船用大压降给水管道多级孔板设计及节流特性研究

杨元龙，郑 文

(1.中国舰船研究设计中心，武汉430064;2.武汉船舶设计研究所，武汉430064)

船用大压降给水管道多级孔板设计及节流特性研究

杨元龙1，郑 文2

(1.中国舰船研究设计中心，武汉430064;2.武汉船舶设计研究所，武汉430064)

为减少大压降给水管道振动和噪声,确保船舶汽水系统的稳定循环特性,以某船用大压降给水管道为原型,采用CFD数值模拟的方法分析六级同心孔板和六级偏心孔板的压降特性、流场结构及湍流脉动规律,计算结果表明,六级偏心节流孔板适用于大压降短管距的船舶给水管路系统。数值计算的结果与理论设计吻合较好。

多级节流孔板;给水管道;汽蚀

节流孔板广泛应用于船舶汽水系统,作为船舶系统管网内流体压力和流量匹配的关键装置,其主要运行原理是由于孔板限流产生局部阻力,促使孔板上下游产生压降,进而达到节流降压的设计目的。对于大压降系统管路,由于节流孔板前后阻塞压差的存在,布置单级节流孔板极易诱发流体汽蚀而导致管路发生剧烈振动和噪音［1-2］。对于具有给水循环流量大、温度高、压降大及管道距离短等运行和结构特点的船用给水管路系统,必须采用多级节流孔板来降低管路系统压力［3］。

目前国内外学者针对节流孔板结构的理论设计和数值优化做了大量分析研究［4-7］。但少见关于船舶大压降给水管道节流孔板设计与分析的文献报道。文中基于某大型陆上试验测量数据作为计算边界条件,根据多级节流孔板的设计方法和原则,对船用大压降给水管道多级节流孔板进行结构设计,采用CFD数值模拟的手段对六级同心孔板和六级偏心孔板的节流特征开展研究,并详细分析了给水管路孔板局部流域的压力、流速和湍动能等关键水力参数的变化特性及影响因素,讨论适用于船舶大压降给水管道的多级节流孔板结构形式和布置方式。

1 数值方法敏感性验证

以某船用给水管道单级节流孔板为原型,采用ICEM CFD软件进行物理建模,基于O网格技术实现非结构化网格划分,利用CFX 12软件对网格模型进行前处理、计算求解和后处理。同时,为减少离散解的产生,降低方程计算的伪扩散性,采用全隐式耦合算法迭代计算求解流速和压力的耦合过程。

计算边界参数设置为:进口压力为4.5 MPa,给水温度为104.5℃,出口压力为0.13 MPa,管壁为绝热条件和无滑移边界条件,给水物性参数的计算标准均来自IAPWS IF97数据库。

结合来自于试验数据的计算边界条件,开展单级节流孔板压降特性分析,以验证数值方法的敏感性和准确性。给水管道单级节流孔板前后流域压力变化规律见图1、2,在节流孔板上游区域压力为4.5 MPa,给水流经孔板后,在节流孔板的局部阻力作用下,促使流体压力快速降低,导致节流孔板下游区域给水压力约为0.1MPa,同时数值计算的压力曲线与试验测量数据基本吻合,验证了CFD数值计算方法的可靠性和计算结果的准确性。

2 多级节流孔板设计

根据参考文献［1］中的设计方法,各级节流孔板的压降按照几何级数递减设计原则,即第一级节流孔板的压降为Δp1,第二级节流孔板的压降为Δp1/2,第三级节流孔板压降为Δp1/22,…,第n级节流孔板的压降为Δp1/2n-1,最后一级孔板的节流输出压力为设计目标压力。

图1 孔板压力变化

图2 孔板压力分布

针对大压降的船用给水管路,为防止节流孔板发生汽蚀现象而导致管道剧烈振动和噪声,在节流孔板设计过程中,采用多级降压的方式,确保各级孔板节流后压力高于流体饱和压力。根据参考文献［1］和［8］的设计原则和方法,结合试验测量数据:给水流量为50 t/h,温度为104.5℃,密度为955 kg/m3,进口压力为4.5 MPa,背压为0.13 MPa,对船用给水系统管道多级节流孔板进行结构设计,计算参数详见表1。

表1 节流孔板计算 mm

3 六级孔板节流特性分析

3.1 六级同心孔板节流特性分析

基于上述六级孔板结构设计参数,将1～6号孔板的间距设置为55,55,55,40,40 mm,进行六级孔板几何建模,见图3。

如图4所示,给水管路及节流孔板采用结构化网格方式进行网格划分,管壁利用O网格方法添加边界层网格,并进行局部网格细化。基于网格无关解的计算分析,计算域共计230 000个网格单元。

图3 六级节流孔板结构

图4 网格模型

六级同心节流孔板前后流线分布规律见图5、6。由图5、6可见,第一级孔板上游给水以较低流速流过孔板,孔板的节流作用导致第一级节流孔板下游流速急剧升高,形成流体射流现象。沿着流体流动方向,节流孔板开孔直径依次增大,且流体流动未达到完全发展,导致流体射流程度减弱。

图5 同心孔板流动分布规律

图6 同心孔板流速分布

六级同心节流孔板前后流速矢量分布见图7。由图7可知,流体快速穿过六级节流孔板过程中诱发的射流效应,对各级孔板之间的流域产生卷吸作用,导致各级孔板之间流体形成了局部涡流区域,极易导致管道和孔板的低频振动。

六级同心节流孔板湍动能分布规律见图8。由图8可知,管路上游的节流孔板区域流体流动湍动能较高,最大值达到380 m2/s2,增强湍流流体微团之间的动量传递,导致管路上游孔板区域强烈脉动。沿着流体流动的方向,流体射流效应减弱,流体流速不断下降,流速梯度减小,促使流体湍流脉动强度逐渐降低。

图7 同心孔板流速矢量分布规律

图8 同心孔板湍动能分布

六级节流孔板压力和流速的变化见图9。

图9 同心孔板压力和流速分布曲线

从图9可以看出,第一级节流孔板上游流体的流速为6 m/s,流经第一级孔板的开孔时,流速快速升高至约120m/s,流体速度相应增大20倍。在第一级孔板下游流域,流体流速逐渐下降,直至给水管路出口。从图9还可以发现,由于第一级孔板区域的流速急剧增大,流体的静压能转换为动压能,导致在第一级节流孔板局部流域的流体压力急剧降低。在第一级孔板下游流域,随着各级孔板的开孔直径增大,流体速度逐渐减小,促使流体动压能转换为静压能,流体压力不断升高,压力变化见图10。

但流体压力不会完全上升至管路孔板上游流体压力,主要是由于各级孔板下游形成大尺寸的流体漩涡(见图7),涡流的能量耗散转变为流体的热力学能,因此六级孔板节流后压力不能上升至管路孔板的上游流体压力。

图10 同心孔板压力分布云图

从图9可见,在第一级节流孔板与第六级孔板之间的流域形成了长度约为200 mm的局部负压区域,其流体压力低于给水温度为104.5℃对应的饱和压力0.118 8 MPa,导致流体发生汽蚀现象,进而引发流体的阻塞流动,从而易导致给水管路孔板的高频振动。

3.2 六级偏心孔板节流特性分析

为优化大压降小管距的给水管路多级孔板的节流特性,结合实际船舶管路孔板设计经验,将六级同心孔板设置为六级偏心孔板,开孔的偏心距设计为8 mm,并开展六级偏心孔板节流特性的计算分析。

六级偏心节流孔板前后流线分布见图11。由图11可知,流体以较高流速穿过第一级节流孔板的下游区域时,由于节流孔板的偏心结构,改善流体的流动水力结构,流体并未产生严重的射流现象。

图11 偏心孔板流动分布

六级偏心孔板前后区域流速矢量分布见图12。沿着给水管路中流体的流动方向,部分相邻的两级孔板之间形成小尺寸的漩涡。究其原因主要是第一级至第六级偏心孔板结构的逐级导流作用,规避节流孔板区域流体射流和射流现象的发生,降低各级孔板之间涡流的诱发概率,减小流体局部涡流的尺度,因此减缓了管道和孔板的低频振动。

六级偏心节流孔板湍动能分布见图13、14。

图12 偏心孔板流速矢量分布

图13 偏心孔板湍动能横截面分布规律

图14 偏心孔板湍动能纵截面分布规律

由图13、14可知,在偏心孔板的导流作用下,降低流体微团的湍流脉动,且各级偏心节流孔板之间的流体湍动能分布比较均匀,其中湍动能的最大值约为40 m2/s2,远小于六级同心孔板的湍动能最高值。

六级偏心孔板流速变化见图15～17。

图15 偏心孔板流速分布

由图可知,由于各级偏心孔板的导流作用,在两相邻孔板间出现明显的流体速度由小到大的周期性变化过程,且由于各级偏心节流孔板沿程连续作用,导致流体的速度逐渐降低。流体的最高速度约为53 m/s,降低了流体的冲击动能,弱化流体对管路和孔板的冲击,减缓了给水管路的振动。

图16 偏心孔板流速横截面分布

图17 偏心孔板流速纵截面分布

六级偏心孔板的压力变化见图18～20。

图18 偏心孔板压力分布

图19 偏心孔板压力纵截面分布

图20 偏心孔板压力横截面分布

沿着给水的流动方向,流体压力逐渐降低。主要是由于偏心孔板的导流作用,强化偏心孔板附近区域的流体能量耗散,导致大部分动压能转换为热能,少部分动压转换为静压,因此流体的压力不断降低。各级偏心孔板节流下游流域没有负压区产生,且孔板节流后的流体压力均高于给水温度为104.5℃对应的饱和压力0.118 8MPa,因此避免流体发生汽蚀现象,减少船舶给水管路系统的高频振动。数值计算压力曲线与理论设计数值吻合较好。

4 结论

1)节流孔板下游产生涡流,诱发流体流动能量耗散,促使流体部分动压能转换为静压能,导致节流孔板下游压力不能恢复至孔板上游压力。

2)六级同心节流孔板会导致孔板下游产生大尺度涡流和汽蚀现象,极易诱发管路振动,不适用于大压降小管距的船舶给水管路系统。

3)六级偏心节流孔板能减小涡流尺度,抑制孔板汽蚀现象,发挥孔板限流降压功效,减缓流体冲击管壁的动量,规避大压降小管距的船舶给水管路剧烈振动和噪声。

［1］张宝峰.多级节流孔板的设计计算［J］.西北电力技术,2005(5):27-30.

［2］聂 方,张 贤,董 君.凝结水泵再循环管道上调节阀和节流孔板的选型计算分析［J］.节能技术, 2011,29(1):470-473.

［3］李 妍,陆道纲,曾小康.适用于大压降小间距管道的节流件设计及分析［J］.核动力工程,2013,34(4): 126-129.

［4］王秋颖.船用蒸汽管道系统振动及抗冲击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］赵继刚,刘德荣.化工行业水泵再循环管道节流孔板的选型计算［J］.当代化工,2012,41(11):1232-1234.

［7］灵 敏,李洪林.大压降短距离管道节流孔板数值模拟研究 ［J］.长江大学学报:自然科学版,2011,8 (2):68-70.

［8］电力工业部.DL/T 5054-1996火力发电厂汽水管道设计技术规定［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

国家自然科学基金资助项目(51309063)

杨元龙(1986-),男,硕士,助理工程师

研究方向:舰船蒸汽动力系统性能仿真及设计

E-mail:long31609@163.com