楊元龍，李堅波，孫寶芝，楊龍濱，王興剛中國艦船研究設(shè)計中心，湖北武漢40064海軍駐上海江南造船（集團(tuán)）有限責(zé)任公司軍事代表室，上海09哈爾濱工程大學(xué)動力與能源工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱5000

船舶典型充汽管路水動力特性數(shù)值預(yù)測

楊元龍1，李堅波2，孫寶芝3，楊龍濱3，王興剛1
1中國艦船研究設(shè)計中心，湖北武漢430064
2海軍駐上海江南造船（集團(tuán)）有限責(zé)任公司軍事代表室，上海201913
3哈爾濱工程大學(xué)動力與能源工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001

建立船舶典型充汽管路三維計算模型，運(yùn)用計算流體力學(xué)方法進(jìn)行充汽管路流體水動力特性數(shù)值研究，捕捉流體壓力、流速、密度、湍流動能等關(guān)鍵參數(shù)分布規(guī)律，基于流致振動預(yù)測機(jī)理，揭示與流致振動密切相關(guān)的流體流動能量。計算結(jié)果顯示：充汽管路彎頭部位產(chǎn)生由外壁向內(nèi)壁發(fā)展的二次流動現(xiàn)象，導(dǎo)致彎頭區(qū)域呈現(xiàn)內(nèi)壁壓力小、流速高、密度小、湍流動能及耗散率高等情況；基于流體流動能量分布規(guī)律，充汽管路彎頭區(qū)域能量出現(xiàn)最大值，且彎頭內(nèi)壁流動能量高于外壁，可以預(yù)測充汽管路彎頭內(nèi)壁側(cè)承受流致振動破壞較嚴(yán)重，實(shí)際充汽管路檢測數(shù)據(jù)驗(yàn)證了數(shù)值預(yù)測結(jié)果。

充汽管路；水動力特性；流致振動

0　引言

船舶充汽系統(tǒng)管路是實(shí)現(xiàn)從增壓鍋爐向蒸汽蓄熱器供汽的關(guān)鍵管路，具有充汽負(fù)荷高、熱沖擊大、周期性頻繁波動的特點(diǎn)［1-2］。在周期性大負(fù)荷擾動的充汽過程中，充汽系統(tǒng)管路的壓力場和速度場產(chǎn)生劇烈的高頻率脈動，不僅在管路近壁區(qū)域激發(fā)很高的壁面剪切應(yīng)力，更增強(qiáng)流體湍流脈動程度，引起顯著的流體動力學(xué)效應(yīng)，從而誘發(fā)充汽管路產(chǎn)生劇烈的流致振動現(xiàn)象［3-5］。因此研究周期性大負(fù)荷擾動下充汽管路水動力特性對船用蒸汽動力系統(tǒng)控制及安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義。

目前國內(nèi)外學(xué)者針對蒸汽系統(tǒng)管路流場特征做了大量研究［6-9］，但在公開文獻(xiàn)中關(guān)于船舶充汽系統(tǒng)管路水動力及流致振動特性的研究較少。本文將以實(shí)際船舶典型充汽管路為原型，采用CFD計算流體軟件，模擬船舶典型充汽管路的流動，捕捉壓力、密度、流速等關(guān)鍵參數(shù)的分布規(guī)律，結(jié)合充汽管路流致振動的誘發(fā)機(jī)理，揭示與流致振動密切相關(guān)的流體流動能量，明晰充汽管路的“薄弱”部位，最終摸索出大負(fù)荷擾動條件下船舶充汽系統(tǒng)管路流體水動力及流致振動變化特性的預(yù)測方法。

1　物理結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格模型

圖1為船舶典型充汽系統(tǒng)管路結(jié)構(gòu)圖。充汽管外徑為0.15m，管路總長為11.2m，其包含6個直角彎頭，彎曲半徑為0.45m。

如圖2所示，充汽系統(tǒng)管路采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，筒壁處基于O型網(wǎng)格技術(shù)手段添加邊界層網(wǎng)格，網(wǎng)格近壁尺寸y+為30～40，保證近壁網(wǎng)格尺度滿足壁面率要求?；诰W(wǎng)格敏感性分析，計算域共計300 000個網(wǎng)格單元。

圖1　充汽管路結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of charging pipe

圖2　充汽管路網(wǎng)格模型Fig.2 Gridmodelof charging pipe

2　計算邊界條件

為準(zhǔn)確預(yù)測船舶充汽管路的水動力變化特性，基于實(shí)際船舶典型充汽系統(tǒng)管路的流動和傳熱參數(shù)，設(shè)置邊界計算條件：過熱蒸汽進(jìn)口壓力為6.18 MPa，進(jìn)口溫度為430℃，出口壓力為5.6 MPa，管壁滿足絕熱（管路包覆保溫層，且外表面溫度低）和無滑移邊界條件。過熱蒸汽介質(zhì)參數(shù)的計算標(biāo)準(zhǔn)均來自IAPWSIF97數(shù)據(jù)庫［10］。

3　充汽管路水動力特性預(yù)測

3.1水動力特性分析

圖3為充汽管路壓力變化云圖。由圖可知，沿著充汽管路中蒸汽介質(zhì)流動方向，蒸汽壓力逐漸降低，由于在充汽過程中，管路內(nèi)表面存在一定粗糙度，導(dǎo)致過熱蒸汽與管路產(chǎn)生摩擦阻力。同時，充汽管路上有6個直角彎頭，對蒸汽介質(zhì)產(chǎn)生局部阻力。因此，在摩擦阻力和局部阻力的綜合作用下，充汽管路的壓力不斷降低。如圖3所示，直角彎頭的外壁壓力明顯高于內(nèi)壁壓力，主要是由于在離心力的作用下，推擠彎頭中心區(qū)域的蒸汽介質(zhì)至外壁，導(dǎo)致彎頭外壁區(qū)域壓力明顯高于內(nèi)壁。

圖3　充汽管路壓力變化云圖Fig.3 Pressure contoursof charging pipe

圖4所示為充汽管路蒸汽介質(zhì)流速矢量分布規(guī)律?？梢钥闯觯刂淦苈方橘|(zhì)流動方向，蒸汽流速逐漸升高。從充汽管路6號彎頭處橫剖面流速矢量圖可以看出，由于離心力的作用誘發(fā)彎頭橫剖面產(chǎn)生二次流動，致使流速較高的蒸汽快速流向彎頭內(nèi)壁面，且彎頭中心區(qū)域流體向外壁擴(kuò)散，彎頭內(nèi)壁附近流體橫掠中心區(qū)域向外壁流動。計算結(jié)果與文獻(xiàn)［6］中的數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好。

圖4　充汽管路流速矢量分布規(guī)律Fig.4 Velocity vector distributionsof charging pipe

圖5～圖6給出了充汽管路湍流動能和湍流耗散率變化云圖。由圖可知，沿著流動方向，充汽管路湍流脈動動能和耗散率逐漸增大。由于湍流動能與蒸汽流速成正比關(guān)系，沿著充汽管路中蒸汽介質(zhì)流動方向，蒸汽介質(zhì)壓力不斷降低，流速升高，促使湍流動能和耗散率逐漸增大，且在二次流動作用下，彎頭內(nèi)壁區(qū)域的湍流動能和耗散率明顯高于外壁，增強(qiáng)湍流流體微團(tuán)之間的動量傳遞，導(dǎo)致彎管區(qū)域湍流劇烈脈動。

圖5　充汽管路湍流動能分布規(guī)律Fig.5 Turbulence kinetic energy distributions of charging pipe

圖6　充汽管路湍流耗散率分布規(guī)律Fig.6 Turbulence eddy dissipation distributionsof charging pipe

充汽管路壁面剪切應(yīng)力變化規(guī)律如圖7所示。在充汽管路直管區(qū)域，壁面剪切應(yīng)力不是很大，但在彎頭部位壁面剪切應(yīng)力突然增大，且沿著充汽介質(zhì)流動方向，流速不斷升高，剪切應(yīng)力峰值也逐漸增大。同時，由于彎頭內(nèi)壁湍流脈動更劇烈，彎頭內(nèi)壁側(cè)剪切應(yīng)力最大值約是外壁的3倍。

圖7　充汽管路壁面剪切應(yīng)力分布規(guī)律Fig.7 Wall shear distributionsof charging pipe

3.2流致振動預(yù)測分析

圖8～圖9示出了充汽管路流速分布曲線和云圖。充汽管路內(nèi)蒸汽流速呈先快速升高再急劇降低的變化規(guī)律，究其原因主要是沿著流動方向壓力不斷減小，促使流速快速升高，并由于彎管部位二次流動的作用，導(dǎo)致流速急劇升高。因此在兩相鄰彎管間，呈流速由高到低的周期性變化規(guī)律，且由于彎管沿程連續(xù)作用，導(dǎo)致蒸汽流速快速升高。

圖８　充汽管路流速變化曲線Fig.8 Velocity curve of charging pipe

圖9　流速局部分布規(guī)律Fig.9 Local velocity distributions

圖10～圖11給出了充汽管路內(nèi)蒸汽密度變化曲線和云圖。由圖可知，沿著充汽管路蒸汽流動方向，蒸汽密度呈先快速降低再逐漸升高的分布規(guī)律。主要是由于沿著流動方向，壓力降低，蒸汽流速升高，在質(zhì)量流量守恒條件下，可壓縮過熱蒸汽的密度不斷降低。但由于彎管區(qū)域流速急劇升高，進(jìn)而導(dǎo)致彎管部位密度快速減小。因此在兩相鄰彎管間，出現(xiàn)明顯的蒸汽密度由小到大的周期性變化過程，且由于彎管沿程連續(xù)作用，導(dǎo)致蒸汽密度不斷減小。

圖10　充汽管路內(nèi)蒸汽密度變化曲線Fig.10 Steam density curve of charging pipe

圖11　充汽管路內(nèi)蒸汽密度變化云圖Fig.11 Steam density contoursof charging pipe

流致振動的誘發(fā)機(jī)理主要包括湍流激振、流體彈性不穩(wěn)定、漩渦脫落和聲共振。文獻(xiàn)［5］指出，湍流激振、流體彈性不穩(wěn)定是流體誘導(dǎo)振動的主要機(jī)理。對于流動機(jī)制復(fù)雜的船舶充汽系統(tǒng)管路，湍流誘導(dǎo)充汽管路的壓力和速度產(chǎn)生隨機(jī)性的脈動，而脈動的壓力和速度場產(chǎn)生的湍流激振力不斷供給管子能量，管子吸收能量產(chǎn)生振動且引起顯著的流體動力效應(yīng)。因此，基于湍流激振、流體彈性不穩(wěn)定2種機(jī)理，誘發(fā)充汽管路流致振動的激振力與流體流動的能量成正比關(guān)系，其中流體流動能量等于流體平均密度ρ乘以流速U的平方值［3-5］，即ρU2。

圖12～13給出了充汽管路流體流動能量分布曲線和云圖。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，蒸汽流速和密度的綜合作用，導(dǎo)致在兩相鄰彎管間出現(xiàn)明顯的流體流動能量由大到小的周期性變化過程，且由于彎管沿程連續(xù)作用，導(dǎo)致流體流動能量不斷增大?；谏鲜龅牧髦抡駝宇A(yù)測分析機(jī)理，彎管部位流體流動能量更大，預(yù)示充汽管路的彎管區(qū)域承受流致振動破損更嚴(yán)重。

圖12　充汽管路流體流動能量變化曲線Fig.12 Fluid energy curve of charging pipe

圖13　流體流動能量分布規(guī)律Fig.13 Fluid flow energy distributions

圖14顯示了充汽管路彎管部位流致振動預(yù)測數(shù)據(jù)與實(shí)際彎頭檢測結(jié)果的對比。由于彎管區(qū)域二次流動的影響，促使彎管內(nèi)側(cè)流速高，流體流動能量大，從而導(dǎo)致充汽管路內(nèi)部區(qū)域承受流致振動破損更加嚴(yán)重，另外彎頭部位流致振動數(shù)值預(yù)測與實(shí)際船舶充汽管路檢測結(jié)果基本吻合，驗(yàn)證了數(shù)值方法預(yù)測充汽管路流致振動分布規(guī)律的可行性和準(zhǔn)確性。

圖14　流體流動能量局部分布規(guī)律Fig.14 Local fluid energy distributions

4　結(jié)論

本文通過建立船舶典型充汽管路三維計算模型，運(yùn)用CFD方法開展充汽管路系統(tǒng)水動力特性的數(shù)值研究，明晰了壓力、流速、密度、湍流動能等關(guān)鍵參數(shù)的分布規(guī)律，并基于流致振動預(yù)測機(jī)理揭示了與流致振動密切相關(guān)的流體流動能量。主要結(jié)論如下：

1）在離心力作用下，充汽管路彎頭部位產(chǎn)生由外壁向內(nèi)壁發(fā)展的二次流動現(xiàn)象；

2）二次流動導(dǎo)致彎頭區(qū)域內(nèi)壁壓力小、流速高、密度小、湍流動能及耗散率高，外壁壓力大、流速低、密度大、湍流動能及耗散率低；

3）基于流體流動能量分布規(guī)律，充汽管路彎頭部位流動能量出現(xiàn)最大值，且彎頭內(nèi)壁流動能量高于外壁，可以預(yù)測充汽管路彎頭內(nèi)壁側(cè)承受流致振動破壞較嚴(yán)重，實(shí)際充汽管路破損數(shù)據(jù)驗(yàn)證了本文CFD預(yù)測結(jié)果。

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［責(zé)任編輯：田甜］

Num erical prediction on the hydrodynamic characteristics for typical ship charging pipes

YANGYuanlong1，LIJianbo2，SUN Baozhi3，YANG Longbin3，WANGXinggang1
1 China Ship Development and Design Center，Wuhan 430064，China
2 Naval Military Representative Office in Jiangnan Shipyard（Group）Co.，Ltd.，Shanghai201913，China
3 College of Power and Energy Engineering，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China

A three dimensional calculation model of typical ship charging pipes is established in this paper，where its hydrodynamic characteristics are investigated using the CFD method.The distribution of key parameters such as pressure，velocity，density，and turbulence kinetic energy are obtained.Based on the prediction mechanism of flow induced vibration，the flow energy，which is closely related to flow induced vibration，is revealed.The calculated results show that the secondary flow phenomenon，occurring from the outer wall to the inner wall，is most prominent at the elbow of charging pipes.This secondary flow could lead to low pressure and density，higher velocity and turbulence kinetic energy with the region. Based on fluid flow-energy distributions，the flow-energy are estimated to reach its maximum value at the elbow；meanwhile，the flow-energy for the inner wall will be higher than that for the outer wall.These hydrodynamic results suggest that the flow induced vibration damage for the inner wall around the elbow could be rather serious，which is then verified with actual test data.

charging pipe；hydrodynamic characteristics；flow induced vibration

U664.5

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2015.04.020

2014-09-01網(wǎng)絡(luò)出版時間：2015-7-29 9:23:57

楊元龍（通信作者），男，1986年生，碩士，助理工程師。研究方向：艦船蒸汽動力系統(tǒng)性能仿真及設(shè)計。E-mail：long31609@163.com