楊元龍（中國艦船研究設(shè)計中心，湖北 武漢 430064）

船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽性能研究

楊元龍（中國艦船研究設(shè)計中心，湖北 武漢 430064）

為提高船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的穩(wěn)定性和優(yōu)化微過熱系統(tǒng)性能參數(shù)，探析穩(wěn)態(tài)、動態(tài)工況下微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽響應(yīng)特性。本文以船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)為機(jī)理模型，采用 CFD 模擬方法計算了微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)速度場、壓力場和溫度場的穩(wěn)態(tài)分布規(guī)律，引入實(shí)際微過熱蒸汽系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)作為邊界條件，開展微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽性能動態(tài)研究，得到過熱蒸汽摻混流量、飽和蒸汽摻混流量、微過熱蒸汽壓力和溫度等關(guān)鍵性能參數(shù)的動態(tài)變化規(guī)律，并提出微過熱蒸汽摻混因子，定量表征微過熱蒸汽系統(tǒng)摻混特性及其對蒸汽溫度影響規(guī)律。計算結(jié)果顯示，在微過熱蒸汽供汽過程中，飽和蒸汽系統(tǒng)管路壓降大于過熱蒸汽壓降，微過熱蒸汽壓力不斷降低，過熱蒸汽和飽和蒸汽摻混流量增大，促使蒸汽摻混因子減小，導(dǎo)致微過熱蒸汽溫度略有降低?；谖⑦^熱供汽性能參數(shù)的分析，說明船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽響應(yīng)方案滿足用汽設(shè)備的要求，可用于船舶蒸汽動力系統(tǒng)的設(shè)計。

微過熱蒸汽；供汽性能；CFD

0 引 言

在船舶蒸汽動力系統(tǒng)運(yùn)行過程中，多型背壓式輔助汽輪機(jī)（如汽輪循環(huán)海水泵、汽輪滑油泵、汽輪燃油泵等）消耗飽和蒸汽輸出機(jī)械功率，以滿足船舶蒸汽動力系統(tǒng)各型輔機(jī)的功能需求［1 - 2］。但由于各型輔助汽輪機(jī)裝置采用分散式的安裝方式，結(jié)合工作蒸汽輸送管路集管式的放樣布置，導(dǎo)致各型輔機(jī)的飽和工作蒸汽輸送管路較長，進(jìn)而促使工作蒸汽壓降及溫耗較大，增加了飽和蒸汽的濕度，降低了輔助汽輪機(jī)的做功能力，且極易誘發(fā)汽輪機(jī)末級葉柵的磨損，嚴(yán)重影響船舶輔助汽輪機(jī)的工作安全性和相關(guān)輔助系統(tǒng)的運(yùn)行穩(wěn)定性。為提高輔機(jī)工作蒸汽的干度，減小能量損耗，采用飽和蒸汽和過熱蒸汽摻混的方式，產(chǎn)生攜帶一定過熱度的微過熱蒸汽，用于提供給輔助汽輪機(jī)做功［3］。根據(jù)實(shí)際運(yùn)行經(jīng)驗，微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的穩(wěn)、動態(tài)供汽特性對船舶熱力系統(tǒng)穩(wěn)定循環(huán)有著極大的影響，因此揭示船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的供汽性能對船舶蒸汽動力系統(tǒng)穩(wěn)定安全運(yùn)行極其重要。

目前國內(nèi)外學(xué)者對微過熱蒸汽發(fā)生裝置的運(yùn)行特性做了大量研究［3–8］。荀振宇等利用 CFD 方法研究了微過熱蒸汽發(fā)生器內(nèi)流場特性，并分析節(jié)流圈位置對飽和蒸汽管路工作性能的影響。鑒于船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)的封鎖，鮮有關(guān)于微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽性能研究的文獻(xiàn)報道。本文利用 CFD 數(shù)值方法模擬了微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行規(guī)律，計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)基本吻合；結(jié)合船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽運(yùn)行狀態(tài)，得到微過熱蒸汽壓力、溫度及過熱汽與飽和汽摻混因子等關(guān)鍵性能參數(shù)的動態(tài)變化特性，從而為船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的設(shè)計及操作流程的優(yōu)化提供一定的技術(shù)支撐。

1 物理模型

船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)管路結(jié)構(gòu)如圖 1 所示。由圖可知，微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)管路主要由兩路過熱蒸汽系統(tǒng)管路（1#、2#）、兩路飽和蒸汽系統(tǒng)管路（1#、2#）和微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)總管組成，1#，2#過熱蒸汽與相應(yīng)的 1#，2# 飽和蒸汽按一定比例進(jìn)行摻混后流入微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)總管。1#、2# 飽和蒸汽管路長度均為 7.6 m，管子內(nèi)徑為 0.065 m，彎管半徑為 0.2 m；1# 過熱蒸汽管路長度為 6 m，2# 過熱蒸汽管路長度為 9.2 m，管子內(nèi)徑為 0.065 m，彎管半徑為0.2 m；微過熱蒸汽總管長度均為 1 m，管子內(nèi)徑為0.09 m。

圖 1 微過熱發(fā)生系統(tǒng)管路結(jié)構(gòu)Fig. 1 Micro-superheated system structure

船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)管路網(wǎng)格模型如圖 2 所示，基于 ICEM 軟件對過熱蒸汽、飽和蒸汽及微過熱管路劃分網(wǎng)格，域體網(wǎng)格形式采取非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，壁面網(wǎng)格添加基于 O 網(wǎng)格劃分的邊界層網(wǎng)格，近壁網(wǎng)格的無量綱尺寸 Y+ 為 23～33，進(jìn)而更準(zhǔn)確模擬計算域的湍流規(guī)律，減少離散求解過程中偽擴(kuò)散解的產(chǎn)生，并通過數(shù)值網(wǎng)格的敏感性計算分析，確定該計算域體共包含 35 萬個網(wǎng)格單元。

圖 2 微過熱發(fā)生系統(tǒng)網(wǎng)格模型Fig. 2 Micro-superheated system grid model

2 數(shù)學(xué)方程及邊界條件

2.1 數(shù)學(xué)方程

由于船舶微過熱蒸汽發(fā)生過程是很復(fù)雜的熱質(zhì)傳遞過程，伴隨著動量傳遞轉(zhuǎn)換、能量中和轉(zhuǎn)化及熱力平衡。本文利用 CFX13 流體計算軟件平臺求解質(zhì)量方程、動量方程、能量方程，采用全隱式耦合算法離散并迭代求解壓力場-流速場耦合過程，模擬微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的流場特性規(guī)律。

2.2 邊界條件

為探析微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的供汽規(guī)律，參考船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行參數(shù)，設(shè)置計算邊界條件為:

1）飽和蒸汽進(jìn)口條件：飽和蒸汽進(jìn)口壓力為4.22 MPa，進(jìn)口溫度為 253 ℃。

2）過熱蒸汽進(jìn)口條件：過熱蒸汽進(jìn)口壓力為4 MPa，進(jìn)口溫度為 380 ℃。

3）微過熱蒸汽出口條件：出口區(qū)域流動狀態(tài)處理為充分發(fā)展流態(tài)，微過熱蒸汽出口壓力為 3.1 MPa，出口溫度為 300℃。

4）壁面邊界條件：系統(tǒng)管路壁面按無滑移邊界條件計算。

5）物性邊界條件：蒸汽物性參數(shù)的計算標(biāo)準(zhǔn)均來自 IAPWS IF97 數(shù)據(jù)庫［9］。

圖 3 1# 過熱蒸汽壓力變化曲線Fig. 3 Superheated steam pressure curves

3 穩(wěn)態(tài)性能驗證分析

圖 4 給出了 1# 過熱蒸汽管路內(nèi)蒸汽壓力的變化曲線。從圖 4 可以看出，沿著 1# 過熱蒸汽管路的流動方向，過熱蒸汽壓力緩慢下降。主要是由于 1# 過熱蒸汽流入微過熱蒸汽總管過程中，過熱蒸汽具有高流速（計算流速處于 80 ～ 100 m/s之間），導(dǎo)致 1# 過熱蒸汽流動摩擦阻力較大，存在蒸汽動壓損耗。另外，1#過熱蒸汽管配置 4 個直角彎頭，且彎管半徑較小，促使過熱蒸汽局部流動壓降較大。因此，在 2 種流動壓降的綜合作用下，最終使得過熱蒸汽壓力由 3.9 MPa下降至 3.62 MPa 左右，壓降約為 0.28 MPa。從圖中還可以發(fā)現(xiàn)，仿真模擬得到的 1# 過熱蒸汽管路壓力曲線與試驗測量數(shù)據(jù)基本吻合。

圖 4 1# 飽和汽壓力變化曲線Fig. 4 Saturated steam pressure curves

1# 飽和蒸汽管路內(nèi)蒸汽壓力的變化曲線如圖 5 所示。在飽和蒸汽流動摩擦阻力和彎頭局部流動損失的共同作用下，導(dǎo)致飽和蒸汽動壓減小，沿著飽和蒸汽管路的沿程流動方向，飽和蒸汽壓力不斷下降，由4.22 MPa 下降至 3.62 MPa 左右，壓降約為 0.6 MPa。另外從圖中還可以發(fā)現(xiàn)，仿真模擬得到的飽和蒸汽管路壓力曲線與試驗測量數(shù)據(jù)基本吻合，進(jìn)一步驗證數(shù)值模擬準(zhǔn)確性。

由圖 5 和圖 6 所示的微過熱蒸汽壓力變化規(guī)律可知，由于 1#、2# 過熱蒸汽與相應(yīng)的 1#、2# 飽和蒸汽摻混后，促使微過熱蒸汽流量增大，且摻混三通管后的匯入管路通徑與過熱汽和飽和汽分支管路的通徑相同，導(dǎo)致蒸汽流動阻力增大，使得微過熱蒸汽總管起始端部位壓力處于 3.27 MPa 左右，因此摻混促使微過熱蒸汽總管起始端壓降較大。隨著微過熱總管沿程流動方向，微過熱蒸汽存在動壓沿程損耗，總壓力沿程減小。

勘察設(shè)計是服務(wù)性行業(yè)，每一名工程技術(shù)人員對外都代表著企業(yè)的形象。總體在對外交往中，要注意堅持原則、友情操作，尤其在方案還不夠穩(wěn)定、多方關(guān)系需要平衡的時候，更要注意工作策略，不能給項目合作方留下言而無信的感覺，不能喪失感情交流的互信基礎(chǔ)。

圖 7 給出了蒸汽摻混流動規(guī)律。如圖所示，1#、2# 過熱蒸汽與相應(yīng)的 1#、2# 飽和蒸汽摻混后，兩路蒸汽流量增大，1#、2# 三通管后匯入管路通徑不變，導(dǎo)致 1#、2# 三通管后局部摻混沖擊流速急劇升高，引發(fā)流場脈動劇烈，極易導(dǎo)致微過熱蒸汽管路的振動。

由于飽和蒸汽溫度為 253℃，遠(yuǎn)低于過熱蒸汽溫度為 380℃，2 種蒸汽摻混后，在各自流量配比條件下，兩相流體完成了熱量傳遞過程，形成的微過熱蒸汽溫度處于 315℃左右，如圖 5 和圖 8 所示。

4 供汽動態(tài)特性分析

圖 5 微過熱蒸汽壓力和溫度變化曲線Fig. 5 Micro-superheated steam pressure and temperature curves

圖 6 壓力分布規(guī)律Fig. 6 Pressure distributions

圖 7 蒸汽摻混流動分布規(guī)律Fig. 7 Mixing steam flow distributions

圖 8 微過熱溫度分布規(guī)律Fig. 8 Temperature distributions

在穩(wěn)態(tài)計算驗證數(shù)值計算模型準(zhǔn)確的基礎(chǔ)上，開展微過熱蒸汽供汽動態(tài)計算。參考實(shí)際的微過熱系統(tǒng)運(yùn)行規(guī)律，微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽特性為 Pout=–0.04 t+ 3.1 MPa，響應(yīng)時間 t=10 s。圖 9 給出了微過熱蒸汽系統(tǒng)供汽響應(yīng)過程中壓力和溫度變化曲線。隨著微過熱蒸汽出口響應(yīng)壓力逐步減小，導(dǎo)致微過熱蒸汽壓力和溫度隨著響應(yīng)時間推移逐步下降。

圖 9 微過熱蒸汽壓力和溫度動態(tài)曲線Fig. 9 Micro-superheated steam pressure and temperature curves

圖 10 給出了微過熱蒸汽系統(tǒng)供汽響應(yīng)過程中過熱蒸汽摻混流量的變化規(guī)律。由圖可知，隨著供汽響應(yīng)時間的推移，由于出口供汽壓力逐漸下降，導(dǎo)致 1#、2# 過熱蒸汽流量逐漸升高。從圖中還可以發(fā)現(xiàn)，1# 過熱蒸汽流量高于 2# 過熱蒸汽流量，主要是由于在兩路過熱蒸汽背壓基本相同的條件下，1# 過熱蒸汽系統(tǒng)管路長度小于 2# 過熱蒸汽管路的長度，促使 1# 過熱蒸汽管路流動阻力系數(shù)較小，導(dǎo)致 1# 過熱蒸汽摻混流量較高。

圖 10 過熱汽流量動態(tài)曲線Fig. 10 Micro-superheated steam massflow curves

圖 11 飽和汽流量動態(tài)曲線Fig. 11 Saturated steam massflow curves

圖 11 給出了微過熱蒸汽系統(tǒng)供汽響應(yīng)過程中飽和蒸汽摻混流量的變化規(guī)律。由圖可知，隨著供汽響應(yīng)時間的推移，在微過熱供汽出口壓力不斷降低的作用下，1#、2# 飽和蒸汽摻混流量逐漸升高。兩路飽和蒸汽流量變化規(guī)律大致相同，1# 飽和蒸汽略低于 2# 飽和蒸汽的流量。究其原因主要是在兩路飽和蒸汽系統(tǒng)管路長度、進(jìn)口壓力相同條件下，為使兩路飽和蒸汽摻混后流入微過熱蒸汽總管，1# 飽和蒸汽的背壓略高于 2# 飽和蒸汽的背壓，從而導(dǎo)致 1# 飽和蒸汽略低于2# 飽和蒸汽的流量。

由于微過熱蒸汽溫度與過熱蒸汽和飽和蒸汽摻混特性密切相關(guān)，為進(jìn)一步揭示微過熱蒸汽溫度的影響因素，將過熱蒸汽流量與飽和蒸汽流量的比值定義為蒸汽摻混因子，定量表征微過熱蒸汽系統(tǒng)摻混特性及其對微過熱蒸汽溫度影響規(guī)律。

圖 12 為蒸汽摻混因子動態(tài)變化曲線。由圖可知，由于 1# 過熱蒸汽摻混流量大于 2# 過熱蒸汽流量，在飽和蒸汽摻混流量基本相同條件下，1# 蒸汽摻混因子大于 2# 摻混因子。隨著供汽時間的推移，由于飽和蒸汽摻混流量增大速率略高于過熱蒸汽流量變化率，促使 1#、2# 蒸汽摻混因子逐漸減小，最終導(dǎo)致微過熱蒸汽溫度不斷減?。ㄒ妶D 9）。

圖 12 蒸汽摻混因子動態(tài)曲線Fig. 12 Mixing factor curves

5 結(jié) 語

本文以船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)為機(jī)理模型，采用 CFD 數(shù)值計算的方法得到了微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)壓力場和溫度場的穩(wěn)態(tài)分布規(guī)律，計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好。結(jié)合實(shí)際微過熱蒸汽系統(tǒng)供汽特性參數(shù)作為邊界條件，進(jìn)行微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽動態(tài)響應(yīng)特性研究，得到過熱蒸汽摻混流量、飽和蒸汽摻混流量、微過熱蒸汽壓力和溫度等關(guān)鍵性能參數(shù)的動態(tài)變化規(guī)律，并創(chuàng)新性提出微過熱蒸汽摻混因子，以定量表征微過熱蒸汽系統(tǒng)摻混特性及其對蒸汽溫度影響規(guī)律，主要結(jié)論為穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下過熱蒸汽系統(tǒng)管路壓降約為 0.28 MPa，飽和蒸汽系統(tǒng)管路壓降約為0.6 MPa，微過熱蒸汽溫度約為 315℃。動態(tài)運(yùn)行工況下，隨著供汽時間的推移，微過熱蒸汽壓力降低，過熱蒸汽和飽和摻混流量增大，蒸汽摻混因子減小，微過熱蒸汽溫度略有降低。

船舶微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽運(yùn)行特性嚴(yán)重制約汽輪輔機(jī)的做功能力，后續(xù)將在系統(tǒng)試驗中進(jìn)一步摸索微過熱蒸汽系統(tǒng)供汽和并汽特性規(guī)律，并根據(jù)本文數(shù)值計算方法優(yōu)化微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)供汽方案，以提高微過熱蒸汽發(fā)生系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性。

［1］李章， 張寧， 劉祥源. 艦用增壓鍋爐裝置［M］. 北京: 海潮出版社， 2000.

［2］楊元龍， 王興剛. 船用螺旋管換熱器熱工及水動力特性數(shù)值研究［J］. 艦船科學(xué)技術(shù)， 2015， 37（9）: 100–104. YANG Yuan-long， WANG Xing-gang. Numerical study on thermodynamic and hydrodynamic characteristics of ship helical heat exchanger［J］. Ship Science and Technology， 2015， 37（9）: 100–104.

［3］荀振宇， 蔡林， 劉東民， 等. 節(jié)流圈位置對蒸汽干燥器工作性能的影響研究［J］. 應(yīng)用物理， 2013， 3（6）: 120–124. XUN Zhen-yu， CAI Lin， LIU Dong-min， et al. The numerical study of the throttle coil location effects on steam dryer working performance［J］. Applied Physics， 2013， 3（6）: 120–124.

［4］楊元龍， 孫寶芝， 張國磊， 等. 支撐板對蒸汽發(fā)生器流動與傳熱特性的影響［J］. 上海交通大學(xué)學(xué)報， 2014， 48（2）: 205–209，221. YANG Yuan-long， SUN Bao-zhi， ZHANG Guo-lei， et al. Impacts of tube support plate on flow and heat transfer characteristics for steam generator［J］. Journal of Shanghai Jiaotong University， 2014， 48（2）: 205–209， 221.

［5］AXISA F， ANTUNES J， VILLARD B. Overview of numerical methods for predicting flow-induced vibration［J］. Journal of Pressure Vessel Technology， 1988， 110（1）: 6–14.

［6］SUN B Z， YANG Y L. Numerically investigating the influence of tube support plates on thermal-hydraulic characteristics in a steam generator［J］. Applied Thermal Engineering， 2013，51（1/2）: 611–622.

［7］PETTIGREW M J， TAYLOR C E， SUBASH N. Flow-induced vibration specifications for steam generators and liquid heat exchangers［R］. AECL-11401. Toronto， Ontario: Centre for Heat Exchanger Engineering Sciences and Technology， 1995.

［8］PATANKAR S V， SPALDING D B. A calculation procedure for the transient and steady-state behavior of shell-and-tube heat exchangers［M］//AFGAN A A， SCHLUNDER E U. Heat Exchanger: Design Theory Sourcebook. New York: McGraw-Hill，1974.

［9］WAGNER W， COOPER J R， DITTMANN A， et al. The IAPWS industrial formulation 1997 for the thermodynamic properties of water and steam［J］. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power， 2000， 122（1）: 150–184.

Research on steam-supply performance of ship micro-superheated steam generating system

YANG Yuan-long
（China Ship Development and Design Center， Wuhan 430064， China）

In order to improve ship micro-superheated steam generating system stability and optimize its performance parameters， the micro-superheated steam generating system steam-supply response characteristic under the steady and transient state will be cleared. The ship micro-superheated steam generating system was taken as the mechanism model herein. The steady characteristics of velocity pressure， and temperature field for micro-superheated steam generating system were calculated by method of CFD simulation. The boundary conditions were introduced to treat as actual operating parameters of this system. The dynamic simulation study on micro-superheated steam generating system steam-supply response characteristic was carried out. The key parameters distributions of saturated and superheated steam mixing massflow， micro-superheated steam pressure and temperature were obtained. Meanwhile， the micro-superheated steam mixing factor was proposed， which could express quantificationally micro-superheated steam generating system mixing characteristics and effects of micro-superheated steam temperature. The calculated results showed that the pressure drop of saturated steam was higher than one of superheated steam. The micro-superheated steam pressure reduced gradually， leading to larger saturated and superheated steam massflow. These caused micro-superheated steam mixing factor to reduce， which resulted in that the micro-superheated steam temperature reduced slightly. Based on the analysis of the micro-superheated steam generating system steam-supply performance parameters， it could satisfy demand for equipment performance. These could be used to design ship steam power system.

micro-superheated steam；steam-supply performance；CFD

U664.5

A

1672 – 7619（2016）04 – 0066 – 05

10.3404/j.issn.1672 – 7619.2016.04.014

2015 – 11 – 09；

2015 – 12 – 04

國家自然科學(xué)基金資助項目（51309063）

楊元龍（1986 – ），男，碩士，工程師，研究方向為艦船蒸汽動力系統(tǒng)設(shè)計及性能仿真。