靜態(tài)攪渾裝置對核設(shè)施送風(fēng)管氣溶膠分布規(guī)律影響的數(shù)值分析

冉 鵬 顧衛(wèi)國 聶保杰

（上海交通大學(xué) 核科學(xué)與工程學(xué)院 上海 201100）

送風(fēng)管作為核設(shè)施通風(fēng)系統(tǒng)的主要組成部分，其結(jié)構(gòu)往往比較復(fù)雜，大量的彎頭及管道形狀的變化會迫使管道內(nèi)部流場發(fā)生改變。目前，國內(nèi)外對氣溶膠粒子在彎頭處的分布及擴散進(jìn)行了大量的研究，受離心力及彎管形成的二次流的影響，氣溶膠在管道內(nèi)部的分布變得不均勻［1-2］。核電廠的放射性氣態(tài)流出物監(jiān)測取樣的代表性與取樣位置處的氣溶膠分布均勻性有著直接聯(lián)系，因此，需要提升取樣位置處的氣溶膠混合均勻性。針對這一問題，在風(fēng)管中安裝靜態(tài)攪渾裝置是一種可行的方法。

靜態(tài)攪渾裝置不僅可以用于固相和氣相的混合，還可以用于其他多相之間的摻混，且對比其他混合方法，靜態(tài)攪渾裝置具有低維護(hù)成本、高混合效率及不需額外傳動元件等優(yōu)點。最早被商業(yè)化用于化工領(lǐng)域的是美國的Kenics型裝置。我國對于攪渾裝置的研究起步于20世紀(jì)70年代，衍生至今已經(jīng)有較多的類型，但機械工業(yè)部將其歸納為5 種標(biāo)準(zhǔn)類型［3］。國內(nèi)外學(xué)者在靜態(tài)攪渾器上做了很多工作，部分學(xué)者研究了靜態(tài)攪渾裝置對流動阻力的影響［4-6］，還有一部分學(xué)者對其傳熱性能做了分析［7］。對于靜態(tài)攪混裝置的混合性能，國內(nèi)有學(xué)者通過簡化的數(shù)學(xué)模型分析了旋流混合器對瓦斯的混合性能［8］，另有學(xué)者通過數(shù)值計算的方法對分析了靜態(tài)攪渾裝置中元件個數(shù)、元件間隙以及元件的其他參數(shù)對于混合性能的影響［9-10］，也對不同攪渾裝置的混合性能進(jìn)行了對比［11］。研究表明，采用靜態(tài)攪渾裝置能改善管道內(nèi)部物質(zhì)的混合均勻性［12］。因此，本文結(jié)合旋風(fēng)式旋流混合器，設(shè)計了一種旋流靜態(tài)攪渾裝置，并在原本設(shè)計的基礎(chǔ)上對裝置的葉片寬度、葉片偏轉(zhuǎn)角度進(jìn)行調(diào)整，得到兩種不同的結(jié)構(gòu)?？梢钥吹?，送風(fēng)管中氣溶膠的分布均勻性在這種裝置的作用下得到明顯改善，能夠大大提高核設(shè)施的放射性氣態(tài)流出物取樣監(jiān)測的準(zhǔn)確性。

本文針對核電廠的通風(fēng)管道模型，采用數(shù)值模擬的方法，分析了三種不同結(jié)構(gòu)的靜態(tài)攪渾裝置對流場以及氣溶膠粒子分布規(guī)律的影響。

1 物理模型與模擬方法

1.1 物理模型

送風(fēng)管模型如圖1 所示，管道整體由0.4 m×0.4 m的方形管道、90°彎頭、0.5 m×0.5 m的方形管道和直徑為0.45 m的圓管組成。在空氣入口處設(shè)置氣溶膠粒子注入口，注入口的半徑為10 mm。

圖1 送風(fēng)管物理模型示意圖Fig.1 Diagram of physical model of air supply pipe

靜態(tài)攪渾裝置如圖2 所示，攪渾裝置原型為結(jié)構(gòu)1，葉片分為內(nèi)外兩層，內(nèi)層葉片逆時針扭曲，外層與之相反。結(jié)構(gòu)2 只增大內(nèi)外葉片的扭曲角度，結(jié)構(gòu)3只增加內(nèi)層葉片與外層葉片的面積比。攪渾裝置的具體參數(shù)信息如表1 所示，其安裝位置在圓管90°彎頭下游，如圖1所示。

圖2 靜態(tài)攪渾裝置模型 (a) 結(jié)構(gòu)1，(b) 結(jié)構(gòu)2，(c) 結(jié)構(gòu)3Fig.2 Model of static muddy device (a) Structure 1, (b) Structure 2, (c) Structure 3

表1 靜態(tài)攪渾裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of static stirring device

1.2 模擬方法與邊界條件設(shè)置

本文對送風(fēng)管道及攪渾裝置均采用ANSYS ICEM CFD進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型為非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。為進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，計算了送風(fēng)管的網(wǎng)格數(shù)量分別為100 萬、400 萬和1 500 萬時同一位置處的風(fēng)速（表2），對比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為400 W時，具有較高的求解精度和求解效率。因此，送風(fēng)管道的網(wǎng)格數(shù)量選擇為400萬，最大尺寸為30 mm，并劃分三層邊界層；攪渾裝置最大網(wǎng)格尺寸為8 mm，網(wǎng)格總數(shù)量約為15萬，如圖3所示。

表2 不同網(wǎng)格數(shù)量下的風(fēng)速對比Table 2 Comparison of wind speed under different grid numbers

本研究使用ANSYS CFX 軟件進(jìn)行模擬，氣相流場選用對二次流和旋流等復(fù)雜流動有著較高求解精度的RNGk-ε模型?？諝馑俣热肟谠O(shè)置為亞音速速度入口（Normal Speed），參照某核電廠實際運行工況，將風(fēng)速大小定為6.465 7 m·s-1。根據(jù)取樣標(biāo)準(zhǔn)中的推薦，模擬采用的氣溶膠粒子是粒徑大小為10 μm、密度為1 000 kg·m-3的液滴［13］。在注入口均勻注入1×105個氣溶膠粒子，為防止氣溶膠注入時對流場的干擾，將粒子注入的初始速度設(shè)為0.5 m·s-1。出口設(shè)置為靜壓出口，壓力等于大氣壓。重力方向沿著-y，重力加速度為9.8 m·s-2。離散相采用離散粒子模型（Discrete Phase Model，DPM）進(jìn)行計算，由于固相體積分?jǐn)?shù)低于10%，故選擇單向耦合方式。對于小粒徑且低體積分?jǐn)?shù)的球形粒子，除考慮粒子受到的重力與浮力外，需要將Drag Force 設(shè)置為Schiller Nuamann，同 時 考 慮Non-drag Force 中 的Turbulence Dispersion Force 項。壁面設(shè)置為無滑移壁面，同時設(shè)置粒子撞擊到壁面后被完全吸附。

2 計算結(jié)果

2.1 圓管段氣溶膠分布特性

圖4 為管道中的流線圖。從流線圖分析得知，該管道流體受直角彎頭的影響，流動形態(tài)發(fā)生變化。管道初始的4 個彎頭距離較近，流體的方向改變劇烈從而形成了旋流，旋流沿管道發(fā)展較均勻后經(jīng)直角彎頭進(jìn)入更大的方管，流體區(qū)域向外擴展后撞擊到管道壁面形成部分回流。此后管徑收縮，流體經(jīng)90°彎頭進(jìn)入圓管區(qū)域，最后達(dá)到出口。

圖4 送風(fēng)管流線圖Fig.4 Flow diagram of air supply pipe

本研究結(jié)合該模型實際取樣區(qū)域，主要關(guān)注圓管段氣溶膠粒子的分布特性。圓管段截面速度分布矢量圖如圖5 所示（以下所有圖中的距離均指管道截面到攪渾裝置出口的垂直距離），從圖5中可以看出，受上游彎頭影響，流體在進(jìn)入圓直管段后分布并不對稱，呈現(xiàn)出往管道下側(cè)和右側(cè)集中的趨勢，隨著管道高度的發(fā)展，在左上方區(qū)域形成一個渦，并逐漸向管道中心區(qū)域移動，流場的不均勻性雖有所改善，但右側(cè)流場仍較左側(cè)更為集中。粒子在流場中的運動受諸多因素的影響，本研究管道的初始雷諾數(shù)約為1.7 萬，此時粒子主要跟隨流場湍流擴散而運動，其他因素影響較弱。圖6為對應(yīng)截面的粒子濃度分布圖，由圖所示粒子濃度分布與流場特性較為一致。同時，隨著管道高度的變化，越來越多的氣溶膠粒子與管道壁面形成碰撞而被吸附，導(dǎo)致無粒子濃度的區(qū)域逐漸增多，粒子的總體濃度有所下降。

圖5 圓管截面切向速度分布矢量圖 (a) 距離0.2 m，(b) 距離1.4 m，(c) 距離3.0 mFig.5 Tangential velocity distribution vector diagram of circular tube section with vertical distance (from the cross-section of the pipeline to the outlet of stirring device) of (a) 0.2 m, (b) 1.4 m, (c) 3.0 m

圖6 氣溶膠濃度分布圖 (a) 距離0.2 m，(b) 距離1.4 m，(c) 距離2.6 mFig.6 Aerosol concentration distribution with vertical distance (from the cross-section of the pipeline to the outlet of stirring device)of (a) 0.2 m, (b) 1.4 m, (c) 2.6 m

在取樣代表性研究的標(biāo)準(zhǔn)［14］，對于粒子濃度分布的均勻性有了量化的標(biāo)準(zhǔn)，即COV，計算方式如下：

COV值越小代表粒子濃度分布越均勻。圖7為圓管段氣溶膠COV隨管道高度變化的趨勢圖，由圖可知，氣溶膠濃度COV在一開始隨著流場不均勻性的改善有所降低，但在后續(xù)截面上由于粒子與壁面撞擊導(dǎo)致零濃度區(qū)域的增多使得濃度COV 隨距離的增加而升高。

圖7 濃度COV-距離變化曲線Fig.7 COV of concentration νs. distance

2.2 靜態(tài)攪渾裝置對氣溶膠分布的影響

圖8 為安裝了結(jié)構(gòu)1 的靜態(tài)攪渾裝置后不同高度截面的切向速度矢量圖。從圖8 可以看出，在距離攪渾裝置出口較近的截面處產(chǎn)生了強烈的渦流，由于攪渾裝置內(nèi)外葉片的偏轉(zhuǎn)方向不同，內(nèi)外產(chǎn)生旋渦的方向也不同。隨著距離的增加，中心區(qū)域的旋渦向外擴張后與外側(cè)的旋渦發(fā)生碰撞，形成3 個強度較弱的渦旋，最終混合均勻，形成左右兩側(cè)較為對稱的速度分布。中心區(qū)域的氣溶膠粒子隨著向外擴展的旋渦也向著管壁運動，在與外圍的氣溶膠摻混后又隨氣流向中心區(qū)域擴散，從而改變了氣溶膠分布的均勻性，如圖9所示。

圖8 結(jié)構(gòu)1攪渾后不同距離截面速度分布 (a) 距離0.2 m，(b) 距離1.4 m，(c) 距離2.6 mFig.8 Velocity distribution of cross-section at different distances after mixing in structure 1 (a) 0.2 m, (b) 1.4 m, (c) 2.6 m

圖9 結(jié)構(gòu)1攪渾后不同距離截面氣溶膠濃度分布 (a) 距離0.2 m，(b) 距離1.4 m，(c) 距離2.6 mFig.9 Aerosol distribution of cross-section at different distances after mixing in structure 1 (a) 0.2 m, (b) 1.4 m, (c) 2.6 m

不同結(jié)構(gòu)的攪渾裝置對管道內(nèi)流場的影響并不一致，為判斷其影響，對不同結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的速度分布進(jìn)行對比。圖10為結(jié)構(gòu)2和結(jié)構(gòu)3在不同截面處的速度矢量分布圖，在距離為0.2 m 的截面處，結(jié)構(gòu)2 與結(jié)構(gòu)3均在中心區(qū)域產(chǎn)生了較結(jié)構(gòu)1（圖8）面積更大的渦。結(jié)構(gòu)3 在距離為1.4 m 的截面中心區(qū)域速度更大，并且形成了較為明顯的渦，可以較好促進(jìn)氣溶膠粒子在管道中心區(qū)域的摻混。而結(jié)構(gòu)1 和結(jié)構(gòu)2在此截面處壁面附近區(qū)域速度更大，粒子在管道近壁面處的運動更為劇烈，增加了粒子與壁面碰撞的可能性。此后，速度分布隨著距離增加變得更為均勻。

圖11 為3 種結(jié)構(gòu)在距離0.2 m 的截面處旋渦強度。從圖中可以看出，增大攪渾裝置的葉片扭曲角度以及內(nèi)葉片所占的面積比均對旋渦強度有增強作用，其中結(jié)構(gòu)2產(chǎn)生的漩渦強度最強，旋渦強度將直接影響氣溶膠粒子的摻混效果。

加裝攪渾裝置前后氣溶膠濃度COV 如圖12 所示（以下圖中No Str為無攪渾裝置，No.1、No.2、No.3分別對應(yīng)結(jié)構(gòu)1、結(jié)構(gòu)2、結(jié)構(gòu)3）。從圖12中可以看出，攪渾效果最好的裝置為結(jié)構(gòu)3，說明旋渦強度在一定程度上的增加會持續(xù)改善氣溶膠濃度COV，但過大的漩渦強度會降低裝置的攪渾效果，因為強旋流場會使粒子與壁面的碰撞加劇，從而導(dǎo)致粒子損失。同時，取樣截面設(shè)置在攪渾裝置下游1～3 m 內(nèi)效果最好，在距離為2 m的截面處其COV值較未安裝攪渾裝置時分別下降了23.17%、18.16% 和30.60%。

圖12 氣溶膠濃度COV隨距離變化關(guān)系Fig.12 Variation of COV of aerosol concentration with distance

圖13與圖14為速度COV隨距離的變化關(guān)系及平均氣旋角的變化關(guān)系。在未安裝攪渾裝置時，氣體速度COV 較大，隨著距離的增加呈下降趨勢，安裝攪渾裝置后，速度COV在較短的距離內(nèi)有著明顯的改善，受出口影響，速度COV 在較遠(yuǎn)距離的截面處有所上升，幾種結(jié)構(gòu)最后趨于一致，總體仍低于無裝置時。同樣的，在距離為2 m的截面處，速度COV分別下降了53.26%、60.04%和64.30%。而在安裝攪渾裝置后，攪渾葉片產(chǎn)生的強旋流使得平均氣旋角在靠近裝置處較未安裝時劇烈增大，但隨著距離的增加，內(nèi)外氣旋發(fā)生碰撞，平均氣旋角陡然下降，最終幾種結(jié)構(gòu)的結(jié)果幾乎相同，但總體仍高于未安裝裝置時。

圖13 速度COV隨距離變化關(guān)系Fig.13 Change in COV of velocity with distance

圖14 平均氣旋角隨距離變化關(guān)系Fig.14 Variation of mean cyclone angle with distance

3 結(jié)語

本文針對核設(shè)施通風(fēng)系統(tǒng)送風(fēng)管中的氣溶膠行為進(jìn)行了數(shù)值模擬，對不同結(jié)構(gòu)的靜態(tài)攪渾裝置產(chǎn)生的影響進(jìn)行了研究，得出如下結(jié)論：

1）管道結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性導(dǎo)致內(nèi)部流場的特殊性，直角彎頭以及管徑變化等能引起流場激變的行為會影響氣溶膠的擴散運動，同時可能會造成管道內(nèi)氣溶膠分布的不均勻性。

2）氣溶膠濃度分布的均勻性并不隨著管道距離的發(fā)展而提升，粒子與管壁的碰撞形成的零濃度區(qū)域的增加亦可能導(dǎo)致其分布不均。

3）靜態(tài)攪渾裝置能在出口處產(chǎn)生強烈的渦，不同結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的渦強度不同。旋渦強度過大會降低氣溶膠粒子分布的均勻性。

4）靜態(tài)攪渾裝置能明顯改善氣溶膠分布的均勻性，其中增大內(nèi)葉片所占面積的結(jié)構(gòu)3效果最好，在距離為2 m 的截面處氣溶膠濃度COV 較未安裝時下降了30.60%。

本文針對改善核設(shè)施通風(fēng)管道中氣溶膠濃度分布均勻性這一問題，設(shè)計了靜態(tài)攪渾裝置，并分析總結(jié)了攪渾裝置對氣溶膠濃度分布規(guī)律的影響，雙層旋流的靜態(tài)攪渾裝置能夠有效提高氣溶膠濃度分布的均勻性，可以為輻射監(jiān)測取樣提供參考和依據(jù)。

作者貢獻(xiàn)聲明冉鵬負(fù)責(zé)攪渾裝置設(shè)計、數(shù)值模擬及文章起草；顧衛(wèi)國負(fù)責(zé)總體研究思路，攪渾裝置設(shè)計改進(jìn)，文章修訂；聶保杰負(fù)責(zé)數(shù)據(jù)分析，文章修訂。