矩形截面螺旋細通道內氣液兩相流液相分布及壓降特性*

林清宇，吳佩霖,馮振飛**,艾 鑫

(1.廣西大學 機械工程學院，廣西 南寧 530004；2.廣西大學 廣西石化資源加工及過程強化技術重點實驗室，廣西 南寧530004)

DOI：10.16664/j.cnki.issn1008-0511.20191217.001網絡出版時間：2019-12-17 17:29:59

網絡出版地址：http://kns.cnki.net/kcms/detail/22.1268.TQ.20191217.1729.002.html

螺旋通道由于其緊湊的結構及良好的傳熱性能廣泛應用于石油化工、空調及制冷系統、汽車冷卻等方面[1-3]，螺桿膨脹機就是其實際應用的代表。螺桿膨脹機內置螺旋通道可實現煉鋼等工藝過程中余熱的回收利用，從而避免產生的富余蒸汽浪費能源、污染環境[4]。因此許多學者對螺旋通道內的氣液兩相流的流動特性進行了大量的實驗與模擬探究，旨在探究不同螺旋通道結構或工況下兩相流流動狀態的變化，從而實現更高效率的余熱回收。

當氣液兩相流進入螺旋通道時，液體會受到較大的離心力影響被甩向螺旋通道的外側；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側[5]。這導致螺旋通道內氣液兩相流的流動情況與直通道不同，因此一些學者對螺旋通道內部兩相流流動特性進行了實驗探究。蔡博[6]等對矩形截面螺旋通道內氣液兩相流局部含氣率分布進行了實驗研究，發現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的壓降振蕩進行了研究，發現熱通量越大，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]等研究了螺旋管內影響兩相流壓降的參數，發現Lockhart-Martinelli參數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對螺旋通道內氣-液兩相流的影響。

由于一部分螺旋通道內兩相流實驗結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濟成本。因此，許多學者基于CFD技術對螺旋通道內氣液兩相流進行了數值模擬探究。XIA[10]等探究了水平螺旋矩形通道內氣-水兩相流動的兩相摩擦壓降隨結構參數、入口速度和入口液含率的變化規律，結果表明幾種變量均對壓降有著顯著影響，其中進口截面液體含率的增加導致螺旋通道壓降的增加。Jayakumar[11]等對螺旋管內氣液兩相流流動特性進行了研究，發現管徑的增加會使螺旋管壓降增加。劉獻飛[12]等研究了螺旋槽道內氣液兩相流液相分布及壓降特性，發現減小螺桿槽道節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氣液兩相流的傳熱與流動特性，結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成反比。

上述學者對螺旋通道內兩相流流動特性的探究均基于常規尺度。然而隨著科學的進步，許多行業的設備逐漸向微型化轉變，隨之帶來的高熱流密度下散熱問題逐漸成為了此項技術發展的制約[14-16]。已有一些學者基于單相流對微細尺度螺旋通道內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，微細螺旋通道內兩相流流動情況的研究顯得十分關鍵。作者對矩形截面螺旋細通道內的兩相流流動特性進行了數值模擬，通過改變內部結構及操作參數，探究工況的改變對通道內兩相流壓降特性及液相分布影響，旨在為今后的實際應用提供參考。

1 數值模擬

1.1 物理模型

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

4圖1 帶渦發生器的矩形截面螺旋細通道幾何結構示意圖及渦發生器布置圖

通道寬W=2 mm，高H=2 mm，螺旋細通道截面中心到螺旋中心線的距離Rc=26.5 mm，對應的螺旋線長L=157.28 mm。螺距P=8 mm，螺旋圈數n=1。由圖1可知，兩相鄰渦發生器錯位量s=1.4 mm，間距d=10 mm。螺旋細通道內共設14個矩形渦發生器，所有的渦發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通道(HMC)。

1.2 數學模型

模型模擬工質為常溫下空氣與去離子水組成的氣液兩相流，為防止可能出現的出口回流現象，在出口處設置一段長為50 mm的出口過渡段。為簡化計算，保證數值計算的精度，參考文獻[20-21]的方法，假設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。因為不涉及傳熱過程，故不對能量方程進行求解，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 模型求解與網格劃分

設置通道入口條件為勻速進口邊界條件，進口速度uin=0.22～0.32 m/s，進口含氣率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。其他壁面全部設為無滑移絕熱條件。采用CFD軟件求解，當所有變量的殘差小于1×10-5時，終止計算。

數值計算前需對模型進行網格劃分，考慮到模型較為復雜，采用非結構網格進行劃分并對渦發生器附近進行網格加密處理。數值模擬的準確性與網格的數目密切相關，網格數的增加可提高數值模擬的準確性；但過多的網格數會使計算所用時間大大增加甚至無法進行計算。因此需對網格數進行網格獨立性驗證以找出網格數的最優解，使得模擬結果精準的同時盡可能節省時間。

光滑通道內不同網格數條件下氣液兩相流進出口壓降的變化見表1。

表1 光滑通道網格獨立性驗證結果

由表1可知，數據之間存在一定相對誤差，兩相流進出口壓降隨網格數的增大而減小，450萬網格數時兩相流進出口壓降與610萬網格時相對誤差僅為0.6%，說明此時兩相流進出口壓降的模擬已經較為精準，因此模擬中網格數選用450萬網格。

2 結果與討論

2.1 氣液兩相流截面含液率分布規律

2.1.1 進口含氣率對螺旋通道內截面含液率的影響

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

圖2 光滑通道內各個周向位置所對應的截面含液率分布圖

由圖2可知，入口處均勻進入的氣液兩相流在離心力的影響下分布情況發生了改變。通道內液體受離心力的影響被甩向螺旋通道外側而氣體分布于通道內側，各截面含液率分布較為穩定。uin=0.22 m/s時，光滑通道內5種不同進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但波幅較小，總體趨于穩定，與之前對常規尺寸螺旋通道中兩相流分布情況的探究保持一致。在給定的進口截面含氣率條件下，截面含液率云圖均呈不規則的拋物線形狀。由圖3還可知，進口含氣率α的減小會導致通道內的液相增加，是因為在進口速度相同的情況下，流體在通道內所受的離心力不會發生改變，此時降低通道含氣率α會增加通道的進口含液率。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 渦發生器對螺旋通道內截面含液率的影響

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種不同結構螺旋通道內螺旋細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置的渦發生器并在其附近改變流動方向，產生二次流。而二次流會增強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種不同結構螺旋通道內各個周向位置所對應的截面含液率分布圖

2.1.3 速度對螺旋通道內截面含液率的影響

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°截面內速度較低的通道內截面含液率拋物線兩側液膜較厚，90°截面內2種通道內截面含液率拋物線兩側液膜厚度相同，而90°之后的截面速度較高的通道內拋物線兩側液膜較厚。由于在通道的前一段均勻進入的兩相流正受離心力的影響而分離，從而導致此時兩相流流動狀態不穩定。而當流體在螺旋通道中的流動狀態穩定后，根據離心力公式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。相同結構下，uin=0.32 m/s，螺旋通道內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面，造成通道內液膜較厚。在同一位置的截面上速度較高的情況下由渦發生器引起的氣液混合波峰較高，說明此時渦發生器引起的氣液混合范圍較大。由于螺旋通道內速度較高時兩相流碰撞渦發生器所產生的旋渦較大，因此對通道內更大范圍的氣體與液體進行了混合。

圖6 不同進口速度下HMC-R內各個周向位置所對應的截面含液率分布圖

2.2 氣液兩相流的壓降特性

2.2.1 進口速度對螺旋通道內兩相壓降的影響

由于流體在通道內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種進口速度下，HMC通道內兩相進出口壓降隨進口含氣率的變化見圖7。

α圖7 不同進口速度下光滑螺旋通道內兩相進出口壓降隨進口含氣率的變化

由圖7可知，通道內兩相進出口壓降會隨著進口速度uin的增加而增加，當uin從0.22 m/s增加到0.24 m/s時，螺旋通道進出口兩相壓降平均增高12.7%，最大增量為12.9%。因為隨著進口速度的增加，流體的紊度增加、質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，導致壓降增加。除此之外，進口速度的增加會導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，導致壓降較大。同理，進口含氣率α降低時進出口兩相壓降增加。由于氣相的密度遠低于水的密度，降低螺旋通道內的進口含氣率意味著增加進口含液率，導致管內液體的質量流率增大，因此兩相壓降增高。

2.2.2 渦發生器對螺旋通道內兩相壓降的影響

uin=0.22 m/s時，2種結構的螺旋通道內進出口兩相壓降隨進口含氣率的變化見圖8。

α圖8 不同結構下螺旋通道內兩相進出口壓降隨進口含氣率的變化

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%，最高增量達到24.3%。由于工質在通道內流動時碰撞矩形渦發生器會產生流動的偏移，還會在矩形渦發生器的尾部產生尾渦區，尾渦區的存在顯著增加了通道內的流阻。除此之外，矩形渦發生器的存在還使得通道內兩相流的可流通面積減小，這些因素都會導致兩相流受到的流動阻力增加。因此，HMC-R中進出口兩相流壓降明顯高于HMC。

3 結 論

作者通過數值模擬的方法探究了不同操作參數下光滑矩形截面螺旋細通道與內置矩形渦發生器的矩形截面螺旋細通道內的兩相流液相分布及壓降特性，得出以下結論。

(1)通道內液體受離心力的影響被甩向螺旋通道外側，而氣體分布于通道內側。降低通道含氣率α會使更多的液相被甩向通道外壁面；

(2)增加螺旋通道內的進口速度uin或降低進口含氣率α會導致進出口兩相壓降增加；

(3)受矩形渦發生器的影響，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通道內的進口速度會使通道內的液膜變厚，還會使兩相流碰撞渦發生器產生的旋渦增大，氣液兩相混合的范圍增大。