船用燃气轮机进气道结冰位置研究

王艳华; 于昕加; 王萌; 陈文卓; 王忠义

doi:10.11990/jheu.202201016

船用燃气轮机进气道结冰位置研究

doi: 10.11990/jheu.202201016

哈尔滨工程大学动力与能源工程学院, 黑龙江哈尔滨 150001

基金项目:

国家科技重大专项 J2019-Ⅲ-0017;

国家科技重大专项 HT-Y2019-Ⅷ-0013;

中国空气动力研究与发展中心结冰与防除冰重点实验室开放课题 IADL202120210104.

详细信息

作者简介:
王艳华, 男, 副教授, 硕士生导师;

王萌, 男, 讲师, 硕士生导师.

通讯作者:
王萌, E-mail: wangmeng_a@hrbeu.edu.cn.

中图分类号: U664.131
出版历程
- 收稿日期: 2022-01-07
- 网络出版日期: 2023-03-24

Research on the icing position of inlet of marine gas turbine

College of Power and Energy Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China

摘要

摘要: 针对船用燃气轮机进气道结冰问题，本文采用数值模拟的方法开展了风速、进气风向角对船用燃气轮机进气道结冰的影响研究，分析了不同风速、进气风向角下进气道内流场、水撞击系数以及结冰规律。研究结果表明: 进气道内主要结冰位置为进气竖井弧形区域以及进气竖井和稳压箱连接部分的渐缩段，且随着风速的增高，结冰位置越集中；低风速工况的水收集系数以及平均结冰系数大于高风速工况，液滴在进气道内更易结冰；当进气风向角为135°时，进气道内积冰最为严重。
- 船用燃气轮机 /
- 风速 /
- 风向角 /
- 进气道 /
- 数值模拟 /
- 流场 /
- 水撞击系数 /
- 结冰
Abstract: The effects of wind speed and inlet wind directions on marine gas turbine inlet icing are studied by numerical simulation. The flow field, water impact coefficient, and icing law in the inlet under different wind speeds and inlet wind directions are also analyzed. The results showed that the main icing positions include the arc area of the inlet shaft and the shrinking part of the connection between the inlet shaft and the pressure-stabilizing box. The droplet collection efficiency and average icing coefficient under low wind speed conditions are higher than those under high wind speed conditions so that droplets easily freeze in the air inlet. When the wind direction is 135°, the mass of the ice deposition is the largest in the air inlet.
- marine gas turbine /
- wind speed /
- wind direction /
- inlet /
- numerical simulation /
- flow field /
- droplet collection efficiency /
- icing

HTML全文

船用燃气轮机流量大，流速快，当燃气轮机工作在湿度较大、气温较低的环境中时，由于进气系统结构的变化导致气流速度发生突变，会使气流中的水蒸气、过冷水滴、冰颗粒等在进气系统壁面上凝结成冰，冰形增长会增加进气不均匀度，降低机组效率；当积冰脱落时，可能会被发动机吸入，造成异物损伤，影响运行安全^[1]。

Bourgault等^[2]提出了一种欧拉模型，用以替代拉格朗日粒子追踪方法模拟液滴对机翼的撞击特性。Hamed等^[3]采用欧拉-拉格朗日法对航空旋转机械中流场对液滴运动轨迹的影响进行模拟。结果显示，大尺寸的液滴在叶片表面的附着概率较大，而液滴对叶片的冲击主要是由小尺寸的液滴产生的。Chaudhar等^[4]学者对过冷水滴在冷壁面上的静态冻结过程进行试验研究。对过冷液滴在冻结过程的温度曲线进行了测量，将整个液滴的冻结过程分为：液滴过冷、成核再辉、凝固冻结、冷却4个阶段。Tryggvason等^[5]根据Front Tracking Method方法对液滴冻结过程进行数值模拟工作，并对液滴冻结过程中的形态变化进行捕捉。指出了St、Bo、Pr、We等参数对液滴结冰过程的影响。Li^[6]通过数值模拟对液滴撞击干燥平面后液滴动态过程以及周围气流运动过程进行研究，研究表明气体与液体的压力差会改变像界面拓扑结构，同时也是形成气膜的主要原因。Okawa^[7]研究了单液滴撞击静止液体膜时产生的早期飞溅液滴的基本特征。研究表明，主液滴与液膜接触的时间是决定二次液滴尺寸、喷射速度和喷射角的关键参数。Subramani^[8]对不同速度的单液滴撞击平面进行了数值模拟研究，研究结果表明，液滴在水平表面的最大扩散量随着喷嘴喷射速度的增加而增大。飞溅不仅取决于速度，还取决于由于重力而下降的液体的表面张力。粘度较低的液滴会产生较小的飞溅和扩散速率。Norde等^[9]通过数值模拟研究了冰晶在叶栅中的运动轨迹，研究表明冰晶在运动过程中会发生蒸发、升华、融化，最后会黏附在叶珊表面。Ozgen^[10]等分别对NACA0012翼型和Twin Otter翼型的二维模型的积冰形状与水收集系数进行预测，其研究过程表明，增加计算层数可以提高冰形的预测精度，同时，增大液滴直径会使水收集系数和撞击区域面积逐渐增大。Luttrell等^[11]对结冰条件下F-22战斗机的进气道冰粒撞击开展实验研究，结果表明，对于F-22的S形进气道，冰粒大多都会沿着机身内侧的进气道进入发动机，并随着冰粒直径的减小而逐渐分离。Sammak^[12]对燃气轮机的结冰机理、积冰形状等进行了全面的描述。张大林^[13]提出了一种处理结冰后结冰表面固壁区域移动的移动边界技术，对霜状冰的结冰过程进行了数值模拟，得到了NACA0012机翼在0°和4°攻角下机翼表面结冰后形成的冰形，并用实验验证了该方法的可行性。吕亚国等^[14]基于模块化思想，在FLUENT软件基础上开发了发动机进口支板的结冰计算程序，分析了艉部可调支板的结冰特性。袁长龙^[15]研究了风速和风向角对气垫船的进气系统的进气流量、总压损失以及进口不均匀度等的影响。结果表明，风速和风向角对于流量和总压损失影响较大，而进口不均匀度对于风速和风向角的变化不敏感。申晓斌^[16]等利用Messinger结冰热力学模型，建立了一个三维表面溢流水流动结冰模型，以此模型为基础，对某发动机进气道进行结冰计算，并将计算结果与模拟结果做对比，结果显示2种方案计算出的冰形基本一致且精度满足计算要求。屈靖国^[17]以亚声速蛇形进气道为研究对象，计算了空气-过冷水滴两相流场，获得进气道出口的流场分布特征。李冬^[18]模拟了结冰后带舵面翼型的流场变化特征，分析了不同攻角条件下升力系数与舵面偏转角的量化关系，并对比了角状冰和脊状冰条件下气动导数的差异。李静^[19]利用欧拉-拉格朗日法获得了进气道内表面的水滴收集特性，捕捉了水滴在进气道内部的运动轨迹。林森什等^[20]对直升机发动机进气系统的结冰影响开展了试验研究，结果表明，进气系统结冰会带来严重的总压损失，同时也会使发动机性能衰减更严重。郭琦等^[21]利用Shallow-Water结冰热力学模型搭建了一套非稳态结冰模型，对三维旋转桨叶模型进行迭代计算，结果表明，桨叶的积冰范围会随着转速和液滴直径的增加而增加，水膜厚度会随水滴直径和液态水含量的增加而增加，积冰厚度也会随液态水含量的增加而增加。目前有关结冰的研究集中在结冰机理与翼形、导流罩结冰的冰形预测及试验上，有关燃气轮机进气道的研究主要集中在流场与进气道结构的研究上，而对于船用燃气轮机进气道结冰的相关研究开展较少。

本文利用FENSAP-ICE中的DROP3D模块，采用欧拉法对液滴撞击特性进行计算；利用ICE3D模块，采用Shallow-Water结冰模型，对进气道内结冰情况进行计算。进而得出不同风速、风向角下进气道结冰位置的变化规律，可以为船舶燃气轮机的安全运行以及进气道防冰装置的设计与优化提供参考。

1. 液滴撞击模型及结冰模型

对部件结冰过程的数值模拟分为3步，首先求解结冰部件周围空气流场；其次，根据流场数据进行液滴撞击特性计算；最后，根据水收集系数数据以及结冰计算模型获得结冰情况。

1.1 欧拉法求解液滴撞击特性

欧拉法求解过程将液滴视为连续相并引入液滴容积分数，通过计算液滴的连续方程和动量方程，得到空间网格节点的液滴容积分数和速度分布，进而得到液滴撞击特性。

液滴连续性方程：

$$ \mathit{\boldsymbol{\nabla}} \cdot\left(\rho_{\mathrm{d}} \alpha \boldsymbol{u}_{\mathrm{d}}\right)=0 $$

(1)

液滴动量方程：

$$ \mathit{\boldsymbol{\nabla}} \cdot\left(\rho_{\mathrm{d}} \boldsymbol{\alpha} \boldsymbol{u}_{\mathrm{a}} \boldsymbol{u}_{\mathrm{d}}\right)=\rho_{\mathrm{d}} \boldsymbol{\alpha} K\left(\boldsymbol{u}_{\mathrm{a}}-\boldsymbol{u}_{\mathrm{d}}\right)+\rho_{\mathrm{d}} \boldsymbol{\alpha} G_{\mathrm{d}} $$

(2)

式中：α为液滴的容积分数；u_a为空气速度矢量；u_d为液滴速度矢量；G_d为液滴重力；K为空气-液滴动量交换系数。

壁面收集液滴质量：

$$ \dot{m}_{\mathrm{im}}=\rho_{\mathrm{d}} \alpha \boldsymbol{u}_{\mathrm{d}} \cdot \boldsymbol{n} $$

(3)

得到壁面收集质量后，将液滴场数据代入后续结冰模型计算结冰量以及结冰冰形。

1.2 Shallow-Water结冰模型

Shallow-Water结冰模型是利用了液滴表面控制容积的质量守恒和能量守恒原理，对液滴在结冰过程中的热力学特性描述并求解控制容积中的积冰量，能量守恒方程为：

$$ \begin{aligned} & \dot{m}_{\text {ice }} h_{\text {ice }, 2}+\dot{m}_{\mathrm{in}} h_{\mathrm{w}, 1}+\dot{m}_{\mathrm{im}} h_{\mathrm{w}, \infty}= \\ & q_{\mathrm{c}} \Delta x+\dot{m}_{\mathrm{out}} h_{\mathrm{w}, 2}+\dot{m}_{\mathrm{ev}} h_{\mathrm{ev}, 2} \end{aligned} $$

(4)

质量守恒方程为：

$$ \dot{m}_{\text {ice }}+\dot{m}_{\text {out }}-\dot{m}_{\mathrm{in}}+\dot{m}_{\mathrm{ev}}-\dot{m}_{\mathrm{im}}=0 $$

(5)

式中：$ \dot{m}_{\text {im }}$为液滴撞击到此控制容积的质量流量；$ \dot{m}_{\text {ev }}$为从控制容积蒸发或升华的质量流量；$ \dot{m}_{\text {ice }}$为冻结成冰的质量流量；$ \dot{m}_{\text {in }}$和$ \dot{m}_{\text {out }}$分别为固体表面上由于溢流而流入、流出控制容积的液体质量流量。h_{ice, 2}为控制容积中水冻结释放的焓值；h_{w, ∞}为自由来流单位质量水的焓值；h_{ev, 2}为控制容积中水蒸发带走的焓值；q_c为对流换热量；Δx为控制容积的换热面积；h_{w, 1}、h_{w, 2}为前后控制容积中水的比焓；

结冰系数的定义为冰质量与进入控制容积的水的比值，即：

$$ f=\frac{\dot{m}_{\mathrm{ice}}}{\dot{m}_{\mathrm{in}}+\dot{m}_{\mathrm{im}}} $$

(6)

求解结冰系数后与控制容积的质量守恒以及能量守恒方程封闭计算，最终获得结冰量。

2. 网格无关性验证及边界条件

2.1 燃气轮机进气道计算域

本文所使用的模型为某型船用燃气轮机进气道1∶1实船模型，其主要由进气舱室、进气竖井、稳压室和燃机进口等组成。其几何模型如图 1所示，进气竖井轴对称面的网格如图 2所示。

图 1 某型船用燃气轮机计算域及进气道结构

Fig. 1 Calculation domain and inlet structure diagram of a marine gas turbine

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图 2 进气竖井轴对称面网格

Fig. 2 The axisymmetric plane mesh of Air-intake shaft

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2.2 网格无关性验证

控制方程包括质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程、N-S方程、液滴撞击特性控制方程以及液滴结冰控制方程。假定空气工质为理想气体，忽略质量力。利用Simple算法求解N-S方程；采用欧拉法计算液滴撞击特性；利用Shallow-Water结冰模型，根据守恒定理对燃气轮机进气道的结冰量进行求解。分别进行绕流流场、液滴撞击特性、热力学结冰的计算，最终得出燃气轮机进气道结冰情况。

进气系统的作用是对气流进行梳理，保证进气均匀度，但同时会带来一定的流动损失，因此本文引用总压损失系数作为参考进行网格无关性验证。

总压损失系数的计算公式为：

$$ \omega=\frac{P_{\mathrm{t} 1}-P_{\mathrm{t} 2}}{P_{\mathrm{d} 1}} $$

(7)

式中：P_t1为进气舱室各进气口的平均总压；P_t2为进气道出口即燃机进口的总压；P_d2为进气舱室各进口的平均动压。

利用ICEM CFD对整个计算域网格进行划分，网格总数分别为774万、960万、1 071万、1 374万，在风向角为90°、风速为5 m/s的情况下，利用Fluent进行流场计算，分别计算不同网格数量下总压损失系数，得到网格数量与总压损失的关系如下图 3所示。可以看出，总压损失系数随网格数量的增大而逐渐减小并趋于稳定，兼顾计算速度与计算精度，决定选取1 071万为进行计算。

图 3 总压损失系数与网格数量的关系

Fig. 3 The relationship between mesh number and Total pressure loss coefficient

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2.3 边界条件

2.3.1 进气道流体计算边界条件

船舶在航行过程中，本身的航速相对进气舱室存在一定的风向和风速，故本文将船体看作静止物体。因此所提到的风速、风向角均是在船体相对静止时的风速和风向角。如图 4所示，以进气道几何模型的坐标系为基础，风向角α为逆时针偏离X轴正方向的角度。

图 4 风速与风向角示意

Fig. 4 Schematic diagram of wind speed and wind direction

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根据表 1，P_in为压力入口，V_in为速度入口，P_out为压力出口。其中速度分别为5、10和15 m/s。利用Fluent对进气道流场进行计算，通过SST k-ω湍流模型，Simple算法求解N-S方程，分别对5、10、15 m/s 3种风速以及45°、90°、135°、180° 4种风向角下的进气道流场进行计算。

表 1 流体计算边界条件

Table 1 Boundary conditions of fluid calculation

风向角/(°)	大空间各面
风向角/(°)	X⁺	X^-	Y⁺	Y^-	Z⁺	Z^-
45	P_out	V_in	V_in	绝热无滑移	V_in	P_out
90	V_in	V_in	V_in		V_in	P_out
135	V_in	V_in	V_in		V_in	P_out
180	V_in	P_out	V_in		V_in	V_in

2.3.2 水蒸气撞击特性计算边界条件

在FENSAP-ICE的DROP3D模块边界条件中，设定参考速度为流场计算时的风速及角度，空气静压为101 325 Pa，空气静温为263 K，液态水含量为0.5 g/m³，水的密度为1 000 kg/m³，液滴直径为20 μm，液滴分布形式为单分布。

2.3.3 结冰计算边界条件

在ICE3D模块中，设定结冰模型为Glaze-Advanced。边界条件中，空气的参考速度、静压、静温与水滴撞击模型计算中的相同，即参考速度为外界风速，静压为101 325 Pa，静温为263 K；液态水含量和液滴直径分别为0.5 g/m³和20 μm；冰的密度为常数，等于917 kg/m³。

3. 计算结果

3.1 流场计算结果

不同进气条件下总压损失系数如表 2所示，不同风速下，风向角为135°时，总压损失系数皆最大。

表 2 不同风速、风向角下总压损失系数

Table 2 Total pressure loss coefficient under different wind speed and wind direction angle

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	6.429	6.434	10.695	7.178
10	3.390	5.010	10.851	8.244
15	2.350	5.867	10.988	4.884

以风速为10 m/s，风向角为90°为例分析流场特性与燃气轮机进气道结构的关系。

根据图 5，当气流以90°风向角吹向进气舱室时，由于舱室外壁的阻挡作用，气流发生分离；气流从入口进入舱室后，由于突缩突扩结构导致气流流动混乱，在舱室的内壁远离气流出入口处出现局部低速回流区，同时伴有涡流产生。气流进入进气竖井以后，一方面因为气流流入时速度并不垂直于竖井入口面，另一方面由于进气竖井入口部分为突缩结构，导致竖井上半部分气流流动并不均匀，随着气流逐渐向稳压箱方向运动，气流逐渐均匀、稳定。气流经过弧形段时，弧形段内存在一个明显的低速区，随后气流经过一个渐缩段到达稳压箱。稳压箱内气流发生折转沿燃机进口流向燃气轮机整流罩，由于气流的折转在稳压箱底部产生了低速区和涡流。从流动过程来看，整个进气过程中的损失除了沿程损失外，主要集中在流经突扩突缩结构时的损失，此外，涡流而耗散作用也是流动损失的一个原因。

图 5 风速为10 m/s，风向角为90°时进气道Z轴中间截面速度流线图

Fig. 5 Velocity streamline diagram of Z-axis middle section of inlet at wind speed of 10 m/s and wind direction of 90°

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3.2 水撞击特性计算结果

在FENSAP的坐标系中，进气竖井、稳压箱、燃机进口(统称为进气管道)在Z轴中间截面的坐标如图 6所示。结合图 1所示几何模型，图中壁面1为靠近燃气轮机侧的管道壁面，壁面2为远离燃气轮机方向的管道壁面。

图 6 进气竖井、稳压箱在Z轴中截面坐标示意

Fig. 6 Schematic diagram of coordinates of air inlet shaft and surge tank on the middle section of Z axis

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将流场数据导入DROP3D，代入2.3节边界条件，研究各风速、各风向角下的水滴撞击特性。

由表 3可知，当风向角不变，风速增大时，水收集系数减小；低风速下的水收集系数明显大于高风速，这是因为气流速度高，携带作用强，相对于高风速更易携带液滴发生折转；水收集系数受风向角的影响随着风速的增大而逐渐降低。在3种风速下，135°风向角的水收集系数都取得了最大值。

表 3 不同风速、风向角下进气管道总水收集系数

Table 3 Total droplet collection efficiency of inlet pipe under different wind speed and directions

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	0.322	0.290	0.409	0.369
10	0.172	0.136	0.198	0.147
15	0.089	0.108	0.149	0.124

如图 7风速为5 m/s、不同风向角下的进气道壁面水收集系数的分布所示，水收集系数较大的位置主要集中在进气道外形突变的部位，结合图 5的流场分析，在流场中的低速涡流区域附近的壁面水收集系数皆较大，气流在进气道结构外形突变时速度方向发生改变，但由于液滴惯性大，速度方向不易改变，故撞击进气道壁面被收集。

图 7 风速为5 m/s、不同风向角下的进气道壁面水收集系数示意

Fig. 7 Schematic diagram of inlet wall droplet collection efficiency under different wind directions with wind speed of 5 m/s

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图 8为在进气道Y方向上流速为5 m/s、不同风向角下，进气管道Z轴中间截面的水收集系数分布示意图。

图 8 风速为5 m/s、不同风向角下的进气道Z轴中截面水收集系数分布

Fig. 8 Distribution diagram of droplet collection efficiency of Z-axis middle section of inlet under wind speed of 5 m/s and different wind directions

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由图 8，进气管道入口，即Y=12 m处，液滴撞击系数较大，原因是气流并非垂直进入进气道，气流方向与入口处管道壁面存在一定的夹角；当气流向下运动时，出现了一个较小的峰值，此处的水收集系数较大是由于气流以一定角度进入管道后产生的回流区引起的；8 m≤Y≤9 m区域，壁面1的水收集系数出现了一个小峰值，结合图 6，壁面1在此处存在一个渐扩结构，并且在图 4中也可以看出此处存在一个低速回流区，由于进气道结构外形的改变液滴撞击壁面概率增大，导致水收集系数增大；Y=3 m附近，壁面1和壁面2的水收集系数存在较多峰值，分析结构和流场可以看出，此处位于进气竖井的弧形段，流动复杂，且弧形段内存在低速流动区，因此在此处壁面1和壁面2的水收集系数都取得了较大值，并且不同风向角以及不同；2 m≤Y≤3 m，壁面1存在渐缩渐扩结构，此处壁面1的水收集系数较大，且在渐缩结构的末端与渐扩结构的起始端由于结构的变化导致这部分的水收集系数也存在较大值。燃机出口位于1 m≤Y≤2 m，因此Y小于1 m的部分，即稳压箱下半部分对于燃气轮机进口流场的影响不大。

如图 8~10所示，对比不同风向角下水收集系数的分布，可知在不同风向角下，壁面2的水收集系数较大的部位在弧形段附近，主要集中在弧形段下端；对于壁面1，水收集系数的较大的区域分别为：弧形段起始端、弧形段内部、渐缩段末端以及燃机进口的起始端。这些区域水收集系数较大都是进气管道的结构改变引起气流速度的改变造成的。

图 9 风速为10 m/s、不同风向角下的进气道Z轴中截面的水收集系数分布

Fig. 9 Distribution diagram of droplet collection efficiency of Z-axis middle section of inlet under wind speed of 10 m/s and different wind directions

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图 10 风速为15 m/s、不同风向角下的进气道Z轴中截面水收集系数分布

Fig. 10 Distribution diagram of droplet collection efficiency of Z-axis middle section of inlet under wind speed of 5 m/s and different wind directions

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对比风速相同，风速角为135°时，水收集系数在2 m≤Y≤3 m附近比较集中，且水收集系数值较大，在Y=2.5 m附近取极大值，此部位为进气管道渐缩段的末端。对比风向角相同，风速不同时的水收集系数分布图可得，风速对于水收集系数的影响主要体现在风速增大时，水收集系数较大的部位更加集中，主要集中在进气竖井的弧形段以及与稳压箱相连的过渡渐缩段。

3.3 结冰情况计算结果

根据2.3.3节的结冰边界条件，计算不同风速，不同风向角下，进气道1 800 s后的积冰情况。

图 11为风速为5 m/s，风向角为45°的进气道水收集系数，进气道单位面积积冰量以及进气道积冰位置分布图，可看出结冰位置与水收集系数分布规律一致。

图 11 风速为5 m/s，风向角为45°进气道水收集系数，进气道单位面积积冰量以及进气道积冰位置分布

Fig. 11 Distribution diagram of droplet collection efficiency, ice growth and location of ice at inlet with wind speed of 5 m/s and wind direction angle of 45°

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图 12为风速5 m/s，风向角分别为45°、90°、135°、180°时进气管道壁面积冰覆盖位置示意图。其中，灰色区域为进气道壁面，白色区域为单位面积积冰量超过0.1 kg的部分。

图 12 风速为5 m/s、不同风向角下进气道结冰位置示意

Fig. 12 Schematic diagram of local icing at inlet under different wind directions with wind speed of 5 m/s

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由图 12及图 13，当风速为5 m/s时，结冰易发生的部位为进气竖井与稳压箱连接部分的过渡段，这部分存在弧形段与渐缩渐扩结构，这些部位易产生低速回流区，导致水滴无法及时脱离该区域，有更大概率撞击壁面上，造成结冰。对比风向角不同时的结冰量分布图，风速角为135°，壁面2的弧形段区域产生大量局部积冰，其结冰质量峰值远大于其他部位。下面给出风速为10、15 m/s，不同风向角下的结冰质量在进气管道Z轴中间截面的分布图(如图 14、15)。

图 13 风速为5 m/s、不同风向角下进气道Z轴中截面结冰质量分布

Fig. 13 Ice mass distribution of Z-axis middle section of inlet under different wind directions with wind speed of 5 m/s

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图 14 风速为10 m/s，不同风向角下进气道Z轴中截面结冰质量分布图

Fig. 14 Ice mass distribution of Z-axis middle section of inlet under different wind directions with wind speed of 10 m/s

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图 15 风速为15 m/s，不同风向角下进气道Z轴中截面结冰质量分布图

Fig. 15 Ice mass distribution of Z-axis middle section of inlet under different wind directions with wind speed of 15 m/s

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如图 15，当风速为15 m/s时，相比于较低风速时，其结冰位置集中，表现在某个区域存在大质量的结冰情况，该区域冰厚度较大，对流场的影响更严重，其位置在Y=3 m附近，该处距离燃机进口较近，严重影响燃气轮机的进气质量。另外随着积冰时间的增加，冰层变厚，发生冰块脱落的风险更大，严重时会导致整机报废，因此船舶在积冰环境条件下应尽量避免在风速过大的时候航行。

同时，对比风速为15 m/s时，不同风向角下的结冰位置可得，壁面2的弧形段都存在严重积冰；在135°风向角下，壁面1在渐缩段的末端存在严重积冰，壁面2在弧形段下端存在严重积冰，这2个部位都较靠近主流区，对于流场的影响比其他部位更加严重。风速为5 m/s，风向角为135°时，积冰仍主要集中于此部位，并且此风向角在不同风速下对应的结冰量皆较大。故船舶应尽量避免在135°风向角下航行。

表 4为不同风速、风向角下1 800 s进气管道的结冰质量。从表中可以看出，单位时间结冰量随着风速的增加大体呈现出先减小后增加的变化趋势。当风速不变时，135°风速角的在3种风速下都有较大的积冰量。

表 4 不同风速、风向角下进气道1 800 s的结冰量

Table 4 Icing amount of intake pipe in 1 800 s under different wind speeds and wind directions kg

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	1.449	1.306	1.839	1.658
10	1.329	1.149	1.699	1.279
15	1.232	1.312	1.956	1.693

由于液滴进入进气道后会发生钉粘、飞溅、逃逸、折转流出等现象，并且由于风速、风向角的不同导致1 800 s内各工况进入进气道的总液滴质量并不相同，因此定义平均冻结系数f=m_ice/m_drop(m_ice为结冰质量，m_drop为撞击壁面的液滴质量)。根据表 4、5，计算平均冻结系数，如表 6。并绘制冻结系数与风速风向角的关系图，如图 16所示。

表 5 不同风速、风向角下1 800 s内撞击进气道壁面的总液滴质量

Table 5 Total mass of droplets impacting the inlet wall within 1 800 s of different wind speeds and wind directions kg

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	1.451	1.308	1.840	1.660
10	1.367	1.228	1.781	1.322
15	1.260	1.497	2.033	1.713

表 6 不同风速、风向角下液滴冻结系数

Table 6 Droplet freezing fraction under different wind speed and wind direction

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	0.998	0.998	0.999	0.998
10	0.972	0.936	0.954	0.967
15	0.978	0.876	0.962	0.988

图 16 平均冻结系数与风速、风向角的关系

Fig. 16 The relationship between average freezing fraction and wind speed and wind direction

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由图 16，风速为5 m/s，风向角为135°的平均冻结系数最大，且最大值为0.999；15 m/s风速，进气角90°附近平均冻结系数最小值，且最小值为0.876。平均冻结系数的最大值为最小值的1.14倍。当风速较低时，在不同风向角下，进气道内的液滴撞击进气道壁面后几乎全部结冰，这是因为液滴速度较低，液滴韦伯数较低，碰撞壁面后并不易破碎回弹，易发生钉粘。

4. 结论

1) 燃气轮机进气道总水收集系数随风速的增大而减小，其分布随风速的增加主要集中在进气竖井弧形过渡段、渐缩段末端以及进气喇叭口的起始端等进气道结构改变而引起流动分离的部位。

2) 风向角为135°时，水收集系数在不同的风速下均取得最大值，且风速越低水收集系数越大。风速为5 m/s，风向角为135°水收集系数最大即0.409；风速为15 m/s，风向角为45°水收集系数最小即0.089，水收集系数减小了78%。

3) 风速15 m/s，风向角90°平均冻结系数最小即0.876；风速为5 m/s，风向角为135°平均冻结系数最大即0.999，平均冻结系数增大了14%。风速较越低，平均冻结系数越大，液滴越易结冰。

4) 结冰位置分布与水收集系数分布有很强的关联性。当风速增大时，结冰量更集中在燃机进口附近，随着船舶航行时间的增加，积冰愈加严重，冰脱落的风险也随之增大，严重影响安全性以及燃气轮机进气质量。

后续研究将以现有的成果为基础，搭建船用燃气轮机进气道缩比试验台, 从而获得进气道较为准确的结冰参数，用于验证相关工作并进一步深入研究船用燃气轮机进气道的结冰特性。

图 1 某型船用燃气轮机计算域及进气道结构

Fig. 1 Calculation domain and inlet structure diagram of a marine gas turbine

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图 2 进气竖井轴对称面网格

Fig. 2 The axisymmetric plane mesh of Air-intake shaft

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图 3 总压损失系数与网格数量的关系

Fig. 3 The relationship between mesh number and Total pressure loss coefficient

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图 4 风速与风向角示意

Fig. 4 Schematic diagram of wind speed and wind direction

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图 5 风速为10 m/s，风向角为90°时进气道Z轴中间截面速度流线图

Fig. 5 Velocity streamline diagram of Z-axis middle section of inlet at wind speed of 10 m/s and wind direction of 90°

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图 6 进气竖井、稳压箱在Z轴中截面坐标示意

Fig. 6 Schematic diagram of coordinates of air inlet shaft and surge tank on the middle section of Z axis

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图 7 风速为5 m/s、不同风向角下的进气道壁面水收集系数示意

Fig. 7 Schematic diagram of inlet wall droplet collection efficiency under different wind directions with wind speed of 5 m/s

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图 8 风速为5 m/s、不同风向角下的进气道Z轴中截面水收集系数分布

Fig. 8 Distribution diagram of droplet collection efficiency of Z-axis middle section of inlet under wind speed of 5 m/s and different wind directions

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图 9 风速为10 m/s、不同风向角下的进气道Z轴中截面的水收集系数分布

Fig. 9 Distribution diagram of droplet collection efficiency of Z-axis middle section of inlet under wind speed of 10 m/s and different wind directions

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图 10 风速为15 m/s、不同风向角下的进气道Z轴中截面水收集系数分布

Fig. 10 Distribution diagram of droplet collection efficiency of Z-axis middle section of inlet under wind speed of 5 m/s and different wind directions

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图 11 风速为5 m/s，风向角为45°进气道水收集系数，进气道单位面积积冰量以及进气道积冰位置分布

Fig. 11 Distribution diagram of droplet collection efficiency, ice growth and location of ice at inlet with wind speed of 5 m/s and wind direction angle of 45°

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图 12 风速为5 m/s、不同风向角下进气道结冰位置示意

Fig. 12 Schematic diagram of local icing at inlet under different wind directions with wind speed of 5 m/s

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图 13 风速为5 m/s、不同风向角下进气道Z轴中截面结冰质量分布

Fig. 13 Ice mass distribution of Z-axis middle section of inlet under different wind directions with wind speed of 5 m/s

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图 14 风速为10 m/s，不同风向角下进气道Z轴中截面结冰质量分布图

Fig. 14 Ice mass distribution of Z-axis middle section of inlet under different wind directions with wind speed of 10 m/s

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图 15 风速为15 m/s，不同风向角下进气道Z轴中截面结冰质量分布图

Fig. 15 Ice mass distribution of Z-axis middle section of inlet under different wind directions with wind speed of 15 m/s

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图 16 平均冻结系数与风速、风向角的关系

Fig. 16 The relationship between average freezing fraction and wind speed and wind direction

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表 1 流体计算边界条件

Table 1 Boundary conditions of fluid calculation

风向角/(°)	大空间各面
风向角/(°)	X⁺	X^-	Y⁺	Y^-	Z⁺	Z^-
45	P_out	V_in	V_in	绝热无滑移	V_in	P_out
90	V_in	V_in	V_in		V_in	P_out
135	V_in	V_in	V_in		V_in	P_out
180	V_in	P_out	V_in		V_in	V_in

表 2 不同风速、风向角下总压损失系数

Table 2 Total pressure loss coefficient under different wind speed and wind direction angle

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	6.429	6.434	10.695	7.178
10	3.390	5.010	10.851	8.244
15	2.350	5.867	10.988	4.884

表 3 不同风速、风向角下进气管道总水收集系数

Table 3 Total droplet collection efficiency of inlet pipe under different wind speed and directions

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	0.322	0.290	0.409	0.369
10	0.172	0.136	0.198	0.147
15	0.089	0.108	0.149	0.124

表 4 不同风速、风向角下进气道1 800 s的结冰量

Table 4 Icing amount of intake pipe in 1 800 s under different wind speeds and wind directions kg

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	1.449	1.306	1.839	1.658
10	1.329	1.149	1.699	1.279
15	1.232	1.312	1.956	1.693

表 5 不同风速、风向角下1 800 s内撞击进气道壁面的总液滴质量

Table 5 Total mass of droplets impacting the inlet wall within 1 800 s of different wind speeds and wind directions kg

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	1.451	1.308	1.840	1.660
10	1.367	1.228	1.781	1.322
15	1.260	1.497	2.033	1.713

表 6 不同风速、风向角下液滴冻结系数

Table 6 Droplet freezing fraction under different wind speed and wind direction

风速/(m·s^-1)	风向角/(°)
风速/(m·s^-1)	45	90	135	180
5	0.998	0.998	0.999	0.998
10	0.972	0.936	0.954	0.967
15	0.978	0.876	0.962	0.988

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图(16) / 表(6)

摘要

船用燃气轮机进气道结冰位置研究

doi: 10.11990/jheu.202201016

作者简介: 王艳华, 男, 副教授, 硕士生导师; 王萌, 男, 讲师, 硕士生导师.

通讯作者: 王萌, E-mail: wangmeng_a@hrbeu.edu.cn.

出版历程

Research on the icing position of inlet of marine gas turbine

1. 液滴撞击模型及结冰模型

1.1 欧拉法求解液滴撞击特性

1.2 Shallow-Water结冰模型

2. 网格无关性验证及边界条件

2.1 燃气轮机进气道计算域

2.2 网格无关性验证

2.3 边界条件

2.3.1 进气道流体计算边界条件

2.3.2 水蒸气撞击特性计算边界条件

2.3.3 结冰计算边界条件

3. 计算结果

3.1 流场计算结果

3.2 水撞击特性计算结果

3.3 结冰情况计算结果

4. 结论

出版历程

目录

作者简介:
王艳华, 男, 副教授, 硕士生导师;

王萌, 男, 讲师, 硕士生导师.

通讯作者:
王萌, E-mail: wangmeng_a@hrbeu.edu.cn.