王建立, 王生海, 孫玉清, 陳海泉, 張成順

(1.大連海事大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院，遼寧 大連 116026； 2.渤海船舶重工有限責(zé)任公司，遼寧 葫蘆島 125004)

對(duì)于船用起重機(jī)系統(tǒng)，船舶運(yùn)動(dòng)的自由度與起重機(jī)本身自由度的耦合作用，導(dǎo)致吊重有很高自由度的特征，船用起重機(jī)是典型的非線性、強(qiáng)耦合、欠驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)[1]。在工程中，吊重的防擺顯得尤為重要，如鋪管船、風(fēng)車安裝船、起重船等特種船在海上作業(yè)時(shí)對(duì)吊裝防擺要求很高[2-3]。船用起重機(jī)系統(tǒng)涉及多學(xué)科相互結(jié)合，非常復(fù)雜，特別是起重機(jī)作業(yè)時(shí)吊重的防擺研究。船用起重機(jī)吊重的擺動(dòng)是典型的低頻振動(dòng)，針對(duì)低頻振動(dòng)的控制問(wèn)題，周力等[4]采用多重動(dòng)力吸振器抑制低頻振動(dòng)。陳章位等[5]針對(duì)低頻振動(dòng)控制精度不足的問(wèn)題，采用多抽樣率理論的多分辨譜分析法提高低頻控制精度。

起重機(jī)防擺控制主要分為電子防擺和機(jī)械防擺兩種方式。其中電子防擺是采用機(jī)電一體化技術(shù)，通過(guò)各種傳感器和檢測(cè)器件測(cè)量船舶、起重機(jī)和吊重的運(yùn)動(dòng)信息反饋給控制系統(tǒng)，從而控制起重機(jī)的運(yùn)動(dòng)速度和方向等動(dòng)作，達(dá)到減小吊重?cái)[動(dòng)的目的。機(jī)械防擺是通過(guò)機(jī)械手段消耗吊重?cái)[動(dòng)能量來(lái)達(dá)到減少擺動(dòng)的目的。針對(duì)上述兩種防擺方式，國(guó)內(nèi)外眾多科研工作者進(jìn)行了大量的研究。

電子防擺方式通常是把計(jì)算機(jī)、傳感器及電機(jī)組成一個(gè)系統(tǒng)，但控制系統(tǒng)復(fù)雜，使起重機(jī)系統(tǒng)成本和控制過(guò)程能耗大幅增加。Ngo等[6]采用自適應(yīng)增益滑?？刂?SMC)方案，研究了海上集裝箱船用起重機(jī)的負(fù)載軌跡及集裝箱位置問(wèn)題。Yang等[7]設(shè)計(jì)了一種基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的自適應(yīng)控制方法，該方法基于二維滑動(dòng)面，可以使船用起重機(jī)的吊臂和繩索在有限的時(shí)間內(nèi)到達(dá)預(yù)設(shè)位置，并且吊重的擺動(dòng)可以被完全壓制。Jardim等[8]使用移動(dòng)框架方法(MFM)分析了由船舶運(yùn)動(dòng)引起的船用起重機(jī)運(yùn)動(dòng)，與幾何物理學(xué)中的緊湊表示法相結(jié)合，可以迅速地提取運(yùn)動(dòng)方程。Thai 等[9]提出了一種基于整體分層滑?？刂平Y(jié)構(gòu)的二維船用起重機(jī)的建模和控制設(shè)計(jì)，并使用拉格朗日公式推導(dǎo)了動(dòng)力學(xué)模型。Qian等[10]研究了船用起重機(jī)的自適應(yīng)魯棒跟蹤控制問(wèn)題，并提出了一種新的自適應(yīng)魯棒耦合控制方法，其中包括處理未知參數(shù)的自適應(yīng)律，包括處理未知干擾的魯棒項(xiàng)，可以同時(shí)實(shí)現(xiàn)吊重?cái)[動(dòng)抑制和擾動(dòng)消除。Sun等[11]提出了一種用于欠驅(qū)動(dòng)船用起重機(jī)系統(tǒng)的新型非線性穩(wěn)定控制策略，該方案在執(zhí)行控制器設(shè)計(jì)和穩(wěn)定性分析時(shí)，無(wú)需線性化逼近非線性項(xiàng)，適用于船舶具有橫傾和升沉運(yùn)動(dòng)的情況。Hakamada等[12]設(shè)計(jì)的控制系統(tǒng)將起重機(jī)和防擺綜合考慮，使吊重在到達(dá)指定位置時(shí)能減小擺幅。Panuncio等[13]利用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)技術(shù)結(jié)合PID控制器實(shí)現(xiàn)了起重機(jī)減搖控制，證明了該控制器的半全局漸進(jìn)穩(wěn)定性，并通過(guò)起重機(jī)模型試驗(yàn)驗(yàn)證了該方法的有效性。楊春燕[14]針對(duì)起重模型非線性，提出一種基于RBF神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)起重機(jī)防擺控制方法，對(duì)起重機(jī)位置和吊重?cái)[動(dòng)分別進(jìn)行控制，實(shí)現(xiàn)吊重?cái)[角和角速度在到達(dá)目標(biāo)位置時(shí)減小到零。

起重機(jī)機(jī)械防擺方式比較常見(jiàn)的是通過(guò)牽引繩索的方式控制吊重?cái)[動(dòng)，這種方法對(duì)船舶甲板空間要求較高并且需要考慮繩索磨損問(wèn)題。任昭鵬等[15]提出了一種基于三繩牽引的機(jī)械式防搖擺裝置，用三根控制繩索控制吊鉤，限制了吊重的空間位置，防止了吊重的下降，整體防搖擺效果可能達(dá)到61%以上。Albada等[16]提出了一種基于能量耗散的機(jī)械控制裝置，該裝置可減少三維空間波動(dòng)的影響，同時(shí)減少船舶起重機(jī)工作過(guò)程中的波浪影響，仿真結(jié)果驗(yàn)證了所提方法的有效性。Chin等[17-18]將船用起重機(jī)視為具有基礎(chǔ)激勵(lì)的空間球擺，并研究了在激勵(lì)和參數(shù)變化條件下起重系統(tǒng)的穩(wěn)定性。王陽(yáng)[19]分析了搖擺情況下起重機(jī)吊具四繩和倒八字繩防擺系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)特性，證明剛性防擺裝置具有較大的防擺優(yōu)勢(shì)。Yang等[20]，設(shè)計(jì)一種馬里蘭索具式防擺裝置，可以通過(guò)繩索與滑輪摩擦力來(lái)消耗吊重?cái)[動(dòng)的能量，進(jìn)而達(dá)到減擺的目的。Wang等[21]，提出一種三繩牽引機(jī)械防擺裝置，經(jīng)過(guò)試驗(yàn)證明該裝置具有良好的吊重?cái)[動(dòng)抑制效果。Cao等[22]對(duì)建模和動(dòng)力學(xué)分析進(jìn)行總結(jié)，說(shuō)明了船用起重機(jī)控制器設(shè)計(jì)中的挑戰(zhàn)和困難，進(jìn)一步對(duì)船用起重機(jī)控制策略進(jìn)行了分析，對(duì)未來(lái)的研究方向進(jìn)行了展望。

建立準(zhǔn)確的動(dòng)力學(xué)模型是進(jìn)行船用起重機(jī)防擺裝置減搖特性研究的關(guān)鍵，本文優(yōu)化設(shè)計(jì)了伸縮套管式防擺裝置并建立了三維動(dòng)力學(xué)模型，通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了動(dòng)力學(xué)模型的準(zhǔn)確性。并進(jìn)行了仿真分析研究其動(dòng)力學(xué)特性，分析不同工況下面內(nèi)角和面外角的變化規(guī)律，為船用減擺裝置的設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)，并提出在工程中減擺裝置的彈簧阻尼器使用范圍，為工程技術(shù)人員提供施工參考。

1 伸縮套管防擺裝置結(jié)構(gòu)圖

本文研究的伸縮套管式防擺裝置區(qū)別傳統(tǒng)的以鋼絲繩驅(qū)動(dòng)的柔性連接吊裝方式，為鉸接形式的機(jī)械式防擺裝置。防擺裝置的吊耳與吊臂采用鉸接結(jié)構(gòu)形式連接，筒體與吊臂之間連接一液壓變幅機(jī)構(gòu)，保證吊臂變幅過(guò)程中，伸縮套管式防擺裝置始終保持豎直向下，并約束筒體的擺動(dòng)。筒體上部的蓋板為中空結(jié)構(gòu)，吊繩通過(guò)筒體蓋板，球鉸中心處的套管和下部的伸縮套管與吊鉤相連，吊繩起到升降吊重的作用，如圖1所示。伸縮套管減搖系統(tǒng)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、空間占比小、成本低、耗能效果好等優(yōu)點(diǎn)。伸縮套管減搖裝置類似一種被動(dòng)減振系統(tǒng)，其原理是吊重在起重機(jī)基座激勵(lì)和吊臂擺動(dòng)耦合作用下形成的慣性力和力矩通過(guò)剛性套管傳遞到頂部萬(wàn)向力矩結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部有三根彈簧阻尼器，如剖面B-B所示，彈簧阻尼器會(huì)消耗吊重低頻振動(dòng)的動(dòng)能，抵消傳遞的力矩，使吊重?cái)[角減小直至為零，起到防擺的作用。

2 動(dòng)力學(xué)建模

將本文研究的船用起重機(jī)系統(tǒng)中的要素視為剛體，將吊重視為質(zhì)點(diǎn)，忽略防擺裝置的直徑，吊重的運(yùn)動(dòng)性態(tài)通過(guò)質(zhì)點(diǎn)在剛體上的相對(duì)位置和剛體相對(duì)于慣性空間的位置和姿態(tài)來(lái)描述。

船用懸臂式起重機(jī)的船體-基座-吊臂-吊點(diǎn)-防擺裝置-重物簡(jiǎn)化模型，如圖2所示。全局坐標(biāo)系O0x0y0z0固定在流場(chǎng)中，不隨船體運(yùn)動(dòng)；動(dòng)坐標(biāo)系為O1x1y1z1，隨船體一起搖擺，當(dāng)船舶處于平衡位置時(shí)，動(dòng)坐標(biāo)系原點(diǎn)與船舶的重心位置重合；吊臂坐標(biāo)系為O2x2y2z2，x軸與船體龍骨板平行，指向船艏方向，y軸為型寬方向，指向右舷，z軸為型深方向，豎直向上。θ1x為船舶橫搖角，θ2z為起重機(jī)回轉(zhuǎn)角，θ2y為吊臂變幅角，ψ1，ψ0分別為吊重?cái)[動(dòng)的面內(nèi)角和面外角。

圖2 帶伸縮套管防擺裝置的船用起重機(jī)簡(jiǎn)圖Fig.2 Schematic diagram of ship crane with telescopic sleeve anti-swing device注：A-船體;B-起重機(jī)基座;C-起重機(jī)吊臂;F-吊臂與防擺裝置連接的吊點(diǎn);E-防擺裝置;P-吊重。

2.1 船舶轉(zhuǎn)動(dòng)的描述

(1)

(2)

(3)

圖3 船舶運(yùn)動(dòng)的歐拉角Fig.3 Euler angle of ship movement

2.2 船舶-吊重的運(yùn)動(dòng)學(xué)模型

D點(diǎn)(如圖4所示)相對(duì)于吊臂坐標(biāo)系的矩陣為

(4)

(5)

(6)

吊重相對(duì)動(dòng)坐標(biāo)系O的變換矩陣為

(7)

將式(4)～(6)代入式(7)得

(8)

P點(diǎn)相對(duì)于D點(diǎn)的矩陣為

(9)

則P點(diǎn)的加速度為

(10)

(11)

(12)

2.3 減擺裝置三維動(dòng)力學(xué)模型

圖4 力矩模型圖Fig.4 Torque balance model注：A,B,C-彈簧阻尼器位置;E-彈簧阻尼器與伸縮套管的連接點(diǎn);D-球鉸;P-吊重。

此時(shí)三根彈簧的長(zhǎng)度變?yōu)?/p>

彈簧彈力分別為

SA=k(|AO′|-r);SB=k(|BO′|-r);

SC=k(|CO′|-r)

阻尼器阻尼力為

DA=cVA;VA=d(|AO′|-r)/dt;DB=cVB;VB=

d(|BO′|-r)/dt;DC=cVC;VC=d(|CO′|-r)/dt

三個(gè)彈簧阻尼器在xy軸分量為

iAx=(LDEsinψ0-0)/|AO′|;iAy=(LDEcosψ0sinψ1-

坐標(biāo)軸上的合力為

SFX=SA·iAx+SB·iBx+SC·iCx;

SFY=SA·iAy+SB·iBy+SC·iCy;

DFX=DA·iAx+DB·iBx+DC·iCx;

DFY=DA·iAx+DB·iBy+DC·iCy。

為了使伸縮套管達(dá)到力矩平衡，根據(jù)達(dá)朗貝爾原理，桿件的慣性力系的切向慣性力在X軸、Y軸分量對(duì)鉸接點(diǎn)O的矩都為0，即

(13)

聯(lián)立可得:

(14)

((-SFY-DFY)cosψ1LDE-gsinψ1-

(15)

3 試 驗(yàn)

通過(guò)搭建如圖5所示的船用起重機(jī)伸縮套管式減擺裝置試驗(yàn)平臺(tái)，所搭建的試驗(yàn)平臺(tái)主要由計(jì)算機(jī)控制端、擺角指示器、六自由度搖擺臺(tái)、吊車、伸縮套管減擺裝置組成。當(dāng)?shù)踔財(cái)[動(dòng)時(shí)，利用擺角指示器實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)吊重的擺角，在一定的運(yùn)動(dòng)周期中記錄擺角數(shù)據(jù)。試驗(yàn)臺(tái)的數(shù)據(jù)參數(shù)為：m=5 kg，Lz=1.0 m，LO2D=1.2 m，LPD=1.2 m，LED=0.1 m，r=0.1 m，g=9.81 m/s2。

圖5 起重系統(tǒng)試驗(yàn)裝置Fig.5 Experimental setup of payload system

3.1 不帶減擺裝置的伸縮套管裝置三維動(dòng)力學(xué)模型驗(yàn)證

初始擺角4°，將伸縮套管內(nèi)的彈簧阻尼器拆除，在15 s內(nèi)提取100個(gè)擺角樣本數(shù)據(jù)值，伸縮套管減擺裝置的動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算值和試驗(yàn)值對(duì)比驗(yàn)證如圖6所示。理論計(jì)算值與試驗(yàn)值變化趨勢(shì)基本一致且呈周期性變化，二者最大誤差在 1% 以內(nèi)，驗(yàn)證了不帶減擺裝置的船用吊車系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型的正確性。由于在理論分析中沒(méi)有考慮擺角測(cè)量誤差以及空氣阻力等其他外部影響因素，導(dǎo)致試驗(yàn)值與理論值存在一定的誤差。

圖6 不帶減擺裝置的面內(nèi)角變化曲線比較Fig.6 Comparison of in-plane angle curves without anti-swing dvice

3.2 帶減擺裝置的伸縮套管裝置三維動(dòng)力學(xué)模型驗(yàn)證

初始擺角5°，伸縮套管內(nèi)的彈簧阻尼器阻尼系數(shù)為C=250 Ns/m，在50 s內(nèi)提取300個(gè)擺角樣本數(shù)據(jù)值，伸縮套管減擺裝置的動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算值和試驗(yàn)值對(duì)比驗(yàn)證如圖7所示。理論計(jì)算值與試驗(yàn)值變化趨勢(shì)基本一致且呈周期性變化，驗(yàn)證了帶彈簧阻尼器減擺裝置的船用吊車動(dòng)力學(xué)模型的正確性，但在30～50 s時(shí)間區(qū)間內(nèi)兩者的數(shù)據(jù)重合度不好，原因?yàn)榇藭r(shí)的吊重?cái)[角約為±0.5°，在小擺角時(shí)，擺角指示器等設(shè)備精度不足，導(dǎo)致數(shù)據(jù)記錄存在誤差。由于在理論分析中沒(méi)有考慮擺角測(cè)量誤差等影響因素，導(dǎo)致試驗(yàn)值與理論值存在一定的誤差。

圖7 帶減擺裝置的面內(nèi)角變化曲線比較Fig.7 Comparison of in-plane angle curves with anti-swing dvice

4 船用伸縮套管防擺裝置動(dòng)力學(xué)仿真分析

4.1 套管伸縮量對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響

分析無(wú)船舶搖晃激勵(lì)時(shí)套管伸長(zhǎng)量對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響規(guī)律。設(shè)吊重初始擺角10°且彈簧阻尼器阻尼為0，套管伸縮長(zhǎng)度分別取0.5 m, 1.1 m, 1.5 m, 2.0 m，吊重的擺動(dòng)均為規(guī)則的正弦運(yùn)動(dòng)，擺幅均為10°，仿真結(jié)果如圖8所示。套管越長(zhǎng)，擺動(dòng)周期越大，擺動(dòng)頻率越小。 由式(16)可知套管的伸長(zhǎng)量與吊重的擺動(dòng)周期成反比，頻率會(huì)隨著套管伸長(zhǎng)量的增加而減小，仿真計(jì)算結(jié)果與理論公式分析相符，進(jìn)一步驗(yàn)證了仿真的正確性。

(a)

(b)

(c)

(d)圖8 套管伸長(zhǎng)量對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響Fig.8 Influence of length casing on payload swing

吊重?cái)[動(dòng)的理論特征頻率公式為

(16)

4.2 船舶橫搖頻率對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響

當(dāng)套管伸長(zhǎng)量為l時(shí)，其擺動(dòng)特性頻率為ωn，設(shè)船舶的橫搖頻率為0.6ωn，0.8ωn，ωn時(shí)對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響，如圖9 所示。吊重的擺幅隨著船舶橫搖頻率的增加而增大，當(dāng)橫搖頻率與減擺系統(tǒng)特性頻率一致時(shí)發(fā)生共振，吊重的擺幅會(huì)大幅增加。故計(jì)算得到的減擺系統(tǒng)特征頻率與船舶搖蕩頻率的對(duì)照表要在船舶的施工操作手冊(cè)中體現(xiàn)出來(lái)，避免作業(yè)時(shí)產(chǎn)生共振現(xiàn)象，為工程人員操作設(shè)備時(shí)提供指導(dǎo)。

(a)

(b)

(c)圖9 船舶橫搖頻率對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響Fig.9 Influence of ship roll frequency on payload swing

4.3 彈簧阻尼器規(guī)格對(duì)吊重?cái)[角的影響

初始擺角10°，套管伸長(zhǎng)量為1.08 m，當(dāng)阻尼系數(shù)C為0時(shí)，不同的彈簧勁度系數(shù)對(duì)吊重?cái)[角影響，如圖10所示。隨著彈性系數(shù)的增大，彈簧力也隨之變大，但對(duì)吊重?cái)[角沒(méi)有影響，兩種情況下吊重?cái)[幅均為10°，吊重的擺動(dòng)周期也無(wú)變化。由上述結(jié)論可知，當(dāng)只有彈簧沒(méi)有阻尼器時(shí)，改變彈簧勁度系數(shù)，減擺裝置對(duì)吊重并沒(méi)有減擺作用，只是改變了彈簧受力情況。

(a)

(b)

(c)

(d)圖10 彈簧勁度系數(shù)對(duì)吊重?cái)[角的影響Fig.10 Influence of spring constant

無(wú)船舶搖晃時(shí)，當(dāng)彈簧系數(shù)K=100 N/m時(shí)，不同阻尼系數(shù)對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響，如圖11所示。阻尼系數(shù)越大，吊重?cái)[動(dòng)的衰減速度越快，擺角衰減到0的時(shí)間越短，反之阻尼系數(shù)越小，擺角衰減速度越慢。當(dāng)阻尼系數(shù)C<1 000 Ns/m時(shí)，吊重?cái)[角衰減的時(shí)間在10 s以上，C>1 500 Ns/m時(shí)，吊重?cái)[角衰減到0的時(shí)間在6 s以內(nèi)，當(dāng)C>2 000 Ns/m時(shí)，吊重?cái)[角衰減到0的時(shí)間在4 s以內(nèi)。經(jīng)過(guò)測(cè)算，為了使吊重?cái)[動(dòng)在合理的時(shí)間衰減為0，適合本試驗(yàn)平臺(tái)的阻尼器系數(shù)適用范圍為：C=1 500～2 000 Ns/m。

(a)

(b)

(c)

(d)圖11 阻尼變化對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響Fig.11 Influence of damping change on load swing

4.4 船舶橫搖對(duì)帶阻尼器吊重?cái)[角的影響

設(shè)吊重初始面內(nèi)擺角為20°，彈簧勁度系數(shù)K取200 N/m，阻尼系數(shù)C取2 000 Ns/m，船舶發(fā)生角度為的周期性橫搖時(shí)對(duì)帶伸縮套管式防擺裝置的吊重?cái)[動(dòng)影響，如圖12所示。在防擺裝置的作用下伸縮套管受到彈簧阻尼器的作用，其擺動(dòng)會(huì)逐漸衰減，但不會(huì)停止擺動(dòng)，衰減時(shí)間為4 s左右，擺角雖然大幅減小，但仍有2°左右的擺動(dòng)，擺動(dòng)周期與船舶橫搖周期相同，此時(shí)防擺裝置的彈簧力和阻尼力也會(huì)隨著吊重?cái)[角的減小而逐漸減小。

(a)

(b)

(c)

(d)圖12 船舶橫搖對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響Fig.12 Influence of ship rolling on payload swing

4.5 船舶縱搖對(duì)帶阻尼器吊重?cái)[角的影響

設(shè)吊重初始面外擺角為20°，彈簧勁度系數(shù)K取200 N/m，阻尼系數(shù)C取2 000 Ns/m，船舶發(fā)生周期性縱搖時(shí)對(duì)帶伸縮套管式防擺裝置的吊重?cái)[動(dòng)影響，如圖13所示。吊重的擺動(dòng)特性與橫搖工況類似，在減擺裝置的作用下擺動(dòng)也不能停止，但平衡后的擺幅明顯比橫搖工況大，原因是船舶縱搖或橫搖的軸經(jīng)過(guò)船舶的漂心，起重機(jī)基座離漂心越遠(yuǎn)吊重的擺角越大，反之越小。所以在特種船舶上布置起重機(jī)的位置時(shí)，為了減小吊重平衡后的擺角，起重機(jī)基座布置應(yīng)盡量靠近船舶工作工況下的漂心，這樣可以最大限度地減小船舶搖晃對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響。

(a)

(b)

(c)

(d)圖13 船舶縱搖對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響Fig.13 Influence of ship pitching on payload swing

4.6 船舶橫、縱搖對(duì)帶三個(gè)阻尼器吊重?cái)[角的影響

設(shè)吊重初始面內(nèi)角ψ1=20°，面外角ψ0=10°，彈簧勁度系數(shù)K取100 N/m，阻尼系數(shù)C取1 500 Ns/m。當(dāng)船舶受到橫搖、縱搖耦合作用時(shí)，對(duì)帶伸縮套管式防擺裝置的吊重?cái)[動(dòng)影響，如圖14所示。在防擺裝置的作用下，吊重的面內(nèi)角和面外角均會(huì)迅速大幅衰減，其中面內(nèi)角減小到3°，減小了70%，面外角減小到1°左右，減小了約90%。船舶橫搖、縱搖周期和吊重?cái)[動(dòng)周期均約為7.2 s，擺角衰減后的擺動(dòng)規(guī)律與船舶搖晃有關(guān)，船舶橫搖角和縱搖角越小，在防擺裝置作用下的吊重?cái)[動(dòng)越小，反之越大。

防擺裝置的筒體中三個(gè)彈簧阻尼器呈120°夾角分布，見(jiàn)圖4。三個(gè)彈簧力和阻尼力會(huì)隨吊重?cái)[角減小而減小，由于位置不同，三個(gè)彈簧阻尼器的受力情況有較大差別，如圖15所示。與套管擺動(dòng)平面夾角越小彈簧阻尼器受力越大，因此在工程中，如果吊重?cái)[動(dòng)平面在一定范圍內(nèi)，要定期旋轉(zhuǎn)防擺裝置的筒體，使得不同彈簧阻尼器受極值力的時(shí)間均勻，避免過(guò)度集中使用某個(gè)彈簧阻尼器而造成疲勞破壞。

(a)

(b)

(c)

(d)圖14 船舶橫搖、縱搖耦合作用對(duì)吊重?cái)[動(dòng)的影響Fig.14 Influence of ship rolling and pitching on payload swing

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)圖15 船舶橫、縱搖對(duì)阻尼器的影響Fig.15 Influence of ship rolling and pitching on spring damper

5 結(jié) 論

本文優(yōu)化設(shè)計(jì)了船用起重機(jī)剛性伸縮套管式減擺裝置，為船舶吊車機(jī)械減擺帶來(lái)新的思路，主要結(jié)論如下：

(1) 本文建立了船舶-起重機(jī)-防擺裝置-吊重的三維動(dòng)力學(xué)模型，搭建了試驗(yàn)臺(tái)，驗(yàn)證了船用起重機(jī)伸縮套管減擺裝置的減擺特性，并且通過(guò)仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比，驗(yàn)證了減擺裝置動(dòng)力學(xué)模型的正確性。

(2) 計(jì)算結(jié)果表明在起重機(jī)系統(tǒng)固定時(shí)，吊重?cái)[動(dòng)的抑制效果與阻尼器參數(shù)有關(guān)，合適的阻尼系數(shù)可以確保吊重在較短的時(shí)間范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)減擺，但船舶搖晃頻率與吊重?cái)[動(dòng)頻率一致時(shí)，會(huì)發(fā)生共振現(xiàn)象。

(3) 動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果表明，在船舶橫搖、縱搖耦合工況下，伸縮套管防擺裝置具有很好的防擺效果，對(duì)面內(nèi)角和面外角都具有較強(qiáng)的抑制作用，分別減小了約70%和90%。

本文的研究成果為伸縮套管式防擺裝置的工程適用性計(jì)算和試驗(yàn)奠定了基礎(chǔ)，同時(shí)動(dòng)力學(xué)建模方法對(duì)海洋風(fēng)機(jī)安裝、海上吊裝作業(yè)等工程防擺問(wèn)題的研究均具有借鑒意義，也為下一步的伸縮套管防擺裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)打下基礎(chǔ)。