船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性預(yù)測(cè)

楊元龍

（中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064）

船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性預(yù)測(cè)

楊元龍

（中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064）

船舶放汽管路具有放汽周期短、熱沖擊能量高、負(fù)荷波動(dòng)大的特點(diǎn)，其運(yùn)行特性直接影響蒸汽蓄熱器的安全穩(wěn)定工作。以典型船舶蒸汽蓄熱器放汽管路為原型，采用標(biāo)準(zhǔn) k-ε模型計(jì)算湍流脈動(dòng)過(guò)程，通過(guò)數(shù)值模擬的方法計(jì)算了船舶蒸汽蓄熱器放汽管路的水動(dòng)力特性，獲得流速、壓力、湍動(dòng)能及壁面剪切應(yīng)力等參數(shù)的分布規(guī)律，基于流致振動(dòng)而誘發(fā)流體熱沖擊的機(jī)理，揭示了與流致振動(dòng)密切相關(guān)的熱沖擊能量圖譜。計(jì)算結(jié)果顯示，在高溫高壓飽和蒸汽摻混流動(dòng)過(guò)程中，三通管區(qū)域呈現(xiàn)蒸汽沖擊流速高，湍流脈動(dòng)劇烈，壁面剪切應(yīng)力大的特點(diǎn)；基于蒸汽熱沖擊能量分布圖譜，放汽管路上彎管和三通管件局部區(qū)域蒸汽熱沖擊能量較大，其中三通管熱沖擊能量最大，可以預(yù)測(cè)三通管件承受的熱沖擊破損最嚴(yán)重，實(shí)物檢測(cè)破損數(shù)據(jù)驗(yàn)證了數(shù)值預(yù)測(cè)結(jié)果。

蒸汽蓄熱器；放汽管路；熱沖擊特性

引　言

船舶放汽系統(tǒng)管路是船舶蒸汽蓄熱器閃蒸放汽而對(duì)外做功的樞紐管路系統(tǒng)，其主要功能是在極短時(shí)間內(nèi)將蒸汽蓄熱器閃蒸過(guò)程產(chǎn)生的飽和蒸汽排放至瞬時(shí)耗汽量極大的汽力裝置，用于船舶大型汽力裝置對(duì)某外界用戶輸送推動(dòng)力，因此放汽管路具有放汽頻率高、熱沖擊能量大、大負(fù)荷波動(dòng)的特點(diǎn)[1-7]。在放汽管路運(yùn)行過(guò)程中，放汽系統(tǒng)管路承受蒸汽蓄熱器瞬時(shí)大負(fù)荷擾動(dòng)的邊界激勵(lì)，導(dǎo)致放汽管路內(nèi)蒸汽的壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)產(chǎn)生劇烈高頻脈動(dòng)，加強(qiáng)了大尺寸湍流微團(tuán)的動(dòng)量傳遞，極易引起流致振動(dòng)而誘發(fā)管路上安裝的閥門、三通管、直角彎頭等關(guān)鍵附件的損壞。同時(shí)，在船體極其狹窄的安裝空間內(nèi)，放汽管路上需要設(shè)置多組“Ω”形狀的彎管，吸收高溫放汽管路熱膨脹產(chǎn)生的熱位移，更增加了蒸汽高速?zèng)_擊管壁的著力點(diǎn)，因此研究船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性對(duì)船用蒸汽動(dòng)力系統(tǒng)的控制及安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)蒸汽蓄熱器放汽特性做了大量研究[1-18]。孫長(zhǎng)江等[1]采用數(shù)值模擬方法研究了不同運(yùn)行條件下船用蒸汽蓄熱器運(yùn)行過(guò)程的動(dòng)態(tài)特性；Vladimir等[6]基于建立的熱力學(xué)非平衡數(shù)學(xué)模型，仿真研究了蒸汽蓄熱器動(dòng)態(tài)放汽過(guò)程；Kulikow 等[7]利用數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)手段分析了系統(tǒng)管路的沖擊響應(yīng)特性。由于船舶蒸汽蓄熱器設(shè)計(jì)方法的封鎖，鮮有關(guān)于船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性研究的資料報(bào)道。本文以典型船舶放汽管路為原型，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型模擬湍流微團(tuán)的脈動(dòng)和傳遞過(guò)程，通過(guò)數(shù)值模擬的方法計(jì)算了船舶蒸汽蓄熱器放汽管路內(nèi)流體的水動(dòng)力結(jié)構(gòu)，得到流速、壓力、湍動(dòng)能等關(guān)鍵參數(shù)的變化規(guī)律，基于放汽管路流致振動(dòng)而誘發(fā)流體熱沖擊的機(jī)理，揭示了與流致振動(dòng)密切相關(guān)的高溫蒸汽熱沖擊能量分布規(guī)律，可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)蒸汽蓄熱器放汽管路的易損位置，最終探索出大負(fù)荷擾動(dòng)條件下船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊特性的預(yù)報(bào)方法。

1　物理建模與網(wǎng)格劃分

船舶蒸汽蓄熱器放汽系統(tǒng)管路結(jié)構(gòu)如圖 1所示。放汽管路由1#放汽支管、2#放汽支管及放汽總管組成。蒸汽蓄熱器放汽過(guò)程中，高溫高壓蒸汽同時(shí)進(jìn)入1#、2#放汽支管，輸送于放汽總管后，經(jīng)管路出口排放至某受汽設(shè)備。放汽管路的內(nèi)徑為 0.3 m，彎曲半徑為0.35 m，管路總長(zhǎng)為8 m，其中包含9個(gè)直角彎頭和1個(gè)三通管。

圖1　放汽管路結(jié)構(gòu)Fig.1　Structure of discharging pipe

如圖2所示，采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方式對(duì)放汽系統(tǒng)管路進(jìn)行網(wǎng)格處理，采用O網(wǎng)格劃分技術(shù)對(duì)管壁區(qū)域添加邊界層網(wǎng)格，網(wǎng)格近壁量綱1尺寸 Y+為 23～37，擴(kuò)展率、傾斜度、扭曲度達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)，確保數(shù)值計(jì)算的網(wǎng)格精度要求?；诓煌瑪?shù)量網(wǎng)格模型的敏感性分析，計(jì)算域共計(jì)35萬(wàn)個(gè)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格單元。

圖2　網(wǎng)格模型Fig.2　Grid model

2　數(shù)值計(jì)算方程

2.1基本控制方程

連續(xù)性方程

動(dòng)量方程

能量方程

2.2湍流模型

由于充汽管路平均流速達(dá)到 120 m·s-1，Reynolds數(shù)遠(yuǎn)大于 2300，屬于完全湍流的流動(dòng)過(guò)程，同時(shí)，k-ε湍流模型是基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)推導(dǎo)出的半經(jīng)驗(yàn)的公式，適用范圍廣、求解精度高。因此本文采用標(biāo)準(zhǔn) k-ε模型[8]計(jì)算流體湍流微團(tuán)的脈動(dòng)和傳遞規(guī)律。湍流方程計(jì)算式為

式中，經(jīng)驗(yàn)常數(shù)取值分別為C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.0，σε=1.3。

2.3數(shù)值計(jì)算邊界

為精確求解復(fù)雜的流體流動(dòng)規(guī)律，本文利用CFX流體計(jì)算商業(yè)軟件開(kāi)展放汽管路的數(shù)值模擬，并采用有限體積算法離散計(jì)算域的控制方程。針對(duì)數(shù)值離散計(jì)算解的偽擴(kuò)散，利用高階迎風(fēng)格式的計(jì)算方法離散對(duì)流項(xiàng)，采用全隱式耦合算法迭代求解流速與壓力的耦合計(jì)算過(guò)程。

根據(jù)實(shí)際船舶蒸汽蓄熱器排放蒸汽參數(shù)和某汽力設(shè)備的受汽性能指標(biāo)，以合理準(zhǔn)確地計(jì)算蒸汽蓄熱器大負(fù)荷擾動(dòng)過(guò)程中放汽管路系統(tǒng)熱沖擊特性，數(shù)值計(jì)算邊界條件設(shè)置為：飽和蒸汽進(jìn)口壓力為 5.7 MPa，進(jìn)口溫度為 273℃，出口壓力為 5.1 MPa，出口流域?yàn)榱鲃?dòng)充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)，管壁處理為絕熱條件和無(wú)滑移邊界條件。蒸汽物性參數(shù)的計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)均來(lái)自IAPWS IF97數(shù)據(jù)庫(kù)。

3　水動(dòng)力特性分析

3.1壓力特性分析

放汽管路壓力分布曲線如圖3所示。由圖3可以看出，沿著放汽管路的沿程長(zhǎng)度方向，1#、2#放汽支管的蒸汽壓力不斷降低。主要是由于放汽管道不是光滑的圓管且內(nèi)壁存在粗糙度，在放汽管路系統(tǒng)瞬時(shí)排汽過(guò)程中，飽和蒸汽與管路內(nèi)表面產(chǎn)生摩擦阻力，導(dǎo)致壓力能耗散，誘發(fā)不可逆的壓力損失。同時(shí)，放汽管路含有多個(gè)阻力系數(shù)較大的直角彎頭和三通管，對(duì)蒸汽介質(zhì)產(chǎn)生局部流動(dòng)阻力。因此，在摩擦流動(dòng)阻力和局部流動(dòng)阻力的共同作用下，放汽管路系統(tǒng)的流體壓力逐漸降低。從圖中還可以看出，在放汽總管出口恒定背壓的條件下，1#放汽支管出口壓力高，放汽流量小，流體流動(dòng)阻力小，導(dǎo)致1#放汽支管的蒸汽壓力高于2#放汽支管的壓力。1#、2#放汽支管的蒸汽壓力的數(shù)值模擬結(jié)果與理論計(jì)算數(shù)值基本吻合，驗(yàn)證本文數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性和合理性。

圖3　放汽管路壓力變化曲線Fig.3　Pressure curves of discharging pipe

圖4給出了放汽管路的壓力變化云圖。在直角放汽彎管區(qū)域，內(nèi)壁承受的蒸汽壓力略低于外壁壓力，由于彎管的自身結(jié)構(gòu)對(duì)蒸汽流動(dòng)產(chǎn)生導(dǎo)流作用，導(dǎo)致流體產(chǎn)生離心力，促使彎管中內(nèi)壁附近的蒸汽流體被擠壓擴(kuò)散至外壁，因此彎管內(nèi)壁承受的壓力明顯低于外壁。

圖4　放汽管路壓力變化云圖Fig.4　Pressure contours of discharging pipe

3.2流動(dòng)特性分析

放汽管路內(nèi)流體速度矢量分布規(guī)律如圖 5所示。由圖可知，沿著放汽管路中蒸汽流動(dòng)方向，由于流體壓力不斷降低，靜壓能轉(zhuǎn)化為動(dòng)壓能，1#、2#放汽支管的蒸汽流速不斷升高。根據(jù)蒸汽管路設(shè)計(jì)及運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)可知，飽和蒸汽流速一般設(shè)計(jì)范圍為60～80 m·s-1，從圖中可以發(fā)現(xiàn)1#、2#放汽支管內(nèi)飽和蒸汽的平均流速約為74 m·s-1，符合設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。但由于放汽總管流量增大，蒸汽流速升高，最高值達(dá)到258 m·s-1左右，極易誘發(fā)管路高強(qiáng)度的熱沖擊，導(dǎo)致放汽系統(tǒng)管路劇烈振動(dòng)，因此在管路支吊架設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)加設(shè)高強(qiáng)度的固定支架以減緩沖擊振動(dòng)。

圖5　流速矢量分布規(guī)律Fig.5　Velocity vector distributions

圖6和圖7示出了放汽管路流體湍動(dòng)能和湍流耗散率分布云圖。由圖可知，彎管內(nèi)壁區(qū)域流體的湍動(dòng)能和湍流耗散率略高于彎管外壁，主要是由于在彎管區(qū)域流體受到離心力的作用，使彎管內(nèi)壁附近區(qū)域流速高，流體速度梯度大，增強(qiáng)了不同尺寸湍流微團(tuán)的動(dòng)量轉(zhuǎn)化，誘發(fā)彎管內(nèi)壁區(qū)域流體劇烈湍流脈動(dòng)，導(dǎo)致流體湍流動(dòng)能和湍流耗散率較大。從圖中還可以看出，在1#、2#放汽支管內(nèi)高速飽和蒸汽摻混的作用下，放汽總管上三通管件附近區(qū)域的流體沖擊速度高，導(dǎo)致湍流脈動(dòng)更劇烈。

圖6　湍流動(dòng)能分布規(guī)律Fig.6　Turbulence kinetic energy distributions

圖7　湍流耗散率分布規(guī)律Fig.7　Turbulence eddy dissipation distributions

3.3結(jié)構(gòu)特性分析

放汽管路的壁面剪切應(yīng)力變化云圖如圖 8所示。由圖可知，由于彎管內(nèi)壁區(qū)域流速高，湍流脈動(dòng)較強(qiáng)烈，導(dǎo)致彎管內(nèi)壁區(qū)域承受的壁面剪切應(yīng)力明顯大于彎管的外壁，內(nèi)壁最大剪切應(yīng)力大小約是外壁剪切應(yīng)力的3倍。同時(shí)，放汽總管中飽和蒸汽流量大，流速高，流體沖擊動(dòng)量更大，導(dǎo)致放汽總管上的三通管件承受壁面剪切應(yīng)力最大，約是放汽支管剪切應(yīng)力的4倍，因此應(yīng)增加三通管及彎管的材質(zhì)強(qiáng)度。

圖8　壁面剪切應(yīng)力分布規(guī)律Fig.8　Wall shear distributions

4　放汽管路熱沖擊特性預(yù)測(cè)

4.1熱沖擊預(yù)測(cè)方法

流致振動(dòng)主要有3種誘發(fā)機(jī)理：流體彈性失穩(wěn)、湍流激振、旋渦脫落。大負(fù)荷熱沖擊條件下，當(dāng)流體略過(guò)非平面結(jié)構(gòu)時(shí)，湍流引起放汽系統(tǒng)管路內(nèi)流體壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)產(chǎn)生劇烈激蕩，進(jìn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的振動(dòng)。同時(shí)，結(jié)構(gòu)下游產(chǎn)生的旋渦及渦流交替脫落，產(chǎn)生周期性激勵(lì)作用，增強(qiáng)了隨機(jī)性湍流微團(tuán)的動(dòng)量傳遞，進(jìn)而誘發(fā)湍流激振力對(duì)管路持續(xù)做功，促使管路產(chǎn)生高頻振動(dòng)而引發(fā)管路的流致振動(dòng)效應(yīng)。文獻(xiàn)[19-20]指出，在湍流激振和流體彈性失穩(wěn)的兩種機(jī)理作用下，流體誘發(fā)管路振動(dòng)的激振力與流體熱沖擊能量呈正比關(guān)系，其中流體能量等于流體平均密度乘以流速的平方值，即ρu2。

4.2熱沖擊計(jì)算分析

圖9和圖10示出了1#、2#放汽管路內(nèi)蒸汽流速分布曲線和云圖。1#、2#放汽管路蒸汽流速曲線呈現(xiàn)在彎管區(qū)域先升高，然后在直管區(qū)域再降低的變化趨勢(shì)，主要是由于沿著 1#、2#放汽支管內(nèi)蒸汽流動(dòng)方向，蒸汽壓力不斷降低，導(dǎo)致流速逐漸升高，且由于彎管區(qū)域流體受到離心力的作用，促使彎管區(qū)域蒸汽流速快速升高，因此在放汽彎管和三通管件的沿程作用下，兩相鄰彎管上下游之間的蒸汽流速呈由大到小的周期變化過(guò)程。從圖中還可以看出，2#放汽支管內(nèi)蒸汽流速高于 1#放汽管流速，由于2#放汽支管內(nèi)蒸汽流動(dòng)阻力小，放汽流量大，最終導(dǎo)致2#放汽支管的蒸汽流速高于1#放汽支管的流速。

圖9　放汽管路流速變化曲線Fig.9　Velocity curve of discharging pipe

圖10　流速分布規(guī)律Fig.10　Velocity distributions

1#、2#放汽管路內(nèi)蒸汽流速分布曲線和云圖如圖11和圖12所示。由圖可知，沿著1#、2#放汽管路蒸汽流動(dòng)方向，放汽管路內(nèi)蒸汽密度呈先下降再升高的變化規(guī)律。究其原因主要是彎管區(qū)域蒸汽流速快速增大，在質(zhì)量流量不變基礎(chǔ)上，彎管區(qū)域蒸汽密度降低，因此在彎管和三通管件的沿程導(dǎo)向作用下，兩相鄰管件上下游之間的蒸汽密度呈由低到高的周期變化規(guī)律。從圖中還可以看出，由于1#放汽管路內(nèi)蒸汽流速低于2#放汽管路流速，因此1#放汽支管的蒸汽密度高于2#放汽支管的密度。

圖11　放汽管路密度變化曲線Fig.11　Density curve of discharging pipe

圖12　充汽管路密度變化云圖Fig.12　Density contours of discharging pipe

圖13給出了1#、2#放汽管路蒸汽熱沖擊能量的變化曲線。由圖可知，沿著蒸汽流動(dòng)的方向，熱沖擊能量不斷增大，由于管路壓力降低，流速不斷升高，且流速的數(shù)量級(jí)遠(yuǎn)大于密度的數(shù)量級(jí)，雖然密度逐漸下降，但變化范圍較小，促使流速在沖擊能量中起主導(dǎo)作用，因此在流速和密度的綜合作用下，蒸汽的熱沖擊能量逐漸增大，且在兩相鄰管件上下游間產(chǎn)生明顯的熱沖擊能量由大到小的周期演變過(guò)程。從圖中還可以看出，在密度變化范圍較小條件下，由于2#放汽管流速高于1#放汽管流速，導(dǎo)致2#放汽管內(nèi)蒸汽熱沖擊能量較大。根據(jù)上述關(guān)于蒸汽熱沖擊能量的計(jì)算分析可知，彎管和三通件受到蒸汽熱沖擊能量越大，說(shuō)明放汽管路上彎管和三通管部位承受蒸汽熱沖擊損壞越嚴(yán)重。

圖14示出了放汽管路數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)檢測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比。由于三通管件流域存在兩支放汽管的大流量蒸汽摻混，流速高且湍流脈動(dòng)劇烈，熱沖擊能量大，導(dǎo)致三通件承受熱沖擊破損更加嚴(yán)重。

圖15給出了實(shí)際三通管熱沖擊破損分布規(guī)律。由圖可知，在三通管的匯流總管與分流支管的部位，出現(xiàn)明顯的凹坑和管路壁面減薄的現(xiàn)象，究其原因主要是高流速的蒸汽快速垂直撞擊壁面和平行方向?qū)Ρ诿娴募羟凶饔?，基于兩種作用方式形成了蒸汽熱沖擊效應(yīng)，進(jìn)而導(dǎo)致管路壁面呈現(xiàn)凹坑和減薄現(xiàn)象。同時(shí)，放汽管路上三通件承受熱沖擊預(yù)測(cè)數(shù)據(jù)與某實(shí)物檢測(cè)結(jié)果基本吻合，驗(yàn)證了本文數(shù)值預(yù)測(cè)放汽管路熱沖擊規(guī)律的合理性和準(zhǔn)確性。

圖13　放汽管路流體能量變化曲線Fig.13　Fluid energy curve of discharging pipe

圖14　流體能量分布規(guī)律Fig.14　Fluid energy distributions

圖15　三通管熱沖擊破損規(guī)律Fig.15　Shock damage distributions of T-junction

5　結(jié)　論

以實(shí)際典型船舶放汽管路為原型，通過(guò)CFD數(shù)值模擬的方法計(jì)算船舶蒸汽蓄熱器放汽管路內(nèi)流體水動(dòng)力特性，得到流速、壓力、湍動(dòng)能等關(guān)鍵參數(shù)的變化規(guī)律，基于放汽管路流致振動(dòng)而誘發(fā)流體熱沖擊的機(jī)理，揭示與流致振動(dòng)密切相關(guān)的蒸汽熱沖擊能量圖譜。所得主要結(jié)論為在高溫高壓飽和蒸汽摻混流動(dòng)作用下，三通管區(qū)域呈現(xiàn)蒸汽沖擊流速高，湍流脈動(dòng)劇烈，壁面剪切應(yīng)力大；基于蒸汽熱沖擊能量分布圖譜，放汽管路上彎管和三通管件局部區(qū)域蒸汽沖擊能量較大，其中三通管熱沖擊能量最大，可以說(shuō)明放汽彎管和三通管承受熱沖擊破損較嚴(yán)重，且三通管的熱沖擊最嚴(yán)重，實(shí)物檢測(cè)破損數(shù)據(jù)驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算預(yù)測(cè)結(jié)論。

基于船舶蒸汽蓄熱器放汽管路熱沖擊計(jì)算及預(yù)報(bào)分析，可知在管路制作工藝過(guò)程中應(yīng)增加放汽總管（尤其三通管和直角彎頭）的材質(zhì)強(qiáng)度，同時(shí)后期將把本文計(jì)算的熱沖擊能量圖譜應(yīng)用于某大型蒸汽動(dòng)力系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)中，進(jìn)一步校核和優(yōu)化蒸汽管網(wǎng)的支吊架設(shè)計(jì)。

符號(hào)說(shuō)明

g——重力加速度，m·s-2

h——焓，kJ·kg-1

p——壓力，MPa

T——溫度，K

U——流速，m·s-1

λe——熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1

μe——?jiǎng)恿︷ざ?，kg·m-1·s-1

ρ——密度，kg·m-3

References

[1] Sun Changjiang (孫長(zhǎng)江), Yang Yuanlong (楊元龍). Numerical simulation on the dynamic characteristics of marine steam accumulators under different operating conditions [J]. Chinese Journal of Ship Research (中國(guó)艦船研究), 2014, 9(5): 105-109.

[2] Guo Jiamin (郭家敏), Sun Baozhi (孫寶芝), Lei Yu (雷雨), Zhang Guolei (張國(guó)磊), Yang Longbin (楊龍濱), Li Yanjun (李彥軍). Mathematical model of continuous working process of marine steam accumulator and its performances simulation [J]. CIESC Journal (化工學(xué)報(bào)), 2014, 65(S1): 346-352.

[3] Sun Baozhi (孫寶芝), Guo Jiamin (郭家敏), Lei Yu (雷雨), Yang Longbin (楊龍濱),Zhang Guolei (張國(guó)磊), Li Yanjun (李彥軍). Non-equilibrium thermodynamics process of marine steam accumulator [J]. CIESC Journal (化工學(xué)報(bào)), 2013, 64(S1): 59-65.

[4] Hu Jimin (胡繼敏), Jin Jiashan (金家善), Yan Zhiteng (嚴(yán)志騰). Measuring method for thermodynamic performance of marine steam accumulator during quick charge process [J]. Ship Engineering (船舶工程), 2012, 34(S2): 55-59.

[5] Gong Chongling (龔崇齡), Liu Xiaohui (劉曉慧). Thermo-hydraulic feature analysis of steam accumulator operation [J]. Journal of Wuhan Autotive Polytechnic University (武漢汽車工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)), 1996, 18(3): 73-77.

[6] Vladimir D S, Blazenka M, Sanja P. Dynamics of steam accumulation [J]. Appl. Therm. Eng., 2012, 37:73-79.

[7] Kulikow Y A, Loskutov Y V. Numerical-experimental investigation of the elastic deformation of a polymeric pipeline under impact [J]. J. Appl. Mech. Tech. Phy., 2001, 42(2): 294-299.

[8] Chu Zhuli (初珠立), Yang Zichun (楊自春). Quantitative safety analysis on the damage of marine boiler steam gas pipelines based on bayesian network [J]. Chinese Journal of Ship Research (中國(guó)艦船研究), 2010, 5(5):59-63.

[9] Li Zaicheng (李再承), Hou Guoxiang (侯國(guó)祥), Wu Chongjian (吳崇健). Research progress on sound radiation of turbulence in pipeline [J]. Chinese Journal of Ship Research (中國(guó)艦船研究), 2007, 2(1): 34-38.

[10] Semke W H, George D B. Efficient dynamic structural response modelling of bolted flange piping systems [J]. J. Pre. Vess. Pip., 2006, 83: 767-776.

[11] Ferng Y M, Ma Yinpang, Kang J C. Thermal-hydraulic simulation of localized flow characteristics in a steam generator [J]. Nucl. Technol., 2000, 136: 186-194.

[12] Ferng Y M, Chang H J. CFD investigating the impacts of changing operating conditions on the thermal-hydraulic characteristics in a steam generator [J]. Appl. Therm. Eng., 2008, 28: 414-422.

[13] Ferng Y M. Investigating the distribution characteristics of boiling flow and released nuclide in the steam generator secondary side using CFD methodology [J]. Ann. Nucl. Energy, 2007, 34: 724-731.

[14] Ferng Y M. A two-phase methodology to predict FAC wears sites in the piping system of a BWR [J]. Nucl. Eng. Des., 2008, 238: 2189-2196.

[15] Sun Baozhi, Yang Yuanlong. Numerically investigating the influence of tube support plates on thermal-hydraulic characteristics in a steam generator [J]. Appl. Therm. Eng., 2013, 51: 611-622.

[16] Yang Yuanlong (楊元龍), Sun Baozhi (孫寶芝), Yang Longbin (楊龍濱), Zhang Yu (張羽). Numerical simulation on vapor-liquid two-phase of the secondary circuit in steam generator [J]. Atomic Energy Science and Technology (原子能科學(xué)技術(shù)), 2012, 46(1): 110-114.

[17] Yang Yuanlong, Sun Baozhi, Li Yanjun. CFD investigation of thermal-hydraulic characteristics for a steam generator with and without tube support plates [J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C: Journal of Mechanical Engineering Science, 2013, 31: 358-365.

[18] Xun Zhenyu (荀振宇), Yang Yuanlong (楊元龍). Numerical simulation on the dynamic performance of marine steam accumulators under two different charging modes [J]. Chinese Journal of Ship Research (中國(guó)艦船研究), 2014, 9(6): 105-109.

[19] Li Yanjun, Yang Yuanlong, Sun Baozhi. Numerical investigation of thermal-hydraulic characteristics in a steam generator using a coupled primary and secondary side heat transfer model [J]. Ann. Nucl. Energ., 2013, 55: 258-264.

[20] Axisa F, Andunes J, Villard B. Overview of numerical methods for predicting flow-induced vibration [J]. J. Press. Vess. Tech., 1988, 110: 6.

Prediction and investigation on thermal shock characteristics of discharging pipe for ship steam accumulator

YANG Yuanlong
(China Ship Development and Design Center, Wuhan 430064, Hubei, China)

The ship discharging pipe has characteristics of short discharging period, high thermal shock energy and large fluctuation load, which directly affect safe and steady operation of a steam accumulator. In this study, typical ship steam accumulator discharging pipe is taken as the prototype. Turbulent fluctuation is analyzed by using the standard k-ε equation. The hydrodynamic characteristics for ship steam accumulator discharging pipe are calculated by CFD simulation method. Velocity, pressure, turbulence kinetic energy and wall shear distributions are obtained. Based on the prediction mechanisms of thermal shock generated by flow induced vibration, shock energy pictures closely related to flow induced vibration are revealed. The calculated results show that during mixed flow of high temperature and pressure steam, high velocity, severe turbulence fluctuation and large wall shear occur around T-junction. Based on steam thermal shock energy pictures, thermal shock energy is higher at the elbow and T-junction, while the maximum shock energy occurs at the T-junction for discharging pipe. These calculated results predict that thermal shock damage for T-junction is more serious. The actual test data for T-junction demonstrate the numerical prediction results.

steam accumulator; discharging pipe; thermal shock characteristics

date: 2015-03-16.

YANG Yuanlong, long31609@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China (51309063).

10.11949/j.issn.0438-1157.20150322

TL 33

A

0438—1157（2015）11—4431—07

2015-03-16收到初稿，2015-07-01收到修改稿。

聯(lián)系人：楊元龍（1986—），男，工程師。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51309063）。