左新平，林昭友，鄭銳聰

（1. 中交四航局江門航通船業(yè)有限公司, 江門 529145；2. 廣州海洋地質(zhì)調(diào)查局, 廣州 510075：3. 廣州海工船舶設(shè)備有限公司, 廣州 511495）

1 前言

現(xiàn)代海洋調(diào)查船大都安裝了側(cè)推裝置，用于船舶動態(tài)定位和橫向操縱。傳統(tǒng)側(cè)推裝置大多采用隧道式，垂向位置固定，不能動態(tài)適應(yīng)船舶不同的裝載工況；而伸縮式側(cè)推裝置能夠根據(jù)船舶吃水動態(tài)升降，成為一種新的選擇形式。特別是輪緣式推進裝置，結(jié)構(gòu)簡單，靜音特性較好，更適合海洋調(diào)查船的低振動噪聲要求。

由于輪緣側(cè)推裝置設(shè)計較為新穎，其受力計算方法尚沒有規(guī)范。為評估某海洋調(diào)查船采用的新型輪緣側(cè)推裝置強度問題，建立船-側(cè)推裝置整體模型，采用計算流體動力學雷諾平均（RANS）方法，并考慮自由面的影響，計算船舶在前進航速下的水動力，得到船-側(cè)推裝置受力及載荷分布特性；在此基礎(chǔ)上，將載荷結(jié)果導(dǎo)入有限元模型，通過單向流固耦合方法對側(cè)推裝置的結(jié)構(gòu)強度進行計算分析，得到側(cè)推裝置應(yīng)力/應(yīng)變分布。根據(jù)強度評估得知，側(cè)推裝置的最大變形出現(xiàn)在封板遠離支架處，且強度滿足要求。

2 輪緣側(cè)推裝置設(shè)計

某海洋地質(zhì)調(diào)查船，主尺度參數(shù)為：船長85 m，垂線長77.75 m，船寬22 m，型深8.0 m，吃水為6.3 m，排水量7 614 t；船體線型設(shè)計為：首部采用垂直首，尾部采用適合全回轉(zhuǎn)推進裝置的縱流形船尾。

該船在船首110#肋位處安裝有動力定位用的側(cè)推裝置，側(cè)推裝置采用輪緣推進形式：輪緣內(nèi)部具備槳轂，輪緣導(dǎo)流罩底部有圓形封板，導(dǎo)流罩和封板之間有加強筋。輪緣推進裝置結(jié)構(gòu)示意圖，如圖1所示。

圖1 輪緣推進裝置基本結(jié)構(gòu)示意圖

由于取消了傳統(tǒng)的動力傳動軸系，輪緣推進裝置將螺旋槳、電機和軸承進行一體化設(shè)計制造，根據(jù)應(yīng)用場景又可為升降式，具有結(jié)構(gòu)簡單、控制靈活等特點。

本文主要研究側(cè)推裝置在流載荷作用下的結(jié)構(gòu)強度問題，暫不考慮槳葉脈動壓力及其他載荷作用，所以進行三維建模時對槳葉作簡化處理，僅對側(cè)推裝置承受載荷的關(guān)鍵部分進行三維建模，包括輪緣導(dǎo)流罩殼、封板、翼板及內(nèi)部槳轂部分。

為了精確分析船舶航行過程中流場對側(cè)推裝置的影響，按照側(cè)推裝置在船舶實際布置建立船槳整體的三維建模，如圖2所示。

圖2 船-側(cè)推裝置整體模型

3 輪緣側(cè)推裝置受力及載荷分析

輪緣推進裝置承受的載荷，主要為側(cè)推裝置在船舶航行時受到的水流沖擊載荷，其主要和側(cè)推裝置的布置位置及具體流場相關(guān)。

因此，對于側(cè)推裝置強度分析需結(jié)合其船型布置特征進行整體考核。在水流沖擊載荷評估方面，將其作為自由面擾流問題來解決，采用VOF方法處理自由面，求解問題的數(shù)學模型的控制方程，包括：連續(xù)性方程、體積分數(shù)方程、動量方程，以及湍流模型的方程和方程。

3.1 控制方程

考慮不可壓縮黏性流，連續(xù)性方程和動量方程分別為：

式中：t為時間；為密度；為控制體；為控制體的面積；U為控制體面積法向向量的速度；U和p分別為速度和壓力；U為在坐標軸方向上的平均速度分量；τ和g分別為黏性應(yīng)力張量和重力矢量；I和I分別為方向向量。

3.2 湍流模型

采用SST湍流模型，其湍動能和湍流耗散率的輸運方程分別為：

式中：μ為分子黏度；x為坐標軸；U為在xj坐標軸方向上的平均速度分量；μt為湍流渦黏度；t為湍流雷諾應(yīng)力張量；為平均應(yīng)變率張量；F為輔助混合函數(shù)；P為ω的導(dǎo)出項；，σ 和σ分別為湍流模型常數(shù)。

3.3 自由面捕捉算法

采用VOF方法捕捉自由面，其基本思路為采用構(gòu)成函數(shù)c，空氣和水作為單一流體同時計算。其中，c在空氣中取值為0，在水中取值為1，如下式所示：

自由液面捕捉算法具有更好的靈活性和適應(yīng)性，可較好地船體周圍流場的變化。

3.4 離散格式

控制方程采用隱式有限體積法進行離散，直接求解三維黏性不可壓多相流的RANS方程，具有2階空間和時間精度，動量方程離散采用GDS格式，時間離散采用時間步進算法；自由液面捕捉采用BRICS可壓縮型離散格式，能減小自由液面附近構(gòu)成函數(shù)的數(shù)值擴散。

3.5 計算區(qū)域

由于計算水流速度較低，且船舶和側(cè)推裝置尺度差異較大。為最大程度消除尺度效應(yīng)的影響，本計算采用實尺度完整船舶計算，計算區(qū)域設(shè)置為6L×3 L×2L，前邊界設(shè)置為船前1.5L、后邊界為船后3.5L處、左/右邊界為船側(cè)1.5L、上邊界為水線以上0.5 L處、下邊界為水線以下1.5L處。計算區(qū)域如圖3所示。

圖3 船-側(cè)推裝置水動力計算域設(shè)置

計算域邊界條件設(shè)置為：上下邊界取為壓力邊界，前后及左右邊界全部設(shè)置為為遠流場邊界條件；船體甲板面為滑移面，其他物面為不可滑移物面條件；在求解過程中存在時間偏導(dǎo)項，船體從靜止加速到給定航速，給定航速求解至收斂。

3.6 網(wǎng)格劃分

計算網(wǎng)格質(zhì)量影響數(shù)值計算的效率和準確性。本文采用FINE/Marine水動力計算軟件，使用該軟件自帶的網(wǎng)格生成器，通過網(wǎng)格粗化、網(wǎng)格細化、網(wǎng)格吸附以及邊界層插入、形成貼體的全六面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格；在網(wǎng)格尺寸設(shè)置方面，根據(jù)計算經(jīng)驗，對于自由面網(wǎng)格進行充分加密，以捕捉自由面波形的影響；對船舶側(cè)推裝置封板、翼板和輪緣導(dǎo)流罩進行充分加密，以反映側(cè)推裝置外形尺寸的影響：

根據(jù)Y+確定邊界層網(wǎng)格尺寸，如上式（6）所示。本次計算設(shè)置Y+為100左右。全部網(wǎng)格帶側(cè)推裝置，計算網(wǎng)格總數(shù)為580萬；網(wǎng)格質(zhì)量通過正交性來保證，絕大部分網(wǎng)格正交性為90 deg，最小正交性為23.5 deg。計算區(qū)域設(shè)置及船體-裝置表面網(wǎng)格劃分如圖3～4所示。

圖4 船-側(cè)推裝置表面網(wǎng)格劃分

為充分考慮側(cè)推裝置在各個前進航速下承受的載荷，計算時以船舶縱向航行、側(cè)推裝置軸線與船舶中縱向剖面呈90°夾角時受到的載荷最大；根據(jù)船舶常用的前進速度3 kn、4 kn和5 kn，計算船舶及側(cè)推裝置受到的阻力及水動力載荷。

3.7 計算結(jié)果分析

本次計算采用類似船型裸船+附體驗證的方式，計算精度在3%以內(nèi)。對于在不同航速（水流）受到的阻力差異較大，具體計算值如表1所示。可以看出，側(cè)推裝置在水流速度為5 kn時候承受的載荷最大，達到5.07 kN。

表1 不同流速下的受力，單位kN

側(cè)推裝置在水流作用下，承受的水動力載荷，如圖5所示。

圖5 船-側(cè)推裝置水動力載荷分布

由圖5可以看出：不同航速下側(cè)推裝置承受的載荷分布位置基本相似，都位于導(dǎo)流罩及翼板加強筋的迎風面；承受的載荷大小根據(jù)航速不同差異較大，在航速5 kn時，承受載荷最大為3 900 pa，這種載荷數(shù)值相對很小。

側(cè)推裝置除了承受水動力載荷之外，還受到潛水深度的靜壓力載荷，兩者合成為側(cè)推裝置承受的總的載荷，如圖6所示。

圖6 船-側(cè)推裝置總載荷分布

上圖為側(cè)推裝置在不同航速下所承受的靜水壓力載荷，可以看出，水動力載荷相比于靜壓載荷是個小量，所以側(cè)推裝置以承受靜水壓力載荷為主，正比于吃水深度，最大壓力載荷為0.8 Mpa，相對亦較小。

4 輪緣側(cè)推裝置強度分析

4.1 有限元模型建立

輪緣側(cè)推裝置受力分析和強度校核，采用Ansys軟件進行有限元仿真。該輪緣側(cè)推裝置裝置采用Q235鋼裝配制造而成，由于該裝置的各部分結(jié)構(gòu)分別采用螺栓或焊接等方式進行緊固，故在接觸設(shè)置時均采用綁定設(shè)置。

網(wǎng)格劃分采用體網(wǎng)格方式，其中輪緣側(cè)推裝置模型網(wǎng)格尺寸為20 mm，單元總數(shù)為878 894，節(jié)點總數(shù)為487 460。上述網(wǎng)格劃分方式下，網(wǎng)格質(zhì)量符合正態(tài)分布，均集中于0.6～1.0區(qū)間內(nèi)。

根據(jù)輪緣側(cè)推裝置水下靜壓及水動力載荷分布圖，可知在船速為5 kn時，水動力載荷較靜壓載荷大小相差一個數(shù)量級，故有限元加載時忽略水動力載荷的影響；因靜壓載荷由吃水深度決定，為簡化加載，將輪緣側(cè)推裝置分為上、中、下三個加載區(qū)域分別加載；同時，考慮到輪緣側(cè)推裝置在實際使用過程中采用導(dǎo)軌吊裝的方式進行上下升降，本文分析中對其上部節(jié)點6DOF分別進行約束，如圖7所示。

圖7 約束施加

4.2 強度計算結(jié)果分析

輪緣側(cè)推裝置在靜水載荷下的整體變形與應(yīng)力分布，如圖8所示。由圖8可知：輪緣側(cè)推裝置的最大變形出現(xiàn)在封板遠離支架處，為0.068 mm，且變形分布與靜水下的載荷分布趨于一致；輪緣側(cè)推裝置最大應(yīng)力出現(xiàn)在輪緣側(cè)推裝置導(dǎo)管與支架接觸處，為4.56 MPa，且應(yīng)力主要集中于支撐部件的拐角處；目前規(guī)范對于附體裝置要求，主要是應(yīng)力強度衡準，即裝置許用應(yīng)力不超過材料屈服應(yīng)力0.5倍。本側(cè)推裝置承受的載荷，僅為材料屈服應(yīng)力的1.9%。在衡準要求范圍之內(nèi)。

圖8 輪緣側(cè)推裝置變形與應(yīng)力分布圖

5 結(jié)論

本文針對某海洋調(diào)查船輪緣側(cè)推裝置強度評估問題，建立船-側(cè)推裝置整體模型；采用計算流體動力學雷諾平均（RANS）方法，并考慮自由面的影響，計算船舶在前進航速下的水動力，得到船-側(cè)推裝置受力及載荷分布特性；在此基礎(chǔ)上，將載荷計算結(jié)果導(dǎo)入有限元模型，采用單向的流固耦合方法對側(cè)推裝置的結(jié)構(gòu)強度進行計算分析，得到側(cè)推裝置應(yīng)力/應(yīng)變分布。

根據(jù)強度評估得知：側(cè)推裝置的最大變形出現(xiàn)在封板遠離支架處，變形分布與靜水下的載荷分布趨于一致；輪緣側(cè)推裝置最大應(yīng)力出現(xiàn)在輪緣側(cè)推裝置導(dǎo)管與支架接觸處，裝置承受應(yīng)力滿足CCS規(guī)范關(guān)于附體的許用應(yīng)力要求。