某艦用燃氣輪機舷側進氣系統(tǒng)性能試驗研究

李慶峰,胡娟娟,牛茂升,隋平陽

(中國艦船研究設計中心,上海 201108)

隨著對艦船快速性要求的提高,燃氣輪機以單機功率大、體積小、質(zhì)量輕、啟動加速性能好等特點,目前廣泛地應用到大功率艦船的推進系統(tǒng)中[1]。

由于燃氣輪機進氣流量較大,若進氣流場中的氣流發(fā)生畸變就會降低壓氣機的效率及喘振裕度,從而影響燃氣輪機的正常穩(wěn)定工作。因此,通常會在燃氣輪機進氣口前布置進氣穩(wěn)壓室,對進氣氣流進行適當組織,盡量降低進氣流動損失,以確保燃氣輪機在各個不同工況下都能正常、穩(wěn)定、高效工作。可以說,燃氣輪機進氣系統(tǒng)的結構和氣動性能在很大程度上制約著整個燃氣輪機機組的總體性能。

目前在艦船燃氣輪機進氣裝置中比較常見的是后向布置方式。后向布置進氣系統(tǒng)時,因為受到前部裝置的保護作用,進氣系統(tǒng)受海上風速、風向的影響較小。但是這種布置方式使得進氣口距離煙囪較近,在某些外部風向條件下,可能會有部分排氣進入進氣系統(tǒng),出現(xiàn)進氣溫度過高的現(xiàn)象,導致燃氣輪機動力性能和經(jīng)濟性下降。

某艦在國內(nèi)獨創(chuàng)性地采用燃氣輪機進氣系統(tǒng)舷側進氣的布置方式,該進氣布置方式可以有效地解決進氣溫度過高的問題,更重要的是它可以使得艦船的總體布置方案更加方便、靈活。

當采用舷側進氣布置方案時,在艦船行駛過程中,外部環(huán)境包括風速、風向的變化對燃氣輪機進氣流動的影響較大。風速、風向的變化不僅使得船體本身的阻力改變,而且會影響進氣通道內(nèi)部氣流的組織形式,使得燃氣輪機進口處的流場穩(wěn)定性和均勻性惡化,進一步增大燃氣輪機進氣通道內(nèi)的流動阻力損失,最終會使得燃氣輪機的有效輸出功率降低。因此需要驗證舷側進氣系統(tǒng)在不同環(huán)境條件下的性能表現(xiàn)是否滿足設計要求。

目前,針對船用燃氣輪機進氣系統(tǒng)的研究大部分都集中在進氣消聲器[2-3]、進氣濾清器[4-9]、應急旁通[10]、防冰裝置[11]等部件的性能研究上。關于側向進氣的研究,主要集中在環(huán)境條件改變時進氣裝置外部流場的變化情況[12-16],或雙通道進氣系統(tǒng)研究[17],且主要是通過數(shù)值分析方法來進行研究,針對側向進氣系統(tǒng)內(nèi)部流場的研究較少[18],更沒有基于進氣系統(tǒng)比例模型的試驗研究。

本文主要針對舷側進氣系統(tǒng)在不同進氣方向時,進氣系統(tǒng)流量、各部件阻力、流動畸變、進氣系統(tǒng)通道內(nèi)部的流動細節(jié)情況等進行了詳細的測量,從而分析目前舷側進氣系統(tǒng)設計方案在不同進氣方向下的性能表現(xiàn)是否滿足設計要求。

1 試驗方法及數(shù)據(jù)處理

1.1 試驗方法

本研究將某艦用燃氣輪機舷側進氣系統(tǒng)實際進氣通道尺寸按照1∶5比例進行比例縮放,圖1給出了試驗風洞示意圖。進氣系統(tǒng)同時配置了進氣百葉窗、進氣濾清器、穩(wěn)壓室、進氣消聲器等部件,盡可能保證與實際進氣系統(tǒng)相同。

圖1 試驗風洞示意圖

試驗風洞采用抽吸式。風洞入口與大氣連通,出口接110 kW抽氣風機。

被風機吸入的外界空氣先經(jīng)過百葉導向器,通過四個等尺寸的進氣百葉窗后進入三個濾清器,在進氣穩(wěn)壓室內(nèi)經(jīng)過90°折角,向下進入消聲器,然后進入模擬箱裝體的腔體。

一是加快有限責任合伙制在會計師事務所的普遍實行。我國會計師事務所大多為有限責任制，即以全部資產(chǎn)對其負債承擔有限責任，這種有限責任制使注冊會計師面臨執(zhí)業(yè)風險較小，與其承擔的社會責任以及社會對他們的公信力是不相稱的。因此，應大力發(fā)展合伙制特別是有限責任合伙制，即以全部資產(chǎn)對其負債承擔有限責任，合伙人對個人執(zhí)業(yè)行為承擔無限責任，合伙人不承擔連帶責任，以此來增加注冊會計師的法律責任，從而保證會計信息質(zhì)量。

試驗風洞基體采用鋼板制作,進氣濾清器、進氣消聲器等阻力元件通過添加不同厚度的絲網(wǎng)來模擬。每一部分的絲網(wǎng)厚度可以更改,可以在試驗中將各部件的流動阻力調(diào)節(jié)到所需的水平。

試驗中需對不同進氣方向下的進氣通道流動特性進行研究,因此在進氣百葉窗之前布置了可拆卸、可更換的百葉導向器,可以構造30°、60°、90°、120°、150°五個不同進氣方向條件,如圖2所示。

圖2 試驗臺布置實物圖

圖3給出了舷側進氣系統(tǒng)測量方案示意圖。在百葉窗進/出口、濾清器進/出口、消聲器進/出口、進氣通道出口共7個關鍵截面上對流場進行測量。采用探針對所有7個測量截面的總壓、靜壓、速度分布進行測量,同時在各個測量截面上還布置了2～3組不同方向的有機玻璃觀察窗以便于進行PIV可視化測量。

圖3 試驗風洞測量方案示意圖

采用TSA400-B精密重載型電控平移臺,通過步進電機驅(qū)動,實現(xiàn)位移調(diào)整自動化。坐標架控制系統(tǒng)采用SC300系列位移臺控制箱,最小分辨率為0.003 125 mm,可以實現(xiàn)在X、Y、Z三維方向上的自由運動,使得實驗過程中的數(shù)據(jù)逐點采集顯得極為快捷方便,且能保證足夠的精度。

在各個測量截面上,測點布置間距及點數(shù)如表1所示。

表1 各測量截面上測點布置間距及點數(shù)

試驗中,進氣流量保持100%額定進氣流量不變,通過更換不同的百葉導向器來模擬不同的進氣方向,共測量了30°、60°、90°、120°、150°五個不同進氣方向。其中進氣方向的定義為進氣方向與船艏方向夾角,如圖4所示。

圖4 進氣方向定義

1.2 數(shù)據(jù)處理

測量所得數(shù)據(jù)是湍流瞬時速度場,試驗中應進行多次測量,并將測量結果進行平均,從而可以得到湍流流動的平均流場信息。

(1)

(2)

對試驗數(shù)據(jù)的分析中,采用了“出口畸變系數(shù)”與“主機功率損失”兩個關鍵評價指標。

出口畸變系數(shù)D為出口截面全部采樣點總壓的標準差相對值,其定義為:

(3)

可見,出口畸變系數(shù)D越大,說明出口畸變越劇烈。

主機功率損失E是根據(jù)出口截面全部采樣點總壓的平均值計算得到,表征的是由于進氣阻力所導致的燃氣輪機輸出功率相對減小百分比。

主機功率損失E定義為:

(4)

2 試驗結果分析

2.1 百葉窗出口截面上總壓、速度云圖

不同進氣方向下,百葉窗出口截面上的總壓分布如圖5所示(圖中x、y分別為測量截面的橫向、縱向長度),該截面上共布置有4個百葉窗。由圖可見,該截面上對應于百葉窗區(qū)域總壓明顯高于其他區(qū)域,且該截面上總壓分布受進氣方向的影響較為明顯。

(a) 進氣方向30°

當進氣方向為30°時,靠近船艏的兩個百葉窗出口區(qū)域總壓最高,尤其是底部百葉窗區(qū)域總壓達到-120 Pa。當進氣角與船艏夾角繼續(xù)增加,該截面上高壓區(qū)域變?yōu)榭拷簝蓚€百葉窗對應區(qū)域,且在60°、90°、120°、150°進氣角時,該截面上總壓最高區(qū)域均維持在靠近船艉的底部百葉窗對應區(qū)域。

對比不同進氣方向下該截面上質(zhì)量平均總壓、靜壓(如圖6),還可以看出在進氣方向垂直于百葉窗時(進氣方向90°),截面上總壓最高。隨著進氣方向偏向船艏及船艉方向,截面上總壓逐漸減小。

圖6 不同進氣方向下百葉窗出口截面上質(zhì)量平均總壓、靜壓對比

截面上質(zhì)量平均靜壓值在不同進氣方向下的變化趨勢與總壓相同,如圖6所示。

不同進氣方向下,百葉窗出口截面上的速度分布如圖7所示。由圖可見,在進氣方向為30°、60°、90°時,靠近船艉側兩個百葉窗區(qū)域速度明顯大于靠近船艏側兩個百葉窗區(qū)域。隨進氣方向變化,截面上對應四個百葉窗區(qū)域速度分布的不均勻性有所改善。

(a) 進氣方向30°

2.2 濾清器出口截面上總壓云圖

不同進氣方向下,濾清器出口截面上的總壓分布如圖8所示。該截面上共布置3個濾清器,分為兩行,第一行有2個濾清器,第二行只有1個濾清器居中布置。由圖可見,不同進氣方向下截面上的總壓分布規(guī)律較為相近。這可能是由于受到濾清器較大流動阻力的影響,濾清器前的不均勻氣流在流過三個濾清器窗口后,氣流得以進一步平均,從而使得截面上的總壓分布受進氣方向的影響較小。

(a) 進氣方向30°

對比不同進氣方向下該截面上質(zhì)量平均總壓(如圖9),還可以看出,與百葉窗出口截面總壓分布相同,在進氣方向垂直于百葉窗時(進氣方向90°)截面上總壓最高。

圖9 不同進氣方向下濾清器出口截面上質(zhì)量平均總壓

2.3 穩(wěn)壓室出口截面上總壓云圖

不同進氣方向下,穩(wěn)壓室出口截面上的總壓分布如圖10所示。由圖可見,氣流在穩(wěn)壓室內(nèi)經(jīng)歷90°彎角向下轉折后,在穩(wěn)壓室出口截面上在船艏側靠近船舯位置區(qū)域總壓最大。

(a) 進氣方向30°

進氣方向?qū)Ψ€(wěn)壓室出口截面總壓分布趨勢基本沒有影響,對總壓值大小有所影響,在進氣方向垂直于百葉窗時(進氣方向90°)截面上總壓最高,如圖11。

圖11 不同進氣方向下穩(wěn)壓室出口截面上質(zhì)量平均總壓

2.4 消聲器出口截面上總壓、靜壓、速度分布

經(jīng)過消聲器后,氣流得到進一步的平順,在消聲器出口截面上總壓、靜壓、速度的分布相對于進氣系統(tǒng)前部各截面上都較為均勻,如圖12所示。

(a) 總壓分布

濾清器、穩(wěn)壓室等部件由于位于進氣通道前端,流動阻力受進氣方向的影響較明顯,在垂直于船長方向進氣時,部件流動阻力最小。消聲器流動阻力大小則基本不受進氣方向的影響,如圖13所示。

圖13 不同進氣方向下,濾清器、穩(wěn)壓室、消聲器流動阻力總壓損失變化情況

2.5 進氣方向?qū)M氣系統(tǒng)流動阻力總壓損失、流動畸變、主機功率損失的影響

不同進氣方向下進氣系統(tǒng)流動阻力損失變化情況如圖14所示。可以看出,進氣系統(tǒng)流動阻力總壓損失隨進氣方向的變化趨勢與濾清器、穩(wěn)壓室等關鍵部件的變化趨勢相同,在90°進氣方向時最小。

圖14 不同進氣方向下進氣系統(tǒng)流動阻力總壓損失變化情況

在額定流量下五個不同進氣方向時進氣系統(tǒng)流動阻力總壓損失均滿足小于1 600 Pa的設計要求,其中在30°、60°、120°、150°時基本維持在(1 550±30)Pa范圍內(nèi),在90°進氣時僅為1 317 Pa。

不同進氣方向下進氣系統(tǒng)出口畸變系數(shù)、主機功率損失變化情況如圖15所示。不同進氣方向條件下進氣系統(tǒng)出口截面上流動畸變與阻力損失變化情況正好相反,在垂直于船長方向時出口畸變系數(shù)最大,為1.89%,滿足小于2%的設計要求。主機功率損失變化情況與通道阻力損失變化趨勢相同,在90°進氣時主機功率損失最小,最大主機功率損失3.78%,滿足小于4%的設計要求。

圖15 不同進氣方向下,進氣系統(tǒng)出口畸變系數(shù)、主機功率損失變化情況

3 結論

本文對某艦用燃氣輪機舷側進氣系統(tǒng)在5個不同進氣方向下的整體性能表現(xiàn)進行了試驗研究,對進氣百葉窗、濾清器、穩(wěn)壓室、消聲器等關鍵部件的進、出口截面上總壓、靜壓、速度等物理量進行了詳細測量。

通過試驗研究,可以發(fā)現(xiàn):

1) 進氣方向會明顯影響進氣系統(tǒng)總阻力損失、主機功率損失的大小,在垂直于船長方向進氣(進氣方向90°)時,系統(tǒng)總阻力損失最小,對應的主機功率損失也最小。

2) 進氣方向同樣會影響進氣系統(tǒng)出口截面上流動畸變情況,變化趨勢與進氣系統(tǒng)總阻力損失變化趨勢相反,在垂直于船長方向進氣(進氣方向90°)時出口截面上流動畸變最大。

3) 進氣系統(tǒng)中百葉窗、濾清器、穩(wěn)壓室等位于系統(tǒng)前端的部件受進氣系統(tǒng)的影響較為明顯,在垂直于船長方向進氣(進氣方向90°)時各部件阻力損失最小。消聲器等進氣系統(tǒng)尾端部件基本不受進氣系統(tǒng)的影響,在各個進氣方向下的流動阻力損失基本維持不變。

4) 5個不同進氣方向下進氣系統(tǒng)總阻力損失均滿足小于1 600 Pa的設計要求,尤其在垂直于船長方向進氣(進氣方向90°)時,系統(tǒng)總阻力損失僅為1 317 Pa。進氣系統(tǒng)出口畸變系數(shù)滿足小于2%的設計要求,主機功率損失滿足小于4%的設計要求。