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管径比对T型管冷热混合和温度波动的影响.docx
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管径比对T型管冷热混合和温度波动的影响.docx
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不同管径比的 T 型管被广泛应用于核电管路系统中。冷热流体在 T 型管中交汇时的温度
波动会造成管壁存在高周期热应力,进而有造成管道热疲劳损失的风险,威胁核电站的安全运
行。现有对于冷热流体混合过程中温度波动的研究中涉及了不同管径比、不同结构的 T 型管。
Kamide 等
[1]
对管径比为 0.3 的 T 型管内冷热混合过程的温度波动现象进行了研究,发现在主管
的两侧壁面上温度波动含有斯特劳哈尔数(Sr)为 0.2 左右的无量纲温度波动主频。然而,
Sakowitz 等
[2-3]
发现在管径比为 0.8 的 T 型管主管两侧壁面上温度波动的主频 Sr=0.45。南泽昭
等
[4]
分析了管径比为 0.75 的 T 型管管壁存在的温度波动,发现了壁面温度波动存在 Sr=0.39 的
主频。Braillard 等
[5]
通过红外热成像仪展示了管径比为 1 的 T 型管的黄铜壁面上的温度分布。
Walker 等
[6]
报告了管径比为 0.7 的 T 型管主流中的时变混合标量,给出了在此尺寸的 T 型管中
的混合情况。Howard 等
[7-8]
对圆角 T 形接头中的混合和热波动进行了数值分析。Georgiou 等
[9-
10]
对矩形截面 T 型管中的热混合进行了大涡模拟(large eddy simulation,LES)和直接数值模
拟(direct numerical simulation,DNS),提出剪切层漩涡对温度波动有重要影响。
在造成 T 型管内温度波动机制的研究方面,王海军等
[11]
研究了横向射流近壁面的温度变化
过程,发现支流流型对壁面温度分布有重要影响。吴海玲等
[12]
分析了有温差的情况下二维横向
射流过程,提出支流尾流区的大型低压漩涡区对冷热流体的混合起重要作用。Wu 等
[13]
研究了
支管前缘的漩涡运动,这是由此处显著的速度差引起的。由于主管的横截面是矩形的,因此仅
在支管附近的平壁上讨论了温度波动与涡流之间的关系。Hirota 等
[14]
研究了迎风剪切层中的流
动结构。NAN 等
[4, 15]
从大尺度漩涡结构行为的角度分析了 T 型管内温度波动的成因,提出了支
流周期性展向摆动对壁面温度波动的影响。
综上所述,管径比对 T 型管内温度波动情况有显著的影响,但现有研究中缺乏管径比对温
度波动影响的系统性研究;另外,现有研究尚没有对造成冷热流体混合过程中管壁温度波动的
原因达成共识,T 型管内温度波动的机制还没有得到充分研究。
本文旨在系统性地研究不同管径比(0.5,0.75,1)的 T 型管内冷热流体的混合过程以及
壁面温度波动情况,并从大尺度漩涡结构行为的角度解释管径比如何影响混合过程以及近壁面
的温度波动特性。
1. 模型与数值计算方法
1.1 计算域及边界条件
本文以 3 个不同管径比的 T 型管实验段作为研究对象,实验系统详细介绍见参考文献
[4]。其中主管内径(D
m
)均为 80 mm,支管内径(D
b
)见表 1。计算域如图 1 所示,T 型管的
上游主管长为 4D
m
,上游支管长为 4D
b
,以保证来流稳定。经验证,当下游混合段长度为 9D
m
时,出口不再出现回流,因此本文设定下游混合段长为 10D
m
。
表 1 大涡模拟工况
工况
主流速度/
(m·s
−1
)
主流
温度
/K
支流速度/
(m·s
−1
)
支流
温度
/K
支管
内径
/m
Case-40
(支管管径 40
mm)
0.456
292.5
0.243
322.6
0.04
Case-60
(支管管径 60
mm)
0.456
292.5
0.243
322.6
0.06
Case-80
(支管管径 80
mm)
0.456
292.5
0.243
322.6
0.08
图 1 计算域及尺寸
下载: 全尺寸图片
壁面边界条件被设置为绝热、无滑移壁面。出口为自由出流边界条件。在计算开始前,使
用雷诺应力湍流模型(Reynolds stress model,RSM)预先计算了与主管和支管内径相同、流
速相同的单管内的充分发展湍流。主管和支管被设置为速度入口边界条件,速度分布为预先计
算的充分发展湍流的速度剖面。工况命名和主管、支管的入口边界条件见表 1。
3 个 T 型管计算域均进行了结构化网格划分。近壁面第一层网格高度 y
+
、径向无量纲尺寸
( ΔΔ
x
+
)、展向无量纲尺寸( ΔΔ
θ
+
)以及最大网格尺寸见表 2。
表 2 网格数量及各区域网格尺寸
工况
网格数
量
/×10
4
壁面
y
+
/mm
ΔΔ
x
+
ΔΔ
θ
+
Part1 最
大网
格尺寸/mm
Part2 最
大网
格尺寸/mm
Case-
40
1780
0.025
30
13
0.65
1.80
Case-
60
1850
0.02
35
17
0.50
1.50
Case-
80
2210
0.012
37
18
0.40
1.40
1.2 数值计算方法
数值模型选择 LES 模型,亚格子应力模型选择 Smagorinsky-Lilly 模型。本文验证了
Kolmogorov 常数 C
s
分别为 1.0、1.2 以及 1.4 的计算结果,最终根据实验与模拟数据的对比,
选定 C
s
=1.2。计算时间步长被设为 0.1 ms。根据大涡模拟的后处理结果,Case-80 中
Kolmogorov 时间尺度的值最小,为 0.1 ms,因此本文设置的计算时间步长足以在时间尺度上
解析大尺度漩涡。为了消除初始场对瞬态计算的影响,在 10 个计算周期后开始统计模拟结
果。
我们对本文选取的大涡模拟模型及计算域网格划分策略进行了有效性验证,实验结果与模
拟数据在温度波动方面的对比见 2.3 节。
2. 计算结果及分析
2.1 温度与速度的时间统计量分析
本文研究的工况的主流流速大于支流流速,属于典型的壁面射流
[1]
。以 Case-80 为例,当
支流进入主流后,由于其含有的动量不足以穿透主流,因此沿主流方向迅速偏折,随后紧贴主
管下壁面流动。冷流体和热流体存在较为明显的分层,从图 2(a)中可以看出,温度分层界面
上的均方根温度明显比其他区域高,表明此处存在严重的温度波动。从图 2(b)中可以分辨出
2 处明显存在速度梯度的区域,分别位于支流的迎风侧和背风侧,分别被称为主剪切层和次剪
切层,次剪切层在下游区域最终与主剪切层汇合。迎风侧的剪切层与图 2(a)中温度发生剧烈
波动的位置相同,这是由于相对于湍流对流,热传导在冷热流体的混合过程中是可以忽略的,
因此整个冷热流体分层界面的温度波动主要是由主剪切层中的速度波动引起的。
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