多力場(chǎng)耦合條件下T型圓管通道內(nèi)流體熱混合機(jī)理研究

摘要：針對(duì)海洋動(dòng)力平臺(tái)和船舶動(dòng)力裝置中T型圓管通道內(nèi)冷熱流體間的熱混合機(jī)理尚不清楚的問(wèn)題，利用大渦模擬方法，對(duì)不同支管布置方式高溫高壓工況下（運(yùn)行壓力為10MPa，進(jìn)口流體溫差為275K，搖擺雷諾數(shù)為41500）的多力場(chǎng)耦合T型圓管通道內(nèi)流體熱混合機(jī)理進(jìn)行數(shù)值研究。利用提出的混合系數(shù)定量評(píng)價(jià)了不同布置方式下T型圓管通道內(nèi)流體混合效果，利用均方根溫度定量評(píng)價(jià)了不同布置方式下T型圓管通道管壁處溫度脈動(dòng)情況。結(jié)果表明：剪切層和尾跡區(qū)內(nèi)渦結(jié)構(gòu)與溫度場(chǎng)存在時(shí)間和空間上的協(xié)同機(jī)制，且渦脫落頻率和溫度脈動(dòng)頻率基本相同，脫落頻率為19.3Hz；附加慣性力引起T型圓管通道內(nèi)渦結(jié)構(gòu)和溫度場(chǎng)在時(shí)間和空間上周期性變化，加速了流體混合過(guò)程，削弱了浮升力和重力引起的熱分層現(xiàn)象，同時(shí)增大了流體域內(nèi)溫度波動(dòng)，長(zhǎng)度約為10.2D（D為主管內(nèi)徑）；與對(duì)應(yīng)的靜止工況相比，支管豎直向上、水平和豎直向下布置時(shí)，搖擺條件下混合系數(shù)分別增大了10.8%、18.3%和27.8%；搖擺條件豎直向下布置時(shí)，管壁處溫度均方根峰值最大為0.16，約為靜止工況的2倍。因此，支管豎直向上布置時(shí)，熱混合效果最好，熱分層現(xiàn)象最弱，在實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)被優(yōu)先考慮。

關(guān)鍵詞：T型圓管通道；浮升力；搖擺條件；熱混合機(jī)理；大渦模擬

中圖分類(lèi)號(hào)：TK121"文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202501008"文章編號(hào)：0253-987X（2025）01-0078-15

Research on the Thermal Mixing Mechanism of Fluids in a Circular

T-Junction under Multi-Force Field Coupling Conditions

LI Anqi， SU Bo， LIN Mei， WANG Qiuwang

（School of Energy and Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract：In response to the unclear thermal mixing mechanism between hot and cold fluids in the circular T-junctions of marine power platforms and ship power devices， the large eddy simulation method is employed to investigate fluid thermal mixing under high temperature and high pressure conditions. This study examines different branch pipe arrangements with a working pressure of 10MPa， an inlet fluid temperature difference of 275K， and a swing Reynolds number of 41500， all under multi-force field coupling conditions. The proposed mixing coefficient is employed to quantitatively assess the fluid mixing effect within the circular T-junction， while the root mean square temperature is used to evaluate temperature fluctuations at the wall of the circular T-junction， under different branch pipe configurations. The results reveal a temporal and spatial synergistic mechanism between the vortex structure and temperature field in the shear layer and wake region. Notably， the vortex shedding frequency aligns closely with the temperature fluctuation frequency at corresponding positions， with a shedding frequency of 19.3Hz. The additional inertial force induces periodic changes in both the vortex structure and temperature field within the circular T-junction， accelerating the fluid mixing process. This effect mitigates the thermal stratification phenomenon caused by buoyancy and gravity， resulting in increased temperature fluctuations in the fluid domain， with a characteristic length of approximately 10.2D. Compared to static conditions， mixing coefficients increase by 10.8%， 18.3%， and 27.8% for branch pipes arranged vertically upwards， horizontally， and vertically downwards under swing conditions， respectively. The maximum peak of the root mean square temperature for T-junctions arranged vertically downwards under swinging conditions reaches 0.16， approximately double that of stationary conditions. Therefore， when branch pipes are arranged vertically upwards， the thermal mixing effect is optimal， and thermal stratification is minimized， making this arrangement preferable for practical applications.

Keywords：circular T-junction; buoyancy; rolling motion; thermal mixing mechanism; large eddy simulation

T型管路在石油化工、海洋油氣田、核工業(yè)等眾多行業(yè)的復(fù)雜管道系統(tǒng)中起著至關(guān)重要的作用，是不同溫度流體的熱混合場(chǎng)所^［1］。然而，兩種流體之間的溫差較大，T型管路內(nèi)發(fā)生熱量波動(dòng)并傳遞到管壁，管壁長(zhǎng)期受到熱脈動(dòng)的作用，會(huì)形成管壁的熱疲勞損傷，甚至導(dǎo)致管壁開(kāi)裂造成安全事故^［2］。T型管路應(yīng)用在海洋動(dòng)力平臺(tái)和船舶動(dòng)力裝置等海洋條件下時(shí)，受海浪影響做如圖1所示的橫蕩、縱蕩、垂蕩、橫搖、縱搖和艏搖運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而產(chǎn)生切向慣性力、法向慣性力（離心力）、科式慣性力等，流體的速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)受到附加慣性力的影響^［3］。海洋條件引起的附加慣性力和重力作用于T型圓管通道，進(jìn)而傳遞到通道內(nèi)部流體，附加慣性力與冷熱流體摻混的疊加作用造成管內(nèi)流體的溫度波動(dòng)，使管路存在著熱疲勞損傷風(fēng)險(xiǎn)。因此，研究海洋條件下冷熱流體混合現(xiàn)象的流動(dòng)特性具有工程應(yīng)用價(jià)值。

在實(shí)際工程應(yīng)用中，引起T型圓管通道發(fā)生熱疲勞失效的冷熱流體溫差往往大于100K，有時(shí)甚至達(dá)到300K^［4-5］。在高溫差條件下，冷熱流體具有較大的密度差，在浮升力和重力的作用下，T型圓管通道內(nèi)混合現(xiàn)象較低溫差條件下有明顯差異。Selvam等^［6-7］研究結(jié)果表明，在T型圓管通道連接處下游，出現(xiàn)熱分層現(xiàn)象，并且由于進(jìn)口溫差的增大，管內(nèi)浮升力增大，使熱分層現(xiàn)象更加穩(wěn)定。Evrim等^［8］研究結(jié)果表明，在浮升力和重力的影響下，支管豎直向上布置時(shí)通道內(nèi)流體出現(xiàn)不穩(wěn)定分層，而支管水平和向下布置時(shí)，通道內(nèi)流體穩(wěn)定分層^［9］。

目前，對(duì)于搖擺條件下通道內(nèi)流動(dòng)和傳熱特性的研究主要集中于圓管和矩形通道。鄢炳火等^［10］通過(guò)無(wú)量綱分析法，建立了搖擺條件下圓管與矩形管內(nèi)層流流動(dòng)傳熱模型，基于相應(yīng)的假設(shè)，推導(dǎo)出有關(guān)速度、溫度和摩擦阻力系數(shù)的計(jì)算關(guān)系式。Wang等通過(guò)理論分析^［11］和實(shí)驗(yàn)探究^［12］的方式，研究了由于搖擺運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的附加慣性力對(duì)豎直單管內(nèi)流動(dòng)傳熱特性的影響，發(fā)現(xiàn)流量脈動(dòng)強(qiáng)度和管路驅(qū)動(dòng)壓頭、摩擦阻力以及附加慣性力有關(guān)，流量脈動(dòng)增強(qiáng)管內(nèi)流體平均傳熱系數(shù)；同時(shí)指出基于努塞爾數(shù)和平均雷諾數(shù)相對(duì)值、搖擺運(yùn)動(dòng)參數(shù)等，可以通過(guò)穩(wěn)態(tài)條件下熱工水力參數(shù)預(yù)測(cè)搖擺條件下豎直圓管內(nèi)瞬時(shí)努塞爾數(shù)。Chen等^［13］實(shí)驗(yàn)探究了搖擺條件對(duì)窄通道內(nèi)振蕩流的傳熱特性的影響，基于努塞爾數(shù)和雷諾數(shù)的相對(duì)脈動(dòng)幅值關(guān)系建立了新的關(guān)系式，可用于預(yù)測(cè)搖擺條件下振蕩流的瞬時(shí)傳熱特征。

與搖擺條件下單通道不同，T型圓管通道內(nèi)流體混合后具有強(qiáng)烈湍流擾動(dòng)，流量和阻力特性在搖擺運(yùn)動(dòng)引起的附加慣性力作用下周期性變化。Su等^［14-16］研究了脈動(dòng)進(jìn)口和小溫差下T型通道流動(dòng)混合特性影響因素，實(shí)驗(yàn)研究了搖擺條件下 T型圓管通道內(nèi)兩種等溫流體混合流型，主要從渦結(jié)構(gòu)的角度對(duì)流型進(jìn)行了分類(lèi)。但是，在重力、大溫差引起的浮升力和搖擺條件引起的附加慣性力的作用下T型管道內(nèi)流體熱混合機(jī)理尚不明確。

本文以T型圓管通道為研究對(duì)象，采用大渦模擬湍流模型，建立了多力場(chǎng)耦合條件下T型圓管通道內(nèi)流體熱混合數(shù)值模型，通過(guò)改變支管的布置方式，分析浮升力、重力和附加慣性力多力場(chǎng)耦合條件下T型圓管通道內(nèi)流體熱混合特性，并給出實(shí)際應(yīng)用中T型圓管通道的優(yōu)選布置方式。

1"物理模型與數(shù)值方法

1.1"物理模型及網(wǎng)格劃分

T型圓管通道的物理模型如圖2所示，包含一個(gè)主管和一個(gè)支管，通道內(nèi)徑分別為D=45mm 和d=15mm。主管和支管分別流入熱流體和冷流體，在通道內(nèi)混合后由出口流出。物理模型坐標(biāo)原點(diǎn)o設(shè)置在主管和支管軸線的交匯處。主管進(jìn)口，支管進(jìn)口和出口與通道原點(diǎn)o的距離分別為10D、10d和20D，壁厚σ為3mm。支管分別以豎直向上、水平和豎直向下的方式與主管垂直相貫連接，以探究浮升力和重力對(duì)流體熱混合機(jī)理的影響。3種布置方式對(duì)應(yīng)的重力分別沿y軸負(fù)方向、z軸正方向及y軸正方向作用。

使用ANSYS ICEM-CFD軟件，對(duì)物理模型整體使用六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分。最大網(wǎng)格尺寸Δ由泰勒微尺度ζ和能量尺度LR確定^［17］，即Δ=max（ζ， LR/10）。利用雷諾平均模擬（RANS）湍流模型，求解所有大渦模擬（LES）計(jì)算工況下的泰勒微尺度和能量尺度。在求解相關(guān)湍流特征尺度前，需要先進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，消除網(wǎng)格尺寸對(duì)湍流特征尺度計(jì)算結(jié)果的影響。為此選用2mm的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行RANS求解本文不同LES計(jì)算工況下（工況1～3，工況1-R～3-R）的湍流特征尺度，以確定方法確定適用于LES計(jì)算的網(wǎng)格尺寸。不同LES計(jì)算工況下得到的最大網(wǎng)格尺寸如圖3所示，表明最大網(wǎng)格尺寸選用1.8mm時(shí)可滿(mǎn)足所有工況下LES計(jì)算的網(wǎng)格需求。

無(wú)量綱邊界距離y⁺可用于評(píng)估壁面附近的網(wǎng)格質(zhì)量，表征壁面法向上第1層網(wǎng)格的無(wú)量綱高度，定義為

y⁺=ρΔsu_τμ（1）

式中：Δs為壁面第1層網(wǎng)格高度；ρ為流體密度；μ為流體黏度；u_τ為近壁面摩擦速度，定義為

u_τ= τw/ρ（2）

其中τ_w為壁面剪切應(yīng)力。

在進(jìn)行LES計(jì)算時(shí)，對(duì)近壁面區(qū)域直接求解，需要在黏性底層內(nèi)設(shè)置多層網(wǎng)格，要求第1層網(wǎng)格高度滿(mǎn)足y⁺lt;1。基于此，本研究將近壁面第1層網(wǎng)格高度設(shè)置為0.017mm，可滿(mǎn)足所有工況下的網(wǎng)格需求。基于上述網(wǎng)格劃分準(zhǔn)則，LES計(jì)算時(shí)所使用網(wǎng)格總數(shù)為519萬(wàn)，其中流體域網(wǎng)格408萬(wàn)，固體域網(wǎng)格111萬(wàn)，網(wǎng)格分布如圖4所示。

1.2"數(shù)值方法

T型圓管通道內(nèi)冷熱流體的混合過(guò)程復(fù)雜多變，在流場(chǎng)和溫度場(chǎng)中產(chǎn)生大尺度的擬序結(jié)構(gòu)及各種形態(tài)的渦，可通過(guò)數(shù)值模擬直觀地觀察和分析。數(shù)值模擬方法可以分為L(zhǎng)ES、RANS和直接數(shù)值模擬（DNS）。LES能夠捕捉到RANS所無(wú)能為力的許多非穩(wěn)態(tài)、非平衡過(guò)程中出現(xiàn)的大尺度效應(yīng)和擬序結(jié)構(gòu)，同時(shí)又克服了DNS求解所有湍流尺度而帶來(lái)的巨大計(jì)算開(kāi)銷(xiāo)的問(wèn)題。本文選用FLUENT22.0軟件的LES，對(duì)靜止和搖擺條件下通道內(nèi)流體熱混合機(jī)理進(jìn)行探究。

LES的基本思想是通過(guò)濾波函數(shù)將大尺度的擬序結(jié)構(gòu)和小尺度的渦分離開(kāi)，利用Navier-Stokes方程精確求解大尺度上所有湍流尺度的運(yùn)動(dòng)，而亞網(wǎng)格尺度的各向同性小渦用亞格子應(yīng)力模型（SGS）來(lái)封閉。

濾波處理后的連續(xù)方程和能量方程如下

ρt+（ρ_i）x_i=0（3）

（ρ）t+（ρ_j）x_j=x_jλ_effx_j（4）

式中：為濾波后的速度變量；下標(biāo)i、j表示相應(yīng)量的x、y方向；和代表濾波后的焓和溫度；λ_eff為亞格子應(yīng)力引起能量變化的有效系數(shù)，定義如下

λ_eff=λ+μtc_pPrt（5）

其中λ為導(dǎo)熱系數(shù)，μt為湍流黏度，c_p為比定壓熱容，Prt為湍流普朗特?cái)?shù)，取定值0.85。

靜止條件下，濾波處理后的動(dòng)量方程如下

（ρ_i）t+（ρ_ij）x_j=

－x_i+σ_ijx_j+τ_ijx_j+ρg（6）

式中：為濾波后的壓力變量；σ_ij和τ_ij分別為分子黏度μ引起的應(yīng)力張量和濾波過(guò)程中產(chǎn)生的亞格子應(yīng)力。

采用瓦格納-勒西爾代數(shù)渦（WALE）亞格子模型對(duì)亞格子應(yīng)力進(jìn)行求解，在WALE亞格子模型中，定義湍流黏度如下^［18］

μt=ρ（cwΔ）²（Sd_ijSd_ij）^3/2（Sd_ijSd_ij）^5/4+（_ijij）^5/2（7）

式中：cw為WALE常數(shù)，取0.325；Sd_ij為速度梯度張量平方的對(duì)稱(chēng)無(wú)跡部分，定義如下

Sd_ij=12（²_ij+²_ji）－13δ_ij²_kk（8）

其中_ij為速度梯度張量，定義為

_ij=_ix_j（9）

在搖擺條件下，T型圓管通道空間位置的動(dòng)態(tài)改變引起重力對(duì)流體的作用發(fā)生瞬變。同時(shí)，搖擺運(yùn)動(dòng)引入附加加速度，流體受附加慣性力的作用。因此，搖擺條件下濾波處理后的動(dòng)量方程定義如下

（ρ_i）t+（ρ_ij）x_j=

－x_i+σ_ijx_j+τ_ijx_j+G+F_add（10）

式中：G和F_add分別為搖擺過(guò)程中瞬變的重力和附加慣性力。

數(shù)值模擬中，假設(shè)搖擺運(yùn)動(dòng)為三角函數(shù)形式的簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)，以支管垂直向上布置為例，搖擺過(guò)程中通道中流體的受力分析如圖5所示。為了更好地理解搖擺條件下通道內(nèi)流體的受力，將坐標(biāo)系x′R-o′R-y′R和xR-oR-yR分別被假定為非慣性坐標(biāo)系和慣性坐標(biāo)系。非慣性坐標(biāo)系相對(duì)于慣性坐標(biāo)系繞oR-zR軸進(jìn)行搖擺。其中心o的到搖擺軸心oR的距離為L(zhǎng)=0.5m。 定義主管進(jìn)口位于最低處為搖擺初始時(shí)刻，則搖擺角度θ、搖擺角速度ω和搖擺角加速度β分別定義如下

θ=－θ_maxcos2πtTr（11）

ω=2πTrθ_maxsin2πtTr（12）

β=4π²T²rθ_maxcos2πtTr（13）

式中：θ_max為搖擺最大角度即搖擺幅值；Tr為搖擺周期，0時(shí)刻角度在負(fù)向最大搖擺角度，即左下方最大位置。

因此，流體微團(tuán)m所受附加慣性力描述如下

F_add=ρ（ac+at+ak）（14）

式中：ac、at和ak分別為離心加速度、切向加速度和科氏加速度。

在進(jìn)行搖擺條件下的LES計(jì)算時(shí)，需關(guān)閉重力項(xiàng)，并將上述瞬變附加慣性力和瞬變重力的各個(gè)分量源項(xiàng)以用戶(hù)自定義函數(shù)的形式添加到動(dòng)量方程中。

1.3"邊界條件及求解方法

流體雷諾數(shù)Re定義如下

Re=ρuDμ（15）

文獻(xiàn)［19-21］研究結(jié)果表明，搖擺條件下單通道內(nèi)流量和壓降的波動(dòng)幅值隨搖擺幅值的增大而增大、隨搖擺周期的增大而減小，因此定義搖擺雷諾數(shù)Re_r表征搖擺參數(shù)的影響程度

Rer=ρulDμ（16）

式中：u_l為搖擺運(yùn)動(dòng)引起的線速度

ul=4θ_maxLT（17）

其中T為瞬時(shí)溫度。

式（16）其物理意義為搖擺引起的附加慣性力和流體黏性力之比。

本研究主要關(guān)注T型圓管通道內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的協(xié)同作用機(jī)制，同時(shí)研究附加慣性力、浮力和重力多力場(chǎng)耦合條件下的流體熱混合機(jī)理。因此，將T型圓管通道支管豎直向上、水平和豎直向下布置，進(jìn)行3種布置方式時(shí)靜止Rer=0和搖擺條件Rer=41500下共6個(gè)工況的LES計(jì)算，搖擺條件對(duì)應(yīng)的搖擺周期為2s，搖擺幅值為30°，計(jì)算工況具體參數(shù)如表1所示，下標(biāo)m、b表示主管、支管。在所有工況下，流體域入口設(shè)置為質(zhì)量流量入口邊界條件，出口為壓力出口邊界條件。主管和支管進(jìn)口質(zhì)量流量分別為0.227kg/s和0.071kg/s，對(duì)應(yīng)的雷諾數(shù)分別為74500和6800。流體域工質(zhì)為水，運(yùn)行壓力為10MPa，主管和支管進(jìn)口流體溫度分別為573.15K和298.15K，溫差為275K，接近實(shí)際運(yùn)行的高溫高壓工程條件。流量比（Q_R）定義為主管與支管流量的比值。工質(zhì)水的物性參數(shù)如密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、黏度等隨溫度變化。對(duì)從NIST數(shù)據(jù)庫(kù)^［22］中獲得的不同溫度下的物性參數(shù)進(jìn)行多項(xiàng)式擬合，得到的物性參數(shù)隨溫度變化的關(guān)系式與實(shí)際物性變化吻合，將關(guān)系式代入到數(shù)值模型中進(jìn)行求解。

固體域外壁面為絕熱邊界條件，內(nèi)壁面與流體域共軛傳熱以考慮流-熱-固耦合。固體域的材料為不銹鋼，密度為8030kg/m³，比定壓熱容為502.48J/（kg·K），導(dǎo)熱系數(shù)為16.27W/（m·K）。

LES計(jì)算前，利用雷諾應(yīng)力模型（RSM）對(duì)T型圓管通道內(nèi)物理場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)求解，將收斂后的穩(wěn)態(tài)物理場(chǎng)作為L(zhǎng)ES瞬態(tài)計(jì)算的初始場(chǎng)。選擇基于壓力的分離求解器進(jìn)行LES計(jì)算，利用有界中心差分格式對(duì)控制方程進(jìn)行離散，同時(shí)選擇SIMPLE-C（semi-implicit method for pressure linked equations-consistent）算法耦合速度和壓力，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為2ms，滿(mǎn)足庫(kù)朗-弗里德里希-劉易斯（CFL）數(shù)小于1。對(duì)LES計(jì)算結(jié)果進(jìn)行采樣以獲取并分析通道內(nèi)物理場(chǎng)的瞬態(tài)和統(tǒng)計(jì)結(jié)果。LES計(jì)算時(shí)，設(shè)置混合區(qū)內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)監(jiān)測(cè)流體的瞬態(tài)速度和溫度變化，待速度和溫度穩(wěn)定波動(dòng)后開(kāi)始采樣。采樣間隔為2ms，靜止條件下，采樣總時(shí)長(zhǎng)為20s；搖擺條件下，采樣總時(shí)長(zhǎng)為6個(gè)搖擺周期。

為方便對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，對(duì)溫度和渦量參數(shù)進(jìn)行無(wú)量綱化。瞬時(shí)溫度T使用主管熱流體和支管冷流體之間的溫度差進(jìn)行無(wú)量綱化，無(wú)量綱瞬時(shí)溫度T^*可表示為

T^*=T－TbTm－Tb（18）

無(wú)量綱時(shí)均溫度T^*_s為

T^*s=1N∑^N_k=1T^*_k（19）

式中：N為采樣數(shù)；k為采樣序列。

溫度的脈動(dòng)強(qiáng)度可以用均方根溫度進(jìn)行表征，無(wú)量綱均方根溫度T^*_rms為

T^*_rms=∑^N_k=1（T^*_k－T^*s）²N（20）

渦量可以描述流體有旋運(yùn)動(dòng)的狀態(tài)，表征流場(chǎng)內(nèi)渦結(jié)構(gòu)的強(qiáng)弱。無(wú)量綱渦量W^*z可表示為

W^*z=u_yx－u_xyDum（21）

1.4"數(shù)值模型驗(yàn)證

選擇Wang等^［23］的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)驗(yàn)證搖擺條件下湍流模型的準(zhǔn)確性。驗(yàn)證工況相關(guān)參數(shù)如表2所示，兩種驗(yàn)證工況的搖擺雷諾數(shù)分別為Rer=3520和Rer=2640。圖6為不同搖擺雷諾數(shù)對(duì)主支管流體瞬時(shí)流量比模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，可見(jiàn)不同搖擺雷諾數(shù)下模擬計(jì)算得到的瞬時(shí)流量比與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合都較好。在之前的研究中已經(jīng)驗(yàn)證了搖擺運(yùn)動(dòng)下直立圓管內(nèi)的流動(dòng)和溫度脈動(dòng)特性^［24］。因此，本文建立的數(shù)值方法對(duì)于后續(xù)研究是可靠的。

2"結(jié)果與討論

本文重點(diǎn)探究不同支管布置方式下，重力、浮升力和附加慣性力多力場(chǎng)耦合時(shí)T型圓管通道內(nèi)三維渦結(jié)構(gòu)和溫度場(chǎng)在時(shí)間及空間上的瞬時(shí)演化。

2.1"靜止條件下流體熱混合時(shí)空演化特性

圖7為相同時(shí)刻下，截面z/D=0上瞬時(shí)渦量場(chǎng)和溫度場(chǎng)的分布情況。將分布在支管射流的剪切層內(nèi)大尺度渦結(jié)構(gòu)稱(chēng)為前緣剪切渦（LEV）。由圖7可以發(fā)現(xiàn)，渦量場(chǎng)和溫度場(chǎng)存在空間上的協(xié)同作用，支管射流前緣剪切層內(nèi)形成的3個(gè)渦結(jié)構(gòu)的位置與溫度場(chǎng)等值線卷起位置相似。冷熱流體交匯后，前緣剪切層內(nèi)形成的剪切渦使得冷熱流體相互卷吸，溫度場(chǎng)內(nèi)形成與剪切層渦旋轉(zhuǎn)方向相同的卷起結(jié)構(gòu)。渦結(jié)構(gòu)沿支管射流發(fā)展，沖擊到主管下壁面發(fā)生破碎，引起溫度場(chǎng)中卷起結(jié)構(gòu)發(fā)生破碎，冷熱流體得到充分混合，下壁面附近流體溫度分布相對(duì)均勻，溫度分層現(xiàn)象減弱。

為探究渦量場(chǎng)和溫度場(chǎng)在時(shí)間上的協(xié)同作用，在截面z/D=0上支管射流入口前緣處設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)（0.13D，0.49D，0）。監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置處瞬時(shí)渦量和溫度隨時(shí)間變化如圖8（a）所示。從中可以看出，瞬時(shí)渦量存在周期性波動(dòng)，這是由剪切渦周期性脫落并通過(guò)監(jiān)測(cè)點(diǎn)引起，每波動(dòng)一次，表示一個(gè)剪切渦通過(guò)。剪切渦的周期性脫落和通過(guò)引起溫度場(chǎng)卷起結(jié)構(gòu)的同步通過(guò)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，造成瞬時(shí)溫度與渦量同步波動(dòng)，這也是剪切層內(nèi)溫度波動(dòng)的機(jī)制。同時(shí)可以觀察到，點(diǎn)（0.13D，0.49D，0）處渦量和溫度在t為0～0.5s內(nèi)波動(dòng)9～10次。圖8（b）為監(jiān)測(cè)點(diǎn)處瞬時(shí)渦量和溫度的功率譜密度（PSD）分布。其表征渦量場(chǎng)和溫度場(chǎng)在頻域上的協(xié)同作用，并能捕捉渦結(jié)構(gòu)和溫度卷起結(jié)構(gòu)的脫落頻率^［24］。可以發(fā)現(xiàn)，瞬時(shí)渦量和溫度的PSD隨頻率的變化趨勢(shì)基本一致，且存在明顯峰值，其對(duì)應(yīng)的頻率為主頻。點(diǎn)（0.13D，0.49D，0）處渦量和溫度PSD的主頻為19.3Hz，與圖8（a）中前緣剪切渦和0～0.5s內(nèi)的波動(dòng)次數(shù)相對(duì)應(yīng)，表明前緣剪切渦的脫落頻率為19.3Hz。

流場(chǎng)中的渦結(jié)構(gòu)可以通過(guò)無(wú)量綱參數(shù)Ω的等值面識(shí)別，被稱(chēng)為Ω渦識(shí)別方法^［25］，Ω定義如下

Ω=B²_FA²_F+B²_F+0.001（B²_F－A²_F）_max（22）

式中：A和B分別為速度梯度張量的對(duì)稱(chēng)和反對(duì)稱(chēng)部分。

本文根據(jù)文獻(xiàn)［26］推薦值，利用Ω=0.52的等值面作為渦結(jié)構(gòu)的識(shí)別判據(jù)。

圖9為靜止條件下不同支管布置時(shí)T型圓管通道內(nèi)三維渦結(jié)構(gòu)和不同截面上溫度場(chǎng)的瞬時(shí)分布。從圖中渦結(jié)構(gòu)可以看出，支管射流剪切層處前緣及后緣剪切渦都構(gòu)成完整的渦環(huán)，但隨著流體繼續(xù)向下游流動(dòng)時(shí)，由于重力和浮升力的影響，渦環(huán)逐漸向重力方向偏移，導(dǎo)致在不同支管布置形式下形成不同的下游渦結(jié)構(gòu)。支管豎直向上布置時(shí)，下游渦結(jié)構(gòu)分層分布，上壁面附近渦結(jié)構(gòu)溫度較高，下壁面附近渦結(jié)構(gòu)溫度較低。支管水平布置時(shí)，從剪切層內(nèi)渦環(huán)中心線可以看出，渦環(huán)逐漸向z軸正方向偏移。支管豎直向下布置時(shí)，剪切渦環(huán)支管射流后尾跡區(qū)內(nèi)尾跡渦匯合，這使得渦環(huán)和尾跡渦的發(fā)展受到抑制并逐漸消失。

對(duì)比圖9工況1～3溫度場(chǎng)可以發(fā)現(xiàn)，支管豎直向上布置時(shí)冷流體進(jìn)入主管后，重力的作用加強(qiáng)了冷流體沖擊主管下壁面，流體混合主要發(fā)生在x/D=0～4內(nèi)。支管豎直向下布置時(shí)，重力的作用抑制了剪切層內(nèi)溫度卷起結(jié)構(gòu)的發(fā)展，在x/D=3位置處，冷流體沖擊到最接近主管y軸正方向管壁的位置，抑制了繞流區(qū)內(nèi)溫度分層結(jié)構(gòu)的發(fā)展。隨后，兩種支管布置形式下流體熱混合都趨于穩(wěn)定，在重力和浮升力的驅(qū)使下，主管上、下部分分布著熱流體和冷流體，出現(xiàn)明顯的熱分層，與各自的渦結(jié)構(gòu)分層相對(duì)應(yīng)。從圖9（b）溫度場(chǎng)可以看出，支管水平布置時(shí)，支管射流沖擊到支管同側(cè)的主管壁，即主管在y軸正方向和z軸正方向之間的壁面，并在z軸的正方向上形成尾跡渦，而熱流體主要從z軸負(fù)方向區(qū)域內(nèi)繞過(guò)支管射流，并形成與尾跡渦相對(duì)應(yīng)的溫度分層結(jié)構(gòu)。從橫截面x/D=－1～7溫度分布可以看出，與其他兩種布置不同的是，流體在向下游流動(dòng)過(guò)程中沿圓周方向發(fā)生周期性振蕩，導(dǎo)致冷熱流體的分層面沿流向螺旋分布。

2.2"搖擺條件下流體熱混合時(shí)空演化特性

搖擺條件下，支管豎直向上布置、水平布置和豎直向下布置時(shí)（工況1-R、工況2-R和工況 3-R）一個(gè)周期內(nèi)不同時(shí)刻的渦結(jié)構(gòu)和溫度瞬時(shí)分布如圖10～12所示。支管豎直向上和豎直向下布置時(shí)，支管射流的沖擊方向與主管搖擺運(yùn)動(dòng)平面平行，因此搖擺引起的附加慣性力對(duì)這兩種支管布置形式的影響相似。在t/Tr=0～0.50內(nèi)，通道主管下游朝重力方向搖擺運(yùn)動(dòng)，受附加慣性力影響，支管射流受到主管流體向重力反方向的擠壓作用而發(fā)生上掃，沖擊深度逐漸減小。剪切層內(nèi)渦環(huán)沿流向的發(fā)展受到抑制，在t/Tr=0.50時(shí)發(fā)生斷裂。主管流體的繞流作用受到抑制，支管射流后尾跡渦數(shù)量逐漸減少。對(duì)應(yīng)地，從t/Tr為0～0.50內(nèi)通道的溫度場(chǎng)可以發(fā)現(xiàn)，抑制剪切層內(nèi)溫度卷起結(jié)構(gòu)的形成和發(fā)展，減小了支管射流后繞流區(qū)的范圍，在t/Tr=0.50時(shí)，剪切層內(nèi)冷熱流體溫度分界線分布光滑，如圖10（a）～（c）、12（a）～（c）所示。

在t/Tr=1.00時(shí)，通道再次運(yùn)動(dòng)到最大負(fù)向搖擺角度，通道內(nèi)渦結(jié)構(gòu)和溫度分布與t/Tr=0時(shí)刻相同。在t/Tr為0.50～1.00內(nèi)，通道主管下游朝重力反方向移動(dòng)，支管射流的沖擊深度增加， 冷熱流體剪

切作用增強(qiáng)，剪切層內(nèi)重新出現(xiàn)完整的渦環(huán)和溫度卷吸結(jié)構(gòu)。同時(shí)，流體繞流作用增強(qiáng)，繞流區(qū)的范圍逐漸增大，如圖10（a）～（c）、12（a）～（c）所示。

當(dāng)支管水平布置時(shí)，支管射流沖擊方向與主管搖擺運(yùn)動(dòng)平面垂直，因此搖擺引起的附加慣性力對(duì)支管射流沖擊深度的影響不明顯，如圖11所示。在t/Tr=0～0.50內(nèi)，通道主管向重力方向移動(dòng)，受附加慣性力的影響，剪切層內(nèi)渦環(huán)中心線朝z軸正方向的偏移現(xiàn)象加強(qiáng)，直至渦環(huán)撞擊到主管在z軸正方向管壁發(fā)生渦環(huán)破碎，在此過(guò)程中抑制熱流體繞流作用的強(qiáng)度逐漸增大。在t/Tr=1.00時(shí)，通道內(nèi)渦結(jié)構(gòu)和溫度分布與t/Tr=0時(shí)刻相同。在t/Tr=0.75～1.00內(nèi)，通道主管下游開(kāi)始朝重力反方向移動(dòng)，在附加慣性力作用下支管射流的偏移現(xiàn)象逐漸減弱，引起通道內(nèi)渦環(huán)中心線和溫度場(chǎng)逐漸向z軸負(fù)方向移動(dòng)。上述結(jié)果表明，搖擺條件下，通道內(nèi)渦結(jié)構(gòu)和溫度場(chǎng)變化周期與搖擺周期相同。

2.3"流體熱混合沿程溫度瞬態(tài)特性

3種支管布置形式下T^*s沿流向分布情況如圖13所示。從圖13（a）可以發(fā)現(xiàn)，靜止條件下，由于流體熱混合主要發(fā)生在主管下游前端位置，x/D=1～4橫截面上T^*s分布出現(xiàn)上下波動(dòng)，在x/D=5～19內(nèi)，混合趨于穩(wěn)定，T^*s穩(wěn)定在0.8附近分布。搖擺條件下，t/Tr=0時(shí)，T^*s沿流向先增大后減小，隨后再次增大后減小，形成兩個(gè)明顯的峰值。左側(cè)峰值位于x/D=3位置處，與相同時(shí)刻時(shí)通道內(nèi)的高溫渦團(tuán)位置相對(duì)應(yīng)，右側(cè)峰值位于x/D=14位置處。隨著時(shí)間推移，由于高溫渦團(tuán)的脫落，左側(cè)峰值逐漸向下游移動(dòng)，t/Tr=0.25，0.5，0.75和1時(shí)分別位于x/D為6、9、12和14位置處。同時(shí)，右側(cè)峰值向下游移動(dòng)，t/Tr為0.25和0.5時(shí)位于x/D為17和19；t/Tr=0.75時(shí)，高溫流體從通道出口流出，在x/D=2處重新形成一個(gè)T^*s峰值，對(duì)應(yīng)的形成一個(gè)新的高溫渦團(tuán)，并繼續(xù)向下游周期性脫落。在t/Tr=1時(shí)，新形成的T^*s峰值移動(dòng)到x/D=4位置處。可以發(fā)現(xiàn)，不同時(shí)刻下，兩峰值的位置相差為10D～11D。

從圖13（b）可以發(fā)現(xiàn)，靜止條件下支管水平布置時(shí)，T^*s沿流向發(fā)展主要分為3個(gè)階段，在x/D為1～4內(nèi)，流體熱混合強(qiáng)烈，T^*s逐漸增大，這是由于橫截面內(nèi)熱流體逐漸增多導(dǎo)致的；在x/D為5～10內(nèi)，流體熱混合減弱，T^*s在0.78上下發(fā)生輕微波動(dòng)；在x/D為11～19內(nèi)，流體熱混合趨于穩(wěn)定，T^*s基本保持不變。搖擺條件下，t/Tr=0時(shí)，T^*s沿流向存在兩個(gè)峰值，左右兩側(cè)分別位于x/D=4和14，其中左側(cè)峰值與高溫渦團(tuán)的位置相對(duì)應(yīng)。隨著通道搖擺，左右兩側(cè)T^*s峰值逐漸向主管下游移動(dòng)，在t/Tr=0.75時(shí)，右側(cè)T^*s峰值消失，在x/D=2位置處形成新的T^*s峰值。

從圖13（c）可以發(fā)現(xiàn)，靜止條件下支管豎直向下布置時(shí)，由于支管冷流體進(jìn)入主管后迅速向y軸負(fù)方向偏移，在支管入口處存在較多的冷流體，T^*s在x/D為1～2內(nèi)較小；在x/D為2～3內(nèi)，支管冷流體繼續(xù)向y軸負(fù)方向偏移， 截面上存在較多熱流體，T^*s逐漸增大；在x/D為3～19內(nèi)，T^*s基本保持在0.78不變。在搖擺條件下，T^*s沿流向分布同樣

存在兩個(gè)峰值，兩峰值隨著時(shí)間推移，同步向下游移動(dòng)，不同時(shí)刻下兩峰值位置相差都為10D。

本研究主管和支管流體混合后的截面平均速度為0.23m/s，搖擺周期為2s，混合后流體在一個(gè)周期內(nèi)流動(dòng)距離約10.2D，與兩峰值之間的距離相對(duì)應(yīng)。上述結(jié)果表明，搖擺條件下，支管射流在通道內(nèi)上下掃掠引起大尺度渦團(tuán)周期性向下脫落，進(jìn)而使得溫度場(chǎng)在空間上周期性波動(dòng)分布，波長(zhǎng)約為混合后流體速度與搖擺周期的乘積。

2.4"流體熱混合溫度場(chǎng)平均特性

3種支管不同布置方式下，T型圓管通道內(nèi)截面x/D=－1～7、y/D=0和z/D=0上時(shí)均溫度場(chǎng)分布如圖14所示。支管豎直向上布置時(shí)，重力方向與支管冷流體入射方向相同，加速冷流體的流動(dòng)，使其對(duì)主管熱流體的沖擊增強(qiáng)，加速冷熱流體的混合。靜止條件下，冷熱流體主要在x/D=0～3內(nèi)混合形成明顯的熱分層現(xiàn)象，并沿流向逐漸減弱，在x/D=4～7內(nèi)形成穩(wěn)定的熱分層，如圖14（a）所示。搖擺條件下，由于支管冷流體在通道內(nèi)上下掃掠，形成沿流向周期性脫落的大尺度渦團(tuán)，引起溫度場(chǎng)在時(shí)間和空間上的變化，加速了冷熱流體的混合。因此，熱分層主要存在于x/D=0～1內(nèi)，且流體在下游的分布相比靜止條件下更加均勻，如圖14（b）所示。

支管水平布置時(shí)，支管冷流體入射方向與重力方向垂直，進(jìn)入主管流體后朝z軸正方向偏移并撞擊主管在z軸正方向上的壁面，在通道內(nèi)形成相比支管豎直布置時(shí)更加明顯的熱分層。靜止條件下，流體撞擊壁面后向下游流動(dòng)的過(guò)程中沿圓周方向發(fā)生振蕩，如圖14（c）所示。搖擺條件下，橫截面上溫度等值線沿圓周方向振蕩的現(xiàn)象及對(duì)稱(chēng)面內(nèi)高低溫區(qū)域交替出現(xiàn)的現(xiàn)象減弱，表明搖擺運(yùn)動(dòng)抑制了流體在圓周方向上的振蕩，如圖14（d）所示。支管豎直向下布置時(shí)，重力方向與支管冷流體入射方向相反，抑制了冷流體對(duì)主管熱流體的沖擊，未能碰撞到入射口對(duì)面管壁，在通道內(nèi)形成明顯的熱分層現(xiàn)象。靜止條件下，熱分層現(xiàn)象更加明顯，如圖14（e）所示。搖擺條件下，受附加慣性力的影響，支管冷流體在進(jìn)入主管后的偏移程度減弱，冷熱流體的混合增強(qiáng)，熱分層現(xiàn)象沿流向逐漸減弱，如圖14（f）所示。

對(duì)比不同工況下溫度分布發(fā)現(xiàn)，受重力和浮升力的影響，通道內(nèi)流體熱混合不完全，溫度分布不均勻形成明顯的熱分層現(xiàn)象，附加慣性力增強(qiáng)冷熱流體的混合，削弱熱分層現(xiàn)象。但是，重力與支管冷流體入射方向的相對(duì)位置影響著通道內(nèi)流體溫度熱分層程度，同時(shí)也改變附加慣性力對(duì)流體熱分層的削弱程度。為定量分析支管不同布置方式時(shí)重力、浮升力和附加慣性力多力場(chǎng)耦合條件下的通道內(nèi)流體熱分層現(xiàn)象，定義混合系數(shù)K如下

K=1－T^*_rmsT^*_rmax（23）

式中：T^*_rmax為T(mén)^*_rms的最大值，是x/D=0截面上時(shí)均溫度分布的均方根值。混合系數(shù)K表征橫截面上溫度分布的均勻性。顯然，K在0～1內(nèi)變化，K越接近1，表示溫度分布越均勻，熱分層現(xiàn)象越弱。

圖15為不同工況下通道內(nèi)混合系數(shù)K沿流向的變化。從中可以發(fā)現(xiàn)，在靜止條件下（見(jiàn)圖15中實(shí)線），工況1的K在x/D=0～3內(nèi)由0.56逐漸增大到0.82，溫度分布均勻性逐漸增大，隨后沿流向穩(wěn)定保持在0.83不變；工況2和工況3在x/D=0～4時(shí)，K分別在0.53～0.69和0.41～0.69內(nèi)逐漸增大，隨后維持在0.7附近不變。工況1的K整體上比工況2、3大，具有最好的混合效果。同時(shí)，在x/D=0～4時(shí)，工況2的K比工況3的大，混合效果較好；在x/Dgt;4時(shí)，工況2和工況3的K基本一致，混合效果相同。總的來(lái)說(shuō)，靜止條件下，支管豎直向上布置時(shí)，通道內(nèi)冷熱流體的混合效果最好、溫度分布最均勻、熱分層現(xiàn)象最弱，支管水平布置時(shí)次之，支管豎直向下布置時(shí)熱分層現(xiàn)象最強(qiáng)。

在搖擺條件下（見(jiàn)圖15中虛線），工況1-R的K在x/D=0～1時(shí)由0.6迅速增大到0.86，隨后在x/D=1～5時(shí)緩慢增大到0.94，并在下游保持不變。對(duì)比工況1和工況1-R的K發(fā)現(xiàn)，搖擺運(yùn)動(dòng)顯著增大了通道內(nèi)溫度場(chǎng)的均勻性，削弱了熱分層現(xiàn)象，同時(shí)也增大了流體熱混合達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的距離。同樣地，工況2-R和工況3-R的K相比靜止條件下有顯著提升，流體熱混合達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的距離也隨之增大，在x/D≥8時(shí)達(dá)到穩(wěn)定。支管豎直向上、水平和豎直向下布置時(shí)，K在下游分別穩(wěn)定在0.94、0.85和0.91，相比靜止條件下穩(wěn)定后K分別增大了10.8%，18.3%和27.8%。這表明，豎直向上布置時(shí)搖擺運(yùn)動(dòng)引起的影響最小，支管水平布置時(shí)次之，豎直向下布置時(shí)最大。這是因?yàn)椋褐Ч茇Q直向上布置時(shí)，重力方向和冷流體入射方向相同，對(duì)冷流體動(dòng)量和慣性力有增大作用，從而削弱了搖擺運(yùn)動(dòng)引起的附加慣性力的作用；支管豎直向下布置時(shí)，重力方向和冷流體入射方向相反，抑制冷流體的動(dòng)量和慣性力，從而使附加慣性力的作用相對(duì)增強(qiáng)。

2.5"壁面溫度場(chǎng)平均特性和脈動(dòng)特性

T型圓管通道內(nèi)流體的溫度場(chǎng)時(shí)空演化誘發(fā)固體域內(nèi)溫度場(chǎng)的分層和波動(dòng)，進(jìn)而引起管道壁面的熱疲勞失效。為便于觀察，對(duì)主管內(nèi)壁面沿圓周方向展開(kāi)為二維平面，以支管豎直向上布置為例，定義主管內(nèi)壁面左視圖和支管內(nèi)壁面俯視圖內(nèi)角度θ_c沿圓周方向變化如圖16所示。

不同工況下主管內(nèi)壁面沿流向x/D=－1～7內(nèi)平均溫度分布如圖17所示。從中可以發(fā)現(xiàn)，受流體不完全混合的影響，主管壁面溫度存在明顯的分層現(xiàn)象。工況1時(shí)，受支管冷流體的直接沖擊，x/D=1、θc=±180°位置處溫度最低。高溫區(qū)域繞過(guò)支管進(jìn)口將其包圍，并在支管進(jìn)口附近形成輕微分層；隨后沿流向逐漸收縮，在下游沿圓周方向形成明顯分層，如圖17（a）所示。工況2的低溫區(qū)域主要存在于x/Dgt;0、 θc=－180°～0°內(nèi)，對(duì)應(yīng)主管沿z軸方向的正半部分。 θc=0°～180°內(nèi)高溫區(qū)域繞過(guò)支管進(jìn)口后，向下游發(fā)展的同時(shí)沿圓周方向出現(xiàn)振蕩，溫度等值線呈波浪狀分布，如圖17（c）所示。工況 3的低溫區(qū)域主要集中在θc=－90°～90°內(nèi)，由冷流體聚集引起。高溫區(qū)域繞過(guò)支管進(jìn)口后，受低溫區(qū)域的阻擋逐漸向兩側(cè)擴(kuò)展，在x/D=2、θc=±135°位置處基本穩(wěn)定，隨后沿流向穩(wěn)定發(fā)展，如圖17（e）所示。

在搖擺條件下，受附加慣性力的影響，工況1-R～工況3-R時(shí)，主管壁面溫度分層現(xiàn)象及振蕩現(xiàn)象均有所減弱，同時(shí)支管進(jìn)口附近高溫區(qū)域范圍輕微增大，下游壁面溫度沿周向分布相對(duì)均勻，如圖17（b）、17（d）和17（f）所示。

不同工況下主管內(nèi)壁面均方根溫度分布如圖18所示。從中可以發(fā)現(xiàn)，工況1的均方根溫度主要分布在支管進(jìn)口附近x/D=0～1、θc=－45°～45°，由主管熱流體的繞流現(xiàn)象主導(dǎo)，以及兩側(cè)x/D=0～1、θc=－180°～90°和θc=90°～180°內(nèi)支管冷流體周期性沖擊壁面引起，如圖18（a）所示。

由于重力的影響，工況2的均方根溫度主要集中分布在x/D=0～1、θc=－180°～0°區(qū)域內(nèi)，與平均溫度的分布相對(duì)應(yīng)。同時(shí)，在θc=0°～45°和θc=135°～180°內(nèi)形成沿圓周方向振蕩的輕微溫度波動(dòng)，如圖18（c）所示。工況3支管進(jìn)口前x/D=－1～0、θc=－45°～45°區(qū)域存在明顯的溫度波動(dòng)，這是因?yàn)橹Ч芾淞黧w侵入主管上游與熱流體發(fā)生混合造成的。在支管進(jìn)口后側(cè)θc=－135°～135°內(nèi)，均方根溫度沿下游向兩側(cè)擴(kuò)散并逐漸衰減，隨后在x/Dgt;2、θc=－135°～－90°和θc=90°～135°內(nèi)基本保持穩(wěn)定，如圖18（e）所示。

在搖擺條件下，受附加慣性力的影響，工況1-R～工況3-R時(shí)的均方根溫度的大小和分布范圍均顯著增大，對(duì)應(yīng)各靜止條件工況，均方根溫度的分布范圍擴(kuò)大到整個(gè)圓周方向上，如圖18（b）、18（d）和18（f）所示。

不同工況下主管內(nèi)壁面均方根溫度沿流向的定量分布如圖19所示。主管內(nèi)壁面均方根溫度沿流向先增大后減小，整體變化趨勢(shì)與流體域相似，但數(shù)值上有所減小。這表明，溫度波動(dòng)由流體域傳遞到固體域的過(guò)程中只發(fā)生幅值上的衰減。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，靜止條件下（如圖19中實(shí)心符號(hào)所示），工況 1～3內(nèi)均方根溫度峰值分別位于x/D=0，－0.1，－0.2位置處，分別為0.08、0.08和0.09。搖擺條件下（如圖19中空心符號(hào)所示），工況 1-R和工況 2-R內(nèi)均方根溫度峰值位置和大小與靜止條件下相同，但在其他流向位置處相比靜止條件下有所增大。工況 3-R的均方根溫度峰值位置與工況 3相同，顯著增大到0.16，約為靜止工況的2倍。同時(shí)，均方根溫度在x/D=－1～2和x/D=3～10內(nèi)顯著增大，表明支管豎直向下布置時(shí)，搖擺運(yùn)動(dòng)對(duì)主管壁面均方根溫度的影響最大。

對(duì)比不同工況下T型圓管通道固體域的平均溫度和均方根溫度分布表明，在實(shí)際應(yīng)用中，應(yīng)優(yōu)先選擇支管豎直向上布置，避免支管豎直向下布置，以減少T型圓管通道壁面處的熱分層和均方根溫度，降低管道熱疲勞失效的風(fēng)險(xiǎn)。

3"結(jié)"論

本文建立了搖擺條件下T型圓管通道內(nèi)流體熱混合數(shù)值模型，并對(duì)模型進(jìn)行了驗(yàn)證。利用數(shù)值模擬，通過(guò)改變支管布置方式，對(duì)高溫高壓下浮升力、重力和附加慣性力多力場(chǎng)耦合時(shí)T型圓管通道內(nèi)流體熱混合機(jī)理進(jìn)行分析。結(jié)果表明，剪切層內(nèi)剪切渦與溫度場(chǎng)存在時(shí)間和空間上的協(xié)同機(jī)制，渦脫落頻率和溫度脈動(dòng)頻率相同，脫落頻率為19.3Hz。在浮升力和重力的影響下，T型圓管通道內(nèi)流體熱混合不完全，發(fā)生明顯分層。搖擺運(yùn)動(dòng)引起的附加慣性力使得T型圓管通道內(nèi)產(chǎn)生周期性脫落的大尺度渦團(tuán)，進(jìn)而使溫度場(chǎng)在時(shí)間和空間上周期性變化，周期性波動(dòng)的長(zhǎng)度約為10.2D，加速了流體熱混合，削弱熱分層現(xiàn)象。利用混合系數(shù)評(píng)價(jià)了不同支管布置方式下T型圓管通道內(nèi)流體的熱混合效果。支管豎直向上、水平和豎直向下布置時(shí)K在下游分別穩(wěn)定在0.94、0.85和0.91，相比靜止條件下，穩(wěn)定后K分別增大了10.8%，18.3%和27.8%。利用均方根溫度評(píng)價(jià)了不同支管布置方式下T型圓管通道主管壁溫度波動(dòng)。搖擺條件下，支管豎直向上和水平布置時(shí)均方根溫度峰值位置和大小與靜止條件下相同，支管豎直向下布置時(shí)均方根溫度峰值位置與靜止條件下相同，值為0.16，約為靜止工況的2倍。多角度分析表明，支管豎直向上布置時(shí)，T型圓管通道內(nèi)流體熱混合效果最好，熱分層現(xiàn)象最弱。因此，在實(shí)際應(yīng)用時(shí)，為降低T型圓管通道熱疲勞損傷風(fēng)險(xiǎn)，應(yīng)優(yōu)先選擇支管豎直向上布置。

參考文獻(xiàn)：

［1］LEE K H， KIM M G， LEE J I， et al. Recent advances in ocean nuclear power plants ［J］. Energies， 2015， 8（10）： 11470-11492.

［2］董海防. 海洋核動(dòng)力平臺(tái)發(fā)展研究綜述 ［J］. 船舶工程， 2019， 41（11）： 5-10.

DONG Haifang. A summary of research on the development of marine nuclear power platform ［J］. Ship Engineering， 2019， 41（11）： 5-10.

［3］李慧， 趙琳， 毛英. 海況干擾下潛艇六自由度運(yùn)動(dòng)分析 ［J］. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào)， 2017， 38（1）： 94-100.

LI Hui， ZHAO Lin， MAO Ying. Analysis of six-degree-of-freedom motion in submarines under sea disturbance ［J］. Journal of Harbin Engineering University， 2017， 38（1）： 94-100.

［4］WAKAMATSU M， NEI H， HASHIGUCHI K. Attenuation of temperature fluctuations in thermal striping ［J］. Journal of Nuclear Science and Technology， 1995， 32（8）： 752-762.

［5］Institute for Energy and Transport. Development of a European procedure for assessment of high cycle thermal fatigue in light water reactors： final report of the NESC-thermal fatigue project ［EB/OL］. （2014-09-12）［2024-05-22］. https：//op.europa.eu/en/publication-detail/-/publication/f74e08dd-b6f1-45ec-b985-a37 8067f16af/language-en.

［6］SELVAM P K， KULENOVIC R， LAURIEN E. Large eddy simulation on thermal mixing of fluids in a T-junction with conjugate heat transfer ［J］. Nuclear Engineering and Design， 2015， 284： 238-246.

［7］SELVAM P K， KULENOVIC R， LAURIEN E. Experimental and numerical analyses on the effect of increasing inflow temperatures on the flow mixing behavior in a T-junction ［J］. International Journal of Heat and Fluid Flow， 2016， 61（Part B）： 323-342.

［8］EVRIM C， LAURIEN E. Numerical study of thermal mixing mechanisms in T-junctions ［J］. Applied Thermal Engineering， 2021， 183（Part 1）： 116155.

［9］EVRIM C， LAURIEN E. Effect of the Reynolds and Richardson numbers on thermal mixing characteristics ［J］. International Journal of Heat and Mass Transfer， 2021， 169： 120917.

［10］鄢炳火， 于雷， 楊燕華. 搖擺條件下矩形通道內(nèi)層流傳熱特性的數(shù)學(xué)分析 ［J］. 核動(dòng)力工程， 2010， 31（6）： 70-74.

YAN Binghuo， YU Lei， YANG Yanhua. Mathematical analysis of heat transfer characteristics of laminar flow in a rectangular channel in rolling motion ［J］. Nuclear Power Engineering， 2010， 31（6）： 70-74.

［11］WANG Chang， WANG Shaowu， WANG Hao， et al. Investigation of flow pulsation characteristic in single-phase forced circulation under rolling motion ［J］. Annals of Nuclear Energy， 2014， 64： 50-56.

［12］WANG Chang， LI Xiaohui， WANG Hao， et al. Experimental study on single-phase heat transfer of natural circulation in circular pipe under rolling motion condition ［J］. Nuclear Engineering and Design， 2014， 273： 497-504.

［13］CHEN Chong， WU Wei， LI Liangcai， et al. Heat transfer characteristics of oscillating flow in a narrow channel under rolling motion ［J］. Annals of Nuclear Energy， 2017， 110： 668-678.

［14］SU Bo， ZHU Ziliang， WANG Xiaoyu， et al. Effect of temperature difference on the thermal mixing phenomenon in a T-junction under inflow pulsation ［J］. Nuclear Engineering and Design， 2020， 363： 110611.

［15］SU Bo， ZHU Ziliang， KE Hanbing， et al. Large eddy simulation of flow and mixing characteristics in a T-junction under inflow pulsation ［J］. Applied Thermal Engineering， 2020， 181： 115924.

［16］SU Bo， HUANG Kexin， LIN Mei， et al. Experimental investigation on the flow patterns in a T-junction under steady and rolling motion conditions using PLIF ［J］. Chemical Engineering Journal， 2023， 465： 142772.

［17］ADDAD Y， GAITONDE U， LAURENCE D， et al. Optimal unstructured meshing for large eddy simulations ［M］//MEYERS J， GEURTS B J， SAGAUT P. Quality and Reliability of Large-Eddy Simulations. Dordrecht， Netherlands： Springer Netherlands， 2008： 93-103.

［18］NICOUD F， DUCROS F. Subgrid-scale stress modelling based on the square of the velocity gradient tensor ［J］. Flow Turbulence and Combustion， 1999， 62（3）： 183-200.

［19］TAN Sichao， SU G H， GAO Puzhen. Experimental and theoretical study on single-phase natural circulation flow and heat transfer under rolling motion condition ［J］. Applied Thermal Engineering， 2009， 29（14/15）： 3160-3168.

［20］蘭述. 搖擺條件下瞬變流動(dòng)傳熱特性研究 ［D］. 哈爾濱： 哈爾濱工程大學(xué)， 2014： 40-64.

［21］王占偉. 搖擺運(yùn)動(dòng)下冷卻劑低流速流動(dòng)、傳熱特性研究 ［D］. 哈爾濱： 哈爾濱工程大學(xué)， 2013： 36-70.

［22］NIST. Thermophysical properties of fluid systems ［EB/OL］. ［2024-05-22］. https：//webbook.nist.gov/ chemistry/fluid/.

［23］WANG Biaoxin， SU Bo， ZHENG Wei， et al. Experimental study on flow rate and pressure drop characteristics in T-junction pipes under rolling conditions ［J］. Physics of Fluids， 2024， 36（4）： 045111.

［24］SU Bo， LIN Mei， WANG Qiuwang. Study on the flow mixing of hot and cold fluids in the T-junction under rolling motion condition ［J］. Nuclear Engineering and Design， 2023， 403： 112126.

［25］劉超群. Liutex-渦定義和第三代渦識(shí)別方法 ［J］. 空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)， 2020， 38（3）： 413-431.

LIU Chaoqun. Liutex-third generation of vortex definition and identification methods ［J］. Acta Aerodynamica Sinica， 2020， 38（3）： 413-431.

［25］KICKHOFEL J， VALORI V， PRASSER H M. Turbulent penetration in T-junction branch lines with leakage flow ［J］. Nuclear Engineering and Design， 2014， 276： 43-53.

（編輯"杜秀杰）