基于乏汽增壓的水下半閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)研究

郭 慶, 羅 凱, 黨建軍, 秦 侃, 陳 猛

基于乏汽增壓的水下半閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)研究

郭 慶, 羅 凱, 黨建軍, 秦 侃*, 陳 猛

(西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院, 陜西 西安, 710072)

為提升水下渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)的深度適應(yīng)性, 提出2種半閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)構(gòu)型方案,分別是基于乏氣摻混冷凝與氣液混合物分離后單相增壓排放的分離增壓方案以及基于乏氣摻混冷凝與氣液混合物直接增壓排放的混合增壓方案。建立了水下開式渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)與半閉式系統(tǒng)增壓排放的理論計(jì)算模型, 并通過計(jì)算流體力學(xué)方法加以驗(yàn)證。多工況性能分析結(jié)果表明: 相比開式循環(huán)系統(tǒng), 半閉式系統(tǒng)在大航深工況下的燃燒室壓力與燃?xì)夂牧匡@著降低, 其在600 m工況下的燃?xì)庀牧績H為開式動(dòng)力系統(tǒng)的60%左右, 在1000 m工況下的運(yùn)行參數(shù)僅相當(dāng)于開式系統(tǒng)200～300 m航深的水平。通過對(duì)比2種半閉式系統(tǒng)構(gòu)型方案可知, 壓縮效率可對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行產(chǎn)生直接影響, 較高的壓縮效率可有效提升動(dòng)力系統(tǒng)深度適應(yīng)性能。

水下渦輪機(jī); 動(dòng)力系統(tǒng); 乏氣增壓; 半閉式循環(huán);深度適應(yīng)性

0 引言

為了提高航速與大航深工況的適應(yīng)性, 無人水下航行器(unmanned undersea vehicle, UUV)的動(dòng)力系統(tǒng)必須在功率和航深等關(guān)鍵指標(biāo)上取得突破[1]。目前, 作為水下熱動(dòng)力系統(tǒng)主機(jī)的渦輪機(jī)多以開式循環(huán)為主, 基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。其工作原理是: 燃料進(jìn)入燃燒室燃燒, 生成的燃?xì)馔苿?dòng)渦輪機(jī)運(yùn)行, 海水泵引入海水用于燃料擠代、裝置冷卻等, 海水的流量由溢流閥進(jìn)行調(diào)節(jié)。渦輪機(jī)產(chǎn)生的乏氣通過管道排出舷外, 使得環(huán)境壓力直接影響渦輪背壓, 導(dǎo)致其在大航深條件下性能迅速惡化, 難以滿足綜合戰(zhàn)技指標(biāo)要求。

圖1 水下開式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖

為改善水下熱動(dòng)力系統(tǒng)的深度適應(yīng)性, 國內(nèi)外學(xué)者提出了多種動(dòng)力系統(tǒng)構(gòu)型。一種思路是完全隔絕動(dòng)力系統(tǒng)與外部環(huán)境的物質(zhì)交換, 構(gòu)成閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)。Li/SF6燃料由于反應(yīng)產(chǎn)物體積小于反應(yīng)物, 非常適于構(gòu)造閉式系統(tǒng)[2], 美國MK50魚雷動(dòng)力系統(tǒng)便采用了Li/SF6鍋爐+蒸汽輪機(jī)的閉式系統(tǒng)[3]。為提升Li/SF6系統(tǒng)的工況調(diào)節(jié)能力, 一種基于毛細(xì)抽吸效應(yīng)的新型熱管反應(yīng)器構(gòu)型被提出[4-6], 這種構(gòu)型更適用于長航時(shí)多工況的UUV動(dòng)力系統(tǒng)。氫氧能源的反應(yīng)產(chǎn)物為水, 其也可以與蒸汽輪機(jī)搭配形成閉式系統(tǒng)。美國ARL實(shí)驗(yàn)室提出了基于氫氧能源的HYDROX動(dòng)力系統(tǒng)[7], 將氫氧反應(yīng)產(chǎn)生的水回收并用于制氫, 因此無需排放廢氣。閉式系統(tǒng)不存在深度適應(yīng)性問題, 性能出色, 但燃料反應(yīng)器的研制難度很高, 目前并未廣泛應(yīng)用。

另一種思路是通過增壓排放裝置等措施盡可能減小環(huán)境對(duì)主機(jī)的影響, 此時(shí)動(dòng)力系統(tǒng)仍與外界存在部分物質(zhì)交換, 因此被稱為半閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)。瑞典TP2000魚雷采用了以凸輪式活塞機(jī)為主機(jī)的半閉式系統(tǒng)[8-9]; 美國ARL實(shí)驗(yàn)室提出了一種基于摻混凝結(jié)和多級(jí)增壓的UUV半閉式系統(tǒng)[10]; Zhang等[11]提出了一種雙循環(huán)的水下動(dòng)力系統(tǒng)。用于潛艇的閉式/半閉式柴油機(jī)[12]以及用于發(fā)電的半閉環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)[13]亦運(yùn)用了半閉式系統(tǒng)的思想。半閉式系統(tǒng)無需采用特型燃料或主機(jī), 適于現(xiàn)有開式系統(tǒng)的改進(jìn)工作。

文中以使用燃?xì)鉁u輪機(jī)的水下開式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)為原型, 提出了基于乏氣摻混冷凝+氣液混合物分離增壓排放以及基于乏氣摻混冷凝+氣液混合物直接增壓排放的水下半閉式循環(huán)系統(tǒng)構(gòu)型方案; 建立了水下開式渦輪機(jī)的理論計(jì)算模型作為半閉式系統(tǒng)性能分析的輸入與對(duì)比, 并采用數(shù)值仿真對(duì)模型的正確性進(jìn)行了驗(yàn)證; 建立了半閉式系統(tǒng)的理論計(jì)算模型, 并對(duì)不同航深下系統(tǒng)的性能進(jìn)行了預(yù)示分析, 評(píng)述了半閉式系統(tǒng)方案的可行性與適用性。文中提出的系統(tǒng)構(gòu)型方案與計(jì)算模型可為水下航行器動(dòng)力系統(tǒng)的改進(jìn)提供參考。

1 水下開式渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)

1.1 理論計(jì)算模型

為給半閉式系統(tǒng)的性能分析提供輸入與對(duì)比參數(shù), 建立水下開式渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)的計(jì)算模型。文中研究的渦輪機(jī)采用單級(jí)沖動(dòng)式渦輪機(jī)構(gòu)型, 其主要工作部件是噴管與渦輪葉片, 圖2為渦輪機(jī)的渦輪級(jí)剖面示意圖。

圖2 渦輪級(jí)剖面示意圖

渦輪機(jī)需要提供的內(nèi)功率

內(nèi)功率也可寫為如下形式[14]:

根據(jù)航行器的運(yùn)行工況, 可以確定內(nèi)功率、主機(jī)背壓等輸入?yún)?shù), 再結(jié)合式、式和式, 可以建立水下開式渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)在各工況下的理論計(jì)算模型。

1.2 數(shù)值仿真模型

水下開式渦輪機(jī)理論計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果一方面可對(duì)比說明開式系統(tǒng)的深度適應(yīng)性, 同時(shí)也可作為半閉式系統(tǒng)計(jì)算模型的輸入?yún)?shù), 因此該模型是否能在多工況條件下準(zhǔn)確預(yù)示渦輪機(jī)性能十分重要。由于水下渦輪機(jī)的相關(guān)研究較少, 難以獲得較為完善的試驗(yàn)數(shù)據(jù), 文中通過仿真驗(yàn)證了理論計(jì)算模型的正確性。

文中采用部分進(jìn)氣單級(jí)沖動(dòng)式渦輪機(jī), 其內(nèi)部流場(chǎng)是非對(duì)稱、不均勻的, 采用三維整周葉輪幾何模型進(jìn)行計(jì)算, 其幾何模型如圖3所示。

圖3 水下渦輪機(jī)幾何模型

渦輪機(jī)采用4組斜切鉆孔噴管作為工質(zhì)入口, 部分進(jìn)氣度約為0.3, 渦輪葉柵使用了超音速?zèng)_動(dòng)式葉片, 在葉片出口設(shè)置圓筒形空腔以盡可能減小葉片后部氣流的影響, 空腔長度為1倍葉輪直徑。對(duì)于邊界條件, 將噴管入口設(shè)置為壓力入口條件, 并根據(jù)理論計(jì)算獲得的燃燒室參數(shù)賦予入口壓力與溫度。將筒形空腔出口設(shè)置為壓力出口條件, 并根據(jù)渦輪背壓與葉片出口溫度賦予出口壓力與回流溫度。模型使用六面體結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格劃分, 網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)約為130萬, 在噴管、徑向間隙、渦輪葉片與筒形空腔之間采用interface進(jìn)行數(shù)據(jù)交換。

仿真使用商業(yè)計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)軟件ANSYS Fluent v18.0[15]。采用SST-模型[16]作為湍流模型, 該模型結(jié)合了-湍流模型在近壁面區(qū)域以及-湍流模型在主流區(qū)域的優(yōu)點(diǎn), 同時(shí)考慮了湍流剪切應(yīng)力的傳輸, 具有良好的計(jì)算精度與穩(wěn)定性, 是流體機(jī)械計(jì)算的較好選擇。所選湍流模型采用壁面函數(shù), SST-模型可根據(jù)計(jì)算時(shí)使用的網(wǎng)格間距自動(dòng)從低雷諾數(shù)公式切換到對(duì)應(yīng)的壁面函數(shù), 以滿足不同Y-Plus條件下的計(jì)算要求。考慮到計(jì)算中涉及高速與可壓縮流動(dòng), 為提升收斂性與穩(wěn)定性, 采用了隱式密度基求解器。計(jì)算中所用工質(zhì)為燃?xì)? 通過理想氣體狀態(tài)方程描述其密度變化, 同時(shí)采用Sutherland定律描述其粘度的變化。為在穩(wěn)態(tài)條件下考慮渦輪葉片的轉(zhuǎn)動(dòng), 采用了多重參考系(multiple reference frames, MRF)模型, 該模型通過多重參考系的相對(duì)運(yùn)動(dòng)在定常計(jì)算中模擬流域的運(yùn)動(dòng), 非常適于旋轉(zhuǎn)機(jī)械的定常計(jì)算。文獻(xiàn)[17]驗(yàn)證了上述方法的可行性。

1.3 性能分析結(jié)果

所研究的水下渦輪機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。該渦輪機(jī)使用HAP三組元推進(jìn)劑[18], 其燃?xì)饨M分如表2所示, 在計(jì)算工況下, 燃?xì)獾娜紵郎囟葹? 373 K, 其氣體常數(shù)為369.8 J/(kg·K), 比熱比取為1.222。

表1水下渦輪機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

Table 1 Structural parameters of underwater turbine

表2 燃?xì)饨M分構(gòu)成表

在工況選取方面, 水下航行器存在高速(70 kn)、中速(50 kn)及低速(32 kn)3個(gè)速制, 各速制下渦輪機(jī)轉(zhuǎn)速成比例變化。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)選取合適的航行器外形、輔機(jī)參數(shù)與機(jī)械損耗, 計(jì)算各工況下的航行器阻力和輔機(jī)功率, 最終得到各速制下渦輪機(jī)所需內(nèi)功率分別為985 kW、386 kW及120 kW。航行器在不同航速下會(huì)進(jìn)行變深運(yùn)行, 考慮其實(shí)際運(yùn)行模式, 取高速制下的航深范圍為30～100 m, 中速制下的航深范圍為30～600 m, 低速制下的航深范圍為30～600 m。

采用上述計(jì)算參數(shù), 運(yùn)用所建立的理論計(jì)算模型, 對(duì)水下開式渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)進(jìn)行性能計(jì)算, 得到了開式工況下的燃燒室壓力和燃?xì)饬髁? 分別如圖4和圖5所示。

圖4 開式工況燃燒室壓力曲線

圖5 開式工況燃?xì)赓|(zhì)量流量曲線

各速制下, 燃燒室壓力與燃?xì)赓|(zhì)量流量均隨航深顯著增加。這是因?yàn)殡S著航深的增加, 渦輪機(jī)背壓逐漸增加, 為使輸出功率基本保持不變, 在燃料燃燒溫度不變的情況下, 只能進(jìn)一步提升燃燒室壓力。燃燒室壓力由燃?xì)赓|(zhì)量流量決定, 根據(jù)式的描述, 燃?xì)赓|(zhì)量流量亦隨燃燒室壓力的上升而增大。中速制工況下, 600 m航深時(shí)的燃燒室壓力相比30 m增加了約126%, 燃?xì)赓|(zhì)量流量的增加幅度與之相仿。低速制下, 由于內(nèi)功率更小, 相比30 m航深工況, 600 m航深工況時(shí)燃燒室壓力與燃?xì)赓|(zhì)量流量均增長了170%。在600 m航深條件下, 中速制工況的燃燒室壓力超過26 MPa, 已接近現(xiàn)有燃燒室結(jié)構(gòu)與材料的許用極限, 低速制燃?xì)赓|(zhì)量流量則達(dá)到了0.83 kg/s, 工況經(jīng)濟(jì)性急劇降低。

為進(jìn)一步驗(yàn)證理論計(jì)算工況的正確性, 采用表1所示的渦輪機(jī)參數(shù)與2.2節(jié)所述的數(shù)值計(jì)算方法建立渦輪機(jī)的數(shù)值模型, 并選取中速制工況進(jìn)行仿真計(jì)算, 相應(yīng)的輸入?yún)?shù)如表3所示。

表3 仿真計(jì)算輸入?yún)?shù)

各工況的仿真計(jì)算收斂后, 根據(jù)渦輪葉片轉(zhuǎn)速與所受力矩計(jì)算得到內(nèi)功率, 并讀取噴管入口處的質(zhì)量流量, 對(duì)比理論計(jì)算結(jié)果得到相對(duì)誤差, 如圖6所示。

圖6 理論與仿真計(jì)算結(jié)果相對(duì)誤差曲線

相對(duì)誤差

* MERGEFORMAT

在工質(zhì)質(zhì)量流量方面, 兩者最大相對(duì)誤差約為1.03%, 說明理論計(jì)算方法能較為合理地估算變工況條件下的噴嘴損失因數(shù), 從而較好地預(yù)測(cè)噴管的工作特性, 保證了流量計(jì)算的準(zhǔn)確性。

在內(nèi)功率計(jì)算方面, 兩者最大誤差約為7.23%, 偏差相對(duì)較大。這是因?yàn)榉抡嬗?jì)算模型采用MRF模型來仿真葉輪轉(zhuǎn)動(dòng), 同時(shí)在網(wǎng)格繪制時(shí)簡化了輪盤與葉頂間隙的特征, 使得仿真計(jì)算中無法考慮輪盤摩擦損失、斥氣損失與漏氣損失, 造成同樣工況下, 計(jì)算中讀取的葉輪力矩與真實(shí)情況存在偏差。

對(duì)比仿真計(jì)算結(jié)果, 理論計(jì)算對(duì)水下渦輪機(jī)相關(guān)性能指標(biāo)的預(yù)測(cè)誤差可以接受, 證明所建立的理論計(jì)算方法可以較好地對(duì)水下開式渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)的性能進(jìn)行預(yù)示。上述所得的性能計(jì)算結(jié)果一方面可以作為半閉式系統(tǒng)構(gòu)型研究的輸入?yún)?shù), 同時(shí)也可作為開式系統(tǒng)的性能參數(shù)與半閉式系統(tǒng)的性能進(jìn)行對(duì)比。

2 半閉式渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)

2.1 系統(tǒng)構(gòu)型方案

為減小航深對(duì)動(dòng)力系統(tǒng)運(yùn)行效率的影響, 改善水下渦輪機(jī)的深度適應(yīng)性, 提出水下半閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)構(gòu)型, 其結(jié)構(gòu)如圖7所示。半閉式系統(tǒng)的核心思路是隔離主機(jī)排氣背壓與環(huán)境壓力, 采用乏氣增壓排放裝置將乏氣增壓至與環(huán)境壓力一致后再排放, 以乏氣增壓輔機(jī)的額外功率消耗為代價(jià)保證渦輪主機(jī)始終運(yùn)行于較低的背壓條件下, 當(dāng)輔機(jī)功耗足夠小時(shí), 該系統(tǒng)能提升渦輪主機(jī)在大深度下運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。

半閉式系統(tǒng)構(gòu)型方案包含乏氣冷凝以及增壓排放兩部分。乏氣冷凝部分如圖7的(a)部分所示。增壓排放部分又分為氣液分離增壓和混合增壓2種, 分別如圖7的(b)和(c)部分所示。

對(duì)于乏氣冷凝部分, 由于水下渦輪機(jī)乏氣溫度高, 且含有多種可凝可溶組分, 若不經(jīng)冷凝直接壓縮, 其功耗將難以接受, 因此在壓縮排放前對(duì)乏氣進(jìn)行冷凝很有必要。如圖7(a)部分所示, 乏氣冷凝構(gòu)型基于乏氣與過量海水的摻混冷凝, 在渦輪室后部設(shè)置混合器, 將原海水管路冷卻通道與溢流通道的海水引入混合器以冷卻乏氣。初步計(jì)算表明, 系統(tǒng)現(xiàn)有的海水不足以將乏氣充分冷凝, 因此增加一個(gè)新的冷凝海水泵將過量海水引入系統(tǒng)內(nèi)部并與乏氣充分摻混, 以達(dá)到降溫冷凝的效果。與原海水泵一致, 冷凝海水泵由渦輪機(jī)通過減速器驅(qū)動(dòng), 因此其轉(zhuǎn)速與理論泵送流量和渦輪機(jī)轉(zhuǎn)速成比例。在大航深工況下, 舷外壓力可能大于主機(jī)背壓, 此時(shí)該海水泵可工作于馬達(dá)工況。文中動(dòng)力系統(tǒng)采用HAP三組元燃料, 其燃燒產(chǎn)物的可凝、可溶成分占比接近74%, 因此乏氣經(jīng)過降溫冷凝后體積將極大地減小, 最終所形成的產(chǎn)物為氣液混合物。這種乏汽摻混冷凝方案省略了冷凝器或殼體冷卻水道, 體積小、結(jié)構(gòu)簡單、冷凝效果較好。

圖7 半閉式系統(tǒng)構(gòu)型示意圖

對(duì)于乏氣增壓排放部分, 為將乏氣冷凝得到的低溫低壓氣液混合物有效排出舷外, 需要設(shè)計(jì)一套增壓排放裝置, 將混合物首先增壓至環(huán)境壓力后再行排出。根據(jù)增壓排放思路的差異, 提出2種增壓裝置構(gòu)型, 構(gòu)型1結(jié)構(gòu)如圖7(b)部分所示, 由1個(gè)氣液分離器與2個(gè)單相增壓泵組成。運(yùn)行時(shí), 氣液混合物首先通過氣液分離器分離為純氣相與純液相, 再將所得單相工質(zhì)分別由單相增壓泵增壓排放。構(gòu)型2結(jié)構(gòu)如圖7(c)部分所示, 由一組氣液混合增壓泵組成。運(yùn)行時(shí), 氣液混合物不經(jīng)分離直接通入混合增壓泵組, 經(jīng)多級(jí)增壓后達(dá)到外部環(huán)境壓力并隨之排出。

上述的乏氣冷凝構(gòu)型與任一種乏氣增壓構(gòu)型進(jìn)行組合, 便可形成一套完整的半閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)構(gòu)型方案, 后文將乏氣摻混冷凝+氣液分離增壓的半閉式構(gòu)型方案稱為方案1, 將乏氣摻混冷凝+氣液混合增壓的半閉式構(gòu)型方案成為方案2。

2.2 計(jì)算模型

為了評(píng)估所提出半閉式系統(tǒng)方案的可行性, 分析不同方案的性能特點(diǎn), 需要建立半閉式系統(tǒng)的理論計(jì)算模型。半閉式系統(tǒng)通過在水下渦輪機(jī)后部增加一套乏氣增壓排放裝置, 保證了渦輪機(jī)背壓的穩(wěn)定, 但增加了系統(tǒng)復(fù)雜性并產(chǎn)生附加耗功。

為盡可能簡化計(jì)算模型, 根據(jù)實(shí)際工況條件, 提出了以下基本假設(shè):

1) 根據(jù)1.3節(jié)的計(jì)算結(jié)果與指標(biāo)要求, 選取中速制1 000 m工況為半閉式系統(tǒng)設(shè)計(jì)工況, 此時(shí)渦輪機(jī)背壓為1 MPa, 混合溫度設(shè)定為390 K, 由此確定冷凝海水泵以及增壓排放裝置的等效排量(每渦輪機(jī)轉(zhuǎn)速下的理論流量);

2) 假設(shè)氣液工質(zhì)在混合器經(jīng)過充分摻混, 溫度達(dá)平衡;

3) 在變工況條件下乏氣流量根據(jù)渦輪機(jī)性能發(fā)生變化, 冷凝水流量受到冷凝海水泵排量與轉(zhuǎn)速的限制, 乏氣的處理能力則限制于增壓排放裝置的排量與轉(zhuǎn)速, 因此摻混凝結(jié)后氣液混合物的壓力與溫度將根據(jù)燃?xì)狻⒗淠Ｋ眉霸鰤号欧叛b置的流量而變化;

4) 對(duì)于乏氣冷凝部分所使用的海水泵, 其效率值按經(jīng)驗(yàn)選取為70%, 大深度工況下, 環(huán)境壓力大于舷內(nèi)壓力, 該海水泵可視為馬達(dá), 為系統(tǒng)提供正功率貢獻(xiàn);

5) 假設(shè)構(gòu)型1的物理過程本質(zhì)是液相等容積壓縮及氣相定熵壓縮過程的結(jié)合, 同時(shí)認(rèn)為氣液分離器不耗功, 構(gòu)型1的壓縮效率設(shè)定為80%, 同時(shí)分析效率變化對(duì)系統(tǒng)性能的影響;

6) 假設(shè)構(gòu)型2的物理過程本質(zhì)是液相等容積壓縮及氣相定溫壓縮過程的結(jié)合, 構(gòu)型2的壓縮效率設(shè)定為50%, 同時(shí)分析效率變化對(duì)系統(tǒng)性能的影響;

7) 考慮增壓過程所處的工況條件, 核算中認(rèn)為CO2的溶解度為0。

增壓排放裝置的總功率

* MERGEFORMAT

根據(jù)上述計(jì)算, 可得新的主機(jī)內(nèi)功率

* MERGEFORMAT

表示在添加了輔機(jī)之后, 為保證動(dòng)力系統(tǒng)的輸出功率, 在不考慮其他變化的情況下, 主機(jī)內(nèi)功率須做出相應(yīng)調(diào)整。

流量為

2.3 計(jì)算結(jié)果與分析

圖8 各工況燃燒室壓力變化對(duì)比曲線

圖9 各工況燃?xì)赓|(zhì)量流量變化對(duì)比曲線

當(dāng)航深為30 m時(shí), 由于環(huán)境壓力渦輪機(jī)出口的壓差很小, 半閉式系統(tǒng)基本不工作, 使得其各工況的燃?xì)赓|(zhì)量流量和燃燒室壓力等工況參數(shù)與開式系統(tǒng)基本一致。因此, 在淺航深工況下, 半閉式系統(tǒng)相對(duì)開式系統(tǒng)不具有優(yōu)勢(shì)。而對(duì)大于30 m的工況, 半閉式系統(tǒng)燃?xì)饬髁棵黠@下降: 中速制600 m航深工況下, 2種方案的燃?xì)夂牧績H有開式工況的60%左右; 低速制600 m航深工況下, 方案1與方案2燃?xì)夂牧績H有開式系統(tǒng)的59%和58%。由于燃燒室壓力與燃?xì)赓|(zhì)量流量成比例, 因此各工況下的燃燒室壓力亦存在上述的百分比關(guān)系。當(dāng)航深為1000 m時(shí), 半閉式系統(tǒng)的工況參數(shù)與開式系統(tǒng)在200～300 m航深時(shí)相一致, 極大地減小了燃燒室的壓力負(fù)荷, 提升了動(dòng)力系統(tǒng)的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性。可見半閉式系統(tǒng)可有效改善渦輪機(jī)的深度適應(yīng)性。

2種半閉式系統(tǒng)構(gòu)型方案在小航深工況下性能一致, 隨航深增大, 方案1略有優(yōu)勢(shì)。2種方案在氣相工質(zhì)的壓縮方式及兩相工質(zhì)的壓縮效率有所區(qū)別: 方案1采用先氣液分離然后氣相與液相工質(zhì)分別壓縮的方式, 單相壓縮的效率更高, 但氣相工質(zhì)在壓縮時(shí)沒有冷卻, 理論壓縮功較大; 方案2采用氣液兩相工質(zhì)直接壓縮的方式, 兩相混合壓縮機(jī)的效率較低[19], 但由于液相較大的比熱容, 使得氣相壓縮溫升大幅降低, 從而減小了工質(zhì)的理論壓縮功。

增壓排放裝置的壓縮效率對(duì)系統(tǒng)的性能有較大影響。圖10和圖11分別表示中速制工況下, 當(dāng)方案1的壓縮效率由90%降為50%, 方案2的壓縮效率由60%降為20%時(shí), 系統(tǒng)燃燒室壓力和燃?xì)赓|(zhì)量流量的變化。

圖10壓縮效率對(duì)燃燒室壓力的影響

由圖中可知, 2種半閉式方案下, 壓縮效率的下降均會(huì)導(dǎo)致對(duì)應(yīng)工況下燃燒室壓力和燃?xì)赓|(zhì)量流量的上升, 對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行造成負(fù)面影響。當(dāng)方案1的壓縮效率下降至50%時(shí), 半閉式系統(tǒng)相比開式系統(tǒng)仍具優(yōu)勢(shì), 其在1000 m航深時(shí)的燃燒室壓力和燃?xì)夂牧颗c開式系統(tǒng)在400 m航深時(shí)相仿。當(dāng)方案2的壓縮效率下降至30%時(shí), 其在1000 m航深時(shí)的性能仍略好于開式系統(tǒng); 若效率繼續(xù)下降至20%, 其在700 m航深時(shí)的燃燒室壓力約26 MPa, 接近系統(tǒng)極限, 航深難以進(jìn)一步增加。由于氣相工質(zhì)等溫壓縮, 方案2在壓縮效率40%工況時(shí)的性能接近方案1在壓縮效率60%的工況, 因此同等效率條件下, 方案2的性能優(yōu)于方案1。

圖11 壓縮效率對(duì)燃?xì)赓|(zhì)量流量的影響曲線

總的來說, 在文中的評(píng)價(jià)體系及工況條件下, 方案1由于具有較高的壓縮效率, 系統(tǒng)性能上略占優(yōu)勢(shì), 但系統(tǒng)組成更為復(fù)雜。壓縮效率對(duì)半閉式系統(tǒng)的性能具有直接影響, 較高的壓縮效率有利于半閉式系統(tǒng)性能的提升。實(shí)際運(yùn)用中, 2種方案的適用性還應(yīng)根據(jù)動(dòng)力系統(tǒng)工況范圍以及增壓排放部件的性能差異做進(jìn)一步討論。

3 結(jié)論

為提升水下渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)的深度適應(yīng)性, 文中根據(jù)乏氣處理方式的不同提出了2種半閉式循環(huán)系統(tǒng)方案。為便于比較, 建立了水下開式渦輪機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)的理論與仿真計(jì)算模型, 仿真結(jié)果驗(yàn)證了理論模型的正確性; 進(jìn)行了半閉式系統(tǒng)的性能計(jì)算, 通過計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析對(duì)半閉式系統(tǒng)構(gòu)型方案進(jìn)行評(píng)述, 得出如下結(jié)論。

1) 水下渦輪機(jī)運(yùn)行于開式工況時(shí)性能受到航深的影響, 在600 m工況下渦輪機(jī)的燃?xì)夂牧颗c燃燒室壓力相比30 m工況均超過100%, 從而對(duì)動(dòng)力系統(tǒng)的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性產(chǎn)生了負(fù)面影響, 嚴(yán)重制約了航行器航深指標(biāo)的進(jìn)一步提升。

2) 半閉式系統(tǒng)可以有效提升水下渦輪機(jī)的航深適應(yīng)性, 由于乏氣增壓排放裝置的加入, 渦輪機(jī)的背壓不隨航深大幅增加, 有效降低了其在大航深工況下的負(fù)荷。計(jì)算可知, 半閉式系統(tǒng)在1000 m航深工況下的運(yùn)行參數(shù)僅相當(dāng)于開式系統(tǒng)200～300 m航深的水平。

3) 對(duì)比所提出的2種半閉式系統(tǒng)構(gòu)型方案, 首先對(duì)乏氣冷凝所得的混合物進(jìn)行氣液分離, 然后單相增壓排放的方案1, 相比直接對(duì)氣液混合物兩相增壓排放的方案2結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜, 但技術(shù)相對(duì)成熟, 且在設(shè)計(jì)條件下性能略占優(yōu)勢(shì)。然而, 壓縮效率將對(duì)系統(tǒng)性能產(chǎn)生直接影響, 更高的壓縮效率有利于動(dòng)力系統(tǒng)深度適應(yīng)性的提升。在文中的計(jì)算條件下, 2種方案均能有效提升動(dòng)力系統(tǒng)的深度適應(yīng)性, 但適用性還需根據(jù)實(shí)際運(yùn)用工況以及增壓排放部件的性能差異具體討論。

文中的未盡之處在于: 增壓排放裝置對(duì)動(dòng)力系統(tǒng)影響的討論還比較粗略。作為文中半閉式系統(tǒng)的關(guān)鍵部件, 增壓排放裝置的構(gòu)型、效率等將直接影響半閉式系統(tǒng)的性能, 后續(xù)將結(jié)合仿真計(jì)算與試驗(yàn)分析, 對(duì)增壓排放裝置開展深入研究, 以期獲得適用于水下半閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)增壓排放裝置的設(shè)計(jì)方法與構(gòu)型方案。

1. 張盼盼, 宋文, 史小鋒, 等. 轉(zhuǎn)子各參數(shù)對(duì)魚雷渦輪機(jī)啟動(dòng)過程響應(yīng)特性的影響. 2021, 29(5): 601-608.

2. 馬為峰, 路駿, 萬榮華, 等. 非對(duì)稱加熱條件下鍋爐反應(yīng)器蒸汽生成過程參數(shù)影響研究. 2021, 29(3): 326-332.

3. 馬為峰, 李鑫, 韓新波, 等. 基于魚雷熱動(dòng)力系統(tǒng)全工作過程聯(lián)合仿真預(yù)測(cè)設(shè)計(jì)方法. 2021, 29(2): 224-229.

4. 耿少航, 黨建軍, 趙佳, 等. 高壓下含大比例不凝氣體的水蒸氣對(duì)流冷凝數(shù)值仿真. 2021, 29(1): 88-96.

5. 孫明宇, 董小倩, 楊晨俊. 泵噴推進(jìn)器水動(dòng)力尺度效應(yīng)數(shù)值仿真與分析. 2020, 28(5): 538-546.

6. 曹浩, 屈明寶, 王祎, 等. 熱動(dòng)力水下航行器潤滑系統(tǒng)建模與仿真. 2020, 28(4): 452-455, 460.

7. 徐升, 伊寅, 史小鋒, 等. 熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應(yīng)數(shù)值仿真. 2020, 28(2): 187-193.

8. 肖炎彬, 史小鋒, 伊寅, 等. 水下小型特種燃?xì)廨啓C(jī)輪盤熱-流耦合仿真分析. 2019, 27(2): 206-211.

9. 白杰, 黨建軍, 曹蕾蕾. 基于Li/SF_6能源的新型UUV動(dòng)力系統(tǒng)熱力性能分析. 2019, 27(2): 212-216.

10. 李文哲, 張方方. 水下渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)工況優(yōu)化設(shè)計(jì). 水下無人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2018, 26(3): 214-220.

11. 李傳喜, 王云, 段浩. 轉(zhuǎn)子參數(shù)對(duì)渦輪機(jī)瞬態(tài)工作過程影響分析. 2018, 26(1): 78-84.

[1] 鐘宏偉, 李國良, 宋林樺, 等. 國外大型無人水下航行器發(fā)展綜述[J]. 水下無人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2018, 26(4): 273- 282.

Zhong Hong-wei, Li Guo-liang, Song Lin-hua, et al. Development of Large Displacement Unmanned Undersea Vehicle in Foreign Countries: a Review[J]. Journal of Un- manned Undersea Systems, 2018, 26(4): 273-282.

[2] 黃慶,卜建杰, 鄭邯勇. Li/SF6熱源在魚雷和UUV推進(jìn)系統(tǒng)中的應(yīng)用[J]. 艦船科學(xué)技術(shù), 2006, 28(2): 67-71.

Huang Qing, Bu Jian-jie, Zheng Han-yong. The Application of Li/SF6Heat Source in the Torpedo and the UUV Propulsion Systems[J]. Ship Science and Technology, 2006, 28(2): 67-71.

[3] Kiely D. Review of Underwater Thermal Propulsion[C]// 30th Joint Propulsion Conference and Exhibit, Indian- apolis: AIAA, 1994.

[4] 杜瑞, 李代金, 李艷霞, 等. 熱管反應(yīng)器內(nèi)毛細(xì)燃燒的建模仿真[J]. 南京理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2018, 42(4): 484-490.

Du Rui, Li Dai-jin, Li Yan-xia, et al. Modeling Simulation of Wick Combustion in Heat-pipe Reactor[J]. Journal of Nanjing University of Science and Technology, 2018, 42 (4): 484-490.

[5] 白杰, 黨建軍, 羅凱, 等. 水下航行器閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)動(dòng)態(tài)仿真[J]. 魚雷技術(shù), 2016, 24(6): 438-443.

Bai Jie, Dang Jian-jun, Luo Kai, et al. Dynamic Simulation of Closed Cycle Power System for UUV[J]. Torpedo Technology, 2016, 24(6): 438-443.

[6] Qin K, Wang H W, Wang X R, et al. Thermodynamic and Experimental Investigation of a Metal Fuelled Steam Rankine Cycle for Unmanned Underwater Vehicles[J/OL]. Energy Conversion and Management. [2020-11-01]. https://doi.org/10.1016/j.enconman.2020.113281.

[7] Shan X L, Zhao J, Zhu R, et al. Application of HYDROX to Torpedo Thermal Power System[J]. Applied Mechanics and Materials, 2012, 127: 192-195.

[8] 豐少偉, 楊云生, 劉佳. 航深對(duì)水下航行體動(dòng)力性能的影響及改善方法[J]. 四川兵工學(xué)報(bào), 2015, 36(6): 7-10.

Feng Shao-wei, Yang Yun-sheng, Liu Jia. Research on Influence of Sailing Depth on Power of Underwater Body and Improving Method[J]. Journal of Sichuan Ordnance, 2015, 36(6): 7-10.

[9] 張紹貴. 瑞典TP2000重型魚雷[J]. 現(xiàn)代艦船, 1995(10): 19-20.

[10] Kiely D H, Moore J T. Hydrocarbon fueled UUV power systems[C]//Proceedings of the 2002 Workshop on Aut- onomous Underwater Vehicles. San Antonio: IEEE, 2002.

[11] Zhang J, Qin K, Li D, et al. Potential of Organic Rankine Cycles for Unmanned Underwater Vehicles[J/OL]. Energy. [2020-02-01]. https://doi.org/10.1016/j.energy.2019.116559.

[12] Lee G S, Ro S T. Analysis of the Liquefaction Process of Exhaust Gases from an Underwater Engine[J]. Applied Thermal Engineering, 1998, 18(12): 1243-1262.

[13] Singh B, Tiffany D, Lear W. Combined Combustion and System Modeling of Semi-Closed Cycle Power Eng- ine[C]//AIAA Aerospace Sciences Meeting Including the New Horizons Forum & Aerospace Exposition. Orlando: AIAA, 2013.

[14] 李代金, 黨建軍, 張進(jìn)軍. 魚雷熱動(dòng)力技術(shù)[M]. 西安: 西北工業(yè)大學(xué)出版社, 2015.

[15] Ansys. Ansys Help[M]. Canonsburg: Ansys Inc, 2016.

[16] Menter F R. 2-Equation Eddy-Viscosity Turbulence Mod- els for Engineering Applications[J]. AIAA Journal, 1994, 32(8): 1598-1605.

[17] Wang H W, Chao Y, Tang T, et al. A Comparison of Partial Admission Axial and Radial Inflow Turbines for Under- water Vehicles[J]. Energies, 2021, 14(5): 1-20.

[18] Hills R. HAP/OTTO Fuel Application to Torpedo Engi- nes[C]//18th Joint Propulsion Conference, Cleveland: AIAA, 1982.

[19] Guo Q, Qin K, Li D, et al. Numerical Investigation and Performance Enhancement of Roots Pumps Operating with Gas- liquid Mixtures[J/OL]. Vacuum. [2020-06-01]. https:// doi.org/10.1016/j.vacuum.2020.109303.

Architecture of Underwater Semi-closed Cycle Power System Based on Exhaust Booster

GUO QingLUO KaiDANG Jian-junQIN KanCHEN Meng

(School of Marine Science and Technology, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China)

Two semi-closed-cycle power system configuration schemes are presented in this paper to promote the depth adaptability of underwater turbine power systems. The exhaust gas is first condensed by mixing with the cooling water, and then the gas-liquid mixture is separated and pressurized using a single-phase pump; this is the first scheme (separation-pressurization scheme). In the second scheme(mixture pressurization scheme), the condensed gas-liquid mixture is pressurized directly by multiphase pumps. Theoretical models for an underwater turbine open-cycle power system and compression part of a semi-closed system are established, and the underwater turbine open-cycle power system model is verified using the computational fluid dynamics method. A performance analysis is conducted, and the results show a significant reduction in the combustion chamber pressure and gas consumption in the semi-closed systems under depth water conditions. At a depth of 600 m, the gas consumption in semi-closed systems is approximately 60% of that of the open system. The operating parameters of the semi-closed systems at a depth of 1 000 m are equivalent to those of the open system at a depth of 200～300 m. Compression efficiency has a direct impact on the system operation. A higher compression efficiency contributes to improving system performance. The proposed two semi-closed systems can effectively improve the depth adaptability of the power system, but their applicability needs to be further discussed according to the operating conditions and component performance.

underwater turbine; power system; exhaust booster; semi-closed cycle; depth adaptability

TJ630.32; TK14

A

2096-3920(2021)06-0680-10

10.11993/j.issn.2096-3920.2021.06.006

郭慶, 羅凱, 黨建軍, 等. 基于乏汽增壓的水下半閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)研究[J]. 水下無人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2021, 29(6): 680-689.

2021-09-10;

2021-10-28.

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目資助(51805435).

通信作者簡介:秦 侃(1988-), 男, 副教授, 主要研究方向?yàn)樗潞叫衅鲃?dòng)力推進(jìn)技術(shù).

(責(zé)任編輯: 楊力軍)