徐 楠， 蔣小霞， 袁 潤， 豐 偉

(寧夏大學 機械工程學院， 寧夏 銀川 750021)

0 引 言

液-液兩相流摩擦阻力是兩相流領(lǐng)域的研究熱點， 有著非常廣泛的工程應用背景， 尤其是石油工業(yè)中的油水輸運工程和地層內(nèi)油水運移工程. 實際生產(chǎn)過程中， 高粘油水兩相流的壓降預測非常復雜， 至今仍未獲得滿意的解決方法. 根據(jù)動量守恒定律， 壓降主要由摩擦壓降、 加速壓降、 位重壓降和各種管件處的局部壓降組成， 其中摩擦壓降是主要因素[1]. Shamsul A等[2]對直徑為50.8 mm 的水平管內(nèi)的油水兩相流進行了流動實驗， 獲得了不同油水流量下的壓降以及不同流速情況下含水率的變化情況， 從而確定了新的流型. Hanafizadeh P等[3]研究了內(nèi)徑為20 mm， 長度為6 m 的傾斜管的傾斜角度變化對兩相油流壓力梯度的影響. Adler M N等[4]通過實驗研究了內(nèi)徑為59 mm， 總長度為 48 m 的通道內(nèi)兩種不相容液體的乳化效果， 并給出了乳化效果的計算結(jié)果， 并在所研究的流動條件下， 測量了最大壓降. 劉文紅等[5]對水平管油水兩相摩擦阻力進行試驗研究， 提出了摩擦阻力壓降的預測模型. 朱紅鈞等[6]對油水兩相流變徑管流動進行了數(shù)值模擬， 分析了管徑對壓力的影響. 王二利等[7]對以去離子水和質(zhì)量分數(shù)為 0.3% 的水基納米流體為工質(zhì)， 在當量直徑為1.241 mm 的矩形微通道內(nèi)進行了兩相流流動沸騰的實驗研究， 發(fā)現(xiàn)單位長度上的兩相摩擦壓降會隨著質(zhì)量流速的提升而提高. 同時， 研究人員對水平管[8]、 垂直管和傾斜管[9]中的高黏油-水兩相流的壓降進行了深入的研究， 結(jié)果表明壓降的變化與轉(zhuǎn)相和流型過渡也有很大關(guān)聯(lián).

國內(nèi)外研究學者對液-液兩相流的研究主要集中在水力直徑大于10 mm的通道上[4，10-13]， 但隨著通道尺寸的減小， 表面張力等微尺度效應顯得更明顯， 這就導致微通道內(nèi)液-液兩相流理論更加復雜. 基于這一事實， 本文采用不同水力直徑的矩形微通道， 對其流動機理進行了分析和試驗研究.

1 實驗系統(tǒng)

實驗裝置如圖 1 所示， 該系統(tǒng)主要包括動力源、 微通道測試段、 測量裝置和流型觀測裝置4部分. 實驗系統(tǒng)中的高壓氮氣瓶作為動力源推動儲液罐內(nèi)流體工質(zhì)流過微通道， 其兩端壓力和溫度采用壓力傳感器(精度為±2%)和熱電偶(精度為±0.1 ℃)測量， 流過微通道的體積流量由電子天平(最大誤差為0.215%)測定. 為防止堵塞微通道， 在儲液罐入口端安裝濾膜半徑為10 μm的過濾器. 測量部分主要包括壓力傳感器、 熱電偶和測量流量的電子天平. 通過化學蝕刻法在硅片上蝕刻出的矩形凹槽， 即為試驗所用的微通道， 通道上表面為玻璃， 與硅凹槽通過化學鍵密封. 圖 2 和圖 3 顯示了所用通道的測量值， 其詳細測量尺寸如表 1 所示. 表 1 中H為矩形微通道的深度；W為矩形微通道的寬度；Dh為矩形微通道的水力直徑；L為微通道的長度；ζ為矩形微通道的壁面絕對粗糙度， 其由生產(chǎn)商提供， 絕對粗糙度ζ為0.85 μm.

圖 1 實驗裝置系統(tǒng)圖Fig.1 Schematic diagram of experimental setup

圖 2 通道1的測量值(μm)Fig.2 The measurement of the first channel

圖 3 通道2的測量值(μm)Fig.3 The measurement of the second channel

表 1 矩形微通道幾何參數(shù)

實驗工質(zhì)選用7#白油和去離子水. 實驗過程中混合物的含油率為10%～90%， 其物性參數(shù)如表 2 所示. 常規(guī)通道內(nèi)油水兩相的混合通常由管段入口端的混合器完成， 但考慮到微通道內(nèi)流量較小， 油水兩相混合不均會給實驗帶來較大誤差， 因此， 在實驗前將油水兩相充分混合. 實驗過程中采用數(shù)碼顯微鏡對其流型進行實時觀測. 微通道實驗段置于25±2 ℃環(huán)境中.

表 2 流體工質(zhì)的物性參數(shù)

2 油水兩相流動摩擦壓降特性研究

液-液兩相流一般可分為兩類： 均相流動模型和分相流動模型. 均相模型相間無相對速度， 其物性參數(shù)取兩相的平均值， 液-液混合物可看作是一種均勻介質(zhì). 壓力傳感器測得的壓差是微通道進出口的總壓差， 它包括沿程阻力損失ΔPf， 微通道進出口的局部阻力壓降ΔPlocl以及微通道流體加速度改變引起的加速度壓降ΔPaccl， 即

ΔPtotal=ΔPlocl+ΔPf+ΔPaccl,

(1)

ΔPlocl=ΔPin+ΔPout.

(2)

因而這種流動模型的摩擦阻力壓降可表示為

(3)

油水混合物的摩擦阻力系數(shù)fm計算式如下

(4)

式中：P0值由Hartnett and Kostic[11]提出的擬合式計算

P0=96(1-1.335 3α+1.946 7α2-

1.701 2α3+0.954 6α4-0.253 7α5),

(5)

式中：α為矩形截面高寬比(0<α<1).

分相流動模型中油水兩相都當作連續(xù)流體處理， 在一定程度上考慮了兩相之間的相互作用， 該流動模型的摩擦壓降可表示為

(6)

(7)

式中：

關(guān)于油水混合物黏度μm的計算， 我們觀測了混合物內(nèi)部結(jié)構(gòu)， 并采用以下計算式

(8)

0.6≤Φ0≤0.7,

(9)

0.8≤Φ0≤0.9,

(10)

式中：μm為混合物黏度；μ0為油相的黏度；μw為水相的黏度；ρ0為油相的密度；ρw為水相的密度；Φw為混合物的含水率.

3 結(jié)果與分析

在計算油水兩相流的摩擦阻力時， 必須要通過流型來選擇計算模型， 但鑒于國內(nèi)外對μm級通道內(nèi)液-液兩相流流型的研究較少， 因此， 本實驗在對兩相流流量、 壓差測量的同時， 也對其流型進行實時觀測.

圖 4 即為觀測到的含油率Φ0在10%～90%間油水兩相流流型.

從圖 4 可以看出， 在含油率為Φ0=10%～90%時， 油水兩相混合均勻， 均可采用均相模型來計算摩阻壓降. 圖 5 為油-水兩相流在矩形硅通道的f-Re關(guān)系曲線. 從圖可以看出， 實驗數(shù)據(jù)與均相模型計算值吻合很好. 說明采用式(9)來計算黏度是恰當?shù)模?微通道內(nèi)油水兩相流的摩擦壓降在含油率Φ0為60%和70%顯著增加， 這很可能是油包水與水包油流型轉(zhuǎn)變所造成的， 該假設(shè)與劉磊[14]基于不穩(wěn)定模型計算出油包水與水包油流型的相轉(zhuǎn)變點位于分散相體積分數(shù)30%的結(jié)論一致. 含油率較小(Φ≤50%)時， 油水混合物的粘度接近水相的黏度， 其在矩形通道內(nèi)的摩擦壓降較小且與單相水的數(shù)據(jù)點很相近， 這說明在該區(qū)間范圍內(nèi)， 管內(nèi)油水兩相流處于水包油流型， 此時水相為外相. 含油率Φ0為80%和90%的摩擦壓降實驗數(shù)據(jù)與均相模型預測值基本吻合， 這說明采用式(10)計算黏度是恰當?shù)? 式(10)是用于計算油包水兩相流的黏度， 這就說明在含油率Φ0在80%和90%范圍內(nèi)， 管內(nèi)油水兩相流為油包水流型， 此時外相為油相. 由此可見， 油水兩相混合物的表觀粘度對微通道內(nèi)摩擦壓降有重要影響.

4 結(jié) 論

本文對矩形微通道內(nèi)油水兩相流的摩擦阻力特性和流型進行了研究， 實驗結(jié)果表明： 摩擦阻力的實驗值與均相模型計算值相符， 黏度機理是影響油水兩相流摩擦阻力的主要因素， 表面張力等微尺度效應在水力直徑為167～192 μm通道內(nèi)并不明顯， 這表明均相模型仍適用于計算水力直徑低至167 μm矩形微通道內(nèi)油水混合物的摩擦阻力. 含油率Φ為60%和70%時， 油水兩相流的黏度突然急劇增大， 這表明水包油流型向油包水流型的相變即發(fā)生在該區(qū)間， 這與文獻[15]提出的相轉(zhuǎn)變點位于一定范圍內(nèi)的結(jié)論一致. 通過流型對比發(fā)現(xiàn)， 當含油率為10%～50%時， 油水兩相流中形成明顯的水包油顆粒， 且隨著含油率的增加， 顆粒直徑明顯增大、 粒徑分布不均勻程度增加. 當含油率為60%時， 流動過程中形成的液滴尺寸較大、 液滴周圍環(huán)繞著許多小液滴， 且小液滴和大液滴粒徑不均勻程度都為最大. 混合物中的油水比例不會影響其兩相流的流型， 這一點在很大程度上不同于氣液兩相流.