船用燃氣輪機進氣部件結(jié)冰規(guī)律研究

任永鵬， 萬雷， 王萌， 王忠義， 曲永磊

(哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

隨著燃氣輪機應(yīng)用領(lǐng)域逐漸增多、使用環(huán)境逐漸惡劣，燃氣輪機進氣部件結(jié)冰現(xiàn)象逐漸顯現(xiàn)[1-2]。當(dāng)船舶行駛在環(huán)境溫度為-18～5 ℃的低溫海域時，在海風(fēng)(一般高于9 m/s)及海浪與船體的相互作用下產(chǎn)生大量海水飛沫，飛沫液滴直徑在5～5 000 μm。該工作環(huán)境極易導(dǎo)致船用燃氣輪機進氣部件發(fā)生結(jié)冰問題。而船用燃氣輪機進口導(dǎo)葉、導(dǎo)流罩積冰，將導(dǎo)致進氣通道面積減小、葉型型線發(fā)生改變，影響氣動特性，導(dǎo)致壓氣機壓比和效率下降。嚴(yán)重時，進氣部件上的冰層脫落會對壓氣機葉片造成機械損傷，影響燃氣輪機的安全運行[3-4]。

國外學(xué)者對于燃氣輪機進氣端部件結(jié)冰機理的研究起步較早。Hamed等[5]提出了一種模擬過冷水滴在航空發(fā)動機內(nèi)運動軌跡的三維方法，利用歐拉-拉格朗日法模擬了流場對顆粒運動軌跡的影響。Veillard[6]提出了一種三維準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬方法，對壓氣機轉(zhuǎn)子、靜子以及期間的相互作用進行模擬，提出了一種結(jié)合有限元插值法和周向平均法的單元混合交界面的方法。Norde等[7]采用歐拉法，計算冰晶在靜子-轉(zhuǎn)子-靜子葉柵中的運動軌跡，計算模擬了冰晶蒸發(fā)、升華、融化的過程，并將其部分或全部的附著在葉片表面，比較不同尺寸冰晶的總含水量、融化率和撞擊質(zhì)量通量。國內(nèi)學(xué)者主要集中在翼型的結(jié)冰問題上。張麗芬[8]利用歐拉-拉格朗日法計算空氣-液滴兩相流，結(jié)合溢流水的溢流方向以及空氣速度矢量，整合出一套計算三維翼型表面積冰的方法。蘇長明[9]建立了考慮水膜蒸發(fā)的三維結(jié)冰數(shù)學(xué)模型。還有部分研究人員在燃氣輪機進氣道對液滴分布的影響規(guī)律方面展開相關(guān)研究。屈靖國[10]利用歐拉-歐拉法對亞聲速蛇形進氣道進行了空氣-過冷水滴兩相流場的計算，獲得進氣道出口的流場分布特征。并對三維發(fā)動機進口段的支板和整流帽罩進行耦合積冰計算。李靜[11]提出了一種三維進氣道內(nèi)結(jié)冰參數(shù)分布的分析方法。采用歐拉-拉格朗日法獲得進氣道內(nèi)表面的水滴撞擊特性以及進氣道內(nèi)水滴運動軌跡。

目前國內(nèi)外對于翼型、航空發(fā)動機葉片的結(jié)冰問題展開了大量研究。但對于船用燃氣輪機葉片結(jié)冰，尤其是針對L型進氣道影響下的進氣部件結(jié)冰規(guī)律問題研究相對較少。此外，缺乏部件結(jié)冰后，氣動特性的影響分析研究，以及燃氣輪機進氣部件結(jié)冰臨界溫度預(yù)測研究。

本文利用商業(yè)軟件FENSAP-ICE對結(jié)冰條件下，進氣濾清器后的二維船用燃氣輪機進口導(dǎo)葉和導(dǎo)流罩表面的結(jié)冰情況進行數(shù)值模擬，對比分析環(huán)境總溫、氣流流速、液滴平均容積直徑、液態(tài)水含量等主要因素對冰形的影響規(guī)律。同時對典型積冰的葉型和導(dǎo)流罩進行流場計算，對比分析結(jié)冰前后葉型、導(dǎo)流罩周圍流場變化情況，總結(jié)進氣部件積冰的影響規(guī)律。同時，結(jié)合BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對船用燃氣輪機導(dǎo)流罩表面發(fā)生結(jié)冰的臨界溫度值進行預(yù)測，為后續(xù)開發(fā)防冰裝置和結(jié)冰預(yù)警裝置提供發(fā)展方向。

1 數(shù)學(xué)模型與方法驗證

結(jié)冰過程的數(shù)值模擬一般分為3個步驟：1)求解結(jié)冰部件周圍空氣流場；2)根據(jù)空氣流場的計算結(jié)果進行液滴流場的計算；3)利用結(jié)冰計算模型獲得部件表面結(jié)冰情況。

1.1 數(shù)學(xué)模型

1.1.1 歐拉法求解液滴撞擊特性

歐拉法求解液滴撞擊特性，是將液滴看作連續(xù)相，引入液滴容積分?jǐn)?shù)的概念后，通過計算液滴的連續(xù)方程和動量方程，得到空間網(wǎng)格節(jié)點的液滴容積分?jǐn)?shù)和速度分布，進而得到液滴撞擊特性的方法。

液滴連續(xù)性方程為：

▽·(ρdαud)=0

(1)

液滴動量方程為：

▽·(ρdαuaud)=ρdαK(ua-ud)+ρdαGd

(2)

式中：α為液滴容積分?jǐn)?shù)；ud為液滴速度矢量；ua為空氣速度矢量；Gd為液滴重力；K為空氣-液滴動量交換系數(shù)。

壁面所收集的液滴質(zhì)量為：

(3)

1.1.2 Shallow-Water結(jié)冰模型

液滴結(jié)冰模型主要是通過在結(jié)冰表面上控制容積的質(zhì)量守恒和能量守恒，來闡述液滴在結(jié)冰過程中熱力特性和控制容積中結(jié)冰量的方法。結(jié)冰熱力學(xué)計算是從被研究物體的駐點開始，反復(fù)分析相鄰控制容積的質(zhì)量守恒和能量守恒，直至所有控制容積分析完畢后，得到每個控制容積內(nèi)的結(jié)冰量。

控制容積內(nèi)的質(zhì)量守恒方程為：

(4)

控制容積內(nèi)的能量守恒方程為：

(5)

(6)

(7)

(8)

式中：hice為冰層厚度；hwater為水膜厚度；uw,in和uw,out分別為溢流流入和流出控制容積的水流速度；hc為對流換熱系數(shù)；rc為恢復(fù)系數(shù)；Tl和ul為控制容積邊界層上的空氣溫度和速度。

利用結(jié)冰系數(shù)可獲得各控制容積的結(jié)冰量：

(9)

(10)

1.2 方法驗證

1.2.1 模型介紹

以0.533 4 m弦長的NACA0012翼型為模型進行結(jié)冰方法驗證。計算域網(wǎng)格采用O型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，第1層網(wǎng)格高度0.003 mm，網(wǎng)格膨脹比1.1。以翼型結(jié)冰量為參考，對計算模型進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，最終選擇20萬網(wǎng)格量進行計算。

1.2.2 邊界條件

遠場邊界：壓力遠場，氣流攻角4°；

壁面：無滑移壁面，結(jié)合經(jīng)驗公式給定表面等效粗糙度初始值[12]；

結(jié)冰條件：液滴平均直徑MVD=20 μm，液態(tài)水含量LWC=1.0 g/m3，氣流速度ua=67 m/s，噴霧時間6 min，環(huán)境總溫分別為267.59 K、247.04 K；

結(jié)冰表面粗糙度模型：beading模型。

采用時間多步長法進行結(jié)冰計算，以1 min為時間間隔計算獲得翼型的結(jié)冰冰形[13]。

1.2.3 冰形對比

圖1中c為弦長，x、y為翼型的橫、縱坐標(biāo)值，y/c和x/c為無量綱量[12-14]。由圖可見，計算冰形和試驗冰形的吻合程度較高。計算冰形在環(huán)境溫度較低時，獲得的毛冰冰形與試驗冰形型線基本一致，能夠準(zhǔn)確的描述出毛冰的形狀特點。在環(huán)境溫度較高時，冰形整體吻合程度低于毛冰，但計算冰形仍可以較為準(zhǔn)確的勾勒出明冰的外形特點。因此，本文所使用的結(jié)冰計算方法可用于后續(xù)研究。

圖1 不同環(huán)境溫度翼型結(jié)冰計算結(jié)果Fig.1 Calculation results of airfoil icing under different ambient temperatures

2 船用燃氣輪機進氣部件結(jié)冰

2.1 進口導(dǎo)葉

2.1.1 模型

雖然壓氣機葉片流動具有三維性和非定常性，但本計算中，不考慮葉根和葉頂?shù)榷藚^(qū)位置典型的三維流動特征，忽略導(dǎo)葉沿葉高方向扭轉(zhuǎn)對結(jié)冰形狀的影響。選用船用燃氣輪機2.5級壓氣機進口導(dǎo)葉50%葉高位置的葉型作為研究對象，即將計算域聚焦為二維。計算域網(wǎng)格劃分采用O型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，近壁面處第1層網(wǎng)格高度0.001 mm，膨脹比1.1。

針對模型進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，在MVD=10 μm、LWC=0.25 g/m3、環(huán)境溫度T∞=273 K、空氣流速ua=100 m/s、積冰時間t=60 s的條件下對葉型的結(jié)冰量進行計算，最終選擇20萬網(wǎng)格數(shù)進行后續(xù)研究。

2.1.2 邊界條件

遠場：給定壓力遠場邊界，氣流攻角0°；

壁面：無滑移邊界，結(jié)合經(jīng)驗公式給定表面等效粗糙度初始值[12]；

結(jié)冰條件：該進口導(dǎo)葉模型實際工作中最大進口流速約為130 m/s，參考目前國內(nèi)外對于海洋環(huán)境水霧、鹽霧參數(shù)，以及船舶進氣濾清器分離效率的研究結(jié)果[15-17]。濾清器出口處液滴直徑一般為5～30 μm，液態(tài)水含量一般為0.3～3.5 mg/m3。以濾清器出口滴譜分布中占比較大的液滴尺寸作為邊界參數(shù)。通過增大LWC，減少結(jié)冰時長，保證仿真計算的結(jié)冰條件和實際船舶進氣道內(nèi)的氣流、水霧環(huán)境具有相近的截水常數(shù)(Wi=ua×LWC×t)，實現(xiàn)以較短的結(jié)冰時長模擬進口導(dǎo)葉結(jié)冰的目的，結(jié)冰邊界條件如表1所示(時間為60 s)。

表1 葉型結(jié)冰邊界條件Table 1 Blade profile icing boundary conditions

結(jié)冰表面粗糙度模型：beading模型。

2.1.3 結(jié)冰情況影響

由圖2可見，隨著氣流速度的增大(從工況1增大到工況2)，葉型前緣形成一處厚度較大的楔形冰。這是因為增大的空氣流速提高了葉型表面對流換熱量，當(dāng)液滴撞擊到葉型前緣后沒有立即凍結(jié)，而流向葉型的壓力面一側(cè)，逐漸凍結(jié)、放熱，最終形成了向外凸起的角冰。同時，氣流速度的增大導(dǎo)致相同時間內(nèi)，撞擊到葉型表面的液滴數(shù)量增大，因此葉型壓力面上結(jié)冰量有所增加。當(dāng)MVD增大到15 μm(工況3)時葉型的結(jié)冰冰形與MVD=10 μm(工況1)時相似，但在積冰區(qū)域上有所增大。這是由液滴的氣動阻力隨MVD的增大而減小，氣流對液滴運動軌跡的影響減小，導(dǎo)致大尺寸液滴的撞擊面積增大。當(dāng)LWC為0.5 g/m3時(工況4)，冰形在葉型前緣形成了明顯上翹的角冰，角冰的范圍從結(jié)冰上極限處一直延伸到葉型壓力面?zhèn)染嗲熬壖s10%弦長處。產(chǎn)生該現(xiàn)象的主要原因有以下2點：1)隨著LWC的增大，葉型表面的液滴撞擊量也隨之增大，導(dǎo)致葉型更大的結(jié)冰量、更厚的冰層。2)隨著LWC的逐漸增大，固壁表面等效粗糙高度會隨之增大，導(dǎo)致葉型表面的對流換熱增強[12]。當(dāng)環(huán)境溫度為276 K時(工況5)，葉型表面仍會發(fā)生結(jié)冰現(xiàn)象，且冰形為典型的明冰。向上翹起的角冰與吸力面的夾角基本呈90°關(guān)系，但滯止區(qū)內(nèi)的冰層厚度相比低溫時，變薄明顯。形成以上現(xiàn)象的原因是由于高速氣流通過葉型時，會對周圍的空氣產(chǎn)生一定的熱力學(xué)溫降。但由于環(huán)境溫度整體偏高，因此撞擊到葉型表面的液滴不會全部凍結(jié)，剩余的液滴會隨氣流作用最終脫離葉片。

圖2 葉型結(jié)冰冰形Fig.2 Icing shape of blade profile

2.1.4 結(jié)冰對流場的影響

獲得冰形后，對其進行網(wǎng)格重構(gòu)，對比分析結(jié)冰前后葉型氣動特性的變化[18-22]。此處主要針對T∞=276 K時，即工況5條件下的典型冰形進行流場分析，所設(shè)邊界條件與未結(jié)冰時相同。

從圖3可以看出，結(jié)冰后葉型進氣氣流角減小，葉型前緣向上翹起的角冰，使得葉型前緣兩側(cè)壓力差減小，引起結(jié)冰后葉型的進口氣流角減小。此外，葉型結(jié)冰前后，在葉型的吸力面?zhèn)燃拔擦魈幎即嬖谝粋€低速區(qū)，該區(qū)域內(nèi)都存在一個順時針方向、面積較大的分離渦和一個逆時針方向、面積較小的分離渦。這主要由于葉型吸力面?zhèn)葰饬鞣蛛x導(dǎo)致的，外界氣體需要向分離區(qū)進行補充，因此產(chǎn)生了一個面積較大的順時針分離渦。同時順指針分離渦的下部需要與葉型下方的主流氣體進行摻混，相反方向的氣流共同作用產(chǎn)生了這個逆時針方向的分離渦。

圖3 工況5葉型結(jié)冰前后的馬赫云圖及流線圖Fig.3 Mach nephogram and streamline diagram of blade profile before and after icing in case 5

對比結(jié)冰前后葉型的流場可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)環(huán)境溫度為較高的276 K時，由明顯上翹的角冰導(dǎo)致葉型吸力面?zhèn)葰饬鞣蛛x加劇，分離點起始位置從未結(jié)冰時葉型弦長的50%處提前至結(jié)冰后葉型弦長的1%處，葉型低速區(qū)面積也擴大為原來的近2倍，葉型出口氣流不均勻度增大。

圖4對比了T∞=276 K時，葉型結(jié)冰前后總壓損失系數(shù)的分布和變換情況。本文對葉型總壓損失系數(shù)ω的計算公式為[23]：

圖4 工況5葉型總壓損失系數(shù)分布Fig.4 Distribution of total pressure loss coefficient of blade profile in case 5

(11)

式中：PT1為葉型進口，即x=-0.02 m處氣流總壓；PD1為葉型進口氣流動壓；PT2為葉型出口，即x=0.06 mm處總壓?？梢姯h(huán)境溫度為276 K時，結(jié)冰后總壓損失系數(shù)明顯升高，最大總壓損失系數(shù)較結(jié)冰前升高了約22%。同時，結(jié)冰后葉型的總壓損失系數(shù)在尾流中部存在一個先下降后上升的過程。這主要是由于分離區(qū)內(nèi)，2個方向相反的分離渦在摻混處動能有所提升而引起的。此外，結(jié)冰后葉型壓力損失系數(shù)明顯增大的區(qū)域主要集中在尾流分離區(qū)的上部。這表明結(jié)冰后葉型的壓力損失大小主要受分離區(qū)上部的順時針分離渦影響。分離渦面積增大，葉型總壓損失系數(shù)也隨之增大，導(dǎo)致葉型整合氣流的能力下降。

由圖5可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)冰后葉型壓力面、吸力面的壓力梯度明顯減小，結(jié)冰后葉片所承受的負荷降低。此外，在結(jié)冰葉型壓力面前緣處壓力系數(shù)驟減，這主要是楔形明冰對周圍氣流產(chǎn)生的影響。結(jié)冰葉型前緣表面壓力的突變可能會導(dǎo)致積冰的破碎或脫落，若脫落的冰塊隨氣流進入壓氣機內(nèi)部，則會對壓氣機葉片產(chǎn)生機械損傷。

圖5 工況5葉型表面壓力系數(shù)分布Fig.5 Distribution of surface pressure coefficient of blade profile in case 5

2.2 導(dǎo)流罩

2.2.1 模型

本節(jié)對帶有進氣道結(jié)構(gòu)的進口導(dǎo)流罩縮比模型進行二維結(jié)冰計算，選取中心對稱截面為研究對象，忽略三維進氣道橫向結(jié)構(gòu)對導(dǎo)流罩進氣流場的影響。為保證從導(dǎo)流罩出口流出的氣流和液滴能夠充分發(fā)展，不發(fā)生回流現(xiàn)象，對導(dǎo)流罩出口流道進行延長處理，延長的長度約為導(dǎo)流罩長度的10倍。

對上述導(dǎo)流罩計算模型進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，在導(dǎo)流罩處采用C型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在喇叭口處采用L型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，設(shè)置導(dǎo)流罩、喇叭口近壁面處第1層網(wǎng)格高度0.001 mm，網(wǎng)格膨脹比1.1。

針對此模型進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，在空氣流速度為100 m/s、MVD=10 μm、LWC=1.0 g/m3、環(huán)境溫度為273 K、積冰時間為600 s條件下，對導(dǎo)流罩的結(jié)冰量進行計算，最終選擇38萬網(wǎng)格數(shù)進行后續(xù)導(dǎo)流罩結(jié)冰的數(shù)值計算。

2.2.2 邊界條件

進口：給定壓力進口邊界，氣流攻角0°；

出口：流量出口邊界；

壁面：無滑移邊界，結(jié)合經(jīng)驗公式給定表面等效粗糙度初始值[12]；

結(jié)冰條件：導(dǎo)流罩結(jié)冰條件設(shè)置原則與導(dǎo)葉相同，但由于導(dǎo)流罩尺寸較大，表面的結(jié)冰強度相比導(dǎo)葉要小的多，為了能夠獲得差異明顯的結(jié)冰冰形，增長了結(jié)冰時間，導(dǎo)流罩結(jié)冰邊界條件見表2(時間為600 s)。

表2 導(dǎo)流罩結(jié)冰邊界條件Table 2 Center deflector icing boundary conditions

結(jié)冰表面粗糙度模型：beading模型。

2.2.3 結(jié)冰情況影響

圖6展示了5種工況下導(dǎo)流罩的結(jié)冰情況及局部放大圖。隨著氣流速的增大(從工況1到工況2)，導(dǎo)流罩表面的冰層厚度明顯增加，同時在導(dǎo)流罩滯止點兩側(cè)凍結(jié)形成2個凸起的角冰，且冰層與導(dǎo)流罩型線間的夾角明顯小于90°。這是由于流速的增快增強了冰層表面的對流換熱，液滴在滯止點兩側(cè)發(fā)生溢流而產(chǎn)生的。當(dāng)MVD增大到20 μm(工況3)時，導(dǎo)流罩表面結(jié)冰區(qū)域的面積明顯增大，且在積冰上、下極限處形成了凸起的角冰，冰層與導(dǎo)流罩型線夾角呈銳角。隨著LWC的增大(從工況1到工況4)，導(dǎo)流罩表面結(jié)冰冰層的面積、厚度同樣有所增大。在環(huán)境溫度為276 K時(工況5)，可明顯地觀察到液滴在導(dǎo)流罩表面的溢流情況，冰層呈現(xiàn)滯止點處薄，結(jié)冰上、下極限處厚的冰形。整體的冰層厚度相比低溫條件下有所減少。但此時的結(jié)冰區(qū)域面積卻比環(huán)境溫度為273 K時擴大了約19%。

圖6 導(dǎo)流罩結(jié)冰冰形Fig.6 Icing shape of center deflector

此外，由于船用燃氣輪機導(dǎo)流罩前端連接L型進氣豎井，該結(jié)構(gòu)導(dǎo)致導(dǎo)流罩積冰發(fā)生在其中線以上的滯止區(qū)附近。

2.2.4 結(jié)冰對流場的影響

將結(jié)冰后導(dǎo)流罩進行網(wǎng)格重構(gòu)，計算其周圍流場，分析結(jié)冰對導(dǎo)流罩進氣整合特性的影響。本節(jié)主要針對氣流速度為130 m/s和MVD=20 μm，即工況2、3條件下的典型冰形進行流場分析，此處邊界條件與未結(jié)冰時設(shè)置相同。

從圖7、8中可以發(fā)現(xiàn)，在未發(fā)生結(jié)冰時，流道上壁面處存在一個面積不大的分離區(qū)，此處的氣流分離主要是由于高速氣流發(fā)生了90°的偏轉(zhuǎn)而產(chǎn)生的。此外，從結(jié)冰后流場圖可以看出，導(dǎo)流罩表面凸起的冰層導(dǎo)致氣流發(fā)生分離。當(dāng)積冰較為嚴(yán)重時，燃氣輪機上流道的流通面積有所減小，上壁面處的氣流分離區(qū)消失，主流上移。

圖7 工況2導(dǎo)流罩結(jié)冰前后的馬赫云圖及流線圖Fig.7 Mach nephogram and streamline diagram of center deflector before and after icing in case 2

圖8 工況3導(dǎo)流罩結(jié)冰前后的馬赫云圖及流線圖Fig.8 Mach nephogram and streamline diagram of center deflector before and after icing in case 3

從圖9也可以發(fā)現(xiàn)，工況2條件下導(dǎo)流罩出口，即x=-0.826 m處，結(jié)冰前后的速度分布無明顯變化。而工況3條件下，結(jié)冰導(dǎo)致導(dǎo)流罩出口處下流道速度整體升高，上流道速度略有下降，且主流最大速度區(qū)域沿徑向偏移了約0.3 m，導(dǎo)致進入壓氣機的速度場產(chǎn)生了一定的變化。

圖9 工況2和工況3條件下導(dǎo)流罩出口處速度分布Fig.9 Velocity distribution at the outlet of center deflector in case 2 and case 3

3 導(dǎo)流罩結(jié)冰臨界溫度預(yù)測

3.1 模型建立

采用最小二乘法的方式獲得船用燃氣輪機進氣部件結(jié)冰的臨界溫度計算值，結(jié)合BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)進行臨界溫度的預(yù)測[24-25]。具體流程如圖10所示。以結(jié)冰量是否等于0為標(biāo)準(zhǔn)判斷此時的環(huán)境溫度是否達到結(jié)冰臨界溫度，并建立數(shù)據(jù)庫。隨后，利用BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對初始數(shù)據(jù)進行訓(xùn)練。最后，對所需條件的導(dǎo)流罩結(jié)冰臨界溫度進行預(yù)測。

圖10 結(jié)冰臨界溫度預(yù)測流程Fig.10 Flow chart of icing temperature prediction

由于本預(yù)測網(wǎng)絡(luò)需要輸入氣流速度、MVD、LWC 3個自變量，輸出結(jié)冰臨界溫度一個因變量。因此網(wǎng)絡(luò)輸入層和輸出層神經(jīng)元個數(shù)分別為3和1，經(jīng)代碼調(diào)試，并結(jié)合神經(jīng)元個數(shù)經(jīng)驗公式：

(12)

式中：l為神經(jīng)元個數(shù)；m表示輸入層神經(jīng)元個數(shù)；n表示輸出層神經(jīng)元個數(shù)；a為1～10的常數(shù)。

最終確定網(wǎng)絡(luò)層數(shù)3層，隱含層神經(jīng)元個數(shù)11個。輸入層和隱含層使用了較為常用的雙曲正切型函數(shù)，輸出層也使用了該層網(wǎng)絡(luò)較常用的線性激勵函數(shù)。訓(xùn)練函數(shù)選用了帶有動量和自適應(yīng)學(xué)習(xí)速率反向傳播的梯度下降函數(shù)。

3.2 邊界條件及數(shù)據(jù)庫

結(jié)冰臨界溫度初始數(shù)據(jù)庫的建立采用與前文相同的方法對導(dǎo)流罩表面的結(jié)冰量大小進行計算。

3.2.1 邊界條件的設(shè)定

氣流速度的變化范圍為70～130 m/s；MVD的變化范圍為5～50 μm；LWC的變化范圍為0.5～2.0 g/m3。以盡量選取邊界點，冰形變化點為原則，確定數(shù)據(jù)庫建立數(shù)值模擬邊界條件，具體參數(shù)如表3所示。

表3 結(jié)冰臨界條件參數(shù)與初始計算誤差分析Table 3 Error analysis of icing condition parameters and initial calculation

3.2.2 結(jié)冰臨界溫度數(shù)據(jù)

各工況點的結(jié)冰臨界溫度值如表3所示，以此建立船用燃氣輪機進口導(dǎo)流罩表面結(jié)冰臨界溫度初始數(shù)據(jù)庫。

3.3 結(jié)果分析

以初始數(shù)據(jù)庫的7組數(shù)據(jù)和另加5組新數(shù)據(jù)對該網(wǎng)絡(luò)計算精度進行檢測。初始數(shù)據(jù)的計算誤差為0，如表3所示，5組新數(shù)據(jù)的計算誤差如表4所示(速度均為100 m/s)。

表4 結(jié)冰臨界溫度預(yù)測結(jié)果誤差分析Table 4 Error analysis of icing temperature prediction results

從表中可見，該結(jié)冰臨界溫度預(yù)測網(wǎng)絡(luò)對原始數(shù)據(jù)的臨界溫度預(yù)測效果較好，對于5組新的工況點，預(yù)測相對誤差在0.21%以內(nèi)?？梢?，在樣本點結(jié)冰條件范圍內(nèi)，該結(jié)冰臨界溫度預(yù)測網(wǎng)絡(luò)可對導(dǎo)流罩表面結(jié)冰臨界溫度數(shù)值進行初步預(yù)測，獲得誤差在正負0.55 ℃范圍內(nèi)導(dǎo)流罩開始結(jié)冰的總溫值。可為后續(xù)船舶進氣系統(tǒng)結(jié)冰發(fā)生條件研究以及防除冰裝置設(shè)計研究提供方法指導(dǎo)和基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

4 結(jié)論

1)船用燃氣輪機進口導(dǎo)葉及導(dǎo)流罩表面結(jié)冰，會隨著氣流速度、液滴平均容積直徑(MVD)、液態(tài)水含量(LWC)和環(huán)境溫度的升高，發(fā)生毛冰向明冰轉(zhuǎn)變的趨勢。

2)特定條件下，環(huán)境溫度高于冰點時，進口導(dǎo)葉及導(dǎo)流罩表面會發(fā)生結(jié)冰現(xiàn)象。

3)部件表面凍結(jié)形成的明冰不僅會增大總壓損失，改變原有速度場分布，影響原有氣動特性。還會造成冰層周圍的壓差突變，引發(fā)冰層脫落，威脅燃氣輪機的運行安全。

4)以BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)為基礎(chǔ)建立的船用燃氣輪機導(dǎo)流罩結(jié)冰臨界溫度預(yù)測數(shù)學(xué)模型，在一定范圍內(nèi)可以較為準(zhǔn)確的對結(jié)冰臨界溫度進行預(yù)測，具有一定可信度。

由于目前對于船用燃氣輪機進氣部件結(jié)冰機理的研究尚不明確。因此，在后續(xù)研究中還需以現(xiàn)有的研究為基礎(chǔ)，搭建船用燃氣輪機進氣部件結(jié)冰試驗臺，從而獲得進氣部件較為準(zhǔn)確的結(jié)冰參數(shù)，用于驗證相關(guān)工作。