艦船水幕噴頭結構優化設計及性能分析

尹 群，蔡愛明，沈中祥，陳 超，丁紅瑜，曹慧清

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

0 引 言

實際海戰中，艦船一旦沾染核生化武器襲擊帶來的放射性物質，如果得不到有效防護則會迅速喪失戰斗能力[1-2]。早在2011年3月11日，日本福島電站發生核泄漏擴散，導致前來救援的美國“里根”號航母受到了輕微污染，不得不撤出危險地帶并及時進行清洗[3]。與此同時，艦船無論是遭受襲擊還是日常訓練均極易發生火災。據統計，美國自擁有航母以來就已經發生過近20起大型火災事件[4]，造成巨大人員和設備損失。面對這些突發危險，目前艦船一般采用水幕系統（CMWDS）進行防護，水幕系統通過安裝的水幕噴頭持續噴水、形成水幕簾覆蓋船身，形成隔離帶，降低艦船沾染核物質顆粒物以及火災擴大的風險。而傳統水幕噴頭結構內部流道直通，無復雜形狀，噴口通過在噴頭側壁切割開口形成，開口數目為一道或者多道，此結構下的流體流經流道，經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、水幕隔離防護效果好、性能提高顯著的水幕噴頭顯得尤為重要。

1 噴頭結構優化設計

傳統的艦船水幕噴頭內部結構簡圖如圖1 （a）所示。該噴頭內部水流道中空，出水口設置在通道側壁，采用切割方式在噴頭流道側壁切割出一道噴口。如圖1（a）中1位置處所示，噴頭采用預先鑄模和后期切割加工的方式制造，在內流道噴口進水處與側壁面形成一個直角。根據流體流動規律，當噴嘴口突然收窄，流體在該處會形成高速射流，而此結構棱角突出、無法很好給流經該處的流體提供速度變化的過渡，高速射流直接在直角處與壁面劇烈摩擦，動能損失劇大，極大降低射流最終離開噴口的速度。故在1位置處預設倒角，使得流道內流體流動更加平滑，減少流體動能損耗。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，而實際流體以一定速度運動過程中，從2處位置進入一個通徑更大的流道，根據伯努利原理可知，流體運動速度會在此處發生突變，從而影響流體最終離開噴嘴時的射流速度。

圖1 水幕噴頭優化對比示意圖Fig.1 Comparison diagram of optimization of drencher nozzle

針對上述問題，對其進行優化后的水幕噴頭內部流道結構如圖1（b）所示，即在圖1（a）中1位置處進行3 mm的弧形倒角過渡設計，同時對圖1（a）中2位置處變徑流道作直通處理?；诩す膺x區熔化制造技術（SLM）對噴頭進行一體化制造，優化成型后的噴頭結構實物模型如圖2所示。

2 數值模擬與計算

2.1 數學模型

圖2 優化后的水幕噴頭實物模型Fig.2 Optimized drencher nozzle

目前國內外對噴頭射流這類氣液兩相流動過程主要采流體體積（VOF）模型和拉格朗日多相模型進行分析[5-9]。水幕噴頭在實際工作狀態下，射流形成的水幕簾在空氣中的物理形態更多是一種以連續相的水幕薄膜存在，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運動的狀態，因此這里采用STAR-CCM+軟件中流體體積（VOF）模型求解射流過程氣液這2種不混溶流體流的控制方程。而流體運動主要遵循質量守恒、動量守恒、能量守恒這三大定律，根據實際工作環境，把水視作不可壓縮流體，水噴射過程中的熱交換可忽略不計，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：

質量守恒方程為

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

動量守恒方程為

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

STAR-CCM+軟件中提供的K-Epsilon 湍流模型有標準、標準兩層、可實現、可實現的兩層等9種類型，其中可實現的K-Epsilon兩層模型可為網格提供最大靈活性，計算更加精確，本文選用可實現的K-Epsilon兩層模型。

2.2 數值模型

為保證數值模擬結果精確，對流體運動變化劇烈的噴頭出口處網格進行細化處理，圖3為計算流體區域網格劃分示意圖。由圖可看出噴頭流道以及出口處網格較為密集，空氣域網格相對稀疏，最終整個模型網格總數目為954 452。噴頭的射流模型邊界條件設置如圖4所示，噴頭進口端采用壓力進口，流道表面設置為壁面無速度滑移和質量滲透，外部空氣域設置為壓力出口類型，出口表壓為0 MPa。計算域的網格模型由噴頭內部流體域和外部空氣域兩部分組成，空氣域為高1m、半徑5m的圓柱體。為確保運算效率和結

果精度，軟件采用表面重構、基于六面體網格的切割體網格生成器，對于過渡區域采用棱柱層網格生成器，棱柱層數為5層。

圖3 計算流體區域網格劃分Fig.3 Mesh generation computational fluid region

圖4 邊界條件設置Fig.4 Boundary condition setting

2.3 模型驗證

為確認數值模擬的可靠性，先對不同壓力下的水幕噴頭出口截面處速度進行試驗測試和數值模擬，通過比較試驗和數值模擬的多組數據結果，驗證數值模型可靠性，圖5（a）為試驗進行時的水壓表、圖5（b）為試驗現場。

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，試驗測得的速度值與數值模擬測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較接近。

圖5 試驗現場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

同時由圖可知，試驗測得的速度值均小于數值模擬測得的速度值，經過分析，這是因為盡管數值模擬中考慮了金屬壁面粗糙度的影響，將粗糙度設為3.2 μ m，但實際數值模擬計算過程中，設定的網格尺寸最小量級為1 ×10-4m，遠大于設定粗糙度量級的1 ×10-6m，故粗糙度的影響在數值計算過程中無法準確的反映，導致數值模擬值與試驗值相比較大。但若將網格尺寸設定為粗糙度的量級，則將極大增加計算時間，最終考慮到計算效率和計算精度，網格尺寸量級仍設為1×10-4m。由表1可知，試驗和數值模擬值之間的誤差均小于7%，表明該數值模型計算是可靠的，能夠為下一步準確模擬噴頭噴射性能提供保證。

表1 試驗與數值模擬數據誤差對比Tab.1 Comparison of error between test and numerical simulation data

3 結果與分析

3.1 水幕噴頭水流速度對比分析

圖7和圖8分別為水幕噴頭在同一壓力工況下，其優化前后的噴頭射流速度對比。從圖7和圖8的速度分布云圖以及標量軸的數值可知，優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，這是因為噴頭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范圍內速度分布情況。由圖可知，優化后在2 m范圍區間內，水幕噴頭在各測點的速度整體大于優化前，這意味著優化后的水流離開噴頭獲得了更大的初始動能。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，當距離增大到2 m時，水流受到的空氣阻力開始接近重力從而形成動態平衡，速度變化減緩并趨于穩定。

圖7 水幕噴頭出口速度側視圖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，優化后的水幕噴頭出口處表面平均速度遠高于優化前。如表2所示，其速度的提升幅度均值在23%左右。同時，噴頭出口表面平均速度也在隨著壓力的增大而逐漸放緩，可以預知壓力增大到一定時候，噴頭出口表面平均速度值的增加會趨于收斂。

圖9 距離噴口處兩米內速度分布曲線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比

圖11為不同工況壓力下，優化前后水幕噴頭的體積流量曲線?？梢钥闯?，隨著壓力增大，優化前水幕噴頭的體積流量從39.26 L/min增加到73.64 L/min，而優化后該噴頭的體積流量從48.99 L/min增加到91.93 L/min。經過對比可知，在各個壓力工況下，優化后的噴頭在單位時間內射流體積流量均得到顯著增加，這表明優化后的噴頭內部流道結構噴射性能得到了較好的提升。

3.3 水幕噴頭流量系數對比

工程中噴頭的流量特性一般采用流量系數K來表示，已知流量系數公式：

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；Q為體積流量，L/min；P為壓力，MPa；

根據公式，可以計算求出優化前后水幕噴頭的流量系數K，為減小偏差，表3對不同工況壓力下的流量系數進行求解并取平均值，如表3所示。

表3 優化前后水幕噴頭流量系數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，優化前水幕噴頭的流量系數為19.71，而優化后噴頭的流量系數為24.54，優化后噴頭的流量系數有明顯的提高，說明提出的優化方案可顯著改善噴頭內部流道結構的流暢性，減少了水流在離開噴頭出口時的動能損耗，使得水流射程更遠、水幕簾覆蓋面積更廣泛。

4 結 語

本文對傳統艦船水幕噴頭進行了優化設計，采用數值模擬研究了水幕噴頭工作過程中氣液兩相流動，同時對優化前后的噴頭噴射性能進行比較研究，獲得結論如下：

1）數值模擬過程中測得的噴頭出口平均速度均大于實際試驗測得，這是因為數值模擬未能很好考慮粗糙度影響或者粗糙度設置過小，故實際試驗值會略微小于數值模擬值。

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，當水流受到的空氣阻力接近重力時將會處于動態平衡，速度變化趨于平穩。

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

基于激光選區熔化制造技術（SLM）一體化優化成型的噴嘴結構，其水流射速、流量、流量系數等性能指標均得到顯著提高，本文研究對艦船水幕噴頭增材優化設計與工程應用具有重要的參考價值。