船舶进气系统进气特性的数值研究

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(1.大连海事大学 轮机工程学院，辽宁 大连 116026；2．中国船舶工业集团公司 船舶系统工程部，北京 100036)

传统船舶空气动力学研究大多采用风洞实测的方法确定流场速度和压力分布。该方法造价高，耗资大并且在风洞试验中存在着动力相似和几何相似的影响，还要考虑风洞边界条件的影响和湍流、风速、风向、雷诺数等。实验结果要进行换算，还存在测量点有限、采集数据的测量误差等问题，对于紊乱的流动区域难以获得准确的结果[1-2]。利用数值模拟的方法研究船舶内外流场的流动状况，对流场参数进行分析，并与传统的研究方法结合，可以有效地改善船舶性能、节约研究资金，提高研究效率。

目前，国内开展的进气室内流场研究中，针对进气滤清装置和蜗壳内的流场结构及其优化的研究相对较多[3-4]，但是考虑进气室整体结构以及消音器、滤清器等气动阻力影响的研究很少。同时，航行中的船体由于其外流场所处的环境的变化、甲板上的各种设施使空气流场中包含了流体分离、脱落涡、循环等诸多复杂现象[5-6]。这些流动的复杂性直接导致了进气系统内部流动的不确定性，其最大的影响就是动力系统进气流量的变化。在某些条件下会引起进气流量不足致使动力系统无法正常工作。进气系统进气流量的变化通过滤清器前后压差的变化得以体现，因此往往要在滤清器前后安装压力探测装置，当压差大于一定值就会报警，以便及时采取补救措施，增加进气流量。但是在实际工作中，滤清器前后压差还没有达到临界值，报警器就会报警，给实际工作带来不必要的麻烦。因此研究滤清器前后压差随进口流动参数的变化规律，并探求压差变化与测点位置间的关系是十分必要的。

本文用定常数值模拟的方法研究额定进气条件下进气系统的总体性能；在文献[6]的基础上，以周期函数的形式模拟外流场的变化，对进气室内部流场进行非定常研究。重点研究进口气流条件变化对滤清器前后压差的影响，为压差探测装置的安装位置以及敏感度的设置提出建议。

1 计算模型和边界条件

1.1 计算模型

本文研究的某船舶进气系统由前进气室、后进气室、消音器、竖井和进气蜗壳等结构组成。计算模型由Gambit生成，见图1。其中百叶窗、滤清器和竖井处采用结构化网格，而对于结构较复杂的消音器以及前后进气室则采用非结构化网格。计算域整体网格数约为159.6万。

1.2 边界条件

1.2.1 定常计算边界条件

气体流经进气系统的过程中，受百叶窗、滤清器等结构的阻力影响很大，造成较大的压力损失。因此，为了尽可能真实地反映进气系统的性能，这些部件的阻力是不能被忽略的。但是在数值模拟中，真实地再现这些部件的具体结构，比如惯性级的结构，势必会使计算网格大量增加，增加计算难度和周期。因此，本研究采用Fluent软件包内的Fan边界条件来直接给出这些结构后的压力损失，从而使计算简化。

图1 进气系统模型

Fan边界是Fluent软件包中的一个模型。该模型假设在流场中存在一个无限小的风扇(见图2)，对其后气流产生作用，使其后气流存在一定的压升。这样一种压力的不连续可以用与速度相关的方程表示，该方程可以是常量，也可以是多项式、分段函数或者自定义的某种函数。本文通过给定一个常量来表示相应的结构阻力。

图2 Fan模型作用示意

具体边界条件设置见图3。百叶窗进口给定质量进口，进口流量为燃气轮机额定工作流量(本文中所涉及的流量、压力均以与额定流量的比值形式表示)。进气蜗壳出口给定压力出口。百叶窗出口、滤清器出口以及进气蜗壳进口给定Fan边界条件。消音器出口和竖井进口交界按混和平面法处理。其它固体边界作壁面处理。给定滤清器壁面粗糙度系数1，消音器隔板给定粗糙度系数0.5，粗糙度高度0.001 m。计算采用二阶迎风格式，湍流模型选取标准的k-ε模型，其中k取0.8，湍流耗散率ε取0.8。

图3 边界条件示意

1.2.2 非定常计算进口条件

由文献[6]知，风速恒定时，进气室百叶窗前的总压变化与船体和风向的夹角近似成正弦关系。本文在研究进气室内部流场随外界条件变化时做如下简化：假定航向、航速和风速恒定，而风向以一定频率变化。在这种条件下求解内部流场参数随进口总压的变化情况，假设进口总压波动按正弦形式变化，即

p*=101 450+Asin(ωt)

(1)

式中:ω——风向变化的角速度；

t——时间步长；

A——总压变化的幅值。

研究中假定船的航向和航速不变，风向改变可以使进口总压分布涵盖船在不同风向时的大多数进口总压值，而风向变化的角速度越大也就意味着风向改变得越快。考虑到本文研究的重点是滤清器前后压差随进口条件变化的情况，而实际中滤清器前后允许的最大压差为250 Pa，因而确定进口总压波动曲线中A为250 Pa，同时，给定为0.497 1 rad/s，也就是风向转动1周的周期为12.63 s，则进口压力曲线见图4。

图4 百叶窗进口总压波动曲线

非定常计算采用双时间步法，对出口流量进行监测，当流量呈现规则的周期性变化时认为计算进入收敛阶段，开始对计算结果进行保存。

2 计算结果分析

2.1 定常计算结果分析

为了能够定量分析各位置的压力变化，选定如图5所示截面。各截面与对应的百叶窗出口、滤清器进出口以及进气蜗壳进口均相距5 mm。各截面位置的总压与给定值的比较见表1。可以看出，百叶窗和滤清器前后的压力损失与给定值很接近，只有蜗壳前后的压力损失与给定值差别较大。这是因为蜗壳处气流发生90°折转，流场的不均匀性必然会增加，从而增加流动损失。可以推断，在蜗壳附近流动非常复杂，损失也很大。从其它位置压力损失的计算结果来看，文中采用的Fan边界条件基本可以准确地模拟压力损失。

图5 描述阻力损失的截面

表1 各装置压力损失

由百叶窗进口至进气蜗壳出口的气流压差曲线见图6。

图6 压差曲线

从图6可见，压差的变化有三次阶越。第一次压力损失最大，即滤清器惯性级的影响；第二次损失相对最小，是后进气室气流转向进入消音器所引起的；第三次压力损失主要是在蜗壳部分产生的，除了空气阻力引起的损失外，绝大部分损失是由于气流变向，流场不均匀引起的。

2.2 进气系统非定常研究

为防止进气室滤清器前后压差过大，特在滤清器前后布置总压测点，当测点压差大于临界值时，报警器就会报警，从而开启应急装置增加滤清器后总压。为了系统研究压差与测点位置间的关系，选取如图7所示的G1～G7点作为总压差的监测点。其中，G2点为船体实际工作中压差探测器的布置位置，G5点在G2点正上方，G1、G3、G4、G6分别位于滤清器窗口的四角处，G7位于小滤清器窗口底边的中央位置。滤清器后部测点与前测点位置一一对应。计算中求得各个时刻的滤清器前后测点的总压值，然后将各点对应时刻的总压值相减得到各测点的压差随时间变化曲线。

图7 滤清器前后压差测点布置

为方便表述，将滤清器前总压用“front”表示，滤清器后总压用“back”表示。不同时刻各测点滤清器前后的总压见图8。显然，测点前后的总压分布与百叶窗进口相比存在一定的相位偏移，但测点前的相位偏移很小，而测点后偏移较大。

从测点前后总压分布曲线可以看出，测点位置不同，测点前后总压的分布存在很大差异。在靠近进气室的底部各测点处，滤清器前总压普遍高于滤清器后的总压，尤以G3测点处最为明显；而中间高度处的测点(G4～G7)总压分布则刚好相反，滤清器后的总压要高一些。可以初步确定，在G3测点处获得压差全部为负值，也就是总压有损失；而在G7测点处获得总压则全部为正值，说明此处总压升高。另外，除总压损失或总压升高会产生压差外，测点前后总压变化的不同步同样是造成压差的原因。

图8 燃烧空气滤清器前后总压分布曲线

3 结论

1)Fan边界条件基本可以准确地模拟各关键部件前后的压力损失，加上研究中对进气系统的完整建模，从而使流场计算结果更接近真实情况。气流流经进气系统有三次明显的压力损失，第一次压力损失最大，即滤清器惯性级的影响，第二次和第三次压力损失主要由气流转向引起。

2)滤清器前后产生压差的原因有两个:①气体经过滤清器后压力损失；②气体经过滤清器后压力损失很小，但是相位不同造成压差。不同测点处得到的压差曲线差别很大，存在完全正压差或完全负压差的情况

3)基于测量滤清器前后压差的目的，测点不应放置在G7附近。G2位置正负压差变化较平均，是比较理想的观测点。

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