兩相均流板對(duì)彎管中氣固兩相運(yùn)動(dòng)分布特征的影響

潘曉慧，馬春元，崔琳（山東大學(xué)燃煤污染物減排國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，山東 濟(jì)南 250061）

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兩相均流板對(duì)彎管中氣固兩相運(yùn)動(dòng)分布特征的影響

潘曉慧，馬春元，崔琳
（山東大學(xué)燃煤污染物減排國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，山東 濟(jì)南 250061）

摘要：針對(duì)燃煤電廠煙氣污染物脫除設(shè)備入口彎管內(nèi)氣固兩相分布不均的問(wèn)題提出一種新型兩相均流板，采用CFD數(shù)值模擬首先對(duì)比分析了安裝兩相均流板與常規(guī)導(dǎo)流裝置的均流效果，之后詳細(xì)研究了新型兩相均流板對(duì)彎管水平出口管道中氣流速度、顆粒質(zhì)量分布規(guī)律的影響以及板型及板間夾角對(duì)兩相均流板均流效果的影響，并結(jié)合Design-Expert響應(yīng)面法獲得兩相均流板的最優(yōu)結(jié)構(gòu)，將最優(yōu)結(jié)構(gòu)應(yīng)用于工業(yè)性實(shí)驗(yàn)中，最后將計(jì)算結(jié)果與工業(yè)性實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較。結(jié)果表明：彎管內(nèi)安裝兩相均流板較安裝導(dǎo)流板/三角翼?yè)醢鍤夤虄上嗑餍Ч鼉?yōu)，既可以使氣固兩相均勻分布又可以有效降低系統(tǒng)的壓阻；隨板間夾角的增大，管內(nèi)的氣流速度分布以及顆粒的質(zhì)量濃度分布呈階段性變化，而管內(nèi)的壓降則隨板間夾角增大而增大；最佳兩相均流板結(jié)構(gòu)為夾角為75.49°的直板型兩相均流板。模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，利用提出的數(shù)值模擬方法可以詳細(xì)真實(shí)地模擬計(jì)算大型及具有復(fù)雜內(nèi)部結(jié)構(gòu)的除塵器入口彎管中氣固兩相流動(dòng)。

關(guān)鍵詞：兩相流；彎道；數(shù)值模擬；均化；分布

2015-11-02收到初稿，2016-02-27收到修改稿。

聯(lián)系人：馬春元。第一作者：潘曉慧（1987—），女，博士研究生。

Received date: 2015-11-02.

Foundation item: supported by the National Natural Science Foundation of China (51006063), the Shandong Province Natural Science Foundation (2014EEM040), the Shandong Province Independent Innovation Foundation (2014ZZCX05201) and the Fundamental Research Funds of Shandong University (2014QY001-04).

引　言

受空間布置的限制，彎管在燃煤電廠煙氣污染物脫除系統(tǒng)中廣泛應(yīng)用，由于氣固兩相流場(chǎng)的流動(dòng)特性十分復(fù)雜，出現(xiàn)回流、偏流等問(wèn)題[1-4]，易在管壁附近形成分離區(qū)，管道橫截面上產(chǎn)生二次流動(dòng)，同時(shí)受慣性影響，顆粒通常在彎道外側(cè)聚集，導(dǎo)致設(shè)備入口的氣固兩相分布不均勻[5-9]。

目前多采用導(dǎo)流板、三角翼?yè)醢宓瘸Ｒ?guī)均流裝置進(jìn)行均流處理。彎道中安裝導(dǎo)流板可達(dá)到均勻氣體速度的目的，但顆粒在導(dǎo)流板近壁區(qū)富集，導(dǎo)致多個(gè)板間通道內(nèi)氣固兩相分布不均，影響后續(xù)設(shè)備工作效率。如SCR脫硝入口氣固兩相不均造成催化劑局部磨損嚴(yán)重，對(duì)氣體污染物擴(kuò)散阻擋不均而脫除反應(yīng)不均，干/濕式靜電除塵器入口氣固兩相不均致使除塵器內(nèi)部顆粒荷電不均、團(tuán)聚與分離效果不佳[10-15]。彎道中安裝三角翼?yè)醢?，其鈍體結(jié)構(gòu)可以?xún)?yōu)化擋板后氣固兩相均布效果，但同時(shí)極大地增加了系統(tǒng)的壓阻。如在600 MW電廠SCR煙氣脫硝反應(yīng)器入口煙氣管道內(nèi)安裝三角翼?yè)醢澹S著安裝角度的減小，氣固混合作用增強(qiáng)，但煙道進(jìn)出口的壓降相對(duì)增加了80%～140%[16-19]。

為解決上述問(wèn)題，本文提出一種迎風(fēng)面流線體背風(fēng)面鈍體結(jié)構(gòu)的兩相均流板，以克服常規(guī)均流裝置氣固兩相均流效果不佳、阻力大等缺點(diǎn)，期望在較低的壓阻下解決燃煤電廠煙氣污染物脫除系統(tǒng)入口氣固兩相混合不均勻的問(wèn)題，有效提高污染物脫除效率。

1　計(jì)算模型與計(jì)算方法

本文提出的兩相均流板的具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。整個(gè)均流板由前端導(dǎo)流板部分和后方渦街發(fā)生體部分構(gòu)成，渦街發(fā)生體的結(jié)構(gòu)分為直板型、弧板型和曲板型，其尺寸隨板間夾角θ變化。將兩相均流板置于90°方形彎管中，具體的幾何模型如圖2 （a）所示（以θ=30°的直板型兩相均流板為例）。為了便于模型驗(yàn)證，以300 MW燃煤機(jī)組電除塵器入口處直角彎管原型為幾何研究對(duì)象，將彎管分成入口垂直段、彎曲段和出口水平段3部分，彎管的方形橫截面尺寸為4800 mm×3600 mm，水力直徑D為1441 mm，彎管段的曲率直徑比為Rc/D=1.17，曲率半徑Rc為4800 mm。為了更準(zhǔn)確地了解整個(gè)出口管道的氣流分布狀況，根據(jù)GB/T 16157—1996《固定源排氣中顆粒和氣態(tài)污染物的采樣方法》中的規(guī)定，在水平出口段取6個(gè)觀測(cè)橫截面，具體位置如圖2(a)所示。

圖1　兩相均流板結(jié)構(gòu)Fig. 1　Schematic diagram of structure of two-phase deflector (Above: three-dimensional structure. Below: two-dimensional cross-sectional structure)

圖2　計(jì)算模型Fig.2　Schematic diagram of simulation model

通過(guò)前處理軟件GAMBIT進(jìn)行網(wǎng)格劃分，入口垂直段和出口水平段均采用正六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，彎曲段采用size function對(duì)兩相均流板附近進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，最終網(wǎng)格生成圖如圖2（b）所示。以板間夾角為30°的直板型兩相均流板為例，通過(guò)調(diào)整網(wǎng)格數(shù)量對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，綜合考慮求解精度和計(jì)算耗時(shí)等因素，當(dāng)模擬結(jié)果隨網(wǎng)格數(shù)量的增加誤差不超過(guò)2%時(shí)獲得網(wǎng)格獨(dú)立解，此時(shí)網(wǎng)格總數(shù)為2.422×106個(gè)。

管內(nèi)氣固兩相流假設(shè)為穩(wěn)態(tài)不可壓縮流。采用Euler-Lagrange方法對(duì)氣固兩相流進(jìn)行模擬，即連續(xù)相氣相采用Euler方法模擬，固體顆粒相采用Lagrange方法模擬。由于顆粒在氣流中的容積含率小于10%，采用氣固雙向耦合方法模擬，即模型考慮氣固之間的相互作用而忽略顆粒間的相互碰撞作用，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε方法。

模擬選用的流體為常溫狀態(tài)下空氣，密度為1.225 kg·m?3，黏度為1.7894×10?5kg·m?1·s?1；入口選擇速度入口，入口流速10 m·s?1；出口邊界條件選擇壓力出口，壓力為大氣壓。固體顆粒密度為1770 kg·m?3，粒徑取0～200 μm，采用Rosin-Rammler正態(tài)分布，入口速度取10 m·s?1，質(zhì)量流量為8 kg·s?1（相當(dāng)于入口顆粒相體積分?jǐn)?shù)0.126%，入口體積流量30 g·m?3），同時(shí)采用隨機(jī)軌道模型考慮顆粒的湍流擴(kuò)散作用，將出口設(shè)為顆粒完全逃逸，顆粒軌道計(jì)算在出口處終止。在彎管的壁面部分和均流板的壁面位置，氣相采用無(wú)滑移邊界條件，應(yīng)用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法近似處理近壁網(wǎng)格區(qū)域。顆粒與壁面之間的作用通過(guò)碰撞恢復(fù)系數(shù)描述，采用Jun等[20]提出的反彈經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)測(cè)顆粒與壁面的碰撞過(guò)程，表達(dá)式如式（1）所示

式中，vn1、vn2、vt1、vt2分別為顆粒碰撞壁面前后法向與切向的分速度，en為法向恢復(fù)系數(shù)，et為切向恢復(fù)系數(shù)，θ為顆粒的撞擊角。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1兩相均流板與常規(guī)均流裝置的均流效果對(duì)比分析

分別模擬了彎管中不安裝導(dǎo)流裝置（a）、安裝常規(guī)導(dǎo)流板（b）、安裝三角翼?yè)醢澹╟）及安裝兩相均流板（d）4種情況（考慮到4種情況之間的可比性，設(shè)定常規(guī)導(dǎo)流板與兩相均流板前端導(dǎo)流板尺寸相同，三角翼?yè)醢迮c兩相均流板后方渦街發(fā)生器迎風(fēng)面阻擋面積相等）下管內(nèi)的氣固兩相流速度、濃度和壓強(qiáng)分布，對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，并根據(jù)JB/T 7671—2007計(jì)算氣流速度/濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)，對(duì)氣流速度/濃度優(yōu)劣做出判定。

圖3　兩相均流板與常規(guī)均流裝置的均流效果模擬計(jì)算結(jié)果Fig.3　Simulation result of flow uniform effect of two-phase deflector and conventional deflector

計(jì)算結(jié)果如圖3（a）、（b）所示。由圖3（a）可以看到，彎管中安裝導(dǎo)流板后速度分布狀況最優(yōu)，安裝兩相均流板及三角翼?yè)醢搴笤趶澒芎筝^短距離內(nèi)速度分布均勻性較差，但隨著氣流的發(fā)展速度分布逐漸趨于均勻，而且標(biāo)準(zhǔn)偏差均在0.25以下，速度分布均勻性良好，在出口處基本與導(dǎo)流板的均勻效果一致；如圖3（b）所示，在整個(gè)出口管道中顆粒質(zhì)量濃度分布優(yōu)劣狀況為c＞d＞b＞a，兩相均流板對(duì)氣固兩相質(zhì)量濃度均流效果僅次于三角翼?yè)醢澹蝗鐖D3（c）所示，在彎管內(nèi)安裝兩相均流板后整個(gè)管內(nèi)的壓降較管內(nèi)安裝三角翼?yè)醢褰档?0%左右。綜合分析可知，處理裝置入口氣固兩相流的均流問(wèn)題時(shí)，導(dǎo)流板、三角翼?yè)醢搴蛢上嗑靼寰梢员ＷC彎管內(nèi)氣流速度分布均勻，但兩相均流板/三角翼?yè)醢鍖?duì)顆粒分布的均勻性更優(yōu)，而兩相均流板較三角翼?yè)醢逵懈偷墓軆?nèi)壓降。因此，在彎管內(nèi)安裝兩相均流板較安裝導(dǎo)流板/三角翼?yè)醢甯鼉?yōu)，既可以使氣固兩相均勻分布又可以有效降低系統(tǒng)的壓阻。

2.2安裝兩相均流板后彎管內(nèi)運(yùn)動(dòng)分布特征

通過(guò)以上分析可知，兩相均流板與常規(guī)導(dǎo)流板/三角翼?yè)醢逑啾?，?duì)氣固兩相流進(jìn)行均流處理時(shí)效果更佳。以渦街發(fā)生體板間夾角30°為例進(jìn)一步詳細(xì)模擬分析了彎管內(nèi)安裝兩相均流板后管內(nèi)氣固兩相運(yùn)動(dòng)分布特征，結(jié)果如圖4～圖6所示。

圖4　氣固兩相分布特征計(jì)算結(jié)果Fig.4　Simulation results of distribution characteristics of gas-solid two-phase flow

圖4（a）給出了彎管對(duì)稱(chēng)截面氣流速度分布云圖。彎管段后方布置數(shù)個(gè)渦街發(fā)生體，氣流經(jīng)過(guò)迎風(fēng)面流線體結(jié)構(gòu)并逐漸向背風(fēng)面鈍體結(jié)構(gòu)過(guò)渡的過(guò)程中管內(nèi)流通面積隨之減小，在經(jīng)過(guò)背風(fēng)面鈍體結(jié)構(gòu)后管內(nèi)流通面積恢復(fù)，在此過(guò)程中管內(nèi)流通面積經(jīng)歷了由大變小又變大的過(guò)程。在流通面積由大變小階段，氣流速度逐漸增大，呈噴射狀沖入水平直管段，同時(shí)由于背風(fēng)面鈍體結(jié)構(gòu)的阻擋作用其后方出現(xiàn)小區(qū)域的低速區(qū)，但隨著氣流逐漸發(fā)展，在水平管段氣流速度分布變得十分均勻。

圖4（b）、（c）為彎管對(duì)稱(chēng)截面顆粒質(zhì)量濃度分布云圖以及彎管局部速度矢量圖?？梢?jiàn)在彎管段顆粒主要集中于前置導(dǎo)流板的貼壁處，遠(yuǎn)離導(dǎo)流板處形成較小的低濃度區(qū)。在進(jìn)入水平直管段后，氣流在流經(jīng)渦街發(fā)生體之間以及渦街發(fā)生體與管壁之間形成的狹小通道時(shí)顆粒出現(xiàn)富集現(xiàn)象。同時(shí)渦街發(fā)生體的背風(fēng)面鈍體結(jié)構(gòu)后方產(chǎn)生較大區(qū)域的低濃度區(qū)，而且此區(qū)域的顆粒多為小粒徑顆粒[如圖4（d）所示，多為0.06 mm以下]，但由于鈍體結(jié)構(gòu)的作用，板后產(chǎn)生連續(xù)渦街，如圖4（d）所示，氣流在渦街作用下發(fā)生紊流擾動(dòng)，使此區(qū)域顆粒質(zhì)量濃度分布較為均勻，可在兩相均流板后的較短距離內(nèi)（x=0～D）形成均勻的低顆粒質(zhì)量濃度區(qū)。之后，隨著渦街發(fā)生體后流通面積增大，顆粒質(zhì)量濃度逐漸增大，在水平管段顆粒質(zhì)量濃度逐漸變得均勻。

圖5　水平出口管段對(duì)稱(chēng)截面氣流速度分布云圖Fig.5　Velocity contours of longitudinal cross-section of horizontal pipe

圖6　水平管段顆粒質(zhì)量濃度分布云圖Fig.6　Concentration contours of longitudinal cross-section of horizontal pipe

2.3不同板型及板間夾角對(duì)兩相均流板均流效果影響分析

圖5和圖6為兩相均流板板間夾角從30°增大到150°的過(guò)程中不同的渦街發(fā)生體板型（直板/弧板/曲板）對(duì)氣固兩相流在管內(nèi)的速度、濃度和壓強(qiáng)分布的影響。

圖5給出了水平出口管段對(duì)稱(chēng)截面氣流速度分布云圖。彎管中安裝不同板型的渦街發(fā)生體后，在渦街發(fā)生體后方短距離（x=0～D）內(nèi)速度分布有明顯的差別，管道中心位置會(huì)產(chǎn)生小區(qū)域的低速區(qū)，曲板型渦街發(fā)生體后方產(chǎn)生的旋渦湍動(dòng)性強(qiáng)，旋渦的卷吸作用導(dǎo)致旋渦中心區(qū)域的低速區(qū)增大，而且隨著氣流的發(fā)展旋渦的衰減過(guò)程較長(zhǎng)，在渦街發(fā)生體后方產(chǎn)生一個(gè)范圍相對(duì)較大的低速區(qū)，相比之下，直板型渦街發(fā)生體后方的低速區(qū)范圍較小，弧板型渦街發(fā)生體后方的低速區(qū)范圍最小，此階段隨著板間夾角的增大低速區(qū)范圍逐漸擴(kuò)大，氣流速度分布均勻性逐漸變差。x=D～6D段，沿水平管速度分布特征基本相似，隨著板間夾角的增大氣流速度分布越來(lái)越均勻。其中，x=D～4D段，氣流速度由中心向兩側(cè)逐漸增加；x=4D～5D段，氣流速度由管道上側(cè)向下側(cè)逐漸降低，在板型引起的管內(nèi)壓強(qiáng)分布差異以及出口大氣壓的綜合影響下管道上側(cè)出現(xiàn)不同范圍的局部高速區(qū)，但隨著板間夾角的增大管道內(nèi)部壓強(qiáng)分布隨之發(fā)生變化，高速區(qū)逐漸減小，在板間夾角增大到150°時(shí)基本消失，其中安裝曲板型兩相均流板的彎管內(nèi)此處高速區(qū)最小，氣流分布均勻度最佳，直板型次之，弧板型最差；x=5D～6D段，管內(nèi)速度分布均已呈現(xiàn)均勻狀態(tài)。

圖6（a）和圖6（b）給出了水平出口管段對(duì)稱(chēng)截面以及橫截面顆粒質(zhì)量濃度分布云圖。如圖所示，在渦街發(fā)生體后方產(chǎn)生的旋渦作用及彎道后方的射流作用的綜合影響下水平管段的顆粒質(zhì)量濃度分布趨勢(shì)相似，局部略有不同。水平管段x=0～D段，渦街發(fā)生體后方產(chǎn)生的旋渦對(duì)顆粒質(zhì)量濃度分布有較大的影響，根據(jù)以上分析的不同板型的渦街發(fā)生體后方旋渦的湍動(dòng)性強(qiáng)弱程度、產(chǎn)生位置和持續(xù)范圍來(lái)看，曲板型均流板后方的顆粒分布最為均勻，截面顆粒質(zhì)量濃度從中心向邊界逐漸遞增；弧板型均流板后方的顆粒分布均勻程度最差，截面顆粒濃度分布呈上、下兩部分，上部濃度小而下部濃度大，由此也可以看出弧板型均流板對(duì)板后的氣流的擾動(dòng)程度較弱，不足以達(dá)到使顆粒均勻分布的目的；直板型均流板后方的顆粒分布均勻性居中，顆粒質(zhì)量濃度分布趨勢(shì)與曲板型均流板相似，但由濃度中心向邊界遞增的過(guò)程中梯度更大，而且在界面底部出現(xiàn)小面積高濃度區(qū)。水平管段x=D～6D段，顆粒質(zhì)量濃度分布趨勢(shì)基本一致，隨著氣流向出口發(fā)展的過(guò)程，管道上部的高濃度區(qū)域逐漸減小且濃度逐漸降低，管道下部顆粒質(zhì)量濃度逐漸增大，到出口處時(shí)上部和下部的顆粒濃度基本一致。由于弧板型均流板對(duì)板后的氣流的擾動(dòng)程度較弱，射流作用在此階段仍然對(duì)顆粒質(zhì)量濃度分布有影響，相對(duì)其他板型的均流板，弧板型均流板后方管道上部顆粒高濃度區(qū)范圍更大，均流效果最差。

隨著板間夾角的增大，板前方的流線體的降阻作用減弱，氣流對(duì)均流板迎風(fēng)面的沖擊力增加，均流板對(duì)氣體的擾動(dòng)作用增大，在氣流經(jīng)過(guò)彎管后產(chǎn)生的射流作用的綜合作用下顆粒沿流線體下方的聚集程度逐漸增加，板后較短距離x=0.5D處截面中心出現(xiàn)的高濃度區(qū)的濃度呈遞增趨勢(shì)；x=0.5D～D段，截面中心的局部高濃度區(qū)在板后的旋渦的作用下開(kāi)始擴(kuò)散，隨著板間夾角的增大板后的旋渦的湍動(dòng)作用增大，產(chǎn)生的擴(kuò)散作用增強(qiáng)，中心高濃度區(qū)完全擴(kuò)散開(kāi)的距離減小。在板間夾角達(dá)150°時(shí)，板后的旋渦的擴(kuò)散作用最劇烈，局部高濃度區(qū)在最短的距離內(nèi)就完全擴(kuò)散開(kāi)，在x=D界面處整個(gè)截面的濃度分布已經(jīng)十分均勻；隨后x=D～6D段，均流板的擾動(dòng)作用和氣流的射流作用隨氣流流動(dòng)方向逐漸減弱，顆粒自身的重力作用和擴(kuò)散作用逐漸增強(qiáng)，整個(gè)管道的氣流速度分布呈現(xiàn)出由上側(cè)向下側(cè)遞減的趨勢(shì)，隨著板間夾角的增加，截面上方的濃度逐漸減小，截面下方的濃度逐漸增加，整個(gè)截面的濃度梯度減小，分布更加均勻。

圖7給出了安裝不同板型及板間夾角均流板的管道內(nèi)壓降變化曲線。管內(nèi)安裝三角翼?yè)醢鍟r(shí)，隨著板間夾角的增大，均流板前方的流線體的有效迎風(fēng)面積增大，整個(gè)管道的有效流通面積隨之減小，整個(gè)管道的壓阻隨之呈直線上升趨勢(shì)，直板型和弧板型均流板使管內(nèi)壓降隨板間夾角的增大而劇烈變化，曲板型則隨板間夾角的增大變化不明顯，彎管中壓阻大小排序?yàn)榛“逍停局卑逍停厩逍?。安裝曲板型兩相均流板后彎管進(jìn)出口壓差較大的主要原因在于曲板的前方與空氣的接觸面積較大，而且曲板形狀會(huì)導(dǎo)致空氣在流經(jīng)曲面時(shí)產(chǎn)生一個(gè)向后的卷吸力，進(jìn)一步增加氣流流動(dòng)阻力，從而增加了管內(nèi)壓差。

圖7　管道內(nèi)壓降變化曲線Fig.7　Pressure drop profile of elbow

3　兩相均流板結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析

利用CFD軟件計(jì)算模擬彎管中安裝不同板型及板間夾角的兩相均流板時(shí)管內(nèi)氣固兩相運(yùn)動(dòng)分布特征，將速度、濃度和壓降值進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較分析。圖8（a）和圖8 （b）給出了不同的板型和板間夾角情況下速度與濃度分布標(biāo)準(zhǔn)偏差柱狀圖。結(jié)合以上的壓降變化曲線圖（圖7）可以看出，不同形狀的渦街發(fā)生體對(duì)管內(nèi)速度、濃度和壓降的影響程度各不相同，渦街發(fā)生體為弧板型時(shí)管內(nèi)氣流速度分布最均勻，直板型次之，曲板型最差；渦街發(fā)生體為曲板型時(shí)管內(nèi)顆粒質(zhì)量濃度分布最均勻，直板型次之，弧板型最差；渦街發(fā)生體為曲板型時(shí)管內(nèi)壓降最大，直板型次之，弧板型最小，但均小于安裝三角翼?yè)醢宓墓軆?nèi)壓降。雖然管內(nèi)安裝曲板型兩相均流板氣固兩相均流效果最佳，但管內(nèi)壓阻最大；弧板型兩相均流板的管內(nèi)壓阻最小，但兩相均流效果最差；直板型與曲板型兩相均流板的管內(nèi)均流效果相似，但隨著板間夾角的減小，直板型較曲板型進(jìn)出口壓降相對(duì)減少25%～45%。同時(shí)可以看到，板間夾角的變化也會(huì)影響管內(nèi)速度、濃度和壓降的變化，隨著板間夾角的增大，管內(nèi)的速度和濃度的分布呈階段性變化，但整個(gè)變化趨勢(shì)基本遵循板間夾角越大均勻程度越差的規(guī)律；管內(nèi)的壓降隨板件夾角的增大呈直線上升趨勢(shì)，直板型和弧板型均流板會(huì)使管內(nèi)壓降隨板間夾角的增大而劇烈變化，曲板型則隨板間夾角的增大變化不明顯。

圖8　橫截面速度、濃度計(jì)算結(jié)果Fig. 8　Simulation results of velocity vectors and particle concentration of cross-section

安裝兩相均流板要達(dá)到最佳效果，必須滿(mǎn)足氣流速度分布均勻、濃度分布均勻，而且在此前提下保證管內(nèi)壓降最小。從以上分析可知，板型和板間夾角會(huì)對(duì)管內(nèi)氣流速度和顆粒質(zhì)量濃度分布均勻性以及管內(nèi)壓降產(chǎn)生不同程度的影響，有利有弊，對(duì)速度分布均勻性、濃度分布均勻性以及管內(nèi)壓降賦予不同的權(quán)重，滿(mǎn)足條件的最優(yōu)結(jié)構(gòu)隨之不同?？紤]到本研究的目的是克服三角翼?yè)醢鍖?dǎo)致管內(nèi)壓降過(guò)大的缺點(diǎn)，將壓降變化產(chǎn)生的影響賦予最高權(quán)重，同時(shí)保留三角翼?yè)醢鍖?duì)顆粒質(zhì)量濃度有較好均勻效果的優(yōu)點(diǎn)，將管內(nèi)顆粒質(zhì)量濃度的分布均勻性賦予第二位權(quán)重。以此為判斷依據(jù)，使用軟件Design-Expert（美國(guó)Stat-Ease公司開(kāi)發(fā)的實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)軟件系統(tǒng)，該軟件在各類(lèi)多因素實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)和分析領(lǐng)域應(yīng)用廣泛）對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析、擬合曲線、建立數(shù)學(xué)模型并給予期望函數(shù)進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，當(dāng)速度標(biāo)準(zhǔn)偏差RSDv、濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差RSDc和壓降?p最小化時(shí)兩相均流板的結(jié)構(gòu)為最優(yōu)。設(shè)置兩相均流板的壓降標(biāo)準(zhǔn)偏差、濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差與速度標(biāo)準(zhǔn)偏差的權(quán)重系數(shù)分別為5、4、3（權(quán)重系數(shù)的取值范圍為1～5，默認(rèn)取值為3，該系數(shù)表示多個(gè)響應(yīng)之間的優(yōu)先級(jí)，數(shù)值越大優(yōu)先級(jí)越高[21]），預(yù)測(cè)響應(yīng)值的期望用式（2）進(jìn)行定義[22]

式中，lowj和highj分別是第j個(gè)響應(yīng)的最小值和最大值；wtj為權(quán)重；dj是計(jì)算獲得的第j個(gè)響應(yīng)期望值，期望值的取值范圍從0（響應(yīng)值在不能接受的范圍內(nèi)）到1（響應(yīng)值為最優(yōu)）。

表1　通過(guò)期望函數(shù)獲得的最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1　Optimum design parameters obtained by desired function

表1給出了不同板型條件下系統(tǒng)推薦的同時(shí)滿(mǎn)足較低壓降標(biāo)準(zhǔn)偏差值、較低濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差值與較低速度標(biāo)準(zhǔn)偏差值的優(yōu)化結(jié)構(gòu)尺寸，由表中期望值可以看出，當(dāng)兩相均流板的板型為直板型，板間夾角為75.49°時(shí)，期望值最高，為最優(yōu)結(jié)構(gòu)。

4　數(shù)值模擬結(jié)果與測(cè)試結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的正確性和計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，利用本研究建立的模型計(jì)算彎管內(nèi)安裝最優(yōu)兩相均流板結(jié)構(gòu)（渦街發(fā)生體板間夾角75.49°）時(shí)管道內(nèi)氣固兩相流的運(yùn)動(dòng)特性，同時(shí)將最優(yōu)結(jié)構(gòu)應(yīng)用于300 MW燃煤機(jī)組電除塵器入口處直角彎管內(nèi)，分別使用熱風(fēng)測(cè)速儀、ELPI和煙塵平行采樣儀現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量彎管段后方相連的直管段各截面的速度、顆粒濃度與壓強(qiáng)分布，將計(jì)算結(jié)果與工業(yè)性實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)的測(cè)試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

在氣流分布均勻性的實(shí)驗(yàn)中，利用微壓計(jì)和嶗應(yīng)3012H型自動(dòng)煙塵（氣）測(cè)試儀對(duì)直管段各截面的氣流速度和濃度分布情況進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量。沿氣流運(yùn)動(dòng)方向布置6個(gè)測(cè)試面(D，2D，3D，4D，5D，6D），每個(gè)測(cè)試面上測(cè)點(diǎn)布置為沿直管段高度方向(y方向)均勻布置8排、沿寬度方向(z方向)均勻布置8排，分別對(duì)比分析了各個(gè)截面上的氣流速度分布與顆粒質(zhì)量濃度分布的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果。以3D截面為例，圖9顯示了沿高度y方向和寬度z方向氣流速度分布與顆粒質(zhì)量濃度分布的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比情況，由圖可以看出現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得的數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)基本吻合，反映的出口直管段3D截面處的氣流速度和濃度分布規(guī)律與以上分析的氣固兩相流的運(yùn)動(dòng)特性結(jié)果一致。同時(shí)在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)中利用煙塵平行采樣儀對(duì)進(jìn)、出口阻力分布情況進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量（118.20 Pa），與模擬結(jié)果（121.3573 Pa）相對(duì)比，誤差為2.6%，也基本吻合。

圖9　數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Fig.9　Comparison diagram of numerical and experimental results at outlet— numerical results；? experimental results

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得的數(shù)據(jù)分別計(jì)算各截面氣相速度標(biāo)準(zhǔn)偏差與截面顆粒質(zhì)量濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差，與模擬結(jié)果對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)表2。二者平均誤差均為2%左右，均在可接受范圍內(nèi)，說(shuō)明利用此數(shù)值模擬方法，采用與300 MW燃煤機(jī)組電除塵器入口處直角彎管原型完全相同的幾何模型，可以詳細(xì)真實(shí)地模擬安裝有兩相均流板的彎管中氣固兩相運(yùn)動(dòng)分布特征，模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，證明了該方法可以很好地應(yīng)用于大型及具有復(fù)雜內(nèi)部結(jié)構(gòu)的除塵器入口彎頭的真實(shí)細(xì)致模擬。

表2　數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果標(biāo)準(zhǔn)偏差對(duì)比Table 2　Numerical and experimental results of RSD

5　結(jié)　論

（1）利用本研究提出的數(shù)值模擬方法可以詳細(xì)真實(shí)地模擬計(jì)算大型及具有復(fù)雜內(nèi)部結(jié)構(gòu)的除塵器入口彎管中氣固兩相流動(dòng)，模擬計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果吻合較好。

（2）在彎管內(nèi)安裝兩相均流板較安裝導(dǎo)流板/三角翼?yè)醢甯鼉?yōu)，既可以使氣固兩相流均勻分布又可以有效降低系統(tǒng)的壓阻。

（3）管內(nèi)安裝曲板型兩相均流板時(shí)氣固兩相均流效果最佳，但管內(nèi)壓阻最大；管內(nèi)安裝弧板型兩相均流板時(shí)管內(nèi)壓阻最小，但兩相均流效果最差；直板型與曲板型兩相均流板的管內(nèi)均流效果相似，但隨著板間夾角的減小，直板型較曲板型進(jìn)出口壓降相對(duì)減少25%～45%。

（4）隨著板間夾角的增大，管內(nèi)的氣流速度分布以及顆粒質(zhì)量濃度分布呈階段性變化，而管內(nèi)的壓阻則隨板間夾角的增大而增大。

（5）滿(mǎn)足較低壓降標(biāo)準(zhǔn)偏差值、較低濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差值與較低速度標(biāo)準(zhǔn)偏差值的結(jié)構(gòu)為板間夾角為75.49°的直板型兩相均流板。

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Motion and distribution of gas-solid two-phase flow in elbow with two-phase deflector

PAN Xiaohui, MA Chunyuan, CUI Lin
(National Engineering Laboratory for Coal-fired Pollutants Emission Reduction, Shandong University, Jinan 250061, Shandong, China)

Abstract:In view of the problem that gas-solid two-phase flow is not evenly distributed in the elbow of the entrance of flue gas pollutants removal system in the coal-fired power plant，a new two-phase deflector structure was put forward. CFD numerical simulation was employed to analyze the uniform effect of two-phase deflector and conventional deflector. The effect of the two-phase deflector on the distribution law of flow velocity and particle mass, and the effect of the plate shape and the plate angle on the uniform effect of two-phase deflector were simultaneously studied. Finally, the optimum structure of the two-phase deflector was obtained by the Design-Expert response surface method and CFD. The optimal structure was applied to the industrial test and the final result of the calculation and industrial test data were compared. The results showed that it is better to install two-phase deflector than deflector or delta wing baffle in the elbow because of the more uniform distribution and lower pressure drop. The flow velocity distribution and the particle mass concentration distribution changed gradually with the increase of the angle between the plates and the pressure drop of the elbow increased with theangle between the plates too. The optimum structure was the two-phase deflector with the angle of 75.49°and straight plate type. The comparison between the simulation and field measurements showed good agreement. The numerical simulation method proposed by this paper can be used to calculate gas-solid flows in the ESP inlet elbow with complex internal structure in detail.

Key words:two-phase flow; elbow; numerical simulation; homogenization; distribution

中圖分類(lèi)號(hào)：TQ 051.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：0438—1157（2016）06—2308—10

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151633

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51006063）；山東省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(2014EEM040)；山東省自主創(chuàng)新基金項(xiàng)目（2014ZZCX05201）；山東大學(xué)基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金項(xiàng)目（2014QY001-04)。

Corresponding author:Prof. MA Chunyuan, sdetechym@163.com