船用增壓鍋爐霧化蒸汽減壓裝置

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以微過熱蒸汽為霧化燃油的介質。由于系統原因，來流壓力(2.45 MPa)遠高于霧化蒸汽工作壓力(0.25 MPa)。原設計采用爐前蒸汽壓力調節器對來流進行壓力調節。在使用過程中發現:由于壓差較大，蒸汽壓力調節器經常堵塞，故障率較高。使用多級節流孔板減壓裝置可先行逐級減壓，降低蒸汽壓力調節器的前后壓差，保障設備的可靠運行。

傳統的研究方法可概括為“設計—試驗—設計”。隨著計算流體力學(CFD)和計算機技術的發展，數值模擬技術已經越來越多地被應用于工程領域，并逐步替代原有的試驗階段［1］。

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

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

1 計算模型與數值方法

1.1 物理模型

圖1為4級節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分別為d1，d2，d3，d4;連接管內徑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;流動介質為微過熱蒸汽;環境溫度為313 K。

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

1.2 數學模型

目前湍流數值模擬的方法可以分為直接數值模擬和非直接數值模擬。

直接數值模擬 (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確的計算結果。但是DNS對內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。非直接數值模擬方法是設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。而將瞬態的脈動量通過某種模型在時均化的方程中體現出來，由此產生Reynolds時均法。方程具體形式及各變量所代表的含義詳見文獻 ［9］。

本研究采用三維幾何模型，并運用Reynolds時均法對節流孔板的流場特性進行數值模擬。

1.3 網格劃分

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

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

1.4 邊界條件及算法

采用壓力進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，采用耦合隱式穩態求解器，湍流模型為標準的k－ε方程，壁面函數采用標準的無滑移壁面函數，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格式離散。

2 結果及分析

工程設計要求:霧化蒸汽額定工作壓力0.25 MPa，最低工作壓力為0.15 MPa;孔板進口壓力為2.45 MPa?？紤]到孔板出口后接手動調節的蒸汽壓力調節器，因此應保證孔板出口壓力留有部分調節余量，根據霧化蒸汽工作壓力，最終確定孔板出口壓力應大于0.3 MPa。

根據以往的工程實踐經驗，初步設計了3種4級節流孔板減壓方案，如表1所示。

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

2.1 不同設計方案的節流孔板流動特性分析

本研究以孔板額定進口壓力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種設計方案進行模擬，研究各級孔板與連接管之間的流場變化規律。

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量流量誤差不大于1‰。

圖3～圖5分別顯示出3種節流減壓方案下的流動特性。隨著蒸汽的流動，每經過1級孔板，均發生速度和壓力衰減。流體經過第1級孔板后，速度和壓力衰減的幅度最大，可達到60%左右。隨著流動的發展，流體每經過下一級孔板后，速度和壓力的衰減幅度都明顯減小。最終當流體通過最后1級孔板后，速度和壓力變化趨于平穩，達到穩態。

由此可見，多級孔板中第1級孔板孔徑的選取是設計是否合理的關鍵。

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，進而降低了節流裝置的出口壓力。

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 進口壓力波動對節流特性的影響

正常情況下，節流孔板的進口壓力應保持恒定，但在實際應用過程中發現:由于孔板出口后接的手動蒸汽壓力調節器的調節開度是按照額定進口壓力設定的，當進口壓力發生波動時，經常會導致霧化壓力的波動，進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

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

從圖6(a)可看出，當進口壓力穩定在額定壓力2.45 MPa時，3種設計方案的出口壓力分別為0.305 MPa、0.354 MPa和0.41 MPa。此時3種方案均能滿足設計要求，但方案1的調節余量較小，方案3的調節余量則較大。

從圖6(b)可看出，當進口壓力為2.0 MPa時，3種設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計要求。

從圖6(c)可看出，當進口壓力為1.5 MPa時，3種設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計要求，且方案1已經無法滿足霧化蒸汽的最低工作壓力，將導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，當進口壓力為1.0 MPa時，3種設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，最終都將會導致爐膛熄火的現象。

圖6 進口壓力波動對節流特性的影響Fig.6 Inlet pressure fluctuation impact on throttling characteristic

綜合考慮3種方案的流動特性與節流特性，方案1的速度場和壓力場衰減過快，且在進口壓力波動到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，堵塞蒸汽壓力調節器的概率更高，因此推薦方案2為最佳工程應用方案。

2.3 模擬結果的試驗驗證

以方案2為設計依據，研制了1套節流孔板減壓裝置，并安裝于某型船用增壓鍋爐霧化蒸汽系統上進行試驗使用。

試驗參數:孔板進口壓力2.45 MPa，霧化蒸汽溫度225℃，系統管路作保溫處理，上述試驗參數與數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節器處于完全打開的狀態，此時可認為流體從孔板流出到最終噴射的流動階段無壓力損失，蒸汽壓力調節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。

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

3 結語

1)本研究提出了適用于求解以微過熱蒸汽為流動介質的三維多級節流孔板的數值模擬方法，并通過現場試驗驗證，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種設計方案進口壓力波動對節流特性的影響比較得出:方案1進口壓力波動到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，堵塞蒸汽壓力調節器的概率更高，因此選擇方案2為最終的設計方案。

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