基于激光多普勒测量的环形通道内流场分析

基于激光多普勒测量的环形通道内流场分析

射流混合是化工生产中常见的操作。特别是在快速处理的过程中，气体分布装置是实现气体反应物射流混合的重要设备之一。气体分布器的形式和结构直接影响到反应器内气体混合速率,进而影响到反应的选择性和气体产物性能。例如,在利用氯化法制备钛白粉的过程中,四氯化钛氧化反应器采用径向射流混合,但四氯化钛与高温氧气混合的快慢直接影响二氧化钛颗粒产物的晶体组成和粒度分布。为得到粒度和晶型均一的二氧化钛颗粒产品,要求四氯化钛与氧气在几毫秒内混合均匀。研究气体分布器内气体的流动特征,以及分布器结构对气流均布的影响对强化反应器内反应物混合有重要意义。1环形流道内流场分布虽然气体分布器形式很多,但环形分布器结构简单、加工方便,是气相氧化反应器最常用结构之一。对于这类分布器,许多研究者提出了一些关于计算分布环的环形流道中变质量流动的压强分布关联式,但基本未涉及环形流道内流场分布,对不同结构分布环与流量均布间相互关系的讨论也很少。作者对环形分布器内气体变质量流动特征及压强分布规律研究指出,环形流道内存在大量的循环气流,而分布器内合流和分流也使环道内不同区域的流场存在很大差异,导致其内管开孔流量不均匀性。本文在前文的基础上,采用整流环改善环形分布器的均布效果,利用激光多普勒测速仪(LDV)研究了环形通道内的流场,并采用排管压力计研究了整流环结构环形通道中周向压强分布的影响,提出整流环优化设计准则。1.1实验模型与参数气体分布器模型采用有机玻璃加工,图1为模型结构示意图,实验模型可拆卸,并可根据实验需要更换有关零部件。实验中研究了10多种不同结构的整流环。模型及整流环的主要结构参数列于表1。压强分布测定实验流程如图2所示。1.2流场的测量和表征实验以空气为模拟介质。空气由罗茨风机并经流量计计量后进入分布环模型,然后由内管开孔直接排入大气,这样可以保证内管上的各个开孔出口端压强相等。空气流量可通过变频器调节。在分布环模型侧面板上距离中心125mm和195mm的圆周上分别均匀布置16个和24个1mm直径的取压孔,这些取压孔通过导压管与多管压力计连接,当流动达到稳定时,由多管压力计读出各点压强,得到分布环的环道内周向压强分布。分布环内的流场采用美国TSI公司生产的激光多普勒测速仪(LDV)进行测量。测量系统采用双光束——双散射光路,接收透镜采用前向方式采集测量区散射光强度信号,再经过信号转换器和计算机数据处理系统得到环道内不同位置的二维速度信息。激光测速所用的模型侧面板沿圆周均匀开有12个窗口,窗口用薄光学玻璃覆盖,以减小激光通过侧面板时产生的折射。散射粒子采用TiCl4与空气中水蒸气反应生成的偏钛酸微粒,散射粒子的尺寸约为0.1～10μm,通过压缩空气夹带均匀地喷入进气管路中。由于模型内部结构遮挡光路,对整流环内侧环道中的流场只进行了局部测量。1.3流压开孔在本实验范围内,当达到流量均布时整流环表面任意两个小区域A和B的开孔率ϕA和ϕB应满足以下关系:ϕAϕB=(po−pi)B√(po−pi)A√(1)ϕAϕB=(po-pi)B(po-pi)A(1)式中,po和pi分别是整流环外侧和内侧环道的压强。为了消除整流环内环道的切向流动,整流环周向任意区域气体的流量应相同。在研究过程中,可以根据整流环内外的压力沿周向变化确定整流环的开孔率。实验研究时,从均匀开孔的整流环入手,测出整流环内外两侧环道的周向压强分布,根据式(1)调整整流环开孔率。内环道中周向压强均匀程度用压强不均匀度M来表示:M=pi‚max−pi‚minpi‚max(2)Μ=pi‚max-pi‚minpi‚max(2)式中,pi,max、pi,min分别是内环道中R=125mm圆周上压强的最大值和最小值。2结果与讨论2.1无因次合理分布图3是不同气体流量下分布环环形通道内半径为125mm和195mm圆周上周向压强分布。图中横坐标θ是测压点的方位角,纵坐标用无因次压强π表示,π根据试验测量值由下式换算:π=p−p01/2ρu20(3)π=p-p01/2ρu02(3)式中,p是测量点的压强,p0、u0分别是分布环入口平面的压强和气体平均流速,ρ是空气密度。图3中(a)和(b)是无整流环时测得的无因次压强分布曲线。由图可见,在分布器进气口附近压强最高,由于进口气流与环道内的循环气流合流,该区域内气体湍动异常激烈,并产生大量旋涡,导致压强沿流动方向急剧降低,在60～90°之间降至最小值。此后由于径向分流,流道内气体流速相应降低,压强沿流动方向逐步回升,整个环形流道内压强沿周向呈十分复杂的非单调变化。比较不同圆周上的压强分布还可看出,R=125mm圆周上压强比R=195mm圆周上的低,但压强沿圆周变化的幅度比R=195mm圆周上的大得多。这种周向压强不均匀程度随着圆周半径减小而增大的趋势对流量均布更为不利。图3中(c)和(d)是分布环装入整流环(开孔率27%,均匀开孔)后在相同圆周位置测得的无因次压强分布。位于外环道中的R=195mm圆周上压强分布的变化规律与无整流环时基本相同,表明外环道中气体通过整流环开孔径向分流,仍然是复杂的变质量流动。位于内环道的R=125mm圆周上压强分布曲线虽有起伏,但已无明显的极小值点,基本接近为水平线。由此可见,内环道中气体的流动状态已完全不同于外环道中的变质量流动,周向压强分布的均匀程度也得到明显改善。对于不同流量下的无因次压强分布,各条曲线基本重合。表明在实验范围内,环形通道内的流动已达到自动模拟区,此时进口气体的Re对无因次压强分布没有影响。2.2循环气流在环道内的布置图4是采用均匀开孔的整流环(ϕ=27%),进气量为400m3/h时,根据LDV测试数据绘制的分布环中外环道R=215、175mm和内环道R=125mm圆周上的流场分布图。由图4可见,在外环道中气流主体呈切向流动,仅在分布环入口附近由于受进口气流影响流动稍微偏离切向。在θ=0～60°范围内,由于进口气流加入使流速加快,湍动加剧,在θ=60°处流速达到最大。此后,由于径向分流流速逐渐降低,在θ=0°处流速降至最小。在不同半径圆周上气体流速也不相等,R=175mm圆周上各点的流速都大于R=215mm圆周上对应点的流速。显然,上述外环道中流场变化规律与图3(c)外环道中压强分布的变化规律是一一对应的。内环道中气体流动状态与外环道中明显不同,R=125mm圆周上各点的流速比外环道小得多,气体流向也比较散乱,表明内环道中不存在切向流动的循环气流。这是由于气流通过整流环壁上小孔进入内环道时流道突然扩大产生扰动,以及均匀开孔的整流环尚未达到最佳等量分流效果等原因造成的。图5是内环道中θ=90°～120°,R=125,120,114和109mm圆弧上的气体流动状况。由图可见,在R=125mm圆弧上各点气速的大小及方向差别很大,表明靠近整流环内壁处气流扰动较大;在R=120mm圆弧上各点气速的大小差别减小,但气流方向仍不一致,说明扰动的影响尚未彻底消除;随着气体沿径向向中心流动,半径R=114mm圆弧上各点速度的大小已基本接近,约为4m/s左右,流动方向也都趋于径向;在更靠近内管壁的R=109mm圆弧上,流速加快,平均达8.4m/s左右。但由于受内管壁未开孔处的驻点作用,正对管壁的各点气流流向向孔口方向偏转,其速度也比正对孔口处小一些,在整个弧长范围内,流速沿内管开孔位置呈较规则的周期变化(见图6)。实验是在定常条件下进行的,根据进口气量和实验测得的外环道中θ=0°截面的气体平均流速可估算出,外环道中仍然有大量循环气流,循环气流量约为进气量的1.8倍,比无整流环时减少25%左右。循环气流量减小的主要原因是整流环的开孔面积比内管开孔面积大得多,达到同样径向分流量所需要的径向压差相应减小。显然,循环气流是导致图2中环道内变质量流动的压强分布呈非单调变化的主要原因。整流环将循环气流推至外环道中,为内环道中周向压强均布提供了有利条件。图7是在不同的雷诺数和整流环开孔条件下,测定的内环道中相对压强分布。作为对照,无整流环时对应位置的相对压强分布也列在其中。表2列出对应条件下的压强不均匀度和最大流量偏差。从图7和表2可以看出,按内外环道中的压强分布规律调整整流环表面局部开孔率的方法流量均布效果最好。在试验条件范围内,内侧环道中周向压强不均匀度M可降至2%以下,内管各开孔的最大流量偏差小于1%。减小整流环开孔率可提高环道内周向压强分布的均匀程度,均匀开孔的整流环开孔率从27%减少到9%时,周向压强不均匀度由6%降至3%,内管各开孔的最大流量偏差由4%降至2%。2.4流场分布器总压降在分布器内采用设置整流环的方法实现流量均布,其代价是增大流体流动阻力,使系统能耗增加。但有趣的是,试验中发现在相同气体流量下,有整流环时气体流过分布器的总压降反而比无整流环时低(见表3),即整流环非但未使整个分布器的阻力增加,反而有所下降。这是因为分布器主流道中存在循环气流,为维持循环气流高速流动需额外消耗较多的能量,这是导致系统压强降低的主要因素。加入整流环后,分布器内循环气流大大减少;同时,外环道流动截面亦减小,生成旋涡的尺度相应减小,使湍流耗散能量损失减少。因此,总能量损失反而降低。在此条件下,流动阻力不会成为在分布环内设置整流环的制约因素。3内压环局部开孔率(1)采用激光多普勒技术测量了带有整流环的环形分布器中的流场,发现整流环外侧环形通道内存在大量循环气流;整流环内侧环形通道中,循环流动基本消失,但