李選平, 鄭文科, 田中允, 姜益強, 孫 澄

(1.哈爾濱工業(yè)大學建筑學院,黑龍江哈爾濱150001;2.寒地城鄉(xiāng)人居環(huán)境科學與技術(shù)工業(yè)和信息化部重點實驗室,黑龍江哈爾濱150090)

1 概述

我國海上天然氣資源十分豐富,為了實現(xiàn)長久穩(wěn)定的天然氣供給,需要對儲量豐富的海上天然氣進行開發(fā)利用[1]。為了方便運輸,在海上天然氣的開采過程中,需要對天然氣進行液化工作[2]。天然氣的液化工藝包括階式制冷循環(huán)工藝、混合制冷劑制冷液化工藝以及膨脹機制冷循環(huán)液化工藝[3]。其中,繞管式換熱器為混合制冷劑制冷液化工藝的主要設(shè)備,一般由3股流體通道構(gòu)成,分別為天然氣、液態(tài)混合制冷劑及氣態(tài)混合制冷劑,其中天然氣一般處于超臨界狀態(tài)[4]。我國的大型繞管式換熱器主要依靠進口,因此為了打破國外技術(shù)壟斷,對超臨界天然氣在螺旋管內(nèi)的流動換熱特性進行研究具有重大意義。

國內(nèi)外學者對超臨界流體流動傳熱特性進行了相關(guān)研究。Bai等[5]基于PCHE數(shù)值模型,探究了熱流密度和壓力對正弦波紋通道內(nèi)超臨界液化天然氣熱工水力特性的影響。Wang等[6]對超臨界水在傾斜角度為25°的光滑管內(nèi)的傳熱進行了實驗和數(shù)值研究。實驗結(jié)果表明,質(zhì)量流量的增加有利于傳熱。隨著壓力增加,物理性質(zhì)變化對傳熱的影響變得平緩。Wang等[7]采用直接模擬的方法,研究了在混合對流和強制對流條件下,超臨界CO2在半圓形管道中的傳熱過程,并探究了熱物性變化對傳熱性能的影響。李仲珍等[8]利用數(shù)值模擬的方法對超臨界液化天然氣在不同結(jié)構(gòu)的豎直管內(nèi)的強制對流換熱進行相關(guān)研究,并驗證了甲烷代替LNG進行數(shù)值模擬的準確性。蔡浩飛[9]利用數(shù)值模擬及實驗研究相結(jié)合的方式,探究了超臨界CO2在毛細管換熱器內(nèi)的冷卻傳熱機理,并針對變物性換熱器提出優(yōu)化準則。楊梅[10]利用數(shù)值模擬的方法,對超臨界CO2在不同形式的螺旋管及直管內(nèi)對流換熱性能展開研究。于博文等[11]采用數(shù)值模擬的方法對超臨界CO2/丙烷混合物在水平直管內(nèi)的流動換熱特性展開研究,重點探究了工質(zhì)配比濃度、運行壓力、質(zhì)量流量及熱流密度對換熱性能的影響。關(guān)于超臨界甲烷的研究,張羽楠[12]對超臨界甲烷在水平直管及U形管中的流動換熱性能展開研究,利用數(shù)值模擬重點分析了質(zhì)量流量、熱流密度、壓力及重力對流動換熱性能的影響規(guī)律。孫鵬等[13]運用相同的研究方法研究了彎管曲率半徑以及U形管道不同布置形式對超臨界甲烷在U形管內(nèi)的流動換熱特性的影響。周昭勇等[14]針對超臨界甲烷在水平圓管中的冷卻傳熱的影響因素進行相關(guān)研究,重點探索了質(zhì)量流量、熱流密度及不同入口壓力對傳熱系數(shù)的影響。

此外,關(guān)于流體在螺旋管內(nèi)流動傳熱特性方面,國內(nèi)外也有諸多學者對此展開相關(guān)研究。Zhai等[15]對螺旋管內(nèi)納米流體的流動和傳熱特性進行了實驗研究,探究了螺距、旋轉(zhuǎn)角度和納米粒子質(zhì)量分數(shù)對流動和傳熱性能的影響。Dong等[16]對高黏度熱油和水在螺旋扭曲管換熱器中的傳熱和流阻特性進行了實驗研究,并將螺旋扭曲管換熱器與普通管和螺旋槽管管殼式換熱器的傳熱和流阻性能進行比較。Yu等[17]分析了螺旋翅片管內(nèi)低雷諾數(shù)流動的速度和溫度分布的解析解,并提出了最佳翅片數(shù)量和最佳扭轉(zhuǎn)比之間的關(guān)系。刁林[18]對超臨界狀態(tài)下的CO2在直管及螺旋管內(nèi)的流動換熱特性進行研究,主要探索了不同通道傾角、熱流密度、重力水平、操作壓力等對平均表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響。馮璐璐等[19]基于Realizablek-ε湍流模型及第一類熱邊界條件下的薄壁熱阻模型,采用CFD模擬技術(shù)對螺旋彎管內(nèi)水的流動與換熱特性進行數(shù)值模擬,探究了螺旋彎管內(nèi)流動換熱特性。趙敏等[20]采用數(shù)值模擬的方法研究了兩圈纏繞管內(nèi)部超臨界甲烷的流動換熱特性,重點分析了流體物性變化和離心力對流動換熱特性的影響。崔海亭等[21]利用Fluent軟件對超臨界CO2在水平螺旋管內(nèi)的流動換熱性能進行模擬研究,重點研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)及有無重力對流動換熱特性的影響。

綜上,目前對以上兩方面的研究方法較為完善,但對超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)流動換熱特性的研究仍需探索。本文將超臨界甲烷作為螺旋管內(nèi)的工質(zhì),利用數(shù)值模擬的方法探究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)的流動換熱特性。主要探究螺旋管內(nèi)直徑、螺旋直徑及螺旋升角對超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)流動換熱性能的影響規(guī)律,為我國大型繞管式換熱器的設(shè)計研究提供參考。

2 計算模型建立

2.1 超臨界甲烷物性分析

本文選取甲烷為工作流體,其臨界溫度和臨界壓力分別為190.56 K和4.599 2 MPa。通過NIST軟件查詢壓力為7 MPa下的甲烷物性參數(shù),甲烷物性參數(shù)隨溫度變化見圖1。不同壓力下的超臨界甲烷,其物性均會在某溫度點產(chǎn)生突變,稱此溫度點為擬臨界溫度。由圖1可知,在壓力恒定的情況下,比定壓熱容隨著溫度升高呈現(xiàn)出先增加后降低再緩慢上升的變化趨勢,且在擬臨界溫度附近達到峰值。密度隨著溫度升高不斷減小,并在擬臨界溫度附近陡降。熱導率和黏度均隨著溫度升高呈現(xiàn)先降低后增加的變化趨勢,且均在擬臨界溫度附近達到最低值。

2.2 物理模型

繞管式換熱器內(nèi)由多根螺旋管組成,纏繞結(jié)構(gòu)復雜且實際尺寸較大,綜合計算成本和計算精度,對大型繞管式換熱器管側(cè)流動換熱特性的研究可以簡化為對半圈螺旋管內(nèi)流動換熱特性的研究。為了探究螺旋管結(jié)構(gòu)參數(shù)對超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)流動換熱特性的影響,本文構(gòu)建了不同結(jié)構(gòu)的模型進行模擬計算,物理模型結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

為了確保模擬的準確性,將模型分為發(fā)展段和測量段兩個部分,發(fā)展段長為800 mm,保證流體流動穩(wěn)定且接近真實流動工況。物理模型幾何結(jié)構(gòu)見圖2,其中R為螺旋半徑(是螺旋直徑的1/2)。螺旋升角記為β,指螺旋管管壁上任何一點切線與螺旋管纏繞軸線的垂直平面之間的夾角。

2.3 控制方程

超臨界狀態(tài)下螺旋管內(nèi)流動與換熱的模擬是基于連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程以及湍流模型的求解過程,從而獲得螺旋管內(nèi)流動中各相關(guān)參數(shù)的變化情況。連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程及湍流模型的數(shù)學描述見文獻[7]。

圖1 壓力為7 MPa時超臨界甲烷物性參數(shù)隨溫度變化

表1 物理模型結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 物理模型幾何結(jié)構(gòu)

2.4 數(shù)值方法

本文采用Fluent軟件對超臨界下甲烷在螺旋管內(nèi)的流動換熱特性進行模擬。利用Gambit軟件對計算流體域進行網(wǎng)格劃分,由于近壁面處溫度、速度以及物性變化較為劇烈,為精確捕捉近壁面處流體的流動參數(shù),需要對近壁面處進行網(wǎng)格加密處理。

其中,內(nèi)直徑為10 mm的螺旋管網(wǎng)格尺寸設(shè)置如下:全局網(wǎng)格尺寸為0.6 mm,邊界層網(wǎng)格首層厚度為0.005 mm,邊界層網(wǎng)格有15層,增長比例設(shè)置為1.2,螺旋管端面網(wǎng)格及邊界層局部放大圖見圖3。螺旋管入口采用質(zhì)量流率入口邊界,質(zhì)量流率設(shè)置為300 kg/(m2·s),入口壓力為7 MPa。入口邊界設(shè)置中的湍流指定方法選擇湍流強度及水力直徑,其中湍流強度為5%,水力直徑為實際螺旋管內(nèi)直徑。螺旋管出口采用自由邊界出口,壁面均采用定熱流無滑移光滑壁面邊界條件,不考慮壁面厚度,壁面定熱流密度設(shè)置為-20 kW/m2,其中負號表示甲烷向外界環(huán)境散熱,為冷卻過程。

圖3 螺旋管端面網(wǎng)格及邊界層網(wǎng)格局部放大圖

此模擬研究中,工質(zhì)物性設(shè)置選取變物性模型。壓力-速度耦合選用SIMPLEC算法,能量方程、動量方程、湍流強度及湍動耗散率選擇較為嚴格的二階迎風格式。為了保證求解過程的穩(wěn)定性,在本次計算中除了能量的松弛因子設(shè)置為1外,其余松弛因子均設(shè)置為0.1。由于本文數(shù)值模擬為穩(wěn)態(tài)模擬,因此初始值的設(shè)定采用混合初始化的方式。當能量、質(zhì)量、速度的殘差數(shù)量級小于10-6時,認定此次模擬計算收斂。

2.5 模型驗證及數(shù)據(jù)計算

模擬得到的數(shù)據(jù)有螺旋管壁面溫度、螺旋管流體溫度、總壓力降,通過計算得到螺旋管的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與摩擦壓力降。本文的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均指測量段的內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù),壓力降也均指測量段的壓力降。

表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)表征超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)的換熱特性,計算式為:

(1)

式中h——表面?zhèn)鳠嵯禂?shù),W/(m2·K)

q——熱流密度,W/m2

Tw——螺旋管壁面平均溫度,K

Tb——螺旋管流體的平均溫度,K

螺旋管內(nèi)的總壓力降可根據(jù)Fluent軟件直接讀取。在本研究中,總壓力降包括摩擦壓力降、加速壓力降以及重力壓力降。其中,加速壓力降產(chǎn)生的主要原因是超臨界流體的密度隨溫度和壓力而變化,其計算式為:

(2)

式中 Δpac——加速壓力降,Pa

ρout——螺旋管測量段出口處平均密度,kg/m3

vout——螺旋管測量段出口處平均流速,m/s

ρin——螺旋管測量段入口處平均密度,kg/m3

vin——螺旋管測量段入口處平均流速,m/s

重力壓力降產(chǎn)生的主要原因是流道內(nèi)不同高度處流體位能不同而引起靜壓的變化,其計算式為:

(3)

式中 Δpel——重力壓力降,Pa

g——重力加速度,m/s2

hout——螺旋管測量段出口處的水平高度,m

hin——螺旋管測量段入口處的水平高度,m

摩擦壓力降產(chǎn)生的主要原因是管道壁面摩擦產(chǎn)生壓頭損失。摩擦壓力降計算式為:

Δpf=Δp-Δpac-Δpel

(4)

式中 Δpf——摩擦壓力降,Pa

Δp——螺旋管內(nèi)總壓力降,Pa

為了驗證所建模型與研究方法的準確性及適用性,本文在同等條件下將數(shù)值模擬結(jié)果與文獻[22]中壓力為9 MPa、質(zhì)量流率為239 kg/(m2·s)、熱流密度為13.3 kW/m2的工況下的實驗數(shù)據(jù)進行對比,對比結(jié)果見圖4。圖4中流體溫度為測量段流體平均溫度,實驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)的平均相對誤差在5%以內(nèi),驗證了模型的適用性。

圖4 實驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)的對比

數(shù)值模擬結(jié)果會受到網(wǎng)格數(shù)量的影響,因此為了保證計算精準性及計算效率并盡可能節(jié)約計算資源,需要進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。本文以1號物理模型為基準進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,共劃分4種不同數(shù)量的網(wǎng)格,分別為363 022、600 894、1 102 244、1 681 768。在網(wǎng)格無關(guān)性驗證過程中,需要保證除網(wǎng)格不同外其他模擬條件完全一致,最終通過計算得到測量段的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù),見表2。由表2可知,以方案4為基準,方案1、方案2與方案4下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)相差較大,而方案3與方案4下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)相差很小。因此為了節(jié)約計算資源并保證計算效率,最終選擇網(wǎng)格數(shù)量為1 102 244的方案3進行模擬計算分析。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證得到測量段的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)

3 模擬結(jié)果及分析

本文將重點研究螺旋管內(nèi)直徑、螺旋直徑及螺旋升角對超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)以及摩擦壓力降的影響。甲烷入口溫度范圍為200～300 K,入口壓力為7 MPa,質(zhì)量流率為300 kg/(m2·s-1)。螺旋管內(nèi)直徑為6、10、14 mm,螺旋直徑為1 000、2 000、3 000 mm,螺旋升角為2°、6°、10°。當研究某個變量的影響時,其他變量按此取值。但在探究螺旋管內(nèi)直徑與螺旋直徑對螺旋管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響規(guī)律時,將入口溫度上限提升至360 K。

3.1 螺旋管內(nèi)直徑對換熱性能的影響

① 不同螺旋管內(nèi)直徑下,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口溫度的變化

對螺旋直徑為2 000 mm,螺旋升角為10°,螺旋管內(nèi)直徑分別為6、10、14 mm下的超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)流動換熱特性進行研究。圖5為螺旋管內(nèi)的超臨界甲烷在不同螺旋管內(nèi)直徑下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口溫度變化曲線。由圖5可知,在螺旋管內(nèi)直徑相同的情況下,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨著入口溫度升高呈現(xiàn)先增加后降低的變化規(guī)律。認為產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是超臨界甲烷的比定壓熱容會隨溫度的增加先增大后減小并在擬臨界溫度處達到峰值,而其密度會隨溫度增加不斷減小。由于超臨界甲烷物性的變化,且比定壓熱容對換熱性能的影響程度高于密度對換熱性能的影響程度,從而引發(fā)上述現(xiàn)象。

圖5 不同螺旋管內(nèi)直徑下表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口溫度的變化

當入口溫度范圍為200～210 K時,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與螺旋管內(nèi)直徑呈正相關(guān)關(guān)系。當入口溫度范圍為220～360 K時,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與螺旋管內(nèi)直徑呈負相關(guān)關(guān)系。認為出現(xiàn)小部分溫度區(qū)間存在表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與螺旋管內(nèi)直徑呈正相關(guān)關(guān)系這一現(xiàn)象,主要原因是入口邊界設(shè)置為質(zhì)量流率入口,導致大管徑的管道質(zhì)量流量相應較大,縮短了不同管徑之間表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的差距。

隨著螺旋管內(nèi)直徑減小,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)達到峰值時的入口溫度有所增大且所達到的峰值越大,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)達到峰值時的入口溫度分別為210、215、225 K。認為發(fā)生上述現(xiàn)象的原因是小管徑管道具有較強的流動換熱性能,導致相同的入口溫度下小管徑管道的出口溫度較低。其中,螺旋管內(nèi)直徑為14 mm時表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)峰值為4 078.87 W/(m2·K-1),螺旋管內(nèi)直徑為10 mm時表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)峰值比14 mm時增長了5.75%,螺旋管內(nèi)直徑為6 mm時表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)峰值比10 mm時增長了6.88%。

綜上所述,螺旋管內(nèi)直徑對螺旋管流動換熱性能有明顯影響,具體表現(xiàn)為超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)流動換熱性能會隨著螺旋管內(nèi)直徑減小而增強。這主要是因為當螺旋管內(nèi)直徑減小時,表面張力增加導致螺旋管內(nèi)的冷凝換熱被強化。

② 不同螺旋管內(nèi)直徑下,比摩擦壓力降隨入口溫度的變化

將單位長度摩擦壓力降稱為比摩擦壓力降。圖6為螺旋管內(nèi)的超臨界甲烷在不同螺旋管內(nèi)直徑下的比摩擦壓力降隨入口溫度變化曲線。由圖6可知,在螺旋管內(nèi)直徑相同的情況下,比摩擦壓力降隨著入口溫度升高而升高。此外,比摩擦壓力降隨著螺旋管內(nèi)直徑減小而逐漸增大。當入口溫度為300 K時,螺旋管內(nèi)直徑為14 mm時的比摩擦壓力降為656.80 Pa/m,螺旋管內(nèi)直徑為10 mm時的比摩擦壓力降比14 mm時增長了28.09%,螺旋管內(nèi)直徑為6 mm時的比摩擦壓力降比10 mm時增長了44.04%。上述現(xiàn)象表明螺旋管內(nèi)直徑對螺旋管內(nèi)比摩擦壓力降影響較大。

圖6 不同螺旋管內(nèi)直徑下比摩擦壓力降隨入口溫度的變化

由于本文中的入口邊界選取質(zhì)量流率入口,使得管內(nèi)流速基本與管徑無關(guān),因此排除管徑變小導致管內(nèi)流速增大這一原因。引發(fā)上述現(xiàn)象的根本原因是螺旋管內(nèi)直徑減小使速度梯度有所增加,根據(jù)牛頓內(nèi)摩擦定律,速度梯度與黏性剪切力成正比。隨著螺旋管內(nèi)直徑減小,管內(nèi)流體與壁面間的黏性剪切力有所增加,導致比摩擦壓力降增大。

為了更清晰地分析螺旋管內(nèi)的對流換熱過程,本文給出了螺旋直徑為2 000 mm、螺旋升角為10°、螺旋管內(nèi)直徑為10 mm的物理模型,在入口溫度為300 K工況下的螺旋管內(nèi)流體溫度及管壁溫度的沿程變化曲線,見圖7。其中,管程為位于測量段中沿管子軸線距測量段入口的距離。由圖7可知,管內(nèi)流體溫度從292.6 K降至269.0 K,管壁溫度從282.5 K降至260.3 K。從測量段入口到管道出口,管壁溫度與對應的流體溫度的差值由10.1 K降低至8.7 K。

圖7 螺旋管內(nèi)流體溫度及管壁溫度的沿程變化曲線

3.2 螺旋直徑對換熱性能的影響

對螺旋管內(nèi)直徑為10 mm,螺旋升角為10°,螺旋直徑分別為1 000、2 000、3 000 mm下的超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)流動換熱特性進行研究。圖8為螺旋管內(nèi)的超臨界甲烷在不同螺旋直徑下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口溫度變化曲線。分析圖8可知,在螺旋直徑相同的情況下,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨著入口溫度升高呈現(xiàn)先增加并達到峰值后降低的變化規(guī)律。隨著螺旋直徑增大,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)達到峰值時的入口溫度分別為210、215、220 K,峰值有所減小但幅度不大,其相對應的峰值分別為4 389.53、4 313.36、4 270.27 W/(m2·K)。當入口溫度范圍為220～290 K及350～360 K時,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與螺旋直徑呈正相關(guān)關(guān)系。當入口溫度范圍為200～210 K及305～325 K時,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與螺旋直徑呈負相關(guān)關(guān)系。因為本文研究的螺旋直徑與管徑的比值過大,導致螺旋管的曲率效應不明顯,使得螺旋直徑對超臨界甲烷螺旋管內(nèi)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)影響規(guī)律不清晰。

圖8 不同螺旋直徑下超臨界甲烷表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口溫度的變化

圖9為螺旋管內(nèi)的超臨界甲烷在不同螺旋直徑下的比摩擦壓力降隨入口溫度的變化曲線。由圖9可知,在螺旋管內(nèi)直徑、螺旋升角相同的情況下,入口溫度為200 K時,3種螺旋直徑(分別為1 000、2 000、3 000 mm)下的比摩擦壓力降基本一致,而后隨著入口溫度升高不斷增加。此外,比摩擦壓力降隨著螺旋直徑增大逐漸降低,且螺旋直徑越小比摩擦壓力降的增長率越大。當入口溫度為300 K時,螺旋直徑為3 000 mm的比摩擦壓力降為524.32 Pa/m,螺旋直徑為2 000 mm比3 000 mm時增長了60.46%,螺旋直徑為1 000 mm比2 000 mm時增長了66.01%。上述現(xiàn)象表明螺旋直徑對超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)的比摩擦壓力降影響較大。其主要原因是由于螺旋直徑減小,離心力增強,導致管內(nèi)二次流和湍流強度增加,進而流動阻力有所增大,比摩擦壓力降增大。

圖9 不同螺旋直徑下比摩擦壓力降隨入口溫度的變化

3.3 螺旋升角對換熱性能的影響

對螺旋管內(nèi)直徑為10 mm,螺旋直徑為2 000 mm,螺旋升角分別為2°、6°、10°下的超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)的流動換熱特性進行研究。圖10為螺旋管內(nèi)的超臨界甲烷在不同螺旋升角下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口溫度的變化曲線。由圖10可知,不同螺旋升角下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)基本一致,其中螺旋升角為2°的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化曲線中的突點認為是模擬過程中的壞點。隨著螺旋升角增大,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)峰值分別為4 316.76、4 316.08、4 313.36 W/(m2·K)。因此認為螺旋升角對超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)影響較小。

圖10 不同螺旋升角下表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨入口溫度的變化

圖11為螺旋管內(nèi)的超臨界甲烷在不同螺旋升角下的比摩擦壓力降隨入口溫度變化曲線。由圖11可知,在其他條件相同的情況下,隨著入口溫度升高,不同螺旋升角的比摩擦壓力降間的差距緩慢降低。當入口溫度為300 K時,螺旋升角為2°的比摩擦壓力降為858.90 Pa/m,螺旋升角為6°比2°降低了1.60%,螺旋升角為10°比6°降低了0.48%。由上述現(xiàn)象可知,螺旋升角對超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)的比摩擦壓力降有影響但影響效果不明顯。這是因為螺旋升角的變化范圍較小(2°～10°),使得離心力與重力之間的比例關(guān)系變化不明顯。

圖11 不同螺旋升角下比摩擦壓力降隨入口溫度的變化

3.4 出口橫截面速度及溫度分布

① 不同螺旋管內(nèi)直徑下的出口橫截面速度及溫度分布

對入口溫度為300 K,螺旋直徑為2 000 mm,螺旋升角為10°,螺旋管內(nèi)直徑分別為6、10、14 mm下的出口橫截面速度及溫度分布進行分析。圖12為不同螺旋管內(nèi)直徑下出口橫截面速度及流線分布。由圖12可知,出口橫截面速度呈現(xiàn)出中心大、四周小的分布情況,同時在管道兩側(cè)均有2個二次渦對稱分布。隨著螺旋管內(nèi)直徑增大,出口橫截面的平均流速逐漸增大,二次流強度逐漸增強,但螺旋管內(nèi)直徑對二次渦結(jié)構(gòu)以及速度分布形式影響不大。

圖12 不同螺旋管內(nèi)直徑下出口橫截面速度及流線分布(軟件截圖)

不同螺旋管內(nèi)直徑下出口橫截面溫度分布見圖13。由圖13可知,管道外側(cè)溫度要小于管道內(nèi)側(cè)溫度。此外,隨著螺旋管內(nèi)直徑增大,管道內(nèi)的高溫流體所占橫截面面積越大且越貼近壁面,且橫截面最高溫度由250 K增長至280 K。

② 不同螺旋直徑下的出口橫截面速度及溫度分布

對入口溫度為300 K,螺旋管內(nèi)直徑為10 mm,螺旋升角為10°,螺旋直徑分別為1 000、2 000、3 000 mm下的出口橫截面速度及溫度分布進行分析。圖14為不同螺旋直徑下出口橫截面速度及流線分布。由圖14可知,隨著螺旋直徑減小,出口橫截面流速增大且橫截面流速的分層現(xiàn)象越明顯。此外,管道內(nèi)二次流強度隨著螺旋直徑增大逐漸減弱且二次渦結(jié)構(gòu)有所改變。上述現(xiàn)象說明,隨著螺旋直徑減小,管內(nèi)流體的湍流強度不斷增強。因為在運行參數(shù)相同的情況下,螺旋直徑越小,螺旋管產(chǎn)生的離心力越大。

圖13 不同螺旋管內(nèi)直徑下出口橫截面溫度分布(軟件截圖)

圖15為不同螺旋直徑下出口橫截面溫度分布。由圖15可知,隨著螺旋直徑增大,管內(nèi)高溫流體所占橫截面面積逐漸減少且逐漸遠離壁面,同時橫截面溫差由17 K降低至12 K。分析認為管內(nèi)二次流強度減弱,導致管道出口橫截面溫度分布產(chǎn)生上述變化。

圖14 不同螺旋直徑下出口橫截面速度及流線分布(軟件截圖)

③ 不同螺旋升角的出口橫截面速度及溫度分布

對入口溫度為300 K,螺旋管內(nèi)直徑為10 mm,螺旋直徑為2 000 mm,螺旋升角分別為2°、6°、10°下的出口橫截面速度及溫度分布進行分析。圖16、17分別為不同螺旋升角下出口橫截面速度與流線分布及出口橫截面溫度分布。由圖16、17可知,隨著螺旋升角變化,二次渦結(jié)構(gòu)及二次流強度、出口橫截面的流速分布以及溫度分布均無明顯變化。由此可見,螺旋升角變化不會對螺旋管內(nèi)流動換熱性能產(chǎn)生過大影響。這是因為螺旋升角的變化范圍較小(2°～10°),使得離心力與重力之間的比例關(guān)系變化不明顯,所以發(fā)生上述現(xiàn)象。

圖15 不同螺旋直徑下出口橫截面溫度分布(軟件截圖)

圖16 不同螺旋升角下出口橫截面速度及流線分布(軟件截圖)

圖17 不同螺旋升角下出口橫截面溫度分布(軟件截圖)

4 結(jié)論

① 螺旋直徑及螺旋升角相同時,隨著螺旋管內(nèi)直徑減小,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)達到峰值時的入口溫度及峰值、比摩擦壓力降均增大。

② 螺旋直徑及螺旋升角相同時,隨著螺旋管內(nèi)直徑增大,出口橫截面的平均流速逐漸增大,管道內(nèi)的高溫流體所占橫截面面積越大且越貼近壁面,且橫截面最高溫度增大。

③ 螺旋管內(nèi)直徑及螺旋升角相同時,隨著螺旋直徑增大,管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)峰值小幅度降低,不同入口溫度范圍表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與螺旋直徑呈現(xiàn)不同變化規(guī)律。此外,比摩擦壓力降隨著螺旋直徑增大而逐漸降低。

④ 螺旋管內(nèi)直徑及螺旋升角相同時,隨著螺旋直徑減小,出口橫截面流速增大且橫截面流速的分層現(xiàn)象越明顯。隨著螺旋直徑增大,管內(nèi)高溫流體所占橫截面面積逐漸減少且逐漸遠離壁面,同時橫截面溫差降低。

⑤ 螺旋升角對超臨界甲烷在螺旋管內(nèi)的流動換熱性能影響較小。