基于縮尺試驗(yàn)的船舶大分段吊裝動(dòng)力學(xué)研究與驗(yàn)證

桂洪斌, 楊佳朋, 張 巖, 郭 彬

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海) 海洋工程學(xué)院,山東 威海 264209)

隨著造船技術(shù)的進(jìn)步、“綠色船舶”理念的興起以及海洋經(jīng)濟(jì)產(chǎn)業(yè)的增長(zhǎng),船舶不斷向大型化方向發(fā)展。在船舶分段吊裝過程中由于分段本身質(zhì)量很大,起重機(jī)小車加速度產(chǎn)生的慣性力與離心力會(huì)使吊重產(chǎn)生大幅度擺動(dòng),進(jìn)而影響分段吊裝過程中的精確性與安全性。由此,對(duì)大型起重設(shè)備吊裝過程的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析尤為重要。

對(duì)于吊裝系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的研究主要包括鋼絲繩動(dòng)力學(xué)建模以及吊裝系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)建模等內(nèi)容。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)鋼絲繩動(dòng)力學(xué)建模做了大量研究。鋼絲繩屬于一維連續(xù)、可變性系統(tǒng),因自身抗彎模量較低,在起重過程中吊重?cái)[角會(huì)受到小車加速度與外部載荷的影響。早期的繩索力學(xué)模型主要采用集中質(zhì)量模型或剛體單元方法[1-2]。ADAMS軟件問世后,對(duì)于繩索的建模主要以bushing襯套力為主。李海軍[3]采用襯套力方法得到礦井提升鋼絲繩模型,其變形、振動(dòng)物理性能、動(dòng)力學(xué)性能與真實(shí)繩索性能相吻合。馬幸福[4]通過ADAMS軟件宏命令實(shí)現(xiàn)電梯鋼絲繩離散化的建模、軸套力的添加及碰撞接觸力的設(shè)置,研究的電梯系統(tǒng)的振動(dòng)特性與鋼絲繩的振動(dòng)特性均符合實(shí)際運(yùn)行規(guī)律。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者大都采用拉格朗日方程來確定吊裝過程的動(dòng)力學(xué)模型。Abdel-Rahman[5]等利用拉格朗日方程建立了吊重偏擺系統(tǒng)有阻尼的動(dòng)力學(xué)模型,并采用多尺度法求解了吊重的近似響應(yīng)。馬博軍等[6]考慮了小車運(yùn)動(dòng)、繩長(zhǎng)、環(huán)境阻力對(duì)負(fù)載擺動(dòng)的影響,根據(jù)拉格朗日方程建立三維橋式吊車系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型研究橋式吊車這類欠驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。Raja Ismail等[7]利用拉格朗日方程建立了包含有效載荷的雙擺龍門起重機(jī)的動(dòng)力學(xué)模型,并在時(shí)域和頻域范圍內(nèi)對(duì)方程進(jìn)行了驗(yàn)證,討論了外部有效載荷對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。藺本浩[8]用拉格朗日法建立吊重動(dòng)力學(xué)模型,分別利用ADAMS軟件和MATLAB軟件分析繩長(zhǎng)、起吊速度、激勵(lì)頻率對(duì)吊重動(dòng)力響應(yīng)的影響,得到了吊重空間運(yùn)動(dòng)軌跡圖。Ospina-Henao等[9]利用歐拉經(jīng)典力學(xué)理論與拉格朗日方程得到了龍門起重機(jī)運(yùn)動(dòng)方程,并利用SimMechanics-MATLAB驗(yàn)證了動(dòng)態(tài)方程的正確性。

以上都是基于數(shù)值仿真進(jìn)行的研究分析,關(guān)于試驗(yàn)方面的研究?jī)?nèi)容較少。尤其是對(duì)于大型起重設(shè)備,考慮到尺寸以及實(shí)際操作的影響,很難對(duì)實(shí)尺度模型(原型)進(jìn)行試驗(yàn)研究,因此開展縮尺試驗(yàn)的研究非常必要。目前縮尺試驗(yàn)及相似理論在機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)中較為成熟,羅英平等[10]對(duì)于機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)中的相似準(zhǔn)則、相似常數(shù)、相似轉(zhuǎn)換關(guān)系提出了較為完整的理論公式;Yin等[11]為研究岸邊集裝箱起重機(jī)的動(dòng)力性能和抗震性能,根據(jù)相似理論提出了起重機(jī)的1/50比例模型來進(jìn)行沖擊與振動(dòng)試驗(yàn),得到的縮尺試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬具有良好的一致性。陳喆等[12]通過相似理論和有限元方法確定幾何參數(shù)和物理參數(shù)的相似比,進(jìn)而研究實(shí)際結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。滕媛媛等[13]利用縮尺模型試驗(yàn)驗(yàn)證了岸邊起重機(jī)抗震摩擦耗能器的可靠性。

綜上所述,本文采用襯套力方法建立鋼絲繩動(dòng)力學(xué)模型,利用拉格朗日法確定船舶大分段吊裝系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型,根據(jù)相似原理設(shè)計(jì)縮尺模型試驗(yàn)平臺(tái),采用數(shù)值仿真與模型試驗(yàn)對(duì)比的方式對(duì)大型起重吊裝的動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證與分析,進(jìn)而歸納不同因素對(duì)吊裝系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。

1 船舶大分段吊裝系統(tǒng)建模

本文針對(duì)船舶大分段吊裝系統(tǒng)進(jìn)行分析,以某4300PCTC汽車運(yùn)輸船分段吊裝為例,取其大分段尺寸[14]如表1所示,門式起重機(jī)參數(shù)如表2所示。

表1 PCTC大分段參數(shù)Tab.1 Large segment parameter of PCTC

表2 門式起重機(jī)參數(shù)Tab.2 Parameters of gantry crane

1.1 吊裝系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)數(shù)學(xué)模型

為研究吊重系統(tǒng)的橫向擺振,本文設(shè)定吊重通過彈性繩與小車進(jìn)行連接,并進(jìn)行如下假設(shè):①忽略臂架變幅鉸點(diǎn)的平移,滑輪處的摩擦,風(fēng)載、空氣阻力;②起重機(jī)梁為完全剛性;③在吊裝過程中鋼絲繩始終受拉。受力示意圖如圖1所示。

圖1 吊裝系統(tǒng)受力圖Fig.1 Force analysis diagram of hoisting system

圖1中:x為吊重沿水平方向(X)位移;y為吊重沿垂直方向(Y)位移;θ為吊重?cái)[角;l為原繩長(zhǎng);m為重物質(zhì)量;k,c為彈性繩繩剛度、阻尼; Δl為繩伸長(zhǎng)量;F為驅(qū)動(dòng)力。各物理量間關(guān)系如式(1)所示。

(1)

式中,g為重力加速度。

吊重速度如式(2)所示。

(2)

建立拉格朗日動(dòng)力學(xué)方程如式(3)所示。

(3)

吊重系統(tǒng)擺動(dòng)過程擺角值比較小,忽略高階項(xiàng)量,令sinθ≈θ,cosθ≈1,簡(jiǎn)化得動(dòng)力學(xué)方程如式(4)所示。

(4)

1.2 鋼絲繩參數(shù)

鋼絲繩在ADAMS軟件中采用襯套力進(jìn)行建模,將鋼絲繩離散成小剛體圓柱,每段之間通過bushing進(jìn)行連接,來模擬鋼絲繩工作特性,如圖2所示。

圖2 襯套力示意圖Fig.2 Diagram of bushing force

襯套力會(huì)在連接處的marker點(diǎn)生成{FX,FY,FZ,TX,TY,TZ}的力與力矩,其計(jì)算公式如式(5)所示。

(5)

式中:x,y,z為相對(duì)位移,m;θx,θy,θz為相對(duì)角度,rad;vx,vy,vz為相對(duì)速度,m/s;wx,wy,wz為相對(duì)角速度,rad/s;k11為拉伸剛度系數(shù),N/m;k22,k33為剪切剛度系數(shù),N/m;k44為扭轉(zhuǎn)剛度系數(shù),N/m;k55,k66為彎曲剛度系數(shù), N/(m·deg);c11為拉伸阻尼系數(shù), N·s/m;c22,c33為剪切阻尼系數(shù), N·s/m;c44為扭轉(zhuǎn)阻尼系數(shù), N·s/(m·deg);c55,c66為彎曲剛度系數(shù), N·s/(m·deg)。

根據(jù)鋼絲繩材料與參數(shù)確定其剛度系數(shù)和阻尼系數(shù),保證建立的鋼絲繩模型在變形程度和力學(xué)性能上與實(shí)際鋼絲繩相符。鋼絲繩材料為45號(hào)普通碳合金鋼,彈性模量為206 GPa,剪切模量為79.23 GPa,型號(hào)為6X19W+FC。在船舶大分段吊裝中起重機(jī)處于M7工作級(jí)別及以上,根據(jù)起重機(jī)鋼絲繩選用規(guī)則確定鋼絲繩直徑[15],如式(6)所示。

(6)

式中:d為選取鋼絲繩直徑,m;C為選擇系數(shù),取為0.112;Smax為繩最大受力,N。進(jìn)一步計(jì)算得出鋼絲繩直徑為0.054 m。

計(jì)算鋼絲繩的剛度系數(shù),如式(7)所示。

(7)

式中:E為鋼絲繩彈性模量,GPa;A為鋼絲繩的截面積,m2;G為剪切模量,GPa;L為起重繩長(zhǎng),m,文中繩長(zhǎng)20 m;I為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,kg/s2。

選取繩阻尼系數(shù)為剛度系數(shù)的0.1%[16], 根據(jù)鋼絲繩材料剛度屬性確定其拉伸阻尼系數(shù)為c11=1.4×104N·s/m, 剪切阻尼系數(shù)c22=c33=5.6×103Ns/m,扭轉(zhuǎn)阻尼系數(shù)為c44=3.34 N·s/[m·(°)],彎曲阻尼系數(shù)為c55=c66=4.3 N·s/[m·(°)]。

1.3 吊裝系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)仿真模型

在ADAMS軟件中利用宏命令進(jìn)行鋼絲繩建模,設(shè)定鋼絲繩長(zhǎng)度為20 m,離散為200個(gè)小圓柱剛體,每段之間通過bushing連接,參數(shù)設(shè)定如1.2節(jié)所述。根據(jù)起重機(jī)參數(shù)(見表2)確定模型參數(shù),并在ADAMS軟件中進(jìn)行吊重與小車的建模,設(shè)置小車為移動(dòng)副,小車、鋼絲繩、吊重之間采用旋轉(zhuǎn)副連接。吊重系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖,如圖3所示。

圖3 吊重系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure diagram of hoisting system

為保證鋼絲繩建模符合工程要求,文中首先對(duì)ADAMS軟件得到的鋼絲繩模型進(jìn)行力學(xué)性能驗(yàn)證[17],如式(8)所示,利用宏命令對(duì)20 m鋼絲繩進(jìn)行建模,在鋼絲繩兩端施加拉力10 000 N,進(jìn)行鋼絲繩垂度仿真。得到撓度仿真結(jié)果如圖4所示。

圖4 鋼絲繩撓度仿真Fig.4 Deflection simulation of wire rope

(8)

式中:q為單位長(zhǎng)度鋼絲繩質(zhì)量,kg/m; 型號(hào)為6X19W+FC的鋼絲繩每千米質(zhì)量為3.51倍直徑的平方值;l為鋼絲繩繩長(zhǎng),m;S為鋼絲繩拉力,N;β為支座夾角,rad。

垂度計(jì)算值為0.501 m,仿真值約為0.482 m,誤差為3.9%<5.0%,說明該建模方法滿足工程應(yīng)用的需要。

2 船舶大分段吊裝系統(tǒng)建模

2.1 縮尺試驗(yàn)參數(shù)選取

根據(jù)相似第三定律并結(jié)合試驗(yàn)?zāi)康?縮尺試驗(yàn)參數(shù)選取時(shí)應(yīng)考慮以下條件[18]。

(1) 空間幾何條件相似。即要求原型與縮尺模型的幾何尺寸、周期、運(yùn)行速度、空間結(jié)構(gòu)響應(yīng)等保持相似。

相似常數(shù)式(9)定義如下

(9)

式中:cL,ct,cv,ca,cθ,cw分別為幾何常數(shù)、周期常數(shù)、運(yùn)行速度常數(shù)、加速度常數(shù)、擺角常數(shù)以及角速度常數(shù);lm,tm,vm分別為原型尺寸、周期、速度參數(shù);lp,tp,vp為縮尺模型尺寸、周期、速度參數(shù)。

原模型吊裝過程中繩擺角與吊重加速度響應(yīng)應(yīng)與縮尺模型響應(yīng)結(jié)果一致。

(2) 物理?xiàng)l件相似。即要求原型與縮尺模型的力學(xué)特性如鋼絲繩剛度系數(shù)、阻尼系數(shù)以及受載后變形相似。由于原型與縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ途捎媚碇泣c(diǎn)接觸鋼絲繩,其彈性模量E、剪切模量G、阻尼比相差不大,因此鋼絲繩力學(xué)性能與鋼絲繩直徑參數(shù)相關(guān),相似公式式(10)定義如下

(10)

式中,cl,ck,cG,ckl,cr分別為繩長(zhǎng)尺寸、剛度系數(shù)、重力、受載后繩形變、繩直徑的相似常數(shù)。

(3) 邊界條件相似。邊界條件是指結(jié)構(gòu)表面所受的外力、載荷作用順序、初始化條件和約束條件等,其中模型約束條件必須與原型相同,不能因此影響結(jié)構(gòu)的工作狀態(tài),且必須在模型試驗(yàn)中模擬實(shí)際的載荷作用順序。縮尺試驗(yàn)中采用絲杠滑軌模擬小車運(yùn)行過程中的移動(dòng)副;對(duì)安裝螺栓進(jìn)行線切割處理形成鋼絲繩卡槽,進(jìn)而與鋼絲繩配合形成旋轉(zhuǎn)副。為減小摩擦,旋轉(zhuǎn)副處利用鋰基潤(rùn)滑脂進(jìn)行潤(rùn)滑處理。試驗(yàn)采用與原模型相同的載荷順序,以此保證邊界條件相似。

根據(jù)相似理論確定縮尺試驗(yàn)相關(guān)參數(shù),如表3所示。

表3 吊裝縮尺試驗(yàn)參數(shù)Tab.3 Parameters of hoisting system model test

2.2 縮尺試驗(yàn)平臺(tái)搭建

本文采用步進(jìn)電機(jī)帶動(dòng)絲杠滑塊的形式模擬吊裝過程中小車的平移運(yùn)動(dòng)。

絲杠步進(jìn)電機(jī)負(fù)載計(jì)算如式(11)所示,選取步進(jìn)電機(jī)的參數(shù)如表4所示。搭建的縮尺試驗(yàn)平臺(tái)示意圖如圖5所示。

圖5 吊裝縮尺模型結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Structure diagram of hoisting system model test

表4 步進(jìn)電機(jī)參數(shù)Tab.4 Parameters of the stepmotor

(11)

式中:T為電機(jī)額定轉(zhuǎn)矩,N·m;s為絲杠導(dǎo)程,m;η為電機(jī)工作效率。

采用正交試驗(yàn)形式設(shè)計(jì)多組試驗(yàn),觀察繩長(zhǎng)、繩剛度、重物質(zhì)量等因素對(duì)于吊重動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響,同時(shí)對(duì)吊裝動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證。試驗(yàn)參數(shù)設(shè)計(jì)如表5所示。

表5 吊裝縮尺模型正交試驗(yàn)Tab.5 Orthogonal test of hoisting system model

3 結(jié)果分析

3.1 吊裝系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)仿真模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性,文中首先對(duì)表5中試驗(yàn)a、試驗(yàn)c、試驗(yàn)d 3種工況進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試,每種工況下進(jìn)行5次測(cè)試。試驗(yàn)動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線的平均值與相同工況下縮尺模型仿真結(jié)果的對(duì)比如圖6所示,3種工況下的擺角與周期數(shù)據(jù)如表6所示。

圖6 不同繩長(zhǎng)下吊裝模型試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果的擺角對(duì)比Fig.6 Comparison of swing angles between model test and numerical simulation under different rope lengths

表6 不同繩長(zhǎng)下模型試驗(yàn)與數(shù)值仿真結(jié)果誤差對(duì)比

由圖6可知,仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)接近,且由表6可知,兩者之間的擺角最高峰值誤差、擺角平均峰值誤差、周期平均值誤差均在10%以內(nèi),產(chǎn)生誤差原因如下:

(1) 搭建的縮尺試驗(yàn)平臺(tái),由于絲桿與光軸跨度較大,滑塊平移過程中會(huì)產(chǎn)生上、下輕微的振動(dòng)。

(2) 各部件之間摩擦力的大小與仿真中的設(shè)置有誤差,且忽略了吊重移動(dòng)過程中的風(fēng)阻,使試驗(yàn)擺角數(shù)值小于仿真值。

(3) 鋼絲繩與重物連接時(shí)繩長(zhǎng)存在誤差,質(zhì)心位置會(huì)存在輕微偏移,使吊重有旋轉(zhuǎn)晃動(dòng),從而使試驗(yàn)中的擺角偏小;且繩長(zhǎng)越短偏心所帶來的影響越大,進(jìn)而在圖7(a)繩長(zhǎng)較短的工況驗(yàn)證中誤差偏大。

圖7 縮尺模型動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線Fig.7 Dynamic response curve of scale model

在表6中,擺角最高峰值誤差、擺角平均峰值誤差、周期平均值誤差最大為4.76%,7.27%以及1.57%,滿足工程需要,進(jìn)而證明了本文ADAMS動(dòng)力學(xué)模型的準(zhǔn)確性,為后續(xù)通過縮尺試驗(yàn)分析大跨度、大載質(zhì)量的吊裝過程提供了保障與研究基礎(chǔ)。

3.2 縮尺試驗(yàn)設(shè)計(jì)合理性驗(yàn)證

為驗(yàn)證縮尺試驗(yàn)設(shè)計(jì)的合理性,根據(jù)表5中試驗(yàn)a、試驗(yàn)e、試驗(yàn)f 3種工況,本文采用數(shù)值分析的方式構(gòu)建4種模型,分別為繩長(zhǎng)20 m的原模型、繩長(zhǎng)為0.8 m的縮尺模型1、繩長(zhǎng)為0.62 m的縮尺模型2以及繩長(zhǎng)為0.438 m的縮尺模型3,進(jìn)而對(duì)比4種模型的動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線,結(jié)果如圖7所示。

首先依據(jù)式(9)相似常數(shù)的設(shè)定,擺角常數(shù)與加速度常數(shù)為1,因此圖7(a)、圖7(c)中4種模型對(duì)應(yīng)的擺角幅值與吊重加速度幅值近似相等。其次,擺角加速度與吊重速度分別與幾何常數(shù)呈現(xiàn)反比與正比的關(guān)系,因此圖7(b)中呈現(xiàn)伴隨繩長(zhǎng)增加,擺角角速度幅值逐漸減低的現(xiàn)象;而圖7(d)中則呈現(xiàn)伴隨繩長(zhǎng)增加,吊重速度幅值逐漸增加的現(xiàn)象。最后,由于周期常數(shù)與幾何常數(shù)呈現(xiàn)正比關(guān)系,因此圖7(a)～圖7(d)中呈現(xiàn)伴隨繩長(zhǎng)增加,擺角、擺角角速度、吊重加速度以及吊重速度的周期逐漸增加的現(xiàn)象,即4種模型不同參數(shù)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的峰值伴隨繩長(zhǎng)的增加呈現(xiàn)逐漸靠右的現(xiàn)象。

為進(jìn)一步定量觀察4種模型動(dòng)態(tài)響應(yīng)參數(shù)的變化,本文匯總吊重?cái)[角、加速度、擺角周期、鋼絲繩變形量的動(dòng)態(tài)響應(yīng)結(jié)果,如表7所示。由表7可知,擺角與吊重加速度峰值在不同繩長(zhǎng)的模型中近乎一致,相對(duì)變化不超過2%,與式(9)相似常數(shù)設(shè)定中保持一致。其次,不同縮尺模型下吊重周期平均值與速度平均值的仿真結(jié)果與原模型仿真結(jié)果滿足式(9)相似常數(shù)設(shè)定關(guān)系;以原模型和縮尺模型2為例,原模型的吊重周期平均值與速度平均值分別為8.98 s和700 mm/s,按照相似關(guān)系式(9)計(jì)算縮尺模型2的結(jié)果為1.581 s和123.25 mm/s;通過數(shù)值仿真獲得的結(jié)果為1.581 s和123 mm/s,兩者極為接近。同理得出不同縮尺模型下的角速度仿真結(jié)果與原模型仿真結(jié)果滿足式(9)相似常數(shù)設(shè)定關(guān)系。

表7 原模型與縮尺模型響應(yīng)參數(shù)對(duì)比Tab.7 Comparison of dynamic response parameters between prototype and scale model

由圖7與表7對(duì)比可知,不同縮尺模型下動(dòng)態(tài)響應(yīng)參數(shù)的仿真結(jié)果均滿足式(9)中相似常數(shù)的設(shè)定關(guān)系。該結(jié)果在驗(yàn)證縮尺試驗(yàn)設(shè)計(jì)合理性的同時(shí),進(jìn)一步校驗(yàn)了本文數(shù)值仿真方法的準(zhǔn)確性。

3.3 吊裝動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響分析

3.3.1 吊重質(zhì)量對(duì)吊裝系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

在表5的試驗(yàn)設(shè)計(jì)中,試驗(yàn)a與試驗(yàn)b的對(duì)比可分析吊重質(zhì)量對(duì)擺角的影響。在試驗(yàn)中,采用兩種不同質(zhì)量的鋁塊與鋼塊作為吊重,繩長(zhǎng)以及繩直徑參數(shù)不變,分別做3次試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析,得到平均動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)比曲線如圖8所示。

圖8 質(zhì)量對(duì)擺角動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響Fig.8 The influence of the load weight on dynamic response of the swing angle

由圖8可知,當(dāng)?shù)跹b質(zhì)量從1.53 kg(鋁塊)增加到3.7 kg(鋼塊)時(shí),擺角峰值呈現(xiàn)增加的態(tài)勢(shì),擺角周期則出現(xiàn)降低的趨勢(shì)。為進(jìn)一步定量分析吊重質(zhì)量對(duì)吊裝過程擺角的影響,本文匯總擺角的峰值與周期數(shù)據(jù),如表8所示。由表8可知:當(dāng)?shù)踔刭|(zhì)量增加時(shí),擺角平均峰值由2.636°增加至2.670°,相對(duì)增加1.31%;而擺角周期平均值由1.305 s降低至1.293 s,相對(duì)下降0.92%。由此可以看出,吊重的質(zhì)量變化會(huì)影響吊裝過程的擺角響應(yīng),但影響幅度較小。

表8 質(zhì)量對(duì)擺角影響對(duì)比(繩長(zhǎng)438 mm,繩直徑0.8 mm)Tab.8 Comparison of the influence of the load weight on the swing angle(Rope length 438 mm, rope diameter 0.8 mm)

3.3.2 繩剛度與阻尼對(duì)吊裝系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

在表5的試驗(yàn)設(shè)計(jì)中,試驗(yàn)f和試驗(yàn)g通過改變繩直徑來改變繩剛度與阻尼系數(shù),繩剛度增加會(huì)伴隨著阻尼增加。本文中,分別對(duì)低剛度低阻尼(繩直徑0.8 mm)與高剛度高阻尼(繩直徑2 mm)兩種工況進(jìn)行了3次試驗(yàn),進(jìn)而分析繩剛度與阻尼對(duì)吊裝系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)變化的影響,得到兩種工況下的擺角動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線如圖9所示。

圖9 剛度與阻尼對(duì)擺角動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響Fig.9 Influence of stiffness and damping on dynamic response of swing angle

由圖9可知,當(dāng)繩直徑從0.8 mm增至2.0 mm時(shí),繩參數(shù)的變化對(duì)吊重?cái)[角的動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響很小,吊重的擺角周期與擺角峰值相近。為進(jìn)一步定量分析繩剛度和阻尼對(duì)吊重?cái)[角的影響,本文匯總兩種繩參數(shù)下吊重?cái)[角與周期的試驗(yàn)結(jié)果,如表9所示。在表9中,低剛度低阻尼的擺角平均峰值(2.654°),相較高剛度高阻尼的擺角平均峰值(2.611°)變化1.65%,相應(yīng)的擺角周期平均值變化0.84%。由此可進(jìn)一步看出,繩參數(shù)的變化對(duì)于吊裝系統(tǒng)吊重?cái)[角動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響較小。

表9 剛度與阻尼對(duì)擺角影響對(duì)比(繩長(zhǎng)800 mm,吊重為鋁塊)Tab.9 Comparison of the influence of stiffness and damping on the swing angle(Rope length 800 mm, aluminium block)

4 結(jié) 論

本文以大型船舶分段吊裝過程的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析為目的,依據(jù)相似原理設(shè)計(jì)縮尺試驗(yàn)平臺(tái),采用模型試驗(yàn)與ADAMS軟件仿真的相結(jié)合方式,分析吊裝過程各參數(shù)對(duì)吊重動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響,得到的結(jié)論如下:

(1) 通過對(duì)比分析相同工況下的仿真結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果,驗(yàn)證了本文采用仿真方法的準(zhǔn)確性。

(2) 建立了4種仿真縮尺模型,通過對(duì)比分析不同模型下吊重?cái)[角、加速度、擺角周期、擺角角速度的動(dòng)態(tài)響應(yīng)結(jié)果,驗(yàn)證本文設(shè)計(jì)縮尺試驗(yàn)平臺(tái)的合理性。為實(shí)驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行大型船舶分段吊裝過程的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析提供了一種途徑。

(3) 伴隨吊重繩長(zhǎng)的增加,吊重?cái)[角的角速度呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì),而擺角、擺角角速度、吊重加速度以及吊重速度的周期呈現(xiàn)逐漸增加的趨勢(shì);吊重的質(zhì)量、繩剛度與阻尼對(duì)吊裝過程中吊重?cái)[角的動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響較小。