伸缩型侧推装置底部封板设计载荷与结构强度分析

陈 忱，汤霄扬，张海瑛，高晓磊，郑少雄，林昭友

(1.中国船舶及海洋工程研究院，上海 200011；2.广州海洋地质调查局，广东 广州 510075)

0 引 言

海洋地质调查船在开展海洋地质调查等作业任务时需要船体保持稳定的运动姿态。相比较于传统侧推，伸缩型侧推（RDT）装置，可以提高船舶首部操纵性，满足船舶动力定位功能，且在尾部螺旋桨有故障时，可作为推进器维持船舶较低的航速前进。近年来，在海洋地质作业类的船舶上应用较多。

目前国内的相关研究集中在侧推装置的振动评估[1]、安装工艺[2]、减振降噪[3-4]和侧推载荷估算等方面，在RDT 装置底部封板设计载荷和结构强度分析方面的研究较少。胡燕萍[5]用经验公式方法估算了海洋科学考察船侧推筒体封盖载荷；魏跃峰[6]通过CFD 数值仿真方法分析了球鼻艏船型船首侧推孔推力减缩的产生原因及其影响因素；李齐垚[7]通过CFD 数值仿真和模型试验开展了单侧推装置在不同流速、流向下的推力减额的研究；韦红刚[8]通过CFD 数值仿真方法计算了不同尺度下的侧推孔、轴包套、轴支架的阻力增量。

RDT 装置底部封板同时承受波浪载荷和静水载荷的作用，其结构强度将直接影响该类船型的声学设备作业可靠性和安全性。因此，有必要研究RDT 装置底部封板的载荷成分和载荷特征，提出RDT 装置设计载荷确定方法，并在此基础上开展底部封板结构强度评估，保证结构安全。

1 船型及装置概况

1.1 船型概况

本文的研究对象RDT 装置安装于某海洋地质调查船，该船长85 m，宽22 m，型深8.0 m，吃水6.3 m，船体线型设计为首部采用直行。

1.2 RDT 装置概况

船首110#肋位处安装有动力定位用的RDT 装置，RDT 装置底封板作业承受水流为5 kn，最大作业工况5 级海况。RDT 装置采用轮缘推进形式，轮缘内部具备桨毂，轮缘导流罩底部有圆形封板即底封板，导流罩和底封板之间有翼板材设置的加强筋。RDT 装置结构及装置与船体安装配合情况如图1 所示。

2 载荷计算分析

RDT 装置底封板承受的载荷主要为波浪载荷、静水载荷和轮缘导流罩的传递载荷，波浪载荷包括水流冲击载荷和船舶在波浪中摇荡受到的动态载荷，与RDT 装置在船舶布置情况、航速、流场和工作海况相关，静水载荷与装置的吃水深度有关，轮缘导流罩的传递载荷与结构连接方案相关。

2.1 基本理论

RDT 装置属于航行船舶附体，对于RDT 装置受载分析，需要在整个船体范围整体考核。对排水型船舶自由面扰流问题的计算分析是将自由面流动作为两相流来分析，自由面为水和空气的交界面，使用VOF 方法计算。该数学模型的控制方程包括：连续性方程、动量方程、体积分数方程，以及湍流模型方程。

连续性方程和动量方程分别为：

式中，t为时间；ρ为密度；V为控制体；S为控制体的面积；Ud为控制体面积法向向量的速度；U和p分别为速度和压力；Ui为xi方向上的平均速度分量；τij为黏性应力张量，gi为重力矢量；Ii和Ij为方向向量。

本文采用SSTk-ω湍流模型，湍动能k和湍流耗散率 ω的方程如下：

式中：μ为分子黏度；xj为坐标轴；Uj为在xj方向上的平均速度分量；μt为湍流涡黏度；tij为湍流雷诺应力张量；Sij为平均应变率张量；F1为辅助混合函数；Pω为ω的导出项；β*，σk和σω2为模型常数。

2.2 水动力模型建立

2.2.1 计算区域设置

采用CFD 进行水流冲击载荷分析，船舶和RDT 装置配合三维模型如图2 所示。由于船舶计算水流速度较低，且船舶和RDT 装置尺度差异较大。为消除尺度效应的影响，采用实尺度完整船舶计算。计算区域的上下边界为压力边界，远流场边界为前后截面及远离船体一侧。

图2 船-RDT 装置水动力CFD 计算域及表面网格划分情况Fig.2 Computational domain of hydrodynamic CFD and surface network division of the RDT device

2.2.2 网格划分

采用软件自带前处理器自动生成全六面体网格，在自由面网格进行加密；对RDT 装置封板、翼板和轮缘导流罩进行充分加密，以反映RDT 装置外形尺寸的影响。由于计算流速较低，进行本船CFD 绕流问题计算分析时将壁面边界层分为了3 个子区域，即粘性底层、过渡层和惯性子层。

全部网格带RDT 装置，计算网格总数为580 万。计算区域设置及船体-装置表面网格划分如图2 所示。

2.3 波浪载荷计算分析

为充分考虑RDT 装置所承受的极端载荷，在计算时，以船舶纵向航行，RDT 装置轴线与船舶中纵向剖面呈90°夹角时受到的载荷最大。计算水流速度设置为3 kn，4 kn 和5 kn。分别计算船舶及RDT 装置受到的水流冲击载荷及水动力载荷。

RDT 装置在不同航速（水流）受到的水流冲击载荷如表1 所示。

表1 RDT 装置在不同流速下的受力计算Tab.1 Force calculation of the RDT device at different flow rates

可以看出，RDT 装置在水流速度为5 kn 时候，承受的载荷最大，受到的水流冲击载荷达到5.07 kN。RDT装置在水动力作用下，承受总波浪载荷如图3 所示。

图3 5 kn 航速时的RDT 装置总波浪载荷图Fig.3 Diagram of the total wave load of the RDT device at the speed of 5 kn

可以看出，在航速5 kn 的时候，承受到载荷为3 900 Pa。

2.4 载荷特征分析

装置除了承受水动力载荷之外，还受到静压力载荷，两者合成为RDT 装置承受的总的载荷。图4 为RDT装置在不同航速下所承受的静水压力载荷，可以看出，水动力载荷比静压载荷小近20 倍，所以装置以承受静水压力载荷为主，正比于吃水深度，最大压力载荷为0.08 MPa。

图4 5 kn 航速时的RDT 装置水动力载荷图Fig.4 Hydrodynamic load of the RDT device at the speed of 5 kn

3 结构强度分析

3.1 基本参数

采用Ansys 软件进行有限元仿真，RDT 装置采用Q235 钢装配制造而成，材料参数如表2 所示。

表2 RDT 装置材料属性Tab.2 Material properties of the RDT device

3.2 有限元模型

结构模型采用三维有限元软件进行建模。由于该RDT 装置的各部分结构分别采用螺栓或焊接等方式进行紧固。边界条件采用刚固模式设置，并进行网格划分，如图5 所示。

图5 RDT 装置三维有限元模型Fig.5 The finite element model of the RDT device

3.3 边界条件与载荷施加

由载荷特征分析可知在船速为5 kn 时，水动力载荷较静压载荷大小相差一个数量级，因此加载时，仅考虑静水载荷。静水载荷与水深成正比，将受力加载分为上、中、下3 个区域简化加载，如图6 所示。

考虑到RDT 在实际使用过程中采用导轨方式进行上下升降，本次分析中对其上部节点进行约束，如图7所示。

图7 边界条件Fig.7 Boundray condition

3.4 强度分析结果

RDT 装置底封板在静水载荷下的整体变形与应力分布如图8 所示。RDT 装置的最大变形出现封板远离支架处，为0.068 mm，且变形分布与静水下的载荷分别趋于一致；RDT 装置底部封板最大应力出现在RDT 导管与支架接触处，为4.56 MPa，应力主要集中于支撑部件的拐角处，远小于材料的屈服极限235 MPa。

图8 RDT 变形与应力分布图Fig.8 The deformation and stress distribution diagram of the RDT device

4 结 语

本文通过研究不同作业工况下RDT 装置底封板的载荷成分和载荷特征，提出针对RDT 装置底封板设计载荷确定方法，并进一步开展了结构强度评估，主要结论如下：

1）RDT 装置的波浪载荷随航速的增加显著增大，由轮缘导流罩传递到底封板的载荷也会相应显著增加。

2）对于本船RDT 装置的布置方案，5 级海况下的RDT 装置轮缘导流罩和底封板区域的波浪载荷成分占比较少，远小于静水载荷，可忽略波浪载荷的影响。

3）RDT 装置底部封板的最大应力出现在RDT导管与支架接触处，设计时应重点关注该区域。