陳 忱，湯霄揚，張海瑛，高曉磊，鄭少雄，林昭友

(1.中國船舶及海洋工程研究院，上海 200011；2.廣州海洋地質調查局，廣東 廣州 510075)

0 引 言

海洋地質調查船在開展海洋地質調查等作業(yè)任務時需要船體保持穩(wěn)定的運動姿態(tài)。相比較于傳統(tǒng)側推，伸縮型側推（RDT）裝置，可以提高船舶首部操縱性，滿足船舶動力定位功能，且在尾部螺旋槳有故障時，可作為推進器維持船舶較低的航速前進。近年來，在海洋地質作業(yè)類的船舶上應用較多。

目前國內的相關研究集中在側推裝置的振動評估[1]、安裝工藝[2]、減振降噪[3-4]和側推載荷估算等方面，在RDT 裝置底部封板設計載荷和結構強度分析方面的研究較少。胡燕萍[5]用經驗公式方法估算了海洋科學考察船側推筒體封蓋載荷；魏躍峰[6]通過CFD 數值仿真方法分析了球鼻艏船型船首側推孔推力減縮的產生原因及其影響因素；李齊垚[7]通過CFD 數值仿真和模型試驗開展了單側推裝置在不同流速、流向下的推力減額的研究；韋紅剛[8]通過CFD 數值仿真方法計算了不同尺度下的側推孔、軸包套、軸支架的阻力增量。

RDT 裝置底部封板同時承受波浪載荷和靜水載荷的作用，其結構強度將直接影響該類船型的聲學設備作業(yè)可靠性和安全性。因此，有必要研究RDT 裝置底部封板的載荷成分和載荷特征，提出RDT 裝置設計載荷確定方法，并在此基礎上開展底部封板結構強度評估，保證結構安全。

1 船型及裝置概況

1.1 船型概況

本文的研究對象RDT 裝置安裝于某海洋地質調查船，該船長85 m，寬22 m，型深8.0 m，吃水6.3 m，船體線型設計為首部采用直行。

1.2 RDT 裝置概況

船首110#肋位處安裝有動力定位用的RDT 裝置，RDT 裝置底封板作業(yè)承受水流為5 kn，最大作業(yè)工況5 級海況。RDT 裝置采用輪緣推進形式，輪緣內部具備槳轂，輪緣導流罩底部有圓形封板即底封板，導流罩和底封板之間有翼板材設置的加強筋。RDT 裝置結構及裝置與船體安裝配合情況如圖1 所示。

2 載荷計算分析

RDT 裝置底封板承受的載荷主要為波浪載荷、靜水載荷和輪緣導流罩的傳遞載荷，波浪載荷包括水流沖擊載荷和船舶在波浪中搖蕩受到的動態(tài)載荷，與RDT 裝置在船舶布置情況、航速、流場和工作海況相關，靜水載荷與裝置的吃水深度有關，輪緣導流罩的傳遞載荷與結構連接方案相關。

2.1 基本理論

RDT 裝置屬于航行船舶附體，對于RDT 裝置受載分析，需要在整個船體范圍整體考核。對排水型船舶自由面擾流問題的計算分析是將自由面流動作為兩相流來分析，自由面為水和空氣的交界面，使用VOF 方法計算。該數學模型的控制方程包括：連續(xù)性方程、動量方程、體積分數方程，以及湍流模型方程。

連續(xù)性方程和動量方程分別為：

式中，t為時間；ρ為密度；V為控制體；S為控制體的面積；Ud為控制體面積法向向量的速度；U和p分別為速度和壓力；Ui為xi方向上的平均速度分量；τij為黏性應力張量，gi為重力矢量；Ii和Ij為方向向量。

本文采用SSTk-ω湍流模型，湍動能k和湍流耗散率 ω的方程如下：

式中：μ為分子黏度；xj為坐標軸；Uj為在xj方向上的平均速度分量；μt為湍流渦黏度；tij為湍流雷諾應力張量；Sij為平均應變率張量；F1為輔助混合函數；Pω為ω的導出項；β*，σk和σω2為模型常數。

2.2 水動力模型建立

2.2.1 計算區(qū)域設置

采用CFD 進行水流沖擊載荷分析，船舶和RDT 裝置配合三維模型如圖2 所示。由于船舶計算水流速度較低，且船舶和RDT 裝置尺度差異較大。為消除尺度效應的影響，采用實尺度完整船舶計算。計算區(qū)域的上下邊界為壓力邊界，遠流場邊界為前后截面及遠離船體一側。

圖2 船-RDT 裝置水動力CFD 計算域及表面網格劃分情況Fig.2 Computational domain of hydrodynamic CFD and surface network division of the RDT device

2.2.2 網格劃分

采用軟件自帶前處理器自動生成全六面體網格，在自由面網格進行加密；對RDT 裝置封板、翼板和輪緣導流罩進行充分加密，以反映RDT 裝置外形尺寸的影響。由于計算流速較低，進行本船CFD 繞流問題計算分析時將壁面邊界層分為了3 個子區(qū)域，即粘性底層、過渡層和慣性子層。

全部網格帶RDT 裝置，計算網格總數為580 萬。計算區(qū)域設置及船體-裝置表面網格劃分如圖2 所示。

2.3 波浪載荷計算分析

為充分考慮RDT 裝置所承受的極端載荷，在計算時，以船舶縱向航行，RDT 裝置軸線與船舶中縱向剖面呈90°夾角時受到的載荷最大。計算水流速度設置為3 kn，4 kn 和5 kn。分別計算船舶及RDT 裝置受到的水流沖擊載荷及水動力載荷。

RDT 裝置在不同航速（水流）受到的水流沖擊載荷如表1 所示。

表1 RDT 裝置在不同流速下的受力計算Tab.1 Force calculation of the RDT device at different flow rates

可以看出，RDT 裝置在水流速度為5 kn 時候，承受的載荷最大，受到的水流沖擊載荷達到5.07 kN。RDT裝置在水動力作用下，承受總波浪載荷如圖3 所示。

圖3 5 kn 航速時的RDT 裝置總波浪載荷圖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 的時候，承受到載荷為3 900 Pa。

2.4 載荷特征分析

裝置除了承受水動力載荷之外，還受到靜壓力載荷，兩者合成為RDT 裝置承受的總的載荷。圖4 為RDT裝置在不同航速下所承受的靜水壓力載荷，可以看出，水動力載荷比靜壓載荷小近20 倍，所以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0.08 MPa。

圖4 5 kn 航速時的RDT 裝置水動力載荷圖Fig.4 Hydrodynamic load of the RDT device at the speed of 5 kn

3 結構強度分析

3.1 基本參數

采用Ansys 軟件進行有限元仿真，RDT 裝置采用Q235 鋼裝配制造而成，材料參數如表2 所示。

表2 RDT 裝置材料屬性Tab.2 Material properties of the RDT device

3.2 有限元模型

結構模型采用三維有限元軟件進行建模。由于該RDT 裝置的各部分結構分別采用螺栓或焊接等方式進行緊固。邊界條件采用剛固模式設置，并進行網格劃分，如圖5 所示。

圖5 RDT 裝置三維有限元模型Fig.5 The finite element model of the RDT device

3.3 邊界條件與載荷施加

由載荷特征分析可知在船速為5 kn 時，水動力載荷較靜壓載荷大小相差一個數量級，因此加載時，僅考慮靜水載荷。靜水載荷與水深成正比，將受力加載分為上、中、下3 個區(qū)域簡化加載，如圖6 所示。

考慮到RDT 在實際使用過程中采用導軌方式進行上下升降，本次分析中對其上部節(jié)點進行約束，如圖7所示。

圖7 邊界條件Fig.7 Boundray condition

3.4 強度分析結果

RDT 裝置底封板在靜水載荷下的整體變形與應力分布如圖8 所示。RDT 裝置的最大變形出現封板遠離支架處，為0.068 mm，且變形分布與靜水下的載荷分別趨于一致；RDT 裝置底部封板最大應力出現在RDT 導管與支架接觸處，為4.56 MPa，應力主要集中于支撐部件的拐角處，遠小于材料的屈服極限235 MPa。

圖8 RDT 變形與應力分布圖Fig.8 The deformation and stress distribution diagram of the RDT device

4 結 語

本文通過研究不同作業(yè)工況下RDT 裝置底封板的載荷成分和載荷特征，提出針對RDT 裝置底封板設計載荷確定方法，并進一步開展了結構強度評估，主要結論如下：

1）RDT 裝置的波浪載荷隨航速的增加顯著增大，由輪緣導流罩傳遞到底封板的載荷也會相應顯著增加。

2）對于本船RDT 裝置的布置方案，5 級海況下的RDT 裝置輪緣導流罩和底封板區(qū)域的波浪載荷成分占比較少，遠小于靜水載荷，可忽略波浪載荷的影響。

3）RDT 裝置底部封板的最大應力出現在RDT導管與支架接觸處，設計時應重點關注該區(qū)域。