艏喷动态实船试验及数值计算对比分析

刘经京 ，周丙浩 ，郑金龙 ，张兆德 ，余龙 *

（1.上海交通大学，海洋工程国家重点实验室，船舶海洋与建筑工程学院，上海 200240；2.高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海 200240；3.中港疏浚有限公司，上海 200120；4.浙江海洋大学，浙江 杭州 316022）

0 引言

耙吸挖泥船作为特殊的疏浚类船舶，在港口建设、航道清理和吹填造地等大型工程建设中发挥了巨大作用，智能化疏浚的新发展要求对工作过程中的动态冲击过程有更加深入的理解和准确的分析[1]。艏喷是耙吸船的重要工作方式之一，而喷嘴是艏喷的关键工作部件。作为水流加速部件，喷嘴在水流冲击作用下的响应性能直接关系到喷嘴使用寿命和艏喷过程的安全。

目前国内外对喷嘴喷射的研究取得了一些成果，如陈廷兵等[2]利用Fluent软件分析了不同结构喷嘴流场，并对喷嘴结构参数进行了优化。张俊等[3]对锥型喷嘴反推力进行了仿真计算，给出了相应喷嘴最佳结构参数。贾传娣等[4]基于Fluent软件分析了不同流量下消防水炮的喷射反力。尹纪富等[5]运用数值仿真的手段分析了喷嘴移动对流场特性的影响。然而上述文献中大多简化了喷嘴模型，忽略了与喷嘴相连的管段，且重点多为流场计算而非应力求解。另一方面，文献中的计算分析大多基于网格类方法，而将新兴无网格法运用到喷嘴计算的研究案例较少，缺乏不同仿真方法间的比较和相关试验验证。

本文针对一艘耙吸挖泥船上的喷嘴管段测试了工作状态下的应力历时曲线。为了相互对比验证，分别运用基于网格的单向FSI法和SPH法两种方法对艏喷过程进行了仿真计算，着重研究了喷嘴应力分布特点。通过仿真结果与试验结果的比较，分析了2种流固耦合方法在处理喷射问题上的优劣。

1 实船试验及分析

1.1 现场应力测试概况

图2 测点A环向应力采集Fig.2 Acquisition ofcircumferentialstress ofpoint A

在浙江舟山外海某海域对“新海凤”轮艏喷过程中的管道段和喷嘴段进行了应力测试，研究水流冲击对喷嘴的影响，最终测试方案如图1所示。本次试验总计设置6个测点、共16通道测量。其中A～E测点每组应变花均设置3个通道，分别沿管道轴向（x）、管道环向（y）和45°斜向，F测点设置1个通道仅测量该处管道轴向应力方向。主要测试设备采用动态数据采集分析系统（DH5902），传感器采用A级应变花（BE120-3CA1），采样频率设定为1 000 Hz。在远处泵机的作用下，水流以5.3 m/s的速度冲入喷射管道。

图1 试验测点布置Fig.1 Arrangement oftestpoints

1.2 试验结果及分析

完成现场实测数据采集处理工作后，可以得到不同位置测点的应力历时曲线，图2显示了测点A处5～60 s的信号。根据测试结果选取比较稳定的测试记录数据，进行数据统计与分析，测试结果与计算结果汇总如表1所示。

表1 应力测试结果分析Table 1 Analysis ofstress test results

分析图表中的数据可以得出以下结论：

1）由于在开机和加速时流场脉动冲击的影响，在初始阶段有个别瞬时出现更高应力。从图2可以看出，A点采集的环向应力在前几秒的个别瞬时甚至达到53.445 MPa。而随着喷射流的稳定，应力历时曲线也趋于平缓，稳定在20 MPa附近。

2）直管壁上最大轴向应力为16.219 MPa，发生在B点；直管壁上最大环向应力为23.648 MPa，发生在A点。最大主应力值为24.238 MPa，位于A点；最大剪应力值为10.052 MPa，位于A点。比较表中数据可以看出，管段上方测点和下方测点（A、C、D和F）的轴向应力相对较小，环向应力相对较大。管段中部测点（B和E）的轴向应力相对较大，环向应力相对偏小。并且从主应力计算结果可以看出在直管段中下方出现压应力。

2 数值仿真

2.1 数值计算方法

艏喷过程是复杂的流固耦合问题，常见处理方法有基于网格的单向FSI方法和SPH粒子法。前者多采用载荷加载法求解，即在求解器中分别求解流体和固体的控制方程，通过流固交界面把所得的计算结果互相交互传递[6-7]。SPH方法（Smoothed Particle Hydrodynamics）则是一种用于模拟连续介质动力学的无网格计算方法，由Lucy[8]，Gingold和Monaghan[9-10]提出，特别适用于对冲击动力学问题的求解[11]。通过核近似公式和粒子近似两个关键步骤，SPH法将某一点处的场函数值近似为周围粒子的加权和。

2.2 模型的建立及材料参数

完整的喷嘴模型包括5个部分：进流段、弯管段、连接段、收缩段和延伸段，见图3。

图3 喷嘴三维模型Fig.3 3D modelofnozzle

喷嘴入口外径1.04 m，出口外径0.45 m，壁厚20 mm，并设置300 mm长度的平直延伸段减小射流的发散性。水平直管段上施加两处位移约束以模拟对应的支架。开始时水平直管段内的液体处于静止状态，之后液体在推盘推动作用下喷出，推盘速度为5.3 m/s。

喷嘴及相连接管道的材料性质为结构钢，密度为7 850 kg/m2，弹性模量为206 GPa，泊松比为0.3。为简化模型，规定喷射液体为单相介质水，黏度为 0.001 Pa·s。采用 Mie Grüneisen 状态方程的线性Us-UpHugoniot形式来描述喷射过程液体状态：

式中：p为压应力，沿压缩方向为正；η为名义体积压缩应变，η=1-ρ0/ρ，ρ为当前密度，ρ0为参考密度1.025×10-7kg/mm3；比能 Em根据 Hugoniot压力计算给出；低名义应变下体积模量ρ0c02为2.094 GPa；材料参数Γ0=0，s=0。

2.3 数值仿真结果

图4显示了SPH法计算出的艏喷过程完整轨迹，喷射轨迹基本呈抛物线形状，但在喷射轨迹前段有一段“能量损失段”，喷射后该段液体无法到达目标点。即在流动达到稳定状态之前，液体与结构会发生激烈的碰撞，流体的动能转化为结构的内能和势能，从而造成初始液柱速度降低，喷射无法到达目标点。

图4 喷射轨迹图Fig.4 Spraying trajectory

图5 是两种仿真计算方法所得的结构应力云图。两种方法计算结果中应力最大的部位均出现在支架前进流段末端下方，且喷嘴在直弯交接处应力变化明显，而收缩段应力水平逐渐降低。单向FSI法计算应力最大值为26 MPa，在弯管段的上端出现高应力区，其两侧出现了扁平状的低应力区，其余部位应力分布较均匀。SPH法计算应力最大值为39.76 MPa，喷嘴弯管应力分布均匀，无扁平状的低应力区。

图5 应力云图（MPa）Fig.5 Stress contour(MPa)

3 对比分析

输出两种方法所得测点的Mises应力结果并与试验测得的结果进行比较分析，见表2。从表中结果可以看出，除E点外，SPH法计算结果与试验结果的误差均在12%以内，而单向FSI方法计算结果远小于试验结果且相对误差均在20%以上。分析艏喷过程可知，喷射中水流对管道壁面的冲击是动态过程，而在单向流固耦合计算中水流被认定为稳定流动，因此最终结果相差较大。而SPH法则是将连续介质的水流离散成粒子，利用粒子与壁面有限单元的碰撞来模拟水流的冲击作用，更接近实际情况。E点误差较大的原因是该测点靠近支架，而数值计算时为了简化模型，将支架简单处理为位移约束，造成边界条件处理不合适，从而影响了计算结果。将两种流固耦合方法所得结果汇总成表3。

表2 应力结果比较Table 2 Comparison ofstress results

表3 结果汇总Table 3 Summary ofresults

可以看出SPH计算结果不仅比单向FSI方法结果更接近试验，而且可以预测喷射初期存在能量损失的液体轨迹，这是单向流固耦合计算无法做到的。如果不计时间成本仅考虑求解喷射初始阶段轨迹或喷射过程中喷嘴应力，SPH法分析结果优于基于网格的FSI法。

4 结语

本文对耙吸挖泥船艏喷过程进行了实船试验并分别采用基于网格的单向FSI方法和SPH方法对试验对象进行了仿真计算，主要研究结果如下：

1）从艏喷实船试验结果可以看出，喷嘴进流直管段上下位置处的轴向应力相对环向应力较小，管段中部位置处的轴向应力相对环向应力较大，喷嘴最大应力出现在进流段末端下方。

2）在喷射装置启动的初始阶段，由于水流对管壁的冲击作用，喷嘴应力在个别瞬时阶段出现峰值，水柱出现明显的能量损失。

3）综合考虑各种因素，SPH法可以更好地模拟喷射初期液体与壁面的碰撞过程和喷射轨迹，所得应力结果也与试验吻合较好。在不考虑计算成本的前提下，推荐采用SPH方法计算艏喷过程。

研究结果可以为耙吸船喷嘴设计和校核提供参考和依据，对于其他类似的射流计算如消防水炮等也具有一定通用性和工程实用价值。