CC BY-NC
53
Б.М. Котлович, Г.Б. Андерсон, Л.К. Крылова, А.Б. Мухин, М.А. Соколов
ФГУП «Крьшовский государственный научный центр». Санкт-Петербург. Россия
о методике самоходных испытаний
моделей судов с движителями
типа «винт в насадке»
Объект И цель научной работы. Объектом исследования являются вопросы методики самоходных испытаний моделей, оборудованных движителями типа «гребной впит в насадке». Цель работы - анализ особенностей таких экспериментов при наличии динамометра для измерения упора насадкн и при его отсутствии.
Материалы И методы. Выявление состава измеряемых величин и способов их представления при этих двух вариантах проведения испытаний. Рассмотрение особенностей определения характеристик взаимодействия движителя и корпуса в обоих случаях. Оценка достоинств и недостатков каждого метода. Эти вопросы ичлюстрнруются данными испытаний, проведенных с одной из характерных моделей судов.
Основные результаты. На основе гипотезы эквивалентности условий работы винта в насадке в «свободной воде» и в попутном потоке судна разработан приближенный метод пересчета экспериментальных результатов самоходных испытаний моделей с комплексам «винт в насадке» (при котором упор насадки не измеряется) на данные опыта с измерением этого упора, при котором обеспечивается более полная информация о физических условиях работы движителя и возможность проведения расчетов ходкости по различным алгоритмам. Выявлена зависимость гидродинамических характеристик насадкн от дополнительного радиального скоса набегающего на движитель потока корпуса, приводящая к ограничению точности указанного пересчета.
Заключение. Для моделей судов с движителем типа «винт в насадке» предложена схема приближенного пересчета данных самоходных испытаний, выполненных без измерения упора насадкн. на результаты, аналогичные опыту с его измерением. Показано, что для уточнения методов проектирования комплексов «винт в насадке» необходимо оценивать и учитывать радиальный скос потока за корпусом судна. Материал может быть полезен специалистам, занимающимся расчетами ходкости судов или проведением экспериментов в опьгговом бассейне.
Ключевые слова: самоходные испытания судов с винтом в насадке, упор насадкн. взаимодействие движителя с корпусом, радиальный скос потока.
Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
Для цитирования: Котлович В.М.. Андерсон Г.В.. Крылова Л.К.. Мухин А.Б.. Соколов М.А. О методике самоходных испытаний моделей судов с движителями типа «винт в насадке». Труды Крыловского государственного научного центра. 2018; 3(385): 29-40.
УДК 629.5.018.713 DOI: 10.24937/2542-2324-2018-3-385-29-40
V.M. Kotlovich, G.V. Anderson, L.K. Krylova, А.Б. Mukhin, М.А. Sokolov
Krylov State Research Centre. St. Petersburg. Russia
on propulsion test procedures
for ship models with ducted propellers
Object and purpose of research. The study examines the procedures of self-propulsion tests performed on ship models with ducted propellers. The purpose is to analyze specific aspects of such experiments when these are conducted with and without dynamometer for thrust measurement on the propeller duct.
Materials and methods. Hie list of mea sured quantities and methods of their display are worked out for the two alternative setups under consideration. Specific procedures for determination of hull/propeller interaction characteristics in these two cases are considered. Merits and limitations of the alternative methods are appraised. These issues are illustrated by test data obtained for one of the typical ship models.
Main results. A hypothesis that ducted and open-water propellers operate in equivalent ship wake conditions is used to develop an approximate method for extrapolation of model test data obtained in self-propulsion tests with a ducted propeller
system when duct thrust is not measured to the case when this duct thrust is measured and more comprehensive information on the physical conditions of propeller operation is obtained enabling a wide choice of calculation algorithms for propulsion performance estimations. It is found that hydrodynamic characteristics of the propeller duct depend on the extra radial angle of wake flow incidence on propeller, which limits the accuracy of the above extrapolation procedure.
Conclusion. A procedure is suggested for extrapolation of model test data obtained in self-propulsion tests with ducted propellers when duct thrust is not measured to the case when this duct thrust is measured. It is shown that a radial wake flow angle behind liull should be estimated and taken into account for refining the methods for design of ducted propellers. The results of this study could be useful for researchers involved in ship propulsion estimates and experiments.
Key words: self-propulsion model tests of ships with ducted propellers, duct thrust, propeller/hull interaction, radial wake angle.
Authors declare lack of die possible conflicts of interests.
For citations: Kotlovich V.M.. Anderson G.V.. Krylova L.K.. Mukhin A.B.. Sokolov M.A. On propulsion test procedures for ship models with ducted propellers. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2018; 3(385): 29^10 (in Russian).
UDC 629.5.018.713
Введение
Introduction
Как известно, самоходные испытания модели судна представляют собой комплекс экспериментов, состоящий из собственно самоходных испытаний модели, оборудованной в рассматриваемом случае движительным комплексом типа «винт в насадке», а также предварительно проводимых испытании изолированного такого движителя («свободная вода») и буксировочных испытании, когда модель испытывается при демонтированном движителе [1, 2].
Если судно оснащено двнжнтельными комплексами типа «винт в насадке», то испытания модели судна могут выполняться двумя способами:
■ при соединении насадки с корпусом модели посредством специального динамометра, установленного на модели для измерения упора насадки;
■ при жестком соединении насадки непосредственно с корпусом модели: в этом случае насадку иногда приходится рассматривать как своеобразную выступающую часть корпуса.
В дальнейшем, для краткости, первый способ будем называть способом «а» или, условно, «точным», а второй - способом «б». После создания в 70-80-х гг. насадочных динамометров для моделей способ «а» практически вытеснил способ «б», который почти 50 пет назад применялся как единственно возможный.
Оба способа проведения самоходных испытаний равноправны: оба обеспечивают возможность выполнения расчетов ходовых качеств судна. Но если способ «а», благодаря большему объему экспериментальной информации, позволяет получать
Б01: 10.24937/2542-2324-2018-3-385-29-40
более полное и наглядное представление об условиях работы движителя типа «винт в насадке» за корпусом судна, то способ «б» отличается большей простотой конструкции модели и ее подготовки к испытаниям, поскольку динамометр для измерения упора насадки на модели отсутствует. Причины отсутствия динамометра могут быть различны: отсутствие такого прибора, габаритные ограшгчения. проблемы с водонепроницаемостью динамометра или корпуса модели и т.д. Однако способ «б» не обеспечивает наглядности представления об условиях работы движителя, чем создает определенные сложности при анализе результатов опыта и расчетах ходовых качеств судна.
Данная статья - результат предметного обсуждения авторами различных схем для частичного преодоления трудностей анализа результатов испытаний по способу «б», когда экспериментаторы столкнулись с невозможностью размещения наса-дочного динамометра внутри самоходной модели судна и были вынуждены проводить ее испытания по этому способу.
Цепью настоящего анализа является создание метода пересчета результатов самоходных испытаний, проведенных по способу «б», к более полной структуре данных, которые получались бы при выполнении опыта по способу «а», а также оценка влияния радиального скоса потока корпуса, набегающего на движитель типа «винт в насадке».
Следует обратить внимание на то, что в приведенных ниже материалах обозначение различных параметров - вид на дч ер кивания или его отсутствие - отмечают величины, полученные при тех ипн иных видах испытаний или способах обработки их результатов.
Самоходные испытания моделей с движителем типа «винт в насадке». Способ «а»
Self-propulsion model tests with ducted propellers. Method a)
При проведении собственно самоходных испытаний модели судна, оборудованной движнтельным комплексом типа «винт в насадке», по способу «а» обычно используется следующее измерительное оборудование: датчики скорости движения модели судна и частоты вращения (оборотов) его гребных винтов, буксировочный и винтовые динамометры, а также динамометры для измерения упора направляющих насадок. Если zP= 1,2... - количество таких движителей на судне, его валъность1, они измеряют, соответственно, следующие параметры модели судна и движителя:
■ скорость модели судна V0\
■ частоту вращения (обороты) каждой модели гребного винта п :
■ упор Тв и момент Ов каждой модели гребного винта в насадке:
■ упор каждой модели насадки TDB;
■ действующую на модель результирующую продольную силу Z, которая иногда называется «тягой на гаке» или избыточной (недостающей) тягой движителей в целом.
Индекс «5» в Тв. Ов и TDB обозначает, что указанные параметры измеряются при работе движителя в попутном потоке корпуса модели судна. При этом упор каждой модели движителя в целом (суммарный упор) составляет Tjb ~ д ' ^db-Параметры Z, Тв. TDB, Тш и Ов являются функциями Г0 и л.
Измеряемая буксировочным динамометром при собственно самоходных испытаниях сипа включает в себя ряд составляющих: Z(F0, н) = = ZpTjb - (R + ZpAR), где R(V0) - ранее определенное буксировочное сопротивление корпуса, ДR -реализующаяся на корпусе модели судна сила засасывания от работы каждого из движителей самоходной модели. Засасывание обусловлено тем, что перед каждым из движителей его индуктивные скорости ускоряют поток и снижают давления, которые реализуются на некотором участке кормовой оконечности корпуса. Понятно, что составляющие ZpTjb и R + ipAR направлены противопо-
ложно друг другу - это учитывается знаком «-» между ними.
Полезная тяга ТЕ каждой из моделей движителя, которыми оборудовано судно, представляет собой упор комплекса типа «винт в насадке» за вычетом из него AR - соответствующей потери на засасывание: ТЕ(У0. л) = Ттв - АК. Поскольку силы 2 н Д7? действуют на все судно, по этим силам рассчитывается полезная тяга одного из движителей: ТЕ(Г0. п) = {2 + К)!1Р.
Обработка результатов измерений выполняется в два этапа:
■ определение безразмерных значений параметров движения модели и характеристик работы ее движителя;
■ расчет коэффициентов взаимодействия движителя и корпуса.
На первом этапе определяются следующие модельные параметры:
■ кажущаяся относительная поступь движителя при работе за корпусом
К
Jy =
nD
где £> - расчетный диаметр движителя (обычно диаметр винта); коэффициент упора винта
Ктв = т~т ггБг
коэффициент упора насадки Ктв ("V) = *
ldb . n2D4 '
коэффициент упора движительного комплекса в пелом
Kjtb {Jy ) = "
1ТВ
коэффициент полезной тяги движителя в пелом
коэффициент момента движителя
& .
Kqb(JV)
ti2D5 '
пропульсивный коэффициент
d(Jv) =
j^g Jy
Wo
2 nQB KQB
В данной статье рассматриваются лишь одно- и двух-вапьные суда (zP < 2).
В качестве примера результатов обоих способов проведения самоходных испытаний использо-
Ктв, Ктпв, Кттв, 10Kqb, Ке 0,5
0,4 0,3 0,2 0,1
S Ктт в
10А" дв
КЕ ч'ч ->4
Ктв о: -
Ктв 1 --------
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Jv - по испытаниям, способ «а»
по пересчету результатов эксперимента по способу «б» в соответствии с предлагаемым алгоритмом
Рис. 1. Кривые действия комплекса
«винт в насадке» за корпусом самоходной модели
Fig. 1. Propeller curves for ducted propeller behind self-propelled ship model
ваны данные ранее выполненного по способу «а» эксперимента с одной ш моделей подводного аппарата. Обводы прилегающей к движителю кормовой части модели были близки к форме кормы модели, явившейся причиной обсуждения. В обоих случаях они были примерно о с еснмметричнылш. Результаты этих испытании показаны на рис. 1, причем здесь н далее, чтобы не затруднять чтение рисунков, на кривых не приводятся экспериментальные точки. На нем также не показана зависимость Л£>(•/[-)- т.к. пропульсивный коэффициент непосредственно не измеряется, а является лишь комбинаци-
Кт, A'TP, Kjj, 1 OA'g
0,5
0,4 0,3 0,2 0,1 0 -0,1
1 Kjj
10/
К т
KTD
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 JA
Рис. 2. Кривые действия движительного комплекса
«винт в насадке» в «свободной воде»
Fig. 2. Propeller curves for open-water ducted propeller
ей приведенных на рисунке параметров. Если не принимать во внимание кривые коэффициента упора насадки Ктов и, следовательно, коэффициента суммарного упора движителя Кпд, которые на рис. 1 показаны мелким пунктиром, то остаются данные, которые получились бы при проведении испытаний этой модели по способу «б».
На втором этапе опреде.ляются характеристики взаимодействия движителя и корпуса модели. Для его выполнения привлекаются результаты предварительных испытании движителя типа «винт в насадке» в «свободной воде» (рис. 2). В безразмерной форме они представляются в виде коэффициентов, структура которых аналогична схожим коэффициентам при работе движителя за корпусом; АГ7-. Ку.). К-тг и Кд, - а также коэффициента полезного действия движителя
(Т \-Ктг ¿А Кв 2 '
который на рис. 2 не приведен по указанной выше причине (как и на рис. 1). Эти коэффициенты являются функциями относительной поступи движителя 1Л = УА /гЮ.
Если же данных таких испытаний конкретного движителя «винт в насадке» нет, то можно привлечь к анализу близкие к ним результаты серийных испытаний таких комплексов [1, 2] или ОСТ [3], разработанный В.К. Турбалом.
Одним из факторов взаимодействия движителя с корпусом является засасывание. Как отмечалось, это явление обусловлено понижением давления перед движителем (главным образом) и некоторыми другими причинами, например, непар ал дельностью гребного вала скорости У0. В результате часть упора движителя тратится на преодоление возникающего дополнительного сопротивления жидкости движению судна. Засасывание характеризуется отношением соответствующих потерь к упору движителя в целом — коэффициентом засасывания:
i-tb
ш
К-ТТВ (Jy)
Характеристики движителя в «свободной воде» не требуются.
Средняя скорость ¥лв потока, натекающего на движитель за корпусом судна, характеризуется коэффициентом попутного потока и\ а его неоднородность - коэффициентом влияния неоднородности потока на гидродинамические характеристики движителя Эти характеристики взаимодействия
Таблица. Коэффициенты попутного потока w и влияния неоднородности / для движителя
типа «винт в насадке». Условия эквивалентности, обозначения и расчетные формулы
Table. Wake fractions w and non-uniform flow effect i for ducted propeller. Equivalent conditions, symbols and formulas
№ Условие Ja w= 1 Ja i = ijliq
вар. э квнвалентности Jv iç iT
1* kTB(jV) = k-j{ja) J _У at wtat = 1 J at Jv 's _ kq{jy) Kq(Jat)
KTDB(JV) = K-TBîjA) i vatd JaTD~ nD wta td ~ I J am Jv <e KQB(jV) Kq(jлт)
3 kTTB(jV) = krj{ja) r _ у att JaTT~ nD wtatt ' ] J att Jv to KQ{Jy) Kq(Jatt)
4* KQB(/V) = KQ(JA) J ^ ~nD wqaq ~ , jaq Jv ; _ «ТО (Jv) ktt ( Jaq )
* используется и для открытого гребного винта. В этом случае Кпд = Крд н Ктг = Кт. ** вариант 2 никогда не используется и здесь приводится лишь для общности.
определяются на основе испытаний движителя типа «винт в насадке» в «свободной воде» и гипотезы эквивалентности условий работы движителя за корпусом судна и изолированного винта. Гипотеза эквивалентности предполагает, что при одинаковых оборотах и скоростях натекания воды на движитель будут одинаковы и любые сходственные гидродинамические характеристики движителя (упор, момент, давление в той или иной точке и т.д.), и наоборот. В идеальном случае, когда поток за корпусом равномерен, эти положения гипотезы эквивалентности безусловно выполняются.
Но на практике поток за корпусом судна имеет сложную, неоднородную структуру. Поэтому при самоходных испытаниях оценка средней скорости потока корпуса ¥лв и влияния его неоднородности зависят от того, какая из гидродинамических характеристик движителя принята равной сходственному параметру при его работе в «свободной воде». В отличие от открытого гребного винта, для движителя типа «винт в насадке» возможно больше вариантов для таких оценок, представленных в безразмерном виде в таблице.
Если условием эквивалентности является равенство упоров движителя целиком или только его винта либо насадки, то эти подходы следуют способу Фруда. Если же полагается равенство моментов, то такой способ принадлежит Тейлору. В отечественной практике оценки указанных коэффициентов взаимодействия движителя и корпуса судна.
по аналогии с коэффициентом засасывания, как правило, используется вариант 3 таблицы, основанный на равенстве суммарных упоров.
На рис. 3 для упомянутой выше самоходной модели приведен пример оценки коэффициента попутного потока по всем вариантам таблицы (дополнительный индекс - номер варианта). Видно, что в районе рабочих кажущихся поступей 0,7 оценки IV значительно отличаются друг от друга
- V
> -M. WT2
"V -
N 1 ч _ ---
WQ4 -- ---
wn
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Jv
Рис. 3. Оценки коэффициента попутного потока по разным вариантам использования гипотезы эквивалентности работы комплекса «винт в насадке» за корпусом и в «свободной воде»
Fig. 3. Estimates of wake fraction using various procedures based on the hypothesis that ducted propeller behind hull and in open water operate in equivalent conditions
t, wT, Mq
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Jv
- по самоходным испытаниям, способ «а»
----по пересчету результатов эксперимента
по способу «б» в соответствии с предлагаемым алгоритмом
Рис. 4. Коэффициенты взаимодействия движителя типа «винт в насадке» с корпусом
Fig. 4. Hull/propeller interaction coefficients for ducted propeller behind hull
(например, для и'п и и'п - более чем вдвое), чего ранее, по крайней мере, применительно к судам с открытыми винтами, не наблюдалось.
Поскольку принцип действия насадки основан на индуктивном радиальном скосе потока, создаваемого работающим в ее канале винтом, гипотеза эквивалентности применительно к движителям типа «винт в насадке», строго говоря, справедлива лишь в тех случаях, когда набегаюппп! на движитель поток корпуса имеет радиальный скос (в системе, связанной с движителем), пренебрежимо малый по сравнению со скосом потока, индуцированного винтом движителя. Поэтому для некоторых водометных движителей (например, водометов типа памп-джет, для которых, кроме того, не вполне корректно само понятие «свободной воды») величина коэффициента попутного потока не может быть определена на основе гипотезы эквивалентности (см. раздел 4).
По указанным параметрам взаимодействия может быть рассчитан коэффициент влияния корпуса
н(^г) = — (пофруду),
1в 1-Н'т
который, наряду с коэффициентом полезного действия движителя в «свободной воде» !];;(.ЯВЛЯ-ется составной частью другой формы представления пропульсивного коэффициента Лв№) = ПоЛя-
Пример коэффициентов взаимодействия движителя с корпусом для упомянутой выше самоходной модели приведен на рис. 4. На нем, в целях единства масштаба графического представления всех характеристик взаимодействия, значения /е даны в виде их приращений Д/д = 7е-1. Кривая Ля (Л) на графике не приводится по тем же соображениям, что и % (/у), на рис. 1,2.
На основе результатов самоходных испытаний модели могут быть определены многие другие параметры, нашедшие применение в расчетах ходкости судна, в частности, коэффициенты нагрузки движителя: ■ по полезной тяге
CE{Jy)=-
8 К,
-Vi^ 2 0 4
2 '
по суммарному упору
Cjy (Jу ) - ■
ltb
J,
8 К-
ТТВ
_;к* 2 лтт 4
J
ait
Удобно использовать изменяющиеся в пределах от 0 до 1 нормированные величины этих коэффициентов
-en
Vy)= Се
1 + С,
или Стш = -——
1 + С,
тт
Следует отметить, что способ «а» проведения самоходных испытании моделей с движителем типа «винт в насадке» предусмотрен ОСТом [3] (п. 4.4, способ № 3) как наиболее полный. Алгоритм обработки результатов таких опытов именно по способу «а» реализован в системе автоматической обработки экспериментальных данных.
Самоходные испытания моделей с движителем типа «винт в насадке». Способ «6»
Self-propulsion model tests with ducted propellers. Method b)
По разным причинам, указанным вьпие, самоходную модель иногда не удается оснастить динамометром для измерения упора направляющей насадки, в то время как при испытаниях изолированного движите.ля подобный динамометр по-прежнему применяется. При испытаниях по способу «б» используются датчики скорости хода модели, частоты вращения гребного винта и пока-
зания буксировочного н винтового динамометров. Поэтому прежними остаются безразмерные значения Л-. Ктв(1Р)
В рассматриваемом случае для проведения собственно самоходных испытаний насадку жестко крепят к модели. Ее упор Твв не измеряется, но непосредственно передается корпусу. При этом буксировочное сопротивление корпуса А(У0) может предварительно определяться в двух вариантах:
1) так же, как при способе «а» - без установленной направляющей насадки. Тогда, поскольку Д,^) результирующая продольная сила на модели не изменяется:
21 = -Р (Тв + Твв) - (Л, + --РДЙ) = 2\
2) при установленной на модели насадке, которая в этом случае рассматривается как своеобразная «выступающая часть» корпуса. При этом сопротивление возрастает до &2(У0) = ]{ +
где Ив - сопротивление насадки, когда в ее канале отсутствует гребной винт. Тогда
22 = -Р (Тв + Тш) - (Я2 + -рДЙ) = И - 1РК0, т.е. результирующая продольная сила, действующая на модель, оказывается меньше, чем 2, на ту же величину что и приращение сопротивления.
Таким образом, в обоих случаях полезная тяга остается неизменной:
„ ¿и+Ди _г+д
1Е ~ ~ '
:р ер
Соответственно, не изменяются коэффициенты полезной тяги КЕ (У^) и нагрузки СЕ. а также пропуль-сивный коэффициент (У,-). Если для расчета скорости натурного судна используется буксировочное сопротивление, основанное на Й|(К0) то
она остается прежней, поскольку Цр не изменяется по сравнению с испытаниями по способу «а». Если же для такого расчета используется зависимость ЧУ0)>ЫУ01 то определяемая скорость хода, естественно, несколько снижается.
По сравнению с даннылш. получаемыми по способу «а», при выполнении самоходных испытаний по способу «б» изменяются следующие параметры:
■ коэффициент Ктв, он принимает значение
К-тов = 0;
■ коэффициент Кттв. он формально теперь принимает значение Кттв = Ктв:
■ характеристики взаимодействия движителя и корпуса, причем значительно.
В этом случае коэффициенты Г, й'г и Ге совпадают со значениям I, и'г и /е. определенными по
способу «а» только при некоторой кажущейся поступи Л-= -Лв- при которой бьш бы равен нулю коэффициент Ктв. Если рабочий режим движителя лежит в области слабых нагрузок движителя Jv>то применения комплекса типа «винт в насадке» не требуется. В широком же диапазоне кажущихся поступей величина коэффи-
циента засасывания Г = 1 —КЕ /Кггв принимает значения меньше обычных и даже отрицательные, поскольку КтгВ = Ктв < Кттв. В данном случае в силу «засасывания» наряду с Дй включен и упор насадки. Так, предположив, что значение -^гтв= Ктв ~ 1/2Кттв (при больших нагрузках), при Г ~ 0,15 получаем
I = 1 - 2-^- = -1 + 2Г« -0,7 < 0.
Кттв
Поскольку в «свободной воде» испытывается комплекс «винт в насадке», значения коэффициента попутного потока й'г = 1 —ЗапМг (по способу Фру-да) также оказываются ниже, чем му- Это происходит из-за того, что меньшему Ктгв = Ктв в условиях эквивалентности отвечают значения ]АТг = большие, чем «точная» поступь 3АТт- В данном случае в «попутный поток», наряду с потоком корпуса, включено вызванное насадкой ускорение потока, натекающего на винт комплекса.
Лишь в диапазоне предельно малых нагрузок движителя (/у > Уро) коэффициенты / и и\ оказываются выше их обычных значений.
Коэффициент влияния неоднородности Тд (Л) = = КдВ ^¡,)/Кд 0аттХ обычно близкий к 1, в отличие от коэффициентов Г и м?т, в области Зу < 1У() превосходит свое «точное» значение ¡0 из-за указанного выше снижения а при Jv>Jm оказывается меньше, чем
Коэффициент влияния корпуса в этом случае также изменяется и формально составляет
Именно из-за того, что коэффициент засасывания и коэффициент попутного потока оказываются заниженными, а иногда даже отрицательными, становится трудно, а подчас практически невозможно, определить коэффициент полезного действия изолированного движительного комплекса «винт в насадке» Ца^лтт) и оптимизировать параметры движителя, опираясь на диаграммы серийных испытаний таких комплексов.
Обычно для получения исходных данных для проектирования движителя типа «винт в насадке»
' > Д ïq
-г" wT
N
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Jv
Рис. 5. Коэффициенты взаимодействия движителя типа «винт в насадке» с корпусом по самоходным испытаниям способом «б» (надчеркивания опущены)
Fig. 5. Hull/propeller interaction coefficients for ducted propeller behind hull as per method b) (no overline superscripts)
по способу «а» предварительно проводятся самоходные испытания модели, оснащенной магазинным винтом для комплекса «винт в насадке» с характеристиками. близкими к данным предварительных расчетов. Из результатов этих испытаний получают предварительную оценку коэффициентов взаимодействия движителя с корпусом, которые в дальнейшем используются при окончательном проектировании движителя.
Однако при проведении самоходных испытаний по способу «б» нет никаких исходных экспериментальных данных для его проектирования. Поэтому такие самоходные испытания необходимо выполнять на модели, оснащенной движителем, строго геометрически подобным натурному (испытанным и в «свободной воде»).
Пример результатов определения коэффициентов взаимодействия движителя с корпусом при самоходных испытаниях по способу «б» для упомянутой выше модели приведен на рис. 5 (как и на рис. 4, с использованием параметра AFq = Ïq 1 и вдвое меньшим масштабом по вертикали).
Способ «б» выполнения самоходных испытаний моделей, оборудованных винтом в насадке, также предусмотрен ОСТом [3] (п. 4.4, способ № 1), но с использованием в «свободной воде» данных испытания лишь открытого винта комплекса. что на рабочих режимах приводит к отрицательным значениям не только f, но и коэффициента Wj.
Пересчет данных самоходных испытаний, выполненных по способу «б»
Extrapolation of experimental data obtained by method b)
В ходе упомянутого во Введении обсуждения делались различные предложения по преодолению недостатков способа «б» для испытаний самоходных моделей с винтами в насадке. Одно из них - наряду с этими самоходными испытаниями дополнительно проводить испытания той же самоходной модели, оборудованной тем же винтом, но винт должен быть открытым (без насадки).
В обоснование этого подхода отмечалось, что и движитель типа «винт в насадке», и открытый гребной винт при работе за корпусом судна создают перед собой область пониженных давлений, которые приводят к явлению засасывания. Можно полагать, что при одинаковой нагрузке этих двух движителей (разной конструкции) потери на засасывание будут близки, если будут близки их диаметры и коэффициенты нагрузки, например - по полезной тяге. Направляющая насадка является сравнительно тонким кольцевым крылом, поэтому размеры движителя типа «винт в насадке» и открытого винта этого движителя близки друг к другу (D ~ const). Проведем кроме самоходных испытаний модели судна по способу «б» дополнительные собственно самоходные испытания этой модели с демонтированной насадкой и определим по шш зависимость коэффициента засасывания от нагрузки Г(С£). Тогда можно положить, что эта зависимость аналогична коэффициенту засасывания t(CE) в случае испытаний по способу «а» модели судна, оборудованной комплексом «винт в насадке». Следовательно. удается оценить коэффициент упора комплекса «винт в насадке» в целом:
Ктгв(Се) = £ ~ Кпв(^г).
1 — Г ((_.£ )
Далее определяются коэффициенты упора насадки
K~TDB (Jv ) = KjjgiJy) - K^jgiJy) =i KTDB
и остальные параметры взаимодействия, близкие к данным испытаний по способу «а». Однако испытания модели с открытым винтом, увеличивая трудоемкость опыта, по-видимому, не обеспечивают достаточно точного определения искомых характеристик.
В итоге обсуждения был предложен новый метод. Поскольку значения КдВ известны из самоходных испытаний по способу «б», следует прибегнуть к оценке коэффициента попутного потока по Тейлору (вариант 4 таблицы). Аналогичный прием ранее был использован в [4, 5] для определения скорости потока, набегающего на рабочее колесо водомета, при принятии момента изолированного колеса, измеренного на специальном стенде. Как видно из рис. 3, это позволяет получить правдоподобные величины 1гг (и также Тд (Л))- но способ «б», как и прежде, из-за заниженных потерь на засасывание (/ < 0) приводит к завышенным значениям коэффициента влияния корпуса
Последний подход к пересчету данных самоходных испытаний, выполненных по способу «б», можно развить следующим образом. 'Зная поступь изолированного движителя типа «винт в насадке» 3А, равную 1Лд (таблицы), следует, согласно гипотезе эквивалентности, по данным испытаний комплекса в «свободной воде» определить в исходном приближении коэффициент упора насадки при работе комплекса за корпусом Ктш (,/г)0 = = Кто (Лщ) и затем найти в этом приближении Кттв (Л)о= Ктв + Ктв (Л')о. Далее выполняется небольшое уточнение результатов пересчета: применяя гипотезу эквивалентности, но не по Тейлору, а по трактовке Фруда, по коэффициенту Кгп, (1у)а находим соответствующие ему значения поступи 1АТ1 <3АО и новую величину коэффициента упора насадки Ктв = Кт {.1атт)- Наконец, вновь оценивается коэффициент суммарного упора как Кттв (Ур)! = Кт + Ктв (1у). Процесс приближений продолжать не следует, т.к. он ведет к постоянному возрастанию Ктв (/¡•) и Кттв (Л-), пока не выполнится условие ёКт{1л)ША = 0. В дальнейшем индексы номеров приближений опускаются. Определив Кттв обычным способом устанавливают соответствующие характеристики взаимодействия движителя и корпуса - значения Т. и Тд, как это изложено в разделе 1.
Для модели, ранее рассматривавшейся в качестве примера, приближенные кривые действия движителя при работе за корпусом рассчитывались по изложенным выше алгоритмам. Как эти кривые, так и приближенные коэффициенты взаимодействия представлены кривыми, соответственно, на рис. 1 и 4 (крупный пунктир). Видно, что в сравнении с данными раздела 2 (рис. 5) они стали значительно ближе к «точным» значениям соответствующих параметров. Однако величины приближенного коэффициента упора насадки для
различных Jv систематически занижены по сравнению с «точными» данными на ЛKTDB = = Ктвв-Kjdb ~ 0,017, что составляет примерно 9 % от экспериментального значения этого параметра на швартовом режиме XroB(J¡- = 0). Той же величине равно занижение приближенной оценки коэффициента суммарного упора комплекса АКттв = Кттв - Кттв = &Ktdb ~ 0,017; оно составляет всего ~3,7 % от значения этого коэффициента на швартовах.
Занижение Кттв (по данным пересчета) относительно Кттв (по эксперименту) снижает оценки коэффициентов засасывания г и попутного потока vrr и повышает Tq. При кажущейся поступи Jv ~ 0.7 (рабочий режим) расхождения коэффициентов взаимодействия, полученных экспериментально и путем пересчета на основе гипотезы эквивалентности, составляют примерно t-t~ 0,09, irr—0,07 и Íq-Tq ~-0,06. Характерно, что приближенные значения коэффициента попутного потока irr близки к коэффициентам wT, рассчитанным по поступям JAт или JAq (варианты 2 и 4 таблицы), а также то, что. в отличие от ig, коэффициент Tq ~ 1.
Изложенный метод пересчета результатов самоходных испытаний моделей с движителем типа «винт в насадке» по способу «б» на приближенные данные таких испытаний по способу «а» можно считать наиболее строгим и рекомендовать к использованию в практике расчетов ходкости судов.
О влиянии радиального скоса потока корпуса судна на упор насадки движителя
Effect of radial wake angle on duct thrust
В сопоставимых по гипотезе эквивалентности условиях, т.е. при работе комплекса «винт в насадке» как за корпусом судна при поступи движителя JAтт. определенной по варианту 3 таблицы («точные» зависимости), так и в «свободной воде» при поступи JÁ. отношение коэффициентов суммарного упора движителя, естественно, равно Kttb(Jati)IKtt(Ja)= 1- Сопоставление других сходственных параметров в рассмотренном примере показало, что упор насадки за корпусом оказался заметно больше, чем у изолированного движителя. а упор винта и его момент - меньше, чем в «свободной воде». Так. в районе Jv ~ 0,7 отношения Ktdb (Jatt)/KTD (JA) = 1,5. в то время как KTb(Ja7t)/Kt(Ja) = 0,87 и КдвУАттУКдШ = 0,92. Отклонение этих отношений от 1 свидетельствует
об отмечавшейся ранее неточности гипотезы эквивалентности применительно к винтам в насадке.
Можно считать, что в значительной мере неточности пересчета данных самоходных испытаний, выполненных по способу «б», обусловлены тем, что поток за корпусом не только подторможен, что учитывается коэффициентом попутного потока и>г, но и характеризуется радиальным скосом потока относительно продольной оси движителя, зависящим от угла схода ватерлиний в корме судна. В отличие от открытого винта, нечувствительного к такому скосу набегающего потока, принцип действия насадки как кольцевого крыла основан именно на этом скосе: неважно, чем он вызван - винтом или корпусом судна. Однако следует отметить, что, согласно парадоксу Даламбера, часть упора насадки, обусловленная радиальным скосом потока корпуса. должна уравновешиваться аналогичными по величине дополнительными потерями на корпусе. Эти силы являются внутренншш и потому не создают какого-либо упора.
При испытаниях по способу «а» часть упора насадки, вызванного ее размещением в области радиального скоса потока корпуса (в системе, связанной с движителем), измеряется не непосредственно, а в составе полного ее упора. Также и дополнительные потери на корпусе входят в общие потери на засасывание. Но рассматриваемая часть упора насадки дополнительно ускоряет поток, набегающий на гребной винт, работающий в ее канале. Именно этим обусловлено, с одной стороны, некоторое повышение коэффициента Ктв(1Ап) относительно Кто (7Д а с другой - снижение коэффициентов упора винта Кш и его момента Ков (Тлтт)-
KTD, Ktdb, АКтв 0,25
0,20
0,15
0,10
0,05
/
ч\ \N ч K-TDB
Kjj) ч.
АК TDB
Как показывают результаты анализа, коэффициент упора насадки за корпусом
ктв(-/лгг) = с'г С + )Ш1( + )х сх/(С'г( + )У
х 1-
tan( + )
ATT
D D
можно представить как сумму
k-tdb att ) = k-tdpb (^лтг) + ^msb (^атт )-
причем
К
tdpb ati) - С У
1-
xj
DD LD
CX!{C'Y ( + )) tan( + )
Dd ld_
Ct 2 j2 _,, у J ATT
D D D D
К
tdsb^att) - 2c'y
1-
cr/(c>( + )У tau( + )
XJ
ait
D D
2C'
J
ait
D D
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 JA, JATT
Рис. б. Оценка поправки АК-щв на радиальный скос потока от корпуса Да
Fig. б. Estimate of correction Д/СУов for radial wake angle due to hull До
где Суп и Сх - соответственно, производная коэффициента подъемной силы профиля насадки по углу атаки и его коэффициент сопротивления, а и Да - средние по периметру насадки углы радиального скоса потока (относительно направления нулевой подъемной силы ее профиля), набегающего на насадку, индуцируемые, соответственно, винтом, работающим в канале насадки, и за счет обводов кормовой оконечности корпуса: 1АТТ - поступь движителя в эквивалентных условиях за корпусом судна: ВвЮ и ЬаЮ - относительные величины диаметра и длины насадки.
Приведенные формулы отвечают малым значениям углов а и Да, для которых ьш(а + Да) ~ а + Да, а (Да)2« 2аДа. Приближенные части рассматриваемых выражении верны дня Сх= 0. Как видно, коэффициент КТВРВ определяется в основном углом скоса потока а. а коэффициент Ктшв пропорционален Да.
При испытаниях движителя типа винт в насадке в «свободной воде» скоса набегающего потока нет, т.е. Да = 0, и, соответственно, КТОБВ = 0. При работе же движителя за корпусом, когда Да / 0, в сопоставимых по гипотезе эквивалентности условиях (]Атг=1А) расхождение ДКтов = Кт$в- Поэтому описанный пересчет данных самоходных испытаний модели судна, выполненных по способу «б», на данные способа «а», в принципе, не может учесть
скос потока корпуса Да / О и составляющую Ktdsb Ф 0 коэффициента Ктв.
Упомянутые выше испытания самоходной модели, выполненные по способу «а», позволяют знать коэффициенты упора насадки в условиях эквивалентности как при работе движителя за корпусом KTDB(JATT), так и в «свободной воде» Km(JA). С их использованием была определена величина ЛKjbb (рис. 6). В широком диапазоне нагрузок, включая рабочие режимы, она оказалась практически постоянной, несколько снижаясь к швартовому режиму: при повышении нагрузки движителя угол скоса потока а от его работы возрастает, но убывает поступь JATT, причем скос от корпуса Да ~ const.
Учет поправки Ктв, естественно, привел к полному совпадению данных пересчета с экспериментальными результатами испытаний модели по способу «а» (рис. 1).
Как отмечалось, в рассмотренном примере корма судна была почти осеснмметрнчна. поэтому дополнительный скос Да оказался значительным. Однако, например, в случае расположения комплекса «винт в насадке» в кормовом подзоре плоскодонного речного судна большой ширины поток в его корме почти плоский, с одно напр авленным скосом (в системе, связанной с корпусом): в таком случае величина среднего радиального скоса Да ~ 0 (в системе движителя) и, соответственно, ДKj-^в ~
На практике при проведении самоходных испытаний по способу «б», когда величина KTDB(Jy) неизвестна, нет возможности определить поправку ДKmB (JAtt) так- как это было сделано в описанном выше примере. Поэтому в дальнейшем требуется накопление информации о самоходных испытаниях моделей судов с движителями типа винт в насадке, выполненных по способу «а», и всесторонний анализ их результатов с учетом геометрии и движителя, и корпуса судна.
Наконец, как было показано, результаты самоходных испытаний модели судна, выполненных по способу «а» (в частности, коэффициент упора насадки KTDB и, следовательно, KjjB. а также коэффициенты взаимодействия движителя и корпуса), могут содержать в себе заметные эффекты, связанные со скосом набегающего на движитель потока корпуса, которые не создают упора. По этой причине следует оценить целесообразность оптимизации параметров движителя типа «винт в насадке» не на основе непосредственных результатов такого эксперимента, а по данным их пересчета на основе гипотезы эквивалентности, описанного в этой статье.
Заключение
Conclusion
Применительно к судам, оснащенным движи-тельным комплексом типа «винт в насадке», изложены и проанализированы методы проведения самоходных испытаний их моделей при использовании в эксперименте динамометра для измерения упора насадки (способ «а») и без таких измерений, когда насадка жестко крепится к корпусу (способ «б»).
Предложен метод приближенного определения коэффициентов упора насадки, не измеряемого при самоходных испытаниях моделей по способу «б», и суммарного упора комплекса, что позволяет более точно рассчитывать характеристики взаимодействия движителя и корпуса, аналогичные данным испытаний по способу «а».
Установлено, что радиальный скос потока, обусловленный телесностью корпуса судна, в эквивалентных условиях может вносить раз лиши по упору насадки между данными испытаний изолированного движителя типа «винт в насадке» и при его работе за корпусом. Эти различия необходимо учитывать в процессе проектирования таких движителей.
Библиографический список
References
1. БасинA.M.. МитювичИ.Я. Теория и расчет гребных винтов. Л.: Судпромгнз. 1983. [Basin A.M.. Miniovich I.Ya. Theory and calculations of propellers. L.: Sudpromgiz. 1983. (in Russian)].
2. Справочник по теории корабля I Под ред. Я.И. Войг-кунского. Т. 1. Л.: Судостроение. 1985. [Ship Theory. Reference book. Under editorship of Ya. Voitkunsky. Vol. 1. Leningrad. Sudostroyeniye. 1985. (in Russian)].
3. OCT 5.4129-75. Комплекс движнтельный гребной винт - направляющая насадка. Методика расчета и правила проектирования. М., 1975. [OST 5.4129-75. Propulsion system — propeller in duct. Calculation method and design rules. M., 1975. (in Russian)].
4. Мавлюдов M.A.. РусецкгшАА. Основы теории и проектирования водометных движителей. СПб.: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. 2009. [Mavlyiidov М.А., Riisetsky АА. Theory and basic design principles of wateijet propulsion units. SFb.: Krylov Shipbuilding Research Institute. 2009. (in Russian)].
5. Лобачее МП.. Русщкий A.A.. Яковлев А.Ю. Проектирование и гидродинамический расчет водометных движителей. СПб.: Крыловский государственный
научный центр. 2014. [LobachevМ.Р.. Rusetsky АЛ., Yakovlev A. Yu. Design and hydrodynamic calculations of wateqet propulsors. SPb.: Krylov State Research Centre. 2014. (in Russian)].
Сведения об авторах
Котлович Валерий Михайлович, к.т.н., ФГУП «Крьшов-скпй государственный научный центр». Адрес: 196158. Россия. Санкт-Петербург. Московское шоссе. 44. Тел.: 8 (812) 377-25-17. E-mail: [email protected]. Андерсон Геннадий Викторович, начальник стенда ФГУП «Крьшовский государственный научный центр». Адрес: 196158. Россия. Санкт-Петербург. Московское шоссе. 44. Тел.: 8 (812) 415-47-77. E-mail: [email protected]. Крылова Лариса Константиновна, начальник стенда ФГУП «Крьшовский государственный научный центр». Адрес: 196158. Россия. Санкт-Петербург. Московское шоссе. 44. Тел.: 8 (812)415-47-77. E-mail: kry lo v@krylov. spb. ш.
Мухин Андрей Борисович, к.т.н.. руководитель проектов ФГУП «Крьшовский государственный научный центр». Адрес: 196158. Россия. Санкт-Петербург. Московское шоссе. 44. Тел.: 8 (812) 415-45-25. E-mail: kiy lo v@krylov. spb. ш.
Соколов Марат Александрович. к.т.н., заместитель начальника отделения по экспериментальной базе
ФГУП «Крыловскнн государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия. Санкт-Петербург. Московское шоссе. 44. Тел.: 8(812)415-47-77. E-mail: kiy lo v@krylov. spb. ш.
Ab о lit the authors
Valeiy M. Kotlovich, Cand. Sc.. Kiylov State Research Centre Address: Moskovskoe shosse 44, St. Petersburg. 196158, Russia. Tel.: 8(812)377-25-17. E-mail: kiy lo v@krylov. spb. ш.
Getmady V. Anderson. Head of Test Rig. Krylov State Research Centre. Address: Moskovskoe shosse 44. St. Petersburg. 196158, Russia. Tel.: 8(812)415-47-77. E-mail: [email protected].
Larisa K. Krylova. Head of Test Rig. Kiylov State Research Centre. Address: Moskovskoe shosse 44. St. Petersburg. 196158, Russia. Tel.: 8(812)415-47-77. E-mail: [email protected].
Andrei B. Miikhm. Cand. Sc.. Head of Sector, Krylov State Research Centre. Address: Moskovskoe shosse 44. St. Petersburg. 196158, Russia. Tel.: 8(812)415-45-25. E-mail: [email protected].
Marat A. Sokolov. Cand. Sc.. Deputy Head of Division (Experimental facilities), Kiylov State Research Centre. Address: 196158. Moskovskoe shosse 44. St. Petersburg. 196158. Russia. Tel.: 8(812)415-47-77. E-mail: kiy lo v@krylov. spb. ш.
Поступила/Received: 18.05.18 Принята в печать / Accepted: 22.08.18 © Коллектив авторов, 2018
