干擾裝置對熱電偶套管繞流及減阻性能研究

張永超，丁麗林，趙 帥，王堅(jiān)石，陳慶光

(山東科技大學(xué) 機(jī)械電子工程學(xué)院,山東 青島 266590)

石油裂解氣管路中的熱電偶套管作為熱電偶傳感器的保護(hù)裝置，經(jīng)常發(fā)生疲勞破壞或斷裂，影響石油裂解氣生產(chǎn)的連續(xù)性。在亞音速橫向流中，任何非流線型的物體尾部若有足夠的拖跡邊緣都會產(chǎn)生旋渦脫落[1]。對懸臂式安裝在管路中的熱電偶套管，當(dāng)旋渦在套管兩側(cè)周期性脫落時，渦脫產(chǎn)生的升力誘發(fā)套管振動[2-3]，導(dǎo)致熱電偶套管出現(xiàn)斷裂[4-6]。由于流體具有黏性，在套管表面會產(chǎn)生很大的速度梯度，當(dāng)發(fā)生流動分離現(xiàn)象時會在套管上生成繞流阻力，損壞套管。所以，對熱電偶套管繞流減阻抑振控制的研究十分重要。

減阻技術(shù)已受到眾多學(xué)者重視。Gao等[7]通過粒子圖像測速技術(shù)對上游添加分流板的三維柱體繞流進(jìn)行風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)，證明分流板的存在能夠有效降低阻力系數(shù)。Islam等[8]通過布置分流板，研究了單、雙分流板對方柱繞流減阻和旋渦脫落的影響，發(fā)現(xiàn)下分流板的存在使得圓柱繞流阻力系數(shù)和升力系數(shù)均方根減少，旋渦脫落延時；上下分流板同時存在時邊界層提前分離，抑制了旋渦脫落，改變了渦脫頻率。對于流場中串列柱體，Grioni等[9]采用尺度自適應(yīng)仿真湍流模型對雷諾數(shù)Re=2×105的串列雙圓柱進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)柱體中心距對柱體阻力有影響，雙柱繞流之間的擾動作用會使后柱阻力減小。本研究以熱電偶套管為對象，研究不同插入深度和安裝角對單熱電偶套管減阻性能的影響，通過數(shù)值仿真對增加干擾裝置后熱電偶套管的減阻抑振性能進(jìn)行計(jì)算分析。

1 物理模型與邊界條件

1.1 幾何模型

單套管與加干擾裝置套管的幾何模型如圖1所示。為方便計(jì)算，對模型進(jìn)行簡化，將熱電偶套管頂部以下區(qū)域作為計(jì)算域，套管前后管路取260 mm，干擾裝置與套管間距為3 mm，套管插入深度為管路內(nèi)壁至套管底端的距離，用h表示。

圖1 加干擾裝置前后的熱電偶套管幾何模型

1.2 湍流模型與網(wǎng)格劃分

干擾裝置為不規(guī)則體，計(jì)算所用網(wǎng)格為非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，選用大渦模擬(large eddy simulation, LES)方法且選擇亞網(wǎng)格尺度應(yīng)力模型(smargorinsky model, SM)，系數(shù)Cs=0.2[10]。由于需要對套管表面氣體流動進(jìn)行精確計(jì)算，所以對套管壁面網(wǎng)格進(jìn)行加密，使無量綱數(shù)y+<2，利用ICEM-CFD軟件畫出網(wǎng)格如圖2所示。

1.3 邊界條件與重要參數(shù)確定

計(jì)算邊界條件為：進(jìn)口采用速度進(jìn)口，出口為壓力出口，計(jì)算域內(nèi)其余壁面設(shè)為固壁無滑移邊界條件，具體參數(shù)如表1所示。通過計(jì)算可知，數(shù)值仿真計(jì)算時間步長Δt=0.000 1 s時，既能滿足計(jì)算準(zhǔn)確性又能減少計(jì)算時長。

圖2 加干擾裝置前后的熱電偶套管網(wǎng)格劃分

表1 仿真計(jì)算邊界條件

2 單熱電偶套管繞流減阻研究

2.1 套管插入深度對流場的影響

通過計(jì)算得到90°安裝角下套管插入深度h分別為1.5D、1D和0.5D(D為套管直徑)時流場的速度云圖如圖3所示。當(dāng)插入深度為1.5D時，由于套管兩側(cè)邊界層分離，套管后會形成旋渦并在尾部兩側(cè)周期性脫落，這將使套管振動并加劇套管的損壞；當(dāng)插入深度小于1.5D時，氣體在管路中央?yún)R集，無明顯旋渦形成。

圖4為套管不同插入深度對應(yīng)流場的平均壓力云圖,可見當(dāng)插入深度為1.5D時，氣體高壓分布區(qū)域最廣、壓力最大，說明此時套管承受的氣體沖擊力較高，并且套管前后存在的較大壓力差會產(chǎn)生很高的繞流阻力，加劇套管損壞。當(dāng)插入深度小于1.5D時，高壓區(qū)域顯著減少，套管前后壓力差降低，阻力減小。

圖3 套管不同插入深度的流場速度云圖

圖4 套管不同插入深度的流場平均壓力云圖

2.2 安裝角度對套管減阻性能影響

熱電偶套管繞流及減阻性能分析采用的主要無量綱參數(shù)為阻力系數(shù)Cd、升力系數(shù)Cl、斯特勞哈爾數(shù)St和壓力系數(shù)Cp。

Cd=2Fd/ρAU2，

(1)

式中：Fd為套管平行于流體流動方向所受的阻力，N；ρ為管道內(nèi)流體密度，kg/m3；A為柱體迎流面投影面積，m2；U為管道內(nèi)來流速度，m/s。

升力系數(shù)Cl是由套管在垂直于流體流動方向所受的升力無量綱化后得到的，通常以升力系數(shù)均方根值ClRMS作為分析對象，具體定義為：

Cl=2Fl/ρAU2，

(2)

式中Fl為套管垂直于流體流動方向所受的升力，N。

斯特勞哈爾數(shù)St是用于描述套管尾流中旋渦脫落現(xiàn)象的無量綱數(shù)，具體定義為：

St=fsD/U，

(3)

式中：fs為套管尾流渦脫頻率，Hz；D為套管直徑，m。

壓力系數(shù)Cp描述的是流場中的相對壓力，具體定義為：

Cp=2(P-P0)/ρU2。

(4)

式中：P為所求壓力系數(shù)點(diǎn)處的靜壓，Pa；P0為流場內(nèi)無窮遠(yuǎn)處壓力，Pa。

單熱電偶套管的安裝角度(以下簡稱為安裝角)用θ表示，先后取90°、60°和45°來研究套管安裝角對減阻性能的影響。升力和阻力系數(shù)監(jiān)測位置均選取套管插入深度中間高度即h/2處，不同安裝角計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 不同安裝角計(jì)算結(jié)果

2.2.1 安裝角度對阻力系數(shù)的影響

2.2.2 安裝角度對升力系數(shù)的影響

各安裝角下單熱電偶套管繞流升力系數(shù)隨時間的變化曲線如圖6所示。由于升力系數(shù)曲線呈正負(fù)波動，因此通常以升力系數(shù)均方根值作為分析對象。選取0.6 s到1 s之間的升力系數(shù)值并求其均方根值ClRMS，得到在各安裝角下單熱電偶套管的ClRMS分別為0.102、0.079和0.072。由此可知，降低安裝角后單熱電偶套管繞流升力系數(shù)均方根值有明顯下降，降低程度要比阻力系數(shù)大；當(dāng)安裝角為60°時，降低22.5%；安裝角為45°時，降低29.4%。

2.2.3 安裝角度對斯特勞哈爾數(shù)的影響

圖7是升力系數(shù)功率譜密度圖，表示信號功率在頻域的分布情況，是對各安裝角下單熱電偶套管繞流升力系數(shù)進(jìn)行快速傅里葉變換(fast Fourier transform，F(xiàn)FT)后得到的。由圖7可知，當(dāng)安裝角分別為90°、60°和45°時，單熱電偶套管繞流旋渦發(fā)放頻率fs分別為200.5、215.3和220.0 Hz，St相差不大，說明改變安裝角對單熱電偶套管繞流旋渦發(fā)放頻率的影響很小。

圖5 不同安裝角下阻力系數(shù)歷時曲線

圖6 不同安裝角下升力系數(shù)歷時曲線

2.2.4 安裝角度對壓力系數(shù)的影響

由于當(dāng)前流動的雷諾數(shù)較高，摩擦阻力可忽略不計(jì)，故套管的壓差阻力占繞流阻力的主要部分。不同安裝角下套管的周向平均壓力系數(shù)隨圓周角度變化如圖8所示。由圖8可見，壓力系數(shù)最大點(diǎn)均位于套管正對來流位置且最大值為1.0左右。隨著安裝角的減小，套管繞流剪切層分離點(diǎn)與套管前部壓力改變不明顯，但背壓呈逐漸增大趨勢。套管前后壓力系數(shù)差在逐漸減小，說明套管前部與背部壓差降低，這是熱電偶套管阻力降低的一個原因。

圖7 不同安裝角下升力系數(shù)功率譜密度圖

圖8 不同安裝角下套管周向壓力系數(shù)曲線

2.2.5 安裝角度對壓力分析的影響

圖9為不同安裝角下流場壓力分布云圖，不同安裝角下流場壓力均呈對稱分布，且45°安裝角下壁面高壓分布區(qū)域最大，90°安裝角下壁面高壓分布區(qū)域最小，套管背壓逐漸增加，這與上文壓力系數(shù)表征一致。說明安裝角的降低會增大套管的迎流面和壁面高壓分布區(qū)域，降低套管的安全性。

綜上，通過降低套管安裝角，可以降低套管繞流阻力和升力。當(dāng)安裝角分別為90°、60°和45°時，熱電偶套管繞流阻力系數(shù)分別為1.012、0.897和0.836，升力系數(shù)均方根值分別為0.102、0.079和0.072。安裝角

圖9 不同安裝角下流場壓力云圖

圖10 60°安裝角加干擾裝置前后套管阻力系數(shù)歷時曲線

表3 各工況下套管平均阻力系數(shù)

分別為60°和45°時，雖然阻力系數(shù)和升力系數(shù)均方根值較90°安裝角時均有所降低，但兩種安裝角下得到的參數(shù)數(shù)值差異不大，并且兩種情況下斯特勞哈爾數(shù)相差不大，渦脫頻率幾乎沒有改變，因此認(rèn)為60°安裝角足以達(dá)到減阻抑振的目的。同時隨著安裝角的降低，套管壁面局部高壓區(qū)的面積逐漸增大，對套管造成的沖擊也就越嚴(yán)重。綜合考慮升力、阻力和壓力，套管的最佳安裝角為60°。

3 干擾裝置對套管減阻性能影響

為解決氣流長時間沖擊與渦致振動導(dǎo)致的套管破壞，本研究為熱電偶套管增加干擾裝置，避免套管直接暴露在氣流的沖擊中。采用60°安裝角對套管及干擾裝置進(jìn)行安裝，計(jì)算模型如圖1所示。除物理模型不同外，計(jì)算條件均與單熱電偶套管繞流計(jì)算相同。通過與相同安裝角時單熱電偶套管繞流計(jì)算結(jié)果對比，分析干擾裝置對套管及流場的影響。

3.1 阻力系數(shù)

3.2 升力系數(shù)

圖11為加干擾裝置前后熱電偶套管數(shù)值模擬升力系數(shù)隨計(jì)算時間的變化曲線。選取圖中0.6 s到1 s之間的升力系數(shù)值并求其均方根值ClRMS，得到60°安裝角時加干擾裝置前后熱電偶套管ClRMS分別為0.079和0.058，即加干擾裝置后升力系數(shù)振動幅值降低，說明加干擾裝置能抑制套管的振動。

圖11 60°安裝角加干擾裝置前后套管升力系數(shù)歷時曲線

表4 各工況下套管ClRMS

3.3 斯特勞哈爾數(shù)

對圖11中的套管繞流升力系數(shù)歷時曲線分別進(jìn)行FFT，得到對應(yīng)的套管升力系數(shù)功率譜密度圖，如圖12所示。由圖12可知,60°安裝角下加干擾裝置熱電偶前后套管繞流旋渦脫落頻率fs分別為215.3和125.0Hz，相應(yīng)的St分別為0.047和0.027，說明加干擾裝置不僅能夠減小升力系數(shù)和阻力系數(shù)，還能夠改變套管繞流旋渦脫落頻率。在主頻附近有其他峰值出現(xiàn)，說明加干擾裝置后破壞了套管尾流旋渦單一的發(fā)放頻率，降低套管因共振而發(fā)生損壞的風(fēng)險。

3.4 壓力系數(shù)

加干擾裝置前后套管周向壓力系數(shù)隨圓周角度變化分布曲線如圖13所示。由圖13可見，單套管時壓力系數(shù)最高點(diǎn)在1.0左右，加干擾裝置后壓力系數(shù)最高點(diǎn)數(shù)值遠(yuǎn)低于單套管時的數(shù)值。加干擾裝置后，流體的沖擊主要作用在干擾裝置迎流面上，套管前緣處于低壓區(qū)，套管表面周向壓力系數(shù)最高點(diǎn)為負(fù)值。加干擾裝置前后套管表面壓力系數(shù)相差0.34左右，遠(yuǎn)低于單套管計(jì)算結(jié)果，導(dǎo)致套管所受阻力減小。套管繞流剪切層分離點(diǎn)向后移動從而使流動分離延遲且壓力系數(shù)整體低于單套管。

圖12 加干擾裝置前后套管升力系數(shù)功率譜密度圖

圖13 加干擾裝置前后套管周向壓力系數(shù)曲線

3.5 壓力分析

加干擾裝置后的流場壓力云圖如圖14所示。由圖14可見，管路內(nèi)氣體的壓力分布相對均勻，干擾裝置的迎流面出現(xiàn)了局部高壓區(qū)，結(jié)構(gòu)兩側(cè)出現(xiàn)了小范圍的局部低壓區(qū)，產(chǎn)生的局部壓力梯度較小，對干擾裝置產(chǎn)生的沖擊作用有限，該沖擊作用產(chǎn)生的壓力在套管壁面上均勻分布。

圖14 加干擾裝置流場壓力云圖

表5 改變安裝角度與增加干擾裝置后整體計(jì)算結(jié)果

4 結(jié)論

針對石油裂解氣管道中熱電偶套管在應(yīng)用中出現(xiàn)的斷裂損壞現(xiàn)象，優(yōu)化了套管安裝角和插入深度，并通過加裝干擾裝置來提高套管結(jié)構(gòu)的安全性。結(jié)論如下：

1) 隨著套管插入深度的增加，套管受流體沖擊力逐漸增強(qiáng)且尾流中逐漸有旋渦交替脫落。降低套管的安裝角，可以減小套管繞流升力系數(shù)和阻力系數(shù)，降低套管結(jié)構(gòu)的破壞程度。

2) 降低套管的安裝角后，會增大局部高壓區(qū)的面積，引發(fā)對套管更嚴(yán)重的沖擊。綜合考慮，最佳安裝角度為60°。

3) 加裝干擾裝置后，熱電偶套管表面阻力系數(shù)大幅度降低，旋渦脫落頻率降低。