王喆，袁慶晴，馬洪新，王磊，魏國(guó)濤，劉坤，趙敏

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津600583；2.上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海200240）

射流式挖溝機(jī)溝內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算與分析

王喆1，袁慶晴2，馬洪新1，王磊1，魏國(guó)濤1，劉坤1，趙敏2

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津600583；2.上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海200240）

針對(duì)某淺海射流式挖溝機(jī)溝內(nèi)泥漿淤積問(wèn)題，對(duì)其進(jìn)行工作狀態(tài)下的溝內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算和性能分析。通過(guò)合理簡(jiǎn)化物理模型和定義數(shù)值模型邊界條件，結(jié)合多相流模型，利用成熟的商業(yè)數(shù)值計(jì)算軟件實(shí)現(xiàn)流場(chǎng)計(jì)算過(guò)程。通過(guò)觀察泥漿相的體積分?jǐn)?shù)預(yù)估了溝內(nèi)回淤情況，觀察壁面剪應(yīng)力和特征截面壓應(yīng)力評(píng)判了射流破土能力，得到合理的溝內(nèi)流場(chǎng)性能。并根據(jù)不同的抽吸臂參數(shù)引起的溝內(nèi)流場(chǎng)變化，選擇出合適的抽吸臂布置方案。研究結(jié)果表明：提出的數(shù)值方法能用于快速計(jì)算挖溝機(jī)流場(chǎng)性能，合理估算泥漿相的輸運(yùn)狀況，得到高效率的抽吸臂、噴沖臂布置組合。

射流式挖溝機(jī)；數(shù)值計(jì)算；多相流；流場(chǎng)性能；抽吸臂組合；泥漿相；破土能力

海洋油氣工業(yè)為輸運(yùn)油氣，需在海底鋪設(shè)管道。若管道直接平鋪或埋深不夠會(huì)因第三方破壞而出現(xiàn)變形、斷裂和泄漏事故。挖溝是海底管道保護(hù)和滿足管道穩(wěn)性要求的主要手段。管道一般需要埋在海底1～ 3 m深度。目前海底挖溝機(jī)的種類(lèi)按挖溝方式分為：噴沖式、鏈輪式、犁式［1］。后兩者為機(jī)械挖溝。噴沖式海底挖溝，以從噴嘴噴出的高壓水射流對(duì)海底進(jìn)行噴沖，實(shí)現(xiàn)基礎(chǔ)開(kāi)挖和埋管，用于管道鋪設(shè)和維修階段的開(kāi)挖作業(yè)，且對(duì)土壤適用性也強(qiáng)［1］。但噴射泛起的泥漿若直接由周?chē)Ｋ當(dāng)y帶走，則有在溝內(nèi)形成淤積的隱患。為此海洋石油工程股份有限公司和上海交通大學(xué)水下研究所設(shè)計(jì)了配置抽吸設(shè)備的射流式挖溝機(jī)，進(jìn)行海底埋管作業(yè)。

為在不同的噴射-抽吸系統(tǒng)方案中快速選擇更有效的組合，可采用數(shù)值方法對(duì)開(kāi)挖的溝內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，預(yù)估溝內(nèi)回淤情況，評(píng)判射流破土能力。

關(guān)于泥沙問(wèn)題的數(shù)值模擬，目前多采用多相流法［2?3］和動(dòng)網(wǎng)格法［4?6］。前者建立包含泥漿相的計(jì)算域，觀察泥漿相在水流作用下運(yùn)動(dòng)，可直觀反映床面變化，并根據(jù)多相流模型，可考慮泥漿相-水相的交互作用。后者結(jié)合泥沙輸運(yùn)方程，利用動(dòng)網(wǎng)格描述床面變形，得到床面形態(tài)［7?8］。但上述方法的計(jì)算對(duì)象一般為簡(jiǎn)單的二維模型。而本文的研究對(duì)象復(fù)雜，若采用動(dòng)網(wǎng)格法來(lái)描述，則經(jīng)濟(jì)性不佳，故選擇多相流方法。且通過(guò)簡(jiǎn)化合理定義泥漿相邊界條件，來(lái)描述泥漿相的運(yùn)動(dòng)。本文通過(guò)用戶自定義函數(shù)對(duì)噴沖臂上的角度各異、小直徑噴嘴建模，實(shí)現(xiàn)了噴沖臂上組合噴嘴的射流過(guò)程。計(jì)算結(jié)果表明，采用此簡(jiǎn)化方法能快速合理描述溝內(nèi)流場(chǎng)性能。

1 挖溝機(jī)的幾何和數(shù)值模型

1.1 幾何模型

射流式挖溝機(jī)用于海底管線挖溝作業(yè)，適用于50 m淺海域作業(yè)，設(shè)計(jì)開(kāi)挖溝深為3.5 m，作業(yè)效率為60～300 m／h。選取60 m／h工作狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算。

挖溝機(jī)的水下本體由：主體框架、上層浮體、噴沖泵、噴沖臂、射流抽吸泵、抽吸臂、對(duì)中機(jī)構(gòu)、耐壓電控艙和動(dòng)力接線艙等部分組成，見(jiàn)圖1。

圖1 挖溝機(jī)水下主體Fig.1 Main body of the jetting trencher

主要研究對(duì)象為位于溝內(nèi)的噴沖臂和抽吸臂，各元件的參數(shù)說(shuō)明如下。

1.1.1 噴沖臂及噴嘴

噴沖臂長(zhǎng)約4 m，位于溝內(nèi)的長(zhǎng)度約為3.6 m，與海底平面夾角為75°。單個(gè)噴沖臂配置前方兩列噴嘴、內(nèi)側(cè)一列噴嘴及位于底部的一個(gè)后方噴嘴。

前方噴嘴均布于噴沖臂前方，單個(gè)噴沖臂3.25 m深范圍內(nèi)布置21個(gè)噴嘴，交錯(cuò)排布，噴嘴斜向下，與噴沖臂中縱垂向剖面夾角15°，與噴沖臂中縱水平剖面夾角50°，與鉛垂線夾角20°。采用的噴嘴規(guī)格見(jiàn)表1。

表1 前方噴嘴參數(shù)（單個(gè)噴沖臂）Table1 The parameters of front nozzles（single jet arm）

內(nèi)側(cè)噴嘴是主要的破土元件，在噴沖臂內(nèi)側(cè)由上向下布置，相應(yīng)參數(shù)見(jiàn)表2。內(nèi)側(cè)噴嘴可以有效覆蓋內(nèi)側(cè)破土范圍。

后向噴嘴布置于噴沖臂的底部，方向向后，該噴嘴主要作用是搬運(yùn)泥漿，直徑為10 mm。

表2 內(nèi)側(cè)噴嘴參數(shù)（單個(gè)噴沖臂）Table2 The parameters of inside nozzles（single jet arm）

1.1.2 抽吸臂

在距噴射臂軸線后方5.12 m處沿縱向布置2個(gè)軸線間隔為1.57 m的抽吸臂。抽吸臂與海底平面也存在75°夾角。抽吸口直徑250 mm，速度2.8 m／s。2個(gè)抽吸臂的長(zhǎng)度分別為3.73 m和3.42 m。本文主要對(duì)抽吸臂的2種不同相對(duì)位置進(jìn)行計(jì)算，得到抽吸效率高、溝內(nèi)泥漿殘留少的方案。

1.2 數(shù)值計(jì)算模型

主要關(guān)注于挖溝機(jī)的溝內(nèi)流場(chǎng)性能，而挖溝機(jī)的上部結(jié)構(gòu)為框架式，對(duì)溝內(nèi)流場(chǎng)的影響較小，故數(shù)值建模時(shí)忽略挖溝機(jī)上部結(jié)構(gòu)。主要對(duì)挖溝機(jī)工作態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬，即勻速挖溝狀態(tài)。

1.2.1 噴沖臂及噴嘴設(shè)置

噴沖臂上除了噴嘴位置，其余設(shè)為壁面條件。由于該射流挖溝機(jī)的噴嘴較多，逐一精細(xì)建模很費(fèi)時(shí)。與整個(gè)噴沖-抽吸系統(tǒng)相比，單個(gè)小尺寸噴嘴對(duì)流場(chǎng)的影響為局部效應(yīng)，故可不對(duì)其外形建模，而是利用用戶自定義函數(shù)定義噴沖臂上噴嘴位置及尺寸，并設(shè)置各噴嘴的速度值與流向。在設(shè)計(jì)噴沖臂噴嘴組合時(shí)，該方法能迅速對(duì)不同噴嘴參數(shù)進(jìn)行調(diào)整得到不同的組合射流效果，便于方案比較。

1.2.2 抽吸臂設(shè)置

抽吸口處設(shè)置為具有負(fù)速度的速度入口，以表示抽吸速度。抽吸臂其余邊界設(shè)置為壁面條件。

1.2.3 計(jì)算域邊界條件

由于模型和運(yùn)動(dòng)的對(duì)稱(chēng)性，計(jì)算流域邊界由海水與泥漿的速度入口、壓力出口、壁面、對(duì)稱(chēng)面組成。流域后方邊界距開(kāi)溝機(jī)后方距離為2L，上方和側(cè)向?yàn)?.5L（L為開(kāi)溝機(jī)特征長(zhǎng)度）。溝內(nèi)前方的倒梯形橫截面認(rèn)為是泥漿相的速度進(jìn)口。速度入口和壓力出口的湍流強(qiáng)度和湍流粘度比分別設(shè)為2%和2。壁面條件為無(wú)滑移邊界條件。

用于數(shù)值計(jì)算的計(jì)算流域如圖2所示。

圖2 數(shù)值計(jì)算的計(jì)算域Fig.2 Computational domain of numerical calculation

2 數(shù)值方法

2.1 控制方程

多相流模型主要有VOF模型、歐拉模型和混合物模型。其中混合物模型是一種簡(jiǎn)化的多相流模型，在流動(dòng)規(guī)律未知時(shí)，可作為初步判斷的計(jì)算。故選擇混合物模型進(jìn)行挖溝機(jī)流場(chǎng)的快速預(yù)報(bào)。

對(duì)于三維不可壓縮粘性多相流，此時(shí)混合物連續(xù)性方程表示為

動(dòng)量方程：

式中：ρm為混合物密度，um，i為質(zhì)量平均速度，μm為混合物的動(dòng)力粘性系數(shù)，F(xiàn)i為外力項(xiàng)，udr，k為次要相相對(duì)于混合物的速度。

2.2 湍流模型

本文采用SSTk?ω模型進(jìn)行計(jì)算分析，其數(shù)學(xué)表達(dá)可參見(jiàn)文獻(xiàn)［9］，適用特性為：使用混合函數(shù)將標(biāo)準(zhǔn)k?ε模型與k?ω模型結(jié)合，模擬近壁和遠(yuǎn)場(chǎng)區(qū)域的流動(dòng)性能比較合理，也能較好模擬逆壓梯度流、翼型和跨音速激波等流動(dòng)。

2.3 方程離散及迭代方式

數(shù)值計(jì)算軟件采用有限體積法對(duì)微分方程進(jìn)行離散。壓力速度耦合迭代采用SIMPLEC算法求解。壓力項(xiàng)采用標(biāo)準(zhǔn)離散格式，動(dòng)量、湍流粘度、湍流動(dòng)能和湍流耗散率采用二階迎風(fēng)格式離散。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

數(shù)值模擬在一臺(tái)運(yùn)行64位Win7系統(tǒng)、內(nèi)存16 GB的小型工作站進(jìn)行，計(jì)算達(dá)到穩(wěn)定約30 h。

3.1 抽吸臂方案選擇

抽吸臂相對(duì)位置存在2種布置：方案a為前高后低，方案b為前低后高。根據(jù)溝內(nèi)流場(chǎng)和泥漿相分布情況進(jìn)行篩選。圖3為溝內(nèi)對(duì)稱(chēng)面處的泥漿相分布情況，圖4為后方噴嘴的跡線圖。

圖3可看出后方噴嘴和側(cè)向噴嘴對(duì)泥漿的輸運(yùn)起主要作用。方案a中泥漿相在溝內(nèi)分布范圍廣，經(jīng)兩個(gè)抽吸口后仍有大部分泥漿懸浮在溝內(nèi)，方案b中泥漿相經(jīng)抽吸口后，殘留在溝內(nèi)的量少且分布集中。說(shuō)明抽吸臂的存在對(duì)泥漿相、水流混合物的引流作用明顯，且不同的抽吸臂形式對(duì)溝內(nèi)泥漿輸運(yùn)情況產(chǎn)生不同影響：相比于方案b，方案a中的前方抽吸臂距離溝底0.69 m，沒(méi)能將大部分混合流引向抽吸作用范圍，抽吸效率較低，且混合流的影響范圍擴(kuò)大，大部分泥漿相還處于懸浮狀態(tài)。方案b中的抽吸臂距離溝底0.39 m，而抽吸口的抽吸影響范圍約為直徑0.37 m的球狀區(qū)域，能匯聚引導(dǎo)前方混合流，提高了溝底混合流抽吸效率。

泥漿相重于水，經(jīng)過(guò)噴沖臂后混合流主要集中在溝的下方。故可進(jìn)一步查看后方噴嘴的跡線圖來(lái)分析溝底泥漿相的流向。圖4中跡線著色方案為速度值?？梢钥闯鰪暮蠓絿娮靽娚涑龅乃髯呦蛴泻苊黠@區(qū)別：方案a中跡線經(jīng)過(guò)前后抽吸口后，主要受后面較低的抽吸口影響，跡線上揚(yáng)，即溝內(nèi)攜沙水流被揚(yáng)起，經(jīng)過(guò)一段時(shí)間沉降，會(huì)在后方溝內(nèi)形成較多淤積；方案b中跡線在經(jīng)過(guò)前方較低抽吸口時(shí)就被完全抽吸，即大部分?jǐn)y沙水流能被抽吸走，后方抽吸臂起輔助作用。再次驗(yàn)證方案b的前方抽吸臂的距離是合適的。

綜上所述，選擇方案b更為合理。

圖3 溝內(nèi)對(duì)稱(chēng)面的泥漿相體積分?jǐn)?shù)Fig.3 The volume fraction of mud phase in the sym?metry plane

圖4 后方噴嘴跡線圖Fig.4 The pathline of back nozzle

3.2 破土能力預(yù)報(bào)

根據(jù)3.1節(jié)結(jié)論，針對(duì)方案b進(jìn)行破土能力預(yù)報(bào)。

噴沖臂上的前方噴嘴主要對(duì)前方溝壁進(jìn)行破土，原理主要為剪切破土［10］；側(cè)向噴嘴主要用于破壞位于噴沖臂間殘留的土體，主要為壓力破土。故在單相流流場(chǎng)中分析前方壁面的切應(yīng)力，在多相流流場(chǎng)中分析對(duì)稱(chēng)面的壓強(qiáng)分布，見(jiàn)圖5、6。

根據(jù)文獻(xiàn)［10］的結(jié)論，滿足切應(yīng)力大于抗剪強(qiáng)度千分之四范圍的土體均能被剪切破壞，觀察圖5即在約1.5倍噴沖臂直徑范圍內(nèi)土體能被破壞。中間土體將在側(cè)向噴嘴的壓力作用下（圖6）被打散隨水流流向后下方。所以噴沖系統(tǒng)能有效破土。

3.3 工程驗(yàn)證

本文所述的射流挖溝機(jī)分別于2013年7月和8月在“錦州251工程”和“墾利工程”中進(jìn)行了綜合性能測(cè)試。測(cè)試結(jié)果表明：挖溝機(jī)本體功能正常，泥漿沉降穩(wěn)定后，溝內(nèi)深度達(dá)2.5 m以上（聲吶測(cè)得的挖溝溝形圖見(jiàn)圖7），挖溝速度滿足要求，在墾利工程中，對(duì)于較硬土質(zhì)，平均挖溝速度可達(dá)105 m／h；行船為勻速絞錨時(shí)，挖溝機(jī)前進(jìn)速度均勻，挖溝工作狀態(tài)良好，噴沖系統(tǒng)破土效果好；抽吸系統(tǒng)功能正常，抽吸干凈。

本文的數(shù)值計(jì)算主要通過(guò)合理簡(jiǎn)化得到快速分析判斷溝內(nèi)流場(chǎng)、泥沙輸運(yùn)的方法。工程應(yīng)用中的土體復(fù)雜，土質(zhì)較硬，部分線路的開(kāi)挖深度未能達(dá)到設(shè)計(jì)值。盡管如此，根據(jù)本文數(shù)值方法改善得到的噴沖臂、抽吸臂組合形式，提高了混合流的抽吸效率，降低了溝內(nèi)的回淤量。

圖5 前方壁面切應(yīng)力（單相流）Fig.5 Shear stress on front wall（single phase）

圖6 對(duì)稱(chēng)面壓強(qiáng)分布（多相流）Fig.6 Stress of the symmetry plane（multiphase）

圖7 聲吶測(cè)得的挖溝溝形圖（墾利工程）Fig.7 Trenching shape of Kenli project by sonar

4 結(jié)束語(yǔ)

本文通過(guò)簡(jiǎn)化泥漿相的邊界條件、噴沖臂上噴嘴射流UDF建模，初步對(duì)某挖溝機(jī)的溝內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了多相流計(jì)算與分析。根據(jù)泥漿相的分布圖及后方噴嘴跡線圖得到合適的抽吸臂布置方案。同時(shí)根據(jù)特征截面的應(yīng)力分布，對(duì)挖溝機(jī)的破土能力進(jìn)行了預(yù)報(bào)。且通過(guò)工程應(yīng)用，驗(yàn)證了所提出計(jì)算方法的快速性、有效性，證明可以用該方法進(jìn)行挖溝機(jī)溝內(nèi)流場(chǎng)性能的快速計(jì)算與分析，對(duì)于深入展開(kāi)挖溝機(jī)設(shè)計(jì)起到了指導(dǎo)作用，可用于進(jìn)行系列方案篩選。

在后續(xù)研究中，為了對(duì)溝內(nèi)多相流流場(chǎng)進(jìn)行更為精確的分析，得到?jīng)_刷溝形態(tài)，可適當(dāng)引入泥漿相流域或采用動(dòng)網(wǎng)格方法描述問(wèn)題。并且，可分析不同土質(zhì)帶來(lái)的影響。

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Numerical calculation and analysis of the flow field caused by a jetting trencher

WANG Zhe1，YUAN Qingqing2，MA Hongxin1，WANG Lei1，WEI Guotao1，LIU Kun1，ZHAO Min2
（1.Offshore Oil Engineering Co.，Ltd.，Tianjin 600583，China；2.School of Naval Architecture，Ocean and Civil Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China）

The numerical calculation and performance analysis were carried out on the flow field caused by a jetting trencher in the normal working condition in consideration of the sedimentation in the trench.By reasonably simplify?ing physical model，defining boundary condition of the numerical model，and in combination with the multiphase flow method，the commercial numerical software was used to calculate the flow field.The sedimentation was predic?ted by observing the volume fraction of mud phase.The ability of breaking soil caused by jetting was evaluated by shear stress on the wall and stress on the specific plane，and then proper flow field performance were obtained.Comparing the diverse flow field performance in the trench caused by different parameters of suction arms，a suit?able suction arms combination scheme was designed.The results showed that the numerical calculation scheme can rapidly simulate and analyze the flow field performance of this kind of jetting trenchers，and rationally evaluate the transportation of soil phase in the trench.The combination of suction arms and jetting arms with high efficiency can also be designed using this method.

jetting trencher；numerical calculation；multiphase flow；flow field performance；suction arms combina?tion；mud phase；ability of breaking soil

10.3969／j.issn.1006?7043.201310076

http：／／www.cnki.net／kcms／detail／23.1390.U.20150109.1527.014.html

U66

A

1006?7043（2015）03?0292?05

2013?10?28.網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2015?01?09.

海洋工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主研究課題資助項(xiàng)目（GKZD010059?14）.

王喆（1963?），男，高級(jí)經(jīng)濟(jì)師；趙敏（1981?），男，助理研究員，博士研究生.

趙敏，E?mail：min.zhao＠sjtu.edu.cn.