90°矩形截面彎頭內置導流板的布置優化研究

于 飛， 劉 明， 李衛東， 嚴俊杰

（1.西安交通大學 動力工程多相流國家重點實驗室，西安710049；2.華能國際電力股份有限公司，北京100031）

我國“十二五”規劃綱要中提出：“十二五”期間，我國單位國內生產總值能源消耗降低16%；單位國內生產總值二氧化碳排放量降低17%；主要污染物排放總量顯著減少，其中化學需氧量、二氧化硫排放量分別減少8%，氨氮、氮氧化物排放分別減少10%.火電廠是一次能源的消耗大戶，因此提高火電廠的能源利用率、減少污染物的排放量對我國節能減排目標的實現意義重大.

隨著節能減排工作的深入，煙風煤粉系統節能逐漸引起火電企業的重視.火電廠煙風煤粉管道是煙道、風道、原煤、制粉、送粉和其他有關管道的總稱，用于輸送煙氣、冷風、熱風、煤粉及原煤等介質［1］，其設計及運行情況不僅影響著引、送風機等通風設備的選型［2］，同時影響著鍋爐煙風煤粉系統的能耗以及燃燒器、旋風分離器和除塵器等［3－5］與煙風煤粉管道相連接的設備的安全經濟運行.作為火電廠煙風煤粉管道中最重要且常用的異形件形式之一，彎頭具有局部阻力損失較大的特點.這主要是由于流體流過轉彎處后，由于離心力與慣性力的共同作用，內壁流體不能再繼續沿著壁面流動，從而容易在轉彎后的內側壁面附近形成局部渦流區，管道橫截面上也會形成嚴重的二次流動，這些因素均使得流體經過緩轉彎頭后形成的流場均勻性較差.而氣流轉彎后速度場和壓力場分布的紊亂也容易造成火電廠煙風煤粉管道振動和噪聲超標現象［6］.因此，研究氣流轉彎時的流場控制具有重要意義.

在工程實際中，一般需要在彎頭處添加導流板以起到均勻流場的作用.根據DL／T 5121—2000《火力發電廠煙風煤粉管道設計技術規程》［1］的規定：對于同心圓緩轉彎頭，當截面尺寸滿足a／b≤1.3時宜裝設導流板；a／b＜0.8時宜裝設1～2片導流板，0.8≤a／b≤1.3時宜裝設1片導流板；導流板中心角宜取為90°，且與彎頭同圓心沿徑向等間距布置（a，b 分別為轉彎橫截面的高度和寬度）.該規定主要是基于二維設計理念提出的，隨著大容量、高參數機組的發展，煙風通道的尺寸越來越大，對煙風通道的結構形式要求也更加嚴格，該規定已經不能滿足火電廠煙風煤粉管道設計優化的要求.

隨著科學技術的發展，計算流體力學（CFD）技術已廣泛應用于各工業領域.采用CFD 方法對煙風煤粉管道進行三維優化設計和數值模擬，可優化管內的三維流場、降低其阻力損失，同時優化與管道相連的各設備的運行狀態，實現火電機組的高效安全運行.另外，與實驗研究相比，CFD 方法在整體管道及其內部部件結構優化方面具有較大優勢，主要表現在：可以方便地對研究對象的結構進行微調，并重新建模計算，計算速度快、靈活性和可操作性強，可以節省大量人力物力成本.因此，CFD 方法已被廣泛用于火電廠煙風煤粉管道的設計和改造中［7－10］.

國內學者曾對工業應用很廣的小尺寸方形截面緩轉彎頭加裝導流板進行了基于氣固兩相流動的數值模擬研究［11］，得出了導流板的優化布置方案，但具有一定局限性，如幾何尺度較小、未考慮轉彎半徑對結果的影響、未采用量化指標衡量考察流場均勻程度特性等.

筆者結合現行標準，運用大型商業軟件Fluent，以空氣作為流動介質，對緩轉彎頭內多種導流板布置方式進行了三維數值模擬，得到轉彎后的流場分布，并通過對轉彎后流場均勻性的量化計算，得出導流板的最優布置方式.

1 計算模型的建立

1.1 幾何模型

緩轉彎頭的三維幾何模型如圖1所示，其中截面寬、高分別為b＝1.0m，a＝0.4m；考慮入口、出口直管段影響，采用入口直管段長L1＝3m，出口直管段長L2＝6m；采用與緩轉彎同心的圓弧作為導流板，數量均為1片，由于導流板厚度（3～5mm）占總煙道尺寸的比例很小，所以在建模過程中忽略導流板厚度.

研究過程中，通過改變轉彎半徑與截面寬度之比R／b、導流板中心角θ、導流板起（止）角度α（β）、決定導流板分割流道方式的比值b1／b2，以獲得最優的導流板布置方式.

圖1 幾何模型Fig.1 Geometric model of the 90degree elbow

1.2 湍流模型

考慮到流體流過緩轉彎頭后的流動比較復雜，存在旋流和嚴重的二次流，故采用Realizable k－ε 湍流模型，與標準k－ε 模型、RNG k－ε 模型相比，該模型具有保持雷諾應力與真實湍流一致的優點［12］，在旋流計算、帶方向壓強梯度的邊界層計算和分離流計算等問題中，計算結果更符合真實情況，同時在帶二次流的復雜流動計算中表現出色.

1.3 網格劃分

用ICEM CFD 對幾何模型進行網格劃分，整個區域均采用結構化網格，并對壁面和導流板兩側表面附近網格進行局部加密（見圖2）.

圖2 網格局部加密Fig.2 Local mesh refinement

另外，配合湍流模型進行近壁處理所采用的標準壁面函數法要求壁面y＋的取值在一定的范圍內（30～300）.對模型進行不同數量和不同壁面加密程度的網格劃分，計算后得到的壁面y＋的范圍見圖3.因此選擇網格數量為130萬個左右、壁面第一層網格厚度為7.2mm 的網格劃分方式，可以使數值模擬計算在具有一定可靠性的同時節省計算時間.而其后進行的網格無關性檢驗也證明，130萬的網格已經足以精確模擬反映流場特性的各種參數.

圖3 不同網格數目下的壁面y＋Fig.3 Influence of mesh number on y－plus value of the wall

1.4 邊界條件

模型采用速度入口邊界條件，速度大小vin＝15 m／s；采用壓力出口邊界條件，表靜壓pout＝0Pa；定義彎管內表面、導流板兩側表面均為絕對粗糙度K＝0.4mm的固壁邊界.

1.5 導流板布置性能評價方法

在彎頭中布置導流板是為了控制流體轉彎后局部渦流和截面二次流的形成，以提高流場均勻性，達到降低局部阻力損失的目的.因此，需對轉彎后流場的均勻程度選擇合適的量化指標進行衡量，并通過比較判斷不同導流板布置方式的合理程度.

采用圖1所示的幾個參考截面處（Li＝2.0m）以及出口截面處的速度標準差Sv或總壓標準差Sp作為衡量導流板對彎頭后流場均流效果的量化指標，并結合流線圖和壓力云圖進行分析研究.Sv和Sp的表達式如下：

式中：vi、pi分別為參考截面上各節點的速度和壓力；分別為截面上各節點的平均速度和平均壓力；n為截面上的節點數目.

2 計算結果與分析

現有標準規定，當矩形截面緩轉彎頭的高寬比a／b≤1.3時宜布置導流板，但并未指出導流板的轉彎半徑R 的范圍.

分別對不同R／b 條件下無導流板模型以及加裝1片中心角為90°、均分流道（b1＝b2）布置的導流板模型進行數值模擬.圖4為加裝導流板前后參考截面1處的Sp值.由圖4可知，隨著轉彎半徑的增大，加裝導流板后的均流效果越來越不明顯：當1.0≤R／b≤1.5時，Sp在加裝導流板后下降10%～30%，而當1.5＜R／b＜2.0時，Sp下降小于10%.因此，在1.0≤R／b≤1.5 的緩轉彎頭中才有必要布置導流板.為此，著重研究1.0≤R／b≤1.5 范圍內彎頭導流板布置的優化.

圖4 不同R／b的彎頭模型加裝導流板前后轉彎后的Sp 值Fig.4 Spvalues in the section after turning point of the elbow with different R／bratios before and after addition of guide plate

2.1 導流板起止位置的影響

與急轉彎頭相比，緩轉彎頭的轉彎半徑大，按照現有國家標準規定的添加方式所耗費的鋼材較多.從經濟性角度考慮，要減少鋼材消耗量最直接的方法就是減小導流板的中心角θ，因此需要研究導流板布置起止位置對均流效果的影響.

采用R／b＝1.0 的模型，導流板均分流道布置（b1＝b2），保持導流板中心角θ分別為60°、70°和80°不變，通過改變圖1中α和β 的大小，改變導流板的起止位置，對比位于轉彎后的3個參考截面及出口截面處的Sv值（見圖5）.由圖5可以看出，在導流板中心角θ＜90°的情況下，導流板靠后布置（β＝0°）的綜合均流效果最好.

圖5 不同導流板起止位置模型轉彎后的Sv 值Fig.5 Svvalues of reference sections after turning point of the elbow with guide plate at different start／end positions

圖6 為θ＝60°時，導流板靠前布置（α＝0°）、居中布置（α＝β＝15°）和靠后布置（β＝0°）的截面流線圖.由圖6可以看出，導流板內側流體在轉彎后期由于離心力和慣性的作用“甩”向彎管外側，導流板靠后布置能更好地抑制這種運動；導流板靠后布置能夠有效地減小轉彎后內側管壁死區漩渦的面積，因此能更好地均勻流場.

2.2 導流板中心角的影響

進一步研究靠后布置（β＝0°）時，導流板中心角θ對轉彎后流場均勻性的影響，為了排除轉彎半徑對結果的影響，使結論可靠性更高，采用R／b 分別為1.0、1.25和1.5的模型進行計算.

圖7給出了模型在不同轉彎半徑下轉彎后的流場均勻性隨θ的變化.由圖7可以看出，R／b 越小，轉彎越急，改變θ對轉彎后流場均勻性的影響越明顯；但當θ＞60°后，流場均勻性的變化均比較平緩.故采用θ＝60°的導流板代替技術規程中規定的θ＝90°的導流板，在節省鋼材的同時可起到較好的均流效果.

圖6 不同導流板起止位置模型的截面局部流線圖Fig.6 Local section streamlines with addition of guide plate at different start／end positions

圖7 不同轉彎半徑下導流板模型轉彎后流場均勻性隨θ的變化Fig.7 Influnce of flow field uniformity after turning point of the elbow with guide plate installed at different turning radii

2.3 導流板分割流道方式的影響

通過改變b1與b2的比值來改變導流板分割流道的方式，研究導流板分割流道方式對緩轉彎后流場均勻性的影響.

首先研究導流板適宜靠近轉彎外側布置還是靠近轉彎內側布置.圖8給出了b1／b2分別取0.5、1.0和2.0時，R／b＝1.0的緩轉彎頭轉彎后各參考截面上的Sv值.通 過 對 比 可 以 看 出，當b1／b2＝0.5 時（即導流板靠近轉彎內側時），轉彎后的流場較均勻.

圖8 導流板分割流道方式對轉彎后流場均勻性的影響（1）Fig.8 Influence of channel partitioning way by guide plate on flow field uniformity after turning point of the elbow（1）

進一步針對導流板靠近轉彎內側布置的情況（b1／b2＜1.0）進行細化研究，以得到最佳的導流板分割流道方式.對R／b為1.0、1.25和1.5的模型，改變b1／b2取值分別為0.33、0.4、0.5、0.67和1.0，對比轉彎后各參考截面處的流場均勻性（見圖9）.由圖9 可以看出，對于不同R／b 的緩轉彎頭模型，均滿足當b1／b2＝0.4～0.5 時，轉彎后各參考截面處的流場比較均勻.

3 導流板的優化布置方式

根據前文所述的導流板優化布置方式，對R／b＝1.5的緩轉彎頭內的導流板布置方式進行綜合改造分析.

采用β＝0°、b1／b2＝0.5 的改進導流板添加方式，在不同θ下與現有國家標準規定的導流板均分流道方式（b1／b2＝1.0）進行對比.

圖10給出了不同導流板布置方式模型轉彎后的Sv值.由圖10 可以看出，在θ 較小時，采 用b1／b2＝0.5的改進導流板分割流道方式的均流效果并沒有b1／b2＝1.0（即均分流道方式）的均流效果好；但在θ＞60°之后，導流板的均流效果已經變得非常明顯，并且改進分割流道方式所帶來的更好的均流效果開始顯現.

因此，采用θ＝60°～90°、靠后布置（β＝0°）、靠近轉彎內側布置（b1／b2＝0.4～0.5）的導流板具有最優的均流效果.

圖9 導流板分割流道方式對轉彎后流場均勻性的影響（2）Fig.9 Influence of channel partitioning way by guide plate on flow field uniformity after turning point of the elbow（2）

圖10 不同導流板布置方式模型轉彎后的Sv 值Fig.10 Sv values in the section after turning point of the elbow with guide plate in different arrangements

圖11 給出了不同導流板布置方式模型的入口、出口總阻力損失.由圖11 可以看出，按照上述θ＝60°、靠后布置（β＝0°）、不均分流道（b1／b2＝0.5）的最優導流板布置方式布置1片導流板的彎頭模型，其入口、出口總阻力損失Δp 相比現有標準推薦的導流板布置方式有一定下降，再次證明該導流板布置方式的優越性.

圖11 不同導流板布置方式模型的入口、出口總阻力損失Fig.11 Total pressure loss of the elbow with guide plate in different arrangements

4 結 論

（1）隨著R／b的增大，在轉彎內部添加導流板的均流效果變差，當R／b≤1.5時，加裝導流板對轉彎后流場的均流作用較明顯.

（2）導流板采用β＝0°的靠后布置方式能夠更好地抑制導流板內側流體向外運動，并能減小轉彎后內側管壁處的死區漩渦面積，均流效果較好.

（3）隨著導流板中心角θ的增大，導流板中心角變化對轉彎后流場均勻性的影響越來越小.對于1.0≤R／b≤1.5的緩轉彎頭，從節省鋼材的角度出發，可不采用現有國家標準規定的θ＝90°，只需滿足θ≥60°的條件即可.

（4）導流板接近轉彎內壁面的分割流道方式（b1／b2＜1.0）可以更好地抑制流體與壁面的分離，使轉彎后流場更加均勻.對于1.0≤R／b≤1.5的緩轉彎頭，滿足b1／b2＝0.4～0.5的分割流道方式可以起到最好的均流作用.

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