,,

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051；2.內(nèi)蒙古電力科學(xué)研究院，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010020)

鍋爐一次風(fēng)管道內(nèi)流場特性數(shù)值模擬及其優(yōu)化研究

張維蔚1,魏瑾瑜1,王研凱2

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051；2.內(nèi)蒙古電力科學(xué)研究院，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010020)

為了改善鍋爐煙風(fēng)管道內(nèi)二次流所引起的流體流動不均、振動等問題，本文采用重整化群k-ε模型計算了鍋爐一次風(fēng)管道中冷、熱風(fēng)閥門、彎管曲率等影響因素對管內(nèi)流體流動特性的影響，并給出了在管道中安裝導(dǎo)流板減小二次流的最佳方案。通過模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)，加裝導(dǎo)流板后管內(nèi)的流動湍動程度明顯減弱。

管道；二次流；渦粘系數(shù)；導(dǎo)流板

0 引言

鍋爐煙風(fēng)管道中存在很多彎管、閥門，這些局部結(jié)構(gòu)會改變管道中流體的流動特性，使管內(nèi)流體出現(xiàn)區(qū)別于主流方向的二次流。二次流的出現(xiàn)不僅會導(dǎo)致管道中流體速度分布不均，影響風(fēng)量測量的準(zhǔn)確性，還會引起管道的強(qiáng)烈振動[1-2]。此外，送風(fēng)管道中流體的流動穩(wěn)定性還會影響燃料燃燒性能，給鍋爐的經(jīng)濟(jì)安全運(yùn)行造成影響[3-4]。因此，對于煙風(fēng)管道內(nèi)漩渦以及二次流的預(yù)測和削減工作十分重要。

目前對于二次流的研究大多都用數(shù)值模擬的方法，F(xiàn).Bertrand[5]模擬了圓形管道中的二次流，Honore Gnanga[6]利用DNS、LES模型模擬了方形彎管中的二次流。白湘[1]、楊少明[7]研究了鍋爐管道內(nèi)的二次流，并提出削減二次流的有效方法是在管道中加裝導(dǎo)流板。但在出版的文獻(xiàn)中并沒有關(guān)于管道內(nèi)閥門對管道中二次流影響的研究。

本文通過數(shù)值模擬的方法對某130 MW鍋爐機(jī)組一次風(fēng)管道內(nèi)的流體流動特性進(jìn)行了研究，分析了冷、熱風(fēng)管道和調(diào)節(jié)閥門開度等管道結(jié)構(gòu)對管內(nèi)二次流的影響，根據(jù)分析結(jié)果提出了改善管內(nèi)流場特性、減少管內(nèi)二次流產(chǎn)生的方法。

1 數(shù)學(xué)模型

連續(xù)性方程

(1)

動量方程

(2)

本文求解湍流粘度采用的是重整化群k-ε模型，該模型的數(shù)學(xué)方程與標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型相同，只是在常數(shù)設(shè)置上存在差異。

湍動能k方程

(3)

耗散率ε方程

(4)

重整化群k-ε模型常數(shù)設(shè)置如下

Cμ=0.0837 C1ε=1.063 C2ε=1.7215

σk=0.7179 σε=0.7179

2 物理模型

本文的計算對象為某130MW鍋爐機(jī)組進(jìn)磨煤機(jī)前的一次風(fēng)管道，管道結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖1中，速度入口1為熱風(fēng)入口，速度入口2為冷風(fēng)入口，熱風(fēng)入口和冷風(fēng)入口附近均有調(diào)節(jié)擋板調(diào)節(jié)流量，熱風(fēng)擋板與垂直方向的夾角記為α，冷風(fēng)擋板與水平方向的夾角記為β。熱風(fēng)管道是截面尺寸為1 100mm×1 400mm的矩形管道，冷風(fēng)管道是直徑為714mm的圓形管道，其他尺寸見圖1。

計算中，模型網(wǎng)格為四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量共計2 329 781。計算方法采用SIMPLE算法。

圖1 鍋爐煙風(fēng)管道尺寸圖

3 湍流脈動分析方法

管內(nèi)流體的湍流脈動會造成流體雷諾切應(yīng)力增大，雷諾切應(yīng)力通過對渦量場中旋渦的拉伸和變形，使流體的流向逆轉(zhuǎn)于正常的流動方向[8]。

布辛涅斯克[9-11]在建立的渦粘系數(shù)模型中引入了渦粘系數(shù)這一概念，公式(5)為渦粘系數(shù)的表達(dá)式

(5)

式中μt——渦粘性系數(shù)；

ρ——流體密度；

L——特征常量；

u——流體速度；

Cμ——模型常數(shù)；

k——湍流脈動動能；

ε——湍流耗散率。

由公式(5)可以看出，速度梯度越大，渦粘性系數(shù)越大，湍流脈動動能越大，對管道內(nèi)流體流動均勻性的影響越大。本文利用渦粘性系數(shù)來表征管中流體的湍動程度。

4 模擬結(jié)果準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，本文采用式(1)～式(4)所示的重整化群k-ε模型，對文獻(xiàn)[12]中實(shí)驗(yàn)的物理模型進(jìn)行了數(shù)學(xué)建模，在物理模型中30°截面進(jìn)行取點(diǎn)，給出了各點(diǎn)的速度值，并與文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比，如圖2所示。由圖2可以看出，采用重整化群k-ε模型得到的模擬結(jié)果與文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，說明本文的模擬結(jié)果準(zhǔn)確性較高。

圖2 模擬驗(yàn)證圖

5 計算結(jié)果分析

本文模擬了當(dāng)熱風(fēng)入口速度為11.54 m/s、冷風(fēng)入口速度為10.86 m/s時一次風(fēng)管內(nèi)的流體流動情況。由于在該機(jī)組中，一次風(fēng)量測量裝置安裝在圖1中彎管后的直管段，因此本文結(jié)果分析的取點(diǎn)截面選擇直管段的入口截面，如圖1所示的取點(diǎn)截面，記為截面1。

5.1 管內(nèi)流動特性分析

圖3所示為α=60°、β=40°、曲率半徑=300 mm時，截面1的速度分布云圖。由圖3可以看出，由于彎管和閥門的存在，截面1的速度分布是不均勻的，截面1左側(cè)速度明顯低于右側(cè)速度，所以截面1左側(cè)靜壓高于右側(cè)靜壓，因此在截面1上會出現(xiàn)區(qū)別于主流方向的二次流，二次流的流線圖如圖4所示。截面1上的二次流基本是沿管道中心呈軸線對稱的。

圖3 截面1的速度分布云圖

圖4 截面1的二次流流線圖

5.2 熱風(fēng)閥門開度對管內(nèi)流場的影響

圖5 取點(diǎn)截面渦粘系數(shù)

本文分別研究了閥門開度對管內(nèi)流體流動特性的影響。圖5為冷風(fēng)閥門開度β=40°，熱風(fēng)閥門開度α變化時截面1中心軸線上的渦粘性系數(shù)分布曲線圖。圖中橫坐標(biāo)上的1代表管道左側(cè)的取點(diǎn)，15代表管道最右側(cè)的取點(diǎn)。由圖5可見，當(dāng)α一定時，渦粘性系數(shù)從管道左側(cè)到管道右側(cè)呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢。對應(yīng)圖4的流線圖可知，渦粘性系數(shù)的峰值處就是渦核區(qū)出現(xiàn)的位置，且隨著渦粘性系數(shù)的減小流線圖上的旋渦區(qū)域逐漸的減小，渦核的強(qiáng)度也在減小。

隨著熱風(fēng)閥門開度α的增大，渦粘性系數(shù)整體呈現(xiàn)下降趨勢。也就是隨著α增大，截面1處的速度分布趨于均勻，湍流脈動在減小。可見熱風(fēng)閥門開度α增大有助于減小管道內(nèi)流體的湍動。

5.3 冷風(fēng)閥門開度對流場的影響

圖6 取點(diǎn)截面渦粘系數(shù)

圖6為熱風(fēng)閥門開度α=60°，冷風(fēng)閥門開度β變化時截面1中心軸線上的渦粘性系數(shù)分布曲線圖。當(dāng)β一定時，渦粘性系數(shù)曲線變化規(guī)律與圖5一致。但隨著β的增大，渦粘性系數(shù)整體是呈增長趨勢，也就是湍流脈動程度在增大。同時，隨著β的增大，整個截面上的漩渦區(qū)在不斷擴(kuò)大，渦核強(qiáng)度也在增大。這主要是由于隨著冷風(fēng)閥門開度增大，冷流體進(jìn)入熱風(fēng)管道，改變熱風(fēng)管道流體的流動趨勢，導(dǎo)致管內(nèi)流體的湍動程度增大。

5.4 彎管曲率半徑對流場的影響

圖7 取點(diǎn)截面渦粘系數(shù)

圖7是其它條件不變，彎管曲率半徑變化時截面1中心軸線上的渦粘性系數(shù)分布曲線圖。由圖7可見，若改變圖1中彎管的曲率半徑，則隨著曲率半徑的增大，截面1的渦粘性系數(shù)逐漸減小。由此可知，增大彎管曲率半徑可減小直管段內(nèi)流體的湍動程度。

5.5 優(yōu)化方案分析

由于管道中存在明顯的二次流，渦尺寸較大，而在彎頭處加入導(dǎo)流板，可將原始管道分割成較小的管道，改變原來的二次流結(jié)構(gòu)，增加管內(nèi)流體流動的均勻性，削弱管內(nèi)流體的湍動程度。

本文根據(jù)管道結(jié)構(gòu)及計算結(jié)果分析，確定在管道內(nèi)加裝兩塊導(dǎo)流板，兩塊導(dǎo)流板的彎曲角度均為90°，導(dǎo)流板的安裝位置如圖8所示。其中導(dǎo)流板2與管道彎頭同心，曲率半徑為400 mm。導(dǎo)流板1曲率半徑為920 mm，但不與管道彎頭同心，需確定導(dǎo)流板1的安裝位置。

圖8 導(dǎo)流板位置圖

圖9所示為不裝導(dǎo)流板、安裝導(dǎo)流板2及安裝導(dǎo)流板1、2時，截面1中心軸線上的渦粘性系數(shù)分布曲線圖。其中，方案一L=855 mm、H=180 mm，方案二L=855 mm、H=150 mm，方案三L=855 mm、H=130 mm，方案四L=855 mm、H=120 mm。

圖9 取點(diǎn)截面渦粘系數(shù)

由圖9可見，加裝導(dǎo)流板后截面1上的渦粘系數(shù)明顯減小。由此說明，裝導(dǎo)流板后，截面1上的二次流被分割，有利于管內(nèi)流體湍動動能減小。

由圖9還可看出，方案四中截面1上的平均渦粘性系數(shù)最小，因此對于該管道可采用方案4的安裝尺寸安裝導(dǎo)流板改變管內(nèi)流體結(jié)構(gòu)。

6 結(jié)論

由模擬結(jié)果可以看出，熱風(fēng)閥門、冷風(fēng)閥門及彎管曲率都對管內(nèi)流體的流動造成影響。而改變管內(nèi)流體流動脈動，減少管內(nèi)二次流的有效方法之一就是在管內(nèi)加裝導(dǎo)流板。本文根據(jù)管道結(jié)構(gòu)，給出了管道內(nèi)加裝導(dǎo)流板的最佳方案，從模擬結(jié)果顯示，管內(nèi)渦粘性系數(shù)明顯減小。

[1]白湘.鍋爐冷風(fēng)煙道的流場分析與減振節(jié)能措施研究[D].重慶:重慶大學(xué),2006.

[2]姚鳴.風(fēng)道系統(tǒng)振動原因分析與實(shí)驗(yàn)研究[J].華北電力技術(shù),2005(1):31-35

[3]王輝.工業(yè)鍋爐節(jié)能技術(shù)[J].機(jī)械管理開發(fā),2006(3):67-69.

[4]鄺平建,過偉權(quán),王顯章,等.工業(yè)鍋爐節(jié)能方法及應(yīng)用[J].黑龍江電力,2007,29(6)：464-466.

[5]F. Bertrand, P.A. Tanguy, E. Brito de la Fuente, et al. Numerical modeling of the mixing flow of second-order fuids with helical ribbon——impellers[J]. Comput. Methods Appl. Mech. Engrg.1999(180):267-280.

[6]Honore Gnanga. Hassan Naji. Gilmar Mompean. Computation of a three-dimensional turbulent flow in a square duct using a cubic eddy-viscosity model[J]. Science Diect.2009(337)：15-23.

[7]楊少明.電站鍋爐中的管道振動[J].鍋爐技術(shù),1997(6):21-24.

[8]W.R. Dean. Note on the motion of a fluid in a curved pipe[M].Phil.Mag.1927(4):208-233.

[9]M.F. EDWARDS and R. SMITH. The use of eddy viscosity expressions for predicting velocity profiles in Newtonian, non-Newtonian and drag-reducing turbulent pipe flow[J].Journal of Non-Newtonian Fluid Mechanics,1980(7):158-169.

[10]KEIR COLBO. Lateral Reynolds Stress and Eddy Viscosity in a Coastal Strait[J].Journal of physical oceanography,2004(4):770-783.

[11]Yigang Gao. W.K.Chow. Recursive renormalization-group calculation for the eddy viscosity and thermal eddy diffusivity of incompressible turbulence[J].Physica A,2004(339):320-338.

[12]周艷榮.超大型彎管內(nèi)煙氣流場的實(shí)驗(yàn)研究及數(shù)值模擬[D].北京:北京科技大學(xué),2007.

NumericalSimulationandOptimizationResearchofFlowCharacteristicinPrimaryAirDuct

ZHANG Wei-wei1,WEI Jin-yu1,WANG Yan-kai2

(1.College of Energy and Power Engineering, Inner Mongolia University of Technology, Hohhot 010051,China；2.Inner Mongolia Electric Power Research Institute，Hohhot 010020,China)

A renormalization k-ε model is proposed in this study to simulate flow characteristic in primary air duct of boiler furnace in order to investigate velocity maldistribution and vibration caused by secondary flow. The feature of the proposed model is able to predict velocity distributions and eddy viscosity coefficient with different valve opening of hot air and cool air and different radius of curvature in primary duct. The optimal arrangement of the baffles is obtained in this paper. And it is found that the turbulent impulsive is reduced obviously with the arrangement of the baffles.

duct; secondary flow; eddy viscosity coefficient; baff

2013-11-01修訂稿日期2014-04-29

內(nèi)蒙古自治區(qū)科學(xué)基金(2009BS0202)；內(nèi)蒙古自治區(qū)教育廳基金(NJ09064)；內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)?；痦椖?No.200828)

張維蔚(1978～)，女，博士，講師,研究方向?yàn)殡姀S節(jié)能研究及低品位能源利用。

TK223；TK325

A

1002-6339 (2014) 05-0410-04