CC BY-NC
66
ТЕОРИЯ КОРАБЛЯ И СТРОИТЕЛЬНАЯ МЕХАНИКА
Б01: 10.24937/2542-2324-2019-4-390-11-26 УДК 629.5.035
А.В. Пустошный, А.В. Сверчков, С.П. Шевцов
ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург, Россия
ВЛИЯНИЕ ШЕРОХОВАТОСТИ ПОВЕРХНОСТИ ГРЕБНОГО ВИНТА НА ЕГО ПРОПУЛЬСИВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Объект и цель научной работы. Основным объектом исследования являются силы трения от шероховатости поверхности гребного винта и их влияние на пропульсивные характеристики. Цель работы заключается в разработке максимально доступных в практической деятельности выводов и рекомендаций для специалистов, работающих в области создания новых технологий покрытий гребных винтов, а также занимающихся повышением прочности гребных винтов судов ледового класса.
Материалы и методы. В опытовом бассейне применительно к турбулентному режиму течения выполнено измерение момента сопротивления вращающихся дисков с исследуемыми покрытиями, имеющими разную шероховатость поверхности.
Основные результаты. Проведенное исследование влияния покрытий на гидродинамический момент сопротивления вращающихся дисков позволяет проводить обоснованную оценку влияния шероховатости, в частности качества поверхности различных покрытий на лопастях, на пропульсивные характеристики гребных винтов. Приведены данные о влиянии поверхностного упрочнения на шероховатость лопастей и на пропульсивные характеристики гребных винтов.
Заключение. По результатам проведенного исследования сформулированы требования к шероховатости поверхности гребных винтов, выполнение которых позволит минимизировать или свести к нулю снижение пропульсивных характеристик гребных винтов, исходя из класса их изготовления по существующим нормативным документам. Эти требования необходимо учитывать при разработке защитных покрытий на гребные винты и технологий поверхностного упрочнения лопастей.
Ключевые слова: гребной винт, шероховатость гребных винтов, сопротивление трения, защитное покрытие, градиентное металлополимерное покрытие, испытания вращающихся дисков. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
NAVAL ARCHITECTURE
DOI: 10.24937/2542-2324-2019-4-390-11-26 UDC 629.5.035
A. Pustoshny, A. Sverchkov, S. Shevtsov
Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia
ROUGHNESS OF PROPELLER BLADE SURFACE
AND ITS IMPLICATIONS FOR PROPULSION PERFORMANCE
Object and purpose of research. This paper studies friction forces due to surface roughness of propeller, as well as their implications for propulsion performance. The purpose of this study is to develop handy and straightforward recommendations for practical design of new propeller coatings and stronger propellers for ice-class ships.
Для цитирования: Пустошный А.В., Сверчков А.В., Шевцов С.П. Влияние шероховатости поверхности гребного винта на его пропульсивные характеристики. Труды Крыловского государственного научного центра. 2019; 4(390): 11-26. For citations: Pustoshny A., Sverchkov A., Shevtsov S. Roughness of propeller blade surface and its implications for propulsion performance. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2019; 4(390): 11-26 (in Russian).
Materials and methods. Laboratory measurements of rotation resistance torque in turbulent flow performed on rotating disks with coatings of different roughness.
Main results. The study of coating effect upon hydrodynamic resistance of rotating disks enables a justified assessment of roughness effect (in particular, surface quality of various blade coatings) upon ship propulsion performance. This paper describes the effect of surface hardening upon blade roughness and propulsion performance of propellers.
Conclusion. The study made it possible to formulate surface roughness requirements for propellers that would mitigate or completely eliminate any deterioration of propulsion performance, in accordance with propeller manufacturing class stipulated in existing normative documents. These requirements must be taken into account in development of protective coatings and surface hardening techniques for propeller blades.
Keywords: propeller, roughness, friction resistance, protective coating, gradient metal-polymer coating, rotating disk tests.
Authors declare lack of the possible conflicts of interests.
Введение
Introduction
Изучению влияния шероховатости поверхности гребного винта на его пропульсивные характеристики посвящен целый ряд работ как в нашей стране, так и за рубежом. В отечественной практике рекомендации по учету шероховатости и данные по ухудшению характеристик гребных винтов в процессе эксплуатации приведены в работе [1]. Большой теоретический вклад в исследование данного вопроса внес Г.И. Каневский [2, 3]. В зарубежной литературе можно выделить серьезные научные труды [4], публикации и рабочие материалы различных фирм, работающих в области гребных винтов и обобщивших в рекомендациях по учету шероховатости свои статистические данные, которые получены при практической работе [5-9].
В последнее время вновь возникла необходимость продолжить изучение вопроса о влиянии шероховатости гребных винтов на их пропульсив-ные характеристики. Этому способствовали два обстоятельства:
1. Введение Международной морской организацией (IMO) правила регулирования выбросов СО2, а в дальнейшем - введение (пока на «добровольной основе») контроля расхода топлива для судов, что заставило более требовательно подходить к каждому проценту величины КПД гребного винта при его проектировании и в процессе эксплуатации.
2. Появление и активное внедрение новых технологий, которые могут оказать влияние на шероховатость поверхности лопастей гребных винтов. К их числу относятся различные защитные покрытия лопастей (краски, керамические, полимерные и металлополимерные покрытия), а также методы поверхностного упрочнения лопастей (например, дробеструйная обработка на ледовых гребных винтах, применяемая в России).
Специалистам в области ходкости очевидно, что для выполнения требований IMO поверхность лопастей должна быть близкой к идеальной, и это вызывает опасения при внедрении новых технологий, которые не всегда могут обеспечить идеальные показатели шероховатости поверхности. Специалистам, работающим в области технологий покрытий или упрочнения лопастей, необходимы четко сформулированные требования по шероховатости поверхности с покрытием, для выполнения которых могут потребоваться дополнительные усилия при разработке новых технологий.
В настоящей работе проанализированы доступные публикации по влиянию шероховатости винтов на их пропульсивные качества, а также представлены результаты исследований, выполненных в Крыловском государственном научном центре (далее - КГНЦ) для оценки влияния применения новых технологий на характеристики гребных винтов. При этом целью работы была разработка максимально доступных в практической деятельности рекомендаций для специалистов, работающих в области создания новых технологий покрытий и занимающихся упрочнением гребных винтов.
Анализ современных публикаций, посвященных влиянию шероховатости гребных винтов на их пропульсивные характеристики
Analysis of available publications about propeller blade surface roughness and its implications for propulsion performance
Для анализа публикаций по влиянию шероховатости необходимо сначала систематизировать термины, применяемые при описании шероховатости в различных нормативных документах, а также в отечественных и зарубежных публикациях.
Характеристики шероховатости поверхности всегда являются случайными величинами, подчиненными законам теории вероятности. Поэтому в мировой практике предложено множество параметров для описания характеристик шероховатости. Даже для описания такого параметра, как высота бугорков шероховатости, используются совершенно разные показатели, которые зависят от способа измерения, способа обработки результатов измерений и способа исключения систематической погрешности (волнистость и локальные дефекты поверхности не являются шероховатостью). Авторы почти всех цитируемых работ использовали разные параметры для описания шероховатости.
Наиболее распространены два метода определения шероховатости поверхности - сравнение со специальным шаблоном (зрительно или на ощупь) и анализ профилограмм.
При сравнении с шаблоном Руберта (КиЪеП) шероховатость поверхности характеризуется одной из семи букв, обозначающих соответствие шероховатости одному из стандартных образцов на шаблоне. Другой шаблон - Руготест (Я^йеБ!) - имеет 11 номеров шероховатости.
При анализе снятой профилограммы выделяют осредненные показатели шероховатости и показатели по ее максимальным величинам. В частности, в отечественных стандартах по производству гребных винтов применяются два показателя: инте-
гральная характеристика шероховатости Ra, которая представляет собой среднее арифметическое абсолютных значений отклонений профиля от средней линии в пределах базовой длины, и Rz -средняя высота неровностей профиля, определяемая по пяти максимальным выступам и пяти наиболее глубоким впадинам на измеряемом отрезке.
В табл. 1 приведены требования к шероховатости гребных винтов различных классов в отечественной и иностранной классификации согласно действующим ГОСТам и стандартам ISO [10-14] (соответствие классов принято условно). Дадим некоторые пояснения:
1. Российский стандарт, по которому в настоящее время изготавливаются гребные винты (ГОСТ8054-81), при исполнении по наиболее высоким классам предъявляет к поверхности значительно более жесткие требования, чем принятые в том же 1981 г. стандарты ISO.
2. Стандарты ISO 484, соответствующие стандартам ISO 484/1-1981, были введены в России в форме государственных стандартов (с минимальными обновлениями по сравнению с ISO) в 2006 г. Соответствие различных высот шероховатости, примененных в цитированных нормативных документах, представлено в табл. 1. Стандарты ISO 484 в России используются только для экспортных гребных винтов, когда этого требует заказчик. При этом для низших классов
Таблица 1. Допустимая шероховатость Ra поверхности элементов гребного винта в микронах (|-im) Table 1. Acceptable surface roughness Ra of propeller elements, |m
Класс по российской/зарубежной классификации Элемент гребного винта ГОСТ 8054-81 ГОСТ 52692-2006, ГОСТ 52693-2006, ISO 484/1-1981, ISO 484/2-1981
Галтель 2,50
Особый Кромки 0,63 Нет соответствия
Основная поверхность 1,25
Галтель 10 Не нормируется
Высший/S Кромки 1,25 3
Основная поверхность 2,5 3
Галтель 20 Не нормируется
Средний/I Кромки 5,0 6
Основная поверхность 10,0 6
Галтель 80,0 Не нормируется
Обычный/II Кромки 20,0 12
Основная поверхность 80,0 12
Таблица 2. Таблица соответствия различных параметров шероховатости
Table 2. Various roughness parameters. Summary table
Класс Rubert ■ Musker ■ параметр в [4] Rugotest Класс гребного винта ГОСТ 8054 (ISO 484.1-1981)
чистоты ГОСТ 2789-59 Образец шероховатости Ra, цт (Grade) Rz, цт Номер шероховатости Ra, цт
8 A 0,65 5,0 1,1 № 5-6 0,4-0,8 -
6-7 В 1,92 12,0 5,4 № 7-8 1,6-3,2 Особый (S)
5 C 4,70 32,0 17,3 № 8-9 3,2-6,3 Высший (I)
4 D 8,24 51,0 61,0 № 9-10 6,3-12,5 Средний (II)
3 Е 16,6 97,0 133 - - Обычный (III)
2 F 29,9 154,0 311 № 11 25 -
требования ГОСТ 8054-81 существенно ниже, чем по стандарту ISO 484. Поэтому приведенное в табл. 1 соответствие требований по различным стандартам носит условный характер. 3. В 2015 г. ISO были введены корректированные стандарты ISO 484.1-2015 и ISO 484.2-484, в которых требования к обработке поверхности винтов существенно ужесточены:
■ для винтов класса S Ra = 2 p,m начиная от ступицы гребного винта;
■ для винтов класса I Ra = 3 p,m начиная с относительного радиуса 0,3;
■ для винтов класса II Ra = 5 p,m начиная с относительного радиуса 0,4;
■ для винтов класса III Ra = 8 p,m начиная с относительного радиуса 0,5.
Подавляющее большинство анализируемых в настоящей работе исследований проводилось до 2015 г., поэтому характеристики винтов в них соответствовали стандартам ISO 1981 г. При необходи-
мости в тексте оговариваются обстоятельства, связанные с введением стандарта ISO 2015 г.
Применение указанных стандартов означает, в частности, что под термином «гидродинамически гладкие винты» в настоящей работе и в цитированных зарубежных источниках понимались новые винты класса S с соответствующей нормативной шероховатостью, хотя даже такие величины шероховатости должны приводить к определенному увеличению трения по сравнению с гладкими полированными поверхностями с шероховатостью Ra < 1 p,m.
Если и раньше соответствие отечественных классов винтов и классификации ISO в части обработки поверхности можно было проводить весьма условно (табл. 1), то после введения стандартов ISO 2015 г. это стало затруднительно, особенно для классов II и III.
Для анализа публикаций, посвященных шероховатости, подготовлена табл. 2, в которой приведено соответствие различных параметров шерохо-
.... -[4] -[41
Frigate)
Л -[5]
s -[6]
-[7]
в — -[8]
--
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 Ra
0
Рис. 1. Падение коэффициента полезного действия гребного винта в зависимости от величины шероховатости Ra по данным анализа зарубежных источников
Fig. 1. Propeller efficiency decrease versus roughness parameter Ra as per foreign publications
ватости, являвшихся базовыми в зарубежных публикациях. Там же дано соответствие этих параметров классам гребных винтов по указанным выше ГОСТам, что дает возможность сопоставлять характеристики влияния шероховатости по данным различных зарубежных публикаций.
С использованием данных табл. 2 материалы имеющихся зарубежных публикаций [4-8] были обобщены графически в виде зависимости падения КПД гребного винта от характеристики шероховатости Ra (рис. 1). Если отбросить существенно отличающиеся от основной массы значения точек [7] и [4] для фрегата, то указанный график, в принципе, дает возможность получить достаточно логичную зависимость влияния шероховатости на пропуль-сивные качества (сплошная и пунктирные линии на рисунке), которая показывает возможность использования для учета влияния шероховатости гребных винтов данных, предложенных в публикации компании Phoenix Marin Services [5] (табл. 3).
В то же время при анализе рис. 1 становится заметно, что некоторые данные существенно отличаются от данных, приведенных в табл. 3. Крайне пессимистичные, выпадающие из всего ряда публикаций, данные фирмы Nagashima, могут быть объяснены тем, что фирма специализируется на полировке гребных винтов в эксплуатации и поэтому заинтересована в «сгущении красок».
Однако разброс других данных требует объяснений. Одно из них найдено при разборе исследования [8], где на основании теоретических разработок и анализа имеющихся данных были получены результаты, характеризующие достаточно сильную зависимость изменения КПД винта не только от
Таблица 3. Обобщенные данные фирмы Phoenix Marine Services по падению коэффициента полезного действия гребного винта [5] в зависимости от параметра шероховатости Ra
Table 3. Generalized data of Phoenix Marine Services on propeller efficiency decrease [5] depending on roughness parameter Ra
Rubert Grade Ra, ^m Падение КПД, %
A 0,65 -
B 1,92 0
C 4,70 1,5
D 8,24 3
E 16,60 5
F 29,90 6
характеристик шероховатости лопастей, но и от поступи, т.е. от нагрузки винта. Представленные данные показывают, что, если не учитывать нагрузку винта, погрешности в определении влияния шероховатости могут составить до 2 % КПД.
На рис. 2 приведены графики зависимости падения КПД от поступи 3 и величины шероховатости по шаблону Руберта по данным [9]. Там же представлены кривые действия гребного винта, для которого эти данные получены. Принимая во внимание, что кривые коэффициента упора на данном графике практически не зависят от шероховатости, все влияние шероховатости на КПД винта от гладкой поверхности до ЯиЪеП Б, согласно [9], обусловлено влиянием шероховатости на величину коэффициента момента Кд.
Kt, 10KQ, лс 0,7
Рис. 2. Кривые действия гребного винта и оценка падения коэффициента полезного действия в зависимости от поступи J и величины шероховатости по данным [9]
Fig. 2. Performance curves and estimated efficiency decrease versus propeller advance ratio J and propeller surface roughness taken as per [9]
Design Rubert D Rubert E Rubert F
Rubert F Design
Loss in Efficiency, % 14
12
10
8
6
4
2 0
Rubert F
Rubert E
Rubert D
0,3 0,4 0,5 0,6 J
0,3 0,4 0,5 0,6 J
% Increase in Power
- SMM Europort
1976
---------- Townsin 1983
----Svensen 1982
---DNV 5 blades
1980
------- SMM Ships gear
1968
0 10 20 30 40 50 Micro metres
Рис. 3. Иллюстрация разброса данных в оценке влияния шероховатости на потребную мощность (коэффициент полезного действия гребного винта) по данным [6]
Fig. 3. Illustration of the scatter in the estimâtes of roughness effect upon power demand (i.e. efficiency) of propeller, as per [6]
Из общих формул для КПД винта легко продемонстрировать, что соотношение КПД гладкого винта пр и винта с шероховатостью nprough при одной и той же поступи J и при отсутствии влияния шероховатости на коэффициент упора Kt обратно пропорционально соотношению коэффициентов момента:
np/nprough = Kqrough /Kq. (1)
Представив значение Kqrough формулой
Kqrough =Kq + AKq = Kq(1 + AKq/Kq) (2)
и подставляя (2) в (1), получим
np/nprough = 1 + AKq/Kq. (3)
Вводя символ
Anp = np/nprough - 1 = AKq/Kq, (4)
получим характеристику изменения КПД при постоянной поступи.
Нужно отметить, что аккуратнее было бы рассматривать обратное соотношение nprough /пр, но в этом случае формула (4) будет иметь более сложный и менее репрезентативный вид для анализа в терминах коэффициента момента:
Апр = 1 - VPrough /пр = 1 - 1/(1+AKq/Kq). (5)
Изменения КПД из-за рассматриваемой в настоящей работе технологической шероховатости всегда невелики (ниже 10 %), поэтому формулы (4) и (5) обеспечат достаточную для практики точность определения Дпр.
Представленные формулы показывают, что соотношение КПД винта без шероховатости и с шероховатостью зависит от соотношения изменения коэффициента момента при той же поступи АКд/Кд. Поскольку увеличение коэффициента момента от шероховатости, согласно [9], не зависит от поступи 3 (диаграммы Кд для гладкого и шероховатого винтов идут параллельно, рис. 2), влияние шероховатости на КПД зависит от поступи в обратной пропорции коэффициенту момента. Например, для диаграмм, представленных на рис. 2, на поступи 0,45 для гладкого винта Кд = 0,0204. При этом, согласно рис. 2, потеря КПД от шероховатости ЯлЬеП Б (Яа = 8 цш), равна 2,6 % для поступи 3 = 0,45. При поступи 3 = 0,6 (Кд = 0,145), согласно рис. 2, потеря КПД для той же шероховатости составляет 3,8 %. Соотношение 3,8/2,6 = 1,46 весьма близко к соотношению коэффициентов момента Кд для этих двух значений поступи - 3 = 0,45 и 3 = 0,6 (0,204/0,145 = 1,40).
Таким образом, показано, что одной из причин различия в статистических данных по влиянию шероховатости на КПД может быть различие в величинах рабочей поступи и коэффициентов момента рассматриваемого винта и винтов, принятых в проводившихся лабораторных исследованиях.
Дополнительным источником «разбросов» при оценке влияния шероховатости гребных винтов на их пропульсивные характеристики является характер шероховатости: она может быть достаточно плавной или иметь явно выраженные острые пики. Шероховатость с острыми пиками гораздо сильнее влияет на величину сопротивления. Наиболее наглядный результат получен Г.И. Каневским в [3]. На основании испытаний вращающихся плоских дисков им показано, что одинаковый эффект по увеличению момента сопротивления диска получается при покрытии диска песочной шероховатостью (достаточно плавный профиль шероховатости) и корундовой крошкой (острые пики) при том, что высота крошки должна быть в три раза меньше, чем высота песка. Численные оценки могут подвергаться сомнению, т.к. песочная шероховатость прикреплялась к поверхности лаком, который, заполняя пустоты под песчинками, снижал фактическую высоту шероховатости, но форма шероховатости может рассматриваться как важная причина разброса результатов.
В результате влияния указанных параметров при прогнозировании влияния шероховатости на пропульсивные характеристики гребных винтов возможны определенные погрешности. Это имеет
место на рис. 1. В качестве дополнительной иллюстрации приведем рис. 3 из публикации [6], где показан существенный разброс потребной мощности при равных характеристиках шероховатости (очевидно, по высоте бугорка Rz).
Исследование влияния шероховатости
на гидродинамическое трение вращающихся дисков с защитными покрытиями для гребных винтов
Surface roughness and hydrodynamic friction of rotating disks with protective coatings
Постановка эксперимента
Крыловский центр совместно с группой предприятий участвовал в разработке и испытаниях покрытий, предназначенных для защиты бронзовых гребных винтов от электрохимической коррозии. Для определения влияния покрытий на пропульсивные характеристики была проведена серия экспериментов в опытовом бассейне на установке Cussons H-39, предназначенной для испытаний моделей гребных винтов в свободной воде. При испытаниях использовалась стандартная методика, предусматривающая исследование гидродинамического трения на вращающемся плоском диске с нанесенным покрытием. Эта методика была разработана для изучения влияния шероховатости обшивки корпуса [2]. Позже она применялась при изучении гидродинамического трения гидрофобных покрытий [15]. Преимущество использования методики с вращающимися дисками заключается в том, что, оставаясь в рамках габаритов и мощности привода стандартного экспериментального оборудования, можно достичь чисел Рейнольдса примерно на порядок выше, чем при испытаниях моделей гребных винтов, существенно приблизившись по этому параметру к натурным условиям.
Вид экспериментальной установки Cussons H-39, смонтированной на буксировочной тележке опытового бассейна Крыловского центра, с одним из исследуемых дисков на винтовом динамометре, представлен на рис. 4.
В качестве числа Рейнольдса при испытаниях вращающихся дисков принимается величина [16]:
Rn = wR2/v = 2nnR2/v, (6)
где R - радиус диска; ш - угловая скорость, рад/с; v - кинематическая вязкость воды, м2/с; n - частота
вращения диска 1/с (диски испытывались при частотах вращения 15; 20; 25; 30; 35; 40; 45; 49 об/с).
В ходе эксперимента измерялся момент сопротивления вращению, который для дальнейшего анализа представлялся в виде безразмерного коэффициента момента сопротивления диска, смоченного с двух сторон, в функции от числа Рейнольдса СМ = ДДп) по формуле, опубликованной в [15]:
См = М/((рш2Я5)(1 + 1,94*/Я)), (7)
где кроме обозначений, указанных в (6), принято: М- момент сопротивления вращению диска, Н м; р - плотность жидкости, кг/м3; t - толщина диска, м.
Для корректного сравнения результатов измерений с теоретическими значениями, вычисленными по классическим формулам [16, 17], в формуле (7) введена поправка на толщину диска t. Значения кинематической вязкости и плотности воды в бассейне в зависимости от температуры принимаются по рекомендациям Международного комитета опытовых бассейнов [18]. Результаты экспериментов представлялись в виде зависимости момента сопротивления вращению диска М от оборотов п и в виде зависимости коэффициента момента сопротивления СМ от числа Рейнольдса Дп.
Вращающиеся диски
Экспериментальное исследование гидродинамического сопротивления вращающихся дисков проводилось в ходе разработки защитных градиентных металлополимерных (ГМП) покрытий для гребных
Рис. 4. Экспериментальная установка Cussons H-39 с диском, установленным на винтовом динамометре
Fig. 4. Cussons H-39 test rig with disk attached to screw dynamometer
Металлическое покрытие Полимерное покрытие
Зона градиентности
оиш 1радисн1нии1и -1
-Еи^иШПЛ1ШЛ]ШЛЯ]Г
Подложка
Рис. 5. Схема градиентного металлополимерного покрытия (подложка - винтовая бронза)
Fig. 5. Layout of gradient metal-polymer coating (base metal is propeller bronze)
винтов. Схема ГМП покрытия представлена на рис. 5. Покрытие состоит из двух слоев - нанесенного на исходный материал (бронзу) методом газотермического напыления подслоя из твердого металла (толщина подслоя - до 150 цш), текстури-рованного с помощью лазерного гравера, а также нанесенного на металлический подслой полимерного слоя, в дальнейшем подвергшегося оплавлению, что обеспечило высокую степень адгезии обоих слоев.
Испытывались диски с тремя вариантами покрытий: № 1 - полимер, нанесенный на текстурирован-ную бронзу, № 2 - металлический подслой повышенной твердости (материал - инконель); № 3 - ГМП покрытие. Исследуемые покрытия обладали различной шероховатостью поверхности. В ряде случаев применялось дополнительное шлифование, что позволило для целей настоящего исследования получить данные о сопротивлении дисков в достаточно широком спектре значений характеристик шероховатости поверхности. Диски были изготовлены из винтовой
Рис. 6. Диск со ступицей Fig. 6. A photo of test disk
бронзы БрА9Ж4Н4, диаметр диска - 300 мм, толщина -6 мм, диаметр ступицы -35 мм, ее длина -67 мм. Диск со ступицей показан на рис. 6.
В качестве эталона для определения базовой величины гидродинамического трения использовался бронзовый диск со шлифованной поверхностью, обработанной по традиционной технологии, которая применяется при серийном изготовлении гребных винтов.
Требования по точности изготовления дисков соответствовали требованиям к точности изготовления моделей гребных винтов [19, 20].
Шероховатость поверхности дисков измерялась профилометром модели SRG-4000 американской компании Phase II Machine & Tool Inc. Измерения, с учетом направления потока, осуществлялись с обеих сторон вдоль касательной к окружностям диска. Базовая длина для измерений шероховатости l выбиралась в соответствии с ГОСТ 2789-73 [21]: l = 0,8 мм для Ra в пределах 0,4-3,5 jim и l = 2,5 мм для Ra в пределах 3,2-12,5 jim. Комплектация про-филометра включает в себя тестовые образцы шероховатой поверхности, которые позволяли контролировать его калибровку непосредственно перед измерениями. Осредненные результаты измерения шероховатости дисков приведены в табл. 4.
Как правило, гребные винты транспортных судов выполняются по высшему классу или классу S в классификации ISO. Согласно результатам измерений шероховатости дисков, приведенным в табл. 4, два диска (эталон и с покрытием № 1) отвечают требованиям по характеристикам шероховатости поверхности ГОСТ 8054 для особого класса, один - для высшего класса и один - для среднего.
Существенно выпадает из требований к гребным винтам высокого качества только диск № 2, на котором покрытием служил металлический подслой. В связи с этим было принято решение после проведения испытаний отшлифовать поверхность данного диска до шероховатости Ra, не превышающей 3 j m, повторить его испытания, а затем нанести на него полимерный слой и вновь провести испытания. После шлифовки произошло не только уменьшение шероховатости (замеренная средняя по диску шероховатость покрытия № 2 составила 2,24 jm), но и изменение текстуры шероховатости: были срезаны верхние пики, но впадины остались без изменения. На рис. 7 показана текстура поверхности рассматриваемого диска после шлифовки. Заметные на рис. 7 черные раковины представляют собой углубления на поверхности исходного покрытия, сохранившиеся после шлифовки.
Таблица 4. Результаты измерений шероховатости дисков, Ra, |jm Table 4. Surface roughness Ra of tested disks, jm: measurement data
Номер диска Эталонный диск Диск № 1 Диск № 2 Диск № 3
Характеристика покрытия Шлифованная бронза Полимер (покрытие № 1) Металлический подслой (покрытие № 2) ГМП покрытие (покрытие № 3)
Осредненное Ra, цш 0,373 0,857 7,352 2,878
После нанесения полимерного покрытия на шлифованное до Ra = 2,4 цш металлическое покрытие диска № 2 была получена шероховатость поверхности Ra = 0,752 цш, практически такая же, как в случае нанесения полимера на текстуриро-ванную бронзу.
Анализ результатов испытаний
Для проверки качества испытаний было проведено сопоставление коэффициента момента сопротивления эталонного диска с известными решениями, основанными на обработке экспериментальных данных различными авторами [16, 17]. Как видно из рис. 8, результаты испытаний металлического шлифованного диска вполне приемлемо согласуются с кривыми, описываемыми известными формулами Каневского, Дорфмана и данными NACA: начиная с числа Рейнольдса 3,7* 106 (с 25 об/с) результаты измерений практически идентичны результатам NACA и кривой Дорфмана. Это указывает на высокую надежность результатов, получаемых при принятой методике эксперимента.
Полученные результаты измерений для всех дисков представлены на рис. 9, 10 в виде зависимости момента сопротивления вращению диска M от оборотов n и в виде зависимости коэффициента момента сопротивления CM от числа Рейнольдса Rn.
Анализ величин измеренных моментов сопротивления и результатов их обработки в виде коэффициентов момента в зависимости от частоты вращения диска и числа Рейнольдса (рис. 9 и 10) показал, что кривые коэффициента момента диска, покрытого только полимером, и эталонного полированного диска практически совпадают. Это вполне соответствует результатам измерений шероховатости данных дисков (Ra равен 0,373 и 0,857 цш соответственно). Практически соответствуют данным кривым результаты испытаний диска после нанесения полимера на шлифованный металлический подслой (шероховатость Ra = 0,752 цш). Это означает, что при шероховатости менее 0,8 цш с точки зрения гидродинамического сопротивления диски можно считать гидродинамически гладкими.
Рис. 7. Поверхность диска № 3 с покрытием № 2 после шлифовки (увеличено)
Fig. 7. Surface of Disk 3 with Coating 2 after polishing (magnified image)
См-103 10
-i -о, • i --------- » -----
..........
Rn-10
:"6
15 20
25 30 35 40
45
n, об/с
О эталонный диск формула Кармана
----формула Голдстейна
формула Каневского формула Дорфмана NACA -Report №793
Рис. 8. Сопоставление результатов измерения коэффициента момента сопротивления эталонного диска с теоретическими решениями и эмпирическими зависимостями
Fig. 8. Rotation resistance torque of the reference disk versus known theoretical solutions and empirical formulae
5
2
3
4
М, Нм 35 -30 25 20
15
10
40 n, об/с
Рис. 9. Зависимость момента сопротивления вращению диска M от оборотов n Fig. 9. Rotation resistance torque M versus revolutions n
См 103 13
12 11 10 9 8 7
! 1 1 ! 1 1 1 1 i
—О— эталонный диск —Л— диск №1 - полимерный слой —О— диск №2 - металлический подслой ♦ диск №2 - шлифованный —О— диск №2 - шлифованный с полимерным покрытием —□— диск №3 - ГМП покрытие -
Л I ! 1
J |
Л 0
V
\
♦ Sj
4
===== _£)_
Rn-10
,-6
15 20 25 30 35 40 45 n, об/с
Рис. 10. Зависимость коэффициента момента сопротивления Cm от числа Рейнольдса Rn Fig. 10. Rotation resistance torque coefficient CM versus Reynolds number Rn
Результаты измерений в терминах коэффициента момента для диска с полимерным покрытием, нанесенным на металлическое структурированное покрытие без шлифовки, т.е. ГМП покрытие полного цикла (Ra = 2,878 jm), несколько выше (примерно на 5 %), чем для первых двух дисков. Однако здесь следует обратить внимание на то, что шероховатость этого диска находится в пределах норм, предусмотренных стандартом ISO 484.1-1981, и близка к нормам стандарта ISO 484.1-2015 для самого высокого класса S в классификации ISO. Исходя из этого, все зарубежные методики учета влияния шероховатости на гидродинамические характеристики гребных винтов принимают данную шероховатость (меньше Ra = 3 jm по стандарту ISO 1981 г. и меньше 2 |um по стандарту 2015 г.) в качестве нуля для отсчета, т.е. для данного диска поверхность по ISO 484 соответствует гидродинамически гладкому гребному винту.
Существенно выше идет кривая коэффициента момента для нешлифованного металлического структурированного покрытия диска № 2 (шероховатость Ra = 7,35 jm). Расхождения с остальными дисками при высоких числах Рейнольдса составляют до 40 %. При этом обращает на себя внимание тот факт, что коэффициент момента практически постоянен с изменением числа Рей-нольдса. Аналогичный результат был получен ранее в проводившихся в ЦНИИ им. академика А.Н. Крылова (теперь - Крыловский центр) экспериментах при исследовании шероховатости, характеризующейся наличием достаточно высоких пиков с острыми гранями [2, 3]. После шлифовки поверхности до шероховатости Ra = 2,4 jm кривая коэффициента момента практически совпала с кривой для полированного диска при малых числах Рейнольдса, и с кривой для диска с ГМП покрытием при нешлифованном металлическом подслое (Ra = 2,8 jm) - для высоких чисел Рейнольд-са. Можно предположить, что указанное поведение кривой момента сопротивления шлифованного диска связано с отмеченной выше особенностью изменения текстуры шероховатости при шлифовке. С поверхности структурированного металлического покрытия были сняты «пики», но остались нетронутыми углубления на поверхности, что и могло проявиться в имеющем место на рис. 10 поведении кривой коэффициента момента для данного диска. Однако в целом после шлифовки диска № 2 его поверхность стала соответствовать гидродинамически гладким гребным винтам в терминах стандарта ISO 484.
6
2
3
4
Использование результатов испытаний дисков для оценки влияния шероховатости на коэффициент полезного действия гребных винтов
Результаты испытаний вращающихся дисков могут применяться для оценок влияния шероховатости на пропульсивные качества судов разными способами. Наиболее строгими считаются методы, рассматривающие обтекание элементов шероховатости на диске и на поверхности обшивки корпуса судна. Для поверхности обшивки такой подход не вызывает сомнений. Однако для гребных винтов эти методы имеют массу источников погрешности; например, совершенно не ясно, как принимать во внимание существенное различие потока на засасывающей и нагнетающей сторонах лопасти. Кроме того, указанные методы весьма сложны для практического применения, и вместо них повсеместно используются, как правило, статистические данные по влиянию шероховатости. Поэтому в настоящей работе был применен достаточно простой метод сопоставления влияния шероховатости на винте и на диске, который, по мнению авторов, позволил с достаточной для практики точностью связать результаты испытаний дисков и гребных винтов и получить данные, вполне коррелирующие со статистическими данными.
Для диска мы рассматриваем только сопротивление трения. На операционном и более низких значениях поступи винта преобладающую роль играет индуктивное сопротивление профилей, и доля сопротивления трения падает очень существенно - в несколько раз. Вот почему, когда мы сравниваем потери КПД винта из-за шероховатости и увеличение момента сопротивления диска, процент коррекции момента должен быть разный (намного меньше у винта).
С использованием графиков рис. 2 была предложена и верифицирована следующая концепция приближенного учета нагрузки в предположении, что основная часть влияния шероховатости приходится на увеличение трения профиля о воду. Величина момента на гребном винте от трения лопастей о воду может быть приближенно оценена как момент при нулевом упоре (хотя, строго говоря, данный момент включает как сопротивление трения, так и сопротивление формы профилей, но величина суммы этих моментов мала по сравнению с моментом на рабочей поступи). При увеличении нагрузки трение предполагается постоянным, а все увеличение коэффициента момента приходится на индук-
Таблица 5. Расчетные данные о доле сопротивления трения для гребного винта
Table 5. Share of friction resistance for propeller: calculation data
Поступь гребного винта J 0,8 1,0
Момент от давления 7,76 87 % 1,218 47 %
Момент от трения 1,17 13 % 1,365 53 %
Суммарный момент 8,93 - 2,584 -
тивное сопротивление профилей. Например, по представленным на рис. 2 кривым действия коэффициент момента на режиме нулевого упора составляет около 0,04; при ходовой поступи около 0,45 коэффициент момента равен 0,21. Падение КПД при ЯиЪеП Б, соответствующей Ra = 8 цш, не превышает 2 % для поступи J = 0,45 (^ = 0,21) и возрастает почти до 3 % при меньшей нагрузке винта - на поступи около J = 0,60 (^ = 0,14).
Дополнительно, для иллюстрации, можно привести полученные А.Е. Тарановым результаты СРБ-расчетов доли в моменте от трения для винта (одного из винтов, используемых для расчетных исследований, однако этот результат качественно является общим для всех винтов) в точке нулевого упора (/ = 1) и для поступи, соответствующей максимальному КПД (/ = 0,8) (табл. 5).
Можно видеть, что при незначительном изменении поступи доля чистого трения снижается примерно как 53 %/13 % = 4 - в четыре раза. Также коэффициент момента, который при поступи нулевого упора, строго говоря, включает как сопротивление трения, так и сопротивление формы профилей, увеличивается в 8,93/2,584 = 3,45 раза.
Таким образом, для приближенных оценок можно предположить, что неизменная от поступи часть момента (обусловленная вязкостным сопротивлением, которое включает сопротивление трения и формы профиля при нулевом угле атаки), соответствует моменту при поступи нулевого упора. При уменьшении поступи можно с достаточной для приближенных оценок степенью точности предположить, что увеличение коэффициента момента происходит полностью за счет индуктивного сопротивления.
Для сопоставления достигнутых при вращении дисков режимов с режимами работы гребных винтов в натурных условиях оценим характерные для натурных винтов значения числа Рейнольдса, вычисленные по линейной скорости на рабочем
радиусе (0,7 от радиуса винта Я) по формуле Яп = ю (0,7Я)2^ = 2пп(0,7Я)2^:
■ для гребных винтов крупнотоннажных транспортных судов, принимая t = 4 °С,
V = 1,626х10-6 м2/с, п = 2 об/с, Я = 3 м: Яп = 6,28х2х2,12/(1,626х10-6) = 3,4х107;
■ для пятилопастных гребных винтов быстроходных судов, принимая t = 20 °С,
V = 1,051х10-6 м2/с, п = 4 об/с, Я = 2 м: Яп = 6,28х4х1,42/(1,051х10-6) = 4,7х107. Таким образом, при испытаниях с вращающимися
дисками удалось достичь значений числа Рейнольдса, отличающихся от натурных менее чем на порядок. На основании этого можно заключить, что приведенные ниже оценки увеличения трения гребных винтов с покрытиями будут достаточно достоверны.
Оценив по формуле Прандтля - Шлихтинга изменение коэффициента сопротивления трения плоской пластины при изменении числа Рейнольдса с 7х106 до (3,5-4,0)х107, получим, что снижение коэффициента сопротивления трения изменится с 3,2х10-3 до (2,5-2,4)х10-3, т.е. на 25 %. Учитывая, что в эксперименте влияние покрытий на коэффициент момента для дисков (рис. 8) при увеличении числа Рейнольдса ведет себя практически эквидистантно, следует ожидать, что коэффициент момента при переходе к натурным числам Рейнольдса составит 6,9х0,75х10-3 = 5,1 х10 , т.е. коэффициент трения диска при натурных числах Рейнольса может быть принят равным 5,1х10-3.
Для проверки такой оценки могут быть использованы экспериментальные данные, приведенные на графике рис. 11 ([22], стр. 99). При переходе
Рис. 11. Коэффициенты сопротивления трения пластин с однородной зернистой шероховатостью [22]
Fig. 11. Friction resistance coefficients of plates with uniform grained roughness [22]
числа Рейнольдса от 3х106 к 7х106 коэффициент момента диска изменяется с 8,2х10-3 до 6,9х10-3, т.е. на 16 %. При таком же изменении числа Рей-нольдса коэффициент трения эквивалентной пластины уменьшится с 3,7х10-3 до 3,2х10-3, т.е. на 14 %. Таким образом, оценка погрешности прогнозирования величины коэффициента момента диска для натурных чисел Рейнольдса, соответствующих полному ходу судов, проведенная с использованием данных по коэффициенту трения пластины, показывает, что погрешность будет незначительной.
Примем, что кривые момента сопротивления дисков с различными покрытиями (кроме покрытия № 2 с измененной текстурой после шлифования) по данным экспериментов при Яп больше 5х106 на рис. 10 ведут себя близко к эквидистантным. Значит, можно оценить, что эффект ГМП покрытия (полимер на структурированной металлической подложке) при натурном числе Рейнольдса останется, как и для числа Рейнольдса 7х10-6, равным 0,4х10-6, и его относительная величина составит 0,4/5,1 = 0,078, т.е. 8 %. Для сравнения: для нешлифованного металлического покрытия с Яа = 7,8 цш эта величина составит (9,8-5,1)/5,1 = 0,92, т.е. сопротивление трения возрастет практически вдвое (на 92 %).
Оценим влияние такого увеличения трения на коэффициент момента сопротивления гребного винта. Для этого используем следующие соображения, для верификации которых использованы материалы публикации [9], что обсуждалось более подробно выше.
По кривым действия для гребных винтов транспортного судна (могут быть использованы кривые действия, представленные на рис. 2): Кд(К = 0) = = 0,004, коэффициент момента на ходовом режиме J = 0,45 равен Кд(1 = 0,45) = 0,021. Таким образом, на ходовом режиме доля сопротивления трения составляет 19 % от полного сопротивления профилей. С учетом этого КПД винта с ГМП покрытием изменится на величину 81+19х1,08 = 101,52 % т.е. не более, чем на 2 %. Аналогичная оценка для широколопастного пятилопастного гребного винта быстроходного судна приводит к снижению КПД при наличии ГМП покрытия на 1,2 %.
При этом следует еще раз обратить внимание, что шероховатость поверхности диска при использовании полной технологии нанесения ГМП покрытия без шлифования металлического подслоя составляет Яа = 2,7 цш, т.е. практически укладывается в требования, предъявляемые к гребным винтам высшего класса и самого высокого класса 8 для обработки гребных винтов по стандарту
ISO 484.1-1981 (допустимая шероховатость Ra = = 3 цш). В принципе, допустимо шлифование покрытия до норм ISO 484-2015 Ra = 2 цш.
Выполненные оценки показывают, что при применении ГМП покрытий снижение КПД будет иметь место только для винтов особого класса, для которого Ra = 1,25 цш (т.е. наличие ГМП покрытия переводит гребные винты особого класса к высшему по характеристикам шероховатости поверхности).
Подобные оценки для нешлифованного металлического покрытия продемонстрировали следующее: при шероховатости Ra порядка 8 цш следует ожидать снижения КПД до 20 % для гребного винта транспортного судна и до 13 % - для винта быстроходного судна, что показывает, что эксплуатация судна при состоянии поверхности Ra = 8 цш приводит к существенным потерям КПД.
Для проверки выполненных оценок сопоставим данные по снижению КПД от шероховатости гребных винтов по данным анализа современных зарубежных источников. Для величин шероховатости Ra = 1-3 цш совпадение с систематическими данными очень хорошее. В то же время при большом значении Ra = 8 цш испытания диска дали существенное завышение потери КПД (3 % по систематике рис. 1 и 13-20 % по оценке с использованием результатов измерений на дисках). Столь большие расхождения в оценках падения КПД по данным испытаний диска с нешлифованным металлическим покрытием и по статистическим данным исследований влияния шероховатости на характеристики гребных винтов могут быть объяснены характером шероховатости, получаемой за лазерным гравером на поверхности диска. Как уже отмечалось, поведение кривой момента сопротивления диска с нешлифованным металлическим структурированным покрытием является характерным для значительной шероховатости с острыми пиками. Снятие острых пиков (шлифовка покрытия) при сохранении глубины впадин между элементами шероховатости, как было показано выше, существенно снижает гидродинамическое сопротивление. Прогнозирование снижения КПД в этом случае хорошо коррелируется с систематическими данными.
Проведенное на вращающихся дисках исследование влияния покрытий на гидродинамический момент сопротивления позволяет утверждать, что для гребных винтов высшего и менее ответственных классов по ГОСТ 8054 нанесение полного ГМП покрытия (металлическая структурированная подложка и полимерное покрытие) не приводит к изменению гидродинамических характеристик винтов, т.к. шероховатость поверхности составляет
менее Ra = 3 цш. Таким образом, в требованиях к покрытию должны учитываться требования по шероховатости поверхности высшего класса (соответственно, класса S по стандарту ISO 484), что достигается соответствующей подготовкой структурированной поверхности.
Как правило, гребные винты транспортных судов не выполняются по особому классу. Применение покрытий для них не сопровождается изменением характеристик шероховатости, а падение КПД пренебрежимо мало. Для гребных винтов особого класса по ГОСТ 8054 наличие покрытия ухудшает состояние поверхности до уровня шероховатости винтов высшего класса. При этом снижение КПД для гребных винтов быстроходных судов не будет превышать 1 % по сравнению с абсолютно новыми гребными винтами. В то же время несколько месяцев пребывания в воде, даже при достройке судна, существенно ухудшают поверхность металлических гребных винтов, так что на практике даже для особого класса падение КПД будет пренебрежимо мало.
Оценка влияния упрочнения поверхности лопастей на коэффициент полезного действия гребных винтов
Assessment of blade surface hardening effect upon propeller efficiency
В качестве примера использования результатов настоящей работы приведем оценку влияния дробеструйной обработки винтов на пропульсив-ные характеристики.
В последние годы в связи с активным строительством арктических крупнотоннажных транспортных судов и ледоколов возросла значимость технологии поверхностного упрочнения лопастей методом дробеструйной обработки. Эта технология была разработана в 1980-е гг. ЦНИИ КМ «Прометей», освоена и активно применяется для ледовых винтов отечественными винтовыми производствами. Однако внедрение таких технологий на транспортных судах высоких ледовых классов в ряде случаев вызывает опасения, связанные с повышением шероховатости поверхности после дробеструйной обработки. При этом данные о шероховатости при такой обработке отсутствовали.
Поскольку в данной работе проведен анализ влияния шероховатости на КПД гребных винтов и приведенные выше данные позволяют достаточно обоснованно оценить влияние шероховатости лопастей не только после нанесения защитного покры-
Рис. 12. Поверхности лопасти винта:
а) без дробеструйной обработки;
б) после дробеструйной обработки
Fig. 12. Propeller blade surface: а) before and b) after shot blasting
тия, но и после дробеструйной обработки, были проведены измерения шероховатости винтов ледокола, на котором лопасти прошли полную дробеструйную обработку. Данные по шероховатости были получены в результате измерений шероховатости профилометром SRG-4000 американской фирмы Phase II Machine & Tool Inc. Результаты измерений показали следущее:
■ измеренная шероховатость фрезерованной и полностью обработанной поверхности лопасти винта, не подвергавшейся дробеструйной обработке, находится в пределах Ra = 1,0-1,8 цш (среднее по измерениям - 1,4 цш (рис. 12а));
■ измеренная шероховатость поверхности лопасти винта, прошедшей дробеструйную обработку, варьируется в пределах Ra = 6,1-8,7 со средней величиной 7,4 цш (рис. 126).
С учетом достаточно высокой шероховатости небольшой участок поверхности лопасти был подвергнут легкому шлифованию средней наждачной бумагой, которой провели по поверхности несколько раз (рис. 13). Очевидно, что при такой минимальной шлифовке были убраны только наиболее пиковые элементы шероховатости. Результаты замера шероховатости данного участка варьировались в пределах Яа = 2,73-3,40 цш (среднее - Яа = 3,1 цш) при измерении вдоль линий тока на лопасти и в пределах Яа = 4,28-4,80 цш (среднее - Яа = 4,50 цш) при измерении вдоль радиуса. Средняя шероховатость без учета ее анизотропии по направлениям составила 3,8 цш.
Результаты показали, что после дробеструйной обработки по технологии, принятой на отечественных винтовых производствах, шероховатость поверхности без особых усилий (легким шлифованием)
Рис. 13. Поверхности лопасти винта с дробеструйной обработкой в месте проведения измерений. Квадрат - место дополнительной шлифовки
Fig. 13. Blade surfaces of shot-blasted propellers at measurement places. The square shows additionally polished area
может быть доведена до величин, соответствующих стандарту ISO 484 (как 1981 г., так и 2015 г.) класса S, что, в соответствии с приведенными выше материалами, практически не скажется на КПД винтов транспортных судов, изготовленных по высшему и S классам. При отсутствии дополнительного шлифования потери КПД могут составить до 3-4 %. Консультации, проведенные с разработчиками технологии, показали, что указанное легкое шлифование не отразится на поверхностном упрочнении лопасти, т.к. дробеструйная обработка упрочняет металл на толщину около 1 мм, а при легком шлифовании убираются только пиковые элементы без заметного уменьшения толщины упрочненного слоя.
Таким образом, выполненное исследование показывает возможность применения дробеструйного поверхностного упрочнения лопастей винтов арктических транспортных судов практически без потерь КПД.
Библиографический список
1. Кацман Ф.М., Пустошный А.Ф., Штумпф В.М. Про-пульсивные качества морских судов. Л.: Судостроение, 1972. 512 с.
2. Каневский Г.И. Теория и метод расчета пространственного турбулентного течения вязкой жидкости в районе кормовой оконечности кораблей и судов: дис. ... д-ра техн. наук. Л.: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, 1991.
3. Влияние шероховатости наружной обшивки корпуса на сопротивление транспортных судов / Душина Л.Н. [и др.] // Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. 1981. Вып. 287. С. 53-61.
4. MosaadM.A. Marine Propeller Roughness Penalty: Thesis. Doctor of Philosophy / M.A. Mosaad; [Newcastle Univ.]. Newcastle-upon-Tyne. 1986. XIX. 275 p.
5. Roughness [Электронный ресурс] // Phoenix Marine Services: [сайт]. Abbotsford, 2003. URL: http://phoenixmarine.ca/roughness.htm (дата обращения: 10.10.2019).
6. Propeller Surface Roughness // Royal Institution of Naval Architects RINA, Stone Marine Propulsion, UKAS Product Sertification.
7. Nakashima Propeller Co., Ltd: [официальный сайт] // URL: https://www.nakashima.co.jp/eng/ (дата обращения: 07.11.2019).
8. Ship Energy Efficiency Measures: Status and Guidelines [Электронный ресурс] // American Bureau of Shipping: [офиц. сайт]. Houston, 2013. 72 р. URL: https://ww2.eagle.org/content/dam/eagle/advisories-and-debriefs/ABS_Energy _Efficiency_Advisory.pdf (дата обращения: 10.10.2019).
9. The Effect of a Foul Release Coating on Propeller Performance [Электронный ресурс] / Atlar M. [et al.] // In-
ternational conference on Marine Science and Technology for Environmental Sustainability (ENSUS 2002). Newcastle upon Tyne: Newcastle Univ., 2003. 8 р. URL: https://biblio.ugent.be/publication/1041349/file/1041350. pdf (дата обращения: 10.10.2019).
10. ГОСТ 8054-81. Винты гребные металлические. Общие технические условия. М.: Изд-во стандартов, 1999. 10 с.
11. ГОСТ Р 52692-2006. Судостроение. Судовые гребные винты. Допуски на изготовление. Ч. 1. Гребные винты диаметром более 2,5 м. М.: Стандартинформ, 2007. III. 9 с.
12. ISO 484-1:1981. Shipbuilding; Ship screw propellers; Manufacturing tolerances. Part 1: Propellers of diameter greater than 2,50 m. Geneva, 1981. 7 p.
13. ГОСТ Р 52693-2006. Судостроение. Судовые гребные винты. Допуски на изготовление. Ч. 2. Гребные винты диаметром от 0,8 до 2,5 м включительно. М.: Стандартинформ, 2007. III. 10 с.
14. ISO 484-1:2015. Shipbuilding; Ship screw propellers; Manufacturing tolerances. Part 1: Propellers of diameter greater than 2,50 m. Geneva, 2015. 13 p.
15. Орлов О.П., Сверчков А.В. Оценка возможности применения водоотталкивающих покрытий для снижения гидродинамического сопротивления транспортных судов // Труды Крыловского государственного научного центра. 2018. Вып. 1(383). С. 43-59.
16. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя / Пер. Г.А. Вольперта с пятого нем. изд. М.: Наука, 1969. 742 с.
17. Дорфман Л.А. Гидродинамическое сопротивление и теплопередача вращающихся тел. М.: Физматгиз, 1960. 260 с.
18. ITTC: Recommended Procedures: 7.5-02-01-03. Fresh Water and Seawater Properties / Ed. 26th ITTC Specialist Committee on Uncertainty Analysis. (s. l.). 2011. 45 p.
19. ITTC: Recommended Procedures and Guidelines: 7.5-01-01-01. Ship Models / 26th ITTC Resistance Committee. (s. l.). 2002. 7 p.
20. ITTC: Recommended Procedures and Guidelines: 7.5-01-02-02. Model Manufacture, Propeller Models. Propeller model accuracy / Ed. Propulsion Committee of 24th ITTC. (s. l.). 2005. 8 p.
21. ГОСТ 2789-73. Шероховатость поверхности. Параметры и характеристики. М.: Изд-во стандартов, 1990. 10 с.
22. Справочник по теории корабля: В 3-х т. / Под ред. Я.И. Войткунского. Л.: Судостроение, 1985.
References
1. F. Katsman, A. Pustoshny, V. Shtumpf. Propulsion performance of sea-going ships. Leningrad: Sudostroyeniye, 1972. 512 p. (in Russian).
2. G. Kanevsky. Theory and calculation method for 3D turbulent viscous flow around ship sterns. Doctoral Thesis. Krylov Shipbuilding Research Institute, 1991 (in Russian).
3. L. Dushina et al. Effect of skin roughness upon resistance of carrier ships // Transactions of KSRI. 1981. Issue 287. P. 53-61 (in Russian).
4. M.A. Mosaad. Marine Propeller Roughness Penalty: Thesis. Doctor of Philosophy / M.A. Mosaad; [Newcastle Univ.]. Newcastle-upon-Tyne. 1986. XIX. 275 p.
5. Roughness [Online] // Web site of Phoenix Marine Services, Abbotsford, 2003, URL: http://phoenixmarine.ca/ roughness.htm (accessed on 10.10.2019).
6. Propeller Surface Roughness // Royal Institution of Naval Architects RINA, Stone Marine Propulsion, UKAS Product Sertification.
7. Nakashima Propeller Co., Ltd: [web site] // URL: https:// www.nakashima.co.jp/eng/ (accessed: Nov. 07.2019).
8. Ship Energy Efficiency Measures: Status and Guidelines [available online] // Web site of American Bureau of Shipping (ABS), Houston, 2013. 72 p., URL: https://ww2.eagle.org/content/dam/eagle/advisories-and-debriefs/ABS_Energy_Efficiency_Advisory.pdf (accessed on 10.10.2019).
9. The Effect of a Foul Release Coating on Propeller Performance [available online] / Atlar M. [et al.] // International conference on Marine Science and Technology for Environmental Sustainability (ENSUS 2002). Newcastle upon Tyne: Newcastle Univ., 2003. 8 p. URL: https://biblio.ugent.be/publication/1041349/file/1041350. pdf (accessed on 10.10.2019).
10. GOST 8054-81. Metal propellers. General specifications. Moscow: Publishing House of Standards, 1999. 10 p. (in Russian).
11. 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).
12. ISO 484-1:1981. Shipbuilding; Ship screw propellers; Manufacturing tolerances. Part 1: Propellers of diameter greater than 2.50 m. Geneva, 1981. 7 p.
13. 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. 9 p. (in Russian).
14. ISO 484-1:2015. Shipbuilding; Ship screw propellers; Manufacturing tolerances. Part 1: Propellers of diameter greater than 2.50 m. Geneva, 2015. 13 p.
15. O. Orlov, A. Sverchkov. Assessing the possibility of applying hydrophobic coatings to reduce hydrodynamic resistance of cargo carriers. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2018. Issue 1(383). P. 43-59 (in Russian).
16. H. Schlichting. Boundary Layer Theory. Moscow: Nauka, 1969 (Russian translation).
17. L. Dorfman. Hydrodynamic resistance and heat transfer of rotating bodies. Moscow: State Publishing House of Physical & Mathematical Literature (Fizmatlit), 1960. 260 p. (in Russian).
18. ITTC: Recommended Procedures: 7.5-02-01-03. Fresh Water and Seawater Properties / Ed. 26th ITTC Specialist Committee on Uncertainty Analysis. (s. l.). 2011. 45 p.
19. ITTC: Recommended Procedures and Guidelines: 7.5-01-01-01. Ship Models / 26th ITTC Resistance Committee (s. l). 2002. 7 p.
20. ITTC: Recommended Procedures and Guidelines: 7.5-01-02-02. Model Manufacture, Propeller Models. Propeller model accuracy / Ed. Propulsion Committee of 24th ITTC. (s. l.). 2005. 8 p.
21. GOST 2789-73. Surface roughness. Parameters and characteristics. Moscow: Publishing House of Standards, 1990. 10 p. (in Russian).
22. Ship Theory. Reference book. Under editorship of Ya. Voitkunsky. In 3 vol. Leningrad: Sudostroyeniye, 1985 (in Russian).
Сведения об авторах
Пустошный Александр Владимирович, д.т.н., член-корр. РАН, главный научный сотрудник-консультант ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (812) 415-47-99. E-mail: krylov@krylov.spb.ru. Сверчков Андрей Владимирович, к.т.н., старший научный сотрудник, начальник сектора ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (812) 748-63-26. E-mail: krylov@krylov.spb.ru. Шевцов Сергей Павлович, к.т.н., руководитель проектов ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (812) 748-63-26. E-mail: kiylov@krylov.spb.ru. About the authors
Alexander V. Pustoshny, Dr. Sci. (Eng.), Corresponding Member of Russian Academy of Sciences, Chief Researcher -Consultant, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 415-47-99. E-mail: krylov@krylov.spb.ru. Andrey V. Sverchkov, Cand. Sci. (Eng.), Senior Researcher, Head of Sector, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 748-63-26. E-mail: krylov@krylov.spb.ru. Sergey P. Shevtsov, Cand. Sci. (Eng.), Project Manager, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 748-63-26. E-mail: krylov@krylov.spb.ru.
Поступила / Received: 14.06.19 Принята в печать / Accepted: 20.11.19 © Коллектив авторов, 2019
