鄒麗， 金國慶， 孫哲， 徐偉桐， 于游

(1. 大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院, 遼寧 大連 116024; 2. 高技術(shù)船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心, 上海 200240)

為了防止海底管道、電纜等設(shè)備受到人為和自然環(huán)境損害，提高使用壽命，通常要對此類設(shè)備進(jìn)行海底挖溝埋設(shè)。海底挖溝需要考慮海底地形、泥砂屬性、水深和洋流運動等因素的影響。世界發(fā)達(dá)國家自20世紀(jì)初就開始在海底開溝裝備領(lǐng)域進(jìn)行研究，伴隨深水油氣田開發(fā)及材料、機(jī)電等技術(shù)發(fā)展，目前基本形成水力噴射式挖溝機(jī)、海底開溝犁、機(jī)械式海底開溝機(jī)3類挖溝設(shè)備[1]。水力噴射挖溝設(shè)備通常由施工船舶拖曳，由船上安裝的泵提供動力，高壓噴射臂沖刷海底形成設(shè)計要求的溝型，隨著挖溝機(jī)前進(jìn)，預(yù)置在海床上的管道依靠自重沉入溝底，溝道兩側(cè)堆積的土層在海流作用下或者回填設(shè)備的操作下回填到溝內(nèi)，達(dá)到埋管的目的[2]。根據(jù)噴射式挖溝機(jī)行進(jìn)方式的不同，其通常分為拖曳式射流挖溝機(jī)和自行走式射流挖溝機(jī)(如ROV)[3]。海底開溝犁類似田地里的犁[4]，與相應(yīng)牽引工作船共同完成開溝任務(wù)。機(jī)械式開溝機(jī)是采用簡單的挖掘機(jī)械開溝鋪管。后2種設(shè)備通常應(yīng)用于淺水開溝，應(yīng)用范圍十分有限。海底開溝裝備研制技術(shù)被SMD、IHC EB、FET、Saipem-Sonsub、Nexans等公司壟斷。國內(nèi)在海底開溝設(shè)備研制方面發(fā)展較晚，目前主要以中海油、華西海工、上海打撈局及中石油管道局的設(shè)備為主[5]。國內(nèi)自主研制的挖溝機(jī)仍以噴射式挖溝機(jī)為主，結(jié)構(gòu)簡單、效率低、故障率高、作業(yè)水深淺等。同時國內(nèi)自主研發(fā)的挖溝機(jī)大部分不具備自行走功能，工作時需要母船牽引。周守為等[6]指出我國海上油氣資源和可再生能源(風(fēng)能、潮流能)等領(lǐng)域的裝備研發(fā)上亟待發(fā)展，海底挖溝機(jī)作為海底輸油管道和電纜的埋設(shè)裝備在我國海洋能源的利用過程中顯得尤為重要。

根據(jù)國內(nèi)外常見的海底挖溝機(jī)研究資料，針對某海域海底開溝埋管需求，設(shè)計了一種輕型的射流挖溝機(jī)。首先需要將管道預(yù)鋪設(shè)在指定海床位置上，挖溝機(jī)騎行在管道上方進(jìn)行開溝作業(yè)。挖溝作業(yè)效率與土壤條件、溝型和溝深、海底管道的尺寸、噴射臂的設(shè)計等有很大關(guān)系[7]。王喆等[8]采用計算流體力學(xué)中(computational fluid dynamic, CFD)的多相流模型對開溝機(jī)的破土能力進(jìn)行了預(yù)報，通過對溝內(nèi)流場的計算得到了合適的抽吸臂布置方案。在作業(yè)環(huán)境和鋪設(shè)管道尺寸一定的條件下，挖溝機(jī)噴射臂的設(shè)計便顯得尤為重要。吳強(qiáng)[9]結(jié)合數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗，研究了噴嘴形式和噴嘴組合中噴距、壓力、兩噴嘴間距、兩噴嘴夾角、移動速度等參數(shù)對壓力場的影響規(guī)律，結(jié)果表明組合射流的破巖能力更強(qiáng)。李軍營等[10]針對在噴射式挖溝機(jī)作業(yè)過程中起顯著作用的軸流泵出水口噴嘴形狀，研究了直線縮頸壁和圓弧縮頸壁2種設(shè)計，應(yīng)用商業(yè)軟件FLUENT，對兩種設(shè)計方案的縮頸段高度、縮口直徑、直管段長度進(jìn)行分析對比，優(yōu)化結(jié)果表明，直線縮頸明顯優(yōu)于圓弧縮頸方案。董玉飛等[11]分析了噴嘴收縮角度、排泥管擴(kuò)散角度、挖溝機(jī)運行深度及射流入口速度等因素對噴射式海底挖溝機(jī)效率的影響，計算得到了一個最優(yōu)結(jié)果。奉虎等[12]研究了單個錐形噴嘴在淹沒條件下，不同進(jìn)口壓力對射流流場特征、噴嘴速度和沖擊力的影響，結(jié)果表明合理的進(jìn)口壓力控制可以產(chǎn)生良好的沖刷效果。戴源等[13]采用數(shù)值模擬和試驗方法，研究了不同射流方式的擴(kuò)展角和相鄰噴嘴射流的噴射破土的干擾問題。Khayrullian等[14]研究了不同RANS湍流模型對射流計算的影響，結(jié)果表明可實現(xiàn)的k-ε可以很好的預(yù)報射流的流場速度特性。

本次研究主要針對噴沖臂的形狀進(jìn)行初步的設(shè)計和優(yōu)化，在相同水泵揚程條件下，考慮管道沿程損失，采用理論分析和CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的方法進(jìn)行噴沖臂形狀設(shè)計，計算了自主設(shè)計的3種噴沖臂方案的內(nèi)部流場并得到了最優(yōu)噴沖臂設(shè)計方案。

1 噴沖臂設(shè)計原則

溝型設(shè)計需要依據(jù)所鋪設(shè)管道的尺寸來進(jìn)行確定，本次設(shè)計方案中管道直徑為0.647 m，為了最大程度減少作業(yè)量，設(shè)計的溝型截面采用倒梯形方案，如圖1所示。梯形上下寬度分別為1.15 m和0.8 m，溝深取為2 m。本次研究需要根據(jù)該溝型設(shè)計出合理的噴沖臂形狀和布置方案。

圖1 設(shè)計溝型截面Fig.1 Sectional drawing of design of trench

結(jié)合海底管道項目開溝需求，以設(shè)計速度200 m/h開挖上述溝型，對應(yīng)的土方量390 m3/h。根據(jù)泥土方量確定水流量，本次設(shè)計泥流比為0.27，這里泥流比即泥土方量和水流量的比值。對應(yīng)的水流量為390/0.27=1 444 m3/h，因此本研究取水流量為1 440 m3/h。

初步設(shè)計在海底挖溝機(jī)上安裝2個噴沖臂，每個噴沖臂上布置15個噴嘴。其中10個噴嘴均勻布置在噴沖臂上，且向下噴沖；5個噴嘴在鉛垂面向溝內(nèi)側(cè)45°斜向下噴沖，也與垂向噴嘴均勻穿插布置。噴嘴所在鉛垂面與噴沖臂夾角α，噴沖臂與水平面夾角最大也為α(即最大下擺角度范圍)，可保證噴嘴噴射方向極限情況下也是垂直向下噴沖，不會有向前噴沖速度(由于破土面與噴沖臂擺角一致，垂直向下噴沖也是與破土面成α角度的)。本文設(shè)定α為45°。

(1)

式中：R為噴嘴半徑；p為出口動壓，即p=0.5ρu2，u為噴嘴出口流速。

(2)

因此由式(1)可知，為使用同樣的出口動壓，并達(dá)到同樣有效打擊壓強(qiáng)，半徑應(yīng)滿足：

(3)

出流速度一致情況下，可得2種噴嘴的流量之比：

QO=2QV

(4)

按照假設(shè)的開溝機(jī)上布置2個噴沖臂的設(shè)計方案，共有30個噴嘴，其中垂向20個，斜向10個，每種噴嘴的流量為：

QO=2QV=72 m3/h

(5)

本次設(shè)計取入口壓強(qiáng)為0.6 MPa，出口動壓需考慮一定的管道損失因素，取為0.5 MPa，由動壓定義得：

(6)

結(jié)合上述流速和流量值可得到噴嘴半徑：

RO=1.41 cmRV=1 cm

(7)

綜上所述，噴沖臂設(shè)計參數(shù)如下：挖溝機(jī)上共安裝2個噴沖臂，每個噴沖臂上布置10個直徑為2 cm的噴嘴，5個直徑為2.82 cm的噴嘴，其中大口徑噴嘴斜向內(nèi)側(cè)45°，小口徑向下；噴嘴與噴沖臂夾角和噴沖臂與水平面最大夾角取為同一值，取為45°；2個噴沖臂均向管道內(nèi)側(cè)傾斜約5°，形成倒梯形開溝面(如圖1)。根據(jù)以上設(shè)計思路形成了圖2所示的V1.0噴沖臂設(shè)計方案。計算取入口壓強(qiáng)為0.6 MPa，在設(shè)計過程中需滿足噴嘴出口平均流速大于32 m/s。

圖2 V1.0版噴沖臂Fig.2 V1.0 version of the spray arm

2 CFD數(shù)值模型研究

本文采用STAR-CCM+流體計算軟件對噴沖臂的內(nèi)部流動進(jìn)行CFD數(shù)值模擬。計算采用隱式非定常求解器，物理模型為可實現(xiàn)的k-ε湍流模型[14]，考慮重力，設(shè)置壁面粗糙度為0.1×10-3m。給定參考壓力為20 m水深處靜水壓強(qiáng)。網(wǎng)格劃分結(jié)果與邊界條件設(shè)置如圖3所示。噴嘴處設(shè)置為壓力出口(考慮水深差帶來的出口壓強(qiáng)變化，不同噴嘴出口處根據(jù)高度變化設(shè)置不同的當(dāng)?shù)貕毫?，管道入口依據(jù)水泵揚程設(shè)置壓力入口(總壓取0.6 MPa，為母船到管道口之間的沿程和局部損失留出壓頭余量)，取穩(wěn)定段的結(jié)果進(jìn)行分析，數(shù)值模擬噴沖臂速度流線圖見圖4，圖中也展示了2類噴嘴的出口流速分布，可以看出噴嘴出口處速度分布是比較均勻的。但是，噴嘴與主管道連接處延伸長度過大，底部噴嘴易被土體磨損打壞，因此下一步優(yōu)化方向是直接將噴嘴連接到主管道上。

圖3 邊界條件設(shè)置Fig.3 Boundary conditions set-up

圖4 V1.0噴沖臂速度流線圖Fig.4 Streamline diagram of the spray arm for V1.0

采用合適數(shù)量的網(wǎng)格進(jìn)行計算不僅可以保證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，而且可以提高計算效率，所以進(jìn)行網(wǎng)格收斂性驗證是十分必要的。本次研究通過改變自動網(wǎng)格模塊下的基礎(chǔ)尺寸的值來調(diào)整網(wǎng)格數(shù)量，研究了V1.0噴沖臂在3種不同網(wǎng)格數(shù)量的CFD模型下的計算結(jié)果，網(wǎng)格數(shù)量分別為65萬、90萬和136萬。比較了3種網(wǎng)格模型在2 cm和2.82 cm直徑出口處的平均速度，如圖5所示。結(jié)果顯示中等網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格模型的曲線較為接近，以精細(xì)網(wǎng)格的計算結(jié)果為基準(zhǔn)，中等網(wǎng)格與精細(xì)網(wǎng)格之間的最大偏差僅為0.12%，滿足網(wǎng)格收斂性要求，因此本文所有研究均采用中等網(wǎng)格模型計算。從計算結(jié)果來看，出口平均流速處于32～33 m/s，基本滿足設(shè)計中大于32 m/s的要求。

在保證計算結(jié)果準(zhǔn)確性的前提下，合理優(yōu)化時間步長可以降低CFD模擬的計算成本。本次時間步無關(guān)性研究比較了3種時間步下的數(shù)值計算結(jié)果，分別為0.000 5、0.001和0.002 s，如圖6所示。結(jié)果顯示時間步變化對計算結(jié)果的影響是很小的，數(shù)值結(jié)果對時間步的敏感度較低，故本次研究均選取dt=0.001 s的時間步進(jìn)行計算。

圖5 V1.0網(wǎng)格收斂性研究Fig.5 Grid convergence study for V1.0

圖6 V1.0時間步無關(guān)性研究Fig.6 Time step dependency study for V1.0

3 噴沖臂優(yōu)化設(shè)計

3.1 V2.0版本噴沖臂

針對之前的設(shè)計進(jìn)行了如圖7所示的改進(jìn)，減小噴嘴的內(nèi)傾角。噴嘴內(nèi)傾角設(shè)計原則為使得噴坑外部邊緣形成約10°的傾角面。由于第3個噴嘴剛剛開始低于管道平面，因此從第3個開始內(nèi)傾。主要的改進(jìn)方面包括：

1) 噴射臂與水平面的夾角α仍取45°，但將等直徑圓管改為上粗下細(xì)的圓管形狀。這既便于形成坡度約10°的開溝剖面，也可以使得兩臂間距上下相等，進(jìn)而便于將挖溝機(jī)從管道上方布放到溝內(nèi)。此外，這種上粗下細(xì)形式也可使得管道內(nèi)流速較為均勻，其中30 cm向10 cm口徑的過渡形式是根據(jù)給排水工程中建議的管道內(nèi)經(jīng)濟(jì)流速選取的。

2) 噴嘴布置更改后的V2.0噴沖臂如圖7所示，噴沖臂上共均勻布置15個噴嘴，從上至下前14個噴嘴口徑均為2.2 cm，最后一個噴嘴為2.3 cm。之后噴沖臂延伸40 cm后轉(zhuǎn)為水平，并在最后布置口徑為3 cm的尾噴嘴。15個噴嘴中，從上到下前2個垂直向下，后13個向內(nèi)側(cè)傾斜，傾斜角度從20°線性增長到25°。噴嘴采用直接從噴沖臂上開口形式，而非之前設(shè)計中的通過喇叭管逐漸過渡形式。噴沖臂總長約3.22 m，可形成溝面深度約2 m。

采用與V1.0版本噴沖臂同樣的計算物理模型和邊界條件，對V2.0版本的噴沖臂進(jìn)行數(shù)值模擬，各噴嘴出口的平均速度如圖8所示。結(jié)果顯示，各噴嘴出口平均速度集中在27～29 m/s，未達(dá)到設(shè)計要求的流速?？紤]到出口直管的設(shè)計造成的沿程損失是比較大的，無法有效的將水流集中到出口處進(jìn)行射流輸出，因此需要在中心管道與各直管噴嘴之間設(shè)置一個喇叭口進(jìn)行過渡，以最大限度的使出口動能最大化。下一步的優(yōu)化方向是喇叭口的形狀設(shè)計。

圖7 V2.0版噴沖臂Fig.7 V2.0 version of the spray arm

3.2 V3.0版本噴沖臂

噴沖臂優(yōu)化方向主要是在中心管道與各直管噴嘴之間設(shè)置一個喇叭口管接頭的過渡形式，以及對各噴嘴的具體布置形式進(jìn)一步的優(yōu)化。

圖8 V2.0噴嘴出口平均速度Fig.8 The average velocity of nozzle for V2.0

首先，噴嘴與主管道間的頸縮角度選取基于如下優(yōu)化過程：在一條水平管道上布置了若干角度的同口徑噴嘴出口，喇叭口管接頭的收縮角度分別為3°、5°、7°、9°、11°、13°、15°、17°、19°、21°、23°、25°、27°、29°、31°、33°、35°共17種形式的出口，噴嘴出口直徑2.2 cm，中心管道左側(cè)為壓力入口(設(shè)置為0.6 MPa)，右側(cè)為壓力出口。計算速度流線圖如圖9所示(從左至右分別為3°至35°)，不同喇叭口角度對應(yīng)的出口速度曲線如圖10所示。由結(jié)果可知，頸縮角度為25°時出口流速最大，故設(shè)計的噴嘴處喇叭口收縮角度取為25°。

圖9 喇叭口管接頭研究中的速度流線圖Fig.9 Streamline diagram for the study of bell mouth fitting

圖10 噴嘴出口平均速度Fig.10 The average velocity of jet nozzle

本次優(yōu)化對噴沖臂上噴嘴的布置做了進(jìn)一步的調(diào)整，具體布置形式為：噴沖臂中心管道直徑仍然從30 cm到10 cm均勻減?。粡纳现料?，1、2、4、6、8、10、12、14號噴嘴口徑取為 2.2 cm不變，傾角按照1號噴嘴 0°，14號噴嘴25°的規(guī)律相應(yīng)線性變化；3、5、7、9、11、13、15號噴嘴口徑取為2.3 cm，傾角按照3號30°，15號25°的規(guī)律線性變化。噴嘴與主管道連接處采用25°的頸縮形式，噴沖臂布置如圖11所示。

對該形式的噴沖臂進(jìn)行CFD數(shù)值模擬計算，各噴嘴出口平均速度結(jié)果如圖12所示。可以看出，各噴嘴速度均在32.5 m/s以上，滿足設(shè)計要求。噴沖臂速度流線特征如圖13所示，本文列舉6號、7號、8號、9號噴嘴出口處的速度分布進(jìn)行分析?？梢钥闯龉軆?nèi)流體運動以及出口流速分布都是比較穩(wěn)定均勻的，該形狀噴沖臂的設(shè)計是較為合理的。綜上所述，該噴沖臂符合設(shè)計要求，可作為海底挖溝機(jī)的噴沖設(shè)備使用。

圖11 V3.0版噴沖臂Fig.11 V3.0 version of the spray arm

圖12 V3.0噴嘴出口平均速度Fig.12 The average velocity of jet nozzle for V3.0

圖13 V3.0噴沖臂速度流線圖Fig.13 Streamline diagram of the spray arm for V3.0

4 結(jié)論

1) 通過理論分析初步確定了噴沖臂噴嘴的布置方案、噴嘴形狀和尺寸。

2) 考慮重力和不同深度處噴嘴出口的靜壓，對數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行了網(wǎng)格收斂性驗證和時間步無關(guān)性驗證，建立了一個有效的噴沖臂內(nèi)部流動問題的解決方案和數(shù)值模型。

3) 在優(yōu)化的過程中，考慮到了中心管道與噴嘴連接處的喇叭口形狀，發(fā)現(xiàn)設(shè)計的噴嘴收縮角度取為25°時出口流速可最大化，基于此設(shè)計形成了本研究中最佳的噴沖臂方案。