冉 鵬 顧衛(wèi)國(guó) 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(huì)迫使管道內(nèi)部流場(chǎng)發(fā)生改變。目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)氣溶膠粒子在彎頭處的分布及擴(kuò)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(cè)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(duì)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(duì)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(dòng)元件等優(yōu)點(diǎn)。最早被商業(yè)化用于化工領(lǐng)域的是美國(guó)的Kenics型裝置。我國(guó)對(duì)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(jī)械工業(yè)部將其歸納為5 種標(biāo)準(zhǔn)類型［3］。國(guó)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(duì)流動(dòng)阻力的影響［4-6］，還有一部分學(xué)者對(duì)其傳熱性能做了分析［7］。對(duì)于靜態(tài)攪混裝置的混合性能，國(guó)內(nèi)有學(xué)者通過簡(jiǎn)化的數(shù)學(xué)模型分析了旋流混合器對(duì)瓦斯的混合性能［8］，另有學(xué)者通過數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)分析了靜態(tài)攪渾裝置中元件個(gè)數(shù)、元件間隙以及元件的其他參數(shù)對(duì)于混合性能的影響［9-10］，也對(duì)不同攪渾裝置的混合性能進(jìn)行了對(duì)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(jì)了一種旋流靜態(tài)攪渾裝置，并在原本設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上對(duì)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)。可以看到，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(cè)的準(zhǔn)確性。

本文針對(duì)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(duì)流場(chǎng)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(shí)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(duì)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(yàn)證，計(jì)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(shí)同一位置處的風(fēng)速（表2），對(duì)比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為400 W時(shí)，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(duì)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(chǎng)選用對(duì)二次流和旋流等復(fù)雜流動(dòng)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(shí)際運(yùn)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(gè)氣溶膠粒子，為防止氣溶膠注入時(shí)對(duì)流場(chǎng)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(jì)算，由于固相體積分?jǐn)?shù)低于10%，故選擇單向耦合方式。對(duì)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(shí) 考 慮Non-drag Force 中 的Turbulence Dispersion Force 項(xiàng)。壁面設(shè)置為無滑移壁面，同時(shí)設(shè)置粒子撞擊到壁面后被完全吸附。

2 計(jì)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(dòng)形態(tài)發(fā)生變化。管道初始的4 個(gè)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(kuò)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(shí)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(duì)稱，呈現(xiàn)出往管道下側(cè)和右側(cè)集中的趨勢(shì)，隨著管道高度的發(fā)展，在左上方區(qū)域形成一個(gè)渦，并逐漸向管道中心區(qū)域移動(dòng)，流場(chǎng)的不均勻性雖有所改善，但右側(cè)流場(chǎng)仍較左側(cè)更為集中。粒子在流場(chǎng)中的運(yùn)動(dòng)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(shí)粒子主要跟隨流場(chǎng)湍流擴(kuò)散而運(yùn)動(dòng)，其他因素影響較弱。圖6為對(duì)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(chǎng)特性較為一致。同時(shí)，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(duì)于粒子濃度分布的均勻性有了量化的標(biāo)準(zhǔn)，即COV，計(jì)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(shì)圖，由圖可知，氣溶膠濃度COV在一開始隨著流場(chǎng)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(duì)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(qiáng)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(kuò)張后與外側(cè)的旋渦發(fā)生碰撞，形成3 個(gè)強(qiáng)度較弱的渦旋，最終混合均勻，形成左右兩側(cè)較為對(duì)稱的速度分布。中心區(qū)域的氣溶膠粒子隨著向外擴(kuò)展的旋渦也向著管壁運(yùn)動(dòng)，在與外圍的氣溶膠摻混后又隨氣流向中心區(qū)域擴(kuò)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(duì)管道內(nèi)流場(chǎng)的影響并不一致，為判斷其影響，對(duì)不同結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的速度分布進(jìn)行對(duì)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(yùn)動(dòng)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(qiáng)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(duì)旋渦強(qiáng)度有增強(qiáng)作用，其中結(jié)構(gòu)2產(chǎn)生的漩渦強(qiáng)度最強(qiáng)，旋渦強(qiáng)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(duì)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(qiáng)度在一定程度上的增加會(huì)持續(xù)改善氣溶膠濃度COV，但過大的漩渦強(qiáng)度會(huì)降低裝置的攪渾效果，因?yàn)閺?qiáng)旋流場(chǎng)會(huì)使粒子與壁面的碰撞加劇，從而導(dǎo)致粒子損失。同時(shí)，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(shí)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(shí)，氣體速度COV 較大，隨著距離的增加呈下降趨勢(shì)，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(shí)。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(qiáng)旋流使得平均氣旋角在靠近裝置處較未安裝時(shí)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(shí)。

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(yǔ)

本文針對(duì)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(duì)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(chǎng)的特殊性，直角彎頭以及管徑變化等能引起流場(chǎng)激變的行為會(huì)影響氣溶膠的擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)，同時(shí)可能會(huì)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(qiáng)烈的渦，不同結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的渦強(qiáng)度不同。旋渦強(qiáng)度過大會(huì)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(shí)下降了30.60%。

本文針對(duì)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(jì)了靜態(tài)攪渾裝置，并分析總結(jié)了攪渾裝置對(duì)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(cè)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(jì)、數(shù)值模擬及文章起草；顧衛(wèi)國(guó)負(fù)責(zé)總體研究思路，攪渾裝置設(shè)計(jì)改進(jìn)，文章修訂；聶保杰負(fù)責(zé)數(shù)據(jù)分析，文章修訂。