潘陽敏，羅祎青,2，王麗雯，袁希鋼,2,3

（1天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2天津大學(xué)化學(xué)工程研究所，天津 300072；3化學(xué)工程聯(lián)合國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072）

壓力旋流式噴嘴噴淋液膜區(qū)換熱過程的數(shù)值模擬

潘陽敏1，羅祎青1,2，王麗雯1，袁希鋼1,2,3

（1天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2天津大學(xué)化學(xué)工程研究所，天津 300072；3化學(xué)工程聯(lián)合國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072）

利用Fluent軟件對(duì)壓力旋流式噴嘴的內(nèi)外流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，以等效的二維網(wǎng)格模型模擬圓周對(duì)稱的三維流動(dòng)，多相流和湍流模型分別采用VOF和雷諾應(yīng)力模型。在兩種條件下，對(duì)噴嘴流場進(jìn)行模擬：① 氣相為空氣，不發(fā)生相間熱質(zhì)傳遞；② 氣相為飽和水蒸氣，發(fā)生相間熱質(zhì)傳遞。相變模型采取Fluent中內(nèi)嵌的Lee模型。將數(shù)值模擬結(jié)果同實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，并以數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)對(duì)噴嘴內(nèi)外流場展開分析。模擬結(jié)果顯示，由于液相在噴嘴旋流室內(nèi)的螺旋運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致噴嘴內(nèi)部形成“空氣芯”，液相速度在噴嘴旋流室與收縮段的連接處變化劇烈；另外，發(fā)生相間熱質(zhì)傳遞條件下，流場的壓力要整體稍低且速度場的速度最大值更大；液膜的傳熱系數(shù)沿液膜流動(dòng)方向不斷減??；因氣相冷凝使得液膜厚度更大，液膜破碎長度也因蒸氣冷凝而變得更長。

噴嘴；流體力學(xué)；數(shù)值模擬；傳質(zhì)；Lee相變模型

引 言

飽和蒸氣與過冷液體進(jìn)行直接接觸冷凝換熱的工業(yè)應(yīng)用很廣泛。該冷凝換熱方式適用于冷熱流體允許接觸混合的情況，故不需要為換熱流體提供固體傳熱壁面，因而無傳熱溫差大小的限制，設(shè)備結(jié)構(gòu)簡單，換熱效率更高。例如煉油廠常減壓裝置減壓塔精餾換熱塔段中，相較于填料，使用噴淋冷卻系統(tǒng)完成空塔換熱有著降低全塔壓降而進(jìn)一步提高減壓拔出率的獨(dú)特優(yōu)勢(shì)[1]。雖然氣液直接接觸換熱過程工業(yè)應(yīng)用廣泛，但由于該冷凝換熱過程受到液體分散相流動(dòng)形式、液膜/液滴分布、液相組成變化等因素的影響，傳熱過程機(jī)制十分復(fù)雜，對(duì)該過程的理論研究很少，尚未形成系統(tǒng)的理論方法，應(yīng)用于工業(yè)過程的設(shè)計(jì)仍基于經(jīng)驗(yàn)，限制了在要求較嚴(yán)格的大型工業(yè)裝置上的應(yīng)用。

飽和蒸氣與過冷液體進(jìn)行直接接觸冷凝換熱過程由于伴隨著相變，氣相的冷凝量對(duì)噴嘴出口的液相流量、液相溫度分布、氣液兩相的物性影響將很大，進(jìn)而對(duì)傳熱也會(huì)產(chǎn)生大的影響。此外，由于噴嘴出口液膜相界面存在湍動(dòng)速率、界面振動(dòng)以及液膜和液滴流動(dòng)形態(tài)、質(zhì)量流率、溫度的變化，使液膜和液滴的主導(dǎo)傳熱方式不相同，目前關(guān)于液膜區(qū)和液滴區(qū)在換熱過程所起作用以及調(diào)控方法尚不清楚，還沒有發(fā)展出用于描述該過程的理論或經(jīng)驗(yàn)傳熱模型。已有的用于描述通過固體壁面膜狀冷凝傳熱方程在此很難適用，因此研究氣液直接接觸冷凝傳熱過程的傳熱特性，掌握流體分布與傳熱相互匹配的規(guī)律，對(duì)發(fā)展和豐富相變傳熱理論、指導(dǎo)大型工業(yè)設(shè)備中利用氣液直接接觸冷凝換熱過程的工程化設(shè)計(jì)和優(yōu)化改造、提高工業(yè)裝置效率、開發(fā)高效設(shè)備具有重要意義。

壓力旋流式噴嘴在噴淋冷卻系統(tǒng)中應(yīng)用廣泛，能夠產(chǎn)生空心錐形噴霧的壓力旋流式噴嘴主要由3部分組成：進(jìn)口、旋流室（直管段及收縮段）、出口直管段。該噴嘴具有兩種典型的結(jié)構(gòu)[2]：噴嘴進(jìn)口為螺旋狀且與噴嘴軸線存在一定角度[圖1(a)]；噴嘴進(jìn)口垂直于噴嘴軸線[圖1(b)]。

流經(jīng)噴嘴的液體霧化過程可用圖2簡要說明，液相從噴嘴進(jìn)口注入并具有一定的切向速度，然后在噴嘴旋流室內(nèi)以螺旋狀的軌跡，從噴嘴上部向下運(yùn)動(dòng)；該螺旋運(yùn)動(dòng)使得旋流室內(nèi)的液相受到一定的離心力作用，進(jìn)而形成負(fù)壓在噴嘴軸線附近產(chǎn)生空氣芯，在噴嘴出口部分形成環(huán)狀液膜；具有軸向及切向速度的液相離開噴嘴后，呈現(xiàn)空心錐狀的液膜；隨后在空氣動(dòng)力和波增長的共同作用下最終在噴霧下游霧化成細(xì)小液滴[3-4]。

圖1 壓力旋流室噴嘴的兩種典型結(jié)構(gòu)Fig.1 Two typical structures of pressure-swirl nozzle

圖2 壓力旋流式噴嘴霧化機(jī)理Fig.2 Atomizing mechanism of pressure-swirl nozzle

隨著對(duì)噴嘴實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究的開展[5-8]，對(duì)噴嘴內(nèi)外流場的認(rèn)識(shí)在不斷深化，但使用噴嘴的噴淋冷卻過程的實(shí)驗(yàn)研究[9-13]，由于受實(shí)驗(yàn)重復(fù)性差的影響，且流體流動(dòng)特性復(fù)雜，使得對(duì)該過程熱質(zhì)傳遞機(jī)理的認(rèn)識(shí)依舊十分有限。Weinberg[9]通過實(shí)驗(yàn)和理論分析研究了噴淋換熱過程中液膜和液滴區(qū)的換熱情況，結(jié)果表明液膜區(qū)的溫升占換熱區(qū)域整體溫升的比例高達(dá)73%～93%；Mayinger等[10]實(shí)驗(yàn)研究了不同蒸氣壓力對(duì)噴淋換熱過程的影響，結(jié)果表明高蒸氣壓力不僅對(duì)液相流場產(chǎn)生影響，對(duì)換熱過程同樣會(huì)產(chǎn)生巨大影響；Takahashi等[13]在實(shí)驗(yàn)檢測設(shè)備上較以往有所改進(jìn)，使用了更小的熱電偶，以盡可能準(zhǔn)確地對(duì)波動(dòng)的且厚度僅為百微米級(jí)別的液膜實(shí)現(xiàn)溫度測量，實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步證實(shí)液膜區(qū)的換熱量處于主導(dǎo)位置。結(jié)合理論分析，他們認(rèn)為液膜存在內(nèi)部湍動(dòng)，大大促進(jìn)了氣液相間的熱質(zhì)傳遞。雖然實(shí)驗(yàn)的方法在研究噴淋冷卻過程中取得了實(shí)質(zhì)性進(jìn)展，但是實(shí)驗(yàn)方法的最大短板在于無法實(shí)現(xiàn)對(duì)于溫度場的實(shí)時(shí)準(zhǔn)確測量的同時(shí)而不對(duì)流場本身產(chǎn)生干擾。顯然CFD數(shù)值模擬方法在此方面具有實(shí)驗(yàn)方法無法比擬的優(yōu)勢(shì)。

本文所使用的噴嘴尺寸參數(shù)取自文獻(xiàn)[14]，利用二維網(wǎng)格模型等效三維模型，來描述噴嘴產(chǎn)生的流場。實(shí)驗(yàn)的冷態(tài)數(shù)據(jù)和換熱數(shù)據(jù)分別來自Ma[14]和Takahashi等[13]。二者實(shí)驗(yàn)所使用的噴嘴均為壓力旋流式噴嘴，故擁有相同的霧化機(jī)理。計(jì)算軟件采用Fluent 15.0，分析討論氣液兩相的速度及壓力分布情況。進(jìn)一步地，利用Fluent中的相變數(shù)值模型——Lee模型，模擬冷凝傳熱過程，并分析討論氣液兩相的速度、壓力及溫度分布情況，對(duì)比相同操作條件下，無換熱和有換熱條件下的流場以及換熱過程的特性。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 控制方程

質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒及能量守恒方程[15]為

其中，Su、Sv和Sw是動(dòng)量方程的廣義源項(xiàng)；ST是能量方程的源項(xiàng)。

1.2 多相流及熱質(zhì)傳遞的計(jì)算模型

噴霧液膜區(qū)的熱質(zhì)傳遞過程模擬，通過在VOF多相流模型的守恒方程中施加基于Lee模型[16-21]的質(zhì)量源項(xiàng)實(shí)現(xiàn)。

1.2.1 VOF多相流模型 在兩相或多相流體互不滲透的前提下，VOF模型針對(duì)每一相引入一個(gè)單元相體積分?jǐn)?shù)。在每個(gè)單元中，各相體積分?jǐn)?shù)之和為1。VOF模型通過求解某一相或某些相體積分?jǐn)?shù)的質(zhì)量守恒方程來實(shí)現(xiàn)相界面追蹤。本文僅涉及氣液兩相流，對(duì)于氣相，方程如下

φv=1(φl=0)，則說明該單元內(nèi)全部為氣相；在每個(gè)計(jì)算單元中，φv+φl=1。本研究將φl=0.5作為氣液相分界面。

1.2.2 冷凝過程的熱質(zhì)傳遞模型 本文使用Fluent中的Lee模型模擬氣液兩相間的熱質(zhì)傳遞過程，并僅涉及氣相冷凝過程。

因氣相冷凝而產(chǎn)生的質(zhì)量源項(xiàng)，如

將式（7）代入蒸氣相輸運(yùn)方程

能量方程式（5）源項(xiàng)為

式中，ΔH為氣相冷凝所釋放的熱量，J·kg-1。

1.3 實(shí)驗(yàn)參照

2001年，Ma[14]利用具有切向進(jìn)口的噴嘴展開實(shí)驗(yàn)研究。表1為所使用噴嘴的尺寸，表中Ap為切向孔總橫截面積（切向孔數(shù)量為2）；Do、Lo分別為出口直管段直徑及長度；θ為旋流室收縮角；Ds、Ls分別為旋流室直徑及長度。

表1 實(shí)驗(yàn)所用噴嘴尺寸[14]Table 1 Nozzle dimensions used for experimental measurements[14]

表2為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)：噴嘴進(jìn)口總體積流量Q為4.73×10-4m3·s-1；噴注壓差Δp為19305 Pa；噴嘴出口液膜厚度h為2.31 mm；噴霧錐角2β為82.6°；噴嘴流量系數(shù)Cd為0.221，流量系數(shù)Cd的物理意義為實(shí)際流量同理想流量的比值，其數(shù)學(xué)表達(dá)式為

表2 實(shí)驗(yàn)測量數(shù)據(jù)Table 2 Experimental measurements

圖3為實(shí)驗(yàn)所攝取的噴嘴內(nèi)部流動(dòng)圖像，從圖中可以清楚地觀察到噴嘴中心軸區(qū)域形成的圓柱形“空氣芯”，并且在噴嘴底端的出口處，“空氣芯”存在一定程度的擴(kuò)張。

另外，關(guān)于換熱的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來自文獻(xiàn)[13]，如圖4所示。

圖3 噴嘴內(nèi)部流動(dòng)圖像Fig.3 Internal flow image

圖4展現(xiàn)了液膜溫度沿流場軸向方向x的變化規(guī)律（圖中液膜量綱1溫度，其值越接近于1，說明液膜平均溫度就越接近于蒸氣飽和溫度Tsat）。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，液膜區(qū)的溫升占總溫升的比例高達(dá)80%，也就是說從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來看，液膜區(qū)承擔(dān)了絕大部分的換熱任務(wù)。

圖4 換熱的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[13]Fig.4 Experimental data of heat exchange[13]

1.4 網(wǎng)格模型及其相關(guān)設(shè)定

1.4.1 網(wǎng)格模型 網(wǎng)格軟件采用ANSYS ICEM。由于切向孔處的網(wǎng)格容易扭曲變形，網(wǎng)格質(zhì)量較差，Hibiki[22]實(shí)驗(yàn)證實(shí)液體在噴嘴旋流室內(nèi)的流動(dòng)是中心對(duì)稱的，文獻(xiàn)[23-24]成功運(yùn)用二維模型來模擬噴嘴，因此，出于提高網(wǎng)格質(zhì)量和減少網(wǎng)格數(shù)量的目的，本文利用二維網(wǎng)格模型等效三維模型，以實(shí)現(xiàn)對(duì)噴嘴內(nèi)外流場的描述。

由于二維網(wǎng)格采用“環(huán)形”進(jìn)口替代原噴嘴的切向孔，故其“環(huán)形”進(jìn)口寬度需要通過計(jì)算得出。

進(jìn)口切向速度

進(jìn)口徑向速度

進(jìn)口寬度

計(jì)算得進(jìn)口寬度d=1.61 mm。

選取噴嘴下游半徑為150 mm，高為150 mm的區(qū)域，作為噴嘴的外流場。另外，為了確保計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格無關(guān)，分別采用網(wǎng)格密度不同的4套網(wǎng)格開展網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證。

由表3中數(shù)據(jù)可以看出，網(wǎng)格數(shù)量大于223056個(gè)時(shí)，計(jì)算結(jié)果幾乎無差別，故223056個(gè)網(wǎng)格足以保證結(jié)果的準(zhǔn)確性。

表3 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證數(shù)據(jù)Table 3 Data of grid independence validation

1.4.2 邊界條件及模型設(shè)定

（1）無換熱

邊界條件設(shè)置如圖5及表4所示。

圖5 噴嘴及其外流場的二維網(wǎng)格示意圖Fig.5 Schematic diagram of 2D mesh

速度入口條件由式（10）、式（11）求出。

表4 流量及進(jìn)口速度設(shè)置Table 4 Flow rate and velocities at velocity inlet

湍流模型采用RSM Linear Pressure-Strain。不考慮能量和質(zhì)量傳遞。表面張力模型采用Continuum Surface Force（CSF）模型，表面張力系數(shù)為0.065n×m-1。壁面區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，通過對(duì)壁面處網(wǎng)格尺寸的多次調(diào)整，最終使得y+處于（18.327，52.694）區(qū)間，符合要求。

（2）有換熱

與無換熱的邊界條件的區(qū)別在于氣相為壓強(qiáng)101325 Pa下的干飽和水蒸氣，液相水的溫度為338.15 K；Fluent設(shè)置考慮熱質(zhì)傳遞，即計(jì)算添加了源項(xiàng)的連續(xù)性方程式（1）和能量方程式（5）。使用“piecewise-linear”模式對(duì)換熱條件下的表面張力系數(shù)進(jìn)行設(shè)置。Lee模型方程式（7）的模型參數(shù)coeff的數(shù)值一般需根據(jù)實(shí)驗(yàn)或經(jīng)驗(yàn)值進(jìn)行調(diào)整，該值與發(fā)生相變時(shí)的質(zhì)量通量呈正比。本研究分別對(duì)coeff在[50, 10000]數(shù)值區(qū)間范圍內(nèi)取值，根據(jù)計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)coeff取200時(shí)，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果匹配度最高，故將coeff設(shè)定為200。

2 結(jié)果與討論

圖6為CFD模擬得出的噴嘴內(nèi)外流場液相體積分?jǐn)?shù)云圖，同Ma[14]實(shí)驗(yàn)所攝取的噴嘴內(nèi)部流動(dòng)圖像（圖3）的直觀對(duì)比可知，數(shù)值模擬方法很好地實(shí)現(xiàn)了對(duì)“空氣芯”的捕捉。

圖6 液相體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.6 Liquid volume fraction contour

表5為數(shù)值模擬結(jié)果同Ma[14]實(shí)測數(shù)據(jù)的對(duì)比。模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，誤差處于允許誤差波動(dòng)范圍，可認(rèn)為本研究所使用的計(jì)算模型能夠準(zhǔn)確模擬噴嘴內(nèi)外流場。

表5 模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 5 Comparison of computational results with experimental measurements

2.1 有、無換熱條件下的噴嘴內(nèi)外壓力場分析

圖7為無換熱和有換熱條件下的噴嘴內(nèi)外流場的壓力云圖，在旋流室內(nèi)部靠近壁面的壓力（表壓，以下“壓力”如未作特殊說明，均視為表壓）最高。由于液體從入口進(jìn)入旋流室后，邊旋轉(zhuǎn)邊向下運(yùn)動(dòng)，徑向距離越小，旋流速度越大，壓力逐漸減小，在中心區(qū)域形成一個(gè)貫通的低壓區(qū)（低于噴嘴外氣壓），將外界空氣倒吸入旋流室。由模擬計(jì)算結(jié)果可看出，有換熱及無換熱條件下噴嘴內(nèi)部的壓力分布規(guī)律基本相同。但有換熱條件下流場的整體壓力要稍低于無換熱條件下壓力。由于存在換熱時(shí)，導(dǎo)致氣相冷凝，繼而氣相壓力減小，空氣芯真空度提高，使得噴嘴內(nèi)部液相壓力也進(jìn)一步減小。

2.2 有、無換熱條件下的噴嘴內(nèi)外速度場分析

圖8為有、無換熱兩種條件下的速度云圖，液相在噴嘴內(nèi)部的徑向上，速度由中心向四周逐漸減小；在軸向方向上，液相速度在旋流室直管段部分并無明顯變化；而在收縮段，靠近空氣芯的液相速度大小有明顯的增加，由于流動(dòng)面積的減小，液相速度在出口直管段達(dá)到最大，且以該最大速度值噴射至外流場。

圖7 壓力云圖Fig.7 Pressure contour/Pa

圖8 速度云圖Fig.8 Velocity contour/m·s-1

氣相速度的明顯變化存在于噴嘴內(nèi)部的“空氣芯”，且其變化趨勢(shì)主要沿著軸向發(fā)展?？諝庑镜捻敳繗庀嗨俣容^小，隨著位置向噴嘴出口處靠近，氣相速度逐漸增加，且在出口直管段達(dá)到最大。

以上所呈現(xiàn)氣液相的速度分布規(guī)律，有、無換熱條件下表現(xiàn)較為一致。

進(jìn)一步觀察圖8，相較于無換熱條件，有換熱條件下速度場的速度最大值更大，達(dá)到了9.83 m·s-1，出現(xiàn)在噴嘴旋流室的收縮段，而該最大值屬于氣相。

圖9為兩種條件下氣相在中心軸上的軸向速度對(duì)比（噴嘴頂部至出口處總的軸向長度為0.131 m）。從圖9中可以看出在軸向距離為0.10～0.12 m區(qū)間，即噴嘴收縮段及出口直管段，有換熱和無換熱條件下，氣相速度都有一個(gè)峰值。

圖10為噴嘴內(nèi)部氣相在中心軸線上的壓力分布。有換熱情況下，軸向距離0.07～0.131 m區(qū)間內(nèi)，壓降相對(duì)0～0.07 m區(qū)間要大很多；相同的規(guī)律在無換熱情況下也有呈現(xiàn)。可以說，噴嘴出口附近更大的壓力降是造成此處速度達(dá)到峰值的直接主要原因。

圖9 噴嘴內(nèi)部氣相在中心軸線上軸向速度分布Fig.9 Profile of gas velocity along center axial inside nozzle

圖10 噴嘴內(nèi)部氣相在中心軸線上的壓力分布Fig.10 Profile of gas pressure along center line of air core

由圖10還可發(fā)現(xiàn)，無換熱的情況下，在0.09～0.131 m區(qū)間便已完成較大幅度的壓力降，相比存在換熱情況的0.07～0.131 m的長度更短。這直接造成無換熱情況下，噴嘴內(nèi)氣相在更加靠近噴嘴出口的位置，速度便達(dá)到峰值（圖9給出了更為直觀的顯示）。而存在換熱的情況下，氣相在稍遠(yuǎn)離噴嘴出口的位置速度方達(dá)到峰值的原因，可能在于飽和蒸氣在噴嘴內(nèi)部的冷凝所造成的額外真空度，給了氣相進(jìn)一步的速度加成。

2.3 換熱條件下氣液相流動(dòng)及換熱的分析

圖11為有換熱條件下的溫度場。液相的主體溫度維持在338.15 K，而氣相的溫度隨位置呈現(xiàn)較為明顯的梯度分布；特別是在旋流室直管段與收縮段的連接處，氣相溫度變化劇烈。

圖12為整體流場的速度矢量縱向剖面及局部放大圖，對(duì)計(jì)算結(jié)果中速度矢量的進(jìn)一步數(shù)據(jù)處理發(fā)現(xiàn)，氣相在氣芯區(qū)域的流動(dòng)方向如圖12右側(cè)放大圖所示：在氣芯的軸心附近（氣芯主體），氣相的流動(dòng)方向?yàn)樨Q直向上；而貼近液相的氣相，由于相間力的作用，跟隨液相向下流動(dòng)。

圖11 溫度云圖Fig.11 Temperature contour with heat transfer/K

圖12 速度矢量縱向剖面及局部放大圖Fig.12 Longitudinal profile of velocity vector and partial enlarged details/m·s-1

對(duì)比圖11和圖8（b），發(fā)現(xiàn)低溫區(qū)域在位置上高于高速區(qū)域，這是由于熱量的傳遞需要一定的時(shí)間，且部分氣芯主體的氣相向上流動(dòng)；part 2處的氣相溫度下降的一段時(shí)間內(nèi)，氣相已自part 2運(yùn)動(dòng)至part 1，故而出現(xiàn)低溫區(qū)域的位置稍微上移的現(xiàn)象。

2.3.1 不同軸向位置傳熱系數(shù)和液膜溫升 液相自出口噴出，在噴嘴外部與飽和蒸氣接觸，進(jìn)行相間換熱，液膜溫度及傳熱系數(shù)在液膜的上下游有著不同的分布規(guī)律。

圖13展現(xiàn)了液膜溫度及傳熱系數(shù)沿流場軸向方向x的變化規(guī)律：在剛離開噴嘴的一段距離內(nèi)，液膜溫度升高較快；在距噴嘴出口軸向距離為20 mm左右時(shí)，曲線斜率趨緩，溫升速度降低；液膜破碎處，，即液膜區(qū)域的溫升占整體噴淋換熱總溫升的78%。Weinberg[9]通過實(shí)驗(yàn)和理論分析研究了噴淋換熱過程中液膜區(qū)的換熱情況，結(jié)果表明液膜區(qū)換熱量占整體換熱量的比例高達(dá)73%～93%，這個(gè)比例在Takahashi等[13]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中為80%，同本數(shù)值模擬結(jié)果相一致。由圖13還可以發(fā)現(xiàn)傳熱系數(shù)從靠近噴嘴出口處的710000 W·m-2·K-1下降到液膜破碎處的110000 W·m-2·K-1，該變化取得了與Takahashi等[13]實(shí)驗(yàn)結(jié)論相一致的趨勢(shì)。

圖13 液膜溫度及傳熱系數(shù)沿軸向的變化Fig.13 Variation of liquid film temperature and heat transfer coefficient along axial direction

使用后處理軟件CFD-Post讀取湍動(dòng)能數(shù)據(jù)，氣液相分界面為液相含率φl=0.5。圖14揭示了氣液相湍動(dòng)能沿軸向的變化趨勢(shì)，在軸向方向上液相湍動(dòng)能隨距噴嘴出口距離的增大呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)，而氣相湍動(dòng)能呈現(xiàn)無規(guī)律分布；在分析噴嘴出口下游區(qū)域的氣液相流動(dòng)后，并結(jié)合圖13、圖14所呈現(xiàn)的規(guī)律，發(fā)現(xiàn)傳熱系數(shù)沿軸向的變化規(guī)律與液相湍動(dòng)能沿軸向的變化規(guī)律一致；其變化規(guī)律均為隨著距離噴嘴出口軸向距離的增加，傳熱系數(shù)和液相湍動(dòng)能呈單調(diào)遞減的趨勢(shì)，由此可以認(rèn)為液相湍動(dòng)的劇烈程度是影響傳熱系數(shù)的重要因素之一，這一結(jié)論與Takahashi等[13]相一致，其將湍動(dòng)考慮在內(nèi)的關(guān)于液膜及液滴區(qū)換熱的理論分析結(jié)果相較于不考慮湍動(dòng)而言更接近于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

圖14 氣液相湍動(dòng)能沿軸向的變化Fig. 14 Variation of turbulence kinetic energy of gas and liquid phases in axial direction

2.3.2 不同軸向位置的冷凝量 圖15為氣相冷凝量沿軸向的變化曲線，由圖可知冷凝量沿軸向不斷增加，并且增加的幅度趨緩，即噴霧下游的氣相冷凝速度在減小。另外，對(duì)比有無換熱條件下的液膜破碎長度發(fā)現(xiàn)，有換熱條件下破碎長度為56.8 mm，無換熱條件下破碎長度為49.0 mm，原因可能是氣相在液膜上的冷凝使得液膜厚度有所增加，該厚度上的增加使得液膜更難破碎，故有換熱條件下的破碎長度更長。

圖15 冷凝量沿軸向的變化Fig.15 Variation of condensation amount along axial direction

3 結(jié) 論

本文利用CFD軟件Fluent15.0 對(duì)壓力旋流式噴嘴的內(nèi)外流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，模擬分為無換熱和有換熱兩部分。多相流及湍流模型分別采用VOF和雷諾應(yīng)力模型，相變傳質(zhì)模型采用Fluent內(nèi)嵌的Lee模型。

本文研究結(jié)果表明：有換熱條件下噴嘴內(nèi)部氣相溫度有著較為明顯的梯度分布，特別是在旋流室直管段與收縮段的連接處，氣相溫度變化劇烈；在噴嘴收縮段及出口直管段液相速度較大，促進(jìn)蒸氣發(fā)生冷凝使局部產(chǎn)生更低的壓力，這樣的壓力差促進(jìn)了該區(qū)域蒸氣的流動(dòng)；液膜區(qū)的液相湍動(dòng)能及傳熱系數(shù)隨距噴嘴出口距離的增加而減小，該現(xiàn)象說明液相湍動(dòng)的劇烈程度是影響傳熱系數(shù)的重要因素之一；此外，因氣相冷凝使得液膜厚度更大，液膜破碎長度也因蒸氣冷凝而變得更長；液膜區(qū)域的溫升占總體溫升的78%。

以上結(jié)論對(duì)氣液直接接觸冷凝過程設(shè)計(jì)具有重要指導(dǎo)意義，特別是液膜區(qū)的換熱量在整個(gè)噴淋換熱過程占據(jù)主導(dǎo)地位這一結(jié)論，對(duì)于指導(dǎo)石油化工中常減壓裝置的減壓塔精餾換熱塔段噴淋設(shè)備的科學(xué)布置具有重要意義，如為盡可能多地呈現(xiàn)液膜，可考慮布置多層噴嘴，以充分發(fā)掘液膜區(qū)換熱的效能。本文提供了一種數(shù)值模擬策略和方法，雖然準(zhǔn)確性有待通過進(jìn)一步實(shí)驗(yàn)證實(shí)，但作為理論數(shù)值模擬研究，可向工程設(shè)計(jì)人員提供預(yù)測。

符 號(hào) 說 明

Ap——切向孔總橫截面積，mm2

Cd——流量系數(shù)

cp——比熱容，J·kg-1·K-1

coeff——Lee模型參數(shù)，s-1

Dp——切向孔直徑，mm

Ds——旋流室直徑，mm

D0——出口直管段直徑，mm

d——噴嘴進(jìn)口寬度（網(wǎng)格），mm

ΔH——?dú)庀嗬淠尫艧崃?，J·kg-1

h——出口液膜厚度，mm

h*——傳熱系數(shù)，W·m-2·K-1

k——熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1

Ls——旋流室長度，mm

L0——出口直管段長度，mm

p——壓力，Pa

Δp——噴注壓差，Pa

Q——體積流量，m3·s-1

S——質(zhì)量源項(xiàng)

T——溫度，K

——液膜平均溫度，K

Tsat——飽和氣相溫度，K

T0——噴嘴進(jìn)口液相溫度，K

t——時(shí)間，s

u——軸向速度，m·s-1

v——徑向速度，m·s-1

w——切向速度，m·s-1

x——距噴嘴出口的軸向距離，mm

β——噴霧半錐角，(°)

θ——收縮角，(°)

μ——?jiǎng)恿︷ざ?，Pa·s

ρ——密度，kg·m-3

φ——體積分?jǐn)?shù)

下角標(biāo)

b——液膜破裂

c——冷凝

in——網(wǎng)格模型噴嘴進(jìn)口

l——液相

o——噴嘴出口

p——實(shí)體噴嘴切向進(jìn)口

s——噴嘴旋流室

sat——飽和

v——?dú)庀?/p>

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Numerical simulations on sheet region of spray cooling process of pressure-swirl nozzle

PAN Yangmin1, LUO Yiqing1,2, WANG Liwen1, YUAN Xigang1,2,3
(1School of Chemical Engineering and Technology,Tianjin University,Tianjin300072,China;2Chemical Engineering Research Center,Tianjin University,Tianjin300072,China;3State Key Laboratory of Chemical Engineering,Tianjin University,Tianjin300072,China)

The commercial software Fluent 15.0 is employed to carry out the numerical simulation on the internal and external flow fields of the pressure-swirl nozzle. The axisymmetric 3-D flow field is represented by an equivalent 2-D grid. The VOF multiphase flow model and Reynolds stress model (RSM) are chosen. Numerical simulations on flow fields are performed in two different circumstances: ① Gas phase is specified as air and there is no heat and mass transfer between phases; ② Gas phase is saturated steam, heat and mass transfer exists between phases. Lee model, a computational model embedded in Fluent 15.0, is specified as the phase-transition model of heat transfer. Comparisons between CFD simulations and experiment are launched. The internal and external flow fields are analyzed based on simulation datum. Results indicate that an air core forms inside the nozzle due to the helical motion of liquid phase, velocity of which increases sharply at the junction of contraction section and orifice's straight pipe section of the nozzle. Furthermore, comparisons are also performed between circumstance ① and ②. Numerical simulation results indicate that when heat and mass transfer exists between phases (i.e. in case of circumstance ②), (1) pressure of the flow fields is slightly lower and peak velocity is larger; (2) heat transfer coefficient of liquid film decreases gradually along the flow direction; (3)the film is thicker due tothe vapor condensation, and liquid film breakup length is larger.

nozzle; fluid mechanics; numerical simulation; mass transfer; Lee model

LUO Yiqing, luoyq@tju.edu.cn

TQ 021.3

：A

：0438—1157（2017）02—0575—09

10.11949/j.issn.0438-1157.20160927

2016-07-04收到初稿，2016-12-14收到修改稿。

聯(lián)系人：羅祎青。

：潘陽敏（1991—），男，碩士研究生。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(21676183)。

Received date: 2016-07-04.

Foundation item: supported by the National Natural Science Foundation of China(21676183).