聯(lián)箱-小孔型氣液分離器的CFD數(shù)值模擬

黃錕騰 陳健勇 陳 穎 羅向龍 楊 智 梁穎宗

(廣東工業(yè)大學材料與能源學院 廣州 510006)

我國是全球最大的制冷產品生產、消費和出口國。制冷相關行業(yè)用電量占全社會用電總量15%以上，制冷行業(yè)主要產品節(jié)能空間達30%～50%[1]。《綠色高效制冷行動方案》提出，至2030年，制冷總體能效水平提升25%以上，綠色高效制冷產品市場占有率提高40%以上[2]。制冷系統(tǒng)的節(jié)能減排意義重大，而冷凝器是制冷系統(tǒng)中的關鍵設備之一，相關強化傳熱技術備受關注。

制冷劑在冷凝過程中由氣體逐漸冷凝為液體，液膜在管壁集聚并逐漸增厚，導致熱阻和流阻增加。彭曉峰等[3]提出“分液冷凝”強化傳熱思想，管內冷凝傳熱流型演化、分液冷凝原理和傳熱系數(shù)的變化如圖1所示，將冷凝分成若干段，段間實施氣液分離，及時排除冷凝液，氣體進入下一段與管壁充分接觸繼續(xù)冷凝，因此提高了傳熱系數(shù)。此外，冷凝液排出減少了進入下一管程的流量，有效降低了流阻，可實現(xiàn)壓降降低?！胺忠豪淠被驹砜煽偨Y為：“短管(流程)冷凝”提高干度和保持高效傳熱形態(tài)實現(xiàn)傳熱系數(shù)增加(圖1)，“中間氣液分離”減低流速實現(xiàn)降低壓降，以及用“全程等速”實現(xiàn)均勻換熱[5]。

圖1 管內冷凝傳熱流型演化、分液冷凝原理和傳熱系數(shù)的變化[4]

Chen Jianyong等[6]對采用分液冷凝器的家用空調系統(tǒng)性能進行研究，發(fā)現(xiàn)在冷卻模式下EER(energy efficiency ratio)可提升9.8%，而在制熱模式下COP(coefficient of performance)可提升7.3%。Li Yunhai等[7]指出壓縮機的可避免火用損失在帶有分液冷凝器的制冷系統(tǒng)中可降低45.5%，證實分液冷凝能夠提升系統(tǒng)性能。

對分液冷凝器的研究主要集中于管翅式分液冷凝器，實現(xiàn)氣液分離的結構有T型管、金屬絲網(wǎng)和聯(lián)箱-小孔型等。Li Jun等[8]研究了T型管微通道分液冷凝器，發(fā)現(xiàn)在相同流量下T型管微通道分液冷凝器比常規(guī)微通道冷凝器出口溫度降低1.3 ℃。但所提T型管分液冷凝器只能實現(xiàn)一次氣液分離，且T型管本身的氣液分離效率較低[9]，導致分液冷凝強化傳熱效果有限。Cao Shuang等[10]將金屬絲網(wǎng)應用于管內冷凝，在毛細力作用下，液體存在于絲網(wǎng)內，而氣體存在于絲網(wǎng)與壁面之間，氣體與管壁直接接觸的面積增大，傳熱系數(shù)可提升72%，但由于管內插入了絲網(wǎng)導致壓降也有所增加。聯(lián)箱-小孔型分液冷凝器如圖2所示，通過在聯(lián)箱隔板上添加氣液分離小孔，實現(xiàn)“阻氣排液”，具有結構簡單、高效氣液分離等特點[11]。Zhong Tianming等[12]實驗研究發(fā)現(xiàn)分液冷凝器的壓降比蛇形管和平行流冷凝器的壓降分別低81.4%和64.6%。進一步發(fā)現(xiàn)當質量流速超過590 kg/(m2·s)或平均干度大于0.57時，其傳熱系數(shù)高于普通冷凝器，壓降也降低了30.5%～52.6%[13]，同時實現(xiàn)了傳熱系數(shù)增加和壓降降低。

圖2 分液冷凝器及聯(lián)箱-小孔型氣液分離單元

對于聯(lián)箱-小孔型氣液分離器，其高效分離是影響分液冷凝器性能的關鍵，影響因素眾多。Mo Songping等[14-15]采用水和空氣研究了不同流型下聯(lián)箱-小孔型氣液分離器的氣液分離性能，發(fā)現(xiàn)環(huán)狀流的氣液分離效率超過45%，彈狀流的氣液分離效率超過80%，分層流的氣液分離效率可達100%。郭文仙等[16]對聯(lián)箱-小孔型氣液分離器進行變工況分析，發(fā)現(xiàn)出口支管的氣液相分配均勻性隨氣相質量流量的增大而提升。樂文璞等[17]對含有凹槽結構的聯(lián)箱-小孔型氣液分離器進行研究，發(fā)現(xiàn)凹槽結構有利于液膜在聯(lián)箱底部的沉積，且分液孔液相流量的波動幅度隨著槽深的增加而減小。李逸帆等[18]研究了不同工質的氣液分離性能，發(fā)現(xiàn)R1234ze的分液效率可達到71.3%。目前對聯(lián)箱-小孔型氣液分離器的研究主要集中于入口干度、聯(lián)箱高度和凹槽深度等，而對分液孔大小如何影響支管液相溢出、漏氣等研究較少，且分液孔位置的影響尚無報道，影響機制尚不清晰，導致分液孔合理設計困難，分液冷凝的優(yōu)勢不能充分發(fā)揮。

本文采用CFD數(shù)值模擬，首先分析了聯(lián)箱盲板結構(無分液孔)內工質流動特性，基于盲板上的壓力分布來確定分液孔位置；然后討論了不同分液孔位置和大小對氣液分離性能的影響，為聯(lián)箱-小孔型氣液分離器的合理設計提供指導。

1 物理模型和數(shù)學模型

1.1 物理模型

本文選取與Chen Xueqing可視化實驗[19]中相同的聯(lián)箱-小孔型氣液分離器結構和外形尺寸，共研究3種隔板結構，包括聯(lián)箱盲板結構(常規(guī)冷凝器)及2種單分液孔聯(lián)箱-小孔型氣液分離器(分液冷凝器)，如圖3所示。其中支管直徑d1為7 mm，聯(lián)箱高度H1為51 mm，支管間距H2為14 mm，聯(lián)箱直徑D1為12.7 mm，隔板厚度H3為2 mm。

圖3 聯(lián)箱結構

1.2 數(shù)學模型

采用VOF多相流模型和標準k-ε湍流模型進行求解。同時選取環(huán)狀流作為入口流型，根據(jù)J.El Hajal等[20]提出的空泡率模型計算液膜厚度以及氣相和液相的流速，通過自定義函數(shù)在求解器中編譯入口工況。此外，入口支管和出口的邊界條件分別定義為速度進口和壓力出口。

采用有限體積法(FVM)進行離散，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，所有通量計算采用二階迎風離散格式；當連續(xù)性方程的殘差低于10-3、其余方程的殘差低于10-4，且聯(lián)箱內氣液兩相工質質量的總體標準差小于10-5時認為計算收斂。

1.3 數(shù)據(jù)處理

為衡量聯(lián)箱-小孔型氣液分離器的性能，分別定義了分液效率η、溢出率ε和漏氣率θ作為評價指標。

分液效率為從分液孔流出的液相質量流量ml,out2占進口液相質量流量ml,in的比例。分液效率越高，證明從分液孔中流出的液相質量流量越多，分液性能越好。

(1)

溢出率為出口支管流出的液相質量流量ml,out1占進口液相質量流量ml,in的比例。當聯(lián)箱內工質流動達到動態(tài)穩(wěn)定后，其分液效率與溢出率之和應為1。

(2)

漏氣率為分液孔流出的氣相質量流量mv,out2占進口氣相質量流量mv,in的比例。

(3)

氣液慣性力比值N為分液孔處氣相與液相的慣性力比值。

(4)

式中：ρl、ρv分別代表液相、氣相的密度，kg/m3；Jl、Jv分別代表液相、氣相在分液孔處的表觀流速，m/s。氣液慣性力比值N越大，分液孔處所受到的沖擊越大。

1.4 網(wǎng)格無關性驗證

為精準獲得分液孔處的流動參數(shù)，將聯(lián)箱-小孔型氣液分離器分為兩個部分進行網(wǎng)格劃分，并對分液孔處的網(wǎng)格進行加密，如圖4所示。

圖4 聯(lián)箱-小孔型氣液分離器網(wǎng)格

對于網(wǎng)格數(shù)量，采用5種網(wǎng)格數(shù)量(73萬、89萬、101萬、125萬、144萬)進行了網(wǎng)格無關性驗證，不同網(wǎng)格數(shù)下從分液孔流出的液相質量流量如圖5所示。當網(wǎng)格數(shù)量大于101萬時，液相質量流量趨于平穩(wěn)。因此，本文采用101萬網(wǎng)格進行求解，其網(wǎng)格最小正交質量、最大正交歪斜率和最大長寬比分別為0.54、0.43和2.53。

圖5 不同網(wǎng)格數(shù)下從分液孔流出的液相質量流量

1.5 實驗驗證

陳雪清[21]搭建了聯(lián)箱-小孔型氣液分離器的實驗系統(tǒng)，通過改變流速和壓力對其漏液速度進行了研究。為了驗證數(shù)值模擬的結果，采用與文獻[21]中相同的結構(圖6)和工況(表1)，計算了不同入口干度下從分液孔流出的液相質量流量，并與實驗值進行了對比，對比結果如圖7所示，模擬結果與實驗結果趨勢一致，平均誤差為9.13%。

圖6 實驗系統(tǒng)[21]

表1 入口工況

圖7 不同進口干度下分液孔流出的液相質量流量

2 結果與討論

分液孔在隔板上的位置和大小對工質在聯(lián)箱內的流動特性影響較大。本文首先研究聯(lián)箱盲板結構中的工質流動特性，為分液孔的設置提供支持；其次研究不同聯(lián)箱-小孔型結構內氣液兩相、壓力和速度等分布特性，揭示分液機理；最終對氣液分離性能進行討論。

基于管翅式分液冷凝器的實驗數(shù)據(jù)[12]，本文設置入口流量為3 g/s，冷凝溫度為318.15 K，入口干度為0.5。工質為R134a，其物性參數(shù)從Refprop 9.1[22]中調取，如表2所示。

表2 流體物性參數(shù)

2.1 隔板上分液孔的設置

目前分液冷凝器中分液孔的位置和大小的設計依據(jù)不清晰。因此，基于無分液小孔的聯(lián)箱盲板內工質的流動特性，對聯(lián)箱中分液孔位置和大小的設置提供依據(jù)。

聯(lián)箱盲板上的壓力分布如圖8所示，隔板上壓力沿隔板中心沿右向左方向先減小后增大，隔板右側存在壓力高峰值區(qū)，而低壓區(qū)在隔板左側中央處。研究隔板上方聯(lián)箱內的液膜流動，聯(lián)箱盲板結構速度分布如圖9所示，發(fā)現(xiàn)沿壁面流下的液相工質在1處分成兩個方向，其中一部分沖擊隔板最右側，該處壓力增大；另外一部分則反向流動至3處，在3處再次分成兩個方向，其中一部分從聯(lián)箱出口支管中流出，另一部分則沿聯(lián)箱左側壁面向下流動至4點處。液相工質在4處的分離與1處相似，其中一路沖擊隔板左側，增大該區(qū)域的壓力；而另一路則先向右流動再反向流動至2處，形成一定的回流。由于從1處沖擊隔板的液相工質的質量和速度大于從4處沖擊隔板的液相工質，隔板上的壓力峰值區(qū)存在于最右側。兩處受沖擊的區(qū)域壓力會向外擴散，由于隔板最右側壓力大于隔板最左側壓力，因而在兩個壓力梯度的作用下，低壓區(qū)存在于隔板左側。

圖8 聯(lián)箱盲板壓力分布

圖9 聯(lián)箱盲板結構速度分布

在聯(lián)箱-小孔型氣液分離器中，當分液孔處上下壓差越大，液相工質經(jīng)分液孔的速度越大。因此，將分液孔設置在聯(lián)箱盲板結構中隔板上方的壓力峰值區(qū)，有利于液相工質及時排出。氣液分離隔板結構如圖10所示，根據(jù)盲板上的壓力分布，以隔板右側4.35 mm處作為分液孔圓心，在該圓心上設立4個不同分液孔徑(0.5、1.0、1.6、2.0 mm)；此外，目前分液孔位置均以隔板為中心的對稱分布[23]，甚至直接設置在隔板圓心處[11]，選取2個位于隔板中心且分液孔徑分別為1.6 mm和2.0 mm的結構。對上述不同位置和大小的6種分液孔設置進行研究，對比其相分布、壓力分布及速度分布。

圖10 氣液分離隔板結構

2.2 氣液相分布特性

圖11所示為聯(lián)箱-小孔型氣液分離器中的氣液相分布。工質以一定流速從入口支管流入聯(lián)箱后，由于液相工質動量較大，撞擊聯(lián)箱右側并沿壁面向下流動，對分液隔板上的液膜產生沖擊。

圖11 不同聯(lián)箱結構中的相分布

當分液孔處在同一位置但不同孔徑時，如圖11(a)～(d)所示，隔板上方的高度隨著分液孔徑的增大而降低，在結構1和結構2中(分液孔徑分別為0.5 mm和1.0 mm)，由于分液孔流通率較小，液相工質無法及時從分液孔中排出，大量液相工質從出口支管中溢出，導致在分液冷凝器中下一管程的干度提高有限，不能實現(xiàn)高效冷凝，而且隔板上方的液膜有效緩解了右壁面流下液相工質對隔板的沖擊，能夠形成穩(wěn)定液封，有效阻止了氣相工質從分液孔流出。在孔徑為1.6 mm的結構3中，流通率增大，出口支管的液相工質溢出大幅減小，雖然隔板上具有液膜，但液膜高度小，分液小孔受到壁面下落液相工質的沖擊，分液孔處出現(xiàn)了輕微的漏氣現(xiàn)象；當孔徑增至2.0 mm時(結構4)，從分液孔流出的液相質量流量達到1.20 g/s，雖然出口支管不存在液相工質溢出現(xiàn)象，但在分液孔上方已無法形成穩(wěn)定液封，存在較為嚴重的漏氣現(xiàn)象。因此，穩(wěn)定液膜和無液相工質由出口支管溢出是高效氣液分離的必要條件。

當分液孔徑相同而位置不同時，聯(lián)箱-小孔型氣液分離器的內部流動也有差異。如圖11(c)的結構3和圖11(e)的結構5中，孔徑均為1.6 mm，而位置距中心分別為4.35 mm和0時，此時結構3中分液孔上方的液膜高度更低，這是由于分液孔處的壓力相比于隔板其他位置的壓力更低，當分液孔距離聯(lián)箱右側壁面較近時，沿壁面流下的液膜更易對隔板上方的液膜造成擾動，影響該處的液膜高度。圖11(d)的結構4和圖11(f)的結構6中，當分液孔處在不同位置但孔徑均為2.0 mm時，結構4中的沖擊現(xiàn)象及漏氣現(xiàn)象更顯著，其聯(lián)箱左側液膜高度也更大。這是由于分液孔距離聯(lián)箱右側壁面更近，從壁面流下的液相工質更易沖擊分液孔，氣相更易從分液孔中流出，也阻礙分液孔排液，導致隔板上方的液相工質更多。

綜上所述，在相同工況下，液相工質在出口支管的溢出量隨分液孔徑的增大而減小，在隔板上方無法形成穩(wěn)定液封時分液孔靠右更易受到液相工質的沖擊。因此，需根據(jù)工況合理選取分液孔位置和大小，在高質量流量時可選擇聯(lián)箱右側設置分液孔，在低質量流量時應將分液孔設置在遠離聯(lián)箱右側以避免更劇烈的漏氣現(xiàn)象。

2.3 壓力分布特性

圖12所示為聯(lián)箱-小孔型氣液分離器的壓力分布。圖13所示為結構3的壓力及流線分布。由圖12(a)可知，在結構1和結構2中由于液相工質由出口溢出，隔板上方的液膜高度相近，在分液孔上方的壓力也相近。在結構3和結構4中由于分液孔受壁面的沖擊在分液孔處無法形成穩(wěn)定液封，分液孔上方的壓力低于小孔徑(結構1和結構2)的壓力。此外，結構4由于沖擊現(xiàn)象和漏氣現(xiàn)象的加劇，壓力顯著下降。對比結構3和結構5，發(fā)現(xiàn)結構3在分液孔上方的壓力均小于結構5，且隨流動距離呈現(xiàn)一定的波動。這是由于在結構3中分液孔上方的液膜高度較小，同時氣相工質在分液孔上方的流動存在漩渦，對液膜產生擾動，造成此處壓力發(fā)生波動，如圖13(b)所示。結構4和結構6無法形成穩(wěn)定液封，且漏氣現(xiàn)象嚴重，它們的壓力分布基本一致。

圖12 聯(lián)箱-小孔型氣液分離器壓力分布

圖13 結構3壓力及流線分布

由圖12(b)可知，在所有結構中，在進入支管時壓力劇烈下降，這是由于流通面積突縮。在結構3和結構6中，工質在出口支管入口處的壓力存在波動，這是由于工質在出口支管的入口處流動時存在漩渦，降低該處壓力，在遠離漩渦區(qū)后，壓力逐漸平穩(wěn)，如圖13(c)所示。Lu Pei等[24]在T型氣液分離器中也觀察到類似現(xiàn)象。

綜上所述，當分液孔能形成穩(wěn)定液膜時，隔板上方的壓力分布相近；當隔板上方不能形成穩(wěn)定液膜時，其壓力分布隨分液孔的增大而逐漸減小。而隔板下方的壓力隨孔徑的增大而逐漸減小，沖擊影響分液孔上方的壓力分布。

2.4 速度分布

圖14所示為聯(lián)箱-小孔型氣液分離器在y=0截面的速度分布(藍色線代表氣相，黑色線代表液相)。工質從入口支管進入后，其中一部分流體向上流動至聯(lián)箱上部，并在聯(lián)箱上部形成漩渦A；另一部分則向下流動至聯(lián)箱中部，在聯(lián)箱中部均會流動形成漩渦B。而在結構1中還存在漩渦C，結構4聯(lián)箱中部出現(xiàn)的旋渦B位置相比其余結構的漩渦更靠近入口支管，這與流經(jīng)分液小孔的量和壓力分布有關。在聯(lián)箱下部，隔板上方主要以液相為主，液膜受壁面流下的液體沖擊，流動更加復雜。如圖14(a)所示，結構1由于分液孔較小，液相不能從小孔中及時排出，液相在1點處的流動分離分成兩個方向，一部分沿液膜表面流動至2處，另一部分則沿聯(lián)箱右壁面向下流動。在2處，流動再次分成3個方向，一部分繞聯(lián)箱左側壁面流動形成漩渦，一部分流至1處形成漩渦，還有一部分則流動至3處。在3處，一部分液相從分液孔中流出，還有一部分沿聯(lián)箱右壁面向上流動，與從1處流下來的流體交匯。

在結構2中，如圖14(b)所示，液相在1處也分成兩部分，與圖14(a)不同的是此時在聯(lián)箱左側不產生漩渦，而是直接流至2處。在2處，一部分從分液孔中流出，還有一部分沿聯(lián)箱右壁面向上流動與1處流下的流體形成交匯。在其他結構中，如圖14(c)～(f)所示，液膜內部的流動不存在兩股流動方向相反的流體交匯現(xiàn)象，僅繞液膜表面流動后流入分液孔。此外，在圖14(d)和圖14(f)中，由于沖擊現(xiàn)象的存在，部分氣相工質從分液孔中流出。

圖14 y=0速度矢量分布

圖15所示為不同結構中分液孔內的速度分布。在結構1～結構3中，當隔板上能形成穩(wěn)定液膜時，此時分液孔內的速度分布相對對稱，分液孔處中心線處的速度較大，靠近壁面的速度較小。而在結構4中，如圖15(d)所示，沿分液孔右側流入的工質以較高的流速沖擊分液孔，而且一部分氣體進入分液孔，導致分液孔內右側存在漩渦。在結構5和結構6中，如圖15(c)和圖15(f)所示，分液孔內的速度從左向右逐漸增大，聯(lián)箱右側的工質以較高的流速流入分液孔時會擠壓左側工質，造成右側流速大于左側，而且在結構6中，雖然有氣體流入，但由于分液孔的位置遠離沖擊區(qū)，因此沒有漩渦出現(xiàn)。

圖15 分液孔處速度矢量分布

綜上所述，當分液孔上方能形成穩(wěn)定液膜時，分液孔越靠近聯(lián)箱右側，其在分液孔處的速度分布均勻性越好。

2.5 氣液分離性能

圖16所示為不同聯(lián)箱-小孔型氣液分離器中的氣液分離性能。當分液孔在同一位置但孔徑不同時，即結構1～結構4，其分液效率、漏氣率和出口干度均隨分液孔徑的增大而逐漸增大，孔徑為2.0 mm時分液效率可達79.27%。當分液孔在不同位置但孔徑相同時，結構5的分液效率比結構3提升了2.91%，這是由于結構3的出口支管入口處存在一定的旋渦(圖13)，對隔板上的液膜形成擾動，更多的液滴被夾帶至出口支管處流出。而結構6的分液效率相比結構4提升了0.99%，而漏氣率降低了0.71%，這是由于在結構4中分液孔靠近聯(lián)箱右側壁面時受到壁面液膜的沖擊，有更多氣體從分液孔中流出，降低聯(lián)箱氣液分離性能。圖16(c)為結構3～結構6中氣液兩相在分液孔處的慣性力比值。當分液孔直徑為0.5 mm和1.0 mm時，分液孔上方能形成液封，漏氣量為0，因此這兩種結構的慣性力比值為0。當分液孔在不同位置但孔徑相同時，結構3和結構5的N值均小于10，分液孔處受沖擊影響較小。進一步增大孔徑至2.0 mm時，聯(lián)箱上方沉積的液膜高度減小，分液孔處無法形成液封，此時N值急劇增大，且由于結構4分液孔位置距離壁面液膜沖擊的位置較小，其N值可達1 513.21×10-5。綜合分液效率和溢出率，在研究工況下結構5的氣液分離性能最好。

圖16 不同聯(lián)箱-小孔型氣液分離器中的氣液分離性能

3 結論

本文基于VOF多相流模型，對不同分液孔位置和大小的聯(lián)箱-小孔型氣液分離器內工質流動特性進行了數(shù)值模擬研究，得到如下結論：

1)在相同工況下，液相工質出口支管的溢出量隨分液孔徑的增大而減小，在隔板上方無法形成穩(wěn)定液封時分液孔靠右設置更易受到液相工質的沖擊。在高質量流量時可選擇聯(lián)箱右側設置分液孔，在低質量流量時應將分液孔設置在遠離聯(lián)箱右側壁面的位置。

2)在研究的孔徑(0.5～2.0 mm)范圍內，不能形成穩(wěn)定液膜時，隨分液孔徑增大，隔板上方的壓力均降低。液相工質沿壁面下落的沖擊對分液孔上方的壓力分布均勻性有較大影響。

3)分液孔大小主要影響分液孔排液速率和分液速率，而分液孔位置主要影響分液孔處速度分布和壓力分布。分液隔板在不合理的孔徑大小及位置設置下易受壁面液膜沖擊，其N值可達1.51×10-2(結構5)。

4)分液孔孔徑為1.6 mm且分液孔居中時，聯(lián)箱的分液效率為70.23%，漏氣率為0.14%，氣液分離性能最佳。