船舶微过热蒸汽发生系统供汽性能研究

杨元龙（中国舰船研究设计中心，湖北 武汉 430064）

船舶微过热蒸汽发生系统供汽性能研究

杨元龙（中国舰船研究设计中心，湖北 武汉 430064）

为提高船舶微过热蒸汽发生系统的稳定性和优化微过热系统性能参数，探析稳态、动态工况下微过热蒸汽发生系统供汽响应特性。本文以船舶微过热蒸汽发生系统为机理模型，采用 CFD 模拟方法计算了微过热蒸汽发生系统速度场、压力场和温度场的稳态分布规律，引入实际微过热蒸汽系统运行参数作为边界条件，开展微过热蒸汽发生系统供汽性能动态研究，得到过热蒸汽掺混流量、饱和蒸汽掺混流量、微过热蒸汽压力和温度等关键性能参数的动态变化规律，并提出微过热蒸汽掺混因子，定量表征微过热蒸汽系统掺混特性及其对蒸汽温度影响规律。计算结果显示，在微过热蒸汽供汽过程中，饱和蒸汽系统管路压降大于过热蒸汽压降，微过热蒸汽压力不断降低，过热蒸汽和饱和蒸汽掺混流量增大，促使蒸汽掺混因子减小，导致微过热蒸汽温度略有降低。基于微过热供汽性能参数的分析，说明船舶微过热蒸汽发生系统供汽响应方案满足用汽设备的要求，可用于船舶蒸汽动力系统的设计。

微过热蒸汽；供汽性能；CFD

0 引 言

在船舶蒸汽动力系统运行过程中，多型背压式辅助汽轮机（如汽轮循环海水泵、汽轮滑油泵、汽轮燃油泵等）消耗饱和蒸汽输出机械功率，以满足船舶蒸汽动力系统各型辅机的功能需求［1 - 2］。但由于各型辅助汽轮机装置采用分散式的安装方式，结合工作蒸汽输送管路集管式的放样布置，导致各型辅机的饱和工作蒸汽输送管路较长，进而促使工作蒸汽压降及温耗较大，增加了饱和蒸汽的湿度，降低了辅助汽轮机的做功能力，且极易诱发汽轮机末级叶栅的磨损，严重影响船舶辅助汽轮机的工作安全性和相关辅助系统的运行稳定性。为提高辅机工作蒸汽的干度，减小能量损耗，采用饱和蒸汽和过热蒸汽掺混的方式，产生携带一定过热度的微过热蒸汽，用于提供给辅助汽轮机做功［3］。根据实际运行经验，微过热蒸汽发生系统的稳、动态供汽特性对船舶热力系统稳定循环有着极大的影响，因此揭示船舶微过热蒸汽发生系统的供汽性能对船舶蒸汽动力系统稳定安全运行极其重要。

目前国内外学者对微过热蒸汽发生装置的运行特性做了大量研究［3–8］。荀振宇等利用 CFD 方法研究了微过热蒸汽发生器内流场特性，并分析节流圈位置对饱和蒸汽管路工作性能的影响。鉴于船舶微过热蒸汽发生系统设计技术的封锁，鲜有关于微过热蒸汽发生系统供汽性能研究的文献报道。本文利用 CFD 数值方法模拟了微过热蒸汽发生系统的稳态运行规律，计算结果与试验数据基本吻合；结合船舶微过热蒸汽发生系统供汽运行状态，得到微过热蒸汽压力、温度及过热汽与饱和汽掺混因子等关键性能参数的动态变化特性，从而为船舶微过热蒸汽发生系统的设计及操作流程的优化提供一定的技术支撑。

1 物理模型

船舶微过热蒸汽发生系统管路结构如图 1 所示。由图可知，微过热蒸汽发生系统管路主要由两路过热蒸汽系统管路（1#、2#）、两路饱和蒸汽系统管路（1#、2#）和微过热蒸汽发生系统总管组成，1#，2#过热蒸汽与相应的 1#，2# 饱和蒸汽按一定比例进行掺混后流入微过热蒸汽发生系统总管。1#、2# 饱和蒸汽管路长度均为 7.6 m，管子内径为 0.065 m，弯管半径为 0.2 m；1# 过热蒸汽管路长度为 6 m，2# 过热蒸汽管路长度为 9.2 m，管子内径为 0.065 m，弯管半径为0.2 m；微过热蒸汽总管长度均为 1 m，管子内径为0.09 m。

图 1 微过热发生系统管路结构Fig. 1 Micro-superheated system structure

船舶微过热蒸汽发生系统管路网格模型如图 2 所示，基于 ICEM 软件对过热蒸汽、饱和蒸汽及微过热管路划分网格，域体网格形式采取非结构化网格，壁面网格添加基于 O 网格划分的边界层网格，近壁网格的无量纲尺寸 Y+ 为 23～33，进而更准确模拟计算域的湍流规律，减少离散求解过程中伪扩散解的产生，并通过数值网格的敏感性计算分析，确定该计算域体共包含 35 万个网格单元。

图 2 微过热发生系统网格模型Fig. 2 Micro-superheated system grid model

2 数学方程及边界条件

2.1 数学方程

由于船舶微过热蒸汽发生过程是很复杂的热质传递过程，伴随着动量传递转换、能量中和转化及热力平衡。本文利用 CFX13 流体计算软件平台求解质量方程、动量方程、能量方程，采用全隐式耦合算法离散并迭代求解压力场-流速场耦合过程，模拟微过热蒸汽发生系统的流场特性规律。

2.2 边界条件

为探析微过热蒸汽发生系统的供汽规律，参考船舶微过热蒸汽发生系统的稳态运行参数，设置计算边界条件为:

1）饱和蒸汽进口条件：饱和蒸汽进口压力为4.22 MPa，进口温度为 253 ℃。

2）过热蒸汽进口条件：过热蒸汽进口压力为4 MPa，进口温度为 380 ℃。

3）微过热蒸汽出口条件：出口区域流动状态处理为充分发展流态，微过热蒸汽出口压力为 3.1 MPa，出口温度为 300℃。

4）壁面边界条件：系统管路壁面按无滑移边界条件计算。

5）物性边界条件：蒸汽物性参数的计算标准均来自 IAPWS IF97 数据库［9］。

图 3 1# 过热蒸汽压力变化曲线Fig. 3 Superheated steam pressure curves

3 稳态性能验证分析

图 4 给出了 1# 过热蒸汽管路内蒸汽压力的变化曲线。从图 4 可以看出，沿着 1# 过热蒸汽管路的流动方向，过热蒸汽压力缓慢下降。主要是由于 1# 过热蒸汽流入微过热蒸汽总管过程中，过热蒸汽具有高流速（计算流速处于 80 ～ 100 m/s之间），导致 1# 过热蒸汽流动摩擦阻力较大，存在蒸汽动压损耗。另外，1#过热蒸汽管配置 4 个直角弯头，且弯管半径较小，促使过热蒸汽局部流动压降较大。因此，在 2 种流动压降的综合作用下，最终使得过热蒸汽压力由 3.9 MPa下降至 3.62 MPa 左右，压降约为 0.28 MPa。从图中还可以发现，仿真模拟得到的 1# 过热蒸汽管路压力曲线与试验测量数据基本吻合。

图 4 1# 饱和汽压力变化曲线Fig. 4 Saturated steam pressure curves

1# 饱和蒸汽管路内蒸汽压力的变化曲线如图 5 所示。在饱和蒸汽流动摩擦阻力和弯头局部流动损失的共同作用下，导致饱和蒸汽动压减小，沿着饱和蒸汽管路的沿程流动方向，饱和蒸汽压力不断下降，由4.22 MPa 下降至 3.62 MPa 左右，压降约为 0.6 MPa。另外从图中还可以发现，仿真模拟得到的饱和蒸汽管路压力曲线与试验测量数据基本吻合，进一步验证数值模拟准确性。

由图 5 和图 6 所示的微过热蒸汽压力变化规律可知，由于 1#、2# 过热蒸汽与相应的 1#、2# 饱和蒸汽掺混后，促使微过热蒸汽流量增大，且掺混三通管后的汇入管路通径与过热汽和饱和汽分支管路的通径相同，导致蒸汽流动阻力增大，使得微过热蒸汽总管起始端部位压力处于 3.27 MPa 左右，因此掺混促使微过热蒸汽总管起始端压降较大。随着微过热总管沿程流动方向，微过热蒸汽存在动压沿程损耗，总压力沿程减小。

勘察设计是服务性行业，每一名工程技术人员对外都代表着企业的形象。总体在对外交往中，要注意坚持原则、友情操作，尤其在方案还不够稳定、多方关系需要平衡的时候，更要注意工作策略，不能给项目合作方留下言而无信的感觉，不能丧失感情交流的互信基础。

图 7 给出了蒸汽掺混流动规律。如图所示，1#、2# 过热蒸汽与相应的 1#、2# 饱和蒸汽掺混后，两路蒸汽流量增大，1#、2# 三通管后汇入管路通径不变，导致 1#、2# 三通管后局部掺混冲击流速急剧升高，引发流场脉动剧烈，极易导致微过热蒸汽管路的振动。

由于饱和蒸汽温度为 253℃，远低于过热蒸汽温度为 380℃，2 种蒸汽掺混后，在各自流量配比条件下，两相流体完成了热量传递过程，形成的微过热蒸汽温度处于 315℃左右，如图 5 和图 8 所示。

4 供汽动态特性分析

图 5 微过热蒸汽压力和温度变化曲线Fig. 5 Micro-superheated steam pressure and temperature curves

图 6 压力分布规律Fig. 6 Pressure distributions

图 7 蒸汽掺混流动分布规律Fig. 7 Mixing steam flow distributions

图 8 微过热温度分布规律Fig. 8 Temperature distributions

在稳态计算验证数值计算模型准确的基础上，开展微过热蒸汽供汽动态计算。参考实际的微过热系统运行规律，微过热蒸汽发生系统供汽特性为 Pout=–0.04 t+ 3.1 MPa，响应时间 t=10 s。图 9 给出了微过热蒸汽系统供汽响应过程中压力和温度变化曲线。随着微过热蒸汽出口响应压力逐步减小，导致微过热蒸汽压力和温度随着响应时间推移逐步下降。

图 9 微过热蒸汽压力和温度动态曲线Fig. 9 Micro-superheated steam pressure and temperature curves

图 10 给出了微过热蒸汽系统供汽响应过程中过热蒸汽掺混流量的变化规律。由图可知，随着供汽响应时间的推移，由于出口供汽压力逐渐下降，导致 1#、2# 过热蒸汽流量逐渐升高。从图中还可以发现，1# 过热蒸汽流量高于 2# 过热蒸汽流量，主要是由于在两路过热蒸汽背压基本相同的条件下，1# 过热蒸汽系统管路长度小于 2# 过热蒸汽管路的长度，促使 1# 过热蒸汽管路流动阻力系数较小，导致 1# 过热蒸汽掺混流量较高。

图 10 过热汽流量动态曲线Fig. 10 Micro-superheated steam massflow curves

图 11 饱和汽流量动态曲线Fig. 11 Saturated steam massflow curves

图 11 给出了微过热蒸汽系统供汽响应过程中饱和蒸汽掺混流量的变化规律。由图可知，随着供汽响应时间的推移，在微过热供汽出口压力不断降低的作用下，1#、2# 饱和蒸汽掺混流量逐渐升高。两路饱和蒸汽流量变化规律大致相同，1# 饱和蒸汽略低于 2# 饱和蒸汽的流量。究其原因主要是在两路饱和蒸汽系统管路长度、进口压力相同条件下，为使两路饱和蒸汽掺混后流入微过热蒸汽总管，1# 饱和蒸汽的背压略高于 2# 饱和蒸汽的背压，从而导致 1# 饱和蒸汽略低于2# 饱和蒸汽的流量。

由于微过热蒸汽温度与过热蒸汽和饱和蒸汽掺混特性密切相关，为进一步揭示微过热蒸汽温度的影响因素，将过热蒸汽流量与饱和蒸汽流量的比值定义为蒸汽掺混因子，定量表征微过热蒸汽系统掺混特性及其对微过热蒸汽温度影响规律。

图 12 为蒸汽掺混因子动态变化曲线。由图可知，由于 1# 过热蒸汽掺混流量大于 2# 过热蒸汽流量，在饱和蒸汽掺混流量基本相同条件下，1# 蒸汽掺混因子大于 2# 掺混因子。随着供汽时间的推移，由于饱和蒸汽掺混流量增大速率略高于过热蒸汽流量变化率，促使 1#、2# 蒸汽掺混因子逐渐减小，最终导致微过热蒸汽温度不断减小（见图 9）。

图 12 蒸汽掺混因子动态曲线Fig. 12 Mixing factor curves

5 结 语

本文以船舶微过热蒸汽发生系统为机理模型，采用 CFD 数值计算的方法得到了微过热蒸汽发生系统压力场和温度场的稳态分布规律，计算结果与试验数据吻合较好。结合实际微过热蒸汽系统供汽特性参数作为边界条件，进行微过热蒸汽发生系统供汽动态响应特性研究，得到过热蒸汽掺混流量、饱和蒸汽掺混流量、微过热蒸汽压力和温度等关键性能参数的动态变化规律，并创新性提出微过热蒸汽掺混因子，以定量表征微过热蒸汽系统掺混特性及其对蒸汽温度影响规律，主要结论为稳态运行工况下过热蒸汽系统管路压降约为 0.28 MPa，饱和蒸汽系统管路压降约为0.6 MPa，微过热蒸汽温度约为 315℃。动态运行工况下，随着供汽时间的推移，微过热蒸汽压力降低，过热蒸汽和饱和掺混流量增大，蒸汽掺混因子减小，微过热蒸汽温度略有降低。

船舶微过热蒸汽发生系统供汽运行特性严重制约汽轮辅机的做功能力，后续将在系统试验中进一步摸索微过热蒸汽系统供汽和并汽特性规律，并根据本文数值计算方法优化微过热蒸汽发生系统供汽方案，以提高微过热蒸汽发生系统运行稳定性。

［1］李章， 张宁， 刘祥源. 舰用增压锅炉装置［M］. 北京: 海潮出版社， 2000.

［2］杨元龙， 王兴刚. 船用螺旋管换热器热工及水动力特性数值研究［J］. 舰船科学技术， 2015， 37（9）: 100–104. YANG Yuan-long， WANG Xing-gang. Numerical study on thermodynamic and hydrodynamic characteristics of ship helical heat exchanger［J］. Ship Science and Technology， 2015， 37（9）: 100–104.

［3］荀振宇， 蔡林， 刘东民， 等. 节流圈位置对蒸汽干燥器工作性能的影响研究［J］. 应用物理， 2013， 3（6）: 120–124. XUN Zhen-yu， CAI Lin， LIU Dong-min， et al. The numerical study of the throttle coil location effects on steam dryer working performance［J］. Applied Physics， 2013， 3（6）: 120–124.

［4］杨元龙， 孙宝芝， 张国磊， 等. 支撑板对蒸汽发生器流动与传热特性的影响［J］. 上海交通大学学报， 2014， 48（2）: 205–209，221. YANG Yuan-long， SUN Bao-zhi， ZHANG Guo-lei， et al. Impacts of tube support plate on flow and heat transfer characteristics for steam generator［J］. Journal of Shanghai Jiaotong University， 2014， 48（2）: 205–209， 221.

［5］AXISA F， ANTUNES J， VILLARD B. Overview of numerical methods for predicting flow-induced vibration［J］. Journal of Pressure Vessel Technology， 1988， 110（1）: 6–14.

［6］SUN B Z， YANG Y L. Numerically investigating the influence of tube support plates on thermal-hydraulic characteristics in a steam generator［J］. Applied Thermal Engineering， 2013，51（1/2）: 611–622.

［7］PETTIGREW M J， TAYLOR C E， SUBASH N. Flow-induced vibration specifications for steam generators and liquid heat exchangers［R］. AECL-11401. Toronto， Ontario: Centre for Heat Exchanger Engineering Sciences and Technology， 1995.

［8］PATANKAR S V， SPALDING D B. A calculation procedure for the transient and steady-state behavior of shell-and-tube heat exchangers［M］//AFGAN A A， SCHLUNDER E U. Heat Exchanger: Design Theory Sourcebook. New York: McGraw-Hill，1974.

［9］WAGNER W， COOPER J R， DITTMANN A， et al. The IAPWS industrial formulation 1997 for the thermodynamic properties of water and steam［J］. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power， 2000， 122（1）: 150–184.

Research on steam-supply performance of ship micro-superheated steam generating system

YANG Yuan-long
（China Ship Development and Design Center， Wuhan 430064， China）

In order to improve ship micro-superheated steam generating system stability and optimize its performance parameters， the micro-superheated steam generating system steam-supply response characteristic under the steady and transient state will be cleared. The ship micro-superheated steam generating system was taken as the mechanism model herein. The steady characteristics of velocity pressure， and temperature field for micro-superheated steam generating system were calculated by method of CFD simulation. The boundary conditions were introduced to treat as actual operating parameters of this system. The dynamic simulation study on micro-superheated steam generating system steam-supply response characteristic was carried out. The key parameters distributions of saturated and superheated steam mixing massflow， micro-superheated steam pressure and temperature were obtained. Meanwhile， the micro-superheated steam mixing factor was proposed， which could express quantificationally micro-superheated steam generating system mixing characteristics and effects of micro-superheated steam temperature. The calculated results showed that the pressure drop of saturated steam was higher than one of superheated steam. The micro-superheated steam pressure reduced gradually， leading to larger saturated and superheated steam massflow. These caused micro-superheated steam mixing factor to reduce， which resulted in that the micro-superheated steam temperature reduced slightly. Based on the analysis of the micro-superheated steam generating system steam-supply performance parameters， it could satisfy demand for equipment performance. These could be used to design ship steam power system.

micro-superheated steam；steam-supply performance；CFD

U664.5

A

1672 – 7619（2016）04 – 0066 – 05

10.3404/j.issn.1672 – 7619.2016.04.014

2015 – 11 – 09；

2015 – 12 – 04

国家自然科学基金资助项目（51309063）

杨元龙（1986 – ），男，硕士，工程师，研究方向为舰船蒸汽动力系统设计及性能仿真。