丁國棟，陳家慶，李振林，蔡小壘

（1 北京石油化工學(xué)院機械工程學(xué)院，北京102617； 2 中國石油大學(xué)（北京）機械與儲運工程學(xué)院，北京102249；3 深水油氣管線關(guān)鍵技術(shù)與裝備北京市重點實驗室，北京102617）

引 言

與常規(guī)氣泡相比，微氣泡具有粒徑小、上浮速度慢、水力停留時間長、比表面積大等特點，已經(jīng)在很多領(lǐng)域得到了應(yīng)用[1-2]。例如，第四代先進核能系統(tǒng)——釷基熔鹽堆在運行過程中會不斷產(chǎn)生裂變氣體（如135Xe 和85Kr 等），嚴重影響反應(yīng)堆的正常運行，需要及時予以脫除，橡樹嶺國家實驗室（ORNL）通過向燃料鹽中通入微氣泡形式的氦氣，然后通過傳質(zhì)過程吸收裂變氣體[3]。產(chǎn)生微氣泡的專用設(shè)備常常被稱為微氣泡發(fā)生器，其中文丘里管式微氣泡發(fā)生器具有結(jié)構(gòu)簡單、成泡能耗低的優(yōu)點，在實際工程中備受關(guān)注[4-5]。用于釷基熔鹽堆裂變氣體脫除的文丘里管式微氣泡發(fā)生器最早由ORNL 的Kress[6]于1972 年研制成功，也堪稱世界范圍內(nèi)最早得到工程應(yīng)用的文丘里管式微氣泡發(fā)生器，主體結(jié)構(gòu)由收縮段、喉管和擴張段組成，其中注氣孔位于喉管處。Fujiwara 等[7-9]提出了一種新型文丘里管式微氣泡發(fā)生器，注氣孔置于文丘里流道上游進水管處，氣相首先在水流沖擊下形成初始氣泡，隨后氣液兩相進入文丘里流道并碎化成微氣泡。實驗結(jié)果表明，該型微氣泡發(fā)生器能夠在較大氣水比范圍內(nèi)實現(xiàn)高效成泡，并且成泡平均粒徑不隨氣水比的增大而顯著變化。針對上述兩類文丘里管式微氣泡發(fā)生器，相關(guān)學(xué)者以水和空氣為實驗介質(zhì)，并通過可視化實驗方法觀測單氣泡或微小氣水比下氣泡流在文丘里管式流道內(nèi)的運動、變形及破碎過程，并基于測得的實驗數(shù)據(jù)重點對氣泡在擴張段內(nèi)的破碎機理進行探究。例如，Kaneko 等[10-12]針對Fujiwara 等設(shè)計的文丘里管式微氣泡發(fā)生器開展實驗研究，借助高速攝像觀察氣泡進入文丘里管式流道后的破碎現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)氣泡在高液速下經(jīng)喉管進入擴張段，先膨脹后急劇收縮，在靜壓力回升的壓差作用下發(fā)生氣泡碎化。Sun 等[13-14]則對注氣口位于喉管處的文丘里管式微氣泡發(fā)生器開展實驗研究，發(fā)現(xiàn)文丘里擴張段內(nèi)包含多種氣泡破碎機理，如剪切應(yīng)力作用、湍流脈動和氣泡界面振蕩等。Sparrow等[15-16]研究指出，在一定擴張段張角和液相Reynolds數(shù)下，在擴張段區(qū)域出現(xiàn)由邊界層分離引發(fā)的回旋流，使得氣泡發(fā)生急劇減速及堆積，強化氣液間的相互作用而助力氣泡發(fā)生破碎。根據(jù)界面不穩(wěn)定性理論，氣泡界面波動越劇烈，氣泡表面積聚的能量越高，進入擴張段后破碎程度越高。盡管從理論上講，由注氣口處脫附生成的初始氣泡形態(tài)會對氣泡在擴張段內(nèi)的破碎特征產(chǎn)生重要影響，但實際上迄今的相關(guān)研究卻得到了不同結(jié)論。例如，Gordiychuk 等[17]探究了注氣孔孔徑對成泡粒徑分布的影響，指出進氣孔孔徑對最終成泡粒徑的影響不顯著；Li等[18]在氣水比0.1%～0.5%時，系統(tǒng)分析了注氣孔孔徑、注氣孔數(shù)量、擴張段張角等對成泡粒徑分布的影響規(guī)律，結(jié)果表明注氣孔孔徑和數(shù)量對成泡粒徑影響并不顯著。其原因可歸結(jié)于，當注氣口位于喉管位置時，距離擴張段入口較近，氣泡未經(jīng)氣液間的劇烈相互作用便進入擴張段，而且在此微小氣水比下，氣液流動狀態(tài)為泡狀流，擴張段復(fù)雜流場對氣泡的碎化作用足以掩蓋初始成泡特征差異性造成的影響。但是，對于大氣水比下初始成泡特征的描述，以及該特征對擴張段內(nèi)氣泡碎化特性的影響分析，尚未有相關(guān)文獻公開發(fā)表。針對注氣口前移至進水管位置處的文丘里管式微氣泡發(fā)生器，曹俊雅等[19]通過照相法探討了錯流、逆流和并流3 種進氣方向?qū)Τ膳萘降挠绊?，結(jié)果表明并流進氣方式因氣泡脫離時間更短，使得生成氣泡尺寸最小。但他們沒有與注氣口位于喉管位置時的成泡性能進行對比分析。由此可見，有必要采用可視化實驗方法，對比分析大氣水比（＞1%）下注氣孔位于喉管或進水管時的初始成泡特征及流型，并對不同流型下氣泡在擴張段內(nèi)的氣泡破碎特性及機理進行探究，以便為文丘里管式微氣泡發(fā)生器的改良設(shè)計提供理論支撐和佐證。本文通過可視化實驗方法，對比分析注氣口分別位于喉管處（結(jié)構(gòu)1 型）和進水管處（結(jié)構(gòu)2型）的兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器在大氣水比工況下的氣液流型、氣泡破碎特征以及成泡粒徑，并對兩種微氣泡發(fā)生器的成泡能耗進行對比分析，以期為文丘里管式微氣泡發(fā)生器的工程應(yīng)用提供參考。

1 實驗設(shè)備和方法

1.1 實驗系統(tǒng)

為探究文丘里管式微氣泡發(fā)生器的成泡特性以及氣泡在文丘里管式流道內(nèi)的運動、變形及破碎特征，設(shè)計并搭建了如圖1所示的可視化實驗系統(tǒng)。該系統(tǒng)主體由液相環(huán)路、注氣裝置和拍攝裝置組成。全部實驗都在常溫常壓下進行，選擇自來水和空氣為實驗工質(zhì)。液相環(huán)路通過變頻式管道增壓泵（SHIMGE，BW4-2型）進行水流的增壓輸運，水流量通過調(diào)節(jié)變頻器控制泵轉(zhuǎn)速得以實現(xiàn)。高壓氣瓶作為實驗用氣源，經(jīng)減壓閥減壓后通過氣體流量控制器（ZXKJ-001 型）進行注氣流量的精確控制，測量精度＜1%。選用美國IDT 公司的Motion Pro Y3-S2 型高速攝影儀對文丘里流道內(nèi)的氣泡運動、變形及破碎過程進行捕捉和記錄，分辨率為1024×1008 時的頻率為6000 fps，配套鏡頭選用Nikon AFS Micro NIKKR 60 mm 型。拍攝系統(tǒng)增強光源采用LED（LIPPMANN，LED-600A），用以保證拍攝過程中的光照強度并確保拍攝區(qū)域內(nèi)的光強分布均勻。LED 和高速攝影鏡頭正對面安裝放置，文丘里流道置于兩者之間。

圖1 實驗流程Fig.1 Schematic overview of the experimental apparatus

盡管近年來部分學(xué)者圍繞注氣孔孔徑、注氣孔個數(shù)、擴張段張角等結(jié)構(gòu)參數(shù)對文丘里管式微氣泡發(fā)生器成泡粒徑分布的影響規(guī)律進行了探究，但尚未建立起文丘里管式流道的設(shè)計標準或公認的設(shè)計指南[20-22]。因此，本文參考近幾年相關(guān)文獻中出現(xiàn)的文丘里管式流道主體結(jié)構(gòu)參數(shù)，并綜合考慮加工難度，設(shè)計了如圖2 所示的文丘里管式微氣泡發(fā)生器。為降低拍攝過程中由于光線折射所造成的氣泡形態(tài)誤差，本文借鑒該領(lǐng)域的一般性做法，將流道橫截面設(shè)計成矩形，其中進水管處橫截面尺寸為5 mm×2 mm，喉管處橫截面尺寸為2 mm×2 mm。收縮段張角為22.5°，擴張段張角為10°，喉管長為4 mm，注氣孔孔徑為1 mm。兩種文丘里管式氣泡發(fā)生器的區(qū)別僅在于注氣管位置不同，結(jié)構(gòu)1 型的注氣孔位于喉管管壁，注氣孔中心距收縮段后沿1 mm，結(jié)構(gòu)2 型的注氣孔位于進水管管壁，注氣孔中心距進口端20 mm。為便于觀測，文丘里管式微氣泡發(fā)生器的加工材質(zhì)為高透有機玻璃，觀測位置固定在出水口處。

圖2 兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the two Venturi-type microbubble generator

為應(yīng)對大氣水比的研究目標，本文液相流量的調(diào)節(jié)范圍為40～140 L/h。氣相流量控制在20～80 ml/min之間。兩相體積流量變化范圍的選擇根據(jù)式（1）定義的氣相體積分數(shù)來確定[18]：

式中，QL為液相體積流量；QG為氣相體積流量。

1.2 圖像處理方法

基于高速攝像得到的數(shù)字圖像，需要借助數(shù)字圖像分析方法（digital image analysis,DIA）進行后處理以獲取氣泡粒徑、圓度、運動速度等參數(shù)信息[23]。本文選用商業(yè)軟件Image J 進行圖像處理，Image J是美國國家心理健康研究所開發(fā)的開源圖像分析軟件，廣泛應(yīng)用于醫(yī)療診斷、醫(yī)學(xué)影像等領(lǐng)域，在顯微圖像處理及離散氣泡粒徑測量方面也有不少應(yīng)用案例[24]。數(shù)字圖像粒度分析的步驟大致可分為數(shù)字圖像預(yù)處理、對處理后的圖像進行邊緣檢測、對邊緣檢測后的圖像進行粒度檢測、最后將粒度結(jié)果以圖表方式進行對比分析等過程。圖3所示為基于Image J 軟件的圖像處理流程，其中原始圖片為液相流量為0.08 m3/h、注氣流量為20 ml/min 時出口位置成泡圖像。原始圖片導(dǎo)入Image J 軟件后首先進行預(yù)處理操作，包括裁剪、降噪和銳化等步驟，對于拍攝質(zhì)量較高的原始圖片則可省略預(yù)處理步驟。然后將圖片進行閾值更改和二值化處理，以此凸顯氣泡邊界，并檢測氣泡的邊界及進行填充[25-26]。由于部分氣泡在流道內(nèi)可能存在部分重疊現(xiàn)象，本文采用分水嶺方法（watershed）進行切割。最后，對所檢測到的圓度、等效粒徑、氣泡運動速度等氣泡物理參數(shù)進行提取和分析。

圖3 基于Image J圖像處理流程Fig.3 Bubble detection in image processsing via Image J

在二維圖像處理中，等效直徑（d）i是指圖像中氣泡投影面積的直徑等于相同面積下標準圓的直徑，計算公式為:

式中，S為氣泡區(qū)域投影面積，mm2。

對于注氣口處的初始氣泡尺寸信息，由于受到液相水流的沖擊作用，使得氣泡發(fā)生拉伸變形，并在斷裂脫附后呈橢球型。因此，采用定量化參數(shù)對氣泡在斷裂前、后的形態(tài)特征進行描述，如圖4 所示。其中氣泡斷裂前的最大拉伸長度（l）定義為注氣口上頂點與氣泡頂端的連線間距，而該連線與邊壁的夾角則被定義為氣泡夾角（θ）。對于斷裂后的氣泡，則采用高寬比（D）來描述氣泡的形狀特征，其定義為一個恰好能包圍氣泡區(qū)域的矩形的寬和長，即氣泡高度（b）和氣泡寬度（a）的比值[22,27-28]。

圖4 注氣口處的初始氣泡結(jié)構(gòu)尺寸特征Fig.4 The description of initial bubble characteristics

忽略相鄰兩幀時間內(nèi)氣泡運動速度的變化，離散氣泡在流道內(nèi)的上升速度可約等于相鄰兩幀時間內(nèi)的質(zhì)點軸向位移差與相鄰兩幀時間之比[29]:

式中，u為氣泡的時均速度，m/s；y為某時刻的氣泡質(zhì)心軸向坐標，m；Δt為相鄰兩幀的時間間隔，s。

同時，為了降低圖像處理過程中的系統(tǒng)誤差，除了采取增大光照強度以提高照片質(zhì)量外，還通過增加圖片的樣本數(shù)量，借助Image J 的批量處理平臺，自行編輯運行代碼，進行批量處理以提高準確度。

2 實驗結(jié)果及分析

2.1 初始成泡特征及流型圖

圖5 所示為結(jié)構(gòu)1 和結(jié)構(gòu)2 型微氣泡發(fā)生器在不同氣、液相流量工況下的初始成泡特征對比。圖5（a）為QL=40 L/h、QG=20 ml/min（即α=0.03）時，空氣由喉管處注入并在水流沖擊下拉伸變長，并最終在最窄處發(fā)生斷裂脫附，離散氣泡隨水流進入下游擴張段區(qū)域。增大液相流量至60 L/h，氣相流量恒定20 ml/min，即α降低至0.02時，喉管注氣口位置處的氣液流型由泡狀流變成彈狀流，成泡過程不再發(fā)生斷裂、脫附，所形成的氣腔由喉管一直延伸至擴張段區(qū)域，并且在擴張段處的體積膨脹增大。分析原因主要由于擴張段進口壁面區(qū)域存在回旋流靜止區(qū)，進入該區(qū)域的氣泡在此位置發(fā)生急劇減速。結(jié)構(gòu)1型文丘里管式微氣泡發(fā)生器的注氣口位置與擴張段距離較近，初始氣泡頭部沿內(nèi)壁面進入回流靜止區(qū)后，氣泡拉伸效應(yīng)受阻、氣泡不再發(fā)生斷裂，在壓力回升及回流靜止區(qū)域雙重作用下，氣液流型由泡狀流轉(zhuǎn)換成彈狀流。同時，彈狀泡頂端在擴張段復(fù)雜流場的作用下發(fā)生劇烈界面波動，子氣泡碎片發(fā)生脫離。當QG由20 ml/min 增大至40 ml/min，同時保持QL恒定為60 L/h，即α為0.04 時，氣液流型由彈狀流變?yōu)榄h(huán)狀流，分析原因是由于經(jīng)注氣口注入的氣相顯著擴充彈狀流型下的氣腔體積，不斷增大的氣腔逐漸占據(jù)流道的大部分空間。隨著運動推移，液相逐漸形成液膜并沿管壁向前流動，氣液間形成連續(xù)且動態(tài)的界面，氣液流型由此發(fā)生轉(zhuǎn)換。

圖5 兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器在各自注氣口位置處的初始成泡特征Fig.5 The initial bubble characteristics of the two Venturi-type microbubble generators

圖5（b）為結(jié)構(gòu)2 型微氣泡發(fā)生器內(nèi)的氣液流型，隨氣、液相流量變化始終保持為泡狀流。當QL=40 L/h、QG=20 ml/min 時，結(jié)構(gòu)2 型微氣泡發(fā)生器產(chǎn)生的初始氣泡在斷裂前的最大拉伸長度（l）是結(jié)構(gòu)1型的0.77 倍，所成氣泡與壁面間的夾角（θ）為28.35°，氣泡迎水面的界面較為平整，背水面的氣泡界面呈圓弧狀。分析原因是由于結(jié)構(gòu)1型的注氣口位于喉管處，此處的流道橫截面積為結(jié)構(gòu)2 型注氣口位置處流道橫截面積的0.4 倍，相同流量下的水流表觀速度為結(jié)構(gòu)2型的2.5倍，氣泡所受的黏性剪切應(yīng)力遠大于結(jié)構(gòu)2 型。結(jié)構(gòu)1 型微氣泡發(fā)生器在注氣口處發(fā)生氣泡斷裂脫附后的長寬比（D）為3.11，而結(jié)構(gòu)2 型的長寬比為2.65，成泡脫附頻率隨之提高，成泡粒徑顯著降低。當QL由40 L/h 增大至60 L/h 時，由于流動剪切力的增大，氣泡在注氣口發(fā)生斷裂脫附前的最大拉伸長度（l）由2.78 mm 增加至3.30 mm，與內(nèi)壁面間的夾角（θ）則相應(yīng)由28.35°減小至17.33°，氣泡脫附后的長寬比（D）由2.65增加至3.16。而當QG由20 ml/min 增大至40 ml/min 時，由于注氣量的增加，氣泡體積顯著增大。最大拉伸長度（l）由3.30 增大至4.02，長寬比（D）由3.16 降低至2.99。

綜上可知，結(jié)構(gòu)1 型微氣泡發(fā)生器的初始成泡特征及氣液流型受氣、液相流量的變化影響顯著，呈現(xiàn)了泡狀流、彈狀流和環(huán)狀流三種流型。為系統(tǒng)分析兩種結(jié)構(gòu)在不同氣、液流量下的流型特征，設(shè)置QG為20、30、40、60、80 ml/min，QL為40、60、80、100、120、140 L/h，進行全因素實驗并根據(jù)實驗結(jié)果繪制如圖6 所示的流型圖。由圖可知，結(jié)構(gòu)1 型僅在較小注氣流量及較高液相流量下才能呈現(xiàn)泡狀流或彈狀流，而結(jié)構(gòu)2 型在整個參數(shù)區(qū)間內(nèi)都是泡狀流。由此可知，結(jié)構(gòu)2 型微氣泡發(fā)生器的有效成泡操作參數(shù)區(qū)間遠大于結(jié)構(gòu)1 型，對工況的適應(yīng)性更強。

圖6 兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器在全部實驗范圍內(nèi)的氣液流型圖Fig.6 Gas-liquid flow pattern of the Venturi-type microbubble generator

2.2 成泡粒徑的對比分析

文丘里管式微氣泡發(fā)生器成泡粒徑的拍攝位置固定在距擴張段尾端6 mm 處，視窗范圍為12 mm×12 mm。為定量對比分析兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器在相同工況下的成泡粒徑，定義Sauter 平均粒徑（d32）如式（4）所示[30]:

為便于進行文丘里流道內(nèi)的流體動力學(xué)分析，定義喉管位置截面處的液體組分Reynolds 數(shù)（Reth）如式（5）所示[31]:

式中，dth為喉管處的等效內(nèi)徑；uth為喉管處的液相流速；ρL為液相密度；μL為液相動力黏度。

圖7所示為QG=20 ml/min，Reth分別為7077、10616、14154、17693、21234和24770時，兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器的成泡Sauter 平均粒徑（d32）分布。隨著液相Reynolds 數(shù)的增大，成泡平均粒徑逐漸降低，并且結(jié)構(gòu)2 型的成泡粒徑均高于結(jié)構(gòu)1 型。通過對離散數(shù)據(jù)進行擬合，得到冪指函數(shù)的擬合關(guān)系，關(guān)系式見表1。當Reth=7077時，兩種結(jié)構(gòu)微氣泡發(fā)生器的初始成泡流型均為泡狀流，二者的d32差值為0.442 mm，此時在文丘里流道內(nèi)，初始氣泡在剪切應(yīng)力作用下僅發(fā)生變形。隨著液相Reynolds數(shù)逐漸增大至24770，結(jié)構(gòu)1型的初始成泡流型變?yōu)閺棤盍?，兩種結(jié)構(gòu)下成泡d32差值逐漸縮小至0.029 mm，說明文丘里流道內(nèi)彈狀流型下的氣泡碎化強度強于泡狀流。

圖7 QG=20 ml/min時的兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器Sauter平均粒徑隨液相Reynolds數(shù)的變化Fig.7 Variation in bubble Sauter mean diameter with Reth for QG=20 ml/min

表1 不同文丘里管式微氣泡發(fā)生器的成泡平均粒徑（d32）與液相Reynolds數(shù)（Reth）間的擬合關(guān)系式Table 1 Correlations of the Sauter mean diameter with respect to Reth under different Venturi-type microbubble generator

湍流場中氣泡碎化理論認為，在高Reynolds 數(shù)下如果氣泡表面所受到壓力波動的影響超過氣泡表面張力的影響，那么氣泡就會發(fā)生破裂[32-33]。相關(guān)學(xué)者已采用可視化實驗方法對泡狀流型下氣泡通過文丘里管式微氣泡發(fā)生器擴張段區(qū)域時的運動、變形及破碎形態(tài)及氣泡破碎機理進行了探究，而對彈狀流型下的氣泡碎化特征及機理卻鮮有涉及。圖8（a）所示為QL=80 L/h、QG=20 ml/min 時，即Reth=14154時，結(jié)構(gòu)1型微氣泡發(fā)生器擴張段內(nèi)的氣泡輸運過程。由圖可知，注氣口生成的彈型泡由喉管延伸至擴張段后的碎化經(jīng)歷了界面波動、子氣泡脫離及分散破碎等過程。擴張段近壁面區(qū)域存在復(fù)雜的湍流脈動，致使氣泡末端界面波動劇烈，不穩(wěn)定性增強。在剪切應(yīng)力、湍流渦旋、壓力脈動的耦合作用下，子氣泡碎片發(fā)生失穩(wěn)脫附，并從母泡分離。分離后的子氣泡繼續(xù)在內(nèi)部流場的作用下發(fā)生二次破碎，并且在回旋流作用下加速細化及分散，氣泡分散區(qū)域進一步擴大。

圖8（b）所示為相同工況下結(jié)構(gòu)2型微氣泡發(fā)生器流道內(nèi)的氣泡輸運過程，初始氣泡由注氣口生成并脫附后，經(jīng)收縮段和喉管段進入擴張段。在湍流輸運過程中，離散氣泡在液相水流的裹挾、沖擊作用下發(fā)生界面波動及變形，并在氣泡表面積聚能量，進而助力氣泡在擴張段內(nèi)的碎化。由圖可知，氣泡在0.5 ms 時進入擴張段并發(fā)生劇烈的界面波動，其形態(tài)與在喉管段時保持表面光滑大不相同。隨著氣泡在擴張段內(nèi)的運移，氣泡發(fā)生拉伸變形，并在表面出現(xiàn)多個褶皺凸起，多個子氣泡從母氣泡上剝離脫附，但母氣泡本體并未發(fā)生劇烈碎化。圖9 所示為氣泡進入喉管段后的軸向質(zhì)心坐標及時均速度隨時間的變化規(guī)律，氣泡進入喉管后速度逐漸升高至最高值，進入擴張段后速度開始急劇降低，至1.8 ms時速度逐漸穩(wěn)定。分析原因是由于在擴張段區(qū)域內(nèi)，沿軸向方向的流道橫截面積不斷增大，流體流速隨之降低、壓力升高。同時，由于邊界層分離引起擴張段近壁面區(qū)域產(chǎn)生內(nèi)卷回旋流渦旋并形成靜止區(qū)域，當氣泡經(jīng)過時加劇了其減速及破碎過程。如果忽略氣泡對內(nèi)部流場的影響，僅考慮液相流場對氣泡的作用，那么在相同操作參數(shù)下可以認為，兩種結(jié)構(gòu)擴張段內(nèi)部湍流場的特征相同。造成兩種結(jié)構(gòu)擴張段區(qū)域氣泡碎化特征差異性的原因可歸結(jié)為，進入擴張段區(qū)域的初始氣泡形態(tài)不同。在相同氣水比下，彈狀流型下的氣液界面積遠大于泡狀流，根據(jù)Kelvin-Helmholtz 不穩(wěn)定性理論，在相同湍流作用下，氣液界面積越大越易發(fā)生界面失穩(wěn)破碎。因此，在該液相Reynolds數(shù)下，由氣液界面失穩(wěn)引發(fā)的氣泡破碎強于湍流渦旋、壓力脈動等湍流破碎引發(fā)的氣泡破碎。

圖8 QL=80 L/h，QG=20 ml/min時文丘里流道擴張段內(nèi)的氣泡輸運過程Fig.8 Bubble transport process in the divergent section of Venturi channel at QL=80 L/h,QG=20 ml/min

圖9 結(jié)構(gòu)2型中氣泡在流道內(nèi)的軸向位置及速度分布Fig.9 The axial position and velocity distribution of bubbles in the type 2 Venturi-type microbubble generator

圖10 所示為QL由60 L/h 增大至140 L/h，即液相Reynolds 數(shù)由10615 增大至24770 過程中，結(jié)構(gòu)1 型文丘里流道擴張段內(nèi)的氣泡碎化特征圖，由圖中可以看出，隨著液相流量的增大，由注氣口生成并延伸至擴張段邊壁區(qū)域的彈狀泡的體積逐漸減小，氣泡界面優(yōu)勢逐漸弱化。初始氣泡進入擴張段后發(fā)生劇烈的氣泡破碎，氣泡粒徑隨之顯著降低?？梢哉f明，在該Reynolds 數(shù)下，基于湍流破碎引起的氣泡破碎將取代以氣液界面不穩(wěn)定引起的氣泡破碎，且逐漸開始占據(jù)主導(dǎo)地位。這也就解釋了為何隨著液相Reynolds 數(shù)的增大，兩種結(jié)構(gòu)的成泡粒徑差值降低。這說明在高Reynolds 數(shù)下，注氣孔位置對最終成泡Sauter 平均粒徑的影響可以忽略。

圖10 液相流量對彈狀流下氣泡破碎形態(tài)的影響（QG=20 ml/min）Fig.10 Influence of liquid flow rate on bubble breakup characteristics under slug flow

2.3 成泡能耗對比分析

文丘里管式微氣泡發(fā)生器進出口壓降值（ΔP）與成泡能耗效率密切相關(guān)，而成泡能耗效率最終由水力能耗計算而來，為此需要考察成泡過程的水力能耗。水力能耗（I）計算式為[34]:

式中，ΔP為進出口壓降。

在相同工況下，壓降值越大說明所消耗的能量越多。實驗測試結(jié)果表明，兩種微氣泡發(fā)生器的壓降值隨液相Reynolds 數(shù)的變化如圖11 所示。通過對離散數(shù)據(jù)進行擬合，得到冪指函數(shù)的擬合關(guān)系，關(guān)系式見表2。在相同Reynolds數(shù)下，結(jié)構(gòu)1型的壓降值均大于結(jié)構(gòu)2型。隨著液相Reynolds 數(shù)由7077增大至24770，結(jié)構(gòu)1 型和結(jié)構(gòu)2 型間的壓降差由1.61 kPa 增大至11.19 kPa。分析原因主要是由于喉管注氣時形成的彈狀流型降低了喉管處的液相通量，進而增大了喉管上游的靜壓力；對于結(jié)構(gòu)2型文丘里結(jié)構(gòu)，氣液流型在所述Reynolds 數(shù)區(qū)間內(nèi)均保持泡狀流，離散氣泡在喉管處的速度與液相流速相同，氣液間的相對速度差幾乎為零，流道壓差不隨氣相的注入而發(fā)生顯著變化。綜上所述，結(jié)構(gòu)2 型微氣泡發(fā)生器能夠在較低能耗下實現(xiàn)高效成泡，在實際工程應(yīng)用中更具優(yōu)勢。

表2 兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器的壓降（ΔP）與液相Reynolds數(shù)（Reth）間的擬合關(guān)系式Table 2 Correlations of the pressure drop with respect to Reth under different Venturi-type microbubble generator

圖11 QG=20 ml/min時兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器壓降值隨液相Reynolds數(shù)的變化Fig.11 Variation in pressure drop with Reth for QG=20 ml/min

3 結(jié) 論

本文通過可視化實驗方法，對比分析了注氣口分別位于喉管和進水管處的文丘里管式微氣泡發(fā)生器內(nèi)的氣液流型、破碎特征及成泡特性，得到如下主要結(jié)論。

（1）氣、液相流量對喉管處注氣型（結(jié)構(gòu)1型）文丘里管式微氣泡發(fā)生器內(nèi)的氣液流型影響顯著，隨著氣液相流量的變化，氣液呈現(xiàn)泡狀流、彈狀流和環(huán)形流共三種不同流型。進水管處注氣型（結(jié)構(gòu)2型）微氣泡發(fā)生器則在此氣、液相流量變化過程中始終呈現(xiàn)泡狀流一種流型，對操作工況的適應(yīng)范圍大于結(jié)構(gòu)1型。

（2）在相同工況下，結(jié)構(gòu)1型文丘里管式微氣泡發(fā)生器的成泡平均粒徑小于結(jié)構(gòu)2 型，并且隨著液相流量的增大，二者間的成泡平均粒徑差值隨之減小。分析原因是由于彈狀流下，延伸至擴張段區(qū)域的彈型泡的表面積更大，能夠接受到的能量更多，轉(zhuǎn)化率更強，氣泡界面失穩(wěn)碎化的程度更高。隨著液相流量的增大，彈型泡體積減小，湍流破碎機理作用占據(jù)主導(dǎo)，掩蓋了界面失穩(wěn)引起的破碎。

（3）從兩種文丘里管式微氣泡發(fā)生器的壓降測試結(jié)果來看，結(jié)構(gòu)1 型微氣泡發(fā)生器的成泡能耗高于結(jié)構(gòu)2 型，并且隨著液相Reynolds 數(shù)的增大，兩者之間的差值隨之增大。綜合評價認為，在低能耗下實現(xiàn)高效成泡方面，結(jié)構(gòu)2 型微氣泡發(fā)生器更具優(yōu)勢。

符 號 說 明

D——氣泡高寬比

di——氣泡等效粒徑，mm

dth——喉管處等效內(nèi)徑，mm

d32——Sauter平均粒徑，mm

I——水力能耗，W

l——氣泡斷裂前的最大拉伸長度，mm

ΔP——進出口壓降，kPa

QG——氣相體積流量，ml/min

QL——液相體積流量，L/h

Reth——喉管處液相Reynolds數(shù)

S——氣泡區(qū)域投影面積，mm2

u——氣泡時均速度，m/s

vL——液相流速，m/s

y——某時刻的氣泡質(zhì)心軸向坐標，m

α——氣相體積分數(shù)

θ——氣泡夾角，（°）

μ——液相動力黏度，N·s/m2

ρL——液相密度，kg/m3

下角標

G——氣相

L——液相

th——喉管