征建生， 朱海鵬， 賈新旺

(1． 中國船舶集團(tuán)有限公司第七○三研究所無錫分部，江蘇 無錫 214000；2. 解放軍91227部隊，廣東 湛江 524000)

現(xiàn)代艦船的動力裝置性能對其整船的巡航速度、機(jī)動性等至關(guān)重要。燃?xì)廨啓C(jī)具有起動速度快、功率密度大的優(yōu)勢，與艦船性能要求較為匹配，因此成為現(xiàn)代艦船動力的優(yōu)先選擇[1]。燃?xì)廨啓C(jī)的性能在實(shí)船應(yīng)用時除了受到自身性能的限制外，還受到進(jìn)排氣系統(tǒng)性能的影響，因?yàn)槿細(xì)廨啓C(jī)壓氣機(jī)壓縮效率、喘振裕度等均與進(jìn)氣流場相關(guān)，所以進(jìn)氣流場的均勻性和進(jìn)氣壓力損失成為考核燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)的重要技術(shù)指標(biāo)[2]。由于在實(shí)船應(yīng)用時進(jìn)氣系統(tǒng)的設(shè)計受到艦船空間、安裝位置等各因素的影響，進(jìn)氣系統(tǒng)設(shè)計無法遵循流體流動規(guī)律，進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)氣阻力較大，燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面總壓損失較多，進(jìn)口截面流動不均勻[3-4]。

本文設(shè)計了一種燃?xì)廨啓C(jī)陸基試驗(yàn)臺進(jìn)氣系統(tǒng)阻力裝置，模擬實(shí)船應(yīng)用時進(jìn)氣阻力，采用CFD數(shù)值模擬分析該阻力模擬裝置的節(jié)流板在各狀態(tài)下對燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口流場均勻性及阻力的影響，并通過對比試驗(yàn)測得的總壓損失與數(shù)值模擬結(jié)果，證明數(shù)值計算模型的可靠性。數(shù)值模擬結(jié)果對節(jié)流板的設(shè)計、安裝提供了重要的參考依據(jù)。

1 計算模型

1.1 控制方程

可壓縮粘性氣體的Navier-Stokes方程組[5]如下：

連續(xù)方程

(1)

動量方程

(2)

能量方程

(3)

式中：τij為粘性應(yīng)力，N/m2；ui為速度分量，m/s；p為壓力，Pa；e為單位質(zhì)量的內(nèi)能，J；k為熱傳導(dǎo)系數(shù)；T為溫度，K；ρ為密度，kg/m3。

1.2 進(jìn)氣系統(tǒng)物理模型

圖1為燃?xì)廨啓C(jī)陸基試驗(yàn)臺進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及尺寸示意圖，空氣從進(jìn)氣窗流入，經(jīng)過濾結(jié)構(gòu)去除空氣中雜質(zhì)，再經(jīng)過阻力模擬裝置后，經(jīng)燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口，進(jìn)入燃?xì)廨啓C(jī)。其中阻力模擬裝置由5個節(jié)流板組成，設(shè)置在進(jìn)氣道同一截面，用于模擬艦船進(jìn)氣系統(tǒng)阻力。該阻力模擬裝置的單個節(jié)流板結(jié)構(gòu)如圖2(a)所示，其中節(jié)流板寬度a為330 mm，節(jié)流板厚度b為50 mm。圖2(b)與圖2(c)為節(jié)流板兩種偏轉(zhuǎn)方式，α表示節(jié)流板順時針偏轉(zhuǎn)后與水平面的夾角，β表示節(jié)流板逆時針偏轉(zhuǎn)后與水平面的夾角。

圖1 陸基試驗(yàn)臺進(jìn)氣系統(tǒng)

圖2 陸基試驗(yàn)臺進(jìn)氣系統(tǒng)節(jié)流板結(jié)構(gòu)示意圖

1.3 邊界條件

采用商用軟件ANSYS—FLUENT模塊進(jìn)行數(shù)值模擬，為使數(shù)據(jù)具有可比性，各個模型的邊界條件保持一致，進(jìn)出口及固體壁面條件給定如下：進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口邊界條件，進(jìn)氣溫度為300 K，工作環(huán)境壓力為101 325 Pa；出口采用壓力出口邊界條件，工作環(huán)境壓力為101 325 Pa；進(jìn)氣百葉窗和過濾結(jié)構(gòu)設(shè)置為多孔介質(zhì)邊界，具體設(shè)置詳見1.4節(jié)；進(jìn)氣系統(tǒng)壁面采用絕熱無滑移壁面條件，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，流動控制方程采用二階迎風(fēng)差分格式離散，壓力與速度耦合采用SIMPLE(semi-implicit method for pressure-linked equation)算法，各變量的收斂精度均設(shè)為10-6。

1.4 多孔介質(zhì)邊界

為簡化模型，提高數(shù)值模擬的計算效率，在計算域內(nèi)將進(jìn)氣窗與過濾裝置設(shè)置為壓力階躍面，其壓力損失特性依靠多孔介質(zhì)模型來反映，其控制方程的動量源項(xiàng)由粘性損失項(xiàng)和內(nèi)部損失項(xiàng)兩部分組成。將有限厚度的多孔介質(zhì)模型的壓力變化定義為Darcy定律和附加慣性損失項(xiàng)，可表示為[6]：

(4)

式中：μ為運(yùn)動粘度，m2/s；γ是介質(zhì)的滲透率，m2；C2為壓力階躍系數(shù)，m-1；v是介質(zhì)表面的法向速度，m/s；Δm為介質(zhì)厚度，m。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和已知參數(shù)，結(jié)合公式，可分別得到進(jìn)氣窗和過濾裝置的壓力階躍參數(shù)。進(jìn)氣窗：C2=100 m-1、γ=1.25×10-5m2、Δm=0.08 m；過濾裝置:C2=70 m-1、γ=8×10-9m2、Δm=0.002 m。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1 進(jìn)氣道內(nèi)流速分布

圖3為進(jìn)氣系統(tǒng)中間截面上空氣速度分布。橫坐標(biāo)表示水平方向坐標(biāo)，以過濾裝置進(jìn)口面為x=0截面，縱坐標(biāo)z表示豎直方向坐標(biāo)。當(dāng)阻力模擬裝置即5個節(jié)流板無偏轉(zhuǎn)α=0°時，空氣在進(jìn)氣道收縮處上部形成低速緩流區(qū)，并且在下游的彎折區(qū)入口形成回流區(qū)，空氣主要從頂部流入燃?xì)廨啓C(jī)入口，并在頂部局部區(qū)域形成回流區(qū)，如圖3(a)所示。

隨著節(jié)流板逐漸順時針偏轉(zhuǎn)，下游的回流區(qū)轉(zhuǎn)移至節(jié)流板前。從圖3(b)可以看出節(jié)流板順時針偏轉(zhuǎn)α=40°時，節(jié)流板底部產(chǎn)生的回流區(qū)域擴(kuò)大，下游主流流速分布較為均勻，改善了燃?xì)廨啓C(jī)入口流速分布，燃?xì)廨啓C(jī)入口回流區(qū)消失。當(dāng)節(jié)流板偏轉(zhuǎn)角α=90°時，節(jié)流板底部回流區(qū)擴(kuò)散至整個下游區(qū)域，如圖3(c)所示。但若節(jié)流板逆時針偏轉(zhuǎn)β=40°，回流區(qū)域逐漸匯集到下流頂部，主流空氣流經(jīng)底部進(jìn)入燃?xì)廨啓C(jī)入口，并在燃?xì)廨啓C(jī)入口頂部再次形成回流區(qū)域，如圖3(d)所示，燃?xì)廨啓C(jī)入口流速分布較不均勻。

(a) α=0°

2.2 進(jìn)氣系統(tǒng)總壓損失分布

圖4為中心截面進(jìn)氣系統(tǒng)總壓分布圖。橫坐標(biāo)表示水平方向坐標(biāo)，以過濾裝置進(jìn)口面為x=0截面，縱坐標(biāo)z表示豎直方向坐標(biāo)?？梢钥闯鲭S著節(jié)流板偏轉(zhuǎn)，節(jié)流板與空氣流入方向夾角逐漸擴(kuò)大，總壓損失逐漸擴(kuò)大。當(dāng)節(jié)流板與空氣流入方向垂直時，節(jié)流板前后總壓損失約為600 Pa。當(dāng)順時針和逆時針偏轉(zhuǎn)角相等時，如圖4(b)與圖4(d)所示，可得出節(jié)流板順時針偏轉(zhuǎn)引起的總壓損失明顯小于節(jié)流板逆時針偏轉(zhuǎn)。這是因?yàn)轫槙r針偏轉(zhuǎn)后，節(jié)流板后的回流區(qū)域上部來流對回流區(qū)起到了一定的抑制作用，回流區(qū)影響的范圍較小。而節(jié)流板逆時針偏轉(zhuǎn)在頂部引起的回流區(qū)對來流的影響較大，壓縮了來流的流通面積，造成下游區(qū)域流通緩慢，總壓損失增大。

(a) α=0°

2.3 燃?xì)廨啓C(jī)入口氣動性能分析

圖5為燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面空氣流速分布。橫坐標(biāo)y表示水平面上位置坐標(biāo)，縱坐標(biāo)z表示豎直方向位置坐標(biāo)?？梢钥闯鲭S著節(jié)流板偏轉(zhuǎn)，燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面頂部區(qū)域低速區(qū)逐漸擴(kuò)大，但進(jìn)口截面高速區(qū)域更加均勻。從圖5(a)可以看出，燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口空氣流動中心分布在燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面幾何中心處，隨著節(jié)流板的偏轉(zhuǎn)，空氣流動中心逐漸下移，當(dāng)α=90°時空氣流動中心位置下移最多。節(jié)流板繼續(xù)偏轉(zhuǎn)，流動中心逐漸上移直至恢復(fù)。

(a) α=0°

圖6為燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面空氣總壓損失分布圖，從圖中可以看出隨著節(jié)流板偏轉(zhuǎn)角度的增大，燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面空氣總壓損失呈現(xiàn)增大的趨勢。以α=0°時總壓損失為基準(zhǔn)，當(dāng)α=40°時總壓損失增大13.7%，當(dāng)α=90°時總壓損失增大275.5%。節(jié)流板偏轉(zhuǎn)方式相比：逆時針偏轉(zhuǎn)引起的總壓損失要大于順時針偏轉(zhuǎn)，且在30°～60°之間兩種偏轉(zhuǎn)方式引起的總壓損失相差較大，其中β=50°與α=50°相比總壓損失最大相差27.7%。

圖6 燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口空氣總壓損失

采用相對標(biāo)準(zhǔn)偏差法對燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口速度場分布均勻性進(jìn)行評價：

(5)

(6)

(7)

式中：CV為速度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差；σV為速度標(biāo)準(zhǔn)偏差，m/s；V為截面速度的平均值，m/s；n為速度截面的測點(diǎn)數(shù)；Vi為截面測點(diǎn)i的速度，m/s。

圖7為燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面速度不均勻度隨節(jié)流板偏轉(zhuǎn)角度變化趨勢，可以看出兩種偏轉(zhuǎn)方式隨著偏轉(zhuǎn)角的增大進(jìn)口截面不均勻度先逐漸增大，在偏轉(zhuǎn)角60°時達(dá)到峰值，隨后不均勻度降低。另外，逆時針偏轉(zhuǎn)對燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面不均勻度的影響要大于順時針偏轉(zhuǎn)，在偏轉(zhuǎn)角50°時兩種偏轉(zhuǎn)方式不均勻度最大相差18.7%。

圖7 燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面速度不均勻度

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

在安裝有阻力模擬裝置的陸基試驗(yàn)臺燃?xì)廨啓C(jī)入口和進(jìn)氣道入口布置總壓探針，測量兩處的總壓。當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)到達(dá)額定工況后，節(jié)流板偏轉(zhuǎn)，測量不同偏轉(zhuǎn)角時燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口總壓損失。圖8為試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果的對比，由圖可知試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果基本相同。在偏轉(zhuǎn)角度較低時總壓損失變化較小，隨著偏轉(zhuǎn)角度高于40°后，總壓損失開始急劇增大。順時針偏轉(zhuǎn)試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果最大相差9.2%，逆時針偏轉(zhuǎn)兩者最大相差8.5%，驗(yàn)證了本文計算模型及相關(guān)分析的可靠性。

(a) 順時針偏轉(zhuǎn)

4 結(jié)論

通過對燃?xì)廨啓C(jī)陸基試驗(yàn)臺進(jìn)氣系統(tǒng)阻力模擬裝置的數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論:

1) 節(jié)流板順時針偏轉(zhuǎn)，該裝置后下流底部產(chǎn)生的回流區(qū)域逐漸擴(kuò)大，下游主流流速分布較均勻，改善了燃?xì)廨啓C(jī)入口流速分布。當(dāng)偏轉(zhuǎn)角90°時回流區(qū)擴(kuò)散至整個下游區(qū)域。

2) 節(jié)流板順時針偏轉(zhuǎn)，該裝置后的回流區(qū)域上部來流縮小了燃?xì)廨啓C(jī)入口回流區(qū)影響的范圍。節(jié)流板逆時針偏轉(zhuǎn)在頂部引起的回流區(qū)受來流的影響較大，壓縮了來流的流通面積，造成下游區(qū)域流通緩慢，總壓損失增大。

3) 節(jié)流板偏轉(zhuǎn)擴(kuò)大燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面頂部區(qū)域低速區(qū)，使得燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面高速區(qū)域更加均勻。節(jié)流板偏轉(zhuǎn)方式相比；逆時針偏轉(zhuǎn)引起的總壓損失要大于順時針偏轉(zhuǎn)，其中β=50°與α=50°相比總壓損失最大相差27.7%。

4) 兩種偏轉(zhuǎn)方式均會增大燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面不均勻度，且在偏轉(zhuǎn)角60°時達(dá)到峰值。逆時針偏轉(zhuǎn)對燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口截面不均勻度的影響要大于順時針偏轉(zhuǎn)。

5) 試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值計算模型和分析的可靠性，為阻力模擬裝置的設(shè)計、安裝提供重要理論依據(jù)。