Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор современных методов проектирования гребных винтов .. 15
2. Усовершенствованный гидродинамический проектировочный расчет одиночного гребного винта 37
2.1. Общая последовательность проектировочного расчета одиночного гребного винта 37
2.2. Обобщенная линейная модель... 38
2.3. Этап расчета по теории несущей линии 48
2.3.1. Проектирование гребного винта с оптимальным распределением циркуляции по радиусу лопасти 48
2.3.2. Проектирование гребного винта с заданным распределением циркуляции по радиусу лопасти 53
2.4. Этап расчета по линейной теории несущей поверхности 55
2.5. Этап расчета по нелинейной теории несущей поверхности 62
2.5.1. Уравнение проектировочного расчета с учетом радиальной компоненты скорости 62
2.5.2. Свойства принятой системы гидродинамических особенностей, моделирующих работу гребного винта на этапе расчета по нелинейной теории несущей поверхности 66
2.5.3. Алгоритм определения кривизны и шага на этапе расчета по нелинейной теории несущей поверхности 69
2.6. Тестовые расчеты 71
3. Учет гондолы при проектировании движителя типа «азипод» .85
3.1. Поверочный расчет гондолы 85
3.2. Тестовые расчеты 95
4. Гидродинамический проектировочный расчет движителя типа «азипод» с соосной парой гребных винтов 104
4.1. Общая последовательность проектировочного расчета движителя типа «азипод» 104
4.2. Вычисление поля скоростей, вызванных гребным винтом 111
4.3. Тестовые расчеты 119
5. Программы визуализации результатов проектировочного расчета 130
5.1. Постановка задачи визуализации движительного комплекса 130
5.2. Математическое представление геометрии лопасти гребного винта 134
5.3. Количественная оценка совершенства формы лопасти с использованием понятия гауссовой кривизны 138
5.4. Практический пример применения понятия гауссовой кривизны 144
5.5. Программа построения теоретического чертежа гребного винта 146
6. Сравнение результатов расчетов с экспериментом и исследование возможности увеличения эффективности движителя типа «азипод» 149
6.1. Сравнение с экспериментальными данными результатов проектировочного расчета одиночного гребного винта по линейной теории несущей поверхности 149
6.2. Сравнение с экспериментальными данными результатов проектировочного расчета движителя типа «АЗИПОД» с парой гребных винтов-тандем 157
6.3. Исследование возможности увеличения эффективности движителя типа «азипод» ...166
6.4. Анализ экспериментальных и расчетных данных для движителя типа «азипод» с соосной парой гребных винтов противоположного вращения. 176
Заключение 179
Литература 183
Приложения 194
- Проектирование гребного винта с оптимальным распределением циркуляции по радиусу лопасти
- Общая последовательность проектировочного расчета движителя типа «азипод»
- Количественная оценка совершенства формы лопасти с использованием понятия гауссовой кривизны
- Сравнение с экспериментальными данными результатов проектировочного расчета движителя типа «АЗИПОД» с парой гребных винтов-тандем
Проектирование гребного винта с оптимальным распределением циркуляции по радиусу лопасти
Последующие этапы - 4.3, 4.4 и 4.5 - связаны с оптимизацией или выбором распределений по радиусу следующих геометрических элементов: - ширины сечений лопасти; - максимальной толщины сечений лопасти; саблевидности; откидки. В работе (Ачкинадзе, Красилъников, Воказ, 1999) показано, что решение задачи математического программирования (задачи Лаврентьева) позволяет найти оптимальное распределение ширины и толщины лопасти при совместном выполнении в каждом сечении условий гидродинамики, прочности и кавитации (наиболее рационально задавать условие наибольшего диапазона бескавитационных углов атаки для выбранного типа профиля при соответствующем числе кавитации, см. приведенную выше формулу для оптимальной толщины профилей типа NACA). По сравнению со стандартной формой контура лопасти, как показали расчеты, возможно получить увеличение к.п.д. до 1% за счет выбора наиболее обоснованной величины дискового отношения и оптимизации ширины лопасти, обеспечивающей более равномерный, чем у стандартного, запас на возникновение кавитации для различных сечений. Фактически разработан весьма точный способ определения оптимального дискового отношения по вихревой теории. Этот способ применим для определения дискового отношения при проектировании ГВ, приспособленного к попутному потоку судна. При этом возможно уточнение оптимальной величины диаметра. Указанное осуществимо как для оптимального, так и для неоптимального распределений циркуляции по радиусу.
В пособии Ачкинадзе (Ачкинадзе, 1996) на с. 67 дано решение задачи об оптимальном распределении циркуляции по радиусу в том случае, когда распределение ширины и толщины оптимизируется на базе решения задачи Лаврентьева. Ранее задача Лаврентьева рассматривалась и была программно реализована Мишкевичем {Мишкевич, 1982), (Мишкевич, 1984). При практическом использовании этой программы возникали трудности с проектированием корневых и близких к ним сечений, т.к. местное число кавитации для этих сечений оказывается большим. На самом деле эти сечения совсем не обязательно включать в процесс оптимизации по Лаврентьеву, а можно задать конструктивно. Против метода Лаврентьева имелось одно принципиальное возражение. Прочность ГВ в этом методе принимается согласно балочной теории на расчетном режиме и, по мнению В.К. Турбала, неправильно отражает напряженное состояние на более опасных режимах для ГВ сложной геометрии. С этим можно согласиться, но, видимо, не возникнет проблем при учете этих обстоятельств путем введения в условие прочности Лаврентьева поправочного коэффициента и, если будет необходимо, путем изменения степени, стоящей у относительной толщины, с 2/3 на другое значение.
Выбор распределений саблевидности и откидки по радиусу — достаточно новая проблема. Имеются исследования об оптимизации саблевидности с точки зрения минимизации гидроакустического излучения при работе ГВ в неравномерном поле скоростей. Влияние откидки на гидродинамические характеристики невелико, и поэтому распределение откидки по радиусу можно выбирать из конструктивных соображений, например, с целью устранения нежелательной «ложкообразности» лопасти {Ачкинадзе, Красилъников, Степанов, 1999а). Влияние саблевидности на к.п.д. практически отсутствует, так что при выборе ее распределения принимаются во внимание прочность лопасти и виброактивность проектируемого ГВ при его работе в неравномерном поле скоростей.
Этапы 4.6, 4.7 и 4.8 решают собственно центральную задачу гидродинамического проектировочного расчета, то есть служат определению распределений шага и кривизны сечений по радиусу, обеспечивающих безударный вход всех сечений при требуемом распределении нагрузки (циркуляции) по хорде и по радиусу. В настоящее время существут ряд программ, предназначенных для решения этой задачи (Morgan, Silovic, Denny, 1969), (Баеин, Тимошин, 1980), (Brockett, 1981), (Мишкевич, 1982), (Achkinadze, Krasilnikov, 1997) и т.д.. В таблице 1.1 перечислены некоторые из них. Остановимся кратко на особенностях этих программ.
Программа SPD-96 разработана А.Ш. Ачкинадзе и В.И. Красильниковым в 1996 г. (Красилъников, 1997). Она реализует гидродинамический проектировочный расчет одиночного ГВ по обобщенной линейной теории несущей поверхности. Подробные сравнения результатов расчетов с использованием SPD-96 и разработанной в MIT программы PBD-14 можно найти в работе (Achkinadze, Krasilnikov, 1997). Согласование с программой MIT получено достаточно хорошее. Кроме того, отечественная программа имеет определенное преимущество в случае проектирования оптимального ГВ, так как в ней предусмотрено использование обобщенного условия оптимума (Achkinadze, 1989). Во второй главе настоящей работы дано описание программы RSPD, предназначенной для проектировочного расчета одиночного гребного винта по усовершенствованному алгоритму, на базе нелинейной теории несущей поверхности. Для реализации первых - линейных -стадий расчета в RSPD используются программные модули, заимствованные из программы SPD-96.
Программа Мишкевича (Мишкевич, 1982) имеет два очевидных недостатка: использование некорректной модели Лербса и применение неверной кубатурной формулы для вычисления двумерных сингулярных интегралов (использовалась двойная квадратура на базе квадратуры Корнейчука, строго справедливой в одномерном случае, и в итоге результаты оказались зависящими от принятого числа узлов по обеим переменным в двумерном случае, а алгоритм непригоден для расчета ГВ с большой саблевидностью).
Программа Брокетта описана в (Brockett, 1981), а некоторые сравнительные результаты расчетов даны в отчете ГТТС 87 (Report of Propeller Committee, 1987).
В рассмотренную таблицу не включены многие известные программы проектировочного расчета, так как имеющиеся по ним сведения явно недостаточны или недоступны.
Среди проектировочных программ выделяется класс неуниверсальных программ, предназначенных только для проектирования оптимальных по эффективности ГВ. Здесь следует упомянуть известную программу Моргана, Силовича и Денни (Morgan, Silovic, Denny, 1969), а также программу SCREW, позволяющую проектировать оптимальную пару соосных ГВ (Ачкинадзе, 1995), (Achkinadze, Kaprantsev, Syrkin, 1994), (Achkinadze, Syrkin, 1996). В отличии от ранее выполненных по соосным ГВ исследований с использованием программы Мишкевича, в программе SCREW вызванные скорости в диске заднего ГВ определялись достаточно точно с учетом сжатия струи и с учетом вязкостного следа за лопастями переднего ГВ, что оказалось важно и привело к увеличению точности по сравнению с расчетом с использованием приближенного алгоритма Воеводской, задействованного в программе Мишкевича.
Проектировочный расчет в своем развитии остановился на уровне нелинейной теории несущей поверхности и, ввиду своей специфики (геометрия лопастей неизвестна до начала расчета), не приспособлен к восприятию более совершенных методов расчета, применяемых для поверочного расчета, таких, как панельный метод и метод RANS.
Общая последовательность проектировочного расчета движителя типа «азипод»
При использовании формул (2.73)-(2.75) возникают специфические трудности. Во-первых, интегралы, определяющие вызванные скорости от гидродинамических особенностей являются двумерными сингулярными. Для их вычисления необходимо использовать специальное правило интегрирования. В качестве такого правила при разработке данного алгоритма было выбрано симметризованное двойное составное правило Гаусса (СДСПГ), предложенное Ачкинадзе и Нарвским (Ачкинадзе, Нарвский, 1985). При использовании этого правила проекция контура лопасти на опорную поверхность отображается на прямоугольник с помощью специальной преобразующей функции
Передней кромке %и.(г) соответствует значение / = 0, задней кромкеТЕ(г)- 1 = 1. Обратное преобразование дается формулой
Из формулы (2.76) видно, что на конце лопасти при г = R, если ширина лопасти имеет нулевое значение, преобразование становится неопределенным. Поэтому малая область на конце лопасти (порядка 1% от радиуса винта) отсекается, а влияние ее на поле вызванных скоростей учитывается путем введения фиктивного дискретного свободного вихря соответствующей интенсивности. Пусть, например, отсекается малая область протяженностью r=0.0\R . Тогда интенсивность фиктивного дискретного вихря вне лопасти в следе r,.-D(w = Г(гР), где rF = 0.99R. В пределах лопасти интенсивность фиктивного дискретного вихря переменная и определяется по формуле (2.59). Вызванная скорость от фиктивного дискретного вихря должна быть учтена в общей суммарной вызванной скорости (2.72).
Теперь, когда область интегрирования определена преобразованием (2.76) и имеет границы {О t 1; rH r rF), можно, произведя в интегралах замену переменных, перейти к вычислению вызванных скоростей. Вокруг точки, в которой вычисляется вызванная скорость, выделяется симметричная прямоугольная область, две стороны которой совпадают с границами лопасти, а оставшаяся часть лопасти разбивается на две дополнительные прямоугольные области, для которых вычисляемый интеграл не является сингулярным. Симметризованная область вокруг точки (г,,,) в свою очередь разбивается на четыре прямоугольные подобласти, в каждой из которых для вычисления интеграла используется двойная составная квадратура Гаусса с определенным числом узлов М . С увеличением М интеграл сходится к определенному значению, и точность вычислений, как показали расчеты на ГВ с симметричным контуром лопасти и равномерным распределением нагрузки по хорде (см. п. 2.2), увеличивается. Количество узлов М =16 обеспечивает очень высокую точность вычислений, хотя достаточная для практики точность достигается уже при М = 6 — 10.
Вторая характерная особенность вычисления вызванных скоростей от вихревой системы заключается в том, что интегрирование во втором слагаемом формулы (2.74) ведется по полубесконечной области от -со до ,п-{г). Чтобы избежать трудностей, возникающих при численном интегрировании на полубесконечном промежутке, в настоящей работе используется известный прием Пиена. Его основные положения описаны в работе самого Пиена (Pien, 1961), а также в ряде других работ, посвященных расчету гребных винтов (Бавин и др., 1983), (Красшъников, 1997). Отметим здесь лишь два важных обстоятельства, связанных с использованием указанного приема. Предложенный Пиеном метод позволяет перейти от полубесконечных областей к конечным, интегрирование по которым не представляет трудностей. Нужно отметить лишь то, что при интегрировании по той из пиеновских областей, которая содержит на своей границе точку, в которой вычисляется скорость, нельзя пользоваться обычным квадратурным правилом. Для правильного учета особенности необходимо произвести симметризацию области интегрирования и воспользоваться двойным составным правилом Гаусса для сингулярных интегралов, как это делалось выше. Вызванная скорость от полубесконечной области, которая при объединении с пиеновскими областями дает область интегрирования от -со до -/-,.-(г) считается независящей от положения точки (г,, ) на хорде и равной скорости, вычисленной в теории несущей линии с помощью метода факторов индукции. Поэтому в дальнейшем поворот потока в данном сечении, обусловленный влиянием несущей поверхности, следует отсчитывать от угла индуктивной поступи /?, (г).
После того как определена суммарная вызванная скорость Wt от всей вихревой системы и системы источников-стоков, по формуле (2.70) можно найти ординаты / линий тока в точках несущей поверхности. Поворот линии тока в данном цилиндрическом сечении, то есть угол атаки профиля сечения лопасти а , находится в соответствии с формулой (2.71). При интегрировании производится учет логарифмической особенности, которую имеет подынтегральная функция на входящей кромке в силу характера закона распределения нагрузки по хорде NACA,a=0.8 .
Остается определить шаговый угол и шаг каждого цилиндрического сечения. Поскольку в расчетах вызванных скоростей использовался прием Пиена, угол атаки при определении шагового угла прибавляем к углу индуктивной поступиНа третьем этапе проектировочного расчета учитывается нелинейность, связанная с влиянием формы лопасти и ее действительным положением в пространстве, характеризуемым кривизной, шагом, саблевидностью и откидкой. Такой учет достигается распределением гидродинамических особенностей по поверхности хорд, полученной на 2-м этапе в рамках линейной теории. На этой же поверхности хорд располагаются и контрольные точки, в которых требуется выполнение условия непротекания. Так как положение поверхности хорд уточняется после окончания нелинейного расчета, необходим процесс последовательных приближений, на каждом шаге которого положение гидродинамических особенностей уточняется с использованием формы поверхности хорд, полученной на предыдущем шаге.
Поверхность свободных вихрей в следе за ГВ в каждом цилиндрическом сечении имеет тот же шаг, что и ПСВ 2-го этапа, соответствующая ОЛМ. Однако теперь каждое сечение ПСВ имеет откидку, которая однозначно определяется через откидку, шаг и саблевидность сечения лопасти. Физически это соответствует началу каждой свободной вихревой нити, имеющей правильную винтовую форму, в соответствующей точке задней кромки лопасти.
Полученные новые значения шага и кривизны, как указывалось, используются на следующем шаге процесса итераций для уточнения положения гидродинамических особенностей и положения расчетных точек. Таким образом, для определения окончательной геометрии лопасти организуется процесс последовательных приближений.
Количественная оценка совершенства формы лопасти с использованием понятия гауссовой кривизны
Настоящий раздел данной работы посвящен описанию алгоритма и программы, пригодных для гидродинамического проектировочного расчета движителей типа «АЗИПОД», а также других движительных комплексов, состоящих из одного или двух соосньгх гребных винтов, расположенных на гондоле или ступице. Процедура расчета одиночного гребного винта по нелинейной теории несущей поверхности, описанная в главе 2, и процедура расчета потенциального обтекания осесимметричного тела, описанная в главе 3, объединяются в рамках единого итерационного алгоритма, позволяющего учесть взаимное влияние гребных винтов и гондолы друг на друга. На каждом шаге проектировочный расчет каждого винта выполняется в эффективном поле скоростей, вызванном другим винтом и гондолой; после этого определяются новые поля вызванных скоростей. Описанный итерационный алгоритм обладает практической сходимостью во всех реально значимых случаях. Однако, -чтобы на практике обеспечить сходимость за приемлемое время, в алгоритме были использованы несколько важных допущений, а именно: 1) влияние вязкости не учитывается (хотя при необходимости имеется возможность учесть дополнительное поле скоростей, например, обусловленное вязкостью, если оно известно из эксперимента или специального расчета, выполненного вне рассматриваемой программной системы); 2) принимается гипотеза проницаемости гондолы (ступицы) и лопастей гребных винтов для свободных вихревых нитей (при непроницаемости для осредненных по окружности скоростей); 3) проектировочный расчет гребных винтов проводится в осредненном по окружности поле скоростей. Рассмотрим подробнее каждое из этих допущений. Собственно говоря, при решении такой задачи, как проектирование движителя, приспособленного к эффективному попутному потоку от тела с полными обводами кормовой части, необходимо использование, наряду с методами несущей поверхности, и методов RANS, так как взаимодействие между движителем и телом имеет вязкую природу (Kerwin, Black, Taylor, Warren, 1997), {Stern, Kim, Patel, Chen, 1988), {Weems, Korpus, 1993). В то же время значительно большая часть взаимного влияния гребных винтов и их взаимодействия с гондолой (которая представляет собой, в отличии от кормы судна, вытянутое тело с плавными обводами) является потенциальной, особенно для ГВ, расположенного в передней части гондолы. На стадии гидродинамического проектировочного расчета потенциальный подход даже имеет некоторые преимущества, так как он существенно сокращает время расчета и не зависит от выбора таких тонких моделей, как, например, модель турбулентности. В работе {Achkinadze, Kaprantsev, Syrkin, 1994) описывается применение расчета по теории несущей линии на ранних стадиях проектирования оптимальной соосной пары гребных.винтов противоположного вращения. Теория несущей линии использовалась и в {Kerwin, Black, Taylor, Warren, 1997) при изучении взаимодействия компонентов пропульсивного комплекса, включая насадку и заднюю часть корпуса. В обоих случаях внешнее поле скоростей предполагалось заданным и бралось из эксперимента или из отдельной программы расчета обтекания вязким осесимметричным потоком. Следует, однако, заметить, что авторами статьи {Kerwin, Black, Taylor, Warren, 1997) были предприняты усилия по итерационному соединению алгоритма на базе несущей линии с вязкостным расчетом течения в корме. В настоящей работе используется потенциальный подход, но поля скоростей, вызванных гребными винтами, определяются итерационно по теории несущей поверхности непосредственно после того, как винты спроектированы на данном шаге. Учет влияния гондолы, как уже говорилось, обеспечивает интегрированный в программу модуль расчета потенциального обтекания осесимметричных тел. Вязкую составляющую, тем не менее, можно учесть, если она известна, путем введения дополнительного поля скоростей в дисках рассматриваемых гребных винтов (в программе такая возможность предусмотрена).
Гипотеза проницаемости тел для свободных вихревых нитей означает, что свободные вихри проникают сквозь поверхность обтекаемых тел, не испытывая при этом никаких деформаций, как если бы эти тела отсутствовали. В то же время условие непротекания на границах этих тел выполняется обычным образом, то есть с помощью представления поверхностей в виде системы гидродинамических особенностей, интенсивность которых определяется из условия непротекания на каждом шаге итерационного процесса. Гипотеза проницаемости соответствует обобщенному линейному подходу, принятому в работе с целью обеспечения приемлемого времени расчета сложных движительных комплексов на персональных компьютерах. Следует отметить, что обобщенный линейный подход полностью соответствует модифицированной ОЛМ, которая работает с «замороженным» вихревым следом, то есть форма свободных вихревых нитей принимается не соответствующей действительному расположению линий тока относительного движения, а упрощенной - с постоянным по радиусу шагом, который является свободным параметром ОЛМ и выбирается по специальному алгоритму (см. п. 2.2). Как уже указывалось, замороженная система свободных вихревых нитей дает достаточно точные значения вызванных скоростей в пределах лопасти, а также осредненных по окружности скоростей в следе за ГВ при выполнении двух условий: 1) рассматривается проектировочный режим; 2) свободный параметр ОЛМ, то есть шаг свободных вихревых нитей, выбран по предлагаемому алгоритму (Achkinadze, 1989). Если рассматриваются движители с соосными противоположновращающимися винтами или винтами-тандем и с гондолой обычных размеров и формы, указанный алгоритм определения шага свободных вихревых нитей работает достаточно хорошо, что подтверждается расчетами одиночных гребных винтов (см. п. 6.1). В случае движителей с гондолой сравнительно большого диаметра и сложной формы может потребоваться уточнение величины этого шага с использованием систематических расчетов и экспериментальных данных.
Относительно третьего из перечисленных допущений - осреднения по окружности поля вызванных скоростей при проектировании в нем гребных винтов - нужно сказать, что проектировочный расчет одиночного ГВ и соосной пары винтов противоположного вращения, очевидно, и должен выполняться в осредненном по окружности поле скоростей, так как лопасти не меняют своей формы за оборот. С другой стороны, расчет соосной пары винтов-тандем, то есть вращающихся в одну сторону с одинаковой частотой, должен при строгом подходе учитывать сдвиг углового положения лопастей заднего винта относительно лопастей переднего винта. Предлагаемый алгоритм этого не обеспечивает. Однако, как следует из экспериментальных данных, влияние указанного сдвига на гидродинамические характеристики движителя пренебрежимо мало. Этот факт упоминается в статье (Szantyr, 2001); аналогичный результат получен при испытаниях модели движителя типа «АЗИПОД» в бассейне ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова (см. п. 6.2, где на рис. 6.9 и 6.10 приведены кривые действия движителя без углового сдвига лопастей заднего винта и при сдвиге в 45).
Помимо использования трех перечисленных основных допущений, предлагаемый алгоритм непосредственно не учитывает влияние таких элементов движителя, как стойка и крыльевая система. В составе алгоритма не имеется процедуры для расчета обтекания подобных тел, поэтому учет их влияния может быть выполнен только путем задания в дисках гребных винтов внешнего поля скоростей, полученного, например, из эксперимента. Таким же образом можно учесть и влияние попутного потока судна.
Сравнение с экспериментальными данными результатов проектировочного расчета движителя типа «АЗИПОД» с парой гребных винтов-тандем
Современные гребные винты (ГВ) представляют собой весьма сложные и разнообразные по геометрии конструкции. В настоящее время уже практически не встречаются винты с симметричным контуром лопасти и распределением шага по радиусу, близким к постоянному. Необходимость удовлетворения требований по кавитации, акустике и виброактивности для ГВ, работающего в неравномерном поле скоростей за корпусом судна, приводит к заметной несимметрии контура лопастей (саблевидности) и значительным градиентам в распределениях шага и кривизны (см. рис. 5.1).
Под саблевидностъю cs в данной работе понимается смещение середины хорды данного цилиндрического сечения лопасти от продольной базовой плоскости вдоль винтовой линии, которая является сечением поверхности хорд (номинальной поверхности) цилиндром, соосным с ГВ. Саблевидность считается положительной, когда сечение смещено в сторону входящей кромки (вперед), и отрицательной, когда оно сдвинуто в сторону выходящей кромки (назад). Это определение соответствует отраслевому стандарту, регламентирующему математическое представление лопастей ГВ (ОСТ 5.0317-80) (Справочник по теории корабля, 1985). Саблевидность данного сечения кроме линейной величины cs может быть охарактеризована и углом саблевидности 0S. Все геометрические характеристики сечения лопасти показаны на рис. 5.2. Саблевидность отдельных проектов ГВ может достигать очень больших значений, как, например, в случае известной серии сильно саблевидных ГВ, спроектированной в DTMB (dimming, Morgan, Boswell, 1972). Один из проектов характеризуется углом саблевидности 6S = 72 (см. рис. 5.1), другой — 108. В то же время наряду с обыкновенной саблевидностью, когда все сечения лопасти смещены в одну сторону, а именно назад, против вращения ГВ, в практике проектирования часто используются винты с так называемой s-образной, или балансной, саблевидностью. Применение --образной саблевидности продиктовано соображениями прочности. При одинаковом суммарном угле 6S лопасти с 5-образным законом распределения саблевидности имеют лучшие прочностные характеристики по сравнению с обычными саблевидными лопастями. 1 Большинство саблевидных ГВ имеют также и откидку цилиндрических сечений. Откидкой xR называется смещение данного цилиндрического сечения от плоскости диска ГВ в осевом направлении (см. рис. 5.2). Эту геометрическую характеристику не следует смешивать с полной откидкой (или rake), определяющей осевую координату середины хорды. Таким образом, полная откидка зависит от откидки, саблевидности и шага данного сечения: Придание сечениям лопасти откидки может быть связано как с конструктивными соображениями о форме самих лопастей, так и с особенностями размещения ГВ за корпусом. Например, если в случае винта с большой саблевидностью лопастей сохранять образующую лопасти прямолинейной (как для симметричной лопасти), то лопасть на конце приобретет нежелательную искривленную форму. В практике проектирования ГВ для ее обозначения используется термин «ложкообразность» (Турбал, Шпаков, Штумпф, 1984). Зона ложкообразности представляет известные технологические трудности при изготовлении таких лопастей и может быть источником развития негативных кавитационных процессов в процессе эксплуатации ГВ. Кроме того, внутри «ложки» возможно образование застойной зоны жидкости, из которой на определенных режимах жидкость будет растекаться на другие части лопасти. Подобные процессы в настоящее время не моделируются с достаточной степенью точности ни на математическом, ни на физическом уровне, что ставит под вопрос применимость используемых расчетных и экспериментальных методик. Для натурного ГВ в этом случае могут оказаться непрогнозируемыми даже интегральные гидродинамические характеристики. Для уменьшения ложкообразности предлагались различные методы. Например, можно изменить форму образующей за счет сдвига сечений лопасти по определенному правилу. Этот прием, приводящий как бы к уплощению лопасти, реализован при проектировании ряда отечественных серий ГВ (например, известной серии М4-75). При этом корневые сечения лопасти сдвигаются обычно вперед, а концевые — назад вдоль оси винта. Для определения числовых значений откидки в этом случае в справочнике {Справочник по теории корабля, 1985) даются следующие рекомендации: где cs и (р — саблевидность и шаговый угол рассматриваемого цилиндрического сечения, а (pQ— шаговый угол на некотором характерном радиусе, относительно которого производится сдвиг. В результате поверхность лопасти становится более «плоской», но при этом неизбежно возрастает осевой габарит винта. Для уменьшения осевого габарита ГВ с сильно саблевидными лопастями форма контура лопасти иногда проектируется так, чтобы середины хорд всех сечений находились в плоскости диска винта, т.е. из условия равенства нулю полной откидки в каждом сечении: Это условие при заданной саблевидности и известном шаге позволяет найти откидку данного сечения. Удовлетворяющие этому правилу винты называются гребными винтами типа WARPED. Еще один способ заключается в размещении середин хорд сечений на плоскости, содержащей две прямые: радиальную, проходящую через ось ГВ, и касательную к середине хорды для одного заранее заданного сечения. Этот метод был предложен В.К. Турбалом (Турбал, Шпаков, Штумпф, 1984) и уточнен А.Ш. Ачкинадзе (Ачкинадзе, Красильников, Степанов, 1999а), (Ачкинадзе, Красильников, Степанов, 19996). Соответствующая формула для xR имеет вид где xR0 и р0 соответствуют упомянутому выше заранее заданному сечению г0 (относительно которого фактически осуществляется сдвиг сечений в осевом направлении). Так или иначе, универсального метода выбора геометрических элементов лопастей в каждом конкретном случае не существует, и отработка рациональной конфигурации лопасти во многом остается пока искусством проектанта. Прежде чем установить окончательные законы распределения саблевидности и откидки по радиусу, иногда приходится проверять десятки различных вариантов (повторяя при этом и гидродинамические проектировочный и поверочный расчеты, и расчет прочности). Возникает необходимость создания программных средств, которые облегчили бы этот трудоемкий процесс и обеспечили бы возможность визуального контроля геометрических элементов ГВ в процессе проектирования. С целью решения этой задачи была создана программа PROPELLER VIEWER.
