擋板的相對(duì)曲率對(duì)分離器入口局域流場(chǎng)流體力學(xué)性能的影響

張靜，劉曉亮，龔斌，李雅俠，吳劍華

（1天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2 沈陽化工大學(xué)遼寧省化工新技術(shù)轉(zhuǎn)移推廣中心，遼寧 沈陽 110142）

擋板的相對(duì)曲率對(duì)分離器入口局域流場(chǎng)流體力學(xué)性能的影響

張靜1，2，劉曉亮2，龔斌2，李雅俠2，吳劍華1，2

（1天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2沈陽化工大學(xué)遼寧省化工新技術(shù)轉(zhuǎn)移推廣中心，遼寧 沈陽 110142）

以立式圓筒體非均相分離器入口處的沖擊擋板為研究對(duì)象，探究擋板的結(jié)構(gòu)參數(shù)——相對(duì)曲率K對(duì)入口局域流體力學(xué)性能的影響。以水為介質(zhì)，在K= -0.15～0.25范圍內(nèi)，利用計(jì)算流體力學(xué)三維湍流數(shù)值模擬，研究了凹柱面K＞0、平面K= 0和凸柱面K＜0共3個(gè)類型的9種擋板結(jié)構(gòu)入口局域流場(chǎng)的壓力和阻力特性，分析了擋板結(jié)構(gòu)對(duì)分離器入口受限空間沖擊射流的影響機(jī)理。結(jié)果表明，隨著相對(duì)曲率的降低，擋板所受沖擊力下降，入口局域阻力下降。相對(duì)平擋板，K=-0.1的凸柱面擋板局域阻力相對(duì)降低2.8%，K=0.1的凹柱面擋板相對(duì)提高2.0%。在受限空間內(nèi)，擋板相對(duì)曲率改變了射流沖擊間距，影響了入口局域流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和靜壓力分布。凹柱面擋板有效地加長(zhǎng)了沖擊間距，限制了射流在沖擊區(qū)軸向和徑向擴(kuò)展。而凸柱面擋板則縮短了沖擊間距，有利于射流的擴(kuò)展。射流沖擊區(qū)對(duì)壁面射流區(qū)切向速度分布及擋板出口速度分布起到了決定性作用。

擋板；相對(duì)曲率；數(shù)值模擬；局域流場(chǎng)

對(duì)用于傳熱、反應(yīng)、分離等化工過程的容器而言，在入口處設(shè)置防沖擋板構(gòu)件屬于常規(guī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[1]。本文提出在立式圓筒體非均相分離器入口處安裝擋板構(gòu)件，以改變物料的流動(dòng)方向，使物料進(jìn)入主流場(chǎng)的方式由淹沒自由射流轉(zhuǎn)變?yōu)檠貓A筒體內(nèi)壁面切向流動(dòng)的壁面射流，降低入口對(duì)主流場(chǎng)的擾動(dòng)程度。如圖1所示，擋板構(gòu)件由垂直于入口的沖擊擋板和上下兩塊平擋板組成，3塊擋板與圓筒體內(nèi)壁面構(gòu)成了兩個(gè)對(duì)稱的長(zhǎng)方形截面出口（本文稱為擋板出口）。出口截面的速度分布對(duì)圓筒體內(nèi)流場(chǎng)分布特性及非均相混合物機(jī)械分離起到?jīng)Q定性作用。目前，該類型設(shè)備擋板結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取僅依賴工程經(jīng)驗(yàn)，沒有相關(guān)研究為擋板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論支撐。

圖1 立式圓筒體分離器

在擋板的作用下，分離器入口局域流場(chǎng)可以簡(jiǎn)化為小沖擊間距下的圓形湍流射流流動(dòng)。對(duì)圓形射流沖擊平板的研究表明[2-3]，在沖擊間距為入口管直徑d的2～10倍范圍內(nèi)，隨著沖擊間距的增加，徑向和法向最大時(shí)均速度降低，最大脈動(dòng)速度降低，射流半寬值增加。KNOWLES和MYSZKO[4]研究提出，沖擊間距為4d時(shí)，遠(yuǎn)離沖擊區(qū)的射流半寬值最小，對(duì)于小間距沖擊射流而言，沖擊間距4d是一個(gè)臨界值。采用煙線流動(dòng)可視化方法[5-9]對(duì)沖擊間距和柱面相對(duì)曲率（d/D）的實(shí)驗(yàn)研究表明，在沖擊間距為1d～4d的范圍內(nèi)，沖擊間距對(duì)凹柱面的流體力學(xué)性能影響較凸柱面強(qiáng)，射流沿凸柱面的流動(dòng)保持穩(wěn)定，顯示出良好的旋渦結(jié)構(gòu)；相對(duì)凸柱面和平面，凹柱面上的流動(dòng)不穩(wěn)定，主要表現(xiàn)為旋渦穩(wěn)定性降低并形成回流。對(duì)凸柱面和凹柱面小沖擊間距下的傳熱性能的分析表明，沖擊間距和曲率對(duì)傳熱系數(shù)影響較大[10-13]。MASON-SMITH和EDGINGTONMITCHELL等[14]利用紋影可視化和聲功率譜分析技術(shù)，研究了平板及柱面直徑為10d的凸柱面和凹柱面，提出由于凹柱面對(duì)射流的回流作用，抑制了超聲速流體沖擊音的形成。

從上述分析可以看出，沖擊間距和擋板曲率對(duì)射流流場(chǎng)的分布起決定性作用，對(duì)擋板內(nèi)部入口局域流場(chǎng)的影響較大，合理的擋板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是對(duì)該類型設(shè)備結(jié)構(gòu)研究與應(yīng)用的有力補(bǔ)充。為了比較擋板相對(duì)曲率對(duì)立式圓筒體非均相分離器入口局域流場(chǎng)的影響，本文以單相流體——水為介質(zhì)，運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent 6.3對(duì)凹柱面、平面和凸柱面3個(gè)類型的9種曲率擋板展開入口局域受限空間內(nèi)流體流動(dòng)特性研究，考察曲率參數(shù)對(duì)擋板的沖擊力和阻力性能的影響，并建立沖擊射流流場(chǎng)參數(shù)與擋板曲率參數(shù)之間的聯(lián)系。研究結(jié)論可以為工程實(shí)際中擋板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和使用提供技術(shù)支撐，為該類型設(shè)備非均相分離性能的理論研究提供參考。

1 物理模型及數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型

本文的研究對(duì)象為圓筒體入口擋板內(nèi)的局域流場(chǎng)，圖2對(duì)圖1所示分離器作抽象化處理。入口管在筒體的中部，設(shè)置沖擊擋板和上下兩塊平擋板相對(duì)入口管中心對(duì)稱。圓筒體公稱直徑DN為400mm，高度H為800mm，入口管內(nèi)徑d為30mm，沖擊擋板高度為h為100mm。工程中為了保證接管與筒體的焊接要求，入口接管一般采用插入式焊接[15]，本文設(shè)置角焊縫高度為5mm。

圖2分離器抽象結(jié)構(gòu)

擋板曲率是影響擋板內(nèi)局域流場(chǎng)的重要因素，出口截面形狀對(duì)圓筒體內(nèi)的主流場(chǎng)分布起到?jīng)Q定性的作用。在該類型設(shè)備的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，擋板曲率和出口寬度是重要的設(shè)計(jì)參數(shù)。為此，本文取5種凹柱面擋板[如圖2(b)所示]、平面擋板和3種凸柱面擋板，研究相對(duì)曲率（K=d/D=d/2R）對(duì)擋板內(nèi)局域流場(chǎng)的影響；其次，針對(duì)每種曲率的擋板分別取5種不同的出口寬度值研究出口寬高比（AR=b/h）對(duì)擋板內(nèi)局域流場(chǎng)的影響。本文中沖擊間距L作為曲率與出口寬度的混合參數(shù)，定義量綱為1沖擊間距為式(1)。

為了方便下文參數(shù)說明，定義凸柱面擋板的曲率為負(fù)值。在工程設(shè)計(jì)中，擋板的沖擊間距不宜太短，出口寬度也不宜太寬?？紤]這些因素，凸柱面擋板沖擊間距下限L/d≈ 1，出口寬度對(duì)應(yīng)取值。

1.2 實(shí)驗(yàn)參照

COOPER[2]和KNOWLES[4]等對(duì)沖擊平板的射流進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，相關(guān)的實(shí)驗(yàn)設(shè)備參數(shù)、流動(dòng)參數(shù)等數(shù)據(jù)如表1所示，為網(wǎng)格方案和湍流模型選取提供比較參考。

表1 實(shí)驗(yàn)和模擬參數(shù)

1.3 網(wǎng)格方案

本文對(duì)圓筒體內(nèi)流域采用邊長(zhǎng)為8的四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方案，圖3(a)為平擋板（AR=0.35）結(jié)構(gòu)在圖2所示對(duì)稱截面上局域網(wǎng)格分布。網(wǎng)格密度對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果有一定影響，鑒于本文的研究范圍，對(duì)入口局域進(jìn)行網(wǎng)格加密，加密區(qū)域?yàn)榘瑩醢寰钟蛄鲌?chǎng)在內(nèi)的120mm×120mm×120mm正方體；加密方案為在四面體網(wǎng)格邊上增加節(jié)點(diǎn)，即一個(gè)四面體網(wǎng)格被分成8個(gè)四面體網(wǎng)格，以降低最大網(wǎng)格體積。圖3(b)和圖3(c)分別為經(jīng)過一次和二次加密后對(duì)稱截面上的網(wǎng)格分布。

圖3 網(wǎng)格加密方案

運(yùn)用上述3種網(wǎng)格方案對(duì)表1的模擬參數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，取平擋板入口正前方100mm×100mm×100mm立方體，表2針對(duì)3種網(wǎng)格劃分方案的網(wǎng)格密度、最大網(wǎng)格體積以及最小網(wǎng)格體積進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。對(duì)擋板內(nèi)沖擊射流軸線上的軸向速度和x/L=0.5位置處軸向速度與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[2,4]之間進(jìn)行比較，得出平均偏差值?？梢钥闯?，網(wǎng)格經(jīng)過二次加密后，數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測(cè)量之間的平均偏差值低于10%。綜合計(jì)算精度和時(shí)間因素，本文對(duì)所有研究結(jié)構(gòu)的局域網(wǎng)格均進(jìn)行二次加密，使局域網(wǎng)格密度達(dá)到每立方厘米約840個(gè)體網(wǎng)格。

表2 網(wǎng)格分析（AR=0.35，K=0）

1.4 湍流模型選取

對(duì)于不可壓縮流體在不同湍流模型下的沖擊射流速度場(chǎng)的研究[16]表明，k-ε湍流模型較其他模型的普適性更好，壓力和速度耦合采用Simplec算法，動(dòng)量和能量方程的離散采用二階迎風(fēng)格式。入口邊界條件為質(zhì)量流量入口，圓筒體上下邊界條件為symmetry，所有壁面為光滑無滑移壁面，流動(dòng)介質(zhì)為單相不可壓縮流體水。

運(yùn)用Standardk–ε、RNGk–ε和Realizablek–ε3種湍流模型對(duì)表1的模擬參數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，引用COOPER等[2]在L/D=6條件下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，圖4(a)對(duì)射流軸線上量綱為1軸線速度進(jìn)行比較。經(jīng)過計(jì)算，3種模型軸線上軸向速度與COOPER等實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)最大偏差為22.1%、25.6%、16.7%，平均偏差為8.7%、9.9%、7.2%。可以看出，近擋板沖擊壁面處的數(shù)據(jù)偏差較大，而(L–x)/d＞0.4的軸向速度偏差相對(duì)較小。分析其原因在于，近擋板壁面處?kù)o壓力偏高，水和空氣受靜壓力影響存在一定差異。

對(duì)KNOWLES等[4]在L/D=10條件下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，圖4(b)為距離射流入口x/L=0.5位置處的軸向速度比較。3種模型在x/L=0.5處軸向速度與KNOWLES等實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)最大偏差為9.4%、7.2%、6.4%，平均偏差為5.3%、4.0%、3.1%。

圖4 湍流模型比較

從上述分析可以看出，Realizablek–ε湍流模型所得模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果最為接近。為此本文取兩個(gè)實(shí)驗(yàn)雷諾數(shù)的中值Re=8×104，采用Realizablek–ε湍流模型對(duì)3個(gè)類型9種曲率的擋板進(jìn)行模擬計(jì)算。

2 入口局域流體力學(xué)性能

2.1 擋板所受沖擊力

對(duì)于本文所述擋板結(jié)構(gòu)，與圓筒體焊接的線性長(zhǎng)度一致，擋板沿入口管線方向受力是焊縫抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)的依據(jù)。因此，對(duì)擋板沖擊壁面進(jìn)行壓力分析是該類型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的要求。

對(duì)擋板壁面靜壓進(jìn)行積分，得出擋板所受沖擊力（如圖5所示）。隨著擋板曲率的降低，沖擊力呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，其中凸柱面擋板總體較低，在AR=0.35時(shí)，較平擋板降低了41.6%。擋板出口寬高比對(duì)擋板沖擊力影響較大，在AR=0.25時(shí)，凹柱面擋板沖擊力迅速提高，凹柱面擋板（K=0.25）受沖擊力較平擋板高出234%；而在AR=0.35時(shí)，凹柱面擋板（K=0.1）受沖擊力較平擋板僅高出6.4%。

2.2 入口局域阻力

在立式圓筒體非均相分離設(shè)備入口設(shè)置擋板的主要目的是消耗流體的部分能量，以降低對(duì)主流場(chǎng)的擾動(dòng)程度，為非均相分離提供有利條件。以分離設(shè)備入口到擋板出口截面的流動(dòng)阻力為評(píng)價(jià)指標(biāo)，圖6分析了擋板相對(duì)曲率K和出口寬高比AR對(duì)入口局域阻力性能的影響。

由圖6可以看出，擋板局域阻力受相對(duì)曲率影響較大，尤其是凹柱面與凸柱面兩個(gè)類型之間存在較大差異。在本文的研究范圍內(nèi)，局域阻力系數(shù)隨著擋板曲率下降而提高，基本在0.96～1.09之間。

K=–0.1的凸柱面擋板平均阻力系數(shù)相對(duì)平擋板降低了2.8%；K=0.1的凹柱面擋板平均阻力系數(shù)相對(duì)平擋板提高了2.0%。

綜合擋板壁面壓力和擋板局域阻力性能的分析可以看出，在圓筒體入口流動(dòng)參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)一致的情況下，擋板結(jié)構(gòu)參數(shù)即相對(duì)曲率對(duì)擋板內(nèi)局域性能產(chǎn)生影響較大。

3 擋板的相對(duì)曲率對(duì)入口局域流場(chǎng)影響機(jī)理分析

圖5 擋板所受沖擊力比較

圖6 入口局域阻力分析

為解釋相對(duì)曲率對(duì)擋板內(nèi)局域流場(chǎng)流體力學(xué)性能的影響機(jī)理，以出口寬高比AR=0.35為例對(duì)入口局域流場(chǎng)進(jìn)行深入剖析，揭示擋板曲率對(duì)沖擊射流受限流動(dòng)的影響。如圖7所示，沖擊射流分為自由射流區(qū)（Ⅰ區(qū)）、沖擊區(qū)（Ⅱ區(qū)）和壁面射流區(qū)（Ⅲ區(qū)）。在沖擊區(qū)，射流存在顯著的流線彎曲，在沖擊區(qū)末尾幾乎變成平行于壁面的流動(dòng)狀態(tài)，即壁面射流。一些研究給出了圓形射流沖擊區(qū)的范圍，但不難看出，這些研究針對(duì)的沖擊間距較大[17]，而本文所述擋板結(jié)構(gòu)的沖擊間距在2d范圍內(nèi)，自由射流區(qū)線性長(zhǎng)度相對(duì)較短，沖擊區(qū)和壁面射流區(qū)受擋板曲率影響較大。

圖7 對(duì)稱橫截面上流線圖

3.1 入口局域壓力特性分析

對(duì)于圓形正沖擊射流，滯點(diǎn)的位置在入口管軸線與擋板的交點(diǎn)處。早期的文獻(xiàn)研究表明，對(duì)于L/d＞8.3的沖擊射流，滯點(diǎn)壓力與(L/d)2成反比[17-18]；對(duì)于L/d≤5.5的沖擊射流，受L/d的影響減小[19]。圖8以沖擊間距為橫坐標(biāo)，研究擋板相對(duì)曲率對(duì)擋板沖擊壁面上滯點(diǎn)壓力的影響。針對(duì)本文的擋板結(jié)構(gòu)，滯點(diǎn)壓力系數(shù)與沖擊間距之間的擬合關(guān)系如式(2)。

由圖8可以看出，滯點(diǎn)壓力隨著沖擊間距增加呈現(xiàn)非線性下降趨勢(shì)。比照?qǐng)D5，對(duì)于凹柱面擋板，出口加寬，沖擊間距加長(zhǎng)，滯點(diǎn)壓力下降，沖擊力也隨之下降。在出口寬高比較小的情況下，擋板所受壓力差距較大，與滯點(diǎn)壓力密切相關(guān)。

然而，K= –0.1的凸柱面擋板平均滯點(diǎn)壓力系數(shù)相對(duì)平擋板提高了3.6%；K=0.1的凹柱面擋板平均滯點(diǎn)壓力系數(shù)相對(duì)平擋板降低2.8%。即隨著擋板曲率的降低，沖擊間距縮短，滯點(diǎn)壓力提高，而沖擊力卻下降。為解釋這一現(xiàn)象，圖9選取凹柱面、平面和凸柱面3類典型擋板，描述擋板壁面和對(duì)稱截面上靜壓力系數(shù)分布，并將凹柱面和凸柱面擋板的沖擊壁面展開為平面。其中，靜壓力系數(shù)定義為式(3)。

由圖9可以看出，3類擋板的靜壓沿圓筒體軸向分布類似；在擋板的中心區(qū)域靜壓較高，周圍較低，在沖擊擋板與上下平擋板的交接位置略高；凹柱面擋板靜壓力分布沿?fù)醢逯芟蛳陆堤荻染徛?，?dǎo)致凹柱面擋板所受沖擊力較高；而凸柱面擋板的高靜壓區(qū)域集中，靜壓力沿?fù)醢逯芟蜓杆傧陆?，?dǎo)致凸柱面擋板所受沖擊力較平板低。

對(duì)比圖7和圖9，對(duì)稱截面和擋板沖擊壁面靜壓分布，在流線彎曲的射流沖擊區(qū)，壓力梯度較大，而出口處的壓力梯度相對(duì)較小。說明擋板局域壓力分布主要取決于沖擊射流的速度分布；其次，對(duì)壓力損失和速度損失分別進(jìn)行計(jì)算，發(fā)現(xiàn)速度損失大于壓力損失在3.60～19.93倍之間。為此，對(duì)擋板內(nèi)局域速度場(chǎng)進(jìn)行分析，以揭示相對(duì)曲率對(duì)受限空間內(nèi)沖擊射流的作用機(jī)理。

3.2 自由射流區(qū)——沖擊區(qū)流動(dòng)特性分析

對(duì)于擋板內(nèi)局域空間的受限流動(dòng)而言，射流軸向速度衰減性是判別沖擊區(qū)軸向范圍的依據(jù)，也是射流從入口到擋板之間，由動(dòng)能轉(zhuǎn)化為壓力能的過程。圖10對(duì)軸線上的軸向速度分布和軸線速度半值寬給出描述。

圖10(a)所示8種擋板（K= –0.10～0.25），由于沖擊間距＜2.0，自由射流區(qū)很短，軸向速度在入口處無明顯衰減；x/L＞0.5時(shí)軸向速度迅速衰減到擋板壁面處的零值；隨著擋板相對(duì)曲率逐漸降低，凹柱面擋板軸向速度下降，并逐漸向平擋板靠近；曲率最大（K=0.25）的擋板相對(duì)平擋板速度平均值高5.2%，K=0.1的擋板相對(duì)平擋板速度平均值高2.0%；凸柱面擋板的軸向速度在x/L=0.2～0.8區(qū)間明顯低于其他擋板結(jié)構(gòu)，K=–0.1的擋板相對(duì)平擋板速度平均值低7.5%。

在擋板出口截面尺寸一致的情況下，沖擊間距L隨著擋板曲率的降低而縮短，沿軸線方向速度衰減加快，流動(dòng)阻力減小。在滯點(diǎn)處，流體動(dòng)能完全轉(zhuǎn)化為壓力能，導(dǎo)致?lián)醢宓臏c(diǎn)壓力隨著曲率的下降而提高。

圖8 擋板沖擊壁面滯點(diǎn)壓力系數(shù)比較

圖9 擋板局域靜壓力系數(shù)分布

由圖10(b)中明顯看出，3類擋板結(jié)構(gòu)軸向速度半值寬曲線存在較大差異。隨著擋板曲率的降低，曲線的線性部分相對(duì)縮短，即自由射流區(qū)沿射流軸向范圍縮短，沖擊區(qū)范圍加長(zhǎng)。其中，凹柱面擋板（K=0.1）為x/L=0.6，平擋板為x/L=0.5，凸柱面擋板（K= –0.1）沖擊區(qū)軸向長(zhǎng)度為x/L=0.4。對(duì)于凹柱面擋板，在x/L＜0.73范圍內(nèi)，隨著擋板曲率的降低，半寬值下降，射流徑向擴(kuò)展逐漸減弱；在x/L＞0.73范圍內(nèi)，隨著凹柱面擋板曲率的降低，半寬值提高，射流徑向擴(kuò)展增強(qiáng)。

在沖擊區(qū)，凹柱面擋板沖擊射流徑向擴(kuò)展與現(xiàn)有平擋板的研究[17，19-20]存在很大差異。如圖10(b)所示，在凹柱面擋板近壁面區(qū)域，射流軸向速度半值寬迅速下降；凸柱面擋板的射流徑向擴(kuò)展趨勢(shì)與平擋板類似，凸柱面擋板的擴(kuò)展速度更快。

為說明近壁面區(qū)域射流徑向擴(kuò)展受擋板曲率影響的原因，圖11對(duì)擋板局域軸向速度云圖進(jìn)行描述。比照?qǐng)D7中的流線可以看出，凹柱面擋板的形狀導(dǎo)致射流在擋板壁面附近流線彎曲角小于90°，使沖擊區(qū)受到擠壓，限制了射流軸向速度的徑向擴(kuò)展；而凸柱面擋板的形狀導(dǎo)致射流在擋板壁面附近流線彎曲角大于90°，有利于射流軸向速度的徑向擴(kuò)展。

圖10 軸向速度分析

圖11 軸向速度分布

3.3 沖擊區(qū)——壁面射流區(qū)流動(dòng)特性分析

圖12所示為壁面切向速度最大值沿射流徑向分布，隨著擋板曲率的下降，近壁面切向速度提高。其中，凹柱面擋板隨著相對(duì)曲率增大，最大速度峰值下降，但位置基本不變（y/d=0.8）；平擋板最大速度峰值utm/uin=0.80（位置y/d=0.88）；凸柱面擋板速度峰值位置y/d= 0.88。

圖12 擋板近壁面切向速度最大值

為了更直接地說明沖擊射流在壁面射流區(qū)流動(dòng)狀態(tài)對(duì)擋板出口的影響，本文定義擋板法向?yàn)閥1軸（如圖11所示），以方便描述壁面射流區(qū)的切向速度特征。并取y/d=1.33處擋板法向線位置，分別對(duì)壁面射流區(qū)切向速度剖面進(jìn)行分析。

切向速度剖面以切向最大速度及其半值寬為速度和長(zhǎng)度比尺，對(duì)切向速度的衰減性進(jìn)行分析，如圖13所示?？梢钥闯?，在擋板近壁面（y1/b1/2＜1.5）擋板結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壁面射流速度分布影響很??；量綱為1切向速度最大值所處位置基本保持在y1/b1/2=0.32～0.40之間；在2＜y1/b1/2＜6.5區(qū)間，隨著曲率下降，切向速度提高；對(duì)于平擋板和凸柱面擋板，切向速度明顯高出凹柱面擋板。

圖13 壁面射流區(qū)切向速度剖面

對(duì)壁面切向速度的分析同樣說明，隨著相對(duì)曲率的降低，射流沖擊區(qū)徑向呈現(xiàn)加寬趨勢(shì)。其次，隨著相對(duì)曲率的降低，沖擊區(qū)切向速度最大值提高；壁面射流區(qū)切向速度最大值和近出口處速度剖面提高，即隨著曲率的降低，擋板出口截面速度提高，流動(dòng)阻力下降。

4 結(jié)論

在立式圓筒體非均相分離器入口處安裝擋板構(gòu)件，研究沖擊擋板結(jié)構(gòu)參數(shù)，即相對(duì)曲率對(duì)入口局域壓力場(chǎng)和阻力性能的影響，分析了相對(duì)曲率對(duì)受限空間沖擊射流流體力學(xué)性能的影響機(jī)理，為該類型分離器擋板設(shè)計(jì)提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。得到以下具體結(jié)論。

（1）沖擊射流滯點(diǎn)壓力與出口寬高比和相對(duì)曲率的混合參數(shù)，即沖擊間距相關(guān)，隨著沖擊間距的縮短，滯點(diǎn)壓力提高。然而，隨擋板相對(duì)曲率的降低，靜壓力分布沿?fù)醢逯芟蛳陆档奶荻忍岣撸瑢?dǎo)致?lián)醢逅軟_擊力下降。

（2）擋板內(nèi)局域阻力以速度損失為主，速度損失大于壓力損失在3.60～19.93倍。隨擋板相對(duì)曲率的降低擋板入口局域阻力降低。

（3）在射流沖擊Ⅱ區(qū)，凹柱面擋板相對(duì)平面擋板的流線彎曲＜90°，導(dǎo)致射流徑向收縮，同時(shí)縮短了沖擊區(qū)的軸向長(zhǎng)度。而凸柱面擋板對(duì)射流沖擊區(qū)的作用正好相反。

（4）在壁面射流Ⅲ區(qū)，切向速度最大值及近出口處的速度剖面均隨著曲率的下降而提高，即凹柱面擋板有效降低了出口速度，而凸柱面擋板出口處切向速度提高。

符號(hào)說明

AR——擋板出口寬高比

b——擋板出口寬度，mm

b1/2——射流半值寬，mm

Cp——靜壓力系數(shù)

Cps——滯點(diǎn)壓力系數(shù)

D——擋板直徑，mm

d——入口管直徑，mm

F——沖擊力，N

H——圓筒體高度，mm

h——沖擊擋板高度，mm

K——相對(duì)曲率

L——沖擊間距，mm

P——靜壓力，Pa

u——速度，m/s

x——沖擊射流軸向距離，mm

y——沖擊射流徑向距離，mm

y1——擋板法向距離，mm

ρ——密度，kg/m3

ζ—— 局域阻力系數(shù)

下角標(biāo)

in —— 沖擊射流入口

x—— 沖擊射流軸向

t —— 擋板切向

tm —— 擋板切向參數(shù)最大值

0 —— 平擋板（K= 0.0）

[1] 中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局，中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì). 熱交換器: GB/T 151—2014[S]. 北京: 中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2015.General Administration of Quality Supervision，Inspection and Quarantine of the People’s Republic of China，Standardization Administration of the People’s Republic of China. Heat exchangers:GB/T 151—2014[S]. Beijing: Standards Press of China，2015.

[2] COOPER D，JACKSON D C，LAUNDER B E，et al. Impinging jet studies for turbulence model assessment——Ⅰ. Flow-field experiments[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer，1993，36（10）：2675-2684.

[3] WIENAND J，RIEDELSHEIMER A，WEIGAND B. Numerical study of a turbulent impinging jet for different jet-to-plate distances using two-equation turbulence models[J]. European Journal of Mechanics B：Fluids，2017，61：210-217.

[4] KNOWLES K，MYSZKO M. Turbulence measurements in radial wall-jets[J]. Experimental Thermal & Fluid Science，1998，17（1/2）：71-78.

[5] FLEISCHER A S，KRAMER K，GOLDSTEIN R J. Dynamics of the vortex structure of a jet impinging on a convex surface[J].Experimental Thermal & Fluid Science，2001，24（3/4）：169-175.

[6] CORNARO C，F(xiàn)LEISCHER A S，GOLDSTEIN R J. Flow visualization of a round jet impinging on cylindrical surfaces[J].Experimental Thermal & Fluid Science，1999，20（2）：66-78.

[7] 毛軍逵，繆國(guó)君，劉震雄. 受限空間內(nèi)斜向沖擊凹柱面流場(chǎng)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2010，25（1）：11-17.MAO Junkui，MIU Guojun，LIU Zhenxiong. Experimental study of the flow structures of the concave surface with inclined impingement in limited space[J]. Journal of Aerospace Power，2010，25（1）：11-17.

[8] 繆國(guó)君. 狹小受限曲面空間內(nèi)沖擊流動(dòng)與換熱特性研究[D]. 南京：南京航空航天大學(xué)，2007.MIU Guojun. Investigations of flow characteristics and heat transfer of impingement on curved surfaces in a limited narrow space[D].Nanjing ：Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，2007.

[9] 沈瑾，繆國(guó)君，毛軍逵，等. 小沖擊間距下帶傾角沖擊凹柱面流場(chǎng)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)研究[J]. 推進(jìn)技術(shù)，2010，31（2）：187-192.SHEN Ji，MIU Guojun，MAO Junkui，et al. Experimental，investigations for the flow structures on the concave surface with inclined impingement in small distance[J]. Journal of Propulsion Technology，2010，31（2）：187-192.

[10] LEE D H，CHUNG Y S，KIM D S. Turbulent flow and heat transfer measurements on a curved surface with a fully developed round impinging jet[J]. International Journal of Heat & Fluid Flow，1997，18（1）：160-169.

[11] LEE D H，CHUNG Y S，KIM M G. Technical note turbulent heat transfer from a convex hemispherical surface to a round impinging jet[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer，1999，42（6）：1147-1156.

[12] CORNARO C，F(xiàn)LEISCHER A S，ROUNDS M，et al. Jet impingement cooling of a convex semi-cylindrical surface[J].International Journal of Thermal Sciences，2001，40（10）：890-898.

[13] LEE C H，LIM K B，LEE S H，et al. A study of the heat transfer characteristics of turbulent round jet impinging on an inclined concave surface using liquid crystal transient method[J].Experimental Thermal & Fluid Science，2007，31（6）：559-565.

[14] MASON-SMITH N，EDGINGTON-MITCHELL D，BUCHMANN N A，et al. Shock structures and instabilities formed in an underexpanded jet impinging on to cylindrical sections[J]. Shock Waves，2015，25（6）：1-12.

[15] 中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局，中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì). 壓力容器 第3部分：設(shè)計(jì)：GB/T 150.3—2011 [S]. 北京： 中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2012.General Administration of Quality Supervision，Inspection and Quarantine of the People’s Republic of China，Standardization Administration of the People’s Republic of China. Pressure vessels—Part 3：Design：GB/T 150.3—2011[S]. Beijing：Standards Press of China，2012.

[16] 平艷. 沖擊射流數(shù)值模擬中湍流模型的分析與對(duì)比[D]. 天津：天津大學(xué)， 2012.PING Yan. Analysis and comparison of turbulence model in simulation of impinging jet flow [D]. Tianjin：Tianjin Uiversity，2012.

[17] BELTAOS S，RAJARATNAM N. Impingement of axisymmetric developing jets[J]. Journal of Hydraulic Research，1977，15（4）：311–326.

[18] BELTAOS S，RAJARATNAM N. Impinging circular turbulent jets[J].Journal of the Hydraulics Division，1974，100（10）：1313-1328

[19] GIRALT F，CHIA C J，TRASS O. Characterization of the impingement region in an axisymmetric turbulent jet[J]. Industrial &Engineering Chemistry Fundamentals，1977，16（1）：21-28.

[20] BELTAOS S，RAJARATNAM N. Plane turbulent impinging jets[J].Journal of Hydraulic Research，1973，11（1）：29-59.

Effect of inlet baffle curvature ratio on the local flow fields in a separator

ZHANG Jing1，2，LIU Xiaoliang2，GONG Bin2，LI Yaxia2，WU Jianhua1，2
（1School of Chemical Engineering & Technology，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2Center of New Chemical Technology Transfer and Promotion Liaoning Province，Shenyang University of Chemical Technology，Shenyang 110142，Liaoning，China）

The purpose of this paper is to investigate the flow characteristics of local flow field in the vertical cylinder separator with inlet baffle at different curvature ratios (K). Computational fluid dynamics（CFD） was used to numerically calculate the three-dimensional turbulent flow for separators. The effect ofKvalues was researched within the scope of -0.15—0.25 and baffles were classified into concave surfaceK>0，plateK=0 and convex surfaceK<0. The stagnation pressure and local resistance were calculated. Water was used as working fluid. The mechanism was analyzed at differentKvalues about impinging jet in limited narrow space of separator inlet.The results showed that the impact on the baffle wall and the local flow resistance declines with the decrease of the curvature ratioKin the separator inlet. The average local resistance coefficient ofK= -0.1 is 2.8% lower than that ofK=0，andK= 0.1 is 2.0% higher. The local flow structures and the static pressure distribution were altered by differentK. For the case of concave surface，jet expansion was limited in the impacted area due to the enlarging of jet exit-to-surface distanceL. On the contrary，the convex surface was beneficial to the impinging jet expansion. Distribution of tangential velocity in wall jet region and baffle outlet was deeply affected by impacted area.

baffle；curvature ratio；numerical simulation；local flow field

O358

A

1000–6613（2017）11–3963–09

10.16085/j.issn.1000-6613.2017-1083

2017-06-06；修改稿日期2017-07-07。

國(guó)家自然科學(xué)基金（51506133）、遼寧省自然科學(xué)基金(201602595)及遼寧省博士科研啟動(dòng)基金(201601199) 項(xiàng)目。

張靜（1971—），女，博士研究生，副教授。聯(lián)系人吳劍華，教授，研究方向?yàn)榛み^程強(qiáng)化。E-mail：syhgdx_wjh@163.com。