翅片式彎頭流動調整器的整流特性

鄧清華,何偉,張亮,彭傲然,趙卓斌,豐鎮(zhèn)平

(1.西安交通大學葉輪機械研究所,710049,西安;2.西安交通大學陜西省葉輪機械及動力裝備工程實驗室,710049,西安;3.上海核工程研究設計院有限公司,200233,上海)

均勻穩(wěn)定以及不存在明顯的流態(tài)畸變是能源、化工等工藝流程中旋轉機械、流量測量裝置對來流狀態(tài)的基本要求。非均勻的來流會導致泵產生振動、氣蝕、揚程降低等問題。當流量計上游流動速度剖面不對稱時,至少要布置50倍管徑距離的直管段來削弱流態(tài)畸變的影響[1]。然而在實際管路布置條件下,彎管、三通、孔板、擴張管等結構是非常常見的,流體流過這些結構則必然出現不對稱速度分布和復雜二次流[2-3]。為了將上述流態(tài)畸變削弱到滿足泵或流量計要求的范圍,同時避免占用大量物理空間和增加系統成本,一般采用流動調整器裝置而不是鋪設幾十倍乃至上百倍管徑長的直管段。按照結構的不同,流動調整器分為葉片式、管束式、格柵式、孔板式、翅片式等[4-6]。

葉片式流動調整器的典型代表是Etoile式流動調整器[6],其采用八個周向分布的葉片將流動空間分為均勻的扇形部分[7],優(yōu)點是易加工、結構簡單、壓力損失低,但整流效果一般。Laws等研究發(fā)現,較短的長度和空心設計能夠進一步提高葉片式流動調整器的整流性能[8]。管束式流動調整器由布置在主管道內的19根以上的軸向平行管束構成[9],加工工藝簡單,但流動阻力較大。格柵式流動調整器的典型代表是AMCA流動調整器[10],其原理與管束式流動調整器類似,但其分割密度大于管束式流動調整器,整流性能更佳,缺點是其流動損失也更大,而且裝卸、檢修較為煩瑣[10]?？装迨搅鲃诱{整器是在垂直于管道的板件上布置對稱的多組不同開孔直徑的整流裝置[11],典型的有Laws調整器[12]、NEL調整器[13]、Zanker流動調整器[14]等?？装迨搅鲃诱{整器具有加工工藝簡單、整流性能強、壓力損失大的特點。

翅片式流動調整器是1991年由美國Vortab公司的Smith等提出的一種內置翅片產生旋渦擾亂原始速度分布并利用二次流摻混形成均勻流場的整流裝置[15-16]。根據其專利介紹,該結構能有效應用于氣體、液體的整流中,可以以極低的壓力損失為代價在較短的距離內實現均勻、無旋渦的速度分布[15]。目前,翅片式流動調整器按照結構主要分為直管式和彎管式兩種,直管式調整器的翅片沿周向均勻布置,而彎管式則僅在彎管外側沿流向布置,其基本原理和結構如圖1所示。由圖1可見,當流體流經管內翅片時,在翅片迎風面與背風面的壓差作用下會產生強烈的剪切力[17],與航空領域的翼尖渦類似,這種剪切力會形成發(fā)夾渦并進一步演變?yōu)閷D渦,大大促進邊界層內外的質量與能量交換[18]。發(fā)卡渦結構是湍流邊界層中的基礎結構,由Theodorsen于1952年首次發(fā)現[19]。Gretta等則率先利用該原理將翅片作為渦生成器增強流體的摻混[20]。Elavarasan等利用平面激光誘導熒光(PLIF)技術觀測了平板梯形翅片產生的發(fā)卡渦及其破裂后的對轉渦結構[21]。Yang等采用粒子成像測速(PIV)技術進行了類似的研究,同樣觀測到了反向渦對[19]。Lin研究了翅片式渦生成器的高度、傾斜角等幾何參數對其邊界層分離控制的影響[22]。盡管關于翅片式渦生成器的研究比較廣泛,但大多集中在高效換熱領域[17],而且多與平板結構搭配,其應用于彎頭內作為整流裝置的相關研究鮮見公開報道。在核電站、艦船等場景內,水路管網十分復雜,泵或流量計上游短距離內極有可能布置有彎頭結構,往往需要在彎頭內進行整流工作。因此,研究翅片式彎管流動調整器具有十分重要的理論研究意義和工程應用價值。

圖1 翅片式流動調整器整流原理示意圖[15]Fig.1 Rectification mechanism of tab-type flow conditioner[15]

本文以翅片式彎頭流動調整器為研究對象,采用3種梯度方向的速度分布作為進口邊界條件,系統研究了該結構相對光滑彎管在不同雷諾數下的整流能力,包括壓力均勻度、速度均勻度和流向角均勻度等,深入分析了其流場分布特征,揭示了其整流機理,總結了其壓力損失特性。希望通過本文研究揭示翅片在彎管內的整流特性,為研制高效的彎管流動調整器提供參考。

1 數值方法

1.1 計算域設置

采用商用軟件ANSYS CFX進行定常數值模擬,帶翅片計算域布置參照文獻[15],主要結構包括抗渦肋、二次抗渦肋、上游翅片、下游翅片等,如圖2所示。其中上游翅片與抗渦肋為一體式結構,下游翅片則為離散的翅片組。計算域主要尺寸見表1,圓管內徑D為154.08 mm,上游進口段長度Lu=1D,下游發(fā)展段長度Ld=10D。對照計算域為相同尺寸的光滑管。上下游翅片長度L均為0.5D,寬度W均為0.4D,收縮角α均為15°,抬升角β分別為50°、40°,其他幾何參數詳見文獻[15]。

(a)三維圖

表1 計算域主要幾何參數

1.2 邊界條件

基于CAP1400核電機組的管路流動參數,表2列出了本文研究的邊界條件。模擬工質為25 ℃水,進口速度與6×105～1.2×106的雷諾數相匹配,出口壓力為0.18 MPa。進口設置了3種均勻線性速度梯度,用于模擬最惡劣的彎管進口不均勻速度分布,如圖3所示。圖中,變量VR是無量綱速度,定義為當地速度與進口平均速度之比。相關算例按照梯度方向簡寫為PY、PZ、NZ,同時,光滑管結構和流動調整器結構分別簡寫為SP和FC,如SP-PY代表進口為+Y方向速度梯度的光滑管算例,而FC-NZ代表進口為-Z方向速度梯度的流動調整器算例。值得說明的是,由于+Y與-Y方向的進口線性速度分布在下游造成的流動狀態(tài)是沿XZ平面對稱的,為了避免冗余,本文沒有開展-Y方向速度梯度的相關研究。

表2 邊界條件參數Table 2 Parameters of boundary conditions

(a)SP-PY

1.3 湍流模型驗證

現有文獻中關于翅片式流動調整器的實驗研究數據較少,本文以水為工質,對雙扭管(兩個連續(xù)彎管)下游布置Zanker式流動調整器的實驗[23]進行湍流模型驗證,其流體域如圖4所示。采用定常數值模擬常用的k-ε、RNGk-ε、k-ω和SSTk-ω模型進行湍流模型驗證,驗證結果如圖5a所示。對比工況的雷諾數為6.0×105,對比數據為無量綱軸向速度,其中Vb為充分發(fā)展段的流動速度,r為流動調整器下游3D截面處相對管道軸心的高度,以管道軸心為界,下側為負,上側為正?？梢钥闯?相對于實驗結果,數值模擬得到的速度分布曲線要更平滑一些;4種湍流模型的計算結果中,SSTk-ω模型的結果與實驗結果最接近,最大偏差為13.27%,平均偏差2.71%。由于壁面附近速度梯度較高,呈現較強的各項異性特征,因此采用各向同性渦黏性假設的雷諾時均方法求解邊界層時會存在一定的誤差。SSTk-ω湍流模型得到的誤差在可以接受的范圍內,因此,本文采用SSTk-ω模型進行數值仿真研究。

圖4 湍流模型驗證計算域Fig.4 Computational domain for turbulence model validation

(a)速度分布預測結果與實驗數據對比(Re=6.0×105)

為了檢驗所選湍流模型對壓力損失的預測精度,對比了不同雷諾數下數值模擬所得壓力損失系數與實驗結果[23]的差異見圖5b。定義壓力損失系數

(1)

式中:ΔP為流動調整器前后壓力差;ρ為流體密度。由圖5b可以看出,數值模擬的壓力損失系數略高于實驗結果,最大偏差3.72%,平均偏差1.88%,相對誤差較小,說明所用數值方法可以較準確地預測流動調整器的壓力損失系數。

1.4 網格無關性驗證

由于翅片式流動調整器包含多個方向的翅片,結構較為復雜,因此對計算域采用非結構化網格剖分。近壁面第一層網格厚度0.002 mm,增長率為1.2,邊界層層數為30。經計算,壁面Y+為1.0以下,符合所采用的SST湍流模型要求。壁面網格和橫截面網格如圖6所示。本節(jié)采用5組精細度的網格進行網格無關性驗證,按照壁面和主流等比例加密的原則進行加密,網格數量分別設置為200萬、300萬、400萬、500萬、600萬。驗證結構為FC-PY,進口雷諾數為9×106,對比數據為彎管下游5個位置處的速度均勻度,驗證結果如圖7所示。

(a)壁面網格

從圖7可以看到,在網格數量超過400萬后,彎頭下游5個截面數據點的速度均勻度相對誤差很小,500萬與600萬網格所得到的預測結果的最大相對誤差為0.4%。為了平衡計算精度要求與計算資源消耗,本文所有算例均采用500萬網格對應的加密設置,即最大體網格限定10 mm,翅片表面加密至1.5 mm。

圖7 網格數量對彎管下游速度均勻度的影響Fig.7 Effect of grid number on velocity uniformity

2 流場均勻度評價方法

流場均勻度評價采用3個參數,即壓力均勻度、速度均勻度和流向角均勻度。數據采集方法為彎頭下游1D～5D以1D距離為間隔設置截面,在截面上以點陣的方式收集當地壓力、速度和流向角。數據點分布示意如圖8所示,共8條輻線,每條輻線上有10個數據點,加上原點共81個采樣點。

圖8 截面數據點分布示意圖Fig.8 Distribution of data sampling points

壓力均勻度和速度均勻度的計算公式[24]為

(2)

(3)

其中Vj為第j個采樣點的壓力或速度,n為采樣點個數。通過比較不同工況下的C值來評判截面上流場的均勻度,C值越大,流場均勻度越高。

根據GB-T 17611—1998,旋渦角θ為橫截面某給定點的局部速度與管道軸線之間的夾角?？紤]到無量綱處理要求分母不為0,定義旋渦角的余角為流向角θ,其計算方法為

(4)

式中:Vw代表給定點速度在管道軸線方向上的分量;V代表給定點的速度。

流向角均勻度的定義為

(5)

式中:θj為第j個采樣點的流向角。Cθ越大,流場均勻度越高。

3 結果與分析

本文算例共兩種幾何結構,即光滑管與翅片式彎頭流動調整器,進口速度共5種,用于匹配5種雷諾數(6×105、7.5×105、9×105、1.05×106和1.2×106),進口速度梯度方向共3種。計算結果顯示雷諾數對于兩種結構各自的流場特性、均勻度等沒有明顯影響,為避免結果繁雜,除了3.3節(jié)關于壓力損失分析外,其他部分僅展示進口雷諾數為9×105的結果。

3.1 不同進口速度分布下的整流性能對比

壓力均勻度影響管路的穩(wěn)定情況,速度均勻度體現了流體的流量分布情況,流向角均勻度體現了流體流動的旋渦尺度大小。通過這3個參數可以系統地驗證流動調整器在不同邊界條件下的整流性能及適用范圍。

圖9是流動調整器對彎頭下游壓力均勻度的影響。可以看到,光滑管彎頭下游的壓力均勻度非常高,3種進口邊界條件中,只有PY方向的速度分布產生了略低的壓力均勻度,且在5D范圍內呈現持續(xù)下降的趨勢。相比之下,增加流動調整器后,壓力均勻度均在研究范圍內呈上升趨勢,數值上與光滑管彎頭產生的壓力均勻度在同一區(qū)間,均保持在98%以上?？梢哉f,在壓力均勻度方面,增加翅片式彎頭流動調整器沒有顯著的影響,但其產生的均勻度完全符合測量要求。

圖9 流動調整器對壓力均勻度的影響(Re=9×105) Fig.9 Effect of flow conditioner on pressure uniformity(Re=9×105)

圖10是流動調整器對速度均勻度的影響。可以看到,在3種邊界條件下,流動調整器均能在彎頭下游3D范圍內將速度均勻度提升至85%以上,在5D范圍內提升至90%以上。在下游3D處,流動調整器產生的速度均勻度相對于光滑彎頭在PY、PZ、NZ條件下分別提升了31%、21%、36%。其中,PY、PZ條件下的光滑彎頭下游速度均勻度提升較快,而NZ條件下的速度均勻度始終在65%以下,這體現了彎頭整流相對于直管整流的特殊性,即進口速度梯度方向的改變會對下游流動產生很大的影響。同時,也體現了翅片式流動調整器對于彎頭進口不均勻來流的整流能力是顯著而全面的。

圖10 流動調整器對速度均勻度的影響(Re=9×105) Fig.10 Effect of flow conditioner on velocity uniformity(Re=9×105)

圖11為流動調整器對流向角均勻度的影響?？梢钥闯?在PZ和NZ條件下,光滑彎頭下游流向角均勻度全程高于90%,而同樣條件下的翅片式流動調整器反而降低了彎頭下游的均勻度。在PY條件下,兩種結構在彎頭下游產生的流向角均勻度均在80%附近,流動調整器略微提升了均勻度。這說明,在多數情況下,翅片式流動調整器對于削弱彎頭下游的旋渦強度沒有明顯的作用,若要在短距離內實現無旋渦流動則需在下游直管段搭配管束式整流器等其他裝置。

圖11 流動調整器對流向角均勻度的影響(Re=9×105)Fig.11 Effect of flow conditioner on flow angle uniformity(Re=9×105)

3.2 流場特性分析

圖12、圖13分別展示的是PZ條件下兩種彎管內Q準則等值面和下游渦量分布,其中ωz為渦量。Q是流體仿真中用于捕捉渦核位置的常用參數,其定義為

(6)

圖12 光滑彎管內的Q準則等值面和下游渦量分布(SP-PZ,Re=9×105)Fig.12 Q-criterion iso-surface and vorticity distribution in smooth pipe(SP-PZ,Re=9×105)

圖13 翅片式流動調整器內的Q準則等值面和下游渦量分布(FC-PZ,Re=9×105)Fig.13 Q-criterion iso-surface and vorticity distribution in tab-type flow conditioner(FC-PZ,Re=9×105)

在均勻來流下,彎管下游一般會出現對轉形態(tài)的“迪恩渦”。然而,在PZ條件下,彎頭內側速度高,在彎頭下游誘發(fā)了兩組流向渦對,體現了不均勻來流對流動結構的影響。增設翅片后,其上游翅片前后面間的壓力差會在翅片邊緣誘導產生指向彎頭內側的對轉渦對,在彎頭下游1D距離內與其下游翅片誘發(fā)的對轉渦對相互摻混融合,產生新的流向渦。在這一過程中,原始線性速度分布被擾亂,在彎頭下游1D后逐漸形成新的速度分布。

圖14為光滑管內3種進口條件下的流線分布。在PY條件下,高速流體和低速流體在進入彎頭后在壓力梯度的驅使下形成大尺度的流向渦,并在彎頭下游始終保持該形態(tài),可以看到,管壁邊界層的剪切和流體之間的動量交換在一定程度上削弱了這種速度差,但仍然需要較長的直管段才能完全消除。在PZ條件下,彎頭內側的高速流體和彎頭外側的低速流體同樣會在壓力梯度的作用下產生動量交換,并由此形成復雜的小尺度流向渦,其速度不均勻程度在這一過程中得到削弱。在NZ條件下,原始速度差產生的壓力梯度可以在一定程度上抵消流經彎頭時產生的徑向壓力梯度,因此在經過彎頭后,原始速度分布得以保留,沒有產生宏觀尺度的流向渦。

(a)SP-PY

圖15是不同進口條件下翅片式流動調整器內的流線分布(Re=9×105)。在PY條件下,彎頭內的單螺旋流向渦被翅片誘導渦攪拌干擾,在彎頭下游1D位置前充分摻混,有效降低了速度差,但其“以渦擾渦”的原理使其無法削弱流向渦的強度。在PZ條件下,彎頭外側的低速流體在流經上游翅片時產生了指向彎頭內側的誘導渦對,但由于其動量和強度較低,無法進行高低速流體間的充分摻混,需要下游翅片誘導渦的補充才能完成動量交換,同時會附帶產生低強度的流向渦。在NZ條件下,彎頭外側的高速流體在流經上游翅片時產生了高強度的誘導渦對,沖擊到彎頭內側壁面,與該位置處的低速流體進行充分動量交換。在經過彎頭后,依然有部分流體的動量難以被翅片有效削弱。

(a)FC-PY

圖16和圖17分別給出了彎頭下游不同位置截面上Z方向渦量分量和無量綱速度的分布情況。渦量分布方面,對于光滑管來說,在PY條件下,彎頭下游存在明顯的Z方向單螺旋流向渦,在研究范圍內沒有削弱。在PZ條件下,彎頭內外側流體的充分摻混形成了有對稱特征的兩組對轉渦,且維持了較遠距離。在NZ條件下,原始速度分布在經過彎頭后得以保留,沒有劇烈的動量交換過程,因此沒有產生大尺度流向渦。對翅片式流動調整器來說,在1D位置處可以看到下游翅片形成的多組誘導對轉渦,然而其位置和形態(tài)受到主流速度分布的影響。在PY條件下,單螺旋流向渦的周向動量使下游翅片誘導渦對沿順時針方向偏離了翅片位置,經過動量交換后,下游仍存在單螺旋渦。在PZ條件下,經過整流后彎頭下游僅存在一組流向對轉渦。在NZ條件下,上游翅片誘導渦對彎頭內側的強烈沖擊使得下游翅片誘導渦對向彎頭外側方向偏離。經過摻混后,下游仍存在一對大尺度“迪恩渦”。

(a)光滑管

(a)光滑管

無量綱速度VR分布方面,對光滑管來說,在PY條件下,高速流體沖向管壁并沿壁面呈周向運動,以單螺旋渦包裹內部的低速渦核。在PZ條件下,彎頭內側高速流體沿壁面以對轉渦的形態(tài)從兩側包裹內部低速流體,并進一步演變?yōu)閮山M對轉渦。在NZ條件下,由于沒有形成流向渦,高低速流體在彎頭下游保持進口速度分布,缺乏劇烈的動量交換過程。對于彎頭來說,來流速度梯度方向的影響會與彎頭方向的影響產生耦合疊加,因而不均勻來流產生的不均勻度情況要比在直管更復雜多變,更難以消除。對翅片式流動調整器來說,在PY條件下,單螺旋流向渦產生的速度差在下游翅片誘導渦的有效摻混下大幅降低,彎頭下游3D距離后的速度分布比較均勻。在PZ條件下,管壁附近的流體在經過整流后相對于管道中心的流體有一定的速度差,且在彎頭下游3D～5D距離呈現快速降低趨勢。在NZ條件下,彎頭外側的高速流體在流經上下游翅片后依然具有相當的動量,并在下游彎頭外側翅片誘導渦的裹挾下在管道中心形成橫向高速帶。盡管不能在5D距離內完全消除速度差,但經過整流后的速度差在各個進口條件下、各個下游位置處均明顯優(yōu)于光滑管。

3.3 不同進口雷諾數下的壓力損失對比

流動調整器在改變流體速度分布的同時會難以避免地造成流動損失,圖18為在所研究的雷諾數范圍內,翅片式彎頭流動調整器產生的壓力損失。根據文獻[25],不均勻來流的影響需要200D直管才能徹底消除。因此,圖中還對比了充分發(fā)展流動在200D直管內產生的壓力損失,其計算公式為

(7)

式中:l0為管內流動距離;f為摩擦系數,參照下式確定。

(8)

從圖18可以看出,隨著進口雷諾數的增加,各種工況的壓力損失都有所提高,其中,PZ條件下的翅片式流動調整器產生的壓力損失最低,其他兩種進口速度分布產生的壓力損失情況幾乎完全相同。一方面,由于翅片在管道內的投影面積較大,其引起的壓差損失要比誘導渦引起的摻混損失大很多。在PY和NZ條件下,高速流體會在彎頭內沖擊翅片,造成翅片正面較大的滯止壓力,而在PZ條件下,沖擊翅片的是低速流體,在翅片正面產生的滯止壓力較低,其引起的誘導渦進一步阻止了高速流體向彎頭外側翅片流動,所以PZ條件下的壓力損失明顯低于其他兩種條件。另一方面,盡管PY條件產生的壓差阻力低于NZ條件,但其二次流結構更復雜更不均勻,因而其摻混損失要高于NZ條件,總壓力損失與NZ條件接近。在研究范圍內的各種工況下,翅片式彎管流動調整器產生的流動損失都遠低于充分發(fā)展的流動在200D的直管內所造成的壓力損失。

圖18 彎頭流動調整器與普通直管壓損比較Fig.18 Comparison of pressure losses between elbow flow conditioner and straight pipe

表3橫向對比了翅片式彎頭流動調整器與前文提到的其他類型典型流動調整器的壓力損失系數。需要說明的是,流動調整器的壓力損失系數隨雷諾數變化略有變化,但一般而言幅度不大,因此表中翅片式流動調整器的壓力損失系數為各個雷諾數下的壓損系數平均值。其他流動調整器的壓力損失系數來自文獻[5]和文獻[23]。從表3可以看出,翅片式彎頭流動調整器的壓力損失系數隨進口條件的變化有較大幅度的變化,為0.36～1.17,但基本與管束式流動調整器相當,高于簡單的八葉片式流動調整器,低于大流阻的孔板式流動調整器。

表3 各種流動調整器無量綱壓力損失比較Table 3 Comparison of pressure losses among different flow conditioners

4 結 論

(1)翅片式彎頭流動調整器的主要作用機理在于利用翅片前后的壓差在翅片邊緣產生對轉的誘導渦,使部分彎頭外側的流體沖擊彎頭內側,增強動量交換,擾亂來流速度分布,并利用下游翅片誘導渦加強摻混,降低流體間的速度差。

(2)翅片式彎頭流動調整器對彎頭下游壓力均勻度影響不大,對速度均勻度有21%～36%的提高,對流向角均勻度的影響隨進口速度梯度方向的變化而變化,一般呈負面效果。

(3)在泵或流量計前存在彎頭的情況下,來流速度梯度方向的影響會與彎頭壓力梯度的影響產生耦合疊加,因而來流產生的不均勻度情況要比在直管內更復雜多變,更難以消除。

(4)翅片式彎頭流動調整器適用于削弱不均勻來流對彎頭下游流動結構的影響,能夠在下游短距離內構建均勻的速度分布,但難以消除直管段內的流向渦。

(5)翅片式彎頭流動調整器的壓力損失系數隨進口條件的變化在0.36～1.17間變化,基本與管束式流動調整器相當,高于簡單的八葉片式流動調整器,低于大流阻的孔板式流動調整器。