艏噴動(dòng)態(tài)實(shí)船試驗(yàn)及數(shù)值計(jì)算對比分析

劉經(jīng)京 ，周丙浩 ，鄭金龍 ，張兆德 ，余龍 *

（1.上海交通大學(xué)，海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240；2.高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240；3.中港疏浚有限公司，上海 200120；4.浙江海洋大學(xué)，浙江 杭州 316022）

0 引言

耙吸挖泥船作為特殊的疏浚類船舶，在港口建設(shè)、航道清理和吹填造地等大型工程建設(shè)中發(fā)揮了巨大作用，智能化疏浚的新發(fā)展要求對工作過程中的動(dòng)態(tài)沖擊過程有更加深入的理解和準(zhǔn)確的分析[1]。艏噴是耙吸船的重要工作方式之一，而噴嘴是艏噴的關(guān)鍵工作部件。作為水流加速部件，噴嘴在水流沖擊作用下的響應(yīng)性能直接關(guān)系到噴嘴使用壽命和艏噴過程的安全。

目前國內(nèi)外對噴嘴噴射的研究取得了一些成果，如陳廷兵等[2]利用Fluent軟件分析了不同結(jié)構(gòu)噴嘴流場，并對噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。張俊等[3]對錐型噴嘴反推力進(jìn)行了仿真計(jì)算，給出了相應(yīng)噴嘴最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)。賈傳娣等[4]基于Fluent軟件分析了不同流量下消防水炮的噴射反力。尹紀(jì)富等[5]運(yùn)用數(shù)值仿真的手段分析了噴嘴移動(dòng)對流場特性的影響。然而上述文獻(xiàn)中大多簡化了噴嘴模型，忽略了與噴嘴相連的管段，且重點(diǎn)多為流場計(jì)算而非應(yīng)力求解。另一方面，文獻(xiàn)中的計(jì)算分析大多基于網(wǎng)格類方法，而將新興無網(wǎng)格法運(yùn)用到噴嘴計(jì)算的研究案例較少，缺乏不同仿真方法間的比較和相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證。

本文針對一艘耙吸挖泥船上的噴嘴管段測試了工作狀態(tài)下的應(yīng)力歷時(shí)曲線。為了相互對比驗(yàn)證，分別運(yùn)用基于網(wǎng)格的單向FSI法和SPH法兩種方法對艏噴過程進(jìn)行了仿真計(jì)算，著重研究了噴嘴應(yīng)力分布特點(diǎn)。通過仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較，分析了2種流固耦合方法在處理噴射問題上的優(yōu)劣。

1 實(shí)船試驗(yàn)及分析

1.1 現(xiàn)場應(yīng)力測試概況

圖2 測點(diǎn)A環(huán)向應(yīng)力采集Fig.2 Acquisition ofcircumferentialstress ofpoint A

在浙江舟山外海某海域?qū)Α靶潞ｘP”輪艏噴過程中的管道段和噴嘴段進(jìn)行了應(yīng)力測試，研究水流沖擊對噴嘴的影響，最終測試方案如圖1所示。本次試驗(yàn)總計(jì)設(shè)置6個(gè)測點(diǎn)、共16通道測量。其中A～E測點(diǎn)每組應(yīng)變花均設(shè)置3個(gè)通道，分別沿管道軸向（x）、管道環(huán)向（y）和45°斜向，F(xiàn)測點(diǎn)設(shè)置1個(gè)通道僅測量該處管道軸向應(yīng)力方向。主要測試設(shè)備采用動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)（DH5902），傳感器采用A級應(yīng)變花（BE120-3CA1），采樣頻率設(shè)定為1 000 Hz。在遠(yuǎn)處泵機(jī)的作用下，水流以5.3 m/s的速度沖入噴射管道。

圖1 試驗(yàn)測點(diǎn)布置Fig.1 Arrangement oftestpoints

1.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

完成現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)采集處理工作后，可以得到不同位置測點(diǎn)的應(yīng)力歷時(shí)曲線，圖2顯示了測點(diǎn)A處5～60 s的信號。根據(jù)測試結(jié)果選取比較穩(wěn)定的測試記錄數(shù)據(jù)，進(jìn)行數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)與分析，測試結(jié)果與計(jì)算結(jié)果匯總?cè)绫?所示。

表1 應(yīng)力測試結(jié)果分析Table 1 Analysis ofstress test results

分析圖表中的數(shù)據(jù)可以得出以下結(jié)論：

1）由于在開機(jī)和加速時(shí)流場脈動(dòng)沖擊的影響，在初始階段有個(gè)別瞬時(shí)出現(xiàn)更高應(yīng)力。從圖2可以看出，A點(diǎn)采集的環(huán)向應(yīng)力在前幾秒的個(gè)別瞬時(shí)甚至達(dá)到53.445 MPa。而隨著噴射流的穩(wěn)定，應(yīng)力歷時(shí)曲線也趨于平緩，穩(wěn)定在20 MPa附近。

2）直管壁上最大軸向應(yīng)力為16.219 MPa，發(fā)生在B點(diǎn)；直管壁上最大環(huán)向應(yīng)力為23.648 MPa，發(fā)生在A點(diǎn)。最大主應(yīng)力值為24.238 MPa，位于A點(diǎn)；最大剪應(yīng)力值為10.052 MPa，位于A點(diǎn)。比較表中數(shù)據(jù)可以看出，管段上方測點(diǎn)和下方測點(diǎn)（A、C、D和F）的軸向應(yīng)力相對較小，環(huán)向應(yīng)力相對較大。管段中部測點(diǎn)（B和E）的軸向應(yīng)力相對較大，環(huán)向應(yīng)力相對偏小。并且從主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果可以看出在直管段中下方出現(xiàn)壓應(yīng)力。

2 數(shù)值仿真

2.1 數(shù)值計(jì)算方法

艏噴過程是復(fù)雜的流固耦合問題，常見處理方法有基于網(wǎng)格的單向FSI方法和SPH粒子法。前者多采用載荷加載法求解，即在求解器中分別求解流體和固體的控制方程，通過流固交界面把所得的計(jì)算結(jié)果互相交互傳遞[6-7]。SPH方法（Smoothed Particle Hydrodynamics）則是一種用于模擬連續(xù)介質(zhì)動(dòng)力學(xué)的無網(wǎng)格計(jì)算方法，由Lucy[8]，Gingold和Monaghan[9-10]提出，特別適用于對沖擊動(dòng)力學(xué)問題的求解[11]。通過核近似公式和粒子近似兩個(gè)關(guān)鍵步驟，SPH法將某一點(diǎn)處的場函數(shù)值近似為周圍粒子的加權(quán)和。

2.2 模型的建立及材料參數(shù)

完整的噴嘴模型包括5個(gè)部分：進(jìn)流段、彎管段、連接段、收縮段和延伸段，見圖3。

圖3 噴嘴三維模型Fig.3 3D modelofnozzle

噴嘴入口外徑1.04 m，出口外徑0.45 m，壁厚20 mm，并設(shè)置300 mm長度的平直延伸段減小射流的發(fā)散性。水平直管段上施加兩處位移約束以模擬對應(yīng)的支架。開始時(shí)水平直管段內(nèi)的液體處于靜止?fàn)顟B(tài)，之后液體在推盤推動(dòng)作用下噴出，推盤速度為5.3 m/s。

噴嘴及相連接管道的材料性質(zhì)為結(jié)構(gòu)鋼，密度為7 850 kg/m2，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3。為簡化模型，規(guī)定噴射液體為單相介質(zhì)水，黏度為 0.001 Pa·s。采用 Mie Grüneisen 狀態(tài)方程的線性Us-UpHugoniot形式來描述噴射過程液體狀態(tài)：

式中：p為壓應(yīng)力，沿壓縮方向?yàn)檎?；η為名義體積壓縮應(yīng)變，η=1-ρ0/ρ，ρ為當(dāng)前密度，ρ0為參考密度1.025×10-7kg/mm3；比能 Em根據(jù) Hugoniot壓力計(jì)算給出；低名義應(yīng)變下體積模量ρ0c02為2.094 GPa；材料參數(shù)Γ0=0，s=0。

2.3 數(shù)值仿真結(jié)果

圖4顯示了SPH法計(jì)算出的艏噴過程完整軌跡，噴射軌跡基本呈拋物線形狀，但在噴射軌跡前段有一段“能量損失段”，噴射后該段液體無法到達(dá)目標(biāo)點(diǎn)。即在流動(dòng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)之前，液體與結(jié)構(gòu)會發(fā)生激烈的碰撞，流體的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)的內(nèi)能和勢能，從而造成初始液柱速度降低，噴射無法到達(dá)目標(biāo)點(diǎn)。

圖4 噴射軌跡圖Fig.4 Spraying trajectory

圖5 是兩種仿真計(jì)算方法所得的結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖。兩種方法計(jì)算結(jié)果中應(yīng)力最大的部位均出現(xiàn)在支架前進(jìn)流段末端下方，且噴嘴在直彎交接處應(yīng)力變化明顯，而收縮段應(yīng)力水平逐漸降低。單向FSI法計(jì)算應(yīng)力最大值為26 MPa，在彎管段的上端出現(xiàn)高應(yīng)力區(qū)，其兩側(cè)出現(xiàn)了扁平狀的低應(yīng)力區(qū)，其余部位應(yīng)力分布較均勻。SPH法計(jì)算應(yīng)力最大值為39.76 MPa，噴嘴彎管應(yīng)力分布均勻，無扁平狀的低應(yīng)力區(qū)。

圖5 應(yīng)力云圖（MPa）Fig.5 Stress contour(MPa)

3 對比分析

輸出兩種方法所得測點(diǎn)的Mises應(yīng)力結(jié)果并與試驗(yàn)測得的結(jié)果進(jìn)行比較分析，見表2。從表中結(jié)果可以看出，除E點(diǎn)外，SPH法計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差均在12%以內(nèi)，而單向FSI方法計(jì)算結(jié)果遠(yuǎn)小于試驗(yàn)結(jié)果且相對誤差均在20%以上。分析艏噴過程可知，噴射中水流對管道壁面的沖擊是動(dòng)態(tài)過程，而在單向流固耦合計(jì)算中水流被認(rèn)定為穩(wěn)定流動(dòng)，因此最終結(jié)果相差較大。而SPH法則是將連續(xù)介質(zhì)的水流離散成粒子，利用粒子與壁面有限單元的碰撞來模擬水流的沖擊作用，更接近實(shí)際情況。E點(diǎn)誤差較大的原因是該測點(diǎn)靠近支架，而數(shù)值計(jì)算時(shí)為了簡化模型，將支架簡單處理為位移約束，造成邊界條件處理不合適，從而影響了計(jì)算結(jié)果。將兩種流固耦合方法所得結(jié)果匯總成表3。

表2 應(yīng)力結(jié)果比較Table 2 Comparison ofstress results

表3 結(jié)果匯總Table 3 Summary ofresults

可以看出SPH計(jì)算結(jié)果不僅比單向FSI方法結(jié)果更接近試驗(yàn)，而且可以預(yù)測噴射初期存在能量損失的液體軌跡，這是單向流固耦合計(jì)算無法做到的。如果不計(jì)時(shí)間成本僅考慮求解噴射初始階段軌跡或噴射過程中噴嘴應(yīng)力，SPH法分析結(jié)果優(yōu)于基于網(wǎng)格的FSI法。

4 結(jié)語

本文對耙吸挖泥船艏噴過程進(jìn)行了實(shí)船試驗(yàn)并分別采用基于網(wǎng)格的單向FSI方法和SPH方法對試驗(yàn)對象進(jìn)行了仿真計(jì)算，主要研究結(jié)果如下：

1）從艏噴實(shí)船試驗(yàn)結(jié)果可以看出，噴嘴進(jìn)流直管段上下位置處的軸向應(yīng)力相對環(huán)向應(yīng)力較小，管段中部位置處的軸向應(yīng)力相對環(huán)向應(yīng)力較大，噴嘴最大應(yīng)力出現(xiàn)在進(jìn)流段末端下方。

2）在噴射裝置啟動(dòng)的初始階段，由于水流對管壁的沖擊作用，噴嘴應(yīng)力在個(gè)別瞬時(shí)階段出現(xiàn)峰值，水柱出現(xiàn)明顯的能量損失。

3）綜合考慮各種因素，SPH法可以更好地模擬噴射初期液體與壁面的碰撞過程和噴射軌跡，所得應(yīng)力結(jié)果也與試驗(yàn)吻合較好。在不考慮計(jì)算成本的前提下，推薦采用SPH方法計(jì)算艏噴過程。

研究結(jié)果可以為耙吸船噴嘴設(shè)計(jì)和校核提供參考和依據(jù)，對于其他類似的射流計(jì)算如消防水炮等也具有一定通用性和工程實(shí)用價(jià)值。