孫 歡 雷卓婭 滕信波 朱俊達(dá)

(天津商業(yè)大學(xué)天津市制冷技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300134)

制冷設(shè)備中，蒸發(fā)器管路內(nèi)的制冷劑能否實(shí)現(xiàn)均勻分配，對(duì)蒸發(fā)器的換熱性能起著關(guān)鍵作用。制冷劑經(jīng)膨脹閥后，流態(tài)為兩相流，為了盡可能實(shí)現(xiàn)制冷劑的均勻分配，輔助元件分流器至關(guān)重要[1-3]。系統(tǒng)的支路供液過(guò)量容易造成回氣帶液，節(jié)流元件接收錯(cuò)誤的信號(hào)工作異常，而制冷劑供液較少的支路其蒸發(fā)面積得不到充分利用，導(dǎo)致過(guò)熱度高，使得換熱效率降低，系統(tǒng)性能惡化[4-5]。徐博等[6]在多種干度和質(zhì)量流量條件下，通過(guò)CFD模擬，提出了一種新型雙筒體型分流器。孫文卿等[7-8]通過(guò)CFD模擬，分別開發(fā)了一種新型錐形分流器和一種頂部帶有旋流葉片結(jié)構(gòu)的泡罩型分流器。翁曉敏等[9]通過(guò)CFD模擬，提出了6種新型插孔式分流器結(jié)構(gòu)。Fan等[10]設(shè)計(jì)了7個(gè)不同結(jié)構(gòu)的分流器，并通過(guò)CFD模擬研究其流量分配性能和能量耗散。Pu等[11]根據(jù)分流器進(jìn)氣管的特點(diǎn)，提出了一種新的進(jìn)氣管結(jié)構(gòu)優(yōu)化策略。李登穩(wěn)等[12]對(duì)文丘里型氣液分流器進(jìn)行研究，得到多組相含率和速度矢量圖。Raynal等[13]選擇VOF模型模擬了分流器內(nèi)氣液兩相流體的流動(dòng)。Wu等[14]提出了基于簡(jiǎn)單結(jié)構(gòu)構(gòu)建環(huán)形流實(shí)現(xiàn)均勻分液的分流器，其分配性能優(yōu)于目前最常用的圓錐式分流器。Sun等[15]基于“流型整定和臨界分流”的分配理念，提出了一種分流效果較好的新型分流器整流噴嘴式臨界分流器，與文丘里式分流器相比，制冷量提高了22.7%。

但是，上述分流器仍存在以下不足:① 對(duì)分流效果較好的新型整流噴嘴式分流器的數(shù)值模擬研究有限；② 入口流型是影響分流均勻性的重要因素之一，目前對(duì)通過(guò)數(shù)值模擬詳細(xì)分析分流器內(nèi)部相分布情況和流型的研究較少；③ 分流效果改善的研究主要集中在對(duì)分流器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化上，而對(duì)通過(guò)選取最佳入口工況形成對(duì)稱流型—環(huán)形流來(lái)改善分配均勻性的研究較少。因此，文章擬構(gòu)建新型分流器整流噴嘴式分流器的物理模型，采用CFD數(shù)值模擬其內(nèi)部相分布情況和氣液兩相分離程度；基于模擬結(jié)果，期待找出該分流器實(shí)現(xiàn)環(huán)形流均勻分液的最佳入口工況，為提高制冷劑分配均勻性提供新的思路。

1 模型的建立

1.1 幾何模型建立

分流器工作原理如圖1所示，主要可分為3階段：旋流擾動(dòng)階段、環(huán)狀流整定階段和臨界分流階段。第1階段，氣液兩相制冷劑在旋流葉片的擾動(dòng)下，液體流向管壁，氣體集中在中路，第2階段整流器整流，第3階段經(jīng)過(guò)擾動(dòng)和整流后流型趨于對(duì)稱穩(wěn)定，到達(dá)噴嘴時(shí)，基本實(shí)現(xiàn)氣液均勻分配。

圖1 整流噴嘴式分流器原理圖

整流噴嘴式分流器的核心部件是旋流葉片和聲速噴嘴，其中噴嘴喉部臨界直徑0.2 cm，噴嘴長(zhǎng)度3 cm，葉片L長(zhǎng)10 cm，螺距c為2.5 cm，管內(nèi)徑d為0.84 cm，入口管徑D為 5 cm，其物理模型分別如圖2和圖3所示。

圖2 整流噴嘴式分流器

圖3 旋流葉片建模

1.2 網(wǎng)格劃分

采用ICEM CFD 16.0劃分網(wǎng)格，考慮到網(wǎng)格的質(zhì)量直接影響數(shù)值計(jì)算結(jié)果，分流器整體結(jié)構(gòu)復(fù)雜，因此進(jìn)行分塊劃分網(wǎng)格。由于流體經(jīng)過(guò)旋流葉片和噴嘴時(shí)速度增大，流場(chǎng)復(fù)雜，因此，旋流葉片和噴嘴處的網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，而其他部分均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。經(jīng)網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，最終選定計(jì)算模型的網(wǎng)格數(shù)2 274 129，網(wǎng)格質(zhì)量0.7，分流器的網(wǎng)格劃分如圖4～圖6所示。

圖4 分流器整體網(wǎng)格示意圖

圖5 旋流葉片的網(wǎng)格劃分

圖6 結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分

在CFD分析中，將質(zhì)量和動(dòng)量守恒方程離散為代數(shù)方程，用有限容積法求解方程組[16-17]。

(1) 體積分?jǐn)?shù):

(1)

(2) 連續(xù)性方程:

(2)

式中：

(3) 動(dòng)量方程:

(3)

式中：

(4) 湍流模型:目前計(jì)算氣液兩相流的數(shù)學(xué)模型較多，而雷諾應(yīng)力模型(RSM)對(duì)于氣液兩相分布、預(yù)測(cè)其流型的精確性較高，更適合于氣液兩相流的計(jì)算，其具體形式如下[18-20]：

(4)

其中，對(duì)流項(xiàng)為左邊第2項(xiàng)；右邊分別為湍流擴(kuò)散項(xiàng)、分子擴(kuò)散項(xiàng)、應(yīng)力產(chǎn)生項(xiàng)、浮力產(chǎn)生項(xiàng)、壓力應(yīng)變項(xiàng)、耗散項(xiàng)和系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生項(xiàng)。

2 計(jì)算方法與邊界條件

2.1 計(jì)算方法

(1) 選用FLUENT 16.0作為數(shù)值模擬軟件，F(xiàn)LUENT 3D單精度求解器求解。

(2) 模擬流體以湍流形式流動(dòng)，只考慮分流器內(nèi)兩相流體的流動(dòng)，不考慮相間的傳熱傳質(zhì)以及制冷劑與管壁間的換熱。多相流模型選擇適用于均勻多相流的混合物模型，湍流模型選擇RSM模型，壁面函數(shù)為Standard Wall Function。

(3) 模型采用非穩(wěn)態(tài)數(shù)值計(jì)算，模型各物理量參數(shù)的收斂標(biāo)準(zhǔn)為一階迎風(fēng)差分格式，控制方程的殘差控制在10-4以下，采用SIMPLE算法計(jì)算壓力速度耦合，松弛因子為系統(tǒng)默認(rèn)值，初始化模型流場(chǎng)后，開始計(jì)算。

2.2 邊界條件

模型計(jì)算設(shè)置入口邊界條件為速度入口，數(shù)值為0.25～10.00 m/s，出口邊界條件為壓力出口。其主相為液相，次相為氣相，入口干度為0.05～0.50，使用無(wú)滑移邊界條件。

制冷劑選用R22，其物性參數(shù)通過(guò)Refprop 9.0查詢，主要模擬分流器內(nèi)部的相分布，考慮到分流器內(nèi)部的壓降較小，主要壓降在分流管，選用蒸發(fā)溫度為-25 ℃時(shí)的物性參數(shù)，如表1所示。

表1 R22物性參數(shù)

2.3 模型驗(yàn)證

利用Han等[21]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證數(shù)值模型的正確性。為保證模型驗(yàn)證的可靠性，驗(yàn)證設(shè)置的模擬工況、工質(zhì)與Han等的試驗(yàn)工況、工質(zhì)一致，具體工況見表2。此外，提出兩個(gè)誤差因素——流量比相對(duì)偏差和質(zhì)量流量標(biāo)準(zhǔn)差相對(duì)偏差，以量化評(píng)價(jià)整流噴嘴式分流器模型模擬結(jié)果的可靠性，如式(5)、式(6)所示。

表2 CFD工況

(5)

(6)

式中:

SCFD——CFD模擬的標(biāo)準(zhǔn)差；

Sexp——試驗(yàn)結(jié)果的標(biāo)準(zhǔn)差。

由圖7可知，5種工況下，Han等[21]與試驗(yàn)分流器模擬的流量比和質(zhì)量流量標(biāo)準(zhǔn)差的最大相對(duì)偏差均<10%。因此，文中所提出的新型整流噴嘴式分流器具有較高的可靠性，可用于進(jìn)一步研究。

圖7 試驗(yàn)與模擬的相對(duì)偏差

3 結(jié)果與討論

3.1 分流均勻性的評(píng)判指標(biāo)

為對(duì)分流器分流的均勻性進(jìn)行評(píng)判， Habib等[22-24]引入分流率ε和不均勻度S作為評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)。其中分流率用來(lái)反映各個(gè)支管具體的分流效果，定義為各支管流量與總?cè)肟诹髁康谋戎?；不均勻度研究分流器整體分流的均勻程度，數(shù)值越小，表示分流越均勻，具體計(jì)算式如下：

ε=qi/q總，

(7)

(8)

式中：

qi——第i根管的流量，kg/s；

q總——i根管的總流量，kg/s；

n——支路數(shù)量。

3.2 入口流速對(duì)分配均勻性的影響

袁培等[25]發(fā)現(xiàn)，當(dāng)制冷劑入口流速由0.25 m/s遞增至2.50 m/s時(shí)，同類型分流器各個(gè)支管的不均勻度相差<1%，基本能實(shí)現(xiàn)均勻分液。董續(xù)君等[26]研究表明，隨著質(zhì)量流量的增大，偏差率變小。Lee等[27-28]發(fā)現(xiàn)突出的通道末端具有較高的混合效應(yīng)。通過(guò)適當(dāng)調(diào)整支管侵入深度，隨著液體流速的增加，液體的軸向動(dòng)量會(huì)被通道的突出端大大衰減，并在通道末端附近發(fā)生強(qiáng)烈的局部再循環(huán)，使得氣體與液體的局部混合加強(qiáng)，兩相混合物的流動(dòng)則更像一種均勻流動(dòng)，最終流型達(dá)到比較理想的狀態(tài)。因此，設(shè)置工況入口干度0.2，入口流速分別為0.25，0.50，1.00，1.50，2.50，4.00，6.00，8.00 m/s，在此條件下進(jìn)行模擬，得到不同流速下的流場(chǎng)分布、分流率和不均勻度S如表3所示。

表3 不同流速下分流器的分流率及不均勻度

由圖8可知，不均勻度最小值為0.632%，最大值為1.842%，相差不超過(guò)2%，分流率均在平均值0.167附近波動(dòng)，分流效果理想。1、2、5號(hào)管的分流率較好，各管分流率相差均<0.1%，幾乎接近相等；3、6號(hào)管分流率較大，4號(hào)管分流率較小，兩管分流率最大相差達(dá)到0.6%，需縮短3、6號(hào)管和4號(hào)管分流率的差距，提高整體均勻性。當(dāng)入口速度為0.25 ～1.00 m/s時(shí)，不均勻度逐漸減小至最小值0.006，之后隨著入口流速的不斷增大，不均勻度逐漸增大。

圖8 不同流速下分流率折線圖及不均勻度S散點(diǎn)圖

由圖9～圖11可知，隨著氣液兩相軸向動(dòng)量逐漸增大，液膜分布逐漸均勻，形成均勻的環(huán)狀流。入口處，兩相制冷劑并未馬上分離，在旋流葉片的導(dǎo)流作用下，液相制冷劑沿葉片方向向管壁運(yùn)動(dòng)；當(dāng)制冷劑到達(dá)分配室后，中間的制冷劑相態(tài)主要為氣相，兩側(cè)的主要為氣液混合物。通過(guò)旋流葉片和整流器的混合和整流后，噴嘴入口流型基本達(dá)到均勻穩(wěn)定，從而確保接觸氣液兩相的幾率相同，實(shí)現(xiàn)分流器的等干度等流量分配。當(dāng)入口速度為1.00 m/s時(shí)，迭代收斂最快，整流形成均勻環(huán)狀流。當(dāng)入口速度為1.50～6.00 m/s時(shí)，流型逐漸變得紊亂，均勻性有所下降，當(dāng)入口速度為8.00 m/s時(shí)，迭代發(fā)散，流型徹底紊亂。

圖9 入口速度為1.00 m/s的相分布圖

圖10 入口速度為6.00 m/s的相分布圖

圖11 入口速度為8.00 m/s的相分布圖

因此，當(dāng)分流器入口流速為1.00 m/s時(shí)，形成均勻穩(wěn)定的環(huán)狀流，整體不均勻度最小，分流效果最佳。

3.3 入口干度對(duì)分配均勻性的影響

兩相流中，在一定的入口干度范圍內(nèi)，干度的增加會(huì)使兩相流的不均勻度降低。與此同時(shí)，分流器分流原理不同以及分流器型號(hào)不同，該規(guī)律也會(huì)有所差異[29]。此外，空泡系數(shù)[30-31]是區(qū)分兩相流和單相流以及評(píng)價(jià)兩相流動(dòng)介質(zhì)狀態(tài)的重要參數(shù)。兩相流介質(zhì)的入口干度與其密切相關(guān)，對(duì)兩相流流型和制冷劑的均勻分配影響關(guān)鍵。Byun等[32]研究發(fā)現(xiàn)，一定范圍內(nèi)，標(biāo)準(zhǔn)偏差隨入口干度的增加而減小。隨著入口干度的增加，液體被迫流向下游，兩相射流的強(qiáng)度會(huì)有所增加，產(chǎn)生更強(qiáng)的軸向動(dòng)量，使液體進(jìn)一步流向下游，分液逐漸均勻。Vist等[33]研究表明，一定范圍內(nèi)，隨著入口干度的增加可以減少因重力對(duì)兩相分離而產(chǎn)生的影響。Tandon等[34]提出了一種空泡系數(shù)模型為了兩相環(huán)狀流，Todd等[35]也提出了一種空泡系數(shù)模型為了水平管內(nèi)的環(huán)形流動(dòng)，其考慮了動(dòng)量渦擴(kuò)散系數(shù)阻尼在氣液分界面的影響。

因此，文中設(shè)置的工況為入口流速1.00 m/s，入口干度分別為0.05，0.15，0.20，0.25，0.30，0.35，0.50，在此條件下進(jìn)行模擬，得到不同入口干度下分流器的分流率及不均勻度S見表4。

表4 不同入口干度下分流器的分流率及不均勻度

由圖12可知，不均勻度最小值為0.375%，最大值為1.835%，相差不超過(guò)2%，分流率均在平均值0.167附近波動(dòng)，分液均勻。1～3號(hào)管分流率較4～6號(hào)管好，分流率相差均<0.1%。4～6號(hào)管分流率偏差較大，最大偏差為0.9%，出現(xiàn)了分液不均現(xiàn)象。因此，需縮短5號(hào)管和4、6號(hào)管分流率的差距，提高整體分流效果。當(dāng)入口干度為0.05～0.20時(shí)，不均勻度逐漸減小至最小值0.003 75，當(dāng)入口干度為0.20～0.50時(shí)，不均勻度逐漸增大。

圖12 不同入口干度下分流率的折線圖和不均勻度散點(diǎn)圖

由圖13～圖14可知，當(dāng)入口干度為0.05～0.20時(shí)，流型由混亂逐漸趨于穩(wěn)定，在旋流葉片的旋轉(zhuǎn)混合下，液相沿管壁方向運(yùn)動(dòng)，氣相不斷集中在中路，顯現(xiàn)出均勻的環(huán)狀流。當(dāng)入口干度為0.20時(shí)，混合最均勻；當(dāng)入口干度為0.25～0.50時(shí)，流型逐漸紊亂，盡管經(jīng)旋流葉片和整流器的流型整定，但氣液兩相制冷劑到達(dá)分配室時(shí)出現(xiàn)了混亂，使得各噴嘴入口處流型不一致，尤其是當(dāng)入口干度為0.50時(shí)，噴嘴入口處的流型已相當(dāng)紊亂，達(dá)不到均勻分流的效果。

圖13 入口干度為0.20時(shí)的相分布圖

圖14 入口干度為0.50時(shí)的相分布圖

因此，當(dāng)分流器入口干度為0.20時(shí)，流型均勻?qū)ΨQ，整體不均勻度最小，分流效果最優(yōu)。

4 結(jié)論

以一種分流效果理想的新型整流噴嘴式分流器為研究對(duì)象，采用CFD數(shù)值模擬其相分布情況和氣液兩相分離程度，優(yōu)化該分流器在各個(gè)入口工況下的最佳參數(shù)，實(shí)現(xiàn)環(huán)狀流均勻分液。結(jié)果表明：整流噴嘴式分流器經(jīng)旋流葉片和整流器的混合和整流后，氣液兩相制冷劑到達(dá)噴嘴時(shí)流型基本對(duì)稱穩(wěn)定，達(dá)到了均勻分流的目的。在各種不同的入口工況下，最大不均勻度均<2%，分流效果良好。當(dāng)制冷劑入口流速為 0.25～1.00 m/s時(shí)，逐漸形成均勻的環(huán)狀流，分流器整體不均勻度逐漸減小至最小值0.632%，其中入口流速為1.00 m/s 的效果最佳；當(dāng)入口流速為1.50～6.00 m/s時(shí)，流型開始紊亂，不均勻度逐漸增大；當(dāng)入口流速為8.00 m/s時(shí)，迭代發(fā)散，流型徹底紊亂。當(dāng)入口干度為0.05～0.20時(shí)，流型趨于穩(wěn)定，顯現(xiàn)出均勻的環(huán)狀流，分流器整體不均勻度逐漸減小至最小值0.375%；當(dāng)入口干度為0.20～0.50時(shí)，不均勻度逐漸增大，因此該分流器的最佳入口干度為0.20，此時(shí)分流最均勻。采用CFD數(shù)值模擬分流器內(nèi)部相分布情況和氣液兩相分離程度時(shí)，假設(shè)較為理想的情況，只考慮分流器內(nèi)兩相流體的流動(dòng)，不考慮相間的傳熱傳質(zhì)以及制冷劑與管壁間的換熱。但在實(shí)際系統(tǒng)運(yùn)行中，傳熱傳質(zhì)對(duì)制冷劑分流也存在一定影響，因此后續(xù)的模擬研究可考慮在計(jì)算的同時(shí)開啟能量方程，分析溫度對(duì)均勻分流的影響，使模擬研究更好地應(yīng)用于實(shí)際工程。