CC BY
54
УДК 629.12.037.002.2
В. В. Комаров
ИССЛЕДОВАНИЕ ЦЕНТРОВКИ ВАЛОПРОВОДОВ С ОДНООПОРНЫМИ ДЕЙДВУДНЫМИ УСТРОЙСТВАМИ
В составе морского, рыбопромыслового и речного флотов эксплуатируется довольно большая группа судов с одноопорными дейдвудными устройствами (ОДУ). К их числу относятся танкеры («Маршал Гречко», пр. 610 «Аксарайский» и др.), сухогрузы («Астрахань», пр. 13020 и др.), траулеры (МРТР пр. 12961, БМРТ пр. 1376 «Алтай», БАТ пр. В-488 «Моон-зунд» и др.), суда специального назначения (овощевоз пр. 19620, ПЖК пр. 1993 Н «Дибрар» и др.). В главных установках этих судов используются двигатели внутреннего сгорания, электродвигатели (ГЭД), редукторные передачи (РЕД). В составе валопроводов могут быть гребные винты фиксированного шага или комплексы с винтами регулируемого шага.
Необходимость создания главных установок с ОДУ вызвана сравнительно короткой дейд-вудной трубой. Ее длина определяется положением яблока ахтерштевня и ахтерпиковой переборки (рис. 1), составляет 1д » (0,030 — 0,035)Х±± (Ь±± - длина судна) и практически не зависит ни от назначения судна, ни от мощности главного двигателя (диаметра гребного вала).
Применительно к традиционной двухопорной конструкции опоры в дейдвудной трубе могут оказаться столь близкими друг к другу, что в ряде случаев возможно их практическое слияние [при > 350 мм и /вт ~ (2-4)^гр, где ёгр - диаметр гребного вала, 1вт - длина дейдвудных втулок]. Обе облицовки гребного вала становятся одной сплошной. Возрастающая изгибная жесткость (Ьн/Е1гр, рис. 1) кормового участка валопровода резко сокращает технологические возможности центровки и предопределяет (в связи с устранением несоосностей) большую вероятность переустановки главного двигателя на фундаменте.
При проектировании влияние отмеченных отрицательных явлений может быть снижено полным исключением из дейдвудного устройства носовой дейдвудной опоры или ее заменой на внедейдвудную опору (в виде промежуточного подшипника, устанавливаемого за ахтерпико-вой переборкой).
Преемственность в теории и практике центровки1 обусловливает решение задачи по валопроводам с ОДУ на тех же принципах и положениях, что и в случае конструкций с двухопорными дейдвудными устройствами.
Особенностью расчетной схемы валопровода с ОДУ (рис. 2) является вынужденное формирование кормового технологического участка из одного гребного вала. При сопряжении фланцев гребного вала и примыкающей остальной части валопровода по принципу «бурт-выточка» создается балочная многоопорная статически неопределимая система с шарниром.
1 ОСТ 15.335-85. Валопроводы судовые. Центровка на ремонтируемых судах. Технические требования и типовые технологические процессы.
Рис. 2. Расчетные и технологические участки
Для условий номинального положения валопровода по схеме на рис. 2 методика расчета опорных реакций и изгибающих моментов при соосном положении всех опор сохраняется в объеме ОСТ 15.335-85 и сводится к решению системы уравнений
Ё аг • Яг =А і
І - 1, 2, 3,..., п,
(1)
где а]г - перемещенияу-х опорных сечений от единичных нагрузок на 7-х сечениях; Яг - реакции на опорах 1, 2, 3, ..., п; Ву - коэффициенты, характеризующие перемещения у-х сечений от сил тяжести.
Одновременно, наряду с другими требованиями, в номинальном положении валопровода необходимо обеспечивать нулевой изгибающий момент на фланцах гребного вала. С этой целью сначала рассчитывается изгибающий момент Мк на фланцах гребного вала с реакциями на опорах по (1). В последующем, в соответствии с методикой оптимального нагружения при исследовании изгиба балок на условный экстремум [1], составляется уравнение по обеспечению изгибающего момента тк = -Мк на формируемых шарнирных фланцах за счет дополнительных нагрузок на опорах.
Коэффициенты и правая часть уравнения (по рассматриваемому изгибу валопровода), дополняющего систему уравнений (1), рассчитываются по формулам:
а](п +1) - а(п +1)7
_ (Мн - N) м
N
у -1,2,3,..., п; А і - 0; А(п+^ - т / Ь
(2)
н
где Ын = Ьн /Ь; Ыс = с/Ь; = Ц /Ь , а параметры Ьн, с, Ц и Ь - по схеме на рис. 2.
Система уравнений принимает вид:
°11 • 8Я1 + а12 • 8Я2 + °13 • 8Я3 + ... + а1п • 8Яп + °1(„+1) • ^1 = 0; а21 • 8Я1 + а22 • 8Я2 + а23 • 8Я3 + ... + а2п ' 8Яп + а2(п+1) • ^1 = 0; а31 • 8Я1 + а32 • 8 Я2 + а33 • 8Я3 + ... + а3п • 8Яп + а3(п+1) • ^1 = 0;
(3)
ап1 ' 8Я1 + ап2 ' 8Я2 + ап3 ' 8Я3 + ... + апп ' 8Яп + ап(п+1) ' ^1 _ 0; а(п +1)1 ■ 8Я1 + а(п+1)2 ■ 8Я2 + а(п+1)3 ■ 8Я3 + ... + а(п+1)п ■ 8Яп _ А(п+1).
В условиях же дополнительного изгиба в связи с устранением несоосностей с главным двигателем существующие расчетные методики по центровке нуждаются в значительной корректировке. Расчетная схема валопровода составляется с числом опор на правой (от шарнирных фланцев) ветви, равным п = 4 (рис. 2). Более протяженная ветвь не имеет смысла, поскольку на последующих опорах реакции от несоосностей Ф будут незначительными (рис. 2).
г-1
Для раскрытия статической неопределимости балки с шарниром может быть составлена система уравнений [2]:
ДМд 2' Ьи ' ки + 2ДМоі(Ьи ' ки +К' Ю + ДМі • 11 • К --6^’ф1;
ДМ^і • • К + 2 ДМ (Ь • к + /2 • ^2) + Д^М2 • /2 • ^2 — 0;
ДМ • ^2 • ^2 + 2ДМ2 (Ь • ^2 + /3 • кз) + ДМ3 • /3 • Кз — 0;
(4)
которая при ОМО2 = 0, кн = 1, к = 1Н / 1Ь к2 = 1Н / 12, к3 = 1Н / 13, ОМ3 = 0 и -б^ = -бЕ1Н¥ [2] преобразуется к виду
2ДМО1 • В1 +ДМ1 • /1 • к1 = -бЕ1Н • /гр Ф/Ьн;
ДМ^ • / • к! + 2ДМ1 • В2 + ДМ2 • /2 • к2 = 0;
ДМ1 • /2 • к2 + 2ДМ2 • В3 = 0,
где В1 = (£н + /1к1); В2 = (/1к1 + /2к2); В3 = (/2к2 + /3к3) - вспомогательные коэффициенты.
Из решения (5) изгибающие моменты на опорных сечениях валов равны:
6£/и ф /гр [4^25з -(/2к2)2]
2Хи{В^5з -(/2к2)2] -Бз(їікі)2} ’
(5)
ДМі —
ДМ 2 —-
6ЕІи • Ф гр •Вз/ікі
Ьи {Ві[4В2 Вз - (/2к2)2] - Вз(/ікі)2}’
6ЕІИФ/ гр^ікі)2
2Ьи{Ві[4В2Вз -(/2к2)2] -Вз(/ікі)2}
или в общем виде ДМ{ = ДФ .
С учетом значений ОМ^ по (б) опорные реакции будут определяться по формулам:
(6)
ДР —ДМ^І; Д»
— М - (ДМді -ДМі). м — (ДМді -ДМі) - (ДМі -ДМ 2).
Ь
и
Ь
и
Д»2 —
/і
(ДМі - ДМ2) ДМ.
2
/
/
/і
Д» —■М;
/
/
(7)
или в общем виде Д» — агФ .
Если в качестве главных двигателей используются ГЭД или РЕД, число опор на правой ветви валопровода может быть меньше четырех.
В случае трех опор на правой (от шарнирно-сопряженных фланцев) ветви валопровода формулы (6) и (7) для дополнительных изгибающих моментов и опорных реакций преобразуются к виду (путем исследования при /з^ да и Вз^- да):
і2ЕІи Ф/ -В, 6ЕІи Ф/гр-/ікі
ДМт —--------------------------и-; ДМі —---------------------и-; ДМ — 0;
Ьи[4ВД - (/ікі)2]
Ьи[4ВіВ2 - (/ікі)2]
2
(8)
Д»о2 —ДМдь ^ —-^Мді - (ДМт - ДМ,)
Ь
щ —
и ^и
(ДМді -ДМі) ДМі.
/і
Д»2 —
ДМі
(9)
Для случая двухопорной правой ветви валопровода при аналогичном преобразовании имеем (при /2— да и В2—— да):
6ЕІН Ф-1 т
АМВ1 =-Н---^; АМ1 = 0;
01 2ЬНВ1 1
АКш =АМ°1. АЯ„, = —М. _АММа. АК,»^. (10)
Ьн Ьн 11 11
В качестве примера использование расчетной методики применительно к схеме главной установки т/х пр. 610 «Аксарайский» (рис. 3) приводит к следующим результатам.
Рис. 3. Главная установка т/х «Аксарайский»
При соосном положении опор расчетные параметры (по ОСТ 15.335-85) имеют значения: средние моменты инерции в пролетах - ІН = 0,404 10_4 м4; І1 = І2 = ІР1 = 0,248 10_4 м4; реакции на соосных опорах - Я0т = 7 785 Н, Я0т = 6 550 Н, К10 = 3 160 Н, Я20 = 1 425 Н, Я0Р1 = 1170 Н; изгибающий момент на шарнирных фланцах Мк = -152 Нм; коэффициенты относительной жесткости кН = 1,00, к1 = к2 = к¥1 = 1,649.
Основная система уравнений, описывающая состояние главной установки при соосном положении опор, имеет вид:
14,6432Я1 + 22,2055Я2 + 27,9034ЯМ = А1;
* 22,2055Я1 + 35,5039Я2 + 45,8271ЯМ = А2;
27,9034Я1 + 45,8271Я2 + 60,6648ЯМ = А3,
где цифровые коэффициенты при неизвестных получены согласно схеме на рис. 3.
Для состояния валопровода в условиях обращения момента Мк в нуль дополнительные коэффициенты для уравнений в системе рассчитаны по (2) и составили величины:
а14 = а41 = 0,4686; а24 = а42 = 0,6670; а34 = а43 = 0,8166; Ву = 0; В4 = 24,2724.
Решение системы уравнений по задаче
14,64325Я1 + 22,20555Я2 + 27,90345Я^1 + 0,4686^ = 0;
22,20555Я1 + 35,50395Я2 + 45,82715Я^ + 0,6670^ = 0;
* 27,90345Я1 + 45,82715Я2 + 60,66485Я^1 + 0,8166^ = 0;
0,46865Я1 + 0,66705Я2 + 0,81665Я3 = 24,2724
приводит к следующим значениям дополнительных нагрузок:
_ на регулируемых опорах:
8Я1 = 83 Н; 6Я2 = 40 Н; = _21 Н,
_ на базовых опорах:
6ЯВ2 = 40 Н; 5ЯВ1 = —106 Н.
С их учетом номинальные реакции на опорах равны:
ЯВ2 = 7 825 Н, ЯВ1 = 6 444 Н, Я1 = 3 243 Н, Я2 = 1 429 Н, ЯР1 = 1149 Н.
Дополнительные изгибающие моменты в валах и реакции на опорах в связи с устранением несоосностей рассчитаны по формулам (5)-(7) и оказались равными:
В1 = (4,35 + 3,40 • 1,649) = 9,957; В2 = 1,649(3,40 +1,44) = 7,981;
В3 = 1,649(1,44 +1,085) = 4,164;
АМв1 =-
6 • 0,21 • 109 • 0,404-10_4Ф3,75[4 • 7,981- 4,164—1,442 • 1,6492 ]
2 • 4,35{9,957[4 • 7,981 4,164—1,442 • 1,6492] — 4,164^ 3,402 • 1,6492}
= — 110Х26Ф, Н • м;
АМ1 =
6 • 0,21 • 109 • 0,404 • 10—4Ф3,75 • 4,164^ 3,40 1,649 4,35 {9,957[4 • 7,981 • 4,164 —1,442 • 1,6492] — 4,164^ 3,402 • 1,6492}
= 978,35Ф, Н • м;
АМ2 =-
6 • 0,21 109 • 0,404 10—4 Ф3,75 • 4,164 • 3,402 1,6492
2 • 4,35{9,957[4 • 7,981 4,164 —1,442 1,6492] — 4,164^ 3,402 1,6492}
= —49,76Ф, Н • м;
1107,26Ф тт
АЯп? =--------- ----= —254,54Ф, Н;
02 4,35
(—1107,26 — 978,35)Ф тт
АЯВ1 =—254,54Ф—-----------------—— = 867,95Ф, Н;
3,40
(—978 35Ф — 49 76Ф)
АЯ =— 613,41Ф— ( 978,35Ф 49,76Ф) =—1539 63Ф, н. 1 1,44
АЯ = 926,22Ф —
— 49,76Ф
АЯр1 =
1,085 49,76Ф
= 972,08Ф, Н;
1,085
= -45,86Ф, Н.
Рис. 4. Диапазон устраняемых несоосностей при центровке
При известных допускаемых отклонениях значений номинальных изгибающих моментов и опорных реакций (табл.) диапазон устраняемых изломов на шарнирно-сопряженных фланцах при центровке оказывается в следующих пределах:
-3,44 < Ф < 4,23 мм/м.
Допускаемые отклонения параметров нагружения
Контролируемый параметр Опора валопровода (рис. 3)
D2 D1 1 2 F1
Изгибающие моменты: max[DMj] min[DMj] - 7 0б0 -9 S20 7 0б0 -9 S20 S б95 S 190 -
Реакции: max[DRj] min[DRj] 23 315 —3 Зб5 5 300 -із iso 5 300 -із iso 4 i 15 -14 Зб5 іі 0б0 -б 500
Этому диапазону изломов соответствуют отклонения гребного вала на опоре D2 от своего номинального положения (в связи с износами на опоре D2 и деформацией корпуса судна), (рис. 4) на величины
min fk = /гр • Ф = -3,75 • 3,44 = -12,90 мм; max fk = 1гр Ф = 3,75• 4,23 = 15,86 мм,
что вполне отвечает потребностям в успешном осуществлении центровки главных установок данного типа судна.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Комаров В. В. Оптимизация параметров центровки на основе анализа потенциальной энергии при изгибе валопроводов // Вопросы судостроения. Сер. Судоверфь. Технология и организация производства. - 1985. - Вып. 6. - С. 47-54.
2. Рабинович И. М. Основы строительной механики стержневых систем. - М.: Изд-во лит. по строительству и архитектуре, 1960. - 520 с.
Статья поступила в редакцию 1.09.2008
RESEACH OF THE ALIGNMENT OF SHAFTS
WITH SINGLE-SUPPORT STERN-TUBE ARRANGEMENT
V. V. Komarov
The defects of two-pillar stern-tube arrangements are marked. The advantages of single-support stern-tube arrangement are indicated. The solution of the problems of the alignment of shafting and the main engines is given.
To check the misalignment the formation of hinge conjugated flanges of propeller shaft and countershaft is provided. The parameters of shaft bending are the functions of breakings on hinge flanges. The example of the calculation of parameters of shaft alignment of one of the vessels is given.
Key words: stern-tube arrangement, stern-tube bearings, alignment of shafting, shaft bending, misalignment control.
