燃氣輪機陸基試驗臺進氣系統阻力模擬裝置氣動性能數值分析

征建生， 朱海鵬， 賈新旺

(1． 中國船舶集團有限公司第七○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)

現代艦船的動力裝置性能對其整船的巡航速度、機動性等至關重要。燃氣輪機具有起動速度快、功率密度大的優勢，與艦船性能要求較為匹配，因此成為現代艦船動力的優先選擇[1]。燃氣輪機的性能在實船應用時除了受到自身性能的限制外，還受到進排氣系統性能的影響，因為燃氣輪機壓氣機壓縮效率、喘振裕度等均與進氣流場相關，所以進氣流場的均勻性和進氣壓力損失成為考核燃氣輪機進氣系統的重要技術指標[2]。由于在實船應用時進氣系統的設計受到艦船空間、安裝位置等各因素的影響，進氣系統設計無法遵循流體流動規律，進氣系統進氣阻力較大，燃氣輪機進口截面總壓損失較多，進口截面流動不均勻[3-4]。

本文設計了一種燃氣輪機陸基試驗臺進氣系統阻力裝置，模擬實船應用時進氣阻力，采用CFD數值模擬分析該阻力模擬裝置的節流板在各狀態下對燃氣輪機進口流場均勻性及阻力的影響，并通過對比試驗測得的總壓損失與數值模擬結果，證明數值計算模型的可靠性。數值模擬結果對節流板的設計、安裝提供了重要的參考依據。

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：

連續方程

(1)

動量方程

(2)

能量方程

(3)

式中：τij為粘性應力，N/m2；ui為速度分量，m/s；p為壓力，Pa；e為單位質量的內能，J；k為熱傳導系數；T為溫度，K；ρ為密度，kg/m3。

1.2 進氣系統物理模型

圖1為燃氣輪機陸基試驗臺進氣系統結構及尺寸示意圖，空氣從進氣窗流入，經過濾結構去除空氣中雜質，再經過阻力模擬裝置后，經燃氣輪機進口，進入燃氣輪機。其中阻力模擬裝置由5個節流板組成，設置在進氣道同一截面，用于模擬艦船進氣系統阻力。該阻力模擬裝置的單個節流板結構如圖2(a)所示，其中節流板寬度a為330 mm，節流板厚度b為50 mm。圖2(b)與圖2(c)為節流板兩種偏轉方式，α表示節流板順時針偏轉后與水平面的夾角，β表示節流板逆時針偏轉后與水平面的夾角。

圖1 陸基試驗臺進氣系統

圖2 陸基試驗臺進氣系統節流板結構示意圖

1.3 邊界條件

采用商用軟件ANSYS—FLUENT模塊進行數值模擬，為使數據具有可比性，各個模型的邊界條件保持一致，進出口及固體壁面條件給定如下：進口采用質量流量進口邊界條件，進氣溫度為300 K，工作環境壓力為101 325 Pa；出口采用壓力出口邊界條件，工作環境壓力為101 325 Pa；進氣百葉窗和過濾結構設置為多孔介質邊界，具體設置詳見1.4節；進氣系統壁面采用絕熱無滑移壁面條件，湍流模型采用標準k-ε模型，流動控制方程采用二階迎風差分格式離散，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為10-6。

1.4 多孔介質邊界

為簡化模型，提高數值模擬的計算效率，在計算域內將進氣窗與過濾裝置設置為壓力階躍面，其壓力損失特性依靠多孔介質模型來反映，其控制方程的動量源項由粘性損失項和內部損失項兩部分組成。將有限厚度的多孔介質模型的壓力變化定義為Darcy定律和附加慣性損失項，可表示為[6]：

(4)

式中：μ為運動粘度，m2/s；γ是介質的滲透率，m2；C2為壓力階躍系數，m-1；v是介質表面的法向速度，m/s；Δm為介質厚度，m。根據實驗數據和已知參數，結合公式，可分別得到進氣窗和過濾裝置的壓力階躍參數。進氣窗：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 數值模擬結果與分析

2.1 進氣道內流速分布

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

隨著節流板逐漸順時針偏轉，下游的回流區轉移至節流板前。從圖3(b)可以看出節流板順時針偏轉α=40°時，節流板底部產生的回流區域擴大，下游主流流速分布較為均勻，改善了燃氣輪機入口流速分布，燃氣輪機入口回流區消失。當節流板偏轉角α=90°時，節流板底部回流區擴散至整個下游區域，如圖3(c)所示。但若節流板逆時針偏轉β=40°，回流區域逐漸匯集到下流頂部，主流空氣流經底部進入燃氣輪機入口，并在燃氣輪機入口頂部再次形成回流區域，如圖3(d)所示，燃氣輪機入口流速分布較不均勻。

(a) α=0°

2.2 進氣系統總壓損失分布

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

(a) α=0°

2.3 燃氣輪機入口氣動性能分析

圖5為燃氣輪機進口截面空氣流速分布。橫坐標y表示水平面上位置坐標，縱坐標z表示豎直方向位置坐標。可以看出隨著節流板偏轉，燃氣輪機進口截面頂部區域低速區逐漸擴大，但進口截面高速區域更加均勻。從圖5(a)可以看出，燃氣輪機進口空氣流動中心分布在燃氣輪機進口截面幾何中心處，隨著節流板的偏轉，空氣流動中心逐漸下移，當α=90°時空氣流動中心位置下移最多。節流板繼續偏轉，流動中心逐漸上移直至恢復。

(a) α=0°

圖6為燃氣輪機進口截面空氣總壓損失分布圖，從圖中可以看出隨著節流板偏轉角度的增大，燃氣輪機進口截面空氣總壓損失呈現增大的趨勢。以α=0°時總壓損失為基準，當α=40°時總壓損失增大13.7%，當α=90°時總壓損失增大275.5%。節流板偏轉方式相比：逆時針偏轉引起的總壓損失要大于順時針偏轉，且在30°～60°之間兩種偏轉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 燃氣輪機進口空氣總壓損失

采用相對標準偏差法對燃氣輪機進口速度場分布均勻性進行評價：

(5)

(6)

(7)

式中：CV為速度相對標準偏差；σV為速度標準偏差，m/s；V為截面速度的平均值，m/s；n為速度截面的測點數；Vi為截面測點i的速度，m/s。

圖7為燃氣輪機進口截面速度不均勻度隨節流板偏轉角度變化趨勢，可以看出兩種偏轉方式隨著偏轉角的增大進口截面不均勻度先逐漸增大，在偏轉角60°時達到峰值，隨后不均勻度降低。另外，逆時針偏轉對燃氣輪機進口截面不均勻度的影響要大于順時針偏轉，在偏轉角50°時兩種偏轉方式不均勻度最大相差18.7%。

圖7 燃氣輪機進口截面速度不均勻度

3 試驗驗證

在安裝有阻力模擬裝置的陸基試驗臺燃氣輪機入口和進氣道入口布置總壓探針，測量兩處的總壓。當燃氣輪機到達額定工況后，節流板偏轉，測量不同偏轉角時燃氣輪機進口總壓損失。圖8為試驗與數值模擬結果的對比，由圖可知試驗與數值模擬結果基本相同。在偏轉角度較低時總壓損失變化較小，隨著偏轉角度高于40°后，總壓損失開始急劇增大。順時針偏轉試驗與數值模擬結果最大相差9.2%，逆時針偏轉兩者最大相差8.5%，驗證了本文計算模型及相關分析的可靠性。

(a) 順時針偏轉

4 結論

通過對燃氣輪機陸基試驗臺進氣系統阻力模擬裝置的數值模擬和試驗研究，得出以下結論:

1) 節流板順時針偏轉，該裝置后下流底部產生的回流區域逐漸擴大，下游主流流速分布較均勻，改善了燃氣輪機入口流速分布。當偏轉角90°時回流區擴散至整個下游區域。

2) 節流板順時針偏轉，該裝置后的回流區域上部來流縮小了燃氣輪機入口回流區影響的范圍。節流板逆時針偏轉在頂部引起的回流區受來流的影響較大，壓縮了來流的流通面積，造成下游區域流通緩慢，總壓損失增大。

3) 節流板偏轉擴大燃氣輪機進口截面頂部區域低速區，使得燃氣輪機進口截面高速區域更加均勻。節流板偏轉方式相比；逆時針偏轉引起的總壓損失要大于順時針偏轉，其中β=50°與α=50°相比總壓損失最大相差27.7%。

4) 兩種偏轉方式均會增大燃氣輪機進口截面不均勻度，且在偏轉角60°時達到峰值。逆時針偏轉對燃氣輪機進口截面不均勻度的影響要大于順時針偏轉。

5) 試驗驗證了數值計算模型和分析的可靠性，為阻力模擬裝置的設計、安裝提供重要理論依據。