CC BY-NC
31
DOI: 10.24937/2542-2324-2020-2-392-24-35 УДК [629.5.035.5:532.51]:629.561.5
Г.И. Каневский1, А.М. Клубничкин1, А.Л. Попов2, К.Е. Сазонов1, 3
1 ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург, Россия
2 ПАО «Выборгский судостроительный завод», Санкт-Петербург, Россия
3 ФГБОУ ВО «Санкт-Петербургский государственный морской технический университет», Россия
ВЛИЯНИЕ МАСШТАБНОГО ЭФФЕКТА
НА ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ ЛЕДОКОЛОВ И ЛЕДОВЫХ ТРАНСПОРТНЫХ СУДОВ
Объект и цель научной работы. Объектом исследования является проявление масштабного эффекта на гребных винтах современных ледоколов и судов ледового плавания. Цель исследования - изучение влияния шероховатости лопастей гребных винтов на их гидродинамические характеристики.
Материалы и методы исследования. Рассмотрено влияние шероховатости лопастей гребных винтов на их гидродинамические характеристики. Материалами послужили данные модельных экспериментов, а также рекомендации Международной конференции опытовых бассейнов по учету масштабного эффекта.
Основные результаты. Получена рекомендация о необходимости сравнения эффективности гребных винтов не по данным модельных испытаний, а после пересчета на натурные условия с учетом проявления масштабного эффекта. Показано, что переход от одного класса изготовления гребных винтов к другому приводит к потере примерно одного процента эффективности.
Заключение. Показано, что морские суда в любых условиях эксплуатации демонстрируют увеличение эффективности гребного винта по сравнению с данными модельного эксперимента по оценкам, выполненным по методике учета влияния масштабного эффекта МКОБ 78. Приведенные в работе результаты свидетельствуют о весьма заметном влиянии шероховатости на гидродинамические характеристики натурных гребных винтов. Ключевые слова: гребной винт, масштабный эффект, шероховатость, ледокол. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
DOI: 10.24937/2542-2324-2020-2-392-24-35 UDC [629.5.035.5:532.51]:629.561.5
G. Kanevsky1, A. Klubnichkin1, A. Popov2, K. Sazonov1, 3
1 Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia
2 Vyborg Shipyard, St. Petersburg, Russia
3 St. Petersburg State Marine Technical University, Russia
SCALE EFFECTS IN PROPELLER HYDRODYNAMICS OF ICEBREAKERS AND ICE-GOING CARGO CARRIERS
Object and purpose of research. This paper is an investigation of scale effects on propellers of modern icebreakers and ice-going ships. The purpose of this study was to investigate blade roughness effect upon propeller hydrodynamics. Materials and methods. This study is an attempt of theoretical investigation for blade roughness effect upon propeller hydrodynamics. The study is based on model test data as well as on ITTC Recommendations on scaling effects. Main results. This paper points out that propeller efficiency comparisons must be based not on model scale data but on extrapolated full-scale results taking scale effects into account. The study shows that transition from one propeller manufacturing class to another brings about ~1% loss in efficiency.
Conclusion. The study has shown that actual propeller efficiencies of sea-going ships, in whatever operational conditions, are greater than their respective model test estimates obtained as per the ITTC 78 scaling procedure. The findings of this study also highlight quite a considerable roughness effect upon hydrodynamics of full-scale propellers. Keywords: propeller, scale effect, roughness, icebreaker. Authors declare lack of the possible conflicts of interests.
Для цитирования: Каневский Г.И., Клубничкин А.М., Попов А. Л., Сазонов К.Е. Влияние масштабного эффекта на гидродинамические характеристики гребных винтов ледоколов и ледовых транспортных судов. Труды Крыловского государственного научного центра. 2020; 2(392): 24-35.
For citations: Kanevsky G., Klubnichkin A., Popov A., Sazonov K. Scale effects in propeller hydrodynamics of icebreakers and ice-going cargo carriers. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2020; 2(392): 24-35 (in Russian).
Введение
Introduction
При проведении модельных испытаний движителей в свободной воде или за корпусом модели в опытовых бассейнах [1] используются гидродинамически гладкие гребные винты. Это означает, что шероховатость поверхности лопастей движителей такова, что она не оказывает никакого влияния на гидродинамические характеристики. Обычно испытания гребных винтов в свободной воде выполняются при значениях числа Рейнольдса, лежащих в диапазоне Rn = 2 105 - 2 106. В натурных условиях лопасти гребных винтов всегда являются шероховатыми, а значения числа Рейнольдса движителя находятся в пределах Rn = 107 - 108. Влияние изменения числа Рейнольдса и состояния поверхности лопастей на гидродинамические характеристики движителя при переходе от модельных условий к натурным принято связывать с проявлением масштабного эффекта.
При указанном выше изменении числа Рей-нольдса коэффициент трения эквивалентной плоской пластины CF0 изменяется примерно в два раза:
CF0M = 2CF0S ,
где C,
2R
-fr .
pV2S'
к учету масштабного эффекта при прогнозировании гидродинамических характеристик КТо (коэффициент упора) и Кдо (коэффициент момента) движителей по результатам испытаний в открытой воде.
KToS - KToM AKt,
KQoS - KQoM AKQ ,
(2)
P c7 c7
где AKT = - ACD 0,3——, AKn = ACD 0,25 — , (3)
i D ' D D Q D
Здесь P/D - шаговое отношение гребного винта; с - длина хорды профиля сечения лопасти на относительном радиусе r/R = 0,75; R - радиус гребного винта.
Разница между коэффициентами сопротивления профилей, расположенных на относительном радиусе r/R = 0,75, задается выражением
AC - C _ C
где Cdm - 21 1 + 2
0,044 _ 5
(Rnc0 )6 (Rnc0 )3
(1)
Rfr - сила трения; S - характерная
CDs - 21 1+2
\_2,5
1,89 + 1,62log-
(4)
(5)
(6)
p 0
площадь; р - плотность воды.
Несмотря на то, что изучению масштабного эффекта движителей посвящено большое количество публикаций [2-10], этот вопрос остается актуальным и в настоящее время. В первую очередь это обстоятельство связано с постоянно происходящим совершенствованием технологий изготовления гребных винтов, которое приводит к изменению параметров шероховатости натурных движителей.
Методика Международной конференции опытовых бассейнов
ITTC Procedure
В 1978 г. Пропульсивным комитетом Международной конференции опытовых бассейнов (МКОБ) были разработаны рекомендации по учету масштабного эффекта при прогнозировании ходовых качеств одновальных судов по результатам модельных испытаний. Эти рекомендации с небольшими изменениями используются до сих пор [11, 12]. Ниже приводятся расчетные формулы, относящиеся
В этих формулах t - максимальная толщина профиля лопасти на относительном радиусе 0,75; кр = 30 10-6 м - принятая шероховатость натурных лопастей; Rnc0 - число Рейнольдса, при котором проводились испытания гребного винта в «свободной воде» (не должно быть меньше 2-105),
V
V
Rnc0 -—, V - Vot Î1 +
Г \2
' 0,75п ö
J.
(7)
o 0
Анализируя формулу (5), можно отметить, что величина коэффициента сопротивления Cdm определяется произведением трех сомножителей. Первый сомножитель в этой формуле отражает наличие двух поверхностей сечения лопасти, располагаемого при r/R = 0,75. Второй сомножитель учитывает телесность сечения лопасти, располагаемого на том же относительном радиусе. Третий сомножитель определяет коэффициент сопротивления трения плоской пластины CFoM. На рис. 1 представлена зависимость величины коэффициента сопротивления трения плоской пластины CFoM от числа Рейнольдса Rnc, рассчитанная по формуле (5). Здесь же
lgRn Rn 108
- модельные условия согласно метода МКОБ78,
с учетом наличия ламинарной зоны течения
----CFo = 0,044/(Rn)1/6
Рис. 1. Зависимость коэффициента сопротивления трения плоской пластины от числа Рейнольдса
Fig. 1. Friction resistance coefficient of flat plate vs Reynolds number
приведена зависимость коэффициента трения при чисто турбулентном обтекании пластины:
CFo =
0,044
Rn
1/6
(8)
C
FoS^ 1,89 +1,62 log-—
kp
(9)
Рейнольдса (здесь h - высотный размер шероховатости). Можно также отметить, что соотношение (9) совпадает с формулой для песочной шероховатости, приведенной, например, в [5] при h = kp.
Техническая шероховатость
Technical roughness
В технических приложениях для поверхностей, получаемых после механической обработки, высотный размер шероховатости h определяется согласно ГОСТ [13]. В соответствии с материалами этого ГОСТ одним из высотных размеров шероховатости h является параметр Ra, определяемый соотношением
Ra = - J]y|dx, l l
(10)
где у - профиль шероховатости, отсчитываемый от его средней линии на некоторой длине I, зависящей от Ra.
Реальная шероховатость натурных лопастей гребных винтов зависит от технологии их изготовления и последующей обработки. Гидродинамическое проявление такой шероховатости не является автомодельным, поэтому коэффициент сопротивления трения поверхности лопасти зависит от числа Рейнольдса:
Первое слагаемое в рассматриваемом сомножителе соответствует турбулентной зоне течения в пограничном слое профиля сечения лопасти. Второе слагаемое - это поправка, учитывающая наличие протяженной зоны смешанного ламинарно-турбулентного течения при обтекании в модельных условиях сечения лопасти, располагаемого при r/R = 0,75.
Рассматривая представленное в формуле (6) соотношение для величины сопротивления сечения лопасти, располагаемого при r/R = 0,75 в натурных условиях, можно отметить, что в нем принято чисто турбулентное течение в пограничном слое сечения лопасти. Кроме того, считается, что поверхности лопасти в натурных условиях покрыты песочной шероховатостью с размером зерна kp = 30 10-6 м. Принятое в (6) соотношение для определения коэффициента сопротивления трения
CFoS = f I Rn
Ra
(11)
соответствует автомодельному проявлению шероховатости, т.е. CFoS = _/^/с), и не зависит от числа
Изготовление гребных винтов осуществляется в соответствии с требованиями государственных стандартов, которые содержат значения допусков и величину шероховатости [14, 15]. В зарубежной практике действует международный стандарт [16]. На чертежах изделий указывается величина Ra на данном участке поверхности. Шероховатость поверхности лопастей гребных винтов после их обработки является анизотропной. Указанная шероховатость образована рисками шлифования.
С точки зрения гидродинамики, риски шлифования могут по-разному влиять на величину напряжения трения. Обтекание вдоль рисок шлифования не приводит к увеличению напряжения трения. В ряде случаев может наблюдаться некоторое уменьшение напряжения трения [17]. Обтекание поперек рисок шлифования приводит к заметному росту величины сопротивления трения воды о поверхность лопасти гребного винта. Режим обтекания поверхности с рисками шлифова-
ния, расположенными поперек потока, не является автомодельным. В этом случае коэффициент трения пластины зависит от числа Рейнольдса. На практике иногда реализуется вариант хаотичного расположения рисок шлифования. В этом случае рост величины сопротивления трения пластины за счет шероховатости несколько ниже, чем при поперечном обтекании рисок.
Влияние песочной шероховатости
и гидродинамически гладкой
поверхности
Sand roughness vs hydrodynamically smooth surface
Для выполнения исследований выбраны четыре судна: газовоз, эксплуатируемый на чистой воде, танкер, ледовый газовоз и ледокол. В табл. 1 приведены некоторые характеристики гребных винтов выбранных судов. Анализируя эти данные, можно отметить, что диаметр гребных винтов выбранных судов составляет 6-7 м. Кроме того, можно
Таблица 1. Характеристики гребных винтов Table 1. Propeller characteristics
заметить существенную разницу между с/Ю различных судов.
С использованием метода МКОБ-78 проведен пересчет результатов модельных испытаний гребных винтов выбранных судов на натурные условия. Для выполнения этой оценки величина коэффициента сопротивления эквивалентного профиля в натурных условиях определялась по формуле (5). Полученные результаты представлены в табл. 2 и на рис. 2.
Анализируя данные, представленные в таблице, можно отметить увеличение эффективности гребного винта по сравнению с данными модельного эксперимента для всех рассмотренных судов в любых условиях эксплуатации. Это наблюдение позволяет сделать парадоксальный вывод о том, что сравнивать эффективность различных гребных винтов нужно после пересчета результатов их модельных испытаний на натурные условия. Необходимо подчеркнуть, что сформулированный выше результат основан на предположении о корректности применения метода МКОБ-78.
Тип судна Газовоз Танкер Ледовый газовоз Ледокол
Диаметр, Ю, м 7,2 6,5 6,0 6,2
Диаметр модели, Ю, м 0,20 0,20 0,20 0,18
Масштаб 36 32,5 30 34,44
Число лопастей, 1 4 4 4 4
Частота вращения, п, 1/с 1,712 2,033 2,505 2,711
Частота вращения модели, п, 1/с 25 25 25 22
Кинематический коэффициент вязкости м2/с 1,18710-6 1,053 10-6 1Д8710-6 1,18710-6
Кинематический коэффициент вязкости для модели, м2/с 1,12910-6 1,16-10-6 1,051 ■ 10-6 1,0610-6
Длина хорды на относительном радиусе 0,75, м 2,043 2,59 2,39 3,437
Толщина лопасти на относительном радиусе 0,75, м 0,091 0,077 0,113 0,151
Относительная длина хорды на сЮ относительно радиуса 0,75 0,284 0,398 0,398 0,5544
Относительная толщина лопасти Г/с на относительном радиусе 0,75 0,0446 0,0298 0,0471 0,0439
Дисковое отношение 0,52 0,713 0,593 0,772
Шаговое отношение 0,88 0,658 0,888 0,800
на относительном радиусе 0,75
Таблица 2. Гидродинамические характеристики гребных винтов Table 2. Hydrodynamic characteristics of propellers
Тип судна Газовоз Танкер Ледовый газовоз Ледокол
чистая вода канал за ледоколом чистая вода ледовое поле
Поступь, /0 0,55 0,4 0,7 0,4 0,6 0,2
Эффективность в модельных условиях 0,594 0,503 0,64 0,464 0,546 0,249
Эффективность по методу МКОБ 0,605 0,52 0,669 0,474 0,597 0,258
Эффективность для гидродинамически гладких лопастей 0,623 0,548 0,731 0,494 0,678 0,271
Увеличение эффективности по методу МКОБ, % 1,85 3,38 4,53 2,16 9,34 3,61
Увеличение эффективных для гидродинамически гладких лопастей, % 4,88 8,94 14,22 6,47 24,18 8,84
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 J0
в)
Km, 10Kq0, "По 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10
------
По„-- ■N^v,
.<1 .лг
5sesptt
10K Q0
k t 0 1
0
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 J0
0 0,1
KT0, 10KQ0, По 0,70
0,2 0,3 0,4
0,5
0,6 0,7 J0
г)
0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10
0
По .«к»*"" v / ч
у у ' s .'V ч v ч x n \ s
/ / лу
10K :Q0
KT0 1
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 J0
—*— модельные условия
- - — натурные условия и песочная шероховатость Kp = 30 мкм —*— натурные условия, лопасти гидродинамически гладкие
Рис. 2. Гидродинамические характеристики гребных винтов: а) газовоз; б) танкер «Победа»; в) ледовый газовоз; г) ледокол
Fig. 2. Hydrodynamic parameters of propellers: а) an LNG carrier; b) Pobeda tanker; c) ice-going LNG carrier; d) icebreaker
Последняя строка табл. 2 показывает возможное повышение эффективности гребных винтов в случае, если бы поверхность их лопастей была гидродинамически гладкой. Полученные результаты позволяют рассматривать развитие технологий снижения шероховатости поверхностей лопастей гребных винтов как перспективный путь выполнения требований к энергоэффективности транспортных судов, установленных Международной морской организацией [18, 19].
Наибольший эффект при выполнении расчетов был получен применительно к гребным винтам ледокола в режиме движения на чистой воде - 9,34 %. Столь высокая величина прироста эффективности объясняется влиянием двух факторов:
■ большая величина ширины лопасти с на характерном радиусе 0,75;
■ большая величина рабочей поступи J, соответствующей максимальному значению эффективности (рис. 2г).
Для условий движения ледокола в ледяном поле эффект заметно снижается, хотя и остается довольно значимым. Этот результат является достаточно важным, т.к. влияет на расход топлива при движении ледокола в ледовых условиях. Исследования эффективности гребных винтов ледоколов необходимо продолжать. Большой интерес представляет определение реального уровня шероховатости лопастей винтов, взаимодействующих со льдом. Можно предположить, что в процессе взаимодействия движителя ледокола с притоплен-ными льдинами (фрезерование, удары, отбрасывание) может происходить снижение шероховатости лопастей (эффект самополировки). Этот эффект способен привести к повышению эффективности работы движителей.
Представленные результаты свидетельствуют о весьма заметном влиянии шероховатости на гидродинамические характеристики натурных гребных винтов.
Влияние различных технологических факторов
Effect of various technological factors
При достройке судна может возникать разность электрических потенциалов гребного винта и корпуса, которая обуславливает наличие тока; при этом на поверхности лопастей образуется катодный осадок - серо-желтый налет. Шероховатость, созданная наличием катодного осадка, напоминает поверхность шкурки с корундовой крошкой малого
размера. Измерения показывают, что параметр Яа для поверхности, покрытой катодным осадком, составляет примерно 3 10-6 м [8]. Гидродинамическое проявление такой шероховатости является весьма значительным.
По имеющейся информации, перед спуском судна на воду ряд судостроительных фирм покрывает лопасти гребных винтов краской, которая препятствует образованию катодного налета. Эта краска легко смывается при движении судна в район проведения ходовых испытаний. Таким образом, во время проведения ходовых испытаний поверхность лопастей соответствует состоянию нового, только что изготовленного гребного винта. Весьма интересным представляется решение вопроса об определении эффективности применения такого технологического приема - ему посвящено содержание данного раздела.
Профиль продольной составляющей скорости в турбулентном пограничном слое и может быть записан в виде [3, 5]:
u 1 yuT ( Ra -u„ — = — ln^—L + B
п h У
+—I 1 - cos n— к è s
(12)
где ит = —- - динамическая скорость; х„ - каса-
V Р
тельное напряжение на твердой стенке; к = 0,4 -константа турбулентности; у - ордината, перпендикулярная твердой стенке; В \Яа Ыт 1 - функция
шероховатости;
Ra ■ u-
V
- число Рейнольдса шеро-
ховатости; П - параметр Коулса; 5 - толщина пограничного слоя.
В соответствии с рекомендациями работы [8] функция шероховатости может быть записана в виде
B l^L в0 - iln
1 + C1
Ra ■u.
+C
Ra ■u.
exp I -C3
Ra ■ uT
(13)
где В0 = 5,2 - константа турбулентности; С1, С2, С3 - коэффициенты функции шероховатости.
Каждая технология создания поверхности лопастей гребных винтов приводит к индивидуальной геометрии шероховатости. Форма представления функции шероховатости в виде формулы (13) является достаточно универсальной. Для описания гидродинамического проявления каждой геомет-
ux к
CFo
3,5 3,0
2,5 2,0 1,5
10J
Ч.\.
ч ч \\ •ч>. ---------- S, w S. N 4— Ч, 'ч.
Ччч *ч.
ч..
6,8 7,0 7,2 7,4 7,6 7,8 8,0 8,2 lg Rn
С = 0,74, С2 = -1,042, С3 = 1,666.
(14)
Шероховатость, созданная хаотично расположенными рисками шлифования:
С = 0,53, С2 = -0,951, С3 = 1,666.
(15)
С = 6,05, С2 = -6,666, С3 = 1,1,
(16)
С = 1,58, С2 = 0,18, С3 = 1,11.
(17)
Для случая течения в турбулентном пограничном слое плоской пластины с помощью формулы (12), следуя схеме, изложенной в работе [3],
можно записать соотношение для определения параметра Çc:
Rnc = Zc eXP iK
Zc
-2 J exp
Z0
^ 2П œ Ra-u
ZC---B I -
К è V
2П в I Ra-uT к è V
(ZcG - G2) -
(ZG -G2)dZ. (18)
Аналогично можно записать формулу для расчета коэффициента сопротивления трения плоской пластины СРо:
- пластина в данной работе
------- пластина Прандтля - Шлихтинга
-----пластина Хьюза
------ пластина Шульц - Грюнова
Рис. 3. Зависимость коэффициента трения плоской пластины от числа Рейнольдса Шульц - Грюнов
Fig. 3. Friction resistance coefficient of flat plate vs Reynolds number: Schultz-Grunow approach
рии шероховатости оказывается достаточным найти значения коэффициентов С1, С2, С3. Метод определения этих коэффициентов с помощью испытаний шероховатых вращающихся дисков представлен в [6]. В работе [8] приведены значения коэффициентов С1, С2, С3 для ряда видов геометрии шероховатости.
Шероховатость, созданная рисками шлифования, расположенными поперек потока:
СРо = — exp iK
Z - 2П - в |Ra -ит
c К è V
œ г ^ G, - G 1 Zc
(19)
В соотношениях (18) и (19) приняты следующие обозначения:
V
(20)
где V - скорость на границе пограничного слоя, используемая при определении числа Рейнольдса в формуле (7);
G = i(1 + П);
К
G2
Д-(2 + 4,179П + 1,5П2);
(21) (22)
Гидродинамическое проявление песочной шероховатости Никурадзе [5] может быть описано с помощью коэффициентов
С - ^
Ь0 - „ ■
ц
Для турбулентного пограничного слоя на плоской пластине значение параметра Коулса может быть принято равным П = 0,54. Тогда оказывается, что
01 = 3,85, в2 = 29,3379, Со = 7,6202. (23)
С учетом принятых обозначений выражение
Ra ■ ит _ _
-- может быть преобразовано к виду
V
Ra ■ ит
если принять, что кр = 22-Ла.
Гидродинамическое проявление шероховатости, созданной катодным осадком, может быть описано с помощью коэффициентов
1 ~Rnc.
Z c c
(24)
При заданных значениях Rnc, Ra/c и коэффициентов С1, С2, С3 уравнение (18) позволяет определить величину параметра Сс. Уравнение (19) при заданных значениях Rnc и £с позволяет определить величину коэффициента сопротивления трения плоской пластины СРо.
С использованием соотношения (19) было рассчитано значение СРо для гладкой пластины. На
U- =
т
К
Рис. 4. Зависимость коэффициента трения плоской пластины с рисками шлифования, расположенными поперек потока, от числа Рейнольдса и относительной высоты шероховатости
Fig. 4. Friction resistance coefficient of flat plate
with grinding marks (across the flow) vs Reynolds number
and relative roughness height
Рис. 5. Зависимость коэффициента трения плоской пластины с хаотично расположенными рисками шлифования от числа Рейнольдса и относительной высоты шероховатости
Fig. 5. Friction resistance coefficient of flat plate
with grinding marks (arbitrary arrangement) vs Reynolds
number and relative roughness height
рис. 3 значение СРо сопоставлено с величинами, найденными другими авторами. Анализируя эти данные, можно отметить, что пластина, полученная в данной работе, находится между пластинами Прандтля - Шлихтинга (верхняя граница) и Хьюза (нижняя граница) среди результатов других авторов.
Результаты расчетов коэффициента сопротивления трения СРо для шероховатости, созданной рисками шлифования, расположенными поперек потока, представлены на рис. 4 в виде зависимости СРо от величины числа Рейнольдса Япс и относительной высоты шероховатости Яа/с. Видно, что при малых значениях относительной высоты шероховатости Яа/с величина СРо мало отличается от данных для гладкой пластины. При больших значениях относительной высоты шероховатости Яа/с величина СРо становится автомодельной, не зависящей от числа Рейнольдса Япс.
Результаты расчетов коэффициента сопротивления трения СРо для шероховатости, созданной хаотично расположенными рисками шлифования, представлены на рис. 5. Видно, что влияние этого вида шероховатости слабее по сравнению с влиянием рисок поперек потока.
Результаты расчетов коэффициента сопротивления трения СРо для шероховатости, созданной катодным осадком, представлены на рис. 6 в виде зависимости от величины числа Рейнольдса Япс и относительной высоты шероховатости Яа/с.
Влияние данного вида шероховатости отличается от влияния предыдущих. В частности, эта шероховатость увеличивает коэффициент сопротивления трения СРо при малых значениях относительной высоты шероховатости Яа/с уже при малых значениях числа Рейнольдса Япс.
6,6 6,8 7,0 7,2 7,4 7,6 7,8 8,0 8,2
Рис. 6. Зависимость коэффициента трения плоской пластины с шероховатостью, созданной катодным осадком, от числа Рейнольдса и относительной высоты шероховатости
Fig. 6. Friction resistance coefficient of flat plate with cathode-deposited roughness vs Reynolds number and relative roughness height
Согласно стандарту [15] поверхность новых лопастей гребных винтов, изготовленных по классу 5", имеет шероховатость, созданную рисками шлифования с высотным размером Ra = 3 10-6 м. При этом в реальных условиях риски шлифования расположены поперек потока. Для оценки эффективности гребных винтов с такой шероховатостью используется метод МКОБ-78. При этом величина сопротивления эквивалентного профиля в натурных условиях Са5 определяется с помощью соотношения
CDM = 21 1 + 2-
Ra
CPoM (RncS ) + ACPo I RncS —
(25)
В формуле (25) первое слагаемое в квадратных скобках равно третьему сомножителю в формуле (5) при натурном значении числа Рейнольса RncS, второе слагаемое в квадратных скобках определяется по графику рис. 4 с учетом реальных значений числа Рейнольса RncS и параметра Ra/c. Результаты расчета эффективности ряда рассматриваемых в данной работе гребных винтов представлены в табл. 3. Эти значения в дальнейшем используются в качестве базы сравнения. В табл. 3 также приводятся результаты расчетов для случаев с высотными размерами, равными Ra = 6 10-6 м и Ra = 1210-6 м. Для этих условий величина сопротивления эквивалентного профиля в натурных
условиях Са8 определяется с помощью формулы (25). Анализируя данные, приведенные в табл. 3, можно отметить, что переход от одного класса изготовления гребных винтов к другому приводит к потере примерно одного процента эффективности. Исключением является работа ледовых гребных винтов на чистой воде, для которых потери гораздо больше.
При анализе влияния катодного осадка на изменение эффективности гребных винтов используется метод МКОБ-78. При этом величина сопротивления эквивалентного профиля в натурных условиях СП5 определяется с помощью соотношения (25), в котором величина ДСр0 ^п^, Ra/c) определяется с помощью данных, приведенных на рис. 6. Результаты расчета для лопастей, покрытых катодным осадком, приведены в табл. 3. Видно, что воздействие на эффективность катодного осадка примерно эквивалентно рискам шлифования с высотным размером, равным Ra = 6 10-6 м. Кроме того, из данных табл. 3 следует, что новые гребные винты с высотным размером Ra = 3 10-6 м имеют эффективность примерно на 1 % выше, чем гребные винты, покрытые катодным осадком.
Сопоставляя данные, полученные для лопастей, покрытых катодным осадком (табл. 3), с данными полученными для песочной шероховатости с размером зерна кр = 30 10-6 м, можно отметить, что
Таблица 3. Оценка влияния шероховатости лопастей по сравнению с классом S (Ra = 3 мкм) Table 3. Estimate of blade roughness effect in comparison with S class (Ra = 3 |jm)
Ледовый газовоз Ледокол
Тип судна Газовоз Танкер чистая вода канал за ледоколом чистая вода ледовое поле
Поступь, ^ 0,55 0,4 0,7 0,4 0,6 0,2
Эффективность риски шлифования поперек потока ^а = 3 мкм) 0,617 0,539 0,709 0,487 0,649 0,267
Эффективность риски шлифования поперек потока (Класс I, Rа = 6 мкм) 0,613 0,533 0,698 0,483 0,634 0,264
Потеря эффективности, % -0,65 -1,11 -1,55 -0,82 -2,31 -1,12
Эффективность риски шлифования поперек потока (Класс II, Ra = 12 мкм) 0,609 0,527 0,684 0,479 0,616 0,261
Потеря эффективности, % -1,30 -2,22 -3,53 -1,64 -5,08 -2,25
Эффективность катодный осадок ^а = 3 мкм) 0,613 0,533 0,697 0,483 0,632 0,264
Потеря эффективности % -0,65 -1,11 -1,69 -0,82 -2,62 -1,12
воздействие песочной шероховатости значительно сильнее, чем воздействие катодного осадка. Существует экспертное мнение, что величина 3010-6 м в методе МКОБ-78 является корреляционной.
Заключение
Conclusion
По результатам выполненной работы можно отметить следующее.
1. Морские суда в любых условиях эксплуатации демонстрируют увеличение эффективности гребного винта по сравнению с данными модельного эксперимента по оценкам, выполненным согласно методике учета влияния масштабного эффекта МКОБ-78. Наибольший процент увеличения эффективности гребного винта был обнаружен у ледокола в режиме движения на чистой воде - он составил 9,34 %. Столь высокий прирост эффективности объясняется влиянием двух факторов:
■ большая величина ширины лопасти с на характерном радиусе;
■ большая величина рабочей поступи J, соответствующей максимальному значению эффективности.
2. Приведенные в данной работе результаты свидетельствуют о весьма заметном влиянии шероховатости на гидродинамические характеристики натурных гребных винтов.
3. Представляется рациональным сравнивать эффективность различных гребных винтов после пересчета результатов их модельных испытаний на натурные условия.
4. Полученные расчетные результаты показывают, что переход от одного класса изготовления гребных винтов к другому приводит к потере примерно 1 % эффективности.
5. Новые гребные винты с шероховатостью, созданной рисками шлифования, расположенными поперек потока, с высотным размером Ra = 3 10-6 м, имеют эффективность примерно на 1 % выше, чем гребные винты, покрытые катодным осадком.
6. Величина зерна песочной шероховатости kp = 3010-6 м, принятая в методе МКОБ-78, несколько завышена и является корреляционной.
Библиографический список
1. Современные гидродинамические лаборатории / Борусевич В.О., Русецкий А.А., Сазонов К.Е., Со-
ловьев И.А. Санкт-Петербург: Крыловский государственный научный центр, 2019. 316 с.
2. Lerbs H. W. On the effects of scale and roughness on free running propellers // Journ. of the American Society for Naval Engineers. 1951. Vol. 63, № 1. P. 58-94.
3. Ротта И.К. Турбулентный пограничный слой в несжимаемой жидкости. Ленинград: Судостроение, 1967. 231 c.
4. Кацман Ф.М., Пустошный А.Ф., ШтумпфВ.М. Про-пульсивные качества морских судов. Ленинград: Судостроение, 1972. 510 с.
5. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. Москва: Наука, 1974. 711 с.
6. Метод анализа влияния шероховатости на гидродинамические характеристики поверхности корпуса / Дробленков В.В., Каневский Г.И., Штумпф В.М., Ще-редин В.Н. // Вопросы судостроения. Сер.: Проектирование судов. 1977. Вып. 15. С. 56-62.
7. Влияние шероховатости наружной обшивки корпуса на сопротивление транспортных судов / Душина Л.Н., Каневский Г.И., Штумпф В.М., Щере-дин В.Н. // Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. 1981. Вып. 287. С. 53-61.
8. Каневский Г.И., Лобачев М.П. Исследование влияния состояния лопастей гребных винтов на их гидродинамические характеристики // Вопросы судостроения. Сер.: Проектирование судов. 1984. Вып. 41. С. 57-62.
9. Справочник по теории корабля. В 3-х т. / Под ред. Я.И. Войткунского. Ленинград: Судостроение, 1985. Т. 1. 768 с.
10. Пустошный А.В., Сверчков А.В., Шевцов С.П. Влияние шероховатости поверхности гребного винта на его пропульсивные характеристики // Труды Кры-ловского государственного научного центра. 2019. № 4 (390). С. 11-26.
11. ITTC: Recommended Procedures and Guidelines: 7.5-02-03-01.4. 1978 ITTC Performance Prediction Method / Ed. Propulsion Committee of 28th ITTC. [S.l.], 2017. 15 p.
12. Каневский Г.И., Клубничкин А.М., Сазонов К.Е. Прогнозирование характеристик ходкости многоваль-ных судов. Санкт-Петербург: Крыловский государственный научный центр, 2019. 160 с.
13. ГОСТ 2789-73. Шероховатость поверхности. Параметры и характеристики. Москва: Изд-во стандартов, 1990. 10 с.
14. ГОСТ 8054-81. Винты гребные металлические. Общие технические условия. Москва: Изд-во стан-дартов,1999. 10 с.
15. ГОСТ Р 52692-2006. Судостроение. Судовые гребные винты. Допуски на изготовление. Ч. 1. Гребные
винты диаметром более 2,5 м. Москва: Стандарт-информ, 2007. III, 9 с.
16. ГОСТ Р 52693-2006. Судостроение. Судовые гребные винты. Допуски на изготовление. Ч. 2. Гребные винты диаметром от 8,8 до 2,5 м включительно. Москва: Стандартинформ, 2007. III, 10 с.
17. ISO 484-1:2015. Shipbuilding. Ship screw propellers. Manufacturing tolerances. Part 1 : Propellers of diameter greater than 2.5 m. Geneva: ISO, 2015. 13 p.
18. Водопьянов И.С., Никитин Н.П., Чернышенко С.И. Снижения турбулентного сопротивления боковыми колебаниями оребренной поверхности // Известия РАН. Механика жидкости и газа. 2013. № 4. С. 46-56.
19. Пустошный А.В. Проблемы ходкости транспортных судов. Санкт-Петербург: Крыловский государственный научный центр, 2016. 140 с.
20. Сазонов К.Е. Современные проблемы ходкости транспортных судов // Судостроение. 2016. № 2. С. 23-25.
References
1. V. Borusevich, A. Rusetsky, K. Sazonov, I. Solovyev. Modern hydrodynamic laboratories. St. Petersburg: Krylov State Research Centre, 2019. 316 p. (in Russian).
2. Lerbs H. W. On the effects of scale and roughness on free running propellers // Journ. of the American Society for Naval Engineers. 1951. Vol. 63, № 1. P. 58-94.
3. J.C. Rotta. Turbulente Strömungen. Leningrad: Sudo-stroyeniye, 1967. 231 p. (Russian translation).
4. F. Katsman, A. Pustoshny, V. Shtumpf. Propulsion performance of sea-going ships. Leningrad: Sudostroyeniye, 1972. 512 p. (in Russian).
5. H. Schlichting. Boundary Layer Theory. Moscow: Nauka, 1974. 711 p. (Russian translation).
6. V. Droblenkov, G. Kanevsky, V. Shtumpf, V. Scheredin. Analysis method for the roughness effect upon hull hydrodynamics // Voprosy sudostroyeniya (Shipbuilding matters). Ship Design series. 1977. Issue 15. P. 56-62 (in Russian).
7. L. Dushina, G. Kanevsky, V. Shtumpf, V. Scheredin. Effect of skin roughness upon resistance of carrier ships // Transactions of KSRI. 1981. Issue 287. P. 53-61 (in Russian).
8. G. Kanevsky, M. Lobachev. Blade condition implications for propeller hydrodynamics // Voprosy sudostroyeniya (Shipbuilding matters). Ship Design series. 1984. Issue 41. P. 57-62 (in Russian).
9. Ship Theory. Reference book. Under editorship of Ya. Voitkunsky. In 3 vol. Leningrad: Sudostroyeniye, 1985. 768 p. (in Russian).
10. A. Pustoshny, A. Sverchkov, S. Shevtsov. Roughness of propeller blade surface and its implications for pro-
pulsion performance // Transactions of the Krylov State Research Centre. 2019. Vol. 4(390). P. 11-26 (in Russian).
11. ITTC: Recommended Procedures and Guidelines: 7.5-02-03-01.4. 1978 ITTC Performance Prediction Method / Ed. Propulsion Committee of 28th ITTC. [S.l.], 2017. 15 p.
12. G. Kanevsky, A. Klubnichkin, K. Sazonov. Propulsion performance predictions for multi-shafters. St. Petersburg: Krylov State Research Centre, 2019. 160 p. (in Russian).
13. GOST 2789-73. Surface roughness. Parameters and characteristics. Moscow: Publishing House of Standards, 1990. 10 p. (in Russian).
14. GOST 8054-81. Metal propellers. General specifications. Moscow: Publishing House of Standards, 1999. 10 p. (in Russian).
15. GOST R 52692-2006. Shipbuilding. Marine propellers. Manufacturing tolerances. Part 1. Propellers with diameter over 2.5 m. Moscow: Standartinform, 2007. III, 9 p. (in Russian).
16. GOST R 52693-2006. Shipbuilding. Marine propellers. Manufacturing tolerances. Part 2. Propellers with diameter from 0.8 to 2.5 m inclusive. Moscow, Standartinform, 2007. III, 10 p. (in Russian).
17. ISO 484-1:2015. Shipbuilding. Ship screw propellers. Manufacturing tolerances. Part 1: Propellers of diameter greater than 2.5 m. Geneva: ISO, 2015. 13 p.
18. I. Vodopyanov, N. Nikitin, S. Chernyshenko. Turbulent resistance mitigation by means of lateral motions of a ribbed surface // Fluid Dynamics. A Journal of Russian Academy of Sciences. 2013. No. 4. P. 46-56 (in Russian).
19. A. Pustoshny. Propulsion performance of carrier ships. St. Petersburg: Krylov State Research Centre, 2016. 140 p. (in Russian).
20. K. Sazonov. Current challenges in propulsion performance of carrier ships // Sudostroyeniye (Shipbuilding). 2016. No. 2. P. 23-25 (in Russian).
Сведения об авторах
Каневский Григорий Ильич, д.т.н., руководитель проектов ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (921) 305-12-99. E-mail: gikanev@mail.ru.
Клубничкин Александр Михайлович, начальник сектора ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (921) 960-39-72. E-mail: amklub@yandex.ru.
Попов Александр Леонидович, заместитель генерального директора ПАО «Выборгский судостроительный завод». Адрес: 188800, Россия, Ленинградская обл., Выборг, Приморское шоссе, 2 «Б». Тел.: +7 (81387) 2-29-36. E-mail: popoval@vsy.ru.
Сазонов Кирилл Евгеньевич, д.т.н., профессор, начальник лаборатории ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (921) 323-95-50. E-mail: kirsaz@rambler.ru.
About the authors
Grigory I. Kanevsky, Dr. Sci. (Eng.), Project Manager, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye
sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (921) 305-12-99. E-mail: gikanev@mail.ru. Alexandr M. Klubnichkin, Head of Sector, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, 196158. Tel.: +7 (921) 960-39-72. E-mail: amklub@yandex.ru.
Alexandr L. Popov, Deputy Director General, Vyborg Shipyard. Address: 2-b, Primorskoe shosse, Vyborg, Leningrad region, post code 188800, Russia. Tel.: +7 (81387) 2-29-36. E-mail: popoval@vsy.ru. Kirill Ye. Sazonov, Dr. Sci. (Eng.), Prof., Head of Laboratory, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (921) 323-95-50. E-mail: kirsaz@rambler.ru.
Поступила / Received: 18.02.20 Принята в печать / Accepted: 03.06.20 © Коллектив авторов, 2020
