/
Author: Иванов В.В. Зубрилов С.П. Кулик Ю.В. Муленко Н.А.
Tags: кораблестроение судостроение водный транспорт морской транспорт
Year: 1989
Text
МИНИСТЕРСТВО РЕЧНОГО ФЛОТА РСФСР
ИНСТРУКЦИЯ
ТРЕБОВАНИЯ К РАСЧЕТУ И ПРОЕКТИРОВАНИЮ ОТКРЫТЫХ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ И ВАЛОПРОВОДОВ СУДОВ ЛЕДОВОГО ПЛАВАНИЯ
РД 212.0147—87
«ТРАНСПОРТ» 1989
МИНИСТЕРСТВО РЕЧНОГО ФЛОТА РСФСР
ИНСТРУКЦИЯ
ТРЕБОВАНИЯ К РАСЧЕТУ И ПРОЕКТИРОВАНИЮ ОТКРЫТЫХ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ И ВАЛОПРОВОДОВ СУДОВ ЛЕДОВОГО ПЛАВАНИЯ
РД 212.0147—87
ЛЕНИНГРАД «ТРАНСПОРТ»
ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ 1989
УТВЕРЖДЕН И ВВЕДЕН В ДЕЙСТВИЕ
РАЗРАБОТАН
Министерством речного флота РСФСР 27.11.87 г.
СОГЛАСОВАН
Заместитель министра В. в. Иванов
Ленинградским ордена Трудового Красного Знамени институтом водного транспорта Проректор по научной работе С. п. Зубрилов
Заведующий отделом стандартизации и метрологии ю. в. Кулик
Нормоконтролер н. А. Муленко
Заведующий кафедрой теории, проектирования и конструкции судов в. Ф. Бавин
Заведующий лабораторией, руководитель разработки в. Г. Чуприков
Доцент, исполнитель в. А. Бочаров
Заведующий лабораторией, исполнитель н. С. Высокородов
Старший научный сотрудник, исполнитель Е. И. Степанюк
Старший преподаватель, исполнитель д. А. Тарасенков
Научно-техническим управлением Министерства речного флота РСФСР Начальник управления п. А. Пянькин
Выпущено по заказу Министерства речного флота РСФСР
3205030000-110
049(01)—89
заказное
© Министерство речного флота РСФСР, 198У
Группа Т50
РУКОВОДЯЩИЙ ДОКУМЕНТ ПО СТАНДАРТИЗАЦИИ
ИНСТРУКЦИЯ
Требования к расчету и проектированию открытых гребных винтов и валопроводов судов ледового плавания
РД 212.0147—87
Дата введения 01.01.88
Настоящий руководящий документ распространяется на ледоколы и транспортные (грузовые, пассажирские и буксирные) суда классов «Р (лед)», «О (лед)», «М (лед)» и «М-СП (лед)» Речного Регистра РСФСР, предназначенные для плавания в более тяжелых ледовых условиях, чем предусмотрено Правилами классификации и постройки судов внутреннего плавания Речного Регистра РСФСР Ч
Руководящий документ рекомендуется для организаций и предприятий Минречфлота РСФСР, а также для предприятий и организаций, проектирующих и строящих суда по заказам Минречфлота РСФСР.
1. РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОТКРЫТЫХ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ СУДОВ ЛЕДОВОГО ПЛАВАНИЯ
1.1. Расчет гребного винта выполняют в два этапа: на первом — предварительный расчет элементов гребного винта при выборе главных двигателей судна и определении их основных характеристик, на втором — окончательный расчет гребного винта, обеспечивающего наиболее эффективное использование мощности выбранного двигателя.
1.2. Предварительный расчет элементов гребного винта ледокола с целью определения мощности главной энергетической установки и ее типа следует выполнять по схемам, приведенным в табл. 1 и 2.
При этом считаются известными:
длина L судна по конструктивную ватерлинию, м;
ширина В судна по конструктивную ватерлинию, м;
осадка кормой Тк, м;
водоизмещение V, м3;
коэффициент полноты водоизмещения 6;
число гребных валов х;
расчетная скорость v судна при движении в сплошном льду заданной толщины, м/с;
1 В дальнейшем именуются — Правила Речного Регистра.
1*
3
кривая сопротивления движению корпуса ледокола
в поле сплошного льда, кг/с;
коэффициент попутного потока ф и засасывания t, полученные на основании буксировочных и самоходных испытаний модели ледокола в ледовом бассейне.
При отсутствии этих данных коэффициент попутного потока для винтов, которые устанавливаются на судах с обычными кормовыми обводами (без туннелей),
Ф = 0,11 + (1)
где х=1—для винтов в диаметральной плоскости; 2 — для бортовых винтов; D — диаметр гребного винта, м.
Для винтов, установленных в туннелях, при определении коэффициента ф по формуле (1) вместо величины диаметра винта D следует принять осадку судна кормой Тк.
Коэффициент засасывания для винтов, устанавливаемых на судах с обычными кормовыми обводами (без туннелей):
для винтов в диаметральной плоскости судна
/ = 0,6ф(1 + 0,67ф), (2)
для бортовых винтов
£ = 0,8ф (1-|-0,25ф). (3)
Для винтов, расположенных в туннелях и полностью погруженных под ватерлинию, коэффициент t принимают равным коэффициенту ф.
Во всех случаях вычисленное значение коэффициента t следует увеличить на величину Д^ = 0,04... 0,12, которая учитывает результат силового взаимодействия лопастей винта с плавающими льдинами.
При выполнении расчетов по табл. 1 и 2 используют диаграммы для ледокольных винтов на рис. 1 и 2. Расчетную скорость поступательного движения винта в метрах в секунду определяют по формуле
ор = о(1-ф). (4)
Полезная тяга на один винт, кг/с,
Ре = Я(п)/х. (5)
Упор гребного винта
Р = Р,/(1-0- (6)
Если не имеется более точных данных, то при определении необходимой эффективной мощности Ne главной энергетической установки судна (двигатель внутреннего сгорания и др.) рекомендуется пользоваться следующими ориентировочными значениями коэффициента полезного действия (КПД) валопровода цв и редуктора т]г: т]в = 0,95 — при установке на валу гребенчатых упорных
4
.иаграмма для проектирования ледовых гребных винтов Ki — (передний ход); 2 = 4; 9 = 0,5; 6 = 0,09; £>ОТ/£> = 0,28
Рис. 2. Диаграмма для проектирования ледовых гребных винтов V/C редкий ход); z=4; 9 = 0,5; 6=0,09; £>Ст/Д = 0,28
Таблица 1. Схема расчета наивыгоднейших элементов гребного винта при выборе энергетической установки
Расчетные формулы Расчетные значения
1. п, с~'—задается 2. -yn V г 3. Ар = f (К„) — по диаграмме 4. л'= аЛр v„ 5. D = Р—, м иАр 6' К' ~ pn?D* 7. H/D = f (а' ; Kj) — по диаграмме 8. "Пр = / (ХР; К|) — по диаграмме Q 1 9- 11 ~ 1-ф 10. , кВт (л. с.) 1 75т] Wp И. Ne = , кВт (л. с.) W «1 п2 п3
Примечание. Для винтов, расположенных в диаметральной плоскости cz= 1,05; для бортовых винтов п=1,03.
подшипников и 0,97 — упорных подшипников типа Митчеля, шариковых и роликовых подшипников; т], =0,97. . . 0,98 — для зубчатых редукторов (с одной парой колес) при поршневых двигателях, а также для электромагнитных муфт; 0,95... 0,97 — для гидромуфт.
Значения КПД передачи при электродвижении (с учетом потери мощности в валопроводе): т]в'Пг = 0,88.. . 0,93 — для установок, работающих на переменном токе и 0,86... 0,9 — на постоянном токе.
Результаты расчетов по табл. 1 представляются в виде графика, на который в зависимости от частоты вращения п наносят кривые необходимой мощности главной энергетической установки судна (на один вал) Ne и соответствующих диаметров винта D.
При анализе графиков может оказаться, что кормовые обводы судна при ограниченной осадке не позволяют разместить наивыгоднейший гребной винт. В подобных случаях приходится отказаться от установки наивыгоднейшего винта и принять для
7
Таблица 2. Схема расчета гребного винта заданного диаметра при выборе энергетической установки
Расчетные формулы Расчетные значения
1. п, с-1—задается °р 2‘ nD 3- к‘ - „„=0. 4. H/D = f /Ci) — по диаграмме 5. Лр = f (7Р; 7G) — по диаграмме 6- 11 ~ 1-4,^ 7. = кВт (л. с.) Wp 8. /Уе = , кВт (л. с.) ЧвЧг til п2 Пз
дальнейшего расчета наибольший диаметр, допустимый по конструктивным условиям размещения винта.
С другой стороны, в случаях, когда возможно интенсивное дробление и фрезерование льдин лопастями, отношение диаметра винта к осадке ледокола кормой не должно превышать 0,7.
Результаты расчетов по табл. 2 изображаются графически в виде кривой зависимости необходимой мощности энергетической установки от частоты вращения.
На основе этого графика из существующих типов судовых энергетических установок выбирается наиболее подходящий главный двигатель, характеристика которого удовлетворяет условию задания — расчетной скорости движения ледокола в поле сплошного льда заданной толщины.
В результате предварительного расчета винта определяются: тип и марка главных двигателей судна, их мощность, частота вращения вала.
1.3. Окончательный расчет элементов гребного винта ледокола в том случае, если требуется обеспечить наибольшую скорость движения ледокола в сплошном льду при полном использовании мощности энергетической установки, выполняют по табл. 3. При этом, кроме исходных данных, указанных в п. 1.2, считаются известными характеристики энергетической установки: мощность, подведенная к винту ^p, л. с., и частота вращения гребного винта л, с-1-
Расчет считается законченным, если при заданной скорости в строке (1) табл. 3 мощность Np в строке (13) равна заданной мощности. В этом случае полученные значения диаметра D, м, ша-
8
Таблица 3. Схема расчета элементов гребного винта, обеспечивающего наибольшую скорость движения ледокола в сплошном льду
Расчетные формулы Расчетные значения
1. v, м/с — последовательным приближением 2. Ре = — , И (кгс) — по кривой х сопротивления 3. Цр — V (1 — ,|:), м/с 4. Р = -Р^ , Н (кгс) 5. К'п=^=-^/ ~ у п r ' 6. Лр —- / — по диаграмме 7. Хр=оЛр 8. D = пЛр 9. Ki = —Tfw pn2D* 10. -^- = /(/С1; Лр) —по диаграмме 11. пр — f (Лб 7.') ~ по диаграмме 12- п - Пр 13. /Ур = Р‘° кВт (л. с.) и 75т] V1 V2 V3
Примечание. Для винтов, расположенных в диаметральной плоскости, а=1,05, для бортовых винтов а=1,03.
гового отношения HID, полезный упор винта Ре, кг/с, максимальная скорость ледокола в сплошном льду заданной толщины и, м/с, являются окончательными.
При выполнении расчета при заполнении строк (6), (10) и (11) табл. 3 используют диаграммы на рис. 1 и 2. Если в строке (8) окончательное значение диаметра винта D превосходит величину 0,7Тк, то выполняют расчет по табл. 4 при заданном диаметре винта, удовлетворяющего условию D 0,7^.
1.4. Окончательный расчет элементов гребного винта ледокола в том случае, если требуется обеспечить наибольшую силу упора ледокола в сплошном льду данной толщины при заданной скорости при полном использовании мощности энергетической установки, выполняют по табл. 5. При этом, кроме исходных данных,
9
Таблица 4. Схема расчета гребного винта заданного диаметра,
обеспечивающего наибольшую скорость движения ледокола в сплошном льду
Расчетные формулы Расчетные значения
1. V, м/с — последовательным приближением „ n R (о) „ , . 2. Рс = Н (кгс) — по кривом х сопротивления 3. ар = v (1 — ф), м/с 4. Р = t , //(кгс) On 5- Л₽ - nD р 6. = ТпТ- рп2£)4 у у 7. -д— = f (Zp; /С) — по диаграмме Лр = f (^р! /Ci) —по диаграмме о 1 ~z 9- 11 ~ 1 —-ф 10- ' 75т1 > кВт (л. с.) 01 02 Оз
указанных в п. 1.2, считаются известными: предполагаемая сила упора Рд, кг/с; мощность, подведенная к винту, частота вращения гребного винта.
При выполнении расчета по табл. 5 в качестве первого приближения за полезную тягу винта принимается ее предполагаемое значение Ре = |7?(о) +РЛ]/*.
Расчет производят до тех пор, пока мощность в строке (11) табл. 5 не окажется равной заданной мощности. В этом случае искомая сила упора ледокола
Рл = xPe — R (и). (7)
Если в ходе расчета окажется, что диаметр винта D по строке (6) табл. 5 превосходит величину 0,7ТК, выполняют расчет по табл. 6 при заданном диаметре винта, удовлетворяющем условию D -С 0,7Ти.
1.5. Окончательный расчет элементов гребного винта ледокола в том случае, если требуется обеспечить наибольшую скорость ледокола в чистой воде, выполняют в соответствии с указаниями Руководства по расчету и проектированию гребных винтов судов внутреннего плавания, Минречфлот РСФСР, 1977 (далее Руководство) .
10
Таблица 5. Схема расчета элементов гребного винта, обеспечивающего
наибольшую силу упора ледокола в сплошном льду
Расчетные формулы Расчетные значения
1. Ре, //(кгс)—последовательным приближением 2. Р=-т^~Г’ Я (кгс) 3. Knopt- у- р 4. Лр = f (/(nopt) 5. Хр — 6zA«p 6. Dopt / пЛр 7' К' pn2Di 8- 9. Лр — in 10- 11 - 11. Л/р = - , кВт (л. с.) F 75^ 7 Per Р е2 Рез
Примечание. Для винтов, расположенных в диаметральной плоскости, а = 1,05, для бортовых винтов а = 1,03.
1.6. Выбор контура лопасти, распределение толщин лопасти по ее длине и профилирование лопасти гребного винта ледокола.
1.6.1. Контур лопасти принимают симметричным.
1.6.2. Определяют ширину спрямленного контура лопасти винта b и максимальные толщины е: для винтов с дисковым отношением 0 = 0,5 с относительной толщиной лопасти б=е/6 = 0,09 на относительном радиусе г/7? = 0,65 по рис. 3,а; для винтов с дисковым отношением, отличным от 0 = 0,5 по рис. 3, б. Результаты оформляют по форме табл. 7.
1.6.3. Строят профиль сечения лопасти таким образом, чтобы линии, ограничивающие контур сечения, являлись бы кубическими параболами
у3 = 2рх. (8)
Для этого начало координат парабол располагают на входных и выходных кромках лопасти, ординаты парабол (рис. 4) опреде-
11
Таблица 6. Схема расчета гребного винта заданного диаметра, обеспечивающего наибольшую силу упора ледокола в сплошном льду
Расчетные формулы Расчетные значения
1. Ре, Н (кгс) — последовательным приближением 2. Р = xP_^_t , Н (кгс) Ср 3- А'’ 4' Kl pn2D4 5. — f (Ар; Kt) — по диаграмме 6. tip = f (Хр; Ki) — по диаграмме „ 1 — t 7- т’= 1-т|> 11₽ 8. ЛГр= 75ег) , кВт (л. с.) Pei Рег Рез
ляют по формулам yi = 0,517e; г/г = 0,483е; у3 = 0,667е; г/4 = 0,ЗЗЗе или в безразмерном виде
уа = 0,517 J/2xib-, y2i = 0,483 ^2x/b-,
^ = 0,667^2^/6; ^ = 0,333^2x76- (9)
Для облегчения расчетов по этим формулам в табл. 8 приведены относительные значения ординат профиля.
1.6.4. Контур профиля соединяют плавной кривой, сопрягаемой с закруглением кромок. В точке пересечения парабол при х = Ь1% необходимо добиться плавного сопряжения с соседними точками. Толщины входящей и выходящей кромок лопасти для стальных винтов должны быть не менее 7... 8 мм. Относительный
Таблица 7. Характеристики лопасти винта
rlR 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
b/D Ь, мм e/D e, мм
12
Рис. 3. Изменение ширины и толщины лопасти по радиусу для ледокольных винтов: а — с дирковым отношением 9 = 0,5; б — с различными значениями дискового отношения
Рис. 4. Распределение ординат засасывающей и нагнетающей сторон профиля ледового винта
13
Таблица 8. Относительные значения ординат профиля лопасти
2х/Ь 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
Ун/е 0,240 0,302 0,346 0,381 0,410 0,436 0,452 0,480 0,499 0,517
Уи/е 0,224 0,283 0,323 0,356 0,383 0,408 0,429 0,449 0,366 0,483
Уи/е 0,310 0,390 0,446 0,491 0,529 0,563 0,592 0,620 0,644 0,667
Уи/е 0,155 0,195 0,223 0,246 0,264 0,281 0,296 0,309 0,321 0,333
диаметр ступицы цельнолитого винта принимают равным 0,18. . . ... 0,20, у сборных винтов 0,25... 0,30.
1.6.5. Проверяют условия обеспечения расчетных гидромеханических характеристик гребного винта и отсутствия кавитации при его работе в соответствии с указаниями Руководства.
1.7. Предварительный расчет элементов гребного винта транспортного судна ледового плавания с целью определения мощности главной энергетической установки и ее типа выполняют так же, как для ледокола, изложенного в п. 1.2. При этом считаются известными:
основные элементы корпуса судна L, В, Т, V, 6
число гребных валов х;
расчетная скорость движения судна в битом льду заданной толщины и, м/с;
кривая сопротивления движению корпуса судна в битом льду R(v), кг/с.
Коэффициенты попутного потока ф и засасывания t определяются согласно п. 1.2. При выполнении расчета используют диаграммы на рис. 5, а, б.
1.8. Окончательный расчет элементов гребного винта транспортного судна ледового плавания в случае, если требуется обеспечить наибольшую скорость движения судна в битом льду, выполняют так же, как для ледокола (п. 1.3). При этом, кроме исходных данных, указанных в п. 1.8, считаются известными: мощность, подведенная к винту Np, кВт (л. с.), и частота вращения гребного винта п, с-1.
Расчет выполняют с использованием диаграмм на рис. 5, а, б.
1.9. Окончательный расчет элементов гребного винта транспортного судна в том случае, если требуется обеспечить наибольшую скорость судна в чистой воде, выполняют в соответствии с указаниями Руководства. При этом используют диаграммы на рис. 5, а, б.
1.10. Выбор контура лопасти, распределение толщин лопасти по ее длине и профилирование.
1.10.1. Форму контура лопасти принимают саблевидной.
1.10.2. Определяют ширину лопасти на различных радиусах и строят линию наибольших толщин в соответствии с указаниями Руководства.
14
Рис. 5. Диаграммы для расчета гребных винтов: а— (z=4; 0=0,58); б— (z = 4; 0 = 0,75)
15
16
Рис. 7. Диаграмма для построения сечений лопасти:
а — поднятие входящих и выходящих кромок; 6 — диаметр закругления; в, г — ординаты нагнетающей стенки на входящей и выходящей кромке соответственно; д, е — ординаты входящей и выходящей засасывающей кромки соответственно
2 Заказ № 670
17
Численные значения максимальных толщин лопасти на различных радиусах для винтов, у которых D 1,5 м, определяют по рис. 6.
Профиль сечения лопасти рекомендуется авиационный.
1.10.3. На основании графиков, приведенных на рис. 7, определяют значения ординат нагнетающей и засасывающей поверхностей, а также радиусы закругления входящих и выходящих кромок сечений лопасти.
1.10.4. Проверяют условия обеспечения расчетных гидромеханических характеристик гребного винта и отсутствия кавитации при его работе в соответствии с указаниями Руководства.
2. РАСЧЕТ ЛЕДОВЫХ НАГРУЗОК НА ГРЕБНОЙ ВИНТ И ВАЛОПРОВОД.
ОЦЕНКА ОБЩЕЙ ПРОЧНОСТИ ГРЕБНОГО ВИНТА
2.1. Расчет ледовых нагрузок выполняется с целью проверки общей прочности гребных винтов, статической прочности гребных валов и работоспособности подшипников валов.
2.2. Исходные данные для расчета — чертеж гребного винта, а также значения следующих величин:
D, R— диаметр и радиус гребного винта, м;
Н — шаг винта, м;
Г1—.отстояние корневого сечения лопасти от оси вращения, м; h — расчетная толщина льда, м. Для ледоколов это наибольшая толщина сплошного ровного льда, преодолеваемая непрерывным ходом, для остальных судов—'Максимальная толщина битого льда, при которой они допускаются к плаванию за ледоколом или самостоятельно.
2.3. Расчет ледовых нагрузок при фрезеровании льдины гребным винтом.
2.3.1. Определяют крутящий момент ледовой силы, действующей на лопасть при ее врезании и скалывании прорезанной части льдины, кН • м,
Мх = 1,8осмегс, (10)
где (тСм — предел прочности льда на смятие, МПа, принимаемый:
(Тем == 2,5осж, 00
(Те® — предел прочности льда на одноосное сжатие, МПа, принимаемый по табл. 9 в зависимости от значения величины с; е— наибольшая толщина лопасти гребного винта на радиусе г, мм; г —отстояние равнодействующей контактных усилий взаимодействия между лопастью и льдиной от оси вращения винта, м, равное R— 0,5с; с-—длина зоны контакта лопасти со льдом, м: с = = h — для ледоколов (при h > R— г принимается c=R — п);
18
с = 0,277?— для транспортных судов (при 0,277? > 0,71г принимается с = 0,7/г).
2.3.2. Определяют осевое усилие (рис. 8, а), воспринимаемое лопастью винта при скалывании части льда, кН,
= 103oCKsccos<p, (12)
где оСк — напряжение скалывания льда, принимаемое равным 1 МПа; s — ширина скалывания лопастью льда, м,
s = v/nz; (13)
Рис. 8. Компоненты ледовых нагрузок на лопасть винта (а) и валопровод (б):
/ — направление движения судна; 2 — направление вращения
v — скорость хода судна во льдах, м/с; v = 4 м/с — для ледоколов, v = 2,5 м/с — для транспортных судов; п — частота вращения гребного винта, с-1, принимаемая равной частоте вращения на швартовном режиме при полной мощности иШв;
з/ 1,02/Vp ....
«ШВ— Д/ 2яр^£»5 ’ (и)
Л\, — полная мощность, кВт, подведенная к гребному винту; р — плотность, воды, т/м3; кг— коэффициент момента винта, определяемый для ледоколов по рис. 2, для остальных судов — по
Таблица 9. Предел прочности льда на одноосное сжатие <тСж, МПа
Толщина ледяного покрова, м 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Д7 0,8
Значения <тсж, МПа 2,45 1,73 1,46 1,33 1,24 1,19 1,15 1,11
Примечания: 1. В качестве толщины ледяного покрова принимается значение величины с.
2. Для значений с, отличных от приведенных в таблице, значения оСж «определяются линейной интерполяцией.
2*
19
рис. 5, б; z — число лопастей; <р— шаговой угол лопасти на радиусе г, рад,
<р = arctg . (15)
2.3.3. Определяют окружное усилие Рх (рис. 8, а), действующее на лопасть при ее врезании и скалывании прорезанной части льдины, кН:
Рх = Мх/г. (16)
2.4. Оценка общей прочности гребных винтов.
2.4.1. Для каждого г'-го расчетного сечения лопасти определяют изгибающий момент относительно оси наименьшей жесткости сечения лопасти Мщ, кН • м, по формуле
Л!пг = Мх(1 ^-^-){sin<pi+-^?Tcos(pi), (17)
где i — номер расчетного сечения лопасти, принимаемый равным i=l для корневого и i = 2 для сечения, отстоящего от оси вращения винта на расстоянии 0,67?; п —отстояние t-ro сечения лопасти от оси вращения винта, м, в частности, Г2 = 0,6/?; срг -—шаговый угол i-го сечения лопасти, рад, равный
фг = arctg ’
v — угол наклона образующей лопасти, рад.
В случае, если R — 0,67? = 0,47? меньше принятого значения с в п. 2.3.1, при определении изгибающего момента для ледоколов-считается, что c=h = 0,4R и рассчитываются новые значения г, Мх и Р^ в соответствии с пп. 2.3.1 и 2.3.2 для случая с = h=0,4R.
2.4.2. Для каждого г'-го расчетного сечения лопасти определяют минимальный момент сопротивления площади сечения, см3,
Wi=lbie2i, (18)
где | — коэффициент полноты профиля лопасти, принимаемой равным 0,1 для ледоколов, и ‘/Ь —для остальных судов; ех — ширина, м, и наибольшая толщина, мм, профиля лопасти гребного винта на радиусе г, (определяют на спрямленном контуре-лопасти).
2.4.3. Для каждого z-го расчетного сечения лопасти определяют нормальные напряжения, МПа,
Щ = ЮХДГ,- (19)
и сравнивают с допускаемыми оДОп, которые принимаются равными Vs предела текучести материала лопасти.
Если условие щ- 1,05оДоп не выполняется, то либо изменяют материал лопасти гребного винта, повышая его предел текучести, либо (для транспортных судов) уменьшают расчетную скорость v движения судов во льдах. Последнее означает, что движение во>
20
льдах связано с ограничением скорости транспортного судна, которая не должна превосходить принятого расчетного значения.
2.5. Расчет ледовых нагрузок на валопровод при фрезеровании льдины гребным винтом (для ледоколов принимается, что льдина фрезеруется одновременно двумя смежными лопастями).
2.5.1. Определяют осевую силу (упор) (рис. 8,6) от воздействия льда на гребной винт, кН:
для ледоколов
Рх = 2Ре; (20)
для транспортных судов
Рх-Pi-
2.5.2. Нормальная (поперечная) сила от воздействия льда на гребной винт, кН:
для ледоколов
P = 2cos^-.Pt; (21)
для транспортных судов
Р = Рг-
2.5.3. Крутящий момент, обусловленный сопротивлением льда фрезерованию лопастями гребного винта, кН • м:
для ледоколов
Мкр = 2Мж; (22)
для транспортных судов
Л4Кр = Мх.
2.5.4. Изгибающий момент Л4И, действующий на вал в плоскости, перпендикулярной к плоскости, проходящей через ось вала и направление силы Р, кН • м:
для ледоколов
Ми — 2 cos -2- • Р^г; (23)
для транспортных судов
Ми = Р1Г.
2.6. При поломке лопасти от удара плашмя о лед компоненты ледовых нагрузок (Рж, Р, MKV, Мя), действующих на валопровод, определяют по следующим формулам:
Л4Кр RmnWi _rjr^ (sinq31 +2ji/cos2v • rs/H • coscpi) ’ ^4)
Ми = 2л-§-(1+tg2v)MKp; (25)
Px = -^-MKp; (26)
P = MKp/r3, (27)
21
где Rma — предел прочности материала лопасти гребного винта,. МПа; Wt— минимальный момент сопротивления изгибу корневого» сечения лопасти, см3, определяемый в п. 2.4.2; п, <pi — характеристики корневого сечения лопасти, указанные в п. 2.4.1; гз— отстояние равнодействующей контактных усилий взаимодействия между лопастью и льдом от оси вращения винта, м, принимаемое:
/-3 = 2-(27?+ /-,); О
v — угол наклона образующей лопасти, рад.
Рис. 9. Расчетная схема валопровода
2.7. Принимают следующие расчетные ледовые нагрузки для вала и подшипников.
2.7.1. Нагрузки при поломке лопасти: осевая сила Рх, нормальная сила Р, крутящий момент Мкр и изгибающий момент МПг определяемые по формулам (24) — (27).
2.7.2. Нагрузки при фрезеровании льда гребным винтом: осевая сила Рх, нормальная сила Р, крутящий момент Мкр и изгибающий момент Ми, определяемые по формулам (20) — (23).
2.8. Расчет валопровода при действии ледовых нагрузок рекомендуется выполнять, идеализируя его в виде неразрезной балки (рис. 9) на жестких опорах в районе установки подшипников, консоль которой у гребного винта загружена осевой силой Рх или Рх, поперечной (нормальной) силой Р или Р, крутящим моментом: МКр или Мкр и изгибающим моментом Ми или Ми, действующим на вал в плоскости, перпендикулярной к плоскости, проходящей через ось вала и направление силы Р или Р.
Идеализация конструкции валопровода и построение расчетных зависимостей при этом выполняются аналогично тому, как это предусмотрено ОСТ 5.4078—-73 и ОСТ 5.4307—79 для других случаев нагружения валопровода.
После определения реакций подшипников от ледовых нагрузок надо найти реакции от сил массы валопровода и гребного винта в соответствии с ОСТ 5.4078—73 и просуммировать с пер
22
выми (суммируются абсолютные значения величин, т. е. знаки величин не учитываются).
2.9. Пример расчета
Исходные данные: чертеж гребного винта 1.439.6321.09.1; Z> = 2,0 м; /? = = 1,0 м; Я=1,48 м; ri=0,456/?; Л=0,70 м;
2.9.1. Определяется момент Мх, кН-м, по формуле (10), в которой принимаются:
г = (7? + Г1)/2 = 0,7287? =0,728 м
(так как Я = 0,7 м > 7? — 0,4567? =0,544 м);
с = 7? — Г] =0,544 м;
е=50 мм (по чертежу гребного винта);
Осж = 1,22 МПа (по табл. 9 для с = 0,544 м);
Осм = 2,5осж = 3,05 МПа;
Мх = 1,8оСмегс= 1,8 • 3,05 • 50 • 0,728 • 0,544= 108,7 кН • м.
2.9.2. Осевое усилие Р^, кН, определяют по формуле (12), в которой принимают:
Оск = 1 МПа; с = 0,544 м;
. И . 1,48
<₽ = arCtg = arCtg-2n. 0,728 = 17’93 ;
cos <р = 0,951; v = 4 м/с; г = 4; Л7р = 950 кВт; р = 1 т/м3;
д//г2 = 0,18 (по рис. 2 для /7/0 = 0,74; Хр = 0); k2 = 0,0324;
У 1,02/Vp _ 3/ 1,02 • 950 _,.
” V 2лрЫ)5 \ 2л • 1 • 0,0324 • 32 С ’
= oCKsc cos ф • 103= 1 • 0,19 • 0,544 • 0,951 103 = 98,3 кН.
2.9.3. Определяют окружное усилие по формуле (16)
Px = Mx/r= 108,7/0,728 = 149,3 кН.
2.9.4. Определяют изгибающий момент относительно оси наименьшей жесткости для корневого сечения лопасти по формуле (17), в которой принимают:
М = 108,7 кН • м; Ре =98,3 кН; г = 0,728 м; г, = 0,456 м;
Л S 1
, Н , 1,48 п_ „„
Ф1 = arctg —---= arctg —---„ — 27,3°;
6 2лг, s 2л • 0,456
cos ф] = 0,8885; sinq>i = 0,4589; v = 0 (по чертежу гребного винта);
= Мх (1 - -%) (sinV1 + cos ф,) =
0,456 \/ 98,3 • 0,728 \ ,п . „
= 108’7V—0J2^)(°’4589+-..........108,7 >42,4 кН-м.
23
2.9.5. Определяют изгибающий момент относительно оси наименьшей жесткости для сечения, отстоящего на расстоянии 0,67? от оси вращения винта, по формуле (17) для i=2, в которой принимают:
с = h = 0,4 м (поскольку R — 0,6/? =0,4 м < с = 0,544 м).;
r — R — 0,5ft = 1 — 0,5 • 0,4 = 0,8 м;
Осж — 1,33 МПа (по табл. 9 для с = 0,4 м);
Осм = 2,5осж = 2,5 • 1.33 =3,33 МПа;
€ = 38 мм (по чертежу гребного винта для г = 0,8 м);
Мх = 1,8асмегс= 1,8 3,33 • 38 • 0,8 • 0,4 = 72,9 кН • м
Оск = 1 МПа; s = 0,19 м;
* Н t >Л8
<₽ = arctg"faT = arctg 2и • о,8 =16’4 :
cos <p = 0,9593;
= °cksc C0S(P • Ю3 = 1 • 0,19 • 0,4 • 0,9593 • 103 = 72,9 кН;
r2 = 0,6 м;
, H .1,48 ло
= arctg-2777 = arctg"fa -0,5 = 21 ’4 ;
cos <p2 = 0,9308; sin <p2 = 0,3654;
= Mx (1 - (sin<p2 + cos <p2) =
= 72,9 fl -44-Vo, 3654+ 7^9q’Q,’8 0,9308) = 20,2 кН • м.
\ U,о J \ /2,У • 1 J
2.9.6. Определяют минимальный момент сопротивления площади корневого сечения см3, по формуле (18), в которой принимают:
5 = 0,1; *1=77,45 см; et = 10,6 см; Wt = 0,1 • 77,45 • 10,62 = 870 см3.
2.9.7. Определяют минимальный момент сопротивления площади сечения, отстоящего на расстоянии 0,62? от оси вращения винта Ц72, см3, по формуле (18), в которой принимают:
5 = 0,1; *2= 103,3 см; е2 = 7,4см; IF2 = 0,1 • 103,3 • 7,42 = 566 см3.
2.9.8. Для каждого расчетного сечения определяют нормальные напряжения Qi, МПа, по формуле (19) и сравнивают с допускаемыми:
в корневом сечении
Л4„, до д
О1 = 103-^-=103 AfaL = 48,7 МПа<оДоп;
w 1 о/ и
в сечении, отстоящем на расстоянии 0,67? от оси вращения винта,
о2=Ю3-^- = 103^|- = 35,7 МПа < одоп, W 2 000
так как адоп = ‘/з450 = 150 МПа.
2.9.9. По формуле (20) определяют осевую силу (упор) в гребном валу от воздействия льда на гребной винт при его фрезеровании (рис. 8, б)
р =2Р. =2 • 98,3= 196,8 кН.
2.9.10. По формуле (21) определяют нормальную (поперечную) силу в гребном валу от воздействия льда на гребной винт при его фрезеровании
Р = 2 cos -2- • Рх = 2 cos - • 149,3 = 211 кН.
z 4
24
2.9.11. Крутящий момент, обусловленный сопротивлением льда фрезерованию лопастями гребного винта, определяют по формуле (22)
Мкр = 2Мх = 2 • 108,7 = 217,4 кН • м.
2.9.12. Изгибающий момент под винтом, действующий на вал в плоскости, перпендикулярной к плоскости, проходящей через ось вала и направление силы Р, определяют по формуле (23)
Л+ = 2 cos • Р.г = 2 cos • 98,3 • 0,728 = 101,2 кН • м. и z s 4
2.9.13. Компоненты ледовых нагрузок, действующих на валопровод (Рх, Р, Мкр, Ми) при поломке лопасти гребного винта от удара плашмя о лед, определяют по формулам (24) —(27), в которых принимают
гз = 4- (2/?4-Г1) =4- (2,0 + 0,456) =0,819 м;
О о
V = 0; 7?Шл=800 МПа; +,=870 см3;
Мкр = 1
_________________ю-3_________________
О “ “7г)(sin<₽1 + ч5+~ЧГcos Ч
= 800 • 870
0,456
0,819
Ми = 2л 4г-(1 + tg2v) Мкр = 2 - 3,14
Г1
ю-3
2-3,14 0,819
1 1,48
°,’819 1 • 443 = 1540 кН • м;
1,48
= 443 кН • м ;
_ ->-г _ 9.4,4
Рх = -=^~ Мкр = “ , 7443 = 1881 кН;
Г1 1 ,4о
Р = Мкр/г3 = 443/0,819 = 541 кН.
Таблица 10. Сопоставление нагрузок, определенных расчетом, принятых в проекте и замеренных при испытаниях ледокола «Капитан Евдокимов»
Нагрузка Осевое усилие кН Окружное усилие Р, кН Крутящий момент Мкр, кН м Изгибающий момент на валу под винтом Жн> кН • м
Длительные во льдах по проекту 224 (65) 46 40+12,5 (15) 130
Длительные максимальные во льдах по проекту 380 (30) 101 62+27,5 (7) 287
При фрезеровании льдины гребным винтом с учетом гидродинамических нагрузок по расчету 262 (65) 211 232 (15) 101
При поломке лопасти:
по проекту 1971 (92) 541 466 (23) 1540
по расчету Максимальные по данным испытаний: 1973 (92) 541 466 (23) 1540
в январе 1984 г. (при й=0,55 м) 179 167 138 105
в апреле 1985 г. (при /г=0,85 м) 270 196 162 158
25
2.9.14. Выполняют расчет валопровода как неразрезной балки на жестких опорах (см. рис. 9), консоль которой у гребного винта загружена осевой силой Рх, поперечной (нормальной) силой Р, крутящим моментом Л4кр и изгибающим моментом Л4И, определенных в пп. 2.9.9—2.9.12.
Из этого расчета определяют реакции подшипников при ледовых нагрузках, которые затем используют для оценки их работоспособности.
2.9.15. В табл. 10 выполнено сопоставление суммарных нагрузок (от льда и воды), определенных по расчету, принятых в проекте и замеренных на испытаниях ледокола «Капитан Евдокимов». Числа в скобках представляют значения нагрузок только от воды.
Из табл. 10 видно, что предлагаемые зависимости для расчета ледовых нагрузок находятся в удовлетворительном согласовании с опытом проектирования речных ледоколов и экспериментальными данными.
3. КОНСТРУИРОВАНИЕ ОТКРЫТЫХ СБОРНЫХ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ
3.1. Переход к использованию сборных гребных винтов вместо цельнолитых на речных судах ледового плавания является естественным следствием основного принципа проектирования системы гребной винт—валопровод—двигатель, в которой слабым звеном является лопасть гребного винта.
Ниже изложены рекомендации по конструированию сборных гребных винтов с фланцевым (наиболее распространенным) и фрикционным (наиболее перспективным) креплением лопасти.
3.2. При применении фланцевого крепления лопасти:
1) внутренний диаметр резьбы шпильки, мм,
= ’ <28)
где ei — толщина лопасти в корневом сечении, мм; bi— ширина лопасти в корневом сечении, м; Rmn, Rmm— предел прочности материала лопасти и шпилек, МПа; dm— диаметр окружности, м, по которой расположены шпильки; при ином расположении шпилек dm = 0,85/1, где й — расстояние, м, между наиболее удаленными шпильками; т — количество шпилек нагнетающей стороны лопасти;
2) длина нарезной части шпильки, ввертываемой в ступицу, должна быть не менее 1,2с/Ш1; длина нарезной части шпильки под гайку и толщина фланца под гайкой —не менее dmi-
3) для исключения ослабления предварительной затяжки соединения вследствие пластических деформаций неровностей соприкасающихся поверхностей прилегание должно быть плотным, для чего опорные поверхности фланцев лопастей и ступицы должны быть пришабрены числом пятен не менее двух на площади 2,5X2,5 см2;
26
4) для повышения прочности узла крепления лопастей гребных винтов необходимо контролировать затяжку гаек. Момент на ключе при затяжке гаек, кН,
Мкг =1,5 e^~-Rmn, (29)
ашИ1
где dm2 — наружный диаметр резьбы шпильки, мм;
5) так как для гаек обычно применяется менее прочный материал, чем для шпилек, необходимо выполнить проверочный расчет прочности витков резьбы гайки на срез по формуле
тср = 0,22 , н т <тдоп, (30)
где ka — коэффициент нагрузки; &н = 2, при числе витков по высоте гайки около 6; &н = 3 при числе витков около 10; Нг — высота нарезной части гайки, мм; Кен — предел текучести материала шпильки, МПа; тДОп— допускаемое напряжение на срез для материала гайки, МПа, принимается равным 0,46 предела прочности.
3.3. При применении фрикционного крепления лопасти:
1) должно выполняться условие, исключающее распрессовку соединения и сохраняющее геометрические параметры посадочных поверхностей (условие прочности соединения при циклическом нагружении), имеющее вид
Мн<0,8Мтр, (31)
где Ми — внешний изгибающий момент, кН • м, определяемый по формуле
Ми=10-%ЯлГ1; (32)
п—предел текучести материала лопасти, МПа; Wi— момент сопротивления корневого сечения лопасти относительно оси наименьшей жесткости, см3; Л4тр — момент трения в заделке, кН-м, определяемый по формуле
Мтр= 10’3fpdlZ2; (33)
f — коэффициент трения; р — контактное давление, МПа, определяемое по формуле
р = bE/d2, (34)
6—диаметральный натяг, см; Е— модуль упругости стали, МПа; di — диаметр хвостовика лопасти, см; /г— длина заделки, см.
2) должно выполняться также условие, исключающее перераспределение контактных давлений на контактной поверхности (условие статической прочности соединения):
Р.Р>РП, (35)
27
Ртр— сила трения в заделке, кН,
Ртр = Q,2fpd2l2, (36)
Рп— перерезывающая сила, кН, в заделке,
Р. = у/Pl + Р\ (37)
Рх, Р — осевое и окружное усилия, кН, при поломке лопасти, определяемые по формулам (26) и (27).
3) все соединения должны проверяться при помощи контрольной опрессовки, гнезда ступицы до сборки — на герметичность, соединение в сборке — на соответствие расчетной несущей способности. Давление контрольной жидкости при опрессовке гнезда ступицы перед сборкой q, МПа, и соединения в сборке q', МПа, определяют из условий
<?>40Pc/W), q = qjk, (38)
где Рс — усилие страгивания при распрессовке, кН, определяемое по формуле
Pc = 0,lnfpd2/2; (39)
k— запас прочности, принимаемый равным 2.
У конструкции сборного гребного винта с частичным закреплением фланца лопасти по напряженной посадке в соответствующей выточке ступицы значительно увеличивается несущая способность соединения. Эта добавка (АРС) к Рс определяется по формуле
лр- = То^/£,Г" (40)
где .Оф — диаметр фланца лопасти, см; Рс — площадь поперечного сечения ступицы в плоскости лопастей, см2;
4) механические характеристики материала ступицы должны быть как можно ближе к характеристикам материала лопасти. Это повышает несущую способность соединения.
Повышение несущей способности соединения достигается также:
использованием мелкодисперсных порошков пластических и мягких металлов с глицерином либо с другими связующими материалами;
образованием на контактирующих поверхностях оптимального микрорельефа;
нанесением антикоррозионных мягких (цинк, кадмий, медь) гальванических покрытий на поверхности охватываемых деталей.
5) кроме того:
гнездо и хвостовик должны выполняться ступенчатой формы — это снижает время монтажных операций и вероятность задиров; соотношение Izld^^l*—'/2 должно быть как можно ближе к ’/4;
28
упрочненные накаткой роликом контактные поверхности значительно повышают несущую способность соединения и улучшают антизадирные свойства;
целесообразно фланец лопасти выполнять круглым и крепить его в соответствующей расточке при помощи напряженной посадки — это увеличивает несущую способность соединения при небольших размерах ступицы;
гнезда в ступице должны выполняться глухими — это позволит осуществлять демонтаж лопастей в судовых условиях, увеличит несущую способность соединения и, кроме того, не препятствует бесшпоночному креплению гребного винта на валу;
диаметральный натяг 6 из условий прочности материала ступицы должен удовлетворять соотношению
6<0,00Ы2;
для снижения вероятности образования задиров при распрес-совке, а также из условия тепловой сборки соединения без гидрораспора натяг должен находиться в диапазоне
б = (0,0006. . . 0,001) d2-
шероховатость контактных поверхностей назначается в пределах
/?а=1,25... 2,5
(при назначении натяга 6 вводить поправку А6 на смятие микронеровностей не следует);
не следует применять у данных соединений рекомендуемые конструктивные решения по снижению концентрации напряжений для соединений обычного типа;
при тепловой сборке для исключения структурных изменений в материале температура нагрева должна быть ниже температуры низкого отпуска для данного материала;
при охлаждении охватываемой детали необходимо ориентироваться на максимально возможную температуру жидкого азота (минус 190 °C);
расчетные температуры нагрева (охлаждения) при сборке следует назначать с учетом остывания ступицы или нагрева лопасти, а также обеспечения монтажного зазора.
4. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ВАЛОПРОВОДОВ СУДОВ ЛЕДОВОГО ПЛАВАНИЯ
4.1. Предварительные диаметры валов (промежуточных, упорных и гребных) судов ледового плавания определяются по формуле, мм,
d у, (41)
где dmin — минимальные диаметры промежуточных, упорных и гребных валов судов без ледовых усилений, мм, определяемые
29
в соответствии с Правилами Речного Регистра РСФСР; kn.y — коэффициенты ледового усиления диаметров валов, принимаемые в соответствии с табл. 11.
Таблица 11. Коэффициенты ледового усиления диаметров валов
Вал Расчетная толщина Льда, м
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8
Промежуточный 1,05 1,05 1,05 1,05 1,07 1,09 1,12 1,15
Упорный Гребной: 1,05 1,05 1,05 1,05 1,07 1,09 1,12 1,15
для транспортных судов 1,05 1,05 1,06 1,09 1,13 1,18 1,24 1,30
для ледоколов 1,07 1,07 1,07 1,09 1,13 1,18 1,24 1,30
4.2. Для диаметров гребных валов судов с ледовыми усилениями в районе кормовой опоры дейдвудного подшипника дополнительно должно выполняться условие
dr > ^11,ЗЛ4р//?е//) (42)
где dT— диаметр гребного вала судна с ледовыми усилениями в районе кормовой опоры дейдвудного подшипника, мм; Л4Р — расчетный момент в опасном сечении (по кормовой кромке кормовой опоры дейдвудного подшипника), Н • мм, определяется в килоньютонах на метр по формуле
Мр = д/м* + (Р1)2 + 0,75МкР; (43)
Л4кр— крутящий момент, кН • м; Л4И, Р1— изгибающие моменты, кН • м, в опасном сечении гребного вала при поломке допасти гребного винта от удара плашмя о лед, определяемые: Л7Кр— по формуле (24), Ми —по (25), Р — по (27); / — отстояние опасного сечения от точки приложения силы Р, м; ReH— предел текучести материала гребного вала, МПа.
Выполняется расчет валопровода в соответствии с указаниями п. 2.7 и 2.8 и оценивается статическая прочность валов путем сравнения приведенных напряжений одр с допускаемыми адоп, равными 0,9/?ен при поломке лопасти и 1/зРен при фрезеровании льда лопастью.
Опр = V(o + Оо)2 + Зт2,
где о, Оо — нормальные напряжения в вале при его изгибе и сжа-тии/растяжении, МПа, соответственно; т—касательные напряжения в вале при его кручении, МПа.
В выражении для определения опр суммируются абсолютные значения величин о и оо, т- е. их знаки не учитываются.
30
В случае невыполнения условия статической прочности рекомендуется увеличение диаметра вала в k0 раз. При этом Ло= = (ОпрМдоп) 'Т
4.3. Установленные диаметры валов (промежуточных, упорных и гребных) являются исходными при разработке конструкций валопроводов судов с ледовыми усилениями. Уточнение диаметров валов (промежуточных, упорных и гребных) в процессе разработки конструкции валопровода конкретного судна производится из условия обеспечения усталостной прочности их опасных сечений. За опасные принимаются сечения с напрессованными деталями и ступенчатыми переходами.
4.4. Исходные данные для проверочного расчета усталостной прочности валов — чертежи валопровода, а также значения следующих величин:
t — общее время работы валопровода, с, определяемое по формуле
t = tckHkx, (44)
где tc — срок службы судна, с; kH = tH/3Q5 — коэффициент, учитывающий длительность навигации в течение года (/н— срок навигации, сут); k^=tjta — коэффициент, учитывающий длительность ходового времени в период навигации (7Х — срок ходового времени в период навигации, сут); а-— доля активной эксплуатации судна в ледовых условиях; vK — частота одноузловой формы свободных крутильных колебаний системы двигатель—валопровод—движитель, с-1; п — частота вращения валопровода на номинальном режиме, с-1; /ло — относительная длительность действия ледовых нагрузок; Rm — временное сопротивление материалов вала (промежуточного, упорного или гребного), МПа; о-ш, Т-щ— условный предел выносливости вала (промежуточного, упорного или гребного) с концентраторами напряжений в условиях симметричного цикла изгиба и кручения, МПа; Т — номинальный крутящий момент, Н-мм; q — контактное давление, МПа, в соединениях с гарантированным натягом, определяемое для конических соединений деталей валопроводов в соответствии с ОСТ 5.9670—77.
Величины a, t„0, ст-ю, x_iB рекомендуется определять по результатам натурных экспериментов или (в случае отсутствия экспериментальных данных) по рекомендациям и расчетным формулам, приведенным в настоящем руководящем документе.
Номинальный режим — режим полного хода судна на чистой воде.
4.5. Доля активной эксплуатации судна в ледовых условиях определяется по результатам статистических исследований судов-аналогов по формуле
а=/*Лс, (45)
где /*л—общее время эксплуатации судна в ледовых условиях, с.
31
При отсутствии статистических данных в расчетах можно принять а=0,3.
4.6. Относительная длительность действия ледовых нагрузок определяется по результатам натурных испытаний судов-аналогов в ледовых условиях по формуле
= ^н, (46)
где /л — общая продолжительность действия ледовых нагрузок, с; 4 — общее время наблюдения, с.
Рис. 10. Зависимость коэффициента (3 Рис. 11. Зависимость коэффициентов от предела прочности вала: (йс/еа)о от диаметров валов с на-
1 — полирование; 2 — шлифование; 3 — тонкое прессованными деталями
точение; 4 — грубое точение
При отсутствии экспериментальных данных в расчетах можно принять /ЛО=0,45.
4.7. Условный предел выносливости вала (промежуточного, упорного или гребного) с концентраторами напряжений в условиях симметричного цикла изгиба, МПа, при отсутствии экспериментальных данных допускается определять из зависимости
o_iD = o_1/feffD, (47)
где о-1 — предел выносливости материала вала при симметричном цикле изгиба, МПа; kao — коэффициент снижения предела выносливости по нормальным напряжениям в опасных сечениях вала.
Коэффициент снижения предела выносливости по нормальным напряжениям в опасных сечениях вала (промежуточного, упорного или гребного) определяется по формуле
kaD = (ka/ea) + 1/Э — 1, (48)
где (ka/ea) —эффективный коэффициент концентрации нормальных напряжений в опасных сечениях с учетом масштабного фактора; Р — коэффициент влияния шероховатости поверхности в опасных сечениях, принимаемый согласно рис. 10.
В формуле (48) эффективный коэффициент концентрации нормальных напряжений с учетом масштабного фактора для опасных
32
сечении, имеющих посадки с гарантированным натягом, определяется из выражения
(^а/еа) — (^о7е<т)о & ъ >
(49)
где (ka/ea)o— эффективный коэффициент концентрации напряжений с учетом масштабного фактора для посадок с гарантированным натягом без учета контактного давления в соединениях и временного сопротивления материала; — поправка, учитывающая влияние временного сопротивления материала; S," — поправка, учитывающая величину контактного давления в соединениях.
I' f,75 $ 1,25 1,0
500 600 700 800 900 Of,,МПа
Рис. 12. Зависимость коэффициента %' от предела прочности
Рис. 13. Зависимость коэффициента I" от величины контактного давления в соединении
Численные значения (&0/80)о, %' и g" принимаются согласно рис. 11, 12, 13.
В формуле (48) эффективный коэффициент концентрации нормальных напряжений с учетом масштабного фактора для опасных сечений, имеющих ступенчатые галтельные переходы, определяется из выражения
(йа/еа) = ka/na, (50)
где ka-—эффективный коэффициент концентрации нормальных напряжений без учета масштабного фактора для опасных сечений, имеющих ступенчатые галтельные переходы; ео — коэффициент, учитывающий влияние абсолютных размеров валов на их выносливость.
Численные значения ka и еа принимаются согласно рис. 14 и 15. Значение предела выносливости материала при симметричном, цикле изгиба, МПа, определяется по формуле
о_, = (0,55- 0,000\Rm)Rm, (51)
где Rm — временное сопротивление материала, МПа.
4.8. Условный предел выносливости вала (промежуточного, упорного или гребного) с концентраторами напряжений в условиях
3 Заказ № 670
33
симметричного цикла кручения при отсутствии экспериментальных данных допускается определять из зависимости
T_1D = T_1/AitZ}> (52)
где Т-1 — предел выносливости материала вала (промежуточного, упорного или гребного) при симметричном цикле кручения, МПа; kxD — коэффициент снижения предела выносливости по касательным напряжениям в опасных сечениях вала, определяемый из выражения
Рис. 14. Зависимость коэффициента ka для валов со ступенчатыми гал-тельными переходами
Рис. 15. Зависимость коэффициента ест от абсолютных размеров валов из углеродистой (/) и легированной (2) сталей
где (&т/ет) — эффективный коэффициент концентрации касательных напряжений с учетом масштабного фактора; 0 — коэффициент влияния шероховатости поверхности в опасных сечениях, принимаемый согласно рис. 10.
Значения величин т-i и (&т/ет) определяют из выражений:
т-1 = 0,6о_1; (54)
(feT/et) = 1 + 0,6 (feCT/ea) — 1. (55)
Численное значение величин (й0/еа) и o'—i в формулах (54) и (55) принимают в соответствии с формулами (49), (50) и (51).
4.9. Проверочный расчет усталостной прочности валов в ледовых условиях.
4.9.1. Определяют допускаемые амплитуды нормальных и касательных напряжений
[о]г = o-1Dr/[n]r, (56)
[T] = T_1D/[n], (57)
где [о]г — допускаемые амплитуды нормальных напряжений для выходного конца гребного вала, МПа; О-юг — условный предел выносливости выходного конца гребного вала с концентраторами на-
34
пряжений в условиях симметричного цикла изгиба, МПа, определяемый согласно п. 4.7; [т]— допускаемые амплитуды касательных напряжений для вала (промежуточного, упорного и гребного),, МПа; [п] г — статистический коэффициент запаса усталостной прочности гребного вала по нормальным напряжениям; [п] — статистический коэффициент запаса усталостной прочности вала (промежуточного, упорного или гребного) по касательным напряжениям.
Значения величин [п]г и
[п] определяются по формулам
[»]г
(58)
[«] =
(59)
где V-i — коэффициент вариации прочностных характеристик материала вала (промежуточного, упорного или гребного); Уи, VK — коэффициенты вариации параметров нагружения при изгибе и кручении; ир — квантиль нормального распределения при заданной нормативной вероятности безотказной работы.
Если не имеется уточненных данных, при расчете принимают: V-i = 0,l; Еи = 0,3; Ек = 0,15; «р = 3,1 (при заданной нормативной вероятности безотказной работы Р = 0,999).
4.9.2. Определяют эквивалентные амплитуды нормальных и касательных напряжений, МПа,
1
оэг = 0,8т (2nm)2m (n//109)1/m (aU)’7"1 (5И/Г) т; (60)
1
тэ = 0,4m (2.4/71)^ (vK//109)1 /m (aGo)^ («к/Г) т, (61)
где Оэг, тэ — эквивалентные амплитуды нормальных и касательных напряжений, МПа; т — касательные напряжения в рассчитываемых сечениях вала (промежуточного, упорного или гребного) , МПа; т — показатель кривой усталости; SK, Sa — стандарты (средние квадратичные отклонения) амплитуд крутящих и изгибающих моментов; Т — номинальный крутящий момент.
Если не имеется уточненных данных, при расчете принимают т—8, (SH/T) и (Sk/T) в соответствии с табл. 12.
Таблица 12. Значения величин (S^/T) и (Sk/T)
Величина Расчетная толщина льда, м
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 °,7 0,8
(S„/T) 0,15 0,18 0,19 0,20 0,21 0,22 0,26 0,30
(Sk/T) 0,10 0,15 0,20 0,21 0,23 0,25 0,30 0,35
3*
35
Касательные напряжения в рассчитываемых сечениях вала (промежуточного, упорного или гребного), в МПа, определяют по формуле
r= 1677(nd3), (62)
где Т — номинальный крутящий момент, Н-мм; d — диаметр вала (промежуточного, упорного или гребного) в опасных сечениях, мм.
4.9.3. Проверяется выполнение условий усталостной прочности: для выходного конца гребного вала
для промежуточного, упорного и гребного (за исключением его выходного конца) вала
тэ<[т], (64)
где значения величин аэ, О-шг, Т-id, тэ, [<т]г и [т] определяют в соответствии с пи. 4.7, 4.8 и 4.9.2.
4.10. В случае невыполнения условий усталостной прочности в ледовых условиях могут быть рекомендованы следующие мероприятия:
4.10.1 Увеличение диаметра соответствующего вала в k\ раз, где
k\ = (опр/[о]г)'/з или k\ = (тэ/[т])'/з. (65)
4.10.2. Применение упрочняющей обработки поверхностей валов, имеющих посадки с гарантированным натягом (в этом случае требуется экспериментальное подтверждение достаточности повышения условных пределов выносливости).
4.10.3. Сокращение общего времени эксплуатации судна в ледовых условиях /* в Л2 раз, где
k2 = (опр/[о]г)8 или k2 = (тэ/[т])8. (66)
4.11. Пример расчета (табл. 13)
Исходные данные: чертежи 1.439.6300.09.151, 2.439.6312.59.101; 7С=ЗО лет= =9,46-108 с — срок службы судна по Правилам ремонта судов Министерства речного флота РСФСР, М., Транспорт, 1975; £и = 0,685, £х = 0,7 — по данным статистики для ледоколов типа «Дон»; а = 0,3; /Ло = 0,45 — в соответствии с требованиями пп. 4.5 и 4.6; 7?та = 550 МПа, /?ен=400 МПа — по данным черт. 2.439.6312.59.101; 7=21,6 кН-м; п=420 об/мин=7 с-1; t=tckKki = = 9,46-108-0,685-0,7 = 4,54-108 с — общий срок службы валопровода; vK = =29,6 с-1 —для внутреннего валопровода и 30,5 с-1 — для наружного (из «Расчета крутильных колебаний гребных валопроводов» № 4.439.6300.09.4).
4.11.1. Диаметр промежуточного вала по Правилам Речного Регистра
dnp = L л/N (1 +*)/« = 24,7 -^950 (1 + 0)/2,5 = 178,9 мм,
где L — коэффициент, принимаемый равным 24,7 для валов судов класса «М»; М=950 кВт — номинальная мощность, передаваемая промежуточным валом;
36
Таблица 13. Расчет усталостной прочности валов
Наименование вала и положение его опасного
сечения
Параметр Гребной Промежуточный Упорный
в районе
у гребного в начале под муф- ступенчатых
винта’ облицовки той галтельных
переходов
Контактное давление q, МПа 29,2 14,1 9,02
Коэффициент (Аа/ест)о (по рис. И) 3,5 3,5 3,5
Поправка £' (по рис. 12) 1,06 1,06 1,06
Поправка g" (по рис. 13) 1,0 0,87 0,8
Коэффициент (*а/еа) = 3,71 3,23 2,97
Коэффициент р (по рис. 10 для полированных валов) 1,0 1,0 1,0
Коэффициент kQD = (ko/t.a) +1/6—1 3,71 3,23 2,97
Предел выносливости вала при изгибе, МПа, 0-1= (0,55—O,OOO17?„i)7?m 272,3 272,3 272,3 272,3
Условный предел выносливости вала при изгибе, МПа, 73,4 84,3 91,7
a-iD —
Коэффициент ka (по рис. 14 для р 0,040 227) 1,23
d 0,1753 °'227’
Коэффициент ест (по рис. 15 для легированных сталей) 0,67
Коэффициент (^а/£а) для сечений со ступенчатыми галтельными переходами 1,84
Предел выносливости вала при кручении, МПа, т_1 = 0,60-1 163,4 163,4 163,4 163,4
Коэффициент (&т/ет) == 1 + 0,6 X 2,63 2,34 2,18 1,5
х [(W-4 Коэффициент kxD = (feT/et) + 1/₽—1 2,63 2,34 2,18 1,5
Условный предел выносливости вала 62,1 69,8 75,0 108,9
при кручении, МПа, = Коэффициент запаса по нормальным напряжениям 2,19
1 +«р]/ 17и + ^-1
Иг 1
(при V-i = 0,l; Vh = 0,3; up = 3,1) Коэффициент запаса по касательным напряжениям 1,72 1,72 1,72 1,72
4-mpa/IZk + ^-1
ы - v
1 -«р^-1
(при Кк = 0,15; У_!=0,1; иР=3,1)
37
Продолжение табл. 13
П араметр Наименование вала и положение его опасного сечения
Гребной Промежуточный под муфтой Упорный в рай-• оне ступенча-тых галтель-ных переходов
у гребного винта в начале облицовки
Расчетные значения диаметров валов в опасных сечениях d, мм 356,3 356,3 175,9 175,9
-Значения диаметров валов в опасных сечениях, принятые в проекте ледокола, мм 385 385 300 300
Касательные напряжения в рассчитываемых сечениях вала, МПа Эквивалентные амплитуды нормальных напряжений <тэг, МПа (по формуле (60) при m=8; п=7 с-1; t= = 4,54-108 с; а = 0,3; Go = 0,45; S„/T=0,26) 2,43 4,65 2,43 20,2 20,2
Эквивалентные амплитуды касательных напряжений тэ, МПа, (по формуле (61) при ni=8; vK = 30,5 с-1; 7=4,54-108 с; а=0,3; Go=0,45; SK/T=0,3) Эквивалентные амплитуды нормальных напряжений с учетом кручения, МПа, Опр = /у/og + (or-i/t-.])2^ Допускаемые амплитуды нормальных напряжений, МПа, [а]г = <т-1в/[п]г 3,22 7,1 33,5 3,22 26,8 26,8
Допускаемые амплитуды касательных напряжений, МПа, [t]=t-id/[m] 36,1 40,6 43,6 63,3
Поскольку стПр<[сг]г, а тэ<[т], условие усталостной прочности для расчетных значений диаметров валов выполняется, т. е. расчетные значения диаметров валов, исходя из условия прочности, могут быть приняты за окончательные.
7г = О— для установок с роторными механизмами; п — номинальная частота вращения промежуточного вала, с-1, принимается в данном случае равной меньшему значению из диапазона 150—420 об/мин, при котором гребной двигатель ледокола «Капитан Евдокимов» развивает полную мощность М=950 кВт, т. е. л =150 об/мин = 2,5 с-1.
Поскольку временное сопротивление материала вала Rm = 550 МПа больше 430 МПа, согласно Правилам Речного Регистра диаметр промежуточного вала может быть принят равным
dnp = 178,9 -у''550/(2 • 550 — 430) = 167,5 мм.
38
Для судов с ледовыми усилениями диаметр промежуточного вала согласно табл. 11 и Правилам Речного Регистра должен быть увеличен на 5 %, т. е.
dnp= 1,05 • 167,5 = 175,9 мм.
4.11.2. Определяется диаметр упорного вала dyn, мм, который вне упорного подшипника принимается равным диаметру промежуточного вала, т. е. 175,9 мм, а в районе упорного гребня должен быть увеличен в соответствии с Правилами Речного Регистра не менее чем на 5%, т. е. в этом районе
dyn = 1,05 • 175,9 = 184,7 мм.
4.11.3. Диаметр гребного вала по Правилам Речного Регистра
dr = l,ldnp + ^D = 1,1 • 178,9+10 • 2 = 216,8 мм, где &=10 —для валов без сплошной облицовки; 0 = 2 м — диаметр гребного винта.
Поскольку временное сопротивление материала вала Z?m = 550 МПа больше 430 МПа, согласно Правилам Речного Регистра диаметр гребного вала может быть принят равным
dv = 216,8 -^550/(2 • 550 — 430) =203,0 мм.
Для судов с ледовыми усилениями диаметр гребного вала согласно табл. 11 и Правилам Речного Регистра должен быть увеличен на 7 %, т. е.
dr= 1,07 • 203 = 217,2 мм.
Кроме того, для диаметров гребных валов судов с ледовыми усилениями в районе кормовой опоры дейдвудного подшипника согласно п. 4.2 должно выполняться условие
dT > = ^11,3 • 1602 • 10e/400 = 356,3 мм,
где Мр — расчетный момент в опасном сечении (по кормовой кромке кормовой опоры дейдвудного подшипника), Н-мм, определяется по формуле
Л4р = + (Р/)2 + 0,75Л4кр = V15402 + (541 • 0,4)2 + 0,75 • 4432 • 106 =
= 1602 • 10б Н • мм.
Мкр = 443 кН-м, Ми = 1540 кН-м, Р = 541 кН из п. 2.9.13;
Z = 0,4 м по чертежу валопровода;
/?йЯ = 400 МПа — предел текучести материала вала.
Таким образом, диаметр гребного вала принимается равным +=356,3 мм.
Полученные значения диаметров валов: промежуточного dnp= 175,9 мм, упорного (вне упорного подшипника dyn=dnp= 175,9 мм, в районе упорного гребня dyn= 184,7 мм) и гребного dr=356,3 мм далее уточняются из расчета их усталостной прочности (см. табл. 13).
За опасные сечения валов при расчете их усталостной прочности в соответствии с п. 4.3 принимают:
для гребного вала — сечение по месту посадки гребного винта (у носовой кромки конической поверхности) и сечение у начала (считая от гребного винта) облицовки;
для промежуточного вала — сечение под муфтой SKF-,
для упорного вала — сечения, имеющие ступенчатые галтельные переходы.
4.11.4. Определяют контактные давления q, МПа, в районе опасных сечений валов.
Для сечения гребного вала по месту посадки гребного винта значение q = = 29,2 МПа принимается на основании материалов проекта.
Для сечения гребного вала в начале облицовки значение q определяют по формуле
ЕЬ Л \ 2,06 • 105 • 0,244 /, 3852 \ ,, ,
Г~^Г----------------^385-------\ — Тзб2/= 4 ’1 МПа’
39
где Е—модуль упругости стали, принимаемый равным 2,06-105 МПа; б — диаметральный натяг, принимаемый равным 0,244 мм по данным черт. 2.439.6312.59.101; dT— диаметр гребного вала в районе облицовки, принимаемый равным 385 мм по данным черт. 2.439.6312.59.101; do— наружный диаметр облицовки, мм.
Для сечения промежуточного вала под муфтой SKF значение q определяется в соответствии с указаниями ОСТ 5.9670—77 по формуле
т <7пр 8L$fT
4,07 • 0,3
8 • 0,79 • 0,15
7 = 9,02 МПа,
где т — напряжения кручения, МПа, при номинальном крутящем моменте Т и моменте сопротивления вала W,
Т 16Т
W ~ nd3
16 • 21,6
3,14 • 0,33
Ю~3 =4,07 МПа;
^пр —диаметр промежуточного вала принимается равным 300 мм=0,3 м по данным черт. 1.439.6300.09.151; L$—протяженность муфты по валу, м, определяется по нормам поставщика ТСП 6022 «Соединительные муфты типа OK-НВ» для диаметра вала 300 мм, равна Дф —0,79 м; fT — коэффициент трения, принимается равным 0,15; v — номинальная частота вращения, принимается равной 7 с-1.
5. ПОДБОР И ПРОВЕРКА РАБОТОСПОСОБНОСТИ ПОДШИПНИКОВ ВАЛОВ
5.1. При выборе типа подшипников необходимо учитывать следующее:
1) чем меньше нагрузка на подшипники валопровода, тем больше преимуществ при использовании принципа качения по сравнению со скольжением, упрощается поддержание работоспособности в эксплуатации, облегчается монтаж при замене, упрощается система смазки, уменьшается расход масла, несмотря на более высокие значения коэффициента трения f (у шариковых подшипников / = 0,001... 0,004; у роликовых — 0,0025... 0,1);
2) шариковые подшипники при одинаковых габаритах с роликовыми допускают большую скорость вращения;
3) грузоподъемность роликовых подшипников при одинаковых габаритах с шариковыми больше и они обладают большей жесткостью;
4) в судовых валопроводах желательно применять самоуста-навливающиеся подшипники;
5) опорные подшипники должны быть взаимозаменяемыми — применение самоустанавливающихся в совокупности с несамо-устанавливающимися нецелесообразно;
6) при установке подшипников качения требуется более тщательная центровка оси валопровода, поскольку радиальные зазоры у них меньше;
7) для упорных подшипников качения предпочтительнее роликовые, самоустанавливающиеся по типу или за счет дополнитель
40
ных упорных колец с коническими или сферическими поверхностями.
5.2. Подбор типов и размеров подшипников качения следует производить по грузоподъемности по рекомендации государственных стандартов. Они основаны на эмпирических зависимостях и содержатся в справочниках. Рекомендуется, кроме того, подсчитывать динамическую радиальную или осевую грузоподъемность подшипника, обеспечивающую требуемую долговечность его работы при нормальной скорости вращения.
5.3. Опорные и упорный подшипники скольжения вначале подбирают по диаметру d, равному или несколько большему минимального диаметра вала. Затем определяют параметры работы подшипников на двух режимах работы — номинальном и наиболее тяжелом и сравнивают с ограничительными параметрами.
Для судов ледового плавания наиболее тяжелым режимом работы подшипников является работа во льдах.
Расчетные ледовые нагрузки, приведенные в разделе 2, ориентированы на их использование при проверке работоспособности на наиболее тяжелом режиме упорного, опорных и дейдвудных подшипников.
5.4. Исходными данными для расчета подшипников скольжения являются: наибольшая радиальная нагрузка Р, кН, опорного и осевая нагрузка Рх упорного подшипников; частота вращения вала на швартовном режиме пШв, а также нагрузка и частота вращения на номинальном режиме Рн, Рнх, п и диаметр шейки вала под подшипник.
Нагрузки Р и Рх определяются в соответствии с пп. 2.7.2 и 2.8.
Величина Рих численно равна упору гребного винта при движении судна полным ходом по чистой воде. Радиальная нагрузка Рн определяется следующим образом.
По известному шаговому отношению лопасти (H/D) с учетом фактической разношаговости лопастей, которая допускается в изготовлении, и известному значению относительной поступи 7Р= — vvlnD по соответствующей диаграмме z — 0 (см. раздел 1) определяют коэффициент момента &2 и окружное усилие на i-й лопасти
Ti = 2,86fe2pn2Z)4/z. (67)
Величина Рн для винтов с числом лопастей 2=3; 4; 5 равна: 1) при 2 = 3
Рн = ^\Т\ ~ 0,5 (Т2 + Л)]2 + 0,75 (Т, - Тзу-, (68) 2) при 2 = 4
Рн = У(Л-Р3)2 + (Л-Л)2; (69)
3) при 2 = 5
Рн = {[г 1 + 0,31 (Т2 + Т5) - 0,81 (т3 + п)]2 +
+ [0,95 (Т2 - Г5) + 0,59 (Тз - Т4)]2},/2. (70)
41
5.5. Расчет параметров работы опорного подшипника скольжения и проверка его работоспособности.
5.5.1. Определяют наибольшую удельную нагрузку ртах, Па, и сравнивают с допускаемой [р] (табл. 14) для баббита вкладышей
ртах = -^-Ю3, (71)
где I — протяженность подшипника по валу, м; d — внутренний диаметр подшипника, м.
5.5.2. Номинальная удельная нагрузка, Па,
рн = -^- 103. (72)
5.5.3. Наименьшая скорость трения, м/с,
^шв — л dn^Q. (73)
5.5.4. Определяют номинальную скорость трения ун и сравнивают с допускаемой [а] (табл. 14) для баббита, м/с,
vH = л dn. (74)
5.5.5. Величины РтахПшв и pavH сравнивают с допускаемой (табл. 14) для баббита, Н/(м-с).
5.5.6. Устанавливают рабочую температуру масла
/ = 0,6[/], (75)
где [/]—-температура антифрикционного материала, при которой твердость по Бринеллю в толстом слое материала равна НБ12 (табл. 14).
5.5.7. Находят по справочникам коэффициент динамической вязкости pt, Па • с, при установленной рабочей температуре масла.
5.5.8. Подсчитывают безразмерные характеристики трения
^•min == 2лЦ;Лшв/ртах> (76)
^-тах 2лЦ/И/Рн- (77)
Таблица 14. Характеристики баббитов
Показатель Марка баббита
Б88 Б83 БН
Допускаемая удельная нагрузка [р], МПа, не более 15—20 11—15 7,5—10
Допускаемая скорость трения [о], м/с, не более 50 50 30
Величина [/го], Н/(м-с), не более 75 • 10 (50... 75)10® (20... 30)10®
Характерная температура [/], °C 85 115 105
42
По ним относительно Хх==1 оценивают вид трения в подшипнике на каждом из двух режимов нагрузки. Значения больше Xz=i свидетельствуют о жидкостном трении. Неблагоприятное неравенство Л.Щ1П < указывает на полужидкостное или граничное трение.
Величина Хх=1 определяется по диаграмме трения, например по результатам опытов Мак-Ки, представленных на рис. 16. Для баббитовых подшипников полужидкостное трение возникает при Хх =! =0,25 • 10~6 (Xx==i— абсцисса графика f — X при fmm).
Рис. 16. Диаграммы трения по опытам Мак-Ки:
1 — свинцовистая бронза; 2 — баббит
Если предполагается, что тяжелый швартовный режим работы будет осуществляться длительное время, такое неравенство допускать нельзя. Поэтому при подборе подшипника надо принимать его длину по валу как можно больше. Однако у судовых подшипников обычно I d.
Зная /, можно решить обратную заДачу и сразу найти удельную нагрузку
Ртах == ЛЩ//1шв/Хр, (78)
где Хр— принятое значение Xmax > Xx=t, которое допустимо для подобранного подшипника при ишв и определяет полную воспринимаемую им нагрузку Р с сохранением жидкостного трения.
Если сравнение параметров прошло благополучно, опорный подшипник считается подобранным. Далее производят расчеты по отводу тепла, выделяющегося при трении скольжения.
5.5.9. Назначается относительный зазор в подшипнике ф=0,001.
5.5.10. Определяют для обоих режимов нагрузки коэффициент трения по формуле
/м = /п + 0,55ф(е///)'”, (79)
где f„ = лХ/ф, т = 1,5 при I «С d; т= 1 при I > d. (80)
43
5.5.11. Определяют относительный эксцентриситет по формуле
<8i>
где fn==(n/i|))X%=i. (82)
5.5.12. Расход масла через подшипник, м3/с,
q = ty/.n.nld2/2. (83)
5.5.13. Количество выделяющегося при трении тепла, кДж/с,
Q = fJ\v, (84)
где Рр — радиальная нагрузка Р или Рн для опорного подшипника либо осевая нагрузка Рх или Рнх для упорного подшипника, кН; v — скорость трения, м/с, равная ушв для швартовного режима и ун для номинального.
5.5.14. Требуемый расход масла, м3/с, нагревающегося в подшипнике на величину А/, определяют по формуле
7t = Q/(CiA^), (85)
где Ci — теплоемкость масла при его рабочей температуре, кДж/(м3-°С); А/ — принимается равной 20°C.
5.5.15. Из сравнения требуемого расхода масла qT с фактическим расходом масла q устанавливается работоспособность подшипника по необходимому расходу масла. Должно быть
q > <7т- (86)
5.6. Расчет упорного подшипника скольжения выполняется так же, как опорного. При этом надо иметь в виду следующее:
5.6.1. В формулах (71) и (72) вместо величины Id надо подставить площадь поверхности трения (рис. 17), равную
F = 0,85 (4 - d?). (87)
5.6.2. В формулах (73), (74) и (83) в качестве величины d следует принять
d = (d2 + d,)/2. (88)
5.6.3. Относительный зазор ф необходимо принять
ф = 26/d, (89)
где 26—осевое перемещение упорного гребня в подшипнике, м.
5.6.4. Коэффициент трения fM следует определять по формуле /м = Д + 0,55ф(а/&Г, (90)
где a = d!2 — средний радиус сегментных колодок; Ь — высота сегментных колодок; т — принимает те же значения, что и в формуле (79) при замене d на а, I на 6;
/п = 2,04А./ф. (91)
44
Рис. 17. Опорно-упорный подшипник
5.6.5. Относительный эксцентриситет
X = V1 -(fn-Шм, (92)
где fn определяется по формуле (91),
^ = 2,041х»,/ф. (93)
5.7. Пример расчета
Исходные данные: чертежи 1.439.6321.09.1, 1.439.6300.09.151, 2.439.6312.59.101; Р = 211 кН (см. формулу (21) и и. 2.9.10); Рх=196,8 кН (см. формулу (10) и п. 2.9.9); Рнх=47 кН (по данным испытаний); гаШв=5,3 с-1 (см. формулу (35) и п. 2.9.2); п=7 с-1; .0 = 2,0 м — диаметр гребного винта; HfD= = 0,74 — конструктивное шаговое отношение; 0 = 0,7 — дисковое отношение; z= = 4 — число лопастей гребного винта; ц=7,47 м/с — скорость полного хода на чистой глубокой воде (по данным испытаний).
5.7.1. Определяется радиальная нагрузка Рн, кН, по формуле (69). При этом считается, что разношаговость лопастей равна допустимой по ГОСТ 8054—72 для винтов среднего класса, а именно:
— (H/D)2= (1 - 0,015) 0,74 = 0,73;
(///П)3 = (Я/О)4= (1 +0,015) 0,74 = 0,75.
Коэффициент попутного потока ф определяется в соответствии с требованиями п. 1.2,
ф = 0,11 +-^-^-би =0,11 + °’J6 0,7412 д/-^2180/2 = 0,22,
х ' 2
где х — коэффициент, принятый равным 2; 6 = 0,741—коэффициент полноты; К=2180 м3—водоизмещение судна; 0=2 м — диаметр гребного винта.
Расчетная скорость поступательного перемещения винта, работающего за корпусом судна,
Up = o(l—ф)=7,47 (1 —0,22) = 5,83 м/с.
Относительная поступь винта
Значение УК2 по рис. 2 при (Д/D) i = (77/D)2 = 0,73 и %р=0,42 равно 0,135, при (/7/£>)з= (/7/£))4 = 0,75 и Хр=0,42 равно 0,14.
Величина окружного усилия на t-й лопасти равна
= 7’2 = 2,86K2pn2D4/z = 2,86 • 0,1352 • 102 • 72 • 24/4 = 1042 кгс = 10,2 кН,
73 = 7’4 = 2,86K2pn2O4/z = 2,86 • 0,142 • 102 • 72 . 24/4= 1120 кгс = 11 кН.
Рн = 7(7"! - Г3)2 + (Г2 - П)2 = 72(11 - 10,2)2 = 1,13 кН.
Далее выполняется расчет опорного подшипника скольжения, ближайшего к кормовому дейдвудному, в следующей последовательности.
5.7.2. Наибольшая удельная нагрузка определяется по формуле (71) р 91 1
£-10-- о и.0\365 10=2,513 -Ю- Па —2,513 МПа.
Допускаемая нагрузка для баббита вкладышей Б 83 по табл. 14 равна [р]=11... 15 МПа, т. е. ртах<[р].
Значения /=0,23 м и d—0,365 м взяты из «Расчета опорных реакций валопроводов» № 4.439.6300.09.153А.
5.7.3. Номинальная удельная нагрузка определяется по формуле (72)
• р 113
0,23~1 0,365~ 103= 1,346 ' '°' П.-0.01346 МПа.
46
5.7.4. Определяют наименьшую и номинальную скорость трения по формулам (73—74)
^шв ~~ — тс • 0,365 *5,3 —• 6,08 м/с,
Он — лйп. = л • 0,365 • 7 = 8,03 м/с.
Допускаемая скорость трения для баббита Б83 по табл. 14 [о]=50 м/с, т. е. он<[о].
5.7.5. Определяют величины
РтахОшв “ 2,513 • 106 • 6,08= 15,3 • 106 Н/(м с),
рно„= 1,346 • 104 • 8,03 = 0,108 • 10е Н/(м • с).
Допускаемая величина [ро] для баббита Б83 по табл. 14 равна [ро] = = (50... 75) -106- Н/(мс)
Т. е. РтахОшв<[ро] И рнОн<[ро].
5.7.6. Устанавливается рабочая температура масла
t = 0,6 [/], где И — температура антифрикционного материала, при которой твердость по Бринеллю в толстом слое материала равна НБ12.
Для баббита Б83 значение [Z] принимается по табл. 14 [/]= 115 °C, следовательно, рабочая температура масла
t = 0,6 • 115 = 69°С.
5.7.7. Определяется коэффициент динамической вязкости смазочного масла jit, Па-с, при температуре 69°C.
Для турбинного масла ТП-46 по ГОСТ 9972—74, которое применяется для смазки подшипников судовых валопроводов.
р/ = 2,9 • 10~2 Па-с.
5.7.8. Определяют безразмерные характеристики трения
_ лц«лшв _9 л • 2,9 • 10-2 • 5,3 6
Xm,n Ртах ~ 2,513 - 106 - 0-38 - 10 ,
, о
'max — “
Рн
Л • 2,9 - 10~2 - 7
1,346 • 104
= 94,8
ю~6.
Для баббита Б83 Хх== [ =0,25-10~6 и поскольку Хтах>Хх=1 и Хт1п> >%х=1, то трение в опорном подшипнике жидкостное. Подшипник считается подобранным. Далее выполняют расчеты по отводу тепла, выделяющегося при трении скольжения.
5.7.9. Для обоих режимов нагрузки определяется коэффициент трения /м по формуле (79)
М = /п + 0,55ф {djl)m = лЛ/ф + 0,55ф
При этом относительный зазор ф принимают равным 0,001, величину т= = 1,5 поскольку l<_d.
При плавании во льдах для наиболее тяжелого режима
Для номинального режима
, л • 94,8 • 10-6 . . „ . ... [ 0,365 \1.5
=-------О01------+ °’55 ’ °’001 0Т23/ = 29819 • 10 ’
47
5.7.10. Относительный эксцентриситет определяют по формуле (81)
сr ЗТ «
W /п = -ф-*х-г
При плавании во льдах:
^ = ^ = £^Об^6 = 1’194-1°-3;
^>-V^I = X6oTo’25-lo=o’785-lo“3’
/м = 2,29 • 10-3.
Для номинального режима:
f____ л-94,8- 10 _2„_ g . in-3,
ф 0,001 ~ ’ ° ’
f' =0,785 • 10-3; /м = 298,9-1оЧ
5.7.11. Расход масла через подшипник, м3/с, определяют по формуле (83)
q = фХлп/ d2/2.
При плавании во льдах
q = 0,001 • 0,984 • л • 5,3 • 0,23 • 0,3652/2 = 2,51 10"4 м3/с.
Для номинального режима
х? = 0,001 • 0,113 • л • 7 • 0,23 • 0,3652/2 = 0,381 • Ю’4 м3/с.
5.7.12. Количество выделяющегося при трении тепла, кДж/с, определяют по формуле, (84)
Q = •
При плавании во льдах
<2 = 2,29 . 10-3 • 211 • 6,08 = 2,94 кДж/с.
Для номинального режима
<2 = 298,9 • 10-3 -1,13 -8,03 = 2,71 кДж/с.
5.7.13. Требуемый расход масла, нагревающегося в подшипнике на величину А/=20 °C, определяют по формуле (85)
7r = Q/(C1 А/) =2,94/(1,71 • 103 • 20) = 0,86 • Ю’4 м3/с,
где Ci — теплоемкость масла при его рабочей температуре, равная 1,71 X XIО3 кДж/(м3-°C); Q принимается равной 2,94 кДж/с, т. е. большему из определенных значений.
Из сравнения требуемого расхода масла <?т = 0,86-10~4 м3/с с фактическим <7=8 л/мин = 1,34-10-4 м3/с, взятым из материала 0/7973/1010/0 фирмы — постав
48
щика подшипников типа LRZ, видно, что работоспособность опорного подшипника обеспечена.
Далее выполняется расчет упорного подшипника. Данные по нему взяты из материала 4/7975/5047/0 фирмы — поставщика подшипника типа LAZ.
5.7.14. Поверхность трения упорного подшипника определяют по фор-
F = 0,85 -у- (d% — dty = 0,85 (о,562 — 0,332) = 0,129 м2,
где d2—-наружный диаметр упорного гребня, м, равный 0,56 м; di — внутренний диаметр упорного гребня, равный 0,33 м.
5.7.15. Средний диаметр упорного гребня определяют по формуле (88)
d=(d2 + di)/2 = (0,56+ 0,33)/2 = 0,445 м.
5.7.16. Удельные нагрузки на упорный подшипник определяют по формулам (71) и (72) при замене величины Id на F.
При плавании во льдах
Pmax=-j^l03 = ('9^ 103 = 1,526 - 10s Па = 1,526 МПа.
При номинальном режиме
рн = -^- Ю3 = 103 = 0,364 • 106 Па = 0,364 МПа.
Допускаемая нагрузка для баббита Б83 по табл. 14 [р]=11... 15 МПа, т. е. Ртах<[р].
5.7.17. Скорость трения определяют по формулам (73) и (74).
При плавании во льдах.
Ошв = лйпгав = л • 0,445 • 5,3 = 7,41 м/с.
На номинальном режиме
он = ndn = л • 0,445 • 7 = 9,79 м /с.
Допускаемая скорость трения для баббита Б83 по табл. 14 [о]=50 м/с, т. е. ин<[о].
5.7.18. Определяют величины
Ртах^шв = 1,526 • 108 • 7,41 = 11,31 • 108 Н/(м • с), рнон = 0,364 • 10е • 9,79 = 3,56 • 108 Н/(м • с).
Допускаемая величина [ри] для баббита Б83 по табл. 14 равна [ро]= = (50... 75)-10е Н/(м-с), т. е. и по этому параметру упорный подшипник пригоден для эксплуатации.
5.7.19. Определяют безразмерные характеристики трения:
_ лр.<Пшв _ л • 2,9 • 10~2 • 5,3 т!П Ртах ~ 1,526 -10е
= 0,63 • 10-8;
лц/и л • 2,9 • 10“2 • 7
Атах - 2 -у— = 2 —0 364 . 1Q6
= 3,5 • 10-6.
Поскольку и Amin и Атах больше Ах_j—0,25 10-6, в упорном подшипнике на всех режимах трение жидкостное. Подшипник считается подобранным. Далее выполняют расчеты по отводу тепла, выделяющегося при трении.
5.7.20. Для обоих режимов нагрузки определяют коэффициент трения fM по формуле (90),
= fn + 0,55ф (а/5),п = 2,04А/ф + 0,55ф (а/Ь)т.
При этом принимают:
осевое перемещение гребня в подшипнике 26=0,7 мм (по данным материала 4/7975/5047/0 фирмы-поставщика);
4 Заказ № 670
49
относительный осевой зазор ф=2б/й=0,7/445= 1,57-10-3;
средний радиус сегментных колодок a=d/2=0,445/2=0,2225 м;
высоту сегментных колодок b=(d2— +)/2=(0,56— 0,33)/2 = 0,115 м;
показатель степени т=1,5, так как Ь<а.
При плавании во льдах для наиболее тяжелого режима
( о Л1 0,63-Ю-6 , „ гг , 0,2225 \>.5
= 2’°4'1,57 • Ю-3 + °’55 ' 1 ’57 ' 1° Q-O7TT5-) =
= 0,819 • 10-3 + 2,325 • 10-3 = 3,14 • 10~3.
Для номинального режима
£ „ А1 3,5- Ю~6 , „ гг ,п ,/ 0,2225 \1.5
/м = 2,04 10_3 + 0,55 • 1,57 • 10 3 (-^5-) =
= 4,547 • 10~3 + 2,325 • 10~3 = 6,87 • 10"3.
5.7.21. Относительный эксцентриситет определяют по формуле (92)
При плавании во льдах:
» V'-
fn = -“T~ 1 , Л’04 з О-25 • Ю“6 = 0,325 • 10~3.
ш л—1 1,57. 1о~3
Для номинального режима
7 /\ 4,547 - 10-3 - 0,325 - 10-3
% = У 1------------6,87 - 10-3-----= °’621 •
5.7.22. Определяют расход масла через подшипник, м3/с, по формуле (83) с учетом замены Id на F
q = -^XnnFd/2.
При плавании во льдах
<7= 1,57 • 10-3 • 0,918 • 3,14 • 5,3 • 0,129 • 0,445/2 = 6,89 • 10"4 м3/с.
Для номинального режима
7= 1,57 • 10-3 • 0,621 . 3,14 • 7 • 0,129 • 0,445/2 = 6,15 • 10"4 м3/с.
5.7.23. Количество выделяющегося при трении тепла, кДж/с, определяют по формуле (84)
Q = f^PpV.
При плавании во льдах
Q = 3,14 • 10-3 • 196,8 • 7,41 = 4,58 кДж/с.
Для номинального режима
Q = 6,87 • 10~3 • 47 • 9,79 = 3,16 кДж/с.
5.7.24. Требуемый расход масла, в м3/с, нагревающегося в упорном подшипнике на величину Д/=20°С, определяют по формуле (85)
”= - 1 -34 10- М-/С,
где Q=4,58 кДж/с, т. е. принимается равным большему из определенных в п. 5.7.23 значений.
Из сравнения требуемого расхода масла 7т = 1,34-10~4 м3/с с фактическим 7=52 л/мин = 8,68 • 10-4 м3/с, взятым из материала 4/7975/5047/0 фирмы — поставщика подшипника типа LAZ, видно, что работоспособность упорного подшипника обеспечена.
50
Лист регистрации изменений
Номер листов (страниц)
Замененных
2 m о X
к
о сх
S
Обозначение извещений Подпись Дата Срок введения изменения
СОДЕРЖАНИЕ
1. Расчет и проектирование открытых гребных винтов судов ледового
плавания ............................................................ 3
2. Расчет ледовых нагрузок на гребной винт и валопровод. Оценка общей прочности гребного винта ....................................... 18
3. Конструирование открытых сборных гребных винтов................ 26
4. Проектирование валопроводов судов ледового плавания ................ 29
5. Подбор и проверка работоспособности подшипников валов............... 40
Министерство речного флота РСФСР
Инструкция
Требования к расчету и проектированию открытых гребных винтов и валопроводов судов ледового плавания
РД 212.0147—87
Ответственный за выпуск В. Г. Чуприков
Редактор В. М. Макосий Техн, редактор Л. И. Тимофеева
Корректор-вычитчик С. К. Венедиктова Корректор М. С. Фельдман
Н/К
Сдано в набор 16.12.88. Подписано к печати 23.03.89. Формат 60 X 90’/i6- Бумага тип. № 2. Гарнитура литературная. Печать высокая. Усл. печ. л. 3,25. Усл. кр.-отт. 3,38. Уч.-изд. л. 3,15. Тираж 3000 экз. Заказ № 670. Изд. № 3-3-1/16-4482-110. Цена 15 коп. Заказное.
Ордена «Знак Почета» издательство «Транспорт». Ленинградское отделение
190121, Ленинград, ул. ДекабриСтов, 33
Ленинградская типография № 4 ордена Трудового Красного Знамени Ленинградского объединения «Техническая книга» им. Евгении Соколовой Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли. 190000, Ленинград, Прачечный переулок, 6
15 коп.