船用鍋爐給水再循環(huán)管路上的節(jié)流孔板設(shè)計(jì)與優(yōu)化

楊元龍

船用鍋爐給水再循環(huán)管路上的節(jié)流孔板設(shè)計(jì)與優(yōu)化

楊元龍

中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北武漢430064

船舶給水管路上節(jié)流孔板的過(guò)度限流，會(huì)引起管路產(chǎn)生劇烈的振動(dòng)和噪聲，極大地影響船用給水系統(tǒng)管路的安全運(yùn)行。針對(duì)某大型船舶蒸汽動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)中給水再循環(huán)管路上單級(jí)節(jié)流孔板汽蝕誘發(fā)管路劇烈振動(dòng)和噪聲的故障事例，根據(jù)管路汽蝕的理論評(píng)估方法，分析孔板汽蝕誘發(fā)管路振動(dòng)的機(jī)理。采用CFD數(shù)值模擬手段研究給水再循環(huán)管路節(jié)流孔板流域的壓降特性、湍流結(jié)構(gòu)及溫度場(chǎng)分布規(guī)律，驗(yàn)證并明晰給水再循環(huán)管路單級(jí)節(jié)流孔板下游發(fā)生的汽蝕現(xiàn)象。為規(guī)避孔板發(fā)生汽蝕現(xiàn)象，提出多級(jí)孔板減壓限流的方法，基于阻塞壓差的理論設(shè)計(jì)方法，結(jié)合多級(jí)節(jié)流孔板幾何級(jí)數(shù)遞減的設(shè)計(jì)原則，計(jì)算節(jié)流孔板的孔徑、級(jí)數(shù)和厚度。該分析方法可用于指導(dǎo)船舶大壓降給水系統(tǒng)管路多級(jí)節(jié)流孔板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和安全運(yùn)行。

節(jié)流孔板；汽蝕；給水再循環(huán)管路

期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：楊元龍.船用鍋爐給水再循環(huán)管路上的節(jié)流孔板設(shè)計(jì)與優(yōu)化［J］.中國(guó)艦船研究，2015，10（5）：99-103.

YANGYuanlong.Designandoptim ization ofthe throttleorificeofmarineboiler feed recyclingpipes［J］.Chinese Journal of Ship Research，2015，10（5）：99-103.

0　引言

在船舶蒸汽動(dòng)力系統(tǒng)設(shè)計(jì)層面，節(jié)流孔板成為汽水管路上關(guān)鍵的壓力控制部件，其主要運(yùn)行原理是當(dāng)具有較高壓頭的流體在管路中高速流經(jīng)孔板時(shí)，由于節(jié)流孔板的限流作用，會(huì)產(chǎn)生較大的局部壓力損失，進(jìn)而使流體壓力大幅度降低，達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo)壓力。為避免汽輪給水泵運(yùn)行于小流量、高揚(yáng)程狀態(tài)［1-2］，需要配置節(jié)流孔板裝置。但由于節(jié)流孔板存在汽蝕的影響，因此船舶給水再循環(huán)系統(tǒng)管路上不合理的節(jié)流孔板設(shè)計(jì)必然會(huì)導(dǎo)致管路劇烈振動(dòng)并伴有強(qiáng)烈的噪聲［3-4］，從而嚴(yán)重影響船舶凝給水系統(tǒng)管路的結(jié)構(gòu)完備性和運(yùn)行安全性。

目前，國(guó)內(nèi)、外學(xué)者針對(duì)節(jié)流孔板已開(kāi)展了大量設(shè)計(jì)與分析研究［5-9］。張寶峰［5］基于經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式設(shè)計(jì)了適用于小壓降管路的兩級(jí)節(jié)流件；李妍等［8］基于CFX程序?qū)π≈睆焦苈饭?jié)流孔板進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算。但是，大多數(shù)設(shè)計(jì)都是基于流體充分發(fā)展流動(dòng)的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)和試驗(yàn)關(guān)聯(lián)公式，并未考慮節(jié)流孔板的工藝安裝及運(yùn)行中的熱膨脹效應(yīng)，極易引起汽水管系的振動(dòng)和噪聲。本文將針對(duì)某大型船蒸汽動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)給水再循環(huán)管路上單級(jí)節(jié)流孔板引發(fā)振動(dòng)和噪聲的故障事例，結(jié)合管路汽蝕的理論方法，采用數(shù)值模擬的手段驗(yàn)證并明晰給水再循環(huán)管路單級(jí)節(jié)流孔板誘發(fā)汽蝕的故障模式和內(nèi)在機(jī)理，并將基于阻塞壓差的理論校核計(jì)算，對(duì)給水再循環(huán)管路節(jié)流孔板進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，采用六級(jí)節(jié)流孔板取代給水再循環(huán)管路中的單級(jí)節(jié)流孔板，以減少管路的強(qiáng)烈振動(dòng)和噪聲。

1　汽蝕誘發(fā)機(jī)理

如圖1所示，高壓流體在系統(tǒng)管路上流過(guò)節(jié)流孔板時(shí)，由于節(jié)流孔板開(kāi)孔尺寸較小，高壓給水的通流面積突縮，在節(jié)流孔板處流體流速增大，并產(chǎn)生渦流動(dòng)力損耗，流體的靜壓轉(zhuǎn)化為部分動(dòng)壓，從而在節(jié)流孔板兩側(cè)產(chǎn)生大幅度壓降。但節(jié)流孔板后流體局部壓力會(huì)低于流體對(duì)應(yīng)的飽和壓力，從而使流體產(chǎn)生空化現(xiàn)象，管路中部分流體將汽化并產(chǎn)生微小的汽泡。當(dāng)節(jié)流孔板下游流體壓力升高，大于氣泡壓力時(shí)，將導(dǎo)致汽泡快速潰滅，在汽泡破裂的瞬時(shí)流體形成高強(qiáng)度的微射流，這種現(xiàn)象稱(chēng)為汽蝕［7］。在流體汽蝕過(guò)程中形成的微射流和高速?zèng)_擊力可高達(dá)上千兆帕，且在短時(shí)間內(nèi)持續(xù)幾萬(wàn)次地沖擊管壁，從而誘發(fā)流體管路劇烈振動(dòng)并伴有強(qiáng)烈的噪聲。

圖1　孔板汽蝕示意圖Fig.1　Diagram of throttle orifice cavitation

2　故障模式分析

圖2給出了某大型船動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)給水再循環(huán)管路流向示意圖。給水系統(tǒng)試驗(yàn)過(guò)程中，當(dāng)汽輪給水泵的轉(zhuǎn)速為5 000 r/min時(shí)，給水出口壓力為4.5MPa，給水溫度約為105℃，去往鍋爐汽包的給水流量約為10 t/h，去往除氧器的給水再循環(huán)流量約為45 t/h，發(fā)現(xiàn)給水再循環(huán)管路發(fā)生高頻振動(dòng)，且在節(jié)流孔板局部區(qū)域產(chǎn)生尖銳的嘯聲。基于上述汽蝕誘發(fā)機(jī)理分析，可知節(jié)流孔板產(chǎn)生汽蝕導(dǎo)致了給水再循環(huán)管路的振動(dòng)和噪聲。為進(jìn)一步驗(yàn)證給水再循環(huán)管路上節(jié)流孔板汽蝕誘發(fā)振動(dòng)和噪聲的故障模式，本文采用CFD計(jì)算方法對(duì)給水再循環(huán)管路及其單級(jí)節(jié)流孔板的水動(dòng)力特性進(jìn)行數(shù)值分析。

圖2　給水再循環(huán)管路示意圖Fig.2　Feed recycling pipe diagram

2.1研究模型

鑒于實(shí)船給水再循環(huán)管路系統(tǒng)復(fù)雜，本文合理選取典型的船舶給水系統(tǒng)管路（圖3）用于數(shù)值分析。管道直徑為77 mm，管路長(zhǎng)度為500mm，單級(jí)孔板厚度為18mm，孔徑為10mm。

圖3　節(jié)流孔板結(jié)構(gòu)與網(wǎng)格模型Fig.3　Structure and grid modelsof throttle orifice

基于ICEM軟件并采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格方式對(duì)給水再循環(huán)管路及節(jié)流孔板進(jìn)行網(wǎng)格處理，在給水管路壁面處添加邊界層網(wǎng)格，節(jié)流孔板網(wǎng)格加密處理，基于網(wǎng)格敏感性分析，確認(rèn)該模型共含18萬(wàn)個(gè)單元，網(wǎng)格精度滿足數(shù)值模擬要求。

2.2計(jì)算邊界

本文應(yīng)用CFX軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，數(shù)值求解的控制方程（質(zhì)量、動(dòng)量和能量方程）的描述形式詳見(jiàn)文獻(xiàn)［10］。基于實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，設(shè)置計(jì)算邊界條件：進(jìn)口壓力為4.5 MPa，進(jìn)口溫度為104.5℃，出口壓力為0.125MPa。

2.3結(jié)果分析

流體流速沿給水再循環(huán)系統(tǒng)管路的變化曲線如圖4所示。從圖中可以看出，在節(jié)流孔板上游，流體的速度較低，當(dāng)流體流經(jīng)節(jié)流孔板的小孔時(shí)，流體速度急劇上升，同時(shí)在節(jié)流孔板下游，流體的速度又急劇減小。圖5所示為流體速度的流動(dòng)矢量圖。從中可看出，在孔板的小孔射流作用下，節(jié)流孔板下游的局部流域產(chǎn)生了大尺寸渦流，誘發(fā)了流體的湍流動(dòng)量耗散（湍動(dòng)能變化規(guī)律如圖6所示），進(jìn)而導(dǎo)致管路低頻振動(dòng)。

圖4　流速變化曲線Fig.4　Velocity curves

圖5　流速縱截面分布規(guī)律Fig.5　Longitudinalsection velocity distributions

圖6　湍動(dòng)能分布規(guī)律Fig.6　Turbulence kinetic energy distribution

圖7和圖8所示為給水溫度在節(jié)流孔板前、后的變化規(guī)律。由于節(jié)流孔板的限流作用，在節(jié)流孔板下游區(qū)域產(chǎn)生了漩渦，促使流體湍流耗散轉(zhuǎn)換為流體熱能，使流體溫度在節(jié)流孔板附近逐漸升高。隨著流體的流動(dòng)發(fā)展，在節(jié)流孔板下游區(qū)域流體的溫度緩慢降低。

圖7　溫度分布曲線Fig.7　Temperature curves

圖8　溫度縱截面分布規(guī)律Fig.8　Longitudinal sectional temperature distributions

圖9和圖10所示為給水再循環(huán)管路流體壓力的變化規(guī)律。由圖可知，在孔板上游區(qū)域，由于管路短、阻力小，使得壓力較高，并基本保持不變。沿著給水流動(dòng)的方向，由于節(jié)流孔板的局部節(jié)流作用，促使孔板下游區(qū)域壓力急劇下降，孔板節(jié)流后壓力大約降至0.05MPa，該流體壓力低于給水溫度為104.5℃時(shí)所對(duì)應(yīng)的0.118 8 MPa飽和壓力，將導(dǎo)致給水發(fā)生汽蝕現(xiàn)象，進(jìn)而誘發(fā)管路的高頻振動(dòng)和噪聲。數(shù)值模擬壓力曲線與試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)基本吻合。

圖9　壓力變化曲線Fig.9　Pressure curves

圖10　壓力分布規(guī)律Fig.10　Pressure distributions

根據(jù)給水再循環(huán)管路壓力、流速和溫度變化特性的CFD計(jì)算與分析，進(jìn)一步證實(shí)了由于孔板產(chǎn)生汽蝕現(xiàn)象而導(dǎo)致給水再循環(huán)管路節(jié)流孔板的振動(dòng)和噪聲。

3　多級(jí)節(jié)流孔板設(shè)計(jì)

對(duì)于單級(jí)大壓降的給水再循環(huán)管路節(jié)流孔板，為防止管路內(nèi)給水發(fā)生汽蝕，可以通過(guò)設(shè)計(jì)多級(jí)節(jié)流孔板的方式來(lái)節(jié)流降壓，使各級(jí)孔板節(jié)流后的流體局部壓力高于流體相對(duì)應(yīng)的飽和壓力，確保各級(jí)節(jié)流后給水不發(fā)生汽蝕現(xiàn)象，以減少管路振動(dòng)和噪聲的產(chǎn)生。

給水再循環(huán)管路多級(jí)節(jié)流孔板的設(shè)計(jì)主要是在確定流體溫度、流量及壓差的邊界條件下，進(jìn)行孔板級(jí)數(shù)的選取、孔板孔徑的計(jì)算和孔板厚度的校核。

3.1孔板級(jí)數(shù)的選取

當(dāng)流體流經(jīng)節(jié)流孔板時(shí)，節(jié)流孔板節(jié)流后的流體壓力等于流體相對(duì)應(yīng)的飽和壓力，此時(shí)，流體剛達(dá)到發(fā)生汽蝕的節(jié)流孔板前、后流體壓降，稱(chēng)為阻塞壓差［5］，計(jì)算表達(dá)式為

式中：ΔPs為阻塞壓差，MPa；Fl為壓力恢復(fù)系數(shù)，取值為0.9；Pin為進(jìn)口壓力，MPa；Ff為臨界壓力比系數(shù)；Pw為設(shè)計(jì)溫度下飽和蒸汽壓力，MPa。

其中

式中：Pv為節(jié)流后壓力，MPa；Pc為水的熱力學(xué)臨界壓力，MPa，取值22.5MPa。

在確保節(jié)流孔板前、后壓降小于阻塞壓差的條件下，每級(jí)孔板的節(jié)流壓降應(yīng)該按照幾何級(jí)數(shù)遞減［5］，即

式中：ΔP為孔板前后壓差，MPa；n為孔板級(jí)數(shù)。

3.2孔板孔徑的計(jì)算

根據(jù)《DL/T 5054-1996火力發(fā)電廠汽水管道設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)定》的要求［11］，節(jié)流孔板的孔徑計(jì)算表達(dá)式為

式中：Dk為節(jié)流孔板的孔徑，mm；G為流量，t/h；ρ為流體密度，kg/m3。

3.3孔板厚度的校核

節(jié)流孔板厚度計(jì)算校核的計(jì)算式為

式中：δ為節(jié)流孔板的厚度，mm；P為設(shè)計(jì)壓力，MPa；di為管道內(nèi)徑，mm；［σ］t為設(shè)計(jì)溫度下管材的許用應(yīng)力，MPa；μ和φ為節(jié)流孔板的結(jié)構(gòu)系數(shù)，取值分別為0.6和0.85。

3.4多級(jí)孔板的計(jì)算

針對(duì)某大型船舶動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)給水再循環(huán)管路系統(tǒng)，運(yùn)行參數(shù)為：給水再循環(huán)流量為50 t/h，給水溫度為104.5℃，給水密度為955 kg/m3，給水進(jìn)口壓力為4.5 MPa，出口背壓為0.125 MPa，孔板實(shí)際節(jié)流壓降為4.37MPa。根據(jù)式（1），計(jì)算得到孔板阻塞壓降為3.55 MPa，遠(yuǎn)小于孔板實(shí)際要求的壓降，因此孔板會(huì)發(fā)生汽蝕現(xiàn)象。

按照多級(jí)節(jié)流孔板的幾何級(jí)數(shù)遞減設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，結(jié)合多級(jí)節(jié)流孔板的每級(jí)壓降與相應(yīng)阻塞壓降的對(duì)比計(jì)算，確定節(jié)流孔板的級(jí)數(shù)為6級(jí)；然后在每級(jí)節(jié)流孔板壓差確定的條件下，利用式（5）計(jì)算各級(jí)孔板的孔徑；最后，根據(jù)式（6）計(jì)算節(jié)流孔板的厚度。

給水再循環(huán)管路的多級(jí)節(jié)流孔板迭代試算的具體數(shù)據(jù)詳見(jiàn)表1。

4結(jié)語(yǔ)

本文針對(duì)某大型船舶蒸汽動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)給水再循環(huán)管路上單級(jí)節(jié)流孔板振動(dòng)和噪聲的故障模式，結(jié)合管路汽蝕的理論評(píng)估方法，首先采用CFD數(shù)值模擬的手段驗(yàn)證并明晰了給水再循環(huán)管路單級(jí)節(jié)流孔板誘發(fā)的汽蝕現(xiàn)象，該現(xiàn)象將引起管路內(nèi)流體的阻塞，進(jìn)而導(dǎo)致管路劇烈的振動(dòng)與噪聲。然后，根據(jù)阻塞壓差的理論計(jì)算與校核方法，結(jié)合多級(jí)節(jié)流孔板的幾何級(jí)數(shù)遞減的設(shè)計(jì)原則，對(duì)給水再循環(huán)管路節(jié)流孔板進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，確定了孔板的級(jí)數(shù)、孔徑和厚度，并采用六級(jí)節(jié)流孔板代替原給水再循環(huán)管道路單級(jí)節(jié)流孔板，以減少管路強(qiáng)烈的振動(dòng)和噪聲。因此，該計(jì)算方法可用于指導(dǎo)船舶大壓降給水系統(tǒng)管路多級(jí)節(jié)流孔板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和安全運(yùn)行。

表1　節(jié)流孔板設(shè)計(jì)計(jì)算Tab.1　Design and calcu lation for throttle orifice

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［責(zé)任編輯：喻菁］

Design and op tim ization of the th rottle orifice ofm arine boiler feed recycling p ipes

YANGYuanlong
China Ship Developmentand Design Center，Wuhan 430064，China

When the throttle orifice ofmarine feed pipes is throttled excessively，strong vibration and noise could be induced，which wou ld underm ine the safety and operation of the feed pipe system.In this paper，a casewhere strong vibration and noise come from the cavitation of throttle orificewhen testing certain large marine steam power systems is investigated.According to theoreticalmethod of cavitation，the vibration mechanisms are analyzed.The pressure drop，turbulent structure，and temperature distributions for the throttle orifice ofmarine feed pipes are also investigated with the CFD method.It is seen that the cavitation phenomenon occursmost at the downstream of the single throttle orifice；in order to avoid the cavitation problem，a multistage throttle orifice is proposed.Based on the design method of blockage pressure drop and decreasing stages，the hole diameter，stages，and thickness of throttle orifice are calculated.Therefore，the p roposed method could be applied to guide the structure design and safe operation ofmu ltistage throttle orifice for themarine feed pipelinewith large pressure drop.

throttle orifice；cavitation；feed recycling pipe

U664.5

ADO I：10.3969/j.issn.1673-3185.2015.05.016

2015-02-07網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2015-10-8 11∶16

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51309063）

楊元龍（通信作者），男，1986年生，碩士，助理工程師。研究方向：艦船蒸汽動(dòng)力系統(tǒng)性能仿真與設(shè)計(jì)。

E-mail：long31609@163.com

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http∶//www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20151008.1116.040.htm l