曾憲鈺 陳功 龐永敏 / 上海市質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)研究院

三通集箱內(nèi)靜壓分布的數(shù)值模擬

曾憲鈺 陳功 龐永敏 / 上海市質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)研究院

為了解決大容量電站鍋爐過(guò)熱器、再熱器的超溫爆管事故，采用數(shù)值模擬的方法來(lái)分析過(guò)熱器進(jìn)口三通集箱的靜壓分布，并針對(duì)三通集箱結(jié)構(gòu)提出具體的改進(jìn)方案。研究結(jié)果表明：在進(jìn)口集箱三通附近存在渦流區(qū)，集箱正對(duì)引入管的區(qū)域靜壓最高，遠(yuǎn)離三通的區(qū)域，靜壓分布與軸向引入、引出方式規(guī)律基本一致。倒圓角三通集箱模型與直角三通集箱模型相比，集箱內(nèi)靜壓明顯升高并且分布更為均勻。

三通集箱； 靜壓分布； 流量分配

0 引言

隨著電站鍋爐向大容量高參數(shù)發(fā)展，過(guò)熱器、再熱器系統(tǒng)更加復(fù)雜，其受熱面超溫爆管的問(wèn)題更需引起重視。目前大容量電站鍋爐過(guò)熱器和再熱器的蒸汽引入、引出管多采用T形三通結(jié)構(gòu)由集箱徑向引入、引出。因?yàn)樵诩渖喜捎枚帱c(diǎn)徑向引入、引出方式相比單點(diǎn)軸向引入、引出方式而言，可以降低集箱中工質(zhì)流速，使靜壓變化值減小，從而減小流量偏差。但這種引入、引出方式也存在問(wèn)題：在分配集箱T形進(jìn)口三通附近的蒸汽流中存在渦流區(qū)，使得該區(qū)域的管屏中蒸汽流量偏小。如果這部分管屏的煙氣側(cè)熱負(fù)荷也較高，就很容易發(fā)生超溫爆管[1]，嚴(yán)重影響鍋爐機(jī)組的運(yùn)行安全性。

針對(duì)蒸汽徑向引入、引出“三通效應(yīng)”的問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者做了大量研究。Pollard A等[2]利用數(shù)值模擬的方法對(duì)分流三通湍流情況進(jìn)行三維計(jì)算，證實(shí)了三通附近渦流區(qū)的存在，并且在進(jìn)口三通附近還存在二次渦流?？锝t等[3]利用數(shù)值模擬的方法，研究三通集箱系統(tǒng)的靜壓分布規(guī)律，得出在分配集箱進(jìn)口三通的兩側(cè)存在2個(gè)渦流區(qū)，正對(duì)三通中心線的支管處?kù)o壓最高，遠(yuǎn)離三通的區(qū)域靜壓分布與軸向引入、引出方式規(guī)律基本一致。衛(wèi)飛飛等[4]基于SIMPLEC方法編制了相應(yīng)的計(jì)算程序，并與試驗(yàn)結(jié)果相比較，得出進(jìn)口三通兩側(cè)存在2個(gè)渦流區(qū)，使得管屏流量減小；渦流區(qū)的影響范圍與匡江紅等人的研究結(jié)果一致。劉進(jìn)等[5]針對(duì)大容量電站鍋爐中過(guò)熱器和再熱器集箱的徑向引入、引出三通結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明：三通效應(yīng)在正母線方向、側(cè)母線方向體現(xiàn)出不同的特征，主要原因是在三通區(qū)域存在3個(gè)明顯的回流區(qū)，其共同作用決定了三通效應(yīng)的影響模式。陸方等[6]對(duì)集箱三通區(qū)域的蒸汽在復(fù)雜流動(dòng)工況下產(chǎn)生的渦流進(jìn)行了冷態(tài)?；囼?yàn)，發(fā)現(xiàn)了影響集箱三通區(qū)域靜壓分布的因素，并得到了一些經(jīng)驗(yàn)公式用于計(jì)算三通區(qū)域的壓力分布。羅永浩等[7]就T形進(jìn)口三通對(duì)分配集箱流量分配的影響進(jìn)行了試驗(yàn)及計(jì)算分析，得出三通渦流區(qū)對(duì)集箱靜壓分布及支管入口阻力系數(shù)的影響。從以上國(guó)內(nèi)外學(xué)者做的研究來(lái)看，主要針對(duì)三通集箱渦流區(qū)的影響范圍和集箱內(nèi)的靜壓分布做了大量研究，但對(duì)如何使三通集箱內(nèi)靜壓分布更均勻的具體改進(jìn)方案研究較少。因此，本文將利用數(shù)值模擬的方法來(lái)研究進(jìn)口三通集箱內(nèi)的靜壓分布，并提出具體的改進(jìn)方案來(lái)減小由“三通效應(yīng)”引起的流量偏差，從而改善采用三通引入和引出的過(guò)熱器和過(guò)熱器受熱面超溫爆管問(wèn)題。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 研究對(duì)象和網(wǎng)格劃分

本文采用軟件Pro/Engineer對(duì)進(jìn)口三通集箱進(jìn)行三維建模。如圖1所示，兩三通集箱均為φ200 mm等徑三通集箱，圖1（1）為直角三通集箱，圖1（2）在三通引入管與集箱正交處做了曲率連續(xù)[8,9]倒圓角，稱為倒圓角三通集箱。各支管直徑為38.5 mm，分別在集箱正母線和右下40°線處布置。以往研究成果表明渦流區(qū)的影響范圍為-2D～2D，為更好地研究渦流區(qū)對(duì)三通集箱內(nèi)靜壓分布的影響規(guī)律，本文支管數(shù)共計(jì)15根，覆蓋范圍為-4D～4D，每根間距為112 mm。三通集箱壓力測(cè)點(diǎn)在1-15號(hào)支管區(qū)域內(nèi)，沿正母線、右下40°線、側(cè)母線以112 mm等間距布置。

圖1 三通集箱模型

本文采用Fluent的前處理軟件Gambit劃分網(wǎng)格。由于網(wǎng)格質(zhì)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性及收斂性有較大的影響，因此選擇適應(yīng)性較好的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，整體網(wǎng)格數(shù)量約為180萬(wàn)。

1.2 湍流模型

由于標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型具有較好的穩(wěn)定性和較高的計(jì)算精度，所以本次模擬采用的模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，其湍流動(dòng)能k和湍流動(dòng)能耗散率ε分別為

式中：ρ—— 空氣密度；

u、v、w—— 分別為x、y、z方向的速度；

μ—— 空氣動(dòng)力黏度；

k—— 湍流動(dòng)能；

ε—— 湍流動(dòng)能耗散率；

Gk—— 由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；

σk—— 對(duì)于k的湍流普朗特?cái)?shù)；

σε—— 對(duì)于ε的湍流普朗特?cái)?shù)；

C1、C2—— 常數(shù)

1.3 邊界條件

壁面邊界條件：集箱壁面采用無(wú)速度滑移和無(wú)質(zhì)量滲透邊界條件，即假定相對(duì)于固體壁面的氣流切向分速度和法向分速度均為零。

入口邊界條件：采用速度入口(velocity-inlet)邊界條件，直接設(shè)定工質(zhì)的進(jìn)口速度、密度和動(dòng)力黏度。

出口邊界條件：采用質(zhì)量出口邊界條件，即自由出流(outflow)邊界條件。

2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

為達(dá)到通用性的目的，對(duì)數(shù)值模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行無(wú)量綱化與準(zhǔn)則數(shù)化處理，將壓差用歐拉數(shù)Eu表示，特征尺寸為等徑三通的內(nèi)徑D，各測(cè)點(diǎn)長(zhǎng)度方向位置用無(wú)量綱長(zhǎng)度L'=L/D表示。定義：

式中：u—— 三通進(jìn)口空氣速度，m/s；

v—— 空氣在試驗(yàn)工況下的運(yùn)動(dòng)黏度系數(shù)，m2/s

定義：

式中：pi—— 測(cè)點(diǎn)的壓強(qiáng)，Pa；

p0—— 三通進(jìn)口處的靜壓，Pa；

ρ—— 空氣在試驗(yàn)工況下的密度，kg/m3

數(shù)值模擬的工質(zhì)為30 ℃的空氣，密度ρ= 1.165 kg/m3、運(yùn)動(dòng)黏度系數(shù)v=1.6×10-5m2/s。三通進(jìn)口Re=1.142×106，此時(shí)流動(dòng)已進(jìn)入第二自模區(qū)[6]。本文模擬均在三通兩側(cè)分流比（三通左側(cè)流量與三通右側(cè)流量之比）為 1∶1、支管流量比α（支管分流總流量與三通進(jìn)口流量之比）為0.136 6的工況下進(jìn)行。

2.1 直角三通集箱

為驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，建立直角三通集箱模型，并通過(guò)此模型來(lái)探索渦流區(qū)的大小及三通集箱內(nèi)靜壓分布。圖2為直角三通集箱模型軸向中間截面靜壓分布云圖。由圖中可以看出，正對(duì)三通徑向引入管處?kù)o壓最高，主要是由氣流滯止作用引起的。在徑向引入管和集箱連接處的轉(zhuǎn)彎區(qū)域靜壓較低，這是由于氣流在轉(zhuǎn)彎后形成了一個(gè)靜壓較低的渦流區(qū)。在遠(yuǎn)離三通區(qū)域集箱靜壓逐漸升高，與軸向引入的集箱內(nèi)靜壓分布規(guī)律一致。

圖2 直角三通集箱模型軸向中間截面靜壓分布

圖3為直角三通集箱模型軸向中間截面速度矢量圖。從圖中可以看出，正對(duì)三通徑向引入管處有明顯的氣流滯止，在徑向引入管和集箱連接處的轉(zhuǎn)彎區(qū)域也可以看到明顯的渦流區(qū)，該渦流區(qū)是由邊界層的分離現(xiàn)象造成的。由于渦流區(qū)占據(jù)了部分截面流通面積，使得由徑向引入管引入的氣流在轉(zhuǎn)彎分流時(shí)流通面積減小，導(dǎo)致流速增高，靜壓下降。由于渦流區(qū)下方流速較高，從而導(dǎo)致該處支管靜壓較低。

圖3 直角三通集箱模型軸向中間截面速度矢量圖

圖4為直角三通集箱模型正母線、側(cè)母線和背母線的靜壓分布曲線。從圖中可以看出，在正對(duì)三通引入管的區(qū)域，即L/D= -0.5～0.5的區(qū)域，正母線處歐拉數(shù)Eu最大，說(shuō)明該區(qū)域是受氣流滯止而形成的。在L/D= -0.5～-1、0.5～1區(qū)域，Eu快速減小，并在L/D為±1左右時(shí)達(dá)到最小值。在L/D= -1～-2.5和L/D= 1～2.5區(qū)域，Eu逐漸增大，隨后逐漸升高。由此可見，渦流區(qū)影響范圍為L(zhǎng)/D= -2.5～2.5。三條母線的靜壓最低點(diǎn)不在同一橫截面上，正母線的靜壓最低點(diǎn)位于L/D=±1.5處附近，而側(cè)母線及背母線的靜壓最低點(diǎn)位于L/D=±1處附近，這是由于支管的抽吸作用導(dǎo)致的，并且與文獻(xiàn)[6]的試驗(yàn)結(jié)果相符，說(shuō)明本文模擬方法是正確的。

圖4 直角三通集箱模型Eu分布

2.2 倒圓角三通集箱

通過(guò)對(duì)直角三通集箱模型的數(shù)值模擬分析，驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。因此，借助數(shù)值模擬方法提出針對(duì)三通集箱結(jié)構(gòu)的改進(jìn)方案，目的是減小渦流的影響，提高三通集箱的靜壓并使其分布更為均勻。倒圓角三通集箱模型與直角三通集箱模型在結(jié)構(gòu)上的區(qū)別是在徑向引入管與集箱正交處做了曲率連續(xù)倒圓角，本文倒圓角三通集箱模型的倒圓角半徑R為100 mm。

圖5、圖6分別為倒圓角三通集箱模型軸向中間截面靜壓分布云圖、速度矢量圖。從圖中可以看出，三通集箱內(nèi)靜壓明顯升高，在三通徑向引入管和集箱連接處的轉(zhuǎn)彎區(qū)域渦流已不明顯。

圖5 倒圓角三通集箱模型軸向中間截面靜壓分布云圖

圖6 倒圓角三通集箱模型軸向中間截面速度矢量圖

圖7為倒圓角三通集箱模型與直角三通集箱模型正母線的靜壓分布曲線，由圖中可以看出，渦流區(qū)影響范圍同樣是L/D=-2.5～2.5，但倒圓角三通集箱模型中靜壓明顯高于直角三通集箱模型，并且分布更為均勻。因此，當(dāng)支管出口壓力相同時(shí)，倒圓角三通集箱模型中各支管的流量分配更為均勻。

圖7 倒圓角三通集箱模型與直角三通集箱模型Eu分布

3 改進(jìn)方案

通過(guò)對(duì)比直角三通集箱模型與倒圓角三通集箱模型的數(shù)值模擬結(jié)果，可以看出三通集箱結(jié)構(gòu)對(duì)三通區(qū)域靜壓分布影響較大。因此，針對(duì)倒圓角三通集箱結(jié)構(gòu)，提出優(yōu)化的改進(jìn)方案，為今后的三通集箱設(shè)計(jì)提供可靠的技術(shù)依據(jù)。通過(guò)建立7種不同結(jié)構(gòu)的三通集箱模型，討論倒圓角半徑R對(duì)三通集箱內(nèi)靜壓分布的影響規(guī)律。

圖8為倒圓角半徑不同的情況下，三通集箱正母線的靜壓分布曲線。由圖中可以看出，當(dāng)?shù)箞A角半徑為50 mm時(shí)，三通集箱內(nèi)靜壓明顯降低，尤其在L/D=-1.5～-1和L/D=1～1.5區(qū)域尤為明顯，這與直角三通集箱模型靜壓分布規(guī)律一致。隨著倒圓角半徑的不斷增大，三通集箱內(nèi)靜壓升高，但在倒圓角半徑為150 mm時(shí)，繼續(xù)增大倒圓角半徑，對(duì)三通集箱內(nèi)靜壓分布的影響已不明顯。

圖8 倒圓角半徑不同情況下三通集箱正母線Eu分布

4 結(jié)語(yǔ)

1）在進(jìn)口集箱三通附近存在渦流區(qū)，正對(duì)三通中心線處?kù)o壓最高，遠(yuǎn)離三通的區(qū)域，靜壓分布與軸向引入、引出方式規(guī)律基本一致。渦流區(qū)影響范圍為L(zhǎng)/D= -2.5～2.5。

2）倒圓角三通集箱模型與直角三通集箱模型相比，在徑向引入管和集箱連接處的轉(zhuǎn)彎區(qū)域渦流已不明顯，集箱內(nèi)靜壓明顯升高并且分布更為均勻。

3）倒圓角三通集箱模型中，渦流區(qū)仍然存在，并且在-2＜L/D＜-1.5區(qū)域中，支管流量相對(duì)較小。因此，在集箱布置支管時(shí)應(yīng)考慮此區(qū)域?qū)χЧ芰髁康挠绊憽?/p>

4）對(duì)于φ200 mm等徑三通集箱模型，當(dāng)?shù)箞A角半徑R為150 mm時(shí)，確定的曲率連續(xù)倒圓角較為合理。

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Numerical simulation research on static pressure distribution in T-joint header

Zeng Xiaoyü，Chen Gong，Pang Yongmin
（Shanghai Institute of Quality Inspection and Technical Research）

In order to solve tube burst accident due to overtemperature occurring in large utility boiler superheater and reheater, numerical simulation was conducted to analyze the static pressure distribution of the T-joint header and particular schemes aimed at improving the header structure were proposed. The results show that there are vortexes in the zone near the inlet T-joint distribution header. The highest static pressure appears in the branch that is right opposite to the centerline of the inlet tube. The static pressure distribution in the zones far from the inlet T-joint is similar to that of the header with steam flowing in and out axially. Compared with rectangular models, the static pressure of filleted T-joint headers was significantly increased and the distribution was more uniform.

T-joint header; static pressure distribution; flow distribution