李新迪，王國(guó)付，鄶楚婷，厲 溟

(1.遼寧石油化工大學(xué) 石油天然氣工程學(xué)院，遼寧 撫順 113001；2.大連鍋爐壓力容器檢驗(yàn)檢測(cè)研究院有限公司，遼寧 大連 116000；3.大連港油品碼頭公司，遼寧 大連 116000)

0 引言

對(duì)于高密度、高強(qiáng)度工作的大型計(jì)算機(jī)中央處理器(CPU)，其55%的失效均是由溫度過(guò)高引起的，因此及時(shí)高效的散熱是非常必要的，故采用以熱容量較大的液體冷卻液為介質(zhì)的液冷散熱器[1-2]。受現(xiàn)有工業(yè)水平限制，冷卻通道中必然會(huì)殘存顆粒污染物，且無(wú)法通過(guò)污染度控制方法完全根除?？焖俳宇^作為液冷散熱器的核心部件，受冷卻液中固體顆粒作用對(duì)其內(nèi)壁不斷沖蝕磨損。同時(shí)，快速接頭在海上開(kāi)采平臺(tái)隔水管的進(jìn)油管與回油管、油田通井機(jī)及液壓鉗連接處等領(lǐng)域廣泛應(yīng)用，且極易損耗[3-5]。因此研究快速接頭內(nèi)壁的沖蝕規(guī)律，以提高使用壽命具有重要意義?？蓪⒘鹘?jīng)快速接頭內(nèi)壁作為流經(jīng)相連的多段變徑管進(jìn)行分析。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)變徑管的流場(chǎng)及沖蝕特性開(kāi)展研究。Hwang等[6]通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到不同濃度下油水乳狀液通過(guò)突擴(kuò)突縮管流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的壓力損失；Abdelall等[7]對(duì)氣液兩相流通過(guò)微型變徑通道引起的壓降變化進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，并建立兩相流壓降經(jīng)驗(yàn)公式；Roul等[8]使用歐拉模型對(duì)標(biāo)況下變徑小圓管內(nèi)的氣液兩相流進(jìn)行模擬，建立由流動(dòng)截面改變引起的兩相流壓降的關(guān)聯(lián)式；Ahmadpour等[9]針對(duì)氣液兩相流采用擴(kuò)展的k-ε雙方程湍流模型進(jìn)行模擬，得到孔隙率、雷諾數(shù)和開(kāi)孔角對(duì)變徑管流場(chǎng)壓力分布的影響。當(dāng)前對(duì)具體情況變徑管的沖蝕磨損特性研究有限，本文從快速接頭的內(nèi)部流場(chǎng)入手，對(duì)冷卻液中含有固體顆粒雜質(zhì)時(shí)的接頭內(nèi)壁沖蝕磨損現(xiàn)象進(jìn)行研究，為快速接頭的使用以及安全檢測(cè)提供有效參考意見(jiàn)。

1 工作原理與結(jié)構(gòu)

快速接頭通常包括一對(duì)陽(yáng)、陽(yáng)接頭，二者采用活門端面密封來(lái)實(shí)現(xiàn)即時(shí)通斷功能。陰、陽(yáng)接頭的活門向內(nèi)移動(dòng)使接頭連接并接通;向外移動(dòng)使得接頭完全密封[10]?？焖俳宇^內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 快速接頭內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.1 Internal structure of quick coupling

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 湍流模型

根據(jù)流場(chǎng)流態(tài)確定使用Realizablek-ε湍流模型進(jìn)行計(jì)算，Realizablek-ε湍流模型計(jì)算耗散率時(shí)添加了新的方程,使得預(yù)測(cè)平板射流的發(fā)散率更為精準(zhǔn)。基于快速接頭內(nèi)恒溫和不可壓縮流體的假設(shè)，三維瞬間流動(dòng)的控制方程如式(1)～(3)所示[11]：

(1)

(2)

(3)

式中：t為時(shí)間變量；xi,xj分別為x在i和j方向上的向量；k為湍動(dòng)能；ε為湍動(dòng)耗散率；ρ為密度，kg/m3；μt為湍流速度，m/s；μ為動(dòng)力黏性系數(shù)，Pa·s；Gk,Gb分別為速度梯度和浮力影響引起的湍動(dòng)能；ui為流體i方向上分速度，m/s；σk,σε分別為2方程的湍流普朗特?cái)?shù)；YM為膨脹耗散系數(shù)；C1ε,C2ε,Cμ為常數(shù)，分別取1.42,1.68,0.99；Sk為變形張量[12]。

2.2 離散相模型

由于本文固體顆粒所占體積分?jǐn)?shù)低于10%，故使用離散相模型(Discrete Phase Model，DPM)進(jìn)行多相流模擬。假設(shè)固體顆粒為離散相，冷卻液水為連續(xù)相。離散相顆粒在直角坐標(biāo)系下的作用力平衡方程如式(4)～(5)所示：

(4)

(5)

3 幾何模型的建立

3.1 幾何模型

利用三維軟件Catia建立快速接頭結(jié)構(gòu)模型，接頭管徑最小為4 mm,最大為11.4 mm,管長(zhǎng)全長(zhǎng)65 mm,具體幾何模型如圖2所示。

圖2 快速接頭的幾何模型Fig.2 Geometrical model of quick coupling

3.2 網(wǎng)格劃分

采用六面體網(wǎng)格對(duì)流域模型進(jìn)行劃分，對(duì)出入口等平滑區(qū)域用較粗糙網(wǎng)格，對(duì)近壁面、突變區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格精細(xì)劃分，以提升網(wǎng)格質(zhì)量及其精確程度。通過(guò)對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，最終確定網(wǎng)格總數(shù)為568 100個(gè)，網(wǎng)格劃分示意如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分示意Fig.3 Schematic diagram of meshing

3.3 邊界條件

冷卻液確定為水，石英砂的密度為2 645 kg/m3，粒徑為0.43 mm，體積分?jǐn)?shù)2%。選用速度入口為邊界條件,速度設(shè)置為6.4 m/s，x軸正方向設(shè)為入口方向，快速接頭中間截面設(shè)置為對(duì)稱邊界條件，壁面為壁面邊界，湍流強(qiáng)度設(shè)置為5%,計(jì)算選用二階迎風(fēng)差分格式,SIMPLE算法求解壓力-速度耦合。

4 計(jì)算結(jié)果與流場(chǎng)分析

4.1 速度場(chǎng)分析

快速接頭軸向流線圖如圖4所示，速度分布云圖如圖5所示。

圖4 流線圖Fig.4 Stream lines

圖5 快速接頭軸向速度分布云圖Fig.5 Cloud diagram for axial velocity distribution of quick coupling

由圖4～5可知，流體在入口管段發(fā)展充分，受壁面黏性力影響，流體速度在徑向上呈拋物線狀。最大速度在中心線處出現(xiàn)，且沿對(duì)稱軸徑向速度持續(xù)下降。流體經(jīng)過(guò)管徑變化處時(shí)會(huì)發(fā)生流動(dòng)分離，有回流現(xiàn)象產(chǎn)生，回流旋渦速度遠(yuǎn)小于主流束速度，整個(gè)接頭速度總體呈由大變小再變大的趨勢(shì)[14]。

4.2 壓力場(chǎng)分析

快速接頭軸向截面靜壓分布云圖如圖6所示。

圖6 快速接頭軸向靜壓分布云圖Fig.6 Cloud diagram for axial static pressure distribution of quick coupling

由圖6中可知，整個(gè)快速接頭的壓力極值點(diǎn)位于前半段管的漸縮處及突擴(kuò)雙肩處?？傮w來(lái)說(shuō),壓力沿軸向先后2次經(jīng)歷先減小后增大的過(guò)程。流體在突擴(kuò)管段流動(dòng)時(shí)，由于其流線受邊界突然擴(kuò)大干擾，流體不能馬上按照管道形狀流動(dòng)，只能沿著大管徑形狀逐漸擴(kuò)張，使得流體流經(jīng)突擴(kuò)截面會(huì)產(chǎn)生流動(dòng)分離現(xiàn)象，從而引發(fā)渦旋消耗主流能量，造成壓力和能量的損失，最終在靠近入口的突擴(kuò)雙肩處出現(xiàn)負(fù)壓。

5 沖蝕磨損分析

5.1 沖蝕磨損云圖

最大沖蝕磨損速率通常被用來(lái)表示沖蝕磨損的嚴(yán)重情況,快速接頭沖蝕磨損分布云圖如圖7所示。

圖7 快速接頭沖蝕磨損分布云圖Fig.7 Cloud diagram for erosion wear distribution of quick coupling

由圖7(a)可知，后半段管的入口A及漸縮B處有嚴(yán)重的沖蝕磨損產(chǎn)生，這是因?yàn)楣艿澜孛鏈p小，壁面受流體及攜帶顆粒直接沖擊帶來(lái)的嚴(yán)重沖蝕現(xiàn)象。由圖7(b)可知，漸縮管在縮徑處的磨損最嚴(yán)重，相同現(xiàn)象亦可以在圖7(c)中看出。故管道失效的高發(fā)位置為大小管道的接合處。

5.2 入口流速對(duì)快速接頭沖蝕效果的影響

設(shè)置離散相固體粒徑為0.43 mm，質(zhì)量流率保持為2×10-4kg/s不變，選取不同的入口流速，綜合對(duì)比接頭的沖蝕情況，沖蝕云圖如圖8所示。

圖8 不同入口流速的沖蝕分布云圖Fig.8 Cloud diagram for erosion distribution under different inlet flow velocities

由圖8可知，入口流速為4.4 m/s時(shí)，A,B磨損處沿周向呈點(diǎn)狀均勻分布，此時(shí)最大沖蝕速率達(dá)4.38×10-9kg/(m2·s)。速度增大，區(qū)域逐漸向x軸負(fù)方向擴(kuò)散，增大到8.4 m/s時(shí)，該流速的沖蝕最為嚴(yán)重。由于隨流速的增加，顆粒撞擊的頻率、能量及反彈作用力均增加，A處的周向點(diǎn)狀沖蝕擴(kuò)散成環(huán)狀，B處的沖蝕速率值亦明顯增大，壁面的沖蝕加重[15]。

入口流速與快速接頭最大沖蝕磨損速率的關(guān)系曲線如圖9所示。由圖9可知，速度增大最大沖蝕磨損速率隨之增大；當(dāng)入口速度為6.4～8.4 m/s時(shí)，增速較之前變快，最大沖蝕速率值高達(dá)2.31×10-8kg/(m2·s)。

圖9 不同入口流速下最大沖蝕速率變化Fig.9 Variation of maximum erosion rate under different inlet flow velocities

5.3 固體顆粒質(zhì)量流率對(duì)快速接頭沖蝕效果的影響

在入口流速為6.4 m/s,粒徑恒為0.43 mm的條件下，對(duì)比5種不同的質(zhì)量流率下的變化情況，不同質(zhì)量流率下最大沖蝕速率變化曲線如圖10所示。

圖10 不同質(zhì)量流率下最大沖蝕速率變化Fig.10 Variation of maximum erosion rate under different mass flow rates

由圖10可知，離散相顆粒質(zhì)量流率與最大沖蝕速率二者呈正相關(guān)。在質(zhì)量流率為3×10-4kg/s情況下，沖蝕速率最大為1.93×10-8kg/(m2·s)。這是由于顆粒的質(zhì)量流率增加，顆粒撞擊接頭管壁的次數(shù)愈發(fā)頻繁，導(dǎo)致的沖蝕率變大。

6 結(jié)論

1)接頭速度總體上呈現(xiàn)由大變小再變大的趨勢(shì)，壓力極值點(diǎn)位于前半段管的漸縮處及突擴(kuò)雙肩處。流體在管徑突變處發(fā)生流動(dòng)分離且有回流現(xiàn)象產(chǎn)生。

2)沖蝕磨損現(xiàn)象主要集中在管徑縮小段的大小管道交界處，因此有必要對(duì)此部位進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化或選用更適合的抗沖蝕材料，以提高接頭的使用壽命。

3)只更改入口流速或顆粒質(zhì)量流率時(shí)，最大沖蝕磨損速率隨變量的增大增加。所以適當(dāng)減小入口流速、控制質(zhì)量流率可以有效緩解接頭的磨損。