船用大壓降給水管道多級孔板設計及節流特性研究

楊元龍，鄭 文

(1.中國艦船研究設計中心，武漢430064;2.武漢船舶設計研究所，武漢430064)

船用大壓降給水管道多級孔板設計及節流特性研究

楊元龍1，鄭 文2

(1.中國艦船研究設計中心，武漢430064;2.武漢船舶設計研究所，武漢430064)

為減少大壓降給水管道振動和噪聲,確保船舶汽水系統的穩定循環特性,以某船用大壓降給水管道為原型,采用CFD數值模擬的方法分析六級同心孔板和六級偏心孔板的壓降特性、流場結構及湍流脈動規律,計算結果表明,六級偏心節流孔板適用于大壓降短管距的船舶給水管路系統。數值計算的結果與理論設計吻合較好。

多級節流孔板;給水管道;汽蝕

節流孔板廣泛應用于船舶汽水系統,作為船舶系統管網內流體壓力和流量匹配的關鍵裝置,其主要運行原理是由于孔板限流產生局部阻力,促使孔板上下游產生壓降,進而達到節流降壓的設計目的。對于大壓降系統管路,由于節流孔板前后阻塞壓差的存在,布置單級節流孔板極易誘發流體汽蝕而導致管路發生劇烈振動和噪音［1-2］。對于具有給水循環流量大、溫度高、壓降大及管道距離短等運行和結構特點的船用給水管路系統,必須采用多級節流孔板來降低管路系統壓力［3］。

目前國內外學者針對節流孔板結構的理論設計和數值優化做了大量分析研究［4-7］。但少見關于船舶大壓降給水管道節流孔板設計與分析的文獻報道。文中基于某大型陸上試驗測量數據作為計算邊界條件,根據多級節流孔板的設計方法和原則,對船用大壓降給水管道多級節流孔板進行結構設計,采用CFD數值模擬的手段對六級同心孔板和六級偏心孔板的節流特征開展研究,并詳細分析了給水管路孔板局部流域的壓力、流速和湍動能等關鍵水力參數的變化特性及影響因素,討論適用于船舶大壓降給水管道的多級節流孔板結構形式和布置方式。

1 數值方法敏感性驗證

以某船用給水管道單級節流孔板為原型,采用ICEM CFD軟件進行物理建模,基于O網格技術實現非結構化網格劃分,利用CFX 12軟件對網格模型進行前處理、計算求解和后處理。同時,為減少離散解的產生,降低方程計算的偽擴散性,采用全隱式耦合算法迭代計算求解流速和壓力的耦合過程。

計算邊界參數設置為:進口壓力為4.5 MPa,給水溫度為104.5℃,出口壓力為0.13 MPa,管壁為絕熱條件和無滑移邊界條件,給水物性參數的計算標準均來自IAPWS IF97數據庫。

結合來自于試驗數據的計算邊界條件,開展單級節流孔板壓降特性分析,以驗證數值方法的敏感性和準確性。給水管道單級節流孔板前后流域壓力變化規律見圖1、2,在節流孔板上游區域壓力為4.5 MPa,給水流經孔板后,在節流孔板的局部阻力作用下,促使流體壓力快速降低,導致節流孔板下游區域給水壓力約為0.1MPa,同時數值計算的壓力曲線與試驗測量數據基本吻合,驗證了CFD數值計算方法的可靠性和計算結果的準確性。

2 多級節流孔板設計

根據參考文獻［1］中的設計方法,各級節流孔板的壓降按照幾何級數遞減設計原則,即第一級節流孔板的壓降為Δp1,第二級節流孔板的壓降為Δp1/2,第三級節流孔板壓降為Δp1/22,…,第n級節流孔板的壓降為Δp1/2n-1,最后一級孔板的節流輸出壓力為設計目標壓力。

圖1 孔板壓力變化

圖2 孔板壓力分布

針對大壓降的船用給水管路,為防止節流孔板發生汽蝕現象而導致管道劇烈振動和噪聲,在節流孔板設計過程中,采用多級降壓的方式,確保各級孔板節流后壓力高于流體飽和壓力。根據參考文獻［1］和［8］的設計原則和方法,結合試驗測量數據:給水流量為50 t/h,溫度為104.5℃,密度為955 kg/m3,進口壓力為4.5 MPa,背壓為0.13 MPa,對船用給水系統管道多級節流孔板進行結構設計,計算參數詳見表1。

表1 節流孔板計算 mm

3 六級孔板節流特性分析

3.1 六級同心孔板節流特性分析

基于上述六級孔板結構設計參數,將1～6號孔板的間距設置為55,55,55,40,40 mm,進行六級孔板幾何建模,見圖3。

如圖4所示,給水管路及節流孔板采用結構化網格方式進行網格劃分,管壁利用O網格方法添加邊界層網格,并進行局部網格細化?；诰W格無關解的計算分析,計算域共計230 000個網格單元。

圖3 六級節流孔板結構

圖4 網格模型

六級同心節流孔板前后流線分布規律見圖5、6。由圖5、6可見,第一級孔板上游給水以較低流速流過孔板,孔板的節流作用導致第一級節流孔板下游流速急劇升高,形成流體射流現象。沿著流體流動方向,節流孔板開孔直徑依次增大,且流體流動未達到完全發展,導致流體射流程度減弱。

圖5 同心孔板流動分布規律

圖6 同心孔板流速分布

六級同心節流孔板前后流速矢量分布見圖7。由圖7可知,流體快速穿過六級節流孔板過程中誘發的射流效應,對各級孔板之間的流域產生卷吸作用,導致各級孔板之間流體形成了局部渦流區域,極易導致管道和孔板的低頻振動。

六級同心節流孔板湍動能分布規律見圖8。由圖8可知,管路上游的節流孔板區域流體流動湍動能較高,最大值達到380 m2/s2,增強湍流流體微團之間的動量傳遞,導致管路上游孔板區域強烈脈動。沿著流體流動的方向,流體射流效應減弱,流體流速不斷下降,流速梯度減小,促使流體湍流脈動強度逐漸降低。

圖7 同心孔板流速矢量分布規律

圖8 同心孔板湍動能分布

六級節流孔板壓力和流速的變化見圖9。

圖9 同心孔板壓力和流速分布曲線

從圖9可以看出,第一級節流孔板上游流體的流速為6 m/s,流經第一級孔板的開孔時,流速快速升高至約120m/s,流體速度相應增大20倍。在第一級孔板下游流域,流體流速逐漸下降,直至給水管路出口。從圖9還可以發現,由于第一級孔板區域的流速急劇增大,流體的靜壓能轉換為動壓能,導致在第一級節流孔板局部流域的流體壓力急劇降低。在第一級孔板下游流域,隨著各級孔板的開孔直徑增大,流體速度逐漸減小,促使流體動壓能轉換為靜壓能,流體壓力不斷升高,壓力變化見圖10。

但流體壓力不會完全上升至管路孔板上游流體壓力,主要是由于各級孔板下游形成大尺寸的流體漩渦(見圖7),渦流的能量耗散轉變為流體的熱力學能,因此六級孔板節流后壓力不能上升至管路孔板的上游流體壓力。

圖10 同心孔板壓力分布云圖

從圖9可見,在第一級節流孔板與第六級孔板之間的流域形成了長度約為200 mm的局部負壓區域,其流體壓力低于給水溫度為104.5℃對應的飽和壓力0.118 8 MPa,導致流體發生汽蝕現象,進而引發流體的阻塞流動,從而易導致給水管路孔板的高頻振動。

3.2 六級偏心孔板節流特性分析

為優化大壓降小管距的給水管路多級孔板的節流特性,結合實際船舶管路孔板設計經驗,將六級同心孔板設置為六級偏心孔板,開孔的偏心距設計為8 mm,并開展六級偏心孔板節流特性的計算分析。

六級偏心節流孔板前后流線分布見圖11。由圖11可知,流體以較高流速穿過第一級節流孔板的下游區域時,由于節流孔板的偏心結構,改善流體的流動水力結構,流體并未產生嚴重的射流現象。

圖11 偏心孔板流動分布

六級偏心孔板前后區域流速矢量分布見圖12。沿著給水管路中流體的流動方向,部分相鄰的兩級孔板之間形成小尺寸的漩渦。究其原因主要是第一級至第六級偏心孔板結構的逐級導流作用,規避節流孔板區域流體射流和射流現象的發生,降低各級孔板之間渦流的誘發概率,減小流體局部渦流的尺度,因此減緩了管道和孔板的低頻振動。

六級偏心節流孔板湍動能分布見圖13、14。

圖12 偏心孔板流速矢量分布

圖13 偏心孔板湍動能橫截面分布規律

圖14 偏心孔板湍動能縱截面分布規律

由圖13、14可知,在偏心孔板的導流作用下,降低流體微團的湍流脈動,且各級偏心節流孔板之間的流體湍動能分布比較均勻,其中湍動能的最大值約為40 m2/s2,遠小于六級同心孔板的湍動能最高值。

六級偏心孔板流速變化見圖15～17。

圖15 偏心孔板流速分布

由圖可知,由于各級偏心孔板的導流作用,在兩相鄰孔板間出現明顯的流體速度由小到大的周期性變化過程,且由于各級偏心節流孔板沿程連續作用,導致流體的速度逐漸降低。流體的最高速度約為53 m/s,降低了流體的沖擊動能,弱化流體對管路和孔板的沖擊,減緩了給水管路的振動。

圖16 偏心孔板流速橫截面分布

圖17 偏心孔板流速縱截面分布

六級偏心孔板的壓力變化見圖18～20。

圖18 偏心孔板壓力分布

圖19 偏心孔板壓力縱截面分布

圖20 偏心孔板壓力橫截面分布

沿著給水的流動方向,流體壓力逐漸降低。主要是由于偏心孔板的導流作用,強化偏心孔板附近區域的流體能量耗散,導致大部分動壓能轉換為熱能,少部分動壓轉換為靜壓,因此流體的壓力不斷降低。各級偏心孔板節流下游流域沒有負壓區產生,且孔板節流后的流體壓力均高于給水溫度為104.5℃對應的飽和壓力0.118 8MPa,因此避免流體發生汽蝕現象,減少船舶給水管路系統的高頻振動。數值計算壓力曲線與理論設計數值吻合較好。

4 結論

1)節流孔板下游產生渦流,誘發流體流動能量耗散,促使流體部分動壓能轉換為靜壓能,導致節流孔板下游壓力不能恢復至孔板上游壓力。

2)六級同心節流孔板會導致孔板下游產生大尺度渦流和汽蝕現象,極易誘發管路振動,不適用于大壓降小管距的船舶給水管路系統。

3)六級偏心節流孔板能減小渦流尺度,抑制孔板汽蝕現象,發揮孔板限流降壓功效,減緩流體沖擊管壁的動量,規避大壓降小管距的船舶給水管路劇烈振動和噪聲。

［1］張寶峰.多級節流孔板的設計計算［J］.西北電力技術,2005(5):27-30.

［2］聶 方,張 賢,董 君.凝結水泵再循環管道上調節閥和節流孔板的選型計算分析［J］.節能技術, 2011,29(1):470-473.

［3］李 妍,陸道綱,曾小康.適用于大壓降小間距管道的節流件設計及分析［J］.核動力工程,2013,34(4): 126-129.

［4］王秋穎.船用蒸汽管道系統振動及抗沖擊特性有限元仿真分析［J］.船海工程,2007,36(5):69-72.

［5］YAN Y,THORPE R B.Flow regime transition due to cavitation in the flow through an orifice［J］.International Journal of Multiphase Flow,1990,16(6):1023-1045.

［6］趙繼剛,劉德榮.化工行業水泵再循環管道節流孔板的選型計算［J］.當代化工,2012,41(11):1232-1234.

［7］靈 敏,李洪林.大壓降短距離管道節流孔板數值模擬研究 ［J］.長江大學學報:自然科學版,2011,8 (2):68-70.

［8］電力工業部.DL/T 5054-1996火力發電廠汽水管道設計技術規定［S］.1996.

Design of the Multistage Orifice Plate and Throttle Characteristics for Marine Feed Pipe with Large Pressure Drop

YANG Yuan-long1,ZHENG Wen2
(1 China Ship Development and Design Center,Wuhan 430064,China; 2Wuhan Ship Development Design Institute,Wuhan 430064,China)

In order to reduce vibration and noise from feed pipe with large pressure drop and ensure stable ship steam and water circle characteristics,multistage throttle orifice need to be designed reasonably.Taking the feed pipe with large pressure drop as the prototype,the CFDmethod is utilized to analyze numerically the pressure drop,flow field structure and turbulent distributions in detail between concentric and eccentric orifice plate.The calculated results show that the six-stage eccentric orifice plate is suitable to the feed pipeline system with large pressure drop and small space.The numerical simulation results agreed with those of theatrical design well.

multistage throttle orifice;feed pipe;cavitation

10.3963/j.issn.1671-7953.2015.03.039

U664.5

A

1671-7953(2015)03-0164-05

2015-02-28

修回日期:2015-03-05

國家自然科學基金資助項目(51309063)

楊元龍(1986-),男,碩士,助理工程師

研究方向:艦船蒸汽動力系統性能仿真及設計

E-mail:long31609@163.com