整流板對(duì)T型分流三通管局部阻力特性影響的數(shù)值研究

李 優(yōu)，葉學(xué)民，周 飛，李春曦

（華北電力大學(xué)電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 保定 071003）

在復(fù)雜的管網(wǎng)系統(tǒng)中，三通管作為分流的主要部件，廣泛應(yīng)用于各個(gè)領(lǐng)域。流體經(jīng)過(guò)三通管后，在三通管下游形成漩渦，會(huì)出現(xiàn)流體總壓和能量的損失，三通管的局部阻力對(duì)管道的流量分配及管路系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)運(yùn)行有著顯著影響。因此，開(kāi)展三通管道的阻力特性及結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究，對(duì)流體分配平衡及安全經(jīng)濟(jì)輸送具有實(shí)際參考價(jià)值。

近年來(lái)，數(shù)值計(jì)算技術(shù)以其計(jì)算速度快、靈活性強(qiáng)、結(jié)果可靠等優(yōu)點(diǎn)，越來(lái)越廣泛地應(yīng)用于管道設(shè)計(jì)與優(yōu)化。目前，關(guān)于三通管的阻力特性已開(kāi)展了許多有意義的探索。Costa等人[1]對(duì)圓角和尖角90°三通管進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，得出分支管局部阻力大于主管，圓角三通分支管回流區(qū)較小，從而降低了其局部阻力。Benes等人[2]用EARSM模型模擬了方形和圓形三通管結(jié)構(gòu)，得到其內(nèi)部壓力分布。陳江林等[3]對(duì)T型三通管水力特性進(jìn)行數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究，指出垂直支管能量損失約為水平支管的3.25倍，水平支管能量損失隨管徑比增大而減小。石喜等[4]對(duì)2種PVC三通管進(jìn)行研究，得到三通管局部阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化。Kou等人[5]指出樹(shù)狀管網(wǎng)的局部阻力隨支管長(zhǎng)度比、支管數(shù)量的增大而減小。鞏啟濤等[6]采用數(shù)值計(jì)算方法模擬了大直徑三通管的局部阻力系數(shù)隨管徑比、管間夾角的變化。

為降低三通管的阻力特性，多位學(xué)者開(kāi)展了結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究。Li等人[7]運(yùn)用實(shí)驗(yàn)與模擬相結(jié)合的方法，指出在三通及彎頭回流區(qū)安裝適當(dāng)高度的楔形部件可減小局部阻力。Gao等人[8]在管道分流處安裝整流板來(lái)減小局部阻力，并討論了整流板的安裝位置及整流板型式。Zhang和Li等人[9]采用在并聯(lián)管路的入口安裝整流板的措施降低支管阻力，確定了整流板的最佳形式和位置。Gao等人[10]仿生植物分枝，分析突出結(jié)構(gòu)的阻力機(jī)理，得出有突出結(jié)構(gòu)的三通管阻力明顯降低。張婉卿等[11]對(duì)分水器三通管路進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，指出在二次流區(qū)域安裝導(dǎo)流片可以起到減阻效果。Li等人[12]對(duì)彎頭與匯流三通組合管中減阻部件的形狀進(jìn)行了研究，得到橢圓形部件減阻效果最好，指出減阻部件形式與流態(tài)有關(guān)。

上述研究表明，三通管中由于回流區(qū)產(chǎn)生較大的局部阻力，通過(guò)安裝整流板、減阻部件等措施可有效減阻。整流板是安裝某一特定板狀裝置，通過(guò)消除漩渦、減小截面流動(dòng)不均勻性，從而達(dá)到改善流動(dòng)狀態(tài)、降低流動(dòng)損失的目的，多用于大直徑彎管或煙道轉(zhuǎn)向室等場(chǎng)合。減阻部件多為翼形或橢圓形等非板狀裝置，其通過(guò)改善內(nèi)部流動(dòng)達(dá)到降低局部阻力的效果，多用于小管徑管道或小空間的場(chǎng)合。通常T型分流三通側(cè)支管回流區(qū)面積較大，而在其內(nèi)部安裝整流板來(lái)減阻的研究較少。為此，本文以某電廠熱一次風(fēng)管道中分流三通為物理模型，并通過(guò)能量耗散分析，得到整流板形式及尺寸對(duì)分流三通管阻力特性的影響，旨在為大直徑分流三通管的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供指導(dǎo)。

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

為便于后續(xù)分析，定義三通管上游段為主管，下游垂直段為側(cè)支管，下游水平段為直支管，流量比q為側(cè)支管與直支管質(zhì)量流量之比，高徑比h為整流板高度H與側(cè)支管內(nèi)徑之比，長(zhǎng)徑比l為整流板長(zhǎng)度S1與側(cè)支管內(nèi)徑之比。

圖1 為三通管道幾何模型，管內(nèi)流體為370 ℃的高溫空氣，入口流速為11.35 m/s。主管和直支管管徑相同，為1 812 mm，側(cè)支管管徑為1 308 mm。為排除入口及出口對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，三通管的上游及下游管長(zhǎng)均為20倍管徑。為保證計(jì)算域內(nèi)流體處于充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)截面選取在三通管上游2倍管徑和下游12倍管徑處[13]。

圖1 三通管道幾何模型Fig.1 Geometric model of the pipe tee

圖2 為不同形式整流板幾何模型，其中方案2和方案1的前緣與尾緣尺寸參數(shù)相同，與S面相切。方案2和方案3前緣面弧度根據(jù)內(nèi)部流線確定，整流板的幾何參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 整流板的幾何參數(shù)Tab.1 Size parameters of various rectifier plates

圖2 不同形式整流板幾何模型Fig.2 Geometric models of different types of the rectifier plates

為簡(jiǎn)化計(jì)算做以下假設(shè)：1）流動(dòng)為不可壓縮的穩(wěn)態(tài)湍流，入口流場(chǎng)均勻，不存在漩渦；2）忽略流體間的換熱影響，始終保持在370 ℃。

1.2 網(wǎng)格劃分

采用ICEM對(duì)三通管道幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。

圖3 三通管道網(wǎng)格示意Fig.3 Mesh generation of the pipe tee

為提高計(jì)算精度和速度，在三通管的上游和下游生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，利用O型剖分提高網(wǎng)格質(zhì)量，在三通處采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行局部加密。結(jié)構(gòu)網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格通過(guò)Interface傳遞數(shù)據(jù)。近壁面區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法，因此需要考慮第1層網(wǎng)格高度對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，取y+=30[14]，可得第1層網(wǎng)格高度為3.6 mm。

1.3 邊界條件及求解器的選擇

進(jìn)口采用速度入口，空氣流動(dòng)方向垂直于入口截面。出口邊界采用outflow。操作壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，參考點(diǎn)為側(cè)支管出口的中心點(diǎn)。管壁采用無(wú)滑移壁面邊界條件，即認(rèn)為緊貼壁面的流體流速與壁面速度相等，管材為新無(wú)縫鋼管，絕對(duì)粗糙度選取0.06 mm[15]，忽略重力對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。

計(jì)算模型選擇帶有旋流修正的Realizablek-ε湍流模型?；诜€(wěn)定湍流假設(shè)，采用穩(wěn)態(tài)求解器進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，壓力和速度耦合采用SIMPLEC算法[6]。當(dāng)各項(xiàng)參數(shù)殘差均小于10–4，進(jìn)出口流量偏差小于0.1%時(shí)，認(rèn)為計(jì)算結(jié)果收斂。

1.4 局部阻力系數(shù)及能量耗散

三通管道局部阻力系數(shù)計(jì)算公式為[8,16]：

式中：ζ01為主管與側(cè)支管的局部阻力系數(shù)；ζ02為主管與直支管的局部阻力系數(shù)；p為靜壓；ρ為流體密度；u0、u1、u2分別為主管、側(cè)支管、直支管監(jiān)測(cè)截面處的平均流速；λ為沿程阻力系數(shù)，當(dāng)4 000＜Re＜105時(shí)，λ=0.316 4/Re0.25，當(dāng)105＜Re＜3×106時(shí)，λ=0.003 2+0.221Re–0.237；δ為減阻率；ζa為原結(jié)構(gòu)局部阻力系數(shù)；ζv為加整流板后局部阻力系數(shù)。

能量耗散表示機(jī)械能轉(zhuǎn)化為熱能而造成能量損失，其包括黏性耗散φμ和由于速度脈動(dòng)引起的湍流耗散φtur[17]。本文采用能量耗散對(duì)三通管的損失進(jìn)行分析，計(jì)算模型為：

由于雷諾時(shí)均法（RANS）計(jì)算結(jié)果為時(shí)均值，無(wú)法獲得脈動(dòng)參數(shù)。根據(jù)Kock[18]假設(shè)可得到

式中ε為湍流耗散率。

1.5 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

采用數(shù)值模擬方法對(duì)物理問(wèn)題求解時(shí)，需排除網(wǎng)格密度對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。圖4給出了不同網(wǎng)格密度下原結(jié)構(gòu)側(cè)支管的局部阻力系數(shù)。由圖4可見(jiàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為162萬(wàn)時(shí)，其局部阻力系數(shù)與237萬(wàn)網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果十分接近?？紤]到計(jì)算精度與模擬時(shí)間，采用網(wǎng)格數(shù)量為162萬(wàn)的網(wǎng)格密度對(duì)該模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，其他模型也以此確定網(wǎng)格密度。

圖4 網(wǎng)格密度對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響Fig.4 Effect of mesh density on the calculation results

石喜等[4]對(duì)PVC三通管進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，得到不同分流比下的局部阻力系數(shù)。采用本文的計(jì)算方法對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬，并與其進(jìn)行比較，結(jié)果如圖5所示。由圖5可見(jiàn)，模擬值與實(shí)驗(yàn)值吻合良好，其最大偏差為3.6%。因此，本文選取的計(jì)算方法可以反映三通管內(nèi)的流動(dòng)特征。

圖5 局部阻力系數(shù)隨流量比q的變化Fig.5 Variations of local resistance coefficient with flow ratio q

2 結(jié)果與分析

2.1 整流板形式影響

2.1.1 內(nèi)流特征

圖6 為安裝不同形式整流板三通管處流場(chǎng)。由圖6可見(jiàn)：未安裝整流板時(shí)，在側(cè)支管的背流側(cè)形成大面積低速回流區(qū)，這是側(cè)支管局部阻力較大的主要原因[4]；安裝整流板后，側(cè)支管內(nèi)回流區(qū)面積明顯減小，其主要集中在整流板尾緣，而側(cè)支管迎流側(cè)及直支管內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)幾乎不變。方案1和方案2整流板尾緣的低速區(qū)面積較大，這是因?yàn)檎靼逦簿墡缀涡巫冚^大，使流體與整流板發(fā)生分離所致。方案3整流板后低速回流區(qū)面積較小，流場(chǎng)相對(duì)均勻，流動(dòng)狀態(tài)改善效果較好。

圖6 安裝不同形式整流板三通管處流場(chǎng)Fig.6 Flow fields of pipe tees with various rectifier plates

2.1.2 阻力特性

三通管道的內(nèi)流特征直接影響其阻力特性。圖7為不同方案三通管局部阻力系數(shù)隨流量比q的變化。由圖7可見(jiàn)，安裝不同形式的整流板后，局部阻力系數(shù)ζ01均有不同程度降低，而直支管局部阻力系數(shù)ζ02基本不變。其中方案3的ζ01最小，且其隨流量比先減小后增大。當(dāng)q=0.2時(shí)，方案3側(cè)支管局部阻力系數(shù)略大于方案2，這是因?yàn)榱髁勘容^小時(shí)，側(cè)支管內(nèi)回流區(qū)面積較大，方案2整流板影響范圍較大，使得方案2側(cè)支管局部阻力系數(shù)較小。已有研究表明，彎管與分流三通管道中橢圓形減阻部件效果最好[12]，而在分流三通中，由于方案2整流板高度較高，引起流體脫落，在其尾部形成了低速回流區(qū)（圖6c)），增大了局部阻力。

圖7 不同方案三通管局部阻力系數(shù)隨流量比q的變化Fig.7 Variations of local resistance coefficient with flow rate q of the pipe tees with different rectifier plates

2.1.3 能量耗散分布

流體流入側(cè)支管時(shí)，產(chǎn)生明顯變形，通過(guò)能量耗散圖即可顯示損失產(chǎn)生位置。圖8為不同方案三通管的能量耗散分布。

圖8 不同整流板三通內(nèi)部能量耗散分布Fig.8 Energy dissipation of pipe tees with different rectifier plates

由圖8可見(jiàn)，分流三通管中側(cè)支管背流側(cè)能量耗散較大，能量耗散最大值在側(cè)支管入口中間處，在垂直于流體的流動(dòng)方向，能量耗散分布呈“月牙”形，且沿流動(dòng)方向“月牙”逐漸減小。添加整流板后，側(cè)支管入口處能量耗散明顯減小，而方案1和方案2整流板尾緣處能量耗散值較大，其主要是因?yàn)檎靼逦簿壠露容^大，形成低速回流區(qū)使能量耗散增大。方案3中側(cè)支管入口處流動(dòng)狀態(tài)與方案2幾乎相同，整流板尾緣能量耗散值較小。

2.2 整流板高度影響

2.2.1 阻力特性

上述研究表明，方案3的減阻效果最好。因此，選擇方案3探究整流板高度對(duì)局部阻力的影響。圖9為側(cè)支管局部阻力系數(shù)和減阻率隨高徑比h的變化。由圖9可見(jiàn)，在h＜0.42時(shí)，當(dāng)流量比q較小時(shí)，側(cè)支管局部阻力系數(shù)ζ01隨整流板h增加而減??；q較大時(shí)，隨h增加，ζ01先減小后增大，且隨q增加，ζ01最小值對(duì)應(yīng)的整流板高度降低。圖9b)顯示，流量比q較小時(shí)，減阻率δ隨整流板高徑比h的增加而增大；q較大時(shí)，隨h增加，δ先增大后減小，減阻率最大為40.6%。這是因?yàn)楫?dāng)q較小時(shí)，側(cè)支管內(nèi)回流區(qū)面積較大，使局部阻力系數(shù)隨整流板高度增加而降低；而當(dāng)q較大時(shí)，回流區(qū)面積減小，整流板高度大于回流區(qū)寬度導(dǎo)致局部阻力增加。

圖9 側(cè)支管局部阻力系數(shù)和減阻率隨高徑比變化Fig.9 Variations of local resistance and drag reduction rate with h of side branch pipe

已有研究表明，在彎管與匯流三通的組合管中，減阻部件h=0.25時(shí)減阻效果最好[7]。對(duì)于分流三通，其側(cè)支管內(nèi)回流區(qū)面積相對(duì)較大，當(dāng)h=0.38時(shí)，其減阻效果最好，減阻率為40.6%。

2.2.2 能量耗散分布

圖10 為安裝不同高度整流板三通管的能量耗散分布。由圖10可見(jiàn)，整流板高度較低時(shí)能量耗散主要集中在管道中間位置，主要由于流體進(jìn)入側(cè)支管時(shí)發(fā)生變形引起；整流板高度較高時(shí)，能量耗散主要在整流板尾緣處，主要由于高度較高引起尾緣流體脫落，使整流板尾部形成低速回流區(qū)，引起了能量耗散增加。

圖10 安裝不同高度整流板時(shí)三通管內(nèi)的能量耗散分布Fig.10 Energy dissipation distribution of pipe tees with different heights of rectifier plates

2.3 整流板長(zhǎng)度影響

2.3.1 阻力特性

為探究整流板長(zhǎng)度對(duì)局部阻力的影響，改變方案3中整流板長(zhǎng)度，圖11為側(cè)支管局部阻力系數(shù)和減阻率隨整流板長(zhǎng)徑比l的變化。由圖11可見(jiàn)，整流板長(zhǎng)度對(duì)局部阻力系數(shù)影響較小。在l＜3.9時(shí)，當(dāng)流量比q較小時(shí)，側(cè)支管局部阻力系數(shù)ζ01隨整流板長(zhǎng)徑比l增加而減??；當(dāng)q=0.6時(shí)，隨l增加，ζ01先減小后趨于不變；當(dāng)q較大時(shí)，ζ01隨整流板長(zhǎng)度增加而略微提高。

圖11 側(cè)支管局部阻力系數(shù)和減阻率隨長(zhǎng)徑比的變化Fig.11 Variations of local resistance and drag reduction rate with l of side branch pipe

圖11 b)顯示，當(dāng)流量比較小時(shí)，減阻率δ隨整流板長(zhǎng)徑比l增加而增大；q=0.6時(shí)，隨整流板長(zhǎng)度的增加，δ先增大后減小，減阻率最大值為40.2%；當(dāng)流量比較大時(shí)，δ隨整流板長(zhǎng)度增加而減小。這是因?yàn)榱髁勘容^小時(shí)，側(cè)支管回流區(qū)面積較大，增大整流板長(zhǎng)度可減小回流區(qū)面積，使局部阻力降低；隨流量比增大，回流區(qū)面積減小。增大整流板長(zhǎng)度，減小了下游流通面積，對(duì)下游流動(dòng)狀態(tài)產(chǎn)生影響，從而增大了阻力。

2.3.2 能量耗散分布

圖12 為安裝不同長(zhǎng)度整流板時(shí)三通管內(nèi)的能量耗散分布。由圖12可見(jiàn)，整流板長(zhǎng)徑比l對(duì)三通管的能量耗散影響較小。l較小時(shí)，側(cè)支管中間能量耗散略大；l較大時(shí)，整流板尾緣的能量耗散略大。因此，隨整流板長(zhǎng)度增加，側(cè)支管中間能量耗散減小，整流板尾緣處能量耗散增大。安裝整流板后，側(cè)支管局部阻力由側(cè)支管入口處和整流板尾緣的能量耗散共同決定。

圖12 安裝不同長(zhǎng)度整流板時(shí)三通管內(nèi)的能量耗散分布Fig.12 Energy dissipation distribution of pipe tees with different lengths of rectifier plates

3 結(jié) 論

1）安裝整流板后，改善了側(cè)支管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)，局部阻力系數(shù)顯著減小，其中方案3減阻效果最好。直支管內(nèi)流特征及局部阻力系數(shù)幾乎不變。

2）整流板高度對(duì)局部阻力特性影響較大。在h<0.42范圍內(nèi)，當(dāng)流量比q較小時(shí)，側(cè)支管局部阻力系數(shù)ζ01隨整流板高徑比h的增加而減?。籷較大時(shí)，隨h增加，ζ01先減小后增大，其中h=0.38時(shí)減阻率最大，達(dá)到40.6%。隨q增加，局部阻力系數(shù)最小值對(duì)應(yīng)的整流板高度降低。

3）整流板長(zhǎng)度對(duì)局部阻力影響相對(duì)較小。在l＜3.9范圍內(nèi)，當(dāng)流量比較小時(shí)，側(cè)支管局部阻力系數(shù)ζ01隨整流板長(zhǎng)徑比l增加而減?。划?dāng)q=0.6時(shí)，隨l增加，ζ01先減小然后趨于不變，其中l(wèi)=3.13時(shí)減阻率最大，其值為40.2%；當(dāng)流量比較大時(shí)，ζ01隨l增加而略微增大。

4）隨整流板高度和長(zhǎng)度的增大，側(cè)支管入口處能量耗散減小，整流板尾緣處能量耗散增大，兩者共同決定ζ01的變化。