林清宇，吳佩霖,馮振飛**,艾 鑫

(1.廣西大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，廣西 南寧 530004；2.廣西大學(xué) 廣西石化資源加工及過程強(qiáng)化技術(shù)重點實驗室，廣西 南寧530004)

DOI：10.16664/j.cnki.issn1008-0511.20191217.001網(wǎng)絡(luò)出版時間：2019-12-17 17:29:59

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://kns.cnki.net/kcms/detail/22.1268.TQ.20191217.1729.002.html

螺旋通道由于其緊湊的結(jié)構(gòu)及良好的傳熱性能廣泛應(yīng)用于石油化工、空調(diào)及制冷系統(tǒng)、汽車?yán)鋮s等方面[1-3]，螺桿膨脹機(jī)就是其實際應(yīng)用的代表。螺桿膨脹機(jī)內(nèi)置螺旋通道可實現(xiàn)煉鋼等工藝過程中余熱的回收利用，從而避免產(chǎn)生的富余蒸汽浪費能源、污染環(huán)境[4]。因此許多學(xué)者對螺旋通道內(nèi)的氣液兩相流的流動特性進(jìn)行了大量的實驗與模擬探究，旨在探究不同螺旋通道結(jié)構(gòu)或工況下兩相流流動狀態(tài)的變化，從而實現(xiàn)更高效率的余熱回收。

當(dāng)氣液兩相流進(jìn)入螺旋通道時，液體會受到較大的離心力影響被甩向螺旋通道的外側(cè)；而氣體由于受到的離心力較小，其運動傾向于沿著通道的內(nèi)側(cè)[5]。這導(dǎo)致螺旋通道內(nèi)氣液兩相流的流動情況與直通道不同，因此一些學(xué)者對螺旋通道內(nèi)部兩相流流動特性進(jìn)行了實驗探究。蔡博[6]等對矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流局部含氣率分布進(jìn)行了實驗研究，發(fā)現(xiàn)螺旋通道氣液兩相局部含氣率呈非對稱的拋物線形分布，這種非對稱性受流型和液相折算速度的影響。XIAO[7]等對蒸汽-水兩相流在均勻加熱螺旋管內(nèi)的壓降振蕩進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)熱通量越大，振蕩邊界的變化越明顯；而重力對振蕩邊界的影響很小。XIN[8]等研究了螺旋管內(nèi)影響兩相流壓降的參數(shù)，發(fā)現(xiàn)Lockhart-Martinelli參數(shù)及流率的改變都會使兩相流壓降變化。宋景東[9]等研究了螺旋直徑、螺距、曲率和上升角等操作參數(shù)對螺旋通道內(nèi)氣-液兩相流的影響。

由于一部分螺旋通道內(nèi)兩相流實驗結(jié)果的得出依賴可視化操作，會帶來一定的局限性及較高的經(jīng)濟(jì)成本。因此，許多學(xué)者基于CFD技術(shù)對螺旋通道內(nèi)氣液兩相流進(jìn)行了數(shù)值模擬探究。XIA[10]等探究了水平螺旋矩形通道內(nèi)氣-水兩相流動的兩相摩擦壓降隨結(jié)構(gòu)參數(shù)、入口速度和入口液含率的變化規(guī)律，結(jié)果表明幾種變量均對壓降有著顯著影響，其中進(jìn)口截面液體含率的增加導(dǎo)致螺旋通道壓降的增加。Jayakumar[11]等對螺旋管內(nèi)氣液兩相流流動特性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)管徑的增加會使螺旋管壓降增加。劉獻(xiàn)飛[12]等研究了螺旋槽道內(nèi)氣液兩相流液相分布及壓降特性，發(fā)現(xiàn)減小螺桿槽道節(jié)圓直徑或者增加入口截面含液率可以增加外壁面的液相含量，同時引起壓降的增加。周云龍[13]等研究了矩形螺旋通道內(nèi)氣液兩相流的傳熱與流動特性，結(jié)果表明入口截面含氣率與單位長度平均壓降和平均壁面換熱系數(shù)成反比。

上述學(xué)者對螺旋通道內(nèi)兩相流流動特性的探究均基于常規(guī)尺度。然而隨著科學(xué)的進(jìn)步，許多行業(yè)的設(shè)備逐漸向微型化轉(zhuǎn)變，隨之帶來的高熱流密度下散熱問題逐漸成為了此項技術(shù)發(fā)展的制約[14-16]。已有一些學(xué)者基于單相流對微細(xì)尺度螺旋通道內(nèi)傳熱及流動特性做出探究[17-19]，但卻鮮有涉及兩相流的報道。因此，微細(xì)螺旋通道內(nèi)兩相流流動情況的研究顯得十分關(guān)鍵。作者對矩形截面螺旋細(xì)通道內(nèi)的兩相流流動特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，通過改變內(nèi)部結(jié)構(gòu)及操作參數(shù)，探究工況的改變對通道內(nèi)兩相流壓降特性及液相分布影響，旨在為今后的實際應(yīng)用提供參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

帶有矩形渦發(fā)生器的矩形截面螺旋細(xì)通道(HMC-R)計算模型及幾何尺寸見圖1,單位為mm。

4圖1 帶渦發(fā)生器的矩形截面螺旋細(xì)通道幾何結(jié)構(gòu)示意圖及渦發(fā)生器布置圖

通道寬W=2 mm，高H=2 mm，螺旋細(xì)通道截面中心到螺旋中心線的距離Rc=26.5 mm，對應(yīng)的螺旋線長L=157.28 mm。螺距P=8 mm，螺旋圈數(shù)n=1。由圖1可知，兩相鄰渦發(fā)生器錯位量s=1.4 mm，間距d=10 mm。螺旋細(xì)通道內(nèi)共設(shè)14個矩形渦發(fā)生器，所有的渦發(fā)生器均具有相同的長寬高(W0=0.2 mm，h0=1.9 mm，L0=0.6 mm)。為了對比加入渦發(fā)生器對氣液兩相流流動特性的影響，還模擬了光滑矩形截面螺旋細(xì)通道(HMC)。

1.2 數(shù)學(xué)模型

模型模擬工質(zhì)為常溫下空氣與去離子水組成的氣液兩相流，為防止可能出現(xiàn)的出口回流現(xiàn)象，在出口處設(shè)置一段長為50 mm的出口過渡段。為簡化計算，保證數(shù)值計算的精度，參考文獻(xiàn)[20-21]的方法，假設(shè)氣液兩相流為不可壓縮流體；忽略黏性耗散及重力的影響；流體的物性均為常數(shù)。因為不涉及傳熱過程，故不對能量方程進(jìn)行求解，則流體域的控制方程組可以簡化為

ρ(U·U)p+·(μU)

式中：U為流體速度矢量，m/a；p為壓力，Pa；ρ為密度,kg/m3；μ為動力黏度，Pa·s；▽為哈密爾頓算子。

1.3 模型求解與網(wǎng)格劃分

設(shè)置通道入口條件為勻速進(jìn)口邊界條件，進(jìn)口速度uin=0.22～0.32 m/s，進(jìn)口含氣率α分別為0.55、0.56、0.57、0.58、0.59，入口溫度Tin恒為298 K。通道出口采用壓力出口邊界條件，相對出口壓力pout=0 Pa。其他壁面全部設(shè)為無滑移絕熱條件。采用CFD軟件求解，當(dāng)所有變量的殘差小于1×10-5時，終止計算。

數(shù)值計算前需對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，考慮到模型較為復(fù)雜，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分并對渦發(fā)生器附近進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性與網(wǎng)格的數(shù)目密切相關(guān)，網(wǎng)格數(shù)的增加可提高數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性；但過多的網(wǎng)格數(shù)會使計算所用時間大大增加甚至無法進(jìn)行計算。因此需對網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行網(wǎng)格獨立性驗證以找出網(wǎng)格數(shù)的最優(yōu)解，使得模擬結(jié)果精準(zhǔn)的同時盡可能節(jié)省時間。

光滑通道內(nèi)不同網(wǎng)格數(shù)條件下氣液兩相流進(jìn)出口壓降的變化見表1。

表1 光滑通道網(wǎng)格獨立性驗證結(jié)果

由表1可知，數(shù)據(jù)之間存在一定相對誤差，兩相流進(jìn)出口壓降隨網(wǎng)格數(shù)的增大而減小，450萬網(wǎng)格數(shù)時兩相流進(jìn)出口壓降與610萬網(wǎng)格時相對誤差僅為0.6%，說明此時兩相流進(jìn)出口壓降的模擬已經(jīng)較為精準(zhǔn)，因此模擬中網(wǎng)格數(shù)選用450萬網(wǎng)格。

2 結(jié)果與討論

2.1 氣液兩相流截面含液率分布規(guī)律

2.1.1 進(jìn)口含氣率對螺旋通道內(nèi)截面含液率的影響

uin=0.22 m/s、α=0.59時各個周向位置所對應(yīng)的截面含液率(1-α)云圖見圖2。

圖2 光滑通道內(nèi)各個周向位置所對應(yīng)的截面含液率分布圖

由圖2可知，入口處均勻進(jìn)入的氣液兩相流在離心力的影響下分布情況發(fā)生了改變。通道內(nèi)液體受離心力的影響被甩向螺旋通道外側(cè)而氣體分布于通道內(nèi)側(cè)，各截面含液率分布較為穩(wěn)定。uin=0.22 m/s時，光滑通道內(nèi)5種不同進(jìn)口截面含氣率條件下，截面含液率隨周向位置變化的情況見圖3。

周向位置θ/(°)圖3 不同進(jìn)口含氣率條件下截面含液率隨周向位置的變化

由圖3可知，隨著周向位置的變化截面含液率呈上下波動狀態(tài)但波幅較小，總體趨于穩(wěn)定，與之前對常規(guī)尺寸螺旋通道中兩相流分布情況的探究保持一致。在給定的進(jìn)口截面含氣率條件下，截面含液率云圖均呈不規(guī)則的拋物線形狀。由圖3還可知，進(jìn)口含氣率α的減小會導(dǎo)致通道內(nèi)的液相增加，是因為在進(jìn)口速度相同的情況下，流體在通道內(nèi)所受的離心力不會發(fā)生改變，此時降低通道含氣率α?xí)黾油ǖ赖倪M(jìn)口含液率。因此，在離心力的影響下會有更多的液體被甩向外壁面。

2.1.2 渦發(fā)生器對螺旋通道內(nèi)截面含液率的影響

uin=0.22 m/s、α=0.58時，HMC與HMC-R 2種通道內(nèi)截面含液率隨周向位置的變化情況見圖4。

周向位置θ/(°)圖4 2種不同結(jié)構(gòu)螺旋通道內(nèi)螺旋細(xì)通道截面含液率隨周向位置的變化

由圖4可知，HMC-R中各個周向位置的截面含液率均略小于HMC。此時的截面含液率云圖見圖5。由圖5可知，HMC-R中的渦發(fā)生器附近含液率明顯低于HMC中相同位置的含液率。是由于HMC-R通道中的流體碰撞到通道中內(nèi)置的渦發(fā)生器并在其附近改變流動方向，產(chǎn)生二次流。而二次流會增強(qiáng)通道中氣相與液相的混合并阻礙其分離，使得HMC通道中的截面含液率高于HMC-R。由圖4、圖5可知，HMC-R通道內(nèi)截面含液率隨周向位置的變化趨勢與HMC通道中基本相同，但HMC-R通道中含液率曲線波峰高于HMC通道。

圖5 2種不同結(jié)構(gòu)螺旋通道內(nèi)各個周向位置所對應(yīng)的截面含液率分布圖

2.1.3 速度對螺旋通道內(nèi)截面含液率的影響

α=0.58，uin=0.22、0.32 m/s時截面含液率隨周向位置變化的云圖見圖6。

由圖6可知，45°截面內(nèi)速度較低的通道內(nèi)截面含液率拋物線兩側(cè)液膜較厚，90°截面內(nèi)2種通道內(nèi)截面含液率拋物線兩側(cè)液膜厚度相同，而90°之后的截面速度較高的通道內(nèi)拋物線兩側(cè)液膜較厚。由于在通道的前一段均勻進(jìn)入的兩相流正受離心力的影響而分離，從而導(dǎo)致此時兩相流流動狀態(tài)不穩(wěn)定。而當(dāng)流體在螺旋通道中的流動狀態(tài)穩(wěn)定后，根據(jù)離心力公式Fc=mv2R-1可知，螺旋通道中流體所受離心力Fc會隨著質(zhì)量m、速度v的增加而增加；會隨著螺旋直徑D的減小而增加。相同結(jié)構(gòu)下，uin=0.32 m/s，螺旋通道內(nèi)兩相流會受到更大的離心力，意味著更多的液相會在離心力的作用下被甩到通道外側(cè)面，造成通道內(nèi)液膜較厚。在同一位置的截面上速度較高的情況下由渦發(fā)生器引起的氣液混合波峰較高，說明此時渦發(fā)生器引起的氣液混合范圍較大。由于螺旋通道內(nèi)速度較高時兩相流碰撞渦發(fā)生器所產(chǎn)生的旋渦較大，因此對通道內(nèi)更大范圍的氣體與液體進(jìn)行了混合。

圖6 不同進(jìn)口速度下HMC-R內(nèi)各個周向位置所對應(yīng)的截面含液率分布圖

2.2 氣液兩相流的壓降特性

2.2.1 進(jìn)口速度對螺旋通道內(nèi)兩相壓降的影響

由于流體在通道內(nèi)流動時克服黏度引起的流動阻力會損失能量，因此壓力會逐漸降低。2種進(jìn)口速度下，HMC通道內(nèi)兩相進(jìn)出口壓降隨進(jìn)口含氣率的變化見圖7。

α圖7 不同進(jìn)口速度下光滑螺旋通道內(nèi)兩相進(jìn)出口壓降隨進(jìn)口含氣率的變化

由圖7可知，通道內(nèi)兩相進(jìn)出口壓降會隨著進(jìn)口速度uin的增加而增加，當(dāng)uin從0.22 m/s增加到0.24 m/s時，螺旋通道進(jìn)出口兩相壓降平均增高12.7%，最大增量為12.9%。因為隨著進(jìn)口速度的增加，流體的紊度增加、質(zhì)點間的相互摩擦也會增加。因此，流體在流過相同的距離時克服流動阻力所損失的能量增加，導(dǎo)致壓降增加。除此之外，進(jìn)口速度的增加會導(dǎo)致兩相流所受離心力的增大，較大離心力的作用下液相與氣相之間的滑移液相速度也較大，導(dǎo)致壓降較大。同理，進(jìn)口含氣率α降低時進(jìn)出口兩相壓降增加。由于氣相的密度遠(yuǎn)低于水的密度，降低螺旋通道內(nèi)的進(jìn)口含氣率意味著增加進(jìn)口含液率，導(dǎo)致管內(nèi)液體的質(zhì)量流率增大，因此兩相壓降增高。

2.2.2 渦發(fā)生器對螺旋通道內(nèi)兩相壓降的影響

uin=0.22 m/s時，2種結(jié)構(gòu)的螺旋通道內(nèi)進(jìn)出口兩相壓降隨進(jìn)口含氣率的變化見圖8。

α圖8 不同結(jié)構(gòu)下螺旋通道內(nèi)兩相進(jìn)出口壓降隨進(jìn)口含氣率的變化

由圖8可知，HMC-R通道中的兩相壓降較HMC通道平均增大22.5%，最高增量達(dá)到24.3%。由于工質(zhì)在通道內(nèi)流動時碰撞矩形渦發(fā)生器會產(chǎn)生流動的偏移，還會在矩形渦發(fā)生器的尾部產(chǎn)生尾渦區(qū)，尾渦區(qū)的存在顯著增加了通道內(nèi)的流阻。除此之外，矩形渦發(fā)生器的存在還使得通道內(nèi)兩相流的可流通面積減小，這些因素都會導(dǎo)致兩相流受到的流動阻力增加。因此，HMC-R中進(jìn)出口兩相流壓降明顯高于HMC。

3 結(jié) 論

作者通過數(shù)值模擬的方法探究了不同操作參數(shù)下光滑矩形截面螺旋細(xì)通道與內(nèi)置矩形渦發(fā)生器的矩形截面螺旋細(xì)通道內(nèi)的兩相流液相分布及壓降特性，得出以下結(jié)論。

(1)通道內(nèi)液體受離心力的影響被甩向螺旋通道外側(cè)，而氣體分布于通道內(nèi)側(cè)。降低通道含氣率α?xí)垢嗟囊合啾凰ο蛲ǖ劳獗诿妫?/p>

(2)增加螺旋通道內(nèi)的進(jìn)口速度uin或降低進(jìn)口含氣率α?xí)?dǎo)致進(jìn)出口兩相壓降增加；

(3)受矩形渦發(fā)生器的影響，HMC-R中各個周向位置的截面含液率均略小于HMC，但HMC-R通道中含液率曲線波峰高于HMC通道；

(4)增加HMC-R通道內(nèi)的進(jìn)口速度會使通道內(nèi)的液膜變厚，還會使兩相流碰撞渦發(fā)生器產(chǎn)生的旋渦增大，氣液兩相混合的范圍增大。