CC BY
58
УДК 539.3;621.821.891
В. В. Комаров Астраханский государственный технический университет
СОСТОЯНИЕ УКЛАДКИ ГРЕБНЫХ ВАЛОВ НА ДЕЙДВУДНЫ1Х ОПОРАХ
Актуальность исследований, связанных с укладкой гребных валов на дейдвудных опорах, обусловлена проблемой работоспособности и надежности гребных устройств на судах [1-4].
При проектировании валопроводов и технологических процессов центровки протяженные опоры на расчетных схемах заменяются на точечные. Из-за неравномерного распределения сил тяжести в пролетах и между пролетами, значительной консольной нагрузки от массы гребного винта и др., положение точечных опор по длине дейдвудных втулок (особенно кормовой) является неопределенным. Рекомендации в РД 5.4307-79 и ОСТ 5.4368-81 на этот счет достаточного обоснования не имеют. Расчетные значения опорных реакций и изгибающих моментов могут иметь существенные погрешности, что непосредственно отражается на качестве всех работ. Как следствие, дейдвудные устройства многих судов имеют низкий уровень технологичности конструкций. Завышенная протяженность дейдвудных втулок (равных по Правилам Российского морского Регистра судоходства / = (2,5-4^)^) усложняет конструкцию гребных устройств, неблагоприятно влияет на условия их эксплуатации, снижает технологическую гибкость гребного вала (необходимую при центровке), приводит к излишним затратам времени и труда при ремонте.
Полное или частичное устранение отмеченных недостатков возможно на базе более объективных данных по таким показателям укладки гребного вала на дейдвудных опорах, как длина и площадь их сопряжения, величины распределенных реактивных нагрузок по площади опирания.
Из анализа следует, что для решения рассматриваемой задачи могут быть использованы приемы по оптимизации нагружения судовых вало-проводов, применяемые для целей центровки [5] и являющиеся основой расчетных методик центровки в ОСТ 15.335-85.
Как показывает анализ, наибольшее влияние на состояние укладки гребного вала на кормовой дейдвудной втулке оказывают длины дейдвуд-ного и смежного с ним промежуточного пролетов /э и 1(р-1) (рис. 1), весовые нагрузки на них Qг), жесткостные характеристики валов Е1г, сила тяжести гребного винта и устройств, навешиваемых в пролетах. В зависимости от величин указанных показателей и соотношения их между собой по пролетам форма упругой оси гребного вала на длине дейдвудного пролета может быть вогнутой или выпуклой. Соответственно, и опирание вала на кормовой дейдвудной втулке будет распространяться на всю конструктивную длину или только на ее часть (рис. 1).
Рис. 1. Состояние укладки гребного вала на кормовой дейдвудной втулке
С учетом отмеченных обстоятельств расчетная схема валопровода принята в виде неразрезной статически неопределимой балки. Опоры В2 и В1 на ней являются базовыми (рис. 2), а остальные, включая и дейдвуд-ные, - свободными, т. е. перемещаемыми в вертикальной плоскости.
Рис. 2. Валопровод на штатных и элементарных опорах
Кормовая дейдвудная втулка (при необходимости и носовая) разбивается на ряд независимых друг от друга элементарных участков (длиной каждый 8/ » 25-75 мм). На расчетной схеме они заменяются точечными опорами, располагаемыми посередине длины 8/.
Весь валопровод, таким образом, опирается на базовые Б2 и В1 и свободные (штатные от 1 до (р - 1) и элементарные от р до п) опоры. Штатные опоры (базовые В2 и В1 и промежуточные 1, 2, 3, ..., (р - 1)) принимаются на жестком основании, а элементарные опорыр, (р + 1), (р + 2), ..., п - на упругом основании с податливостью, устанавливаемой в зависимости от механических характеристик антифрикционного материала.
а ]г = 10
Состояние такой балки описывается системой уравнений [5]:
П
£а]г • Яг = Л}, ] = 1, 2, 3, ...,р, (р + 1), ..., (п - 1), п, (1)
1=1
где Яг - реакции на свободных [1, 2, 3, ., р, (р + 1), ., п] опорах; Л - вертикальные перемещения опорных сечений (рис. 2), рассчитываемые по формулам в ОСТ 15.335-85; а - вертикальные перемещения]-х опорных сечений под влиянием единичной нагрузки (Яг = 1) на г-м сечении.
Коэффициенты а в уравнениях (1) рассчитываются по формуле
"(4ЫнNN + 6Ы2Ыг - 2Ы3) +
+ 2(к -1)(Ы} - Ы1)2 (3Ыг - 2N - Ы}) +
+ 12Е1Х А / Ь
] = 1, 2, 3, ..., р, (р +1), ..., п ; г = 1, 2, 3, ..., р, (р +1), ..., п,
где Ын = Ьн / Ь ; Ы}- = Ь] / Ь ; N = Ьг / Ь - относительные координаты положения опор при линейных координатах по схеме на рис. 2; к = I / 12 - коэффициент относительной жесткости при средних значениях моментов инерции сечений валов на участках (Ьн + Ь^ и (ЬП - Ь^; Е - модуль упругости материала валов; А - коэффициент, характеризующий податливость антифрикционного материала элементарных опор (для баббита А = 0,2 10-8 м/Н; для ка-
пролона А = 0,4 • 10-8 м/Н; для резины А = 0,6 • 10-8 м/Н).
Учет податливостей опорных оснований в (2) предусматривается введением корректирующих слагаемых с коэффициентом А в уравнения системы (1) для аг, находящихся на главной диагонали, т. е. при ] = г > р. Для остальных а коэффициент податливости А = 0.
Реакции Яг на свободных опорах определяются решением системы уравнений (1).
Для валопроводов с соотношением длин пролетов 1д < 1(р-1) и весовых нагрузок Q(р-1) » Qв (рис. 1, 2) и Qв - сила тяжести соответст-
венно механизма изменения шага (МИШ) и гребного винта) характерно возникновение на части элементарных опор (] = р, (р + 1), (р + 2) и т. д.) отрицательных реакций. При наличии между валом и элементарными опорами только кинематической связи это будет свидетельствовать об отрыве вала и обусловливает корректировку расчетной схемы (рис. 2) и системы уравнений (1). Корректировка заключается в последовательном исключении из расчетной схемы опор ] = р, (р + 1), (р + 2) и т. д. с отрицательными реакциями и вычеркивании соответствующих строк и столбцов из (1).
Расчетные циклы для системы (1) должны повторяться до получения на элементарных опорах только положительных реакций.
Для валопроводов с соотношением длин пролетов /д > /(р-1) и при отсутствии значительных (соизмеримых с Qв) масс в пролете /(р-1) содержание расчетной методики для опорных реакций сохраняется неизменным. При жесткостных характеристиках Е11 на длине Ьн и Е12 на длине Ьп (рис. 2) изменения касаются только расчетных формул для ар и правых частей Д(Ь) в условиях нагрузок на длине участка Ь. Указанные параметры должны рассчитываться по формулам:
ар = 10[(4ДнNN + бкЩд, - 2кЫ) ) + 12Е/1А / Ь } р = 1, 2, 3, ..., р, (р +1), ..., п; , = 1, 2, 3, ..., р, (р +1), ..., п ;
(3)
Д,) = 10[(4 NN + бки]) х
п+1 т
п+1 т
х ЕЕ в к, - ЕЕ в +2к ЕЕ в( )3]
] = 1 і=1 ] =1 і=1 , = 1 і=1
(4)
при р = 1, 2, 3, ..., р, (р + 1), ..., п, где все обозначения - по расшифровке к (2) и по схеме на рис. 2.
Совокупность элементарных опор с положительной загрузкой определяет длину опирания вала на кормовой дейдвудной втулке (рис. 3)
і = т • 8/
(5)
где т = [п - (к - 1)] - число элементарных опор с положительной загрузкой; к - порядковый номер элементарной опоры, с которой начинается положительная загрузка; 8/ - длина элементарной опоры (рис. 3).
Рис. 3. Состояние укладки вала на кормовой дейдвудной опоре
При известных значениях реакций Яг на элементарных опорах могут быть определены погонные (распределенные) нагрузки ql по длине каждой элементарной опоры:
дг = Я / 5/.
(6)
Общая эпюра реактивных давлений по длине опирания показана на рис. 3, а равнодействующая реакций равна
я = £ Я, .
(7)
,=к
Площадь эпюры опорных реакций Я, на элементарных опорах и статический момент относительно кормового торца кормовой дейдвудной втулки могут быть рассчитаны согласно схеме на рис. 3 по формулам
р = X я,,
(8)
і=к
£ = 5/X Я [п - (і - 0,5)].
(9)
і=к
С учетом формул (8) и (9) положение равнодействующей К всех К1 (и эквивалентной точечной опоры) по длине втулки будет определяться координатой (рис. 3)
1цт = 5 / ^. (10)
Структура расчетной методики и объем вычислений обусловливают применение специальной программы на ЭВМ.
С целью проверки изложенной методики были определены параметры укладки гребного вала валопровода СТР пр. 503 «Альпинист» (рис. 4) и валопровода ЖМЗ пр. 1375 «Днепр» (рис. 5).
Рис. 4. Валопровод СТР пр. 503 «Альпинист»
Рис. 5. Двигательно-движительная установка ЖМЗ пр. 1375 «Днепр»
Численные значения длин дейдвудного и кормового промежуточного пролетов, сил тяжести гребных винтов и МИШ приведены в табл. 1.
Таблица 1
Пролеты и силы тяжести узлов валопроводов
Длина п| ролета, м Сила тяжести, Н
Тип судна 1д 1(>+1) гребного винта МИШ
СТР пр. 503 3,96 4,03 17 100 15 300
ЖМЗ пр. 1375 4,10 2,315 7 740 -
Расчетные схемы валопроводов с разделением протяженных
кормовых деидвудных втулок на соответствующее число элементарных опор показаны на рис. 6 и 7.
Рис. 6. Положение штатных и элементарных опор валопровода
Коэффициенты а и правые части А, уравнений системы (1) согласно формулам (2)-(4) и в ОСТ 15.335-85 были рассчитаны по специальной программе на ЭВМ. По этой же программе были рассчитаны и реакции на сооснорасположенных опорах от сил тяжести всех валов и навешенных деталей.
Рис. 7. Положение опор валопровода на ЖМЗ пр. 1375
По схеме для валопровода СТР пр. 503 (рис. 6), ввиду отрицательных значений реакций на части элементарных опор (начиная с 4-й), расчет носил цикловый характер. На каждом из расчетных циклов (всего их потребовалось пятнадцать) система уравнений (1) последовательно корректировалась путем вычеркивания строк и столбцов для соответствующих элементарных опор с отрицательными значениями реакций (4-й, 5-й, 6-й и т. д. по 18-ю включительно). Конечные значения реакций по результатам циклового решения уравнений (1) приведены в табл. 2. Эпюра опорных нагрузок, построенная по данным табл. 2, показана на рис. 8. На эпюре показаны также распределенные по длине и удельные по площади опирания нагрузки.
Рис. 8. Параметры опирания гребного вала на кормовой дейдвудной втулке
Таблица 2
Реакции на штатных и элементарных опорах
Значения реакций на опорах, Н
Я02 = 2 1 550 Ят = 1 460 Я! = 8 500 Я2 = 23 490 Я3 = 22 970 Я19 = 205 Я20 = 1 540 Я21 = 2 930 Я22 = 4 390 Я23 = 5 975 Я24 = 7 660 Я25 = 9 435
Число элементарных опор с положительной загрузкой составило т = 7, длина опирания по формуле (5) - /оп = 0,35 м, координата положения равнодействующей (и точечной опоры для нее) по формуле (10) составила /цт = /с = 0,110 м.
Распределение опорных нагрузок по длине /оп имеет параболическую зависимость, а сама длина /оп = 0,35 м оказалась меньше конструктивной длины втулки /к = 1,22 м в 3,5 раза.
По схеме для валопровода ЖМЗ пр. 1375 (см. рис. 7) потребовался всего один расчетный цикл, поскольку отрицательных реакций на элементарных опорах в указанной зоне расчетом выявлено не было, т. е. прилегание гребного вала на кормовой дейдвудной втулке с кормовой ее стороны (опоры 1, 2, 3...) обеспечивалось. Значения реакций из решения системы уравнений (1) приведены в табл. 3, а эпюра опорных нагрузок показана на рис. 9.
Таблица 3
Реакции на штатных и элементарных опорах
Значения реакций, Н
Я02 = 8 540 Я5 = 369 Я11 = -226 Я17 = 832
Я01 = 7 220 Я6 = 161 Я12 = -170 Я18 = 1 187
Я1 = 1 631 Я7 = -3 Я13 = -69 Я19 = 1 596
Я2 = 1 253 Я8 =-125 Я14 = 81 Я20 = 2 057
Я3 = 916 Я9 =-203 Я15 = 281 Я21 = 2 571
Я4 = 622 Я10 = -238 Я16 = 530 Я22 = 3 134
Рис. 9. Параметры опирания гребного вала на кормовой дейдвудной втулке валопровода ЖМЗ пр. 1375
Число элементарных опор, оказавшихся в зоне контакта вала со втулкой, составило m = 22, а длина опирания распространялась на всю конструктивную длину /оп = 1к = 0,88 м.
Отличительной особенностью укладки вала явилось его кромочное опирание на обоих концах втулки. В средней части втулки положение вала можно считать неустойчивым из-за отрицательных реакций на опорах с 7-й по 13-ю (табл. 3, рис. 9).
Расчеты показывают, что при укороченной втулке (/кор = 0,48 м вместо 1к = 1,22 м) распределение нагрузок по длине становится более благоприятным, поскольку не содержит отрицательных реакций, а пиковая их величина составляет R22 = 2 073 H вместо прежней R22 = 3 134 H (рис. 9).
В совокупности с другими факторами (улучшение условий смазки ввиду меньших перекосов вала во втулке, сокращение расходов на изготовление и ремонт дейдвудных втулок и гребного вала, меньших износов от снижения опорных нагрузок и др.) указанные меры позволяют надеяться на повышение уровня эксплуатационной надежности гребного устройства и валопровода в целом.
Изложенная математическая модель укладки гребного вала на дейд-вудных опорах позволяет выполнять оценку технического состояния гребных устройств и создает все необходимые условия по решению задач, связанных с совершенствованием их конструкций на строящихся и ремонтируемых судах.
СПИСОК ЛИТЕРА ТУРЫ
1. Моделирование на ЭВМ процесса эксплуатации опор гребных валов / В. Ф. Бабанин, М. Б. Рубин, А. В. Николаев, М. В. Шулькин // Судостроение. -1986. - № 11. - С. 36-38.
2. Кельзон А. С., Январев Н. В., Мурамович В. Г. Оптимизация укладки судовых валопроводов // Судостроение. - 1993. - № 5-6. - С. 15-16.
3. Николаев А. В. Некоторые численные методы расчета вала на протяженных опорах // Указатель. Депонир. науч. работы. - М.: ВИНИТИ, 1988. - № 4572-1388. Деп. - 44 с.
4. Рубин М. Б., Бахарева В. Е. Подшипники в судовой технике: Справ. - Л.: Судостроение. - 1987. - 344 с.
5. Комаров В. В. Оптимизация параметров центровки на основе анализа потенциальной энергии при изгибе валопроводов // Вопросы судостроения. Сер. Судоверфь. Технология и организация производства. Вып. 5. - Л.: ЦНИИ «Румб», 1985. - С. 47-54.
Получено 29.12.05
THE CONDITION OF PROPELLER SHAFTS PLACING ON STERN-TUBE SUPPORTS
V. V. Komarov
The material concerning the parameters of a propeller shaft placing on stern-tube supports is set out in the work. The opportunity of parameters estimation of placing on the basis of optimization methods is considered there. The opportunity of creation a mathematical model of placing is shown there. The results of calculation of parameters of a shaft placing for two types of vessels are given.
