船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性預測

楊元龍

（中國艦船研究設計中心，湖北 武漢 430064）

船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性預測

楊元龍

（中國艦船研究設計中心，湖北 武漢 430064）

船舶放汽管路具有放汽周期短、熱沖擊能量高、負荷波動大的特點，其運行特性直接影響蒸汽蓄熱器的安全穩定工作。以典型船舶蒸汽蓄熱器放汽管路為原型，采用標準 k-ε模型計算湍流脈動過程，通過數值模擬的方法計算了船舶蒸汽蓄熱器放汽管路的水動力特性，獲得流速、壓力、湍動能及壁面剪切應力等參數的分布規律，基于流致振動而誘發流體熱沖擊的機理，揭示了與流致振動密切相關的熱沖擊能量圖譜。計算結果顯示，在高溫高壓飽和蒸汽摻混流動過程中，三通管區域呈現蒸汽沖擊流速高，湍流脈動劇烈，壁面剪切應力大的特點；基于蒸汽熱沖擊能量分布圖譜，放汽管路上彎管和三通管件局部區域蒸汽熱沖擊能量較大，其中三通管熱沖擊能量最大，可以預測三通管件承受的熱沖擊破損最嚴重，實物檢測破損數據驗證了數值預測結果。

蒸汽蓄熱器；放汽管路；熱沖擊特性

引　言

船舶放汽系統管路是船舶蒸汽蓄熱器閃蒸放汽而對外做功的樞紐管路系統，其主要功能是在極短時間內將蒸汽蓄熱器閃蒸過程產生的飽和蒸汽排放至瞬時耗汽量極大的汽力裝置，用于船舶大型汽力裝置對某外界用戶輸送推動力，因此放汽管路具有放汽頻率高、熱沖擊能量大、大負荷波動的特點[1-7]。在放汽管路運行過程中，放汽系統管路承受蒸汽蓄熱器瞬時大負荷擾動的邊界激勵，導致放汽管路內蒸汽的壓力場和速度場產生劇烈高頻脈動，加強了大尺寸湍流微團的動量傳遞，極易引起流致振動而誘發管路上安裝的閥門、三通管、直角彎頭等關鍵附件的損壞。同時，在船體極其狹窄的安裝空間內，放汽管路上需要設置多組“Ω”形狀的彎管，吸收高溫放汽管路熱膨脹產生的熱位移，更增加了蒸汽高速沖擊管壁的著力點，因此研究船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性對船用蒸汽動力系統的控制及安全穩定運行具有重要意義。

目前國內外學者對蒸汽蓄熱器放汽特性做了大量研究[1-18]。孫長江等[1]采用數值模擬方法研究了不同運行條件下船用蒸汽蓄熱器運行過程的動態特性；Vladimir等[6]基于建立的熱力學非平衡數學模型，仿真研究了蒸汽蓄熱器動態放汽過程；Kulikow 等[7]利用數值模擬和實驗手段分析了系統管路的沖擊響應特性。由于船舶蒸汽蓄熱器設計方法的封鎖，鮮有關于船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性研究的資料報道。本文以典型船舶放汽管路為原型，采用標準k-ε模型模擬湍流微團的脈動和傳遞過程，通過數值模擬的方法計算了船舶蒸汽蓄熱器放汽管路內流體的水動力結構，得到流速、壓力、湍動能等關鍵參數的變化規律，基于放汽管路流致振動而誘發流體熱沖擊的機理，揭示了與流致振動密切相關的高溫蒸汽熱沖擊能量分布規律，可以準確預測蒸汽蓄熱器放汽管路的易損位置，最終探索出大負荷擾動條件下船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性的預報方法。

1　物理建模與網格劃分

船舶蒸汽蓄熱器放汽系統管路結構如圖 1所示。放汽管路由1#放汽支管、2#放汽支管及放汽總管組成。蒸汽蓄熱器放汽過程中，高溫高壓蒸汽同時進入1#、2#放汽支管，輸送于放汽總管后，經管路出口排放至某受汽設備。放汽管路的內徑為 0.3 m，彎曲半徑為0.35 m，管路總長為8 m，其中包含9個直角彎頭和1個三通管。

圖1　放汽管路結構Fig.1　Structure of discharging pipe

如圖2所示，采用六面體結構化網格劃分方式對放汽系統管路進行網格處理，采用O網格劃分技術對管壁區域添加邊界層網格，網格近壁量綱1尺寸 Y+為 23～37，擴展率、傾斜度、扭曲度達到標準，確保數值計算的網格精度要求。基于不同數量網格模型的敏感性分析，計算域共計35萬個結構化網格單元。

圖2　網格模型Fig.2　Grid model

2　數值計算方程

2.1基本控制方程

連續性方程

動量方程

能量方程

2.2湍流模型

由于充汽管路平均流速達到 120 m·s-1，Reynolds數遠大于 2300，屬于完全湍流的流動過程，同時，k-ε湍流模型是基于實驗數據推導出的半經驗的公式，適用范圍廣、求解精度高。因此本文采用標準 k-ε模型[8]計算流體湍流微團的脈動和傳遞規律。湍流方程計算式為

式中，經驗常數取值分別為C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.0，σε=1.3。

2.3數值計算邊界

為精確求解復雜的流體流動規律，本文利用CFX流體計算商業軟件開展放汽管路的數值模擬，并采用有限體積算法離散計算域的控制方程。針對數值離散計算解的偽擴散，利用高階迎風格式的計算方法離散對流項，采用全隱式耦合算法迭代求解流速與壓力的耦合計算過程。

根據實際船舶蒸汽蓄熱器排放蒸汽參數和某汽力設備的受汽性能指標，以合理準確地計算蒸汽蓄熱器大負荷擾動過程中放汽管路系統熱沖擊特性，數值計算邊界條件設置為：飽和蒸汽進口壓力為 5.7 MPa，進口溫度為 273℃，出口壓力為 5.1 MPa，出口流域為流動充分發展狀態，管壁處理為絕熱條件和無滑移邊界條件。蒸汽物性參數的計算標準均來自IAPWS IF97數據庫。

3　水動力特性分析

3.1壓力特性分析

放汽管路壓力分布曲線如圖3所示。由圖3可以看出，沿著放汽管路的沿程長度方向，1#、2#放汽支管的蒸汽壓力不斷降低。主要是由于放汽管道不是光滑的圓管且內壁存在粗糙度，在放汽管路系統瞬時排汽過程中，飽和蒸汽與管路內表面產生摩擦阻力，導致壓力能耗散，誘發不可逆的壓力損失。同時，放汽管路含有多個阻力系數較大的直角彎頭和三通管，對蒸汽介質產生局部流動阻力。因此，在摩擦流動阻力和局部流動阻力的共同作用下，放汽管路系統的流體壓力逐漸降低。從圖中還可以看出，在放汽總管出口恒定背壓的條件下，1#放汽支管出口壓力高，放汽流量小，流體流動阻力小，導致1#放汽支管的蒸汽壓力高于2#放汽支管的壓力。1#、2#放汽支管的蒸汽壓力的數值模擬結果與理論計算數值基本吻合，驗證本文數值模擬的準確性和合理性。

圖3　放汽管路壓力變化曲線Fig.3　Pressure curves of discharging pipe

圖4給出了放汽管路的壓力變化云圖。在直角放汽彎管區域，內壁承受的蒸汽壓力略低于外壁壓力，由于彎管的自身結構對蒸汽流動產生導流作用，導致流體產生離心力，促使彎管中內壁附近的蒸汽流體被擠壓擴散至外壁，因此彎管內壁承受的壓力明顯低于外壁。

圖4　放汽管路壓力變化云圖Fig.4　Pressure contours of discharging pipe

3.2流動特性分析

放汽管路內流體速度矢量分布規律如圖 5所示。由圖可知，沿著放汽管路中蒸汽流動方向，由于流體壓力不斷降低，靜壓能轉化為動壓能，1#、2#放汽支管的蒸汽流速不斷升高。根據蒸汽管路設計及運行經驗可知，飽和蒸汽流速一般設計范圍為60～80 m·s-1，從圖中可以發現1#、2#放汽支管內飽和蒸汽的平均流速約為74 m·s-1，符合設計標準。但由于放汽總管流量增大，蒸汽流速升高，最高值達到258 m·s-1左右，極易誘發管路高強度的熱沖擊，導致放汽系統管路劇烈振動，因此在管路支吊架設計過程中應加設高強度的固定支架以減緩沖擊振動。

圖5　流速矢量分布規律Fig.5　Velocity vector distributions

圖6和圖7示出了放汽管路流體湍動能和湍流耗散率分布云圖。由圖可知，彎管內壁區域流體的湍動能和湍流耗散率略高于彎管外壁，主要是由于在彎管區域流體受到離心力的作用，使彎管內壁附近區域流速高，流體速度梯度大，增強了不同尺寸湍流微團的動量轉化，誘發彎管內壁區域流體劇烈湍流脈動，導致流體湍流動能和湍流耗散率較大。從圖中還可以看出，在1#、2#放汽支管內高速飽和蒸汽摻混的作用下，放汽總管上三通管件附近區域的流體沖擊速度高，導致湍流脈動更劇烈。

圖6　湍流動能分布規律Fig.6　Turbulence kinetic energy distributions

圖7　湍流耗散率分布規律Fig.7　Turbulence eddy dissipation distributions

3.3結構特性分析

放汽管路的壁面剪切應力變化云圖如圖 8所示。由圖可知，由于彎管內壁區域流速高，湍流脈動較強烈，導致彎管內壁區域承受的壁面剪切應力明顯大于彎管的外壁，內壁最大剪切應力大小約是外壁剪切應力的3倍。同時，放汽總管中飽和蒸汽流量大，流速高，流體沖擊動量更大，導致放汽總管上的三通管件承受壁面剪切應力最大，約是放汽支管剪切應力的4倍，因此應增加三通管及彎管的材質強度。

圖8　壁面剪切應力分布規律Fig.8　Wall shear distributions

4　放汽管路熱沖擊特性預測

4.1熱沖擊預測方法

流致振動主要有3種誘發機理：流體彈性失穩、湍流激振、旋渦脫落。大負荷熱沖擊條件下，當流體略過非平面結構時，湍流引起放汽系統管路內流體壓力場和速度場產生劇烈激蕩，進而導致結構的振動。同時，結構下游產生的旋渦及渦流交替脫落，產生周期性激勵作用，增強了隨機性湍流微團的動量傳遞，進而誘發湍流激振力對管路持續做功，促使管路產生高頻振動而引發管路的流致振動效應。文獻[19-20]指出，在湍流激振和流體彈性失穩的兩種機理作用下，流體誘發管路振動的激振力與流體熱沖擊能量呈正比關系，其中流體能量等于流體平均密度乘以流速的平方值，即ρu2。

4.2熱沖擊計算分析

圖9和圖10示出了1#、2#放汽管路內蒸汽流速分布曲線和云圖。1#、2#放汽管路蒸汽流速曲線呈現在彎管區域先升高，然后在直管區域再降低的變化趨勢，主要是由于沿著 1#、2#放汽支管內蒸汽流動方向，蒸汽壓力不斷降低，導致流速逐漸升高，且由于彎管區域流體受到離心力的作用，促使彎管區域蒸汽流速快速升高，因此在放汽彎管和三通管件的沿程作用下，兩相鄰彎管上下游之間的蒸汽流速呈由大到小的周期變化過程。從圖中還可以看出，2#放汽支管內蒸汽流速高于 1#放汽管流速，由于2#放汽支管內蒸汽流動阻力小，放汽流量大，最終導致2#放汽支管的蒸汽流速高于1#放汽支管的流速。

圖9　放汽管路流速變化曲線Fig.9　Velocity curve of discharging pipe

圖10　流速分布規律Fig.10　Velocity distributions

1#、2#放汽管路內蒸汽流速分布曲線和云圖如圖11和圖12所示。由圖可知，沿著1#、2#放汽管路蒸汽流動方向，放汽管路內蒸汽密度呈先下降再升高的變化規律。究其原因主要是彎管區域蒸汽流速快速增大，在質量流量不變基礎上，彎管區域蒸汽密度降低，因此在彎管和三通管件的沿程導向作用下，兩相鄰管件上下游之間的蒸汽密度呈由低到高的周期變化規律。從圖中還可以看出，由于1#放汽管路內蒸汽流速低于2#放汽管路流速，因此1#放汽支管的蒸汽密度高于2#放汽支管的密度。

圖11　放汽管路密度變化曲線Fig.11　Density curve of discharging pipe

圖12　充汽管路密度變化云圖Fig.12　Density contours of discharging pipe

圖13給出了1#、2#放汽管路蒸汽熱沖擊能量的變化曲線。由圖可知，沿著蒸汽流動的方向，熱沖擊能量不斷增大，由于管路壓力降低，流速不斷升高，且流速的數量級遠大于密度的數量級，雖然密度逐漸下降，但變化范圍較小，促使流速在沖擊能量中起主導作用，因此在流速和密度的綜合作用下，蒸汽的熱沖擊能量逐漸增大，且在兩相鄰管件上下游間產生明顯的熱沖擊能量由大到小的周期演變過程。從圖中還可以看出，在密度變化范圍較小條件下，由于2#放汽管流速高于1#放汽管流速，導致2#放汽管內蒸汽熱沖擊能量較大。根據上述關于蒸汽熱沖擊能量的計算分析可知，彎管和三通件受到蒸汽熱沖擊能量越大，說明放汽管路上彎管和三通管部位承受蒸汽熱沖擊損壞越嚴重。

圖14示出了放汽管路數值計算結果與實驗檢測數據的對比。由于三通管件流域存在兩支放汽管的大流量蒸汽摻混，流速高且湍流脈動劇烈，熱沖擊能量大，導致三通件承受熱沖擊破損更加嚴重。

圖15給出了實際三通管熱沖擊破損分布規律。由圖可知，在三通管的匯流總管與分流支管的部位，出現明顯的凹坑和管路壁面減薄的現象，究其原因主要是高流速的蒸汽快速垂直撞擊壁面和平行方向對壁面的剪切作用，基于兩種作用方式形成了蒸汽熱沖擊效應，進而導致管路壁面呈現凹坑和減薄現象。同時，放汽管路上三通件承受熱沖擊預測數據與某實物檢測結果基本吻合，驗證了本文數值預測放汽管路熱沖擊規律的合理性和準確性。

圖13　放汽管路流體能量變化曲線Fig.13　Fluid energy curve of discharging pipe

圖14　流體能量分布規律Fig.14　Fluid energy distributions

圖15　三通管熱沖擊破損規律Fig.15　Shock damage distributions of T-junction

5　結　論

以實際典型船舶放汽管路為原型，通過CFD數值模擬的方法計算船舶蒸汽蓄熱器放汽管路內流體水動力特性，得到流速、壓力、湍動能等關鍵參數的變化規律，基于放汽管路流致振動而誘發流體熱沖擊的機理，揭示與流致振動密切相關的蒸汽熱沖擊能量圖譜。所得主要結論為在高溫高壓飽和蒸汽摻混流動作用下，三通管區域呈現蒸汽沖擊流速高，湍流脈動劇烈，壁面剪切應力大；基于蒸汽熱沖擊能量分布圖譜，放汽管路上彎管和三通管件局部區域蒸汽沖擊能量較大，其中三通管熱沖擊能量最大，可以說明放汽彎管和三通管承受熱沖擊破損較嚴重，且三通管的熱沖擊最嚴重，實物檢測破損數據驗證了數值計算預測結論。

基于船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊計算及預報分析，可知在管路制作工藝過程中應增加放汽總管（尤其三通管和直角彎頭）的材質強度，同時后期將把本文計算的熱沖擊能量圖譜應用于某大型蒸汽動力系統實驗中，進一步校核和優化蒸汽管網的支吊架設計。

符號說明

g——重力加速度，m·s-2

h——焓，kJ·kg-1

p——壓力，MPa

T——溫度，K

U——流速，m·s-1

λe——熱導率，W·m-1·K-1

μe——動力黏度，kg·m-1·s-1

ρ——密度，kg·m-3

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Prediction and investigation on thermal shock characteristics of discharging pipe for ship steam accumulator

YANG Yuanlong
(China Ship Development and Design Center, Wuhan 430064, Hubei, China)

The ship discharging pipe has characteristics of short discharging period, high thermal shock energy and large fluctuation load, which directly affect safe and steady operation of a steam accumulator. In this study, typical ship steam accumulator discharging pipe is taken as the prototype. Turbulent fluctuation is analyzed by using the standard k-ε equation. The hydrodynamic characteristics for ship steam accumulator discharging pipe are calculated by CFD simulation method. Velocity, pressure, turbulence kinetic energy and wall shear distributions are obtained. Based on the prediction mechanisms of thermal shock generated by flow induced vibration, shock energy pictures closely related to flow induced vibration are revealed. The calculated results show that during mixed flow of high temperature and pressure steam, high velocity, severe turbulence fluctuation and large wall shear occur around T-junction. Based on steam thermal shock energy pictures, thermal shock energy is higher at the elbow and T-junction, while the maximum shock energy occurs at the T-junction for discharging pipe. These calculated results predict that thermal shock damage for T-junction is more serious. The actual test data for T-junction demonstrate the numerical prediction results.

steam accumulator; discharging pipe; thermal shock characteristics

date: 2015-03-16.

YANG Yuanlong, long31609@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China (51309063).

10.11949/j.issn.0438-1157.20150322

TL 33

A

0438—1157（2015）11—4431—07

2015-03-16收到初稿，2015-07-01收到修改稿。

聯系人：楊元龍（1986—），男，工程師。

國家自然科學基金項目(51309063）。