自卸臂箱型結構的風載荷數值模擬研究

李 艷

（南通航運職業技術學院 船舶與海洋工程系 南通226010）

自卸臂箱型結構的風載荷數值模擬研究

李 艷

（南通航運職業技術學院 船舶與海洋工程系 南通226010）

以29 800 t大湖型自卸散貨船的自卸臂為例，利用計算流體軟件Fluent，對不同的長高比L/h、表面粗糙度及不同速度情況下的自卸臂箱型結構進行數值模擬。分析比較計算結果，得出風力系數在不同的長高比和表面粗糙度的變化，為后續的自卸臂風阻計算提供參考依據。

自卸臂；數值模擬；長高比；表面粗糙度；風力系數

引 言

自卸船是依靠貨物自身重力，通過船體本身自帶運輸裝置可以將貨物卸至碼頭的散貨船。它最早起源于北美五大湖地區，該地區的散貨運輸主要由自卸船承擔。自卸船的運輸裝置常采用甲板懸臂式卸貨結構（下稱“自卸臂”），目前國內對自卸臂風阻性能的研究還較少。

本文以某廠建造的29 800 t大湖型自卸散貨船的自卸臂為例，比較研究在不同的長高比L/h和表面粗糙度情況下的自卸臂風力系數的變化［1-4］。

1 數值模擬

自卸臂為箱型結構。箱型結構的迎風面積與其他結構形式相比較大，該結構的風響應主要體現于靜態風壓和動態風振效果。

1.1 建立計算模型

1.1.1 數值計算方法

數值計算的湍流模型采用兩方程的標準K-ε（湍流動能—湍流耗散率）模型。壓力速度解耦采用Simple 算法。壓力方程采用標準的離散格式進行離散，動量方程和湍動能及湍動能耗散率方程均采用一階離散格式。

1.1.2 模型與網格劃分

自卸臂長L為84 m，橫截面為長方形，長方形四頂角有倒圓。自卸臂寬D為3.7 m、高h為2.6 m。數值計算模型以1：100縮放比進行建模。

不同的模型流域尺寸各不相同，計算流域均采用長方體流域

式中：L為自卸臂計算模型的長度；h為自卸臂計算模型的迎風面高度；D為自卸臂計算模型的截面寬度。

模型與流域出口的距離為30倍的模型高度，與流域進口的距離為5倍的模型寬度。流域高為8倍的模型高度，流域寬為3倍的模型長度。坐標原點為卸貨臂中心；X 方向指自卸臂模型的寬度方向；Y 方向沿自卸臂模型的長度方向；Z 方向沿高度方向，向上為正。計算域參數設置見圖1。整個計算域被劃分成10個部分，均采用結構網格，網格單元數約150萬個左右，見圖2。

1.1.3 邊界條件和計算工況

1.1.3.1 邊界條件

邊界包括入口、出口和壁面。速度入口：距離自卸臂坐標原點在X的負方向的5D處，計算時速度垂直于入口邊界；壓力出口：距離自卸臂坐標原點在X的正方向的30D處，設定為壓力出口，壓力為未受擾動時的邊界壓力；壁面：整個自卸臂模型表面，設定為無滑移條件，即壁面速度為0。［5］

1.1.3.2 計算工況

結構表面處理為光滑表面和表面粗糙度為0.05 mm的模型，數值試驗的入流速度分別設為2 m/s、10 m/s。計算模型的長高比有兩組：一組保持模型長度不變，h分別取值0.024、0.026、0.028、0.032；一組保持h = 0.026不變，L取值0.52、0.78、0.84。

1.2 計算結果分析

1.2.1 迎風面高度h變化的影響

下頁圖3和圖4是一系列長度不變、迎風面高不同（h = 0.024、0.026、0.028、0.032）的自卸臂模型表面風壓分布值，表面粗糙度為0.05 mm、入流速度為2 m/s。由圖可得出結論：不管模型的長高比怎么變化，靜壓和動壓的分布趨勢均無明顯變化；壓力值的范圍隨著迎風面高度的增大而增大，且漩渦脫落點的位置及漩渦脫落區域的大小有所變化。

1.2.2 不同粗糙度下的影響

圖5是光滑表面和表面粗糙度為0.05 mm時的阻力系數和升力系數的三維模擬結果曲線。從圖中可見自卸臂三維模型在粗糙度不同的情況下阻升力系數變化均很小，可能是因表面粗糙度較小之故。

1.2.3 入流速度變化的影響

圖6是在入流速度分別為2 m/s、10 m/s的阻力系數和升力系數的三維模擬結果曲線。計算時，表面粗糙度均為0.05 mm。從圖中可以看出，相對較低的速度下，長高比變化引起的阻升力系數變化均不明顯；而較高速度下，升力系數隨著長高比變化而變化明顯。

1.2.4 自卸臂長度變化的影響

圖7、圖8和圖9分別是表面粗糙度為0.05 mm時，不同長高比（h = 0.026 m，L = 0.52 m、0.78 m、0.84 m）下的阻力系數和升力系數的三維模擬結果曲線及風壓分布。從圖7中可見，自卸臂三維模型的阻力系數和升力系數變化規律相似。從圖8和圖9中可知，風壓分布變化不明顯。

2 結 論

本文基于計算流體軟件Fluent，著重對自卸臂箱型結構模型的風載荷系數進行計算，詳細研究了箱型結構在不同尺寸比與流動參數下的阻力和升力系數值的變化情況。從結果上看，自卸臂的長高比、結構表面粗糙度以及風速（雷諾數）的變化等都對自卸臂的風力系數產生影響。此外，給出了高雷諾數下粗糙構件的風力系數值，并且對自卸臂的風載荷計算作了必要的補充與說明。該研究對今后的自卸臂結構設計中尺寸的選取提供了參考。

［1］嚴俊．離岸深水港口大型設備群風載荷計算方法研究［D］.武漢：武漢理工大學，2011.

［2］胡金昌．岸邊集裝箱起重機的風振響應分析及風振控制［D］.武漢：武漢理工大學，2011.

［3］董國朝.鈍體繞流及風致振動流固耦合的CFD研究［D］.長沙：湖南大學，2011.

［4］張學敏.橋梁風效應數值模擬研究［D］.長沙：湖南大學，2014.

［5］田洪德，商偉軍，鄒華敏.岸邊集裝箱起重機風載荷數值模擬研究［J］.港口機械，2009（3）：1-3.

Numerical simulation of wind-load on box structure of self-unloading arm

LI Yan
(Department of Ship & Ocean Engineering, Nantong Shipping College, Nantong 226010,China)

By taking the self-unloading arm of a 29 800 t lake self-unloading bulk carrier as an example, this paper numerically simulated the box structure of the self-unloading arm with the di ff erent length height ratio (L/h), surface roughness and wind speeds by the computational fluid dynamics software FLUENT. The variations of wind coeffi cient under the di ff erent L/h and the surface roughness are thus obtained by the analysis and comparison of the calculation results, which can provide references for the subsequent resistance calculation of the self-unloading arm.

self-unloading arm; numerical simulation; length height ratio(L/h); surface roughness; wind load coeffi cient.

U667.5

A

1001-9855（2017）01-0064-04

2016-08-08；

2016-10-27

李 艷（1981-），女，碩士，講師。研究方向：船舶總體設計。

10.19423/j.cnki.31-1561/u.2017.01.064