围阱内流体振荡载荷试验研究

史泽宇 胡景丰

（中国船舶及海洋工程设计研究院 上海200011）

引 言

围阱结构在水面舰船及海洋平台中有很广阔的应用，如在水面舰船中为保证声呐、潜水系统等设备的正常工作，设置了相应的围阱结构［1-2］，自升式平台的桩靴往往被包围在围阱结构内，围阱结构作为平台主体与桩腿及升降系统连接的主要受力区域，是整个平台最为关键的部位。

因围阱结构的特殊形式及其对整体结构的重要性，学者们对这类结构开展了大量研究。许维军等［3］人对一个声呐围阱在水下爆炸载荷作用下的变形展开分析，选取围阱顶部剖面、围阱平台剖面等5个剖面作为研究对象，计算求得这些剖面在水下非接触爆炸载荷作用下的变形量，并对局部变形过大的区域进行优化设计。胡博生等［4］对自升式钻井船围阱区的建造工艺进行研究，对围阱区分段建造的步骤和技术要求进行了详细的讨论。关国伟和甘作为［5］针对自升式钻井平台围阱结构的设计展开研究，充分考虑建造工艺、节点优化设计及强度要求，从材料选取和结构设计两大方面对围阱结构进行优化设计，并通过有限元计算验证其优化设计的可靠性。这些针对围阱结构研究的主要关注点都在围阱结构自身结构的特点上，对围阱结构所受到的载荷关注较少。

在舰船围阱结构的设计中，对围阱结构载荷一般只考虑围阱壁面所承受的静水压力，然而在船舶航行过程中，围阱内的流体在外部来流及波浪的激励下将产生剧烈的晃荡运动，流体的运动对围阱内的壁面将产生较大的砰击载荷。与之类似的是船舶中的液舱晃荡问题［6-7］，但相较于液舱晃荡，围阱内的载荷更加复杂，围阱随边的壁面还额外受到一个由导边分离出的自由剪切层冲击的载荷［8］。

考虑到国内外对围阱壁面载荷特征尚缺乏认知，本文通过模型试验，对围阱内流体振荡载荷的规律进行系统研究，讨论了不同开口形式、不同腔型以及不同流速下围阱内流体振荡载荷的特性，并分析了围阱内载荷分布的空间规律，可为围阱结构的设计提供参考。

1 试验系统

1.1 试验装置

本次模型试验在水洞中开展，水洞由2个罐体、各类泵、阀门、试验段和蓄水池共同构成一个循环系统。试验段可根据不同的试验要求进行设计，罐体分布在试验段的上游和下游，可以起到稳定流速和调节试验段水位的作用，通过各类水泵可以对试验段的流量进行控制，模拟不同流速环境。水洞试验段的长度为10 m，最大流量为1.2 m3/s，蓄水池的最大容积3 000 m3，试验场地参见图1。

图1 试验装置

1.2 试验模型

本次的试验模型见下页图2。其主要分为2个部分，下方的流道和上方的围阱模型，流道主要是为了模拟船底外部来流的环境，为方便安置围阱模型，且为方便观测，流道的截面选择为长方形。流道的尺寸要合理设计，保证流道两侧平板及底部的边界层不会对流道上方围阱结构处的流动产生干扰，通过CFD模拟速度场可以确定围阱处边界层的范围，保证流道的其他3个面要远离围阱的边界层，CFD计算的流场如下页图3所示。

假设围阱内吃水为h，流道高度为0.6h时即可保证流道下方平板对围阱处流场速度不造成影响；围阱沿流向的长度为L，则流向上导边向前取L即可保证围阱处流场速度基本不受影响；围阱的宽度为B，流道横向向两边分别取0.4B时即可保证围阱处流场速度基本不受影响。

围阱模型尺寸由实船1 : 4缩比获得，围阱主尺度为0.45 m×0.45 m×0.625 m，根据以上分析，流道模型横截面的尺寸为0.9 m×0.405 m。

图2 试验模型图

图3 CFD模拟结果

为考察不同腔型及不同开口形式对围阱内载荷的影响，围阱和流道设计为可拆卸的形式，且围阱模型设计成底座+腔体的形式。

本试验共考虑7种不同的腔型或开口形式：第1种为基准形式（下文中称为5号船原型腔），具体形式见图4（a）；第2种和第3种分别为在5号船原型腔的基础上增加1个87.5 cm或75 cm的圆台，具体形式见图4（b）；第4种和第5种为在5号船原型腔的基础上增加87.5 cm圆台的并设计不同的倒角，如图4（c）所示；第6种为在5号船原型腔的基础上增加异形附体，见图4（d）；第7种将腔型尺寸改为0.45 m×0.35 m×0.625 m。

图4 围阱下方底座示意图

1.3 测试设备

为获得围阱内流体的载荷，本试验主要测试设备为压力传感器，考虑围阱腔口处剪切层附近流场变化较大，因此在围阱腔口处布置了更多的测点。虽然结构、边界条件、初始条件具备对称性，但是围阱底部的非定常运动具备不稳定性，因此在两侧均布置测点。围井内测点位置参见图5，压力传感器见图6。

图5 测点布置图

图6 压力传感器

2 结果分析

2.1 围阱腔口周向压力分布规律

首先，对围阱腔口周向的压力分布进行分析，在围阱腔口处传感器布置的原则是每隔30°布置一个传感器，为兼顾其他试验的需求，在导边和随边中点使用动压传感器，而由于空间上的冲突，取消一个靠近随边中点的传感器；因此在腔口底部共布置9个传感器，布置的示意图见图7。测试过程中采用测量多次取平均的方法，无量纲后的测试结果见下页图8。共考虑5种不同流速，对7个不同腔型的围阱进行试验。

图7 围阱腔口传感器布置示意图

从试验结果可知，不同航速下，围阱底部压力分布的规律基本相同，在150°（6号传感器所在位置）处达到峰值，考虑到180°和210°没有进行测量，因此可以认为在随边位置压力将达到最大。造成这种现象的原因主要是剪切层的冲击作用。此外可以发现压力在导边与侧壁连接的角隅处最小，说明该区域的局部流速较快。

图8 围阱底部压力分布规律

通过对比不同腔型或腔口形状的围阱数据，可以看出：围阱开口形式和腔型的变化虽未改变围阱底部载荷空间分布规律，但在载荷的数值上却展现较大差异；载荷最小的开口形式是在围阱底部增加1个75 cm圆台，将围阱底部开口形式变为圆形。虽然下沉倒角型圆台在流速较高时的载荷更小，但是该形式围阱在低流速下的载荷较高，且其加工难度较大，因此设置75 cm圆台的工程意义更大。

2.2 导边壁面压力分布规律

在导边的壁面上共布置2个测点，2个测点均布置在导边壁面的中心线上，1个布置在自由液面附近，1个布置在导边壁面的中点。由测试结果可见：不同航速下，导边壁面上压力分布规律非常类似，自由液面附近的壁面的压力要显著低于壁面中间位置的压力。造成这种现象的原因是围阱内的涡运动对导边壁面中点位置的冲击作用。同样通过对比不同开口形式及不同腔型的围阱结果，可以看出在围阱底部增加75 cm圆台仍然是降低围阱内载荷的最优措施，在所有流速下均能保证围阱内的载荷处于较低水平。

图9 导边壁面压力分布规律

2.3 随边壁面压力分布规律

与导边类似，在随边壁面上也设置2个测点，分别在自由液面附近和随边中点，从随边的压力结果中可以看出，导边和随边展现出截然相反的规律，在不同流速下，随边壁面上靠近自由液面附近的载荷要远大于随边中点位置的载荷。造成这种现象的原因是剪切层冲击随边下缘后一部分继续向下游流动，另一部分贴着随边壁面向上运动，其流速远高于围阱内的涡运动，因此在随边中点附近的压力较低。通过对比不同开口形式及腔型的围阱载荷数值，可以得到与上文相同的结论，即在围阱下方增加75 cm圆台可以显著降低围阱内的载荷。

图10 随边壁面压力分布规律

2.4 围阱后方流向压力分布规律

最后，对围阱后方压力的分布规律进行简要分析，在围阱后方设置4个压力传感器；围阱后方沿流向压力的分布规律是先显著增大后逐渐减小（见图11），这些测点处于同一水平面上，因此压力的差异主要是源自流速上的差别。

图11 围阱后方压力分布规律

3 结 论

通过模型试验，对围阱内载荷分布规律进行了系统研究，得到以下结论：

（1）不同航速下，围阱底部以及随边、导边壁面等区域压力分布的规律基本相同；

（2）围阱开口形式和腔型的变化没有改变围载荷的空间分布规律，但会改变载荷的数值；

（3）综合分析围阱不同位置处的载荷规律和不同航速下的结果可以发现，在围阱下方增加75 cm圆台可以显著降低围阱内的载荷。