陳宏霞，黃林濱，宮逸飛

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微通道分流彈狀流的界面過程及壓力演變規(guī)律

陳宏霞1,2，黃林濱1，宮逸飛1

（1華北電力大學(xué)能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，北京102206；2低品位能源多相流與傳熱北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京102206）

彈狀流分流不僅能調(diào)控兩相流流型從而強(qiáng)化傳熱，同時也是生物化工、制藥行業(yè)的傳統(tǒng)過程。針對壁面微通道分流液相、調(diào)控兩相流型的過程進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得局部參數(shù)變化規(guī)律，是獲得兩相流流型演變機(jī)理的基礎(chǔ)。采用VOF模型耦合動態(tài)自適應(yīng)網(wǎng)格精準(zhǔn)追蹤氣液界面，模擬氣液界面在分液口的界面運(yùn)動；獲得軸向及壁面靜壓、動壓的演變規(guī)律。通過模擬可知微通道分流彈狀流的關(guān)鍵是氣彈在分液口的類活塞運(yùn)動；同時由于界面拉普拉斯壓力差的存在，彈狀流壓降具有不連續(xù)性；且此不連續(xù)壓力隨氣彈在分液口的類活塞運(yùn)動具有周期波動性。而彈狀流液橋部分的局部壓降是影響總壓降的關(guān)鍵；近氣彈頭部的液相區(qū)壓降顯著，近氣彈尾部的液相區(qū)域由于液速降低其壓降明顯衰弱；此為彈狀流有別于其他兩相流流型的壓降特點(diǎn)。

彈狀流；分液；局部壓力；CFD；模擬

引 言

彈狀流是氣液兩相流的重要流型，其流型特征參數(shù)（氣彈長度、液橋長度、液膜厚度及含氣率）直接影響彈狀流的流動傳熱性能。對彈狀流進(jìn)行氣液分離可改變彈狀流氣彈/液橋長度比、提高含氣率、降低液膜厚度，從而調(diào)控流型強(qiáng)化傳熱[1]。經(jīng)歷重力分離[2-3]、離心力分離[4-5]、微通道分離[6-7]，本課題組提出在表面張力和毛細(xì)力作用下利用毛細(xì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行流型調(diào)控、分離兩相流、強(qiáng)化傳熱的新思想[8-9]，受到國內(nèi)外的廣泛關(guān)注[10-11]。

經(jīng)過系列的實(shí)驗(yàn)研究，驗(yàn)證了內(nèi)分液以及外分液微結(jié)構(gòu)對兩相流流型調(diào)控的成效及基本原理，并獲得了初步的調(diào)控?cái)?shù)據(jù)[8-10]。而對于微通道內(nèi)兩相流的界面捕捉以及相分離的機(jī)理研究，僅通過實(shí)驗(yàn)研究很難準(zhǔn)確、詳實(shí)地獲得其流動場、壓力場及分離原理，其必然依賴并結(jié)合快速發(fā)展的計(jì)算機(jī)技術(shù)及數(shù)值模擬方法。

Sotowa[12]、Fang等[13]、Gupta等[14]、Zenith等[15]采用VOF模型對微/小通道內(nèi)的兩相流進(jìn)行模擬，深入研究表面張力以及摩擦力對氣液分離的作用。Wiesegger等[16]結(jié)合實(shí)驗(yàn)和CFD模擬對不同形狀T型、V型、G-V-L型多種相分離過程進(jìn)行研究，指出綜合利用重力、毛細(xì)力及離心力才能獲得較好的分離效果；且隨慣性力增大，毛細(xì)力對分離效果影響很小。無論實(shí)驗(yàn)研究還是數(shù)值模擬研究，主要目標(biāo)參數(shù)均為兩相流分離效果，對于其機(jī)理的分析僅限于入口形狀、角度以及氣液流速對其分離效果的影響。而對于彈狀流的氣液兩相分離，其主要原理為氣泡從大通道進(jìn)入小通道需要消耗一定的表面能，此表面能與界面壓力和界面曲率有關(guān)，即界面壓力或壓力差為彈狀流氣液分離的源動力。

彈狀流的壓力研究主要集中在沿程壓降的測定，并建立相應(yīng)模型[17]。經(jīng)典的均勻模型(HFM)、非均勻模型(SFM)對于兩相流壓降的求解，對不同流型具有一定的適應(yīng)性。例如由于液體流場受小氣泡壓力擾動較小，HFM可以很好地預(yù)測泡狀流壓降[18-19]；而對于彈狀流等間歇流存在一定的偏差。同時SFM基于氣液分開流動的假設(shè)，忽略氣液相互作用、界面壓差的存在，仍不能準(zhǔn)確表述彈狀流壓降特點(diǎn)。Taha等[20-21]利用Fluent數(shù)值模擬方法模擬彈狀流壓降，指出流動單元內(nèi)部壓降與毛細(xì)數(shù)具有非線性關(guān)系，氣彈前緣的界面壓降隨毛細(xì)數(shù)的增大而增大。Zhao等[22]運(yùn)用Boltzmann方法研究氣液兩相流流動及壓降，指出兩相流壓降的不連續(xù)性發(fā)生在相界面，界面處拉普拉斯壓力在氣液界面引起壓力跳躍；同時主要針對氣相部分的壓降，指出氣相壓降相對液相壓降微乎其微；對于液相局部壓降并未涉及。Chen等[23]、Langwisch等[24]研究彈狀流局部壓降規(guī)律，暗示液橋內(nèi)壓降為非線性，且近氣彈尾部壓力變化更復(fù)雜。

目前對于彈狀流局部壓降、界面運(yùn)動的研究尚少，而對于間歇流分離、生物藥物運(yùn)輸、石油破乳等應(yīng)用，界面運(yùn)動及界面壓力的認(rèn)知是人工控制的基礎(chǔ)和前提。本文利用CFD數(shù)值模擬方法，針對T型壁面微孔分離氣液兩相流、調(diào)控彈狀流流型的過程進(jìn)行研究；深入研究彈狀流通過分液結(jié)構(gòu)過程中界面運(yùn)動及軸向局部壓力、壁面壓力以及分液界面壓力的演變規(guī)律，獲得分液機(jī)理，為兩相流的人工可控奠定基礎(chǔ)。

1 計(jì)算模型

1.1 物理模型及計(jì)算方法

T型分液結(jié)構(gòu)調(diào)控彈狀流的物理模型如圖1所示。兩相流主管道全長101 mm，直徑2 mm；為了分析多個分液孔相互作用，在距離進(jìn)口51 mm處設(shè)置3個間距為0.2 mm、孔徑為0.2 mm的壁面T型分液結(jié)構(gòu)，長度為5 mm；3個分液出口1、2、3記為drainage1、drainage2、drainage3。利用Ansys流體力學(xué)軟件模擬時，利用軸對稱方法只模擬通道的1/2，忽略重力影響。

數(shù)值計(jì)算采用二維雙精度求解器；選用VOF方法，壓力隱式求解，耦合修正的HRIC算法進(jìn)行界面捕捉。HRIC是一種順風(fēng)與背風(fēng)非線性混合的差分模型，其在界面捕捉上具有較好的精準(zhǔn)度。利用CSF連續(xù)表面張力模型計(jì)算界面表面張力，壁面為無滑移流動。計(jì)算過程采用壓力與速度耦合求解，求解方式為PISO；壓力離散選擇PRESTO，動量選擇二階迎風(fēng)格式離散。其他常數(shù)采用默認(rèn)值。

1.2 假設(shè)及邊界條件

假設(shè)條件如下。

（1）為更好地研究表面張力作用，取消重力影響，本文計(jì)算過程不考慮重力，=0。

（2）流動過程，流體物性密度、黏度、表面張力均為常數(shù)。

（3）分液結(jié)構(gòu)前管道長度為管道半徑（）的50倍，認(rèn)為彈狀流流型在分液前達(dá)到充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)。

邊界條件如下。

（1）入口速度分區(qū)設(shè)置：中間氣液混合入口、管道邊緣穩(wěn)定液相入口稱為液膜入口，具體尺寸和參數(shù)見表1。

（2）入口壓力給定初始條件為500 Pa。

（3）出口邊界條件采用壓力出口，outlet= 0；氣相回流比為0。

（4）3個分液口邊界條件設(shè)置為壓力出口，outlet= 500 Pa；氣相回流比為1。

表1 入口分區(qū)參數(shù)設(shè)置

Note: All sizes in Table 1 are semi-size of model for its axial symmetry.

1.3 網(wǎng)格劃分

模擬物理模型的長度為101 mm，管道直徑為2 mm，微細(xì)分液結(jié)構(gòu)直徑為0.2 mm；整個物理模型存在3種不同尺度的空間結(jié)構(gòu)，對于此復(fù)雜尺度結(jié)構(gòu)，采用單一網(wǎng)格系統(tǒng)，網(wǎng)格數(shù)量將異常龐大，對于非穩(wěn)態(tài)兩相流動問題，計(jì)算很難實(shí)現(xiàn)。為此本文針對不同空間結(jié)構(gòu)采用不同尺度的網(wǎng)格系統(tǒng)：光管區(qū)域和核心區(qū)域網(wǎng)格長度平均為0.1 mm、寬度為0.075 mm；利用公式計(jì)算主管道邊界層厚度為0.25 mm，設(shè)置邊界層網(wǎng)格10層，網(wǎng)格尺寸過渡倍數(shù)為1.3倍，最底層網(wǎng)格為0.006 mm；分液孔結(jié)構(gòu)內(nèi)同樣利用邊界層網(wǎng)格設(shè)置底層網(wǎng)格為0.006 mm，中間網(wǎng)格寬度為0.015 mm，網(wǎng)格數(shù)量約為30萬個。同時，為了精確捕捉運(yùn)動氣泡兩相界面、液膜厚度及氣液界面在分液孔交接處的運(yùn)動規(guī)律，本文采用網(wǎng)格動態(tài)自適應(yīng)技術(shù)對相界面處的網(wǎng)格進(jìn)行二級加密。相界面處的網(wǎng)格被細(xì)化16倍，僅為單一網(wǎng)格系統(tǒng)網(wǎng)格數(shù)量的0.6%，網(wǎng)格數(shù)量大幅減小。

為驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性，Gambit軟件分別劃分網(wǎng)格26萬、30萬、36萬個，并附加二階界面動態(tài)自適應(yīng)網(wǎng)格；結(jié)果證明，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到30萬個，在相同邊界條件下氣彈和液橋長度變化微小，液膜輪廓均清晰可見。同時針對彈狀流的薄液膜厚度這一參數(shù)，進(jìn)行了模擬結(jié)果與經(jīng)典計(jì)算公式之間的比較，如表2所示。

表2 計(jì)算液膜厚度和經(jīng)典計(jì)算公式的對比結(jié)果

表3為模擬分液效果與前述小尺度實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較。由表可知，流型調(diào)控前后氣液長度比與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的偏差均在12%以內(nèi)，證明此網(wǎng)格劃分密度已達(dá)到網(wǎng)格無關(guān)性要求，且可獲得精準(zhǔn)的彈狀流流型模擬結(jié)果。因此，為了盡量減小計(jì)算工作量，本文選用30萬個網(wǎng)格進(jìn)行模擬計(jì)算，對T型微通道內(nèi)界面運(yùn)動及流場進(jìn)行研究。

表3 模擬氣彈、液橋長度及長度比與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較

Note:Relative error is calculated length ratio to experimental length ratio of bubble and liquid bridge.

2 模擬結(jié)果

2.1 彈狀流流型及壓降

如圖2所示為彈狀流流型、壓降規(guī)律，入口速度分別為0.3、0.2 m·s-1，流動穩(wěn)定后為標(biāo)準(zhǔn)的彈狀流流型，氣彈、液橋長度分別為3.94、4.68 mm。由圖可知，伴隨彈狀流氣彈和液橋的間隔分布，軸線靜壓呈現(xiàn)梯級階躍；階躍的高度差即存在于氣彈界面處的拉普拉斯壓差，DP=91 Pa。軸向沿程壓降和壁面沿程壓降分別為DA= 4.58 kPa·m-1、Dw= 5.21 kPa·m-1。由軸向壓力隨流型變化規(guī)律可知，相對于氣彈內(nèi)部壓力的穩(wěn)定，液橋內(nèi)部流動更加復(fù)雜。在近氣泡前端的液橋區(qū)內(nèi)液速相對較大，軸向壓力迅速下降；而在近下游氣泡區(qū)域內(nèi)由于下游氣泡對中央氣泡的阻擋，軸向壓力呈現(xiàn)反彈式波動。軸向沿程壓降主要取決于液橋內(nèi)部壓降的大小。彈狀流對管道壁面的壓力則主要取決于局部流型對壁面的剪切力。液橋主體沿壁面的流動邊界層相對穩(wěn)定；僅在下游氣泡的尾部區(qū)域，液體進(jìn)入薄液膜區(qū)域前存在渦流，流動邊界層厚度及壁面壓降呈現(xiàn)波動，如圖2所示。一旦進(jìn)入薄液膜區(qū)域，在整個微米級厚度的流動區(qū)域內(nèi)流動邊界層幾乎消失，流場對壁面的剪切力及壓力迅速增大；并在薄液膜區(qū)域內(nèi)的渦流處達(dá)到最大值，之后逐漸降低。

2.2 彈狀流分流前后流型變化

流經(jīng)壁面微通道時，分液管內(nèi)僅分離液體，無氣泡排出。分液后彈狀流氣彈的長度（ga=3.97 mm）幾乎保持不變，液橋長度由分液前的4.68 mm縮短為2.46 mm；氣液長度比由0.84增大到1.61，如圖3(a) 所示。同時，由氣彈輪廓及液膜厚度變化[圖3(b)]可知，分液前氣泡為標(biāo)準(zhǔn)的子彈形狀，前端曲率大，末端底座曲率?。划?dāng)氣泡抵達(dá)分液口，在表面張力的作用下氣泡受阻攔，氣泡前端曲率降低；伴隨液體從分液通道排出，液相對分液后的氣泡界面存在與流動方向相反的剪切力，氣泡前后曲率趨于一致，氣泡輪廓由分液前的子彈形轉(zhuǎn)變?yōu)閷ΨQ形狀。將氣泡到壁面之間的液膜分為氣泡前端厚液膜區(qū)、末端厚液膜區(qū)以及中間薄液膜區(qū)?？芍?，分液前后氣彈薄液膜長度film及薄液膜厚度film變化甚微，分別為1.5 mm和33mm。由于氣泡輪廓變化，在厚液膜區(qū)內(nèi)按平均分配氣泡長度的原則分別測量分液前后最大、最小及中間液膜厚度maxmidmin；計(jì)算算數(shù)平均值獲得厚液膜區(qū)的平均液膜厚度ave?？芍?，由于氣相體積不變，氣泡長度變化甚微可忽略，即氣泡輪廓面積一致，相對應(yīng)厚液膜的平均厚度亦相等，為0.41 mm。因此，本文微通道分液后，彈狀流氣泡雖形狀有略微不同，但體積不變、薄液膜厚度及厚液膜平均厚度未改變；僅液橋長度縮短為原來的52%。對氣泡界面曲線進(jìn)行積分求得氣液相體積，并獲得分液前后的體積氣含率。

V=1-g+2pRL(2)

(3)

式中，、分別為半徑方向及流動方向上的長度；、分別代表主管道半徑和最大長度；下角標(biāo)g、分別代表氣液兩相；代表體積；為體積氣含率。本文工況下分液后氣含率由原來的0.33提高到0.44。

2.3 分液前后流場及壓力場分布規(guī)律

分液過程穩(wěn)定后，分液通道前后的流動單元數(shù)目保持不變；即入口進(jìn)入一個流動單元的周期與出口一個流出單元時間相等；流動單元的長度與氣液兩相平均速度呈正比，如式（4）所示。

由2.2節(jié)流型變化規(guī)律可知，氣泡和液橋組成的流動單元長度分液后縮短為原來的67%，即分流后平均流速降低為原來的67%。圖4(a)為分液前后流動單元的速度場分布。氣彈薄液膜區(qū)域內(nèi)，回流液相與上游正向流動液體相遇在尾部形成兩個渦流區(qū)。在液橋中心區(qū)，液體受氣彈向前的推力，同時受下游氣彈的阻擋，形成周圍低速中間高速的平臺流場。分液后，由于部分液體流量的分離，液橋長度變短，彈狀流整體平均流速降低為原來的67%；液橋內(nèi)部平臺流場速度梯度顯著削弱；同時低速液相相對氣泡的剪切力增大，在薄液膜區(qū)域處的回流更顯著。

由圖4(b)局部壓力分布及壓力變化曲線可知，除氣液界面表面張力引起的拉普拉斯壓力跳躍以外，液橋內(nèi)部壓力變化規(guī)律比氣彈內(nèi)部的壓力分布更為復(fù)雜，整個液橋段動壓能分布不均勻。沿軸線方向，液橋段存在高動壓能到低動壓能轉(zhuǎn)變的波動變化；由局部動壓曲線可知液橋內(nèi)高動壓區(qū)與低動壓區(qū)的轉(zhuǎn)折點(diǎn)如圖4所示。而沿徑向方向，近氣彈頭部液橋區(qū)域的管道中心動壓高，近壁面區(qū)域動壓低。近下游氣彈尾部的液橋區(qū)域則出現(xiàn)中心低壓區(qū)、壁面高壓區(qū)的分布規(guī)律；尾部壁面高壓區(qū)的存在使得液橋內(nèi)部靜壓曲線在尾部呈現(xiàn)如圖4所示波動。彈狀流經(jīng)微通道分液后，液橋內(nèi)動壓能沿軸向的波動轉(zhuǎn)折點(diǎn)提前；高動壓區(qū)長度由占原來液橋總長度的62%降低為57%；高壓區(qū)范圍減小，低壓區(qū)范圍相對增大，相對氣彈對液相的推進(jìn)力，液相對氣相的阻滯作用更加顯著。同時，分液后液橋動壓的不均勻度相對削弱，高動壓區(qū)和低動壓區(qū)的壓差減小。

如圖5所示，沿程壓降中靜壓壓降占優(yōu)，動壓由于速度保持穩(wěn)定基本維持平均值不變的周期性波動。當(dāng)彈狀流液橋位于分液微通道與主管道交匯處時，主管道上游和下游流體聯(lián)通，伴隨部分液體的分離管內(nèi)流速降低，分液后管內(nèi)沿程靜壓壓降顯著減??；由分液前的4.4 kPa·m-1降低為2.12 kPa·m-1。而當(dāng)氣彈到達(dá)分液口，氣彈沿微通道滲透生成3個子氣泡。子氣泡在分液微通道內(nèi)做“類活塞”運(yùn)動的同時，主管道內(nèi)上下游流體被切斷。此時，分液微通道出口的恒定背壓（500 Pa）通過子氣泡的界面壓差傳遞至主管道。主管道內(nèi)靜壓力由分液微通道處的氣彈向進(jìn)、出口兩側(cè)擴(kuò)展。使得分液口下游到出口處的沿程總壓降為固定值500 Pa，即最大的沿程壓降8.96 kPa·m-1。彈狀流的氣彈、液橋交替流經(jīng)分液口，使得管內(nèi)壓力分布也隨之表現(xiàn)為周期性波動，此為彈狀流局部壓力周期不穩(wěn)定性在分液操作中的特征表現(xiàn)。

2.4 各分液口的分液量

圖6為進(jìn)口和各個出口的流速情況。已知?dú)狻⒁簝上嘣谶M(jìn)口流入時間周期為1:2，所有出口流速都按彈狀流氣液兩相標(biāo)識出一個流動單元的時間周期。出口處氣液的標(biāo)識代表出口截面的主相，排液口處的氣液標(biāo)識表示交替流經(jīng)分液交匯處的彈狀流氣液兩相?？芍?，出口處由于氣彈排出時界面發(fā)生變形，出口截面處液體流速在氣彈長度范圍中逐漸增大；氣彈尾部到達(dá)出口時，涌來的液橋由于界面壓差的瞬間消失引起流速的突然增大，隨后又回歸穩(wěn)定；且由于界面壓差的突然消失，流速最大值出現(xiàn)在氣彈排出后的瞬間。同時，3個排液微通道具有與出口流速類似的非均勻性和周期波動性。由于液橋高速區(qū)內(nèi)近壁面處液體向上游薄液膜區(qū)域的回流，徑向分速度使第1分液通道在液橋的高速區(qū)達(dá)到分液口時即開始分液。同時，由于第1通道液體的排出阻截下游近壁面區(qū)液相向薄液膜的回流，導(dǎo)致第2和第3個分液口在液橋區(qū)無液體分離。當(dāng)氣彈到達(dá)通道交匯處時，氣彈生成滲透子氣泡并在分液通道內(nèi)做“類活塞”運(yùn)動[29-30]，此時在子氣泡的推動下發(fā)生分液。如圖所示第2與第3個分液通道的分液間隔為0.003 s；通道之間間隔為0.2 mm，氣彈流動速度為0.067 m·s-1?？芍?，氣彈到達(dá)分液通道后，在界面壓差的作用下形成子氣泡并進(jìn)行類活塞運(yùn)動，阻滯了氣彈在主管道內(nèi)的流動，使其流速顯著降低。同時利用對出口流速曲線的面積分獲得3個分液口的分液量為52:26:22。

2.5 分液交叉管處界面運(yùn)動及壓力演變

中心軸線的壓力變化可反映流型的演變，沿壁面及分液口處的靜壓及動壓變化則能揭露分液過程的機(jī)理。如圖7(a)所示，整個彈狀流氣泡從接近分液口到完全脫離需要約16 ms；而每個微通道內(nèi)滲透子氣泡歷經(jīng)約10 ms，經(jīng)過生長、穩(wěn)定滑移、回縮以及脫離的整個界面運(yùn)動周期，進(jìn)行液體分離。如圖7(b)所示，當(dāng)液橋高動壓區(qū)達(dá)到分液口時，微通道內(nèi)靜壓能經(jīng)過低動壓區(qū)的補(bǔ)償已經(jīng)為正值；在微通道入口處開始出現(xiàn)動能。而結(jié)合圖6出口排液流速可知，此時第2、第3個微通道流入的液體主要用于補(bǔ)充子氣泡回縮造成的空白體積，并未造成分液；第1個微通道滲透子氣泡的體積相對很小，流入液體量大于所需補(bǔ)充體積即引發(fā)分液。到達(dá)圖7(c) 時刻，第1、2分液口被氣泡封堵，入口流速為0，其靜壓力受分液出口影響迅速上升；而第3分液口仍處在補(bǔ)液狀態(tài)，靜壓相對較低。當(dāng)3個微通道均被滲透子氣泡填充，入口速度及動壓消失；靜止氣泡發(fā)揮背壓閥的作用，管內(nèi)靜壓與分液出口壓力相同達(dá)到最大值；僅在液膜的慣性作用下，在第1個分液口有極少液體的滲流。結(jié)合圖6，可知此時為子氣泡的生長過程，雖分液入口處速度和動壓為零，而在子氣泡延伸生長的作用下微通道出口進(jìn)行排液。當(dāng)子氣泡生長到最大長度后開始回縮，管內(nèi)流動出現(xiàn)倒流，靜壓逐漸降低。第1子氣泡脫離通道后液體涌入并進(jìn)行液體補(bǔ)充，如圖7(e)所示。伴隨全部子氣泡活塞式的抽離，分液入口處靜壓瞬間變?yōu)樨?fù)值，此時為液橋低動壓區(qū)抵達(dá)分液入口。主管道液體流入微通道補(bǔ)充靜壓損失而不產(chǎn)生分液。經(jīng)液橋低動壓區(qū)的液體補(bǔ)充，分液口靜壓逐漸恢復(fù)為正值，并進(jìn)入下一個循環(huán)周期?？芍獜棤盍鞣忠簩?shí)質(zhì)是：彈狀流氣彈封堵分液微通道，在無流體流入分液口的情況下，伴隨滲透子氣泡的生長，子氣泡將微通道內(nèi)液體排出體系；而當(dāng)液橋抵達(dá)分液口時，子氣泡的回縮及抽離階段使分液微通道內(nèi)產(chǎn)生負(fù)壓，并吸入液橋中液體進(jìn)行補(bǔ)充，但不引起分液。整個分液過程伴隨氣彈和液橋的交替出現(xiàn)及氣彈的類活塞封堵，管內(nèi)靜壓呈現(xiàn)正負(fù)周期振蕩規(guī)律。

3 結(jié) 論

通過對微通道調(diào)控彈狀流分液過程的模擬，指出其流型調(diào)控分液過程的實(shí)質(zhì)；并對分液過程中軸向沿程壓力、局部壓力以及壁面及分液口的壓力變化規(guī)律進(jìn)行分析和討論，獲得如下結(jié)論。

（1）彈狀流經(jīng)過壁面微通道時，分液管內(nèi)僅分離液體，無氣泡排出。在本工況下，分液后彈狀流氣彈的長度幾乎保持不變，僅液橋長度縮短為原來的52%；分液后管內(nèi)氣含率由原來的0.33提高到了0.44。3個分液口的分液量之比為52:26:22，首個分液量占主導(dǎo)。

（2）相對于氣彈內(nèi)部壓力的穩(wěn)定，彈狀流液橋內(nèi)部流動更加復(fù)雜。在近氣泡前端的液橋區(qū)內(nèi)為高動壓區(qū)；而在近下游氣泡區(qū)域內(nèi)為低動壓區(qū)。對應(yīng)液橋內(nèi)部靜壓的變化在高動壓區(qū)勻速下降，而在低動壓區(qū)呈現(xiàn)反彈式波動。分液后，液橋內(nèi)動壓能沿軸向的波動轉(zhuǎn)折點(diǎn)提前；高壓區(qū)范圍減小，低壓區(qū)范圍相對增大，相對氣彈對液相的推進(jìn)力，液相對氣相的阻滯作用更加顯著。同時，分液后伴隨液速的降低，液橋動壓、靜壓的不均勻度相對削弱，高動壓區(qū)和低動壓區(qū)的壓差減小。

（3）伴隨彈狀流的氣彈、液橋交替流經(jīng)分液口及氣彈的類活塞封堵，管道內(nèi)部壓力表現(xiàn)為周期性波動，主要體現(xiàn)在管內(nèi)靜壓呈現(xiàn)正負(fù)周期振蕩規(guī)律。此為彈狀流局部壓力周期不穩(wěn)定性在分液操作中的特征表現(xiàn)。

（4）微通道分液彈狀流實(shí)質(zhì)是：彈狀流氣彈封堵分液微通道，在無流體流入分液口的情況下，伴隨滲透子氣泡的生長，子氣泡將微通道內(nèi)液體排出體系；而當(dāng)液橋抵達(dá)分液口時，子氣泡的回縮及抽離階段使分液微通道內(nèi)產(chǎn)生負(fù)壓，并吸入液橋中液體進(jìn)行補(bǔ)充，但不引起分液。

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高速公路工程中的中心試驗(yàn)室，能夠?yàn)楣こ讨械募夹g(shù)人員提供精確的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并幫助工程管理人員制定科學(xué)有效的施工質(zhì)量管理制度。但是，由于高速公路工程中的中心試驗(yàn)室缺乏一定的權(quán)威性，受外界影響較大，嚴(yán)重影響高速公路工程中各項(xiàng)試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，降低工程的施工質(zhì)量管理水平。想要更好地提升高速公路工程中心試驗(yàn)室的權(quán)威性，中心試驗(yàn)室的工作人員要與業(yè)主方、總監(jiān)辦方進(jìn)行合理溝通，有效保證中心試驗(yàn)室各項(xiàng)工作的順利進(jìn)行。

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Pressure evolution and interface movement of slug flow during micro-channel modulation process

CHEN Hongxia1,2, HUANG Linbin1, GONG Yifei1

(1School ofEnergy Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University, Beijing 102206, China;2Beijing Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer, Beijing 102206, China)

Slug flow separation, a traditional process in biochemical and pharmaceutical industries, is a valid method to control two-phase flow patterns and enhance heat transfer. The fundamental to study evolution mechanism of two-phase flow patterns is to understand development rules of local parameters by numeric simulation of drainage on micro-channel walls and modulation process of slug flow. The VOF model coupling with dynamic grid adaption was chosen to precisely track gas liquid interface, to simulate movement of the interface at split, and to acquire hydrostatic and dynamic pressure evolution along axial direction and at wall. Results indicated that piston-like movement of bubbles at split was critical to slug flow separation in micro channels. Because of the presence of Laplacian pressure drop at the interface, pressure drop of slug flow was discontinuous with a periodic wavy variation following the interface piston-like movement. The overall pressure drop of slug flow was influenced by local pressure drop at liquid bridge region. Significant pressure drop near bubble head while minimal pressure drop near bubble tail where liquid flow rate was reduced. Such pressure drop characteristics of slug flow is distinguished from other two phase flows.

slug flow; liquid separation; local pressure; CFD; simulation

10.11949/j.issn.0438-1157.20170064

TK 121

A

0438—1157（2017）08—3030—09

陳宏霞（1980—），女，博士，副教授。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51576063）；中央高校優(yōu)青項(xiàng)目。

2017-01-16收到初稿，2017-05-05收到修改稿。

2017-01-16.

CHEN Hongxia, hxchen@ncepu.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China(51576063) and the Universities’ Basic Scientific Research of Central Authorities.