張 亮，陳 明，吳國松，張海龍，孫瑜珉

(中國船舶重工集團公司第七○三研究所，黑龍江 哈爾濱 150078)

0 引言

某型船用增壓鍋爐燃燒系統(tǒng)以微過熱蒸汽為霧化燃油的介質(zhì)。由于系統(tǒng)原因，來流壓力(2.45 MPa)遠(yuǎn)高于霧化蒸汽工作壓力(0.25 MPa)。原設(shè)計采用爐前蒸汽壓力調(diào)節(jié)器對來流進(jìn)行壓力調(diào)節(jié)。在使用過程中發(fā)現(xiàn):由于壓差較大，蒸汽壓力調(diào)節(jié)器經(jīng)常堵塞，故障率較高。使用多級節(jié)流孔板減壓裝置可先行逐級減壓，降低蒸汽壓力調(diào)節(jié)器的前后壓差，保障設(shè)備的可靠運行。

傳統(tǒng)的研究方法可概括為“設(shè)計—試驗—設(shè)計”。隨著計算流體力學(xué)(CFD)和計算機技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬技術(shù)已經(jīng)越來越多地被應(yīng)用于工程領(lǐng)域，并逐步替代原有的試驗階段［1］。

目前，國內(nèi)對于多級節(jié)流孔板的研究多集中于以液態(tài)水和空氣為流動介質(zhì)［2－7］，對于以蒸汽，尤其是微過熱蒸汽為流動介質(zhì)的研究還未見報道。

本文擬針對船用增壓鍋爐霧化蒸汽系統(tǒng)，對微過熱蒸汽流經(jīng)孔板的物理過程進(jìn)行數(shù)值模擬，以期探索出一種可靠的計算模型和方法。

1 計算模型與數(shù)值方法

1.1 物理模型

圖1為4級節(jié)流孔板減壓裝置的物理模型示意圖。如圖所示，4級孔板孔徑的基本參數(shù)分別為d1，d2，d3，d4;連接管內(nèi)徑22 mm;孔板厚度2 mm，連接管長度32 mm(考慮墊片厚度1 mm);入口段(變截面)長74 mm;出口段(變截面)長74 mm;流動介質(zhì)為微過熱蒸汽;環(huán)境溫度為313 K。

圖1 4級節(jié)流孔板示意圖 (單位:mm)Fig.1 The sketch map of 4-throttle orifice

1.2 數(shù)學(xué)模型

目前湍流數(shù)值模擬的方法可以分為直接數(shù)值模擬和非直接數(shù)值模擬。

直接數(shù)值模擬 (DNS)方法最大的好處是無需對湍流流動作任何簡化和近似，理論上可以得到相對準(zhǔn)確的計算結(jié)果。但是DNS對內(nèi)存空間及計算速度的要求非常高，目前還無法用于真正意義上的工程計算。非直接數(shù)值模擬方法是設(shè)法對湍流作某種程度的近似和簡化處理，可分為大渦模擬、統(tǒng)計平均法和 Reynolds時均法［8］。

從工程角度看，重要的是湍流所引起的平均流場的變化，因此求解時均化的Navier-Stokes方程更有意義。而將瞬態(tài)的脈動量通過某種模型在時均化的方程中體現(xiàn)出來，由此產(chǎn)生Reynolds時均法。方程具體形式及各變量所代表的含義詳見文獻(xiàn) ［9］。

本研究采用三維幾何模型，并運用Reynolds時均法對節(jié)流孔板的流場特性進(jìn)行數(shù)值模擬。

1.3 網(wǎng)格劃分

本研究采用Gambit軟件生成幾何模型，并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于多級孔板與連接管之間存在流通面積突變，因此在劃分網(wǎng)格時需對直徑變化劇烈的區(qū)域進(jìn)行局部加密(見圖2)，并對不同區(qū)域進(jìn)行單獨劃分，進(jìn)而形成完整的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。

圖2 孔板與連接管路的局部網(wǎng)格Fig.2 Local gridding between orifice and pipeline

1.4 邊界條件及算法

采用壓力進(jìn)口和壓力出口邊界條件，控制方程組為雷諾平均控制方程組，采用耦合隱式穩(wěn)態(tài)求解器，湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)的k－ε方程，壁面函數(shù)采用標(biāo)準(zhǔn)的無滑移壁面函數(shù)，考慮壓力梯度的影響，對動量方程、湍流動能方程、湍流動能耗散率方程均采用二階迎風(fēng)格式離散。

2 結(jié)果及分析

工程設(shè)計要求:霧化蒸汽額定工作壓力0.25 MPa，最低工作壓力為0.15 MPa;孔板進(jìn)口壓力為2.45 MPa。考慮到孔板出口后接手動調(diào)節(jié)的蒸汽壓力調(diào)節(jié)器，因此應(yīng)保證孔板出口壓力留有部分調(diào)節(jié)余量，根據(jù)霧化蒸汽工作壓力，最終確定孔板出口壓力應(yīng)大于0.3 MPa。

根據(jù)以往的工程實踐經(jīng)驗，初步設(shè)計了3種4級節(jié)流孔板減壓方案，如表1所示。

表1 不同孔徑比的設(shè)計方案Tab.1 The schemes of different aperture ratio

2.1 不同設(shè)計方案的節(jié)流孔板流動特性分析

本研究以孔板額定進(jìn)口壓力2.45 MPa，霧化蒸汽溫度225℃，孔板出流背壓101325 Pa，且與外界無熱量傳遞為計算工況，分別對上述3種設(shè)計方案進(jìn)行模擬，研究各級孔板與連接管之間的流場變化規(guī)律。

計算收斂條件:各項殘差均小于10－3，且每級孔板后的各截面質(zhì)量流量誤差不大于1‰。

圖3～圖5分別顯示出3種節(jié)流減壓方案下的流動特性。隨著蒸汽的流動，每經(jīng)過1級孔板，均發(fā)生速度和壓力衰減。流體經(jīng)過第1級孔板后，速度和壓力衰減的幅度最大，可達(dá)到60%左右。隨著流動的發(fā)展，流體每經(jīng)過下一級孔板后，速度和壓力的衰減幅度都明顯減小。最終當(dāng)流體通過最后1級孔板后，速度和壓力變化趨于平穩(wěn)，達(dá)到穩(wěn)態(tài)。

由此可見，多級孔板中第1級孔板孔徑的選取是設(shè)計是否合理的關(guān)鍵。

圖3 方案1流動特性Fig.3 Flowing characteristic of scheme 1

圖4 方案2流動特性Fig.4 Flowing characteristic of scheme 2

方案1的速度場和壓力場的衰減最大，流體經(jīng)過最后1級孔板時，速度梯度已趨近于0。隨著流體流動速度的下降，流體與管壁之間的摩擦阻力變大，增加了流動的阻力，進(jìn)而降低了節(jié)流裝置的出口壓力。

與方案1相比，方案2的末級孔板與連接管之間的速度更大，速度梯度也更大。因此，流體流動的摩擦阻力損失也更小，出口壓力也相應(yīng)變大。

方案3與方案2相比，末級孔板的出口速度和壓力均有所增加，但變化不大。

2.2 進(jìn)口壓力波動對節(jié)流特性的影響

正常情況下，節(jié)流孔板的進(jìn)口壓力應(yīng)保持恒定，但在實際應(yīng)用過程中發(fā)現(xiàn):由于孔板出口后接的手動蒸汽壓力調(diào)節(jié)器的調(diào)節(jié)開度是按照額定進(jìn)口壓力設(shè)定的，當(dāng)進(jìn)口壓力發(fā)生波動時，經(jīng)常會導(dǎo)致霧化壓力的波動，進(jìn)而造成霧化壓力過低，燃油霧化顆粒過大，爐膛熄火。

圖5 方案3流動特性Fig.5 Flowing characteristic of scheme 3

本研究以孔板進(jìn)口壓力分別為2.45 MPa，2.0 MPa，1.5 MPa，1.0 MPa來模擬進(jìn)口壓力的波動。各級節(jié)流孔板的減壓趨勢，如圖6所示。

從圖6(a)可看出，當(dāng)進(jìn)口壓力穩(wěn)定在額定壓力2.45 MPa時，3種設(shè)計方案的出口壓力分別為0.305 MPa、0.354 MPa和0.41 MPa。此時3種方案均能滿足設(shè)計要求，但方案1的調(diào)節(jié)余量較小，方案3的調(diào)節(jié)余量則較大。

從圖6(b)可看出，當(dāng)進(jìn)口壓力為2.0 MPa時，3種設(shè)計方案的出口壓力分別為0.269 MPa，0.302 MPa和 0.322 MPa。方案 1的出口壓力已小于0.3MPa的設(shè)計要求，但能滿足霧化蒸汽的最低工作壓力。方案2和方案3的出口壓力則滿足設(shè)計要求。

從圖6(c)可看出，當(dāng)進(jìn)口壓力為1.5 MPa時，3種設(shè)計方案的出口壓力分別為0.214 MPa，0.233 MPa和0.246 MPa，可見3種方案都無法滿足設(shè)計要求，且方案1已經(jīng)無法滿足霧化蒸汽的最低工作壓力，將導(dǎo)致燃油霧化顆粒過大，爐膛熄火。而方案2和方案3仍能滿足上述最低工作壓力。

從圖6(d)中可看出，當(dāng)進(jìn)口壓力為1.0 MPa時，3種設(shè)計方案的出口壓力分別為0.159 MPa，0.171 MPa和0.18 MPa，此時3種方案均已無法滿足霧化蒸汽的最低工作壓力，最終都將會導(dǎo)致爐膛熄火的現(xiàn)象。

圖6 進(jìn)口壓力波動對節(jié)流特性的影響Fig.6 Inlet pressure fluctuation impact on throttling characteristic

綜合考慮3種方案的流動特性與節(jié)流特性，方案1的速度場和壓力場衰減過快，且在進(jìn)口壓力波動到1.5～2.0 MPa時，已無法保證霧化蒸汽的工作壓力，故不采納該方案;方案2和方案3的速度場和壓力場的衰減基本一致，且在進(jìn)口壓力不低于1.5 MPa時，均能保證霧化蒸汽的工作壓力。

但由于方案3的出口壓力較大，堵塞蒸汽壓力調(diào)節(jié)器的概率更高，因此推薦方案2為最佳工程應(yīng)用方案。

2.3 模擬結(jié)果的試驗驗證

以方案2為設(shè)計依據(jù)，研制了1套節(jié)流孔板減壓裝置，并安裝于某型船用增壓鍋爐霧化蒸汽系統(tǒng)上進(jìn)行試驗使用。

試驗參數(shù):孔板進(jìn)口壓力2.45 MPa，霧化蒸汽溫度225℃，系統(tǒng)管路作保溫處理，上述試驗參數(shù)與數(shù)值模擬的邊界條件是一致的。

試驗方法:將孔板后接的蒸汽壓力調(diào)節(jié)器處于完全打開的狀態(tài)，此時可認(rèn)為流體從孔板流出到最終噴射的流動階段無壓力損失，蒸汽壓力調(diào)節(jié)器后的霧化蒸汽工作壓力即等于蒸汽流出孔板出口時的壓力。

試驗結(jié)果表明，節(jié)流孔板的出口壓力為0.352 MPa，與數(shù)值模擬的孔板出口壓力0.354 MPa相比，誤差僅為5‰，完全滿足工程設(shè)計的要求，這表明本文所述的多級節(jié)流孔板減壓裝置的計算方法是可靠的。

3 結(jié)語

1)本研究提出了適用于求解以微過熱蒸汽為流動介質(zhì)的三維多級節(jié)流孔板的數(shù)值模擬方法，并通過現(xiàn)場試驗驗證，誤差僅為5‰，證明了所述計算方法的可靠性。

2)通過3種設(shè)計方案的流動特性比較得出:方案1的速度場和壓力場的衰減最大，流體與管壁之間的摩擦阻力變大，降低了節(jié)流裝置的出口壓力;方案2和方案3的末級孔板與連接管之間的速度更大，摩擦阻力損失也更小，出口壓力也更大。

3)通過3種設(shè)計方案進(jìn)口壓力波動對節(jié)流特性的影響比較得出:方案1進(jìn)口壓力波動到1.5～2.0 MPa時，已無法保證霧化蒸汽的工作壓力;方案2和方案3在進(jìn)口壓力不低于1.5 MPa時，均能保證霧化蒸汽的工作壓力。但由于方案3的出口壓力較大，堵塞蒸汽壓力調(diào)節(jié)器的概率更高，因此選擇方案2為最終的設(shè)計方案。

［1］潘衛(wèi)國，李揚，鄭莆燕，等.鍋爐一次風(fēng)通過節(jié)流孔板時的數(shù)值模擬［J］.熱能動力工程，2000，15(86):162 －164.PAN Wei-guo，LI Yang，ZHENG Pu-yan.etal.The numerical simulation of primary air passing the throttle orifice in a boiler［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy and Power，2000，15(86):162 －164.

［2］KIM B C，PAK B C，CHO N H.Effects of cavitation and plate thickness on small diameter ratio orifice meters［J］.Flow Meas Instrum，1997，8(2):85 －92.

［3］KOJASOY G，LAND IS F，KWAME-MENSAH P.Two phase pressure drop in multiple thick－and thin－orifice plates［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，1997，15:347－358.

［4］武鵬林，彭龍生.多級孔板效能效率初探［J］.太原理工大學(xué)學(xué)報，1995，26(4):11 －17.WU Peng-lin，PENG Long-sheng.Investigation of efficiency of energy consumption for step orifice plates［J］.Journal of Taiyuan University of Technology，1995，26(4):11 －17.

［5］劉萬龍，梁國柱，徐銘，等.小孔徑多級孔板組件節(jié)流效應(yīng)仿真［J］.北京航空航天大學(xué)學(xué)報，2011，37(2):241 －244.LIU Wan-long，LIANG Guo-zhu，XU Ming，et al.Simulation for throttling effect of small aperture multistage orifice units［J］.Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics，2011，37(2):241 －244.

［6］趙天怡，張吉禮.多孔孔板水節(jié)流特性試驗及數(shù)學(xué)模型［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2007，39(10):1606 －1609.ZHAO Tian-yi，ZHANG Ji-li.Experimental study on water throttling model of multi－ hole orifice［J］.Journal of Haerbin Institute of Technology，2007，39(10):1606 －1609.

［7］柯儒文.二級節(jié)流孔板的設(shè)計計算探討［J］.制冷與空調(diào)，2011，11(4):36 －39.KE Ru-wen.Investigation of design calculating for two-steps throttling orifice［J］.Refrigeration and Air Conditioning，2011，11(4):36 －39.

［8］ROLLER-MIET P，LAURENCE D，F(xiàn)ERZIGER J.LES and RANS of turbulent flow in tube bundles［J］.International Journal of Heat and Fluid Flow，1999，20(3):241 －254.

［9］王福軍.計算流體動力學(xué)分析(第1版)［M］.北京:清華大學(xué)出版社，2004.114 －124.WANG Fu-jun.Analysis on computational fluid dynamics(the front page)［M］.Beijing:Book Concern of Tsinghua University，2004.114 －124.