艦船水幕噴頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及性能分析

尹 群，蔡愛(ài)明，沈中祥，陳 超，丁紅瑜，曹慧清

(1.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.江蘇科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；3.江蘇科技大學(xué) 海洋裝備研究院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

0 引 言

實(shí)際海戰(zhàn)中，艦船一旦沾染核生化武器襲擊帶來(lái)的放射性物質(zhì)，如果得不到有效防護(hù)則會(huì)迅速喪失戰(zhàn)斗能力[1-2]。早在2011年3月11日，日本福島電站發(fā)生核泄漏擴(kuò)散，導(dǎo)致前來(lái)救援的美國(guó)“里根”號(hào)航母受到了輕微污染，不得不撤出危險(xiǎn)地帶并及時(shí)進(jìn)行清洗[3]。與此同時(shí)，艦船無(wú)論是遭受襲擊還是日常訓(xùn)練均極易發(fā)生火災(zāi)。據(jù)統(tǒng)計(jì)，美國(guó)自擁有航母以來(lái)就已經(jīng)發(fā)生過(guò)近20起大型火災(zāi)事件[4]，造成巨大人員和設(shè)備損失。面對(duì)這些突發(fā)危險(xiǎn)，目前艦船一般采用水幕系統(tǒng)（CMWDS）進(jìn)行防護(hù)，水幕系統(tǒng)通過(guò)安裝的水幕噴頭持續(xù)噴水、形成水幕簾覆蓋船身，形成隔離帶，降低艦船沾染核物質(zhì)顆粒物以及火災(zāi)擴(kuò)大的風(fēng)險(xiǎn)。而傳統(tǒng)水幕噴頭結(jié)構(gòu)內(nèi)部流道直通，無(wú)復(fù)雜形狀，噴口通過(guò)在噴頭側(cè)壁切割開(kāi)口形成，開(kāi)口數(shù)目為一道或者多道，此結(jié)構(gòu)下的流體流經(jīng)流道，經(jīng)噴口噴射出的水幕射程短、覆蓋面積小、隔離效果差。因此，研制噴射速度快、噴射距離遠(yuǎn)、水幕隔離防護(hù)效果好、性能提高顯著的水幕噴頭顯得尤為重要。

1 噴頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

傳統(tǒng)的艦船水幕噴頭內(nèi)部結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖1 （a）所示。該噴頭內(nèi)部水流道中空，出水口設(shè)置在通道側(cè)壁，采用切割方式在噴頭流道側(cè)壁切割出一道噴口。如圖1（a）中1位置處所示，噴頭采用預(yù)先鑄模和后期切割加工的方式制造，在內(nèi)流道噴口進(jìn)水處與側(cè)壁面形成一個(gè)直角。根據(jù)流體流動(dòng)規(guī)律，當(dāng)噴嘴口突然收窄，流體在該處會(huì)形成高速射流，而此結(jié)構(gòu)棱角突出、無(wú)法很好給流經(jīng)該處的流體提供速度變化的過(guò)渡，高速射流直接在直角處與壁面劇烈摩擦，動(dòng)能損失劇大，極大降低射流最終離開(kāi)噴口的速度。故在1位置處預(yù)設(shè)倒角，使得流道內(nèi)流體流動(dòng)更加平滑，減少流體動(dòng)能損耗。如圖1（a）中2位置處所示,噴頭流道孔通徑在2位置處突然增大，而實(shí)際流體以一定速度運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，從2處位置進(jìn)入一個(gè)通徑更大的流道，根據(jù)伯努利原理可知，流體運(yùn)動(dòng)速度會(huì)在此處發(fā)生突變，從而影響流體最終離開(kāi)噴嘴時(shí)的射流速度。

圖1 水幕噴頭優(yōu)化對(duì)比示意圖Fig.1 Comparison diagram of optimization of drencher nozzle

針對(duì)上述問(wèn)題，對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化后的水幕噴頭內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)如圖1（b）所示，即在圖1（a）中1位置處進(jìn)行3 mm的弧形倒角過(guò)渡設(shè)計(jì)，同時(shí)對(duì)圖1（a）中2位置處變徑流道作直通處理?；诩す膺x區(qū)熔化制造技術(shù)（SLM）對(duì)噴頭進(jìn)行一體化制造，優(yōu)化成型后的噴頭結(jié)構(gòu)實(shí)物模型如圖2所示。

2 數(shù)值模擬與計(jì)算

2.1 數(shù)學(xué)模型

圖2 優(yōu)化后的水幕噴頭實(shí)物模型Fig.2 Optimized drencher nozzle

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)噴頭射流這類氣液兩相流動(dòng)過(guò)程主要采流體體積（VOF）模型和拉格朗日多相模型進(jìn)行分析[5-9]。水幕噴頭在實(shí)際工作狀態(tài)下，射流形成的水幕簾在空氣中的物理形態(tài)更多是一種以連續(xù)相的水幕薄膜存在，而非霧化的離散相液滴存在，而流體體積（VOF）模型較好地描述這一水和空氣互不相容連續(xù)運(yùn)動(dòng)的狀態(tài)，因此這里采用STAR-CCM+軟件中流體體積（VOF）模型求解射流過(guò)程氣液這2種不混溶流體流的控制方程。而流體運(yùn)動(dòng)主要遵循質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒、能量守恒這三大定律，根據(jù)實(shí)際工作環(huán)境，把水視作不可壓縮流體，水噴射過(guò)程中的熱交換可忽略不計(jì)，故可以不考慮能量守恒方程，因此最終采用的流體體積（VOF）模型主要控制方程如下：

質(zhì)量守恒方程為

式中： ρ 為流體密度，本文中液體為水；t為時(shí)間；μi為流體速度沿i方向分量；xi為i方向坐標(biāo)。

動(dòng)量守恒方程為

式中：Fi為體積力； τij為應(yīng)力矢量；P為流體微元體上壓力，其他參數(shù)含義見(jiàn)式（1）。

STAR-CCM+軟件中提供的K-Epsilon 湍流模型有標(biāo)準(zhǔn)、標(biāo)準(zhǔn)兩層、可實(shí)現(xiàn)、可實(shí)現(xiàn)的兩層等9種類型，其中可實(shí)現(xiàn)的K-Epsilon兩層模型可為網(wǎng)格提供最大靈活性，計(jì)算更加精確，本文選用可實(shí)現(xiàn)的K-Epsilon兩層模型。

2.2 數(shù)值模型

為保證數(shù)值模擬結(jié)果精確，對(duì)流體運(yùn)動(dòng)變化劇烈的噴頭出口處網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化處理，圖3為計(jì)算流體區(qū)域網(wǎng)格劃分示意圖。由圖可看出噴頭流道以及出口處網(wǎng)格較為密集，空氣域網(wǎng)格相對(duì)稀疏，最終整個(gè)模型網(wǎng)格總數(shù)目為954 452。噴頭的射流模型邊界條件設(shè)置如圖4所示，噴頭進(jìn)口端采用壓力進(jìn)口，流道表面設(shè)置為壁面無(wú)速度滑移和質(zhì)量滲透，外部空氣域設(shè)置為壓力出口類型，出口表壓為0 MPa。計(jì)算域的網(wǎng)格模型由噴頭內(nèi)部流體域和外部空氣域兩部分組成，空氣域?yàn)楦?m、半徑5m的圓柱體。為確保運(yùn)算效率和結(jié)

果精度，軟件采用表面重構(gòu)、基于六面體網(wǎng)格的切割體網(wǎng)格生成器，對(duì)于過(guò)渡區(qū)域采用棱柱層網(wǎng)格生成器，棱柱層數(shù)為5層。

圖3 計(jì)算流體區(qū)域網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh generation computational fluid region

圖4 邊界條件設(shè)置Fig.4 Boundary condition setting

2.3 模型驗(yàn)證

為確認(rèn)數(shù)值模擬的可靠性，先對(duì)不同壓力下的水幕噴頭出口截面處速度進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值模擬，通過(guò)比較試驗(yàn)和數(shù)值模擬的多組數(shù)據(jù)結(jié)果，驗(yàn)證數(shù)值模型可靠性，圖5（a）為試驗(yàn)進(jìn)行時(shí)的水壓表、圖5（b）為試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)。

圖6為不同壓力下，噴頭出口截面處速度曲線。由圖可知，在不同工作壓力下，噴頭出口截面處，試驗(yàn)測(cè)得的速度值與數(shù)值模擬測(cè)得的速度值均隨著壓力的增大而增大，并且兩者的變化趨勢(shì)較接近。

圖5 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.5 Testing site

圖6 不同壓力下出口截面速度曲線Fig.6 Velocity curve of outlet section under different pressure

同時(shí)由圖可知，試驗(yàn)測(cè)得的速度值均小于數(shù)值模擬測(cè)得的速度值，經(jīng)過(guò)分析，這是因?yàn)楸M管數(shù)值模擬中考慮了金屬壁面粗糙度的影響，將粗糙度設(shè)為3.2 μ m，但實(shí)際數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程中，設(shè)定的網(wǎng)格尺寸最小量級(jí)為1 ×10-4m，遠(yuǎn)大于設(shè)定粗糙度量級(jí)的1 ×10-6m，故粗糙度的影響在數(shù)值計(jì)算過(guò)程中無(wú)法準(zhǔn)確的反映，導(dǎo)致數(shù)值模擬值與試驗(yàn)值相比較大。但若將網(wǎng)格尺寸設(shè)定為粗糙度的量級(jí)，則將極大增加計(jì)算時(shí)間，最終考慮到計(jì)算效率和計(jì)算精度，網(wǎng)格尺寸量級(jí)仍設(shè)為1×10-4m。由表1可知，試驗(yàn)和數(shù)值模擬值之間的誤差均小于7%，表明該數(shù)值模型計(jì)算是可靠的，能夠?yàn)橄乱徊綔?zhǔn)確模擬噴頭噴射性能提供保證。

表1 試驗(yàn)與數(shù)值模擬數(shù)據(jù)誤差對(duì)比Tab.1 Comparison of error between test and numerical simulation data

3 結(jié)果與分析

3.1 水幕噴頭水流速度對(duì)比分析

圖7和圖8分別為水幕噴頭在同一壓力工況下，其優(yōu)化前后的噴頭射流速度對(duì)比。從圖7和圖8的速度分布云圖以及標(biāo)量軸的數(shù)值可知，優(yōu)化后的水幕噴頭射流速度顯著提升，水流速度分布軌跡也更加分散，這是因?yàn)閲婎^出口截面射流速度越大，與空氣形成的速度差越大，空氣與水之間的剪切力也越大，水流越容易撕裂破碎分散為水滴。

圖9為1 MPa工作壓力下，射流形成的水幕簾在距離噴頭出口截面2 m范圍內(nèi)速度分布情況。由圖可知，優(yōu)化后在2 m范圍區(qū)間內(nèi)，水幕噴頭在各測(cè)點(diǎn)的速度整體大于優(yōu)化前，這意味著優(yōu)化后的水流離開(kāi)噴頭獲得了更大的初始動(dòng)能。隨著噴射距離的增大，因空氣阻力的作用，水流速度逐漸衰減，當(dāng)距離增大到2 m時(shí)，水流受到的空氣阻力開(kāi)始接近重力從而形成動(dòng)態(tài)平衡，速度變化減緩并趨于穩(wěn)定。

圖7 水幕噴頭出口速度側(cè)視圖Fig.7 Side view of outlet velocity on drencher nozzle

圖8 水幕噴頭出口速度俯視圖Fig.8 Top view of outlet velocity on drencher nozzle

圖10為噴頭出口處表面平均速度隨壓力變化曲線。由圖可知，優(yōu)化后的水幕噴頭出口處表面平均速度遠(yuǎn)高于優(yōu)化前。如表2所示，其速度的提升幅度均值在23%左右。同時(shí)，噴頭出口表面平均速度也在隨著壓力的增大而逐漸放緩，可以預(yù)知壓力增大到一定時(shí)候，噴頭出口表面平均速度值的增加會(huì)趨于收斂。

圖9 距離噴口處兩米內(nèi)速度分布曲線Fig.9 Velocity distribution curve within two meters from the outlet

圖10 不同壓力下出口表面平均速度Fig.10 Average surface velocity of the outlet at different pressures

表2 不同工況壓力下出口平均速度提升百分比Tab.2 Percentage of average export speed increase under different working conditions

3.2 水幕噴頭體積流量對(duì)比

圖11為不同工況壓力下，優(yōu)化前后水幕噴頭的體積流量曲線?？梢钥闯觯S著壓力增大，優(yōu)化前水幕噴頭的體積流量從39.26 L/min增加到73.64 L/min，而優(yōu)化后該噴頭的體積流量從48.99 L/min增加到91.93 L/min。經(jīng)過(guò)對(duì)比可知，在各個(gè)壓力工況下，優(yōu)化后的噴頭在單位時(shí)間內(nèi)射流體積流量均得到顯著增加，這表明優(yōu)化后的噴頭內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)噴射性能得到了較好的提升。

3.3 水幕噴頭流量系數(shù)對(duì)比

工程中噴頭的流量特性一般采用流量系數(shù)K來(lái)表示，已知流量系數(shù)公式：

圖11 不同工況壓力下水幕噴頭體積流量曲線Fig.11 Volume flow curve of drencher nozzle under different working conditions

式中：K為流量系數(shù)；Q為體積流量，L/min；P為壓力，MPa；

根據(jù)公式，可以計(jì)算求出優(yōu)化前后水幕噴頭的流量系數(shù)K，為減小偏差，表3對(duì)不同工況壓力下的流量系數(shù)進(jìn)行求解并取平均值，如表3所示。

表3 優(yōu)化前后水幕噴頭流量系數(shù)K值Tab.3 Optimized K-value of flow coefficient about drencher nozzle

由表3可以看出，不同工況壓力下，優(yōu)化前水幕噴頭的流量系數(shù)為19.71，而優(yōu)化后噴頭的流量系數(shù)為24.54，優(yōu)化后噴頭的流量系數(shù)有明顯的提高，說(shuō)明提出的優(yōu)化方案可顯著改善噴頭內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)的流暢性，減少了水流在離開(kāi)噴頭出口時(shí)的動(dòng)能損耗，使得水流射程更遠(yuǎn)、水幕簾覆蓋面積更廣泛。

4 結(jié) 語(yǔ)

本文對(duì)傳統(tǒng)艦船水幕噴頭進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，采用數(shù)值模擬研究了水幕噴頭工作過(guò)程中氣液兩相流動(dòng)，同時(shí)對(duì)優(yōu)化前后的噴頭噴射性能進(jìn)行比較研究，獲得結(jié)論如下：

1）數(shù)值模擬過(guò)程中測(cè)得的噴頭出口平均速度均大于實(shí)際試驗(yàn)測(cè)得，這是因?yàn)閿?shù)值模擬未能很好考慮粗糙度影響或者粗糙度設(shè)置過(guò)小，故實(shí)際試驗(yàn)值會(huì)略微小于數(shù)值模擬值。

2）工作壓力一定，沿噴頭出口軸線方向，水流速度隨距離增加而減小，受到的空氣阻力也在減小，當(dāng)水流受到的空氣阻力接近重力時(shí)將會(huì)處于動(dòng)態(tài)平衡，速度變化趨于平穩(wěn)。

3）同尺寸大小噴嘴，水流出口速度隨壓力增大而增大，但是速度增加會(huì)趨于放緩，可以預(yù)知壓力增大到一定時(shí)候，噴頭出口處射流速度的增加會(huì)趨于收斂。

基于激光選區(qū)熔化制造技術(shù)（SLM）一體化優(yōu)化成型的噴嘴結(jié)構(gòu)，其水流射速、流量、流量系數(shù)等性能指標(biāo)均得到顯著提高，本文研究對(duì)艦船水幕噴頭增材優(yōu)化設(shè)計(jì)與工程應(yīng)用具有重要的參考價(jià)值。