирования и, наоборот, оценить влияние
числа лопастей на эффективность работы гребных винтов.
В качестве примера были произведены расчеты применительно
к супертанкеру мощностью 22000 л. с. Результаты показали су-
щественное различие геометрических элементов 4-, 5- и 5-лопаст-
ных винтов.
Однако в настоящее время основными критериями выбора числа
лопастей являются вопросы снижения возмущающих периодиче-
ских сил, передаваемых па валопровод и корпус судна. Гребные
винты за корпусом работают в переменном поле скоростей и дав-
лений. Вследствие этого за один оборот гребного винта силы, дей-
ствующие на отдельные лопасти, различны, и равнодействующая
сила всего винта приводится к силе, которая не совпадает с осью
19
винта, и моменту, действующему не в плоскости диска. Поэтому
кроме периодически меняющихся силы упора Р и момента сопротив-
ления вращению Мр на винте возникает нестационарная попереч-
ная сила в плоскости вращения винта Q (на рис. 1.9 представлена
проекциями Qzz и Qzy) и
момент, изгибающий
гребной вал [4].
Повышенная пол-
нота кормовых обво-
дов некоторых типов
транспортных судов,
главным образом тан-
керов и рудовозов,
обусловливает особен-
но высокую неравно-
мерность величины и
направления потока,
натекающего на винт.
Испытания, проведен-
ные в отечественном
опытовом бассейне по
измерению полей ско-
ростей за корпусом мо-
дели крупнотоннаж-
ного одновинтового
танкера с 6=0,80
(хг+1,97%) для двух
вариантов кормовых
обводов — V- и U-об-
разных, — позволили
установить, что U-об-
разные кормовые обво-
ды приводят к более
равномерному распре-
делению по окружно-
сти осевого попутного
потока; тангенциаль-
ная же составляющая
изменяется сравни-
тельно слабо.
Произведенные из-
мерения распределе-
ний попутных потоков
были положены в ос-
нову выполнявшихся
на ЭВМ расчетов по
определению периоди-
ческих сил и моментов
на гребных винтах.
O/iO 0.50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,0
Рис. 1.7. Влияние числа лопастей пиитов серин!
различных значениях (цифры у кривых соси
20
В результате были сделаны следующие выводы: пульсации гидро-
динамических сил и моментов для судов с U-образными кормо-
выми обводами по сравнению с V-образными обводами снижаются
за счет уменьшения степени неравномерности поля скоростей
па к. п. д. и величину оптимального диаметра при
ветстнуют числу лопастей винтов).
в диске винта; направ-
ление действия сред-
него изгибающего мо-
мента в вертикальной
плоскости для судов
с V-образными обво-
дами обратно дейст-
вию момента от веса
винта, в то время как
для судов с U-образ-
ными обводами знаки
этих моментов совпа-
дают. В наибольшей
степени на амплитуды
сил и моментов при
окружной неравно-
мерности поля влияет
число лопастей греб-
ного винта. В общем
случае чем больше
число лопастей, тем
меньше амплитуды ко-
лебаний сил и момен-
тов На одиовальных
судах при винте с чет-
ным числом лопастей
(z=4; 6; 8) две лопа-
сти всегда проходят
одинаковые зоны сим-
метричного поля ско-
ростей и давлений, по-
этому амплитуды из-
менений упора и кру-
тящего момента будут
больше, чем при не-
четном числе лопастей
(2=3; 5; 7), и дости-
гают 20% от средних
значений, в то время
как амплитуды изме-
нения моментов, изги
бающих вал, будут
меньше (3% от сред-
него значения крутяще-
го момента).
21
Обратная картина наблюдается у гребных винтов с нечетным
числом лопастей. Здесь будут иметь место повышенные значения
моментов, изгибающих вал, неуравновешенные при прохождении
одной из лопастей поля с большей или меньшей напряженностью
попутного потока. Эти колебания изгибающего момента достигают
100% от среднего крутящего момента. В то же время наибольшие
колебания упора и крутя-
Рис. 1.8. Зависимость поправочных коэффи
диентов от ВР
-— — • — коэффициент К/.
------— коэффниисит Kq.
-------- » Кцц>
-------------- > «ч-
щего момента ле превосхо-
дят 34-7% от средних зна-
чений.
В поисках путей сниже-
ния амплитуд колебаний
в качестве компромиссной
формы между 4- и 5-лопаст-
ными гребными винтами бы-
Рис. 19. Гидродинамические
силы, действующие ви ло-
пасть гребного винта в не-
равномерном поле скоро-
ла создана конструкция гребного винта, которая, по замыслу ав-
торов, должна была обеспечить умеренные колебания как упора
и крутящего момента, так и момента, изгибающего вал (78] У 5-
лонастпого гребного винта лопасти были неравномерно распреде-
лены по диску и представляли собой одну лопасть нормального
4-лопастного винта- две лопасти 5-лопастного винта и две лопа-
сти 6-лопастного винта (рис. 1.10).
На рис. 1.11 представлены сопоставительные кривые сил и мо-
ментов, создаваемые гребными винтами с разным числом лопастей.
22
Поставленный эксперимент не выявил положительных качеств греб-
ного винта с искажением размещения лопастей. Судя по рис. 1.11,
у этого гребного винта число гармоник колебаний больше, чем
у 4-лопастного и 5-лопастного винтов Поэтому приведенные ре-
Рис. I 10 Нормальные 4- и 5-лопастные гребные винты и 5-лопастный винт
с искажением по расположению лопастей
зультаты модельного эксперимента могут представлять интерес
лишь для сопоставления характера колебаний у гребных винтов
с четным и нечетным числом лопастей.
При выборе числа лопастей следует непременно учитывать ха-
рактер определяемых расчетом крутильных колебаний и собствен
23
Рис 1.11. Сравнение колебаний моментов и упора, создаваемых гребными винтами с нормальным расло
ложением лопастей и винтами с искажением расположения
24
иых частот колебаний периода. Так, применение 4-лоластных вин-
тов целесообразно в тех случаях, когда отсутствуют частоты коле-
баний 4-го порядка, могущие вызвать резонанс при осевой вибра-
ции или крутильных колебаниях валопровода.
При выборе 4- или 5-лопастного винта можно ориентироваться
на данные об относительной интенсивности возмущающих сил,
действующих на корпус судна и валопровод.
Следует избегать также того, чтобы частоты вынужденных ко-
лебаний, обусловленных работой гребного винта и поршневых
главных двигателей, совпадали, например, в таких сочетаниях:
— 4-лопастный винт и 4-цилиндровый двухтактный двигатель;
— 4-лопастный винт и 8-цилиндровый четырехтактный дви-
гатель;
— 3-лопастный винт и 6-цилиндровый четырехтактный дви-
гатель.
Для двухвинтовых судов при малых и средних нагрузках раз-
личие в эффективности 3- и 4-лопастных винтов незначительно,
однако в последнее время в этих случаях предпочтение отдают
4-лопастным гребным винтам. Это обусловлено тем, что опти-
мальный диаметр 4-лопастных винтов несколько меньше, следо-
вательно и размеры выкружек и кронштейнов, необходимые для
получения одинаковых зазоров между винтами и корпусом, также
будут меньшими, что обеспечивает некоторое снижение сопротив-
ления выступающих частей.
Хотя выбор рационального числа лопастей гребного винта яв-
ляется одним из наиболее эффективных средств снижения ампли-
туд пульсаций упора Р, крутящего момента Л11ф и момента, изги-
бающего вал /Йпзг, выбор числа лопастей может осуществляться
в сочетании с другими мероприятиями, также направленными на
снижение амплитуд колебаний сил и моментов.
Например, одним из средств уменьшения колебаний Р, М<р
и ЛГпэг могут быть осенесимметричные насадки (см. главу вось-
мую). Так, с точки зрения снижения амплитуд периодических сил
и моментов на танкере Крым следовало бы увеличить число лопа-
стей гребного винта, что не совпадало с решением об установке
ВРШ. Поставленная задача была решена применением 4-лопаст-
ного гребного винта регулируемого шага в осенесимметричной на-
правляющей насадке. Такие конструктивные приемы достаточно
разнообразны.
Другой способ уменьшения амплитуд колебаний упора и крутя-
щего момента для гребных винтов с четным числом лопастей и из-
гибающего вал момента винтов с нечетным числом лопастей был
исследован Ban Ламмереном. Для этой цели им было предло-
жено смещение оси вала относительно диаметральной плоскости
(ДП). Испытывалась модель танкера (L=192 м; В=27,13 м; Т—
= 10,26 м; 6 =0,769; Ne= 12660 л. с.; п=100 об/мин; Ps=15,2 уз)
с расположением вала в ДП и эксцентричным смещением гребного
винта относительно ДП к правому борту на 5 и 10% от диаметра
винта (рис. 1.12).
25
Рис: 1.12 Расположение гребного вала на модели танкера а —
обычное; б— с эксцентриситетом 5%О и 10%£>.
Рис I 13. Изменение величины упора 4- и 5-лопастпого винтов.
------------------------ обычное расположение вала;
-------------смещение вала на 0.1 I)
26
Характеристики гребных винтов: у 4-лопастных £)—6,5 м, 6 =
=0,483; у 5-лопастного 0=6,5 м, 6=0,531.
Результаты измерений колебаний упора и крутящего момента
представлены соответственно на рис. 1.13 и 1.14 в процентах от
средних значений Р и Мр. Изменения колебаний момента, изгиба-
ющего вал, отражены на рис. 1.15 в процентах от произведения
среднего упора Р на радиус винта.
Испытания подтвердили общеизвестное положение о том, что
при 4-лопастном винте наблюдаются существенные колебания Р
Рис. 1.14. Изменение величины момента сопротивления вра-
щению 4- и 5-лопастиых винтов.
обычное расположение вала.
и Мр при малых колебаниях Мцзг> а при 5-лопастном, наоборот, не-
большие колебания Р и Mv при больших колебаниях Мизг.
Смещение вала к правому борту при правом вращении винта
так уменьшает колебания упора и крутящего момента при винте
с 2—4 и увеличивает колебания этих величин при 2=5, что они
при z=4 практически становятся равными.
Смещение вала уменьшает изгибающий вал момент при 5-ло-
пастном винте до величины, соответствующей моменту 4-лопаст-
ного винта, расположенного в ДП.
Для 4-лопастного винта смещение вала мало влияет на нзги
бающий момент.
Можно констатировать, что при смещении вала на 0,1 D дина-
мические характеристики 4- и 5-лопастного винтов становятся
практически одинаковыми. Попутно следует заметить, что при
27
Эксцентрическом расположении вала увеличивается буксировочное
сопротивление: для 0,05D на ~ 1,1%, а для 0.10D — на ~1,7%.‘
Увеличение мощности на ввлу составляет: при г=4 и эксцентриси-
тетах 0,050 и 0,10 соответственно 0,5% и 1,9%; при z=5 и эксцен-
триситетах 0,050 и 0,10 соответственно 1,6% и 3,9%.
Повышение EPS, вероятно, объясняется сохранением руля
в ДП и может быть уменьшено смещением руля соосно с валом.
Рис. I 15. Изменение вертикальной 1 и горизонтальной 2
составляющих изгибающего момента для винтов с z=4
И 2=5.
1 обычное расположение вала
------------ смещение вала на 0,1.
Даже при обычном расположении вала эксцентриситет упора
и возникающие поперечные силы вызывают отклонения курса, урав-
новешиваемые перекладкой руля, а также соответствующее увели-
чение сопротивления. Смещение вала изменяет величину и направ-
ление момента, поворачивающего судно, поэтому позволяет найти
равновесное положение, исключающее возрастание сопротивления
от перекладки руля.
Таким образом, выбор числа лопастей необходимо осуществлять
с учетом их влияния на пропульсивные свойства гребных винтов
с разным числом лопастей, исходя главным образом из условия
предельного уменьшения амплитуд периодических сил и моментов
и исключая возможность вибрации. Решение о выборе числа ло-
пастей следует принимать ориентируясь на конкретный движи-
тельный комплекс.
28
§ 1.4. Влияние формы сечения и контура лопастей
При построении лопастей гребных винтов для сопоставления
профилей различной формы используются их аэрогидродинамиче-
ские характеристики.
Обычно эти характеристики выражают в безразмерной форме
в виде коэффициентов: подъемной силы Су, сопротивления Сх и
обратного качества в, которые, при отсутствии кавитации с необ-
ходимой для практических целей степенью точности, определяются
только гидродинамическим углом атаки профиля и не зависят
от его абсолютных размеров. Обратное качество профиля в зави-
сит от формы профиля и степени шероховатости его поверхности.
Для лопастей гребных винтов морских транспортных судов наи-
большее распространение получили две основные формы профилей
лопастных сечений (см. рис. 1.4): авиационная, у которой ордината
наибольшей толщины профиля смещена от середины длины про-
филя ближе к его носику, и сегментная — с ординатой наибольшей
толщины, расположенной па середине длины профиля. Эти две
основные формы профилей применяются для лопастей гребных вин-
тов в различных вариантах по их геометрическим параметрам (от-
носительной толщине, кривизне средней линии, форме носика и
хвостика).
Многочисленные продувки крыльев с различной профилировкой
в аэродинамических трубах позволили выявить определенное пре-
имущество авиационных профилей с точки зрения их гидродинами-
ческих качеств. В то же время, установлено, что по кавитационным
качествам они уступают сегментным профилям.
На рис. 1.16 представлены кривые, соединяющие отдельные экс-
периментальные точки предельно достигнутых значений коэффи-
циентов качества и обратного качества различных профилей, полу-
ченных в результате систематических испытаний в американской
Аэродинамической лаборатории NACA. При испытаниях варьиро-
вались все указанные выше основные геометрические параметры
профилей. Видно как оптимальные значения коэффициентов каче-
ства достигаются ори уменьшении толщины профилей. Это позво-
ляет сделать вывод, что толщину сечений лопасти гребного винта
следует принимать минимальной, исходя из заданного распределе-
ния пагрузки по лопасти. Кроме того, диаграмма показывает, что
при малых значениях относительной толщины профилей, обычно
имеющих место на концевых сечеинях лопастей винтов, разница
между величинами коэффициентов качества для различных профи-
лей значительно меньше, чем при более толстых профилях корне-
вых сечений. Поэтому применение авиационных профилей для кон-
цевых сечений лопастей не оправдано, тем более, что они менее
благоприятны и с точки зрения кавитации.
Для корневых же сечений, наоборот, наиболее рациональны
авиационные профили с подъемом кромок. Подъем входящей
кромки сечений несколько снижает минимальное значение коэффи-
циента сопротивления сечения и увеличивает эффективный угол
29
I
I
I
I
I
I
I
30
атаки. Подъем выходящей кромки служит различным целям: при
толстых профилях он дает возможность уменьшить кривизну сред-
ней линии (и тем самым избежать возможного срыва потока),
уменьшает эффективные углы атаки сечений и в то же время сни-
жает коэффициент сопротивления. При малых значениях относи-
тельных толщин профилей (0,075^-0,10) подъем выходящей кромки
не дает сколько-нибудь ощутимого эффекта.
При относительных толщинах менее 0,05 качество профиля на-
чинает ухудшаться, в связи с чем значительное утонение сечений
не дает какого-либо выигрыша в к. п. д., кроме того, такие про-
фили характеризуются меньшим диапазоном углов безударного
входа. Тонкие сегментные профили, толщиной менее 0,05, дают хо-
рошие результаты на концевых сечениях. Для сечений, у которых
относительная толщина приближается к 0,20, профили с небольшой
кривизной средней линии * и выпуклой нагнетающей стенкой более
выгодны, чем плоско-выпуклые профили с большой кривизной
средней линии. Опыты с моделями гребных винтов полностью под-
тверждают результаты продувок крыльев. Форма профиля оказы-
вает большое влияние на характер распределения скоростей и
давлений по профилю в целом.
Обобщая сказанное, можно отметить, что увеличение полноты
входящей части профиля или перемещение максимальной толщины
к входящей кромке повышает отрицательное давление на засасы-
вающей стенке профиля в этой части и уменьшает его на выхо-
дящей части профиля. При данном коэффициенте подъемной силы
величина максимального разрежения при этом повышается, а ко-
эффициент сопротивления несколько уменьшается. Этим и опреде-
ляется более высокая эффективность авиационных профилей и
одновременно их худшие кавитационные качества.
Для малонагруженных некавитирующих винтов транспортных
судов (в особенности, работающих при небольших относительных
поступях) форма лопастных сечений играет относительно неболь-
шую роль, поэтому ее выбирают в основном из условий длитель-
ной работы гребного винта на осповном эксплуатационном режиме
судна. В частности, для транспортных судов, имеющих в качестве
основного эксплуатационного режима полный передний ход в усло-
виях чистой воды, хорошо зарекомендовали себя винты серии В,
выполненные по моделям Вагенипгеиского опытового бассейна
(Голландия).
Для скоростных транспортных судов, плавающих в основном
при постоянном режиме работы гребного винта, целесообразно при-
менять винты с модифицированными профилями серии В (см.
главу вторую), характеризующиеся малыми радиусами закругле-
ний входящей кромки.
* В серия профилей NACA, обозначенных четырехзначным числом, первая
цифра соответствует относительном кривизне средней линии (%), следующая
цифра — величине относительной абсциссы наибольшей толщины профиля от но-
сика (%) и последние две цифры — относительной толщине профиля (%).
31
32
Для винтов, работающих при переменных режимах (например,
на буксирах), а также в неравномерном поле скоростей, целесооб-
разно использовать немодифицированные профили серин В, имею-
щие увеличенные радиусы закруглений входящей кромки.
Влияние формы сечений лопасти на характеристики винтов на
заднем ходу иллюстрируется рис. 1.17, 1.18 и 1.19.
Поскольку в настоящее время гребные винты транспортных су-
дов выполняются из самых различных материалов (от высоколе-
гированных сталей до пластмасс), механические свойства которых
изменяются в весьма широком диапа-
зоне, при конструировании гребного
винта важную роль приобретает оцен-
ка гидродинамических характеристик
винта в результате значительных изме-
нений толщины его лопастей. Для ил-
люстрации приведем результаты экс-
периментальных исследований, прове-
денных О’Брайеном [68] в 1957 г.
с обычными гребными винтами и
М. А. Игнатьевым [24] в 1958 г.—
с гребными винтами ледоколов
Испытания О’Брайена проводились
в НФЛ с двумя типами моделей греб-
ных винтов, характеристики которых
приведены в табл. 1.3.
Модели ВТ2 и ВТ6 имели толщину
лопастей, увеличенную на 100,% по от-
ношению к моделям ВТ1 и ВТ5; шаг
моделей винтов ВТ2 я ВТ6 был умень-
шен соответственно на 7,5 и на 10,%
с целью получения одинаковых кави-
Рис. 1.18. Результаты испыта-
ний гребных винтов с разлил
ной профилировкой лопастных
сечений за корпусом судна,
имеющего симметричные око-
нечности (Вашингтонский опы-
товый бассейн). Элементы мо-
делей винтов 0=203 мм;
///£>=0,75; 0e=0,425; z=4;
Zo/D=O,(M.
тационных характеристик.
С учетом результатов экспериментов, проведенных в различных
условиях (в свободной воде, в кавитационной трубе, с турбулиза-
торами и без них), был проведен пересчет кривых действия винтов
Трооста (серия В.4.55) на удвоенную толщину лопастных сечений
eo/rf=0,090 (рис. 1.20).
Общие выводы по проведенной работе сводятся к следующему.
1. Гребные винты нестандартней толщины, проектируемые по
диаграммам стандартных серий, требуют введения поправок на
шаг (рис. 1.21). Винты серии В.4.55 с удвоенной толщиной требуют
уменьшения шага приблизительно на 12% при оптимальном зна-
чении диаметра,, при этом к. п. д. снижается приблизительно на
6%; при уменьшенном диаметре (£) = 0,9£>Opt) поправка па шаг со-
ставляет ~10%, а снижение к. п. д. ~2%.
2. Увеличение толщины лопастей приводит к уменьшению опти-
мального диаметра: увеличение толщины лопастей на 100% со-
ответствует уменьшению оптимального диаметра приблизительно
на 10%.
А
3. Увеличенная толщина лопастей вызывает ухудшение навита
ционных характеристик гребных винтов, что дополнительно усугуб-
ляется уменьшением оптимального диаметра. Повышение числа ка-
витации х, соответствующее началу снижения упора из-за увели-
чения толщин лопастей на 100%, характеризуется следующими
значениями: 20% — при D—0,9DOpi; 50%—при D=l,0DOI1t и
100% — при D=1.IDOM.
Рис. 1.19. Результаты испытаний в свободной воде гребных винтов
с различной профилировкой лопастных сечений (Вашингтонский опы
товый бассейн)- а —на переднем ходу, б—на заднем ходу
(Элементы моделей см на рис. 1.18).
Таблица 1.3
Характеристики моделей винтов
X арактеристн кя Модели
BTI * ВТ2* 1
ВТ5 ВТ6
Тип сечения Концевые сечения сегментные; корне- вые — авиационные NACA Сегментные
Контур Саблевидный Эллиптический с от- кидкой линии наи- больших толшин
Диаметр d, мм Число лопастей г 254 254
4 4
[Патовое отношение H/D 1,02 0,945 1,01 ] 0,909
Относительная толщи- на ev;d • Тип НФЛ 0,045 0,090 0,045 0,040
34
4. Влияние повышенной толщины лопастей на винтах с сегмент-
ным профилем сечений сказывается больше, чем па винтах типа
НФЛ или серии В.
Данные экспериментальных исследований, выполненных М. Л.
Игнатьевым с моделями ледовых гребных винтов (рис. 1.22), хо-
рошо согласуются с результатами, полученными О’Брайеном. Для
выбора оптимальных конструктивных элементов лопастей гребных
винтов типа серии В весьма удобна методика, разработанная
В М. Лаврентьевым.
35
Необходимо отметить, что в проведенных исследованиях изме-
нялась не только толщина, по и относительная кривизна профилей,
причем роль кривизны в суммарном влиянии на гидродинамические
характеристики была как правило определяющей. Если толщина
изменяется при сохранении средней кривизны профиля, то наблю-
дается незначительное снижение упора випта и ухудшаются его ка-
витационные характеристики.
Рис 1.23. Рекомендуемые сечения лопасти вблизи ступицы-
a) flo=0,45; 0=0,015 D, _«/Ь=0,30. е/Ь-20; 01=0,004 D;
б) «о=0.60; 0=0,010 D; ‘^/6=0,40; е/6=0,15, 0| =0,004 D-.
S,/e=0.30;
в) 6о=0,75, 0=0,006 D, (//6=0,40; г/6=0,12; 0, =0,004 D;
У1/е—0^0;
г) 0п=0.85, 0=0=0,004 О; (//6=гл/6 =0,304-0,35; е/&=0,Ю.
Ван Ламмерен [76] дает следующие общие рекомендации по вы-
бору формы профилей сечений лопасти:
— относительную толщину сечений, расположенных вблизи
ступицы, принимать равной не более 0,20;
— форму сечений вблизи ступицы принимать в соответствии
с относительными размерами (указанными на рис. 1.23);
— сечения с подъемом кромок применять до относительных ра-
диусов r/R=0,4 4-0,6.
Контур лопастей. Контур лопастей определяется длиной
сечений лопасти на соответствующих радиусах, которые, в свою
очередь, зависят от принятого дискового отношения, расположения
точек наибольших толщин по длине сечений и числа лопастей
винта.
38
Дисковое отношение винта обычно выбирают с таким расчетом,
чтобы оно отвечало определенным требованиям. При этом оно
должно быть достаточным:
— для обеспечения заданного запаса по отношению ко второй
стадии кавитации на основном режиме;
— для развития заданного упора в условиях высоких старостей
обтекания лопасти при пониженном гидростатическом давлении и
при прососе воздуха (ход в балласте);
— для удовлетворения требований торможения судна при ре-
версах.
Рис 1.24. Зависимость к. п Д 4 лопастных гребных винтов серии В от коэф-
фициента нагрузки ВР при оптимальных диаметрах и различных дисковых
отношениях
Кроме того, оно не должно быть излишне большим, чтобы не
создавалось избыточное профильное сопротивление и нс происхо-
дило снижение к. п. д.
Необходимо отметить, что значительное уменьшение дискового
отношения приводит к снижению к. п. д. винта вследствие возра-
стания профильного сопротивления лопастей в связи с увеличе-
нием относительной толщины сечений. Практически, минимальные
значения дискового отношения ограничиваются из указанных сооб-
ражений величинами 0,35—0.40 Влияние дискового отношения на
к. п. д. показано на рис. 1.24.
Форма контура лопастей оказывает определенное влияние на
к. п. д. лишь узколопастных винтов; при широколопастных винтах
форма контура почти однозначно определяется конструктивными
соображениями и обычно оказывается близкой к эллиптичной.
39
Для уменьшения пульсаций давления на корпусе и распределе-
ния их в пределах более широкого сектора, производится откидка
линии наибольших толщин в сторону, противоположную направле-
нию вращения винта. Такая откидка с приданием лопастям неко-
торой саблевидностн, как бы срезает пики максимальных давле-
ний на поверхности корпуса. В результате периодические силы.
действующие на корпус при работе винта, имеют меньшие ампли-
туды, что более благоприятно с точки зрения предотвращения виб-
рации корпуса судна.
Придание лопастям винта саблевидностн особенно целесооб-
разно при использовании узколопастных винтов на одновинтовых
судах.
Влияние распределения ширины лопастей вдоль радиуса при-
менительно к винтам Вагенингенского бассейна (серий А и В) на-
глядно иллюстрируется кривыми на рис. 1.25._ Несмотря на не-
сколько более высокий к. п. д. винтов серии А при повышенных
шаговых отношениях, они не нашли распространения на судах
40
из-за их большой чувствительности к влиянию свободной поверх-
ности воды.
При применении уклона лопастей следует руководствоваться
следующими соображениями. Вследствие сужения потока в диске
гребного винта струи воды входят в диск под некоторым углом,
поэтому небольшой уклон лопастей назад направляет струи в диск
винта под прямым углом к образующей лопасти, что и обусловли-
вает некоторое повышение к. л. д. С другой стороны, уклон приво-
дит к увеличению напряжений изгиба в лопасти из-за смещения
точки приложения центробежной, силы от корня к концам. При рас-
чете нагруженных винтов, работающих с большим числом оборо
тов, этот фактор может заставить отказаться от уклона лопастей
Кроме того, уклон лопастей дает возможность удалить их от кор-.
пуса, а на одновинтовых судах — уменьшить углы схода ватерли-
ний. Практически, величина уклона лопастей обычно не превы-
шает 15°.
§ 1.5. Влияние размеров и формы ступицы
гребного винта
На ступице и обтекателе гребного винта возникают силы, обус-
ловленные разряжениями, вызываемые закруткой потока, а также
трением на их поверхностях. Составляющая давления развивается,
главным образом, па обтекателе ступицы. Указанные силы приво-
дят к снижению упора и повышению момента винта. Частично сни-
жение к. п. д. происходит также за счет уменьшения гидравличе-
ского сечения движителя. Как правило, при относительных диа-
метрах ступицы, не превышающих 0,24-0,220, влияние последней
на гидродинамические характеристики винта невелико; заметное
падение к. п. д. наблюдается при dlD^G,3. В настоящее время де-
тальные исследования влияния ступиц на характеристики винтов
проведены В. М. Котловичем, которым разработана практическая
методика расчета сил на ступице. Систематические испытания про-
водились и в Национальной физической лаборатории Англия).
Испытания моделей винтов в свободной воде.
По результатам этих испытаний можно сделать следующие заклю-
чения:
1. Чтобы применить результаты испытаний к натурным усло-
виям для винтов со ступицами большого диаметра, необходимо пе-
ред ступицей модели винта расположить модель выкружек вала
или яблока ахтерштевня.
2. Влияние собственно дааметра ступицы пренебрежимо мало,
если ее диаметр не превышает 0,22 D. После превышения этой ве-
личины наблюдается увеличение потерь упора при любых значе-
ниях поступи и яисла оборотов винта.
3. Потери имеют место в результате уменьшения эффективного
шага винта при увеличении диаметра ступицы винта.
4. Большие диаметры ступиц приводят к потерям к. п. д., кото-
рые возникают в результате уменьшения относительного удлине-
ния лопастей.
41
5. Потери упора из-за большого диаметра ступиц можно ча-
стично устранить, выдерживая диаметр ступицы неизменным или
слегка уменьшающимся на расстоянии, несколько превышающем
ширину лопастей по оси винта.
Средние результаты, полученные при этих испытаниях в преде-
лах изменения диаметров ступиц от 0.2 до 0.4 В. сведены в табл. 1.4.
Таблица 1.4
Среднее уменьшение к. п. д. и эффективного шага из-за влияния ступицы
Рассматриваемая характеристика dCT/D = C,30 <гст/о = оло
Vi
При широколопастных винтах Максимальное снижение к. п. д. 3,8 6.5
Уменьшение эффективного шага 2.3 4.1
При нормальных винтах транспортных судов Максимальное снижение к. п. д. 2,0 Испытания не
Уменьшение эффективного шага 2.0 проводились
Таблица 1.5
Результаты самоходных испытаний моделей первой серин (НФЛ)
Номер варианта Коэффициент влияния корпуса К и. д винта II свободной воде цр Коэффициент елия ния неравномер- ности потока в диске винта на Пропульсивный коэффициент и
1 1.24 0,57 1,055 0,745
2 1,27 0,56 1,025 0,729
3 1,26 0,556 1,040 0,732
4 1,25 0,556 1,035 0,732
Влияние диаметра ступицы на значения пропульсивного коэф-
фициента в большой степени зависит от компоновки движитель-
ного комплекса и имеет особое значение для одновинтовых судов.
В НФЛ и Вагенингенском бассейне были выполнены две серии
самоходных испытаний одновинтовых судов с вариантами диамет-
ров и формы ступиц винтов. Результаты испытаний первой серии
показали, что при больших ступицах имеют место потери к. п. д.
(около 2,0%) и увеличение числа оборотов (около 1.0%). Испыта-
ния второй серии подтверждают эти цифры.
Результаты испытаний первой серии (табл. 1.5). Испытания
проводились с самоходной моделью судна длиной по натуре 122 м
(400 фут), имеющего ширину 17 м, осадку 7,55 м и коэффициент
продольной полноты <р=0,717. Были испытаны винты со ступицами
42
четырех форм и размеров при скорости судна, соответствующей
12,75 узла:
— ступица № 1: ^ст/£)=0,169 с хорошим коническим обтека-
телем;
- ступица № 2- с уменьшением до 0,169 у кормо-
вого торца;
— ступица № 3: максимальная величина dCT/^=0,28 с умень-
шением до 0,225 у кормового торца;
— ступица № 4: dmfD=O^ по всей длине ступицы.
Таблица 1.6
Результаты самоходных
испытаний моделей
второй серии
(Вагенингенский бассейн)
ч Sg Q 5 5 ₽ Я
1,068 1,068 0.178 0,323 0.712 0,716 136,3 137.4
2 0.753 0.753 0.155 0.282 0,740 0.704 138,5 140,8
Таблица 1.7
Влияние диаметра ступиц
ва пропульсивные качества
двухвинтового судна
ft Увеличение сопротивле- ния из за величин яб- лока крон- штейна и мортиры, я
0.172 0.672 0.723 4.5
2 0.225 0,674 О.7С8 4.5
0.278 0,671 0.704 4.5
а 0.278 0.661 0,720 7,0
5 0,330 0,652 0,684 4.5
Результаты испытаний второй серии (табл. 1.6). Модель судна
имела ту же длину при ширине, соответствующей в натуре 18,6 м,
осадке 6,6 м и коэффициенте полноты корпуса 6=0,665. Скорость
судна составляла 12,5 узла.
Опыты проводились с двумя
моделями винтов и ступицами
двух различных диаметров
для каждого винта.
Результаты испытаний
ВРШ с различными диамет-
рами ступиц представлены на
рис. 1.26.
Самоходные испытания мо-
делей двухвинтовых судов
(табл. 1.7). Результаты испы-
таний этой серки винтов пока-
зывают постепенное снижение
пропульсивного коэффициента
от 0,723 при ступице мини-
мального диаметра до 0,684
при ступице максимального ди-
аметра и неизмепяющейся ве
личине диаметра ступиц по их
длине. Испытания показали
Рис 1.26. Влияние размеров ступицы
ВРШ на к и. д одновинтового судна
при скорости хода 17 узлов (по данным
фирмы «Ка MeWa».
43
также, что отрицательное влияние увеличенного диаметра ступицы
может быть в значительной мере устранено, если максималь-
ный диаметр ступицы располагается в районе ее носового торца,
а яблоко кронштейна (или выкружка) плавно сопрягается с ним;
однако сопротивление такого яблока увеличивается, а мощность,
потребная для движения судна, не уменьшается.
Испытанная модель соответствовала натурному судну такой же
длины, что и в первой серии испытаний (122 м), при водоизмеще-
нии 10 460 т и средней осадке 6,9 м. В этом случае были испытаны
пять различных ступиц; из них ступицы № 3 и № 4 имели одинако-
вый относительный диаметр, одиако у ступицы № 4 форма у носо-
вого торца обеспечивала плавный переход к яблоку.
Результаты испытаний показывают небольшое, но систематиче-
ское снижение пропульсивного коэффициента с увеличением диа-
метра ступицы (при неизменном диаметре яблока кронштейнов).
При большой ступице № 4 и плавном переходе от яблока повышен-
ного диаметра к ступице снижение пропульсивного коэффициента
не наблюдается, однако из-за некоторого повышения сопротивле-
ния ступиц, яблок кронштейнов и мортир мощность, необходимая
для движения судна, остается такой же, как и при ступице № 3.
Результаты получаются одинаковыми для 3- и 4-лопастных вин-
тов как с сегментными, так и с авиационными сечениями про-
филей.
- Таблица 1.8
Влияние удлиненной ступицы винта
Тип ступицы с обтекателем и руля (по рис. 1.27) Ч "/V,
Маленькая ступица В с обычным обтекателем; без руля и без рудерпоста Маленькая ступица В с обычным обтекателем; пластинча- тый руль с рудерпостом F Маленькая ступица В с обычным обтекателем; обтекаемый руль Е 0,710 0,665 0,775 6,9 7,0 6.8
( Без руля Большая ступица Y < Пластина того же контура, что 1 и руль D 0,650 0.710 6*8
f Пластинчатый руль с рудерпос- Болыиая ступица X < том D 1 Обтекаемый руль * Е 0,660 0,745 7,0 6,8
Большая ступица У; обтекаемый руль* Е Ступица средних размеров W; тот же руль * Е Длинная «улица Z; тот же руль* Е 0.730 0.720 0,740 6,8 6,8 6,8
с обтекаемым рудерпостом.
44
В результате обобщения имеющихся экспериментальных дан-
ных О’Брайен предложил следующие формулы для учета влияния
размеров ступицы на величину шагового отношения и к. п. д. винта:
-А4^1=О,ЗД(-^; , (1.3)
Я/D \ D ! \ D /
где —увеличение шагового отношения;
Д(йСт/^)—увеличение относительного диаметра ступицы;
Дцр — уменьшение, к. п. д. винта.
Рис. 1.27. Вариации удлиненной ступицы с различными
рулями и обтекателями.
I — сечение властикы (позиция D); 2—сечение пластинчатого ру-
ля и рудерпоста (позиция Г): 3— сечение обтекаемого руля
(позиция Е)
Дж. Бекер (57] описывает оригинальные опыты, проведенные со
ступицами различных форм на тихоходном транспортном судне
(табл. 1.8 и рис. 1.27). Наибольшая величина пропульсивного ко-
эффициента была получена при удлиненной ступице в сочетании
с обтекаемым (профилированным) рулем. Однако автор отмечает,
что при более острых корпусах судов эффект удлиненных ступиц
снижается, а при корпусах, за которыми отсутствует вихреобразо-
вание, эффект становится совсем незначительным.
Если обтекаемое, тело (типа ступицы WV на рис. 1.27) выдви-
гается далеко в нос, так, что его максимальный диаметр распола-
гается в районе лопастей- винта, то положительный эффект
45
снижается из-за некоторого уменьшения коэффициента попутного
потока.
Во всех случаях ступицу следует выполнять удобообтекаемой,
с удлиненным обтекателем, уделяя особое внимание ее конструи-
рованию при винтах со съемными лопастями (см. главу вторую).
§ 1.6. Влияние распределения шага по лопасти
Теоретически оптимальное распределение шага ио лопасти
винта может быть определено с помощью вихревой теории при ус-
ловии, что известно распределение попутного потока в диске винта.
Расчеты показывают, что для большинства одновинтовых судов
полезно применять винты с шагом, несколько уменьшающимся
к ступице. Именно поэтому 4-лопастные гребные винты серин Ва-
гспингенского бассейна, чаще всего применяемые на одновинтовых
судах, имеют шаг, уменьшающийся у корня на 20%. На моделях
этих винтов шаг изменяется по ломаной линии, причем уменьшение
шага начинается от сечения, лежащего на относительном радиусе
r/R=0,475, а максимальное уменьшение шага соответствует отно-
сительному радиусу r/R=0,167, т. е. поверхности ступицы.
При рассмотрении вопроса о наиболее рациональном (с техно-
логической точки зрения) законе распределения шага оказалось
несколько более удобным заменить для лопастей винтов серии В
ломаную линию кривой, близкой к гиперболе, с сохранением того
же 20%-него уменьшения шага у корня. Это позволит отказаться
от применения нескольких формовочных угольников для участка
лопастей с переменным шагом, поскольку при гиперболическом
распределении шага гребной винт можно формовать как винт по-
стоянного шага с помощью одного формовочного угольника, если
ось, относительно которой вращается формовочная рейка, установ-
лена эксцентрично. Однако эксцентричное расположение оси вра-
щения формовочной рейки по отношению к каждой лопасти винта
в отдельности требует соответствующей последовательной переста-
новки формовочного шпинделя (при формовке цельнолитых вин-
тов), что также связано с известными трудностями. Поэтому техно-
логические преимущества гиперболического распределения шага
могут в полной мере сказаться только при изготовлении съемных
лопастей сборных винтов, когда необходимо изготовлять формы
только для одной лопасти.
В настоящее время принято проектировать винты по вихревой
теории с распределением шага, закон которого диктуется законом
распределения попутного потока. Необходимо отметить, что улуч
шение пропульсивных качеств при этом относительно невелико.
Однако в этом случае происходит заметное улучшение кавитацион-
ных характеристик и эрозионной стойкости винтов. Наблюдается
также некоторое снижение переменных гидродинамических сил.
ГЛАВА ВТОРАЯ
КОНСТРУИРОВАНИЕ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ
§ 2.1. Основы геометрии гребного винта
Основные положения геометрии лопасти гребного винта обстоя-
тельно изложены в имеющейся обширной литературе по гребным
винтам (4], (22}, {76], поэтому здесь эти вопросы будут рассмотрены
лишь в той части, которая непосредственно связана с графиче-
ским построением гребного винта на плоскости и выполнением его
конструктивных чертежей.
Форма лопасти гребного винта, как известно, характеризуется
рядом крыльевых профилей, расположенных на боковых поверхно-
стях концентрических цилиндров, соосных с осью вращения винта.
Форма этих профилей выбирается по конструктивным соображе-
ниям, изложенным в главе первой (там же даны все основные оп-
ределения геометрических элементов винта).
Наглядное представление об образовании сечений лопасти пу-
тем пересечения лопастей винта соосным с ним цилиндром радиуса
Vi дается на рис. 2.1, а. При повороте винта в направлении стрелки
на 360° сечение, лежащее на радиусе г», соответствующем радиусу
цилиндра, переместится вместе с винтом адоль его оси на величину
шага сечения fit. Кривая abed на поверхности цилиндра есть вин-
товая линия, на которой лежит сечение лопасти be. На рис. 2.1,6
показано образование винтовой линии на поверхности полуци-
линдра путем перемещения образующей yk вдоль оси уу и одно-
временного вращения в направлении стрелки па 180°.
Винтовая линия может быть развернута на плоскость путем
развертывания поверхности цилиндра. После развертки винтовая
линия будет являться гипотенузой прямоугольного треугольника,
один из катетов которого равен длине окружности с радиусом, рав-
ным радиусу цилиндра 2л/?, а другой — шагу винтовой линии, т.е.
высоте ее подъема при повороте образующей на 360°. Угол, лежа-
щий против катета — шага винтовой линии, называется шаговым
углом. На рис. 2.1, б каждая точка образующей yk при ее одновре-
менном поступательном и вращательном движении описывает вин-
товую линию на поверхности цилиндра своего радиуса, поэтому по
верхпость yklmny' будет являться винтовой поверхностью постоян-
ного шага.
Поверхности лопастей гребного винта представляют собой со-
вокупность множества винтовых линий, т. е. являются винтовыми
поверхностями, которые на плоскость не развертываются.
На рис. 2.1,6 показана система прямоугольных координат, при-
нятая для построения проекций гребного винта. Проекции винтовой
линии на плоскости хоу и yoz являются синусоидами, а на плос-
кость хог — окружностью. Если при переходе с одной винтовой ли-
нии па другую их шаг изменяется, совокупность таких винтовых
линий образует винтовую поверхность переменного шага в противо-
положность винтовой поверхности постоянного шага, имеющей оди-
47
паковый шаг на всех винтовых линиях. Тело лопасти гребного
винта образуется различным сочетанием этих винтовых поверхно-
стей. Например, при плоско-выпуклой форме лопасти винта плос-
кая (обычно нагнетающая) поверхность может быть поверхностью
постоянного или радиально-переменного шага (т. е. шага, изме-
няющегося с изменением радиуса лопасти), в то время как дру-
гая ее поверхность (засасывающая) является выпуклой поверхно-
стью аксиально-радиально переменного шага.
Рис. 2.1. Геометрия лопасти гребного винта: а — образование ло-
пастного сечения на радиусе rt (Hi— шаг сечения); б — образо-
вание винтовой линии и система координат, принятая для по-
строения лопасти гребного винта иа плоскости
В дальнейшем при построении проекций лопасти гребного винта
условимся называть проекцию лопасти на плоскость хог— нор-
мальной, проекцию на плоскость уог — боковой и проекцию на
плоскость хоу — горизонтальной.
§ 2.2. Геометрия лопастей винтов
транспортных судов, буксиров и ледоколов
Геометрия лопастей винтов транспортаых судов. Рациональная
геометрия лопастей гребного винта любого судна определяется
в основном условиями его эксплуатации или, точнее, тем режимом,
48
на котором данное судно работает большую часть своего эксплуа-
тационного времени.
Для транспортных грузовых и грузопассажирских судов основ-
ным режимом работы является движение с максимально возмож-
ной скоростью хода независимо от состояния нагрузки судна и
внешних условий плавания. Поэтому выбор геометрических харак-
теристик гребных винтов для судов этого типа в большинстве слу-
чаев подчиняется указанному условию. Иначе говоря, гребной винт
транспортного судна должен работать при максимальном значе-
нии к. п. д. в условиях переменных осадок, при наличии влияния
свободной поверхности воды (плавание в балласте, без груза),
а также на режимах повышенных нагрузок (например, в штормо-
вую погоду).
Опыт проектирования и эксплуатации гребных винтов на транс-
портных судах свидетельствует, что указанным условиям в доста-
точной степени удовлетворяют гребные винты с авиационным про-
филем сечений лопасти и, в частности, винты так называемой серии
В Вагенингенского опытового бассейна (Голландия). Гребные
винты серии В положительно зарекомендовали себя на транспорт-
ных судах практически всех типов и в настоящее время широко
применяются как в СССР, так и за рубежом.
Форма лопасти винтов серии В характеризуется саблевидным
контуром, наибольшая ширина которого располагается на относи-
тельном радиусе г//?=0,6. Саблевидность лопастей, характеризую-
щаяся откидкой линии наибольших толщин относительно оси лопа-
сти, находится в пределах от 20 до 38° и укеличивается при увели-
чении дискового отношения и уменьшении числа лопастей, т. е. при
увеличении их ширины. Форма сечений лопасти характеризуется
авиационными профилями корневых сечений, имеющих подъем
обеих кромок. Эта форма сечений сохраняется приблизительно др
радиуса r/jR=0,6^-0,65, где уже нет подъема кромок; начиная с ра-
диуса r/R=0,8 сечения принимают форму круговых сегментов с не-
сколько притупленной входящей кромкой.
Форма лопастей винтов серии В в ее первоначальном виде по-
казана на рис. 2.2 (применительно к 4-лопастным винтам), на кото-
ром виден и характер распределения шага по лопасти. Основные
геометрические характеристики винтов серии В приведены
в табл. 2.1. Относительные ординаты для построения контура ло-
пастей и профилей сечений этих винтов даны в табл. 2.2.
Отличие модифицированной серии от первоначальной состоит
в том, что входящим кромкам корневых сечений придана более
заостренная форма (уменьшен радиус закруглений), а также не-
сколько уменьшена величина подъема кромки. Для сравнения оба
варианта лопастных сечений представлены на рис. 23.
Форма лопасти любого гребного винта на чертеже характери-
зуется его спрямленным контуром с нанесенными на пего также
спрямленными сечениями лопастей.
Для построения спрямленного контура винта, соответствующего
первоначальной или модифицированной серии В, необходимо знать
3 ф м. Кацман. Г. М Кудреватый
49
50
диаметр ступицы гребного винта. Величина относительного диа-
метра ступицы цельнолитых винтов обычном конструкции лежит
в пределах: о„-(0,16D. (2.1)
где D — диаметр винта. Таблица 2.1
Основные геометрические характеристики гребных винтов серии 15
1 5 £ а й S 1 « S I s “в st 5? й| Р Ою ° И г « X ! S «я II |в « § о? | Й id о и И = “ |8 О И || И 0 В 1 0 is 5“ || h Р о£ 3 а 1 1 | feQ а£
2 0,30 0.0718 28" — - — - — — 0,055 0.180 0 15" 0.5М.4
3 0.35 0,0850 22” 0,50 0.0590 30° 0.65 0.0453 38" 0.050 0,180 0 15" 0.5-М.4
4 0,40 0.0850 22- 0.55 0066 28° 0.70 0.518 36е 0.045 0.167 20 15° С. 5:1.4
5 0.45 0.090л 20' 0,60 0.0678 26" 0,75 0,510 32” 0.040 0.167 0 15" 0Л+1.4
6 0.50 0.0960 18 0.60 0.075 24е — — 0.035 0,167 0 15" 0.6 ч-1.4
7 0,70 о.сдац - - - - - 0.035 0.180 0 15” 0.6 1,4
Таблица 2.2
Относительные ординаты контура лопастей профилей сечений винтов серии В
В4 п В5 В2 и ВЗ От макси- мальной толщины до входящей кромки соот- ветствующего сечения хо!Ьт
Выходя- *$т ',/Ьт Вся сечспвя Ч»т r/R Выходя «X Длина сечения Мт
20.14 43.11 47.00 48.35 46,68 43.92 40,78 37.30 33,32 29.18 11,35 25,35 41.65 51,40' 56.08 57.60 50.32 52.64 46,90 64,46 72.35 90,00 98.08 100.00 98.38 93.62 85.06 76.08 1.0 0,95 0,9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 46.14 45.46 48.22 46,97 44,18 46,53 36.62 32.67 28,68 14,87 >7,82 30,31 44,63 52.22 65,82 56.52 54,91 51.24 46.05 57,96 75.77 92,85 99.19 100,00 97.05 91,53 83,91 74.74 0,50 0.50 0,478 0.442 0.389 0.455 0.349 0,35 0.85
100 = 0. 4670oD 100 =- 0,73960oD
Чисю лопастей 5 3 Длина сечений нв г/Я = 0,2 0,3327-ОдО 0.4l95-0flD 0.5527-бцО Число лопастей 5 3 Длина сечений на r/R = 0.6 олзгз-бдО 0,54G7-eoD 0,7396-ОдО
3*
На рис. 2.4 показаны соотношения размеров ступицы для вин-
тов серии В.
Точная величина диаметра ступицы устанавливается в основ-
ном в зависимости от диаметра вала, причем толщина тела сту-
пицы может быть принята равной 0,4—0,5 среднего диаметра ко-
нуса вала, однако с тем условием, чтобы ее торцы плавно соче-
тались с яблоком старн-поста или кронштейна гребного вала.
Рис. 24. Некоторые конструктивные характеристики винтов
серии В.
Зная величину дискового отношения и относительный диаметр
ступицы или do/D, по графику рис. 2.5 определяют величину
наибольшей относительной ширины лопасти bmz!D, по которой на-
ходят затем ее абсолютное значение.
Далее согласно ГОСТ 8054—72 «Винты гребные металличе-
ские» (действительному с 1 января 1974 г. вместо старого ГОСТ
8054—59) в соответствии с принятым классом гребного винта обя-
зательно должны быть заданы контрольные радиусы лопастных се-
52
чений, которые используются не только в построении проекций ло-
пасти на чертеже, но также и для разметки готового гребного
винта и его обмера. Однако для более точного вычерчивания спрям-
ленного контура лопасти, независимо от принятого класса винта,
его построение целесообразно производить по всем радиусам, ука-
занным в таблице 2.3., т. е. через 0,1 R винта.
Рис. 2.5 График для определения наибольшей относительной
ширины лопастей винтов серин В.
bmZlD — наибольшая относительная ширина лопасти.
Согласно упомянутому ГОСТ 8054—72 все металлические греб-
ные винты независимо от их конструктивного типа (включая винты
регулируемого шага) должны соответствовать одному из четырех
классов: особому, высшему, среднему и обычному.
ГОСТ предусматривает, что проверка соответствия требова-
ниям стандарта согласно принятому классу винта производится
следующим образом:
53
Таблица 2.3
Форма бланка для расчета ординат спрямленного контура лопасти
г/К Входящая кромка Линия наибольших толщин Выходящая кромка Входя- лопаств Выходя, лопасти р^а
г? J; S * *
0.2
0,3
0,4
0.5
0,6
0,7
0,8
0.9
0.95
3
— для винтов особого и высшего класса диаметром 1 м и бо-
лее— на восьми радиусах винта: 0,3; 0,4; 0,5; 0,6; 0,7; 0,8; 0,9 и
0,95/?. Для гребных винтов диаметром до 1,0 м — не менее чем на
пяти радиусах: 0,3 или 0,4; 0,5; 0,6 или 0,7; 0,8 или 0,95/?;
— для винтов среднего класса — пе менее чем на пяти радиу-
сах: 0,3 или 0,4; 0,5; 0,6 или 0,7; 0,8; 0,9 или 0,95/?;
—-для винтов обычного класса — пе менее чем на четырех ра-
диусах: 0,4 или 0,5; 0,6 или 0,7; 0,8; 0,9 или 0,95/?.
По требованию заказчика для винтов особого класса проверка
производится также на радиусах 0,25 или 0,2/? и 0,98/?.
Величины радиусов принимают с округлением по ГОСТ
6636—69. Спрямленный контур лопасти обычно располагают в пра-
вой стороне чертежа (рис. 2.6). Далее, проведя ось лопасти и ось
вращения гребного винта, проводят горизонтальные линии на тех
радиусах, для которых предполагается построение сечений. На этих
линиях в обе стороны от проведенной вертикальной оси отклады-
вают значения лу, х2 и хс, взятые из табл. 2.2 по их относительным
значениям и пересчитанные через величину Ьт в миллиметры. Пере-
счет относительных значений в абсолютные ведется в расчетном
бланке, заготовленном по форме табл. 2.3. Концы отрезков Xi и хг
определяют контуры входящей и выходящей кромок, которые со-
54
единяются плавной кривой, а отрезки Хо — фиксируют точки, опре-
деляющие положение линии наибольших толщин лопасти, которая
также наносится на спрямленном контуре.
После этого с помощью планиметра определяют площадь полу-
ченной спрямленной лопасти для проверки величины дискового
отношения винта. Затем строят сечения лопасти на выбранных ра-
диусах спрямленного контура, для чего необходимо разделить вхо-
дящую и выходящую части каждого сечения (по его хорде) в обе
стороны от линии наибольших толщин на пять равных частей, вос-
становив из полученных точек перпендикуляры. Вслед за этим сле-
дует выписать из табл.
Сечения лопасти Зля иаЪлоноЗ /г- ^\, -J VA «» s Линия Mu- l'////^\m\ai у№\1№\^в ™ 'joowm Схено установки формовочного угольника , Кф' Я‘ 5. ч$| я к7 I ZKR# Ktp гребного винта. 2.4 или 2.5 ординаты тол- щин сечений (в процен- тах от наибольшей тол щины на данном сечении для 20, 40, 60 и 80% ши рины данного сечения) для всех r/R и внести их значения в бланк по фор- ме табл. 2.6. Затем на спрямлен- ную поверхность лопасти наносят закругления и подъемы кромок всех се- чений, относительные зна- чения которых для пер- воначальной серии В сни- мают с графиков (рис. 2.7), а для модифициро- ванной серии — прини- мают согласно следую- щим данным: — величина закруг- ления концевой кромки лопасти d=0,0015В; dmin = 3,5 мм; —. толщина концевой кромки лопасти при Ог^ г^ЗООО мм составляет вкр=0,004-0; при В> 2^3000 мм — Cj<p= =0,0035 О; — радиус за- кругления на 0,2 R = =0,0024-0,00175 0 (при 0=1,04-7,0 м). Для судов, имеющих ледовый класс, толщина кромки принимается по Правилам Регистра СССР или по формуле екр = 8 0,0040 мм. Условная толщина ло- пасти па оси винта при-
57
Ординаты профилей сечений модифицированной серии
нимается равной (0,035^-0,060) D в зависимости от числа лопастей,
материала винта и требований, предъявляемых к его прочности
(табл, 2.7).
После того как закругления и подъемы кромок нанесены, на
перпендикулярах к хордам сечений откладывают вычисленные зна-
%30 20 10 0 0 10 20 30 40%
tfytn i S/Sm i
Рис. 2.7. Подъемы и закругления кромок лопастей винтов первовачальной
серин Б.
----------------------------сталь, чугун;--------латунь.
чения их толщин и соединяют плавной кривой полученные точки,
получая таким образом спрямленные профили лопастных сечений.
Чтобы задать значения толщин сечений лопасти с точностью
до 0,1 мм, все профили необходимо вычертить на миллиметровой
бумаге в натуральную величину, строго следя за плавностью
Форма бланка для расчета
гЩ нм' Входящая часть
*1- Длина входящей части, % Подъем Диаметр аакругле-
20 40 60 «0
1 * I э S _Е 1 Ук/Ут- * I * X Е
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0.7
0.8
0,9
формы профиля и корректируя при этом первоначально вычислен-
ные значения толщин. Затем на спрямленный контур лопасти нано-
сят равномерную сетку (см. типовой чертеж винта на рис. 2.6),
на которой проставляют откорректированные значения толщин се-
чений, снятые с миллиметровой бумаги. На этом построение спрям-
ленного контура лопасти гребного винта типа серии В Вагенинген-
ского бассейна заканчивается.
Для быстроходных судов пользоваться геометрическими харак-
теристиками винтов серии В нецелесообразно, поскольку у вин-
тов с авиационными профилями кавитация наступает раньше, чем
у винтов с сегментными сечениями. В таких случаях более рацио-
нально применять винты с сегментными профилями сечений. Число
лопастей для этих винтов обычно принимают равным трем, чтобы
по возможности снизить относительную толщину лопастных сече-
ний. Контур лопастей при этом чаще всего принимается симмет-
ричным, эллиптической формы или с несколько уширенными кон-
цами. Построение спрямленного контура лопасти в таких случаях
60
Таблица 2.6
ординат профилей лопастных сечений
1) вычисляют среднюю ширину контура лопасти
2) определяют ширину контура на данном радиусе
br=abxy^l—х, (2.3)
где х—ордината контура лопасти;
а - коэффициент, снимаемый с графика (рис. 2.8).
Прн этом задаются значениями i и х и принимают 1=2 и jcj=
=0,25 для контура лопасти, близкого к эллиптичному, и дискового
отношения 6о^0,6; i=3 и Xi=0,28 для контура лопасти с уширен-
ными концами и дискового отношения 6в^0,6;
3) снимают с графика на рис. 2.8 необходимые величины для
принятых значений i и Xt; bv/b- l0/l; а;
61
Рис. 2.8. Коэффициенты для построения спрямленного кон-
тура лопасти (по Э. Папмелю).
4) определяют ширину лопасти у корня
Sk=-^6; (2-4)
5) определяют длину лопасти
(2.5)
2
6) рассчитывают отстояние центра тяжести спрямленной по-
верхности лопасти от корня
1-Д; (2-6)
7) вычисляют радиус центра тяжести спрямленной поверхности
лопасти
R.=/.+-^; (2Д
8) рассчитывают расстояние от начала координат до внешней
кромки лопасти
(2.8)
9) определяют расстояние от начала координат до оси винта
c=L-R. (2.9)
Дальнейший расчет целесообразно выполнять по форме, указан-
ной в табл. 2.8.
По результатам вычислений, проведенных в табл, 2.8, вычерчи-
вают спрямленный контур лопасти, планиметрируя который про-
веряют заданную величину дискового отношения лопасти 6С. Затем,
вычертив на боковой проекции
винта ступицу и сечение по ли-
нии наибольших толщин (со-
ответствующее при сегмент-
ных профилях сечению по оси
лопасти), переходят к вычер-
чняанию скельтонов (спрям-
ленных профилей .сечений) на
спрямленной поверхности. Рас-
пределение толщины по лопа-
сти принимают исходя из ус-
ловий прочности и необходи-
мого гидродинамического ка-
чества сечений лопастей. Пос-
ле этого строят все остальные
проекции гребного винта.
Гребные винты буксиров и ледоколов имеют много общего, по-
скольку условия работы этих винтов и требования, предъявляемые
к ним в процессе эксплуатации, весьма близки. В основном эти
Таблица 2.7
Рекомендуемые значения условной
относительной толщины лопасти
на оси винта е0 в долях диаметра
гребного винта
Материал гребного
Углеродистая
сталь
Чугун
Нержавеющая
сталь
Латунь
0,050
0,045
0,055
0,045
0.050
0,040
0,045
0,040
0,040
0,045
0,035
0,035
63
62
Таблица 2.8
Определение ординат спрямленного симметричного контура лопасти
(по Э. Папмелю)
№ мм * L /1—ж *»' 1—Ж Ьг — abx^ 1—ж.
I 0,2
2 0,3
3 0.4
4 0.5
5 0,6
6 0.7
7 0,8
8 0,9
требования сводятси к обеспечению высокой эффективности на ре-
жимах, близких к швартовому, и на заднем ходу. Удовлетворение
этим требованиям достигается рациональным выбором геометриче-
ских элементов вията и применением специальной профилировки
лопастных сечений и контура лопастей. Для повышения прочности
винтов ледоколов необходимо увеличить толщину сечений ло-
пастей.
Исследованию влияния формы лопастных сечений на работу
винта па заднем ходу были посвящены работы ряда отечественных
и зарубежных авторов [22, 76]. Результаты исследований представ-
лены на рис. 2.9.
Применительно к ледоколам наиболее полное исследование
этого вопроса с проведением модельных испытаний было выпол-
нено М. А. Игнатьевым [24]. За основу были приняты гребные
винты некоторых ледоколов, имеющие следующие формы профи-
лей: а) авиационный — ледокола типа Уинд; б) сегментный—ледо-
кола Сибирь; в) пластинчатый — ледокола Сибиряков; г) двояко-
выпуклый — ледокола Красин; д) маневренный профиль Шаф-
франа; е) профили атомного ледокола Ленин. Форма лопастных
сечений различных ледоколов представлена на рис. 2.10.
64
Результаты испытаний показали, что наибольший упор на зад-
нем ходу (90—95% упора переднего хода) обеспечивают профили
лопастей гребного винта ледокола Ленин и маневренный профиль
Шаффрана. Профили лопастных гребных винтов ледоколов типа
УпнЭ и Сибирь развивали на заднем ходу лишь 50—60% упора пе-
реднего хода.
Рис 29 Упор на швартовых для 4-лопастных ледовых
гребных винтов с различной профилировкой лопастных се-
чений.
Для профиля I. 6о=0,50; 6р=О,65—0,09.
Для профиля II: 6О—0,52; 3^—0,65—0,08
65
В результате проведенных исследований для ледоколов был ре-
комендован двояковыпуклый профиль сечений лопастей, образо-
ванный параболой третьей степени с подъемом входящей кромки
па 15% от максимальной толщины сечения. Такая форма профиля
обеспечивает повышенную прочность лопастей и высокую эффек-
Рис. 2.10. Корневые сечения лопастей ледоколов- а — Ермак;
б — Сибирь; в — Сибиряков (корм.); г—Владимир Ильич
(б. Александр Невский) (корм.); d—типа Уинд (корм.),- е —
Ленин (постройки 1917 г.); ж—Лена; и — Капитан Воронин
(корм); К — Капитан Воронин (нос), л — Москва (борт);
« — Москва (средн.); н — атомный ледокол Ленин.
тивность заднего хода судна при вполне удовлетворительных зна-
чениях К.П.Д. на переднем ходу.
Построение спрямленного контура лопасти, а также профилей
лопастных сечений винтов этого типа ведется следующим образом.
В. Ширину лопасти 6 и наибольшую толщину сечений (см, схему
модели ледового винта на рис. 2.81) снимают с графика па
рис. 2.12. По этому графику, в зависимости от принятых основных
элементов гребного винта (диаметра, дискового отношения и отно-
67
стельной толщины сечений), определяют основные геометрические
характеристики лопасти. Расчет ведется в табличной форме
(табл. 2,9). По рассчитанным численным значениям ширины на
различных радиусах строят спрямленный контур лопасти.
2. По определенной максимальной толщине сечений на задан-
ных радиусах строят профили лопастных сечений. Линия, ограни-
чивающая контур сечения, является параболой третьей степени
и определяется по уравнению
у9—2рх. (2.10)
Рис. 212. Распределение максимальной толщины и ширины лопасти
по радиусу для гребных винтов ледоколов.
Таблица 2.9
Определение ширины и наибольшей толщины сечений ледовых винтов
Величины е/Я
0.3 0,5 0,6 0,7 0,8 0.9 1,0
b!D (с графика)
. ь , О — и. мм D
6 (с графика)
е = 66, мм
68
Ветви парабол, образующих профиль, имеют начало координат на
кромках сечения.
Величины yi, уг, ys, У1 определяются следующими равенствами
= —0,15е —0,517е; (2.11)
</2==-^-еЧ-О,15е —0,483е; (2.12)
Уа=-—е=0,667е; (2.13)
t/4=-±-e=--0,333e. (2.14)
Максимальное значение Хтах=Ь/2. Так как ординаты при х—Ь12
обращаются соответственно в yi, уг, Ув и у^ то в безразмерном
виде уравнения парабол выразятся так:
-&£.=(),617 (2.16)
JU- =. 0.4831/ — ; (2.16)
е I- ь
3 / о
- 0.667 у/ ; (2.17)
JU- = 0,333 1 / — . (2.18)
е )' Ь
Для выполнения расчетов в табл. 2.10 приведены относительные
значения ординат точек профилей.
Таблица 2.10
Относительные ординаты для построения сечений лопасти
уе 2xlb
0.1 0,2 0,3 ол 0.5 0,6 0-7 0,8 0,9 1,0
У1№ 0,240 0,302 0,346 0,381 0,410 0,436 0,459 0,480 0,499 0,517,
Уа!е 0,224 0,283 0,323 0,356 0,383 0,408 0,429 0,449 0,466 0.483
Valie 0,310 0,390 0,446 0,491 0,529 0,563 0,592 0,620 0,644 0,667д
Уц/е 0,155 0,195 0,223 0,246 0,264 0,281 0,296 0,309 0.321 0,333‘
6»
Радиус закруглений кромок принимают равным г=0,05 I однако
он должен быть не менее г=6 мм. Начиная с х=0,05 Ь контур
профиля сечения соединяется плавной кривой, сопрягаемой с за-
круглением кромок.
Рассмотрим следующий пример расчета. На радиусе г, ширина
сечения b составляет 1500 мм, Ь/2=750 мм, а наибольшая толщина
£=122 мм. Абсциссы х и ординаты у точек профиля определяем
с помощью табл, 2.10 путем умножения первой строки на 6/2=
= 750 мм, а остальных — на е=122 мм. После этого составляется
таблица ординат в форме табл. 2,11.
Таблица 2.11
Вычисление ординат для построения сечения лопасти, мм
У X
75 150 300 450 €00 750
УН 29,0 36,5 46,0 52,5 58,0 63,8
Ун 27,0 34,5 43,5 50,0 55,0 58.2
У»1 37,6 47,3 59,5 68,0 75,2 81,5
Уй 18.9 23,9 30,5 34,5 37,5 40,5
Для ледокольно-транспортных судов может быть рекомендо-
вана профилировка лопастей типа серии В Вагенингенского бас-
сейна с сечениями несколько повышенной толщины, удовлетворя-
ющей условиям прочности.
Поскольку подавляющее большинство буксиров эксплуатиру-
ется в ледовых условиях, то для них в ряде случаев можно приме-
нять винты с такой же профилировкой сечений, как у гребных вин-
тов ледокола.
Прй рассмотрении конструкции ледовых гребных винтов сле-
дует упомянуть новую форму контура лопастей, предложенную
С. В. Яконовским и др.
Наиболее успешно данный контур лопастей может быть исполь-
зован для винтов ледоколов, судов активного ледового плавания,
а также судов, плавающих на засоренных акваториях (портовые
суда, буксиры, суда лесосплава, катера, моторные лодки и пр.),
поскольку лопасти гребных винтов этих судов часто подвергаются
ударам о посторонние плавающие твердые предметы (например,
лед, бревна и пр.)
Форма кромок лопастей винта в значительной степени опреде-
ляет величину сил, возникающих при ударах лопастей о твердые
тела как на переднем, так и на заднем ходу судна, что в конечном
итоге характеризует надежность системы винт — валопровод.
70
При построении нового контура была поставлена задача со-
здать гребной винт, обеспечивающий минимально возможные зна-
чения внешних ударных сил, возникающих при взаимодействии ло-
пасти с твердым телом. Принцип построения состоял в том, что
концевая часть каждой лопасти в нормальной к оси вращения
винта проекции была очерчена по эпициклоиде ВС (рис. 2.13),
а примыкающий к нему участок CD выполнен в этой же проекции
по эвольвенте, касательной к эпициклоиде.
Обе кривые в точке С имеют общую касательную, причем точка
С отстоит от оси вращения винта на 0,8-—1,0 радиуса винта.
В зависимости от условий работы
гребного винта такую форму могут иметь Z
только входящая кромка или только вы-
ходящая кромка лопасти или одновре-
менно обе кромки. Причем параметры
эпициклоиды и эвольвенты входящей и
выходящей кромок могут быть как оди-
наковыми, так и различными, поскольку
площади, заключенные между осью ло-
пасти ОВ и входящей или выходящей
кромками, могут находиться в различных
соотношениях.
Такая эвольвентно-эпициклоидальная
форма контура лопастей гребного винта
получена в результате анализа обьектив-
Рис'. 2.13 Новая форма кон-
тура лопастей ледовых
гребных винтов
ной связи между силами, возникающими
при соударении двух тел, и их формой.
На основании вышеизложенного мо-
жно дать следующие рекомендации по
проектированию винтов ледоколов:
1. Избегать применения винтов, имеющих контур лопастей типа
Каплана.
2. Не делать уклона лопасти или делать его крайне незначи-
тельным, так как наличие уклона не может существенно ослабить
удар поверхностью, а при ударе выходящей кромкой создает воз-
можность прямого удара.
3. Так как при работе винта на передний ход и соответствую-
щем движении судна удар кромкой происходит всегда со скольже-
нием (а именно этот режим является наиболее типичным и дли-
тельным), то следует проектировать контур лопасти таким обра-
зом, чтобы скольжение было наибольшим.
§ 2. 3. Методы построения проекций лопасти
гребного винта
Графический метод. Этот метод наиболее распространен при
вычерчивании гребных винтов транспортных судов, дисковое отно-
шение лопастей которых в подавляющем большинстве случаев ле-
жит в пределах 6(1=С0,70_
Исходными данными для построения проекций гребного винта
служат его основные геометрические элементы, определенные гид-
родинамическим расчетом: диаметр, шаг, число лопастей, дисковое
отношение, форма спрямленного контура лопастей и сечений ло-
пасти. Ниже описывается методика построения проекций лопастей
гребного винта типа серии В, геометрия которых дана в § 2.2.
Для построения необходимо иметь спрямленный контур лопасти
с вычерченными на нем профилями спрямленных сечений лопасти,
а также боковую проекцию ступицы с условным сечением по ли-
нии наибольших толщин (рис. 2.14).
На спрямленном контуре проводят наклонные оси сечений из
точки Ф, лежащей на расстоянии Н/2л от осевой линии спрямлен-
ного контура, через точки пересечения радиусов спрямленных се-
чений с осевой линией лопасти. Для винта правого вращения точка
Ф располагается слева от лопасти (у выходящей кромки), для
винта левого вращения — наоборот. Шаблоны сечений для виита
правого вращения необходимо гнуть выпуклостью к себе (смотря
на чертеж), для винта левого вращения — наоборот, о чем на чер-
теже должно быть сделано соответствующее указание. Построение,
приведенное на схеме рис. 2.14 ведется в порядке букв алфавита
(от „а” до „и”), указанных на рисунке, и особых пояснений не тре-
бует. Этот порядок, применяемый для лопастей любой формы,
весьма прост и легко усваивается после первого построения.
Аналитический метод. Известно, что винтовая поверхность не
может быть развернута на плоскость без искажений, поэтому гра-
фические методы построения проекций лопасти гребного винта,
основанные на замене винтовой линии касательным к ней эллип-
сом, в некоторых случаях могут оказаться недостаточно точными.
Рассматриваемый метод построения проекций лопасти винта
назван так потому, что координаты любых отдельных точек на по-
верхности лопастей определяются расчетом по формулам, предва-
рительно выведенным аналитическим путем. Этот метод имеет зна-
чительные преимущества перед графическим, так как он позволяет
с высокой степенью точности произвести построение проекций ло-
пастей -гребных винтов, независимо от их конструктивных харак-
теристик.
Для построения проекций лопастей винта аналитическим мето-
дом должны быть заданы следующие характеристики:
— диаметр винта D;
— радиусы сечений лопасти
— конструктивный шаг на всех сечениях //,•;
— число лопастей винта г;
— размеры и форма ступицы;
— форма и размеры сечений лопасти на заданных радиусах.
Лопасть винта рассекают сечениями двух видов: а) равноот-
стоящими цилиндрическими сечениями, соосными по отношению
к оси вращения винта у и имеющими радиусы гг. б) плоскостными
сечениями /, пересекающимися на оси у и расположенными по от-
ношению одно к другому на равных центральных углах а.
72
Рис. 2.14. Графический метод построения проекций лопасти гребного винта: а— боковая проекция лопасти
сечение в проекции «вид сверху»; б —нормальная проекция лопасти; в — спрямленный контур лопасти.
Величину шага в точках пересечения сечений плоскостями / .
для сечения любого радиуса можно выразить величиной /Zi=ffc/2jr.
Любую точку нагнетающей поверхности лопасти, расположенную
между осью z и входящей кромкой, будем обозначать ац, а ее
координаты соответственно xt}, Уц, Zi}; точки, расположенные на
засасывающей поверхности, обозначим теми же буквами со штри-
хом, т. е. o'i,, x'ij, y’ij, z'j. Точки,
расположенные между осью z и
выходящей кромкой, можно обо-
значить буквой b с аналогичной ин-
дексацией.
В том случае, когда речь будет '
идти о точках, расположенных на 4
спрямленной поверхности лопасти,
над буквами будем дополнительно >
ставить черточку; например, и
д'»,- будут обозначать две точки,
расположенные соответственно на
нагнетающей и на засасывающей
поверхности спрямленной лопасти.
После принятия указанных обо-
значений остается только выразить
координаты точек ац п а'ц через
заданные величины г«, a,, h+ В ре-
зультате для вычисления коорди-
пат точек нагнетающей поверхно-
сти согласно рис. 2.15 получим еле- ,
дующие формулы: ;
Ху = Ге-SinC4;-; 1
И1=1Щ ! (2-19)
2у = Г4С05а/, j i1
= [ (hiOjf -f- (G-flj-)2 = fl; 1' ft? + а?;
(2.20)
P,-ardg^- = arctgA-. (2.21)
Определение координат точки fl„, лежащей на засасывающей
поверхности, производится по расположению этой точки на спрям-
ленной поверхности а'ц следующим образом. По формуле (2.21)
определяется угол р, (рис. 2,16), после чего построением наносят
точку ац и замеряют величину хц.
Из формулы (2.20) имеем ;
Рис. 2.16. Схема к определению координат точек па спрямлен-
ной поверхности лопасти.
а1
(2.22)
Величина угла щ везде принимается в радианах.
При помощи полученных формул определяется положение лю-
бой точки на поверхности лопастей винта.
Рассмотрим основные построения с применением аналитиче-
сного метода. Построение контуров проекций лопасти по задают!
спрямленной поверхности и профилям сечений ведется в таков по-
следовательности: нормалвная проекция лопасти - боковая проев-
ция — вид лопасти сверху.
75
74
Вычисление координат контура
от ММ’ li * II в" •L Вх в* ОЛЯЩВЯ В* 8
(1) <2) <3) И) <5> (6) (П (8) (Я) <10 (11)
0,2
0,3
0.4
0,5
0.6
0,7
0.8
0.9
0,95
Перед началом вычисления координат точек на спрямленной
поверхности лопасти необходимо выполнить следующие вспомога-
тельные построения:
1 , От вертикальной оси лопасти на оси гребного винта откла-
дывают величину hi=HJ2n', для винта с радиально-перемеииым
тагом эта величина определяется и откладывается для каждого
сечения' (рекомендуется брать сечения через 0,1 /?), причем для
виита правого вращения величина hi откладывается влево от оси
лопасти, а для левого — вправо.
2 . Из точки Ф (рис. 2.16), полученной после того, как отложены
величины hi~Н/2л, проводит лучи ФО через точку пересечения
оси лопасти с хордой каждого сечения.
3 Если сечения лопасти имеют закругления или подъемы кро-
мок, то параллельно лучам ФО проводят вспомогательные линии
КК и ММ, касательные к крайним точкам каждого сечения лопа-
сти; при отсутствии закруглений и подъемов кромок эти касатель-
ные не проводят.
Вычисление координат точек контура в трех проекциях следует
вести в табличной форме (табл. 2.12), предварительно вписав вза-
ранее заготовленный бланк величины rit hit и х^вых длякаж-
76
Таблица 2.42
лопасти и трех проекциях
часть Выходящая часть
f 1Ц € II В* n г 1 1Ц 8~ г 1Ц 8* II ь в" Н г
(12) (18) (14) (15) (16) (17) (18) (19) (20) (21) (22)
— —
- — — — — - —
дого сечення лопасти, снимая величины расстояния Оа± и Obi Для
входящей и выходящей кромок непосредственно со спрямленного
контура. Для сечений без подъема кромок величины Хц следует
снимать по расстояниям Оа и Об, В результате проведенных вычис-
лений определяются координаты (Xi;, уц, zfj) точек контуров всех
трех проекций лопасти гребного винта. Построение по вычислен-
ным координатам ведется в указанном выше порядке и затрудне-
ний не представляет.
Однако для построения сечений лопасти в проекции «вид
сверху» на спрямленном контуре необходимо провести дополни-
тельные касательные перпендикулярно к ранее проведенным (см.
выше п. 3 и рис. 2.16), которые дадут возможность более точно
определить положение закруглений носика и хвостика сечений
в этой проекции. При этом следует иметь в виду, что первона-
чально на проекции лопасти «вид сверху» строится лишь внешняя
хорда каждого сечения, длина которой при наличии закруглений
и подъемов кромок определяется величиной а±ОЬ1 (рис. 2.16).
После того, как хорды каждого сечения в этой проекции вычер-
чены, необходимо отложить от их концов в направлении оси винта
величины сцс и biCt, перенеся их со спрямленной поверхности
77
лопасти. Эти величины точно определят положение кромок сече-
ний, имеющих закругления и подъемы, на проекции лопасти „вид
сиерху”. Контур каждого сечения лопасти, соответствующий заса-
сывающей поверхности лопасти на этой проекции, определится ну-
тем вычисления координат х'ц или у'{} по формулам (2.23).
§ 2.4. Вспомогательные построения
при конструировании гребных винтов
Построение плоских сечении лопасти. При расчетах прочности
лопастей гребных винтов иногда необходимо точно знать форму
так называемых плоских сечений, полученных в результате пере-
сечения лопасти любыми плоскостями, параллельными оси враще-1
ния винта. В этих случаях построение целесообразно выполнять
аналитическим методом, так как применение графического метода
приводит к чрезмерному загромождению чертежа многочислен-
ными линиями. Кроме того, в отдельных случаях использование
графического метода может привести к значительным погрешно-
стям.
Для построения плоского сечения необходимо иметь спрямлен-
ную поверхность лопасти с вычерченными на ней не менее чем'
тремя сечениями той части плоскости, для которой необходимо
построить плоское сечение. Затем ио данному спрямленному кон-
туру строят нормальную проекцию лопасти, причем для обеспече-
ния большей точности построений также используют аналитиче-
ский метод.
Далее построение ведется в следующем порядке. На нормаль-
ную проекцию лопасти наносят след от пересечения ее любой пло-
скостью V—V, параллельной оси винта в желаемом месте
(рис. 2 17); на ту же проекцию наносят следы от пересечения ло-
пасти радиальными плоскостями /, равноотстоящими от оси ло-
пасти по центральным углам (например, 10°), а через крайние
точки пересечения плоскости V—Vс контуром нормальной проекции,
проводят дополнительные следы плоскостей через точки 2 и 11.
Все точки пересечения плоскостей V— V с плоскостями / нумеруют
и с помощью циркуля переносят на ось лопасти; величины цент-
ральных углов каждой точки, отсчитанные в обе стороны от оси
лопасти, а также радиусы точек заносят в расчетный бланк, вы-
черченный по форме табл. 2.13, в которой представлен пример ана-
логичных вычислений. Спрямленную поверхность рассекают пло-
скостями Р—Р, параллельными оси винта, для чего хорду каждого
лопастного сечения делят на равное число частей в обе стороны
от оси лопасти, а затем соединяют равноотстоящие точки на хор-
дах сечений кривыми, получая следы пересечения лопасти плоско-
стями Р—Р на нагнетающей поверхности.
После этого находят точки пересечения лопасти плоскостями
Р—Р, лежащие на засасывающей поверхности лопасти, для че^о
из точки Ф проводят прямые через точки пересечения хорд сече-
7>8
ний с осью лопасти (эти прямые располагаются под углом
р<=90°-—<р к оси вращения винта). Проведя из точек пересечения
хорд со следами плоскостей Р—Р на нагнетающей поверхности
вспомогательные линии, параллельные прямым, проведенным из
точки Ф, получают точки пересечения плоскостей Р—Р с засасываю-
щей поверхностью лопасти, которые затем соединяют пунктирными
кривыми. Это построение дает возможность получить простран-
ственное представление о 'спрямленной лопасти винта и в то же
время проверить согласование всех точек, лежащих на обеих по-
верхностях лопасти.
Точки пересечения следа плоскости V—V с следами плоскостей
наносят на спрямленную поверхность по значениям их радиусов,
вписанных в бланк (табл. 2.13), и вычисленных координат xi}; по
полученным точкам на спрямленной поверхности строят линию
V— V. При наличии закруглений и подъемов кромок из каждой
79
Вычисление координат точек плоского сечеиня
Таблица 2.13
В
। 4-
3 я V
£ Е Е II
В' С* оЛ. X г-*- 14*
1 40 0,697 26,2 686 1336 36,5 25,5 17,8
2 37 0,647 25,2 63b 1285 35,7 23.0 16,5
3 .30 0,523 23,1 Ь32 1182 34,3 17,9 13,4
4 20 0,343 21,3 454 1104 33,3 11,6 8,9
b 10 0,174 20,2 408 1058 32,5 5,6 4,4
6 0 0 20 400 1050 32,3 0 0
7 10 0,174 20,2 408 25,5 650 1058 32,5 5,6 4,4
8 20 0,348 21,3 454 1104 33,3 11,6 8,9
9 30 0,523 23,1 532 1182 34,3 17,9 13,4
10 40 0,697 26,2 686 1336 36,5 25,5 17,8
И 46 0,803 28,5 812 1462 38,2 30,7 20,5
12 50 0,872 31,7 1010 1660 40,7 35,5 22,2
полученной точки, лежащей на линии V—V, проводят вспомогатель-
ные прямые, лежащие под углами р,- к осп вращения винта. Для
этого каждую полученную точку проектируют на ось лопасти и со-
единяют прямой с точкой Ф. Затем из точек, лежащих на линии
V—V, проводят прямые, параллельные проведенной из точки Ф,
и на них откладывают величины подъемов кромок (необходимые
построения ясны из рис. 2.17). Соединив точки, полученные с уче-
том закруглений и подъемов кромок, получают кривую, определяю^
щую форму плоского сечения на спрямленной лопасти (для его
нагнетающей поверхности).
Для получения формы сечения, соответствующей его засасы-
вающей поверхности, необходимо из точек пересечения плоскостей
Р—Р с полученной кривой, определяющей нагнетающую сторону
плоского сечения, снова провести вспомогательные прямые, лежа-
щие под углами до пересечения с пунктирными следами пло-
скостей на засасывающей поверхности. Соединив полученные точки,
получают полное плоское сечение на спрямленной лопасти.
По вычисленным координатам и положениям точек на нор-
мальной проекции строят линию на плоскости XY (на рис. 2.17
слева внизу); от этой линии откладывают величины подъемов кро-
мок и толщины плоского сечения в направлении оси винта, сни-
маемые с плоского сечения на спрямленной поверхности. После
соединения соответствующих точек получают действительную
форму плоского сечения, лежащего в плоскости XY.
80
Построение сопряжения лопасти со ступицей. В практике кон-
струирования гребных винтов иногда необходимо построить доста-
точно точное сопряжение лопасти со ступицей (или фланцем при
съемных лопастях), т. е. с поверхностями тел вращения конической
или бочкообразной формы. При этом возникает также необходи-
мость задать радиусы переходных галтелей не в одном сечении
лопасти, как это делается обычно, а в нескольких, с тем, чтобы
форма лопасти на этом участке определялась не только интуицией
формовщика при изготовлении литейной формы, а была бы более
строго задана соответствующими размерами.
Для выполнения такого построения необходимо иметь чертеж
гребного винта со спрямленной поверхностью лопасти, а также две
ее другие проекции—нормальную и боковую. После этого на чер-
теже вычерчивают контур ступицы желаемой формы (также в двух
проекциях) и фиксируют ее расположение относительно осей греб-
ного винта. Затем нормальная проекция лопасти винта вместе со
ступицей рассекается радиальными плоскостями, равноотстоящими
от оси лопасти (по центральным углам) в обе стороны.
Если длина ступицы больше, чем длина корневой части лопа-
сти в боковой проекции (как это показано на рис. 2.18), то от
обоих торцов ступицы по направлению к ее поперечной оси откла-
дывают размер К, которым хотят ограничить положение корневой
части лопасти на ступице. Ступица на боковой проекции рассека-
ется поперечными плоскостями а — б — в—г — д — е — эк, после
чего те же сечения в виде соответствующих дуг наносятся на нор-
мальную проекцию. Линии контура нормальной проекции лопасти
плавно продолжают до дуг сечений а—а' и ж—эк', в результате
чего получают точки 1 и 10. Эти точки проектируют на боковую
проекцию и, доведя до них контур боковой проекции лопасти, по-
лучают точки Г и 10'. Затем строят радиальные сечения ступицы
и лопасти в боковой проекции. Доведя радиальные сечения лопа-
сти до соответствующих сечений ступицы, получают точки: 2', 3',
4‘, 5', 6', 7', 8', 9'. Соединив эти точни плавной кривой, получают
линию притыкания нагнетающей поверхности лопасти к ступице.
Спроектировав эти точки на нормальную проекцию, получают
точки 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8 и 9 и линию притыкания нагнетающей по-
верхности лопасти к ступице в нормальной проекции.
Для построения линии притыкания засасывающей поверхности
к ступице от точек 2'—9' необходимо отложить толщины корневого
сечения, снятые в направлении оси вращения виита со спрямлен-
ного корневого сечения лопасти.
При построении истинных радиусов галтелей необходимо совме-
стить точки 2'—9' с плоскостью чертежа; тогда, например, точка 2'
придет в точку 2". Это построение в более крупном масштабе по-
казано в левом верхнем углу рис. 2.18. Аналогичным образом
можно построить истинные радиусы галтелей и для засасывающей
поверхности лопасти. Величины радиусов можно назначать плавно
уменьшающимися от максимальных, расположенных в точках наи-
большей толщины корневого сечения.
Ф. M. Кацман, Г. М. Кудреватый
81
2,1,8. Построение сопряжения лопасти
82
§ 2.5. Конструирование гребных винтов
со съемными лопастями
Конструирование цельнолитого гребного винта сводится к вы-
бору формы лопастей, профилированию их сечений, а также к раз-
мещению лопастей (при помощи графических построений) на сту-
пице бочкообразной, конической или цилиндрической формы за-
данных размеров. Конструирование гребного винта со съемными
лопастями имеет специфические особенности, которые рассматри-
ваются ниже.
Гребные винты со съемными лопастями широко распростра-
нены на отечественном морском транспорте и составляют около
40% общего парка гребных винтов, что обусловлено их высокими
эксплуатационными и технологическими свойствами, а также осо-
бенностями эксплуатации судов нашего флота. Их преимущества:
отсутствие ограничений по габаритам "при изготовлении и
транспортировке;
— возможность корректировки шага как в процессе изготовле-
ния, так и в процессе эксплуатации;
— возможность ремонта без демонтажа всего гребного винта
в случае повреждения или разрушения одной или нескольких ло-
пастей;
— экономия дорогостоящих материалов благодаря возможно-
сти использования для некоторых деталей (в том числе и ступиц)
менее дефицитных материалов, чем материал лопастей;
— возможность изготовления деталей (в том числе лопастей
и ступиц) отдельно на различных предприятиях;
— возможность выполнения отдельных ремонтных работ без
докования судна.
При изготовлении крупных и особо крупных гребных винтов —
диаметром от 5 до 8 м — технологические факторы неизбежно ста-
новятся первостепенными и определяющими при выборе конструк-
тивного типа винта. Для изготовления цельнолитых латунных греб-
ных винтов таких габаритов необходимы специальные условия:
наличие больших формовочных площадей, специального формовоч-
ного оборудования, мощных плавильных агрегатов, крупных раз-
ливочных ковшей, а также особых станков для механической обра-
ботки. Трудности изготовления цельнолитых гребных винтов из
углеродистой и нержавеющей стали и высокопрочного чугуна усу-
губляются еще и тем, что на судостроительных заводах, как пра-
вило, нет достаточно мощного сталеплавильного оборудования и
крупных печей для отжига с'устьем, обеспечивающим транспорти-
ровку гребного винта. Кроме того, при стальном литье трудно
обеспечивать точную геометрию винтов.
По различным причинам, зависящим от состояния винта и кор-
пуса либо судовой силовой установки, гребной винт в процессе
эксплуатации может оказаться не соответствующим мощности
установки (т. е. он может ее перегружать или, наоборот, недогру-
жать). Корректировка элементов цельнолитого гребного винта
63
с целью обеспечить его соответствие силовой установке и корпусу
судна—задача сложная и технологически весьма трудоемкая,
а иногда и невыполнимая. Гребные винты со съемными лопастями
легко корректируются по шагу благодаря эллиптичности отверстий
во фланцах, что позволяет разворачивать лопасть, изменяя шаг
в обе стороны в пределах 10—12% от его среднего конструктив-
ного значения. Это дает возможность сравнительно легко исправ-
лять искажения геометрии лопастей, образующиеся в процессе
литья и термической обработки, что, в конечном счете, существенно
упрощает механическую обработку.
Однако следует иметь в виду, что при таком повороте лопастей
относительно проектной номинальной винтовой поверхности каж-
дое сечение лопасти повернется вокруг оси вращения на равный
угол. При этом нарушается распределение шага по радиусу ло-
пасти и происходит искажение формы профиля, образованного се-
чением лопасти соосным цилиндром. Разворот лопастей для кор-
ректировки шага (что довольно часто бывает необходимо в про-
Цёсс'е эксплуатации) следует осуществлять ориентируясь на кро-
мочный шаг одного сечения лопасти, в качестве которого обычно
принимается сечение, лежащее на радиусе r/iR=0,7.
•' (ЯШ* из особенностей отечественного морского транспорта со-
стоит в том, что значительная часть наших судов эксплуатируется
Й Лёдбвых условиях, в том числе в Арктике и Антарктике. Поломка
о¥ ‘^Да^а' об.лед хотя бы одной лопасти цельнолитого гребного
винта влечет1!за собой, в лучшем случае, сложный ремонт гребного
Ййй¥а1*£гп|?ёдё£рительным снятием его с вала, что обычно связано
с необходимостью докования судна. В этих случаях очень важно,
ОтВб^Е^йнё'-'й^йё гребной винт со съемными лопастями: при по-
ломке лопасти, такого винта ее демонтируют и вместо нее устанав-
"Работы по смене лопастей обычно производят
1Й)СЯё?1уйШф^еЙ116НД?(»судна до такого состояния, когда ступица
йМ<тУ' 'nt&iflomW Аййдйг-из воды; иногда эта операция выполняг
йей’Ш^ЧЩ^ЙЙЙЙРЙЙЙйлазов. '
4 1Мёй8ст^?йЙмй'':фёЙн1Й:'ййнтов со съемными лопастями (по срав-
У'ей^^сцМЙЙ^й+ь1К1г'ЙУ'яЙЯййтся:
более высокая стоимость изготовле-
#£§^!‘ЗЙЙЧи‘гельного объема станочной обра-
бЪтЙ?-ТК!“': хын-Зэ'р /.мтнглнагэд
г<5йЙЬительного диаметра ступицы
1цЪ^ё?^»:6»015^;£нёййгййй!’^ЙЙЛМйнйе к.п.д. винта;-
' й ^ёлнчины махового момента
^эдфплгвфг бшиаавннзпээоо .mjmtov э е
°,‘гП^еЭДёЙён>}йё’<Н1}Й?м^ЩёстВ4<’Ъ й£Й&атки гребных винтов со
съемными лопастями опредеЯйй¥!йб)й0?й,лйк применения. В подав-
^)/^Ьт^тбй1^ь18ЖВД4|ёЧ<!л№Ж1ЧМШ£со,/Й^й'йь1мн лопастями уста-
^'hi(^ieCT^'Jffi-a4ffi2HfelA4oKoffiir'^:eK ледоколах, ледо-
на класс УЛ Ре-
снабжают все
Жв кадйёЭДо^ЖЙ^&адрсУЙМ^б^даЖУсловиях, вклю-
%
чая Арктику и Антарктику. Однако основная масса морских судов
пароходств дальневосточного, западного и северного бассейнов
имеет цельнолитые гребные винты, которые перед арктической на-
вигацией заменяют гребными винтами со съемными лопастями.
Рис. 2.19. Конструирование съемной лопа-
сти винта: а—боковая проекция; б — нор-
мальная проекциям— спрямленный контур;
г — горизонтальная проекция.
I — образующая лопасти, Н—осевая линия флан-
ца лопасти; Ш — гаечный ключ
При конструировании гребного винта со съемными лопастями
основной задачей является разработка рациональной конструкции
фланцевого соединения ступицы винта с лопастями, которая смо-
жет обеспечить необходимую прочность при минимальном
85
диаметре ступицы. Для разработки конструкции необходимо иметь
полный расчет 1рсбного винта, определяющий вес его основные
геометрические элементы.
Порядок разработки конструкции съемной лопасти и ее соеди-
нения со ступицей гребного винта состоит в следующем.
1. Проводят горизонтальную ось гребного винта (ось его вра-
щения), после чего восстанавливают три-перпендикуляра из точек
Об, Он и Ос; эти перпендикуляры
будут являться осевыми линиями
лопасти в ее трех проекциях.
Проекции лопасти размещают
па чертеже так, как показано на
Рис. 2.20 Цельнолитой гребной пинт
с составным обтекателем.
рис. 2.19.
2. Задаются относительным
диаметром стутшцы, приемле-
мым значением которого для
транспортных судов можно счи-
тать величину, лежащую в пре-
делах 25% диаметра винта.
3. На боковой проекции на-
мечают (тонкими линиями) га-
баритный контур ступицы винта
вместе с обтекателем, исходя из
следующих соображений:
а) толщина тела ступицы по-
средине ее длины может быть
ориентировочно принята равной
половине среднего диамегра ко-
нуса вала;
б) толщина фланца лопасти
в том же месте может быть ори-
ентировочно принята такой же,
как и толщина тела ступицы;
в) полуугол конуса обтекате-
ля ступицы должен быть не бо-
лее 30°.
При вычерчивании габаритного контура ступицы необходимо
обеспечить плавность его сопряжения с яблоком ахтерштевня. При
наличии рудерпоста для максимального удлинения обтекателя н
возможно большего его заострения целесообразно создавать еди-
ный струйный комплекс, вынося конец обтекателя 3 на рудерпост
(рис. 2.20). При этом приходится выполнять обтекатель из двух
частей; колпака гайки 2 и проставки /, причем последнюю можно
крепить либо к колпаку, либо к концу обтекателя на рудерпосте.
С гидродинамической точки зрения наиболее благоприятна боч-
кообразная форма ступицы (рис. 2.21), при которой разница между
диаметром середины бочки и диаметром ее торцов минимальна.
Однако бочкообразная ступица менее технологична, так как выпол
няется по более сложной разъемной модели. Учитывая, что геомет-
рвя фланцев лопастей при бочкообразных ступицах значительно
сложнее, ниже для упрощения будет рассмотрен пример разра-
ботки съемной лопасти лишь со сферической ступицей.
4. Из точки Оп (см. рис. 2.19), как из центра, описывают полу-
окружность. Из этой же точки под углом 45° к осевой линии ло-
пасти проводят две линии, определяющие предельный габарит
фланца лопасти 4-лопастного винта. Однако чаще всего величину
диаметра фланца берут несколько меньшей, чтобы фланцы смеж-
ных лопастей не соприкасались; для этого параллельно указан-
Рис. 2.21 Винт со съемными лопастями и составным обтека-
телем на бочкообразной ступице.
ным линиям проводят по две вспомогательных линии, расположен-
ные одна от другой на расстоянии Ь, равном не менее 20 мм (для
натурного винта).
5. Задаются толщиной фланца лопасти в районе расположения
таек; ее принимают равной 0,354-0,45 толщины лопасти на оси
впита или 1,0 d. Уклон боковой поверхности фланца принимается
равным 30°. Откладывая толщину фланца от вспомогательных ли-
ний, ограничивающих его габарит и учитывая уклон его боковой
грани, определяют наибольший-диаметр фланца лопасти.
6. Радиусом, полученным по определенному выше наибольшему
диаметру фланца, па горизонтальной проекции лопасти из точки
О,, проводят окружность, являющуюся габаритной для величины
фланца.
7. Строят (тонкими линиями) спрямленный контур лопасти
с необходимым числом сечений лопасти, для чего предварительно
87
проводят тонкие вспомогательные линии, параллельные оси вини
и соответствующие принятым радиусам сечений, считая, что радиусу
корневого сечения соответствует радиус ступицы винта /?ст, а пер-
вому— радиус сечения, расположенного сразу за галтелью лопа«
сти. На боковой лопасти проводят условное сечение по линии наи-
больших толщин с учетом уклона лопасти и ее толщины на оси
винта и на внешнем радиусе. Построение спрямленного контура
и сечений лопасти на нем ведется с использованием данных, изло-
женных выше.
8. По спрямленным сечениям лопасти на горизонтальную проек-
цию лопасти наносят корневое сечение, соответствующее радиусу
ступицы. Построение сечений в горизонтальной проекции, а также
построение двух других проекций лопасти ведется в соответствии
с порядком, изложенным в § 2.3 и наглядно представленном на
рис. 2.14. Если построенное в горизонтальной проекции корневое
сечение лопасти выходит за габарит окружности ее фланца, то не-
обходимо изменить элементы сечения (его ширину и толщину); при
этом необходимо откорректировать весь спрямленный контур пу-
тем уширения концевой части и подрезки корневой, учитывая, что
его площадь и соответственно дисковое отношение гребного винта
должны остаться без изменений.
9. Назначают в первом приближении число шпилек, крепящих
фланец лопасти к ступице, их диаметр (по графику на рис. 2.22).
Окончательно диаметр шпилек должен быть назначен с учетом
требований Правил Регистра СССР, согласно которым минималь-
ный диаметр шпилек (или болтов), крепящих лопасти вията к сту-
пице, определяется по формуле
d = g(l/ -feW-. (2.25)
Г шп
где d — минимальный диаметр шпилек, мм;
t — толщина лопасти в корневом сечении, мм;
b — ширина лопасти в корневом сечении, мм; ‘
dm — диаметр окружности центров шпилек, мм;
Обаон предел прочности материала лопасти, кгс/мм2;
оьшв — предел прочности материала шпилек, кгс/мм2;
« — коэффициент, принимаемый в зависимости от числа
шпилек у нагнетающей стороны лопасти:
Число шпилек............... 3 4 5
Коэффициент а........... 0,34 0,30- 0,27
По завершении разработки конструкции фланцевого соединения
в целом его проверяют расчетом на взаимную прочность с лопа-
стями винта и гребным валом. Иногда следует уменьшить число
шпилек при соответствующем увеличении их диаметра.
Длина нарезной части шпильки, входящей в ступицу, должна
быть не менее 1,2 d, где d — номинальный диаметр шпильки;
длина нарезной части шпильки со стороны гайки — не менее 1,0 d.
Толщина фланца под гайками шпилек должна быть не менее 1,0 d.
88
При нечетном числе шпилек большее их число следует размещать
для ступицы, лопаете» шпилек
гаек принимается различным, может оказаться целесообразным
отимевиь шпильки переменного сечения, увеличив толщину сече-
Z шпильки для нарезной части, находящейся в ступице. Это спи-
Рис 222. График для определения диаметра шпилек в пер-
вом приближении.
D — диаметр гребного винтя; d-a*a«<jp mRH.
жает напряжения смятия в резьбе ступицы, имеющей в™ более
низкие механические свойства, чем шпильки, у ньш"„„ё
часто выполняются из высоколегированных ста -
диаметоа той части шпильки, которая размещается во фланце л°
““Гможе" упростить размещение большего числа шпилек на
флан№; диаметр окружности центров шпилек, который
BbZSTSS " ч. Х, чтобы между ближайшей до чюикя
^"Еа^очкой ™веРрстия под шпильку и самой кромкой фланца
оставалось около 0,5 d шпильки.
89
11. После того как корневое сечение размещено на горизон-
тальной проекции лопасти в пределах окружности фланца и нане-
сена окружность центров шпилек, необходимо сюда же нанести
сечение, соответствующее верхней кромке гаечного ключа в мо-
мент надевания его на гайку, которая навинчивается па шпильку,
расположенную с нагнетающей поверхности лопасти (см. схему
нормальной проекции лопасти на рис. 2.19). Это построение по-
зволяет легко проверить возможность свободного надевания ключа
на любую из гаек, расположенных под наклонной лопастью. Такое
контрольное сечение может быть расположено на расстоянии, рав-
ном — 3,5 d шпильки от верхней поверхности фланца.
Для построения контрольного сечения на нормальную проекцию
лопасти наносят осевую линию одной из крайних шпилек, затем
от верхней кромки фланца откладывают величину, равную 3,5 d
шпильки (точка F на рис. 2.19), и через эту точку проводят дугу
цилиндрического сечения лопасти. После этого строят сечение на
спрямленном контуре и переносят на горизонтальную проекцию
лопасти.
Одновременно с данным построением на нормальной проекции
лопасти целесообразно вычертить гайку крайней шпильки в завер-
нутом положении, чтобы проверить, не выходит ли ее габарит за га
барит ступицы винта. В случае, если наружная грань гайки выхо-
дит за габарит ступицы более, чем на половину ее высоты, необхо-
димо уменьшить диаметр окружности центров шпилек или увели-
чить диаметр ступицы винта.
12. Приступают к размещению отверстий под шпильки и самих
шпилек на фланце лопасти (на горизонтальной проекции лопасти).
В данном случае отверстия под шпильки приняты овальными,
чтобы можно было корректировать шаг винта.
По центровой линии шпилек вычерчивают (тонкими линиями)
вспомогательные габаритные окружности, соответствующие диа-
метру головки гаечного ключа (по рис. 2.22) с прибавлением
к нему 2 мм; эти окружности размещают вплотную одну к другой''
(см. схему в правом нижнем углу рис. 2.19). Первую окружность
вычерчивают там, где располагается крайняя шпилька правого
борта,’ т. е. вплотную к входящей части контрольного сечения по
гаечному ключу. Центры этих окружностей будут соответствовать!
центрам шпилек, когда лопасть установлена на предельный шаг
(максимальный или минимальный). Затем, задаваясь значением
предельного шага Н„р, зная средний конструктивный шаг винта
Исц, а также радиус центровой окружности шпилек гп,' определяют
линейную величину смещения с центра отверстия относительно
центра шпильки по расчетной схеме, приведенной в табл. 2.14
Вычертив необходимое число вспомогательных окружностей, со-
ответствующее числу шпилек с нагнетающей поверхности лопасти,
от центра каждой окружности откладывают вычисленную
в табл. 2.14 величину 2с, соответствующую смещению лопасти при
ее повороте от минимального шага до максимального. В рассмат-
риваемом примере построения эта величина откладывается для от-
ао
Таблица 2.14
Расчет величины смещения лопастей при установке на предельный шаг
Расчетные величины И h Hi Расчетные неличины h ft.®
«пр «СР . «пр 16 Е Фир Фер Аф = фрр Фер Аф с = Дф>ц 2с град град град рад мм
верстий нагнетающей поверхности в направлении от правого борта
к корме.
Отложив от центра последней вспомогательной окружности ве-
личину 2с, получают точку, из которой проводят еще одну вспомо-
(ательную окружность. Полученная цепочка вспомогательных ок-
ружностей определит минимальное расстояние, необходимое для
размещения нужного числа шпилек на нагнетающей поверхности
лопасти с учетом поворота последней от минимального до макси-
мального шага.
Затем повторяют это построение на засасывающей поверхности
лопасти, начиная с крайней шпильки левого борта. Чтобы прове-
рить, не пересекутся ли шпильки двух смежных лопастей в теле
ступицы, необходимо нанести две крайние шпильки правого и ле-
вого бортов, проведя две окружности радиусом, равным радиусу
шпильки, из точек, отстоящих на расстоянии с от центра соответ-
ствующих вспомогательных окружностей (т. е. при лопасти, уста-
новленной на средний шаг, как показано на рис.-2.19). При этом
расстояние а, соответствующее минимальному расстоянию между
ближайшими шпильками двух смежных лопастей, должно быть не
менее 10 мм.
При размещении отверстий на фланце лопасти может оказаться,
что со стороны нагнетающей поверхности не хватает места для
размещения нужного числа шпилек. Тогда можно прибегнуть к не-
которому смещению лопасти по ступице в иос. В отдельных слу-
чаях следует соответственно раздвинуть шпильки нагнетающей по-
верхности, чтобы выдержать размер а с обеих сторон по отноше-
нию к крайней шпильке левого борта.
Иногда необходимо уменьшить корневое сечение лопает, так
как нужное число шпилек невозможно разместить в пределах дан-
ных габаритов фланца лопасти. При этом последовательно подре-
зают корневые сечения лопасти (сохраняя, по возможности, форму
его профиля) — до тех пор, пока в результате не будет получена
ширина сечения, вписывающаяся в принятые размеры фланца.
91
Сохраняя заданное дисковое отношение, а следовательно, плен*
щадь лопастей, строят новый спрямленный контур с учетом вы-
полненной подрезки корня лопасти, т. е. соответственно уширяя ее
концевую часть. Затем выполняют контрольный расчет прочности,
«опасного сечения» с использованием формулы Правил Регистра
СССР (1970 г.).
Если нужно обеспечить минимальный диаметр ступицы при
максимальном числе шпилек, то целесообразно применить бочко-
образные ступицы и удлиненные фланцы некруглой формы с раз-
мещением центров шпилек на окружностях разных радиусов.
После того как размещение шпилек и отверстий для них будет
закончено, контуры овальных отверстий вычерчивают линиями нор-
мальной толщины в виде двух полуокружностей, проводимых из
точек, расстояние между которыми равно 2с (см. рис. 2.19).
13. Вычерчивают лопасть во всех трех проекциях. Вспомога-
тельные построения снимают.
14. Вычерчивают выточки под гайки шпилек, которые могут
быть выполнены в виде двух сплошных обнижепий соответственно
для шпилек нагнетающей и засасывающей поверхностей или в виде
отдельных отверстий под гайку каждой шпильки. Последний метод
предпочтительнее, так как фланцы лопастей оказываются менее
ослабленными
Возможность корректировки шага винта предусматривается
прежде всего для судов с дизельными установками, которые наи-
более чувствительны к перегрузкам, обусловленные неправильным
подбором шага гребного винта. Предусматривать корректировку
шага целесообразно также на судах, проходящих капитально-вос-
становительный ремонт, когда нет уверенности в получении номи-
нальной мощности силовой установки или в том, что принятый ре-
жим ее работы наиболее выгоден в условиях эксплуатации судна.
Изменением шага винта можно добиваться повышения экономич-
ности работы силовой установки, выводить ее из критических зон
чисел оборотов при наличии крутильных колебаний валов или виб^
рации и получать таким образом виит, максимально удовлетворяю-
щий всем условиям эксплуатации судна.
При силовых установках с гребными электродвигателями на
постоянном токе, менее чувствительными к несоответствиям шага
винта, предусматривать возможность корректировки шага винта
не имеет смысла.
Отметим, что при применении овальных отверстий во фланцах
лопастей несколько увеличивается диаметр ступицы винта и по-
вышается трудоемкость его изготовления.
Как уже говорилось, наиболее рациональна бочкообразная
форма ступицы, при которой создаются лучшие условия обтекания,
чем при сферической форме, когда уклон образующих ступицы
в райне лопастей получается слишком крутым. Бочкообразная
ступица с образующими небольшой кривизны, выполненными по
большим радиусам, обеспечивает большую площадь фланца, но
при этом приходится уменьшать его толщину и в некоторых слу-
92
чаях, увеличивать число шпилек (если уменьшается их толшина).
При такой форме ступицы фланцы целесообразно выполнять с усе-
ченными боковыми кромками, располагая их вплотную одни к дру-
гому с зазором 2—3 мм. В случае необходимости обеспечить кор-
ректировку шага, боковые кромки фланцев дополнительно подре-
Рис. 2.23. Геометрии бочкообразных ступиц: а —с фланцем утопленным круг-
лым; б — с фланцем утопленным уменьшенной толщины н с усеченными бо-
ковыми кромками.
зают в обе стороны от поперечной осн лопасти на угол, равный
углу поворота лопасти при установке ее на предельный шаг.
Варианты фланцев при бочкообразной ступице показаны на
рис. 2.23. Применение таких форм ступицы и фланцев при рацио-
нальном конструировании их позволяет получить ступицы мини-
мальных габаритов. При размещении шпилек и их гаек на фланце
лопасти необходимо следить, чтобы гайки, наиболее удаленные
в стороны от продольной оси флаица (так же, как и все осталь-
93
Рис. 2.24 Типовые формы ступиц и фланцев лопастей. а~
сферическая ступица; фланцы плоские круглые; крепятся на
шпильках, с общим обиижением под гайки шпилек; Ц=Й1,
б — бочкообразная ступица; фланцы плоские с усеченными
кромками; ценятся на шпильках с выточкой под каждую
гайку в—ступица цилиндрическая или многогранная;
фланцы по форме ступицы с прямыми кромками крепятся на
болтах, с выточкой под каждую головку болта
Пунктиром показаны кромки фланцев, позволяющие регулировать ло-
пасти по шагу.
94
ные), были полностью утоплены в тело фланца, что в некоторых
случаях затруднительно.
Иногда может оказаться рациональным применение цилиндри-
ческих или многогранных ступиц и неплоских фланцев, соответст-
вующих по форме ступице (рис. 2.24). Тогда применение шпилек
исключается, так как их оси располагаются радиально, а устано-
вить лопасть на шпильки сверху невозможно. В этих случаях при-
меняют болты.
Для центровки и фиксации лопастей на ступицах можно при-
менить вкладыши, которые запрессовывают в центральную вы-
точку, предусмотренную па нижних поверхностях фланпев ло-
пастей.
При разработке конструкции фланцевого соединения лопасти
со ступицей начинают одновременно вычерчивать (в тонких ли
ниях) сборочный чертеж винта и чертеж лопасти, после чего пере
ходят к выполнению чертежа ступицы и деталей винта.
Минимальный относительный диаметр ступицы винта со съем
ными лопастями может быть достигнут только выполнением ряда
последовательных приближений и при условии, что конструктор
в совершенстве владеет основами геометрии лопасти гребного
винта и начертательной геометрии.
На сборочном чертеже гребного винта должны быть указания
о гарантированной затяжке фланцевого соединения, которая яв-
ляется необходимым условием надежности его работы. Поэтому
характеристики затяжки должны быть заранее определены.
Приближенно момент на ключе при затяжке может быть опре-
делен по формуле, предложенной М. Н. Никитиным:
Мкл = 0,070^®, (2.26)
где От — предел текучести материала шпилек, кгс/см2;
d—наружный диаметр резьбы шпильки, см.
Гребные винты со съемными лопастями на прессовой посадке.
В целях улучшения технологичности, повышения эксплуатационной
надежности и к. л. д. сборных гребных винтов, была разработана
и апробирована новая конструкция винтов со съемными лопастями
на прессовой посадке (рис. 2.25) [9]. При такой конструкции ци-
линдрический комель лопасти крепится в гнезде ступицы без ка-
ких-либо крепежных деталей, методом прессовой посадки с гаран-
тированным натягом.
В машиностроении напряженные посадки с гарантированным
натягом широко применяются для обеспечения надежного соеди-
нения целого ряда самых ответственных деталей различных меха-
низмов В частности, коленчатые валы современных дизелей изго-
тавливаются только этим способом. Прочность соединения при
таких посадках зависит от величины контактных давлений, геомет-
рических размеров, коэффициента трения и класса чистоты обра-
ботки сопрягаемых поверхностей деталей.
Сборка с нагревом охватывающей детали является сложной
операцией, требующей больших затрат времени и средств. Кроме
95
того, посадка с нагревом не гарантирует сохранения исходной*
структуры и физико-механических свойств материала нагреваемой
детали.
Другим средством, обеспечивающим прочность соединений с га-
рантированным натягом, является применение глубокого холода,
с охлаждением охватываемой детали. Основное преимущество по-
садок с охлаждением состоит в том, что прочность их в среднем
превышает на 10—15% прочность горячих посадок. Кроме того,
Рис. 2.25. Гребной винт с лопастями на прессовой посадке. 4
применение глубокого холода не ухудшает структуры и качества
материала детали. Получение глубокого холода достигается путем
использования сухого льда или жидких газов, в частности, азота,
который является взрывобезопасным и сравнительно недорогим.
Такой способ сборки особенно целесообразен при больших раз-
мерах и сложной форме охватывающей детали, какой является
ступица гребного винта
Температура, до которой необходимо охлаждать запрессовы-
ваемый в ступицу комель лопасти, определяется по формуле
(=—+ (2.27)
аа
где 26 =
бшах — наибольший натяг соединения;
6g — необходимый зазор для сборки;
96
a — коэффициент линейного расширения при охлаждении;
d—диаметр комля лопасти;
to — температура сборочного помещения.
В предварительных расчетах для стальных и чугунных деталей
можно принять, что при перепаде температур Д/=100°С одному
миллиметру диаметра сопряжения соответствует сжатие, равное
1 мк.
При проектировании соединений с натягом следует учитывать,
что возможность применения посадок с использованием холода
ограничена величиной заданного натяга; при натяге, превышаю-
щем 1,2—1,3 мк на 1 мм диаметра для стальных охватываемых
деталей посадка холодом невозможна.
Подробно принципы конструирования сборных гребных винтов
с холодной прессовой посадкой лопастей описаны в [9].
В процессе конструирования иногда приходится немного под-
резать лопасть в корневом сечении — чтобы обеспечить сопряже-
ние с цилиндрическим комлем без Острых переходов и соответ-
ственно без возможных концентраторов напряжений. В этом слу-
чае необходимо несколько перераспределить площадь лопасти,
обеспечивая тем самым постоянство дискового отношения и со-
храняя необходимый момент сопротивления корпевых сечений ло-
пастей для обеспечения расчетного запаса прочности в соответ-
ствии с требованиями Регистра СССР.
В лопасти должно быть предусмотрено отверстие для последу-
ющего монтажа и демонтажа гидропрессовым методом (рис. 2.25).
Отверстие в ступице и цилиндрический комель лопасти обрабаты-
вают с учетом предусмотренного натяга, определяемого расчетом.
Для соблюдения проектного значения шага при сборке на ло-
пасти и ступице должны быть нанесены совмещаемые монтажные
риски.
Чтобы сократить время выпрессовкк лопастей, улучшить усло-
вия их центровки, а также исключить задиры, при наличии боль-
шого натяга применяют комли лопастей, ступенчатые по высоте.
В этом случае комель лопасти представляет собой два—три кон-
центрических цилиндра одинаковой высоты, диаметры которых
отличаются на 1—2 мм.
Чертежи гребных винтов такой конструкции аналогичны чер-
тежам обычного сборного виита с фланцевым соединением лопас-
тей, т. е. включают чертежи: сборочный, лопасти и ступицы, а
также обычной технологической оснастки.
Сборные гребные винты описанной конструкции целесообразно
использовать в тех случаях, когда требуется обеспечить минималь-
ный относительный диаметр ступицы винта (г!ст/г/^0,22), что
бывает особенно затруднительно при гребных винтах сравнительно
небольших габаритов, т. е. диаметром в пределах 3—4 м. В на-
стоящее время вииты подобной конструкции успешно проходят
длительную опытную эксплуатацию на таких судах, как ледокол
Капитан Белоусов, ледокольный паром Канонерец и сухогрузные
суда типа Тисса.
§ 2.6. Гребные винты из пластмасс
Первые попытки изготовления судовых гребных винтов из
пластмасс в Советском Союзе относятся еще к 1934—1935 гг
В 1939—1940 гт. уже были изготовлены катерные гребные винты
диаметром 420 мм из текстолита. Эти попытки были предприняты
в целях резкого снижения стоимости винтов (в основном малога-
баритных), сокращения трудоемкости их изготовления, а также
экономии дефицитных цветных металлов. Однако из-за отсутствия
в то время водостойких высокопрочных пластмасс и недоработан-
ное™ конструкций самих гребных винтов эти работы не получили
достаточно широкого развития. В последние годы отечественная
промышленность синтетических материалов достигла значитель-
ных успехов, в результате чего стало возможным вновь поставить
вопрос о применении пластмасс для изготовления судовых греб-
ных винтов.
Сейчас нет уже никаких сомнений, что пластмассы могут быть
использованы для изготовления определенных типов гребных вин-
тов, и обеспечить их надежную и эффективную работу. Наиболее
рационально применение так называемых термопластиков, изде-
лия из которых выполняются либо методом горячего прессования,
либо литьем под давлением. В зарубежной практике для изготов-
ления гребных винтов более широкое распространение получили
синтетические термопластичные полимеры — полиамиды, извест-
ные под обобщающим названием — нейлон, применяемые в зару-
бежной текстильной промышленности. Аналогичным отечествен-
ным материалом является капрон.
Полиамиды (по данным зарубежной печати) — пластичные ма-
териалы, хорошо противостоящие механическому разрушению
в условиях эксплуатации и обладающие способностью гасить
ударные нагрузки. При нагрузках, превосходящих даже предел те-
кучести, материал подвергается упругим деформациям без появ-
ления остаточных деформаций и каких-либо признаков разруше-
ния. Разрушение наступает лишь в тех случаях, когда относитель-
ное удлинение превышает ~804-400% (в зависимости от типа
полиамида).
Один из первых гребных винтов из нейлона, изготовленных
в Дании, был подвергнут всестороннему испытанию на прочность.
Для этого было представлено небольшое специальное судно, снаб-
женное нейлоновым винтом. Согласно рекламным данным судно
с большой скоростью было направлено на берег, чтобы винт, вре-
завшись в морское дно, испытал ударную нагрузку вплоть до са- ’
моироизвольной остановки двигателя. Винт выдержал такой улар
о грунт (галька), причем на сто лопастях было обнаружено всего
лишь несколько зазубрин, ие повлиявших на дальнейшую работу
винта. Затем винт был подвергнут испытаниям в еще более тя-
желых условиях. Судно, снабженное таким же нейлоновым вин-
том, в течение продолжительного времени работало во льдах; винт
не получил никаких повреждений.
Проведенные у пас испытания аналогичных датских гребных
винтов из нейлона и отечественных винтов из капрона не подтвер-
дили высоких эксплуатационных качеств полиамидов, особенно
при ударных нагрузках.
Отечественные исследования показали, что наилучшим комп-
лексом физико-механических свойств применительно к условиям
эксплуатации судовых гребных винтов обладают стеклотекстолиты
на эпоксидных связующих, перерабатываемые в изделия методом
горячего прессования (табл. 2.15). Эти материалы по сравнению
со стеклотекстолитами на полиэфирных связующих обладают бо-
лее высокой механической прочностью (на 30—40%) н меньшей
усадкой из-за небольшого содержания связующего; кроме того,
благодаря малой пористости и более плотной структуре они отли-
чаются меньшим водопоглошением (в 3—5 раз) и меньше теряют
прочность при длительном пребывании в воде.
Таблица 2.16
Основные физико-механические свойстиа стеклотекстолитов
Показатели Марки стеклотекстолитов
стэр-1 СТЭТ 1 СТЭТ-2 стэт-з СТЭР 1-А стар стэт- 3-А
Предел прочности при растяжении по основе. 4500 6000 5500 5500 4500 6000 5500
Предел прочности при сжатии по основе, кгс/см5 Предел прочности при Срезе перпендикулярно слоям матери кла, кге/см5 3000 4000 4500 2200 4500 4000 4000 4500
Модуль упругости при растяжении на основе, кге/см’ Модуль упругости при сжатии перпендикулярно слоям маторнала. кге/см’ 2.6-1<Г' 3,0-((₽ 3,0 105 з,о-и£ 1.5 1П5 2.8. |(₽ 3.0-105 3.0-I05
Удельная ударная вяз- кость, кгс-м/см1 Относительное удлине пне при растяжении. % Удельный вес. гс/см’ 250 300 1,0—2,0 350 350 1.5 250 300 (.9 350
Гребные винты из стеклотекстолита на эпоксидном связующем
тиа метром до 2 м уже применяются па серийных судах и нахо-
дятся в эксплуатации в течение нескольких лет. Первые гребные
винты диаметром 1,5 м были установлены на рыбопромысловых
судах в 1966 г. К настоящему времени в СССР число судов, пла-
вающих с пластмассовыми гребными винтами, достигает более 30.
а наработанное этими винтами время составляет 10000—20000 хо
новых часов.
Накопленный эксплуатационный и производственный опыт по-
зволил установить главнейшие принципы конструирования пласт-
массовых гребных винтов [46], которые в основном сводятся к сле-
дующему:
99
— при выборе схемы армирования лопастей и винтов необхо-
димо учитывать, что основную несущую способность в стеклотек-
столите выполняет стекловолокно и что оно лучше воспринимает
нагрузку при действии сил вдоль осей анизотропии материала
(стекловолокно хорошо работает в конструкциях, в которых оно
не подвергается резким изгибам, кручению и т. п.). В связи с этим
в детали следует снизить напряжения в неблагоприятном для
стеклотекстолита направлении. Например, для винтов целесооб-
разна ориентация всех слоев материала вдоль оси лопасти; при
этом в перпендикулярном направлении лопасть имеет достаточную
прочность;
Рис. 2.26. Чертеж цельнолитого капронового винта.
— недостаточная прочность стеклотекстолита при работе на
срез, скалывание и истирание требует армировки всех дета.4ей
винта, несущих такие нагрузки;
— кромки лопасти Должны иметь толщину не менее 2 мм. Это
вызвано тем, что в кромках с меньшей толщиной, как правило,
содержится только связующее, т. е. смола, обладающая значитель-
ной хрупкостью. Для защиты кромок лопастей от разрушения при
ударах их следует окантовывать листовым металлом толщиной
0,5—2,5 мм;
— для достижения равнопрочное™ с металлическим винтом
сечения пластмассовых лопастей следует утолщать с сохранением
линии средней кривизны профиля.
Перечисленные особенности стеклотекстолита оказывают суще-
ственное влияние на конструктивное исполнение винтов. Экспери-
ментально установлено, что гребные винты диаметром более 1 м
следует изготовлять в сборном исполнении, состоящими из пласт-
массовых лопастей и металлических ступиц, а винты диаметром
до 1 м — цельнопластмассовыми (рис. 2.26, 2.27 и 2.28).
100
Геометрические элементы пластмассовых винтов определяются
теми же методами, что и металлических. Аналогично конструи-
руются соединение вала с пластмассовым гребным винтом и его
уплотнения, подобными же остаются инструменты для монтажа и
демонтажа пластмассовых винтов. Расчет общей прочности пласт-
массовых винтов с достаточной для практики точностью можно
производить, применяя известные методы расчета металлических
винтов. Для сборных гребных винтов дополнительно необходимо
Направление двимения Направление вращения
Рис. 2.27. Цельнопластмассовый ввит из стеклотек-
столита.
определять прочность узла соединения пластмассовой лопасти
с металлической ступицей.
Для металлических деталей винтов используются нержавеющие
и углеродистые стали. Металл защитной окантовки должен иметь
высокую пластичность и относительное удлинение порядка 40—
45% (например, листовая латунь Л63М).
При конструировании цельнопластмассовых гребных винтов
необходимо избегать перекрывания лопастей, выполнение кото-
рых представляет значительную трудность.
Для удобства извлечения изделий из формы боковая поверх-
ность ступицы цельнопластмассовых винтов должна иметь форму
усеченного конуса с большим диаметром на носовом торце сту-
пицы. Конусность боковой поверхности ступицы следует прини-
мать равной '/s—*/в. До.пускается применение также и бочкообраз-
на
ной формы ступицы с большим диаметром, также на носовом
торце. Диаметр ступицы должен быть не более 0,20—0,25 диа-
метра винта.
Соединение цельнопластмассового гребпого винта с валом мо-
жет быть как шпоночным, так и шлицевым. При шпоночном сое-
Рис 2.28. Конструкция гребного винта с пластмассо-
выми лопастями, соединенными со ступицей клиновым
креплением
/ — лопасть, 2— ступица, 3— упорное колыю. 4 -клин; 5 —
гайка обтекатель
дпнении винта с валом конусное отверстие армируется металли-
ческой втулкой. Если винт имеет резьбовые отверстия, то для них
также необходимо предусматривать металлические армировочные
элементы. Для улучшения сцепления армировочной втулки
с пластмассой по наружной поверхности втулки предусматри-
вают накатку, радиальные и осевые канавки. При шлицевом со-
юз
единении винта с валом допускается армировочную втулку не при-
менять.
В качестве материала для армировочных втулок используется
сталь, так как она имеет коэффициент линейного расширения, наи-
более близкий к коэффициенту линейного расширения стеклотек-
столита Это важное обстоятельство необходимо учитывать, ибо
в процессе прессования металлическая втулка и стеклотекстолит
нагреваются до 160° С и охлаждаются до 20—30° С, что может
служить причиной появления трещин в ступице из-за различных
величин линейного расширения металла и стеклотекстолита.
Для обеспечения необходимой прочности толщина t слоя
пластмассы вокруг армировочной втулки должна быть:
0,3d<«f„,x, 4 (2.28)
где d —диаметр армировочной втулки;
Нших — наибольшая толщина лопасти в корневом сечении
(г=0,3/?в)-
При изготовлении целыюпластмассового гребного винта неиз-
бежен изгиб стекловолокна в местах перехода лопасти к ступице
В связи с этим возникают неблагоприятные условия работы стек-
ловолокна в лопасти. Для уменьшения влияния изгиба волокна
на прочность лопасти величину галтелей необходимо принимать
равной (0,04—0,05) D, где D — диаметр винта. Поскольку таким
путем пе удается полностью устранить вредное влияние изгиба
волокна, помимо увеличения радиусов галтелей и утолщения про-
филя сечения пластмассовой лопасти на 40—50% (по сравнению
с металлической) дополнительно снижают величину допускаемых
напряжений на 25—30%.
Так как стеклотекстолит хуже работает на срез и скалывание,
чем металл, все стопорные элементы (усики стопорных шайб,
винты и т. п.) следует размещать в армировочных втулках. Для
защиты конуса вала от попадания воды с кормового и носового
торцов ступицу уплотняют прокладками или шнурами из резины
или пароннта. Гайкн-обтекатели конструктивно выполняются так
же, как и у металлических винтов, и изготовляются из того же
материала, что и армировочные втулки.
Цельнопластмассовые гребные винты, так же как и отдельные
лопасти, после опрессовки должны иметь шероховатость рабочих
поверхностей не ниже V7, а остальных — V5.
Преимущество цельнопластмассовых винтов — в отсутствии
сборочных операций, свойственных сборным винтам, а недоста-
ток — в сложности изготовления технологической оснастки, огра-
ниченности ее применения и невозможности получить качествен-
ные изделия при прессовании винтов с большими значениями ша-
говых углов (из-за смещения пресс-материала).
При проектировании сборных гребных винтов важнейшим во
просом является решение узла присоединения пластмассовой ло-
пасти к металлической ступице. Наибольшую прочность соедине-
ния и лопасти обеспечивает клиповидная форма комля, выполнен
103
ная по типу соединений «ласточкин хвост». Комель такой лопасти,
представляющий собой усеченный клин, плавно переходит к перу
лопасти.
В настоящее время уже могут быть сформулированы рекомен-
дации по определению конструктивных элементов при проектиро-
вании гребных винтов сборной конструкции с пластмассовыми ло-
пастями и металлической ступицей. Так, толщину стенки между
конусным отверстием и посадочным гнездом в сечении, проходя-
щим через ось Ох, перпендикулярную оси ступицы, принимают
*1 = (0,015—0,020) D, где большее значение относится к винтам
с гидропрессовой посадкой на вал и с числом лопастей более трех
(см. рис. 2.28).
Расстояние между основанием посадочного гнезда й осью сту-
пицы составляет .
(2.29)
где dK — диаметр конусного отверстия в сечении, проходящем че-
рез ось ох, перпендикулярную оси ступицы. Средняя высота кон-
тактной грани посадочного гнезда ступицы и комля лопасти вы-
бирается по формуле
Лср=(0,08-0.10) L, (2.30)
а максимальная высота — из равенства
Л™. = (1.2-1.3)Л„- (2-31)
Наибольший диаметр ступицы должен удовлетворять условию
2(/< |.Л | Л„„)
и требованию
dCT < 0,250.
Торцовые диаметры ступицы принимаются конструктивно из
условия размещения упорной гайки и обтекателя, а также обтекае-
мости винторулевого комплекса. Ширина посадочного гнезда сту-
пицы зависит от толщины корневого сечения лопасти и опреде-
ляется по формуле
Ь = ет + 2-^. (2.34)
tga
где вшах—меньшая ширина посадочного гнезда ступицы и тол-
щина корневого сечення лопасти, определяемые расче-
том прочности;
a — угол между основанием и гранями посадочного гнезда
ступицы и комля лопаСти.
Величину угла а целесообразно принимать равной 75—85°.
Толщина стенки между соседними посадочными гнездами сту-
пицы должна удовлетворять условию-S (0,025—0,030) D и опре-
деляться по формулам:
для 3-лопастного винта
S = 1,73K—0.S——; (2.35)
’ COSCU, ' '
104
для 4-лопастного винта
8=1.42Х-0.715Д-; (2.36)
для 5-лопастного винта
8 = 1,17К—0,81^^-. (2.37)
Здесь ак—угол между осями посадочного гнезда и ступицы
а=90°—arctg/-^—1, (2.38)
где И—шаг лопасти в сечении на радиусе r=dCT/2.
Дальнейшее построение посадочного гнезда ступицы осуществ-
ляется с помощью графического метода.
При определении размеров посадочного гнезда ступицы воз-
можны случаи, когда контактные поверхности неодинаковы по ве-
личине. Для получения равных контактных поверхностей допус-
кается перемещение оси гнезда вверх—вниз и вправо—влево на
расстояние 15—20 мм. Допускается разница в величинах контакт-
ных поверхностей на 15—20%. Величину площади контактной по-
верхности посадочного гнезда ступицы (комля лопасти) можно
приближенно оценить, пользуясь выражением '
F~0,8h„l,.„ (2.39)
где (к.г — длина основания контактной грани.
Диаметры резьб на торцах ступицы для размещения упорных
гаек или обтекателя определяются формулами:
(2.40)
<S-<.2|/K«(-(l,tgo.-^-)’, (2.41)
а их длина должна быть (0.03—0,04) D.
Резьба, как правило, выбирается мелкая метрическая, по
ГОСТ 8724—58 и ГОСТ 9150—59. Комлевая часть лопасти опре-
деляется графически. Нормальное сечение комля лопасти вычер-
чивается аналогично нормальному сечению посадочного гнезда
ступицы. Высота лопасти подсчитывается по формуле
1=—cost—К—Л. (2.42)
где у — угол между осью лопасти и линией, проходящей через ось
винта и точку, определяющую положение края лопасти
на нормальной проекции;
Д — величина вертикального перемещения лопасти в резуль-
тате посадки клиньев; Д^=( 1+0,001 D) мм.
105
Упорная гайка и обтекатель обеспечивают плавное обтекание
набегающим потоком. Одновременно обе детали, оказывая давле-
ние па торцы лопасти в осевом направлении, фиксируют ее в пазу
ступицы. Упорная гайка и обтекатель при резьбовом соединении
со ступицей имеют отверстия под стопорные винты и для ключа,
с помощью которого их устанавливают на ступицу. При болтовом
соединении со ступицей обе детали имеют отверстия под крепеж-
ные болты. Толщину упорной гайки следует выбирать из условия
/=(0,03^0,04)0-
Для создания прочного соединения пластмассовой лопастп
с металлической ступицей служат клинья. Напряженный характер
соединения достигается запрессовкой клиньев под основание
комля ^лопасти. В результате на контактных поверхностях комля
и посадочного гнезда ступицы возникают давления, удерживаю-
щие лопасть от перемещения. Клинья выполняются односкосными,
и их размеры определяются из следующих соотношений:
ширина b- 2г<йкл<(0,92—0,93) b, мм (2.43)
толшина /кя= 14-2 мм;
угол при вершине клина
ф=1ч-2°.
Длила клиньев выбирается конструктивно. Допуски на геомет-
рические элементы сборных гребных винтов с пластмассовыми ло-
пастями и металлическими ступицами назначаются как для вин-
тов обычного класса по ГОСТ 8054—72.
§ 2.7. Детали гребных винтов
Конструирование всех деталей гребных винтов должно быть
подчинено следующим основным требованиям, определяемым ус-
ловиями работы винтов:
— детали гребного винта должны надежно выполнять свое наг
значение в условиях воздействия на них длительных цикличных,
вибрационных, а иногда и ударных нагрузок;
— конструкция деталей должна допускать их многократное ис-
пользование и -после замены гребного винта.
Ниже рассматриваются специфические особенности конструи-
рования основных деталей гребных винтов.
Обтекатели ступиц гребных винтов. Обтекатель ступицы уста-
навливают для следующих целей:
— снижения потерь от вихреобразования за ступицей винта;
— предохранения концевой гайки вала от соприкосновения
с морской водой и от механических повреждений;
— предотвращения попадания морской воды па конусную по-
верхность гребного вала (предохранения его от коррозии).
Конструкции обтекателей весьма разнообразны и зависят от
конструкции винто-рулевого комплекса в целом, однако разли-
чают три основных типа обтекателей: а) колпаки-обтекатели, со-
стоящие из одной детали, б) колпаки-обтекатели, состоящие из пе-
ню
скольких деталей с неподвижным хвостовиком; в) гайки-обтека-
тели, выполняющие одновременно функции концевой ганки вала
и обтекателя ступицы винта.
Колпаки-обтекатели применяются для гребпых винтов диамет-
ром около 2 м и более.
Применительно к гребным винтам со ступицами небольшого
диаметра наиболее распространены нолпаки-обтекатели из однои
г _____ ПТ-
детали, чаще всего выполняемые в виде от-
ливки, которая крепится на шпильках к сту-
пице винта (рис. 2.29). Центральный угол
образующих обтекателей обычно рекоменду-
ется выдерживать в пределах 404-50°.
Обтекатели для крупных гребных винтов
цо ступицами большого диаметра (в особен-
ности для винтов со съемными лопастями или
винтов регулируемого шага) целесообразно
выполнять из нескольких деталей с непо-
движным хвостовиком, который выносят на
руль или на рудерпост. Такая конструкция
позволяет обеспечить необходимое удлинение
обтекателя и выдержать
центральный угол его обра-
зующих в указанных выше
пределах. При этом колпак
концевой гайки выполняют
составным в виде полубоч-
ки с вертикальным или го-
ризонтальным разъемом.
При вертикальном разъеме
(см. рис. 2.20) часть 2 кол-
пака, прилегающую к сту-
пице и являющуюся про-
Рис. 2.29 конструкции цельнолитого обте-
кателя.
I _ ступица виита со съемными лопастями, 2 —
ставкой, обычно выполняют
с открытым донышком. Вто-
рую часть такого обтека-
теля — крышку 1 — крепят
на шпильках к проставке 2.
Хвостовик обтекателя 3 вы-
носят на руль или рудерпост. Иногда вместо хвостовика может
быть установлена пропульсивная наделка, форма которой должна
быть согласована с формой ступицы гребного винта.
Если длину проставки 2 обозначить через а, то для установки
и снятия крышки / требуется расстояние по оси вала, приблизи-
тельно равное <24-50 мм. В разъем между проставкой и крышкой,
так же как и между ступицей и проставкой, ставят уплотнение.
Модификацией гаком конструкции является обтекатель с про-
ставкой которая крепится к неподвижному хвостовику. Обтека-
тель подобного типа удобнее всего применять при наличии за вин-
том рудерпоста или кронштейна руля. При установке балансирных
107
рулей без рудерпоста вынесение хвостовика на руль менее удобно,
так как при отклонениях руля хвостовик отходит в сторону от
ступицы винта и обтекатель в целом перестает выполнять свою
Рис. 2.30. Конструкция свар-
ного обтекателя с горизон-
тальным разъемом.
основную функцию — снимать потери от
вихреобразования.
В тех случаях, когда зазор между
кормовым торцом ступццы'и рулем или
рудерпостом ограничен, применяют кол-
паки-обтекатели с горизонтальным разъ-
емом (рис, 2.30). Однако эти обтекатели
менее технологичны, так как необходи-
ма взаимная пригонка частей по линии
разъема, а также установка резиновых
уплотнений в двух взаимно перпендику-
лярных плоскостях: по линии разъема
по контуру и у торца ступицы винта.
Обтекатели рассмотренных типов мо-
гут быть как литыми, так и сварными,
хотя обтекатели с горизонтальным
разъемом проще выполнять литыми.
Для большего удобства монтажа обтека-
теля отверстий по линии разъема для болтов и по контуру у сту-
пицы для шпилек выполняются с несколько большим диаметром
(порядка 3 мм на сторону), чем диаметр болтов и шпилек. Это
а-а
Рис. 2.3J. Конструкция обтекателя для крупных гребных винтов.
дает возможность незначительного относительного перемещения
обеих частей обтекателя. На рис. 2.31 показана конструкция кол-
пака-обтекателя для винтов больших размеров.
108
Для гребных винтов диаметром менее 2 м чаще применяются
гайки-обтекатели (рис. 2.32).
Внутренние полости колпаков-обтекателей заполняют тавотом
или техническим жиром—для консервации концевой гайки и во
избежание разрыва обтекателя в случае замерзания проникшей
внутрь него воды. Для заполнения обтекателя жиром в нем де-
лают отверстие, которое одновременно используется и для ввер-
тывания рым-болта при монтаже или демонтаже. Затем отверстие
глушат пробкой на резьбе со стопором. Для удобства подъема
обтекателя на талях целесообразно размещать рым-болт в районе
расположения центра тяжести обтекателя (по его длине).
Противотросовые кожухи. Противотросовыми кожухами обыч-
но называют обтекатели кольцевого типа, устанавливаемые па
яблоко старнпоста, валоподдерживающего кронштейна или вы-
кружки (при бортовых винтах), и закрывающие зазор между кор-
мовым обрезом этих конструкций и носовым торцом ступицы
гребного винта (рис. 2.33).
109
Такие кожухи, препятствуя попадайпю тросов в зазор, одно-
временно создают условия для более плавного подтекания воды
к лопастям гребного винта. Кожухи выполняют либо в виде цель-
ного кольца, либо из двух полуколец, которые крепятся на болтах
к яблоку старнпоста или кронштейна, либо к выкружке. Иногда
противотросовые кожухи крепят к яблоку старнпоста не на бол-
тах, а приваривают. Для снятия кожухов применяют резку газом.
Противотросовые кожухи целесообразно выполнять таким об-
разом, чтобы их кормовая свободная кромка несколько заходила
на ступицу винта, а поверхность кожуха была бы расположена
Рис. 2.33. Противотросовый кожух (/) между выкруж-
кой корпуса и гребным винтом
вровень с поверхностью ступицы. Для этого по контуру ступицы
делают специальную проточку.
Крепеж съемных лопастей. Детали крепежа съемных лопастей
являются чрезвычайно важными конструктивными элементами,
от которых зависит надежность фланцевого соединения лопастей
со ступицей. В зависимости от формы ступицы и фланцев лопастей
в соединениях применяют шпильки или болты (рис. 2.34). При
плоских фланцах (см. рис. 2.24) чаще всего применяются шпильки
с буртом, утопленным в специальную выточку в ступице. Наличие
бурта исключает самоотвиичивапие шпилек вместе с гайкой, но
не исключает их ослабления, поскольку между верхней кромкой
бурта и нижней поверхностью фланца лопасти всегда имеется не-
большой зазор (0,34-0,5 мм).
Фланцевое соединение лопасти со ступицей, работающее в ус-
ловиях переменных напряжений, относится к категории соедине-
ний, собираемых с предварительной затяжкой. Иначе говоря,
чтобы исключить возможность раскрытия стыка флапца со ступи
ПО
цен, затяжка крепежных элементов (шпилек пли болтов) должна
производиться с такой силой, чтобы после приложения к соедине-
нию рабочей нагрузки не произошло раскрытия стыка; после при-
ложения к лопасти внешних гидродинамических и центробежных
сил, уменьшающих эффект предварительной затяжки, фланец ло-
пасти должен быть прижат к ступице с силой, равной остаточной
затяжке в стыке.
Фланцевые соединения лопасти со ступицей, работающие в ус-
ловиях повышенных нагрузок, должны обладать повышенной вы-
Рнс. 2.34. Типовая конструкция болта (а) и шпильки (б).
иосливостью соединений. Для этого следует принять специальные
конструктивные меры, а именно:
— уменьшить жесткость шпилек или болтов;
— уменьшить возможность концентрации напряжений;
— улучшить распределение нагрузки между рабочими витками
резьбы.
Выполнение первого условия достигается: уменьшением диа
метра пенарезанпой части болта или шпильки до размера, обес-
печивающего одинаковую статическую прочность в нарезанной и
непарезапной частях; применением пустотелых болтов пли шпилек
с внутренним сверлением, введением в систему болта или шпильки
специальных упругих элементов; распределением нагрузки на
большее число болтов или шпилек (при этом их размеры должны
исключать возможность среза резьбы при сборке). Кроме того, по-
вышение выносливости может быть достигнуто за счет установки
большего числа шпилек или болтов с меньшим диаметром резьбы.
Так. установлено, что пределы выносливости для метрических
резьб М20, М45 и М72 относится между собой, как 2,5.-1,5:1 [20].
Выполнение второго мероприятия в основном обеспечивается
правильным конструированием переходов от гладкой части болта
или шпильки к резьбовой. Такие переходы рекомендуется выпол-
нять в виде удлиненной проточки при /=0,5 d и диаметре ds—
=0,96 d\. Переходы от стержня к головке болта выполняются с ра-
диусом /?^0,1 d. Уменьшение концентрации напряжений дости-
гается также применением для болтов и шпилек материалов, об-
ладающих повышенной пластичностью, что способствует перерас-
пределению и выравниванию напряжений в их сечениях.
По данным работы [20] эффективным средством является обес-
печение гарантированных зазоров по диаметрам, вследствие чего
увеличивается податливость витков резьбы. Кроме того, распреде-
ление нагрузки по виткам резьбы улучшается, если для гаек при-
менить материал, модуль упругости которого Ег меньше модуля
упругости материала болта Е& Например, при Ет=1/$Еб нагрузка
на первый виток резьбы уменьшается на 30-5-40% по сравнению
с конструкцией, в которой модули упругости обоих материалов
равны, т. е. EF—Ee.
Важным фактором при конструировании фланцевых соедине-
ний является обеспечение требуемой величины затяжки при мон-
таже лопастей винта па ступице. Величина затяжкй может назна-
чаться в пределах (0,44-0,6) Оод- В ответственных соединениях ло-
пастей со ступицей, чтобы исключить неравномерность затяжки,
можно воспользоваться двумя известными способами ее контроля:
измерением угла поворота гайки и измерением крутящего момента
при завертывании гайки специальными тарированными ключами.
Затяжка соединения должна сохраняться неизменной в тече-
ние всего периода эксплуатации гребного винта. Нарушению ве-
личины затяжки способствует, грубая обработка поверхности
стыка; смятие рабочих поверхностей резьбы; самоотвинчивание
гаек; вывертывание шпилек и болтов в результате вибрации и
частых ударных нагрузок, действующих на лопасти винта \ (на-
пример, при плавании судна во льдах).
Стопорные устройства гаек и болтов. Конструирование стопор-
ных устройств, являющихся чрезвычайно ответственными элемен-
тами конструкции гребного винта в целом, обычно подчиняется
определенным требованиям. Стопорное устройство должно:
— надежно предохранять гайку или болт от начального отво-
рачивания;
— быть само по себе достаточно надежным и не разрушаться
от механических и вибрационных нагрузок, а также воздействия
коррозии;
— допускать многократное использование его без повреждения
каких-либо деталей гребного винта.
Конструкции стопорных устройств, применяемых в машино-
строении, разделяются на три основных типа: устройства, повы-
шающие силы трения на поверхностях контакта деталей-соедине-
ния (контргайки, пружинные шайбы); устройства, включающие
112
легко заменяемые элементы, препятствующие начальному отвора-
чиванию гаек и болтов (шплинты, стопорные планки на болтах);
средства глухого стопорения (сварка, закернивание краев гайки).
Рис. 2.35. Конструкции стопоров гаек и болтов.
I — прихватка электросваркой; 2 — проволочный шплинт. 3 — шайба с отогнутым
краем, 4 — концевая гайка с пракой резьбой; 5 — сменная деталь.
Стопорные устройства первого типа, основанные на использо-
вании сил трения, непригодны для стопорения крепежных деталей
гребных винтов, так как они недостаточно надежны при действии
вибрации и коррозии Стопорные устройства двух других типов
ф М. Кацман. Г М. Кудреватый
113
могут применяться для гребных винтов в различных конструктив-
ных вариантах (рис. 2.35).
Следует отметить, что распространенное (особенно в зарубеж-
ной практике) стопорное устройство в виде болта с резьбой про-
тивоположного по отношению к шпильке направления, вводимого
в отверстие в центре колпачковых гаек и ввинчиваемого в тело
шпильки (рис. 2.35, г), можно использовать многократно, но оно
Рис. 2.36. Шаговые сухари и их расположение относи-
тельно шпилек при различных значениях шага: а — ми-
нимальном; б — среднем; в—максимальном.
d—диаметр шпильки; r=dl'2\ rt=dj2+\ мм; c»tO мм;
h=H—1 мм, где Н— толщина фланца лопасти.
недостаточно надежно; так как стопорный болт располагается на
оси вращения гайки, не исключена возможность ее начального от
ворачивания даже при незначительном ослаблении этого болта.
Стопорные устройства работают наиболее эффективно, когда
они расположены на максимальном плече от оси вращения болта
или гайкн, т. е. в тех случаях, когда они воздействуют на ребро
или грань гайки или головки болта.
Шаговые сухари. Шаговые сухари применяются для винтов со
съемными лопастями, па которых предусматривается регулировка
шага путем разворота лопастей в пределах зазоров овальных от
верстий во фланцах. На рис. 2.35 представлена конструктивная
схема шаговых сухарей и их расположение относительно шпилек
при различных значениях шага. В качестве предела для изменения
114
шага в обе стороны от номинального значения конструктивного
шага винта обычно принимается величина, приблизительно рав-
ная ±10%. При этом линейная величина смещения лопасти по
дуге окружности центров шпилек получается для всех гребных
винтов лежащей в пределах 8±12 мм в обе стороны от среднего
положения (величина с на рис. 2.19 и 236), соответствующего
конструктивному шагу винта (рис. 2.37)
Шаговые сухари обычно изготовляются двух типоразмеров: для
среднего и для предельного шага (максимального или минималь-
ного) .
Рис. 2.37. Пример расположения овальных отверстий
на фланце лопасти и задания размеров для них.
При лопастях, установленных на средний шаг, сухари закла-
дывают с обеих сторон шпилек, по два сухаря в каждое отверстие;
при лопастях, установленных на предельный шаг, в каждое от-
верстие закладывают по одному сухарю с одной стороны шпилек
(см. схему на рис. 236). Обычно сухари изготовляют из латуни,
хотя могут быть применены и другие хорошо обрабатываемые,
стойкие в отношении коррозии материалы, в том числе и пласт
массы.
Обычно по чертежу изготовляют лишь заготовки сухарей
с предварительной обработкой по размерам, указанным па чер-
теже. Припуск на пригонку задается технологическим бюро за-
вода-изготовителя винта, но практически сухари приходится при-
гонять по каждому отверстию, добиваясь их плотной посадки на
5* П5
места, уже после того, как все лопасти винта установлены на нуж-
ный шаг по рискам на фланцах и ступице. Размеры и расположе-
ние шаговых рисок регламентируются ГОСТ 8054—72. Такая
скрупулезная пригонка сухарей обусловливается неточностями,
обычно имеющими место при рассверливании отверстий под
шпильки во фланцах и в ступицах.
Для удобства извлечения сухарей при демонтаже лопастей или
перемене шага в одном из их торцов засверливают и нарезают
отверстия для завертывания винтов с кольцом.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ПРОЧНОСТЬ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ
При конструировании гребных винтов необходимо дать оценку
прочности гребных винтов применительно к статическим и цикли-
ческим нагрузкам. Эта оценка, как правило, производится в форме
поверочного расчета выбранных по материалам систематических
испытаний толщин лопасти в корневом сечении (г=0,24-0,3) или
в двух расчетных сечениях (г=0,24-0,3 и г=0,6).
Применяемые для подобных расчетов методы и приемы по-
дробно изложены в работах (6, 4 и 27], поэтому ограничимся крат-
ким рассмотрением природы и номенклатуры внешних снл, прини-
маемых в расчетах, а также нормализованными схемами их вы-
полнения.
§ 3.1. Силы, возникающие при работе гребного винта
При проектировании и конструировании гребных винтов тра-
диционно принято, что внешние силы, действующие на лопасти
гребных винтов, можно разделить на постоянные и периодически
изменяющиеся составляющие. Первые обусловлены гидродинами-
ческими силами и моментами при допущении равномерности на-
бегающего на винт потока и, по существу, являются осредненными
нагрузками за один оборот гребного винта.
Вторые включают нестационарные пульсирующие нагрузки на
лопасти гребных винтов, возникающие вследствие неоднородности
попутного потока за корпусом судна.
Статические силы представляют как геометрическую сумму ак-
сиальных и тангенциальных составляющих гидродинамических сил,
распределенных по поверхности лопасти, с учетом центробежной
силы инерции, действующей вдоль радиуса. Результирующие гид-
родинамических сил приводят к силе упора Р, действующей в на-
правлении поступательного движения винта (рис. 3.1), и к танген-
циальной силе Т, действующей по касательной к оси вращения
винта. Центробежная сила С на рис. 3.1 направлена вдоль ло-
пасти перпендикулярно оси вращения винта-
116
Физические представления об упоре гребного винта и танген-
циальной силе вытекают из общепринятого многоугольника ско-
ростей и сил, возникающих на элементе лопасти гребного винта
при стационарном обтекании его потоком (рис. 3.2).
Рис. 3.1 Статические силы на гребном винте.
Элементарный упор на элементе лопасти
dP =*dY cosp,—dXsinP,=drcosP,(l- etgP,). (3.1)
Элементарная тангенциальная сила dT и обусловленный этой си-
лой элементарный момент dM
dT = dY sin р,- 4- dX cos р,- = dY sin Pz (1 + в ctg ₽,); (3.2)
dM=dTr = drsinPi(H-8ctgpt)r, (3.3)
117
Рис. 3.2. Многоугольник скоростей и сил на элементе лопасти винта
Действующие на лопасть внешние нагрузки вызывают в рассмат-
риваемом сечении лопасти изгибающие и крутящие моменты и
растягивающие и перерезывающие усилия (см. рис. 3.3). К этим
моментам и усилиям относятся:
— от действия силы упора Р — изгибающий момент Мр=
—P(rv—Fi) и крутящий момент Mi Р= Ph-,
— от действия тангенциальной силы Т — изгибающий момент
Mt=T(rt—1\) и крутящий момент M<it=Tb~,
— от действия центробежной силы С — изгибающий момент
Mc=Cic, крутящий момент Mac=Cgf и растягивающее усилие С.
При определении напряжений, обусловленных этими усилиями,
лопасть рассматривают как консольную балку, жестко закреплен-
ную в ступице. Геометрические размеры балки получают в резуль-
тате сечения лопасти соосным виптом-цилиндром (методы Тейлора
[76], Ромсома [70], Кейслера и Арнольдуса [63]) Некоторые авторы
полагают эти сечения плоскими (Хенлок [72], Резинг [27]). Рас-
четы и измерения напряжений па моделях и натурных винтах сви-
детельствуют, что касательные напряжения, возникающие в лопас-
тях гребного винта, существенно меньше нормальных напряжений
от изгибающего момента. Поэтому можно без существенного для
П8
точности ущерба Припять центр тяжести сечения в качестве центра
приложения гидродинамического момента, пренебрегая касатель-
ными напряжениями (вследствие их малости), т. е. пренебрегая
скручивающим моментом и перерезывающей силой.
Для приведения центробежной силы С к центру тяжести пло-
щади поперечного сечения лопасти, силу С перемещают по линии
ее действия из центра тяжести лопасти до плоскости сечения и
в точке N разлагают на составляющие С{ и Cg вертикально и па-
раллельно плоскости сечения (см. рис. 3.1). Вследствие наличия
плеча с между центром сечения ЦТ и точкой N возникает допол-
нительный момент
Мс = С^с.
Для гребных винтов без уклона лопастей момент Мс очень мал,
и практически Л4с=0. В этом случае действует только составляю
щая силы С, т. е. растягивающая сила С(. Для гребных винтов
с уклоном лопастей в корму действует центробежная растягиваю-
щая сила С| и изгибающий момент
Afc=C/?KTtga, (3.6)
где /?цТ — радиус ЦТ лопасти;
а — угол уклона лопасти.
Без больших погрешностей можно принять Cj = C
С -C. -'y' fiR,,,, (3.7)
где С — центробежная сила у корня лопасти;
G — вес гребного винта;
0,46-=- 0,48#.
Вес гребного винта может быть определен по формулам
Ф. М. Кацмана или В. В. Копеецкого
Для корневого сечения
Mc^0,7CRmtga. (3.8)
Результирующая сила лопасти С приложена не в центре тяжести
ес массы Однако для упрощения обычно принимают в качестве
центра ее приложения ЦТ лопасти. Это допущение легко может
быть компенсировано очень небольшими по величине дополнитель-
ными моментами.
Изгибающий момент
(3.9)
крутящий момент
Л4^ = <о2/Х2, (3.10)
лп
где со =------угловая скорость вращения вмпта;
/уг= fi/zdrn;/хг= (xzdm — центробежные моменты инерции лопасти
относительно осей, указанных на рис. 3.1;
dtn — элемент массы лопасти.
1|9
Результирующие моменты и напряжения рассматриваются при-
менительно к случаю косого изгиба, т. е. векторы моментов Мх и
Му, на которые разложен главный момент М в направлении обе-
их главных осей, не совпадают с главными осями, а образуют
угол <р.
Учитывая малую относительную толщину лопасти, принимают
допущение, что одна из главных ц
чения (л—х) параллельна хорде п
ентральных осей инерции се-
рофкля (рис. 3.3), а другая
соответственно перпендику-
лярна хорде и проходит че-
рез ЦТ сечения (у—у}. Из-
гибающий момент от силы
упора определится как
г« (3.11)
где dPz — упор элемента
лопасти. Изгибающий мо
мент от тангенциальной си-
лы Т
г‘ (3.12)
где элементарная
тангенциальная сила на
элементе лопасти.
Рис. 3.3. Статические силы на элементе
лопасти
Радиусы приложения силы упора Р и тангенциальной силы Т от-
носительно оси вращения винта гр и г» могут быть получены из
уравнения моментов д
J-rfp
(' rdT
r,-\-------- (3.14)
Если, как это принято для цельных гребных винтов, расчетные
сечения располагаются на riR—0,2 и г//?=0,6, то можно получить
формулы и соотношения между моментами Мр и Mt, упором Р
и крутящим моментом на ступице гребного винта Л4И, приведен-
ные в табл. 3.1.
120
Таблица 3.1
Зависимости нагибающих моментов от сил упора и тангенциальных сил
Изгибающие моменты По Ромсому По Тейлору
— -0,6 R °2
От осевых усилий Р Мр—0,475Г>гЯ Mp=n.WlPzR Mp=O.4S3PzR 0.И8 Pt.R
Mf=o,H.3Mn Af.=U>.152MB Mf=C,«68MB
усилий Г
упор одной лопасти винта. 7?—раднус пинта Мп—крутящий момент на валу у пинта.
Метод Ромсома подразумевает распределение упора вдоль ло-
пасти гребного винта по вихревой теории, соответствующее урав-
нению
^*(тП'-ШТ <3J6>
где К— постоянная для данного винта; т—2 п«1; Р~~£> а ме-
тод Тейлора основан на линейном законе распределений упора
по Ренкину. Суммарный гидродинамический изгибающий момент
М-]'' М2Г + М2,. (3.16)
Проектируя вектор момента на оси х и у, получим
Л4Х = Мр cos <р 4 - Mt sin q>; (3.17)
Му = Мр sin —Af^costp, (3.18)
где ф — шаговый угол.
Момент Мх изгибает лопасть в плоскости наименьшей жесткости,
а момент Mv— в плоскости наибольшей жесткости. При наличии
уклона лопасти в корму полный изгибающий момент относительно
оси х—х
Af(. = (Mp + A4c)cos4>-|-A4/sinq>; (3.19)
полный изгибающий момент относительно оси у—у
Ми— (Mp-J-Afjsinq)—AffCos<p, (3.20)
где Мс — момент от центробежных сил.
Помимо этих изгибающих моментов при оценке напряжений необ-
ходимо учитывать растягивающие напряжения от действия цент-
121
робежной силы. При этом наибольшие напряжения растяжения
будут иметь место в точке А (см. рис. 3.3)
"м = ^+-А-+«.. (3.21)
*х(Л) Wy(A}
где 11 ^S(A) — моменты сопротивления сечения для точки А
относительно осей х—х и соответственно у—у;
ос — растягивающие напряжения от действия цент-
робежных сил; ое— ~~.
Здесь F — площадь рассматриваемого сечения.
В точке В напряжения будут равны
т. е. из растягивающих напряжений от момента Мх и центробежной
силы вычитаются напряжения сжатия от момента Mv. Точка D
характеризуется растягивающим напряжением от момента Л4Т и
центробежной силы С, т. е.
ам=^+£.. (3.23)
В точке С имеют место наибольшие сжимающие напряжения от
момента Мх и растягивающие от силы С
<3-24)
Так как наибольшие напряжения сжатия по результатам расчетов
и измерений наблюдаются в точке, близкой к точке С, а напряже-
ние растяжения — в точке D, то можно ограничиться расчетом
напряжений только в этих точках, причем, как правило, opc>Opd-
Последнее позволяет производить расчеты напряжений только
в точке С профиля лопасти, т. е. в точке наибольших толщин за-
сасывающей поверхности лопасти.
Однако нагрузки, воспринимаемые лопастями гребного винта,
являются не стационарными, а циклическими. Периодически изме-
няющиеся вдоль лопасти и по окружности скорости натекания по-
тока на каждый элемент лопасти возбуждают соответствующее пе-
риодическое изменение гидродинамических сил.
Как было указано ранее, на лопасти гребного винта наряду
с постоянными силами (упор, момент, центробежные силы, силы
инерции) действуют переменные нагрузки. Частота периодически
изменяющихся усилий, возникающих на лопастях, обусловлена
неравномерностью попутного потока и зависит от характера поля
скоростей и давлений. Характер поля зависит от кормовых образо-
ваний, числа гребных валов, коэффициента полноты корпуса, ха-
рактера кормовых шпангоутов.
Амплитуды периодических сил и моментов определяются сте-
пенью окружной неравномерности поля скоростей, числом лопастей
122
и коэффициентом нагрузки винта по упору <тр. Чем выше нагрузка,
тем меньше амплитуда периодических сил. На рис. 3.4 приведена
зависимость удвоенной амплитуды периодических сил от коэффи-
циента нагрузки винта по упору ов==—-- применительно к су
2^
дам различных типов, полученная в Гамбургском бассейне [66].
Степень окружной неравномерности определяется главным обра-
зом формой кормовой оконечности и выступающих частей.
На величину и характер изменения амплитуд переменных перио-
дических сил влияют как постоянно действующие, так и случайные
факторы, в первую очередь — неравномерность поля, обусловлен-
Рис. 3.4. Значения удвоенной амплитуды гидроди-
намических сил на гребных винтах в зависимо-
сти от коэффициенте нагрузки по упору Ор.
ная нестационарным номинальным попутным потоком, характер
которого определяется формой кормовой оконечности, местом рас-
положения гребного винта и конструкцией частей.
На рис. 3.5 приведены результаты экспериментальных исследо-
ваний степени неоднородности попутного потока в месте располо-
жения диска гребного виита для модели танкера, полученные в оте-
чественном опытовом бассейне [43], [26].
Поле скоростей номинального попутного потока у одновальных
судов характеризуется повышенной неравномерностью осевой со-
ставляющей Vo, изменяющейся от 0 до 1,0, и существенным изме-
нением величины и направления тангенциальной и радиальной со-
ставляющих Ут и Vг-
Среднее значение коэффициента осевой составляющей попут-
ного потока фа изменяется по данным модельных испытаний в пре-
123
делах ipB= 3,0-i-0,4, а крупнотоннажных судов с большим значе-
нием б — в пределах фа=0»6—0,7.
На характер поля скоростей в месте расположения гребных
винтов влияет шероховатость корпуса, характер формирования и
особенности пограничного слоя. Так, определенное влияние на по-
минальный попутный поток оказывают дискретные вихри, разви-
вающиеся в носу и в кормовой оконечности вследствие простран-
ственного обтекания корпуса.
составляющих скорости в диске винта модели крупно
тоннажного танкера Крым (ио данным Ю Н Чикера)
В районе скулы в носовой оконечности толщина пограничного
слоя мвла, в связи с чем происходит резкое изменение структуры
потока и образование пары дискретных вихрей. Подобная же пара
вихрей, большей интенсивности, образуется в корме. Дискретные
вихри не только вызывают перераспределение скоростей течения
в пограничном слое, но и приводят к появлению сложных попереч-
ных течений. На сложный характер неоднородности попутного по-
тока существенное влияние оказывает также и то обстоятельство,
что у одновальных судов попутный поток обусловлен в основном
гидродинамическим следом и лишь отчасти — пограничным слоем.
Этот вопрос подробно рассмотрен в работе [29].
124
При производстве расчетов нестационарных сил сведения о ве-
личине и характере натекающего на виит неравномерного потока
получают из модельного эксперимента по измерению номиналь-
ного поля скоростей. При
этом, как правило, исходят
из двух весьма вольных
допущений: не учитывается
влияние на поле работаю-
щего гребного винта и не
принимается в расчет мас-
штабный эффект попутного
потока при переходе от мо-
дели к натуре. Исследова-
ние масштабного эффекта
попутного потока одноваль-
ных и двухвальных судов,
проведенное А. Ф. Пустош-
ным [43], а также зарубеж-
ные исследования в этом
направлении, позволили по-
лучить приближенные оцен-
ки масштабного эффекта и
сопоставительные характе-
ристики поминального по-
путного потока для моделей
и натурных судов для част-
ных экспериментов (рис.
3.6)- Влияние работающего
гребного виита в еще боль-
шей степени должно иска-
зить характер и степень не-
равномерности натекающего
потока.
Нестационарная состав-
ляющая нагрузок на лопа-
сти гребного винта с высо-
кими амплитудами измене-
ния циклов, обусловленная
неравномерным попутным
потоком, является постоян-
но действующей, основной
но величине, но не единст-
Рис. 3.6. Результаты исследования мас-
штабного эффекта попутного потока и упо-
ра (по данным сраннительных модельных
и натурных испытаний т/х Новая Ладога.
выполненных Л. Ф. Инякнным)._
.0.65,
венной причиной возникно-
вения периодических сил на
лопастях.
Другие причины, также вызывающие нестационарные цикличе-
ские нагрузки и соответствующие напряжения, можно рассматри-
вать как дополнительные. Эти дополнительные нагрузки имеют, как
правило, случайный характер и могут быть следствием как эксплуа-
125
Рнс. 3.7 Схема внешних сил, действующих ив лопасть гребного винта.
126
тационных факторов, так и других, самых различных причин и об-
стоятельств, например:
— частотного резонанса собственных колебаний лопастей и воз-
мущающих колебаний, вызванных периодическими инерционными
силами системы валопровод-двигатель (частота периодических сил
в этом случае совпадает с частотой продольных или крутильных
колебаний валопровода);
— скоса потока, натекающего на гребной винт вследствие киле-
вой и вертикальной качни на волнении (частота периодических сил
при этом равна частоте качки);
Рис. 3.8. Схема расположения
датчиков /—/V на лопасти греб-
ного винта т/х Пекари.
Рис. 3.9. Зависимость удвоенных ампли-
туд нормальных напряжений в лопасти
от радиуса г и числа оборотов
— скоса потока, вызванного рысканьем судна и орбитальным
характером изменения скоростей на волнении;
— маневров судна при перекладках руля и реверсах;
— частичного оголения лопастей гребного ввнта при плавании
в балласте;
— периодических ударов лопастей о лед;
— собственных колебаний лопастей.
На рис. 3.7 приведена схема, иллюстрирующая природу внешних
сил, действующих на лопасти гребного винта.
В последнее время для определения величин и характера дина-
мических нагрузок, действующих на лопасти гребных винтов, были
проведены натурные измерения напряжений, возникающих в лопа-
стях. Достаточно назвать натурные испытания на рефрижератор-
ном судне Пекари (5], на грузовом судне Мичиган (59], на танкере
Виана [73], сухогрузном теплоходе Ноенфе.гьс (73], контейнерном
судне Флиндерс Бей [73]. Все эти испытания совмещались с модель-
ным экспериментом и соответствующими расчетами напряжений
и могут быть положены в основу дальнейшего анализа.
127
На рис. 3.8 показана схема измерения напряжений при испыта-
нии на т/х Пекари, а на рис. 3.9 — полученные пересчетом с изме-
ренных деформаций зависимости удвоенных амплитуд нормальных
Рис. 3.10. Схема расположения датчиков на лопастях
гребного винта т/х Мичиган.
напряжении в лопасти от скорости вращения гребного внита для
различных относительных радиусов г. Наиболее нагруженными
оказались корневые сечения, наименее нагруженными — перифе-
Рис. 311. Результаты испытаний греб-
ного винта на т/х Ноенфемс
рийпые сечения. Испытания на
т/х Пекари, вследствие недостат-
ков в измерительной технике, ока-
зались не совсем удачными, по-
этому приведенные результаты
характеризуют лишь качествен-
ную картину и порядок измерен-
ных величин. На рис. 3.10 дана
схема расположения тензодатчи-
ков на лопастях гребного винта
т/х Мичиган в сечении г=0»25.
В табл. 3.2 приводятся отно-
шения размахов и амплитуд'на-
пряжений, измеренных соответ-
ствующими датчиками. Таблич-
ные данные указывают на зна-
чительную величину пульсаций
напряжений.
На рис. 3.11, 3.12 и 3.13 при-
ведены результаты исследований
на судах Ноенфель-с, Флиндерс
Бей. В первом случае напряже-
ния указаны для засасывающей
поверхности, а во втором — для
нагнетательной поверхности ло-
пасти.
Анализ данных, представленных на рис. 3.11, 3.12 и 3.13 пока-
зывает, что зависимости о—/(в), полученные для различных греб-
ных винтов и для различных значений г, могут быть представлены
128
аналитически в виде деформированной косинусоиды и заменены
разложением в ряд Фурье
u 2 (ccosm9 l-fesinm8), (3.25)
где om — среднее напряжение;
а и b — коэффициенты Фурье.
Гармонический анализ упомянутых данных позволяет сделать
вывод, что в разложении c—f(Q) основная нагрузка приходится на
гармоники с номерами 1 и 2.
Рнс. 312. Изменения напряжений
в зависимости от углового положе-
ния лопасти, полученные при прове-
дении испытаний на т/х Флиндерс
Бей.
с.кгс/ин1
Рис. 3.13 График зави
симости ст=/(г). полу
ценный по данным ис-
пытаний гребного виита
на т/х Флиндерс Бей.
(0 = 0°).
Менее существенны гармоники с номером т—4. С достаточной
для практики точностью можно ограничиться первыми двумя зна-
чениями т.
Выполненные расчеты для гребного винта из никель-алюминие-
вой бронзы Св= (5200-9-6800) кгс/см2 для т/х Пекари (£>=4,8 м;
///£> = 1,055, 6=0,71, z=5) при Л/«,= 11400 л. с. и к=142 об/мин по-
казали следующие, приведенные в табл. 3.3 значения напряжений.
Таблица 3.2
Отношение размахов и амплитуд напряжений
Измеряемые величины Датчики
III IV V VI VII VIII 1Х»Х
Отношения размахов нап- ряжения 2,05 1,08 1,00 0,93 0,84
Отношение амплитуд нап- ряжения 3,83 1,28 1,37 1,18 1,01
129
которые могут возникнуть в лопастях в результате постоянно дей-
ствующих внешних сил и случайных эксплуатационных факторов.
В таблице знак « + » означает напряжение при растяжении, знак
«—» — напряжения при сжатии.
Таблица 3.3
Соотношение напряжений, вызнанных различными факторами, кгс/см2
Поверхность лопасти «h “ о £ Це Циклическая нагрузка, обусловлен- ная волне- Циклически я нагрузка, обусловлен- ная неравно мерностью потока в дис- ке винта и Ёё ие и Суммарная нагрузка
Засасывающая —650 ±135 —1045^-1-634 ±400 —2130 --+419
Нагнетающая +502 ±95 +732 < —444 ±210 4-1539* —247
Наряду с расчетными методами определения гидродинамиче-
ских стационарных и циклических нагрузок, обусловленных нерав-
номерностью гидродинамического поля, можно использовать метод
тензометрирования на моделях.
Расхождения в величинах напряжений, полученных при натур-
ных измерениях, модельных экспериментах и путем расчета
(см. рис. 3.11 и рис. 3.12) объясняются, с одной стороны, допуще-
ниями, принятыми в расчетных методах, а с другой — масштабным
эффектом при оценке попутного потока в модельном и натурном
экспериментах. Из табл. 3.3 следует, что при движении судна на
волнении гребной вннт испытывает достаточно высокие дополни-
тельные циклические нагрузки.
Предполагается, что волнообразование и колебания судна jic из-
меняют существенно поля скоростей и давлений за корпусом судна,
т. е. нс усугубляют неравномерности попутного потока. Это допу-
щение-не учитывает деформации пограничного слоя при вертикаль-
ном перемещении судна при качке.
На рис. 3.14 приведены результаты испытаний с 4- и 5-лопаст-
ными гребными винтами на волнении, согласно которым характер
изменения динамических характеристик гребного винта аналогичен
изменению характеристик на тихой воде.
Килевая и вертикальная качка обусловливает в кЪнечном счете
появление поперечных скоростей в диске винта, которые можно
рассматривать как поперечный набегающий поток. Аналогичная
схема может быть представлена и для орбитального движения
волн при работе винта вблизи свободной поверхности.
Изменение характера напряжений в лопастях на тихой воде и
на регулярном волнении представлено на рис. 3.15. Из рисунка оче-
видно, что регулярная качка судна меняет частоту колебаний и су-
щественно изменяет форму гармонического процесса.
Изменения напряжений в лопастях гребных винтов при манев-
рировании судна по данным модельных и натурных испытаний ил-
люстрируются рис. 3.16 и 3.17.
.1еМмии
Рис. 3.14. Влияние качки судна н волнения на динамические характеристики
гребных винтов с числом лопастей 2=4 и z=5.
I — крутящий момент; 2 — изгибающий момент; 8 — амплитуда качки
Тихая бода. Регулярное Волнение
Рис. 3 15. Влияние качки судна и волнения на величину напряжений в ло-
пастях гребного пинта.
/ —I об/мки. 2— амплитуда качки; 3—напряжение в трех лспастка
Представленные материалы свидетельствуют, что пренебречь
этим эксплуатационным фактором при рассмотрении вопросов дол-
говечности и прочности гребных винтов нельзя.
Влияние перекладок руля на величину переменных напряжений
в лопастях обусловлено изменением угла натекания потока на греб-
130
131
ной винт в горизонтальной плоскости, т. о. углом перекладам. Рас-
четы, выполненные для большого числа одновальных судов, пока-
зали, что относительное изменение напряжений в расчетном сече-
нии лопасти может быть представлено в виде произведения
(3‘26)
где т(0) —периодическая функция угловой координаты 0;
f(а) — линейная функция угла перекладки руля а.
Амплитудные значения изменения напряжений, незначительные
при малых изменениях угла а, достигают 37—58% при а=35°. Та-
ким образом, для судов, условия эксплуатации которых связаны
с частыми и значительными маневрами, влияние перекладок руля
на циклические напряжения в лопастях гребных винтов должно’
оцениваться с учетом статистических данных о распределении углов1
перекладки. Для обычных транс- .
портных судов распределение'^’глов.
перекладки руля подчиняется за-i
кону Пуассона с математическим-
ожиданием «m=2° для судна с ав-
торулевым И (Im = 5° — для судна
без авторулевого. Перекладки на
правый и левый борт практически
р авновероятны.
Периодический характер допол-
нительных сил, возникающих на
гребном винте при маневрировании^
Рис 3.17. Влияние маневрирования на на-,
пряжения в лопасти (по данным натурного1
эксперимента).
влияет на величину вертикального эксцентриситета равнодейст-
вующей сил упора. Дополнительный вертикальный эксцентриситет
определяется выражением
Двг (а) = 2 йяап, (3.27)
где ап — практические коэффициенты степенного рида. Для практи-
ческих расчетов достаточным числом членов являетси п=3. Резуль-
таты расчетов, подтвержденные данными зарубежных исследова-
ний, указывают на возможность выхода точки приложения упора
винта на лопасть при углах перекладки руля порядка 25°. Этот
Рис 3.18. Влияние частичного оголения лопастей на внешние силы, дей-
ствующие на лопасть гребного винта.
133
эффект приводит к появлению дополнительных вненеитренйых на-
грузок, действующих на валопровод.
Существенное влияние на переменные напряжения оказывает
режим эксплуатации с частичным оголением лопастей, который
в принципе возможен как при балластном переходе, так и при пе-
ревозке грузов с большой удельно-погрузочной кубатурой (напри-
мер, хлопок). При работе гребного винта в этом режиме внешние
силы будут качественно отличаться от сил, действующих на погру-
Рис. 3.19. Поле скоростей частично оголенного греб-
ного винта.
женнуго лопасть. Влияние свободной поверхности обусловлено под-
сосом воздуха, волнообразованием, сужением поперечного сечения
диска движителя. Даже приближенный учет этого влияния сво-
дится к весьма сложному расчету по вихревой теории [67].
На рис. 3.18 приводятся результаты расчета внешних сил, пред-
ставленных в форме зависимости коэффициентов нагрузки по упору
и_моменту оР; oTO=f(0) для двух значений погружений лопасти
(г=0,8 и г=0,6). Пики крутящего момента составляют 10% и
12,65% соответственно. Относительные пульсации упора мало из-
меняются с изменением величины погружения лопасти. При увели-
чении оголения уменьшаются абсолютные значения внешних сил,-
что объясняется потерей площади диска виита и внецентренным
приложением упора (рис. 3.19). Однако относительное увеличение"
пульсаций существенно влияет на усталостную прочность лопастей.
Расчет по вихревой теории весьма громоздок. В качестве наибо-
лее простого приближенного способа учета влияния частичного
оголения лопастей рекомендуется метод, основанный на использо-
вании -данных по номинальному полю скоростей для полностью по-
груженного виита, причем используется лишь та часть поля скоро-
стей, которая соответствует погруженной части диска винта
(см. рис. 3.19). При таком допущении интегралы по радиусу, опре-
деляющие упор и касательную силу лопасти, будут иметь перемен-
ный верхний предел гт, зависящий от величины заглубления оси
винта 2о и угла поворота 0 _
rm=i.o;
(3.28)
02 • 0 = . 2Л,
cos В
где
zo =
— безразмерное погружение при гте=0;
R
01 и 02 — соответственно углы входа и выхода конца лопасти
из воды.
При эксплуатации судна в реальных морских условиях величина
погружения Z( не является постоянной и зависит от волновой кар-
тины в районе диска вннта. Анализ достаточно ограниченного числа
публикаций по этому вопросу позволяет сделать вывод, что при
статистическом учете реального морского волнения волнообразова-
ние, обусловленное движением корпуса судна, можно не учитывать
из-за взаимной компенсации погрешностей. В этом случае
г0=Я-«; (3.29)
a — R—hs— zB, (3.30)
где
R— радиус винта;
ha — погружение оси виита на тихой воде;
zB — амплитуда вертикального перемещения корпуса в сечении
х= -L/2, определяемая расчетом продольной качки па
нерегулярном волнении.
Расчет переменных напряжений выполняется в два этапа для
фиксированной скорости хода. На первом этапе величина гт опре-
деляется из условия 2t)~ht, что соответствует плаванию на тихой
воде. На втором этапе определяются дополнительные составляю-
щие напряжений, вызванные скосом потока вследствие вертикаль-
ных перемещений корпуса. Здесь величина гт определяется из ус-
ловия (3.29).
Напряжения, вызванные инерционными силами, можно разде-
лить на три составляющие. К первой относятся напряжения, обус-
ловленные центробежными силами инерции, которые являются
следствием вращения гребного винта. Эти напряжения подсчиты
135
134
ваются в объеме расчета постоянных стационарных составляющих
напряжений путем определения центробежной силы и изгибающего
момента от ее действия, применительно к лопастям, имеющим от-
кидку. Нестационарные напряжения могут являться следствием
продольных или крутильных колебаний валопровода при условии
резонанса осевых или крутильных колебаний ступицы и собствен-
ных колебаний лопастей.. Вопросы характеристик собственных коле-
баний лопастей исследовались путем проведения специальных рас-
четов и экспериментально.
Рис. 3.20. Формы собственных изгибных колебаний лопасти.
С целью экспериментального изучения собственных частот из-
гибных колебаний лопастей на гребном винту т/х Пекари в ради-
альном направлении на относительных радиусах сечений 0,37, 0,45'
и 0,7 устанавливались тензометрические датчики. Колебания воз-
буждались ударом свинцового молота. Измерения колебаний произ-:
водились в воздухе и при различных погружениях в воду. Резуль-
таты измерений форм собственных изгибных колебаний лопасти
в воздухе для первых трех тонов приведены на рис. 3.20. Собствен*
ная частота 1 формы изгибных колебаний полностью погруженной'
лопасти оказалась в два раза меньше аналогичной частоты колеба-
ний лопасти, находящейся в воде (/ воды =0,51 f воздуха).
Определения частотных характеристик лопасти расчетным пу
тем для этого же гребного виита проводились [66] применительно
к плоской лопасти. Лопасть заменялась консольно закрепленным
136
стержнем, т. е. принималось, что центры тяжести поперечных сече-
ний лопасти расположены на прямой, а главные оси инерции этих
сечений — в одной плоскости. В качестве источников возмущающих
колебаний принималась циклическая гидродинамическая нагрузка,
обусловленная нестационарным попутным потоком, и осевые и кру-
тильные колебания ступицы, вызванные колебаниями валопровода.
В расчет принимались только нормальные составляющие. При рас-
чете, выполненном применительно к гребному винту т/х Некари
были получены следующие результаты для первых шести гармоник:
— при п-=142 об/мин напряжения, обусловленные колебаниями
лопасти от гидродинамических сил, составляли щ=360 кгс/см2;
02=250 кгс/см2; оз=80 кгс/см2; о*=54 кгс/см2; os=24 кгс/см2;
06=134 кгс/см2;
— напряжения от колебаний лопасти, вызванных осевыми коле-
баниями ступицы, находились в пределах 25=50 кгс/см2.
Учет закрутки лопасти по шагу и влияние присоединенных масс
воды на частоту собственных колебаний лопасти приводит к увели-
чению жесткости лопасти и повышению частот собственных колеба-
ний (табл. 3.4). Характерно, что теоретически определенная соб-
ственная частота первой формы изгибных колебаний 18,37 гц фак-
тически полностью совпала с измеренной в воде частотой, равной
18,6 гц. Сравнение результатов расчетов с данными экспериментов
показывает, что они сопоставимы только для первой формы ко-
лебаний.
Таблица 3.4
Влияние учета закрутки лопасти на расчетную частоту
собственных колебаний, гц
Форма колебаний Плоская лопасть Лопасть с закруткой
С учетом закрутки при вычислении при- соединенных масс воды Без учета закруткп при вычислении при- соединенных масс воды
1 11 III 14,78 55,96 127,33 18,37 64,35 145,43 15,48 54,47 123,66
Проведенные исследования свидетельствуют также, что умень-
шение собственных частот изгибных колебаний имеет место при
увеличении длины лопасти, т. е. диаметра винта.
На рис. 3.21 частота основных форм колебаний представлена
в зависимости от диаметра винтов. Для гребных винтов 0=9,0 м,
частота собственных колебаний лопастей составляет 10 гц, т. е.
у винтов таких больших диаметров изгибные колебания лопастей
первого порядка могут быть возбуждены от низких гармоник коле-
баний, обусловленных неравномерностью попутного потока или
пульсирующих сил и моментов, действующих на валопровод. По-
этому первый порядок гармоник изгибных колебаний представ-
ляется доминирующим при рассмотрении усталостной прочности
137
лопасти. Расчеты, в том числе и выполненные для гребного винта
т/х Пекари, показывают, что собственная частота первой формы
колебаний лопасти в воде оказывается близкой к частоте седьмой
гармоники гидродинамической нагрузки. Учитывая малость ее ам-
плитуды можно считать, что резонанс в этом случае не может
привести к поломке лопасти.
Исследованиями [73] доказано, что при нормальных скоростях
вращения гребного вннта, собственные изгибные колебания не мо-
гут привести к сколько-нибудь существенной деформации лопастей,
и гасятся демпфирующим свойством гребного винта.
Демпфирующее свойство гребного виита можно оценить исполь-
зуя так называемый эквивалентный коэффициент демпфирования D,
который зависят от кинетической энергии системы вихрей, вызван-
ной вибрирующими лопастями, и их максимальной потенциальной
энергии I
„ „ f / g Й У Ж - cosher) —(О)-т;
’ Р J \ бл / R cosq?(7)
. (3.31)
- М(£)
138
На рис. 3.22 коэффициент D представлен в функции диаметра
вннта для изгибных колебаний первого порядка. Кривая деформа-
ции аппроксимирована в виде квадратичной параболы
Относительную деформацию при состоянии резонанса можно
получить по формуле
о динамическое 1
о квазистационарное 2D
При этом пренебрегают гармониками более высоких порядков
и внутренним демпфированием материала лопасти В фор-
муле (3.31):
п — число оборотов вйнта;
ю — частота изгибных колебаний;
R — радиус винта;
/•ст — относительный радиус ступицы;
г — относительный радиус сечения лопасти;
р — плотность ВОДЫ;
б (г) — местная деформация;
Со — максимальная деформация;
b (г) — длина проектная Сечения;
Ф1 (г) — угол гидродинамического шага на дан-
ном (г);
<р(г)—угол шага сечения;
Е — модуль упругости;
7хя(г)—момент инерции площади сечения па
данном (г).
Изгибныс колебания, обусловленные резонансом
собственных колебаний лопастей и пульсациями
Рис. 3.22 График
зависимости D=
=/(£>) Для первой
формы изгибных
колебаний.
гидродинамических сил, не могут быть опасными.
Из табл. 3.3 следует, что опасность могут пред-
ставлять напряжения, вызванные осевыми или
крутильными колебаниями валопровода. Вслед-
ствие эластичности гребного вала и упорного
подшипника в системе гребной винт—вал
или винт- вал- редуктор могут возникнуть
продольные, крутильные или комбинированные колебания, вызван-
ные неуравновешенными силами и моментами главного двигателя
или гребным винтом, работающим в неравномерном потоке. Частоты
вынужденных и собственных колебаний, амплитуды продольного
и скручниающего усилия, значения фазовых углов валопровода и
Другие необходимые параметры для расчета дополнительных на-
пряжений в лопастях гребного винта могут бытьподсчитаиытеоре-
тически или определены торсиографированием. Согласно табл. 3.3
величина этих напряжений может достигать 20% суммарной или
30% циклической нагрузки па лопасть. В отдельных случаях эта
нагрузка может доминировать и привести к разрушению гребных
винтов.
139
140
Так, де Лейри приводит примеры разрушений лопастей гребных
винтов из-за резонанса собственных колебаний лопастей и колеба-
ний, вызванных осевыми и крутильными колебаниями валопровода.
Эти колебания приводят к трещинам на всех лопастях, располо-
женных в районе г=0,64-0,8. Характерным районом разрушений
для подобных внешних нагрузок является выходящая кромка ло-
пастей, с развитием трещин на засасывающей поверхности в попе-
речном направлении и распространением их вглубь лопасти.
Серьезным фактором, увеличивающим циклические напряжения,
является влияние волнения. Оценка фактора волнения на повыше-
ние нестационарных нагрузок упирается в статистический учет слу-
чайных параметров характера волнения и качки, вероятности экс-
плуатации на волнении и т. д. По данным работы [73J можно ориен-
тировочно ожидать, что в течение срока службы гребного винта,
в результате влияния волнения циклическая нагрузка на лопасть
будет в 10е раз превосходить средние нагрузки на 120—150%.
В пределе это превышение может достигать 200%.
Воздействие на повышение циклических напряжений в лопастях
реверсирования гребного винта следует отнести к случайным фак-
торам, прямой учет которых чрезвычайно затруднен. Это обуслов-
лено не только сложностью статистического учета реверсирования
на протяжении срока службы гребного винта, но и возможностью
оценить влияние реверса на повышение напряжений. Из приведен-
ных экспериментальных данных следует, что максимальные, неста-
ционарные напряжения, вызванные реверсированием, могут превос-
ходить средние статические напряжения до 100%. Поэтому в сум-
марную нагрузку, вызванную факторами, поддающимися учету,
должен быть введен поправочный коэффициент.
Обстоятельные исследования, проведенные С. В. Яконовским [31],
[55] при участии автора, показали, что ледовые нагрузки, восприни-
маемые лопастями гребного винта при плавании судна во льдах,
так же являются динамическими ударными циклическими на-,
грузками.
Измерение напряжений в валопроводе ледокола при работе
во льдах показали, что амплитуды колебаний напряжений дости-
гают 10—14-кратного значения по сравнению со средними напря-
жениями от крутящего момента на чистой воде (рис. 3.23). Удар-
ный характер сил обусловливает появление в валопроводе крутиль-
ных колебаний с периодом, близким по значению к периоду собст-
венных колебаний валопровода. В результате колебаний в валопро-
воде появляются напряжения противоположного знака. Частота по-
вторяемости ударов лопастей о лед является, безусловно, случайной
величиной. В связи с этим совпадение частоты повторяемости уда-
ров и частоты собственных колебаний системы винт—валопровод—
ротор может иметь место в широком диапазоне чисел оборотов.
Циклический характер напряжений, возникающих в лопастях
гребных винтов, воспринимающих в основном ледовую нагрузку,
может быть подтвержден характерным усталостным изломом ло-
пасти гребного винта л/к Мурманск (рис. 3.24).
141
Не все факторы, обусловливающие нестационарные нагрузки на
лопасти гребного винта в условиях эксплуатации, равнозначны по
величине возбуждаемых циклических напряжений. Естественно
также, что далеко не все факторы изучены в должной мере. По-
скольку учет этих факторов в практических расчетах чрезвычайно
сложен, а большинство нагрузок имеет случайный характер, в прак-
тических расчетах производят оценку циклических напряжений
только от тех сил, которые обусловлены неравномерностью поля
скоростей и давлений за корпусом судна. Учитывая, что методы
и схемы расчетов на статическую и циклическую прочность рас-
смотрены достаточно подробно в работах [6; 27], в дальнейших
Рис. 3.24. Усталостный излом лопасти гребного винта л/к Мур
параграфах ограничимся кратким изложением нормализованных
схем расчета прочности лопастей цельных и сборных гребных вин-
тов и расчета прочности фланцевого соединения гребных винтов
со съемными лопастями.
§ 3.2. Схемы расчета лопастей на статическую
и циклическую прочность
В соответствии с разработанным Б. М. Терлецким [39] стандар-
том ОСТ 5.4050—72 «Методы оценки статической и циклической
прочности лопастей и пормы запасов их прочности» суммарные из-
гибающие моменты в расчетном сечении определяются как
М„_ 2 (8~г-3',-£,+.У)-<1 р к_f р р р 32)
м,=—-----------------------------------------(з.зз)
142
где — радиус винта, м;
г„ — относительный радиус ступицы;
г — относительный радиус проверяемого сечения;
Pz — упор, создаваемой одной лопастью при работе винта
в свободной воде:
-^- = К,;«(1-7)|2-3,5. (3.34)
Возникающие при работе гребного винта в неравномерном поле
скоростей гидродинамические нагрузки, действующие на одну ло-
пасть, определяются с использованием коэффициентов осевой фп и
тангенциальной ф/ неравномерности поля скоростей эффективного
попутного потока по данным модельных испытаний рассчитывае-
мого судна или близкого прототипа. Амплитудные значения состав-
ляющих изгибающего момента от осевой и тангенциальной перио-
дически изменяющейся нагрузки, действующей на одну лопасть,
(335)
М„=^(К>.-К„). (3.36)
Значения коэффициентов fP и ft приведены соответственно в табли-
цах 3.5 и 3.6.
Ktt>; Кт; Кгв‘, Кги—соответственно наибольшие и наименьшие
значения коэффициента упора и момента лопасти при работе винта
в свободной воде.
Таблица 3.5
Значения коэффициента [г
г
0.2 0.25 0.30 0.35 0,40 0.5 0,0 0.7 0.8
0.14 0.16 0.18 0.20 0.22 0.24 0.26 0,28 0.30 0.32 0.34 0.36 0.47 0.471 0,472 0,474 0.477 0.480 0.483 0,487 0.493 0,499 0.504 0.511 0,421 0-4215 0,423 0.425 0,428 0,430 0.434 0.437 0.442 0,447 0.450? 0.4509 0,373 0,374 0,375 0.376 0,379 0.381 0,384 0.387 0.392 0.396 0.40 0.406 0.3255 0,326 0.327 0.328 0.3305 0.332 0.335 (|.;да 0,341 0.345 0,349 0,354 0.280 0.281 0.282 0.2845 0,286 0.288 0,2905 0,294 0,298 0,301 0.305 0.1965 0.197 0,1975 0,198 0,199 0.201 0.202 0.204 0.206 0.208 0.2105 0.214 0,124 0.1244 0.1248 0,1252 0.126 0.127 0.1278 0.129 0,130 0.1319 0.133 0,135 0.0663 0.0664 0,0665 0.0668 0,0673 0.0677 0,0681 0,0688 0,0695 0.0704 0.0711 0,0722 0,0264 0,02645 0.0265 О.О2М5 4,5 0.0’70 0.0272 0.0274 » 0,0277 0.02805 0.0284 0.0288
Центробежная сила подсчитывается по формуле
(3.37)
143
Таблица 3J>
Значение коэффициента fn
ГС1 7
0.20 0.25 0,30 0,35 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80
0,14 0,1» 0,18 (1,20 0,22 0.24 0.26 0,28 0.30 0.32 0,34 0.36 1.32 1.325 1,33 1.338 1.342 Ц36 1,37 1.39 1,404 1.42 1.44 1.16 1.162 1,168 1,171 1,18 1.19 1,195 1,205 1.22 1.232 1.249 1.265 1.01 1.013 1.018 1.02 1,028 1,032 1,04 1,05 1,06 1.072 1.085 1,11 0,866 0.867 0,87 0.873 0,879 0.884 0,89 0.898 0.908 0,918 0,928 0.942 0.73 0.731 0.734 0,737 0,742 0.746 0,752 0,758 0.766 0.775 0,784 0,795 0.49 0.491 0.493 0.495 0.498 0,501 0.505 0,509 0,514 0.521 0,52b 0.534 0,295 0.2958 0.295 0.298 0,299 0,301 0.303 0,303 0.309 0.313 0.310 0.321 0.152 0,1523 0.153 0,1535 0,1545 0.1555 0,1565 0.158 0.1598 0,1015 0,1632 0.1655 0.0574 0.0575 0.0576 0.058 O.OffM 0.0586 0.059 0.0595 0.11602 0,0609 0,0616 0.0625
Вес лопасти в воде определяется выражением
G = °* ( | |б,2 I 2-10* [0,71 —За) -&<] , (3.38)
где у,п—удельный вес материала винта, кг/м3.
Радиальная координата точки приложения центробежной силы
га=гр + ±-(Я-гр),
где гР — радиус проверяемого сечения.
Суммарный изгибающий момент от осреднснных за оборот
винта гидродинамических нагрузок для лопастей, имеющих уклон,
характеризуемый линейным уклоном конца лопасти m=/?-tgc, оп-
ределится по формуле
Мх = [Kif„ cos <p + KJm sin ф] + в-j- (1 —Гр) cos ф, (3.39)
Амплитудное значение суммарного изгибающего момента в рас-
считываемом сечении лопасти с учетом неравномерности поля ско-.
ростей за корпусом
=&- 1(К„-К, J cos<p + (К„- к2и) sinФ). (3.40)
Наибольшие и наименьшие значения коэффициентов упора и
момента лопасти К1В1 Кгъ, Kzb в неравномерном поле скоростей
определяются расчетом по табл. 3.7. При этом лопасть винта заме-
няется действием эквивалентного лопастного элемента, располо-
женного на г =0,67. Наибольшие напряжения определяются при-
менительно к точке С рассчитываемого сечения. Величина постоян-
ной составляющей ассиметричного цикла с углом уклона лопастей
<т =-..^ +£
m rocos’<j> F
(341)
144
Таблица 3.7
Расчет коэффициентов упора и момента с учетом неравномерности
поля скоростей за корпусом судна
Расчетные величины При угле поворота лопасти, град
15 30 45 60 345 360
фо (с графика фа=/ (6))
% (с графика f(Q))
Ф/ = Ф1
1 — Фа
1—Ф»
(>-ч£Г
. _ v ’-Уд Лр_ nD ' 1-ф;
К{ = f (Хр) ИО диаграмме испытаний в свободной воде
K2 = f (Хр) ПО диаграмме испытаний в свободной воде
(3.42)
Амплитудная величина напряжений
о . ffg—
l^O COS3 ф
.Момент сопротивления спрямленного цилиндрического сечения ло-
пасти W'o (рис. 3.25)
(3.43)
Ф. M. Кацман, Г. M Кудреватый
145
На рис. 3.25 Ay рекомендуется принимать равным 1 см, а число
элементарных полосок шириной 6, должно быть не менее десяти.
х— х—произвольно выбранная ось, параллельная хорде про-
филя;
О—О — центральная ось сечения лопасти.
Определение /о—центрального момента инерции рассчитываемого
спрямленного сечения лопасти изгибу, см4, производится в таблич-
ной форме (табл. 3.8).
Таблица 3.8
Расчет центрального момента инерции /0 рассчитываемого сечения
bt bi»t
V, Уп ’ ь, hn ’
У ь, 1 л by 2 n -> by^rf; *0 -{K~ Чр, by S b-tj- 1
Условные запасы статической прочности выражаются в форме
где Пт — коэффициент запаса прочности, рассчитываемый относи-
тельно предела текучести Оо.г-
Условные запасы циклической прочности определяются в пред-
положении, что изменение гидродинамических сил и моментов в за-
висимости от угла поворота лопасти, а соответственно и напряже-
ния, можно представить в виде асимметричного цикла, образован-
ного в результате суммирования среднего напряжения ст от по-
стоянных составляющих сил и моментов, и симметричного пульси-
рующего переменного напряжения (рис. 3.26)
„ ___°шяк — gmin . — _°niax + <*tnlc
а‘- 2 —
где От — среднее значение цикла;
оо — амплитудное значение цикла;
Ощах и oimin — максимальные и минимальные напряжения
асимметричного цикла.
146
Запасы циклической прочности могут быть определены в том
случае, если для материалов, из которых изготовляются гребные
винты, имеются диаграммы предельных напряжений, полученные
по результатам испытаний образцов, т. е. так называемые диаг-
раммы Смита. Пример такой диаграммы для марганцовистой
бронзы приведен на рис. 3.27.
Однако для большинства материалов, в том числе для всех
отечественных сплавов, коррозионно-усталостные испытания прово-
дятся при симметричном цикле нагружения только с определением
условного предела коррозионной
усталости o-t- Располагая этими
данными и результатами статиче-
ских испытаний механических
свойств материала можно по-
строить приближенную диаграмму
предельных напряжений (рис. 3.28).
На диаграмме по оси ±о отложе-
ны: пределы коррозионной уста-
лости при симметричном цикле
о_|, предел прочности материала
ов и предел текучести оь,г. Построе-
ние диаграммы предельных напря-
жений ясно из рисунка. Точками
построения являются ABKDE.
Диаграмма дает возможность
определить также коэффициенты
запаса прочности. Зная из стати-
ческого расчета прочности гребно-
го винта значение От, получают по
диаграмме предельное значение
амплитуды цикла са при среднем
напряжении ст- Затем, получив из
расчета циклической прочности расчетные значения амплитуды
цикла са и отложив его на диаграмме, легко определяют коэффи-
циент запаса циклической прочности
Рис. 3.25 К расчету момента со-
противления сечения.
х — х произвольно выбранная ось,
параллельная хорде профиля;
О — О центральная ось сечения
лопасти.
Рис. 3.26. Асимметричный цикл.
Однако степень точности подобных схематизированных диаграмм
невелика, поэтому определение запаса циклической прочности реко-
мендуется производить по приближенным формулам, полученным
Б. М. Терлецким.
Пользуясь гипотезами, сформулированными по данным экспери-
ментальных исследований циклической вязкости материалов,
Б. М. Терлецкий получил выражение
°-+®Л- <зл5)
согласно которому напряжение симметричного цикла о-< можно
представить в виде , г~----г
"н-И^.+’Л- <347>
6» 147
e,nt/4Ul
148
Тогда коэффициент запаса циклической прочности будет
(3.48)
Рекомендуемые в ОСТ значения коэффициентов запаса проч-
ности приведены в табл. 3.9, а коэффициенты N, зависящие от от-
ношения предела текучести оь,2 к пределу прочности ов материала
виита, даны на рис. 3.29- Таблиц 3.9
Коэффициенты запаса статической и циклической прочности
Диаметр винта Материал «г "ц
винтовые суд» Двух- винтовые Одновин- товые суда Двух- винтовые суда
До 4 м Бронзы, латуни 3,1W 3N 3,2 3
Стали нержавеющие 3,2У 3,11V 3.4 3,2
Свыше 4 м Бронзы, латуни 3,3N 3.21V 3,6 3.4
Стали нержавеющие 3,41V 3,31V 3,8 3,6
§ 3.3. Расчет фланцевого соединения сборных гребных винтов
на статическую и циклическую прочность
ОСТ5.4023—70 «Винты гребные со съемными лопастями. Пра-
вила проектирования» рекомендует следующую схему расчета
фланцевого соединения сборных гребных винтов (38].
Расчет производится применительно к действующим статиче-
ским и циклическим нагрузкам, а так же на относительную взаим-
ную прочность фланцевое соединение — лопасть.
Как отмечалось выше, усилие, действующее на рассчитываемую
шпильку при расчете на статическую и усталостную прочность, оп-
ределяется с учетом предварительной затяжки резьбового соедине-
ния на условие нераскрытия стыка.
Усилие затяжки шпильки и силы, действующие на шпильку, оп-
ределяются по следующей схеме.
Усилие затяжки шпильки
'’--'«I—ьМ^+^'сЧк,с- (ЗЛ9)
где К — коэффициент запаса по плотности стыка (прини-
_ мается К—1,84-2,5)-,
х —---2— — коэффициент внешней нагрузки (принимается
Ci + Ca х«0,2)
(Ci и Сг — жесткость шпильки и фланца соответ-
ственно) ;
149
Zinn — количество шпилек;
Fc — площадь стыка
(3.50)
(Du — наружный диаметр стыка, DBH — внутренний
диаметр стыка, dc—диаметр отверстия под
шпильку);
______Сл — центробежная сила лопасти;
Мс = VМр+Л4? —суммарный изгибающий момент, действующий
на стык.
Здесь
Л4Р — КрРг(гв гс); )
М,= К,Л(г,-гс), ( <3'6)
где Кр и Кт—коэффициенты, учитывающие работу винта в не-
равномерном поле скоростей для Т и Р (K-r—Kv—
= 1.5);
р и г, —радиусы приложения сил Р и Т, м;
г с — расстояние от оси гребного винта до стыка, м;
1^с — момент сопротивления стыка, см3.
Усилие, действующее на рас-
четную шпильку от центробеж-
ной силы,
Рцс = -у-х, кгс. (3.52)
Сумма квадратов расстояний
от оси х—х до ЦТ шпилек —
по рис. 3.30
is|.
1=1
Расстояние от оси х—х до ЦТ
наиболее удаленной шпильки
Утах — см. ПО рис. 3.30.
Усилие, действующее на
шпильку от Л4С, кгс
Рис. 3.30. Схема расположения шпилек. о Л1с-102 га.
г изг =--—-------Х’УтЭх- (О-ЭО)
1В I
Усилие, действующее на шпильку от внешних нагрузок, кгс
РВЯ = Рцс + Ризг. (3.54)
Полное усилие, действующее на шпильку
Рш = ₽зат + Рии-
150
Нормальное напряжение в ненарезанной части стержня шпильки
или болта
(3.55)
" 0.78S4
l«]₽.
где dlls— диаметр ненарезанной (гладкой части) шпильки и
Момент, закручивающий шпильку при затяжке,
Мкр=Мк + Мтр.
болта.
Здесь Мк=0,12Рзат d0=Paar tg (<р+р'),
где у>—угол подъема винтовой линии;
а0 — наружный диаметр шпилек (болтов);
d2 — средний диаметр резьбы;
р' — приведенный коэффициент трения.
Момент трения на торне гайки
где Do и d — диаметры кольца поверхности трения гайки;
ц — коэффициент трения.
Касательные напряжения в ненарезанной части шпилек
мвр
(3.55)
Приведенные напряжения в ненарезанной части
(3.57)
Запас прочности по пластическим деформациям в гладкой части
(3.58)
Рекомендуемый запас прочности nT^2,0.
Напряжения среза в резьбе:
гайи,т-'-^5Г:
шпшп™
(3.59)
(3.60)
где р— коэффициент упрочнения резьбы принимается рав-
ным 1,3—2 в зависимости от материала шпильки и
гайки;
151
Km—коэффициент, учитывающий неравномерность распре-
деления нагрузки по винтам;
z—число витков;
S — шаг резьбы;
£ = S—So, где So— рабочий шаг.
do и di — наружный и внутренний диаметр резьбы соответ-
ственно.
Коэффициент /Ст, учитывающий неравномерность
распределения нагрузки по виткам
dc'S кт
От 9 до 16. . . 0,56
До 9 ............. 5S/d0
Запасы прочности но резьбе ступицы:
Напряжение смятия под головкой гайки (болта)
(3.61)
(3.62)
(3.63)
°см = —--------------кгс/см8,
0.785
где dc — диаметр сверления под шпильку;
dt—диаметр гайки (головка болта).
Напряжение растяжения в шпильке от затяжки
0Р==—кгс/см1. (3.64)
0.7854
Напряжение сжатия на стыке —
кгс/см". (3.65)
рс
Момент затяжки на ключе
КГС-М, (3.66)
где р— коэффициент трения (р=0,2 для поверхности без покры-
тия; р —0,|3 для кадмированной поверхности; р=О,24 для аксиди-
рованной поверхности).
Средний радиус - .
4) см.
Расчет шпилек (болтов) на усталостную прочность по ОСТ выпол-
няется в следующем порядке.
152
Постоянные средние напряжения в стержне шпильки (болта):
от затяжки <tw= кгс/см2; (3.67)
0.7854
от центробежной силы ис=—^-—кгс/см2; (3.68)
0.7854
от изгибающего момента сЯ!|Г=^нзг- = _РяУ_ кгс/см2. (3.69)
0,7854
Амплитуда пикла кгс/см2.
Рис. 3.31. Коэффициент влияния абсолютного размера еш для шпи-
лечного соединения.
Среднее напряжение цикла От=<Тзат+ос4-Оа кгс/см2.
Максимальное напряжение цикла Отах=0зат+<Тс +<5иэг кгс/см2.
Запас прочности по максимальным напряжениям
гр-Лс + С-*..)".^
(I —фш) °п>ах
Запас прочности по амплитуде
(>+Фш)а» ’
где фш—коэффициент влияния асимметрии цикла на прочность
шпильки (табл. 3.10);
(3.70)
(3-71)
153
(g-i)c -предел коррозионно-усталостной выносливости резьбо-
вого соединения
где <т—1 — предел коррозионно-усталостной выносливости мате-
риала шпилек;
(Ко)с— эффективный коэффициент концентрации резьбового
соединения „
4^' (3.73)
РСш
Здесь еП1—коэффициент влияния абсолютного размера (рис. 3.31);
Р — коэффициент упрочнения резьбы (0=1,34-2,0);
Л о — коэффициент концентрации напряжения резьбы
Ко=1+9(Кт-1), (3.74)
где q— коэффициент чувствительности материала к кон-
центрации (<7=0,54-0,6 для углеродистой стали,
q =0,74-0,8 для легированной стали)
Рис. 3.32 Теоретический коэффициент концентрации
напряжений резьбы.
Таблица 3.10
Коэффициент влияния асимметрии цикла на прочность шпильки
Предел прочности материала шпильки 35-55 53—75 70—100 100—120 120—140
Фш 0 0,05 0,1 0,2 0,25
154
Схема расчета прочности фланцевого соединения на взаимную
прочность с лопастью сведена в табл. 3.11.
Таблица 3.11
Схема расчета взаимной прочности фланцевого соединения
н лопасти при поломке лопасти от удара
Рассчитываемые величины Обозначение и расчетная формула
Модуль упругости матери- ала. кгс/см®: шпильки фланца лопасти ступицы детали стыка Площадь стыка, приходя- щаяся на одну шпильку, см® Площадь шпильки по про- точке, см® Общая плошадь всех пши- лек, см® Напряжение в шпильке от затяжки, кгс/см® Напряжение в деталях сты- ка, кгс/см® Первоначальное относитель- ное удлинение в шпильке Первоначальное относитель- ное удлинение в деталях стыка Алгебраическая разность первоначальных деформаций Расстояние от края стыка до нейтральной оси, см Статический момент сечений шпилек относительно нейт- ральной оси, CMS Момент инерции сечений шпилек относительно ней- тральной оси. см* Ещ Е„ Ес _ 2Е„ЕС ДС Ел + Ес /с = — (£„ — ОЮн) —— ndc где а— 4 ' " ' 360 4 наименьший угол между двумя соседними шпильками (рис. 3.30) . ”4 /*и = —Г" Еш = /ш гш зат = , /ш о ?зат 8с. зат = —S-aaT Ед-с Ssar = Еш^ат — ес. ват hi задается по рис. 3.30 '2ш Sw=fm S at 1ш — 1 соб. ш Т ai i = l lcG5.ni — собственный _ момент инерции шпилек относительно нейтральной оси
155
Продолжение табл. 3.11
Рассчитываемые величавы Обозначение и расчетная формула
Статический момент пло- щади контакта относительно нейтральной оси, см3 Момент инерции площади контакта относительно ней- тральной оси, см4 Изгибающий момент, кгс-см Расстояние от нейтральной оси до шпильки, наиболее удаленной от края стыка Напряжение в наиболее на- груженной шпильке, кгс/см2 Момент сопротивления рас- четного сечения лопасти Си /?; гр; гс — радиусы винта, винта. Момент, действующий на шпильку при поломке лопа- сти, кге-м Напряжение в наиболее погруженной шпильке Запас прочности шпильки при поломке лопасти St = fwlFc 6 /с = /соб.с + jiWc Мс f [hi) = Сэат'^ш X Г р EC!Q Ч~ Еш1ш sl [_ ECSC -|- EjuSiii J о _ р L Мс + еэат — Ец5щ 1 Ош Си1|Сзат аП1аж 1 I Дщ'вгг Eclc J V*(D) Предел прочности материала лопасти расчетного сечения, стыка от оси вращения К —Гр ош
Рекомендуемые значения запасов прочности:
па^3,5 для двухвинтовых судов; па^4,0 для одновинтовых
судов;
Пщах^1,35 ДЛЯ ДВуХВИНТОВЫХ СуДОВ; Лтах^1»4б для одновинто-
вых судов.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
НАДЕЖНОСТЬ И ДОЛГОВЕЧНОСТЬ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ
§ 4.1. Проблема надежности гребных винтов
Все технические устройства и промышленные изделия в на-
чальный период их существования обладают определенными тех-
ническими характеристиками и качествами, которые, как правило.
156
предусматриваются еще в стадии проектирования и определяются
функциями изделий. Но заданные значения технических (эксплуа-
тационных) характеристик являются необходимым, но еще не до-
статочным условием правильного функционирования изделия.
Даже в тех случаях, когда начальные значения характеристик сви-
детельствуют о высоком качестве изделия, они не будут реализо-
ваны, если не предусмотрены возможности сохранения их в про-
цессе эксплуатации изделия. Следовательно, кроме высокого тех-
нического уровня, определяемого начальными рабочими характе-
ристиками, изделие еще должно обладать повышенной способ-
ностью сохранять начальные значения рабочих характеристик
в течение длительного времени своего существования. Эта спо-
собность изделий определяется свойством их надежности.
Поддержание надежности изделий на определенном уровне яв-
ляется важной государственной задачей, которой в последнее
время уделяется все большее внимание. И это вполне естественно,
поскольку надежность, по существу, является единственным об-
щим свойством, присущим всем изделиям, от которого зависит
проявление всех других свойств изделий. Следовательно, проблема
обеспечения надежности также является общей. А это позволяет
использовать общую теорию надежности и разрабатывать единые
методики, служащие основанием при создании различных отрас-
левых методик.
Проблема обеспечения надежности любых изделий сводится
к решению следующих основных задач.-
— выбору показателей надежности;
— нормированию показателей надежности;
— созданию стандартных методик оценки показателей на-
дежности;
— разработке мероприятий для обеспечения заданных уровней
надежности.
Для оценки и исследования надежности необходимо знать ее
основные свойства и показатели. В настоящее время определения
этих показателей уже сформулированы, что нашло отражение в по-
явлении соответствующего ГОСТ [16].
Следует подчеркнуть, что понятия, приведенные в указанном
ГОСТ, рассматриваются применительно к определенным режимам
и условиям эксплуатации, в том числе к условиям хранения и
транспортирования. В ГОСТ 13377—67 надежность определяется
как «свойство изделия выполнять заданные функции, сохраняя
свои эксплуатационные показатели в заданных пределах в тече-
ние требуемого промежутка времени или требуемой наработки».
Как видим, определение надежности включает три основных
элемента: требуемый промежуток времени, или величина наработки;
заданные функции, характеризуемые нахождением эксплуатацион-
ных показателей в заданных пределах; заданные условия экс-
плуатации. Эти три элемента прямо или косвенно входят в опре-
деление всех показателей надежности и при расчетах должны уста-
навливаться заранее.
157
Непосредственно с понятием надежности связано понятие рабо-
тоспособности. «Работоспособность — состояние изделия, при ко-
тором оно способно выполнять заданные функции с параметрами,
установленными требованиями технической документации».
Событие, нарушающее работоспособность, называется отказом
изделия.
Надежность — это комплексное понятие, объединяющее не-
сколько свойств изделия, а именно:
—безотказность, т. е. свойство изделия сохранять работоспо-
собность в течение некоторой наработки без вынужденных переры-
вов;
— долговечность — свойство изделия сохранять работоспособ-
ность до предельного состояния с необходимыми перерывами для
технического обслуживания и ремонта;
— ремонтопригодность—свойство изделия, заключающееся
в его приспособленности к предупреждению, обнаружению и уст-
ранению отказов и неисправностей при проведении технического
обслуживания и ремонта;
—сохраняемость — свойство изделия сохранять обусловленные
эксплуатационные показатели в течение и после срока хранения
и транспортирования, установленного в технической докумен
тации.
Для количественной оценки надежности существует ряд по
казателей, основные из которых также указаны в ГОСТ 13377—€7
Все количественные показатели надежности есть функциональ-
ные или числовые характеристики случайных величин или случай-
ных процессов и определяются формулами теории вероятностей
или математической статистики. Наиболее общей характеристи-
кой величин и процессов являются их законы распределения, оп-
ределяемые:
— интегральной функцией распределения
F(t)=P\x<;t}; " (4.1)
—дифференциальной функцией распределения (плотностью ве-
роятности)
f(0 = ^. (4.2)
at
те х — рассматриваемая случайная величина;
Р {x=SU} —вероятность события x^t;
1 —Р {х^/} —обеспеченность события.
В качестве случайной величины рассматриваются обычно дли-
тельности различных состояний
Рассмотрим кратко показатели надежности Поскольку этн по-
казатели надежности характеризуют случайные величины и про-
цессы, им можно дать вероятностное и статистическое определе-
ние, причем первое служит для априорного анализа, а второе —
для апостериорного (т. е. по результатам опыта эксплуатации
или специальных экспериментов).
158
Ниже даются вероятностные формулы показателей надежно-
сти. Статистические формулы (оценки) зависят от принятой ста-
тистической модели эксплуатации изделий.
Безотказность. Основная характеристика потока отка-
зов— среднее число отказов за время t (или в течение наработки/)
Q(O = m(N,).
(4.3)
где т {№} — математическое ожидание величины;
Nt — число отказов за время /.
Наиболее употребительная характеристика потока отказов—
параметр потока отказов со (/)
ы (Л = lim = О'И- (4-4)
Кроме функциональных, применяются следующие числовые
характеристики:
Наработка на отказ
где Тр — суммарная величина наработки.
Среднее значение параметра потока отказов
(4.6)
7 ip 'р ъ
Ремонтопригодность. Если имеются соответствующие
функции распределения (4.1) и (4.2) для времени восстановления,
то их можно использовать в качестве функциональных оценок.
Но обычно применяются числовые показатели.
Среднее время восстановления
Л =//('.)'Л.
(4.7)
где f (/в) — плотность вероятности времени восстановления /в-
Коэффициент готовности k2:
(4.8)
т 4- т„
Коэффициент k2 определяет вероятность застать изделие в ра-
ботоспособном состоянии в течение определенного периода вре-
мени (соответствующего наработке Г,,).
Коэффициент готовности — комплексный показатель безотказ-
ности и ремонтопригодности.
Для характеристики ремонтопригодности и степени использо
ваняя употребляются и ряд других коэффициентов, формулы ко
торых можно найти в Г-401, [42].
159
Долговечность. Из определения свойства долговечности
видно, что центральным моментом в нем является понятие пре-
дельного состояния. Следовательно, при оценке долговечности не-
обходимо критерий предельного состояния оговаривать в соответ-
ствующей технической документации. Предельное состояние опре-
деляется невозможностью или нецелесообразностью дальнейшей
эксплуатации изделия по соображениям экономичности или безот-
казности эксплуатации.
Долговечность измеряется наработкой до предельного состоя-
ния, называемой ресурсом изделия. Соответствующая характери-
стика по календарному времени называется сроком службы изде-
лия. В общем случае эти величины—случайные и наиболее полно
характеризуются законом распределения. На практике же упот-
ребляются следующие числовые характеристики:
средний ресурс Грее
T’pec^ppecf'^pec)^. (4.9)
гамма-процентный ресурс 7\>, определяемый из равенства
(4.10)
В уравнениях (4.9) и (4.10) F ((рес) — интегральный закон рас-
пределения ресурса.
Аналогичные характеристики употребляются и для срока
службы.
Кроме указанных выше показателей долговечности на прак-
тике используются фиксированные показатели:
— назначенный ресурс — наработка, при достижении которой
эксплуатация изделия прекращается, независимо от состояния из-
делия;
— срок службы до списания.
Гребной винт представляет собой составной элемент судовой
энергетической установки, причем его отказ вызывает отказ энер-
гетической установки. Это обстоятельство и обусловливает важ-
ность определения характеристик надежности гребных винтов, так
как знание их необходимо при анализе надежности энергетической
установки и всего судна в целом.
По конструкции гребные винты фиксированного шага могут
быть цельнолитыми и со съемными лопастями. Цельнолитые винты
с точки зрения надежности являются элементарными объектами,
а винты со съемными лопастями следует рассматривать как про-
стейшую систему, состоящую из лопастей и деталей фланцевых
соединений.
До настоящего времени критерии отказов гребпых винтов фик-
сированного шага точно не установлены. Вопрос этот требует спе-
циального исследования, поэтому ограничимся изложением основ-
ных соображений. Для определения критериев отказа необходимо
установить состояние работоспособности гребного винта, характе-
160
ризуемое основными его рабочими параметрами. При этом в ка-
честве основных следует брать те рабочие параметры, которые
в наибольшей степени характеризуют гребной винт и могут быть
сравнительно легко измерены.
Следует установить также однозначные допуски этих парамет-
ров, исходя из эксплуатационных требований. Выход за пределы
допустимых значений следует считать отказом.
Практика эксплуатации гребных винтов фиксированного шага
позволяет выделить следующие виды отказов:
— поломки и большие остаточные деформации при действии
импульсных (ударных) нагрузок;
— большие остаточные деформации и хрупкие изломы при
действии повышенных гидродинамических нагрузок;
— коррозионно-усталостные трещины и изломы;
— коррозионный и кавитационно-эрозионный износы поверх-
ности лопастей;
— поломка и большие остаточные деформации деталей флан-
цевых соединений винтов со съемными лопастями.
Причины отказов можно разделить на четыре основные группы.
1. Дефекты проектирования. Очень часто конструк-
торы проектируют винты в расчете на средние условия эксплуата-
ции. Экстремальные возможные внешние условия недооцениваются,
что в основном объясняется скудностью сведений об экстремаль-
ных условиях. К дефектам проектирования следует отнести ошиб-
ки при оценке показателей прочности и при выборе материала.
С точки зрения надежности гребных винтов важно, что дефекты
проектирования одинаково сказываются на всех экземплярах се-
рии.
2. Дефекты технологии производства. Здесь сле-
дует различать два вида дефектов: ошибки в технологии произ-
водства, заложенные еще при проектировании, и отклонения от
предписанных технологических режимов, которые допустило пред-
приятие-изготовитель вследствие низкой технологической дисцип-
лины или отсутствия сведений о влиянии отдельных технологиче-
ских операций на надежность изделия. В первом случае дефекты
технологии сказываются на всех экземплярах винтов в серии. Во
втором случае отдельные экземпляры винтов в серии существенно
отличаются но качеству, и технологические дефекты сказываются
только на части экземпляров.
3. Нарушение правил эксплуатации. Для поддер-
жания определенного уровня надежности должны быть установ-
лены четкие правила эксплуатации и эксплуатационного ремонта
гребных винтов. В них должны быть указаны: ограничения режи-
мов работы в определенных условиях эксплуатации; принятая си-
стема профилактических мероприятий; технологические режимы
ремонтных работ. Нарушения правил эксплуатации приводят
к преждевременным отказам. Отказы этого типа распространя-
ются на часть экземпляров в серии гребных винтов (т. е. в тех
случаях, когда допускается нарушение правил).
161
4. Старение и износ. Всем гребным винтам присущи
постоянные необратимые изменения материала, из которого они
изготовлены, в процессе старения, износа и усталости. Эти про-
цессы неизбежны. По мере накопления, постоянные изменения
приводят к отказам. Отказы данного тина, хотя и в различной сте-
пени, присущи всем винтам в серии.
По характеру проявления все отказы можно разделить на вне-
запные и постоянные. Отказы второго типа иногда называют за-
кономерными, поскольку они происходят в результате неизбеж-
ных длительных процессов. Указанное деление достаточно ус-
ловно, и часто трудно отнести конкретный отказ к какой-либо из
двух категорий. Независвмо от характера проявления возникно-
вение отказов происходит в случайные моменты времени, так как
характеристики условий эксплуатации и свойств гребных винтов
имеют случайные колебания В связи с этим возникает задача
вероятностного или статистического описания моментов возникно-
вения отказов.
На вероятностные характеристики отказов влияют особенности
их проявления и возможная взаимосвязь между ними. Даже от-
казы различных видов нередко оказываются взаимосвязанными.
Например, трещины усталости могут служить причиной последую-
щего хрупкого излома, а эрозионные повреждения могут уско-
рить возникновение трещин усталости. Эти связи необходимо изу-
чать, однако в настоящее время вероятностные характеристики
отказов следует оценивать в предположении их статистической не-
зависимости.
Отказы различают также по характеру их последствий. На ве-
роятностные характеристики отказов эти отличия не влияют —
от них зависит только выбор и нормирование показателей надеж-
ности.
Проблема выбора и нормирования показателей надежности
гребных винтов фиксированного шага—пока еще нс рассматрива-
лась. Поэтому здесь излагаются особенности гребных винтов как
объектов надежности и рассматриваются возможные пути решения
пробдемы-
С точки зрения выбора и нормирования показателей надеж-
ности гребной винт фиксированного шага обладает следующими
особенности ми:
1. Винт—составной элемент энергетической установки, по--
этому его показатели надежности должны использоваться для
оценки надежности энергетической установки в целом.
2. Винт — ремонтируемое изделие, следовательно свойство ре-
монтопригодности заложено в него при проектировании. Однако
отнюдь не все виды отказов можно или целесообразно устранять
с помощью ремонта Поломки большой части лопасти, глубокие
и длинные трещины, большие остаточные деформации лопастей
цельнолитых винтов от импульсных нагрузок, как правило, не уст-
раняются, так как в этих случаях винты заменяют. Но с точки
зрения надежности смену целого винта или замену лопасти
162
у винта со съемными лопастями можно считать ремонтом, т. е.
восстановлением функций.
3. Гребной винт эксплуатируется как перемонтируемое изде-
лие в прерывистом регулярном режиме. Отказы гребных винтов
чаще всего происходят в процессе активной эксплуатации (в мо-
ре, вдали от ремонтных баз) и, как правило, не могут быть уст-
ранены на месте. В связи с этим возрастает роль планового ре-
монтно-профилактического обслуживания винтов, проводящегося
регулярно в периоды докования, запланированные приблизительно
через ровные промежутки времени. Поэтому периоды докования
можно рассматривать как причину прерывистого регулярного ха-
рактера эксплуатации винта.
4. Винт эксплуатируется до предельного состояния. Предельное
состояние цельнолитых винтов наступает:
— при поломке большей части лопасти или больших ее оста-
точных деформациях;
— при достижении заданной наработки или окончании задан-
ного срока службы.
Предельное состояние винтов со съемными лопастями насту-
пает, как правило, при окончании срока службы судпа.
5. Последствия от отказа гребного винта оцениваются харак-
тером и значением вызванного им ущерба. К таким последствиям
относятся:
— повышенная опасность для судна и находящихся на нем лю-
дей (а в некоторых случаях и их гибель) при полном выходе
винта из строя. Этот вид ущерба можно отнести к невыполнению
заданных функций в заданном объеме;
— экономические потери, связанные с невыполнением задан-
ных функций (потеря судна, невыполнение договорных обяза-
тельств, необходимость доставки судна в порт на буксире);
— экономические потери, связанные с необходимостью восста-
новления работоспособности винта;
— экономические потери, связанные с вынужденным простоем
судна.
Большинство отказов гребного винта может привести почти ко
всем перечисленным последствиям, однако наиболее серьезными
следует признать первые три, причем экономические потери, свя-
занные с невыполнением заданных функций и вынужденными про-
стоями, значительно превышают стоимость восстановительных ра-
бот и стоимость самого гребного винта вместе взятых.
Режим сохранения для гребного винта значения не имеет, по-
скольку по времени он неизмеримо короче периода эксплуатации.
Кроме того, свойства винта не претерпевают каких-либо заметных
изменений в период сохранения.
В связи с перечисленными особенностями в качестве основных
показателей надежности гребных винтов фиксированного шага не-
обходимо выбрать показатель Р {(р} — вероятность безотказной
работы в течение периода tp и показатель Трее или Тся— ресурс
или срок службы.
163
Эти показатели характеризуют только безотказность и доли»
вечность гребного винта, как наиболее важные свойства надежно
сти. Ремонтопригодность гребных винтов можно рассматривать как
свойство второстепенное. Дело в том, что время восстановления
аналогичных отказов для винтов различных видов почти одина-
ково, так как конструкция винтов с точки зрения их ремонтопри-
годности практически тоже одинакова. Резкое отличие существует
лишь между двумя конструктивными типами винтов в целой
(т. е. цельнолитые винты и винты со съемными лопастями), а не
между винтами одного конструктивного типа. В то же время, по-
казатели ремонтопригодности имеют важное значение для оценки
эффективности функционирования-, знание которой необходимо при
обосновании норм надежности. Поэтому определенные показа-
тели ремонтопригодности следует выбирать в качестве дополни-*
тельных. Целесообразно выбирать такие показатели ремонтопри-
годности, которые непосредственно входят в оценку эффективно-
сти функционирования и достаточно полно характеризуют трудо-
емкость и стоимость ремонтно-профилактического обслуживания*
Выбранные основные показатели должны быть нормированы.
Нормы показателей надежности включаются в нормативно-техни-
ческие документы различного назначения, имеющие различные об-
ласти применения (общие стандарты, технические условия на вин-
ты определенного класса, технические задания на проектирование
конкретного типа винта и т. д.).
Как уже говорилось, на нормы надежности влияют соображе-
ния безопасности и экономической эффективности функциониро-
вания, причем требования безопасности должны удовлетворяться
в первую очередь, поскольку они диктуются возможными последо-
ствиями отказов. Большинство отказов винтов представляет не-
посредственную угрозу для безопасности всего судна, так как они
происходят внезапно в открытом море.
Следовательно, необходимо чтобы_в период между доковани-
ями судпа гребные винты были практически безотказными. Это
требование влияет на показатель Р {<р}. Величина tp должна быть
равна
tp^klw (4.11)
где k — целое число (1, 2 ...);
<мл — продолжительность междокового периода.
Величину вероятности безотказной работы гребного винта сле-
дует назначать с таким расчетом, чтобы был обеспечен уровень
безопасности не меньше принятого в настоящее время для основ-
ных жизненно важных элементов судпа. Эта величина, установлен-
ная на основе требований безопасности, отражает минимально до-
пустимый уровень безотказности и должна быть общей для всех
гребных винтов для судов неограниченного района плавания, что:
и следует отразить в общем стандарте. Для судов ограниченного
района плавания можно допустить некоторое обоснованное сни-
жение этой величины.
164
Показатель долговечности (Т^с или Гсл) следует устанавли-
вать из условия максимума эффективности функционирования
гребного винта. Величины Грее и Тсл должны быть указаны в ТУ
или технических заданиях на проектирование. В настоящее время
в качестве периода службы гребного винта принят срок службы
судна, что не всегда соответствует оптимальному уровню долго-
вечности.
Другие показатели надежности (в основном это относится
к показателям ремонтопригодности) не обязательно нормировать
столь строго. Они обычно зависят от показателей Р {/Р} и Грее
или Тел и будут учтены при анализе эффективности функциони-
рования.
Для обоснованного нормирования надежности необходимо мно-
го исходных данных о фактических уровнях надежности эксплуа-
тирующихся гребных винтов и взаимосвязи экономических харак-
теристик изготовления и эксплуатации гребных винтов с показате-
лями их надежности. При установлении норм надежности следует
ориентироваться на существующие гребные винты с наиболее вы-
соким уровнем надежности и на наиболее эффективные мероприя-
тия по контролю, поддержанию и повышению надежности.
Отсюда следует, что основными задачами по обеспечению на-
дежности гребных винтов являются:
— выбор и нормирование показателей надежности;
— разработка методов оценки показателей надежности;
— разработка системы мероприятий по контролю, поддержа-
нию и повышению надежности.
Все эти задачи тесно связаны между собой, но основной и
наиболее важной является разработка методов оценки показате-
лей.
Рассматривая возможности априорной (вероятностной) и апо
стериорной (статистической) оценки показателей надежности греб
ных винтов необходимо отметить, что методы апостериорной
оценки требуют большого количества эмпирических или экспери-
ментальных данных о надежности. Гребной винт является в этом
отношении очень сложным объектом исследования. Испытания
гребных винтов с целью определения показателей надежности не-
возможны. Данных об их изпосах и отказах можно получить очень
немного, и то лишь в течение срока службы судна. Сбор доста-
точного количества эмпирических данных требует много времени,
а оценка надежности необходима еще на стадии проектирования
или сразу же после изготовления гребного винта. Все это говорит
о том, что для гребных винтов единственно возможными являются
методы априорной оценки.
Статистические оценки показателей надежности отдельных ви-
дов гребных винтов по данным эксплуатации должны осмысли-
ваться с позиций физике-вероятностной теории и служить провер-
кой достоверности методов априорной оценки. Формальные ве-
роятностные метода оценки надежности в этом случае ничего дать
не могут. Следовательно, нужно развивать физико-вероятностные
165
методы, которые будут служить для оценки показателей безот-
казности и долговечности. Показатели же ремонтопригодности
должны оцениваться по фактическим данным.
Физико-вероятностные методы существенно зависят от харак-
тера физических явлений, приводящих к отказам, и призваны
оценивать вероятностные характеристики таких отказов, как:
— коррозионно-усталостные изломы и трещины;
— нарушение предельной статической, динамической и удар-
ной прочности;
— коррозионный и эрозионный износ.
В настоящее время наибольшее развитие получили методы, рас-
сматривающие отказы механического происхождения [14; 40; 42].
Большинство отказов гребных винтов по природе также можно
считать отказами механического происхождения, физико-химиче-
ские процессы на молекулярном уровне, как предполагается, при-
водят к изменению механических свойств материала.
Известно, что отказ механического происхождения является
результатом процесса взаимодействия внутренних усилий, порож-
денных внешними нагрузками, и сопротивления материала винта
этим усилиям. Математическое описание подобного процесса пред-
ставляет собой модель отказа, которая должна быть физически
обоснована и отражать существенные особенности явления.
В теории надежности предложен ряд наиболее распространен-
ных вероятностных моделей отказов, имеющих различное физиче-
ское происхождение [14J. Отказы типа нарушения- предельной
статической, динамической и ударной прочности рассматрива-
ются по схеме мгновенных повреждений. Остальные отказы — по
схеме накапливающихся повреждений. В абстрактной модели от-
казов должны быть учтены такие важные факторы, как масштаб-
ный эффект, концентрация напряжений, остаточные (технологи-
ческие) напряжения и деформации и т. д. В принятой модели
отказа вероятностные характеристики случайных величин (внут-
ренних усилий и механических свойств материала) предполага-
ются известными. На самом же деле их требуется опреде-
лить. -
Вероятностные характеристики механических свойств опреде-
ляются в результате массовых лабораторных механических испы-
таний образцов, предназначенных для контроля механических
свойств. Их не обязательно проводить для каждой отливки в пол-
ном объеме. При стандартном технологическом строго контроли-
руемом процессе полный объем испытаний достаточно провести
один раз.
Внутренние усилия полностью определяются для данного вин-
та внешними нагрузками, случайными по природе. Вероятностные
характеристики внешних нагрузок зависят от параметров судна
(осадка, скорость хода, число оборотов, форма кормовой оконеч-
ности и форма лопастей и т. д.) и внешних условий плавания
(волнение, ветер, глубина моря и т. д.), большинство из которых
также случайны по природе.
166
Вес внешние нагрузки, рассматриваемые в течение достаточно
длительного времени, представляют собой нестационарные слу-
чайные (стохастические) процессы. В то же время на весьма ма-
лых отрезках времени их можно рассматривать как квазистацио-
нарные, и применять достаточно разработанную теорию стацио-
нарных процессов. Поэтому фактически возникают две задачи:
определение вероятностных характеристик кратковременных ква-
зистационарных процессов и долговременных вероятностных ха-
рактеристик нестационарных процессов, рассматриваемых как
случайные последовательности квазистациопарных процессов.
При определении кратковременных вероятностных характери-
стик внутренних усилий рассматривается ход судна с постоян-
ными основными параметрами (осадка, скорость хода, число обо-
ротов, мощность двигателя и т. д.) при стационарных внешних
условиях (волнения, ветре, глубине моря) с известными вероят-
ностными характеристиками. Для решения подобной задачи необ-
ходимо знание передаточных характеристик операторов преобра-
зований «внешние условия — внешние нагрузки» и «внешние на-
грузки— внутренние усилия». Эти операторы преобразований
определяются в процессе решения детерминистических задач и за-
висят от сочетания основных параметров судна.
Зная долговременные вероятностные характеристики случай-
ной последовательности квазистациопарных режимов плавания,
можно оценить долговременные вероятностные характеристики
внутренних усилий, которые затем и используются в модели от-
каза. При этом учитывается основной фактор надежности —
время эксплуатации, тогда как существующие ныне методы рас-
чета прочности гребных винтов совершенно игнорируют его.
В настоящее время процесс накопления данных и разработки
расчетных методов оценки характеристик ветра и океанского вол-
нения быстро прогрессирует. Это дает возможность дифференци-
рованно подходить к гребным винтам, эксплуатация которых про-
исходит в разных географических районах.
В рамках физико-вероятностных методов можно предусматри-
вать и планировать системы мероприятий по обеспечению норма-
тивного уровня надежпости. Эти методы позволят оценить эффек-
тивность определенных мероприятий с точки зрения повышения
надежности. Окончательный выбор системы мероприятий следует
проводить из условия максимума оценки экономической эффек-
тивности функционирования. В число возможных мероприятий по
обеспечению уровня надежности входят:
— контроль и совершенствование свойств материала;
— контроль и совершенствование технологических режимов
при изготовлении и ремонте гребных винтов;
— контроль качества готовых гребных винтов;
— ограничение режимов эксплуатации;
— индикация повреждений, способных привести к отказам
(трещины, язвины, изменения химического состава, деформации и
т. д.) в периоды доковых осмотров;
J67
Рис. 4.1. Схема основных задач при решении проблемы надежности
168
•—разработка системы ремонтно-профилактического обслужи-
вания в периода доковаиий судна;
— конструктивные мероприятия (более совершенная конструк-
ция, материал с улучшенными свойствами и т. д.).
После создания и всесторонней проверки физико-вероятност-
ных методов расчета показателей надежности и обоснованных ме-
тодов выбора норм возможно создание нормативных методов рас-
чета надежности. Эти нормативные методы, вероятностные по при-
роде, должны иметь детерминистическую форму, привычную для
проектантов. На рис. 4.1 в самой схематической форме проиллюст-
рирована связь между основными задачами, встающими при соз-
дании физико-вероятиостных методов нормативного расчета на-
дежности.
§ 4.2. Оценка долговечности гребных винтов
Как будет показано в § 5.1, коррозионно-усталостное разруше-
ние лопастей гребных винтов является наиболее частым видом
отказа. Опасный характер отказа обусловлен практической невоз-
можностью обнаружить в процессе эксплуатации накапливающие-
ся повреждения, приводящие к отказу. Кроме того, в резуль-
тате такого отказа винт, как правило, полностью выходит из
строя, что представляет непосредственную опасность для всего
судна.
Как и любой отказ механической природы, коррозионно-уста-
лостное разрушение лопастей есть результат взаимодействия про-
цессов внутренних усилий и сопротивления материала этим уси-
лиям. Причем, в данном случае, на характер взаимодействия этих
процессов большое влияние оказывает коррозионная среда, т. е.
морская вода. Описание процесса взаимодействия внутренних уси-
лий и сопротивления материала, завершающегося отказом, приво-
дится в рамках модели отказа Таким образом, расчет показате-
лей долговечности состоят из следующих основных этапов:
описание внешних сил;
— описание внутренних усилий;
— определение модели отказа;
— описание характеристик сопротивления материала действую-
щим внутренним усилиям;
— собственно расчет показателей долговечности.
Все эти этапы взаимосвязаны, и, рассматривая каждый из них,
нужно иметь в виду остальные.
Система координат и внешние силы. Большое ко-
личество дефектов гребпых винтов имеет коррозионно-усталост-
ный характер. Это приводит к необходимости определять внешние
силы, действующие на винт, и искать рациональные методы их
оценки и учета при проектировании. Как было показано в § 3.1,
внешние силы по природе их воздействия могут быть разбиты на
две группы:
— постоянно действующие нагрузки, создаваемые гидродина-
мическими и инерционными силами;
169
— переменные гидродинамические нагрузки, возникающие
в гребном винте при его работе в неравномерном потоке за кор-,
пусом судна (с учетом факторов эксплуатации).
При определении весовой и инерционной нагрузок, а также по-
стоянных составляющих упора и крутящего момента особых труд-
ностей не возникает. Методика их расчета достаточно апробиро-
вана. Основная задача состоит в определении дополнительных
переменных гидродинамических нагрузок, амплитуды которых, со-
гласно отечественным и зарубежным экспериментальным дапным,
могут достигать значительных величин (см. § 3.1).
Исследование переменных гидродинамических сил ведется в на-
стоящее время по следующим направлениям:
— систематические измерения поля скоростей с целью накоп-
ления и обобщения данных для кормовых образований судов
различных типов;
— теоретические и экспериментальные исследования гидроди-
намических сил и моментов, создаваемых в заданном поле ско-
ростей;
—исследование влияния эксплуатационных условий.
Все внешние силы, действующие на лопасть гребного винта,
могут быть приведены к главному вектору и главному моменту.
В общем виде выражения для них могут быть записаны как
Р = Рт + Рт + Рся-, I
_ _ (4-12)
Главный вектор и главный момент могут быть разложены на
шесть составляющих по осям координат, указанным на рис. 4.2.
Как видно из рисунка, вектор положительного момента действует
в плоскости, перпендикулярной к нему, против часовой стрелки,
если смотреть с конца вектора. Системы координат—прямоуголь-
ная и цилиндрическая — связаны с корпусом судна. Начало коор-
динат находится в центре диска виита.
Выражение (4.12) может быть представлено в виде разложе-
ния в ряд Фурье по угловой координате 6:
Р = Рт+ 2 IS [fmCosme+PmSinme]!; i
_ I P '3)
M = 2 COS zn©-I-/Пт sin I, |
где Pm и Mm—постоянные составляющие главного вектора и
главного момента.
Под знаком суммы находятся переменные гидродинамические
силы. Индексами с и s обозначены коэффициенты Фурье с номе-
ром т при косинусе и синусе соответственно. В формуле (4.13)
могут быть представлены все составляющие переменных гидроди-
намических нагрузок.
170
Как уже отмечалось, появление переменных сил рассматрива-
ется в зависимости от их природы как достоверное или случайное
событие. В соответствии с этим определенные при помощи формул
(4.13) выражения для изгибающих моментов могут использовать-
ся для непосредственного определения переменных напряжений
(в первом случае) или (во втором случае) служить операторами
преобразований (передаточными функциями) процессов, находя-
щихся в соотношении «причина — следствие» (например, морское
волнение — качка — внешние силы — напряжения).
Внутренние усилия, действующие в гребном
винте. При оценке показателей долговечности интересен спектр
величин внутренних усилий (напряжений), реализуемый за дли-
тельное время эксплуатации виита (вплоть до всего срока службы
судна). Процесс изменения напряжений в материале винта, рас-
сматриваемый за длительное время, будет иметь случайный неста-
ционарный характер, обусловленный характером изменчивости ос-
новных параметров, определяющих условия работы винта. Од-
нако, если указанный процесс рассматривать на достаточно
коротком отрезке времени, то можно пренебречь изменчивостью
определяющих параметров и трактовать его как квазистационар-
ный процесс. Подобное разбиение долговременного нестационар-
ного процесса на сумму кратковременных стационарных процессов
физически вполне приемлемо и позволяет использовать глубоко
разработанную теорию стационарных случайных процессов. При
171
таком подходе задача описания процесса изменения напряжений
в гребном винте распадается на две:
— оценку кратковременных вероятностных характеристик ква-
зистационарных процессов;
— оценку долговременных вероятностных характеристик, опи-
сывающих реализацию за рассматриваемый срок основных пара-
метров, определяющих квазистационарные условия работы винта.
Напряжения, возникающие в расчетном сечении лопасти греб-
ного винта при расчетном режиме его работы, будут состоять из
напряжений, возникающих от действия упора, крутящего момента
и, если это имеет место, центробежной силы, а также из напря-
жений, возникающих от действия переменных нагрузок. Как уже
упоминалось,
®гаях = Ч- <7О >
°rmin = am—°а>
где ога — напряжения от постоянно действующих нагрузок.
оа — амплитудные значения напряжений от переменных на-
грузок.
Таким образом, имеет место несимметричный цикл напряже--
ний со средним от и амплитудой ио-
Обычно даже в наиболее тяжелых внешних условиях плавания
судна номинальные напряжения в лопастях гребного винта не пре-'
восходят предела пропорциональности, и преобразование «внеш-
ние силы — напряжения» будет линейным. Следовательно, про-
цессы изменения напряжений по характеру аналогичны пронес--
сам внешних сил, и для напряжений можно записать
<r = <J'w+j2j faeces тб-|-fem sin тб]|, (4.14>
где а и Ь — соответствующие коэффициенты Фурье.
Если полагать, как это обычно делается, что лопасть виита пред-
ставляет собой консольную балку, то преобразование процесса-
«внешние силы — напряжения» определяется классической зависну
мостью
Л1„зг
0=—,
г
где ЛГизг — изгибающий момент, определенный по соответствую-
щей компоненте нагрузки;
W — момент сопротивления расчетного сечения лопасти.
Для напряжений от действия случайных нагрузок можно по'
лагать, что процесс напряжений подчиняется нормальному закону
с плотностью вероятности
(4J*
где Da—дисперсия напряжений.
172
Что касается амплитуд, то будем считать, что их распределе-
ние подчиняется закону Релея, где плотность вероятности
= (4.ГО
Таким образом, в общем виде определены характеристики, по-
зволяющие подойти к оценке долговечности.
Определение гарантии неразрушимости. При
оценке неразрушимости лопасти воспользуемся методом предель-
ных состояний. Основная идея метода состоит в том, чтобы в ре-
зультате расчета получить надлежащую гарантию, что за время
эксплуатации не наступит недопустимое предельное состояние.
В данном случае нас интересует предельное состояние по несущей
способности, а именно, по усталости материала. При случайности
'нагрузок и свойств материала эта гарантия оценивается вероят-
ностью отсутствия предельного состояния.
Пусть 5 есть воздействие на конструкцию, определяемое ря-
дом случайных параметров q,, a R— несущая способность, являю-
щаяся функцией случайных параметров и имеющая размер-
ность s. Тогда условие отсутствия предельного состояния запи-
шется в виде неравенства
S(9i. 9а. • • - . 9„)<^(П, Ъ, . . . , гк), (4.17)
а гарантия неразрушимости
Г = P(S<I?|. (4.18)
Обозначив через Y=S~R, перепишем (4.17) как У<0. Если
известны законы распределения 9, и п, то можно найти и плот-
ность вероятности случайной величины Y. Обозначив этот диффе-
ренциальный закон как / (у), получим
Г-• Р {У <0| = j f (у)dy. (4.19)
Выражение (4.19) является самым общим для вычисления га-
рантии неразрушимости. Теоретически величина Г=1 при неслу-
чайных нагрузках и неслучайных механических свойствах мате-
риала, когда дисперсия равны нулю. Практически напряжения
в лопасти меняются в соответствии с (3.14) в пределах
^min ® <®тах»
а предел усталости * * <
В этом случае, полагая с и оу независимыми случайными вели-
чинами, вместо f (у) в формуле (4.19) следует рассматривать дву-
мерную плотность вероятности
Ж о,. <)—(Ж nf,(oy). (4-20)
* В главе IV в целях удобства обозначения предел усталости обозначен ау,
а не <Т-ь
173
Выше упоминались допущения, принятые о законах распреде-
ления напряжений. Основываясь на них и опуская громоздкие
формальные преобразования, можно записать выражение для га-
рантии неразрушимости
Ф — табулированная функция Лапласа.
Для того чтобы Г=1, необходимо соблюсти условие равенст-
Ф Г I+ф Г л+°-
1Г2(О„ + О,)|
которое при точно известных пределах для с и оу можно обеспе-
чить вариацией по значениям дисперсий, связанными с геометри-
ческими характеристиками лопасти.
Если представить напряжение в форме
о=От±*М;
оу=оу +
где К — точно известная величина, то
Формула (4.21) можно представить в виде
Г = Г1с1<?2. (4.22)
Входящее в формулу (4.22) выражение для Г1 предусматри-
вает случайность о и оу. При неслучайности того или иного пара-
метра следует положить равенство соответствующей дисперсии
нулю и заменить среднее значение напряжений (ото или иУо соот-
ветственно) на их фиксированные значения.
174
Определение долговечности. Среднее в единицу вре-
мени число выбросов напряжений выше уровня а,=от будет
<4-м>
„ „ . Аг
где Сё —дисперсия скоростей напряжении о
Введем понятие эффективного периода
(4.24)
Для оценки долговечности используем теорию суммирования
повреждений согласно которой повреждение, вызываемое данным
циклом, считается независящим от степени исчерпывания устало-
стной прочности конструкции и от предыдущих нагружений. Усло-
вие прочности запишется в виде
где Nt — фактическое число циклов;
№i — необходимое для разрушения от усталости число циклов.
Положим N°i—Ny—число циклов, соответствующее пределу
усталости материала оу.
При непрерывном изменении напряжений условие прочности
(4.25) примет внд:
(4.26)
О
Обозначив долговечность лопасти через Т, запишем выражение
для числа выбросов напряжений ит за время Т;
7W=y-. (4.27)
Вероятность того, что оа будет лежать в пределах [оа, cra+doa]
определится выражением
/(о0)^0. (4.28)
Тогда
dN=-^f(ca)daa. (4.29)
Примем нижний предел интегрирования за пределы усталости
Су, а в качестве верхнего предела возьмем предел прочности ов,
тем самым исключив из рассмотрения циклы оа<ау, и запишем
уравнение долговечности
^J^f(o.)<loo-l. (4.30)
175
Здесь №<Ny — необходимое для разрушения от усталости
число циклов, определяемое по кривой усталости материалов.
На рис. 4.3 представлен схематизированный пример определе-
ния Ny по кривой усталости
(4.31)
где m=ctga и зависит от материала
Подставив определенное зависимостью (4.31) значение Nu
в уравнение (4.30), получим искомую долговечность
либо для симметричного цикла.
~ Влияние несимметричности мо-
Рис. 43. 1g oT—/(lg№). жег быть учтено применением
диаграммы Гудмана.
Введем условную приведенную амплитуду иа=аса, где
(4.33)
Здесь ст — напряжение от постоянно действующих факторов;
ов — предел прочности материала внита-
Тогда зависимость (4.32) примет вид
(4.34)
Для удобства вычисления введем следующие обозначения
J76
Тогда
Р = __--5. (4.36)
,1 хт+'е~~^^
Интеграл в выражении (4.36) табулирован и его вычисление
не представляет трудности. Подставив вспомогательную функцию
в выражение для долговечности (4.34), получим окончательно
(437)
Полученное уравнение долговечности (4.37) справедливо только
для одного режима эксплуатации. Поквжем общую зависимость
долговечности при наличии k режимов. Пусть полная долговеч-
ность есть упомянутое выше время эксплуатации Т», а длитель-
ность i-ro режима будет Г,. Тогда вероятность появления i-ro
Очевидно, что все режимы будут составлять полную группу
событий ь
2^=1.
Величины Pf* могут быть установлены на основании статисти-
ческих данных по длительной эксплуатации судов. В этом случае
формула условия прочности примет вид
Тогда уравнение долговечности приведется к виду
(4-41)
Принимая по формуле (4.31), получим
т9= — (4Л2)
У—[ fi(ffa)do0
7 Ф М. Капмяи. Г. М Кудреватый
177
Для учета несимметричных циклов положим, что в каждом ре-
жиме имеют место постоянные напряжения cmi
Введем величину приведенных напряжений
где
1
«/=----------.
I___I а'Г.1 I
°в
Тогда долговечность
wy°y
«^i(°o)dac
(4.43)
(4.44)
Введя по аналогии с (4.35) безразмерные параметры
(4.45)
(4.46)
(4.47)
Очевидно, что если положить t=l и Р<=1, то получим формулу
долговечности для одного режима.
Легко показать, что долговечность, определенная с учетом k
режимов Г8, будет больше долговечности, определенной по наи-
более тяжелому режиму (i = l).
Рассмотрим отношение
т. k
Vp’bi₽L
* ТЧ Pi
Так как режим i=l, самый тяжелый, то
D9>D9> . - . >D<
XoJ<fXo2<7 - • •
₽,<₽£< - <Pft-
178
Полагая для одной и той же лопасти равенство эффективных
периодов Fei —Г**» получим
У₽;£<У₽:.
Поскольку правая часть неравенства составляет полную группу
и, следовательно, равна единице, Та будет больше Л.
Выше отмечалось, что случайный характер изменения нагрузки
не является главным фактором, влияющим на показатели долго-
вечности. Это положение следует из закона больших чисел, глася-
щего, что при большом «теле независимых испытаний вероятность
определенного результата стремится к его средней статистической
частоте. Полученные расчетные формулы долговечности (4.37) и
(4.47) предусматривают использование конкретной усталостной
кривой с фиксированной вероятностью Ny(Pj). Задаваясь величи-
ной Pj, т. е. выбирая определенную усталостную кривую, мы по
формулам (4.37), (4.47) получим долговечность, вероятность реа-
лизации которой равна Р,. Если Р,=у, то (Pj=y) называется
у-процептным ресурсом гребного винта. Определив значения Т(Р})
для ряда величин Pj от Р=0% до Р—>100.%, мы тем самым по-
строим распределение времени безотказной работы F(f). Тогда
вероятность безотказной работы за время Tj будет P=F(Tj).
В третьей главе была проанализирована природа внешних сил,
действующих на лопасти гребного винта и приводящих к появле-
нию в них переменных напряжений. Основная сложность при
оценке долговечности гребных винтов состоит в правильном учете
и определении внешних сил — как действующих постоянно, так и
возникающих эпизодически при изменении условий эксплуатации.
Как уже отмечалось, переменные гидродинамические силы вы-
зываются неравномерностью поля скоростей; качкой судна на не-
регулярном морском волнении и самим волнением; частичным ого-
лением лопастей; эксплуатацией судна в ледовых условиях; рыска-
нием и маневрированием судна; частотным резонансом лопастей
и системы винт — валопровод: собственными колебаниями лопас-
тей винта.
Все эти явления взаимосвязаны и нередко появление одного из
них искажает или существенно меняет картину действия другого,
поэтому применение принципа независимости действия сил приво-
дит к значительной условности расчета. Кроме того, вероятностный
метод расчета требует наличия статистических данных о годовом
распределении ходового времени при различных скоростях и при
различных режимах эксплуатации.
Вызванные вышеупомянутыми явлениями переменные гидроди-
намические силы приводят к появлению переменных изгибающих
моментов и перерезывающих сил в лопастях гребных винтов. По-
следним звеном в этой цепи являются действующие циклические
напряжения.
179
Известная из теории корреляции теорема А. Я- Хипчина [54]
устанавливает связь между процессами, находящимися в соотно-
шении «причина — следствие»
(4.48)
где S-— спектры входного и выходного процессов, характеризую-
щие распределение энергии по частотам;
|Ф|—передаточная функция или амплитудно-частотная харак-
теристика линейной колебательной системы, представляю-
щая собой реакцию этой системы на гармоническое воз-
мущение с единичной амплитудой.
Как показал анализ экспериментальных данных, приведенный
в третьей главе, все процессы, приводящие к появлению перемен-
ных напряжений, являются периодическими, следовательно, вы-
ражения для переменных значений элементарного упора и каса-
тельной силы могут быть представлены в виде разложения в ряд
Фурье по угловой координате
dPi — У cos тв + Pm sin mO] ;
гл—1
df,= X [Гн cosmO+ П sin тпб].
Тогда для лопасти в целом
J 3 [P«cosm04-Pmsinrne]dr;
(4.49)
(4.50)
Ts= f У [7JnCosm0-b7’Jksin/n0]dr.
70
Для k режимов работы винта
p ” 2 р< (г, еу, t т, (г, о).
Ь-1 4=1
(4-51)
Выражения для соответствующих значений изгибающих момен-
тов, действующих в сечении лопасти с радиальной координатой г,-
(0,2 j 1,0) примут вид
г 1.0
f rdPi
м
ТД?, 0).
Л(>. 0);
(4.52)
180
Для определения напряжений векторы изгибающих моментов
Мр. и необходимо спроектировать на направление скорости и
нормальное к нему. Обозначим эти проекции и Мв. Изгибаю-
щий момент Му не увеличивает напряжения в точках наибольшей
толщины сечения, поэтому им можно пренебречь. Выражение для
Мх примет вид
Мк.=Мр. cos у 4- Л1Т/ sin у, (4.53)
где у-—шаговый угол.
Введем обозначение
tgy=-?-=A: s!ny = —^===; созу=—Д=.
лО р 1+h- Vl-j-A2
Тогда
Мх (г, 0) = АИ + (4.54)
У1+Л2 К1+Л3
Мгновенные значения напряжений в точке наибольшей тол-
щины лопасти в сечении rj определяется по классической зависи-
мости
Мх(г, 6)
(4SS)
где Wx (г) — момент сопротивления расчетного сечения.
Статистические данные о режимах эксплуатации должны быть
представлены в виде частотного ряда
, (4.56)
где ti — продолжительность соответствующего режима.
Естественно, что частоты Р\ составляют полную группу собы-
тий, т. е. =
Заменяя частоты появления того или иного режима на соот-
ветствующие вероятности и располагая статистическими характе-
ристиками о распределении ходового времени по скоростям внутри
отдельного режима
можно получить статистические аналоги функции распределения
напряжений fi(o), их амплитудные значения са( и дисперсии на-
пряжений DOj., т. е. все необходимые данные для входа в уравне-
ние долговечности (4.47).
181
Выше была приведена схема расчета переменных напряжений,
основанная на непосредственном преобразовании процессов с ис-
пользованием статистических рейсовых данных. В некоторых слу-
чаях, как, например, при расчете переменных напряжений, вызван-
ных качкой, расчет может быть несколько упрощен применением
спектральной теории, позволяющей непосредственно получить ам-
плитудные значения напряжений и их дисперсии [21]. Тогда спектр
входного процесса в выражении (4.48) представляет собой спектр
волнения, характеризующий распределение энергии волн по часто-
там. Структура операторов преобразований процессов «внешние
силы — изгибающие моменты — напряжения» остается такой же,
как и описанные формулами (4.51) — (4.55). Например, при еди-
ничном возмущении скорость вертикальных перемещений опреде-
лится как функция параметров продольной качки
о2 = V oj+if cos (<oKf—6r), (4.57)
где Vf и vs—амплитудные значения vz;
— фаза;
(t)K — кажущаяся частота качки.
Передаточная функция процесса vz примет вид
|‘Ч1 • <4-58>
Так как скорость vz определяет угол скоса потока <p = arctg-^-
и в выражениях для изгибающих моментов может быть вынесена
за знаки суммы и интеграла, то можно записать
Мх.(г, 0)—гп{г, 0) о, (ы); (4.59)
о{(г, в) — п(г, 0)ог(®). (4.50)
Тогда дисперсии напряжений и их скоростей определятся как
Oo=n2(r.
Щ =h2(r, 0)J | (<>)<*“•
о
Амплитудные значения напряжений исходя из допущения о рас-
пределении их по закону Релея определятся по формуле
(4.62)
где щ — коэффициент, определяемый ниже в зависимости от задан-
ной обеспеченности процесса F — 1 — Р. Здесь Р — ве-
роятность появления амплитудного значения напряже-
ний.
«1= |/2in (4.63)
182
Математический аппарат спектральной теории может быть при-
менен в тех случаях, когда операторы преобразований описывают-
ся линейными уравнениями. В противном случае для определения
параметров, необходимых для входа в уравнение долговечности,
пользуются формулами (4.52)—(4.55) или линеаризуют зависимо-
сти, определяющие передаточные функции.
По мере изучения физических процессов всех факторов, обу-
словливающих циклические напряжения в лопастях гребных вин-
тов, последовательно могут уточняться количественные показатели
их долговечности по выражению (4.47).
ГЛАВА ПЯТАЯ
МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ
§ 5.1. Эксплуатационные свойства применяемых материалов
На судах зарубежной и отечественной постройки наблюдаются
случаи аварийных разрушений гребных винтов как в условиях чи-
стой воды, так и после эксплуатации в сравнительно легких ледо-
вых условиях.
Поломки лопастей гребных винтов из латуни марки ЛМцЖ
55—3—1 зафиксированы на серийных судах типа Ленинский Ком-
сомол, Прага, Бежица и др. Обрывы лопастей и систематическое
появление на них трещин встречается на гребных винтах из не-
ржавеющей стали, установленных на судах типа Котласлес, Игар-
калес, Ладогалес, Ленинский Комсомол, Малая Вишера.
Выход из строя гребных винтов нарушает нормальную техни-
ческую и коммерческую эксплуатацию судов, приводит к огром-
ным убыткам. Исследования, проведенные с целью обеспечения
надежности эксплуатации винтов, изготовленных из различных ма-
териалов, установленных преимущественно на крупнотоннажных
судах, позволяют выявить основные причины их разрушения, обус-
ловленные как особенностями работы самих гребных винтов за
корпусом судна, так и особенностями их эксплуатации.
Аварийные разрушения гребных винтов и, соответственно, их
надежность в процессе эксплуатации во многом зависят от мате-
риала винтов. Помимо многообразных свойств этих материалов,
которые необходимо учитывать еще при проектировании и изго-
товлении винтов, большую роль играют условия и особенности
эксплуатации гребных винтов. Несоблюдение определенных требо-
ваний, вытекающих из свойств материалов, при ремонте гребных
винтов, монтаже или демонтаже винта с вала, при приведении
винта в соответствие с силовой установкой и т. д. может закон-
читься выходом винта из строя или потерей надежности.
Выбор надлежащих марок материалов для изготовления греб-
ных винтов и соответственно определение порядка их эксплуата-
183
ции обусловлен комплексом требований, предъявляемых к мате-
риалам, и связан с особенностями работы гребных винтов за кор-
пусом судна. В третьей главе уже говорилось, что при работе греб-
ного винта за корпусом судна в его лопастях возникают знако-
переменные напряжения, которые изменяются по несимметричному
циклу. Не случайно изломы разрушенных лопастей носят, как пра-
вило, усталостный характер, о чем свидетельствует наличие двух
зон—основной мелкокристаллической и меньшей, с характерной
площадкой усталости На рис. 5.1 приведен излом лопасти греб-
Рис. 5.1. Излом лопасти из латуни Рис. 5.2. Излом лопасти из нер-
ЛМцЖ 55—3—1 гребного винта тан- жалеющей стали 1Х14НДЛ тур-
кера Улан-Батор. — бохода Физик Курчатов. 1
кого-винта из латуни ЛМцЖ 55—3—1 танкера Улан-Батор, a на;
рис. 5.2 — излом лопасти гребного винта из нержавеющей стали’,
марки 1Х14НДЛ—т/х Физик Курчатов.
Циклический характер нагрузок, воспринимаемых гребными-
внлтами, и обусловленный ими усталостный характер разрушений.^
определяет особую важность выбора материалов для изготовления
винтов. В зависимости от условий эксплуатации, материалы для-
гребных винтов должны обладать следующими основными свой-д
ствами:
— высокой коррозионной стойкостью, т. е. способностью дли-
тельное время сохранять первоначальное состояние поверхности
при работе в активном электролите — в морской воде — и не раз-'
рушаться под воздействием электрохимической коррозии; ;
— высокой стойкостью к разрушениям, обусловленным кави-
тационной эрозией;
184
— высокими показателями статической прочности и пластич-
ности, позволяющими выдерживать сравнительно большие сред-
ние рабочие напряжения и возможные ударные нагрузки;
— высоким уровнем коррозионно-усталостной прочности, т. е.
способностью противостоять разрушениям под воздействием мак-
симальных напряжений, вызванных повторными или знакоперемен-
ными нагрузками в коррозионной среде;
- хорошими ремонтными качествами;
— минимально возможным удельным весом.
Крайне важным свойством материалов для гребных винтов,
особенно из цветных сплавов, является степень подверженности
коррозионному растрескиванию, т. е. разрушению, вызванному
перенапряжением материала при совместном действии растягива-
ющих внутренних напряжений, рабочих напряжений и коррозион-
ной среды (морской воды). Поскольку коррозионная среда и внеш-
ние силы всегда имеют место, большое значение приобретает оп-
ределенный уровень внутренних напряжений, которые возникают
главным образом при местном нагреве гребного винта в процессе
его изготовления, исправлении литейных пороков и ремонте.
Сущность внутренних растягивающих напряжений можно про-
иллюстрировать следующей схемой: при нагреве какого-нибудь
участка гребного винта этот участок расширяется, вследствие чего
в металле, примыкающем к нагретому участку, возникают сжимаю-
щие напряжения. При охлаждении происходит обратный процесс,
т. е. при сжатии нагретого участка появляются растягивающие на-
пряжения в зоне, сопряженной с участком нагрева. В результате
деформации растяжений в металле, примыкающем к зоне нагрева,
создаются внутренние растягивающие напряжения, которые сум-
мируются с рабочими напряжениями. Совокупные высокие растя-
гивающие внутренние и рабочие напряжения через несколько пе-
дель (10 и более) работы винта приведут к появлению трещины,
которая в дальнейшем будет интенсивно развиваться под воздей-
ствием коррозионных процессов, возникающих в морской воде,
т. е. явлению коррозионного растрескивания.
Трещины, обусловленные коррозионным растрескиванием, как
правило, сначала перпендикулярны кромке лопасти, затем распро-
страняются равномерно до границы нагретого участка — до тех
пор, пока не снизятся остаточные напряжения. Наличие трещины
при одновременном воздействии рабочих нагрузок может привести
к упругим деформациям кромки лопасти и соответствующему
дальнейшему распространению трещины. Место разрушения лопа-
сти, обусловленное коррозионным растрескиванием, аналогично
коррозионно-усталостному разрушению, т. е. имеет две зоны —
зону хрупкого и зону пластичного разрушения.
Анализ многочисленных аварийных разрушений лопастей греб-
ных винтов, особенно изготовленных из высокопрочных латуней,
свидетельствует о том» что первопричиной появления трещин явля-
ется нагрев ступицы винта открытым пламенем для облегчения
монтажа или демонтажа гребного винта, либо местный нагрев
185
участков лопастей при изготовлении гребного винта или при его
ремонте.
Первое в отечественной практике разрушение лопасти круп-
ного гребного винта было зафиксировано 18 февраля 1965 г. в от-
крытом море на танкере типа Прага.
Поломка произошла в корневом сечении лопасти гребного вин-
та, изготовленного из латуни марки ЛМцЖ 55—3—1, причем из-
лом имел усталостный характер. Поверхность имела две характер-
ные зоны усталостного излома (рис. 5.3).
Зона I, прилегающая к нагнетательной поверхности, имела
гладкую поверхность с мелкими кристаллами у края сечения, уве-
личивающимися к его средней части.
Рис. 5.3. Зоны коррозионно-усталостного излома лопасти греб-
ного нинта танкера типа Прага
Зона 2 имела неровную рваную поверхность с одинаковыми по
всей зоне крупными кристаллами.
- Между зонами расположена широкая трещина.
Обследование этого аварийного разрушения (а также анало-
гичных разрушений) показало, что при изготовлении гребных вин-
тов имели место заварки литейных дефектов в корневом сечении
и неоднократные случаи нагрева ступицы в процессе эксплуатации
для демонтажа винта при обследовании дейдвудного устройства.
По данным Ван-Акена [50] величина тангенциальных напряжений
ос, возникающих на поверхности ступицы латунного гребного вин-
та в результате его посадки с натягом на конце вала с использо-
ванием нагрева, может быть подсчитана по формуле
ос = 0, i 71 (/—35) кгс/мм®, (5.1)
где t — температура нагрева поверхности ступицы при 0° наруж-
ной температуры.
186
Собственные остаточные термические напряжения, вызванные
только неравномерным нагревом ступицы без натяга, при исполь-
зовании кислородно-ацетиленовых или кислородно-пропановых
горелок по опытным данным достигают 14—20 кгс/мм2, что со-
измеримо и даже превосходит уровень предела текучести латуни
ЛМцЖ 55—3—1.
Коррозионные растрескивания, наблюдаемые в лопастях греб-
ных винтов из марганцовистой латуни при поломках лопастей на су-
дах типа Прага, Бежица, Ленинский Комсомол, тапкере Бухарест
и др., естественно, усугублялись явлениями коррозионной устало-
сти. В конечном счете оба эти фактора являются только разновид-
ностью коррозии металла иод напряжением. Только при корро-
зионной усталости большую роль играет механический фактор, т. е.
циклическая нагрузка, а при коррозионном растрескивании —
агрессивная коррозионная среда.
Все изломы гребных винтов коррозионно-усталостного харак-
тера имеют две четко различимые зоны. Одна из них является зо-
лой хрупкого разрушения вследствие развития коррозионных тре-
щин; другая — типична для чисто механического пластического
разрушения. Зона хрупкого разрушения, как правило, имеет глад-
кую поверхность (вследствие трении стенок трещин), темный цвет
и в большинстве случаев покрыта продуктами коррозии (см.
рис. 5.1, 5.2).
Первопричиной коррозионно-усталостных трещин, вызывающих
поломку лопастей, является коррозионная среда и циклические на-
пряжения, обусловленные нестационарными силами. Известны две
основные гипотезы, объясняющие механизм коррозионной уста-
лости металлов — электрохимическая и коррозионно-механиче-
ская.
В основу наиболее распространенной электрохимической гипо-
тезы положено представление о том, что на металл при одновре-
менном воздействии циклической нагрузки и коррозионной среды
действуют коррозионные пары. С одной стороны, это дно и стенки
концентраторов напряжений, с другой — наружная поверхность
металлов. При этом анодные процессы происходят в участках кон-
центрации напряжений, которыми могут быть микродефекты, поры,
риски, очаги и питтинги коррозии и т. II.
Вторая гипотеза исходит из того, что под действием избира-
тельной коррозии под напряжением развиваются первичные ло-
кальные коррозионные углубления (не трещины), которые явля-
ются концентраторами напряжений. Работа коррозионных пар
(анод — дно и стенки углубления; катод — поверхность лопасти)
увеличивает скорость развития первичных углублений настолько,
что концентрация напряжений вызывает локальный чисто меха-
нический микронадрыв решетки металла в плоскости действия мак-
симальных растягивающих напряжений. В дальнейшем па дне пер-
вой микротрещипы работа вышеуказанных микропар приводит
к образованию надрезов, а локальная концентрация — к образо-
ванию микроразрывов кристаллической решетки.
187
Процессы непосредственного разрушении лопасти при корро-
зионном растрескивании и коррозионной усталости очень близки-
и протекают в три стадии [47].
Первая характеризует инкубационный период, т. ё. период до
возникновения коррозионных трещин. На этой стадии изменение
циклической прочности материала не наблюдается. Вторая стадия,
т. е. период развитии коррозионно-усталостных трещин, сопровож-
дается потерей циклической прочности. Третья стадия — это чисто
механический разрыв вследствие уменьшения момента сопротивле-
ния сечения лопасти и соответствующего повышения напряже-
ний, превышающих предел прочности материала лопасти.
В связи с вышеизложенным можно наметить первоочередные
мероприятия, необходимые для предотвращения разрушений лопа-
стей гребных винтов, обусловленных коррозионным растрескива-
нием и коррозионной усталостью, а именно:
— ограничить применение нагрева при изготовлении и ремон-
те гребных винтов из материалов, склонных к коррозионному ра-
стрескиванию (при необходимости пользоваться нагревом откры-
тым пламенем, сваркой, наплавкой и т. п. — снимать внутренние
напряжения термической обработкой);
— использовать материалы, обладающие высокими показате-
лями коррозиопно-усталостной выносливости;
— повышать коррозиопно-усталостную выносливость мате-
риалов, широко внедряя такие средства, как поверхностное упроч-
нение металлов, протекторную и катодную защиту.
Таблица 5.1
Влияние поверхностного упрочнения образцов из стали IX ИНД Л
на коррозионно-усталостную прочность
Размеры образца, мм Вид упрочнения Предел коррозионно- усталостной прочности C_j. кге-'мм5 Процент
до упроч- нения упрочнения нии
Сечение 20 \ 30 Обкатка 13,0 25,0 192,0
Сечение 20 X 30 Дробеструйная обра- ботка 13,0 19,0 145,0
Диаметр d = 60 Обкатка принято 7 23.0 330,0
Следует напомнить, что поверхностное упрочнение лопастей из
стали 1Х14НДЛ по данным испытаний образцов, проведенных
М. А. Розеном [48], повышает условный предел коррозионной уста-
лости от 1,5 до 3 раз, в зависимости от вида упрочнения (табл. 5.1).
По данным того же автора протектирование существенно повы-
шает коррозионно-усталостные свойства этой нержавеющей стали
(рис. 5.4). Можно привести аналогичные данные других исследо-
вателей по испытанию образцов из латуней и бронз.
188
Краткий анализ материалов соответствующих марок, с учетом
требований, котором они должны удовлетворять, поможет выявить
некоторые причины эксплуатационных разрушений лопастей и
сформировать определенные условия для заказа гребных винтов
при строительстве судов (а также для сокращения «естественной
убыли» парка винтов).
В отечественном судостроении для изготовления гребных вин-
тов использовались углеродистая сталь и латунь ЛМцЖ 55—3—1-
В послевоенные годы были созданы новые
сплавы — нержавеющие стали и алюминие-
вая латунь. Химический состав и физиче
ские и механические свойства сталей и
цветных сплавов, применяемых в СССР для
изготовления гребных винтов, приведены
в табл. 5-2 и 5.3.
Углеродистые стали марок 25Л, ЗОЛ и
35Л обладают крайне низкими коррозион-
ными свойствами. Гребные винты из угле-
родистых сталей подвергаются интенсив-
ному коррозиоииому износу и полностью
разрушаются через 6—18 месяцев (рис. 5.5),
причем в течение этого срока, из-за повы-
шенной шероховатости лопастей, обуслов-
ленной коррозионным износом, наблюдается
существенное снижение пропульсивных ка-
честв судов, т. е. снижается скорость хода,
повышаются тепловые нагрузки двигателей,
увеличивается расход топлива.
Эксплуатация судов с гребными вин-
тами из углеродистой стали неэкономична,
и использование этого материала целесооб-
разно лишь на судах, эксплуатирующихся
в тяжелых ледовых условиях или подлежа-
Рис. 5.4. Влияние про-
текторной защиты ия
коррозионно - усталост-
ную прочность образцов
из стали 1Х14НДЛ.
О —на воздухе.
В морской воде: Ф —
без протектора; □ — со
стальным протектором;
X — с цинковым протек-
тором; А—с магние-
вым протектором.
щих списанию в ближайшее время.
Систематизация данных об эксплуатации гребных винтов за
пять лет — с 1965 г. по 1971 г. — по актам освидетельствования Ре-
гистра СССР (см. § 5.2) показала, что из общего количества об-
следованных гребных винтов из углеродистой стали, от 30 до 50%
подвержены коррозионному разрушению.
Применение углеродистых сталей, легированных с небольшим
содержанием никеля, хрома или других элементов, как правило, не
повышает коррозионной стойкости гребных винтов, а во многих
случаях даже снижает ее. Так, например, на судах, построенных
в Финляндии, установлены гребные винты из малоуглеродистой
стали легированной 3% Ni (С=0,124-0,13; Мп=0,75; Si=0,39-?
40, Р и S =0,0194-0,024; Ni=3,0; <тв=55 кгс/мм2; сго.2=4О кгс/мм2;
6=30%; ак=б4-8 кгс/мм2).
Гребные винты ледоколов, изготовленные из этой стали, из-за
коррозионного разрушения лопастей полностью выходят из строя
189
Химический состав и механические свойства углеродистых и нержавеющих сталей, применяемых в СССР
190
Продолжение табл. 5.3
,ИЭ 3J -л Г-Г
(ческне свойства <Г_| кгс/ии* I 1Q.J0' | 60-10' 2 = —
1 эта •з II !! s
к НН ss
i •• -«с 212 8 2
8
SS
OO oo
v> 1 1 1
Ж В i H 7
ш >: ! < J 1
й 1 к x 77 &5
£ 77
о Й о
1 1 1 I 3 <
и s s i if! s to ° о c!l
через 18 месяцев эксплуатации.
На л/к Киев и л/к Владиво-
сток через 10 месяцев эксплуа-
тации были обнаружены рас-
пределенные по всей площади
обеих сторон лопастей корро-
зионные разрушения глубиной
до 6 мм (рис. 5.6). По сооб-
щению администрации л/к
Мурманск, менее чем за два
года эксплуатации потеря в
весе каждой лопасти всех трех
гребных винтов, вследствие
коррозионного износа, соста-
вила более 200 кг.
Статическая обработка ре-
зультатов обследований греб-
ных винтов по актам Регистра
СССР подтвердила, что на-
турные наблюдения хорошо
согласуются с лабораторны-
ми исследованиями, согласно
которым потери от коррозии
у образцов из углеродистой
стали значительно выше, чем
у образцов из других корро-
зионно-стойких материалов.
Приведенный краткий об-
зор позволяет исключить из
дальнейшего рассмотрения уг-
леродистые стали, обладающие
крайне низкой коррозионной
стойкостью в морской воде и
низкими другими физико-меха-
ническими свойствами. Как уже
отмечалось, углеродистые ста-
ли не должны быть использо-
ваны в качестве материала
для массового изготовления
гребных винтов.
Большинство наблюдав-
шихся в отечественной прак-
тике случаев разрушения от-
носились к гребным винтам,
изготовленным из латуни мар-
ки ЛМцЖ 55—3—1. Марган-
цовисто-железистая латунь
этой марки до последнего
времени являлась наиболее
191
Результаты испытаний образцов на коррозию
в морской воде
(скорость перемещения образцов в воде 10 м/с)
Материал Средняя потеря веса
за 3000 часов, мг
Углеродистая сталь ... 72,05
Латунь Л.МцЖ55—3—1............ 4,33
Нержавеющая сталь марки
IX ИНД Л................ ... 1,04
Бронза Бр.ЛЖН—9—4—4 ... 0,44
Рис. 5.5. Коррозионное разрушение лопастей гребного винта из углеродистой
стали.
распространенным отечественным цветным сплавом для изготовле-
ния гребных винтов. Ее коррозионные свойства в 100 раз превос-
ходят коррозионную стойкость углеродистой стали. Однако гребные
винты из латуни ЛМцЖ 55—3—1, особенно при работе в тропиче-
ских условиях и при отсутствии протекторной или катодной защиты,
склонны к обесцинкованию, т. е. выделению цинка, в результате
чего не только снижается прочность винта, но и может произойти
полное его разрушение. Характерное явление обесцинкования на-
блюдается ла многих судах морского флота, в частности, на судах
типа Михаил Калинин, рыбопромысловых судах и пр. (рис. 5.7).
Кроме того, латунь ЛМцЖ 55—3—1 обладает повышенной склон-
ностью к коррозионному растрескиванию.
Осмотр разрушенных в процессе эксплуатации гребных вин-
тов из латуни ЛМцЖ 55—3—1 свидетельствует, что первопричи-
ной разрушения как правило, являются трещины, образовавшиеся
192
б первый период эксплуатации или хранения винтов, при изготов-
лении или при ремонте которых имели место сварочные работы или
горячая правка. Природа этих трещин обусловлена явлениями
коррозионного растрескивания.
Рис. 5.G. Коррозионное разрушение лопастей гребного винта
из низколегированной стали через 10 месяцев эксплуатации
л/к Киев
Разрушение лопасти при наличии трещин ускоряется, так
как трещины являются концентраторами напряжений и допол-
нительным источником усталостного разрушения лопастей под
193
воздействием циклических- эксплуатационных нагрузок. Следует
отметать, что испытания, проведенные на малых образцах латуни
ЛМдЖ 55—3—1, не выявили чувствительности этой латуни к хруп-
ким разрушениям ни после закалки образца, ни после отжига.
Поэтому наличие хрупкого излома у разрушенной лопасти может
свидетельствовать, что первопричиной разрушения было коррози-
онное растрескивание.
На рис. 5.8 приведены фотографии хрупкого излома пяти ло-
пастей гребного винта т/х Профессор Визе, изготовленного в ГДР
из латуни, близкой по химиче-
скому составу и физико-механи-
ческим свойствам латуни ЛМцЖ
55—3—1. Поломка произошла
в битом льду малой толщины
в Финском заливе.
Рве. 57 Обесцинкование лопасти из
латуни ’ ЛМцЖ 55—3—1 гребного
винта рыбопромыслового судна
Рис
5.8. Хрупкий излом пяти лопас-
латунного гребного винта т/х
Профессор Визе.
Как показали специальные исследования, эта латунь обладает
сравнительно низкой коррознонно-усталостпой выносливостью,
сравнительно высоким удельпым весом (у = 8,5 тс/м3) и сравни-
тельно низкими механическими свойствами (см. табл. 5.3). Услов- •
ный предел текучести при испытании образцов, вырезанных из
проб, отлитых совместно с лопастями, составляет 19—20 кгс/мм2.
Предел коррозионной выносливое!и <Ti = il кгс/мм2 па базе .
10-10е циклов. я
В зависимости от химического состава латунь ЛМцЖ 55—3—1 Я
может иметь как двухфазную (а + ₽')> так и однофазную (₽') JI
структуру. Однофазная структура имеет место в тех случаях, если я
194
содержание легирующих элементов находится на верхнем пре-
деле. Если латунь, имеющая а + ₽' структуру, даже при наличии
местного нагрева не проявляет существенной склонности к корро
знойному растрескиванию, то однофазная латунь с ₽' структурой
чрезвычайно склонна к появлению трещин. Поэтому одним из важ-
ных факторов контроля за безопасностью эксплуатации гребных
винтов при их изготовлении й приемке является микроструктура
материала. При этом необходимо стремиться к повышению а-фазы
в структуре, что, в частности, может быть обеспечено снижением
легирующих компонентов (цинка).
В то же время статистический анализ результатов сдаточных
испытаний механических свойств для гребных винтов из латуни
ЛМцЖ 55—3—1 по материалам трех ведущих предприятий пока-
зал, что уровень временного сопротивления (при сдаточных испы-
таниях) в 80% случаях составляет 55—55 кгс/см2. Это свидетель-
ствует о том, что изготовители гребных винтов, особенно винтов
с D=S4,0 м, для гарантированного обеспечения требований ГОСТ
по временному сопротивлению (ов>48 кгс/мм2) производят вы-
плавку латуни с содержанием цинка на верхнем пределе, что уве-
личивает р'-фазу в структуре и снижает стойкость латуни к кор-
розионному растрескиванию.
Если необходима заварка литейных пороков или эксплуата-
ционных дефектов, использование нагрева для правки лопастей
или любое другое применение местного нагрева, то следует про-
извести термическую обработку (отжиг) при температуре 350—
400° С, которая полностью восстанавливает свойства закаленной ла-
туни до литейного уровня. Дело в том, что при местном нагреве
до 800—850° С, в зоне нагрева и в зоне термического влияния ла-
тунь ЛМцЖ 55—3—1 с литейной а + ₽' структурой имеет также
двухфазное состояние, по количество a-фазы очень незначительно.
При меньших температурах нагрева — 550—600° С и ниже — про-
исходит распад и наблюдается более равновесная структура.
Итак, обследование всех случаев разрушения гребных винтов
из латуни ЛМцЖ 55—3—1 позволяет сделать следующие выводы:
— основная масса гребных винтов разрушилась после работ,
связанных с местным пагревом в районе ступицы или корневых се-
чений лопастей, т. е. либо после нагрева ступицы для монтажа или
демонтажа гребного винта, либо после сварочных работ для устра-
нения литейных дефектов при изготовлении гребпого виита или
эрозионных разрушений во время эксплуатации;
— меньшую группу составляют гребные винты, у которых
в районе излома не наблюдались следы заварки или нагрева; как
правило, эти винты работали большее время;
— одиночные случаи разрушения лопастей имеют место вслед-
ствие обесцинкования.
В целях повышения прочности и эксплуатационной стойкости
гребных винтов была разработана алюминиево-марганцовисто-
железистая латунь марки ЛАМцЖ67—5—2—2 и в качестве ее
модернизации — латунь марки ЛАМцЖ 68—5,5—2—2 (см.
195
табл. 5.3). Эти латуни имеют более высокие механические свой-^^К
ства, однако легирование латуни алюминием не только не иск-Л^И
лючило повышенной склонности к коррозионному растрескиванию, -
но и существенно понизило пластичность. Поэтому гребные винты.';
из алюминиевых латуней не нашли широкого применения для сред- <
них и крупных гребных винтов и используются только в мелком
судостроении. _ •
Выше уже отмечалось, что самое большое число повреждений
наблюдалось на гребных винтах, изготовленных из латуни. Объяс-
няется это прежде всего тем, что латунные винты — наиболее рас-
Рис. 59. Погибь лопастей из латуни ЛМцЖ 55—3—1 гребного винта п/х Ленин-
ский Пионер после прохода судна через легкие битые льды.
пространекиые на морских судах отечественного флота. Кроме
того, относительно большое число повреждений можно объяснить
несоответствием физико-механических свойств латуни условиям
эксплуатации судов, на которых устанавливаются латунные винты,
В первую очередь это относится к низким показателям условного
предела коррозионной усталости, предела прочности и предела
текучести. Поэтому использование латунных гребных винтов па
крупных одновальных судах, особенно с высоким значением коэф-
фициента полноты, т. е. на судах с высокой неравномерностью по-
путного потока, крайне нежелательно.
Часто наблюдаемые в эксплуатации погиби лопастей (рис. 5.9)
объясняются использованием латунных гребных винтов в ледовых
условиях, несмотря на ограничения, имеющиеся в Правилах Реги-
стра СССР. Наконец, некоторые повреждения обусловлены ука-
занной выше склонностью латуни ЛМцЖ 55—3—1 к коррозионному
растрескиванию и обесцинкованию.
В качестве меры борьбы с коррозионным растрескиванием ла-
тунных гребных винтов Регистр СССР циркуляром № 25 от 8 сен-
тября 1970 г. потребовал предъявлять при освидетельствовании
всех отливок из латуни ЛМцЖ 55—3—1, наряду с химическим со-
ставом и механическими свойствами, данные о микроструктуре
— относительное удлинение
Рис. 5.10 Микрошлиф латуни
ЛМцЖ 55—3—I с содержанием
а-фазы 47%.
сплава. Причем содержание a-фазы в двухфазной а+р" струк-
туре должно быть не менее 25%.
Это же требование в качестве сдаточного для каждого виита
сформулировано и в ГОСТ 8054—72.
Опыт последующего изготовления гребных винтов из латуни
ЛМцЖ 55—3—1 показал, что заводы-поставщики гребных винтов,
выдерживая химический состав на крайних пределах, перешли
в /фугую крайвость: обеспечивают tx-фазу в пределах 40—55%
при естественном снижении предела прочности до о»=47,5—
49,0 кгс/мм2 (против сдаточных в прошлом 50—55 кгс/мм2) и
повышают показатели пластичности
в пределах 6=40—45% и угол за-
гиба до 180°.
Микрошлифы подобных образ-
цов приведены на рис. 5.10.
Эта тенденция, благоприятная
с точки зрения предотвращения
развития коррозии под напряже-
нием, естественно, неблагоприятна
с позиций обеспечения статиче-
ской прочности гребных винтов и
их эрозионной стойкости. Указан-
ные прочностные характеристики
ов~47-?49 кгс/мм2 оь,2“ 194-
20 кгс/мм2 получены на образцах
из отдельно отлитых пробных пла-
нок. фактические механические
свойства, полученные на образцах
вырезанных из тела лопасти в корневых (наиболее толстых) сече-
ниях, составляют 70—80,%. от данных, полученных на образцах,
В то же время, в расчетах прочности и устанавливаемых коэффи-
циентах запасов прочности, как правило, эти обстоятельства не
рассматриваются.
Поскольку цветные сплавы в течение длительного времени были
дефицитными, в отечественной промышленности были созданы но-
вые марки нержавеющих сталей, призванные заменить совершенно
некачественную углеродистую сталь и дефицитную латунь марки
ЛМцЖ 55—3-—1. Наибольшее распространение для изготовления
гребных винтов получила нержавеющая сталь 1Х14НДЛ, которая
должна была, по первоначальной идее, заменить углеродистую
сталь. Сталь 1Х14НДЛ содержит в шесть раз меньше дефицитного
никеля, чем самая распространенная аустенитная сталь 1Х18Н9Т,
а ее предел текучести в два раза выше (см. табл. 5.2). Коррозион-
ная стойкость стали 1Х14НДЛ по данным лабораторных испыта-
ний на коррозию примерно в 10,0 раз выше, чем у углеродистой
стали и в четыре раза выше, чем у латуни ЛМцЖ 55—3—1.
Кроме того, нержавеющая сталь 1Х14НДЛ обладает чрезвы-
чайно высокой стойкостью против разрушения под воздействием
кавитационной эрозии.
196
197
Относительная стойкость материалов гребных винтов
против разрушения под воздействием кавитационной эрозии
Материал КпхМжцнент стойкости
по сравнению со сталью
марки 25Л
Бронза Бр.АЖНЭ—4—4 . 5,3
Сталь 1Х14НДЛ........................... 1.8
Латунь ЛМцЖ55—3—1....................... 1.3
Сталь 25Л............................... 1,0
Нержавеющая сталь 1Х14НДЛ относится к мартенситно-фер-
ритному классу, к которому относятся такие сплавы, как 2X13,
широко распространенные стали, содержащие 12—14% или 0,5—
Рис. 511. Хрупкий излом лопасти из стали 1Х14НДЛ
(по фланцевому соединению) гребного винта л/к
Капитан Белоусов
0,7 никеля. Однако по сравнению со сталью марки 2X13, сталь
1Х14НДЛ значительно более технологична и коррозионно-стойка.
Из этой стали изготовлено очень большое количество гребных вин-
тов, которые в основном с самой лучшей стороны зарекомендо-
вали себя в эксплуатации. Исследования стали 1Х14НДЛ, прово-
дившиеся применительно к струевой коррозии, щелевой коррозии
образцов, находившихся в контакте при спокойном погружении,
коррозии при спокойном погружении образцов вне контакта и т. и.,
показали очень высокую коррозионную стойкость сплава: в кон-
такте с углеродистой сталью корродирует образец из углеродистой
стали, который служит протектором, в контакте с латунью наблю-
даются обесцинкованные латуни
Нержавеющая сталь 1Х14НДЛ обладает сравнительно высо-
кими коррозионно-усталостными свойствами (см. табл. 5.2). Од-
нако она очень чувствительна к надрезам, поэтому предел корро-
зионой выносливости O i образцов с надрезом оказался сущест-
венно ниже с-i образцов без надреза. Сравнительные результаты
198
испытаний на коррозионную выносливость сталей приведены
в табл. 5.4, по которой можно наглядно проследить влияние надре-
зов. Однако, как это следует из таблицы, влияние надреза на кор-
розионно-усталостную прочность в большой степени может быть
компенсировано наклепом.
Таблица 5.4
Сравнительные результаты испытаний сталей на коррозионную выносливость
Марка стали Предел коррозионной выносливости. С_р кге/мм’
Вааа циклов
10-10* бо-ю» 10.10» 50-10» 10-10»
Гладкие С надрезом Плоские образцы ИХ 15 мм
25л 8 - 4 - 9
1Х14НДЛ 21 18 21 19 8.5 8.0 7* 7 15
ОХ17НЗГ4Д2ТЛ 17 16,5 24 19,5 15,5 18 - 24
моразеи. с острым надрезом ZIUM3. оикатаннын роликом, выдержал нагрузку IB кгс/мм* на базе 50-10’ циклов. Гладкий образец диаметром 50 мм. обкатанный роликом, выдержал нагрузку 13 кге/мм* на базе 50-10». в то время ^ак аналогичный образец без накатки не выдер-
Несмотря на высокие механические и физические свойства не-
ржавеющей стали 1Х14НДЛ, в процессе эксплуатации изготовлен-
ных из нее гребных винтов имели место хрупкие и коррозионно-
усталостные разрушения Хрупкие разрушения наблюдались на
гребных винтах ледоколов (л/к Сибирь, л/к Красин, л/к Капитан
Белоусов), на промысловых судах .(китобойцы пр. 393), плаваю-
щих в ледовых условиях Антарктики (рис. 5.i i). Поломки лопастей
у китобойцев происходили и в ледовых условиях, и на чистой воде.
Аналогичные разрушения имели место на чистой воде у гребных
винтов судов типа Ленинский Комсомол.
Разрушение лопастей ледоколов происходило из-за низкой
ударной вязкости и пластичности материала корневых сечений
большой толщины, вследствие нарушения режимов термической
обработки. Одной из главных причин было неполное охлаждение
после закалки. Развитию трещин усталости в ряде случаев способ-
ствовали также литейные дефекты в корневых сечениях, которые
являлись концентраторами напряжений.
199
На основе проведенного анализа причин разрушений были при-
няты меры по повышению пластичности лопастей, в частности:
— контроль за полнотой охлаждения при закалке и двукрат-
ный отпуск;
— вертикальная заливка съемных лопастей для улучшения
питания лопасти через фланец от прибыли;
— контроль за качеством заварки пороков и регламентация
пороков в корневых сечениях.
После реализации этих мероприятии поломки лопастей, обус-
ловленные технологическими факторами, прекратились.
Поломки лопастей гребных винтов промысловых судов в основ-
ном объясняются их недостаточной прочностью и недостаточным
учетом ударных нагрузок при эксплуатации во льдах. Более слож-
ными причинами следует объяснить поломки съемных лопастей из
стали 1Х14НДЛ на судах типа Ленинский Комсомол (см. рис. 5.2).
По-видимому, здесь имела место совокупность неблагоприятных
факторов: невысокое качество отливок лопастей, при отсутствии
обработки поверхности, обусловило такое состояние поверхности,
что ее можно рассматривать, как имеющую большое количество
острых литейных надрезов. К тому же, лопасти гребных винтов
были спроектированы с учетом высоких показателей механических
свойств стали 1Х14НДЛ на нижнем пределе статической прочно-
сти, но без учета повышенных амплитуд циклических нагрузок
у судов этого типа и пониженных показателей коррозионной вы-
носливости стали 1Х14НДЛ с литейными надрезами.
Заварка литейных дефектов у гребных винтов из стали
1Х14НД Л электродами типа ЦЛ-41 с последующим отпуском обес-
печивает уровень механических свойств и коррозионно-усталостной
прочности сварного соединения, аналогичный основному металлу.
Применение аустенитных электродов без последующего отпуска
обеспечивает равные с основным металлом уровни механических
свойств, но в два раза ниже уровня коррозионно-усталостных по-
казателей сварного шва [45].
Технические условия на поставку гребных винтов из стали
1Х14НДЛ, положения о ремонте винтов, практически исключают
заварку литейных дефектов в корневых сечениях. Однако анализ
случаев хрупкого разрушения лопастей из стали 1Х14НДЛ, имев-
ших место в последнее время на ряде рыболовных й китобойных
судов, свидетельствует о том, что эти требования не всегда вы-
полняются.
В качестве заменителя латуни ЛМцЖ 55—3—1 была пред-
ложена нержавеющая сталь аустенитного класса марки
ОХ17НЗГ4Д2ТЛ (см. табл. 5.2), но она не получила широкого
распространения для изготовления гребных винтов транспортных
судов из-за трудностей, связанных с механической обработкой.
В целях критического сопоставления представляется целесооб-
разным рассмотреть основные тенденции по использованию мате-
риалов для изготовления гребных винтов, которые наблюдаются
в зарубежном судостроении. В зарубежных странах с развитым
200
судостроением крайне редко изготавливают гребные винты из угле-
родистой стали, и в очень ограниченном количестве производят
гребные винты из нержавеющих сталей. В основном используются
мартенситные и мартенситно-ферритные нержавеющие стали, и
лишь в особых случаях — аустенитные и аустеннтно-феррнтные
сплавы.
Не имея возможности рассмотреть зарубежный опыт эксплуа-
тации гребных винтов из легированной и нержавеющей стали,
ограничимся примером опыта эксплуатации гребных винтов, из-
готовленных из финской легированной стали марки «Кархула-
15С130> на отечественных судах.
Гребные винты, изготовленные из этой стали по фирменной
спецификации должны иметь химический состав и механические
свойства, приведенные в строке I табл. 5.5. Исследования химиче-
ских свойств, выполненные при анализе причин поломок лопастей,
подтвердили фирменные данные (см. там же, строка II).
Таблица 5.5
Химический состав и механические свойства нержавеющей стали
марки «Кархула-15С130»
Химический состав. К
с Мп S1 Ст Ni кгс/мм* кгс-'мм* 6s. Ч
1 0.12—0,17 0.5 ОЛ-О.5 12—14 1.0 65-75 44-55 19-25 4-3
11 0.13 0.42 0.23 13 0.71 69.2 46.7 22,3 6.5
1 — Данные фирмы <Кархула>. 11 — Химический анализ остатков лопасти гребного винта т/х Ижорамс
Из 66 гребных винтов, поставленных фирмой, на 41 гребном
винте имели место случаи поломок лопастей на чистой воде и
в легких ледовых условиях или были обнаружены трещины, в том
числе на запасных винтах, никогда не бывших в эксплуатации.
Сталь марки «Кархула-15С130» обладает низкими коррозионно-
усталостными свойствами, о чем свидетельствует усталостный ха-
рактер изломов некоторых гребных винтов и характер обнаружен-
ных усталостных трещин (рис. 5.12 и 5.13).
В то же время, ряд поломок гребных винтов, изготовленных из
этой стали, имеет хрупкий излом (рис. 5.14). Это обусловлено тем,
что лопасти имели большое число не полностью удаленных литей-
ных дефектов, а также места заварки и наплавки без последующей
термической обработки. Кроме того, следы пороков лнтья и места
заварки обнаруживались как непосредственно на лопастях, так и
на их изломах и специально изготовленных тамплетах, вырезан-
ных из тела остатков сломавшихся лопастей. Повышенное число
201
Химический состав и механические свойства цветных сплавов, >
Страна н фирма Тип сплава Наименова- ние силава "g. h oS Си Хин Fe ическнй Мп
АНГЛИЯ Голландия Япония «Амагасаки» «Мицубиси» «Нокашима» «Амагасаки» ФРГ «Теодор «Остерман» «Ансальдо» Франция де Фондерм» Марганцовистая Алюминиевая латунь Никель-алюминие- вая бронза Маргяпцово- алюминневая бронза Марганцовистая латунь Никель-алюминие- вая бронза Маргаицово-алюми- нневвя бронза Марганцовистая Марганцовистые латуни Никель алюминиевые бронзы Никель-алюминие- вая бронза Марганцово-алюмн- ннсвая бронза Марганцовистая латунь Алюминиевая латунь Никель влюмавневые бронзы Марганцоно-алюми- нисвые бронзы Никель алюминие- вая бронза Марганцовистая латунь Никель алюминие- вая бронза Никель-алюминие- вая -бронза Марганцово-алюмн- ниевая бронза НТВ1 НТВЗС «Ннналиум» «Новостои» «Суперстон 70» «Соностон» «Лима-бронза» «Куииал» «Линдрунель» «Бронза Мицуби» G-SoMs57F45 G SoMsNiS G-SoMsNi7 G-SoMs57F60 «Алькуннк» G-NiA!BzF60 G-NiAlBzF50,6( G-MnAlBzF42 Al-MnBzl3 G NiAlBzFCO Bronze Al-M «Нкальма» «Нантиал» «Мангал-99» BS1400—1961 BS1400—I9₽l AB2 AB2C СМА БОНД ASB2 ASB3 ASB8 ASB4 ASB6 AIBC3 А1ВС2 ASB7 — 58-62 55 °79 ост. 37 55-60 ост- 78 78 78 57 70—80 77—83 82—85 ост 30 50—56 79 78.6 ... 0,7—2,0 1—2.5 4—5.5 3 2—4 3.0 3—5.5 2—3 0.7—1.0 0.7—1.0 1.0—2.0 2.5—6.0 2.5—6,0 5.0 2,5—6,0 1—2 2—5 4—6 1.5 2—4 4.5 0,0—1.2 3.2 3—4.5 3 0,5—2,0 0.5—1,5 3 11—14 13.5-20 0.5—2.S 10-15 0.7-4 .0 1-1.5 0.5—1.5 0,0-1.0 3.5 3.5 1.0 3.5 7—9,5 1—2 1.5—2.5 7.5 п-6,5 10-15 0.8—2.0 3.0 1.0-1.6 3—10
202
применяемых в судостроении зарубежных стран
Таблица 5.6
состав. Механическое и физические свойства
Л1 Ni Sn Zn o' ак, кгс/см» S 10 И Ж
1,0—2.0 3—6 0—10 0 7—8,5 6.5—8.0 4,25 0.5—2.0 3—10 6-8 0.5—0.8 1.0-1,3 1—2 9—10 9—10 8.5—11 3-11 10 8.5—11 7—8 1—S 1—S 1—S 6-11 3-10.5 7—8 10.5 0.3—0.6 10 «—9.8 1.0 4—5 5,5 1.5-3 1,5—3 1,5 3—5.5 1 0.2—0,7 0,2—0,4 2—4 4—6 2.5—6,0 4.5 2.5—6.0 1—3 1,5 4-6 6-7,5 3 2-5 4—6,5 1—2 1.5—5.0 5.0 0.8—2,0 5 4-5,5 2 0,3—0.8 0-0.2 0,4—0.6 0,3—0.6 0.5 0.5 ост. 38-41 37—40 35—38 38-40 34—36 33-35 ост 50 75 66-70 60 66 70 55—63 45—50 66 45 52 55 60-65 65—70 60 50 70 60 68 50 50 50 60 62—68 60-75 42 66—83 56 45,0 58 66 50—60 17 41 27 28 31.5 25-31.5 28 25,0 28—34 20 25—47 25 18 26 26 22-28 20 12 18 15 20 20 . 20-40 20 20 20 20 18 18 18—25 15 20 20-30 15.0 15,0 21 25-35 20—25 15 20-35 15—16 20 10-40 IS 22 18 18 25 3,1—4 п.о Иаоду 3,5—6 по Изолу 3,5—6 2,8—5.5 3,5 ло Изоду 1.3-10* 1.2-10* 1,2.10* 0,8-10* 1.3-10* 1.4-10* 125—165 180—230 165—190 180 160—210 170—210 130—170 130 160 120—140 120—140 120-150 140—160 150—160 150 120 150—160 100 по 115 140 150-180 150-130 105 140—130 210 140 140—160 140—160
203
дефектов в отливках этих гребных винтов объясняется, по-вйди-
мому, отсутствием в сплаве меди и недостатками технологии изго-_
товления.
Таким образом, систематические поломки гребных винтов из
стали «Кархула-15С130» можно рассматривать как следствие не-
Рис. 5.12. Усталостный излом гребного винта из
стали «Кархула 15С130» т/х Ижоралес.
Рис. 5.13. Трещина на лопасти гребного винта т/х Пермь-
лес.
качественного химического состава сплава и несовершенства тех-"
нологии изготовления гребных вннтов и устранения литейных де-*$
фектов.
В последние двадцать—двадцать пять лет основными материа-.
лами для изготовления гребных винтов стали специальные бронзы^
известные по кодовым названиям, полученным от фирм, запатенто-
вавших эти сплавы. Все бронзы, используемые для производства^
гребных винтов, могут быть разделены на три основных типа: ни-s
204
кель-алюминиевые железистые бронзы, известные как сплавы «Ку-
ниал» (Голландия), «Ниалит» (США), «Никалиум» (Англия),
«Нантиал» (Франция), «Ниальма» (Италия), высокомарганцови-
стые алюминиево-никелевые бронзы «Новостон, «Суперстон-70» и
«Соностон» (Англия), «Мангал-99» (Франция), «Липдрунель»
(Голландия), «Никалиум-1» (США) и марганцевисто-никелевые
бронзы. Химический состав и механические свойства некоторых из
перечисленных бронз приведены в табл. 5.6.
На отечественных судах установлено большое количество греб-
ных винтов, изготовленных из патентованных сплавов на специа-
Рис. 5.14. Хрупкий излом лопасти из стали «Кархула-
15С130».
лизированных зарубежных фирмах. Поэтому для обеспечения нор-
мальной эксплуатации очень важно знать основные свойства этих
сплавов.
Сравнивая никель-алюминиевые бронзы с марганцовисто-желе-
зистыми латунями, можно констатировать следующее: ннкель-алю-
миниевые бронзы обладают более высокой прочностью и хотя их
вязкость несколько меньше, ударная прочность оказывается выше.
Значительно более высокое сопротивление коррозионной усталости
(более чем в два раза) позволяет использовать высокие показа-
тели статической прочности для уменьшения толщины лопастных
сечений. Этот фактор, нарнду с более низким (8—10%) удельным
весом, позволяет на 15—18,%. уменьшить вес гребных винтов.
Гребные винты из никель-алюминиевых бронз по сравнению
с латунными обладают значительно более высокой стойкостью про-
тив коррозионных и эрозионных разрушений; это позволяет дли-
тельное время сохранять первоначальную чистоту поверхности
лопастей. Кроме того, никель-алюминиевые бронзы обладают
существенно большей коррозионно-усталостной выносливостью,
что предохраняет лопасти от разрушений при возникающих во
205
время эксплуатации усталостных напряжений, и вообще не склон-
ны к коррозионному растрескиванию. Однако одним из недостат-
ков этих сплавов является охрупчивание при нагреве до 200—500° С.
На рис. 5.15 приведены результаты испытаний никель-алюми-
ниевой бронзы в форме зависимости относительно удлинения
в процентах от температуры нагрева. Видно, что при температуре
ок. 350—400° С относительное удлинение, т. е. пластические свой-
ства бронзы, становятся в пять раз меньшими, чем при темпера-
туре до 150° С. При увеличении температуры до 700° и выше пла-
стичность бронзы повышается до первоначальной.
Рис. 5.15. Зависимость относительного Рис. 5.16. Зависимость относи
удлиневия 6s в процентах от темпера- тельного удлинения 65 в про
туры для никель-алюминиевых Сроиз. центах от температуры для вы-
сокомарганцовистых бронз
Охрупчивание никель-алюминиевых бронз при температуре
ок. 400° С должно учитываться при производстве сварочных работ
и при любых ремонтных операциях, связанных с местным или об-
щим нагревом.
К другим недостаткам никель-алюминиевых бронз следует от-
нести сложность изготовления из них отливок гребных винтов.
Из-за худших, по сравнению с латунью, литейных свойств этих
бронз, склонности их к газонасыщению и интенсивному окислению
во время заливки, их плавку приходится производить в специаль-
ных электрических индукционных печах большой емкости. Если
же производить плавку в обычных пламенных отражательных пе-
чах, то необходимо применять высокоогнеупорную футеровку, мощ-
ные форсунки или горелки и обеспечивать максимально форсиро-
ванный нагрев и плавление металла.
Недостатки никель-алюминиевых бронз при одновременном со-
хранении и развитии их основных положительных качеств удалось
устранить при разработке высокомарганцовистых алюминиево-пи-
келевых бронз. Эти бронзы отличаются тем, что они не склонны
к охрупчиванию и во всем диапазоне повышения температуры от
206
О до 600° пластические свойства их повышаются (рис. 5.16). По-
этому нагрев гребных винтов из марганцовистых бронз ври сварке,
правке лопастей или для снятия внутренних напряжений не при-
водит к горячим трещинам, как это имеет место у никель-алюми-
ниевых сплавов.
Прочностные свойства этих сплавов выше, чем никель-алюми-
ниевых, а стойкость против эрозионного износа несколько меньшая.
Высокомарганцовистые алюминиево-никелевые бронзы обладают
чрезвычайно высокими показателями коррозионно-усталостной вы-
носливости, но все же они в значительно меньшей степени, чем
латуни, склонны к коррозионному растрескиванию после нагрева.
Примером этого и одновременно наглядной иллюстрацией необхо-
димости знать свойства материала гребного винта и соблюдать
установленные требования при выполнении ремонтных работ яв-
ляется опыт эксплуатации т/х Александровск (судно было по-
строено в Финляндии и сдано Советскому Союзу в июне I960 г.;
=130,6 м, В= 17,68, Т—7,83,6—0,692, мощность двигателя Зуль-
цер Л/е—6500 л. с., п= 115 об/мин).
Гребной винт изготовлен фирмой «Стоун» из марганцовисто-
железистой бронзы типа «НовостОн» (D = 5,0 м, Н = 4,4 м, z = 4).
Судно эксплуатировалось в ледовых условиях, и гребной виит
периодически имел погиби лопастей от взаимодействия со льдом.
С июня 1960 г, по ноябрь 1967 г. лопасти гребного виита трижды
правились с нагревом без контроля температуры и последующей
термической обработки. Один раз нагрев и правка производились
на плаву.
В ноябре 1967 г. в Буэнос-Айресе при осмотре винта командой
были обнаружены следующие дефекты. Часть одной лопасти про-
тяженностью от кромки к корню в 700 мм была потеряна. На ос-
тальных трех лопастях были обнаружены коррозионно-усталостные
горизонтальные и вертикальные трещины от кромок к телу лопасти
протяженностью 520—650 мм с раскроем в начале трещины до
5 мм. Машинная команда, возглавляемая грамотным и опытным
старшим механиком В. П. Барзуновым, просверлила трещины
и установила, в качестве средства, предотвращающего их даль-
нейшее развитие, специальные накладные планки, стягивающиеся
болтами.
. Эти временные меры позволили продолжить эксплуатацию
судна.
При ремонте гребного винта в доке к отломанным частям ло-
пастей были приварены отлитые наделки, дополняющие лопасть,
а трещины заварены. Термическая обработка (отжиг) вновь не
производилась. При следующем очередном осмотре гребного винта
было обнаружено, что все приваренные наделки потеряны, а ча-
сти лопастей самопроизвольно отлетели как по заваренным тре-
щинам, так и в новых местах. Фирма «Стоун» после осмотра остат-
ков гребного винта (рис. 5.17), отказалась производить ремонт и
приняла винт только в качестве металлолома — для сокращения
стоимости изготовления нового винта.
значительно лучшие, чем у
ные винты, изготовленные из
Рис. 517. Обломки лопастей греб-
ного винта из марганцовистой
бронзы т/х Александровск.
Этот пример наглядно подтверждает необходимость снятия
внутренних напряжений в лопастях гребных винтов из высоко-
прочных марганцовистых бронз после их нагрева при термической
обработке. Доводы о возможности пренебрегать склонностью этих
бронз к коррозионному растрескиванию не имеют оснований.
Литейные свойства у марганцовисто-алюминиевых сплавов
никель-алюминиевых бронз, а греб-
лях, легче ремонтировать, чем винты
из марганцовистых латуней и ни-
кель-алюминиевых бронз. Удельный
вес марганцовисто-алюминиево-ни-
келевых сплавов незначительно ни-
же, чем никель-алюминиевых бронз.
Однако высокие показатели стати-
ческой прочности, повышенные зна-
чения коррозионно-усталостной вы-
носливости и небольшой удельный
вес позволяют существенно снижать
вес гребных винтов при их про-
ектировании— при прочих равных
условиях проектирования гребных
винтов из латуни.
Подробные сведения о физико-
механических и технологических
свойствах специальных бропз изло-
жены в отечественной литературе
[2; 27; 50].
С учетом положительного опы-
та производства и эксплуатации
гребных винтов, изготовленных из
специальных бронз, были созданы
отечественные винтовые бронзы: никель-алюминиевая железистая
бронза Бр. АЖН 9 -4—4 и марганцовисто-алюмнниево-желези-
стая бронза «Нева-50». Никель-алюминиевая бронза Бр. АЖН
9—4-г-4 имеет следующие пределы химического состава, обеспе-
чивающие гарантируемый уровень механических свойств: А1 =
=8,6—9,6%; N1=4,0—5,0%; Fe=4,0—5,0%; Мп —до 1%; сумма
примесей не более 0,8%; Си — остальное.
Механические свойства бронзы Бр. АЖН9—4—4
ос,г>22 кгс/см*
<тв>60 кгс/см*
Условный предел текучести..........
Временное сопротивление разрыву ....
Относительное удлинение на расчетной
длине образца l0 = 5d при d = 10 мм
Модуль нормальной упругости..........
Удельный нес..................
в5>16%
Е = 12000 кге/мм3
у = 7,6 гс/смэ
Структура бронзы Бр. АЖН 9—4—4 состоит из а- и х-фаз.
Повышение в сплаве содержания Al, Ni и Fe увеличивает х-фазу,
и уменьшает a-фазу, что приводит к повышению прочности и сни-
жению пластичности.
208
Коррозионно-усталостные свойства: o-i —18 кгс/мм2 при базе
10-106 циклов; о_1= 17 кгс/мм2 — при базе 20-Ю6 циклов; О'-i—
= 14 кгс/мм2 — при базе 50-106 циклов.
Коррозионно-усталостные свойства бронзы Бр. АЖН 9—4—4
практически нс изменяются: при наличии надрезов <j_i = 17,9 при
базе 10-КЬ6 циклов и o_j=14 кгс/мм2 — при базе 50- IO-5 циклов.
Физико-механические и эксплуатационные свойства бронзы
Бр. АЖН 9—4—4 подробно изложены в работе [50].
Маргаицовисто-алюминиевая бронза «Нева-60» имеет сле-
дующий химический состав: А1 = 6,6—7,0%; Мп =14,0—15,5%;
Fe=2,5—3,5%; Ni==l,5—2,5%; Zn=l,5—2,5%; сумма примесей не
более 0,5%; Си — остальное.
Механические свойства бронзы «Нева-60»
Условный предел текучести, определен-
ный при испытании на растяжение . ос,2>28 кгс/мм8
Временное сопротивление разрыву . . . . <тп >60 кгс/мм2
Относительное удлинение при расчетной
длине образца lB — 5d при d - 10 мм бэ>20% (не менее)
Состав марганцовисто-алюминиевой бронзы «Нева-70»:
А1=7,1—7,5%; Мп = 14—15%; Fe= 1,5—3.5%; Ni=l,5—2.5%;
Zn —1,5—2,5%; Си — остальное.
Механические свойстви бронзы «Нева-70»
Условный предел текучести ....... оО12>30 кгс/мм2
Временное сопротивление разрыву .... <т0 > 70 кгс/мм2
Относительное удлинение при расчетной
длине образца /9 = 5d при d — 10 мм 16 %
Исследования механических свойств бронзы «Нева-70» при
испытании образцов, вырезанных из различных толщин лопасти
гребного виита диаметром D=5,5 м и весом <5=29,0 т, показали,
Таблица 5.7
Механические свойстви бронзы «Нева-70» при испытании образцов,
вырезанных из отливки гребного винта
Толщина сечении вырезки образцов, мм Механические свойства
св, кгс/мм5 °0.2- кгс мм5 С;, % НВ кгс/мм2 ан. Kic/см5
Скамейка 70 34.5 34.0 171
30 67 32.0 25,0 — —.
40 66.9 31.5 30,0 — 5,6-5,9
65 61,5 31,0 33,0
90 58.0 28,0 25,0 117 4,5 5,6
120 54.0 27,0 28,0 129 —
160 54,5 25,0 25,0 121
190 54,0 25,0 25,0 117 —
240 55,5 25.5 34,0 121 3,8—5.6
300 53,8 23.9 24.6 — —
Ф. М Кацман. Г М Кудреватый
209
что в сечениях толщиной до 80 мм наблюдается снижение показа-
телей ов и оо,2 (но сравнению с испытаниями образцов отдельно
отлитых проб) без изменения пластичности. Результаты испытаний
образцов приведены в табл. 5.7.
Все технологические и эксплуатационные свойства бронзы
«Нева» аналогичны свойствам зарубежных марганцовисто-алюми-
ниево-железисто-цинковых бронз тина «Суперстон-70», «Линдру-
нель», «Мангал-99» и др.
Коррозионно-усталостная прочность бронз «Нева-60» и «Нева-
70» по данным испытаний гладких образцов диаметром 10 мм со-
ставляет: для бронзы «Нева-60» o~i = 16 кгс/мм2 при базе 10-10®
циклов и с_1 = 11,5 кгс/мм2 — при базе 50-10® циклов; для бронзы
«Нева-70» 01=18 кгс/мм2 при базе 10-10® циклов и o_i=
= 13 кгс/мм2 — при базе 50-10® циклов.
По своей жидкотекучести бронзы «Нева-60» и «Нева-70» зани-
мают промежуточное положение между латунью ЛМцЖ 55—3—1
и Бр. АЖН 9—4—4.
При фыборе материалов для изготовления гребных винтов
следует ориентироваться на вышеизложенные эксплуатационные
свойства материалов, руководствуясь основными нормативными
документами, в частности. Правилами Регистра СССР, которые
ограничивают применение материалов в зависимости от ледового
класса судов.
Так, углеродистую сталь и нержавеющую сталь допускается
применять для изготовления гребных винтов судов всех ледовых
классов. Применение латуни для гребных винтов судов класса Л1
и УЛ не допускается.
Таблица 5.8
Взаимосанзь материалов, класса гребного винта и рекомендуемые области
их применения по ГОСТ 8054—72
Класс Материалы Преимущественная область приме нения
Особый Специальные бронзы, нержа- веющие сплавы, титановые сплавы Корабли и"суда со скоростью хода 25 узлов и более^
Высший Специальные бронзы, спе- альная латунь, титановые сплавы, нержавеющие стали Корабли и суда со скоростью хода 15 узлов и более
Средний Специальные латуни, нержа- веющие и углеродистые стали Корабли, суда и шлюпки со скоростью хода менее 15 уз-
Обыч- Нержавеющие и углеродистые стали, высокопрочные чугуны Корабли,’ суда, боты, шлюп- ки, у которых скорость хода не является определяющим па- раметром
210
I
Рекомендации по выбору марок материалов для изготовления гребных винтов
Чо Чч Нержавеющая сталь 1Х14НДЛ Й 15 В' : «ч я® |й £=
X
2. S X К S х I X < ш X ч ч X й i! Й их й II о с. ШХ ч ч X й || h Is «те Si еХ <u V Is «?§. Хи X и Бронза «Нева» Нержавеющая сталь 1Х14НДЛ
Кл Л3 и Л3 (беа ледовых подкреплений) В S. ч ч I X к ш X м 1 X < X X Прокаа «Нева», Бр. AJKH9—4—4 Нержавеющая сталь IX ИНД Л Латунь ЛМцЖ 66—3—1 X S X X § и X X
О ч§ S V V
«я ®3 &§§§ V /
g | с
8*
211
Продолжение табл. 5.9
ч Й <8 §§ gl §х 82 |х ь х§ Нержавеющая сталь 1Х14ИДЛ Нержавеющая сталь 1Х14НДЛ Углеродистая сталь 26Л £ ь Нержевеющая сталь 1Х14НДЛ
Ч Нержавеющая сталь 1Х14НДЛ • Бронза «Нева» Ч В й 3 * Йв 3" gx Хсо Нержавеющая сталь 1Х14НДЛ X ш Ч ч X § ё •Т В s ё й и S £ S' Е х >> к Е- 1 йй S аТ §х Хщ
S3 si r’I StC ч Нержавеющая сталь 1Х14НДЛ Латунь ЛМцЖ 55-5-1 X < tn X X X < i Нержевеющая сталь 1Х14НДЛ Углеродистая сталь Латунь ЛМцЖ ВБ—3—1 । X § м X 1
« Л V
00 ч Й V 8
| н «1 Быстроходные кате- ра, суда на подводных крыльях й
212
Бронзовые гребные винты разрешается ставить без ограниче-
ний на все суда кроме класса УЛ. В отдельных случаях разреша-
ется, с согласия Регистра СССР, использовать латуни и высоко-
прочные бронзы для гребных винтов судов класса УЛ.
Для винтов на суда класса УЛА и ледоколы Правила Реги-
стра не содержат специального регламента, так как на эти типы
судов существующие правила не распространяются.
ГОСТ 8054—72 устанавливает связь между классом гребного
винта, т. е. точность его изготовления, материалом и рекомендуе-
мой областью применения (табл. 5.8.).
Проектант гребного винта и заказчик судна и виита должны
также принимать во внимание число валов (учитывая, что нерав-
номерность поля за корпусом судна больше у одновальных судов
и меньше у двухвальных), возраст судна, экономические и техни-
ческие факторы производства и эксплуатации и т. п
Крайне трудно предложить однозначные рекомендации но вы-
бору марок материалов для гребных винтов, которые учитывали
бы все многообразие факторов, влияющих на этот выбор. В табл.
5.9 представлены в общем виде рекомендации, которыми можно
воспользоваться как ориентиром при выборе материалов для греб-
ных винтов одновальных судов.
§ 5.2. Анализ качества материалов для гребных винтов
по результатам их эксплуатации
Одним из важнейших критериев оптимального выбора материа-
лов, решения актуальных задач о перспективах производства греб-
ных винтов и их эксплуатации является анализ практической ра-
боты винтов на судах различных типов и назначений в реальных
условиях эксплуатации.
Однако практика может дать объективные и однозначные от
веты на поставленные вопросы в том случае, если достоверные
данные эксплуатации систематизированы, классифицированы и
обработаны с использованием современных методов математиче-
ской статистики. Следует отметить, что многочисленные попытки
организовать у нас и за рубежом специальный направленный сбор
сведений об эксплуатации гребных винтов успехом не увенчались.
Единственной организацией, осуществляющей систематический
осмотр гребных винтов и фиксацию их состояния, является Ре-
гистр СССР. Естественно, что эти осмотры производятся в аспекте
деятельности Регистра, поэтому в актах освидетельствования не
всегда фиксируются сведения, необходимые и достаточные для
требуемого анализа. Однако содержащиеся в этих актах сведения,
учитывая массовый и систематический характер наблюдений,
можно использовать для систематизации, анализа и обобщений
в форме определенных практических выводов.
Нами было обработано более 5000 актов, собранных за шесть
лет эксплуатации различных судов (с 1966 по 1971 гг.). Ниже при-
водятся результаты обработки данных 690 актов, содержавших
213
наиболее полные сведения, необходимые для анализа. Все данные
обрабатывались и дифференцировались по годам осмотра, мате-
риалам, состоянию на момент осмотра, времени работы гребных
винтов. В каждом из принятых на данном этапе работы акте со-
держалось указание на какой-либо дефект на лопастях гребного
винта, обнаруженный инспектором Регистра.
Все зафиксированные дефекты при дальнейшем анализе систе-
матизировались по строго принятой, традиционной в актах Ре-
гистра классификации, с использованием следующей терминоло-
гии, сокращений и обозначений: коррозия — Кр, эрозия — Эр, вы-
рывы — Вр, забоины — 36, поломки — Пл, трещины — Тр, загибы
лопастей — Зг.
Распределение обследованных гребных винтов по годам и ма-
териалам приведено в табл. 5.10. Абсолютное распределение по-
вреждений по материалам за весь шестилетний период составило:
латунь—46%, углеродистая сталь — 29%, нержавеющая сталь —
12,5%, бронза 12,5%. Первая задача, которую представлялось
важным решить путем статистической обработки, заключалась
в укрупненном выявлении эксплуатационных качеств материалов,
применяемых для производства гребных винтов, не дифференци-
руя их на данном этапе по маркам.
Анализ производился применительно к парку гребных винтов
ММФ, состав и распределение которого по материалам приведены
в табл. 5.11. На данном этапе анализа принималось, что каждый
из 690 актов составляет одно наблюдение. Тогда на каждый ин-
тервал наблюдений применительно к рассматриваемым материа-
лам приходится определенная частота появления повреждений
(табл. 5.12).
По теории вероятности при достаточно большом числе наблю-
дений пц частота Р* сколь угодно близка к вероятности события.
Это положение позволяет определить вероятность повреждения
гребного винта из данного материала, входящего в общий парк
гребных внитов (в данном случае — в парк ММФ). Можно пола-
гать, что частота присутствия гребного винта из данного конкрет-
ного материала в составе парка Р=(см. табл. 5.11) равна
wit
вероятности наличия этого винта в общем парке, а частота Р*
представляет собой условную вероятность повреждения. Вероят-
ность повреждения гребного винта из данного материала опреде-
лится из соотношения
Р1'"’-100%. (5.2)
Вероятности повреждения гребных винтов представлены в табл.
5.13. Данные таблицы позволяют сделать следующие выводы, ко-
торые являются ответом на первый поставленный вопрос.
— наиболее склонными к повреждениям, нарушениям и эксп-
луатационным дефектам являются гребные винты из углероди-
стой стали и латуни, причем превалируют латунные гребные
винты;
214
215
— необходимо еще более широко внедрять гребные винты из
специальных бронз и нержавеющих сталей, вероятность повреж-
дений которых существенно ниже.
Оба этих вывода вытекают из статистической обработки дан-
ных, совершенно четко просматриваются при непосредственном
анализе исходного материала и подтверждаются количественно
по результатам сопоставимых оценок, произведенных другими ме-
тодами.
Целью второй задачи являлось раскрытие причин отмеченных
положений с помощью выявления конкретного характера эксплуа-
тационных дефектов у гребных винтов из различных материалов
и соответствующий статистический анализ этих дефектов. Решение
этой задачи сводилось к установлению склонности гребных винтов
из различных материалов к различного рода разрушениям и де-
формации во время эксплуатации, количественной оценки этой
склонности, определению вероятности появления различных де-
фектов у гребных винтов, изготовленных из применяемых мате-
риалов.
При рассмотрении этих вопросов в качестве одного наблюде-
ния принимался каждый зафиксированный в акте дефект гребного
винта. Так как в актах фиксировались по нескольку дефектов, то
количество наблюдений на этом этапе обработки статистических
данных превосходит число наблюдений предыдущего этапа, т. е.
Для каждого материала, из которого изготовлен гребной
винт, подсчитывалось число дефектов ttii, приходящихся на ин-
тервал Ij, соответствующий определенному виду дефектов, и опре-
делялись частоты появления каждого вида дефекта. При этом
имелось ввиду, что
= Я И Рдеф=у,
где Р*даф частота появления определенного дефекта для иссле-
дуемого материала. Тогда для исследуемого материала ЕР*деФ=
— 1,0, т. е. составляет полную группу событий.
Интервалы, соответствующие определенным видам дефектов,
па данной стадии анализа можно считать равными. Это можно по-
казать путем нахождения математического ожидания частоты по-
явления дефектов
(М
Так как дефекты ту, т»; тп — положительные и одинаково
распределенные случайные величины, ясно, -что математическое
ожидание величины Р*даф существует, ибо эта величина заключена
в пределах 0<Р;*<1. Кроме того, закон распределения системы
величин (т3, т2,...,тп), каков бы он ни был, не меняется при лю-
бой их перестановке. Рассмотрим случайные величины
2 mi 2 mi 2
216
Очевидно, что их закон распределения тоже должен обладать
свойством симметрии, т. е. не меняется при замене одного случай-
ного аргумента другим. Отсюда, в частности, вытекает [44], что ма-
тематические ожидания частот равны, т. е.
м[рИ=м[₽;|= ... -л«[р;|.
Вместе с тем известно, что в сумме случайные величины Pi*, Р^*,
Р* образуют единицу, следовательно, по теореме сложения мате-
матических ожиданий
ми+м(рд+ ... +M(p;|=M(u=i,o,
откуда
л«|р;]=л«|р;|= ... =л«и- ... -.лИ-Д
Тем самым можно считать доказанным равенство интервалов, со-
ответствующих различным дефектам. Полагая, что частота появ-
ления данного дефекта соответствует середине интервала, кривую
частот можно представить как кривую плотности вероятности f(x)
и по ней построить кривые функции распределения F(x), вычислив
интегральные суммы
F(*i)-=0;
f(x3)=p;+p;;
Кривая F(x) позволяет определить наличие того или иного де-
фекта.
Р|а<х<Р|=Р(₽)-Р(а). (5.4)
Кривая f(x) характеризует искомую степень склонности дан-
ного материала к появлению определенных эксплуатационных де-
фектов. Результаты обработки статистических данных приведены
в табл. 5.14 и па рис. 5.18.
Принимая во внимание большое число разрушений латунных
гребных винтов на судах типа Прага, Ленинский Комсомол и Бе-
жица, из-за склонности к коррозионному растрескиванию латуни
ЛМцЖ 55—3—1 при нагреве, а так же массовые поломки греб-
ных винтов, изготовленных из финской нержавеющей стали с на-
рушением технологии, было решено изъять эти гребные винты из
анализа, так как, соблюдая известные технологические требования,
подобных поломок можно было бы избежать (табл. 5.15). На
рис. 5.18 результаты статистической обработки без учета гребных
винтов вышеуказанных судов представлены пунктиром. Получен-
ные статистические данные, наряду с анализом опыта эксплуата-
ции судов, винты которых вошли в число анализируемых, позво-
ляют сделать в числе других следующие выводы:
217
Рис 518. Статистические характеристики подверженности гребных винтов
дефектам различного вида. а—для латунных винтов; б — для винтов из
углеродистой стали; в — для винтов из нержавеющей стели; г—для вин-
тов из бронзы.
218
Таблица 5.14
Статистические характеристики степени подверженности
гребных винтов различным эксплуатационным дефектам
Характеры-
Винты из бронзы
КР Эр Зг Тр Вр Пл
’’Ш’4 3,4 0-5-3,4 9,1 12,5 17,2 29.7 30,7 60,4 18.9 79,3 11,9 91,2 8,8 100
Винты из углеродистое стали
36 Эр Зг Кр Пл Тр вр
2,3 O-s-2.3 9.2 11,5 11,3 22,8 44,4 67,3 19,2 86,4 10,7 97,1 2,9 100
Винты из нержавеющей стали
КР Вр т Р Пл 36 Зг
8,3 0-5-8,2 10,6 18,8 14,6 33,4 23,6 57,0 19,1 76,1 14,3 90.4 9,6 100
Винты нз нержавеющей стали
Вр Кр Тр эр Зг Пл 36
5,8 0-s-5,8 9,3 15.1 18,9 34,0 23.4 57,4 21,8 79,2 13,7 92,9 7,1 100
Таблица 5.15
Статистические характеристики степени подверженности
гребных винтов из латуни и нержавеющей стали
эксплуатационным дефектам (из анализа изъяты
гребные винты судов типа Ленинский Комсомол, Прага,
Бежица, финские лесовозы)
Характер и- 1,
Винты из латуни
Вр Кр Тр Эр Зг Пл
Я*), % F(x), % 6,3 0—6,3 11 17 18,1 35,4 22.3 57.7 В 13,3 89,4 10,6 100
f(x), % F(л), % Винты из нержавеющей стали
вр 7,5 0—7,5 Эр 9.5 17,0 36 17,6 34,6 т» 26,1 60.7 Пл 18.5 79,2 Кг 11,3 90.5 9,5 100
219
1. Гребные винты из марганцовистых латуней более склонны
к различным дефектам, чем гребные винты из других материалов.
z. у латунных гребных винтов наиболее вероятно появление
таких дефектов как трещины, загибы и эрозионные разрушения.
1рещины являются следствием склонности латуней к коррозион-
ному растрескиванию, которое совмещено в основном с загибами
лопастей в результате неоправданно частого использования этих
винтов в ледовых условиях. Эрозионные разрушения лопастей ла-
тунных гребных винтов встречаются на многих серийных судах
(типа Казбек, София, Вихрь, Выборг).
Известно, что применение более прочных и эрозионно-стойких
материалов не является эффективной мерой борьбы с интенсивной
кавитационной эрозией. Тем не менее, при слабой интенсивности
процесса применение вместо латуней высокопрочных бронз позво-
ляет в ряде случаев устранить эрозию.
3. Гребные винты из углеродистой стали в наибольшей степени
склонны к коррозии.
4. Гребные винты из нержавеющей стали наиболее склонны
к трещинам коррозионно-усталостного характера и поломкам
(как следствие развития этих трещин). Мспее вероятны для этих
винтов забоины и вырывы в кромках лопастей, в результате уда-
ров о лед. 3 .
5. Для бронзовых гребных винтов наиболее характерны загибы
лопастей из-за ударов лопастей о лед.
У винтов из никель-алюминиевых бронз бывают эрозионные
разрушения, а из марганцовистых бронз — трещины коррозионно- J
усталостного характера, особенно после ремонта лопастей с ис-
пользованием сварки или нагрева без последующего отпуска.
6. Полученные статистические данные позволяют прогнозиро-
вать потребности в изготовлении гребных винтов, способы их ре-
монта и т. д. Представляя ожидаемые эксплуатационные повреж- !
делия как соответствующие вероятности, можно оценить возмож-
пое появление трещин, загибов, поломок и других дефектов.
хозяйстве Данной судовладельческой организации име-
ется 40 /о латунных гребных винтов, то, принимая по табл 5 12 '
вероятность повреждаемости латунных гребных винтов, равную
4о7о» получим
Pi = РР* --= 0,40 • 0,46 100 = 18,4%.
Вероятность появления, например, загибов по данным табл. 5.14
Р,-21,8/о. Тогда вероятность появления загибов в рассматривав- :
мом хозяйстве будет
РЭЗГ = Р1 Pi = 0,184-0,218 -100 = 4,0%.
Располагая приведенными статистическими данными можно пла-
нировать потребность в трсблых винтах, необходимые ремонтные
базы и средства.
Анализ представленных кривых статистических характеристик -
повреждаемости показывает возможность аппроксимации завнеи •
мостеи f(x) и F(x) в виде нормального закона распределения со
220
средним дефектом, соответствующим наиболее вероятному. Это
дает возможность перейти от качественной к количественной
оценке путем представления абсциссы х в условных единицах.
Плотность вероятности случайной величины, распределенной по
нормальному закону, имеет вид:
f (х) = —?= е , (5-5)
' о 2л
где о — среднеквадратичное отклонение;
т — среднее значение (математическое ожидание).
Зная среднеквадратичное отклонение случайной величины, можно
ориентировочно указать интервал ее практически возможных зна-
чений. Для нормально распределенной случайной величины все
рассеивание с точностью до долей процента укладывается на уча-
стке оси абсцисс
тх zt За.
Этот способ оценки диапазона случайной величины известен в ма-
тематической статистике как «правило трех сигма». Действительно,
вероятность нахождения случайной величины х на интервале
«<х<р определяется по формуле
(5-6)
где
1 С------2 л х— "‘х
ф*(Х)^-±= \ е П₽И --------------о
1 2П Дс
— табулированная функция Лапласа,
Тогда вероятность появления дефекта на соответствующем ин-
тервале определится как
Р (тх< х<тг -|-<т) - Ф* (1)-(°) °’341 >
Р (mt+o<x<mx 4- 2а)=Ф* (2)—Ф* (1) 0,136;
Р(щх+2а<х<^ + За)=Ф*(3)-Фя=(2)~-0,012;
Р (тх+‘3а<х<тх+4а) = Ф* (4)—Ф* (3) — 0,001.
Таким образом, вероятность появления дефекта на последнем при-
водимом интервале равна 0,1%, что для целей настоящей работы
пренебрежимо мало.
В рассматриваемых конкретных случаях было принято, что
вероятность появления дефекта i соответствует середине интер-
вала /. Выше было показано равенство интервалов.
Так как появление дефекта но своему физическому смыслу есть
сугубо положительная случайная величина, можно записать:
х=0 — дефекты отсутствуют;
х=7а — гребной винт имеет все семь вышеперечисленных де-
фектов по классификации, принятой Регистром СССР.
221
Следует иметь в виду, что значение 7а никоим образом не свя-
зано прямо с количеством интервалов и справедливо только в дан-
ном конкретном случае. В общем случае участок абсцисс, соответ-
ствующий п интервалам, равен
IxJ-fc+iii. (5.7)
Теперь представляется возможным теоретически вычислить значе-
ния вероятностей появления дефектов у винтов из конкретных ма-
териалов. Расчетная схема по формуле (5.5) может быть сущест-
венно упрощена. Представив в долях от о, получим Xi=KiO.
Тогда в нашем случае формула (5.5) примет вид
(К-3-5)’
а значение |/\—3,51 для различных Xi будет соответствовать дан-
ным, приведенным в табл. 5.16. Функция ф(К) табулирована, и ее
значения также представлены в табл. 5.16. Значения ф (Л) сим-
метричны относительно jQ=mx. Приравняв значения к соот-
ветствующим P*i и решая уравнение (5.8) относительно а, по-
лучим:
Of=<P(K£) (5.9)
Р*
Таблица 5.16
Значения функции ф (Л-,)
** *1 *» **^’пх
|*<-3,Б| 3.0 2.0 1.0 0
0,0044 0,0540 0,2420 0.3989
Для аппроксимации практических зависимостей по нормальному
закону
»=у2 О,- (5.10)
Из формулы (5.10) следует, что значение Sat численно равно уча-
стку абсциссы х, соответствующему полной группе дефектов.
Для удобства выполнения расчетов преобразуем формулу (5.6)
так, чтобы границы интервалов аир были представлены в до-
лях о. Очевидно, что a=(j—1)и, а р—/о, где / — номер интервала.
Тогда
Р, = Р ((/— 1) о<х</о] = Ф' (f—3,5)—Ф" (/—4,5) = ф\—Ф*2. (5.11)
222
Полученные результаты характеризуют распределение дефектов,
но не могут быть использованы при оценке преимуществ одного
материала перед другим. Для этой цели необходимо воспользо-
ваться кривой плотности распределения {(х), характеризуемой,
согласно уравнению (5.8), параметром о. Очевидно, что с уменьше-
нием о кривая становится более узкой и вытянутой вверх. С дру-
Рис. 5.19. Теоретические кривые плотности рас-
пределения.
гой стороны, участок, на который укладываются все дефекты,
численно равен 7о. Тем самым обосновывается утверждение, что
с увеличением ст материал более подвержен дефектам.
Таблица 5.17
Оценка материалов
Материал Бронза Нержа- веюща и Латунь дпстГи
Дефектация (условные единицы) 5,21 5,38 5,44 5,73
223
На рис. 5.19 представлены теоретические кривые плотности
распределения. Так как Оцо>О1>Ои.с>0бр. то соответственно воз-
растают преимущества материалов, из которых изготовляются
гребные винты. На этом же рисунке приводится гистограмма, по-
зволяющая количественно (в условных единицах) оценить дефек-
тацию материалов. Эти данные соответствуют полной группе де-
фектов (табл. 5.17).
Полученные числовые характеристики дефектации позволяют
вплотную подойти к оценке такой важной характеристики, как
срок службы, в зависимости от материала гребного винта и его
параметров (например, диаметр, вес и т. д.).
ГЛАВА ШЕСТАЯ
ТРЕБОВАНИЯ,
ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ГРЕБНЫМ ВИНТАМ
Требования, предъявляемые к гребным винтам изложены в нор-
мативных и директивных документах, по которым производится из-
готовление, контроль за качеством, приемка гребных винтов и над-
зор за их эксплуатацией. К числу таких документов относятся Ре-
комендации международной организации по стандартизации
(ИСО) Р 484, ГОСТ на поставку гребных винтов 8054, Правила
Регистра СССР, отраслевые стандарты, ТУ и др.
Вопросы требований, предъявляемых к гребным винтам, чрез-
вычайно многообразны и достаточно сложны. Напомним, что меж-
дународный стандарт «Гребные винты. Допуски при производстве»
разрабатывался более 20 лет и что в его создании участвовали
25 стран. Однако такие крупные судостроительные страны, как
Италия, Франция и Япония, активно участвуя на всех промежу-
точных стадиях разработки стандарта, отказались принять его.
Франция своими конкретными предложениями по пересмотру стан-
дарта по существу по-новому поставила целый ряд принципиаль-
ных вопросов, касающихся требований, предъявляемых к гребным
винтам.
С января 1974 г. вступил в силу новый отечественный
ГОСТ 8054—72 взамен ГОСТ 8054—59. Внедрение нового ГОСТ
потребует пересмотра многих положений по конструированию и
изготовлению гребных винтов.
Отечественный опыт работы над многочисленными редакциями
проектов международного стандарта, который является, видимо,
очень показательным, так как предложения СССР были наиболее
принципиальными и конструктивными, свидетельствует о том, что
вопросами стандартизации требований к гребным винтам нельзя
заниматься эпизодически. Это положение подтверждается опытом
разработки ГОСТ 8054—56, ГОСТ 8054—59 и анализом
ГОСТ 8054—72, хотя последний пе во всем обоснован.
224
Каждое требование, регламентируемое нормативным докумен-
том, должно опираться на серьезную научную проработку и ре-
шение многочисленных взаимосвязанных задач в области гидроди-
намики, метрологии измерений и технологии производства гребных
винтов, на глубоко изученный, обобщенный опыт их изготовления
и эксплуатации.
Совершенствование требований, предъявляемых к винтам, яв-
ляется обязательным периодическим процессом, вытекающим из
прогресса техники; поэтому оно также должно базироваться на
научном фундаменте и практическом освоении существующих нор-
мативов.
В настоящей главе не ставится задача комментировать или из-
лагать содержание действующих нормативных документов. В ней
предполагается лишь пояснить некоторые принципы и понятия,
положенные в их основу, так как только в тех случаях, когда фи-
зическая основа предъявляемых требований и норм понятна кон-
структору, можно рассчитывать на их неукоснительное соблю-
дение.
Это положение в особой степени относится к требованиям по
геометрическим элементам гребных винтов, так как все размеры,
относящиеся к геометрии лопастей, являются внешне свобод-
ными, неприсоединяющимися, а многие даже непосредственно не
измеряются, и в то же время требования к ним достаточно высоки.
Поэтому в следующем параграфе приводятся результаты отдель-
ных исследований по вопросам точности изготовления гребных
винтов, которые должны не только раъяснить сущность действую-
щих требований, но могут послужить и основой для дальнейшего
совершенствования нормативных документов.
§ 6.1. Требования к точности изготовления гребных винтов
Анализ требований по шагу. Допускаемые отклонения по шагу
очень важны в процессе производства гребных винтов. Фактиче-
ское значение шага в наибольшей степени определяет соответст-
вие гребных винтов силовой установке, характеризует такие важ-
нейшие эксплуатационные факторы, как скорость хода судна, те-
пловые режимы работы главных двигателей, вибрацию корпуса
и др. Требования по шагу являются определяющими при разра-
ботке технологии изготовления гребных винтов. От величины норм
допускаемых отклонений зависит необходимость использования
станочной обработки лопастей по копирам, объем ручной обра-
ботки и т. д. Шаг гребного винта непосредственно не измеряется,
поэтому нормы допускаемых отклонений по шагу должны учиты-
вать реальную точность контроля в производственных условиях.
Несмотря на первостепенную важность норм технологических
допусков, их величины устанавливались эмпирически и не имели
достаточно серьезных теоретических обоснований.
Выраженные в форме количественных норм, требования по
шагу должны тем не менее обеспечивать нс только заданные
225
характеристики гребного винта, но н возможность контролировать
эти нормы с учетом ограничений, предъявляемых к точности со-
временного разметочного оборудования и контрольно-измеритель-
ных приборов, а также возможность выполнять эти требования
с помощью существующих "технологических средств. Совокупный
анализ этих факторов может помочь назначить обоснованные до-
пуски по шагу.
Исследование влияния технологических отклонений по шагу на
гидродинамические характеристики гребных винтов может быть
произведено либо экспериментальным методом, либо расчетным.
При малых отклонениях исследуемых параметров эксперименталь-
ный метод менее приемлем — из-за ограниченной возможности
учесть влияние погрешности изготовления и измерения моделей;
из-за сложности учета масштабного эффекта, а также в связи
с затруднениями по созданию аппаратуры надлежащей точности.
Однако отказ от экспериментального метода в исследовании,
которое было осуществлено автором и результаты которого будут
изложены ниже, еще не означает что от этого метода следует от-
казаться вообще.
Выполненное исследование основано на расчетном методе,
разработанном автором [26] на базе аппарата вихревой теории
с использованием ЭЦВМ. В целях упрощения задачи и учитывая
сравнительный характер расчетов, было решено из всех сущест-
вующих методов, основанных на принципе несущей линии, принять
упрощенную схему, в основе которой используется поправка
Гольдштейна на конечное число лопастей и коэффициенты Гутше,
учитывающие влияние решетки на коэффициент подъемной силы и
угол нулевой подъемной силы.
Для оценки точности метода были выполнены расчеты винтов
серии Трооста (В 3—35, В 3—50, В 3—65, В 4—40, В 4 55, В 5-
45, В 5—60). Результаты расчетов в форме кривых действия греб-
ных винтов были сопоставлены с кривыми действия, полученными
в результате модельных испытаний, и с результатами аналогич-
ных расчетов, выполненных Кервином в Мичиганском универси-
тете (США) с учетом поправки на кривизну по Экхарду и Мор-
гану. На рис. 6.1 в качестве примера приведен один из многих по-
лученных результатов этого сопоставления.
Результаты расчетов показали, что выбранный метод вполне
применим для выявления влияния технологических элементов
гребных винтов на их гидродинамические качества. Для анализа
отклонений по шагу на кривые действия гребных винтов были за-
даны наиболее характерные варианты возможных отклонений.
Расчетный анализ производился применительно к гребным винтам
серии «В» Вагенингенского бассейна. Анализ осуществлялся в два
этапа. Чтобы оцепить возможное влияние числа лопастей и диско-
вою отношения на характер изменения кривых действия, по выше-
указанной схеме были рассчитаны гребные винты серий В 3—50,
В 3—65, В 4—40, В 4—55, В 5—60 в ограниченном объеме возмож-
ных отклонений элементов винтов.
226
Рис. 6.1 Пример сопоставления результатов расчета
кривых действий винта В 3—35.
-----------по разработанному методу на ЭВМ.
---------------- по данным Вагенмнгекскот бассейна:
—-----по расчету с поправкой па кривизну (по Экхарду и Мор-
гану).
227
228
Пример результатов расчетов в форме кривых действия Kt—
—/(Лр) представлены на рис. 6.2.
Отклонения по шагу задавались в различных комбинациях по-
грешностей по г (от 2 до 6%). При этом исследовалось влияние
отклонений по шагу при самых разнообразных распределениях
возможных технологических значений 6//. Например, нулевое от-
клонение на периферийных сечениях и отклонение fyH—4 % — на
средних и_корневых сечениях, отклонение 2% на г—0,2 и 0,3 и
6%—на г=0,4-40,95 и т. д. Всего было рассчитано около 1000
вариантов отклонений, охватывающих все возможные практиче-
ские комбинации в заданном диапазоне ЪН.
Рис. 6.3. Результаты измерения шага четырех лопастей латунного гребного винта
танкера Прага.
лопасть 1J-— ----------лопасть 2, — -----лопасть 3.---------лопасть 4!
Анализ результатов расчета показал, что число лопастей и диско-
вое отношение практически нс влияют на характер изменения гид-
родинамических характеристик гребных винтов за счет малых от-
клонений по шагу, поэтому изучение количественных значении
этого влияния можно более детально выполнять на гребных винтах
одной серии. Произвольно в качестве такой серии была принята
серия В 3—35.
Для задания закономерностей отклонений по шагу были обра-
ботаны результаты контрольных обмеров ~150 гребных винтов.
Пример обработки измерений гребного винта для танкера Прага
приведен на рис. 6.3.
Для этой серии было задано весьма широкое поле возможных
отклонений, включающих практически все варианты, которые мо-
гут иметь место. Всего было рассчитано 968 вариантов винтов
с различными комбинациями отклонений по шагу (от 2 до 6%).
Анализ результатов этих расчетов позволяет сформулировать
следующие общие положения:
— равные отклонения по шагу, заданные на различных отно-
сительных радиусах, имеют существенно различное влияние па
гидродинамические характеристики гребного винта;
— отклонения по шагу до 6% на корневые сечения, включая
г//?=0,4, на изменение кривых действия гребного винта не влияют;
229
— влияние отклонений по шагу на изменение коэффициентов
упора Ki и момента Кг с увеличением повышается;
— наибольшее влияние на изменение кривых действия гребных
винтов оказывают одновременные отклонения по шагу на сечениях,
расположенных на гЩ=0,64- 0,8;
отклонения по шагу с 2% и выше на периферийных сече-
ниях г//?=0,854-0,95 оказывают также существенное влияние на
изменение кривых действия гребного винта;
— отклонения по шагу до 4% на одном любом выбранном се-
чении, за исключением сечений, расположенных на г/К=0,74-0,8
существенного влияния на изменение коэффициентов Ki и Кг не
оказывают.
Чтобы иметь возможность оценить влияние на ходовые каче-
ства судна технологических отклонений по шагу до 6% от номи-
нального значения, по полученным кривым действия винтов были
произведены расчеты и построения паспортных характеристик
восьми судов с силовыми установками различных типов — дизель-
ной, паротурбинной и с электроприводом постоянного тока. Для
каждого из восьми судов принимались едиными главные разме-
рения и известные по данным модельных испытаний значения со-
противления воды и коэффициентов взаимодействия. Расчетные
параметры силовых установок всех трех типов, т. е. исходная мощ-
ность и число оборотов, принимались равными, а ограничительные
характеристики либо подбирались по литературным данным, либо
рассчитывались.
Результаты расчетов ходовых качеств судов с тремя типами силовых
установок и с различными отклонениями гребных винтов по шагу
Мощность Число оборотов Скорость хода
Лбсолют- значеаис пенис. Лбсолют- зкаченне цепне, S4 Абсолют значение пенне, %
13000 л. с 100 об/мин 18.5 уз
Судно с ДВС 6/7—2% 12600 3% 97.0 ОО' 18.2 1.6%
6/7 = 4% 12 400 5е» 96,0 4% 18.1 2.2%
Судно с ГТЗА 6Н = 2% 13 000 0 98,2 1,8% 18.35 0,3%
бП = 4% 13 000 0 97,0 3% 18.25 1,4%
Судно с ГЭУ 6/7 = 2% 13000 0 98,3 1,7% 18,4 0,5%
6/7 = 4% 13000 0 97,3 2.7% 18,3 1.0%
В таблице 6.1 приведен пример сопоставительных итогов рас-
четов паспортных характеристик судов типа Ленинский Комсомол
с силовыми установками трех типов.
В целях наглядности для принятого в качестве иллюстрации
примера в расчетах использовались кривые действия гребных вин-
тов, полученные расчетным путем применительно к трем случаям:
230
— гребной винт не имеет отклонений по шагу;
— гребной винт имеет отклонения по шагу на всех лопастных
сечениях — 2%;
— гребной винт имеет отклонения по шагу на всех лопастных
сечениях — 4%.
Анализ расчетов, произведенный по аналогичным таблицам, но
с различными отклонениями по шагу, позволяет констатировать
следующее:
— влияние отклонений по шагу на характеристики, определя-
ющие эксплуатационные показатели судна, во многом зависит от
типа силовой установки;
— отклонения активных сечений гребного винта по шагу в на-
ибольшей степени влияют на режим работы двигателя и скорость
судна при ДВС, в меньшей степени при ГТЗА и в наименьшей сте-
пени при электроприводе постоянного тока.
Таким образом, определяется целесообразность задания норм
допускаемых отклонений по шагу' в зависимости не только от клас-
са гребных винтов, но и от типа силовых установок. При подобной
дифференциации требований представляется возможность расши-
рить допуски по шагу для винтов у судов с турбинными установ-
ками и электроприводом всех классов.
Однако возможность некоторого расширения технологических
допусков по шагу', обусловленная пропульсивными качествами
гребного виита, т. е. влиянием шага на соответствие гребного
винта силовой установке, ограничивается необходимостью обеспе-
чить надлежащую гидродинамическую уравновешенность гребного
винта и тем самым избежать вибрации, вызванной работой винта.
Гидродинамическая уравновешенность, т. е. равенство динами-
ческих характеристик всех лопастей, обеспечивается соблюдением
рациональных требований по разношаговости, под которой пони-
мается взаимное отношение шагов противолежащих лопастей или
шагов сечений равных радиусов.
Исследования Бабаева Н. Н., Лентякова и др., а также опыт
эксплуатации гребных винтов подтверждают, что нормы по раз-
ношаговости, особенно для тяжелонагруженных гребных винтов,
обязательно должны предъявляться, причем эти нормы должны
быть существенно более узкими, чем нормы на допускаемые от-
клонения, обусловленные соответствием виита силовой установке.
Эти нормы всегда задаются в абсолютных значениях.
Если подходить к этому вопросу только с позиций обеспечения
надлежащего соответствия гребного виита силовой установке, то
допуски по шагу' могли бы быть в целом расширены до ± 1,5% для
судов, оборудованных ДВС, до ±2% —для судов, оборудованных
ГТЗА, и до ±3% —для судов, оборудованных ГЭУ. Однако до-
пуски на разпошаговость должны быть значительно более жест-
кими.
Важным обстоятельством определения количественной стороны
необходимых допусков по шагу является форма их задания в нор-
мативных документах.
231
Форма задания допускаемых отклонений по шагу определяется
не только влиянием шага на пропульсивные и эксплуатационные
свойства виита, но и спецификой измерения шага. Шаг гребного
винта непосредственно не измеряется, а подсчитывается по одной
из формул, выведенной из параметрического уравнения винтовой
линии. При наиболее распространенном координатном методе из-
мерения или контроле шага (рис. 6.4) эта формула может быть
представлена в следующем виде:
• Я-^Z,
(6.1)
где Х=Й2—hi — высота подъема винтовой линии;
ftz, h\ — измеряемые координаты точек винтовой линии;
а — центральный угол между измеряемыми точками.
При угловом методе подсчета, основанном на измерении угла
подъема винтовой линии ф на заданном радиусе, шаг может быть
подсчитан по фоомуле
ff = 2jrrtgij>. (6.2)
В международном стандарте и в ГОСТ 8054—59 исходной фор-
мой требований к И31 отоплению гребных винтов по шагу является
допускаемое отклонение местного шага. Предполагается, что из-
мерение параметров, необходимых для подсчета шага, произво-
дится в нескольких точках винтовой линии данного радиуса и тем
самым контролируется не только шаг, но и плавность нагнетатель-
ной поверхности лопасти.
232
Рассмотрим правомерность подобных требований к допускае-
мым отклонениям по местному шагу. Как известно, относительная
предельная ошибка функции равна дифференциалу натурального
логарифма этой функции. При использовании координатного ме-
тода шаг винта определяется формулами
или
(6.4)
Относительная предельная погрешность измерения шага бЯ=
ДЯ ,
=---может быть выражена
ДЛ/ ., д InZ б bi а ,7 .
=dln//=-- dZ-dZ-\-
Н--------------------------dZ dZ
(6.S)
да да Z « '
Заменяя дифференциалы конечными значениями абсолютных
погрешностей, получим:
ДН Д£ . Да
тт1.' (66)
где Д7 и Да — предельные абсолютные ошибки измерений вы-
соты подъема винтовой линии и центрального угла.
Относительная предельная погрешность измерения высоты
подъема винтовой линии
Д£= ДАа+Д^
г йлЧ-Ai ’
или, полагая Дйг—Д^1=Д/г
(6.7)
Z йа — Л,
Подстановка (6.4) в (6.6) дает:
= (6.8)
Н h^-hi “ V
На рис. 6.5 в качестве иллюстрации представлен пример оценки
точности измерения шага применительно к одному из приборов
с точностью определения Д/г=0,4 мм и Да=0,8'.
Результаты таких исследований свидетельствуют о том, что
при малых углах, соответствующих измерению местного шага, по-
грешности измерений превышают допускаемые отклонения, зафик-
сированные в ГОСТ 8054—59 и в Международном стандарте по
местному шагу, или соизмеримыми с ними.
233
Учитывая, что необходимо обеспечить соответствующее поле
допуска, т. е. что погрешность измерения должна составлять
только некоторую часть допуска, следует отказаться от задания
требований по местному шагу, приняв за основу измерений шага
кромочпый шаг или сечения лопасти.
Рис. 6.5 Зависимость погрешности измерения шага
от его абсолютных значений для большого шаго-
Этот вывод согласуется и с основами гидродинамики работы
гребных винтов.
Анализ необходимой точности измерений кромочного шага се-
чений, произведенный путем аппроксимации лопастных сечений
гребных винтов серии Трооста В 3—30, В 3—35, В 3—50, В 4—40,
В 4 55, В 4—60, В 5—65 и В 5—70, позволил получить следую-
234
щую формулу для относительной предельной погрешности в опре-
делении шага сечения гребного винта:
ЛЯ __ 7.V(rfR)* + (УаН/Р)* у,
Н 8 [(0,75МЛ0 + 0,42$ бо - 0,061 f tr!R) *
Г4я
Ln
ДЛ . . 1
---+ Да
WD J
(6.9)
где f(r/R)— графическое задание функции Slbm—f(rlR}\
S — часть длины сечения вне подъема кромок.
Рис. 6.6. Схема измерений шагомерами Амаева (а) и Халифа (б).
Функция f(r/R) может быть выражена аналитически как
I (r/fi) = 0,050+ 1,893 (',R~9°-') +2,284 ( ^'9°
-13-542 С^Г1)’+21’655 +12-33(£^м)*' (6-10>
Расчеты, выполненные па ЭЦВМ, и анализ полученных графи-
ческих зависимостей позволили сделать следующие выводы:
— применительно к гребным винтам серии В выполнение из-
мерений шага па относительных радиусах 0,27?, 0,37? и 0,957? нера-
ционально, так как оно обусловливает погрешности, соизмеримые
с допускаемыми отклонениями;
— требуемая точность измерительных приборов применительно
к п. 34 ГОСТ 8054—59 должна быть
2п — + Л« 0,00033. (6.11)
Р
Такая точность практически невыполнима, так как при Дй=0
п должно быть равно Г, 10, что нереально. При соблюдении усло-
вия, согласно которому точность приборов должна соответствовать
0,5 допуска, прибор должен был бы обладать точностью
2 л -у- + Да < 0,00083. (6.12)
235
Таким образом, при Дй=О. Ла должно было бы равняться ±3',
что более реально.
Итак, в качестве основ допускаемых отклонений по шагу дол-
жен быть принят кромочный шаг сечений. Шаг сечений может быть
измерен с точностью измерительных приборов соответствующей
0,5 допуска, и действительно характеризует эффективность ра-
боты гребного винта и его соответствие силовой установке.
В условиях эксплуатации гребных винтов и при изготовлении
их на заводах эксплуатационных ведомств для проверки или из-
Рис. 6.7. Измерение шага угломерным
способом.
лот угломерные приборы. Наи-
более распространенными из
них являются шагомер Амаева
и угломер Халифа (рис. 6.6).
На рис. 6.7 показан угло-
мерный прибор для измерения
угла наклона по отношению к
горизонту прямой, две точки
которой лежат на винтовой
линии лопасти гребного винта.
Анализ точности измерения
шага угломерными приборами
показывает следующее.
Угломерным прибором из-
меряется по существу не ша-
говый угол <р, а угол р меж-
ду прямой тп и горизонталь-
ной плоскостью. Шаг при этом
подсчитывается по формуле
/7=2jr)?tgp. Очевидно, что уг-
лы р и <р не равны и, следо-
вательно, в самом принципе определения шага с помощью угло-
мерного прибора заложена некоторая погрешность. Степень этой
погрешности может быть оценена посредством следующего вы-
вода.
Как видно из рис. 6.7,
h = tm—nK = S tg ф; (6.13)
h = tm— (6-14)
откуда Stgqi=Ztg₽ (6.15)
tg tgp. (6.16)
Выражая I и S через центральный угол и соответствующпи ра-
диус, получим
Z=2rsin—; ]
2 (617)
S=ar J
236
и тогда
2 sin — tg 0
(6.18)
-----±--------
Подставляя (6.16) и (6.18) в формулу (6.2), получим
2 sin —
//, 2nr^-icf 2nr—j-2-tgp. (619)
Таким образом, при использовании угломера следовало бы шаг
подсчитывать по формуле (6.19), однако для этого требуется знать
центральный угол а, измерение которого не производится. Не-
трудно видеть, что, используя выражение (6.2) вместо (6.19),
всегда получают более высокое значение шага, чем это имеет место
в действительности, так как а
2 sin —
_____2_<--j
Разница между действительным значением /А и измеренным,
не считая других возможных погрешностей измерений, будет
ЛИ1_Я1_Я„2яг1кр[Д—1). (6.20)
Эта разница всегда отрицательная.
Относительная погрешность в определении местного шага виита,
обусловленная неточностью самого метода измерения угломерным
прибором, выражается как
fi = А//1 2»rtgp ( I_____|\=1__S
" « 2~tg|>-pS ' ' (6 21)
Методическая погрешность не зависит от точности прибора и
свидетельствует лишь о том, что при использовании угломерного
прибора шаг гребного винта, измеренный этим прибором, всегда
отличается от истинного. Очевидно, что на ссчепиях лопасти винта,
близких к ступице, отношение S/Ч будет в большей степени отли-
чаться от единицы, чем на периферийных сечениях.
Для установления зависимости методической погрешности от
Sa
элементов гребного винта, представим отношение —- -—
1 2 sin —
Согласно рис. 6./, 2
(6.22)
2 2г
где а — база угломера В результате несложных преобразований
для оценки методической ошибки измерения получим окончатель-
ное выражение а ,
arcsin I R/r-, , - )
= 1 DVl-H/^(W0y(W / (6 23)
R/r--, ... а =-
DVl + l/^(WD)s(/?/r)«
237
Для оценки порядка величины методической погрешности были
проверены результаты расчетов, выполненных по формуле (6.23),
применительно к гребным виитам диаметром D-2 м. Величина
базы угломера принята а=165 мм реального отечественного при-
бора системы инж. Амаева. Методическая погрешность на корневых
сечениях при малых шаговых отношениях достигает 2,0%. Помимо
методической погрешности при определении местного шага угло-
мером, естественно, будут иметь место погрешности измерений. От-
носительная погрешность измерения при подсчете местного шага
по формуле (6.2) будет выражаться как сумма относительных по-
грешностей измеряемых величин.
Относительная погрешность в определении шага
= (6.24)
Н г tg20 '
Здесь Дг — абсолютная ошибка при измерении радиуса;
Д₽ — абсолютная ошибка при измерении угла с помошью
угломера.
Предельная относительная ошибка в определении радиуса выра-
жается гиперболической зависимостью и не зависит от прочих эле-
ментов гребного виита. Величина второго слагаемого связана с эле-
ментами виита и погрешностями измерения прибором.
Произведя необходимые преобразования, получим окончатель-
ное выражение для относительной погрешности в определении
шага
„ 14-—(WD)2(W
ДЯ _ 2Дг g до а?
Я D ' г 'Г Р I Н R
« D г
При производстве измерений с помощью угломерного прибора,
минимальная погрешность в оценке радиуса г составляет ± 1 мм.
Минимальная ошибка при определении угла р угломером инж.
Амаева составляет ±0,25° или ±15'.
Принимая эти значения в качестве погрешностей оценки Дг и Др
можно-вычислить значения ДН/Н для гребных винтов с различ-
ными шаговыми отношениями и диаметрами в зависимости от от-
носительного радиуса.
Результаты этих вычислений представлены на рис. 6.8.
Абсолютное значение ДН/Н выразится суммой верхней и ниж-
ней ординат для данного r/R; H/D и D. Необходимо отметить, что
диаграмма рис. 6.8 является универсальной, и может быть исполь-
зована для любых значений Дг и Др. Для получения значений
KHjH при Дг и Др, отличающихся от принятых в диаграмме, доста-
точно умножить соответствующие ординаты на величины отноше-
ний предполагаемых ошибок к диаграммным, а затем полученные
произведения сложить.
Анализ рис. 6.8 показывает, что предельные погрешности изме-
рений местного шага угломерным прибором в отдельных случаях
238
превышают нормы допуска на местный шаг по ГОСТ 8054—72 и
почти во всех случаях превосходят 1 % -
Следовательно, можно сделать вывод, что применяемые угло-
мерные приборы не удовлетворяют требованиям ГОСТ 8054—72 и
Международного стандарта по точности, предъявляемой этим стан-
дартом к измерительной аппаратуре (0,5 допуска на измеряемую
величину).
Более того, предельные погрешности измерений этими прибо-
рами в совокупности с ошибкой самого метода измерений покры-
Рис. 6.8. Графики относительной погрешности ДЯ/Я при измерении шага угло-
мерным прибором Амаева.
вают существенную часть поля технологического допуска. Поэтому
использование угломерных приборов типа шагомера Амаева не мо-
жет быть рекомендовано в качестве средства измерения шага при
изготовлении гребных винтов.
При использовании этих приборов в процессе эксплуатации вин-
тов следует корректировать результаты измерений руководствуясь
графиками рис. 6.8.
Ранее было показано, почему приходится отказаться от предъяв-
ления требований к местному шагу, и в силу каких причин основой
допускаемых отклонений по шагу становится шаг сечения.
Шаг лопасти согласно Международному стандарту и ГОСТ
8054—59 определяется как среднее арифметическое значение шагов
сечений на пяти относительных радиусах г=0,3; 0,5; 0,7; 0,8 и 0,95.
239
Допускаемые отклонения в этих документах ужесточены, по
сравнению с допускаемыми отклонениями по шагу сечений, на про-
извольную величину для винтов различных классов. Для оценки
требований по допускаемым отклонениям по шагу лопасти необхо-
димо определить, каково минимальное соотношение (по условиям
измерений) между допускаемыми отклонениями в шаге сечений
и в шаге лопасти и при производстве измерений, на каком реаль-
ном числе сечений может быть определен с минимальной погреш-
ностью шаг лопасти. Шаг лопасти определяется как
(6.26)
Шаг сечения, полученный при измерении, можно представить
в виде алгебраической суммы истинного тага и ошибки, обуслов-
ленной его измерением,
(6-27)
где 6Н, — относительная погрешность в измерении шага сечения.
Подставив (6.25) в (6.26), получим
Ял = 4-2И,±^-2ЛИ,. (6.28)
Ошибки ЛЯ,- могут быть разного знака и заключены в интер-
вале—АН, тах^ДЯ,^ДЯп1ах, т. е. являются случайными величи-
нами. Допустим, что шаг какого-либо сечения Я, измерялся т раз,
при этом ошибка получалась
т, раз равной ..... Д Hi,;
пг8 раз равной . .
mj раз равной . Д//,у.
Очевидно, что среднее значение этой ошибки может быть вычис-
лено как среднее арифметическое
__ Af/j| ml -f- Д/fy- т/
/0— «Ij + OTb-P ...+«7 —
= ЛИиЛ- + ЛЯ„^- + . . . | Л/Z,,-?' (6.29)
или
ли„= 2лн,,р„
i— *
г, mi ...
где ----частота или вероятность появления значения Д//ц.
240
Пропуская промежуточные выкладки и используя понятие плот-
ности вероятности, можно записать следующее выражение матема-
тического ожидания:
ДЯ<0= f (6.30)
где
f (&НЛ = lim--------------------= — --— .
' ' " Д (ДЯ,) d (&Hi)
Отклонение случайной величины от среднего значения характе-
ризуется дисперсией и квадратичным отклонением р>, которые
в данном случае будут соответственно выражаться формулами
АНтах
£,= ( (Ан,-дн(о)г(днаа(дн,у. (6.31)
—A"niax
pf=V^. (6.32)
Если принять функцию распределения Д/7, постоянной, то дис-
персия по формуле (6.31) после преобразования будет иметь зна-
чение
АИшах 2
f (АН,— AHffl)-f(AH.)^(AHf) = - - (6.33)
Квадратичное отклонение
р,')Т. (6.34)
Величина ошибки в определении шага лопасти может быть
представлена как
ЛИ„=—ЗДЯ,=-1-Л№'; (6.3S)
ли? = X ли,. (6.36)
feH
Закон распределения при суммировании близок к нормальному
закону Гаусса
(6.37)
где A Wo—математическое ожидание случайной величины;
h и К—постоянные коэффициенты.
Коэффициенты Л и К связаны друг с другом условием
',,1''’'а(ЛК')=.1. (6.38)
9 Ф М. Кацмви. Г. М Кудреватый
241
Решая этот интеграл, можно, в конечном счете, определить па~:
раметр h, называемый мерой точности,
/1 =--- ’ 3 (6.39)
и выражение предельной (с вероятностью 0,99) ошибки
AW„r = l,49^/2A^„„. (6.40)
Предельная величина абсолютной погрешности в определении
шага лопасти гребного винта будет иметь вид:
AH..»P-^-9y' S ЛИ?»». (6-41)
Для винта радиально-постоянного шага формула (6.41) может
быть записана как
(6.42)
Допустим в целях упрощения, что максимальные погрешности
шагов сечений одинаковы (в действительности они, очевидно, раз-
личны); тогда
Мд.ДР-*'<9ур" (6.43)
Зависимость 6Н3.Пр=/(п) представлена на рис. 6.9, где п — чи-
сло сечений, на которых производится измерение шага.
Из рис. 6.9 видно, что при рекомендованном ГОСТ 8054—59
п=5, относительная погрешность определения шага лопасти со-
ставляет около 0,7 от погрешности измерения шага сечений тах-
Такую степень уменьшения погрешности в определении шага ло-
пасти можно считать допустимой только для гребных винтов обыч-
ного класса. Для гребных виитов особого класса' 6ЯЛ. пр не должно
превосходить 0,5 л* шах; т. е. шаг лопасти в соответствии с рис. 6.9
должен определяться по числу сечений п=10; тогда 6ff3.np=
=0,47 б//, max.
Для гребных виитов среднего и высшего классов может быть
принято промежуточное количество сечений соответственно и=6 и
п=8. Таким образом, резюмируя полученные результаты, можно
констатировать следующее:
Шаг лопасти определяется как среднее арифметическое изме-
ренных кромочных шагов сечений.
S42
Необходимо регламентировать, в зависимости от класса греб-
ного винта, число сечений для измерения шага:
приниматься в расчет
Рис. 6.9. Предельная относительная
погрешность определения шага лопа-
сти в зависимости от числа изме-
ряемых сечений.
особый.................
высший.................
средний . . .....
обычный ...............
Указанное количество сечений должно
шага лопасти.
Специализированные зарубежные фирмы по производству греб-
ных винтов либо на основании аналогичных исследований либо
основываясь на физической сущ-
ности точности измерений, как
правило, предусматривают для
гребных винтов класса S 9—10
лопастных сечений.
Результаты приведенных ис-
следований были в значительной
степени учтены авторами проекта
ГОСТ 8054—72 «Вииты гребные
металлические». В отличие от
предыдущего ГОСТ 8054—59 из
нового стандарта изъяты требо-
вания по местному шагу, допускв
на шаги сечения несколько рас-
ширены, введены требования по
разношаговости [25].
Следует сожалеть, что в новом стандарте допуски по шагу
не дифференцированы по типам силовых установок. Учет особен-
ностей силовых установок усложнил бы классификацию допусков,
но был более рационален и технически обоснован.
В ГОСТ 8054—72 предъявляются различные требования к числу
измеряемых сечений в зависимости от класса гребного винта. Для
винтов особого и высшего класса свыше 1 м измерения шага про-
изводятся не менее, чем на 8 радиусах: г=0,3; 0,4; 0,5; 0,6; 0,7, 0,8;
0,9 и 0,95. Для виитов особого класса по требованию заказчика из-
мерения могут быть произведены дополнительно на г=0,2 или 0,25
и на г=0,98.
Для винтов среднего класса минимальное число измеряемых се-
чений — пять, т. е. 0,3 или 0,4; 0,5; 0,6 или 0,7; 0,8; 0,9 или 0,95.
Для винтов обычного класса число сечений, на которых изме-
ряется шаг, должно быть не менее четырех, т. е. 0,5; 0,6 или 0,7; 0,8;
0,9 или 0,95.
Сопоставление требований по шагу, содержащихся в некоторых
нормативных документах, приведено в табл. 6 2.
Анализ требований к толщине лопастей и плавности сечений.
Допускаемые отклонения по толщине определяются из условия
243
I
I
Нормы различных стандартов на допускаемые отклонения по шагу
544
обеспечения проектных значений к. п.д. виита, прочности лопасти
и кавитационных свойств. При назначении величины допусков необ-
ходимо исходить из условия, что положительные допуски не дол-
жны снижать пропульсивных и кавитационных качеств гребного
винта, а отрицательные — проектный запас прочности. Исследова-
ния О’Брайена о влиянии изменения толщины лопастей на кривые
действия моделей гребных винтов, выполненные как путем произ-
водства расчетов, так и экспериментально, показали, что существен-
ное увеличение толщины лопастных сечений (на 50 и 100%) оказы-
вает очевидное влияние на пропульсивные и кавитационные свой-
ства гребных винтов. В то же время, эти исследования позволяют
утверждать, что малое увеличение толщины в пределах технологи-
ческих допусков (2—5%) не скажется на изменениях кривых дей-
ствий гребных винтов и кавитационных характеристик. Об этом
свидетельствуют также и результаты многих аэродинамических
продувок профилей различной относительной толщины. Однако,
если изготавливаемый гребной виит работает в условиях, близких
к режиму кавитации, то весьма незначительные отклонения в тол-
щине лопастных сечений могут существенно изменить картину ка-
витации.
Анализ многих опубликованных результатов кавитационных
испытаний показывает, что местные неровности на поверхности ло-
пастных моделей, аналогичные отклонениям по толщине при изго-
товлении гребных винтов, могут быть источником возникновения
местной кавитации и кавитационной эрозии. Подобные явления, по
свидетельству многих исследователей, наблюдались на натурных
гребных винтах. Классическим примером могут служить исследова-
вня Ван Ламмарена. Го6лш(11
Отклонения по толщине лопасти гребного пиита
(эксперимент Ван Ламмерена)
h? НИ Замеренная величина. Отклонения. %
угол от осевой линии лопасти. град
50 16,4 20,0 18
45 27.3 32.0 14
40 37.7 42.0 10
35 47.4 —. —-
30 56,9 61,0 6.5
25 65,2 — —
20 73,0 74,0 1.3
15 81,5
10 87,9 89.0 1.3
5 93.2 — —
Осевая 0 98,1 101 0 3
В табл. 6.3 приведены отклонения в толщине одной из лопастей
гребного винта по сравнению с чертежом. Подобные отклонения
имели место и на других лопастих. Для упрощения приводятся
245
данные для одного лопастного сечения, расположенного на r/R—0,3.
Толщины указывались на чертеже и соответственно измерялись
в точках, расположенных через 5° центрального угла от осевой.
Рис. 6.10 Результаты испытаний Ван Ламмеревом моделей двух
гребных винтов (точно изготовленных по чертежу и с отклоне
«ними по толщине).
—------- — гребной винт, имеющий отклонении по толщине
---------гребной винт, изготовленный точно по чертежу
Рис. 6,11, Распределение толщины лопастей у трех испытанных
моделей
Эти отклонения были воспроизведены на модели, которая испы-
тывалась в кавитационной трубе вместе с моделью, изготовленной
по чертежу с предельно возможной точностью, достижимой в усло-
виях Вагенингенского бассейна. Результаты испытаний обеих моде-
246
лей приведены на рис. 6.10. Из рисунка следует, что во всем диа-
пазоне относительных поступей изменения коэффициентов упора Ki,
момента Кг и значения к. п. д. незначительны и возрастают с увели-
чением Но у гребного винта, имеющего отклонения от чертежа,
кавитация на засасывающей стенке наступает раньше. Поэтому
чтобы предотвратить возможную кавитацию максимальное положи-
тельное отклонение толщины лопастных сечений, по сравнению
с размерами, предусмотренными проектом, не должно превышать
5%. Поскольку при изготовлении гребных винтов равномерного рас-
пределения припуска по всей поверхности лопасти практически
нс наблюдается, наибольший практический интерес представляют
вероятные при изготовлении винтов перераспределения толщин по
длине профиля, а также влияние подобных перераспределений на
эффективность работы гребного винта и развитие кавитации.
На рис. 6.11 показано характерное перераспределение толщины
у трех моделей гребных винтов, испытанных в шведском опытовом
бассейне Линдгреном, а на рис. 6.12—результаты испытаний
в форме кривых действия гребных винтов. Представленные экспери-
ментальные данные свидетельствуют, что местное изменение тол-
щины в пределах 5—7% также очень незначительно сказывается
на изменении коэффициентов упора и момента и практически не
сказывается на изменении к. п. д. На рис. 6.13 приведены резуль-
таты кавитационных испытаний этих трех моделей, а на рис. 6.14 —
характер развития кавитации. Проведенные испытания показали,
что перераспределение лопастных сечений в вышеназванных преде-
лах сказывается на изменении кавитационных характеристик.
Большое влияние на гидродинамические и кавитационные характе-
ристики оказывают систематические изменения кривизны передней
части средних линий профиля и систематические изменения ра-
диуса входящей кромки. Оба эти фактора должны играть опреде-
ляющую роль при предъявлении технологических требований к со-
блюдению плавности профиля сечений и точности обработки кро-
мок лопастей по кромочным шаблонам.
В шведском опытовом бассейне были изготовлены и испытаны
соответствующие модели гребных винтов: исходная модель греб-
ного виита Р 775 (рис. 6.15) и модель Р 933 с изменением средней
линии кривизны в районе носика профиля сечений.
Результаты кавитационных испытаний модели Р 775 представ-
лены на рис. 6.16. Третья модель Р 952 отличалась от модели
Р755 формой входящей кромки от г//?=0,5 до внешнего края ло-
пасти (рис. 6.17). Результаты испытаний этих моделей представ-
лены на рис. 6.18. Испытаниями установлено, что изменение формы
входящей кромки лопасти на развитие кавитации засасывающей
поверхности влияет незначительно, но зато оказывает весьма за-
метное влияние на развитие кавитации на нагнетательной по-
верхности
Изменение радиуса входящей кромки в еще большей степени
отражается на начале кавитации на нагнетательной поверхности.
Оценка влияния обработки кромок лопастных сечений на пропуль-
247
К<;ЮКг
248
Рис. 6.14. Характер развития кавитации у трех нс-
- пытанных моделей.
Рис. 615. Формы сечений лопастей моделей винтов
с измененной средней линией профиля.
----- лопасть I (Р 755):----------лопасть 2;
-----— — — лопасть 3;-------------лопасть 4.
Рис. 6.16. Результаты кавитационных испытаний.
I — концепой вихрь: 2— кавитация на нагнетательной по-
верхности (на 0.75 К>; 3 — кавитация на засасывающей по-
верхности (на 0,75 (?).
-----------------лопасть 1; —---— лопасть 2;
249
Рис. 6.17. Форма сечений лопастей
с измененной входящей кромкой.
------ лопасть 1 (Р 755).----ао-
------— — — лопасть 3;-------ло-
сивные качества гребных винтов была осуществлена в 1968 г.
в ГДР. Эти исследования представляют интерес, так как они были
проведены в натурных условиях на реальном танкере Шпрее. Тан-
кер имел четыре гребных виита с одинаковыми геометрическими
элементами, но с различными отклонениями профилей Лопастных
сечений и (особенно) кромок от проектных значений. Эти отклоне-
ния в данном случае обусловливались спецификой изготовления
указанных гребных винтов из углеродистой стали.
Анализируя эти испытания применительно к рассматриваемому
вопросу, можно оценить влияние утолщения кромок лопастей на
к. п. д. виита. Так, гребной винт из углеродистой стали имел
несколько меньшую среднюю толщину профиля сечений (—0,51 мм)
и кромки лопастей, точно обрабо-
танные по чертежу. В то же время,
гребной виит из нержавеющей
стали, при прочих равных условиях,
имел несколько большую среднюю
толщину профиля (—0,01 мм) и су-
щественно более толстые кромки
(~на 20%). Разница в к. п.д. этих
гребных винтов на ходовом режиме
составила более 3%.
В целом, результаты проведен-
ных исследований позволяют сде-
лать следующие выводы, необходи-
мые для регламентирования допу-
скаемых положительных отклонений
по толщине лопасти:
— максимальное допустимое положительное отклонение по тол-
щине, по сравнению со значениями на чертеже, не должно превы-
шать +5%. Увеличенная толщина лопастных сечений может уско-
рить явления кавитации, если гребной винт работает вблизи кави-
тационной зоны, поэтому максимальный положительный допуск
+5% может быть принят в качестве обоснованного норматива для
гребных виитов обычного класса;
— учитывая, что даже незначительное местное изменение тол-
щины у тяжелонагруженных гребных винтов может привести
к местной кавитационной эрозии, в качестве минимальной нормы
следует принять реально достижимую по условиям измерений. Учи-
тывая специфику измерения толщин лопастей гребных винтов, в ка-
честве минимальной нормы допускаемого положительного отклоне-
ния толщины профиля лопасти можно принять +1,5%;
— особое внимание необходимо обращать на регламентирова-
ние требований цо соблюдению плавности профиля сечений и обра-
ботку кромок. Оба эти фактора являются определяющими как по
условию обеспечения пропульсивных качеств, так и кавитациопных
свойств.
Отрицательные допуски по толщине, как было указано выше,
следует назначать исходя из условия сохранения проектной проч-
250
нести. В первую очередь, это относится к корневым сечениям. Од-
нако учитывая, что Правила Регистра СССР регламентируют ми-
нимальную толщину применительно к двум лопастным сечениям,
этот принцип назначения допуска необходимо распространить на
все лопастные сечения. Назначение величины отрицательного до-
пуска по толщине может быть осуществлено, если будет установ-
лено количественное влияние изменения толщины лопасти в преде-
0,5 0£ 0,7 0,8 0,9 1,0
ир/Лп
Лопасть 3-Ц Лопасть 3-V
Рис. 6.18. Результаты кавитационных испытаний.
/ — концевой вихрь; 2—кавитация на нагнетательной поверх-
ности; 3 — пузырьковая кавитация на насасывающей ловерхкв-
Лопасть
лах технологического допуска на изменение рабочих напряжений
в лопастях гребного виита Наиболее просто такую оценку можно
произвести по статическим нагрузкам с использованием метода
Ромсома.
По Ромсому, как известно, растягивающие и сжимающие на-
пряжения в наиболее нагруженном сечении лопасти выражаются
зависимостью вида
где Ь — ширина лопасти;
е — толщина лопасти;
К — коэффициент, равный 0,096 для растягивающих и 0,086 —
для сжимающих напряжений.
(6.44)
КЪе
251
Относительное приращение напряжения в лопасти в результате
приращения толщины лопасти §е=те+п может быть выражено
формулой l-g.(™+n), (6.45)
где т — относительный допуск по толщине (/п=0,01; 0,02 ...
и т. д.).
п—абсолютный допуск по толщине (п=1 мм; 2 мм
и т. д.).
Используя форму (6.44), получим
Следовательно,
4=-2(т+-г)- (647>
Требования, предъявляемые нормативными документами к пре-
дельным отрицательным отклонениям толщин, приведены в табл. 6.4.
Опыт работы отечественных предприятий по ГОСТ 8054—59
позволяет утверждать, что обеспечение этих допусков для гребных
винтов из цветных сплавов, изготавливаемых по высшему классу,
не вызывало каких-либо технических трудностей. Что касается про-
изводства винтов из нержавеющей стали высшего и даже обычного-
класса, то их обработка всегда вызывала осложнения при обеспе-
чении требований на допуски по толщине.
Результаты оценки по формуле (6.47) влияния принятых
в ГОСТ 8054—72 значений отрицательных допусков по толщине на
приращение напряжений, возникающих в наиболее напряженных
корневых сечениях лопастей, приведены на рис. 6.19.
Нормы различных стандартов на
Навмеиопа- допуска ГОСТ 8054—59 (<i процентах от значений в чертеже) ГОСТ 8054—72 (в процентах от значений : в чертеже) .
Класс
Высший Обычный Особый Высший Средний Обычный •
Латунь Нержавс ющая сталь
Попожптель допуски -1.5 мм 4К+2 мм газ*»» от ±1 мм до 24 от ±1.5 мм ДО ±3% от 2 мм ДО 4% Ч° 6'° .
Отрицзтель- Допускн 2% 1 мм 2.5% —С.5Я от ±1 ММ ОТ ± 1.5мм до ».5я ±2 мм ДО 2« "ai!-! "М •;
252
Расчет производился применительно к ранее существовавшей
форме представления допуска т+п, т. е. для особого класса
т=1%; п—1 мм, для высшего класса ш==1,5%; п=±1,5 мм и т. д.
Для оценки данных, содержащихся на рис. 6.19, необходимо
установить допустимый предел отклонений напряжений в лопасти
из-за уменьшения толщины в кор-
невых сечениях в размере отри-
цательного технологического до
пуска. Этот предел может ха-
рактеризоваться существующим
процентным отклонением расчет-
ных напряжений в лопасти от
допускаемых по существующим
нормативам или рекомендациям.
В качестве такого норматива мо-
гут быть приняты Правила Ре-
гистра СССР.
Расчетный анализ показал,
что колебания напряжений не мо-
гут превосходить 10—15%.
Поскольку напряжении яв-
ляются квадратичной функцией
толщины лопасти, а отрицатель-
ный допуск по ГОСТ 8054—59
Таблица 6.4
Рис 6.19 Влияние отрицательного до-
пуска по толщине па относительное из-
менение рабочих напряжений в лопасти.
/ — обычный класс. 2 — средний класс. 3 —
высший класс. 4 — особый класс
допускаемые отклонения по толщине
Международный стандарт ИСО 4М (в процентах от наибольшей толщины сечения) Предложение Франции (в процентах от значений в чертеже) Фирма «Стоун» (в процентах от наи- большей толщины сачения)
S I II III S I I III 1 II
2% 3% 25 мм] 4% inin 15% 2% 3% 5% 25% 2.5 ми 3% или
1% 15% min 15 нм *£ i 4% min 1.5 мм 15% mln 2 мы 2% 3 мы 3% 5 мм 5% 1.5 мм >5% инн 1.5 мм 2 2 м™
253
задается в форме m%4-n, количественная величина отрицательного
допуска не должна превосходить 4,0% (см. рис. 6.19).
Рис. 6.19 позволяет сделать еще один важный вывод,
а именно, что форма задания требований по допускам, принятая
в ГОСТ 8054—59, неверна. Абсолютная часть допуска, выраженная
в миллиметрах, и призванная нивелировать допуск для малых
гребных винтов (или для малых толщин), существенно влияет на
величину допуска, искажая закономерность требований. Поэтому
было решено отказаться от принятой в ГОСТ 8054—59 формы за-
дания допусков и принять в ГОСТ 8054—72 более правильную
форму в виде процентного значения допуска и его минимальной ве-
личины. Эту форму, естественно, следует распространить на все
другие требования по допускам.
Из формулы (6.47) следует, что если отказаться от абсолютной
величины допуска, т. е. от величины «я», то
(6.48)
Таким образом, ориентируясь на максимальное отклонение на-
пряжений, равное 8—10%, можно установить, что предельное зна-
чение отрицательного допуска по толщине для гребных винтов
обычного класса должно составлять не более —(3,54-4)%. Макси-
мальный допуск, соответствующий особому классу гребных винтов
из условия точности оценки прочностных характеристик, не должен
быть меньше —1%, что и принято в ГОСТ 8054—72.
В ГОСТ 8054—59 и в рекомендациях ИСО не предъявлялись
специальные требования по плавности сечений. В этих документах
предполагается, что измерение местного шага в трех—четырех точ-
ках на нагнетательной поверхности и измерение толщин в этих же
точках на всасывающей поверхности обеспечивают надлежащий
контроль и плавность сечений.
Практика изготовления гребных винтов свидетельствует, что
контроль шага осуществляется максимум в трех точках на сечении,
а дискретный контроль толщины при сравнительно широком поле
допуску на толщину не исключает возможности появления мест-
ных неровностей на поверхности лопасти.
Отказ от предъявления требований к местному шагу при всех
условиях приводит к необходимости рассмотреть вопрос о предъяв-
лении требований к плавности лопастных сечений.
Ранее было показано, что перераспределение толщин, появление
местных неровностей, изменение профиля и размеров кромок могут
весьма существенно отразиться на кривых действия гребных вин-
тов, изменении его к. п. д., на кавитационных свойствах и, безус-
ловно, па гидродинамической уравновешенности.
Учитывая важность соблюдения проектных форм и размеров
(в пределах допусков) профиля лопастных сеченнй и крайнюю це-
лесообразность непрерывного, а нс дискретного контроля плав-
ности, необходимо устанавливать специальные требования по этому
параметру.
254
Для лопастей с плоскими нагнетательными поверхностями плав-
ность лопастного сечения можно контролировать лекальным шабло-
ном (линейкой), а регламентировать зазоры между шаблоном и
лопастью. Этот прием контроля формы сечений не является новым
в производстве гребных винтов,— он предусмотрен ГОСТ 8054—72,
но, к сожалению, без предъявления требований к величине за-
зоров.
Особое внимание к требованиям по контролю плавности сече-
ний и кромок лопастей уделено в предложении Франции по пере-
смотру Международного стандарта. В этом предложении предус-
мотрены: проверка профилей с нагнетающей и засасывающей
поверхностей посредством измерений по точкам, указанным в чер-
теже на цилиндрических сечениях и нанесенным на чертеже на
обеих сторонах виита; проверка входящих и выходящих кромок;
проверка плавности профилей с нагнетательной и засасывающей
сторон. Предлагаются также допуски на зазоры между лопастью
и кромочными шаблонами: для класса 5 — 1 мм; для класса I —
1,5 мм; для класса II — 2 мм.
Допуски на зазоры между гибкими рейками или шаблонами,
охватывающими все сечение вне района кромки: для класса S —
1,0 мм, для класса I—1,5 мм; для класса II — 2 мм; для
класса 111 — 2,5 мм.
Для гребных винтов с вогнутой или выпуклой нагнетательной по-
верхностью приходится сохранять точечный контроль плавности
сторон лопасти. У этих гребных винтов плавность сечения на
нагнетательной стороне можно проверять путем измерения раз-
ности ординат в заданных чертежом точках. Ординаты в этом случае
фиксируются от какой-либо контрольной плоскости (плоскости го-
ризонтальной лниейки при измерении шагомером или плоскости
разметочной плиты при измерении рейсмусом и т.п.). В измеренные
разности ординат вводятся поправки на заданную чертежом вогну-
тость или выпуклость сечения, т. е. снятые с чертежа в направле-
нии, параллельном оси виита, ординаты от точек нагнетательной
поверхности для внешней или внутренней хорды лопасти.
В этом случае в нормативном документе предусматриваются
требования к допускаемым отклонениям вышеуказанных разностей
ординат с введенными в них поправками в виде элементарных фор-
мул, включающих шаг и центральный угол расположения точек
измерений.
Особую важность имеет отработка кромок лопастных сечений,
оказывающих существенное влияние на пропульсивные и кавита-
ционные свойства гребного винта. Однако необходимость обеспе-
чить предусмотренные проектом форму и размеры кромок обуслов-
лена, помимо этих двух очень важных факторов, влиянием кромок
сечений и на другие свойства гребных винтов.
Например, самые незначительные изменения формы кромок ло-
пастей иногда даже в пределах допускаемых отклонений по тол-
щине могут привести к пояилению нестационарных периодически
изменяющихся пиков давления в районе засасывающей поверх-
ности, которые, в конечном счете, вызывают автоколебания лоПа-1
стей и явление, которое принято называть «пением» гребного виита. |
У судовых гребных винтов гидродинамической первопричиной
природы «пения» является периодический срыв вихрей с выходящей
кромки лопасти. Частота срыва вихрей условно определяется по-
стоянством числа Струхаля
»=-&-. (6.49)
где Sh — число Струхаля;
f — частота срыва вихрей;
ек—толщина выходящей кромки;
v — скорость потока, набегающего на элемент лопасти виита.
Рис. 620. Зависимость числа Стру-
халя Sh= от толщины выходя-
V
щих кромок.
При наступлении резонанса
частоты колебаний срыва вихрей
с частотой собственного колеба-
ния лопасти появляется «пение»
гребного винта. Число Струхаля,
характеризующее частоту срыва
вихрей, зависит от толщины
выходящей кромки лопасти
(рис. 6.20) [41.
Отсюда — необходимость осо-
бого подхода к форме и толщине
кромок лопастей как при их про-
ектировании, так и при обра-
ботке. Многочисленные экспери-
менты в опытовых бассейнах и
канитационных трубах показы-
вают, что и самые незначитель-
ные колебания толщины кромок
лопастей, обусловленные техно-
логией их обработки или превы-
шением нормативов приводят
к шумообразованищ при работе
винта и явлению «пения».
Влияние толщины выходящей кромки лопасти
на характеристики «пения» виита
Таблица 6.5
Толщина выходящей кромки, мм Количество возбуждаемых тонов
звука. дБ
2 4 54—92
1.5 6 73—85
СО 6 64—82
1,6 9 48—72
256
В табл. 6.5 показано, как незначительные утолщения выходящей
кромки лопасти приводят к повышению интенсивности «пения» при
сокращении количества возбуждаемых тонов. Это обстоятельство
полностью подтверждается опытом специализированной фирмы
«Стоун». В докладе этой фирмы отмечается: «Исследования ясно
показали, что возникновение или подавление «пения» зависит от
самых, казалось бы, небольших отклонений формы лопасти и тол-
щины профиля».
Анализ требований к ширине, смещению осевых линий, уклону
лопастей и весу лопастей и гребного винта. Допускаемые отклоне-
ния по ширине лопасти характеризуются влиянием ширины лопасти
на к. п. д. гребного винта и его кавитационные свойства. Это влия-
ние достаточно хорошо исследовано и не требует особых коммента-
риев. При назначении технологических требований к ширине ло-
пасти ориентируются на два следующих основных положения:
— незначительные отклонения от проектных значений по ши-
рине лопасти не могут существенно сказаться на пропульсивных
или прочностных характеристиках гребного винта, но, в случае его
работы в зоне кавитации, могут оказать заметное влияние на воз-
никновение кавитационной эрозии;
— выполнение сравнительно жестких требований к ширине-ло-
пасти гребных винтов, изготавливаемых из любых существующих
материалов, не представляет каких-либо трудностей.
В табл. 6.6 приведены требования, предъявляемые к ширине ло
пастей в основных нормативных документах.
Допущенные при изготовлении гребных винтов отклонения от
проектных положений осевых линий лопастей могут привести к гид-
родинамической или динамической неуравновешенности гребных
винтов и, следовательно, к вибрации корпуса. Возможны два слу-
чая отклонения осей от проектных положений:
— осевые лопасти сдвинуты в плоскости диска виита, т. е. цен-
тральные углы между осевыми линиями различны; гребной винт
может оказаться гидродинамически неуравновешенным;
Таблица 6.6
Нормы различных стандартов на допускаемые отклонения
по ширине лопасти
ГОСТ 8054—69 I ГОСТ 8054—72
Класс впита
Высший Обычный Особый Высший Средний Обычный
±(1%+ + 1ММ) ±$5%+ от ±1,5 мм ДО ±0,76% от ±2 мм до ±1.0% от ±3 мм до ±1.5% от ±5 мм до ±9,0%
257
Рис, 6.21. Сила, действующая на винт со смещенными осе-
выми линними по окружности лопастей.
— осевые лопасти сдвинуты вдоль ступицы гребного винта,
т. е. лопасти взаимно сдвинуты относительно осн виита; гребной
виит может оказаться динамически неуравновешенным.
В первом случае, т. е. когда имеет место отклонение осевых ли-
ний по окружности гребного виита, как и при разнощаговости, сум-
марный осевой упор гребного винта будет приложен не по оси вала
и создаст момент, изгибающий гребной вал с частотой первого по-
рядка.
Помимо момента сопротивления вращению винта за счет тан-
генциальной силы, возникает периодическая сила, нормальная к оси
вала, тоже изгибающая вал.
Частота изменения этой силы также будет частотой первого по-
рядка. Амплитуды дополнительных периодических силы и момента
могут быть подсчитаны.
На рис. 6.21 приведена схема сил 4-лопастного гребного виита,
у которого одна лопасть сдвинута в плоскости диска винта на
угол Дф.
У такого гребного виита амплитуда дополнительной поперечной
силы будет
ду= *.(|_СО5Лф), (6.50)
Pi
а амплитуда дополнительного момента
ДМ = PtR, (1 —cos Д<р), (6.51)
где М, — момент сопротивления, возникающий на произвольной ло-
пасти.
Различие в углах осевых линий лопастей в пределах, незначи-
тельно превышающих существующие допуски, обусловливает воз-
никновение периодических усилий А7 и ДМ такого же порядка по
величине, как и при наличии разнощаговости.
В нормативных документах предусматриваются допуски на уг-
ловое и аксиальное смещение лопастей и в отдельных случаях — на
динамическую неуравновешенность (табл. 6.7).
Отклонение во взаимном положении лопастей адоль ступицы
гребного виита может вызвать его динамическую неуравновешен-
ность. Смещение одной или нескольких лопастей, равно как и ма-
лейшие отличия угла наклона отдельных лопастей, приведут к тому,
что развивающиеся при вращении виита центробежные силы от
веса каждой лопасти уже не будут лежать в одной плоскости, пер-
пендикулярной оси винта, в результате чего появится неуравнове-
шенная динамическая пара свл. Ось виита в этом случае, есте-
ственно, не является главной осью инерции.
Величина неуравновешенной центробежной силы от веса одной
лопасти может быть выражена следующей формулой:
f = —0 ,„2 _OJJOl 1176rtf, (6.52)
S г 9,81-3600 л т " '
где G.-i — вес лопасти, кге;
г- радиус центра тяжести лопасти, м;
Пт — число оборотов гребного виита, об/мин.
Неуравновешенный момент от смещения одной из лопастей по
длине ступицы
М = F„e, (6.53)
где е — величина смещения лопасти вдоль оси винта.
Опыт свидетельствует о том, что по динамической уравновешен-
ности в качестве нормы для неуравновешенного момента можно
принять 4—5% веса гребного винта, т. е.
(6.53а)
где G — вес виита, кге;
Ь — габаритная проекция лопасти па ступицу.
259
I
Нормы различных стандартов на допускаемые отклонения по расположению лопастей
(в процентах от диаметра винта)
260
В рекомендациях ИСО, ГОСТ 8054—59 и ГОСТ 8054—72 нормы
на допускаемое отклонение положений лопастей вдоль от оси винта
заданы в процентах от диаметра гребного винта.
Для оценки количественного значения этих норм произведены
расчеты, в которых вес лопасти и вес гребного винта принимались
ПО формуле
G„ = (1,4+15,3£>) Гду-10кгс. (6.54)
Длина аксиальной проекции ло
пасти принималась условно, как по-
ловина средней ширины лопасти,
Рис. 6.22. Зависимость допускае-
мого относительного отклонения
лопастей по длине ступицы от
диаметра и числа оборотов греб-
ного виита
6=*р=--------. (6.55)
Результаты расчетов представ
лены на рис. 6.22.
В табл. 6.7 содержатся нормы
требований к расположению лопа-
стей. Эти нормы хорошо согласуют-
ся с данными на рис. 6.22, особенно
применительно к ГОСТ 8054—72.
До последнего времени вопро-
сам абсолютного значения веса
гребных винтов и соответственно
требованиям к точности соблюде-
ния этого значения при изготовле-
нии винтов не уделяли должного
внимания. Однако с ростом габа-
ритов гребных винтов их физиче-
ский вес стал одним из серьезных
факторов, в значительной мере оп-
ределяющих надежность работы су-
довых валопроводов.
Вес неподвижного гребного вин-
та создает статический момент, из-
гибающий консольно расположен-
ный гребной вал. При вращении
гребного винта создается соответ-
ствующий динамический момент.
На гребной вал также действуют
дополнительные гидродинамические
моменты, изгибающие вал, которые обусловлены неравномер-
ностью поля скоростей за корпусом судна, косым натеканием воды
на винт и другими факторами, которые в совокупности создают
сложные динамические нагрузки. Все эти нагрузки, в том числе
и нагрузки, обусловленные весом гребного винта, учитываются
в расчетах гребных валов на циклическую прочность, поэтому при
изготовлении гребных винтов колебание их веса должно быть
ограничено соответствующими допускаемыми отклонениями.
261
Если при проектировании гребного винта его вес определен до-
статочно точно, то сопоставление проектного значения веса с фак-
тическим может явиться средством оценки качества производства
отливки. Значительные отклонения в весе могут рассматриваться
как информация о наличии внутренних раковин, пустот и других
литейных пороков, влияющих на вес.
Допускаемые отклонения по весу гребного виита органически
связаны с допускаемыми отклонениями по толщине лопасти и яв-
ляются их следствием. Поэтому для назначения количественных
норм отклонений по весу виита необходимо выявить их связь с ра-
нее рассмотренными допусками по толщине лопасти.
Вес лопасти гребного винта может быть выражен формулой
R R
Сл=? J <odr = ya J bedr, (6.56)
ZCT ZCT
где го, b и е — соответственно площадь, ширина и- максимальная
толщина профиля лопасти на радиусе г\
Гст — радиус ступицы винта;
/? — радиус виита;
у — удельный вес материала винта;
а — коэффициент полноты профиля лопасти (прини-
мается неизменным по радиусу).
Вес лопасти с учетом допуска по толщине
GflI = yf (ddr—у Ll+m)af fcedr-j-nj fedrl . (6.57)
гст L rn J
Относительное приращение веса (допуск по весу лопасти) будет
R
J bdn
^=О„-С, —m+n—. (6.58)
б л Чл ?
a I bedr
Интеграл числителя второго члена формулы представляет собою
площадь лопасти R
f bdr=^~~, (6.59)
rCT
где 6 — дисковое отношение;
z — число лопастей.
Следовательно, „„oso
. (6.60)
аг ( bedr
'ст
Примем условно ширину лопасти постоянной b=bcp=const и
равной nRtQ
СР (R-гст) г
262
Подстановка в формулу (6.60) дает
=т+ (662)
G„ F л
a J edr
Толщина лопасти на радиусе г может быть выражена зависи-
мостью
(=(,—г, (6.63)
где ео—условная толщина лопасти на оси винта (может быть
принята e0=RtR, где Л)=0,07);
еир—толщина лопасти у края (может быть принята по извест-
ной эмпирической формуле eJ(p=0,00016 (50—/?)7?).
Таким образом,
е=К, (К—г)+е„-^-;
Jrfr «_=is. [К1(Л-г„) +е№ (1+^-)];
Если принять Гст — 0,2R; /«₽=0,00016 (50 — R)R, то получим
-5Й- = т+----------Ч-------. (6.65)
С„ 0.03/? (1—0,025/?)
Следовательно, относительный допуск по весу лопасти состоит
из двух слагаемых. Первое равно относительному допуску по тол-
щине лопасти т, второе является функцией абсолютного допуска
по толщине лопасти п и радиуса виита R. Эта функция представ-
лена графически на рис. 6.23.
Выше было показано, что форма задания допуска по толщине
и форме т % 4-л мм является неудачной.
Рассмотрение рис. 6.23 вновь подтверждает это положение. Для
малых гребных винтов наблюдается резкое влияние абсолютной
части допуска по толщине п и существенное увеличение относи-
тельного веса лопасти. Поэтому примем за основу только влияние
процентной составляющей допуска по толщине на вес лопасти,
т. е.
Из формулы (6.66) следует, что в нормативных документах до-
пуск по весу лопасти следует принимать равным положительному
допуску по толщине.
263
Относительный допуск по весу гребного винта можно предста-
гь как АУ-. .
Дбл_______1_____ Дол J?
G„ 1 I ^ст бл Сл
20л
(6.67)
где GCT — вес ступицы винта.
Зависимость коэффициента К от числа лопастей z и отношения
представлена на рис. 6.24.
Ол с
Выполненный анализ значений отношения по ограничен-
ному числу фактически существующих гребных винтов показал,
Рис. 6.23. Вливиие абсолютной час-
ти допуска по толщине на относи
тельный допуск по весу лопасти.
что это отношение может быть при-
нято равным 0,65, а коэффициент К.
может быть принят 0,87.
Соответственно в нормативах
допуск по весу гребного винта мож-
но принять
^£=0,87-^-.
6 бл
Анализ требований к статической балансировке. В комплексе
вопросов, связанных с назначением норм точности изготовления
гребных винтов, особое место занимают требования к механиче-
ской уравновешенности [28].
Механическая неуравновешенность гребных винтов вследствие
несовпадения оси вращения винта и главной центральной оси
инерции вызывает неуравновешенные центробежные силы. При
эксплуатации гребных винтов, изготовленных в пределах геомет-
рических допусков, центробежная сила от механической неурав-
новешенности меньше по величине, чем периодические возмущаю-
щие силы, являющиеся следствием гидродинамической неуравно-
вешенности гребного винта.
264
Однако статическая и динамическая неуравновешенность греб-
ных синтов может также являться одной из составляющих об-
щего комплекса причин, вызывающих вибрацию корпуса первого
порядка и разрушение дейдвудного подшипника. Поэтому наибо-
лее правильно было бы назначать нормы допустимой неуравнове-
шенности гребных винтов исходя из эксплуатационного влияния
ее на работу валопровода и возмущающего воздействия на корпус
судна.
К сожалению, существующая методика расчета вибраций кор-
пуса разработана применительно к условиям проектирования суд-
на и заложенные в ней предпосылки основаны на силах и момен-
тах, возникающих в результате лишь гидродинамической неурав-
новешенности.
При разработке первых редакций проекта рекомендаций ИСО
Ван Ламмереп предложил связать геометрические допуски на из-
готовление винтов с нормами на механическую уравновешенность.
Исходя из этого, автор первых рекомендаций ИСО вообще исклю-
чил требования к статической балансировке. Однако, как показали
исследования Боженко [28], допуски при этом ужесточаются до
таких значений, при которых изготовление гребных винтов в про-
изводственных условиях невозможно.
Кроме того, такое ужесточение допусков не исключает стати-
ческую неуравновешенность вследствие возможных литейных внут-
ренних пороков и неблагоприятного сочетания отклонений в пре-
делах допусков.
В общем машиностроении нормы статической неуравновешен-
ности регламентируются величиной отношения допустимой неурав-
новешенной центробежной силы или ускорения к весу изделия
или ускорению силы тяжести.
Аналогичный подход имеет место и применительно к гребным
винтам в нормативных документах ряда стран. Наиболее распро-
страненной является принятая в США формула инж. Маллоцци,
регламентирующая величину уравновешивающего груза, основан-
ная на положении, что допустимая величина центробежной силы
неуравновешенного гребного винта при наибольшем числе оборотов
не должна превышать 1 % веса гребного винта. В этом случае до -
пустимый уравновешивающий груз, подвешенный на конец ло-
пасти, будет г
9 :895Q_H_ кге. (6.68)
В Японии для изготовления экспортных гребных винтов ус
пешно применяется формула, предусматривающая, что неуравно-
вешенная центробежная сила составляет 2% от веса гребного
винта г
q 17900 — кге. (6.69)
Rrfi
Аналогичные формулы и принцип подхода к статической ба-
лансировке применяются во многих странах (Франция, Италия
и др.).
265
И все же подобный подход к нормированию статической урав-
новешенности гребных винтов встречает серьезные возражения.
Дело в том, что при ограничении остаточного дебалапса величиной
уравновешивающего груза не учитывается чувствительность ба-
лансировочного устройства. Даже при наличии устройства, обла-
дающего низкой чувствительностью, гребной винт с подвешенным
уравновешивающим грузом может оказаться в безразличном по-
ложении, но фактический остаточный дебаланс будет чрезмерно
велик.
В представленных формулах величина уравновешивающего
груза зависит от скорости вращения винта. В действительности
же, в процессе статического уравновешивания гребной винт нахо-
дится в статическом положении или совершает колебательные дви-
жения. Поэтому формулы (6.68) и (6.69) не отражают существа
выполняемых действий при технологической операции.
Результатом этих возражений явились нормы по проверке ка-
чества статической уравновешенности гребных винтов, установлен-
ные требованиями первой редакции стандарта ИСО, ГОСТ 8054—
59 и Правилами Регистра СССР. По этим требованиям качество
балансировки полностью уравновешенного гребного винта прове-
ряется страгивающим контрольным грузом, подвешенным к внеш-
ней кромке горизонтально расположенной лопасти и контролиру-
ющим по существу степень соответствия чувствительности балан-
сировочного устройства габаритам балансируемого винта.
Величина контрольного страгивающего груза определяется по
формуле
Ч=К^-. (6.70)
К дополнительным можно отнести требования, содержащие
ужесточение при выборе коэффициента К в зависимости от числа
оборотов, а также требования, предъявляемые не только к конт-
рольному страгивающему грузу, но и к грузу качения.
Величина коэффициента К в различных нормативах по-раз-
ному принимается, что связано с многообразием методов и средств
балансировки, а также с отсутствием единой методики назначения
допусков на балансировку гребных винтов.
Все эти положения вызвали принципиальные возражения про-
тив норм, рекомендованных ИСО, со стороны стран, являющихся
наиболее крупными поставщиками гребных винтов на мировом
рынке, т. е. Англии, ФРГ, Италии, Голландии и др.
Исходя из этого, представляется целесообразным проанализи-
ровать существующие требования.
Расхождения в подходе к вопросу о назначении норм по вели-
чине центробежной силы и по проверке чувствительности устрой-
ства являются кажущимися. В принципе эти показатели можно
представить себе как крайние пределы общего поля технологиче-
ского допуска на статическую уравновешенность. Уравновешива-
ющий груз в формулах типа (6.68) и (6.69) можно рассматривать
266
как верхний предел положительного допуска, а нормы по проверке
чувствительности устройства — как нижний предел этого поля.
При таком представлении эти нормы можно сравнивать количе-
ственно.
В качестве объектов сопоставления приняты нормы ГОСТ
8054—59, Правил Регистра СССР, согласованных правил класси-
фикационных органов стран СЭВ, МРТУ 485—699—69, а также
нормы по формуле Маллоцци и по японской формуле.
По всем этим формулам вес допустимого уравновешивающего
или контрольного груза может быть выражен в общем виде как
где G — вес гребного винта, в тоннах,
R—радиус випта, в метрах;
/С—коэффициент, зависящий от принятого подхода к техно-
логии балансировки.
В табл. 6.8 приведены значения коэффициента К в различных
нормативных документах.
На рис. 6.25 представлены кривые зависимости коэффициен-
тов К. от числа оборотов винта применительно к условиям, при
которых центробежная сила от остаточного дебаланса нс превы-
шает соответственно 1%, 2%, 4% веса гребных винтов. Сопостав-
ление принятых в формулах коэффициентов К с этими кривыми
позволяет констатировать следующее.
Для обеспечения остаточпого дебаланса, регламентирующего
центробежную силу в пределах 2% веса внита, коэффициент К. не
должен превосходить значений 1,0—0,4 для гребных винтов со
скоростью вращения меньшей 200 об/мин.
Нормы ГОСТ 8054—59 по статической балансировке представ-
ляются чрезмерно низкими.
Правила Регистра СССР не содержат требований, в прямой
или косвенной форме ужесточающих нормы балансировки для
винтов со скоростью вращения большей 250 об/мин.
По рекомендациям ИСО для винтов класса X величина цент-
робежной силы может быть в пределах 4% от веса винтов.
Для апробации полученных выводов были произведены рас-
четы, анализ которых позволил констатировать следующее:
— при сравнении нормативов на величину центробежной силы
от допускаемой неуравновешенности оказалось, что для крупных
гребных винтов (О>4,8 м; 160 об/мин) она находится в пределах
1—2% от веса виита.
Для винтов, имеющих более 300 об/мин, величина центробеж-
ной силы возрастает (свыше 2%). В то же время по формуле Ре-
гистра СССР для этих гребных винтов предусмотрено значение
коэффициента К=0,5-?-0,4, т. е. требования оказываются менее
жесткими, чем для крупных гребных винтов, где К'=0,3.
Наряду с произведенным анализом, инж. Богораз Б. И. про-
вела обследование состояния балансировочного оборудования и
267
Таблица 6.8
Значения коэффициентов К в различных нормативных документах
Нан нено ванне документа Коэффициент К Особые условия
Вес винта Скорость враще- об.мии
Класс винта
Высший Обычный
I ОСТ 8054—59 1 2 - -
Правила Регистра СССР 0.5 0.4 0.3 0.8 06 0.4 до 10 т Св.^10 до -
Согласованные Правила стран СЭВ 0.5 0.75 ПДэ СИ. 10 т до 10 т * Ют » 10 т до 200 200—500 более 500
Формула Маллончи (США) Японский стандарт 8950 17 000 -
Рекомендации I4CO Класс винтов до 160
S I II III
1.2 1.8 2.7 5.4
30720 п" 46 080 69 120 и" 138240 более 160
МРТУ485—699—69 Груз к а- 0.6 - до №0
15360 - болев 160
вающий груз О.5
выяснил состояние вопроса на ведущих заводах, изготовляющих
гребные винты.
Исходя из физических основ проведения статической баланси -
ровки, совокупности данных по обобщению опыта отечественных
заводов и проведенному анализу можно констатировать, что наи-
более целесообразной формой требований к статическому урав-
новешиванию являются нормы, регламентирующие степень чув-
ствительности балансировочного стенда. Однако эти нормы дол?
Й68
жны быть ориентированы по материалам анализа на предельный
остаточный дебалапс, вызывающий при эксплуатации центробеж-
ную силу, не превышающую 2% веса виита, что следует из опыта
работы заводов по отечественным нормативам, а также опыта
японской промышленности по изготовлению гребных винтов.
Рис. 6.25. Зависимость коэффициента К от числа оборотов винта
l — при С'=0.01 G. 2 — К=17900/Иа при С==0.02 G, 3 —«=35800
при <?=0.04 G. 4 — К —по рекомендациям ИСО, класс 5. 5 — значения К по
В качестве норматива должна приниматься формула, регла-
ментирующая контрольный груз, т. е. формула типа
Величина коэффициента К должна включать дифференциацию
по числам оборотов, но эти числа оборотов не должны входить
в формулу подсчета груза. Диапазон изменения коэффициента К
для винтов, имеющих до 400 об/мин, будет 0,4—0,1, для винтов
2®
с 400<д<1000 об/мин коэффициент К уменьшается от 0,1 до-
0.018.
Для уточнения коэффициента К и проверки полученных выво-
Рис. 6.26. Зависимость величины страгивающего груча q
от радиуса винта при различных значсвиях Кил
дов построены графики зависимости величины страгивающего
груза q от радиуса виита при определенных допущениях для К.
н п:
К-1; 0,5; 0,4; 0,3; 0,1 (рис. 6.26).
л=100, 200, 300, 400, 500 об/мин при условии C=0,02G.
270
Трсйования. предъявляемые к чистоте поверхности лопастей в различных нормативных документах
271
Анализ кривых позволяет констатировать, что К=0,4 целесо-
образно принимать для винтов с п^200 об/мин; для винтов
с 200<л<400 об/мин коэффициент К=0,1.
Эти рекомендация (28] были приняты, нашли свое отражение
в ГОСТ 8054—72 и без достаточных оснований отвергнуты.
Одними из наиболее важных и ответственных являются требо-
вания, предъявляемые к чистоте обработки лопастей и ступиц, ко-
торые обусловливают степень соответствия гребпого винта двига-
телю и основные гидродинамические и эксплуатационные свойства
гребного винта.
В настоящее время имеется достаточно большое число самых
разнообразных исследований, посвященных вопросу влияния со
стояния поверхности лопастей на эффективность работы гребных
внитов. В более ограниченном масштабе имеются сведения о'со-
стоянии поверхности лопастей из материалов различных марок
в процессе провзводства и эксплуатации гребных винтов. Эти дан
ные позволяют сформулировать общие требования к чистоте по-
верхности лопастей (табл. 6.9). Однако при изготовлении гребных
винтов существенный интерес представляют не только абсолютные
требования к чистоте поверхности, определяющие в значительной
степени технологию и трудоемкость механической обработки отли-
вок гребных винтов, ио и дифференциации этих требований по
длине лопасти. Так, например, обработка лопасти в районе кор-
невых сечений и переходных галтелей крайне трудоемка и повы-
шенные требования к чистоте поверхности в этом районе намного
усложняют и удорожают процесс производства.
Все эти вопросы достаточно подробно рассмотрены в работе
[29].
§ 6.2. Отдельные требования к эксплуатации гребных винтов
В настоящем параграфе не ставится задача сформулировать
и обосновать все многочисленные и разнообразные требования,
предъявляемые к эксплуатации гребных винтов. Поэтому ограни-
чимся рассмотрением лишь тех проблем, которые возникают пе
ред конструкторами в период конструирования винтов, либо при
решении вопросов, поставленных эксплуатационниками.
Одно из наиболее важных требований—это возможность со-
хранить в процессе эксплуатации первоначальную чистоту новерх-
пости лопастей гребного внпта. Изменение шероховатости поверх-
ности лопастей повышает сопротивление профиля и увеличивает
момент сопротивления винта вращению, уменьшает упор и, соот
ветственно к. п. д. вннта в целом.
Решение этой задачи частично обеспечивается надлежащим вы-
бором материала винта (см. главу пятую).
Однако шероховатость лопастей, изготовленных даже из высо-
кокачественных цветных сплавов, изменяется как в процессе хра-
нения гребных винтов на воздухе, так и в процессе достройки
судна и особенно во время эксплуатации.
272
Опыты, проведенные автором, показали, что гребной вннт из
латуни ЛМцЖ 55—3—1, изготоаленный с первоначальной чисто-
той поверхности, имеющей среднюю высоту микронеровностей
Rz=2,34-3,4 мк, т. е. соответствующую V86—V7ea по ГОСТ
2789—59, после хранения па воздухе в условиях южного климата
в течение 12 месяцев имел шероховатость /?z=9,8 мк, т. е. V6a.
После тщательной очистки лопастей от окислой пленки механиче-
ским путем шероховатость винта составила /?г=4,2 мк, т. е. V76.
По данным BSRA гребные винты с первоначальной шерохова-
тостью Rz—3—5 мк через 7 месяцев эксплуатации приобретают
шероховатость /?2=754-80 мк.
По данным фирмы «Липе» (Голландия), гребные винты, пер-
воначально обработанные под чистоту поверхности Rz=5—10 мк,
в зависимости от материала через равный эксплуатационный пе-
риод приобретают следующую шероховатость:
— изготовленные из маганцовистой латуни—до /?г=300 мк;
из высокопрочной бровзы—до /?z=60 мк. Падение к. п. д. винта,
обусловленное увеличением шероховатости, может быть оценено
по формуле
Лч,Л)„ 0,15еЦ»-----1.15) С'“ , (6.71)
* \Н!В • ) %
где с, и r,„-|l,89+l,62 IglfepW.)8-5];
bcv—средняя ширина лопасти;
Кг — средняя высота бугорков шероховатости, соответ-
ственно в начальный период эксплуатации при опре-
делении и в рассматриваемый период — при опре-
делении— с1ш.
В главе V отмечалось, что все материалы, применяемые для
изготовления гребных виптов, подвержены коррозионному и эро-
зионному износу. В наименьшей степени эти формы износа свой-
ственны гребпым винтам из высокопрочных никель-алюминиевых
и марганцовистых бронз. Поэтому все положения, относящиеся
к этим материалам, в еще большей степени относятся ко всем
остальным.
Гребные винты из любого материала в период достройки судна
наплаву покрываются тонким, плотным и прочным слоем карбона-
тов магния и кальция, выделяемых из морской воды вследствие
коррозионного процесса, в котором катодом является гребной
винт.
В первый период эксплуатации происходит местное нарушение
известковой пленки, особенно в зоне повышенных окружных ско-
ростей. Небольшие обнаженные анодные участки поверхности ло-
пасти быстро корродируют, интенсивно повышая шероховатость
гребного винта. Поэтому непосредственно перед спуском судна
гребной винт должеп быть покрыт толстым слоем водонепроницае-
мой смазки, изолирующей его от воды и нарушающей электриче-
ский контакт с корпусом.
10 Ф. М Кацман. Г М. Кудреватый
273
Перед отправкой нового виита заказчику на заводе-изготови-
теле должны покрыть винт лаком и желательно цветной пласти-
ковой пленкой, которую следует удалить перед началом эксплуа-
тации. Водонепроницаемую смазку также необходимо снять до
начала эксплуатации.
Аналогично известковым покрытиям неблагоприятную роль
играет краска, которой иногда покрывают гребные винты из угле-
родистых и нержавеющих сталей. Все краски и покрытия явля-
ются гндропористыми, кроме того, они недостаточно прочны и не
6-500*260;
=400*240;h до 1,2
Рис. 6.27. Эрозионные разрушения на засасывающей поверхно
ста гребного винта танкера Прага за 28 месяцев эксплуатации
S — площадь разрушения, мм2; h — глубина разрушения, мм.
могут-противостоять кавитационной и абразивной эрозии. При на-
рушении целостности покрытия происходит интенсивная местная,
а затем и общая коррозия.
Поэтому покрывать краской находящиеся в эксплуатации
гребные винты, изготовленные из любых материалов, не рекомен-
дуется. Особенно необходимо следить за тем, чтобы в процессе
окраски корпуса судна в доке на гребные винты не попадали
брызги и подтеки антиобрастающих и защитных красок.
В период эксплуатации гребной винт подвержен эрозионным
разрушениям, обусловленным явлениями кавитации. С увеличе-
нием габаритов гребных винтов, возрастанием нагрузок на винты,
увеличением полноты корпуса, а следовательно, и неравномерно-
сти потока, яаления кавитационной эрозии стали все чаще наблю-
даться на гребных винтах транспортных судов, особенно на вин-
тах крупных танкеров и рудовозов. В течение многих лет эрозион-
ные разрушения наблюдаются на гребных винтах танкеров типа
Казбек, Прага, София, а также судов типа Ленинский Комсомол.
Процесс эрозионного разрушения на лопастях гребных винтов
транспортных судов, как правило, протекает очень медленно и но
сит локальный характер. Так, по данным Георгиевской [И], макси-
мальная глубина очага эрозии на винте танкера Прага после
23000 часов эксплуатации составила Л*» 10 мм (рис. 6.27).
Характерно, что в процессе эксплуатации скорость развития
эрозионных повреждений со временем уменьшается. Об этой тен-
денции свидетельствуют, в частности, наблюдения за развитием
эрозии на гребном винте т/х Ракета (рис. 6.28). Поэтому, как
показывает опыт, с точки зрения непосредственного разрушения
лопасти очаги эрозии как правило не
опасны и их следует принимать во вни-
мание лишь тогда, когда они имеют ши-
рокое распространение по площади ло-
пасти и могут повлиять на величину про-
фильных потерь или стать возможным
источником концентрации усталостных
напряжений.
На интенсивность эрозионных разру-
шений очень влияют самые незначитель-
ные отклонения от плавности профиль-
ных сечений, загибы кромок, отклонения
в расоределении шага, толщины, кри-
визны сечений и т. п.
Рис. 6.28. Тенденция изме-
нений максимальной глуби-
ны эрозионных поврежде-
ний от времени на гребном
винте т/х Ракета.
Гребные винты из любых материалов подвержены обрастанию
морскими организмами и водорослями. Обрастание обусловли-
вает макронеровную шероховатость лопастей, когда высота бу-
горков достигает 10—15 мм. Влияние такой шероховатости на про-
пульсивные качества гребных винтов подробно рассмотрено в ра-
боте [29]
Совокупное воздействие на поверхность лопастей электрохими-
ческого процесса коррозии, эрозии, а также обрастания требует
систематического обслуживания гребных винтов в эксплуатации
и принятия конструктивных мероприятий, которые рассмотрены
ниже.
Многолетние наблюдения автора позволяют утверждать, что
даже систематические очистка и шлифовка лопастей во время
эксплуатации судна (наряду с аналогичными мероприятиями по
корпусу) не восстанавливают в полной мере первоначальных гид-
родинамических качеств гребного винта. Это положение иллюст-
рируется данными по эксплуатации четырех судов, приведенными
на рис. 6.29 и 6.30, наглядно подтверждающими, что гребные вин-
ты в процессе эксплуатации систематически гидропипамически
«утяжеляются».
— По японским наблюдениям [64] через четыре года эксплуа-
тации частота вращения гребного винта дизельного судпа умень-
шается на 3 рб/мин при номинальных 130 об/мин. На рис. 6.31
10*
275
Рис. 6.29. Изменение скорости хода т/х Колы wдес и т/х Кунгурлес
до и после докования
Рис. 6.30 Изменение скорости хода т/х Беломорскдес и Андомадес до и
после докования
276
приведена зависимость числа оборотов гребного винта крупнотон-
нажного танкера, построенная в зависимости от числа рейсов. По
оси абсцисс отложены рейсы от 1-го до 43-го после начала эксплу-
атации. Здесь же вертикальными линиями нанесены четыре доко-
вания судна. Рис. 6.31 наглядно демонстрирует существенное воз-
растание момента сопротивления винта вращению и соответству-
ющее падение чисел оборотов, обусловленное только увеличением
степени шероховатости корпуса и состоянием лопастей гребного
винта. Поэтому гребные винты, даже правильно спроектирован-
ные, приходится в процессе эксплуатации приводить в соответст-
вие с силовой установкой судна.
Рис 6.31. Изменение числа оборотов гребного винта танкера в течение его экс-
плуатации.
Конструктору гребных винтов по заданию эксплуатирующих
организаций часто приходится решать задачи, связанные с при-
ведением в соответствие силовой установки и гребных винтов, ко-
торые по ряду причин оказались гидродинамически «тяжелыми»
или «легкими». Необходимость решения этих задач может возник-
нуть вследствие неправильно выбранного расчетного режима, оши-
бок в оценке сопротивления или параметров взаимодействия винта
с корпусом, изменений условий эксплуатации или исходных харак
теристик силовой установки, недоучета конструктивных особенно-
стей спроектированного гребного винта или двнжительного комп-
лекса и пр.
Несоответствие гребного винта особенно влияет на работу ди-
зельной силовой установки. Гребные винты, элементы которых
рассчитаны на режим ходовых испытаний, в процессе эксплуата-
ции судна начинают работать по «утяжеленным» винтовым харак-
теристикам, перегружая двигатель по моменту и обусловливая
его работу в зоне повышенных тепловых ц механических перетру
зок. Это существенно влияет на надежность работы двигателя,
поскольку ухудшение параметров его рабочего процесса приводит
к снижению мощности. Гидродинамически «легкие» винты, раз-
вивающие меньший момент сопротивления вращению, также
277
снижают мощность вследствие воздействия регуляторов предель-
ных или постоянных чисел оборотов на органы подачи топлива
Во многих подобных случаях внесение некоторых изменений в элг.
менты гребного винта может значительно улучшить положение
если эти изменения создадут наиболее благоприятный режим дл»
работы дизеля.
На практике у цельнолитых гидродинамически «тяжелых» вив-
тов приходится уменьшать диаметр, прибегая к подрезке концов
лопастей. Поскольку величина крутящего момента, развиваемого
гребным иянтом, изменяется пропорционально диаметру винта
в пятой степени, то изменение диаметра является наиболее эф-<
фективиой мерой изменения момента сопротивления винта вра-'
щению.
Исправление гидродинамически «легких» винтов путем увели-
чения диаметра оказывается значительно более сложным в техно-
логическом отношении и в большинстве случаев неосуществимо
в связи с отсутствием необходимых запасов по зазору между кон-
цами лопастей и корпусом судна. ,?
В тех случаях, когда применяются винты со съемными лопас-
тями и есть возможность корректировать шаг посредством пово-
рота лопастей, эта проблема решается довольно просто. ,1
Рассмотрим более подробно случаи исправления гидродинами-
чески «тяжелого» и «легкого» винтов. Для определения необхо-
димой величины обрезки концов лопастей цельнолитого гидроди-
намически «тяжелого» винта нередко производят расчет уменьше-
ния диаметра винта по диаграммам систематических испытаний
моделей гребных внитов. Исходя из условия, что крутящий мо-
мент, подводимый к винту, и шаговое отношение винта постоянны,
методом последовательных приближений или графической интер-,
полицией находят величину диаметра винта, обеспечивающую
нужный момент. При этом с тех же диаграмм снимают значения <
к. п. д. винта в свободной воде и по известным расчетным схемам
определяют достижимую скорость хода.
Однако такой метод определения величины изменений диа-
метра страдает значительными неточностями, связанными с невер-
ными предпосылками, заложенными в расчет.
Экспериментальное исследование моделей гребных винтов, гео- j
метрические элементы лопастей которых подвергались изменению
аналогично тому, как это делается практически при исправлении ,
цельнолитых винтов, было проведено Ван Ламмереном. Было ус-
тановлено, что расчет изменения диаметра внита по диаграммам
систематических испытаний моделей может быть выполнен только
в том случае, если имеет место геометрически подобное уменьше-
ние дискового отношения и относительного диаметра ступицы,
т. е. так, как это имеет место при систематических испытаниях .
моделей, или когда один винт заменяют другим, с уменьшенным -<
диаметром.
В действительности же, уменьшение диаметра винта осуществ- J
ляется путем плавной обрезки концов лопастей, в лучшем случае у
так, как показано на рис. 6.32. При таком уменьшении диаметра
происходит увеличение дискового отношения^ винта, увеличение
относительной толщины лопастей в периферийной части и увели-
чение относительного диаметра ступицы винта. Иначе говоря,
геометрически подобного уменьшения всех элементов внита не
происходит. На рис. 6.32 показало относительное изменение гео-
метрических элементов винта при обрезке концов его лопастей
в пределах от 1,0/? до 0,7/? (где /? —радиус винта до обрезки).
При испытании моделей таких обрезанных винтов было уста
повлепо. что их кривые действия в свободной воде заметно отли-
Рис. 6.32. Относительное изменение элементов гребного винта при обрезке
лопастей.
чаются от тех, которые получаются при геометрически подобном
уменьшении виита.
Чтобы получить количественную оценку влияния несоблюде-
ния подобия, модель винта двухвинтового судпа была испытана
в опытовом бассейне в свободной воде, при систематическом
уменьшении лопастей путем обрезки (.0=4,45 м; 6=0,4;
г=4; /Vp=2X4000 л. с.; п=120 об/мин). Результаты испытаний
приведены па рис. 6.33.
С использованием полученных кривых, а также обычных диа-
грамм систематических испытаний моделей винтов серии В.4.40
были проведены расчеты для к. п. д. и числа оборотов по мере
уменьшения диаметра винтов.
Результаты расчетов подтверждают известное эмпирическое
правило, согласно которому 1 % разницы в числе оборотов винта
соответствует приблизительно 1,0—1,5% разницы в его шаге.
В среднем можно принимать 1,25%. Отсюда были сделаны прак-
тические рекомендации по корректировке гидродинамически «тя-
желых» гребных винтов. Если гребной винт гидродинамически
«тяжел» и не выбирает необходимого числа оборотов, то можно
278
279
уменьшить диаметр винта на величину, соответствующую поправке
на шаг. Это положение, высказанное впервые Э. Э. Папмелем, oc-j
повано на том, что у гребного винта можно в определенных пре-!
делах изменять диаметр и шаг, не изменяя развиваемого винтом
крутящего момента, т. е. не изменяя числа оборотов двигателя,
если сумма шаг+диамётр (H+D) остается постоянной. Ван Лам-
мерс» отмечает, что для винтов с большим дисковым отношением
эти пределы шире 10%, а для винтов с малым дисковым отноше-
Рис. 6.33. Кривые действия винтов с обрезанными лопастями ври
испытании в свободной воде.
пнем уже 5%. Однако это правило справедливо только для тех
винтов, при уменьшении диаметра которых сохраняется геометри-
ческое подобие.
По результатам проведенных расчетов можно сделать следую-
щие выводы в отношении винтов, уменьшаемых или, точнее, обре- =•
заемых без сохранения геометрического подобия. ’ 4
Снижение к. п. д. обрезаемых винтов значительно больше, чем ;
при уменьшении диаметра винта с сохранением геометрического
подобия, и приблизительно в два раза больше, чем у геометри-
чески подобных винтов. Из кривых действия обрезанных винтов, *
приведенных на рис. 6.33, видно, что почти во всем диапазоне от- i
ноентельпых поступей кривые коэффициентов упора Ki и момента
Кг идут практически эквидистантно, причем значения коэффициен- -
тов возрастают по мере обрезки лопастей винта.
280
В связи с этим можно установить следующую приближенную
количественную зависимость увеличения коэффициентов упора
ДКь и момента ККг от относительного уменьшения радиуса винта
(на каждые 0,05/? при НfD и lp=const):
r!R=0,05.......AKi«0,025.......ДЛ2=0,007.
Тогда к. п. д. обрезанного гребного винта i/p, с учетом измене-
ния кривых действия в свободной воде, может быть вычислен по
формуле
= Лг+Д/<1- . . (6.72)
р КаЧ-ДК, 2п
При обрезке гребного винта число оборотов двигателя возрас-
тает лишь на % того числа оборотов, которое получается при
геометрически подобном уменьшении винта Это объясняется тем,
что эффективный шаг обрезанного винта увеличивается.
С учетом полученных результатов можно прийти к заключению,
что при необходимости обрезать «тяжелый» винт, следует снять
такую часть лопастей, величина которой в 4/з раза будет превосхо-
дить величину, получаемую согласно расчету по диаграммам си-
стематических испытаний моделей гребных винтов или вытекает
из зависимости К+D=const.
Определение скорости хода судна с обрезанным винтом выпол-
няется по обычной схеме с учетом снижения к. п. д. обрезанного
винта f]'p.
Рассмотрим один из вариантов исправления гидродинамически
«легких» гребных винтов.
Для исследования этого вопроса Ван Ламмерен проводил ис-
пытания моделей винтов, лопастям которых была придана вогну-
тость по нагнетающей поверхности. Известно, что придание вог-
нутости лопастным сечениям по нагнетающей стороне приводит
к увеличению их эффективных углов атаки и соответственно к уве-
личению эффективного шага винта.
В бассейне были испытаны стандартные модели винтов серии
В.4.40 с шаговым отношением HolD—0,80. Вогнутость была при
дала в основном периферийной части лопастей, причем вогну-
тости достигали максимальных величин на относительных радиу-
сах rfR-tyd, где они доходили до 0,25 и 0,50 толщины лопаст-
ного сечения.
Как отмечает Ван Ламмерен, такая вогнутость вряд ли может
иметь место на практике в связи со значительным уменьшением
момента сопротивления сечений. Результаты испытаний моделей
этих винтов в свободной воде представлены в виде кривых дей-
ствия на рис. 6.34. ,
Расчет числа оборотов, проведенный применительно к судну,
имеющему винт с вогнутыми лопастями, показал, что максималь-
ная вогнутость в 25% от толщины сечения дает снижение числа
оборотов всего лишь на 1,2%, а максимальная вогнутость в 50%
толщины сечения дает снижение числа оборотов только На 1,8%.
Снижение к. п. д. винта при этом весьма незначительное. Таким
281
образом «утяжеление» «легких» гребных винтов посредством пр
дания лопастям вогнутости по нагнетающей поверхности оказ;
лось мерой весьма неэффективной, поэтому оно не может быт
рекомендовано для практических целей.
Более эффективной мерой, к тому же более простой в технолог
гическом отношении, неоднократно проверенной авторами, сле^
дует считать подрубку лопастей по шагу* путем увеличения шагсь
вых углов лопастных сечений.
Рис 6.34 Кривые действия винтов в свободной воде с различной вогнутость»»
на нагнетающей поверхности лопастей.
-------винт А----------------винт В------------винт С
Подрубка осуществляется по нагнетающей поверхности от вхо-
дящей кромки лопасти, по соответствующим шаблонам, с сохра-
нением плоско-выпуклой формы сечений (рис. 6.35).
При такой подрубке лопастей происходит незначительное
уменьшение дискового отношения винта в связи с уменьшением
ширины лопастей, а также некоторое увеличение относительной
толщины сечений. Поэтому с допустимой точностью можно счи-
тать, что в этом случае все' геометрические элементы винта (кроме
шага) остаются неизменными. Для наглядности проиллюстрируем
расчет подрубки лопастей для гидродинамического «облегчения»
винта примером.
На судне установлен гидродинамически «легкий» гребной винт
диаметром Ь=4,5 м, имеющий шаг (постоянный) 77=3,6 м. В ре-
зультате проведенных испытаний судна установлено, что двига-
тель может развивать требуемую мощность только при числе обо-
282
ротов, на 5% превышающем их номинальное значение. Считая,
что для изменения числа оборотов на 1% нужно изменить шаг
на 1,25% (см. выше), определим процентное увеличение шага
для приведения числа оборотов к номинальному значению:
5X1,25=6,25%. Следовательно, шаг винта при этом будет
3,6X1,0625=3,825 м.
Определим величину подрубки лопастей по сечениям для полу-
чения среднего постоянного шага по лопасти 11=3,825 м, исполь-
зуя известное выражение для шага винта /7=2п/? tg<p, где <р —
шаговый угол сечения (табл. 6.10).
Из приведенного расчета видно, что в корневой части макси-
мальное уменьшение шаговых углов, по сравнению с необходи-
мыми значениями составляет
около 2°. Однако при выполне- °) __________
иии подрубки по отношению .—
к постоянному шагу по лопа-
сти может иметь место иска-
жение контура лопасти (в свя-
зи с неодинаковым уменьше-
нием длины сечений). Поэтому
после расчета углов подрубки
(разность шаговых углов до и
после подрубки) лопастных се-
чений целесообразно нанести
полученные углы на чертежах
сечений спрямленного кон-
тура лопасти, и, в случае ис-
кажения контура (например, чрезмерного сужения конца лопасти),
произвести перераспределение углов подрубки сечений, несколько
увеличив углы подрубки в периферийной части лопасти и умень-
шив их в корневой, сохраняя постоянным средний шаг лопасти.
Г)
,T7mrr?l7777n>
Рис. 6.35. Подрубка лопастных сечений
гидродинамически «легких» гребных вин-
тов а — путем придания вогнутости;
б— путем увеличения шаговых углов
сечений (затушевана срубаемая часть
сечения).
Таблица 6.10
Расчет шаговых углов сечений для подрубки
rR Я.м До подрубки После подрубки Углы подрубки ф,—ф. град
U Ф Ф- град tg ф, ф„ град
0,3 0,675 4,25 0.845 40,2 0,905 42,1 1,9
0,8 1.125 7,05 0,510 27,0 0,543 28,5 1,5
0,7 1,575 9,80 0,367 20,2 0.390 21.3 1,1
0,9 2,025 12,75 0,282 15,8 0,300 16,7 0,9
Расчеты моментов сопротивления лопастных сечений, взятых
относительно их продольной оси, показывают, что при подрубке
сечения па угол 2°, величина момента сопротивления сечения
уменьшается на 30—35%. Если эту величину подрубки отвести
283
сечепия на
Рис. 6.36. Обрубка выхо-
дящей кромки лопасти по
японскому предложению
мого металла. Однако
к сечению лопасти, лежащему па относительном радиусе r)R=
=0,7 для винта, принятого в качестве примера, то это будет со-
ответствовать увеличению шага приблизительно на 12%, что мо-
жет дать снижение числа оборотов приблизительно на 9,5%.
Для сравнения можно отметить, что придание лопастному сече-
нию вогнутости (о которой говорилось выше) с уменьшением тол-
приводит к уменьшению момента сопротив-
ления сечения почти в четыре раза, что
совершенно неприемлемо с точки зрения
прочности.
В заключение можно добавить, что под-
рубка сечений может применяться и для
гидродинамически «тяжелых» виитов, с той
разницей, что в этом случае она осущест
вляется со стороны выходящей кромки и
приводит не к увеличению, а к уменьшению
шаговых углов сечений. Понятно, что под-
рубка лопастей может производиться глав-
ным образом на винтах из цветных сплавов,
так как подрубка стальных лопастей очень
трудоемка.
В Японии для компенсации ухудшений,
связанных с усугублением шероховатости
лопастей в период эксплуатации, был раз-
работан метод исправления «тяжелых»
гребных винтов посредством увеличения
подъема только выходящей кромки лопас-
тей [64], начиная от радиуса r/R=0,54-0,6
до конца лопастей (рис. 6.36). Этот метод
обладает тем преимуществом, что практи-
чески пе влияет на прочностные характери-
стики лопастей и является менее трудоем-
ким благодаря небольшому объему снимае-
сущсствснным недостатком метода являются
затруднения, связанные с достаточно точной оценкой необходимой
обрезки лопастей расчетом. На .рис. 6.31 было показано, как, ис-
пользуя этот метод в период четвертого доковапия, удалось поднять
число оборотов гребного пинта на 3 об/мин выше номинальных
130 об/мин. Сопоставляя этот метод с ранее описанным методом
обрезки гребных винтов по диаметру, японские исследователи от-
мечают, что обеспечение приращения 3 об/мин, проведенное ими
для двух супертанкеров, потребовало для обрубки кромок на вин-
тах 0 = 6,3 м и 0=6,95 м по два рабочих дня при участии в ра-
боте четырех рабочих и не привело к потере скорости хода. При-
менение обычного метода потребовало бы уменьшить диаметр
винтов па 7% и обусловило бы снижение скорости минимума на
0,2 узла.
Вследствие обрезки гребных винтов по диаметру или обрубки
кромок с целью гидродинамического «утяжеления» или «облегче-
284
ния» гребных винтов на них часто возникает явление «пения». Во
избежание этого, обработку кромок лопастей рекомендуется про-
изводить в соответствии с рис. 6.37 и табл. 6.11.
Коррозионная стойкость и коррозионно-усталостная выносли-
вость гребных винтов из всех материалов, особенно склонных
Рис. 6.37. Обработка кромок лопастей для предотвращения «пения»
/ — засасывающая поверхность; 2 — нагнетающая поверхность,
кромка. 4— выходящая ыюмка (размеры см в табл
3 — входящая
611)
Таблица 6.11
Размеры обрабатываемых кромок, мм
£> 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
15 17.5 20,0 22,5 25.0 27.5 30.0
<1 1.5 1,75 2.0 2.25 2.50 2,75 3.0
к тому или иному виду разрушения, существенно повышается при
наличии протекторной или электрохимической защиты.
Для обеспечения лучшего эффекта магниевые или цинковые
протекторы необходимо устанавливать непосредственно на греб-
ном винте, конструктивно впи-
сывая их в ступицу или, что
встречается чаще, в обтекатель.
Наиболее эффективным сред-
ством повышения коррозионно-
эрозионных свойств и коррози-
онно-усталостной выносливо-
сти материала гребных виитов
является электрохимическая защита. Конструктивная блок-схема
системы электрохимической защиты приведена на рис. 6.38.
Основным критерием электрохимической защиты является ми-
нимальная плотность тока и соответствующий ей защитный по-
тенциал. При квтодной защите предусматривается автоматическое
регулирование плотности защитного токв, так как она может су-
щественно меняться на стоянке судна или на ходу. Например, для
зашиты гребного винта из углеродистой стали на стоянке необхо-
285
димая плотность тока составляет 0,275—0,825 д/м2, а при 250-3
300 об/мин для защиты этого же винта необходима- плотность
тока до 2,75—3,85 а/м2.
В отечественном и зарубежном судостроении применяются
преимущественно хлорсеребряные электроды сравнения, работа-
ющие непосредственно в морской воде (открытого типа).
В качестве источников питания в системах катодной защиты
служат автоматические источники с релейным и непрерывным по-
тенциалом входных параметров (АСП, ПАК) -
Катодная защита уменьшает или совсем снижает влияние кор-
розионного фактора в общем процессе кавитационной эрозии ме-
Рис. 6.38. Блок-схема электрохимической защиты
таллов, весьма существенно повышает коррозионно-усталостную
выносливость материала, практически исключает обесцинкование
латуней и сводит на нет (или в значительной степени уменьшает)
коррозию гребных винтов. Результаты лабораторных кавитаци-
онных испытаний с одновременным применением электрохимиче-
ской защиты приведены па рис. 6.39.
При'конструировании гребных винтов, а также при их эксплу-
атации необходимо уделять большое внимание надежности сое-
динения винта с валом, монтажу и демонтажу винтов.
Некачественное соединение может привести к одному из следу-
ющих распространенных видов разрушения винта или вала: фрет-
тинг-коррозии поверхности вала или ступицы в месте соединения
(см. рис. 6.40), трещинам в районе шпоночного паза, трещинам
в районе большого конуса вала, коррозионно-усталостному рас-
трескиванию внешней поверхности ступицы. В первую очередь
должно быть обращено внимание на контроль за натягом и на
гидроизоляцию ступицы.
Надежность соединения гребного винта с валом в большей сте-
пени зависит от надежности уплотнений, устанавливаемых в про-
цессе моптажа. Уплотнения предотвращают проникновение воды
286
к незащищенным поверхностям гребного вала, вследствие чего
исключается возможность возникновения коррозионного разруше-
ния и снижения предела выносливости материала вала. Поэтому
на конструкцию уплотнений при конструировании винта и про-
верку их работы после монтажа винта следует обратить особое
внимание.
Из эксплуатационных факторов, снижающих надежность сое-
динения в процессе монтажа и демонтажа, большое значение
имеют:
— недостаточный натяг, приводящий к возникновению фрет-
тинг-коррозии и разбалтыванию соединения;
Рис. 6.39. Влияние катодной поляри
зацни на кавитационную стойкость
различных сплавов.
Г—углеродистая сталь; 2 —латунь ЛМцЖ
55—3—1; 3 — высокопрочный чугун; 4—не
Рис. 6.40. Фреттинг-коррозияна
внутренней поверхности конус-
ного отверстия ступицы греб-
ных винтов на судах типа
Новгород.
— чрезмерный натяг, снижающий предел усталостной прочно-
сти материалов вала и винта;
— остаточные напряжения, возникающие при неравномерном
нагреве ступиц гребных винтов и приводящие к растрескиванию
внешних поверхностей ступиц.
Недостаточный и чрезмерный натяг в соединении гребного
винта с валом имеют место при неконтролируемой посадке греб-
ного винта на вал. Такой натяг возникает, как правило, при на-
садке габаритных гребных винтов с помощью затяжки концевой
гайки. В практике контроль за достаточностью напрессовки при
применении этого способа насадки нередко осуществляется на
слух — по «чистому металлическому звону» при ударе по руко-
ятке ключа. Естественно, что подобный метод оценки абсолютно
неприемлем. Насадку с помощью затяжки концевой гайки можно
287
применять при монтаже лишь мелких и средних гребных винтов,
если имеется возможность создать требуемый момент па ключе,
1 . (6.73)
[2(l-tg^tgp) з(^_^)] ' 7
где Ро—осевое усилие, Ро —W(tgq>+tg а),
d<-— средний диаметр резьбы нарезной части вала;
DT — диаметр опорной поверхности гайки:
do—диаметр отверстия ступицы винта;
ф— угол подъема резьбы, tgijj—- — ;
ndc
S — шаг резьбы;
р — угол трения в резьбе;
tg р — коэффициент трения в резьбе;
h—коэффициент трения гайки по торцу ступицы;
<р — угол трения;
с—угол наклона конической поверхности;
F — площадь конической поверхности;
Р — среднее удельное давление.
Чрезмерный натяг в соединении является следствием примене-
ния при насадке клиньев, и не только приводит к возникновению
больших монтажных напряжений, но и усложняет осуществление
демонтажа винта.
Для снижения усилий насадки и съема часто пользуются по-
догревом ступиц. Однако, как это было показано в главе пятой,
подогрев открытым пламенем, особенно латунных гребных вин-
тов, может привести к коррозионному растрескиванию и аварии
винта. Для обеспечения надежности соединений безусловными
преимуществами обладают бесшпоночные соединения, величина
натяга в которых составляет (14-1,2) 10-3 dep, где dep— средний
диаметр конуса вала. Такой натяг нетрудно осуществить с по-
мощью современных средств гидромонтажа, о которых будет ска-
зано ниже.
Типовые конструкции бесшпоночных соединений приведены на
рис. 6.41 и рис. 6.42. Съем гребных винтов при такой конструкции
облегчается тем, что по маслоподводящим отверстиям в месте со-
единения на сопрягаемые поверхности можно подать масло под
высоким давлением. На рис. 6.43 показана система подачи масла
на сопрягаемые поверхности гребного винта и ступицы, предло-
женная английской фирмой «Стоун». Равномерная подача масла
предусмотрена с помощью системы небольших осевых и кольце-
вых пазов в расточке гребного винта. Как показали исследования
сотрудников этой фирмы, коэффициент трения при подаче масла
под высоким давлением снижается примерно до 0,015.
Снижение коэффициента трения при гидропрессовых способах
насадкв и съема позволяет проводить эти операции без приме-
нения больших осевых усилий.
288
0,751-ю.
Рис 6.41. Конструкция ступицы гребного винта для гидропрессовой бесшио
ночной посадки и съема.
— медная прокладка;
2—заглушка.
Рис. 6.42. Конструкция ступицы сборного гребного винта для
гидропрессовой посадки и съема
В настоящее время предложено несколько новых конструкций
бесшпоночных соединений. На рис. 6.44 показана схема демпфи-
рующего прессового крепления гребного винт# на валу [13]. От-
сутствие шпонки в этой конструкции позволи/о выполнить в теле
ступицы кольцевую выемку, которая служит для обеспечения
демпфирующего прессового крепления гребного винта на валу.
Такая конструкция ступицы снижает кромочные напряжения
у торца ступицы со стороны большого основания кокуса.
На рис. 6.45 изображена схема посадки гребного винта на про-
межуточной втулке Стоун-пилгрим. Здесь промежуточная чугун-
Рис. 643. Система гидропрессовой посадки гребного винта на
вал фирмы «Стоун».
плунжер, 4 — гидравлический цилиндр; Б —
иавкя; 9 —средние масляные канавки; 10— носовые масляные канавки
пая втулка, предварительно притертая но конусу вала, крепится
в ступице винта при помощи специального соединения Аралдит
с натягом. Соединение Аралдит позволяет применять при механи-
ческой обработке поверхностей широкие допуски. Кроме того, это
соединение обладает многими преимуществами, главными из ко-
торых являются: меньший натяг для передачи того же крутящего
момепга (из-за более высокого коэффициента трения), а также на-
тяг, меньший требуемого, для компенсации разницы в темпера-
туре окружающей среды (так как в действительности в тем-
пературном расширении между втулкой и валом разницы нет);
возможность ослабления напряжений как в ступице, так и у носо-
вого конца конуса вала благодаря наличию разгрузочной канавки
(канавки для подачи масла предусмотрены для облегчения сня-
тия гребного винта).
290
Использование соединения предусматривается в сочетании
с гайкой Пилгрим (рис. 6.48).
Следует отметить, что, несмотря на очевидность преимуществ,
в отечественной практике бесшпоночные соединения получают не
достаточно широкое применение и внедряются крайне медленно.
Рис. 6.44 Схема демпфирующего прессового креп-
ления гребного винта ва валу.
— концевая гайка; 2 — отверстие для выпуска воздуха:
3 — кольцевая выемка; 4—ступица; 5—гребной вал
Рис. 6.45. Соединение гребного винта с валом
3—уплотнительное кольце
а втулка; 6 — отверстие дл
ка Пилгрим.
Очень ответственными операциями в период эксплуатации яв-
ляются монтаж и демонтаж гребных винтов с вала. При непра-
вильном производстве этих операций резко сокращаются сроки
службы гребного винта и вала. Как было показано, недостаточный
натяг в соединении гребных винтов с валами является причиной
291
усиленной фреттинг-коррозии сопрягаемых поверхностей, что резко
снижает долговечность гребных валов. Неконтролируемый и не-
равномерный нагрев снижает прочность гребнОго винта в эксплу-
атации. Эти, а также другие
Рис 646. Гидравлический домкрат осевого
f — игольчатый клапан, 2 — прижимное кольцо:
— уплотнение, 4 — гайка. 5—плунжер. 6 —ипу
цер. 7 — корпус комкрата. S — рукоятка
факторы, уменьшающие на-
дежность соединения, могут
быть исключены при совре-
менных способах монтажа
и демонтажа гребных вин-
тов.
Обычно монтаж гребного
винта производят с помо-
щью концевой гайки, ис-
пользуя в качестве основно-
го приспособления ключ,
а демонтаж — с помощью
механических и гидравличе-
ских съемников, конструк-
ции которых подробно опи-
саны в работе [27]. Однако
для современных крупных
гребных винтов эти приемы
могут оказаться непригод-
ными, поэтому в качестве
насадки гребных винтов на
валы применяют гидравли-
ческие домкраты.
Наиболее распростране-
ны гидравлические домкра-
ты осевого типа, один из ко-
торых показан на рис. 6.46.
В зависимости от размеров
вала, на который пасажи-
Таблица 6.12
Конструктивные размеры
гидраалических домкратов, мм
Дна метр вали 110-140 15U—210 220-XX1 .•20-400 43)GOJ 600-600 D 220 .<50 4Х> 60) > 645 1020 °п 295 «0 570 «о 711 Н® Ло 290 3!6 600 м £ = Я в зо 40 67 85 120 150 ISO a s g a ч ч в , * | 15 3) 40 60 75 65
вают ступицу, гидравличе-
ские домкраты этого типа
имеют конструктивные раз-
меры, приведенные в табл.
6.12. Рассмотрим пасадку
гребного винта гидравличе-
ским способом с примене-
нием осевого домкрата
(см. рис. 6-47).
Гребной винт свободно
устанавливают на конус
вала, поверхность которого
предварительно смазана
тонким слоем масла. На
хвостик вала устанавлива-
ют гидродомкрат, нлун-
292
жер которого упирают в кормовой торец ступицы гребного виита.
К гидродомкрату с помощью штуцеров подключают трубопровод
от насоса высокого давления. К ступице гребного виита подклю-
чают трубопровод от второго насоса высокого давления
Для контроля перемещения ступицы на гребном валу непо-
движно закрепляется индикатор, ножка которого упирается в то-
рец ступицы гребного виита.
Сначала в гидродомкрат нагнетают масло до давления ?о —
—ОД^расч- Это давление соответствует установке гребного винта
в начальное положение. После
ливают на нулевую отметку и
затем в гидродомкрат нагне-
тают масло до расчетного дав-
ления
4Р
где Р — осевое усилие
насадки;
£>п и dB—по рис. 6.46 и
табл. 6.12.
После того как давление
масла в гидродомкрате достиг-
нет расчетного, т. е. <7РаСч, дру-
гим насосом нагнетают масло
в ступицу — также до величи-
ны расчетного давления.
Гребной винт под действием
домкрата перемещается вдоль
своей оси на заданную величину, после чего давление масла на
сопрягаемые конические поверхности снижают, снимают давление
масла в домкрате и домкрат демонтируют.
Непосредственное время напрессовки гребного винта па вал
этим способом при установке гребных винтов на судах типа Бе-
жица и Славянск составляло 2—3 мин [41].
В зарубежной практике в настоящее время применяются и дру-
гие виды гидравлических домкратов. Например, фирма «Доксфорд
Шипбилдинг эпд Энжипиринг» применяет для насадки и съема
гребных винтов приспособление, состоящее из шести толкателей,
смонтированных на кольце. Каждый толкатель развивает усилие
о тс [69].
Широкое применение в зарубежной практике получил способ
насадки и съема гребных виитов с помощью гайки Пилгрим. Прин-
цип действия гайки Пилгрим и концевого осевого гидродомкрата
аналогичны.
Гайка Пилгрим состоит из гидравлического прессового устрой-
ства и кольца из резинового пластика Нитрил (рис. 6. 48).
Гребной пинт с помощью гайки Пилгрим насаживают следую
шнм образом Винт надевают на конус гребного вала и продви
29.1
гают до определенной отметки, получаемой в цеховых условиях
при вертикальном опускании вала в отверстие ступицы. После того
как гребной винт продвинут до отметки, навинчивают гайку Пил-
грим и затем с помощью рычажного насоса высокого давления под
кольцо подают густое масло. По мере увеличения давления до
Рис 6.48 Прииципввльиая схема мои
тажа (а) и демонтажа (6) гребного
винта с использованием гайки Пилгрим.
600—800 кгс/см2 гребной винт
продвигается вперед. По до-
стижении необходимого осево-
го перемещения давление сни
мают, гайку прижимают к тор-
цу ступицы и стопорят.
Снятие гребного винта с по
мощью гайки Пилгрим произ-
водят в обратном порядке.
Гайку переворачивают коль-
цом в сторону' дисковой скобы
съемника (см. рис. 6.48). При
этом оставляют небольшой за-
зор между кормовым торцом
ступицы и носовым концом
гайки. С помощью шпилек к
ступице гребного виита кре-
пится скоба-съемник. Кольцо
гайки упирается в скобу, а под
кольцо насосом высокого
давления подается густое
масло.
Н. С. Высокородовым и др.
была предложена и применя-
ется двухплунжерная гайка
[10]. Гайка имеет два кольце-
вых поршня с носа и с кор
3 — штуцер для присоединения трубки
«топорная' пластина гайки; 7 — двстанцпоаная
мы; кроме того, для более на-
дежной отдачи гайки на ее
хвостовике имеется многогран-
ник (рис. 6.49). При монтаже
в работе участвует кольцевой
носовой поршень, при демон-
таже— кормовой. Упор при
ценой поршень; Ю — :
демонтаже происходит в об-
текатель гайки. Перед демонтажом необходимо снять стопорное
кольцо и несколько приотдать гайку.
При моитаже гребного винта из марганцовистой бронзы и чу-
гуна конусные части протирают насухо. У литых стальных винтов
отверстие в ступице должно быть протерто масляной тряпкой, а ко-
нус гребного вала должен быть чистым и сухим.
Гайка Высокородова в отличие от гайки Пилгрим обладает
большим эксплуатационным преимуществом, так как позволяет
производить демонтаж гребного випта на плаву судна и под водой.
294
Учитывая новизну двух-
плунжерной гайки Высоко
родова и уже проверенные
хорошие эксплуатационные
качества, остановимся па ее
конструкции несколько под-
робнее (рис. 6.50).
Гайка 17, выполненная
в виде двустороннего гид
равличсского домкрата,
имеет два кольцевых паза,
в которые помещены полые
резиновые шины 7 и 16, со-
общающиеся через отвер-
стия во вмонтированных
в них ниппелях 5 с канала-
ми 15, проходящими в теле
гайки. Канал заканчивается
штуцером 9, к которому при-
соединяется трубопровод 10
высокого давления, идущий
от пневмогидравлического
насоса высокого давления.
Для выхода воздуха в пе-
риод заполнения системы
маслом предусмотрено вто-
рое отверстие в шине, со-
общающееся с атмосферой
и закрывающееся пробкой 4
На внешней поверхности
гайки имеются радиально
расположенные иазы 24,
в которые входят пальцы 22.
Обтекатель имеет полость.
Рис 6.49 Принципиальная схема монтажа
(а) и демонтажа (б) гребного винта с по-
мощью двухплунжерной гайки конструкции
Н С. Высокородова.
1—ступица грияясо винта. 2 —штуцер Для при
соединения труОки от пресса; 3—корпус гайки.
4—резиновые шины; 5—многогранник гайки
Пилгрим под ключ; 6—гребной вал. 7— кольце-
вые поршни; 8 — «бтекатель: 3 — стопорное кольцо
б которую входит гайка 17. На торце обтекателя имеется отвер
стие для вывода трубопровода 10 высокого давления, закрываю
щееся резьбовой заглушкой 12.
Рекомендуемое давление масла в зависимости
от температуры ступицы для гребных пиитов
из специальной бронзы
Температура ступицы Давление, кге/сьг
гребного винта. С
О 1194
5. 1120
10. . 1048
15 . ... 974
20. ... 900
25 . . . .... 825
30............................... 752
295-
6.50 Конструкция двухплупжерной гайки
Привальная поверхность обтекателя выполнена с восемью па-
зами 23, позволяющими поворачивать обтекатель на угол 22° при
отвинчивании гайки 17.
Гребной винт 1, подлежащий насадке на гребной вал 14, наде-
вается на конус гребного вала, а на резьбовую часть гребного вала
наворачивается гайка. К подводящему каналу 18 подводят трубо
провод высокого давления от пневмогидравлического насоса. За-
тем прокачивают систему для удаления воздуха, после чего резь-
бовую пробку 4 снова устанавливают на место. Нагнетанием масла
под большим давлением в пустотелую шину 16 приводят в движе-
ние кольцевой поршень 6, который напрессовывает гребной винт 1
па гребной вал 14. В том случае, когда для требуемого осевого пе-
ремещения винта (соответствующего необходимому натягу) ход
кольцевого поршня 6 недостаточен, давление стравливается, и
гайка 17 доворачпвается до упора со ступицей гребного винта. Это
повторяют до тех пор, пока не будет обеспечен требуемый натяг
гребного винта с гребным валом. После окончательной напрессовки
давление стравливается и гайка 17поворачивается до упора с греб-
ным винтом 1. Затем монтируют обтекатель 11. При этом пальцы
22 для стопорения гайки 17 от произвольного отвертывания вводят
в пазы 24. В этом положении обтекатель 11 фиксируется затягива-
нием гаек 19. При снятии гребного винта предварительно снимают
резьбовую заглушку 12 и отвертывают гайки 19, крепящие обтека-
тель 11, на I мм осевого зазора. Затем в отверстия пазов 23 встав-
ляют рычаги. Нажимая на рычаг, поворачивают обтекатель 11, ко-
торый передает усилие через пальцы 22 на гайку 17, поворачивая
ее до упора, то есть на угол 22°. Затем выворачивают пальцы 22 до
выхода их из зацепления с гайкой 17. Обтекатель 11 поворачивают
в первоначальное положение, и вновь вводят пальцы 22 в зацепле
ние с гайкой 17. Это производится до тех пор, пока гайка 17 не уп-
рется в упорную поверхность обтекателя 11.
Трубопровод высокого давления от насоса присоединяют к от-
верстию 21 распределительной коробки 13, сообщенной с помощью
трубопровода 10 с внутренней полостью резиновой шины 7. Отво-
рачивают пробку 20 и включают насос.
После удаления воздуха из системы пробку 20 устанавливают
на место. В этом положении гайки нагнетают масло в полость кор-
мовой пустотелой резиновой шины 7, приводя в движение кольце-
вой поршень 8. Поршень передает давление на упорную поверх-
ность обтекателя 11 и, работая как съемник, с помощью шпилек 3,
ввернутых в тело стуиицы гребного винта /, спрессовывает винт.
Возвращаясь к описанным выше методам монтажа и демонтажа
винтов, отметим, что следует категорически избегать нагрева сту-
пицы с помощью сосредоточенного пламени ацетилено-кислород-
ными или пропановыми горелками, особенно для гребных винтов
из марганцовистых латуней и марганцовистых бронз. Для облегче-
ния монтажа и демонтажа винта можно применить один из сле-
дующих способов нагрева: электроодеялами, паровыми змееви-
ками, подогревателями, индукционными конструкциями
297
Насадка гребного винта с подогревом электроодеялами произ-
водится следующим образом. На ступицу одевают электроодеяло,
затем гребной винт гидродомкратом продвигают до той отметки,
на которой кормовой конец ступицы должен находиться в холод-
ном состоянии. Величину давления в гидродомкрате отмечают.
Включают ток и при нагреве периодически поджимают домкрат
под давлением, зафиксированном при холодном состоянии сту-
пицы.
Электроодеяла безопасны, дают возможность регулировать
температуру в широком диапазоне, потребляют мало энергии, эф-
фективны и удобны в работе.
В зарубежной практике при на-
садке гребных винтов с использо
ванием подогрева паром применяют
переносной паровой котел, изобра-
женный на рис. 6.51.
Переносной паровой котел, па-
ропроизводительностью ~ 1600 кг/ч
и давлением в паровом коллекторе
порядка 1,05 кгс/см2, имеет гибкий
хорошо изолированный паропровод,
соединяющий котел с паровым кол-
лектором, и распределительные
трубки для подогрева ступицы
гребного винта.
Переносный котел располагают
вблизи места установки гребного
винта; диаметр паропровода выби-
рают с таким расчетом, чтобы обес-
печить минимальные потери гене-
рируемого пара. Для подогрева
применяют сухой пар. При исполь
зовании влажного пара паропроиз
водителыюсть котла увеличивается;
и размеры соединительного паропро
пара нежелательно, так как при этом
возможно образование конденсата и появление гидравлического
удара.
Паровой коллектор имеет кольцевую форму и крепится к кор-
мовому торцу ступицы. С одной стороны па нем имеется фланец
для крепления соединительного паропровода, а с другой — не-
сколько выпускных патрубков, к которым присоединяются сталь
ные с заглушенными концами распылительные трубки диаметром
—25 мм.
Распылительные трубки расползаются вблизи тела ступицы
(25—75 мм) между лопастями винта. Каждая распылительная
трубка имеет два ряда отверстий диаметром —3 мм. Отверстия
направляют пар в сторону ступицы под углом 60°. Расстояние
между отверстиями — 50 мм.
Во избежание больших теплопотерь необходимо хорошо изоли-
ровать соединительный паропровод и уложить между корнями ло-
пастей поверх распылительных трубок изоляционные матрацы.
Процесс насадки гребного внита с использованием парового
подогрева осуществляется в следующем порядке. Гребной винт
одевают на конус вала, навинчивают концевую гайку и устанавли-
вают без затяжки уплотнение носового конца коиуса вала, чтобы
предохранить вал от коррозии при попадании на него конденсата
во время подогрева ступицы паром. К винту крепится паровой
коллектор с распылительными труб-
ками Открывают доступ пара к рас-
пылительным трубкам, и ступица по-
догревается в течение трех часов. Во
время подогрева приспосабливают
ключ для затягивания концевой гайки,
или устанавливают гидравлический
домкрат для напрессовки винта на
вал. По истечении трех часов заме-
ряют температуру ла носовом и кор-
мовом концах ступицы. Общая про-
должительность нагрева пе должна
превышать 3,5 часа, так как в про-
тивном случае может повыситься тем-
пература вала и тогда уже нельзя
будет обеспечить необходимую раз-
ницу в тепловом расширении ступицы
гребного винта и вала.
По достижении требуемой темпе-
ратуры пар перекрывают, снимают
соединительный паропровод и гребной
винт натягивают на конус до расчет-
ного положения. Для контроля перемещения гребного винта про-
изводят частые замеры при помощи специального мерительного
инструмента. После достижения требуемого положения вала греб-
ной винт охлаждают на воздухе до температуры окружающей
среды, затягивают и стопорят концевую гайку.
В Черноморском пароходстве [32] хорошо зарекомендовало
себя приспособление для нагрева ступицы паром (рис. 6.52). Это
приспособление состоит из четырех паровых грелок V-образной
формы с отверстиями для выхода пара. Две соседние грелки сое-
диняются между собой коллектором, к которому подводится ост-
рый пар давлением 4—6 кгс/см2. Опыт поквзал, что для снятия
гребного винта крупнотоннажного судна типа Ленинский Комсомол
необходимо прогревать ступицы этими грелками не более 10 мин.
Рацвональным является индукционный нагрев гребных винтов.
Этот метод подогрева имеет ряд преимуществ. Он дает равномер-
ный нагрев, исключающий появление трещин; экономичнее паро-
вого, так как для него не требуется дорогостоящее громоздкое обо-
рудование и средства тепловой изоляции; технологичен.
Пообод острого пара
Рис. 6.52. Схема приспособле-
ния Одесского завода для на-
грева паром ступицы гребного
винта.
/ —Изоляция; 2— Грелка, 3— кол
иектор
299
Устройство может представлять собой открытый железный сер-
дечник с обмоткой, подключенной к источнику тока электроэнер-
гии частотой 50 Гц. Мощность установки 15—30 кВт.
Сердечник вставляют в отверстие ступицы, подключают элек-
троэнергию и производят подогрев. Образование тепловой энергии
происходит в теле ступицы. Гребной винт в подогретом состоянии
одевают на вал и натягивают до расчетного положения.
Опыт применения подобных устройств показал, что необходи-
мая температура достигается в течение 2 ч при весе винта 20 тс и
температуре окружающего воздуха — 15°С. К недостаткам этого
способа следует отнести не-
возможность применять его
при съеме гребного винта.
Опыт показал, что очень
ненадежным в эксплуата-
ции может оказаться узел
фланцевого соединения
сборных гребных винтов.
В табл. 6.13 приведены
данные о повреждениях
сборных гребных винтов за
5 лет, свидетельствующие
о том, что 30—37% всех
Рис. 6.53. Разрушение фланцевого сведи разрушений составляют
нения гребного винта т?х типа Поиеиец. разрушения фланцевого со-
единения. Как правило эти
разрушения представляют собой нарушение стопорного устрой-
ства гаек, срез, обрыв или выворачивание шпилек и потерю лопа-
сти (см. рис. 6.53) иногда все эти явления сопровождаются разру-
шением самого фланца лопасти (рис. 6.54).
Причинами обрыва шпилек могут быть:
— недостаточная или чрезмерная затяжка при монтаже;
— некачественная пригопка взаимных поверхностей фланцев
ступицы и лопасти;
Таблица 6.13
Данные о повреждениях гребных винтов со съемными лопастями
1ОДЫ Количество обследопан- ных винтоп со съемными лопастями. виды повреждении
!h 11 th ih 8°:i “ я lllh еШ! Повреждение фламценого соеди- нения
%
1966 27 1 2 3 9- 5 18,5
1U67 21 1 1 1 1 20 3 14,3
1958 27 4 — з > 21 10 37,0
1969 19 2 1 2 2 15 6 31,5
1970 24 2 — 4 3 19 9 37.6
300
— ослабление посадки шпильки в отверстии фланца вследст-
вие плохой пригонки;
некачественный монтаж шпильки;
— некачественная конструкция стопоров гаек.
Обобщение теоретических и практических работ в области проч-
ности фланцевого соединения было выполнено В. С. Кузьменко и
М. Н. Никитиным. Согласно рекомендациям этих авторов затяжка
шпилек и гаек должна быть контролируемой. Недостаточная или
чрезмерная затяжка шпилек приводит к появлению дополнитель-
ных напряжений в стержне шпильки и ее деформации. На долго-
Рис. 6.54. Разрушение фланцевого соединения на гребном винте т/х Донбасс.
вечность шпилек могут отрицательно влиять остаточные деформа-
ции, являющиеся результатом чрезмерной затяжки, ползучести
материалов шпильки и гайки, а также следствием усадки шерохо-
ватости прилегающих торцов гаек—лопасти, ступицы — лопасти.
Контроль усилий затяжки может осуществляться через момент
затяжки или путем измерения удлинения шпильки. Усилие за-
тяжки через момент на ключе
<?.=-----------—-------------.
где do —наружный диаметр резьбы;
/?ср — средний радиус опорной поверхности гайки;
ц—коэффициент трения в резьбе;
S — длина одного винта по среднему диаметру.
301
Уменьшение усилия предварительной затяжки может быть след-
ствием процессов ползучести материалов опорных поверхностей
головки гайки, сжимаемых деталей, а также ползучести зон
резьбы шпильки или гайки. Причинами возникновения ползучести
является либо приложение чрезмерного усилия затяжки, либо
длительное воздействие суммарных статических и динамических
сил.
Уменьшение усилия затяжки может произойти под воздейст-
вием внешних сил, вызывающих в теле шпильки или в резьбе на-
пряжения, прерывающие предел текучести.
Ослабление соединения может возникнуть в результате сгла-
живания выпуклостей шероховатости под действием динамических
нагрузок.
При монтаже соединения необходимо контролировать плотность
пригонки резьбы, перпендикулярность сопрягаемых поверхностей.
В процессе эксплуатации гребные винты нужно периодически
осматривать, используя оголения лопастей при состоянии судна без
груза. Любую шероховатость, вызванную коррозией кромок, обра-
зованием топких меловых слоев, продуктами окисления и обраста-
ния лопастей и ступиц, необходимо не реже одного — двух раз
в год ликвидировать шлифовкой мягким кругом. Если выбоины,
трещины и другие следы коррозии или эрозии превышают 1 мм, их
следует убрать, используя синтетические наполнители в виде эпок-
сидной смолы и т. п. Эти виды работ могут выполняться непосред-
ственно на валу судна. Более глубокие коррозионные и эрозион-
ные поражения в непосредственно эксплуатационных условиях
убирать шлифовкой не рекомендуется, так как это может привести
к изменению углов наклона кромок, искажению шага, появлению
разношаговости.
Необходимо принимать меры к быстрейшему устранению за-
диров. трещин и особенно самых незначительных деформаций кро-
мок.
Ремонт гребных винтов, устранение глубоких эрозионных и кор-
розионных поражений целесообразно производить в заводских ус-
ловиях. Ремонт гребных винтов является одним из важнейших эле-
ментов эксплуатации, с которым часто приходится сталкиваться
их конструктору. В процессе эксплуатации лопасти гребных винтов
могут иметь погибы, частичный облом, вмятипы, вырывы и тре-
щины, питинги коррозионных и эрозионных разрушений и другие
дефекты, которые должны быть удалены при выполнении ремонт-
ных работ.
Все вышеизложенное о свойствах материалов, применяемых для
изготовления гребных винтов, свидетельствует, что использование
разнообразных средств и методов ремонта для различных матери-
алов может в некоторых случаях даже усугубить процессы разру-
шения гребного винта. Например, местный неконтролируемый на-
грев без последующей термической обработки гребных винтов из
материалов, склонных к коррозионному растрескиванию, осущест-
вленный в целях монтажа или демонтажа, сварки или правки.
302
может привести к появлению трещин и ускоренному разрушению
лопасти. Правка лопастей из никель-алюминиевых бронз с подо-
гревом в зоне температур 300—60СГ С приведет к трещине и хруп-
кому разрушению лопасти и т. д. Поэтому, не изменяя существую-
щих инструкций и положений о ремонте гребных винтов, остано-
вимся на наиболее важных требованиях.
Ремонт винтов нз латуни ЛМцЖ 44—3—1, бронзы Бр. ДЖН
9—4—4 и бронзы «Нева» следует производить, руководствуясь сле-
дующими требованиями.
Правку лопастей в холодном состоянии можно осуществлять
только в тех случаях, если толщина лопасти в месте правки имеет
не больше 20 мм, а угол отклонения не превышает 20°.
Таблица 6.14
Рекомендуемые температуры нагрева и термической обработки
гребных винтов из различных материалов
Марка материала Температура нагрева Необходимость термообра- ботке и ее режим
Латунь ЛМцЖбб—3—i Латувь ЛАМцЖ67—5—2—2 Бронза Бр. АЖН9—4—4 и другие никель-алюминиевые бронзы Бронза «Нева» и другие мар- ганцовисто - алюминиево- Желези- стые бронзы Нержавеющая сталь марки 1Х14НДЛ 550-700с С 600—750° С 700—851ГС 600—750°C 600—700° С Необходим отжиг при < = 350—400° Необходим отжиг при <=500 — 550° Нет Необходим отжиг ври < = 550—600° или про- слойиое проколачивание сварного шва Необходима термообра- ботка— отпуск при <- -650
При больших объемах холодной правки помимо возможного
искажения геометрии кромки (особенно при исправлении ударами)
неизбежно возникнут повышенные внутренние напряжения.
Правку лопастей в горячем состоянии необходимо производить
электронагревателями па коксовом горне или горелками при тем-
пературах нагрева, указанных в табл. 6. 14. Нагрев ацетиленово-
кислородными горелками и кислородно-пропаповым пламенем не
допускается. Участок иагрева для правки должен быть больше
участка правки па 100—150 мм. Лопасть вне зоны правки и подо-
грева должна быть термоизолирована. Необходимо очень тща-
тельно, используя один из точных способе®, контролировать темпе-
ратуру нагрева лопасти под правку в нескольких крайних точках
нагрева с обеих сторон лопасти, не допуская падения температуры
ниже указанной. При правке с подогревом лопастей гребных вин-
тов из цветных сплавов необходимо также избегать ударов, поль-
зуясь для этого прессами и другими приспособлениями (рис. 6.55).
303
После окончания правки необходимо убедиться в отсутствии
трещин.
Наиболее частым видом работ при ремонте гребных винтов
являются сварочные работы. Подлежащие исправлению дефекты,
т. е. поры, трещины, коррозионные и механические разрушения и
т. п., а также поверхности лопасти под наплавку должны быть вы-
рублены до чистого металла и зачищены до металлического блеска.
Перед вырубкой просверливаются концы трещин сверлом 6—8 мм
на 2—3 мм глубже основания трещины. Сквозные трещины про-
сверливаются насквозь. При приварке части лопасти разделку
кромки следует выбирать
Рис. 655. Приспособленке для правки кро-
мок лопастей фирмы «Стоун».
в зависимости от толщины
сечения свариваемой части
лопасти:
V-образная — при тол-
щине до 20 мм;
Х-образная — при тол-
щине от 20 до 60 мм;
-образная — при тол-
щине свыше 60 мм.
Наиболее целесообраз-
но при заварке трещин и
приварке наделок к лопа-
стям применять сварку
в среде аргона- Для умень-
шения поводки рекоменду-
ется к обеим приваривае-
мым частям лопасти пред-
варительно приварить ар-
гонно-дуговым способом
гребенки, изготовленные из
стали Ст. 3.
Весьма распространен в настоящее время способ газовой
сварки, который успешно применяется при заплавке отдельных
эрозионных участков, заварке трещин и приварке кусков лопастей.
При сварке лопастей латунных гребных винтов толшиной более
8 мм можно производить подотрев — для лучшего сплавления ос-
новного металла с присадочным; при сварке без подогрева, во из-
бежание трещин в наплавленных валиках следует применять в ка-
честве присадочного материала проволочку из алюминиевой'брон-
зы. При толщине свариваемого металла более 40 мм во всех
случаях место сварки следует «подтеплить» до /=60 4-90°. Нужно
учитывать так же и то, что при сварке латуни появляются пары,
образованию которых способствует водород сварочного пламени.
Чтобы избежать образования водорода, при сварке латунных греб-
ных винтов необходимо применять окислительное пламя с соотно-
шением O2/C2Hg=1,2-5-1,3.
Для сварки бронзовых винтов наиболее благоприятна аргонно-
дуговая сварка, так как основным затруднением при сварке бронз
304
является выгорание легирующих примесей, что к тому же может
способствовать образованию пористого шва. При сварке оловяни-
стых бронз способом газовой сварки в расплавленном металле об-
разуются сгустки чистого олова, которое испаряется при нагреве
до 1200°С, образуя порог и белый налет двуокиси олова вокруг
шва. При газовой сварке в обычной среде алюминиевых бронз об-
разуется трудноудаляемая из металла шва окись алюминия.
Учитывая физико-химические особенности бронз «Нева», за-
варку дефектов на лопастях винтов из этого сплава необходимо
выполнять аргонно-дуговым способом, леплавящимся электродом
на переменном токе; при этом сила сварочного тока при толщине
присадочного прутка 6—7 мм должна составлять 300—320 А.
После заварки дефектов, которую можно рассматривать как
случай местного нагрева, для повышения стойкости материалов
против коррозионного растрескивания гребные винты из латуни
и ЛМцЖ 55—3—1 необходимо подвергать термической обработке.
Только для латуни марки ЛМцЖ 55—3—1 допускается вместо
термической обработки послойное проколачивание наплавленного
металла, которое производится в холодном состоянии после каж-
дого прохода до заметных вмятин по всей поверхности наплавлен-
ного металла.
В процессе термической обработки подъем температуры при на-
греве должен происходить со скоростью не более 100° в час; ох-
лаждение— вместе с печью — до температуры не выше 80° со ско-
ростью не более 50° в час.
При необходимости произвести ремонт гребных винтов из цвет-
ных сплавов иностранных поставок во время эксплуатации следует
руководствоваться основными положениями ремонта гребных вин-
тов из отечественных сплавов, аналогичных по физико-химическим
свойствам иностранным.
В заводских условиях при наличии эрозионного разъедания
лопастей глубиной не более 2 мм лопасть в месте повреждения
необходимо зашлифовать до получения гладких поверхностей. При
значительной глубине эрозионных повреждений очаги эрозии не-
обходимо вырубить до здорового металла и наплавить. После на-
плавки большого участка следует проверить все геометрические
характеристики винта и произвести статическую балансировку.
Производить преждевременную заварку нецелесообразно, так
как она приведет к появлению местных остаточных напряжений,
снижению прочностных характеристик и более интенсивной эрозии,
которая может сопровождаться выкрашиванием в месте заварки.
Основными дефектами гребных винтов из стали 1Х14НДЛ яв-
ляются коррозионно-кавитационные поражения на кромках лопа-
стей, поломки и трещины.
Для обеспечения качественного ремонта гребных винтов из
стали 1Х14НДЛ при правке лопастей необходимо обращать внима-
ние на следующие существенные положения;
— правку в холодном состоянии можно производить при заги-
бах кромок и тонких сечений лопастей при толщине не более
И Ф. М Кацман. Г М. Кудреватый
305
15 мм и углах загиба не более 20° статическим приложением пра-
вящего усилия;
— применеиие правки ударами молота не рекомендуется, так
как местное приложение динамических усилий нарушает равнове-
сие внутренних напряжений в металле лопасти;
— в горячем состоянии правка лопастей гребных винтов из
стали 1Х14НЩ1 производится при температуре 600—700° без по-
следующей обработки или при температуре 750—850° С — с после-
дующим отпуском при температуре 6504-10° С в течение 4—6 часов;
Рис. 6.56. Нагревательное устройство с регулируемым тепловым пото-
ком для местной термической обработки.
— в процессе горячей правки нельзя допускать снижения тем-
пературы (в зависимости от выбранного режима) ниже 600° или
750° С.
Ремонт коррозионных и кавитационно-эрозионных повреждений
производится так же, как при ремонте гребных винтов из цветных
сплавов, т. е. либо с применением шлифовки, либо с применением
наплавки сваркой.
Исправление заваркой при ремонте гребных винтов, изготовлен-
ных из стали 1Х14НДЛ, не регламентирует глубину заварки в рай-
оне ступицы и в районах на радиусах, превышающих 0,4 радиуса
гребного виита. На лопасти, в районе до 0,4 радиуса винта от
ступицы, возможна заварка глубиной до */з толщины тела в месте
ремонта. В то же время общая площадь дефектов на участках
(I участок—лопасть в районе радиусов, превышающих 0,4 ра-
диуса винта; II участок — лопасть в районе от ступицы и на ра-
диусах, не превышающих 0,4 радиуса гребного винта; 111 уча-
сток—ступица випта — не должна превышать 15% площади уча-
стка (табл. 6.15).
Несоблюдение этих условий приводит к нежелательным явле-
ниям при дальнейшей эксплуатации отремонтированного винта
306
Дефекты, исправляемые сваркой
X S и 1 1 X 1 i i ч Трещины глубиной до 30% толщины ступицы и длиной до 20% длины ступи- цы; коррозионные и эрозионные разру- шения с глубиной вырубки до 30% Л ступицы, площадью до 15% стороны ступицы (при глубине дефекта ие более 5% толщины н площадью не более 5 см’ допускается проколачивание без термо- обработки) Трещины длиной до 300 мм в количе- стве до 4 шт. для винтов D>2 м; кор- розионные и эрозионные разрушения с глубиной вырубки до 1/3 толщины и площадью до 10% одной стороны лопа- сти 1 » ; Трещины любой длины, коррозионные и эрозионные пазочшения с глубиной до 50% толщины и общей площадью до 20% площади одной стороны Лопасти. Приварка недостающих частей лопастей. Для ЛМцЖ 55—3—1 допускается про- колачнванне без термообработки при глубине вырубки не более 10%; площа- дью 5 см’, не более трех штук
! группа Ступица U группа Корневые сечения, вклю- чая галтели до 7—0,5 II/ группа Лопасть от г — = 0,5 до 7 = 1,0
п g 3 X i i к X Общая площадь наплавки не более 30% площади участка, считая единич- ные дефекты глубиной не более 5 мм и площадью 8 см’ каждый Глубина дефекта не более 1/4 глуби- ны в данном месте. Общая площадь на- плавки до 15% площади участка Общая площадь наплавки не более 25% площади участка, считая единич- ные дефекты (ей. I участок). Трещины на хромках не должны превышать по длине 1/3 максимальной толщины в пер- вом сечении г»0,2
7 участок , Ступица или й з-и П участок Лопасть от ступицы до 0,4/?, включая галтель II/ участок Лопасть от 7 = 0,4 до7 = = 1,0
307
(поломки, трещины, ухудшение коррозионно-усталостных свойств
стали, эрозионной стойкости).
При подготовке к заварке разделку дефектов у гребных винтов
из стали 1Х14НДЛ производят либо механическим способом (вы-
рубка, сверление, фрезерование) либо воздушно-дуговой строж-
кой угольным электродом или электровыплавкой с обязательной
последующей зачисткой до металлического блеска.
Заварку дефектов на гребпых винтах из стали 1Х14НДЛ обычно
производят с предварительным подогревом до температуры 150—
220° С постоянным током обратной полярности, электродами марок
ЦЛ—41, 0X14—НЖА, ЗА—400/104, диаметром от 3 до 5 мм, в за-
висимости от места и размера дефекта. После заварки для снятия
внутренних напряжений необходимо произвести дополнительный
отжиг по режиму:
— посадка в печь при температуре не выше 300° С;
— нагрев с печью до температуры 650° С со скоростью 80—
100 град/ч;
— выдержка при температуре отпуска 650±10° С в течение
4—6 часов;
— охлаждение на воздухе.
Время выдержки гребных винтов
при температуре отжига в зависимости
От диаметра винта
Диаметр виита, м Время выдержки.
До 1,5 . . 2,0
1,5—2.0 . 3,0
2,0-4,5 . 4,0
4,5-7,0 . . 6.0
7,0 и более . . 8,0
Для термической обработки гребных винтов могут быть ис-
пользованы термические печи, подходящие по габаритам. Можно
производить местную термообработку участка, подвергнутого па-
греву-для правки, сварки или наплавки.
В Черноморском пароходстве для этой цели успешно исполь-
зуется нагревательное устройство, состоящее из гибкого каркаса,
собранного из огнестойких асбестоцементных плиток и нагрева-
тельного элемента, согнутого в виде змеевика (рис. 6.56). Нагрева-
тельное устройство на лопасти закрывают термоизолирующим ас-
бестом.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
КОМПЛЕКСЫ С НАПРАВЛЯЮЩИМИ НАСАДКАМИ
Цдтп^ячеавя
Рис. 7.J. Основные геометрические эле-
менты направляющей насадки
Осьгр&сы.йма _
§ 7.1. Направляющая насадка, ее геометрические
элементы и область применения
Направляющая насадка (рис. 7.1) представляет собой профили-
рованное кольцо, имеющее в радиальных сечениях форму аэродина-
мического профиля и охватывающее с минимальным зазором кромки
лопастей гребного винта.
Профиль сечений насадки
обращен выпуклой поверхно-
стью к гребному винту, а пе-
редней более толстой кром-
кой — в сторону движения суд-
на, причем площадь входного
сечення насадки превышает
площадь ее выходного сечения.
В свою очередь, площадь вы-
ходного сечения насадки обыч-
но несколько больше, чем пло-
щадь ее наиболее узкого сече-
ния, в котором размещается
гребной винт.
Зазор между концами ло-
пастей и телом насадки дела-
ется по возможности мини-
мальным (обычно около 1 %
от R). Профиль сечения насад-
ки — авиационный несиммет-
ричный с относительной тол-
щиной —12—20 % - Иногда
с целью удешевления насадки
и упрощения технологии ее из
готовления этот профиль вы-
полняется из прямолинейных
участков (см. рис. 7.18). Насадки чаще всего имеют сварную кон-
струкцию с внутренним набором.
Геометрия насадки определяется следующими основными харак-
теристиками, приведенными на рис. 7. I. и в табл. 7.1.
Из теории движителя известно,чтоэффективностьнасадок,оце-
ниваемая сопоставлением к. п. д комплекса винт — насадка с к. п. д.
гребного винта, зависит от коэффициента нагрузки, причем с рос-
том последнего выигрыш, обусловленный применением насадок, воз-
растает. При малых значениях нагрузки насадка не создает тяги, и ее
установка приводит к снижению к. п. д. Поэтому основным парамет-
ром, позволяющим судить о целесообразности применения насадок,
является коэффициент нагрузки по упору ор либо коэффициент на-
грузки по мощности — числу оборотов Вр.
Таблица 7.1
Основные геометрические характеристики направляющих насадок
(к рис. 7.1)
Геометрическая характеристика Определяющая формула
Относительная длина насадки 7Н где D—диаметр гребного винта; /н—длина насадки (по оси нала)
Относительная толщина профи- ля насадки 7 где 1 — наибольшая толщина профиля; Ь— длина профиля насадки
Площадь рабочего сечения на- садки Fmin Гт,. io+2с)" = A, (i + . . лО2 где Яд = площадь диска грео- 4 него винта; С — зазор между кромка- ми лопастей и насад- кой
Площадь входного сечення на- ездки FBx nDBX f»“—• где Пох — диаметр входного сечения насадки
Площадь выходного сечения на- садки FBbl)1 где ОвЫх—диаметр выходного сече- ния насадки
Коэффициент растзора насадки а “"ТГ
Коэффициент расширения насад- ки р чя г|г
310
Как правило, полагают, что применение насадок бесспорно целе-
сообразно при ор>2,5. При оР<1,0 наличие насадки не дает выиг-
рыша в эффективности. Однако согласно последним данным, при-
менение насадки может оказаться целесообразным и при малых
значениях нагрузки. В этом случае эффект достигается за счет
улучшения коэффициентов взаимодействия. В табл. 7.2. приведены
характерные значения коэффициентов нагрузки по упору ор, а
также коэффициентов Вр для судов различных типов.
Рис. 7.2. Сравнение оптимальных к. и. д различных дви-
жительпых комплексов
1 — винты серии В4 70 (открытые);
2 — вхкты афпн Ка4 70 (в на
садке № 19 А/н =>0,50); 3—винты серии Ка470 (в насадке —0,80).
На рис. 7.2 показана область рационального применения наса-
док, определяемая точкой, в которой кривая оптимальных значений
к. и. д. винтов в насадках пересекается с кривой оптимальных к. п. д.
открытых винтов и идет выше последней.
Таблица 7.2
Коэффициенты нагрузки различных судов
Типы судов вр
Одновинтовые грузо- вые суда Каботажные суда Танкеры Траулеры Буксиры на режимах буксировки 1.0-2,5 2,5—4,0 2,5—5,0 4.0—8,0 6,0 15-35 35—60 35—70 60—100 80
311
График построен в функции коэффициента нагрузки В,,, и им
удобно пользоваться в тех случаях, когда упор гребного винта неиз-
вестен.
Рис. 7.3, Величины пропульсивных к. п. д. крупнотоннажных су-
дов при открытом гребном виите и винте в насадке в зависимо-
сти от дедвейта судов и мощности на гребном винте (одновин-
товые суда полных образований, скорость хода 16 уз).
Таблица 7.3
Преимуществл и недостатки комплексов с насадками
Комплексы с от- крытыми виита- Комплексы с винтами в насадках
Простата кон- струкции и более низкая стоимость комплекса Преимущества 1. Увеличение полезного упора комплекса до 40% по от- ношению к открытому винту при коэффициентах нагрузки Вр » 40. Максимальный выигрыш в скорости хода может достичь 2—3% на тихоходных судах (Fr < 0,20) 2. Уменьшение оптимального диаметра гребного винта в насадке на '-10% (по отношению к открытому винту), что приводит к уменьшению веса и стоимости винта 3. Уменьшение величины упора, передаваемого по вало- проводу на упорный подшипник, так как часть упора комп- лекса раенивается непосредственно на насадке 4. Возможность снижения нестационарных гидродинами- ческих сил, передаваемых на валопровод и корпус судпа, за счет специального профилирования насадки при выпол- нении се осе несимметричной Недостатки 1. Внешний диаметр кольца оптимальной насадки в райо- не ее входящей кромки на 3—4°» больше диаметра опти- мального открытого гребного нинта (при равных коэффи- циентах Вр) 2. Ухудшение заднего хода судна, особенно при распо- ложении виита ближе к входящей кромке насадки
312
В настоящее время насадки устанавливаются практически на всех
вновь строящихся буксирах, что дает возможность на режимах бук-
сировки воза, близко соответствующих режиму работы гребного
винта на швартовых, получить выигрыш в полезной тяге до 30—40%
Рис. 7.4. Средние величины вы-
игрыша в пропульсивном к. в. д.
Ч для крупнотоннажных судов в
грузу и в балласте за счет приме-
нения насадок (по данным Швед-
ского бассейна).
Рис. 7 7. Приближенная зависимость го-
довой экономии за счет снижения рас-
хода топлива при установке иннта в на-
садке от дедвейта одповинтовых крупно-
тоннажных судов при разных числах
оборотов винта (скорость хода 16 уз)
/ —полностью взаимно приспособлен-
ные корма и насядкэ, 2 — частично при-
способленная корма. 3— насадка с кор
Рис. 7.5 Дополнительные расходы
при установке винта в насадке
(при том же материале и типе
виита).
по сравнению с открытыми винтами. Разработаны также проекты
установки насадок на некоторых крупных морских судах, например,
на одновинтовых супертанкерах, размеры которых в последние
годы быстро увеличиваются, в связи с чем и мощности, передавае-
мые на один винт, достигают 40000—45000 л. с.
313
Для таких судов, наряду с большой мощностью, передаваемой
на один гребной винт, характерна очень большая полнота корпуса
(коэффициент полноты водоизмещения й достигает 0,83—0,85) н вы-
сокие значения коэффициента попутного потока; это приводит
к уменьшению скоростей, набегающих на винт, и обусловливает зна-
чительное возрастание коэффициента о₽ или коэффициента Вр.
Применение насадки на судах такого типа дает возможность
в отдельных случаях увеличить скорость судна в полном грузу
на 0,4—0,5 узла, т. е. на 2 -3%, что позволяет на 6—9% сэконо-
мить топливо.
Для решения вопроса о применении комплекса с насадкой на
крупнотоннажном судне могут быть использованы графики на
рис. 7.3; 7.4; 7.5; 7.6 и 7.7, а также табл. 7.3, в которой приведены
основные преимущества н недостатки комплексов с насадками. Их
следует принимать во внимание при проектировании винто-руле-
вого комплекса судна.
§ 7.2. Классификация направляющих насадок и выбор типа
насадки
По принципу с##9и с корпусом судна направляющие насадки мо-
гут быть разделена на два основных типа — неподвижные насадки
и поворотные. Известны также вращающиеся насадки, выполняе-
мые в виде профилированного кольца, жестко связанного с лопа-
стями гребшй’о винта.
НеподвиЖйые насадки в верхней части жестко соединяются с кор
пусом судий при помощи специальных кронштейнов или стоек, а в
нижней чйс'ти насадки в качестве опорной конструкции обычно ис-
пользуется пятка ахтерштевня. Однако неподвижные насадки мо-
гут и не иметь нижней опоры.
Таблица 7.4
Сравнение неподвижных и поворотных насадок
Неподвижные насадки Поворотные насадки
Преи мущества
Более высокая прочность конст- рукции, повышенная надежность в ледовых условиях 1. Улучшение управляемости судна по сравнению с применением обычного комплекса винт — руль. Поворотная на- садка развивает подъемную силу при- мерно на 40% большую, чем руль, имеющий такую же площадь и форму боковой проекции, полностью разме- щенный в струе винта 2. Меньшая стоимость движительно го комплекса + рулевое устройство и меньший вес этих конструкций 3. Удобство демонтажа гребного винта или съемных лопастей
814
Продолжение табл. 7.4
Неподвижные насадки Поворотные насадки
Нед< 1. Ухудшение поворотливости судна. Для обеспечения таких же характеристик поворотливости, как у судна с открытым винтом, требуется увеличение площади ру- ля на 20—30% 2. Повышенные вес и стоимость движительного комплекса вместе с рулевым устройством 3. Сложность демонтажа греб- ного винта или его лопастей (при винте со съемными лопастями или ВРШ) 4. Необходимость увеличения (по длине) кормового подзора и свеса судна в связи с большей площадью боковой проекции на ДП насадки и руля статки 1. Меньшая прочность конструкции, более высокая уязвимость комплекса в ледовых условиях. Большая возмож- ность попадания льда в винт при по- воротах насадки 2. Опасность износа опорных под- шипников баллера и проседания на- садки на винт 3. Меньшая жесткость комплекса, опасность местной вибрации насадки и смежных с ней конструкций
Поворотная насадка отличается от неподвижной тем, что ее
кольцо пе имеет жесткой связи с корпусом, а устанавливается на
баллере и может поворачиваться под углом к ДП судна (обычно
до 40° на каждый борт), заменяя собой руль. В этом случае упор,
развивающийся на насадке, поставленной под углом к набегающему
потоку, приводит к появлению боковой силы, действующей на корпус
судна в сторону, противоположную повороту насадки.
Выбор типа насадки — неподвижной или поворотной — осуще-
ствляется с учетом данных, приведенных в табл. 7.4.
Поворотные насадки двухвинтовых судов могут быть выполнены
по двум различным кинематическим схемам. По первой схеме преду-
сматривается работа насадок совместно поворотных, или работаю-
щих синхронно, чаще всего от одной двухбаллерной рулевой машины
и от одной рукоятки-манипулятора на посту управления судна. По
второй кинематической схеме предусматривается работа насадок
раздельно поворотных, или работающих независимо одна от другой,
от разных автономных руленых машин и от двух различных руко-
яток-манипуляторов па посту управления судном. Преимущество
первой схемы в простоте управления судном и наличии только од-
ной рулевой машины, что соответственно уменьшает вес рулевого
устройства и снижает его стоимость.
Однако применение раздельно-поворотных насадок, наряду с не-
которым усложнением рулевого устройства создает дополнительные
преимущества маневренных качеств судна, обеспечивая ему возмож-
ность движения лагом (рис. 7.8 и 7.9) и улучшая поворотливость
в связи с перемещением точки приложения боковой силы за пределы
315
корпуса судна и соответствующим увеличением плеча момента, пово-
рачивающего судно. При этом возможен поворот судна практически
на месте вокруг точки, расположенной в носовой оконечности судна.
Кроме того, обеспечивается возможность управляемости судна на
заднем ходу без изменения числа оборотов двигателей—только из-
менением углов перекладки правой и левой насадок.
Как неподвижные, так и поворотные насадки делятся на короткие,
имеющие относительную длину <д в пределах 0,5—0,6, и длинные
насадки с относительной длиной ги-0,7 -0,9. Относительная длина
насадки выбирается в зависимости от коэффициента нагрузки ком-
плекса Вр.
Осенесимнетричиая
Рис 7.10 Осенесимметричные насадки.
Длинные пасадки (*в=0,7—0,9) с коэффициентом раствора
до а=1,4 устанавливают на суда, работающие при высоких коэф-
фициентах Вр (Вр>60). _
Короткие насадки (t—0,5—0,6) с коэффициентом раствора
а= 1,3 устанавливают на более быстроходные суда, работающие при
коэффициентах Вр в пределах 40>ВР<60 (см. рис. 7.2).
Все направляющие насадки — как неподвижные, так и поворот-
ные— по форме могут выполняться или осесимметричными или осе-
несимйетричными (относительно оси вращения гребаого винта).
Несимметричность насадки может выражаться в различной тол-
щине профиля, когда верхнюю часть насадки выполняют более
толстой (рис. 7.10), например, в связи с необходимостью усилить
ее, чтобы обеспечить более надежную связь с корпусом (при не-
подвижной насадке), или разместить узел соединения с баллером
(при поворотной насадке).
Другим видом осенесимметричвых насадок являются насадки
несимметричные по форме профиля. Такое нарушение симметрии
насадки относительно оси вращения винта используется для не-
подвижных насадок современных крупнотоннажных судов, на ко-
торых применение поворотных насадок может вызвать интенсив-
ную вибрацию и очень большие нестационарные силы на лопастях
винта, передаваемые на корпус при отклонениях насадки.
318
Современные супертанкеры и суда для навалочных грузов от-
личаются большим значением коэффициентов полноты (6=0,83—
0,85), что приводит к значительной неравномерности потока в ме-
сте установки движителя.
Поскольку неравномерность потока может явиться причиной
развития вибрации и больших периодических нагрузок, передавае-
мых на гребной вал, необхо-
димо обеспечить выравнива-
ние поля скоростей, в частно-
сти, путем применения осене-
симметрнчных насадок.
Экспериментальные работы,
выполненные в последние годы
у нас и за рубежом (в частно-
сти, в Голландском опытовом
бассейне NSMB), подтвердили
рациональность применения на
судах упомянутых типов греб-
ных винтов в направляющих
насадках, осепесимметричных
по форме профиля.
Современные осенесиммет-
ричиые насадки транспортных
судов представляют собой ком-
бинации различных профилей,
имеющих по окружности на-
садки различные коэффициен-
ты расширения ₽.
Поскольку гребной винт ра-
ботает за корпусом судна в не-
равномерном потоке, скорости
которого в верхней части диска
винта меньше, чем в нижней,
соответственно и гребной винт
оказывается более нагружен-
ным в верхней части диска.
Поэтому для выравнивания
поля скоростей насадка проек-
тируется таким образом, что-
бы обеспечить увеличение ско-
ростей в верхней части диска j
(за счет увеличения выходного
сечения в ее верхней части и
Рис. 7.11. Корма судна с осенесиммет-
ричной насадкой.
Рис. 7.12. Корма японского супертанкера
Голар Ничу дедвейтом 214 000 т с вин-
том в неподвижной насадив в контрпро-
пеллерным рулем типа Симплекс. На на-
садке установлено зо 12 цинковых про-
текторов с каждого борта
применения ускоряющих про-
филей) и уменьшить скорости
в нижней части диска (за счет
уменьшения выходного сечения
в нижней части и применения
замедляющих профилей). Кон-
319
структивная схема насадки, спроектированной применительно к су- .
пертанкеру и имеющей различные углы расширения сечений ее I
выходящей части, показана на рис. 7.11. Осенесимметричной у по- I
добной насадки является только ее выходящая часть; наружная |
поверхность имеет прямую образующую по всей окружности на-
садки (рис. 7.12).
Рис. 7.13. Влияние различных осенесимметричных насадок на мощность, подводи-
мую к иянту (по результатам испытаний в Голландском бассейне).
Таблица 7.5
Результаты испытаний моделей судов в Голландском бассейне
Испытанные модели судов Уменьшение мощности, подводимое к винту, %
в полном труау ь балласте
Судно с обычной фор- мой кормы и винтом в осесимметричной насадке 2,5 Больше на 2—4%
Судно с сигарообразной формой кормы и винтом в осесимметричной насад- ке 5+8 То же
Судно с обычной фор- мой кормы н винтом в осенесимметричной пасад- ке 6.9
320
На рис. 7.13 показано влияние различных осенесимметричных
насадок на мощность, подводимую к винту. Сравниваемые насадки
винта.
-----------винт к осенеспмметрнчной
насадке, —--------открытый винт
Имеют различные коэффициенты расширения профилей по окруж-
ности. Из графика видно, что при коэффициентах расширения на-
садок ₽^0,9 величина мощности,
подводимой к внпту в насадке, бу-
дет больше, чем у открытого винта.
Как уже упоминалось, важным
преимуществом осенесимметричных
насадок является возможность сни-
жения нестационарных гидродина-
мических сил на лопастях винта,
что уменьшает циклические нагруз-
ки, действующие на лопасти и ва-
лопровод, а также снижает уро-
вень ходовой вибрации корпуса. На
рис. 7.14 показано относительное
изменение колебаний упора и мо-
мента по отношению к их средним
значениям на лопасти винта за
один оборот в результате примене-
ния осенесимметричной насадки.
В табл. 7.5 приводятся резуль-
таты проведенных в Голландском
бассейне самоходных испытаний
моделей танкеров с обычными и си-
гарообразными кормами, имеющих
как обычные гребные винты, так и
винты в насадках, в гом числе и
осеиесимметричных.
Из таблицы видно, что макси-
мальную экономию мощности дает
комбинация обычной формы кормы
с осенесимметричной насадкой.
При оцепкс экономичности осе-
несимметричных насадок увеличс
ние стоимости их изготовления сле-
дует сравнивать с достигаемой
величиной уменьшения мощности,
а также учитывать меньший риск
появления вибрации корпуса и ка-
витации лопастей винта. Кроме того,
следует учитывать разницу в сто-
имости изготовления обычной и сигарообразной кормы (при сим
метричиой насадке).
Осенесимметричные насадки можно применять и на уже пла-
вающих судах с обычной формой кормы — в качестве средства по-
вышения пропульсивных качеств этих судов, без дорогостоящих
переделок, связанных с изменением формы корпуса. Отработка
321
формы выравнивающих осенесимметричных насадок производится
по результатам испытаний модели судна в опытовом бассейне, со-
гласно замеренному полю скоростей за корпусом модели.
§ 7.3. Конструирование комплексов с неподвижными насадками
Неподвижная направляющая насадка в верхней части жестко
скрепляется с корпусом судна, имея с ним сопряжения, оформлен-
ные в виде обтекаемых конструкций. Насадка в сочетании с та-
кими связями и кормовой оконечностью корпуса судна образует
Рис. 715 Старая конструкция крепления насадки к кор
пусу.
единый удобообтекаемый комплекс. На одновинтовых судах на-
садка в ее нижней части обычно прикрепляется к пятке ахтер-
штевня. На двухвинтовых судах для этой же цели иногда устраи-
вают специальные опоры для насадок, за счет установки на
каждом гребном валу дополнительной лапы кронштейна, которая
проходит к передней кромке пижисй части насадки.
На старых судах связь насадки с корпусом судна чаще всего
выполнялась в виде объемной корпусной конструкции (рис. 7.15),
в результате чего уменьшался коэффициент конструктивной полно-
ценности насадки, так как верхняя часть ее кольца на 25—30%
его окружности оказывалась выключенной из работы. На совре-
менных одновинтовых судах саязь насадки с корпусом выполняют
в виде стоек сравнительно небольшой толщины (рис. 7.16), что
практически пе влияет на пропульсивные качества комплекса
Конструкция, связывающая неподвижную насадку с корпусом,
является чрезвычайно важным элементом, как с точки зрения обес-
печения необходимой прочности, так и с точки зрения гидродина-
мических качеств. Оптимальным решением является крепление
322
насадки на стойках или кронштейнах. Для сравнительно неболь-
ших насадок (приблизительно до 0=2,5 м) такие стойки могут
выполняться нспрофилированными, т. е. просто из полос толстоли-
стовой стали. Для более крупных насадок стойки следует выпол-
нять профилированными, с внутренним набором и относительной
толщиной профиля в пределах 204-25%. Л. Ван Гунстерен [62]
приводит результаты натурных испытаний буксира мощностью
500 л. с. с двумя вариантами конструкции связи насадки с корпу-
сом. Результаты этих испытаний приводятся в табл. 7.6.
При конструировании стоек
кронштейнов необходимо обра-
тить внимание на их располо-
жение относительно насадки.
Кронштейны целесообразно
располагать так, чтобы их оси
проходили вне пятки (рис.
Таблица 7.6
Результаты испытание буксира
Рис 7.16. Современная конструкция
крепления насадки к корпусу (т/х
Пятидесятилетие Комсомола)
Вид крепления насадки к корпусу s* Й
Полнообъемная конструкция ста- рого типа Насадка на двух кронштейнах 6300 7250
7.17), что обеспечивает мень-
шую длину кронштейнов и со-
ответственно повышает их жест-
кость.
Чтобы выполнить чертеж винто-рулевого комплекса с винтом
в насадке прежде всего производят разработку теоретического чер-
тежа насадки. При этом должны быть известны следующие ее кон-
структивные элементы:
— диаметр рабочего сечения D+2c, где с — величина зазора
между концами лопасти и стенкой насадки;
— длина насадки 1К;
— длина входной части насадки 1ВХ;
длина выходной части насадки lBhrx;
— коэффициент раствора насадки а;
— коэффициент расширения насадки р;
— площадь входного сечения насадки FBX-,
— площадь ее выходного сечения FBb!X;
— площадь рабочего сечепия насадки Гн-
323
Рис. 7.17. Варианты крепления неподвижной насадки к кор-
пусу судна.
А — пятка ахтерштевня.
324
Приведенные конструктивные элементы направляющей насадки
определяются, как указано в табл. 7.7.
Кроме того, для выбора элементов насадки могут быть исполь-
зованы рекомендации, изложенные в работах [4], [49].
При построении теоретического чертежа насадки в первую оче-
редь выбирают ее профиль продольного сечения радиальной плос-
костью, проходящей через ось винта. Особое значение имеет форма
профиля с внутренней стороны насадки. Ее следует принимать
в соответствии с необходимыми значениями коэффициентов рас-
ширения 0 и раствора а.
Рис. 7.18 Разработка теоретического чертежа на
салки.
Порядок построения осесимметричной насадки с упрощенным
профилем сводится к следующему (рис. 7.18).
1. Наносится осевая насадки, являющаяся и осевой лопасти
винта в ее боковой проекции, а также ось гребного винта, от ко-
торой вверх по оси насадки откладывается величина наименьшего
внутреннего радиуса насадки, равного радиусу винта плюс зазор
между концом лопасти и внутренней поверхностью насадки, т. е.
R+c.
2. Проводится базовая линия профиля параллельно оси винта,
на расстоянии R„ от последней
3. От базовой линии профиля вверх откладываются величины
подъемов носика и хвостика профиля (отмеченные на рис. точками
А и В), определяемые соответственно по формулам:
325-
4. Соединив прямой линией, являющейся внутренней хордой
профиля насадки, точки Л и В и задавшись радиусами закругле-
ний носика и хвостика профиля ги и гхв, проводим этими радиу-
сами окружности, центры которых располагаем на проведенной
хорде. В качестве рекомендуемых значений радиусов закруглений
носика и хвостика профиля можно принимать:
гн^0,015Ри;
гхв — 0,0075.DH.
5. Проводим наружную образующую поверхности насадки
в виде прямой линии, касательной к начерченным окружностям
закруглений носика и хвостика.
6. Устанавливается протяженность цилиндрической части на-
садки, равная 1,2 ч-1,5 ширины концевого сечения лопасти винта
в ее боковой проекции. Цилиндрическая часть располагается на
базовой липни насадки так, чтобы осевая насадки делила ее по-
полам.
7. Носовая ветвь цилиндрического участка насадки соединяется
плавной лекальной кривой, обращенной выпуклостью к базовой
линии,насадки с окружностью закругления носика профиля.
8. Кормовая ветвь цилиндрического участка насадки соеди-
няется прямой линией с окружностью закругления хвостика про-
филя.
Таблица 7.7
Рекомендации по выбору формы насадки
Коэффициент натру аки — Нр Рекомендации по конструктивным элементам насадок
Во < 40 40 < Вв < 60 Применение насадок, как правило, нецелесообразно 1. Применяются короткие насадки (1ц = 0,5-s-0,7). Мень- шему' значению коэффициента Вр соответствует меньшая относительная длина 2. Коэффициент раствора насадки принимается а — — 1,25-: 1,35. Меиыиему значению коэффициента Вр соот- ветствует меньший коэффициент раствора 3. Коэффициент расширения насадки принимается Р = _ 1,11-s- 1,14. Меньшему значению коэффициента Вр соот- ветствует больший коэффициент расширения При особых требованиях к заднему ходу судна можно принять р = = 0,15 : 0,17, а а — минимальным. 4. Относительная толщина профиля насадки принимает- ся в пределах fj!Ь— 0,1250,150. Меньшему значению коэф- фициента Вр соответствует меньшая относительная толщи- на Максимальная относительная толщина профиля для осепесимметричпых насадок может быть принята ffb = 0,20
Вр > 60 1 - Применяются длинные насадки 1к — 0,7 0,9 2. Коэффициент раствора насадки а = 1,35—1.50 3. » расширения насадки 0= 1,10 : 1,12
327
На этом построение продольного теоретического профиля на-
садки заканчивается. Для оценки приемлемости формы такого
упрощенного профиля можно построить в том же масштабе про-
филь насадки № 19А Вагенингепского бассейна или насадки № 6
ЦНИИ им. акад. А. Н. Крылова по их относительным ординатам
на рис. 7.19 и 7.20 и после этого во втором приближении несколько
подправить внутреннюю часть упрощенного профиля, приблизив
его к какому-либо из двух данных профилей. Однако, как пока-
Ось Лопасти
Ось лопасти
Рис. 7.21. Форма контура и лопастных сечений винтов
серии KV.
1 — линия нивбнлыиия толщин
зали экспериментальные исследования, форму профиля осесиммет-
ричных насадок вполне можно принимать упрощенной, поскольку
это не приводит к заметному снижению к. п. д.
При выборе формы насадки можно руководствоваться следую-
щими общими соображениями, сведенными в табл. 7.7.
Методика конструирования гребного винта для работы в на-
правляющей насадке практически не отличается от конструиро-
вания открытого винта. Однако у винтов предназначенных для
работы в насадке, форму контура лопасти проектируют обычно
уширенной к концам (типа Каплан). Это делается для того, чтобы
нагрузить концевые сечения лопасти (которые в этом случае рабо-
тают более эффективно за счет уменьшения концевых потерь) и
повысить их кавитационные качества. Контур лопастей винта в на-
328
садке рекомендуется принимать близким к симметричному, с уши-
ренными концами и закругленными углами.
Для ориентировочного определения дискового отношения греб-
ного винта в насадке можно использовать очень простую прибли-
женную формулу [62]
а = 42пГ’ ’
где Л'р — мощность, подводимая к гребному винту, л. с.;
п — число оборотов винта в секунду;
D — диаметр винта, м.
Весьма подходящим типом гребных винтов для работы в на-
садках является разработанная югославскими специалистами [62]
серия винтов типа K.V, конструктивные характеристики которых
в относительных величинах представлены графически на рис. 7.21,
а относительные ординаты профилей лопастных сечений приведены
В табл. 7.8. Таблица 7.8
Ординаты профилей сечений винтов серии KV в насадках
До выходящей кромки. % До входящей кромки. %
too 80 60 40 80 20 40 60 80 90 95 too
0.2 38.23 О 63.65 >дняяты 82,40 95.60 97.92 поверх 90.83 77,19 55.60 38,75 27.40
0.3 39,05 66,63 84,14 96.86 97.63 90,05 75.62 53.02 37,87 27.57 ——
0.4 40.56 66,94 85,69 96.25 97.22 88.89 73.61 50,00 34.72 25.83 -—
0.5 41.77 68,59 86.42 96.60 96.77 87.10 70,46 45.84 30.22 22.24 ——
0.6 43,58 68,26 85,89 96.47 96.47 65.89 68.26 43,58 28.59 20,44 —
0,7 45.31 69.24 86.33 96,58 96.58 86,33 69,24 45.31 86,79 22.88 -
0.8 48,16 70,84 87.04 М.76 96,76 87.04 76.84 48,16 34.39 26,90
0.9 51.75 72,94 88,09 97.17 97.17 88,09 72.94 51.75 38,87 31,87 —
1.0 — 52,00 73,00 88.00 97.00 97.60 88.60 73.00 62.60 39,25 32,31 ’—
0.2 20.21 Ор 7.29 цннаты 1.77 |агнетгю1цей г верхно 0.21 сти (по 1.46 ъемы 4,37 кромок 10,52 16.04 20.62 33,33
0.3 13,85 4,62 1.07 0.12 0,83 2,72 6.15 8,28 10.30 21,18
0.4 9.17 2,36 0.86 - 0.42| 1.39 2.92 3.89 4,44 13,47
0.5 6.62 0.17 - - 0,17 '•к 7,81
да нн
Эта серия отработана на основе серии типа Ка Вагенинген-
ского бассейна, однако в форму лопастей и их сечений внесены не-
которые измснепия, направленные па улучшение прочностных ка-
честв винтов. Изменения в основном сводятся к скруглению углов
контура на концах лопастей и увеличению толщины кромок.
Не останавливаясь подробно на технологии изготовления наса-
док, отметим основные технологические особенности их сборки и
.монтажа на судне. Поскольку направляющая насадка имеет форму
профилированного кольца с поверхностями двойной кривизны, ее
изготовление чаще всего осуществляется на специальном цилинд-
рическом кондукторе, наружная форма которого соответствует
внутренней поверхности насадки и имеет в средней части разъем,
329
предназначенный для беспрепятственного снятия готовой насадки
с кондуктора (рис. 7.22 и 7.23). На кондуктор укладываются зара-
нее отогнутые листы, которые после сварки образуют внутреннюю
поверхность насадки. При этом центральный (цилиндрический)
пояс, ’соответствующий расположению концов лопастей винта, вы-
полняется из высоколегированной нержавеющей стали, обеспечи-
вающей его коррозионно-эрозионную стойкость. Входящая и выхо-
дящая кромки выполняются из
прутков или труб соответствую-
щего диаметра. Затем к листам
внутренней поверхности насадки,
радиально по отношению к ее про-
дольной оси, приваривают ребра
а) Сварка вгдярези^
Рис 7 22. Схема сборки и сварки насад-
ки: а — поперечное сечение; 6 — общий
вид; в — продольное сечение
Рис. 7.23. Сборка насадки па по-
воротном кондукторе.
жесткости, форма которых определяется профилем насадки. По
наружной (свободной) кромке ребра имеют заранее приваренные
пояски, к которым через прорези или просверленные отверстия
методом электрозаклепок или сварки привариваются листы, обра-
зующие наружную поверхность насадки.
Отдельные узлы соединения неподвижной насадки с кормовым
подзором корпуса судна и рамой ахтерштевня выполняются в виде
стальных отливок или поковок.
Весьма существенным моментом в монтаже насадки является
обеспечение ее правильного положения относительно гребного
винта и линии вала при условии соблюдения достаточно жесткого
допуска па концевой зазор гребного винта.
ззо
Величины Обозначение
Радиус ввита, мм Средняя толщина внутренней обшивки на- садки, мм Зазор между концами лопастей и внутрен- ней обшивкой, мм Радиус цилиндрической части насадки по внутренней поверхности, мм Номинальные радиусы кондуктора для из- готовлении насадки, мм Допуски на изготовлнние насадки —на радиус цилиндрической поверхности —на отклонение поверхности насадки от лекал кондуктора —на ширину цилиндрической вставки —на положение цилиндрической вставки по длине насадки —на длину профиля насадки Допуски на установку насадки, мм —на иесоосность винта и насадки в плос- кости диска винта —на величину зазора после окончания монтажа —на минимальную величину зазора в нижней части насадив после окончания монтажа R fl с = 0.01Р Р™'п=/?+с=1,01/? Рк- /?н4-О,5А ±0,1Л 4,0 ±2.0 ±8,0 0,2%7?±1 мм 0,3%Я4-1,5 мм Не менее cmin = 0,16 R
331
В табл. 7.9 приведены основные технические требования к уста-
новке насадок, а также допуски на их изготовление и монтаж на
месте На рис. 7.24 показано поле допусков на величину концевого
зазора для винтов различных диаметров.
Влияние зазора на к. п. д. комплекса винт — насадка показано
на рис. 7.25.
Вопросы конструирования рулевых устройств при наличии не/
подвижных насадок освещены в следующей главе.
/—насадка с оротшоподсосным козырьком. 2— 1
линдрнческая часть насадки. 3 — стабилизатор ।
§ 7.4. Конструирование комплексов с поворотными насадками
Поворотная насадка, или руль-насадка, представляет собой на-
правляющую насадку, укрепленную на вертикальном баллере,
ось которого пересекается с осью гребного вала в плоскости диска
гребного винта (рис.
7.26).
При использовании по-
воротной насадки в каче-
стве органа управления
она поворачивается во-
круг оси баллера, в ре-
зультате чего нарушается
симметрия обтекания ее
потоком воды и на нее
начинает действовать бо-
ковая, или поперечная
сила, величина которой
является функцией угла
перекладки.
Эффективность пово-
ротной насадки как орга-
на управления зависит
также от действия греб-
ного винта. Насадка с
гребным винтом является
единым движительно-ру-
левым комплексом, по-
этому расчет ее действия в качестве руля основывается на расчете
действия гребного винта с насадкой в качестве движителя.
Конструктивные и гидродинамические особенности движитель-
ных комплексов с поворотными направляющими насадками могут
стать причиной некоторых специфических особенностей управляе-
мости судов, оборудованных такими комплексами. Это отражается
в основном на режимах движения судов с малой скоростью в про
пессе маневрирования у причалов и при буксировке и кантовке
буксиров в стесненных акваториях, т. е. в тех случаях, когда осо-
бенно важны высокие маневренные качества судна. Что касается
движения судов с поворотными насадками на прямом курсе, то их
управляемость в этих условиях практически не отличается от управ-
ляемости судов, имеющих обычное рулевое устройство с рулем.
332
В поворотной насадке концы лопастей винта, а следовательно,
и ось баллера располагают на расстоянии 0,35-т-0,50 /н от се вхо-
дящей кромки. При этом оказывается, что в диапазоне углов пере-
кладки насадки от 0 до 40° центр давления гидродинамических сил
на насадке располагается в нос от оси баллера, в связи с чем воз-
никает момент, стремящийся повернуть насадку в сторону увели-
чения угла перекладки.
Для уменьшения этого момента поворотные насадки снабжают
стабилизаторами (рис. 7.26).
Стабилизатор представляет собой плоскость, расположенную в
районе выходящей части насадки
Будучи удален от оси баллера
гидродинамический момент, до
некоторой степени уравновеши-
вающий на переднем ходу мо-
мент, стремящийся переложить
насадку. При этом суммарный
гидродинамический момент на
баллере насадки, воспринимае-
мый рулевой машиной на перед-
нем ходу, будет
Л1П х " Л^игс-
Однако на заднем ходу мо-
менты насадки и стабилизатора
будут иметь одинаковый знак, т. е.
М3. * = — Мст—Мняс.
Иначе говоря, абсолютная ве-
личина момента на баллере бу-
дет увеличиваться. Поэтому эле-
менты стабилизатора и его поло-
жение относительно оси баллера
насадки выбираются с таким рас-
четом, чтобы исключить чрезмер-
ное увеличение момента на зад-
и жестко связанную с последней,
в корму, стабилизатор создает
Рис 7.27, Зависимость эффективного
угла атаки стабилизатора от угла пе-
рекладки насадки и ее относитель-
ной длины.
нем ходу.
Поворотные насадки отличаются следующими основными осо-
бенностями:
1. Подъемная сила поворотной насадки зависит от ее относи
тельной длины и коэффициента нагрузки гребного винта, но прак-
тически не зависит от размещения винта по длине насадки.
2. Поворотная насадка развивает подъемную силу примерно на
40% большую, чем руль, имеющий такую же площадь и форму бо-
ковой проекции, полностью размещенный в струе винта.
3. Положение центра давления поворогной насадки зависи? or
коэффициента нагрузки гребного винта, относительной длины на-
садки и положения винта по длине насадки. Увеличение относи-
тельной длины и смещение винта к хвостику насадки приводят
к удалению центра давления от входного сечения насадки.
333
4. Угол атаки стабилизатора, установленного в выходном отвер-
стии насадки, практически не зависит от нагрузки гребного винта,
но в значительной степени зависит от относительной длины насадки
(см. рис. 7.27). Угол атаки стабилизатора оказывается много мень-
шим угла перекладки насадки, причем разница в этих углах уве-
личивается по мере роста относительной длины насадки. Таким об-
разом на коротких насад-
ках стабилизатор оказы-
вается более эффектив-
ным, чем на длинных.
Для дальнейшего повы-
шения эффективности ста-
билизатора была разра-
ботана (и запатентована)
конструкция с поворот-
ным стабилизатором (рис.
7.28), со специальным по-
водком, имеющим на кон-
це ролик, двигающийся
при перекладке насадки
Рис. 7.28. Насадка с поворотным стабилиза-
тором.
по пазу, расположенному
в ДП судна под подзором
кормы. При такой кон-
струкции эффективные
углы атаки стабилизато-
ра могут быть доведены
до величины углов пере-
кладки насадки. Однако
при рассмотрении досто-
инств такого поворотного
стабилизатора следует
учитывать и его недо-
статки, в частности, свя-
занное с ним увеличение
момента на баллере на-
садки при заднем' ходе
судна.
Площадь стабилизатора поворотной насадки в первом прибли-
жении можно принимать равной 404-60% площади боковой проек-
ции насадки, причем 354-40% площади стабилизатора располага-
ется-обычно внутри насадки. Окончательно площадь стабилизатора
уточняется на основе данных расчета моментов на баллере насадки
для переднего и заднего ходов, исходя из высказанных выше со-
ображений.
В качестве расчетной величины скорости заднего хода судна
обычно принимается величина, равная 2/3 максимальной скорости
переднего хода.
При заднем ходе судна поворотная направляющая насадка яв-
ляется своего рода дефлектором, который отклоняет отбрасывае-
334
мую винтом струю в направлении, соответствующем ее повороту.
В том случае, когда зазоры между корпусом и насадкой доста-
точны, при больших углах перекладки насадки струя от винта
может проходить вне корпуса судна (рис. 7.29), не приводя прак-
тически к появлению на корпусе силы, препятствующей забросу
кормы судна в нужную сторону. При открытом гребном винте
Рис. 7.29. Характер обтекания кормы при ее различ-
ных открытии и заднем ходе судна.
v — направление потока при корме Д; f|—направ-
ление потока при корме Б; Р—сила на насадке;
Q— сила на корпусе при корме Д
струя от винта набрасывается на заднем ходу на корпус, приводя
к появлению на нем силы, которую невозможно компенсировать
перекладкой руля.
Учитывая отмеченную особенность поворотной насадки, для обес-
печения управляемости судна на заднем ходу целесообразно дово
дить углы перекладки насадки до 40° на каждый борт.
Для улучшения тяги комплекса винт — насадка на заднем
ходу (что особенно существенно для буксиров) гребной винт целе-
сообразно располагать на половине длины насадки, а насадку
335
Рис 7 30 Проверка возможного касания
насадкой концов лопастей винта при пово-
роте.
выполнять с притупленной выходящей кромкой, обеспечивая мак-
симальный коэффициент расширения. Геометрические и конструк-
тивные характеристики поворотных насадок не отличаются от
характеристик неподвижных насадок, так же как и методика кон-
струирования самих насадок. Однако нужно отметить одну
особенность конструирования комплексов с поворотными насад-
ками.
При назначении концевого зазора минимальным и широколо-
пастных винтах типа Каплан, т. е. с широкими усеченными концами
лопастей, следует обязатель-
но проверить, не будет ли
насадка при ее повороте ка-
саться конца лопастей вин-
та (рис. 7.30). Это вы-
полняется следующим об-
разом.
Поскольку вероятнее
всего, что касание произой-
дет наиболее узкой цилинд-
рической частью, т. е. там,
где зазор минимальный, на-
метим на этой части точ-
ку А, лежащую в одной
горизонтальной плоскости
с точкой А', соответствую-
щей углу лопасти винта
(в ее нормальной проек-
ции). Затем, имея концевое
сечение лопасти в плане,
спроектируем точку А на
осевую насадки и радиусом,
равным удалению этой точ-
ки от оси баллера насадки,
проведем дугу, которая, как
видно из рисунка, касается
кромки лопасти. Иначе го-
воря, при повороте насадки
точка А будет перемещаться
в горизонтальной плоскости,
соответствующей прямой АА' (в нормальной проекции) и при по-
вороте насадки на угол, равный шаговому углу концевого сече-
ния, произойдет касание лопасти цилиндрической частью насадки.
Во избежание такого явления целесообразнее всего скруглить
концы лопастей но дуге небольшого радиуса (СВ"), в связи с чем
точка В поднимается вверх; здесь горизонтальный зазор В В’ уве-
личится, и при повороте насадки на тот же угол (в плане) точка В
не совпадет с точкой В', лежащей на конце лопасти с достаточно
большим зазором.
Управляемость одновинтового судна, имеющего вместо обычного
руля поворотную насадку, выгодно отличается от управляемости
Судна, имеющего только руль, тем, что судно с насадкой в силу ее
высокой эффективности как органа управления, обладает более вы-
сокой поворотливостью при высокой устойчивости на курсе. Однако
при этом следует учитывать, что эффективность насадки зависит
от режима работы гребного винта, причем, чем выше нагрузка
винта по упору, тем выше эффективность насадки. В связи с этим
максимальный эффект насадки имеет место на режимах работы
винта, близких к швартовному.
При проектировании винто-рулевых комплексов с поворотными
насадками следует учитывать также, что суда, оборудованные по-
воротными насадками, плохо управляются при движении ио инер-
Рис 7.31. ВРШ в поворотной насадке буксира с полу-
туннельной кормой (2300 л. с).
дни, т. е. при застопоренном гребном винте. Эта особенность объ-
ясняется тем, что застопоренный гребной виит, создавая отрица-
тельные вызванные скорости, препятствует протеканию жидкости
через рабочее сечение насадки. Как следствие этого подъемная
сила, создаваемая элементами насадки, существенно уменьшается,
и эффективность насадки как органа управления резко падает.
Если же винт вращается свободно, то наблюдается подтормажива-
ние потока внутри насадки, что приводит к снижению ее эффектив-
ности.
В этих случаях управляемость судна в значительной степени
может быть обеспечена за счет действия стабилизатора насадки,
; эффективность которого обычно невелика из-за его относительно
небольшой площади.
Заброс кормы судна на заднем ходу при винте в поворотной
*1 насадке происходит иначе, чем при открытом винте, в связи с рез-
ким уменьшением сил от винта, действующих на корпус. При на-
личии поворотной насадки корма судна идет не в сторону враще-
ния винта, как это имеет место на судах с открытыми винтами (без
насадок), а в сторону поворота насадки.
I1/, 12 ф м- Кацман. Г М Кудреватый
Необходимо учитывать, что иногда для изменения направления
движения кормы, например, для входа в циркуляцию противопо-
ложного направления, недостаточно переложить насадку. В этих
случаях следует застопорить машину, затем переложить насадку на
другой борт, после чего снова дать ход машине. При подобной
последовательности маневрирования машиной и насадкой судно
снижает скорость заднего хода, вследствие чего силы на корпусе
резко уменьшаются. Силы же на насадке, зависящие в большей
степени от режима работы винта, чем от скорости, остаются прак-
тически неизменными.
Перекладка насадки на углы более 20° на полном ходу, как по-
казывает опыт, приводит к незначительному уменьшению диаметра
циркуляции судна, что объясняется снижением боковой силы и
упора насадки в этих условиях. Однако эффект больших углов
перекладки насадки может быть полезно использован на малых
ходах, при работе судна на режимах, близких к швартовному
Примером типового конструктивного решения комплекса бук-
сира с поворотной насадкой может служить вариант, показанный
на рис. 7.31.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
СУДОВЫЕ РУЛИ
§ 8.1. Основные критерии управляемости судов
и средства ее обеспечения
В последние годы в связи с возрастающей интенсивностью су-
доходства и увеличением абсолютных размеров судов вопросам
управляемости судов уделяется особенно большое внимание. Хотя
с ростом водоизмещения и длины судна безразмерные параметры,
характеризующие его управляемость, изменяются незначительно,
размеры свободной акватории необходимые для выполнения того
или иного маневра, возрастают пропорционально линейным разме-
рам судна, что очень важно для обеспечения безопасности движе-
ния судна вблизи берега или в районе значительного скопления
судов.
Изменение характеристик управляемости крупнотоннажных су-
дов связано с увеличением полноты корпуса или уменьшением его
удлинения по сравнению с судами умеренных размеров. Поэтому
проблема обеспечения управляемости приобретает особую остроту
для крупнотоннажных судов так называемого полно-короткого
типа, имеющих коэффициенты полноты 6>0,80 и отношение
L/B 6,0. Для крупнотоннажных судов нашего отечественного флота
решение проблемы управляемости осложняется дополнительными
условиями, поскольку эти суда, базирующиеся на Черноморский
и Балтийский бассейны, вынуждены проходить узкими проливами
Босфор и Дарданеллы, а также датскими проливами.
338
Интенсивность движения крупнотоннажных судов в этих про-
ливах заставляет изыскивать средства обеспечения их управляе-
мости путем тщательной отработки формы их корпуса, а также за
Счет применения высокоэффективных рулевых устройств.
Дополнительным средством обеспечения управляемости явля-
ются подруливающие устройства. При оценке их влияния следует
иметь в виду, что эффективность носовых подруливающих устройств
при движении судна передним ходом невелика и резко снижается
по мере роста скорости хода. Но даже, если абсолютная сила, соз-
даваемая устройством, не будет уменьшаться при увеличении ско-
VS,!PM!
Рис. ВI Зависимость позора
чивающсго момента от скоро-
сти хода при совместном дей-
ствии носового ПУ н руля для
танкера дедвейтом 60 тыс т.
Рис 8.2 Влияние соотношений размеров
канала и судна на критические характери-
стики управляемости применительво к тан-
керу дедвейтом 250 тыс. т.
1=329 м, В=51Л м; Т=19.9 м, в =0.834;
скорости хода 6,0 уз; Нп—глубина под
килем; В„ — ширина канала.
рости хода, ее относительное значение по сравнению с силой, соз-
даваемой рулем, будет падать. Характер изменения момента на
руле и носовом подруливающем устройстве иллюстрируется рис. 8.1.
В некоторых случаях приходится предпринимать специальные
исследования, чтобы выяснить возможность проведения судна про-
ливами или каналами, так как ограниченная ширина канала и бли-
зость дна могут нарушить нормальную управляемость судна из-за
перераспределения полей скоростей и давлений на корпусе.
В результате проведенных в США экспериментально-теорети-
ческих исследований было определено влияние соотношений разме-
ров канала и судна на основные показатели управляемости При
этом в качестве критических характеристик управляемости прини-
мались:
— для устойчивости на курсе — углы рыскания судна, рав-
ные 2°;
— для преодоления возникающих при ходе в канале сил и мо-
ментов на корпусе — углы перекладки руля в пределах 15° (остав-
IV» 12*
339
Рис 8.3. Схематическая диаг-
рамма управляемости.
'— устойчивое на курсе
судно; ----------неустойчивое ни
шийся в запасе угол перекладки сохранялся в качестве аварийного
резерва).
На рис. 8.2 приведены критические характеристики для танкера
дедвейтом 250 тыс. т. Видно, что пределом допустимых соотноше-
ний размеров канала и корпуса судна можно принять точку Б,
соответствующую и ЯКТ^1,35. Это значит, что такой тан-
кер может пройти без посторонней помощи проливом Босфор, сле-
дуя по оси пролива, где регламент скорости относительно грунта
составляет 10 уз > а отношение размеров судового хода пролива
к размерам судна (при минимальной
ширине судового хода ~ 450 м и глу-
бине — 30 м) составит для данного
танкера Вк/В=9, а 7/к/7’=1,5 Есте-
ственно, что такой танкер должен об-
ладать характеристиками управляе-
мости, обеспечивающими его движе-
ние в проливе, в пределах указанных
выше критических значений углов
рыскания и величин перекладок руля.
В настоящее время принято при
разработке проектов судов исследо-
вать на моделях их управляемость и
устойчивость на курсе путем регистра-
ции диаметров установившейся цирку-
ляции и определения критических уг-
лов перекладки руля и диаметра цир-
куляции с пепереложенным рулем. По
результатам этих испытаний строят
диаграммы управляемости. Иногда
производят расчеты управляемости
при ветре и расчеты возможности реа
лизации того или иного маневра.
При натурных испытаниях судна проводят стандартные маневры
«зиг-заг» и «спираль», результаты обработки которых позволяют
судить о быстроте реакции судна на перекладку руля, а также
о его устойчивости на курсе и поворотливости.
Поворотливость транспортных судов обычно оценивается по ре-
зультатам определения относительных диаметров установившейся
циркуляции, которые стремятся обеспечить при проектировании
в соответствии с типом и назначением судна, независимо от его
размеров В качестве приемлемых пределов этой величины для
судов различных типов можно использовать следующие значения:
Быстроходные сухогрузные суда —3,0—4,0
Танкеры ..................... ~3,5—4,5
Каботажные суда .... —2,5—3,0
Пассажирские лайнеры ..... —3.5—4,5
Буксиры...................... -1,5—2,0
340
Рис 8.4. Типовые формы диаграмм управляемости, получаемые по результатам
обработки маневра «спираль»
Таблица к рис. 8.4
X арактеристикн управляемости 1 2 3 4
Реакции судна на перекладку руля Плохая Плохая Хорошая Удовлетвори- тельная
Устойчивость на курсе Судно неустойчиио Судно неустойчиво Судно устойчиво Судно переста- бнлиаировано
50г
5#-
Рис. 8.5. Типовые результаты обработки маневра «зиг-заг».
/|—время ухода с курса; /2—время сдерживания; ta—время прихода на
курс; <pi — угол зарыскивания;
---------танки! дедвейтом 2U0 тыс т (L/B—С,5; 4 *0.83);
---------танкер дедвейтом 20 тыс т (L/B=7J5; В =0,78).
34)
Критерием устойчивости судна на курсе может служить форма
его диаграммы управляемости, полученная по результатам обра-
ботки маневра «спираль».
На рис. 8.3 даны основные характеристики диаграммы управ-
ляемости для устойчивого и неустойчивого на курсе судов, а на
рис 8.4 представлены типовые формы диаграмм с оценкой нх
приемлемости с точки зрения реакции судна на перекладку руля.
Рис. 8.6. Типовые результаты обработки маневра
«спираль» (скорость хода 14 уз) для двух судов
различной формы и размеров.
•— ----- танкер дедвейтом 200 тыс. т (L/B-6.5;
в =0.83):
— - —танкер дедвейтом20тыс т
(£/8=7,5. Ь=0.78).
На рис. 8.5 приведены результаты обработки стандартных ма-
невров «зиг-заг» и «спираль» для двух танкеров дедвейтом
20 и 200 тыс. т. Несмотря на то, что у обоих судов зона неустой-
чивости на диаграмме управляемости отсутствует, все же реакция
на перекладку руля у крупнотоннажного танкера более замедлена.
Иначе говоря, при одинаковых углах и скорости перекладки руля,
а также при практически одинаковых углах зарыскивания, время
ухода с курса, время сдерживания и прихода на исходный курс
у крупнотоннажного танкера оказывается большим. Установив-
шиеся угловые скорости на циркуляции для крупнотоннажного
судна при а=35° оказываются приблизительно в 1,5 раза мень-
шими (рис. 8.6)
Из приведенного примера видно, что крупнотоннажному тан-
керу для выполнения одинакового маневра за такое же время, ка-
342
Таблица к рис. 8.7
Меры улучшения поворотливости Меры улучшения устойчивости на курс
1. Увеличение уд- линения руля, уменьшение заглуб- ления крейсерской кормы Увеличение за- глубления крей- серской кормы
2. Увеличение ок- на ахтерштевня с перемещением руля и кронштейна даль- ше в корму Уменьшение окна ахтерштев- ня
3. Отказ от руля с рудерпостом Применение ру- ля с рудерпо- стом, или уши- рение рудерпоста
4. Увеличение площади руля, оме- таемой гребным вин- том —
5. Применение парных рулей боль- шого удлинения (для мелкосидящих судов) Применение парных рулей с рудерпостами
6. Отказ от подре- за форштевня, при- менение бульбовой формы носа Отказ от буль- бовой формы но- са, . применение подкильных ста- билизирующих плоскостей в корме
№ 87 Коипруктивиые «|>и «W»te7»« »• « ycw«™«o™
на курсе одновинтовых судов
343
Рис. 8.8 Конструктивные меры Бездействии на поворотливость
и устойчпвостъ на курсе двухвинтовых судов
Таблица к рис. 8.8
Меры улучшения поворотливости Меры улучшения устойчивости на курсе
1- Принятие установки с двумя рулями, расположенными за вин Установка руля за дейд- вудом, развитый дейдвуд
2. Смещение винтов в нос отно- сительно руля, увеличение подре- за дейдвуда дейдвуда
Принятие снеговой кормы с ру- лями за винтами (дли судов боль- шой ширины и с малой осадкой) Увеличение площади
344
кое необходимо для малого танкера, понадобится значительно
более эффективное рулевое устройство.
Для воздействия на поворотливость или устойчивость судна на
курсе можно соответственно использовать различные конструктив
ные меры, качественное влияние которых иллюстрируется рисун-
ками 8.7 и 8.8. Следует учитывать, что меры, применяемые для по-
вышения устойчивости судов, неустойчивых на курсе, в ряде слу-
чаев приводят и к улучшению поворотливости. Однако до
реализации тех или иных мероприятий на судне их необходимо про-
верить в процессе испытаний модели в опытовом бассейне.
§ 8.2. Классификация рулей и выбор конструктивного типа руля
Судовые рули могут быть классифицированы по ряду признаков,
а именно:
— способу крепления к баллеру и корпусу судна;
— положению оси баллера по хорде (ширине) руля;
— по форме профиля.
По способу крепления рули подразделяются на простые (навес-
ные), полуподвесиые и подвесные.
Простые, или навесные рули могут, в свою очередь иметь не-
сколько модификаций в зависимости от конструкции их опорных
устройств; они подразделяются на двух- и многоопорные, устанав-
ливаемые за дейдвудом или за рудерпостом. Полуподвесиые рули
подразделяются на рули, закрепляемые на дейдвуде (однорулевые
суда) и рули, устанавливаемые на кронштейнах по бортам, либо
вДП.
Подвесные рули устанавливают как в ДП, так и по бортам пре-
имущественно быстроходных судов.
По положению оси баллера рули подразделяются на балансир-
ные и небалансирные. Для небалансирных рулей характерно рас-
положение оси баллера в районе входящей кромки руля.
По форме профиля различают рули обтекаемые и пластинча-
тые. В настоящее время пластинчатые рули на вновь строящихся
самоходных судах пе применяют.
Остановимся несколько подробнее на способах подвески про-
стых рулей. Чаще всего рули подвешиваются на нескольких опо-
рах на дейдвуде или рудерпосте. Наибольшее число опор (пять —
шесть) делается у ледоколов. Обычно в нижней части дейдвуда или,
рудерпоста располагается пятка, служащая дополнительной опо-
рой пера руля. Рули подобной конструкции с точки зрения второго
классификационного признака являются небалансирными. Иногда
руль навешивается на неподвижный шпиндель с двумя опорными
шейками. В этом случае шпиндель-рудерпост выполняется съем-
ным; его закрепляют болтами к ахтерштевню и его пятке. Подоб-
ные рули, называемые рулями типа «Симплекс», являются балан-
сирными (рис. 8.9 и 8.10).
Известны конструкции простого балансирного руля с двумя
опорами в верхней части и на пятке ахтерштевня. Полуподвесиые
345
рули, примыкающие в верхней части к дейдвуду, практически не
имеют балансирной части. Значительная часть площади нижней
половины руля располагается перед осью баллера, т. е. является
балансирной, поэтому такие рули иногда называют полубалан-
сирными.
Рис 8.11 Профили рулей различных типов
Необходимо отметить, что рули, расположенные за рудерпостом,
а также верхняя часть полубалансирного руля в гидродинамиче-
ском отношении представляют собой разрезные крылья, для кото-
рых, как известно, характерен ранний срыв потока, обусловленный
346
наличием слома засасывающей поверхности профиля. Чтобы изба
виться от этого недостатка были созданы специальные профили
рулей, получившие название рулей Эрда, Зеебека и Зеебек-Эрца
(рис. 8.11). Напомним также, что у рулей типа «Симплекс» втулки
подшипников могут иметь увеличенную высоту, что повышает их
износостойкость; однако наличие такой сложной поковки, как шпин
дель, является значительным недостатком руля этого типа.
Рули за рудерпостом имеют то конструктивное преимущество,
что они обеспечивают надежную опору для пера руля, поскольку
рудерпост вместе с ахтерштевнем образует замкнутую раму. Кроме
того, рудерпост позволяет иметь любое число опор, благодаря чему
уменьшается удельное давление на штыри и повышается их износо
стойкость. К недостаткам такого руля следует отнести необходи-
мость иметь несколько более высокую мощность рулевой машины
и невозможность при наличии пятки обеспечить требуемые зазоры
между винтом, корпусом и рулем.
Согласно Правилам Регистра СССР (1970 г.) конструктивный
тип руля для судов различных классов, в том числе и ледовых, не
регламентируется, однако для судов, имеюших в символе класса
знаки «УЛА», «УЛ» и «Л1», регламентируется число штырей руля,
являющихся опорами его пера на ахтерштевне:
Знак ледового класса Число
штырей
пера рули
УЛА . 3
УЛ . 2
Л1 ........ 1
Отсюда следует, что для судов, имеющих знаки «УЛА», при
менение балансирных рулей исключается.
Согласно тем же Правилам, на судах со знаками «УЛА» и «УЛ»
ахтерштевень должен иметь прилив, расположенный в корму от
пера руля не далее чем на 100 мм — для защиты пера при манев
рировании во льдах задним ходом.
Наиболее распространенными для современных одновинтовых
судов являются двухопорные полуподвесные рули за кронштейном.
Этот тип руля стал известен после его применения в 1953 г. на
американских серийных судах типа Маринер (дедвейт ~ 15 тыс. т,
скорость 21 уз) на которых была принята «открытая» корма без
пятки, позволившая значительно улучшить вибрационные и про-
пульсивные характеристики этих судов.
В качестве рационального типа руля для двухвинтовых судов
следует назвать полубалансирный руль, навешенный на дейдвуд
судна, конструктивно выполняемый аналогично рулю, устанавли-
ваемому на консольном кронштейне. Для небольших двухвинтовых
судов, в частности, судов с ограниченной осадкой, применяются не-
балансирные миогоопорные рули, навешенные на дейдвуд, причем
в качестве нижней опоры в этом случае может быть использована
пятка дейдвуда.
347
Ьапансирные
рули
С одной, опорой
Подвесные
безопорные
С одной опорой
С тремя опорами
(без пятки)
Рис. 8.12 Основные конструктивные типы рулей а—за крон-
штейном, б —за дейдвудом.
348
Наиболее распространенными типами соединений пера руля с
баллером (если не используется руль типа «Симплекс») являются
фланцевое соединение с горизонтальным разъемом и конусное вер-
тикальное соединение. При фланцевых соединениях баллера с пе-
ром, а также при рулях со съемным рудерпостом (типа «Симп
леке») часто применяется изогнутый баллер, который позволяет
получить следующие конструктивные преимущества:
а) возможность применять конструкцию с верхним штырем или
руль типа «Симплекс». Устраняется необходимость в нижнем под-
шипнике баллера, работающем в неблагоприятных условиях, при
которых трудно предотвратить коррозионный износ шейки баллера.
Кроме того, благодаря высокому расположению штыря баллер
разгружается от изгиба, вызываемого гидродинамическими силами,
а также подкрепляется верхняя кромка пера, подверженная слу-
чайным ударным нагрузкам;
б) обеспечивается съем пера руля без подъема баллера и де-
монтажа рулевой машины, поскольку достаточно снять болты и
развернуть фланцы.
Однако изогнутый баллер несколько сложнее в изготовлении,
чем прямой и соответственно дороже последнего.
Основные конструктивные типы рулей представлены на рис. 8.12.
§ 8.3. Влияние конструктивных элементов рулей иа их
гидродинамические характеристики и выбор основных элементов
рулей
Площадь руля. После того как выбран конструктивный тип
руля (с учетом изложенных в предыдущем параграфе соображе-
ний) определяют площадь руля, в прямой зависимости от которой
находятся боковая сила на руле и мощность рулевой машины.
При выборе площади рулей (в процентах от произведения LT)
руководствуются следующими осредненными статистическими дан-
ными:
Относительные площади рулей
Одновинтовые................... 1,6—1,9
Двухвинтовые с одним рулем . . . 1,5—2,1
* с двумя рул ями (сум-
марная площадь обоих рулей) 2,1
Нефтеналивные.................. 1,3—1,9
Крупные быстроходные пассажир-
ские .......................... 1,2—1,7
Малые быстроходные пассажирские 1.8—2.0
Каботажные ....... 2,3—3,3
Суда, обладающие повышенными
маневренными качествами .... 2,4—4,0
Рыболовные и гидрографические 2,5—5,5
Морские буксиры . ....... 3,0—6,0
Парусные....................... 2,0—3,0
Лоцманские суда н паромы .... 2,5—4,0
349
Речные суда
Пассажирские . 4,0—8,0
Сухогрузные 3,0—7,0
Буксиры.......... 6,5—13,0
Баржи и шаланды . . 4,5—7,0
Понтоны.......... 8,0 и более
Катера ............................. 4,0—12,0
При отсутствии прототипов или статистических данных вели-
чину относительной площади руля S/LT можно определить исходя
из следующих соотношений, рекомендованных Г. В. Соболевым.
0,023 S , 0,030 ,о
” '7т г
j' —-----6,2 1. —----7,2
V ьв I' ъв
Рис. 813 Влияние площади руля при различных углах перекладки
на величину’ диаметра циркуляции.,для судов с различными коэффи-
циентами полноты
По Правилам Норвежского Бюро Веритас, минимальная пло-
щадь руля, полностью ометаемого винтом, должна быть не менее
х=4йг(ад5+тт^)Л <8-2>
Если руль не сметается струей гребного винта, то тс же Пра-
вила предписывают увеличивать величину минимальной площади,
полученной по формуле, на 30%.
Влияние площади руля на величину диаметра циркуляции су-
350
дов с различными коэффициентами полноты согласно данным, при-
веденным в работе (58], показано на рис. 8.13.
В табл. 8.1 приводится пример выбора площади руля лесовоза,
проектируемого для плавания в районах Арктики (на класс УЛ
Регистра СССР). Форма корпуса судна характеризуется умеренной
полнотой (6=0,68) и наличием ледокольного форштевня со значи-
тельным подрезом, поэтому при выборе элементов руля в качестве
прототипов были использованы ледокольно-транспортные суда с ана-
логичной формой корпуса, имеющие рули, расположенные за ру-
дерпостом.
Таблица 8.1
Выбор элементов руля лесовоза
Характеристики судов и рулей Прототипы сЗ
Ледокольно- транспортное судно твра Дин Ледокольно транспортное судно Лена
Длина судна L, м 100,58 98 4 123,6 94,0
Осадка по грузовую марку Т, м 6,29 7.37 7,52 6,0
LxT, № Площадь руля с рудерпостом 632 725 980 563
.Яр L. 11.9 13,3 18,55 11,88
Площадь пера руля Sp, м9 10,2 10.9 12,4 8,97
Относительная площадь руля с ру- дерпостом 100 iSf>-~pn/LT), % 1,88 1,83 2,0 2,11
Относительная площадь, сметаемая гребным винтом 100[(Sp рп)омет/5рт-р||[. % 75,0 71,0 90,0 52,0
Высота руля /. м 4,25 4.9 5,0 1,45
Относительное удлинение руля с рудерпостом к l2/Sp-. рп 1,51 1,80 1,35 1.67
Относительная площадь рудерпос- те 5pn/Sp г рп 0.143 0,181 0,330 0,245
Скорость судна vs, уз 11,5 14,5 15,0 12,2
Важным фактором повышения эффективности судового руля
является такое размещение его за корпусом, при котором макси-
мально возможная площадь руля будет сметаться струей греб-
ного виита.
С учетом сравнительно небольшой площади руля, сметаемой
гребным винтом (что имеет место при применении виита неболь-
шого диаметра), для проектируемого судна принимается увеличен-
ная относительная площадь руля плюс плошадь рудерпоста
Sp+pn, составляющая 2,11 % ЛГ. Относительная площадь рулер-
•госта также принята повышенной — для обеспечения хорошей
устойчивости судна на курсе, а также из условий его повышенной
прочности при плавании в ледовых условиях.
Натурные испытания лесовоза, построенного по данном)' про-
ект)', показали, что его минимальные относительные диаметры
351
установившейся циркуляции составляют Дц/Ь=2,8 при отсутствии
углов обратной управляемости, что свидетельствует о хорошей по-
воротливости судна при такой же хорошей устойчивости на курсе.
Для определения средней вызванной скорости в струе винта ис-
пользуется известная зависимость из теории идеального движителя
(8.3)
где vp — скорость потока в диске винта: Dp=os(l—1F);
Ср — коэффициент нагрузки винта по упору.
Полная скорость обтекания пера руля vr будет складываться
из скорости потока в диске винта и средней вызванной скорости за
винтом: , ..
ur = vp+vaCp. (8.4)
Для сравнения эффективности рулей различных конструктив-
ных типов с последующей приближенной оценкой их влияния на
величину относительного радиуса циркуляции судна целесообразно
пользоваться безразмерным относительным градиентом боковой
силы руля — К, определяемым по следующей формуле [52]:
7F
(8.6)
где Г1 — поправка на влияние неподвижной части комплекса
руль+рудерпост;
гл — поправка на влияние струи винта:
r,=l+b..o,;
где 5И — площадь руля, сметаемая винтом;
S — полная площадь комплекса руль+рудерпост;
вр — коэффициент нагрузки винта по упору;
г3 — поправка на попутный лоток у руля:
rs = (1—IT,)S;
Wr — коэффициент попутного потока у руля:
Wrwl,3W.
(8.6)
da 2
'т
где /(б) — поправка на относительную толщину руля; кт — удли-
нение руля; а — угол перекладки.
Для сравнительной оценки минимального относительного ра-
диуса циркуляции судна /?ц при применении на нем рулен различ-
ных типов можно воспользоваться формулой К. Шенхера
R,i __ 0,015 LV з
L Да cos a \ Bl '
где б — коэффициент общей полноты;
L и В—длина и ширина судна.
(8.7)
352
Удлинение руля. При конструировании рулей весьма важным
фактором является выбор удлинения руля 7.=//& (где I—высота
руля, Ь- длина средней хорды) или, для рулей фигурной формы
Z—Z2/S, 1Дс S — площадь руля (включая рудерпост или крон-
штейн) .
Влияние удлинения на эффективность руля хорошо иллюстри-
руется результатами продувки крыльев симметричного профиля
в Гетингенской лаборатории (рис. 8.14). Из графика видно, что
крылья большого удлинения имеют максимальный угол уклона
кривой Cv=[(a). Это значит, что рули больших удлинений обеспе-
чивают большую эффективность при малых углах перекладки. Воз-
Рис 8 14. Влияние удлинения рулей па величину коэффициента
подтлмной силы для профилей Гетинген-538 (Z=//6).
можность применения рулей больших удлинений на малых буксир-
ных судах обеспечивается наличием у них (в большинстве случаев)
конструктивного дифферента, что весьма целесообразно при ручном
приводе руля, когда приведение судна на курс при небольших его
отклонениях может обеспечиваться перекладкой руля на минималь-
ные углы. Если нельзя принять руль необходимого удлинения, то
величину удлинения компенсируют установкой концевых шайб. Это
позволяет эффективно использовать коитрпропеллерный эффект
рулей, расположенных за гребными винтами (как на одновинтовых,
так и на двухвинтовых судах).
Наличие контрпропеллерного эффекта связано с тем, что при
обтекании непереложенных рулей закрученным потоком на элемен-
тах руля, находящихся под углом атаки, возникают проекции подъ-
емной силы на направление движения, уравновешивающие сопро-
тивление и создающие дополнительную тягу.
Так как распределение давлений па руле не будет равномерным,
в частности, на одной его стороне, в нижней части, будет иметь
место повышение давления, а в верхней — понижение, то на его
353
Рис 8 15 Теоретический чертеж пропульсивной наделки на руле судна Иван
Ползунов.
А — профиль нижней и верхней части пера руля; Б — теоретический контур
наделки в ДП; В—линия притыкания наделки к рулю, Г — профиль нижней
части пера руля в плоскости оси вала; Д— профиль верхней части пера руля
в плоскости оси вала; В—габарит иаделки; Ж — носовой торец наделки.
Радиусы контура наделки (мм) по сечениям, мм. /—220; 2 — 345- 3—460
¥ — 575; 5—665; 6 — 725; 7— 720; 8— 650; 9 — 480, /0 — 375; носовой то-
рец — 300.
354
поверхности будет наблюдаться перетекание из зоны повышенного
давления в юну разрежения. Это перетекание приводит к сниже-
нию контрпропеллерного эффекта. Поэтом)' на профилированных
рулях целесообразно устанавливать три шайбы — две торцевых
и среднюю соосно с гребным винтом.
Установка шайб приводит к разграничению зон давлений,
имеющих противоположные знаки, препятствует перетеканию по-
тока из одной зоны в другую и тем самым способствует увели-
чению составляющей упора на руле. Дополнительной мерой, уси-
ливающей контрпропеллерный эффект руля или создающий его
при отсутствии шайб, может
быть специальное контрпро-
пеллерное профилирование
руля с использованием не
симметричных профилей,
расположенных симметрич-
но относительно оси враще-
ния гребного Винта вверх и
вниз от нее (рис. 8.15, 8.16 н
8.17). Роль средней шайбы
может выполнять пропуль
сивпая наделка на руле. Од-
нако следует иметь в виду,
что применение контрпро-
пеллерных рулей, равно как
и пропульсивных наделок,
может дать эффект только
на сравнительно тихоход-
ных судах (Frsg0,20).
В заключение необходи-
мо отметить, что эффектив-
ность установки шайб воз
растает по мере уменьшения
удлинения руля.
Габаритную ширину шайб целесообразно принимать равной
примерно трем наибольшим толщинам руля.
Коэффициент компенсации балансирных рулей. Немаловажным
фактором является необходимость обеспечить минимальную вели-
чину крутящего момента па баллере, который зависит в основном
от степени балансировки руля, характеризующейся коэффициентом
компенсации (т. е. отношением площади руля, расположенной в нос
от оси вращения, ко всей площади руля).
Опыт показывает, что при конструировании рулей выбор коэф-
фициента компенсации должен осуществляться с таким расчетом,
чтобы в случае повреждения привода руль пе перекладывался са
мопроизвольно из положения в ДП в положение на борт. А для
этого необходимо, чтобы отрицательный момент, возникающий на
балансирных рулях при малых углах атаки, был не больше мо
мента трения в опорах баллера руля.
355
Для обеспечения минимальной мощности рулевой машины по-
ложение оси баллера выбирают таким образом, чтобы отрица-
тельный и положительные моменты, представляющие собой сумму
гидродинамического момента и момента трения, были равны по
абсолютной величине. Величина момента существенно зависит от
стабильности положения центра давления на пере руля при изме-
нении углов атаки. Это свойство центра давления определяется
главным образом формой профиля руля
Рис 817 Випто-рулсвой комплекс с; два Иван Ползунов с про
пульсивной наделкой и обтекателем на пинте со съемными ло-
пастями
Момент па баллере при ходе судна задним ходом может ока-
заться большим, чем на переднем ходу Однако мощность рулевой
машины выбирается из условия обеспечения перекладки на перед-
нем ходу; на заднем ходу ограничивается скорость хода.
Влияние рудерпоста. Если руль расположен за рудерпостом,
то рудерпост, поскольку на нем размещены опоры для руля, спо-
собствует также некоторому снижению момента на баллере за
счет увеличения его ширины, гак как, участвуя в создании подъ-
емной силы па руле, рудерпост часть этой силы воспринимает на
себя.
Общие соображения по влиянию рудерпоста на работу руля
могут быть сведены к следующему:
356
1. Подъемная сила комплекса руль+рудерпост зависит от отно-
сительного удлинения комплекса и от соотношения между хордой
руля и хордой рудерпоста.
2. Часть подъемной силы комплекса руль 4-рудерпост, создавав
мая рудерпостом, зависит от относительных размеров рудерпоста.
В тех случаях, когда хорда рудерпоста составляет около 20% хорды
комплекса, часть подъемной силы, приходящаяся на руль и на ру-
дерпост, пропорциональна их площадям, т. е. роль руля и рудер-
поста в создании подъемной силы оказывается одинаковой. При
больших размерах рудерпоста относительная роль его в создании
подъемной силы уменьшается, при меньших — увеличивается.
3. Рудерпост, расположенный перед рулем, мало влияет на по-
ложение центра давления воды на руль, несколько смещая его
к носику профиля.
357
4. При увеличении коэффициента нагрузки винта по упору
центр давления воды на руль заметно смещается к носику про-
филя.
5. Влияние рудерпоста при заднем ходе судна практически не
ощущается, поэтому гидродинамические характеристики руля за
рудерпостом на заднем ходу оказываются такими же. как и для
обычного руля той же формы.
6. Подъемная сила комплекса руль+рудерпост на заднем ходу
намного меньше подъемной силы на переднем ходу. С увеличением
относительных размеров рудерпоста указанное различие в подъ-
емных силах резко увеличивается. Происходит это потому, что на-
правления подъемных сил, возникающих на руле и рудерпосте на
заднем ходу, противоположны (на руле — в сторону перекладки
руля, а на рудерпосте — наоборот), в то время как на переднем
ходу эти направления совпадают.
7. Минимально допустимая относительная длина руля (отноше-
ние хорды руля к хорде комплекса руль+рудерпост)—0,6. Руль
такой относительной длины можно устанавливать только на су-
дах, имеющих хорошую поворотливость на переднем ходу и недо-
статочную устойчивость на курсе.
Профиль руля. Для обтекаемых рулей целесообразно исполь-
зовать профили NACA, как наиболее простые в технологическом
и конструктивном отношениях. Профили НЕЖ и Гетинген имеют
несколько более притупленную входящую кромку (рис. 8.18), что
в ряде случаев может оказаться неблагоприятным с точки зрения
вибрации руля.
Для построения симметричного профиля NACA любых разме-
ров по заданным наибольшей толщине и длине хорды может быть
использована следующая формула:
«= [ 1.48451 3—0,63^— 1.7.58 (2-р
+ 1,4215 0,5075(-^Д, (8.8)
где b — длина хорды;
/щах — наибольшая абсолютная толщина профиля, расположен-
ная для профилей NACA на расстоянии 0,3b от носика
профиля;
х— абсциссы профиля;
6 — ординаты полутолщины профиля.
Радиус носика профиля определяется по формуле
/2
R = 1.10-^.
Удачным конструктивным решением (с точки зрения получе-
ния хороших значений боковой силы на руле при минимальном мо-
менте на баллере) является применение руля типа Зеебек-Эрн.
Срыва потока на этих рулях не происходит до углов • перекладки
358
30—35°; благодаря удачно подобранной профилировке рудерпоста
при любых углах перекладки засасывающая сторона профиля руля
сохраняет свой плавный контур. Основные характеристики для по-
строения профиля этого руля представлены ниже.
Характеристики руля Зеебек-Эрц. Размеры даны по хорде
/=руль+рудерпост от носика профиля.
Рис 8.19 Профили, применяемые для балансирных
рулен морских судов
(Г11Л|К>ДН11Пмвчкк>1е характеристики нрефилей 1—6
Положение оси вращения а=0,33 I.
Рулы передняя кромка па 0,27/; /шак на 0,4375/; ti/l—0,1332.
Рудерпост: задняя кромка на 0,329/; /mBS на 0,1667/=а/2;
/,//=0,1875.
Известно, что величина подъемной силы на малых углах пере-
кладки у пластинчатых рулей выше, чем у профилированных.
Однако кризис обтекания таких рулей наступает при меньших углах
атаки и максимальный коэффициент подъемной силы для них ока-
зывается несколько меньшим. Кроме того, недостатками пластин-
чатых рулей являются значительные перемещения центра давления
359
Рис. 8.20 Гидродинамические характеристики балансириык
рулей (Х= 1,0) с различной формой профиля
(номера кривых 1—6 соответствуют номерам профилей ка рис 819)
360
при изменении углов атаки, отсутствие контрпропеллерного эф-
фекта, а также неудовлетворительные прочностные и вибрационные
характеристики. Поэтому пластинчатые рули в настоящее время
применяются лишь на несамоходных судах. Геометрические и гид-
родинамические характеристики профилей различных типов пред
ставлены на рис. 8.19, 8.20 и 821.
Относительная толщина профиля практически не влияет на гид-
родинамические характеристики руля, если она лежит в диапазоне
0,1—0,2. Только для быстроходных судов, когда имеется опасность
возникновения кавитации руля, следует стремиться к уменьшению
Рис. 8.21. Гидродинамические характеристики профилей, применяемых для
рулей с рудерпостами.
с минимальным зазором мииеду рудерпостом и пером руля,
-------------— с большим зазором
этой величины. Поэтому, как правило, выбор толщины определя-
ется конструктивными соображениями.
В 1955 г. в Гетеборгском бассейне были проведены эксперимен-
тальные исследования влияния толщины руля на коэффициенты
взаимодействия винта с корпусом (рис. 8.22). При этом было обна-
ружено, что рули с более толстыми профилями, установленные за
гребным винтом, заметно увеличивают коэффициенты попутного
потока и коэффициенты засасывания. Рули с относительной тол-
щиной 6=0,186 дали наибольшее увеличение пропульсивного ко-
эффициента. Дальнейшее увеличение толщины руля, как показали
опыты, увеличивает его сопротивление, выражающееся в повышен-
ных значениях коэффициента засасывания.
Максимальный эффект от руля приводит к уменьшению мощно-
сти, подводимой к винту, на~5% (по сравнению с моделью без
руля). Результаты экспериментов представлены на рис. 8.22.
Аналогичные испытания были проведены и в Советском Союзе
с самоходной моделью ледокольно-транспортного судна грузоподъ-
емностью 5000 т. Результаты этих опытов представлены в табл. 8.2.
13 ф М Кацман. Г. М. Кудреватый
361
Форма боковой проекции руля и распределение, толщин по вы,
соте руля. Форма пера руля в плане сравнительно слабо влияет на
его гидродинамические характеристики, если при изменении формы
относительное удлинение остается неизменным. Как правило, форме
определяется чисто конструктивными соображениями. Для подвес-
ных рулей целесообразна трапециевидная форма. При расположе-
нии большего основания трапеции у корпуса судна центр давления
на руле смещается вверх и обеспечивает лучшие условия работы
баллера.
При подобной форме руля в плане толщина его пера также де-
лается переменной, с таким расчетом, чтобы относительная тол-
щина профилей была неизменной для всех сечений руля. Однако'
окончательный выбор распределения толщины обычно определя-
ется возможностями размещения баллера руля.
Влияние формы контура руля и его клиновидности на коэффи-
362
пиент подъемной силы иллюстрируется рис. 8.23 и 8.24.
Скругление углов рулей с гидродинамической точки зрения не-
желательно, так как приводит к падению подъемной силы.
Для рулей за рудерпостами и кронштейнами зазор между под-
вижной частью руля и рудерпостом или кронштейном должен быть
минимальным, так как в противном случае происходит выравнива-
ние давлений на поверхностях руля вследствие перетекания через
зазор с соответствующим снижением подъемной силы (см.
рис. 8.21).
крепка.
&сб9яцая
кринки.
Рис 8.23. Влияние формы контура руля на коэффициент подъем-
ной силы.
Таблица 8.2
Результаты испытаний рулей различных типов
Коэффициенты взаимодействия винта с корпусом Относительная толщина рулей
" 1 0.15 | 0,20 | 0,25 0,15
Ё Сим етричные проф нлн & ш
Коэффициент засасывания t 0,26 0,26 0.23 0,23 0,26 0,32
» попутного потока U- 0.27 0,30 0,33 0,33 0,34 0.37
» влияния неравно- 1,07 1,03 1.01 1,02 1,04 1,07
мерности потока в диске винта на к. п. Д. i
Коэффициент влияния корпуса ?]и 1,08 1,09 1,16 1,17 1,16 1,15
Пропульсивный коэффициент rj 0,49 0,54 0,58 0,61 0,60 0.55
13*
363
Парные рули и рули двухвинтовых судов. При ограниченной
осадке судна, но увеличенной площади руля, руль неизбежно будет
иметь малое удлинение, а также простираться далеко в корму,
иногда даже за пределы кормового свеса. В этих случаях целесо-
образно установить два руля большого удлинения с соответствую-
щим использованием двухбаллерной рулевой машины. Примеры
таких конструктивных решений в двух вариантах — с открытым
гребным винтом и при винте в насадке - показаны на рис. 8.25
и 8.26. При винте в насадке применяются также и трехбаллерные
(трехрульные) установки, выполняемые, например, по известной
Рис. 8,24. Влияние кяиновидности руля на коэффи-
циент подъемной силы
схеме «Тоумастер», получившей за рубежом широкое распростра-
нение применительно к буксирам рис. 8.27.
На двухвинтовых судах чаще всего применяется один диаме-
тральный руль полубалансирного типа, но в отдельных случаях
это могут быть и одно- или двухопорные балансирные рули. Их
применяют стремясь снизить величину момента на баллере за счет
развитой балансирной части. Однако у балансирного руля, уста-
новленного за дейдвудом, значительно снижается эффективность,
как и у руля за рудерпостом. Это объясняется тем, что с увеличе-
нием угла перекладки зазор между передней кромкой руля и дейд-
вудом увеличивается, что приводит к выравниванию давлений на
его обеих поверхностях в связи с перетеканием потока через зазор
и, как следствие, к резкому снижению его боковой силы.
Руль, омываемый струей гребного винта, является более эффек-
тивным органом управления и может благопринтио взаимодейство-
вать с гребным винтом. Поэтому на двухвинтовых судах целесо-
образно рассматривать возможность установки двух рулей.
364
Рис. 8.25 Теоретический чертеж двухрульного комплекса пассажирского судна
365
Рис 8.26 Двухрульный комплекс океанского буксира Рис. 8 27. Трехрульный комплекс типа «Тоумастер» оке-
Родс Зее. энского буксира Ллойдсмэн.
366
Основное преимущество этого варианта является работа рулей
в струе винтов, чем в значительной мере повышается их эффек-
тивность; при этом определенная эффективность рулей сохраня-
ется даже при скорости судна, близкой к нулю. Кроме того, подоб-
Рис. 8.28. Влияние расположе-
ния рулей по лискам винтов
при двухрульной установке
(1р=0.80).
I — беэ РУЛЯ; 2 —при tilD^O. 3 —
при 6/0=0,083; 4 — при 6/0-0,166.
(в связи с наличием контрпропеллерного эффекта рулей). При
двухвальной установке рули иногда несколько смещают относи-
тельно осей вращения винтов по направлению к ДП судна, выводя
их тем самым из зоны осевых вихрей винтов; известно, что распо-
ложение рулей в зоне осевых вихрей может вызвать эрозию рулей.
Для исследования оптимального (в отношении пропульсивных
качеств) взаимного расположения рулей и винтов на двухвинто-
367
вом судне в кавитационной трубе Массачузетского института
(США) были проведены специальные эксперименты, при которых
рули перемещались по дискам винтов в продольном и поперечном
направлениях по отношению к ДП судна. Схема расположения
рулей показана на рис. 8.28.
По результатам испытаний построены графики, показывающие
влияние расположения рулей на к. п. д. винта. Относительная по-
ступь винта Лг=0,80, что соответствует максимальному к. л. д.
|. винтов при отсутствии рулей. Испытания показали следующее:
— к. п. д. винтов повышается при приближении рулей к винтам;
— при поперечном смещении рулей к ДП в пределах
а//?=0,254-0,50 происходит снижение к. п. д. винтов;
— при минимальном расстоянии от входящей кромки рулей до
торцов ступиц винтов величину относительного смещения целесо-
образно принимать в пределах п//?=0,104-0,20;
— если рули нельзя расположить близко к винтам, величину
смещения следует принимать не менее чем с/7?=0,60.
Для предотвращения аэрации рулей (т. е. подсоса воздуха на
засасывающую поверхность руля с поверхности воды) их необхо-
димо располагать при максимально возможном заглублении под
кормовым свесом судна, так, чтобы при предельных углах пере
кладки перо руля не выходило за габарит грузовой ватерлинии.
С другой стороны, в целях создания максимального момента, дей-
ствующего на судно, рули необходимо располагать как можно
дальше от центра -тяжести судна. Верхние кромки рулей должны
как можно ближе подходить к корпусу, по возможности повторяя
его обвод, в результате чего появляется эффект повышения отно-
I снтельного удлинения рулей с соотвествующим увеличением подъ-
емной силы. Это целесообразно также и с точки зрения создания
более плавного, безвихревого обтекания кормовой оконечности
корпуса судна, поскольку руль выполняет при этом роль ее обте-
кателя, что может привести к некоторому снижению сопротивления
движению судна.
§ 8.4. Меры повышения эффективности рулей
В связи с интенсивным строительством крупнотоннажных су-
дов и продолжающимся дальнейшим увеличением их размеров,
чрезвычайно актуальной проблемой становится создание рулевых
устройств повышенной эффективности. Это обусловлено в основном
тем, что суда, перевозящие большие материальные ценности, дол-
жны иметь средства, которые позволили бы в условиях наиболее
оживленных судоходных трасс избежать возникновения аварийных
ситуаций, могущих повлечь за собой столкновение и гибель судна.
При этом оказывается, что аварийный реверс двыателя, например,
для танкера дедвейтом 200 тыс. т обеспечивает ему минимальный ’
тормозной путь длиной около 2,6 миль, в то время как перекладка
руля на борт приводит к выбегу в направлении его движения на -1
расстояние по крайней мере в четыре раза меньшее его тормозного ।
368 ]
пути (рис. 8.29 и 8.30). Поэтому в условиях опасных ситуаций, воз-
никающих на открытых участках моря, оказывается более целесо-
образным маневр с помощью руля или сочетание этого маневра
с торможением судна посредством реверса.
Таблица 8.3
Результаты испытаний траулера
Варианты рулевого устройства 11 Ji Перекладка основного руля на 5“ Перекладка основного руля на 40'
] 4 1 hl PH 111 £ В I! ||| «"и Щ-Ч"
Балансирный руль 100 24,6 .3 0,992 5,3 7,9 0,693
Тог же руль с дву- мя дополнительными боковыми плоскостями 203 21.5 .5 0.989 4,8 8,1 0,654
Тот же руль+носо- вое ПУ 100 20.0 ,1 0.992 4,7 7,9 0,685
Тот же руль с кор- довым поворотным зак- рылком (угол перек- ладки закрылка равен удвоенному углу перек- ладки руля) ПО 15,2 2,2 0,981 3,0 14,9 0,530
Строенные руля за открытым винтом Те же рули за вин- том в неподвижной на- садке 240 16.0 2,0 0,960 2,2 17.0 0,269
225 15,2 2,2 0,980 2,1 16,5 0,339
369
Таблица 8.4
Ординаты профилей «IfS»
11|нм)иль HSSSTR25 Профиль HS64LR22 (руль+рудерпост)
0 0,004 0,01 0,02 0,04 0,06 0,08 0,12 0,16 0,20 0,275 0,350 0,425 0,5 0,5.75 0,650 0,725 1.0 0 0,0337 0,0510 0,0681 0,0884 0,1008 0,1092 0,1192 0,1237 0,1250 0,1212 0,1102 0.0938 0,0742 0,0541 0,0358 0,0250 0,0250 ₽УД 0 0,005 0.01 0,02 0,04 0,06 0.08 0,12 0,16 0,20 0,25 0,30 0,35 ерпост 0 0,0330 0.0448 0,0599 0,0776 0,0886 0,0960 0,1048 0,1089 0,1100 0,1085 0,1041 0,0972
Р 0,30 0,31 0,32 0,34 0,36 0,38 0,40 0,43 0.46 0,52 0,58 0,64 0,70 0,76 0,82 0,88 0,94 1,00 уль 0 0.04036 0.0600 0.0800 0,0917 0,0980 0,1000 0,0987 0.0953 0,0843 0,0700 0,0551 0,0413 0,0301 0,0220 0,0178 0,0153 0,0150
Исследования, проведенные в последние годы как на моделях,
так и на натурных судах, позволили установить ряд интересных
закономерностей, которые могут помочь наметить пути дальней-
ших разработок высокоэффективных рулевых устройств.
Результаты испытаний трау-
лера на управляемость с по-
мощью различных вариантов ру-
левых устройств, приведенные
в табл. 8.3 позволили установить
следующее:
— увеличение площади пера
руля путем установки дополни-
тельных боковых плоскостей, па-
раллельных основному перу, да-
же при увеличении суммарной
площади вдвое, незначительно
влияют на характеристики пово-
ротливости судна;
— действие носового ПУ со-
вместно с работой руля дает
также весьма незначительный
эффект;
— наиболее эффективной ме-
рой улучшения поворотливости
судна является применение стро-!
енных рулей или трехбаллерного
рулевого устройства (см. рис.
8.27) с рулями большого удлине-
ния, суммарная площадь кото-
рых превышает площадь основ-
ного руля приблизительно в 2,5
раза.
Эффект последнего варианта
рулевого устройства может быть
еще более усилен, если будет
возможно перекладывать эти ру-
ли на углы, в два и более раза
превышающие предельный угол
перекладки обычных рулей (т. е.
35°), что обеспечит почти полное
перекрытие потока за винтом и
направление его под углом —90°
к ДП судна. При этом боковая сила увеличивается за счет сил
реакции потока от винта. Поворот рулей па разные углы дости-
гается подбором соответствующих передаточных отношений
звеньев рычажного привода такого устройства. В этом случае ру-
левая машина соединяется непосредственно только с баллером
среднего руля, который через систему рычагов передает крутящий
момент па баллеры боковых рулей.
370
Рис. 8 33. Характеристики управляемости судна
с рулем и вращающимся цилиндром- а — уста-
новившиеся диаметры циркуляции; б —установив-
шиеся узловые скорости поворота
/—обычные рули. 2 — вращающийся цилиндр
372
В Гамбургском институте по судостроению была разработана
серия профилей рулей, обладающих повышенными значениями
коэффициентов подъемной силы в широком диапазоне углов пере-
кладки. Эти профили с 22—25%-ной толщиной, разработанные
специально для крупнотоннажных тихоходных суде®, дают 10-е-15%
увеличения подъемной силы по отношению к обычным рулям, при
отсутствии срыва потока до уг-
лов перекладки 45-4-47°.
Ординаты двух таких профи-
лей приведены в табл. 8.4, а на
рис. 8.31 даны зависимости ко
эффициентов их подъемной силы
в функции углов перекладки.
Поскольку возможности полу-
чения повышенных значений
подъемной силы за счет формы
профиля руля ограничены, одно-
временно были исследованы но-
вые конструкции рулей, одной из
которых был руль со струйным
закрылком (рис. 8.32). Принцип
действия струйного закрылка со-
стоит в том, что струя воды, про-
качиваемой через полость пера
руля, выпускается под углом че-
рез прорези в районе выходящей
кромки пера.
Другим конструктивным ре-
шением является применение
вместо руля вращающегося ци-
линдра, расположенного верти-
кально в потоке за винтом. Бо-
рис.' 8.34. Использование принципа
вращающегося цилиндра в закрылке
руля.
ковая сила, появляющаяся на та-
ком цилиндре, является функцией скорости набегающего потока
и числа оборотов цилиндра, в соответствии с известным «эффектом
Магнуса». Результаты испытаний модели судна, имеющего вместо
руля вращающийся цилиндр, представлены на рис. 8.33.
Однако, поскольку при такой конструкции может потребоваться
большая мощность на вращение цилиндра, кроме того, может
повыситься собственное лобовое сопротивление и возникнуть кави-
тация цилиндра, была создана «альтернативная» конструкция
руля, в которой вращающийся цилиндр сочетается с обычным ме-
ханическим закрылком, формируя его входящую кромку. Схема
такого руля представлена па рис. 8.34.
УКАЗАТЕЛЬ ЛИТЕРАТУРЫ
1 . Андреев Ю. М. и др. Периодические силы, передаваемые гребцы
винтом корпусу судна.—Труды ЦНИИ им. акад. А. Н. Крылова, 1972, вып. 27!
2 А р а в и н Б. П. и др Коррозионные высокопрочные бронзы «Нева-t*
и «Нева-70» для гребных винтов.— «Технология судостроения», 1971, № 7
3 Афонин 3. М., Кацман Ф. М., Луковников А. А Гребнй
винты. Расчеты и требовании к изготовлению. «Морской транспорт», 1959.
4 Б а с и н А. М., Миниович И Я. Теория и расчет гребных винтсп
Л., Судпромгиз, 1963.
5 . Бискуп Б. А, Завадовский Н. Ю Методы определения и умен!
шения переменных гидродинамических усилий, возникающих на гребных вин
тах — «Судостроение за рубежом», 1971, № 12 (60).
5 . Б и с к у п Г А. и др. Прочность гребны.х винтов. Л , «Судостроение»
1973.
7. Блюмин В. И., Масеев М. Б Экспериментальное исследован»
гребных винтов с вращающейся насадкой — «Судостроение», 1972, № 3
8. Венцель Е.С Теория вероятностей. М., «Наука», 1969.
9. Высокороден Н С Экплуатация сборных гребных винтов иово1
конструкции. М , «Транспорт», 1972
10. Высокородов Н. С., Крац Л. С. Павлов М П. Гидропрессом»
соединение судового гребного винта с валом. Авторское свидетельство № 319511
от 12 .08. 71.
11. Георгиевская Е П Кавитационная эрозия гребных винтов и ме
толы борьбы с ней. Л , «Судостроение», 1970
12. Герцбах К- Б., Кордовский X. Б. Модели отказов М, «Совет
ское радио», 1966.
13. Гидравлическое устройство для монтажа и демонтажа гребных винтов —
«Судостроение но материалам инострвинон печати», 1970, № 35 (441).
.14 . Гольфман 11. Б., Рожков Л. П Исследование влияния динами-
ческих нагрузок на прочность лопастей судоных гребных винтов. — «Судострое-
ние за рубежом», 1971, № 8 (56)
15 ГОСТ 8054—59. Винты гребные для судов гражданского флота. Техничеч
ские требования. .М., Изд-во стандартов, 1960.
16. ГОСТ 13377—67. Надежность в технике Термины. М., Изд-во стандар-
тов, 1968.
17. ГОСТ 8054—72. Винты гребные металлические М., Изд-во стандартов
18 Гребные винты Допуски при производстве. Рекомендации НСО Р484
Изд ВНИИКИ, 1966
19 Гуров и ч А Н п др Судовые устройства. Л., «Судостроение», 1967.
20. Д о б р о в о л ь с к н й В А Детали машин М , Машгнз, 1959.
21 Екимов Б В. Вероятностные методы в строительной механике ко-,
рабля Л, «Судостроение», 1966.
22. Жученко М М, Иванов В. М. Расчеты гребных внитов. М., Маш->
гиз, 1953.
23 Иванов Ю Н., Капацын Л. Д Нанрессовка гребных винтов
374
больших размеров гидропрессовым способом — «Технология судостроения», 1968,
№ 4.
24. Игнатьев М А. Диаграммы для расчета гребных ледоколов и ледо-
кольных судов. М, «Морской транспорта, 1959.
25. К а ц м а и Ф. М. Допускаемые технологические отклонения по шагу
при изготовлении гребных внитов — «Технология судостроения», 1971, № 2.
26. Канман Ф. М., Асиновский В И. Расчет гребных внитов па
электронно-вычислительных машинах.—«Судостроение», 1963, № 5.
27. Кацман Ф. М, Кудреватый Г. М. Конструирование винто-руле-
вых комплексов морских судов. Л., Судпромгиз, 1963.
28. Кацман Ф. М.. Богораз Б. И, Кауфман И. М. Нормы точ-
ности балансировки гребных винтов. — «Технология судостроения» 1971, № 7.
29. Кацман Ф М, Пустошный А. Ф., Штумпф В. М. Пропуль-
сивные качества морских судов. Л., «Судостроение», 1972.
30. Кацман Ф. М., Яко невский С. В. Определение погрешностей при
измерении гребных внитов угломерными приборами.— «Техника измерений»,
1962, Ks 12.
31. Кацмаи Ф. М, Яконовски й С. В. Ледовые нагрузки, действую-
щие на лопасти судовых гребных внитов.— «Морской флот», 1967, № II.
32. К р и ш т а л ь И С Применение нагрева паром гребнык винтов при
снятии нх с валоп. Технико-экономическая информация ММФ ЦБНТИ, 1968.
33. Кудреватый Г. М. Судовому механику — о гребных вилтах. М.,
«Морской транспорт», 1958
34. Кудреватый Г. М. Исправление гребных винтов, не соответствую-
щих силовым установкам. Материалы но обмену производственно-техническим
опытом. ЛБНТО ВТ, 1695, вып. 2.
35. Лебедев Э П. и др. Средства активного управления судами. Л..
«Судостроение», 1969
36. Маневренные качества крупнотоннажных судов в узкостях и на мелко-
водье.— «Судостроение за рубежом», 1970, № 10.
37. Механическая усталость в статистическом аспекте. Сборник. АЕ, «Наука»,
1969.
36. ОСТ 485—17—047. Вниты гребные со съемными лопастями. Правила
проектирования
39. ОСТ5.4050—72. Винты гребные. Методы оценки статической и циклической
прочности лопастей и нормы запасов нх прочности.
40. П о л о в к о А. М. Основы теории надежности. М., «Наука», 1964
41. Подъяпольский В. С. Монтаж гребных винтов крупнотоннажных
судов— Труды ЦНИИТС, 1970, вып. 101.
42. Проблемы надежности в строительной мехвинке. Сборник. Вильнюс, 1968.
43. Пустошный А.Ф. Характеристики ноля скоростей в месте располо-
жения гребного винта и методы их определении.—Труды ЦНИИ им акад.
А Н Крылова. Сб. Периодические силы, передаваемые винтом корпусу судна.
Л., «Судостроение», 1972.
44 П у с т ы л ь н и п Е И. Статистические методы анализа и обработки
наблюдений. М., «Наука», 1968.
45. Р о з е и М Л. и др Влияние технологических факторов на эксплуата-
ционную стойкость гребных винтов из нержавеющей стали 1Х14НДЛ.— «Техно-
логия судостроения», 1971, № 7.
46. Рожков Л. П, Сидоров Н. П. Расчеты и конструирование греб-
ных нинтов из стеклотекстолитов горячего прессования.— «Технология судо-
строения», 1971, № 7.
47. Романов В В. Влияние коррозионной среды на циклическую проч-
ность металлов- М., «Наука», 1969.
48 Рохлин А Г. Конические прессовые посадки гребных винтов и муфт
Л, Судпромгиз, 1960.
49. Русецкий А. А., Жученко М. М., Дубровин О. В. Судовые
движители Л., «Судостроение», 1971.
50 Соколов Н. Н., Лазаренко С. П., Журавлев В. И. Гребные
винты из алюминиевой бронзы Л., «Судостроение», 1971.
51. Сравнение различных пропульсивных систем. ЭИ, «С», 1971, № 28.
375
52 Федяевский К. К, Соболев Г. В. Управляемость корабля. Л.,
Суднромгиз, 1963.
53. Фоменко Ю. И. Применение гармонического анализа при расчете ко-
лебаний периодических ’ сил на гребном винте.— Труды ЦНИИМф, 1963,
вып. 119.
54. X а н ч и п А Я. Теория корреляции стационарных стохастических про-
цессов — «Успехи математических наук». АН СССР, 1938, вып. 5.
55. Я к о п о в с к и й С. В. О внешних силах, действующих на лопасть греб-
ного виита при ударе о лед. Материалы по обмену опытом. НТО СП, 1964,
вып. 62.
56. Я к о н о в с к и й С. В. Внешние силы, действующие на лопасть гребного
линта при работе во льдах, и их зависимость ог геометрических и кинемати-
ческих параметров винта. Материалы но обмену производственно-техническим
опытом, ЛБНТОВТ, Л., 1969, вып. 3.
57. Baker G. S. Ship design. Resistance and Screw Propulsion. London,
1948—1952.
58. Comstock I. P Principles of Naval Architecture New York, 1967.
59. Dashnan F. Reed F. Everett. Propeller Strein measurements and vibra-
tion measurements on the s/s ’’Michigan" — "Marine Technologic", 1971, 8, No 4,
p. 486—509.
60. Henschke W. Shiffbautechnische Handbuch. Bd. 1, VEB Berlin, 1957.
61. Jaeger H. Approximate calculation of rudder pressures —’’International
Shipbuilding Progress", 1955, v. 2, No. 10, p. 243—257.
62. Kadzko I Designing of Screw Propellers in nozzle — "Fune-no Kagaku",
1970, No 6—8, p. 43—49; 22—34.
63. Kayser and Arnoldus. Sterkte bcrekening — ’’Ship en Werl”. 1957, No. 17
p. 42—47
64. К- H. I — Developed propeller edge modification proves worth, ”Zosen“,
1972. (проспект фирмы).
65 Rwikk. Aerodinamische Versuche des Schiffsrudders.— "Schiffstechnik",
1971, H. 92, Bd. 18, s. 13—19.
66. Meyne R. Slatische und dynamische Beanspruchung von Schifipropeller-
flugeln.— ’’Schiff und Hafen", 1970, No. 12, s.-57—61.
67. Oberembt H. Zur Bestimmung der instationaren Flugelkrafte hei einen
Propeller mitang dem Wasser herausschlagenden Flugeln.—"Schiffstechnik", 1970,
Bd. 17, Heft 87, s. 75—79.
68. O’Brien. Design of Marine Screw Propellers. London, 1963.
69. Pemberton. H. N., Smedley G. P. Analises of Recent Screwshaft Casual-
ties, N. E. Coast Inst, of Engrs. and Shipb., 1960, v. 76, No 6, p. 34—41.
70. Propulsion of High Powered Single Screw Ships,— Trans. SNAME,
1964, V 72.
71. Romsom. Propeller strength calculation — "Journal of Marine Engineers
and Naval Arch." 1952, p. 51—57,
72. Rosingh Over de constructs en sterrkeherekening van huogbelaste scheeps-
schroeven — "Ship en Werf“, 1937, p 22—26.
73. Schwanecke H„ Wereldsma R. Strength of Propellers Considering Steady
and Unsteady Shaft and Blade Forces, Stationary and Non-Stationary Enveron-
mental Conditions — Report of 13th International Towing Tank Conference, 1972.
74. Stommens Vaerkstad, Large propellers in Nozzles (проспект фирмы)
75. Tanker "Golar Ntchu" — "Shipping", 1971, No 11, p 17—23.
76. Taylor. The speed and power of ships. Washington, 1933
77 Ulrich W Danckwardt. Konstruktionsgrundlagen fur Schiffsschrauben —
VEB, Leipzig, 1956.
78 weibull W A Statistical representation of fatigue failures in solids.—
"Transactions of Royal Institute Technology Stockholm, 1949, No. 27, p 41—53
79 Wereldsma R. Comparison between the vibratory Forces of Regular and
Iregular Propellers behind a single Screw Ship.— ’’International Shipbuilding
Progress", 1962, v. 9, p. 7—19.