船用增压锅炉雾化蒸汽减压装置

张 亮，陈 明，吴国松，张海龙，孙瑜珉

(中国船舶重工集团公司第七○三研究所，黑龙江 哈尔滨 150078)

0 引言

某型船用增压锅炉燃烧系统以微过热蒸汽为雾化燃油的介质。由于系统原因，来流压力(2.45 MPa)远高于雾化蒸汽工作压力(0.25 MPa)。原设计采用炉前蒸汽压力调节器对来流进行压力调节。在使用过程中发现:由于压差较大，蒸汽压力调节器经常堵塞，故障率较高。使用多级节流孔板减压装置可先行逐级减压，降低蒸汽压力调节器的前后压差，保障设备的可靠运行。

传统的研究方法可概括为“设计—试验—设计”。随着计算流体力学(CFD)和计算机技术的发展，数值模拟技术已经越来越多地被应用于工程领域，并逐步替代原有的试验阶段［1］。

目前，国内对于多级节流孔板的研究多集中于以液态水和空气为流动介质［2－7］，对于以蒸汽，尤其是微过热蒸汽为流动介质的研究还未见报道。

本文拟针对船用增压锅炉雾化蒸汽系统，对微过热蒸汽流经孔板的物理过程进行数值模拟，以期探索出一种可靠的计算模型和方法。

1 计算模型与数值方法

1.1 物理模型

图1为4级节流孔板减压装置的物理模型示意图。如图所示，4级孔板孔径的基本参数分别为d1，d2，d3，d4;连接管内径22 mm;孔板厚度2 mm，连接管长度32 mm(考虑垫片厚度1 mm);入口段(变截面)长74 mm;出口段(变截面)长74 mm;流动介质为微过热蒸汽;环境温度为313 K。

图1 4级节流孔板示意图 (单位:mm)Fig.1 The sketch map of 4-throttle orifice

1.2 数学模型

目前湍流数值模拟的方法可以分为直接数值模拟和非直接数值模拟。

直接数值模拟 (DNS)方法最大的好处是无需对湍流流动作任何简化和近似，理论上可以得到相对准确的计算结果。但是DNS对内存空间及计算速度的要求非常高，目前还无法用于真正意义上的工程计算。非直接数值模拟方法是设法对湍流作某种程度的近似和简化处理，可分为大涡模拟、统计平均法和 Reynolds时均法［8］。

从工程角度看，重要的是湍流所引起的平均流场的变化，因此求解时均化的Navier-Stokes方程更有意义。而将瞬态的脉动量通过某种模型在时均化的方程中体现出来，由此产生Reynolds时均法。方程具体形式及各变量所代表的含义详见文献 ［9］。

本研究采用三维几何模型，并运用Reynolds时均法对节流孔板的流场特性进行数值模拟。

1.3 网格划分

本研究采用Gambit软件生成几何模型，并进行网格划分。由于多级孔板与连接管之间存在流通面积突变，因此在划分网格时需对直径变化剧烈的区域进行局部加密(见图2)，并对不同区域进行单独划分，进而形成完整的网格结构。

图2 孔板与连接管路的局部网格Fig.2 Local gridding between orifice and pipeline

1.4 边界条件及算法

采用压力进口和压力出口边界条件，控制方程组为雷诺平均控制方程组，采用耦合隐式稳态求解器，湍流模型为标准的k－ε方程，壁面函数采用标准的无滑移壁面函数，考虑压力梯度的影响，对动量方程、湍流动能方程、湍流动能耗散率方程均采用二阶迎风格式离散。

2 结果及分析

工程设计要求:雾化蒸汽额定工作压力0.25 MPa，最低工作压力为0.15 MPa;孔板进口压力为2.45 MPa。考虑到孔板出口后接手动调节的蒸汽压力调节器，因此应保证孔板出口压力留有部分调节余量，根据雾化蒸汽工作压力，最终确定孔板出口压力应大于0.3 MPa。

根据以往的工程实践经验，初步设计了3种4级节流孔板减压方案，如表1所示。

表1 不同孔径比的设计方案Tab.1 The schemes of different aperture ratio

2.1 不同设计方案的节流孔板流动特性分析

本研究以孔板额定进口压力2.45 MPa，雾化蒸汽温度225℃，孔板出流背压101325 Pa，且与外界无热量传递为计算工况，分别对上述3种设计方案进行模拟，研究各级孔板与连接管之间的流场变化规律。

计算收敛条件:各项残差均小于10－3，且每级孔板后的各截面质量流量误差不大于1‰。

图3～图5分别显示出3种节流减压方案下的流动特性。随着蒸汽的流动，每经过1级孔板，均发生速度和压力衰减。流体经过第1级孔板后，速度和压力衰减的幅度最大，可达到60%左右。随着流动的发展，流体每经过下一级孔板后，速度和压力的衰减幅度都明显减小。最终当流体通过最后1级孔板后，速度和压力变化趋于平稳，达到稳态。

由此可见，多级孔板中第1级孔板孔径的选取是设计是否合理的关键。

图3 方案1流动特性Fig.3 Flowing characteristic of scheme 1

图4 方案2流动特性Fig.4 Flowing characteristic of scheme 2

方案1的速度场和压力场的衰减最大，流体经过最后1级孔板时，速度梯度已趋近于0。随着流体流动速度的下降，流体与管壁之间的摩擦阻力变大，增加了流动的阻力，进而降低了节流装置的出口压力。

与方案1相比，方案2的末级孔板与连接管之间的速度更大，速度梯度也更大。因此，流体流动的摩擦阻力损失也更小，出口压力也相应变大。

方案3与方案2相比，末级孔板的出口速度和压力均有所增加，但变化不大。

2.2 进口压力波动对节流特性的影响

正常情况下，节流孔板的进口压力应保持恒定，但在实际应用过程中发现:由于孔板出口后接的手动蒸汽压力调节器的调节开度是按照额定进口压力设定的，当进口压力发生波动时，经常会导致雾化压力的波动，进而造成雾化压力过低，燃油雾化颗粒过大，炉膛熄火。

图5 方案3流动特性Fig.5 Flowing characteristic of scheme 3

本研究以孔板进口压力分别为2.45 MPa，2.0 MPa，1.5 MPa，1.0 MPa来模拟进口压力的波动。各级节流孔板的减压趋势，如图6所示。

从图6(a)可看出，当进口压力稳定在额定压力2.45 MPa时，3种设计方案的出口压力分别为0.305 MPa、0.354 MPa和0.41 MPa。此时3种方案均能满足设计要求，但方案1的调节余量较小，方案3的调节余量则较大。

从图6(b)可看出，当进口压力为2.0 MPa时，3种设计方案的出口压力分别为0.269 MPa，0.302 MPa和 0.322 MPa。方案 1的出口压力已小于0.3MPa的设计要求，但能满足雾化蒸汽的最低工作压力。方案2和方案3的出口压力则满足设计要求。

从图6(c)可看出，当进口压力为1.5 MPa时，3种设计方案的出口压力分别为0.214 MPa，0.233 MPa和0.246 MPa，可见3种方案都无法满足设计要求，且方案1已经无法满足雾化蒸汽的最低工作压力，将导致燃油雾化颗粒过大，炉膛熄火。而方案2和方案3仍能满足上述最低工作压力。

从图6(d)中可看出，当进口压力为1.0 MPa时，3种设计方案的出口压力分别为0.159 MPa，0.171 MPa和0.18 MPa，此时3种方案均已无法满足雾化蒸汽的最低工作压力，最终都将会导致炉膛熄火的现象。

图6 进口压力波动对节流特性的影响Fig.6 Inlet pressure fluctuation impact on throttling characteristic

综合考虑3种方案的流动特性与节流特性，方案1的速度场和压力场衰减过快，且在进口压力波动到1.5～2.0 MPa时，已无法保证雾化蒸汽的工作压力，故不采纳该方案;方案2和方案3的速度场和压力场的衰减基本一致，且在进口压力不低于1.5 MPa时，均能保证雾化蒸汽的工作压力。

但由于方案3的出口压力较大，堵塞蒸汽压力调节器的概率更高，因此推荐方案2为最佳工程应用方案。

2.3 模拟结果的试验验证

以方案2为设计依据，研制了1套节流孔板减压装置，并安装于某型船用增压锅炉雾化蒸汽系统上进行试验使用。

试验参数:孔板进口压力2.45 MPa，雾化蒸汽温度225℃，系统管路作保温处理，上述试验参数与数值模拟的边界条件是一致的。

试验方法:将孔板后接的蒸汽压力调节器处于完全打开的状态，此时可认为流体从孔板流出到最终喷射的流动阶段无压力损失，蒸汽压力调节器后的雾化蒸汽工作压力即等于蒸汽流出孔板出口时的压力。

试验结果表明，节流孔板的出口压力为0.352 MPa，与数值模拟的孔板出口压力0.354 MPa相比，误差仅为5‰，完全满足工程设计的要求，这表明本文所述的多级节流孔板减压装置的计算方法是可靠的。

3 结语

1)本研究提出了适用于求解以微过热蒸汽为流动介质的三维多级节流孔板的数值模拟方法，并通过现场试验验证，误差仅为5‰，证明了所述计算方法的可靠性。

2)通过3种设计方案的流动特性比较得出:方案1的速度场和压力场的衰减最大，流体与管壁之间的摩擦阻力变大，降低了节流装置的出口压力;方案2和方案3的末级孔板与连接管之间的速度更大，摩擦阻力损失也更小，出口压力也更大。

3)通过3种设计方案进口压力波动对节流特性的影响比较得出:方案1进口压力波动到1.5～2.0 MPa时，已无法保证雾化蒸汽的工作压力;方案2和方案3在进口压力不低于1.5 MPa时，均能保证雾化蒸汽的工作压力。但由于方案3的出口压力较大，堵塞蒸汽压力调节器的概率更高，因此选择方案2为最终的设计方案。

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