三维凹壁面切向射流流动特性分析

在立式圆筒体分层器内设置半圆形截面切向入口，形成三维凹壁面切向射流，以提高非均相物料机械分离效率。为了揭示三维凹壁面切向射流流动机理，利用示踪剂浓度实验和大涡模拟研究了凹壁面切向射流流动特性，并对浓度场沿流向和展向扩展进行了评价。研究结果表明，示踪剂浓度半值宽随着入口Reynolds数的提高扩展范围增加，流向扩展率为0.019～0.033，展向扩展率为0.079～0.161。在离心力作用下，入口周向60°范围内浓度半值宽沿流向收缩至射流宽度的2/3。圆筒体内壁面存在多个周向滚动发展的流向涡旋，但无展向涡旋。切向速度半值宽和涡量边界值在流向涡旋中心位置出现峰值，展向无明显波动。入口周向180°范围内，未发现二次流涡旋，沿射流流向的切向速度半值宽与圆筒体半径之比小于0.1，未达到离心不稳定性二次流的形成条件。凹壁面切向射流有效降低了涡旋对分层器内主流体的扰动。     

三维凹壁面切向射流流动特性分析

在立式圆筒体分层器内设置半圆形截面切向入口,形成三维凹壁面切向射流,以提高非均相物料机械分离效率。为了揭示三维凹壁面切向射流流动机理,利用示踪剂浓度实验和大涡模拟研究了凹壁面切向射流流动特性,并对浓度场沿流向和展向扩展进行了评价。研究结果表明,示踪剂浓度半值宽随着入口Reynolds数的提高扩展范围增加,流向扩展率为0.019～0.033,展向扩展率为0.079～0.161。在离心力作用下,入口周向60°范围内浓度半值宽沿流向收缩至射流宽度的2/3。圆筒体内壁面存在多个周向滚动发展的流向涡旋,但无展向涡旋。切向速度半值宽和涡量边界值在流向涡旋中心位置出现峰值,展向无明显波动。入口周向180°范围内,未发现二次流涡旋,沿射流流向的切向速度半值宽与圆筒体半径之比小于0.1,未达到离心不稳定性二次流的形成条件。凹壁面切向射流有效降低了涡旋对分层器内主流体的扰动。     

近壁面静止圆球的尾迹特性

圆球在大空间均匀来流下的绕流特性已得到了广泛的研究,但是壁面对圆球绕流特性的影响还未清楚。通过实验方法研究了与壁面接触的静止圆球在明渠流中的绕流特性,重点关注了圆球后尾迹的特性。研究发现,圆球尾迹存在三种状态:稳定状态、非稳定对称状态和非稳定非对称状态。当Re150时,尾迹呈稳定状态,尾迹关于垂直于壁面的平面对称;当150Re400时,尾迹呈对称状态,Reynolds数较高时,圆球后存在规则的、周期性的涡脱落,Strouhal数为0.26～0.33,脱落涡关于垂直于壁面的平面对称,此时尾迹功率谱的频带分布较宽;而当Re400时,圆球后的涡脱落不再对称,尾迹随着Reynolds数的增大呈现混沌特征。     

三角形螺旋夹套内流体的湍流流动及换热模拟

对三角形螺旋夹套内流体的湍流流动及换热性能进行了模拟,得到了充分发展条件下恒定热流加热时釜内湍流流体的速度场,分析了雷诺数(Re)和无量纲曲率(k) 对流体阻力和换热性能的影响,并由模拟数据拟合出平均阻力系数及平均努赛尔数的关联式. 结果表明,湍流流动中,夹套内流体的二次流动为稳定的二涡结构,随雷诺数增大,二次流强度和湍动能均增强. 由于离心力的作用,外壁面的阻力系数远大于内壁面. 换热面上局部努塞尔数的峰值出现在靠近二次涡中心位置的换热壁面处,换热面中心处的局部努塞尔数约为峰值的85%. 随Re和k增大,峰值处的局部努塞尔数值增大最明显,流体的平均努塞尔数及阻力系数均增大. 在所模拟的范围内,三角形螺旋夹套的效率因子E>3.7,且随Re和k增大,E逐渐增大.     

低速旋转盘腔内液体流动特性

利用粒子图像测速测试平台研究了低速旋转盘腔轴向中截面的液体流动特性,并利用Realizable k-e模型对低速旋转盘腔内液体流场进行三维数值模拟,模拟结果与实验值吻合较好,最大相对误差为16.9%. 利用模型方程研究了导流板数、导流板相对长度、进口雷诺数和旋转雷诺数对盘腔内液体流动的影响. 结果表明,盘腔体积平均相对速度及涡量受进口雷诺数(Re)、导流板数、导流板相对长度影响较大,当进口Re从17000升至53000时,体积平均相对速度及涡量分别增加2.4倍和1.6倍;当导流板数由0提高至4时,体积平均相对速度及涡量增幅分别为62%和30%;当导流板相对长度由0.5提高至0.93时,体积平均相对速度及涡量增幅分别为114%和58%. 盘腔压损主要受进口Re的影响,当进口Re从17000升至53000时,盘腔压损增长8倍,而导流板数及导流板相对长度对压损的影响较小,增幅均小于5%. 为强化旋转盘腔内流体与壁面间传热,减小流体阻力,应优化进口Re、尽量增加导流板数和长度.     

单个圆形非均匀多孔颗粒绕流的数值模拟

多孔颗粒两相流在工业过程中普遍存在,但多孔颗粒的内部结构几乎都是不均匀的,这可能影响颗粒与流体间的相互作用。采用基于本征相平均速度的体积平均宏观控制方程描述多孔颗粒内部和外部的流体流动,采用改进的格子Boltzmann方法(LBM)求解广义的宏观控制方程,并对二维流体流过非均匀多孔颗粒进行了数值模拟研究。通过随机分布难以渗透区域调节多孔颗粒内部的非均匀结构,分析颗粒内部非均匀结构对颗粒受力及其内外部流场演化的影响。结果表明,相对于内部结构均匀的多孔颗粒,颗粒的非均匀结构能够导致颗粒的升力和内部纵向传质的产生,升力和传质强度均随难以渗透区域含量wm增加而增加,随达西数(Da)增加呈先增加后减小的趋势。难以渗透区域的存在还导致颗粒后方尾涡在较低雷诺数(Re)下不再对称分布,且尾涡脱落的临界Re数降至约38,增强了流场的扰动强度。颗粒内部非均匀结构对颗粒受力和流场演化均有重要影响。     

波纹翅片板翅式换热器换热与阻力性能

为研究翅片结构对波纹翅片板翅式换热器换热与阻力性能的影响规律，在模化实验验证的基础上，对21种波纹翅片的性能进行数值模拟。结果表明：翅高h≤10 mm时，其对换热与阻力性能影响较小；翅高h>10 mm时，随h增大，换热性能先提高(Re=1 500、5 000时分别提高3.54%、5.98%)后降低(Re=1 500、5 000时分别降低4.2%、5.95%),阻力性能先降低(Re=1 500、5 000时分别降低2.83%、5.65%)后提高(Re=1 500、5 000时分别提高2.99%、3.98%)。随翅片间距s增大，换热性能在低雷诺数时降低(Re=1 500时降低16.02%),在高雷诺数时提高(Re=5 000时提高6.83%),阻力性能降低(Re=1 500、5 000时分别降低151.6%、73.87%)。随翅片振幅2A增大，换热性能提高(Re=1 500、5 000时分别提高49.29%、34.43%),阻力性能降低(Re=1 500、5 000时分别降低201.18%、146.2%)。随波长L增大，换热性能降低(Re=1 500、5 000时分别降低45.92%...     

入口结构对三维凹壁面切向射流作用下离散颗粒行为的影响

液固分离是煤化工污水处理中的常规操作单元,待处理物料贴着圆筒体内壁面切向进入分离设备,形成三维凹壁面切向射流。为了比较射流入口结构对离散颗粒产生的影响,利用液固分离实验和离散相模型模拟研究了颗粒的轨迹和Reynolds数,并对加入颗粒前后凹壁面切向射流的湍动特性和壁面剪应力分布进行分析。研究结果表明,半圆形、方形、圆形入口与设备内壁面贴合长度依次缩短,颗粒沿径向分布范围依次加宽,流向行程依次缩短。而颗粒停留时间按照圆形、半圆形、方形依次缩短。其原因在于,半圆形入口切向最大速度比方形提高16.0%,圆形降低15.3%。近壁面一倍射流高度范围内的离心力平均值,半圆形入口比方形提高59.9%,圆形降低43.5%。三种入口结构下97%的颗粒Reynolds数在40～400范围内,Reynolds数为80的颗粒数量最多。颗粒受凹壁面切向射流的影响,入口周向10°～35°范围内,离散颗粒与壁面形成第一次冲击,最大壁面剪应力值出现持平趋势,超过90°以后,颗粒沿壁面滚动下滑,壁面剪应力逐渐趋于0。经过计算,方形、半圆形、圆形三种入口结构加入离散颗粒后湍动强度分别提高27.1%、8.8%、62.7%,壁面剪应力分别提高23.7%、13.5%、15.2%。     

采用大涡PIV方法研究搅拌槽内湍流动能耗散率

在槽径为0.476 m的六直叶涡轮桨搅拌槽内,采用粒子图像测速仪(PIV)对桨叶区的流场进行了实验研究,得到了桨叶区的平均流速和湍流动能(k)分布,采用大涡PIV方法对湍流动能耗散率(e)分布进行了估算,计算了e与k的相关系数. 结果表明大涡PIV方法能有效地估算e分布;桨叶区的射流向上倾斜,两尾涡分布于射流两侧,射流的倾角和两尾涡中心间距随射流向壁面运动而变化,射流倾角先增大再减小,相位角q=40o时达到最大值13.2o,两尾涡中心间距先减小再增大,q=20o时达到最小值0.0387(用槽径T无因次化);湍流动能和湍流动能耗散率峰值均位于尾涡靠近射流的区域;湍流动能和湍流动能耗散率的平均相关系数为0.363,射流核心区相关系数小于周边区域.     

基于PIV法的管内插螺旋液固两相流流场特征

为探究管内插螺旋与液固两相流复合技术对流场与传热的影响机理,采用粒子图像处理技术(PIV)实验研究管内流体的涡量场及速度场分布规律。对比实验结果表明:内插螺旋液固两相流使流体呈螺旋流动,且增大流体的运动强度。在雷诺数Re=26 400～33 000,总平均涡量比光管增大21.4%～35.8%;径向速度呈正负波动分布,平均径向速度为光管的6.5～19.8倍,径向速度波动为光管的51～609倍;轴向速度沿壁面向管中心递增,轴向速度波动比光管增大41.5%～60.6%;平均湍动能比光管增大162.7%～254.6%,因此内插螺旋液固两相流复合技术更有利于传热。     

气液两相绕流错列管束升力特性的数值模拟

采用混合物模型和RNGk-c紊流模型对气液两相绕流错列圆柱管束升力特性进行了数值模拟。重点研究了节距比、含气率和雷诺数对升力功率谱的影响。结果表明：节距比增大,功率谱峰值增加,节距比为1．5时中间管排出现“双稳态现象”;含气率增加,功率谱峰值减小直至没有峰值,涡街消失;雷诺数增加,功率谱峰值减小;下游圆柱功率谱峰值较中间管排峰值大。模拟结果与实验结果基本吻合,旋涡脱落频率误差为1．03％。     

水基石墨烯纳米流体在矩形小槽道内的流动换热特性

测试了水基石墨烯纳米流体的部分热物性,研究了不同浓度、雷诺数(Re)和加热功率条件下水基石墨烯纳米流体作为换热工质在设计的矩形结构小槽道内的对流换热性能。结果表明,层流状态(Re=500~2000)下,矩形槽道壁面温度随Re增大逐渐降低,随加热功率增大逐渐升高,与常规流体换热特性一致;在相同Re和换热功率条件下,随纳米流体浓度增大,壁温逐渐减小;水基石墨烯纳米流体的换热强度比基液去离子水提升较大,Re=2000、加热功率为210 W时,浓度为0.03wt%的水基石墨烯纳米流体的平均努塞尔数(Nu)为9.3,比基液水提升48.8%;受入口效应影响,沿槽道长度局部对流换热系数逐渐减小,最高可达25674.5 [W/(m2?℃)],较基液水最大可提高39.1%;Re=500~1400时,石墨烯纳米流体的流动换热强度随Re增大明显增强;由实验数据结合理论模型拟合了适用于石墨烯纳米流体对流换热强度的计算式,计算结果与实验结果最大相对误差不超过25%,平均相对误差仅为4.8%。     

波纹壁面上流动液膜涡的生成特性

针对液膜在非平整壁面上流动过程中生成涡的现象,基于VOF方法,采用FLUENT软件模拟了三维波纹壁面上的液膜流动。研究了波纹结构内涡结构的演化过程,分析入口Reynolds数、波纹结构、壁面倾角、流体黏度和表面张力对波纹结构内涡结构的影响。结果表明：随着时间的演化,涡的大小和形状不断变化,最终达到稳定。且涡结构变化对自由液面的波动影响显著。较低Re和波形度时,波纹结构内不易形成涡,随着Re和波形度增大,产生涡且涡呈增大趋势,涡的形态也随之改变,自由液面位置升高,其相位滞后于波纹壁面。当壁面倾角改变时,波纹结构内的涡特性变化较大,液膜厚度略有增加,而自由液面相位不明显。表面张力对涡结构有显著影响,液膜流动过程中不容忽视。流体黏性改变时,波纹结构内涡的大小和形状无明显的变化。黏度变小和忽略表面张力时,液膜厚度均变薄。以上结果为工业设备生产、运行和设计提供了一定参考依据。     

弓形截面螺旋半管夹套内流体流动与换热

采用数值方法对弓形横截面螺旋半管夹套内流体的湍流流动与换热特性进行了研究。基于正交螺旋坐标系给出了夹套内换热流体充分发展的湍流流场与温度场分布。研究了雷诺数Re和无量纲曲率δ对流动阻力fRe及壁面平均换热努塞尔数Num的影响。结果表明:充分发展湍流条件下,弓形截面螺旋半管夹套的横截面上,平均轴向速度的最大值位置靠近弯曲的外壁侧;二次流为旋转方向相反的两涡结构。相同换热面积时,在0.058≤δ≤0.12,6000≤Re≤12 000的范围内,弓形截面夹套的流动阻力fRe是半圆形截面夹套的0.794～0.947倍,平均努塞尔数Num为0.86～0.98倍。     

90°圆截面弯管内稠油流动特性分析

采用计算流体力学三维层流模型模拟,研究了温度50~75℃、雷诺数Re=300~800、弯管内径D=50.7~131.7 mm、弯径比B=0.75~3.0条件下稠油在90°弯管内的阻力特性,分析了弯管局域阻力系数波动的机理。结果表明,随温度升高、入口雷诺数下降、弯管直径增加,局域阻力系数提高;在弯管0~15°范围内阻力下降,原因是弯管内形成双纵向涡,75°到弯管后0.5D范围内阻力下降,原因是弯管内形成4个纵向涡;弯管的弯径比对局域流动阻力影响很大,B=0.75时相邻截面最大落差达B=3.0时的28.35倍,但管道进出口阻力仅为1.68倍,原因是弯径比B≤1.0时,弯管后1.0D范围内侧形成了局域低压区,对应位置出现流向涡旋,同时弯管后0.5D截面稠油剪切速率达到峰值。     

Rushton涡轮搅拌槽内流场特性及颗粒运动行为数值模拟

基于计算流体动力学（CFD）方法,采用大涡模拟（LES）和拉格朗日颗粒追踪技术计算了Rushton涡轮搅拌槽内流场特性及三种St颗粒的运动行为。平均流场（切向速度、轴向速度和径向速度）、颗粒速度及浓度分布方面与实验值的吻合度较好,验证了数值模拟的可靠性。结果表明,搅拌流场及颗粒运动均呈现循环流特性,当转速N=313r/min不变时,St=0.24的小颗粒几乎实现了均匀分布;而St=37.3的大颗粒与流体的跟随性较差,底部沉积率较高,容器顶部会出现一定的颗粒空白区。叶轮附近产生一系列的湍流涡结构,并且由于剧烈的颗粒-壁面碰撞,该位置颗粒拟温度最高;小颗粒（St=0.24）的运移主要受叶片后方尾涡的控制,均匀分布在低涡量区;而大颗粒（St=37.3）由于具有较大的惯性,运动不再由涡主导,很快被叶轮甩向边壁,穿过了尾涡所形成的高涡量区,故而叶轮对附近大颗粒的搅拌效果较差。     

液滴滴浸微通道入口段的动力学特性分析

采用流体体积(Volume of Fluid, VOF)函数捕捉气液相界面,研究液滴滴浸微通道入口段的运动,通过改变微通道入口段的截面宽度、润湿特性及液滴雷诺数(Re)和韦伯数(We)研究滴浸过程的动力学特性。结果表明,微通道入口段的截面宽度对液滴浸入微通道时的撞击过程影响最明显,随截面宽度减小,液滴撞击通道入口后通过微通道的难度增加,整个过程液滴所受阻力逐渐增大;当微通道截面宽度减至0.2 mm时,壁面润湿性效应凸显,表现为壁面静态接触角越大,液滴滴浸微通道时所受的阻力也越大。表面接触角较大时,为使液体通过微通道入口段,可适当增大液滴的Re,液体在通道内的浸润长度随Re增加成比例增大,当Re增至4000时,通道内开始出现射流现象。We减小,表面张力效应变得明显,通道内的流动阻力变大,液体流过微通道入口段的难度增大。     

新型循环射流混合器湍流特性分析

采用Fluent SST k-w湍流模型,分别对新型循环射流混合器受限区域内喷嘴射流自相似性和挡板长度对射流轴线衰减规律进行了数值研究. 对自由湍动圆射流在不同轴向距离下数值模拟所得无量纲速度衰减曲线与理论曲线吻合较好. 通过三维湍流流场分析对混合器内流体流动进行分区,并利用涡量分布分析混合器内的流体循环流动情况. 结果表明,在z/H=0.25时,平均涡量达最大值áw?max=11.22. 相平面角度qp<20o时,áw?为正,其余为负. 特别是qp=16o时,áw?max=27.22;qp=20o时,áw?min=-100.66. 由剪切速率分布得出较大的剪切速率分布于尾涡的位置. 最后给出了强化混合效果应考虑的因素.     

循环射流混合槽内湍流强化传热数值模拟及射流层优化

循环射流混合槽(CJT)作为一种过程强化设备可以提高湍流的混合效率及反应选择性。为进一步提高其工业应用价值,对循环射流混合槽流场的传热能力进行分析并对其射流层数进行结构优化。在恒壁温的条件下,采用SST k-ω模型分析循环射流混合槽流场区域的非稳态流动传热特性。在充分湍流状态下研究了Re=3260~16 303,射流层数M=5~9对循环射流混合槽壁面对流传热特性及流场传热特性的影响。结果表明,M=9时对流换热系数的变异系数Ch随Re增加而减少,壁面传热均匀性提高2.8%~19.3%;流场与温度场协同性随Re增加而增加,Re=16 303时的协同角为75.5o比Re=3260时减小约0.5°。Re=9782时Ch随M增加而降低,壁面传热均匀性提高2.7%~16.3%;速度矢量与温度梯度协同性随M增加而减小,M=9时全局协同性相较于M=5时降低了6.1%。当M=7时中心混合区与射流混合区的场协同角均在73°~74°之间,两区域流场间热量传递能力匹配程度较好;当M<7时中心混合区的协同性优于射流混合区,当M>7时射流混合区协同性优于中心混合区。研究Re及射流层数M对循环射流混合槽热量吸收和传递性能的影响,发现Re的变化对循环射流混合槽吸热量的影响大于射流层数M的变化。     

等腰直角三角形截面螺旋流道内层流流体的流动特性

应用CFD软件对直角三角形螺旋流道内层流流体的流动特性进行了数值模拟,得到了充分发展条件下流体的速度场,分析了无量纲曲率d、无量纲挠率l对二次流强度和流体流动阻力的影响. 结果表明,当d=0.021~0.083且Re=200~1000时,流体流过该螺旋流道产生的二次涡为稳定的两涡结构;随Re及d增大,二次流强度增强,流体阻力系数也相应增大;在研究范围内,l对二次流强度及流体流动阻力的影响不大;当结构参数及Re取值相同时,三角形螺旋流道的阻力比半圆形螺旋流道小,且随Re增大,二者的差值增大,在所计算的Re范围内三角形螺旋流道的阻力系数为半圆管螺旋流道的84.1%~99.5%.