氣墊船復雜進氣系統流場數值模擬研究

曲永磊，曹輝，徐立民

(1.哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001;2.海軍駐上海江南造船(集團)有限責任公司 軍事代表室，上海 201913;3.中船重工集團 第703研究所，黑龍江 哈爾濱 150036)

進氣量極大的燃氣輪機對自身進口流場的均勻性有非常高的要求.燃氣輪機裝艦技術之一，就是利用有限的進氣空間對進氣氣流進行合理組織，使進氣系統具有良好的氣動性能，保障燃氣輪機正常工作.同時，燃氣輪機進氣系統對于濾清的要求也很高，如LM2500燃氣輪機動力裝置就配置了高流速空氣濾清器［1］.中型以上氣墊船往往配置多臺燃氣輪機和大型進氣濾清器，相應進氣系統幾何尺度較大，氣流分支情況復雜，給其數值模擬研究帶來了困難.美俄等艦船強國在該技術領域已比較成熟，并成功應用于實船，我國目前尚無此類技術的研究經驗.

大型復雜流場數值模擬的關鍵問題之一是模型的簡化.國內外部分學者利用多孔介質模型來反應流場中特定結構的通流特性、以實現復雜流場的全流域數值模擬提出了一些理論，并取得了一定成果，但總體來說其應用還是比較有限的.KARKI C［2］等人提出了利用局部消去算法以解決能量方程在多孔介質模型中的應用;IMKE U［3］則將多孔介質模型應用到微通道換熱器中的單相和兩相流問題上;陳立德［4］針對燃氣輪機進氣系統當中的流動損失及產生原因進行了分析，但沒有使用多孔介質進行模型簡化.

本文通過仿真計算氣墊船燃氣輪機多分支復雜進氣系統進氣流場，探索出相關復雜進氣系統的數值模擬方案和方法，并考察燃氣輪機進口的流場狀態.在確立進氣系統方案的基礎上，嘗試利用多孔介質來反應內部通流特性，完成了計算域建模及進氣流場仿真計算，探索了進氣系統性能預報方法，對多分支復雜進氣系統結構方案進行了分析.數值模擬過程中調整網格劃分方案，保證計算精度和計算效率.

1 計算域建模

所研究的多分支復雜進氣系統配置了兩類燃氣輪機，分別用于驅動墊升風扇和推進風扇，所有燃氣輪機進氣均從氣墊內提供，且進氣管道互通.

1.1 進氣系統方案

該進氣系統為左右兩舷對稱結構:在船體左右舷各配置一個大型進氣穩壓室，每個穩壓室有二級分體式進氣濾清器(旋風級和折板式網墊級)用以濾除墊升氣流當中所含的鹽霧氣溶膠與其他雜質，穩壓室艉端對應驅動墊升風機用燃氣輪機進口;在進氣穩壓室頂部設置豎井，氣流在豎井內部自下而上進入驅動推進風扇用燃機進口穩壓腔內，整流后提供給壓氣機;左右兩舷進氣穩壓室之間通過橫向通風道連通，在通風道中間位置設置豎井，氣流自下而上進入驅動中央推進風扇用燃氣輪機穩壓腔體.單側進氣系統布局見圖1，箭頭表示氣流方向.

圖1 進氣系統框圖Fig.1 Block diagram of the air-intake system

1.2 計算域簡化

復雜進氣系統幾何尺度大，為保證數值模擬計算精度和計算效率，必須對該計算域進行簡化.以船體中分面將進氣系統剖分成2個完全對稱的部分，任取其一作為計算域，可使整體網格數量減半.流場中分面作為對稱面邊界類型處理.由于計算域整體幾何尺度較大，而內部一些小尺度部件遠離壓氣機入口等具有大參數梯度部位，因此可做進一步簡化或略去，而不會對整體計算造成大的影響，如將齒輪箱簡化為長方體外形、忽略掉墊升風扇傳動軸等.進氣系統布置了兩級分體式進氣濾清器，第1級為旋風級，第2級為折板式網墊級.計算域內用壓力階躍面代替，并給出其流動損失特性.

圖2 進氣系統計算域Fig.2 Domain of the air intake system

2 控制方程與湍流模型

2.1 控制方程

進氣系統內的流動為定常可壓縮粘性流動，利用Boussinesq渦旋粘性假設，忽略質量力的可壓縮粘性氣體的Navier-Stokes［5］方程組描述如下:

連續方程

動量方程

能量方程

狀態方程

式中:

為粘性應力張量，ρ為密度，ui為速度分量，p為壓力，e為單位質量的內能，n為熱傳導系數，T為溫度，μ為動力粘性系數，μT為渦旋粘性系數.

2.2 湍流模型

以k－ε湍流模型模擬渦旋粘性系數，則有關于湍流動能k及其耗散率ε的一般表達式:

忽略重力影響時，決定于浮力的湍流生成Gb為零，式(5)和式(6)成為

決定于平均速度梯度的湍動能生成為

由Sarkar建議的模擬可壓縮湍流脈動膨脹對總體耗散率的貢獻的表達式為

其中的湍流馬赫數定義為

渦旋粘性系數的表達式為

由B.E.Launder和D.B.Spalding給出的關于常數C1ε、C2ε、Cμ以及k、ε的湍流普朗特數σk和σε的值分別為［6］C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3.

3 網格生成與邊界條件

3.1 網格質量

將全計算域劃分為若干區域，對規則幾何體計算域部分(如壓氣機筒體內部、穩壓室主體、橫向管道及豎井等)采用結構化網格，而非規則的部分(壓氣機進口附近區域、旋風級上游空間)使用非結構化網格.在壓氣機進口及內流場等參數梯度很大的區域，采用小尺度網格，主流區域采用較大尺度網格，使網格整體數量和尺度得到有效控制.網格生成情況如圖3、4所示.

圖3 全計算域網格Fig.3 Grid of computational domain

圖4 壓氣機部分網格Fig.4 Grid of compressor

3.2 邊界條件

進口:壓力進口;出口:質量流量出口;濾清器截面:多孔介質模型、壓力階躍面;中分面:鏡像對稱內部流面;固壁:絕熱，無滑移.

3.3 內部壓力階躍面

為取得網格整體數量和網格精度的平衡，將進氣濾清器所在位置設置成內部壓力階躍流面，其壓力損失特性依靠多孔介質模型來反映.多孔介質階躍條件用于模擬已知速度/壓降特性的薄膜.它本質上是用于單元區域的多孔介質模型的一維簡化［7］.其控制方程的附加動量源項由2部分組成:1)粘性損失項，2)內部損失項［8］.

通過具有有限厚度的薄多孔介質的壓力變化定義為Darcy［9］定律和附加慣性損失項的結合:

式中:α是介質的滲透率，C2為壓力階躍系數，v是介質表面的法向速度，Δm為介質厚度.

3.3.1 旋風級

單獨計算的旋風級濾清器網格如圖5所示.采用多方向周期性邊界條件對旋風級進行了阻力特性計算，經過整理的壓力階躍參數如下:

圖5 旋風級濾清器Fig.5 Filter of cyclone stage

3.3.2 折板式網墊級

首先對多層絲網進行降維處理并采用周期性邊界條件進行數值模擬，計算所得結果見圖6，得到阻力特性.然后將擬采用厚度的多層絲網簡化為內部壓力階躍面，建立具有傾斜角度網墊級的二維計算域，進行折板式網墊濾清器阻力性能計算，并最終得到進氣系統所采用折板式網墊濾清器壓力階躍參數:

圖6 網墊級數值模擬結果Fig.6 Simulation results of net stage

3.3.3 與實驗值對比

利用上述方法折算出額定流量下，旋風級和網墊級對應阻力損失值分別為453.2 Pa和540.6 Pa，而已有相同條件下對應實驗數據分別為478 Pa和565 Pa，相對誤差分別為5.2%和4.3%，說明應用多孔介質進行流場簡化是合理可行的.

4 數值模擬結果與分析

4.1 流場數值模擬結果

確定壓氣機流量范圍，并進行進氣系統多工況數值模擬:單臺燃氣輪機進氣流量范圍為20～32 kg/s，計算時各個燃氣輪機保持相同工況進氣流量.

圖7為額定工況下流速沿流線分布情況.墊升氣流通過進氣系統進口后折轉進入穩壓室，而后流經兩級進氣濾清器，在下游大空間重新整流后分配到各個壓氣機.在壓氣機進口，由于通流截面突縮，使得氣流速度激增，參數變化明顯.

對照流速分布，圖8、圖9所示的靜壓、總壓沿流線的分布，圖10縱剖面湍動能分布同樣體現了在壓氣機入口附近區域，參數變化明顯的情況.

圖7 速度沿流線分布Fig.7 Path lines colored by velocity

圖8 靜壓沿流線分布Fig.8 Path lines colored by static pressure

圖9 總壓沿流線分布Fig.9 Path lines colored by total pressure

圖10 縱剖面湍動能Fig.10 Turbulent energy of column section

4.2 進氣系統阻力特性

流體在進氣系統管道中處于湍流狀態，是產生阻力損失的主要因素之一［4］，為此，對氣墊船復雜進氣系統數值模擬結果的阻力特性進行考察.由圖11縱剖面總壓分布圖可知:流場大空間內壓力參數分布相對均勻;氣流經過兩級進氣濾清裝置時總壓發生明顯降低，體現了壓力階躍面特性;壓氣機入口附近，由于通流截面突縮而產生了較大壓力梯度，其壓力損失在整個系統中所占比重最大.對于采用了壓氣機入口光滑過渡的本計算方案，并未出現回流現象，這也是有效抑制無謂壓力損失的技術措施.

圖11 縱剖面總壓Fig.11 Total pressure of column section

圖12 進氣系統阻力損失Fig.12 Pressure drop of air-intake system

圖12為各個工況、進氣系統入口至各壓氣機前的阻力損失統計，其中不包含兩級濾清裝置阻力損失.由結果可知，隨著流量的增加，各個壓氣機壓力損失不斷提高.橫向對比各個壓氣機，發現驅動墊升風扇的分支通道壓力損失要低于其余2個分支，其原因是后者較前者多了一段通風管道，增加了氣流沿程損失.在實際應用時，如希望減小后者壓力損失，可考慮減少進氣豎井管程長度.

4.3 壓氣機進口不均勻度分析

復雜進氣系統的最終設計目標之一，是使得各個壓氣機入口參數的均勻性得到保證，從而保證壓氣機具有充足的喘振裕度.考核指標為壓氣機進口通流截面速度場平均不均勻度和局部面積最大不均勻度，其具體定義如下:

平均不均勻度:

局部最大不均勻度δ(5%)max:對擬考核截面總面積5%范圍內速度進行統計，并計算該局部范圍內平均不均勻度，為局部不均勻度δ(5%)，過程與全截面平均不均勻度相同.其中，截面內所有局部不均勻度最大值即為所求.

具體處理過程中，首先從欲考核的截面讀取各個計算節點速度值，然后利用專門編制的數據處理程序，給出該截面上的平均不均勻度和5%通流截面上最大不均勻度.

圖13給出了各個壓氣機不同流量時的截面平均不均勻度，圖14為各壓氣機的5%局部面積最大不均勻度.圖15為壓氣機截面速度分布等值線圖.綜合可知，各壓氣機不均勻度隨流量升高波動不明顯，這意味著壓氣機實際運行時可保證工況平穩過度.橫向對比可知，驅動墊升風機用壓氣機不均勻度參數優于驅動推進風扇用壓氣機，其原因是氣流需要經過90°折轉才能進入后者，而后者整流空間較穩壓室主體狹窄.因此，改進后者通流形式，從而改善后者壓氣機入口氣流均勻性應是主要工作方向之一.

整體上說，驅動墊升風機用壓氣機工作條件好于驅動推進風扇用壓氣機.如希望兩類壓氣機得到相近的進氣喘振裕度，應主要從進氣系統分支部分結構入手，如豎井高度、環形穩壓腔通流形式等等.

圖13 平均不均勻度Fig.13 Average of patchy degree

圖14 5%截面最大不均勻度Fig.14 Patchy degree maximum of 5%sections

圖15 壓氣機截面速度Fig.15 Velocity of compressor sections

5 結束語

針對復雜進氣系統的結構特點，進行物理域－計算域轉化，是完成本文工作的基礎.將計算域劃分成若干規則幾何體，使用塊結構和局部加密方法生成網格，保證了網格精度和總體數量的平衡，是完成本復雜流場數值模擬的難點和重要條件.應用多孔介質模型模擬系統內部進氣濾清器阻力損失特性，為實現復雜進氣系統三維流場高精度數值模擬創造了有利條件.對數值模擬結果的分析，指出了后續工作要點.本文工作的完成，也為類似問題提出了一套可行的研究方案.

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