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。經(jīng)歷重力分離、離心力分離、微通道分離，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，受到國內(nèi)外的廣泛關(guān)注。

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計算模型

1.1 物理模型及計算方法

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101mm，直徑2mm；為了分析多個分液孔相互作用，在距離進(jìn)口51mm處設(shè)置3個間距為0.2mm、孔徑為0.2mm的壁面T型分液結(jié)構(gòu)，長度為5mm；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。

圖1計算物理模型及尺寸

數(shù)值計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)表面張力模型計算界面表面張力，壁面為無滑移流動。計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，本文計算過程不考慮重力，g=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（r）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500Pa。

（3）出口邊界條件采用壓力出口，Poutlet=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，Poutlet=500Pa；氣相回流比為1。

表1入口分區(qū)參數(shù)設(shè)置

1.3 網(wǎng)格劃分

模擬物理模型的長度為101mm，管道直徑為2mm，微細(xì)分液結(jié)構(gòu)直徑為0.2mm；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，計算很難實現(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0.1mm、寬度為0.075mm；利用y+公式計算主管道邊界層厚度為0.25mm，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0.006mm；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0.006mm，中間網(wǎng)格寬度為0.015mm，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)典計算公式之間的比較，如表2所示。

表2計算液膜厚度和經(jīng)典計算公式的對比結(jié)果

表3為模擬分液效果與前述小尺度實驗結(jié)果的比較。由表可知，流型調(diào)控前后氣液長度比與實驗結(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，為了盡量減小計算工作量，本文選用30萬個網(wǎng)格進(jìn)行模擬計算，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驗結(jié)果的比較

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、0.2m·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、4.68mm。

圖2彈狀流軸線壓力和壁面壓力隨流型的變化

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，ΔPl=91Pa。軸向沿程壓降和壁面沿程壓降分別為ΔPA=4.58kPa·m?1、ΔPw=5.21kPa·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（Lga=3.97mm）幾乎保持不變，液橋長度由分液前的4.68mm縮短為2.46mm；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，末端底座曲率小；當(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)。可知，分液前后氣彈薄液膜長度Lfilm及薄液膜厚度δfilm變化甚微，分別為1.5mm和33μm。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δmax、δmid、δmin；計算算數(shù)平均值獲得厚液膜區(qū)的平均液膜厚度δave。可知，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0.41mm。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。

式中，r、l分別為半徑方向及流動方向上的長度；R、L分別代表主管道半徑和最大長度；下角標(biāo)g、l分別代表氣液兩相；V代表體積；α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。

圖3彈狀流經(jīng)微通道分液后流型變化

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。

圖4分液前后流動單元內(nèi)流場分布規(guī)律

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小；由分液前的4.4kPa·m?1降低為2.12kPa·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（500Pa）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500Pa，即最大的沿程壓降8.96kPa·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)。

圖5分液口流型對管內(nèi)沿程壓降的影響

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)?、液兩相在進(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，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0.003s；通道之間間隔為0.2mm，氣彈流動速度為0.067m·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。

圖6分液過程中進(jìn)口、出口以及3個排液口的流速變化規(guī)律(圖中氣、液表示進(jìn)口、出口截面處氣相為主體狀態(tài)以及液相為主體狀態(tài)，在3個排液口則表示時間區(qū)域內(nèi)為彈狀流氣彈或液橋抵達(dá)T型分液通道入口處)

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16ms；而每個微通道內(nèi)滲透子氣泡歷經(jīng)約10ms，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。

圖7伴隨分液過程的類活塞運(yùn)動分液口及壁面上靜壓和動壓的演變規(guī)律

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?？芍獜棤盍鞣忠簩嵸|(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。

（文章來源:化工學(xué)報DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20170064作者：陳宏霞黃林濱宮逸飛科學(xué)網(wǎng)科學(xué)網(wǎng)轉(zhuǎn)載僅供參考學(xué)習(xí)及傳遞有用信息，版權(quán)歸原作者所有，如侵犯權(quán)益，請聯(lián)系刪除）