船用增壓鍋爐燃油霧化器流動特性數(shù)值研究

張少凱，楊元龍，鄭子都

(1.海軍駐大連426廠軍事代表室，遼寧 大連 116005;2.中國艦船研究設計中心，武漢 430064)

船用增壓鍋爐燃油霧化器流動特性數(shù)值研究

張少凱1，楊元龍2，鄭子都2

(1.海軍駐大連426廠軍事代表室，遼寧 大連 116005;2.中國艦船研究設計中心，武漢 430064)

為進一步提高船用增壓鍋爐的燃燒效率，明晰增壓鍋爐機械式燃油霧化器的霧化特性，建立船用增壓鍋爐機械式燃油霧化器的三維模型，采用標準k-ε湍流模型計算霧化器流場的湍流結(jié)構，基于CFD數(shù)值模擬的方法，得到在不同進口油壓下霧化器關鍵性能參數(shù)的分布規(guī)律，分析表明，船用鍋爐機械式霧化器的噴油口部位動能損失最大，承受流體沖擊和剪切作用最強，極易誘發(fā)低頻振動及結(jié)構損壞。

增壓鍋爐；燃油霧化器；數(shù)值研究

增壓鍋爐具有重量尺寸小、機動性靈活和汽力慣量大的特點，成為船舶蒸汽動力裝置的核心設備[1- 2]。在渦輪增壓機組匹配過量空氣的條件下，為提高鍋爐的熱負荷及其變化率，船用增壓鍋爐采用增壓強化燃燒方式[3]。為使燃油能夠高效穩(wěn)定的燃燒，防止發(fā)生爆燃、冒黑煙等燃燒不充分的現(xiàn)象，船用增壓鍋爐配置機械旋轉(zhuǎn)式燃油霧化器對燃油進行良好的機械霧化，即高壓燃油進入機械式旋轉(zhuǎn)霧化器，獲得高速度的旋轉(zhuǎn)運動，使燃油的壓力能轉(zhuǎn)化為動能，在離心力的作用下，使燃油從噴油口噴出并霧化[4]。因此明晰霧化器的流動特性對船用增壓鍋爐的燃燒效率和安全運行有極其重要的作用。

目前國內(nèi)外學者針對燃油霧化器做了大量研究，有分析普通燃油鍋爐燃燒器霧化機理并基于經(jīng)驗關聯(lián)式提出相應改進對策[5]。有采用數(shù)值模擬方法計算低壓燃油霧化噴嘴的流動規(guī)律[6-7]；有利用仿真手段研究熱力發(fā)電廠燃煤鍋爐燃油燃燒器的霧化特性[8]。但是，鑒于船用增壓鍋爐設計技術的封鎖性，少見在公開文獻中報道關于船用增壓鍋爐機械式壓力霧化器流動特性研究。為此，建立實際船用增壓鍋爐機械式霧化器的三維模型，采用CFX軟件模擬機械式霧化器的流動結(jié)構，在不同壓力條件下得到霧化角、充滿系數(shù)、流量等關鍵參數(shù)的變化規(guī)律，用于船用增壓鍋爐燃油霧化器的理論設計及結(jié)構優(yōu)化。

1 計算模型

船用增壓鍋爐機械式壓力霧化器的幾何結(jié)構見圖1。

圖1 霧化器結(jié)構

霧化器由油槽、旋流室和噴口組成。燃油經(jīng)過圓環(huán)形進油區(qū)域流入切向油槽，在旋流室進行高速度旋轉(zhuǎn)，然后經(jīng)過噴嘴旋轉(zhuǎn)噴射出霧化燃油。油槽數(shù)量為4個，油槽的寬度為4.5 mm，旋流室的直徑為12 mm，進油區(qū)的外徑為24 mm，進油區(qū)流道的寬度為3 mm，噴口直徑為2.43 mm，霧化器的長度為9 mm。由于實際爐膛結(jié)構極其復雜，為保證噴油器出口區(qū)域為發(fā)展流動狀態(tài)的流場，故在噴油器出口噴油區(qū)域增設直徑為22 mm、長度為20 mm的出口發(fā)展流域，提高計算模擬的準確性和合理性。

如圖2所示，霧化器采用四面體非結(jié)構化網(wǎng)格方式進行網(wǎng)格處理，噴油區(qū)壁面處添加邊界層網(wǎng)格，旋流室流域的網(wǎng)格進行加密劃分處理，網(wǎng)格近壁量-的量綱尺寸y+為18～25，確保數(shù)值模擬計算的網(wǎng)格精度要求。通過網(wǎng)格敏感性驗證分析，霧化器網(wǎng)格模型共包括48萬個網(wǎng)格單元。

圖2 網(wǎng)格模型

2 數(shù)值理論方程

2.1 基本控制方程

霧化器的流場為等溫的不可壓縮流場。考慮體積力，霧化器流場的穩(wěn)態(tài)連續(xù)性方程和動量方程的描述形式為：

(1)

(2)

2.2 湍流控制方程

基于標準k-ω模型[9]建立霧化器流場的湍流脈動結(jié)構，將湍流演變過程處理為受隨機力驅(qū)動的輸運過程。其具體表達形式如下。

(3)

(4)

式中：C1ε，C2ε，σk，σε——經(jīng)驗常數(shù)，分別為C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.0，σε=1.3。

湍流粘性系數(shù)定義為：

(5)

式中，μt——湍流粘度，Pa·s；Cμ——常數(shù)，Copy=0.09。

2.3 計算邊界

為準確模擬船用增壓鍋爐霧化器的流動特性，根據(jù)實際運行參數(shù)設置邊界條件。①入口條件：入口燃油溫度為70 ℃，燃油壓力為0～3 MPa；②出口條件：出口壓力為0.1 MPa，沿流動方向參數(shù)導數(shù)為零；③壁面條件：絕熱條件和無滑移邊界條件。

3 霧化器的流動特性分析

不同入口油壓工況下霧化器燃油流量變化規(guī)律如圖3所示。

圖3 霧化器流量變化

由圖3可知，隨著霧化器燃油進口壓力的升高，霧化器的霧化燃油流量不斷增大，主要是由于霧化器的出口背壓不變，進口壓力升高，導致燃油壓差增大，從而使燃油流量不斷增大，最高霧化燃油流量達到0.17 kg/s。從圖3中還可以看出，數(shù)值模擬的曲線與理論設計數(shù)值吻合較好，驗證本文數(shù)值模擬的準確性。

霧化器流線分布規(guī)律見圖4。

圖4 霧化器流線分布規(guī)律

由圖4可知，燃油從噴油切向油槽進入時，燃油入口壓力高，流速低；隨著燃油流入旋流室，越靠近中心，燃油旋流速度越高，壓力越低；在距旋流室噴油口的軸線方向一定距離流域，局部油壓低于出口壓力，導致燃油回流，并在霧化器中心形成中空渦流現(xiàn)象。在實際增壓鍋爐燃燒條件下，由于霧化器的中空回流作用，極易導致爐膛的火焰經(jīng)霧化器噴口回流至燃油總管，從而極大地影響船用增壓鍋爐安全運行。

不同入口油壓工況下霧化器的霧化角(2α)分布見圖5。

圖5 霧化角分布

由圖5可知，隨著霧化器進口燃油壓力的增大，促使旋流室的旋轉(zhuǎn)速度逐漸升高，燃油旋轉(zhuǎn)更加強烈，導致霧化器噴油口的切向流速不斷升高，因此霧化角隨著油壓的升高緩慢增大。當入口油壓從0變化至3 MPa時，霧化器的霧化角(2α)從66°增大到71°，可以看出霧化角的變化范圍較小，因此入口油壓對霧化器的霧化角變化影響較小。從圖中還可以看出，數(shù)值計算結(jié)果與理論設計數(shù)值基本吻合。

霧化器充滿系數(shù)分布曲線見圖6。

圖6 充滿系數(shù)分布

由圖6可知，隨著入口油壓的升高，霧化器充滿系數(shù)不斷下降。究其原因主要是由于進口油壓的增大，燃油流量增加，促使霧化器的旋流室切向速度升高，燃油的霧化角增大，噴油口中空渦流半徑增大。而渦流半徑的平方與充滿系數(shù)成反比例關系，因此霧化器充滿系數(shù)隨著進口油壓的升高而逐漸減小。數(shù)值模擬曲線與理論設計曲線基本吻合。

霧化器噴油口流速變化規(guī)律見圖7。

圖7 流速變化

從圖7可以看出，隨著霧化器燃油進口壓力的增加，噴油的霧化燃油流速不斷升高，最高流速達到50 m/s，主要是由于進油流道內(nèi)燃油壓力升高，流量增大，燃油旋轉(zhuǎn)愈加強烈，動能快速增加，噴油口燃油流速不斷升高。

不同進口油壓工況下霧化器噴油口湍動能的變化見圖8。

圖8 湍動能變化曲線

由圖8可知，隨著進口油壓的升高，霧化器噴油口的湍動能逐漸增大。主要是由于壓力升高，燃油流速不斷升高，速度梯度逐漸增大，促使噴口處燃油湍動能隨著進口壓力升高而逐漸增大。

湍動能在霧化器縱截面分布規(guī)律見圖9。

圖9 湍動能縱截面分布規(guī)律

由圖9可知，在霧化器的噴口區(qū)域由于速度梯度變化較大，導致該區(qū)域的燃油湍動能達到最大值，不僅增大了流動能量的損失，降低燃油霧化動量，還易誘發(fā)霧化器的低頻脈動。

不同進口油壓工況下霧化器噴油口壁面剪切應力的變化見圖10。

圖10 壁面剪切應力分布曲線

從圖10可以發(fā)現(xiàn)，隨著進口油壓的升高，霧化器噴油口的壁面剪切應力逐漸增大。主要是因為進口油壓升高，流速不斷升高，導致噴油口湍流脈動增強，從而使壁面剪切應力不斷增大。

霧化器局部壁面剪切應力分布見圖11。

圖11 壁面剪切應力分布規(guī)律

由圖11可知，在霧化器進油流道區(qū)域，湍流脈動強度弱，壁面剪切應力較小。但在霧化器的噴油口部位，由于霧化器噴油口區(qū)域湍流脈動劇烈，增強湍流流體微團之間的動量傳遞，導致壁面剪切應力突然升高。因此在霧化器結(jié)構設計上，應該提高噴油口材質(zhì)的設計強度。

4 結(jié)論

1)船用鍋爐機械式霧化器的噴油口部位承受的沖擊流速、湍動能及壁面剪切應力最大，極易

發(fā)生低頻振動及結(jié)構損壞；

2)為防止霧化器噴油口形成燃油中空回流而誘發(fā)增壓鍋爐“燃燒回火”，實際船用霧化器噴油口位置應增設火焰導流裝置；

3)船用鍋爐機械式霧化器進口油壓快速升高，但霧化器的燃油霧化角緩慢增大，并維持在一定范圍內(nèi)。

4)本文研究方法可用于船用增壓鍋爐燃油霧化器的理論設計及結(jié)構優(yōu)化。

鑒于實際船用增壓鍋爐機械式霧化器的組成結(jié)構和運行特性極其復雜，本文在忽略燃油與空氣高溫燃燒的假設條件下，通過冷態(tài)流場的數(shù)值模擬得到機械式霧化器的霧化特性。在下一步研究工作中，將深入分析鍋爐增壓燃燒條件下機械式霧化器的霧化特性。

[1] 馮永明,王銀燕,張國磊,等.調(diào)整渦輪通流特性提高增壓機組與增壓鍋爐熱力匹配性能[J].中國艦船研究,2011,6(4)：83-91.

[2] 范永濤,楊自春.艦用鍋爐爐膛安全性定量分析方法研究[J].中國艦船研究,2008,3(4):33-35,49.

[3] 陳 兵,孫長江,秦曉勇.基于PLC的船用增壓鍋爐點火與火焰檢測裝置設計[J].中國艦船研究,2011,6(1)：69-72.

[4] 李 章,張 寧,劉祥源.艦用增壓鍋爐裝置[M].北京:海潮出版社,2000.

[5] 賢 鋼.燃油鍋爐燃燒器霧化原理分析及改進對策[J].節(jié)能技術,2005,23(132):362-363,371.

[6] 冉景煜，張 力.低壓燃油霧化噴嘴流動能量損失特性數(shù)值研究[J].機械工程學報，2005,41(9):185-188.

[7] 冉景煜，張力.漸擴切向槽角度對低壓燃油霧化噴嘴流動特性影響的數(shù)值研究[J].中國電機工程學報，2006,1:45-50.

[8] 宋衛(wèi)國，郭培全.燃油燃燒器的霧化與燃燒仿真研究[J].中國粉體技術,2010，16(3):16-19.

[9] PATANKAR S V，SPALDING D B. A calculation procedure for the transient and steady state behavior of shell-and-tube heat exchanger[M]. New York：McGraw-Hill，1974.

Numerical Investigation on Flow Characteristics of Oil Atomizer for Marine Supercharged Boiler

ZHANG Shao-kai1, YANG Yuan-long2, ZHENG Zi-du2

(1 Naval Military Representative Office in Dalian Shipbuilding Industry Co. Ltd., Dalian Liaoning 116005, China;2 China Ship Development and Design Center, Wuhan 430064, China)

To directly improve combustion efficiency of the marine supercharged boiler and spray characteristics of mechanical oil atomizer, a 3D model for oil atomizer of the marine supercharged boiler is established. The flow characteristics of the oil atomizer are studied numerically based on CFX software. The standardk-εturbulence model is used to calculate the flow structure of the oil atomizer field. The distributions of key performance parameters are obtained under different inlet oil pressure conditions. The results show that the maximum kinetic energy loss, strongest shear and impact existed on the local injection port of atomizer, which could induce low frequency vibration and structural damage easily.

supercharged boiler; oil atomizer; numerical investigation

10.3963/j.issn.1671-7953.2015.06.019

2015-05-04

國家自然科學基金(51309063)

張少凱(1960-)，男，大學，高級工程師

U664.111

A

1671-7953(2015)06-0082-05

修回日期：2015-05-11

研究方向:艦船動力

E-mail: long31609@163.com