防冰系统喷嘴结构对冷热空气掺混性能的影响

刘海旭，张春梅，王 辉，姜 斌，王 鑫

(1.哈电发电设备国家工程研究中心，哈尔滨 150001；2.哈尔滨工程大学动力与能源工程学院，哈尔滨 150001)

在温度较低的区域，相对湿度较大，燃气轮机运行时进气系统中来流冷空气通过收缩流道时流速急剧增加，部分热能转化为动能，进而导致静温下降。当温度降至0 ℃以下且低于水蒸气露点温度时，湿空气中的水蒸气就会产生结霜结冰现象，迅速堵塞进气流道、过滤器滤芯等结构，甚至压气机进口导流叶片也会结冰，严重影响燃气轮机的安全稳定运行[1]。防止燃气轮机进气系统结冰的方法就是在适当的位置设置防冰系统，即进气加热系统，其热源一般为压气机级间抽气、压气机排气或燃气轮机排气，或用换热器作为热源对来流冷空气进行加热，提高进气温度[2]。

费城海军学院对气垫登陆艇(landing craft air cushion,LCAC)燃气轮机TF40Bs的抽气防冰系统(bleed air anti-ice system，BAAS)作了大量的研究[3-4]。Michael等[2]分析了TF40Bs的BAAS发展和演变过程，研究表明压气机抽气防冰会带来约 1:3的功率损失，即从压气机抽出1%气体导致燃气轮机功率降低3%。Harris等[4]对ETF40B燃机防冰系统研究表明防冰抽气流量最大不能超过燃机进气流量的12%，否则会导致机组的输出功率大幅下降。

工业燃气轮机进气防冰系统的公开资料较少。陈仁贵等[5]分析了中外燃气轮机进气防冰技术上的重大差别和某些机组常常发生防冰系统保护性停机的原因，并采用中国研制的防冰技术对防冰系统进行了改造。Samuel等[6]分析了GT13E2-2012和LM2500+两个工业燃气轮机的防冰装置对机组功率和效率的影响。

为了满足机组防霜防冰效果，将适量高温气体喷射混合至空气过滤器滤芯周围，同时不能因为冷热空气掺混不均匀出现局部热斑导致过滤器烧伤，应对喷嘴结构进行合理布置。以某型燃气轮机防冰系统为背景，研究不同的防冰喷嘴结构以及引气流量对冷热空气掺混性能的影响。

1 计算模型

防冰喷嘴计算模型如图1所示，主流冷空气从防雨棚进入，防冰抽气经导流管进入喷嘴，通过喷嘴射流孔喷射与主流冷空气掺混。原型防冰系统共有154个喷嘴，现取一个喷嘴结构及其相应的主流区域进行研究。热气从加热空气弯管引入，沿喷嘴射流孔的中心线方向喷入主流，所有喷嘴射流孔皆采用圆形孔。下游距离喷嘴第一排射流孔中心L(860 mm)处布置了凝水集过滤器。

共计算了4种喷嘴结构，具体参数如表1所示，共有5排喷嘴射流孔，各排孔交错排列，模型1射流孔直径D1=14 mm,模型2～模型4仅在喷嘴射流孔直径与数目上与模型1不同，其他都相同。

图1 计算模型Fig.1 Computation model

表1 各计算模型的射流孔参数Table 1 Comparison of jet hole parameters

计算环境相对湿度均为100%，燃机主流进气温度为-20 ℃，冷空气流量为3.6 kg/s，引气温度为370 ℃，流量为0.05 kg/s。

2 数值方法

2.1 控制方程与边界条件

在横向流动与射流的数值模拟方面，大多采用重整化群(renormalization group, RNG)k-ε模型[7-8]，皆取得了较好的成果。采用商业软件Fluent对喷嘴射流掺混模型进行数值模拟，湍流模型选用RNGk-ε模型，可有效模拟低雷诺数流动现象。控制方程应用有限体积法进行离散，二阶迎风格式，近壁面采用标准壁面函数。隐式求解器选用压力修正法中的SIMPLE算法，比热和黏性随温度变化。

主流入口为压力入口条件，对含有水蒸气的湿空气应用组分输运模型；出口为流量出口条件；热气入口为流量入口条件，导流管壁面采用绝热无滑移边界条件，冷热流体接触的壁面设为耦合壁面；其余面采用对称边界条件。组分输运模型中水蒸气质量分数计算公式[9]为

(1)

式(1)中：β为水蒸气质量分数；ma为干空气质量；mv为水蒸气质量；α为含湿量，d=0.622pv/(p-pv)，其中p为环境压力,pv为水蒸气分压力，pv=φps(φ为相对湿度，ps为水蒸气分压力)。

2.2 温度均方差

燃气轮机进气系统结构中，往往在防冰系统后布置过滤系统，清除潜在的污染物以确保进气空气品质。首个过滤装置为凝水集过滤器(凝聚集)，其材质对温度有一定的要求，一般不超过70 ℃。选用温度均方差σ来评价过滤器截面的温度掺混均匀性[10]，值越小表示掺混均匀性越好。σ的计算式为

(2)

2.3 网格无关性验证

由于模型结构复杂，将模型划分为多个区域以采用结构化网格降低网格量，其中喷嘴射流孔采用结构化网格，并进行局部网格加密处理，其他计算域采用非结构化网格，图2为喷嘴网格细节，近壁面第一层网格y+=20～80，满足湍流模型计算要求，计算域总网格量为160万。共建立了五套网格进行网格无关性验证，网格量依次为51万、85万、160万、223万、302万，选取过滤器截面平均温度和温度均方差值进行分析，结果如图3所示。可以看出，160万的网格可以达到网格无关性的要求。

图2 喷嘴计算网格Fig.2 Grid for nozzle jet hole

图3 网格无关性验证Fig.3 Grid independence verification

3 数值模拟与结果分析

3.1 射流孔径对掺混效果的影响

为了对比不同孔径条件下热气对主流的穿透程度大小，引入了吹风比(RB)参数，其定义式[11]为已给出：

RB=(ρjetUjet)/(ρmainUmain)

(3)

式(3)中：ρjet、Ujet为射流孔出口密度、速度；ρmain、Umain为主流区密度、速度。

从式(3)中可以看到，射流参数越大RB越大，表明射流穿透主流的能力越强，表2所示为3个模型中各排射流孔的RB。可以看到，随着半径的逐渐减小各排射流孔的RB是不断增大的。不难理解，主流参数几乎不变，而孔径减小会使射流速度急剧增大，进而使RB增大。对比模型1与2，当孔径从D1减小到D2时，RB会有一定程度的增加，当直径继续减小至D3时，RB提升了近1倍，尤其是第4、5排射流孔，相较于前3排，RB不但没有降低，还略有增加，说明第4、5排射流孔仍然有较高的射流速度。表3为各算例在过滤器截面温度统计。可以看出，三种模型的平均温度基本相等，当射流孔径从D1变化到D3时，温度均方差也降至5.4，说明孔径减小对过滤器截面温度分布均匀性是有促进作用的。图4为过滤器截面的温度分布，模型3温度呈辐射状从中心到四周逐渐减小，大部分冷气的温度都获得了显著的提高，且局部最高温度为276 K，低于模型1的282 K。由此可见，模型1、模型3均未出现局部热斑现象，远远低于过滤器对温度的限制极限值，都满足设计要求，但模型3的掺混效果要优于模型1。

表2 模型1、模型2、模型3的吹风比统计Table 2 Comparison of blowing ratio among model 1, model 2 and model 3

表3 模型1、模型2、模型3过滤器截面温度统计Table 3 Filter section temperature statistics of model 1, model 2 and model 3

图4 过滤器截面温度分布Fig.4 Temperature distribution of filter section

图5为模型1与模型3第一排射流孔轴线法向速度分布。法向速度是沿z方向，即射流孔轴线方向的值[12]。法向速度准确地反映了射流与主流掺混过程中射流的垂直穿透现象，模型3射流孔出口的法向速度几乎是模型1的2倍，但由于流量较小辐射范围有限，在远离射流孔处其法向速度比模型1略小。在向下游输运过程中法向速度分量逐渐被主流淹没，过滤器位置的法向速度已经趋于0。

图5 第一排射流孔法向速度分布Fig.5 Normal velocity distribution of jet holes in the first row

图6 第一排射流孔截面马赫数云图Fig.6 Mach number of the first row of jet holes

在防冰系统设计中，为了防止射流速度过大产生气动噪声，一般要求喷嘴出口最大马赫数不超过1。图6所示为模型1、模型3射流孔轴线所在截面马赫数(Ma)分布局部放大图，取距离导热管轴线23D1矩形范围进行观察。模型3各排射流孔出口最大马赫数为0.13，较模型1增大了很多，但二者均未超过1，因此不会产生较大的气动噪声。从射流流场来看，模型3射流速度更大，穿透主流的距离更远，掺混效果更好。

图7所示为第一排、第五排射流孔截面周围温度分布，取距离导热管轴线42D1矩形范围进行观察。从第一排射流孔温度分布可以看出，模型1中虽然射流速度较小，但对主流影响覆盖范围显然更大。这是因为模型1射流孔出口面积更大，在第一排射流孔喷出的热气流量更多，而总的热气流量是一样的，必然导致后排射流孔喷出的热气少，如图7(c)所示，射流现象并不明显，RB降低也说明了这一点。模型3第一排射流孔仅在射流轨迹附近存在高温区域，随着下游各排热气不断喷出，高温覆盖范围也逐渐增大，与模型1的差距逐渐缩小，到第五排射流孔时，仍然存在较明显的射流现象。从表2中各排射流孔RB几乎不变可知，每个射流孔的热气流量非常接近，恰好说明了模型3掺混效果更好，在向下游输运的过程中温度分布的均匀性也更好。

3.2 喷嘴射流孔数对掺混效果影响

如前文所述，减小射流孔孔径对射流掺混是有促进作用的，因此在模型3的基础上，将各排射流孔数由8个增加至10个，开展射流孔数目变化对掺混均匀性的影响研究。表4为各排射流孔吹风比，同模型3一样，各排射流孔RB相差较小，流量分配较均匀，但较模型3都略有减小。其过滤器截面的平均温度为257.17 K，变化很小，均方差为5.88 K处于模型1与模型3之间。由此可见，在总引气流量一定的情况下，增加射流孔出口面积并不会使掺混效果更好。

表4 模型3各射流孔吹风比Table 4 Model 3 blowing ratio of each jet hole

3.3 引气流量对掺混效果影响

防冰系统管路中有多个加热空气弯管，流入各个弯管的热气量是不均匀的，有的弯管热气会小于需求值，也有弯管热气量较大，约为设计值的4倍，设计人员必须确保机组在实际运行中不能由于某个喷嘴引气流量的增加使过滤器位置产生局部热斑。因此，将模型1和模型3热气流量增加至 0.2 kg/s，研究引气流量对流场掺混效果的影响。表5为模型1与模型3引气流量增加后RB，增加引气流量主要是提高了射流孔出口的速度，使RB都明显增大，而RB是影响热气与主流掺混的关键性因素，其值越大过滤器截面温度均方差越小，热气与主流的掺混均匀性越好。

图8所示为模型3流量增大后第一排射流孔截面马赫数分布，射流孔出口最大马赫数为0.5，比热气流量为0.05 kg/s时增大很多，但仍小于1，不会产生较大气动噪声。在喷嘴结构设计中，提升射流孔RB有助于流场均匀掺混，但射流孔出口马赫数不能大于1，否则应加装消声装置。

表5 模型1和模型3各射流孔吹风比值(流量增大)Table 5 Blowing ratio of each jet hole in model1 and model3 (flow rate increases)

图8 模型3第一排射流孔截面马赫数分布Fig.8 Model 3 mach number of the first row of jet holes

表6所示为过滤器截面温度统计，由于热气流量增加过滤器截面的温度也提升了许多，同时RB值大幅度提高说明热气流量增加后射流深度更远，温度分布得更加均匀，进而过滤器截面温度均方差都有明显的降低。因此，提高引气流量有助于热气与主流的掺混，且不会产生局部热斑而使过滤器受到损伤。

表6 模型1和模型3过滤器截面温度统计(流量增大)Table 6 Filter section temperature statistics in model1 and model3 (flow rate increases)

4 结论

针对某燃气轮机防冰系统几种喷嘴模型进行数值分析，研究了喷嘴射流孔孔径、孔数以及引气流量的变化对热气与主流掺混均匀性的影响，获得如下结论。

(1)吹风比是影响热气与主流掺混的关键参数，RB越大，射流孔射流深度越长，热气与主流掺混得越均匀。

(2)本喷嘴结构几种模型都满足设计要求，不会产生局部热斑对过滤器造成损伤，但模型3过滤器截面温度掺混均匀性要优于其他几种喷嘴模型。

(3)减小射流孔孔径可提高RB，同时各射流孔流量更加均衡，掺混效果更好，过滤器截面温度均方差更小，温度分布更加均匀。

(4)在总引气流量和射流孔直径不变的前提下，增加射流孔孔数不会对射流流场的掺混起到积极作用。

(5)增加引气流量会使RB提高，对流场掺混均匀性是有益处的，但也会增大射流孔出口马赫数，应注意马赫数不能大于1，否则会产生较大的气动噪声。