旋流式發(fā)生器內(nèi)部氣-液兩相流場(chǎng)的數(shù)值模擬研究

李 闖， 劉良旭， 李海英， 高留花， 李富鵬

（華北理工大學(xué) 冶金與能源學(xué)院， 河北 唐山 063210）

0 引言

據(jù)統(tǒng)計(jì)， 我國(guó)每年建筑熱水消耗超過(guò)3 000萬(wàn)t 標(biāo)準(zhǔn)煤，幾乎占到建筑總能耗的4%[1]。吸收式熱泵作為熱泵技術(shù)的新型發(fā)展方向， 被視為一種很有發(fā)展前景的回收利用低品位能源的技術(shù)手段[2]，其對(duì)提高可再生能源在我國(guó)能源結(jié)構(gòu)中的地位有著重要的作用[3]。

發(fā)生器作為吸收式熱泵的主要部件， 能夠吸收高溫?zé)嵩?，將制冷劑與吸收劑分離[4]。 因此，其不僅在制冷領(lǐng)域應(yīng)用廣泛，在機(jī)械、化工、制造等領(lǐng)域也被廣泛應(yīng)用。目前，對(duì)于發(fā)生器的研究主要通過(guò)CFD 的模擬軟件進(jìn)行計(jì)算，這樣不僅節(jié)省了實(shí)驗(yàn)投入，還降低了實(shí)驗(yàn)耗費(fèi)的時(shí)間[5]。 國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)發(fā)生器的工作特點(diǎn)和環(huán)境進(jìn)行了很多的試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬。Mortazavi[6]提出了一種緊湊型表面降膜發(fā)生器，實(shí)現(xiàn)了在較低驅(qū)動(dòng)熱源溫度下，也可以保持較高的發(fā)生速率， 同時(shí)縮小了發(fā)生器的體積。 閆曉娜[7]通過(guò)對(duì)套片蛇形管滴淋式發(fā)生器的制冷效果進(jìn)行了試驗(yàn)，結(jié)果表明，其在吸收壓縮復(fù)合系統(tǒng)中取得很好的換熱效果。 Hu[8]對(duì)提出的新型板式降膜發(fā)生器進(jìn)行了熱性能試驗(yàn)， 結(jié)果得出這種結(jié)構(gòu)使得溶液分布更加均勻、 液滴流動(dòng)更加穩(wěn)定，氣-液分離更加充分。 賀東辰[9]基于吸收式熱泵的理論，提出與太陽(yáng)能結(jié)合構(gòu)建供暖系統(tǒng)，并使用MATLAB 編寫(xiě)機(jī)組模塊，結(jié)果表明，采用吸收式熱泵系統(tǒng)的太陽(yáng)能保證率可達(dá)到0.615，與燃?xì)忮仩t供熱相比， 節(jié)省了45.7%的燃料費(fèi)用。Ha Lee[10]在傳統(tǒng)降膜發(fā)生器的基礎(chǔ)上安裝加熱管束，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)分析。 結(jié)果表明，與傳統(tǒng)的裸管相比， 熱管表面的改性增強(qiáng)了降膜發(fā)生器的殼程換熱。 A Márquez-Nolasco[11]針對(duì)吸收式熱泵易被溴化鋰溶液腐蝕的問(wèn)題， 提出了一種新型的石墨圓盤(pán)發(fā)生器， 在不同的體積流量和溫度實(shí)驗(yàn)條件下，在滿足換熱的同時(shí)，對(duì)設(shè)備的防腐效果也很明顯。

綜上， 前人對(duì)于發(fā)生器的研究主要集中在添加各類(lèi)輔助換熱部件， 而對(duì)旋流式發(fā)生器的研究相對(duì)較少。故本文以旋流式發(fā)生器為研究對(duì)象，基于RNG k-ε 湍流和多相流Mixture 模型， 分析不同溴化鋰溶液的進(jìn)口流量， 進(jìn)口溫度因素下旋流式發(fā)生器內(nèi)部的傳熱傳質(zhì)情況。 為旋流式發(fā)生器的性能優(yōu)化以及熱力學(xué)分析提供理論支持。

1 建立模型

1.1 幾何模型和網(wǎng)格尺寸

旋流式發(fā)生器的幾何構(gòu)造包括兩相入口管、旋流區(qū)域、水蒸氣出口和濃溶液出口。一定濃度的稀溴化鋰溶液從入口管進(jìn)入旋流器內(nèi)， 中間圓柱形區(qū)域稱(chēng)為筒體， 為氣-液兩相發(fā)生分離的主要場(chǎng)所；筒體上部分區(qū)域是溢流管，經(jīng)旋流分離后的水蒸氣從溢流管流出；筒體向下接有一個(gè)錐部，錐部的末端連接底流管，經(jīng)旋流分離之后的濃溴化鋰溶液從底流管流出。 其幾何模型和網(wǎng)格劃分如圖1 所示。 其中，進(jìn)口噴嘴直徑為6 mm。

圖1 旋流式發(fā)生器的幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.1 Geometric model and mesh division of the cyclone generator

圖1（a）為幾何模型。 H 為旋流發(fā)生器的總高度；H1為旋流式發(fā)生器底流口的高度；H2-H1為旋流式發(fā)生器旋流段的高度；H3-H2為旋流式發(fā)生器分離段的高度；R1為底流口的直徑；R2為溢流口的直徑；R3為分離段的直徑。 將Z1=0.2 m，Z2=0.22 m，Z3=0.24 m，Z4=0.26 m 作為分離段的分析截面。 網(wǎng)格的劃分在ansys 軟件中進(jìn)行，為提高模擬的精確度， 本文采用meshing 對(duì)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，對(duì)入口以及變徑處等局部加密。 劃分結(jié)果如圖1（b）所示，劃分的網(wǎng)格數(shù)量適中，網(wǎng)格整體質(zhì)量?jī)?yōu)良。

旋流式發(fā)生器尺寸如表1 所示。

表1 旋流式發(fā)生器幾何參數(shù)Table 1 Cyclone generator geometry parameters

1.2 邊界條件設(shè)置

設(shè)定稀溴化鋰溶液為連續(xù)相（primary phase），水蒸氣為離散相（secondary phase）。 溫度為80 ℃，質(zhì)量分?jǐn)?shù)為48%的溴化鋰溶液物性參數(shù)如表2 所示。

表2 溴化鋰溶液物性參數(shù)Table 2 Physical parameters of lithium bromide solution

進(jìn)口邊界：稀溴化鋰溶液從入口管切向進(jìn)入，進(jìn)口邊界設(shè)為速度入口，重力加速度大小取-9.81 m/s2。

出口邊界：出口邊界包括氣相出口邊界（即溢流管口）和液相出口邊界（即底流管口）。兩個(gè)出口邊界均設(shè)置為壓力出口。 湍流度5%，溢流口的水力直徑40 mm，底流口的水力直徑為10 mm。

多相流模型采用Mixture 模型， 湍流模型采用RNG 的k-ε。

1.3 控制方程

旋流式發(fā)生器內(nèi)部的氣-液流動(dòng)是等溫、不可壓縮的[12]，連續(xù)方程和動(dòng)量方程為

式中：ρ 為流體的密度，kg/m3；u 為矢量速度，m/s；τ為時(shí)間，s；p 為壓力，kPa；μ 為運(yùn)動(dòng)粘度，kg/（m·s）；g 為重力加速度，m/s2；S 為氣相與液相之間的相互作用引起的動(dòng)量源項(xiàng)，kg·m/s。

1.4 噴霧蒸發(fā)模型

對(duì)于給定的濃度， 溴化鋰溶液飽和壓力與飽和溫度的關(guān)系為

2 數(shù)值模擬結(jié)果

2.1 壓力分布

由于溴化鋰溶液在旋流器高速旋流過(guò)程中，流體內(nèi)部和流體與壁面之間的碰撞會(huì)造成能量損失，表現(xiàn)為壓力的變化。 故旋流器中壓力分布直接影響溶液飽和溫度高低，能夠表征氣-液分離。

圖2 為不同流量不同截面處的壓力等值線。由圖2 可知，在旋流器的分離段，稀溴化鋰溶液做旋流運(yùn)動(dòng)，旋流器的內(nèi)部壓降增大。 發(fā)生器中心軸線附近形成了低壓區(qū)。 相同流量下，徑向位置中間壓力低，水蒸氣更易過(guò)熱。隨著分離段高度的增加，低壓區(qū)域的面積增大，在靠近進(jìn)口處壓降最大。 流量變化時(shí)，隨著流量的增加，在相同截面處低壓區(qū)域的面積增大。 這表明有更多的溶液水可以從溴化鋰溶液中蒸發(fā)出來(lái)，增大放氣范圍，從而增加了制冷蒸汽的量。

圖2 分離段不同截面處的壓力等值線圖Fig.2 Pressure contour diagrams at different sections of the separation section

2.2 速度分布

稀溴化鋰溶液在切向方向速度的作用下，向壁面作離心運(yùn)動(dòng)并沉積。 因此速度分布也對(duì)氣-液分離起著主導(dǎo)作用， 其大小決定著流體所受離心力程度，最終影響旋流器的分離效率。

圖3 為不同流量不同截面處的速度等值線。由圖可知，稀溴化鋰溶液進(jìn)入旋流器以后，在離心力和重力的作用下， 由單純的切向直線運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)為向下的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)， 速度沿徑向方向由外到內(nèi)逐漸較小，形成外層的渦旋流動(dòng)，在即將到達(dá)分離器底部后，水蒸氣逐漸分離出來(lái)，再向上流動(dòng)，形成內(nèi)部向上的渦流運(yùn)動(dòng)。 它由一個(gè)外部的自由旋渦和核心的氣體旋轉(zhuǎn)組成。 旋流器外部區(qū)域（靠近內(nèi)壁）的溶液向下流向吸收器。 在靠近分離段底部，水蒸氣分離出來(lái)，氣流方向相反。并通過(guò)壓力差向上流動(dòng)至溢流口流出。 切向速度在分離器內(nèi)產(chǎn)生旋流，這也是產(chǎn)生旋流強(qiáng)度的主要原因。在自由漩渦和水蒸氣渦流的界面處達(dá)到最大的渦流速度，這與InSik Hwang[14]的模擬結(jié)果一致。

圖3 分離段不同截面處各截面的速度等值線圖Fig.3 Velocity contour diagram of each section at different sections of the separation section

2.3 相態(tài)分布云圖

旋流式發(fā)生器內(nèi)水蒸氣的體積分?jǐn)?shù)分布是氣-液兩相分離的重要體現(xiàn)，因此，對(duì)于水蒸氣體積分?jǐn)?shù)的分析研究有助于更加深入地了解旋流器內(nèi)部的分離情況。 由于氣-液密度不同，在壓力差的作用下，氣-液兩相會(huì)分離出來(lái)，其中水蒸氣從上部溢流口流出，溴化鋰溶液從下部底流口流出。

圖4 為不同流量不同截面處的氣相分布等值線。 由圖可知，水蒸氣占據(jù)分離器的中心區(qū)域，且沿徑向方向由外向內(nèi)，水蒸氣的含量逐漸增多。當(dāng)在相同流量時(shí)， 沿著軸向方向自下而上水蒸氣的含量逐漸增加， 說(shuō)明大部分的水蒸氣從溢流口流出；當(dāng)流量變化時(shí)，隨著入口流量的增大，相同截面處水蒸氣占據(jù)的區(qū)域面積增大。

圖4 不同截面處的氣相分布等值線圖Fig.4 Contour map of gas phase distribution at different sections

3 結(jié)果與討論

圖5 為不同入口流量下，Z1=0.2 m 截面處的壓力及飽和溫度曲線。由曲線可知，沿著徑向方向由發(fā)生器的內(nèi)壁到中心，壓力逐漸減小，到達(dá)中心處降到最低。在保持進(jìn)口壓力不變時(shí)，入口流量越大發(fā)生器的壓降越明顯， 當(dāng)流量為0.59 kg/s 時(shí)，徑向的壓力差達(dá)到4.27 kPa。

圖5 Z1=0.2 m 截面處不同流量下的壓力和飽和溫度Fig.5 Pressure and saturation temperature at Z1=0.2 m section under different flow rates

由于溶液的飽和溫度跟壓力有關(guān)， 所以發(fā)生器的內(nèi)部壓力直接影響溴化鋰溶液中溶液水的蒸發(fā)效果。溴化鋰溶液的沸點(diǎn)很高，在該模擬溫度下不會(huì)蒸發(fā)，因此可考慮揮發(fā)出來(lái)的幾乎為水蒸氣。通過(guò)計(jì)算可得出各處的溴化鋰溶液的飽和溫度。壓力相同時(shí)， 溴化鋰溶液的飽和溫度高于水蒸氣的飽和溫度， 故發(fā)生器內(nèi)的制冷蒸汽均處于過(guò)熱狀態(tài)。 流量為0.59 kg/s 時(shí)，溴化鋰溶液的飽和溫度最低可降低至76.5 ℃，明顯低于入口的飽和溫度。

圖6 為不同流量下Z1=0.2 m 截面的含氣率，圖7 為流量一定時(shí)不同截面的含氣量。 由圖6，7可以看出， 在靠近發(fā)生器的內(nèi)壁附近水蒸氣體積分?jǐn)?shù)最小，沿徑向由外向內(nèi)逐漸增大，水蒸氣的所占體積分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)拋物狀。在入口流量變化時(shí)，溶液入口流量越大，水蒸氣所占的體積分?jǐn)?shù)越大。這是因?yàn)殡S著流量的增加，旋流器內(nèi)部速度增加，會(huì)使氣相和液相的擾動(dòng)增大， 流體在向下流動(dòng)的過(guò)程中離心力增大， 在旋流器內(nèi)壁處可形成穩(wěn)定的薄液膜。在入口流量一定時(shí)，對(duì)于不同截面自下而上水蒸氣所占的體積分?jǐn)?shù)增大， 在接近溢流管附近區(qū)域水蒸氣所占體積分?jǐn)?shù)達(dá)到100%。

圖6 不同流量時(shí)Z1=0.2 m 截面的含氣率Fig.6 Gas content of Z1=0.2 m section at different flow rates

圖7 流量為0.44 kg/s 時(shí)不同截面的含氣量Fig.7 Air content of different sections when the flow rate is 0.44 kg/s

圖8，9 分別為溴化鋰溶液在不同的入口速度和溫度下的溢出口制冷蒸汽的出氣量。 由曲線的變化趨勢(shì)可知，在溶液入口溫度相同的條件下，隨著入口速度的增加， 溢出口冷劑蒸汽的量逐漸增大，說(shuō)明增大入口速度，在增大進(jìn)口流量的同時(shí)，旋流發(fā)生器中旋流加劇，內(nèi)部形成的壓力差增大，溴化鋰溶液的飽和溫度降低， 有利于溶液中水的蒸發(fā)。 當(dāng)入口速度由8 m/s 增加到16 m/s 時(shí)，出口的蒸汽量由0.174 g/s 增加到0.571 g/s。 進(jìn)口速度每提高1 m/s，出氣量約增加0.049 6 g/s。在溶液入口速度相同的條件下，隨著入口的溫度提高，溢出口冷劑蒸汽量也隨之增加，但在溫度低于78 ℃左右時(shí)， 出氣量不明顯。 這主要是因?yàn)槿肟谒俣葹?2 m/s 時(shí)，內(nèi)部流速較小，導(dǎo)致發(fā)生器內(nèi)部形成的最小壓力仍高于溶液的飽和壓力， 即不能達(dá)到飽和溫度，溶液中水蒸氣不能蒸發(fā)出來(lái)。當(dāng)溶液入口溫度提高時(shí)，溫度高于飽和溫度，溴化鋰溶液的放氣范圍增大，冷劑蒸汽出氣量會(huì)增加，當(dāng)進(jìn)口速度為12 m/s 時(shí)，溫度由78 ℃提高到86 ℃時(shí)，出口的蒸汽量由0.087 g/s 增加到1.01 g/s。 溫度每提升1℃，出口蒸汽量約提高0.115 g/s。

圖8 不同入口速度下出口蒸汽量Fig.8 Outlet steam volume at different inlet velocities

圖9 不同入口溫度的出口蒸汽量Fig.9 Outlet steam volume at different inlet temperatures

4 結(jié)論

通過(guò)流體模擬軟件Fluent 對(duì)旋流式發(fā)生器內(nèi)部的壓力分布、 速度分布和氣相分布情況進(jìn)行數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明：

①旋流器內(nèi)部壓力在徑向上變化較大， 中心處壓力最低，壁面處壓力最高。水蒸氣的分布集中在溢流口附近，呈現(xiàn)拋物線狀；在軸向方向上，由發(fā)生器內(nèi)壁到中心處水蒸氣體積分?jǐn)?shù)逐漸變大；

②在旋流器氣-液分離過(guò)程中， 溴化鋰溶液在旋流器的內(nèi)壁明顯形成從進(jìn)口處向下逐漸變薄的液膜， 可以保證在分離段從溶液中水蒸氣能夠順利逸出；

③隨著入口流量的增加， 發(fā)生器中心處的壓力越低，明顯降低了溴化鋰溶液的飽和溫度，在入口流量為0.59 kg/s 時(shí)， 溶液飽和溫度為76.5 ℃，比入口處飽和溫度降低了3.5 ℃左右， 有利于水蒸氣的逸出，對(duì)低溫廢熱的利用率提高；

④在一定的入口流量下， 發(fā)生器出口制冷蒸汽出氣量隨著入口溶液的溫度升高而增多， 每提升1 ℃，冷劑蒸汽出氣量大約提高0.115 g/s。 這表明在所需制冷量一定時(shí)， 使用溫度低于傳統(tǒng)發(fā)生器下的驅(qū)動(dòng)熱源，便可以達(dá)到同樣制冷效果。