船用排氣引射裝置計(jì)算及優(yōu)化改進(jìn)

史 振，張善科，原文祺，馬正軍

(中國船舶集團(tuán)有限公司第七〇三研究所，黑龍江 哈爾濱 150078)

0 引 言

船用燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行時(shí)，箱裝體內(nèi)溫度較高，為了保證各工作部件和運(yùn)行人員的正常工作，必須對燃?xì)廨啓C(jī)箱裝體內(nèi)進(jìn)行冷卻。冷卻的方式一般有2 種，一種是利用風(fēng)機(jī)對箱裝體進(jìn)行強(qiáng)制通風(fēng)來冷卻，另一種方式即利用燃?xì)廨啓C(jī)高溫高速的排氣來引射空氣，在箱裝體內(nèi)形成連續(xù)的空氣流來冷卻。第2 種方式不需要安裝專門的設(shè)備，既簡單又不消耗能源，被廣泛應(yīng)用于船用燃?xì)廨啓C(jī)箱裝體[1]。本文研究的某型船即采用的這種方式。衡量排氣引射系統(tǒng)的性能主要有2 個(gè)指標(biāo)[2]：1)引射系數(shù)n，利用被引射的空氣的質(zhì)量流量與燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量的比值來定義，n值越大，引射性能越好；2)混合度ε，即引射器出口處氣體流速的均勻程度，利用出口處最大速度與平均速度的比值來定義，ε值越接近1，混合越好。在船用排氣引射系統(tǒng)中對混合度沒有要求，根據(jù)相關(guān)技術(shù)文件要求，為了達(dá)到規(guī)定的冷卻效果，在燃機(jī)滿工況運(yùn)行時(shí)，某型船的排氣引射系數(shù)不能低于10%，本文即對某型船的排氣引射系統(tǒng)進(jìn)行分析和優(yōu)化改進(jìn)，使其達(dá)到設(shè)計(jì)要求。

1 原裝置的數(shù)值分析

1.1 排氣引射裝置結(jié)構(gòu)分析及建模

針對引射冷卻空氣通道及排氣引射通道內(nèi)氣體的流動(dòng)，嚴(yán)格按照原裝置的結(jié)構(gòu)布置和尺寸在UG 軟件中建立幾何模型，對排氣引射性能影響較小的結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡化。最終模型結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

圖1 燃?xì)廨啓C(jī)排氣引射系統(tǒng)模型Fig.1 Model of gas turbine exhaust ejector system

從圖中可以看出，排氣引射系統(tǒng)主要包括進(jìn)氣室、穩(wěn)壓室、聯(lián)通通道、箱裝體、燃?xì)廨啓C(jī)、排氣管、混合段和機(jī)外引射裝置等。其中引射混合段相對于排氣管軸線向后傾斜，高度約5 m，混合段為擴(kuò)張形，入口直徑比出口直徑小。為方便進(jìn)行數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，分別定義多個(gè)參考截面。各截面分別為：A為壓力入口；B為豎井進(jìn)口面；C為引射空氣箱裝體入口；D為引射截面1；E為引射截面2；F為排氣管入口；G為排氣管出口；H為引射混合段入口；I為混合段考察截面；J為燃機(jī)排氣噴口；K為排氣引射系統(tǒng)出口。燃?xì)廨啓C(jī)工作時(shí)，高溫高速的排氣從排氣管出口G 噴出形成射流，由于氣體增速降壓，在排氣管出口處形成一定的低壓區(qū)，冷卻空氣流入之后被主流不斷卷吸進(jìn)入混合段，最終流出系統(tǒng)外。

1.2 網(wǎng)格劃分

由于排氣系統(tǒng)模型尺寸較大，同時(shí)包含有小尺寸結(jié)構(gòu)，劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格較為困難且難以保證網(wǎng)格質(zhì)量，因此采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分。在重點(diǎn)考察部分及結(jié)構(gòu)尺寸較小的區(qū)域進(jìn)行了加密處理，以期達(dá)到較高的計(jì)算效率和計(jì)算精度。本文使用的網(wǎng)格劃分工具為ANSYS ICEM CFD，計(jì)算域網(wǎng)格總數(shù)為700 萬，質(zhì)量在0.2 以上，網(wǎng)格如圖2 所示。

圖2 排氣引射系統(tǒng)計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Grid of exhaust ejector system

1.3 計(jì)算原理和方法

在對排氣引射系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，對于可壓縮的粘性氣體，如忽忽略質(zhì)量力，則流場的參數(shù)控制方程組如下[3–5]：

其中：Π為氣體的粘性應(yīng)力張量；I為2 階單位張量；μ為氣體的動(dòng)力粘性系數(shù)；E為單位質(zhì)量氣體的總能量；e為單位質(zhì)量氣體的內(nèi)能；為氣體的熱流量；k為氣體的熱傳導(dǎo)系數(shù)；ρ為氣體的密度；為氣體的速度矢量；T為氣體的溫度；p為氣體的壓力。

數(shù)值計(jì)算使用Ansys Fluent 商用軟件，其基于有限體積法對控制方程進(jìn)行離散，湍流模型選用κ-ε模型，在保證網(wǎng)格質(zhì)量和正確邊界條件的情況下計(jì)算精度可以達(dá)到工程要求[6]。

1.4 計(jì)算邊界條件

綜合分析實(shí)船排氣引射系統(tǒng)的工作條件以及工作環(huán)境，對計(jì)算模型的邊界條件設(shè)置如下：

參考壓力為101 325 Pa；

引射空氣進(jìn)口處于標(biāo)準(zhǔn)大氣條件下，設(shè)為壓力入口，相對參考壓力為0 Pa，溫度為300 K，法向進(jìn)氣；

排氣管進(jìn)口設(shè)為質(zhì)量流量進(jìn)口(mass flow-inlet)，給定燃?xì)廨啓C(jī)1.0 工況運(yùn)行時(shí)的流量和動(dòng)力渦輪的排氣溫度，法向進(jìn)氣；

引射系統(tǒng)出口處于標(biāo)準(zhǔn)大氣條件下，設(shè)為壓力出口，相對參考壓力為0 Pa，溫度為300 K，法向排氣；

進(jìn)氣濾清器等效轉(zhuǎn)換為多孔介質(zhì)，對于簡單的均勻多孔介質(zhì)，Si作為動(dòng)量方程中附加的動(dòng)量源項(xiàng)：

其中：α 為滲透率，C2為慣性阻力因子，按照濾清器阻力特性，利用總壓損失與速度的關(guān)系擬合成二次曲線的形式，經(jīng)擬合得到其公式表達(dá)式△P=aV2+bV，進(jìn)而可得到多孔介質(zhì)的滲透率α 及壓力階躍系數(shù)C2。

將進(jìn)氣濾清器設(shè)置為多孔介質(zhì)邊界，根據(jù)提供的參數(shù)，最終確定α=1.57E?07，△m=100，C2=95.36。

對于所有的外壁面，全部設(shè)成絕熱無滑移壁面。

1.5 原型計(jì)算結(jié)果

經(jīng)過對原型排氣引射系統(tǒng)的計(jì)算，得到排氣引射系數(shù)為6.51%，遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)要求10%。表1 為排氣引射系統(tǒng)各截面總壓及壓力損失值，從表中可以看出，隨著高溫排氣和引射空氣的流動(dòng)，總壓不斷降低，但是在D到E截面總壓增加，阻礙了引射氣體的流動(dòng)，產(chǎn)生回流，導(dǎo)致引射性能下降，箱裝體溫度過高，因此需要對排氣引射系統(tǒng)進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)來提高引射系數(shù)。

表1 各截面總壓及壓力損失Tab.1 Total pressure and pressure loss of each section

2 排氣引射裝置設(shè)計(jì)計(jì)算

李東明等[7]利用數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)的方法研究了不同引射器結(jié)構(gòu)對引射性能的影響。結(jié)果表明，在進(jìn)口條件相同時(shí)，帶有圓柱形混合段的引射器的引射系數(shù)大于錐形混合段的引射器。因此本文擬將原型引射器改為圓柱形混合段的引射器。引射器的結(jié)構(gòu)如圖3 所示，主要部件有：工作噴嘴、接受室、混合段、擴(kuò)壓段，1-1 截面是混合段入口截面，2-2 截面是混合段出口截面，3-3 截面是擴(kuò)壓段出口截面。

圖3 引射器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structure diagram of ejector

2.1 排氣引射裝置能力計(jì)算

本文的目標(biāo)引射系數(shù)為n=0.1，根據(jù)原型的計(jì)算結(jié)果初步給定擴(kuò)壓器出口截面的靜壓P3=2 500 Pa。

引射器各處邊界條件：

工作流體溫度T1、壓力P1=0.106 8 MPa、比容V1=2.218 m3/kg、密度ρ1=0.451 kg/m3；引射流體溫度T2=100℃、壓力P2=0.109 MPa、比容V2=1.068 m3/kg、密度ρ1=0.936 kg/m3；混合流體溫度T3=(T1+nT2)/(1+n)、壓力P3=0.104 MPa、比容V3=2.058 m3/kg、密度ρ1=0.451 kg/m3。

根據(jù)引射器設(shè)計(jì)原理[8]，對引射能力進(jìn)行計(jì)算如下：

面積比

式中：φ1=0.95，φ2=0.975，φ3=0.9，φ4=0.925。

通過計(jì)算得到a=0.926 25，b=?2.236 7，c=1.317 61。代入可得最佳面積比(f2/f11)opt=1.395 23。

引射流體的壓力升高公式為：

式中：kp=1.4，Π1*=0.528，ε1*=0.634，f2=f11+f12，將各參數(shù)代入可得：

從上述結(jié)果可以看出，通過計(jì)算得到的混合流體壓力P3大于假設(shè)的P3，所以假設(shè)是成立的。

2.2 引射器結(jié)構(gòu)尺寸計(jì)算

已知工作噴嘴的直徑d1，擴(kuò)壓器出口直徑Dk。

自由流束的長度：

根據(jù)上述計(jì)算，綜合考慮燃?xì)廨啓C(jī)的排氣損失及現(xiàn)場安裝情況，確定混合段直徑D1，lc計(jì)算值為1.02 m，但根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際情況無法更改，所以暫定原lc不變，混合段長度lh一般取6～10 倍混合段直徑，擴(kuò)壓段的長度lk根據(jù)8°～10°擴(kuò)壓角確定。

2.3 引射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)

引射系統(tǒng)改進(jìn)的目的是在尺寸最小的排氣裝置中建立起足夠多的引射空氣量，同時(shí)要考慮排氣系統(tǒng)對燃?xì)廨啓C(jī)性能的影響，考慮到引射器實(shí)際安裝情況，要保持排氣管出口d1、擴(kuò)壓器出口直徑Dk、工作噴口截面與混合段入口截面的距離lc、引射器總體長度lc+lk保持不變，可以對混合段直徑D1、混合段長度Lh及擴(kuò)壓器長度Lk進(jìn)行改進(jìn)。根據(jù)前面的計(jì)算，已確定混合段直徑D1，對不同長度混合段的引射器進(jìn)行流場計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表2 所示。

表2 不同長度混合段的計(jì)算結(jié)果Tab.2 Results of mixing section with different length

從表中可以看出，相同進(jìn)排氣條件下，當(dāng)混合室直徑為D1時(shí)，長度為1.87D1，計(jì)算的引射系數(shù)得到明顯提升，考慮實(shí)際安裝空間和船廠要求，最終確定混合段長度Lh取1.87D1。

3 排氣引射系統(tǒng)改進(jìn)計(jì)算分析

原型中混合段與排氣管軸線有一定的傾斜角度，這會(huì)造成阻力的增加，從而影響引射氣體的流動(dòng)，針對此原因以及前面的計(jì)算結(jié)果，制定了2 種改進(jìn)方案。方案1：將混合段向后傾斜改為與排氣管中心線平行，其他結(jié)構(gòu)尺寸保持不變；方案2：將引射混合段改為與排氣管中心線平行的直段，直徑D1、長度1.87D1，保證引射器總體高度和接口尺寸不變來確定擴(kuò)壓器的模型。最終建立的幾何模型如圖4 所示。

圖4 改進(jìn)后的幾何模型Fig.4 Improved geometric model

經(jīng)過對改進(jìn)后方案的計(jì)算，方案1 的引射系數(shù)達(dá)到8.81%，引射性能相對原模型的6.51%有所提升，這說明引射混合段向后傾斜削弱了引射效果。方案2 的引射系數(shù)為10.62%，引射能力顯著增加，這說明混合段的結(jié)構(gòu)尺寸對于排氣引射的性能有重要的影響，將混合段改為圓柱形，增設(shè)擴(kuò)壓段能夠有效的提高引射系數(shù)，因此可根據(jù)改進(jìn)方案2 對后艙排氣引射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)。

圖5 和圖6 給出了燃?xì)廨啓C(jī)中截面上速度矢量及靜溫分布云圖?？梢钥闯?，原型的混合段向后傾斜，嚴(yán)重阻礙了引射氣體的流動(dòng)，特別是排氣管出口左側(cè)流出的引射氣體很少，在引射器直段后部形成了強(qiáng)烈的回流區(qū)域，大大降低了排氣引射能力。方案1 引射器內(nèi)氣體速度并無明顯增加，但排氣管出口外引射空氣流道內(nèi)的回流減弱，引射性能有所提升。方案2 混合段內(nèi)氣體速度明顯增大，排氣管出口外引射空氣流道內(nèi)的回流基本消失，引射性能得到了有效提升。

圖5 中截面速度矢量圖Fig.5 Velocity vector diagram of middle section

圖6 中截面靜溫分布圖Fig.6 Static temperature of medium section

經(jīng)過對各截面總壓值的測量，發(fā)現(xiàn)方案1 中D 面至E 面的總壓差變?yōu)闉檎?，這表明箱裝體出口部分已形成正壓梯度，這將有利于引射冷空氣的流動(dòng)，提高引射系數(shù)。但引射器H 面至I 面引射混合段的壓力損失卻增加了13 Pa。相比方案1 和原模型結(jié)果，方案2 D 面至E 面的總壓差為正值，并略有提高。另外，H面至I 面引射混合段的總壓差比原模型減小了216 Pa，可見引射混合段結(jié)構(gòu)和尺寸的變化在改善流動(dòng)狀態(tài)的同時(shí)也減小了沿程阻力，進(jìn)一步提升了引射性能。結(jié)構(gòu)改進(jìn)后，方案2 提高了引射系數(shù)的同時(shí)，相比原模型排氣管入口F 面壓力減小了241 Pa，意味著動(dòng)力渦輪背壓減小，這也將會(huì)提高燃機(jī)性能。

表3 為幾個(gè)截面的靜壓值?？梢钥闯?，改進(jìn)后的F，G，H 面的靜壓值較小，在燃機(jī)相同功率時(shí)，改進(jìn)模型動(dòng)壓增大，從而使得排氣管出口的速度提高，也會(huì)帶動(dòng)和抽引更多流體參與到主流流動(dòng)中，提升了引射流量，從而改善排氣引射系統(tǒng)的引射性能。

表3 燃?xì)鈧?cè)導(dǎo)流段總壓損失Tab.3 Total pressure loss of gas side diversion section

4 結(jié) 語

通過對某型船用排氣引射裝置的計(jì)算，發(fā)現(xiàn)原裝置的引射系數(shù)為6.51%，達(dá)不到設(shè)計(jì)要求10%。經(jīng)過一維計(jì)算及優(yōu)化改進(jìn)，可以得到以下結(jié)論：

1）將原型混合段改為和排氣管軸線重合之后，雖然沒有達(dá)到設(shè)計(jì)要求，但排氣引射系數(shù)有所提高。在進(jìn)行排氣引射系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)盡量保持引射器管道與燃機(jī)軸線垂直，尤其是引射器混合段。

2）可將排氣引射系統(tǒng)按照方案2 進(jìn)行改進(jìn)，即混合段改為與排氣管軸線重合的圓柱管段，直徑D1，長度1.87D1，增設(shè)擴(kuò)壓管段，此時(shí)排氣引射系數(shù)為10.62%，達(dá)到10%以上的設(shè)計(jì)要求。

3）根據(jù)方案2 改進(jìn)之后，排氣管道的壓力損失減小，排氣管入口面的總壓降低，即動(dòng)力渦輪的背壓減小，這有利于提高燃?xì)廨啓C(jī)的性能。

4）在進(jìn)行排氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)綜合考慮對排氣引射性能及排氣壓力損失的影響，在安裝允許的情況下，管道宜直而短，彎頭和收縮段要少。