浮式氫能儲運(yùn)過程中FLH2通道管外降膜流動的海上適應(yīng)性強(qiáng)化機(jī)理

孫崇正，李玉星，許潔，韓輝，宋光春，盧曉

（1 山東科技大學(xué)儲能技術(shù)學(xué)院，山東 青島 266590；2 中國石油大學(xué)(華東)儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院，山東省油氣儲運(yùn)安全重點(diǎn)實(shí)驗室，山東 青島 266580；3 國家管網(wǎng)集團(tuán)北京管道有限公司，北京 100101）

氫能具有清潔、高效的優(yōu)點(diǎn)。在“碳達(dá)峰、碳中和”背景下，全球主要能源消費(fèi)國相繼把氫能提升到國家能源戰(zhàn)略層面[1]。隨著海上制氫和碳捕獲、利用與封存（carbon capture, utilization and storage，CCUS）技術(shù)的發(fā)展，利用海上風(fēng)電資源或天然氣制備氫氣，并通過儲運(yùn)技術(shù)送到氫能源市場，為解決海上風(fēng)電并網(wǎng)和消納的難題、促進(jìn)深海天然氣資源的低碳發(fā)展提供了可行的思路[2]。國際海洋工程界提出一種參考浮式液化天然氣生產(chǎn)裝置（FLNG）的浮式氫氣液化裝置（FLH2），浮式氫氣液化裝置通過將氫氣直接在海上液化并裝船運(yùn)輸，簡化了海上氫能的儲運(yùn)過程，極大地提高了設(shè)備使用的靈活性和安全性[3-6]。但受海上風(fēng)浪的影響，應(yīng)用于浮式氫氣液化裝置的制冷劑在降膜流動換熱過程中，會出現(xiàn)冷劑分配不均、薄液膜失穩(wěn)等問題，進(jìn)而影響液化工藝的性能指標(biāo)，因此為強(qiáng)化浮式氫氣液化裝置的海上適應(yīng)性，亟需開展相關(guān)領(lǐng)域的研究工作。

繞管式換熱器具有傳熱系數(shù)高、冷劑充灌量少、結(jié)構(gòu)緊湊等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于天然氣和氫氣液化領(lǐng)域。繞管式換熱器主要由纏繞管路和殼體兩部分組成，換熱通過殼側(cè)制冷劑在繞管管壁和管間的降膜沸騰來實(shí)現(xiàn)，為繞管內(nèi)的工質(zhì)提供冷量。Jian 等[7]搭建了整體繞管式換熱器的實(shí)驗裝置，通過實(shí)驗研究尺寸參數(shù)對換熱器換熱性能的影響。Zhang 等[8]通過低溫實(shí)驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究了超低溫氦在繞管式換熱器的換熱特性。Chien 等[9]通過實(shí)驗研究了光管、翅片管和沸騰強(qiáng)化管的管外降膜沸騰換熱特性。Hu 等[10]通過實(shí)驗方法研究了乙烷/丙烷混合制冷劑在繞管式換熱器殼側(cè)流動沸騰的傳熱機(jī)理。Geir等[11]對應(yīng)用于氫氣液化工藝中板翅式換熱器和繞管式換熱器的換熱性能進(jìn)行理論研究，結(jié)果表明繞管式換熱器中正-仲氫轉(zhuǎn)化的 損失較小。Geni?等[12-13]通過實(shí)驗研究優(yōu)化了繞管式換熱器殼側(cè)換熱計算方程。Lu 等[14-15]通過數(shù)值模擬方法研究了管間距、管外徑、管層數(shù)以及中心筒直徑對換熱器性能的影響。Wang等和Jian等[16-18]通過多目標(biāo)遺傳算法分析了幾何參數(shù)對繞管式換熱器性能的影響。Yu 等[19-21]構(gòu)建了數(shù)值模擬模型，研究了螺旋管內(nèi)烷烴類工質(zhì)的冷凝流動與換熱特性。Li 等[22-24]分別研究了常規(guī)圓管、波紋管、方波管和螺旋強(qiáng)化管內(nèi)烷烴類介質(zhì)的冷凝傳熱特性，研究結(jié)果表明，相較于常規(guī)圓管，波紋管、方波管和螺旋強(qiáng)化管的管型結(jié)構(gòu)均可提高管內(nèi)冷凝換熱特性。Ding 等[25-27]研究了烷烴類介質(zhì)在換熱器殼側(cè)純氣相流動和降膜流動過程的換熱與壓降性能。

與陸上的應(yīng)用條件不同，繞管式換熱器在浮式海上平臺應(yīng)用時，受多自由度傾斜晃蕩海況的影響，換熱器內(nèi)部會出現(xiàn)液體偏流的現(xiàn)象，導(dǎo)致管外制冷劑分布不均，管壁局部液膜較薄甚至出現(xiàn)干涸現(xiàn)象，引起換熱惡化。為提高繞管式換熱器的海上適應(yīng)性，Zheng 等[28]對其分配器性能進(jìn)行研究，提出一種新型氣液分配器結(jié)構(gòu)。Wang 等[29]建立了FLNG 繞管式換熱器的三維數(shù)學(xué)模型，研究海上晃蕩條件下?lián)Q熱器傳熱傳質(zhì)過程。Duan 等[30]建立了分相多股流動態(tài)模型，預(yù)測海況下FLNG繞管式換熱器不同相態(tài)區(qū)域之間的相變換熱規(guī)律。Li等[31]研究了晃蕩條件下繞管式換熱器盤管內(nèi)烷烴類介質(zhì)冷凝過程中的流動與換熱特性。Ren 等[32-33]通過數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，相較于純氣相流動換熱，晃蕩對降膜流動換熱過程影響較大。

應(yīng)用于浮式氫氣液化裝置的新型繞管式換熱器通道管內(nèi)由于填充了正-仲氫轉(zhuǎn)化催化劑，導(dǎo)致通道管內(nèi)流體區(qū)域狹小，而海況對有自由表面的管外流體降膜流動過程影響較大，進(jìn)而影響其傳熱傳質(zhì)過程，降低FLH2的海上適應(yīng)性。因此，為強(qiáng)化FLH2裝置的海上適應(yīng)性，本文基于高速攝像系統(tǒng)和晃蕩平臺系統(tǒng)以及3D 建模打印技術(shù)，同時基于耦合的VOF 和Level Set 兩相流模型和動網(wǎng)格技術(shù)，搭建了降膜流動浮式可視化實(shí)驗裝置和數(shù)值模擬模型。采用浮式微觀可視化實(shí)驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究FLH2中降膜流動過程的海上適應(yīng)性強(qiáng)化機(jī)理，提出降膜流動強(qiáng)化措施。

1 降膜流動可視化實(shí)驗裝置

1.1 實(shí)驗裝置建立

氫氣液化工藝中制冷循環(huán)由預(yù)冷循環(huán)和深冷循環(huán)兩部分組成，深冷循環(huán)以氦等工質(zhì)的膨脹制冷為主，預(yù)冷循環(huán)中冷劑種類較多，包括氮?dú)?，甲烷、乙烷、丙烷、正丁烷等烷烴類工質(zhì)，將深冷循環(huán)中的氦氣和原料氫氣從常溫25℃冷卻至-193℃左右，預(yù)冷循環(huán)的穩(wěn)定運(yùn)行對整個氫氣液化系統(tǒng)非常重要。預(yù)冷循環(huán)的非共沸制冷劑在降膜換熱過程中，存在薄液膜界面，海況對含有自由液膜的流動過程影響較大，通過影響降膜流動狀態(tài)與液膜分布形態(tài)，進(jìn)而影響預(yù)冷循環(huán)中繞管式換熱器的換熱效率，最終降低氫氣液化系統(tǒng)的液化率與比功耗，因此本文主要研究海況對烷烴類工質(zhì)降膜流動與液膜的影響情況。但是常規(guī)低溫液相制冷劑溫度較低且組分配比復(fù)雜，采用液相混合冷劑作為實(shí)驗工質(zhì)時需要對換熱器進(jìn)行較為復(fù)雜的保冷和吹掃試壓等操作，不利于觀測和研究不同管型結(jié)構(gòu)對降膜流動特性的影響，因此本文選用常溫下為液體的工質(zhì)進(jìn)行替代。常溫下水的密度為1007kg/m3、黏度為0.8904×10-3Pa·s、表面張力為72.10mN/m，乙醇密度為787.6kg/m3、黏度為0.9626×10-3Pa·s、表面張力為22.10mN/m，戊烷密度為620.7kg/m3、黏度為0.2204×10-3Pa·s、表面張力為15.39mN/m。與常規(guī)低溫液相制冷劑相比，戊烷的物性相差較小。同時戊烷的量綱為1 的伽利略數(shù)Ga1/4（559.3）與常規(guī)低溫液相制冷劑的Ga1/4（558.9）數(shù)值相近，而與乙醇（178.3）和水（497.5）的伽利略數(shù)Ga1/4則相差較大。因此優(yōu)選戊烷作為降膜流動可視化實(shí)驗工質(zhì)，解決了液氫用預(yù)冷循環(huán)制冷劑中組分較輕不利于可視化實(shí)驗，而常規(guī)的降膜流動可視化實(shí)驗工質(zhì)（水與乙醇）的物性與制冷劑相差較大的問題。

降膜流動浮式微觀可視化實(shí)驗流程與設(shè)備實(shí)物如圖1 所示，實(shí)驗裝置包括：測試流體循環(huán)系統(tǒng)、高速顯微攝像與圖像采集處理系統(tǒng)、海上傾斜晃蕩平臺系統(tǒng)。其中測試流體循環(huán)系統(tǒng)主要由動力裝置、儲罐、調(diào)節(jié)閥組和降膜流動測試裝置組成。測試流體由動力系統(tǒng)增壓，經(jīng)流量計、調(diào)節(jié)閥組后，流入降膜流動測試裝置，在測試裝置內(nèi)部降膜流動后進(jìn)入儲罐，測試流體從儲罐底部流回動力裝置的入口，實(shí)現(xiàn)流體循環(huán)。

圖1 降膜流動浮式微觀可視化實(shí)驗流程(a)與設(shè)備實(shí)物圖(b)

降膜流動測試裝置安裝在海上傾斜晃蕩平臺上，在平臺操作系統(tǒng)的作用下，隨著平臺的運(yùn)動模擬海上的傾斜晃蕩工況。測試裝置外殼為透明亞克力材料，由于其內(nèi)部流體流動速度較快，普通攝像機(jī)不能對其流動過程進(jìn)行精確捕捉，因此采用高速攝像顯微技術(shù)，將高速攝像機(jī)安裝在海上傾斜晃蕩平臺上，對海況條件下測試裝置內(nèi)部降膜流動過程進(jìn)行動態(tài)捕捉。不同的管型結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)對管外降膜流動過程影響較大，為了更加準(zhǔn)確地研究不同管型降膜流動流型演化機(jī)理，基于3D建模打印技術(shù)，制作了降膜流動可視化實(shí)驗測試管，包括光圓管、螺紋波管、方波管、波紋管（圖2）。

圖2 降膜流動可視化實(shí)驗測試3D打印管

1.2 可視化實(shí)驗研究結(jié)果

通過可視化實(shí)驗發(fā)現(xiàn)流體的雷諾數(shù)（Re）影響管外降膜流動流型，隨著雷諾數(shù)的增加，降膜流動流型依次為滴狀流流型、柱狀流流型、扇狀流流型及其過渡流型。相鄰流型之間的Re與Ga有關(guān)，表達(dá)式如式(1)所示。滴狀流流型下冷劑流量不足，管壁表面會出現(xiàn)干涸區(qū)域，換熱效率較低，扇狀流流型下制冷劑流量較大，冷劑大量浪費(fèi)，導(dǎo)致液化系統(tǒng)比功耗較低，而柱狀流流型下制冷劑的經(jīng)濟(jì)性較好。基于高速顯微攝像與圖像處理系統(tǒng)，通過微觀可視化實(shí)驗得到管外徑8mm、管間距4mm 光圓管、螺紋波管、波紋管和方波管的降膜流動流型演化規(guī)律，如圖3所示，Re與工質(zhì)流量直接相關(guān)，本文所研究的Re范圍為0～900?？梢钥闯龀Ｒ?guī)圓管和波紋管比螺紋波管和方波管的柱狀流范圍較大，流體更易形成柱狀流流型。流型劃分圖的提出為工程中合理選擇制冷劑流量范圍提供理論依據(jù)。

圖3 不同結(jié)構(gòu)的管外降膜流動流型劃分

式中，a是降膜流型劃分因子；Ca是毛細(xì)數(shù)，Γ是換熱管單側(cè)單位長度降膜流動液體質(zhì)量流量；μ是液體的動力黏度；σ是液體的表面張力；ρ是液體的密度；g是重力加速度。

水平靜止條件下光圓管外降膜流動狀態(tài)如圖4所示，可以看出，在水平靜止條件下降膜流動流型較為穩(wěn)定，液膜均勻覆蓋在管壁表面，管間液柱在液體入口中心，液柱形態(tài)穩(wěn)定，液膜均勻鋪展。在海況3°傾斜條件下光圓管外降膜流動狀態(tài)如圖5所示，實(shí)驗結(jié)果表明，海況3°條件對降膜流動流型影響較小，管間液柱和液膜鋪展都較為穩(wěn)定，因此在海況3°條件下，常規(guī)光圓管的降膜流動流型有較好的海上適應(yīng)性。

圖4 水平靜止條件下光圓管外降膜流動狀態(tài)

圖5 海況3°條件下光圓管外降膜流動狀態(tài)

基于高速攝像系統(tǒng)和晃蕩平臺系統(tǒng)，研究了海況6°條件下光圓管外降膜流動的動態(tài)過程。如圖6(a)所示，傾斜一側(cè)流型以扇狀流流型為主，流體流量過剩，而另一側(cè)沒有液膜覆蓋；隨著時間的推移，如圖6(b)～(e)，另一側(cè)流體流量不足，降膜流動流型以滴柱狀流為主，降膜流動和液膜鋪展的穩(wěn)定性均較差；最后如圖6(f)所示，管間降膜流動流型又恢復(fù)到圖6(a)的形態(tài)。海況9°條件下光圓管外降膜流動狀態(tài)如圖7 所示，可以看出，管間降膜流動狀態(tài)與海況6°條件下流動狀態(tài)相似，管間液體偏移更為明顯，液滴快速傾斜降落，在傾斜側(cè)聚并形成液扇。這是因為海況主要是對重力起主導(dǎo)作用的降膜流動過程影響較大，傾斜海況下，重力的軸向分力會產(chǎn)生軸向加速度，從而影響液膜沿軸向的鋪展過程，導(dǎo)致管間降膜流型多以局部扇狀流和滴狀流為主，因此在海況6°和9°條件下常規(guī)光圓管的海上適應(yīng)性較差。

圖6 海況6°條件下光圓管外降膜流動狀態(tài)

圖7 海況9°條件下光圓管外降膜流動狀態(tài)

基于海上傾斜晃蕩平臺、高速攝像和3D 打印技術(shù)，分別研究了螺紋波管、方波管和波紋管的降膜流動海上適應(yīng)性。水平靜止條件下方波管外降膜流動狀態(tài)如圖8 所示，可以看出，液柱多從方波管的大管徑處降落，液柱的流動過程較為穩(wěn)定，液膜鋪展性也較好。但當(dāng)處于傾斜9°海況時，如圖9(a)～(f)所示，由于大管徑和小管徑處突變的影響，液體無法在軸向均勻鋪展，出現(xiàn)了大量的干涸區(qū)域，因此方波管外降膜流動的海上適應(yīng)性較差。水平靜止0°條件下螺紋波管外降膜流動狀態(tài)如圖10 所示。從圖10(a)、(b)、(f)可以看出，流體多從螺紋波管的螺紋縫隙降落，會出現(xiàn)少量的干涸區(qū)域。當(dāng)螺紋波管處于傾斜6°海況時，如圖11 所示，與常規(guī)光圓管相似，在傾斜一側(cè)以扇狀流流型為主，而另一側(cè)以滴狀流流型為主，受螺紋縫隙阻隔的影響，滴狀流流型下管壁表面出現(xiàn)了大量的干涸區(qū)域，海上適應(yīng)性較差[圖11(c)～(f)]。因此通過可視化實(shí)驗發(fā)現(xiàn)，在海況條件下，由于管壁表面突變導(dǎo)致了較強(qiáng)的阻隔效應(yīng)，螺紋波管和方波管外降膜流動和液膜鋪展的均勻性、穩(wěn)定性均較差。

圖8 水平靜止條件下方波管外降膜流動狀態(tài)

圖9 海況9°條件下方波管外降膜流動狀態(tài)

圖10 水平靜止條件下螺紋波管外降膜流動狀態(tài)

圖11 海況6°條件下螺紋波管外降膜流動狀態(tài)

圖12 給出了水平靜止0°條件下波紋管外降膜流動過程，可以看出，液柱多從波紋管的突出部分降落，液柱較為穩(wěn)定，液膜鋪展性也較好。當(dāng)處于傾斜6°海況時，如圖13 所示，管壁表面仍未出現(xiàn)干涸區(qū)域，管間流型多以柱狀流流型為主，雖然液柱傾斜，但管間流型依然穩(wěn)定，液膜的均勻穩(wěn)定性較好。當(dāng)海上傾斜角度增加到9°時，如圖14所示，與6°海況類似，波紋管管間液柱雖有少量傾斜，但整體流型較為穩(wěn)定，且液膜鋪展的均勻性和穩(wěn)定性均較好。因此在海況條件下，從管間流型穩(wěn)定性、液膜分布均勻穩(wěn)定性、管壁干涸情況、液膜縱向偏移和柱狀流流型區(qū)間等多方面考慮，相較于常規(guī)光圓管、螺紋波管和方波管，推薦采用波紋管作為FLH2中降膜流動換熱段的管型結(jié)構(gòu)，以強(qiáng)化浮式氫氣液化裝置的海上適應(yīng)性。

圖12 水平靜止條件下波紋管外降膜流動狀態(tài)

圖13 海況6°條件下波紋管外降膜流動狀態(tài)

圖14 海況9°條件下波紋管外降膜流動狀態(tài)

2 波紋管降膜流動數(shù)值模擬模型建立

2.1 控制方程與計算方法

為了進(jìn)一步定量研究波紋管的管外降膜流動特性，得到薄液膜厚度分布等微觀尺度參數(shù)，本文建立了波紋管降膜流動數(shù)值模型。模型的連續(xù)性方程如式(2)。

動量方程如式(3)～式(6)所示。

F為動量源項，如式(7)所示，包括重力源項（FG）、表面張力源項（Fσ）、氣液拖曳力源項（FLG），如式(8)、式(9)。

本文采用耦合的VOF[volume of fluid，如式(10)]和Level Set兩相流模型進(jìn)行降膜流動數(shù)值模擬。數(shù)值模擬模型采用壓力速度耦合方法選擇PISO，動量方程空間離散采用精度較高的QUICK，壓力離散選用PRESTO!，體積分?jǐn)?shù)選用Geo-Reconstruct，Level Set采用QUICK。

2.2 網(wǎng)格劃分及模型驗證

波紋管管外降膜流動數(shù)值模型的網(wǎng)格劃分如圖15 所示，圓周角定義為α。在管壁周圍區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，貼近管壁處網(wǎng)格尺寸為0.015mm，以捕捉管壁附近的薄液膜等微觀尺寸參數(shù)。模型為質(zhì)量較高的六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，時間步長設(shè)置為1×10-5s。入口邊界條件設(shè)置為質(zhì)量流量，左右兩側(cè)邊界為對稱邊界條件（symmetry）。為了驗證波紋管管外降膜流動數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，模擬得到的戊烷工質(zhì)（密度620.7kg/m3、黏度0.2204×10-3Pa·s、表面張力15.39mN/m）降膜流動流型與可視化實(shí)驗結(jié)果進(jìn)行了對比，如圖16所示，通過對比發(fā)現(xiàn)，構(gòu)建的降膜流動數(shù)值模擬模型與微觀可視化實(shí)驗結(jié)果相似性較好，可以準(zhǔn)確模擬管外降膜流動流型。

圖15 網(wǎng)格劃分示意圖

圖16 降膜流動流型模擬結(jié)果與實(shí)驗結(jié)果對比

3 數(shù)值模擬結(jié)果

基于動網(wǎng)格技術(shù)，編寫了UDF（user defined function）程序?qū)霐?shù)值模擬模型中，研究不同角度的海況條件對降膜流動過程的影響規(guī)律。在傾斜6°海況條件下，常規(guī)光圓管外降膜流動隨時間的變化情況如圖17 所示。在48.581ms 時，第一根管壁表面開始覆蓋液膜，液膜逐漸鋪展，到65.581ms時，第一根管壁表面完全覆蓋，液柱開始逐漸形成，隨后在100.301ms時，液柱逐漸向下拉伸，與第二根管壁表面接觸，但在傾斜海況和重力的作用下，傾斜一側(cè)液柱先降落，重力的軸向加速度導(dǎo)致傾斜側(cè)管壁表面液膜較厚，另一側(cè)管壁表面液膜鋪展性較差。在174.791ms 時，出現(xiàn)了大量干涸區(qū)域，干涸區(qū)域面積隨著時間的增加雖有所減小，但仍然存在（t=210.110～252.681ms）。

圖17 海況6°條件下光圓管外降膜流動隨時間變化過程

水平靜止0°條件下波紋管外降膜流動隨時間變化過程如圖18 所示。在25.086ms 時，液體開始降落，在35.086ms 時，降膜流動液體逐漸在軸向匯聚形成波峰，隨后59.876ms 時，第一根管壁表面已經(jīng)完全鋪展液膜，并在突出部分匯聚液體。在103.016ms 時，第二根管壁表面液膜覆蓋約一半，到123.016ms，液膜幾乎完全覆蓋波紋管，第二根管只有底部少量管壁表面出現(xiàn)干涸區(qū)域。隨著時間的推移，到149.341ms時，液膜完全鋪展覆蓋在波紋管壁表面。

圖18 水平靜止條件下波紋管外降膜流動隨時間變化過程

圖19 給出了海況6°條件下波紋管外降膜流動隨時間變化過程，在31.303ms時，液膜開始覆蓋管壁，逐漸沿著軸向和周向鋪展，到51.303ms時，液膜完全覆蓋第一根波紋管壁表面。在71.303ms時，液體以液柱的形式開始降落，隨后到91.303ms，液柱逐漸與第二根管壁表面相接觸，在重力軸向加速度的作用下，傾斜一側(cè)液體較多，覆蓋的區(qū)域也較寬。在117.880ms時，傾斜一側(cè)管壁幾乎完全覆蓋，而另一側(cè)管壁還出現(xiàn)少量干涸區(qū)域，但在183.223ms時，波紋管壁表面被液膜完全覆蓋。

圖19 海況6°條件下波紋管外降膜流動隨時間變化過程

海況9°條件下波紋管外降膜流動隨時間變化過程如圖20 所示。在20.701ms 時，液體降落到第一根管壁表面，在65.712ms時，液體逐漸向軸向鋪展，完全覆蓋第一根波紋管并在突出部位匯聚。隨后108.652ms時，與海況6°時相似，管間液體在海況的影響下逐漸偏移。在138.652ms時，液膜幾乎覆蓋了第二根波紋管的表面，但在傾斜另一側(cè)仍舊有少量的干涸區(qū)域，到152.852ms，干涸區(qū)域逐漸縮小。隨著時間的推移，在251.412ms時，液膜完全覆蓋第二根波紋管管壁表面。通過圖19 和圖20研究發(fā)現(xiàn)，在海況條件下，波紋管管間液柱雖有少量偏移，但降膜流動流型總體穩(wěn)定，液膜也較為均勻地覆蓋在管壁表面，因此波紋管有較好的海上適應(yīng)性。

圖20 海況9°條件下波紋管外降膜流動隨時間變化過程

為了與水平靜止0°時的降膜液膜厚度進(jìn)行定量對比，采用齊次坐標(biāo)技術(shù)來描述空間的各點(diǎn)坐標(biāo)及其變換，將通過動網(wǎng)格技術(shù)傾斜的降膜流動數(shù)值模型恢復(fù)到水平靜止0°狀態(tài)，轉(zhuǎn)換方法如式(11)～式(14)所示。

通過式(11)～式(14)的計算分析，得到了水平靜止0°、海況6°和9°傾斜條件下，波紋管外降膜流動液膜厚度沿縱向管長分布。如圖21 所示，在圓周角為45°時，水平靜止、海況6°和9°的主波峰厚度分別為0.482mm、0.519mm、0.546mm，海況6°和9°的主波峰縱向位置分別偏移了1.237mm 和1.425mm。圓周角增加到80°時，水平靜止0°、海況6°和9°的主波峰厚度分別為0.532mm、0.557mm、0.535mm，主波峰的縱向位置分別偏移了1.328mm和1.895mm。進(jìn)一步增加圓周角至110°時，傾斜海況6°的波峰位置偏移了1.565mm，傾斜海況9°的波峰位置偏移了1.853mm。圓周角為145°時，水平靜止0°、海況6°和9°的主波峰厚度分別為0.688mm、0.701mm、0.766mm，傾斜6°和9°海況的主波峰位置分別偏移了1.140mm 和1.378mm。傾斜海況導(dǎo)致了波峰沿縱向管長的偏移，傾斜角度越大，偏移量越大；但隨著圓周角增加到145°時，波峰縱向位置偏移量逐漸減小，可以看出，隨著流體沿波紋管降膜鋪展，波紋管的管型結(jié)構(gòu)對傾斜流體的修正作用不斷增強(qiáng)，偏移程度逐漸降低，進(jìn)一步驗證了波紋管較好的海上適應(yīng)性。

基于數(shù)值模擬結(jié)果，通過修正Hou 等[34-35]提出的液膜厚度計算關(guān)聯(lián)式(15)，得到波紋管外降膜流動平均液膜厚度的計算關(guān)聯(lián)式。

式中，α為圓周角；ρG和ρL為氣體和液體的密度；μL為液體的黏度；c和n通過研究結(jié)果進(jìn)行擬合得到；S為管間距；管徑D=( )Dmin+Dmax2。本文根據(jù)雷諾數(shù)Re和管徑D范圍劃分計算關(guān)聯(lián)式的適用范圍：低（Re/D）<70mm-1，中（Re/D）為70mm-1≤（Re/D） <170mm-1， 高（Re/D） ≥170mm-1。 在 低（Re/D）的條件下，c和n值與Hou模型的數(shù)值相同。在中（Re/D）條件下，圓周角<90°時，c為1.15，n為-0.07；圓周角>90°時，c和n值與Hou模型的數(shù)值一致。在高（Re/D）條件下，圓周角<90°時，c和n值分別為1.96和-0.07；圓周角>90°時，c和n值分別為1.60和0.07。優(yōu)化后波紋管平均液膜厚度關(guān)聯(lián)式計算值與模擬值的誤差分析如圖22所示，可以看出誤差都在±25%以內(nèi)，大部分誤差在±20%以內(nèi)。圖23給出了海況下平均液膜厚度計算關(guān)聯(lián)式的精度，計算關(guān)聯(lián)式也可以較好地預(yù)測海況下波紋管管外降膜流動的平均液膜厚度。平均液膜厚度計算關(guān)聯(lián)式的提出為工程中合理選擇波紋管型結(jié)構(gòu)和流體雷諾數(shù)提供理論依據(jù)。

圖22 優(yōu)化后理論計算關(guān)聯(lián)式的波紋管液膜厚度與模擬值對比

圖23 海況下理論計算關(guān)聯(lián)式的波紋管液膜厚度與模擬值對比

4 結(jié)論

基于高速攝像系統(tǒng)、晃蕩平臺系統(tǒng)和3D 建模打印技術(shù)，搭建了研究常規(guī)光圓管、螺紋波管、方波管和波紋管的降膜流動浮式可視化實(shí)驗裝置，進(jìn)行了海況條件下降膜流動的微觀可視化實(shí)驗研究；基于耦合的VOF和Level Set兩相流模型以及動網(wǎng)格技術(shù)，進(jìn)行FLH2中降膜流動的數(shù)值模擬研究，揭示降膜流動海上適應(yīng)性的強(qiáng)化機(jī)理，主要結(jié)論如下。

（1）構(gòu)建的降膜流動數(shù)值模擬模型與微觀可視化實(shí)驗結(jié)果吻合性較好，可以準(zhǔn)確模擬管外降膜流動流型；繪制了常規(guī)光圓管、螺紋波管、波紋管和方波管管外降膜流動的流型劃分圖。

（2）通過降膜流動浮式微觀可視化實(shí)驗和數(shù)值模擬研究結(jié)果可知，在海況條件下，從管間流型穩(wěn)定性、液膜分布均勻穩(wěn)定性、管壁干涸情況、液膜縱向偏移和柱狀流流型區(qū)間等多方面考慮，相較于常規(guī)光圓管、螺紋波管和方波管，推薦采用波紋管作為FLH2中降膜流動換熱段的管型結(jié)構(gòu)，以強(qiáng)化浮式氫氣液化裝置的海上適應(yīng)性。

（3）通過實(shí)驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，得到了波紋管降膜流動平均液膜厚度計算關(guān)聯(lián)式，根據(jù)雷諾數(shù)和管徑比值劃分計算模型的適用范圍?；贖ou理論模型，擬合了不同雷諾數(shù)Re和管徑D下的波紋管外降膜流動的平均液膜厚度計算模型，誤差都在±25%以內(nèi)，海況條件下液膜厚度計算關(guān)聯(lián)式也有較高的計算精度。