Propeller steady and fluctuating loads (in Russian)

УДК 629.5.03

ПОСТОЯННЫЕ И ПУЛЬСАЦИОННЫЕ НАГРУЗКИ НА ГРЕБНОМ ВИНТЕ В РАСЧЕТАХ ЦЕНТРОВКИ И КОЛЕБАНИЙ ВАЛОПРОВОДОВ

Ю. А. Батрак, доц., канд.техн. наук1

В. П. Шестопал, доц., канд.техн. наук 2

1ЧП «Интеллектуальные морские технологии», г. Николаев

2Национальный университет кораблестроения, г. Николаев

Аннотация. Рассмотрены методы определения гидродинамических нагрузок на гребном винте в стационарном неоднородном потоке применительно к задачам расчета валопроводов морских транспортых судов. Проанализированы наиболее распространенные схемы определения нагрузок, реализованные авторами в рамках автоматизированной системы расчетов валопроводов ShaftDesigner. Предложены практические рекомендации по назначению величин гидродинамических нагрузок на винт в случае отсутствия исходной информации для выполнения расчетов.

Ключевые слова: гребной винт, гидродинамические нагрузки, расчеты валопровода.

Анотація. Розглянуті методи визначення гидродинамічних навантажень на гребному гвинті у стаціонарному неоднорідному потоці стосовно задач розрахунку валопроводів морських транспортних суден. Проаналізовані найбільш розповсюджені схеми визначення навантажень, що були реалізовані авторами під час розробки автоматизованої системи розрахунків валопроводів ShaftDesigner. Запропоновані практичні рекомендації щодо призначення величин гидродинамічних навантажень на гвинт у випадках, коли бракує достатньо інформації для виконання розрахунків.

Ключові слова: гребний гвинт, гидродинамічні навантаження, розрахунки валопроводів.

Abstract. Methods for estimation of propeller hydrodynamic loads through stationary non-uniform wake in relation to calculation of cargo ship propulsion shafting are discussed. Widely used approaches for propeller loads estimation that has been implemented by authors in ShaftDesigner software are analysed. Practical recommendations for setting of propeller hydrodynamic loads in the case of lack of information for calculation are proposed.

Keywords: propeller, hydrodynamic loads, propulsion shafting calculation.

Постановка проблемы. Многочисленные повреждения гребных валов, дейдвудных подшипников, подшипников главного двигателя и редукторов в свое время привели к выводу о необходимости учета гидродинамической нагрузки, действующей на гребной винт, в статических и динамических расчетах судовых валопроводов. В правила классификационных обществ даются прямые указания по этому поводу, а в отдельных случаях, например, в случае расчета крутильных колебаний, даже приводятся рекомендации по выбору расчетных величин. Однако в остальных случаях расчетчик остается один на один с проблемой назначения гидродинамических нагрузок на винте. В связи с этим при создании программного комплекса ShaftDesigner [8] (www.shaftdesigner.com) компанией «Интеллектуальные Морские Технологии» было принято решение о разработке и включении в состав комплекса модуля, позволяющего оценить гидродинамические нагрузки на винте в различных расчетных ситуациях, в зависимости от наличия или отсутствия необходимых исходных данных.

Расчет постоянных значений и пульсационных составляющих нагрузок на винте, работающем в неоднородном стационарном потоке, представляет сложную задачу, исчерпывающее решение которой не получено до настоящего времени. Тем не менее, к середине 80-х годов было разработано несколько практических расчетных методов для оценки нагрузок, действующих на винт.

Цель работы. Целью настоящей работы является проведение сопоставительного анализа существующих методов определения нагрузок на винте при его работе в неоднородном стационарном потоке и составление практических рекомендаций по определению нагрузок на винт в расчетах валопроводов. Важным представляет также выяснение предельных значений нагрузок, позволяющих выполнять оценочные расчеты валопроводов в случае отсутствия исходных данных, необходимых для непосредственного вычисления гидродинамических нагрузок на винте.

Анализ исследований и публикаций. Известно [5, 9, 13], что вследствие неоднородности поля скоростей, упор, развиваемый гребным винтом, действует не по оси вращения винта и, более того, линия его действия не параллельна оси вращения, в связи с чем гидродинамические нагрузки, возникающие на его лопастях в общем случае приводятся к главному вектору Р и главному моменту М:

Р ={Px, Py, Pz}, М ={Mx, My, Mz},

где: Px – упор, Py – вертикальная сила, Pz – горизонтальная сила, Mx – крутящий момент, My – горизонтальный изгибающий момент, Mz – вертикальный изгибающий момент – компоненты векторов Р и М в системе координат Оxyz, связанной с судном (Рис. 1).

Рис. 1. Компоненты векторов гидродинамических нагрузок

Гидродинамическую нагрузку на винте принято представлять в виде суммы постоянной части (среднее значение) и периодически изменяющейся (пульсационной) составляющей. При этом частота пульсаций определяется по формуле:

f = m·ω·Z,

где ω угловая скорость вращения винта, m номер гармоники, Z число лопастей винта.

Основная (первая лопастная) частота соответствует m = 1. В спектре гидродинамических нагрузок могут присутствовать также гармоники более высоких порядков, но на практике, как правило, учитывается только вторая, соответствующая m = 2.

В расчетах валопроводов компоненты главного вектора и главного момента гидродинамических сил обычно представляются в безразмерной форме:

\displaystyle \left. \begin{array}{l}{{{{P}'}}_{x}}={{{{P}'}}_{{xo}}}+\sum\limits_{{m=1}}^{2}{{\left( {{{{{P}'}}^{C}}_{{xm}}cosmZ\theta +{{{{P}'}}^{S}}_{{xm}}sinmZ\theta } \right)}};\\{{{{P}'}}_{y}}={{{{P}'}}_{{yo}}}+\sum\limits_{{m=1}}^{2}{{\left( {{{{{P}'}}^{C}}_{{ym}}cosmZ\theta +{{{{P}'}}^{S}}_{{ym}}sinmZ\theta } \right)}};\\{{{{P}'}}_{z}}={{{{P}'}}_{{zo}}}+\sum\limits_{{m=1}}^{2}{{\left( {{{{{P}'}}^{C}}_{{zm}}cosmZ\theta +{{{{P}'}}^{S}}_{{zm}}sinmZ\theta } \right)}};\\{{{{M}'}}_{x}}={{{{M}'}}_{{xo}}}+\sum\limits_{{m=1}}^{2}{{\left( {{{{{M}'}}^{C}}_{{xm}}cosmZ\theta +{{{{M}'}}^{S}}_{{xm}}sinmZ\theta } \right)}};\\{{{{M}'}}_{y}}={{{{M}'}}_{{yo}}}+\sum\limits_{{m=1}}^{2}{{\left( {{{{{M}'}}^{C}}_{{ym}}cosmZ\theta +{{{{M}'}}^{S}}_{{ym}}sinmZ\theta } \right)}};\\{{{{M}'}}_{z}}={{{{M}'}}_{{zo}}}+\sum\limits_{{m=1}}^{2}{{\left( {{{{{M}'}}^{C}}_{{zm}}cosmZ\theta +{{{{M}'}}^{S}}_{{zm}}sinmZ\theta } \right);}}\end{array} \right\}

\displaystyle Значения безразмерных компонент силы Р‘ получаются делением величин сил на произведение ρn2D4, а безразмерных компонент момента M‘ – делением величин моментов на произведение ρn2D5 (\displaystyle \rho – плотность воды, n, D – число оборотов и диаметр винта).

В приведенных выше формулах θ – угол поворота винта, а верхние индексы C и S обозначают амплитуды соответственно косинусной и синусной составляющих пульсационных нагрузок.

Две величины – среднее значения упора Рxo и момента Mxo полагаются известными из расчета ходкости, остальные 10 подлежат определению. Их значения используются в качестве исходных данных расчета изгиба и расчета колебаний валопровода.

Первая отечественная расчетная методика определения компонент сил и моментов, созданная на основе вихревой теории гребного винта, а также пример расчета с ее применением опубликованы в справочнике [1]. В справочнике [5] данная методика названа «Схемой Б». В основу методики положены следующие допущения.

1. При построении модели работы лопасти гребного винта предполагается допустимым использование гипотезы квазистационарности. Это означает, что величины сил и моментов, возникающих на элементе лопасти в некоторый момент времени будут такими же, как и при стационарном обтекании элементарного сегмента лопасти со скоростью и углом атаки, характерными для данного момента времени.

2. Взаимодействие между элементарными сегментами лопасти винта, а также распределение нагрузки по радиусу учитывается на основании экспериментальных данных (функции f , c1 и c2).

3. Характеристики поля скоростей в диске гребного винта определяются по данным модельного эксперимента без учета возмущений, вызванных работой винта.

Для определения составляющих нагрузок на элементы лопасти необходимо знать характеристики поля скоростей, а также обобщенные геометрические, кинематические и динамические параметры пропульсивного комплекса. К ним относятся: скорость хода Vs, число оборотов винта n, количество лопастей Z, диаметр D, дисковое θ и шаговое P/D отношения, коэффициенты упора KT и момента винта KQ на расчетном режиме. Такой набор исходных данных позволяет выполнять расчеты на ранних стадиях проектирования, а также при модернизации судов, в случае, когда отсутствует теоретический чертеж гребного винта.

В основе уточненной методики, названной в [5] «Схемой А», лежит более сложная вихревая модель работы элемента лопасти, позволяющая учесть нестационарность обтекания, а также гидродинамическое взаимодействие между лопастями. Такой подход требует более подробного описания геометрии лопасти и введения дополнительных параметров, учитывающих особенности распределения нагрузки по хорде и радиусу лопасти. В частности, дополнительными геометрическими параметрами являются: ширина хорды лопасти на данном радиусе C, максимальная стрелка прогиба средней линии Hmax, максимальная толщина профиля Tmax, отстояние максимальной стрелки прогиба от входящей кромки Xo, саблевидность лопасти Cs. Эти параметры определяются теоретическим чертежом винта, их смысл поясняет Рис 2. Задаются также значения переменного шага лопасти P/D по радиусу лопасти.

Рис.2. Геометрические параметры лопасти винта

Влияние конечности числа лопастей на распределение циркуляции вдоль лопасти учитывается известной в теории гребного винта поправкой Прандтля – Гольдштейна, приведенной в отраслевом стандарте [3]. В том же стандарте приведены примеры реализации алгоритма «Схемы А» для расчета на компьютере, а также применительно к ручным расчетам.

Следует отметить, что для реализации данной методики требуется значительно больший объем исходной информации, по сравнению с расчетом по «Схеме Б», необходимы также вспомогательные материалы, представленные графиками и таблицами. Кроме того, зачастую, требуемые данные оказываются просто недоступными, что, несмотря на более высокую точность методики, снижает ее практическую ценность при определения гидродинамических нагрузок на винт в задаче расчета валопровода.

Для определения некоторых компонентов нагрузки, а именно: изгибающих моментов, действующих в вертикальной и горизонтальной плоскости винтов одновальных судов, была разработана полуэмпирическая методика [4], основанная на результатах натурных измерений напряжений в валах. Методика рекомендуется к применению для транспортных судов, коэффициент общей полноты которых находится в диапазоне Cb = (0,6÷ 0,8), а параметр формы кормы t = (0 ÷ 0,6). Достаточно простые расчетные зависимости позволяют найти только постоянную и пульсационную составляющие вертикальной и горизонтальной компонент изгибающего момента и поперечных сил. Точность определения постоянных составляющих моментов авторы методики оценивают как достаточно высокую, а пульсационных – как удовлетворительную, достаточную для начальных этапов проектирования.

Изложение основного материала. По всем рассмотренным выше методикам: по «полуэмпирической» методике, по «Схеме А» и «Схеме Б», были разработаны расчетные модули, включенные в программный комплекс ShaftDesigner. Кроме того, для случая отсутствия поля скоростей судна, разработан расчетный модуль, в котором используется информация из «атласа полей», составленного авторами на основании экспериментальных данных [6, 7].

На рис. 3 и 4 показаны диалоговые окна исходных данных и результатов расчета нагрузок на винт упомянутого выше программного комплекса.

improved wake flow

Рис.3. Исходные данные для расчета нагрузок на винте

rezult improved wake flow method

Рис.4. Результаты расчета нагрузок на винте

В Табл.1 приведены значения нагрузок (кН, кНм,) для крупнотоннажного танкера (длина L = 213 м, водоизмещение Δ = 84542 т, диаметр винта D = 6,7 м, число лопастей Z = 4), рассчитанные по «Схеме А» и «Схеме Б», а также коэффициенты \displaystyle {{K}_{i}} – отношения этих нагрузок.

Таблица 1
Пульсации APx Пульсации AMx Верт. сила Py Пульсации APy Попер. cила Pz Пульсации APz Гор.изг.мом My Пульсации AMy Верт. изг.мом Mz Пульсации AMz
Схема А 55,10 41,90 22,80 7,20 -42,50 11,60 234,80 58,30 -280,90 116,60
Схема Б 76,40 48,30 52,50 5,81 -28,20 6,50 310,40 32,30 -226,30 100,70
Ki = РiA/PiБ 0,72 0,87 0,43 1,24 1,51 1,78 0,76 1,80 1,24 1,16

На Рис. 5 показаны кривые эксцентриситета упора, рассчитанные для четырехлопастного винта.

Рис.5. Кривые эксцентриситета упора

Сравнительный анализ результатов расчета по «Схеме А» и «Схеме Б» для рассматриваемого судна показал их хорошее качественное, а по некоторым компонентам нагрузок удовлетворительное количественное согласование.

В связи с этим естественным представлялось получить статистическую оценку отличий результатов, получаемых на основе «Схемы Б», от результатов, получаемых с применением «Схемы А». Для этого была проведены вычисления для серии из 25-ти одновинтовых транспортных судов, по которым имелась надежная исходная информация о геометрии винта и параметрах формы корпуса.

Характеристики полей для указанных судов либо принимались по данным модельных испытаний, либо определялись по упомянутому выше «атласу полей». В данном исследовании приближенность задания поля скоростей не играла решающей роли, так как в обеих схемах использовалось одно и то же поле, т.е. отличия в результатах вызывались только различием вычислительных моделей.

В результате статистической обработки результатов вычислений была получена таблица коэффициентов Ki для рассмотренной серии судов (Табл. 2).

Таблица 2
Компоненты нагрузки Пульсации APx Пульсации AMx Верт. сила Py Пульсации APy Попер cила Pz Пульсации APz Гор.изг.мом My Пульсации AMy Верт. изг.мом Mz Пульсации AMz
Среднее значение 0,77 1,01 0,51 1,07 1,41 1,06 0,84 1,30 1,22 0,91
Среднеквадратичное отклонение 0,11 0,41 0,14 0,42 0,46 0,49 0,20 0,57 0,27 0,19

Как видно из таблицы, разброс коэффициентов относительного среднего значения весьма существенный, в связи с чем оказалось невозможным приблизить результаты расчета по «Схеме Б» к результатам по «Схеме А» простым введением поправочных коэффициентов.

На Рис. 6, 7 в качестве примера показаны результаты расчетов коэффициентов \displaystyle {{K}_{i}} для пульсационных компонент упора, где разброс значений относительно небольшой, и для поперечной силы, где отклонения от среднего значения достигают порядка 100%.

Рис.6

Рис. 7

Таким образом, на начальных стадия проектирования при отсутствии подробных данных о геометрии винта, следует применять «Схему Б», рассматривая её как средство приближенной оценки нагрузок. На последующих стадиях расчетов нагрузки могут быть уточнены с применением «Схемы А».

С использованием программного комплекса ShaftDesigner по известным компонентам полей скоростей морских транспортных судов была проведена серия расчетов нагрузок для 4-х, 5-ти и 6-ти лопастных винтов, интегральные геометрические характеристики которых принимались одинаковыми. Ввиду отсутствия теоретических чертежей винтов расчеты выполнялись по «Схеме Б».

В Табл. 3 – 5 проводится сравнение результатов указанных расчетов с данными, полученными в разное время расчетами, модельными и натурными испытаниями [9, 13]. Для всех компонент нагрузок значения сил приведены в процентах от величины упора, а значения моментов – от величины крутящего момента на гребном винте.

Таблица 3 Сводная таблица нагрузок на винте (в % к упору Pxo и моменту Mxo)
Z = 4 Carlton Wereldsma ShaftDesigner
Среднее значение Диапазон (±) Среднее значение Диапазон (±) Среднее значение Диапазон (±)
Средние значения нагрузок
Верт. cила, Py нет данных 1,37 2,00 4,74 3,10
Попер. cила, Pz -2,69 2,00 -5,02 1,80
Гор.изг. мом, My 3,29 2,00 28,35 7,80
Верт. изг. мом, Mz -14,93 2,.00 -33,57 6,80
Амплитуды 1- й и 2 – й гармоник пульсаций
APx1

APx2

8,40

2,20

3,10

0,40

10,00 2,00 3,37

0,42

1,90

0,30

APy1

APy2

0,80

0,80

0,40

0,40

1,63 2,00 0,71

0,09

0,30

0,00

APz1

APz2

1,20

0,10

1,10

0,10

1,62 2,00 1,34

0,13

0,60

0,10

AMx1

AMx2

6,20

1,60

2,50

1,30

7,00 2,00 2,67

0,36

1,60

0,30

AMy1

AMy2

13,80

4,00

9,00

3,60

3,81 2,00 6,06

0,73

2,40

0,40

AMz1

AMz2

7,50

1,90

5,00

1,30

5,72 2,00 8,83

0,95

2,90

0,40

Таблица 4 Сводная таблица нагрузок на винте (в % к упору Pxo и моменту Mxo)
Z = 5 Carlton Wereldsma ShaftDesigner
Среднее значение Диапазон (±) Среднее значение Диапазон (±) Среднее значение Диапазон (±)
Средние значения нагрузок
Верт. cила, Py нет данных 1,37 2,00 4,74 3,10
Попер. cила, Pz -2,69 2,00 -5,02 1,80
Гор.изг. мом, My 3,29 2,00 28,35 7,80
Верт. изг. мом, Mz -14,93 2,00 -33,57 6,80
Амплитуды 1- й и 2 – й гармоник пульсаций
APx1

APx2

2,00

1,70

0,60

0,30

3,50 2,00 2,46

0,48

1,50

0,60

APy1

APy2

1,10

0,20

0,90

0,20

2,78 2,00 0,26

0,08

0,20

0,10

APz1

APz2

2,10

0,60

1,60

0,30

3,29 2,00 1,00

0,31

0,60

0,20

AMx1

AMx2

0,10

0,14

0,02

0,80

2,50 2,00 1,87

0,35

1,00

0,40

AMy1

AMy2

13,80

4,00

9,00

3,60

9,07 2,00 2,24

0,59

1,60

0,70

AMz1

AMz2

12,50

8,00

8,50

4,00

5,30 2,00 7,04

1,98

3,90

1,90

 

Таблица 5 Сводная таблица нагрузок на винте (в % к упору Pxo и моменту Mxo)
Z = 6 Carlton Wereldsma ShaftDesigner
Среднее значение Диапазон (±) Среднее значение Диапазон (±) Среднее значение Диапазон (±)
Средние значения нагрузок
Верт. cила, Py нет данных нет данных 4,74 3,10
Попер. cила, Pz -5,04 1,80
Гор.изг. мом, My 28,35 7,80
Верт. изг. мом, Mz -33,57 6,80
Амплитуды 1- й и 2 – й гармоник пульсаций
APx1

APx2

3,60

1,50

0,24

0,20

нет данных 2,16

0,70

1,10

0,50

APy1

APy2

0,30

0,10

0,20

0,10

0,35

0,08

0,20

0,10

APz1

APz2

0,90

0,30

0,40

0,10

0,59

0,19

0,30

0,10

AMx1

AMx2

3,00

0,10

2,00

0,20

1,68

0,55

0,70

0,40

AMy1

AMy2

7,30

1,50

6,20

0,20

1,91

0,30

1,30

0,50

AMz1

AMz2

4,00

0,70

1,50

020

4,21

,1,42

2,30

0,70

Большинство выполненных ранее исследований было посвящено расчетам, модельным и натурным измерениям постоянных значений вертикального и горизонтального изгибающих моментов, как величин, существенно влияющих на технологические параметры центровки валопроводов. В Табл. 6 приведено сравнение постоянных значений изгибающих моментов, определенных на основании различных методик и рекомендаций [3,4,11].

Таблица 6 Изгибающие моменты на винте (в % от Mxo)
Число лопастей ОСТ 5 П/эмп. мет. DNV Shaft Designer
Вертикальный изгибающий момент, Mz
Z = 4

Z = 5

Z = 6

-35,00

-35,00

-35,00

-33,10

-25,60

-40,00

-40,00

-40,00

-42,66

-39,21

-39,23

Горизонтальный изгибающий момент, My
Z = 4

Z = 5

Z = 6

30,10

31,10

23,51

22,93

23,12

Основные результаты полученные на основании анализа приведеных данных сводятся к следующему.

1. Постоянные значения изгибающих моментов на винте, полученные c применением программы ShaftDesigner лучше соответствуют результатам натурных испытаний (полуэмпирическая методика, 1973 г.), чем результаты, полученные Wereldsma в модельных испытаниях (1964г.). По пульсационным компонентам отличия в значениях существенно меньше.

2. Рекомендации по определению пульсационной компоненты упора Рх и крутящего момента Мх для 4-х лопастных винтов у Carlton и Wereldsma практически совпадают. ShaftDesigner дает результат примерно в 2 раза ниже. Для 5-ти и 6-ти лопастных винтов результаты у всех авторов одного порядка.

3. Характеристики пульсаций вертикальной Ру и поперечной Pz сил достаточно близки по всем методикам и для всех винтов.

4. К настоящему времени не существует методики, которой можно было бы отдать предпочтение, а простое арифметическое осреднение результатов, получаемых по разным методикам, не сможет обеспечить объективности оценок.

С учетом всех изложенных выше соображений, а также в связи с отсутствием систематизированных данных о возможных значениях нагрузок, авторами, на основании собственных исследований и анализа результатов, полученных другими авторами, выработаны практические рекомендации (Табл. 7), позволяющие назначать расчетные нагрузки, не прибегая к каким-либо расчетам.

Таблица 7 Рекомендации по расчетным нагрузкам на валопроводы одновинтовых морских транспортных судов ( в % к упору Pxo и моменту Mxo )
Z = 4 Z = 5 Z = 6
Среднее значение Диап.
(±)
Среднее значение Диап.
(±)
Среднее значение Диап. (±)
Средние значения нагрузок
Верт. cила, Py 2,00 1,50 2,00 1,50 2,00 1,50
Попер. cила, Pz -5,00 2,00 -5,00 2,00 -5,00 2,00
Гор.из. мом, My 23,00 4,50 23,00 4,50 23,00 4,50
Верт. из.мом, Mz -35,00 10,00 -35,00 10,00 -35,00 10,00
Амплитуды 1- й и 2 – й гармоник пульсаций
APx1

APx2

8,00

1,00

2,00

0,30

2,50

1,00

1,50

0,50

2,50

1,00

1,00

0,30

APy1

APy2

1,00

0,20

0,30

0,10

1,00

0,20

0,30

0,10

0,35

0,10

0,20

0,10

APz1

APz2

1,30

0,10

1,00

0,10

1,50

0,30

1,00

0,20

0,70

0,20

0,30

0,10

AMx1

AMx2

4,00

1,00

2,00

0,50

2,00

0,30

1,00

0,50

2,00

0,50

1,00

0,40

AMy1

AMy2

8,00

2,00

2,50

0,50

8,00

2,00

2,50

0,50

5,00

1,00

2,00

0,50

AMz1

AMz2

8,00

1,00

3,00

0,50

8,00

2,00

3,00

2,00

4,50

1,50

2,00

0,50

Данная таблица может использоваться как на начальных этапах проектирования валопровода, так и для расчета валопроводов существующих судов в случае отсутствия данных, необходимых для вычисления гидродинамических нагрузок.

Направления дальнейших исследований. Предлагаемые рекомендации, будучи составленными при использовании разнородных источников, открыты для критики и дальнейших уточнений.

Определенные надежды в отношении уточнений возлагаются на методы вычислительной гидромехники, (Computational Fluid Dynamics) [2,12] и на современные средства проведения модельных и натурных испытаний.

Важными среди прочего, остаются вопросы учета реальной структуры поля скоростей в диске гребного винта, учета влияния качки и движения судна по криволинейной траектории, учета особенностей гидродинамики двухвинтовых судов, судов с нетрадиционными формами обводов корпуса и новыми типами движителей. Особому рассмотрению подлежат также режимы работы при торможении и реверсе.

Выводы.

  1. На начальных стадиях проектирования, а также в процессе модернизации судов, когда отсутствует необходимая информация по корпусу и винту, при назначении расчетных нагрузок на валопровод следует использовать рекомендации, приведенные в Табл. 7.
  2. Выполненный численный анализ показал, что геометрия лопасти винта и форма обводов кормы существенно влияет на величины всех компонент главного вектора и главного момента гидродинамических нагрузок. Поэтому, при наличии всей необходимой информации по винту и корпусу, необходимо применять «Схему А», а при отсутствии теоретического чертежа винта – «Схему Б».
  3. Полученные результаты открыты для критики и дальнейших уточнений на основании экспериментальных исследований и анализа с применением современных численных методов. В первую очередь это касается влияния работы гребного винта на поле скоростей набегающего потока.

ЛИТЕРАТУРА

1. Войткунский Я.И. Справочник по теории корабля. / Войткунский Я.И. и др. – Ленинград. : Судпромгиз, 1973. – 511 с.

2. Егоров Г.В. Опыт использования CFD–моделирования при проектировании пропульсивного комплекса судна. / Егоров Г.В., Станков Б.Н., Печенюк А.В. – Збірник наукових праць Національного університету кораблебудування. – 2008. – №2 (413). – с. 3–11.

3. ОСТ 5. 4268–78. Винты гребные. Методика расчета гидродинамических усилий на гребных винтах, работающих в неравномерном потоке за корпусом судна. – 1978. – 159 с.

4. Разработка полуэмпирической методики определения гидродинамических изгибающих моментов, действующих на валопроводы одновальных судов с традиционной формой кормовой оконечности: технический отчет / ЦНИИ им.акад А.Н. Крылова. – 1973. – вып. 16077.– 126 с.

5. Справочник по теории корабля. В трех томах. Том 1. Гидромеханика. Сопротивление движению судов. Судовые движители. / Под ред. Я.И.Войткунского. – Л.: Судостроение, 1985.– 768 с.

6. Турбал В.К. и др. Проектирование обводов и движителей морских транспортных судов./ Ленинград: Судостроение. – 1983. – 302 с.

7. Шпаков В.С. Физические особенности и закономерности, определяющие кинематические характеристики потока в диске гребного винта.: Сб. “Проблемы прикладной гидродинамики судна “/ под ред. И.А. Титова. Л., Судостроение. 1975. с. 248–273.

8. Batrak Y. New CAE Package For Propulsion Train Calculation. RINA. / Papers of International Conference on Computer Application in Shipbuilding. Shanghai. 2009, No. II, – pp.187-192.

9. Carlton J.S. Marine Propellers and Propulsion. – 2nd edition, 2007. Butterworth – Heinemanns, Jordan Hill, Oxford OX2 8DP, USA. – 525 p.

10. CFD prediction of unsteady forces on marine propellers / Ocean Engineering. 2011, 38.

11. Det Norske Veritas Rules for Ships / High Speed, Light Crafts and Naval Surface Craft, Pt. 4 Ch 4 Sec. 1 January 2011, – p 33.

12. Koronowicz T. Computer System for the Complete Design of Ship Propeller. / Koronowicz T., Szantur J., Chaja P. A. – Polish Maritime Research. 2007, Vol.14, No.1.

13. Wereldsma R. Propeller Excited Shaft and Hull Vibrations of Single Screw Ships./ Internanional Shipbuilding Progress, 1964, – 11( 124), – pp. 547– 553.

Propeller-steady-and-fluctuating-loads-in-Russian.pdf