基于Pro/E和CFD计算大型造船门式起重机风载荷

王 晟

(中船第九设计研究院工程有限公司，上海 200063)

基于Pro/E和CFD计算大型造船门式起重机风载荷

王 晟

(中船第九设计研究院工程有限公司，上海 200063)

利用三维建模软件Pro/E建立大型造船门式起重机模型，网格化后导入流体动力学CFD软件中计算造船门式起重机的风载荷。与依据《起重机设计规范》(GB/T3811—2008)计算的风载荷值相比较，发现《起重机设计规范》计算的数值偏于保守和系数取值过大，某些局部风载荷增大情况不能准确的反映。该计算方法为大型门式起重机设计提供参考。

流体动力学;大型门式起重机;风载荷

大型造船门式起重机(以下简称门机)是船坞区分段合拢吊装必不可少的起重设备，近几年有朝着超大起重量、超大跨度发展的趋势。门机的安全是船厂正常生产的重要前提，统计分析最近几年门机的安全事故，其中风载荷对门机的影响是一个比较重要的因数。因此，对于门机的风载荷计算分析是十分必要的。

门机结构主要包括主梁、刚性腿和柔性腿。双箱梁结构是门机主梁的一种典型结构，应用非常广泛。目前，最大门机的高度达100多米，主梁的梁高接近15 m，重量超过5 000 t，如此的庞然大物对风载荷非常敏感。本文以某船厂抬吊800 t，跨度为133 m，梁底高为75m，总重为3 250 t的门机为例，利用计算流体动力学(CFD)技术计算其风载荷，并与《起重机设计规范》(GB/T3811—2008)(以下简称为《规范》)相比较，分析产生差异的原因，为以后的相关设计提供参考。

1 计算风工程简介

计算风工程是一种近二十年才发展起来的数值计算方法。它基于空气动力学理论，采用计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics，CFD)技术，用数模方法计算大气边界层中的钝体绕流现象，从而形成的一门新兴的交叉学科研究方法。相对于试验研究方法，计算风工程具有以下独特的优势:(1)数值模拟成本低、周期短、效率高;(2)数值模拟可以采用参数化建模方法，方便参数的改变;(3)基本不受结构尺度和构造的影响，可以构建原型尺寸的计算模型，避免了风洞试验中只能进行缩尺试验的不足，克服试验中难以满足雷诺数相似的困难;(4)数值模拟的结果可以利用流场和压力场等可视工具，提供了风洞试验无法提供的绕流和遮挡效应的信息。本文中采用成熟的计算流体动力学软件——ANSYS CFX(以下简称CFX)计算门机的风载荷。

2 门机风载荷计算

门机主要由主梁、刚性腿和柔性腿、维修吊、上小车、下小车和大车运行机构组成。由于计算机配置的原因，本文中门机主要取主梁、刚性腿和柔性腿作为计算的对象。参照该门机设计图纸，利用Pro/E建立该门机的模型，如图1所示。

2.1 模型的建立和网格化

应用ANSYSWorkbench进行风载荷计算，建模过程中会耗费很多时间与精力。虽然ANSYS Workbench带有自建模功能，但是功能非常有限，只能处理一些相对简单的模型，而处理复杂的模型就显得功能不够。Pro/E三维造型软件拥有强大的参数化设计能力，可以进行复杂的实体造型。CFX的长处在于进行风载荷的计算和风振的分析;而Pro/E的优势在于三维设计造型。因此，将Pro/E与CFX结合起来使用，可以很好的解决CFX建模功能不足，提高建模的准确性、快捷性和方便性。

本文考虑计算机的实际情况，按照施工的设计图纸建立门机的实际尺寸模型。由于构件的迎风面是对风载荷影响的主要因数，因此提出该模型的面导入网格生成工具ANSYS ICEM CFD 5进行网格化。考虑门机结构截面形式不一样，将不同的部件分成不同的族进行网格化，并根据构件几何特征设置网格的大小。网格完成后的模型如图2～图4所示。

2.2 边界条件设置

图1 门机Pro/E模型Figure 1 Pro/Emodel of gantry crane

图2 门机数字风洞网格模型Figure 2 Numericalwind tunnel griddingmodel of gantry crane

图3 门机网格模型图Figure 3 Grid model of gantry crane

计算介质为25℃的空气，进口速度的设置参照《规范》风的指数分布曲线。由于门机主要是处于陆地上，因此以10 m高度处的垂直平均风速作为基准，得到进口风速函数表达式为:

图4 柔性腿网格放大图Figure 4 Grid enlargement of flexible stand

式中，V(H)是H高度的风速(m/s);V10是10 m高度的平均风速(m/s);H是离地的高度(m)。

出口根据实际情况，设置为环境压力边界条件，平均静压为零，参考压力为1个大气压，湍流强度设置为中等0.05。考虑四周壁面粘性对空气流动的影响，对数字风洞的四周壁面和门机表面都设置为无滑移墙。

2.3 工况

根据设计风载荷的实际情况，分别计算风沿大车运行方向(+Z向)，风垂直于大车运行方向(+X向)。分别计算门机的主梁、刚性腿和柔性腿的风载荷。

对应V10分别为20 m/s(工作工况)，40 m/s(非工作工况)，55 m/s(极限暴风工况)的风速。设定CFX收敛残差为10－4，整个迭代步数为100步。

2.4 数值计算结果分析

2.4.1 压力场和流场分布

风速为20 m/s，风向+Z向，作用在门机上的压力场和流场见图5、图6。

图5 门机表面压力分布(相对参考压力1atm)Figure 5 Surface pressure distribution of gantry crane

图6 门机中截面流场分布图Figure 6 Section flow field distribution of gantry crane

由图5和图6可以看出，作用在门机的迎风面产生的风压和风载荷最大，门机的背风面产生的风压相对较小，有些区域还形成负压区，产生反作用力。对应的主梁结构中，前梁受到很大的风载荷，此时的动量(速度和质量的乘积)占据前梁风载荷的绝对位置;后梁动量相对较小，两者产生压力差。由图4可以看出前梁与后梁的间隔区域和后梁前表面形成负压区，风转向回流，局部风速出现增大的情况，这些情况与实际情况相吻合。然而《规范》中对应的计算方法没有体现流体的此种现象，与实际的情况不符。

2.4.2 门机的风载荷计算

《规范》中计算工作状态的风载荷:

PwⅡ=CpA=0.625CV2A (2)非工作状态的风载荷:

PwⅢ=CKhpⅢA=0.625CKhV2A (3)式中，PwⅡ是按照规范计算工作状态的风载荷(N);C是风力系数;V是风速(m/s);A是迎风面积(m2);PwⅢ是非工作状态的风载荷(N);Kh是风压高度变化系数;p是风压(Pa)。

《规范》计算时考虑了门机双主梁之间的挡风折减系数，风速和CFX入口的风速设置相同。

CFX计算后处理中，通过对门机的表面数值积分，得到作用在门机主梁、刚性腿和柔性腿的风载荷。与《规范》计算门机的主梁、刚性腿和柔性腿的风载荷相比，计算误差如表1～表3所示。

表1 CFX计算的门机主梁风载荷与规范计算的主梁风载荷比较Table 1 W ind load values com parison between CFX calculation and the Specification calculiation of cranemain girder

表2 CFX计算的门机刚性腿风载荷与规范计算的刚性腿风载荷比较Table 2 W ind load values com parison between CFX calculation and the Specification calculation of crane rigid stand

表3 CFX计算的门机柔性腿风载荷与规范计算的柔性腿风载荷比较Table 3 W ind load values com parison between CFX calculation and the Specification calculation of crane flexible stand

从表1～表3的数值和误差的计算中可以得出，CFX计算门机部件的风载荷比《规范》计算的风载荷小20%～40%;主梁和柔性腿在风沿着大车轨道方向，两者的误差相对较大;刚性腿计算的风载荷误差比主梁、柔性腿的误差小。

2.5 误差原因分析

图7以主梁中截面风速矢量为例，当风作用前梁表面时，前梁受到较大的风压和风载荷，此时动量(质量和速度的乘积)作用占据前梁风载的大部分比例。风的速度矢量以较大的绕角绕过前大梁的上、下表面，造成了前梁上、下表面局部风速增大(见图7)，而前、后大梁之间的间隔区域的风压形成负压(见图8)。前后大梁之间的压强梯度使后梁局部的流体回流至中间区域，但是此时回流的速度矢量与前梁的速度矢量小很多。后梁的压强差所导致的前后大梁之间间隔区形成负压，使得后梁产生反力(见图8)。

图7 主梁中截面风速矢量图Figure 7 Wind speed vector diagramofmain girder section

图8 主梁中截面风压分布图Figure 8 Wind pressure distribution ofmain girder section

图7中的主梁中截面风速矢量图，比较实际的反映了主梁在风场符合“钝体绕流”的基本规律。由于存在“钝体绕流”现象，在背风面形成漩涡，湍流，使风载荷的局部损失增大，局部的风压相对较大，风速相对减小，使得计算的风载荷比《规范》计算较小。

由图8可得，在主梁的迎风面，产生的压力较大，而在其背风区风压较小，反映了主梁的前梁对后梁的“遮挡效应”。后梁表面和间隔区的负压主要是由于流体流动分离造成的。“遮挡效应”使风载荷的沿程损失增加，形成负压，作用在背风区的风速减小，其风载荷相对《规范》计算较小。

由于主梁和柔性腿在风沿着大车轨道方向上，存在的“钝体绕流”和“遮挡效应”相对影响较大，刚性腿方向的影响相对较小。因此，主梁和柔性腿在风沿着大车轨道方向上，计算的风载荷的数值与《规范》计算数值误差相对较大，刚性腿的计算误差相对较小。这与前面表格中计算结果相符，也从侧面验证了CFD计算的风载荷比《规范》计算的风载荷更符合实际情况，进一步验证了计算的准确性。

3 结论

本文基于Pro/E建立门机的CAD模型，网格化后导入CFX中，设置边界条件，按照《规范》设置同等条件的风速，最后通过对该门机的表面数值积分，得到作用在其表面的风载荷。与依据《规范》计算的风载荷数值相比较，并找出产生差异的原因，为设计作参考。

(1)对应单根大型门式起重机的部件，利用CFX和《规范》计算的风载荷数值相差不大，但是对应的大型门式起重机整体计算的风压和风速与单根部件有这巨大的差别。由于存在“钝体绕流”现象，使得构件的局部风压增大;存在“遮挡效应”，使得后方构件的风压远小于前方构件。“钝体绕流”和“遮挡效应”都产生能量的损失，使得计算的风载荷数值相对于《规范》较小。

(2)通过CFX计算的风载荷的分析可得，由于大型造船门式起重机的构件之间的相互干扰现象，使得局部的风速和风压存在增大的情况。因此，对于大型造船门式起重机的非工作工况和暴风工况要对风载荷进行相应的评估、预测，避免风载荷对该类型的起重机的局部的破坏。

(3)CFX计算门机部件风载荷的数值比《规范》计算的风载荷数值小20% ～40%，发现《规范》风载荷计算方法保守和取值系数过大。对于《规范》中的风力系数和挡风折减系数可以做更进一步的分析和优化，可以得到更优的结果，对于以后的设计可以节省相应的材料和人工。

(4)CFX计算中得到的大型造船门式起重机的流场和压力场分布，使设计人员可以得到流体流向和压力场梯度，对于该类型的起重机的风载荷分析有一个比较深刻的分析。这是CFX相对于《规范》计算一个明显的优点。

(5)采用Pro/E和CFD计算大型造船门式起重机的风载荷具有通用性，对应于其他类型的起重机同理可以采用此方法，能够得到一个较优的结果。

［1］王福军.计算流体动力学分析.CFD软件原理与应用.2004.

［2］国家标准局.GB/T3811—2008起重机设计规范［S］.北京:中国标准出版社.

［3］董达善，王晟.7 500 t浮式起重机风载荷计算.上海海事大学学报，2009(4).

［4］董达善，俞浩.典型起重机双箱梁结构的CFD风载荷研究.中国工程机械学报，2009(1).

［5］ 符龙彪.北京当代MOMA风载及风环境数值模拟研究.土木工程学报，2008(3).

［6］马骁钧，甘明.空间结构的数值风洞计算.建筑学报，2005(4).

［7］时公贺，梁岗.基于Solid works和ANSYS的大型全回转架梁起重机结构强度分析.计算机辅助工程，2009(3).

编辑 傅冬梅

Wind load Calculation of Heavy Duty Shipbuilding Gantry Crane Based on Pro/E and CFD

Wang Sheng

Heavy duty shipbuilding gantry cranemodel has been established by dealing with 3Dmodeling software Pro/E and after gridding and quoting fluid dynamics CFD software，wind load of shipbuilding gantry crane has been calculated.Comparing with wind load values calculated according to Design Specification of Crane(GB/T3811—2008)，it found thatvalues from the Specification tended to be conservative and coefficientwas excessive and some local wind load incrementwas notexact，therefore themethod provided in the paper could offer reference for heavy duty gantry crane design.

fluid dynamics;heavy duty gantry crane;wind load

TH213.4

A

2013—11—25