黄锟腾 陈健勇 陈 颖 罗向龙 杨 智 梁颖宗

(广东工业大学材料与能源学院 广州 510006)

我国是全球最大的制冷产品生产、消费和出口国。制冷相关行业用电量占全社会用电总量15%以上，制冷行业主要产品节能空间达30%～50%[1]。《绿色高效制冷行动方案》提出，至2030年，制冷总体能效水平提升25%以上，绿色高效制冷产品市场占有率提高40%以上[2]。制冷系统的节能减排意义重大，而冷凝器是制冷系统中的关键设备之一，相关强化传热技术备受关注。

制冷剂在冷凝过程中由气体逐渐冷凝为液体，液膜在管壁集聚并逐渐增厚，导致热阻和流阻增加。彭晓峰等[3]提出“分液冷凝”强化传热思想，管内冷凝传热流型演化、分液冷凝原理和传热系数的变化如图1所示，将冷凝分成若干段，段间实施气液分离，及时排除冷凝液，气体进入下一段与管壁充分接触继续冷凝，因此提高了传热系数。此外，冷凝液排出减少了进入下一管程的流量，有效降低了流阻，可实现压降降低。“分液冷凝”基本原理可总结为：“短管(流程)冷凝”提高干度和保持高效传热形态实现传热系数增加(图1)，“中间气液分离”减低流速实现降低压降，以及用“全程等速”实现均匀换热[5]。

图1 管内冷凝传热流型演化、分液冷凝原理和传热系数的变化[4]

Chen Jianyong等[6]对采用分液冷凝器的家用空调系统性能进行研究，发现在冷却模式下EER(energy efficiency ratio)可提升9.8%，而在制热模式下COP(coefficient of performance)可提升7.3%。Li Yunhai等[7]指出压缩机的可避免火用损失在带有分液冷凝器的制冷系统中可降低45.5%，证实分液冷凝能够提升系统性能。

对分液冷凝器的研究主要集中于管翅式分液冷凝器，实现气液分离的结构有T型管、金属丝网和联箱-小孔型等。Li Jun等[8]研究了T型管微通道分液冷凝器，发现在相同流量下T型管微通道分液冷凝器比常规微通道冷凝器出口温度降低1.3 ℃。但所提T型管分液冷凝器只能实现一次气液分离，且T型管本身的气液分离效率较低[9]，导致分液冷凝强化传热效果有限。Cao Shuang等[10]将金属丝网应用于管内冷凝，在毛细力作用下，液体存在于丝网内，而气体存在于丝网与壁面之间，气体与管壁直接接触的面积增大，传热系数可提升72%，但由于管内插入了丝网导致压降也有所增加。联箱-小孔型分液冷凝器如图2所示，通过在联箱隔板上添加气液分离小孔，实现“阻气排液”，具有结构简单、高效气液分离等特点[11]。Zhong Tianming等[12]实验研究发现分液冷凝器的压降比蛇形管和平行流冷凝器的压降分别低81.4%和64.6%。进一步发现当质量流速超过590 kg/(m2·s)或平均干度大于0.57时，其传热系数高于普通冷凝器，压降也降低了30.5%～52.6%[13]，同时实现了传热系数增加和压降降低。

图2 分液冷凝器及联箱-小孔型气液分离单元

对于联箱-小孔型气液分离器，其高效分离是影响分液冷凝器性能的关键，影响因素众多。Mo Songping等[14-15]采用水和空气研究了不同流型下联箱-小孔型气液分离器的气液分离性能，发现环状流的气液分离效率超过45%，弹状流的气液分离效率超过80%，分层流的气液分离效率可达100%。郭文仙等[16]对联箱-小孔型气液分离器进行变工况分析，发现出口支管的气液相分配均匀性随气相质量流量的增大而提升。乐文璞等[17]对含有凹槽结构的联箱-小孔型气液分离器进行研究，发现凹槽结构有利于液膜在联箱底部的沉积，且分液孔液相流量的波动幅度随着槽深的增加而减小。李逸帆等[18]研究了不同工质的气液分离性能，发现R1234ze的分液效率可达到71.3%。目前对联箱-小孔型气液分离器的研究主要集中于入口干度、联箱高度和凹槽深度等，而对分液孔大小如何影响支管液相溢出、漏气等研究较少，且分液孔位置的影响尚无报道，影响机制尚不清晰，导致分液孔合理设计困难，分液冷凝的优势不能充分发挥。

本文采用CFD数值模拟，首先分析了联箱盲板结构(无分液孔)内工质流动特性，基于盲板上的压力分布来确定分液孔位置；然后讨论了不同分液孔位置和大小对气液分离性能的影响，为联箱-小孔型气液分离器的合理设计提供指导。

1 物理模型和数学模型

1.1 物理模型

本文选取与Chen Xueqing可视化实验[19]中相同的联箱-小孔型气液分离器结构和外形尺寸，共研究3种隔板结构，包括联箱盲板结构(常规冷凝器)及2种单分液孔联箱-小孔型气液分离器(分液冷凝器)，如图3所示。其中支管直径d1为7 mm，联箱高度H1为51 mm，支管间距H2为14 mm，联箱直径D1为12.7 mm，隔板厚度H3为2 mm。

图3 联箱结构

1.2 数学模型

采用VOF多相流模型和标准k-ε湍流模型进行求解。同时选取环状流作为入口流型，根据J.El Hajal等[20]提出的空泡率模型计算液膜厚度以及气相和液相的流速，通过自定义函数在求解器中编译入口工况。此外，入口支管和出口的边界条件分别定义为速度进口和压力出口。

采用有限体积法(FVM)进行离散，压力-速度耦合采用SIMPLE算法，所有通量计算采用二阶迎风离散格式；当连续性方程的残差低于10-3、其余方程的残差低于10-4，且联箱内气液两相工质质量的总体标准差小于10-5时认为计算收敛。

1.3 数据处理

为衡量联箱-小孔型气液分离器的性能，分别定义了分液效率η、溢出率ε和漏气率θ作为评价指标。

分液效率为从分液孔流出的液相质量流量ml,out2占进口液相质量流量ml,in的比例。分液效率越高，证明从分液孔中流出的液相质量流量越多，分液性能越好。

(1)

溢出率为出口支管流出的液相质量流量ml,out1占进口液相质量流量ml,in的比例。当联箱内工质流动达到动态稳定后，其分液效率与溢出率之和应为1。

(2)

漏气率为分液孔流出的气相质量流量mv,out2占进口气相质量流量mv,in的比例。

(3)

气液惯性力比值N为分液孔处气相与液相的惯性力比值。

(4)

式中：ρl、ρv分别代表液相、气相的密度，kg/m3；Jl、Jv分别代表液相、气相在分液孔处的表观流速，m/s。气液惯性力比值N越大，分液孔处所受到的冲击越大。

1.4 网格无关性验证

为精准获得分液孔处的流动参数，将联箱-小孔型气液分离器分为两个部分进行网格划分，并对分液孔处的网格进行加密，如图4所示。

图4 联箱-小孔型气液分离器网格

对于网格数量，采用5种网格数量(73万、89万、101万、125万、144万)进行了网格无关性验证，不同网格数下从分液孔流出的液相质量流量如图5所示。当网格数量大于101万时，液相质量流量趋于平稳。因此，本文采用101万网格进行求解，其网格最小正交质量、最大正交歪斜率和最大长宽比分别为0.54、0.43和2.53。

图5 不同网格数下从分液孔流出的液相质量流量

1.5 实验验证

陈雪清[21]搭建了联箱-小孔型气液分离器的实验系统，通过改变流速和压力对其漏液速度进行了研究。为了验证数值模拟的结果，采用与文献[21]中相同的结构(图6)和工况(表1)，计算了不同入口干度下从分液孔流出的液相质量流量，并与实验值进行了对比，对比结果如图7所示，模拟结果与实验结果趋势一致，平均误差为9.13%。

图6 实验系统[21]

表1 入口工况

图7 不同进口干度下分液孔流出的液相质量流量

2 结果与讨论

分液孔在隔板上的位置和大小对工质在联箱内的流动特性影响较大。本文首先研究联箱盲板结构中的工质流动特性，为分液孔的设置提供支持；其次研究不同联箱-小孔型结构内气液两相、压力和速度等分布特性，揭示分液机理；最终对气液分离性能进行讨论。

基于管翅式分液冷凝器的实验数据[12]，本文设置入口流量为3 g/s，冷凝温度为318.15 K，入口干度为0.5。工质为R134a，其物性参数从Refprop 9.1[22]中调取，如表2所示。

表2 流体物性参数

2.1 隔板上分液孔的设置

目前分液冷凝器中分液孔的位置和大小的设计依据不清晰。因此，基于无分液小孔的联箱盲板内工质的流动特性，对联箱中分液孔位置和大小的设置提供依据。

联箱盲板上的压力分布如图8所示，隔板上压力沿隔板中心沿右向左方向先减小后增大，隔板右侧存在压力高峰值区，而低压区在隔板左侧中央处。研究隔板上方联箱内的液膜流动，联箱盲板结构速度分布如图9所示，发现沿壁面流下的液相工质在1处分成两个方向，其中一部分冲击隔板最右侧，该处压力增大；另外一部分则反向流动至3处，在3处再次分成两个方向，其中一部分从联箱出口支管中流出，另一部分则沿联箱左侧壁面向下流动至4点处。液相工质在4处的分离与1处相似，其中一路冲击隔板左侧，增大该区域的压力；而另一路则先向右流动再反向流动至2处，形成一定的回流。由于从1处冲击隔板的液相工质的质量和速度大于从4处冲击隔板的液相工质，隔板上的压力峰值区存在于最右侧。两处受冲击的区域压力会向外扩散，由于隔板最右侧压力大于隔板最左侧压力，因而在两个压力梯度的作用下，低压区存在于隔板左侧。

图8 联箱盲板压力分布

图9 联箱盲板结构速度分布

在联箱-小孔型气液分离器中，当分液孔处上下压差越大，液相工质经分液孔的速度越大。因此，将分液孔设置在联箱盲板结构中隔板上方的压力峰值区，有利于液相工质及时排出。气液分离隔板结构如图10所示，根据盲板上的压力分布，以隔板右侧4.35 mm处作为分液孔圆心，在该圆心上设立4个不同分液孔径(0.5、1.0、1.6、2.0 mm)；此外，目前分液孔位置均以隔板为中心的对称分布[23]，甚至直接设置在隔板圆心处[11]，选取2个位于隔板中心且分液孔径分别为1.6 mm和2.0 mm的结构。对上述不同位置和大小的6种分液孔设置进行研究，对比其相分布、压力分布及速度分布。

图10 气液分离隔板结构

2.2 气液相分布特性

图11所示为联箱-小孔型气液分离器中的气液相分布。工质以一定流速从入口支管流入联箱后，由于液相工质动量较大，撞击联箱右侧并沿壁面向下流动，对分液隔板上的液膜产生冲击。

图11 不同联箱结构中的相分布

当分液孔处在同一位置但不同孔径时，如图11(a)～(d)所示，隔板上方的高度随着分液孔径的增大而降低，在结构1和结构2中(分液孔径分别为0.5 mm和1.0 mm)，由于分液孔流通率较小，液相工质无法及时从分液孔中排出，大量液相工质从出口支管中溢出，导致在分液冷凝器中下一管程的干度提高有限，不能实现高效冷凝，而且隔板上方的液膜有效缓解了右壁面流下液相工质对隔板的冲击，能够形成稳定液封，有效阻止了气相工质从分液孔流出。在孔径为1.6 mm的结构3中，流通率增大，出口支管的液相工质溢出大幅减小，虽然隔板上具有液膜，但液膜高度小，分液小孔受到壁面下落液相工质的冲击，分液孔处出现了轻微的漏气现象；当孔径增至2.0 mm时(结构4)，从分液孔流出的液相质量流量达到1.20 g/s，虽然出口支管不存在液相工质溢出现象，但在分液孔上方已无法形成稳定液封，存在较为严重的漏气现象。因此，稳定液膜和无液相工质由出口支管溢出是高效气液分离的必要条件。

当分液孔径相同而位置不同时，联箱-小孔型气液分离器的内部流动也有差异。如图11(c)的结构3和图11(e)的结构5中，孔径均为1.6 mm，而位置距中心分别为4.35 mm和0时，此时结构3中分液孔上方的液膜高度更低，这是由于分液孔处的压力相比于隔板其他位置的压力更低，当分液孔距离联箱右侧壁面较近时，沿壁面流下的液膜更易对隔板上方的液膜造成扰动，影响该处的液膜高度。图11(d)的结构4和图11(f)的结构6中，当分液孔处在不同位置但孔径均为2.0 mm时，结构4中的冲击现象及漏气现象更显著，其联箱左侧液膜高度也更大。这是由于分液孔距离联箱右侧壁面更近，从壁面流下的液相工质更易冲击分液孔，气相更易从分液孔中流出，也阻碍分液孔排液，导致隔板上方的液相工质更多。

综上所述，在相同工况下，液相工质在出口支管的溢出量随分液孔径的增大而减小，在隔板上方无法形成稳定液封时分液孔靠右更易受到液相工质的冲击。因此，需根据工况合理选取分液孔位置和大小，在高质量流量时可选择联箱右侧设置分液孔，在低质量流量时应将分液孔设置在远离联箱右侧以避免更剧烈的漏气现象。

2.3 压力分布特性

图12所示为联箱-小孔型气液分离器的压力分布。图13所示为结构3的压力及流线分布。由图12(a)可知，在结构1和结构2中由于液相工质由出口溢出，隔板上方的液膜高度相近，在分液孔上方的压力也相近。在结构3和结构4中由于分液孔受壁面的冲击在分液孔处无法形成稳定液封，分液孔上方的压力低于小孔径(结构1和结构2)的压力。此外，结构4由于冲击现象和漏气现象的加剧，压力显著下降。对比结构3和结构5，发现结构3在分液孔上方的压力均小于结构5，且随流动距离呈现一定的波动。这是由于在结构3中分液孔上方的液膜高度较小，同时气相工质在分液孔上方的流动存在漩涡，对液膜产生扰动，造成此处压力发生波动，如图13(b)所示。结构4和结构6无法形成稳定液封，且漏气现象严重，它们的压力分布基本一致。

图12 联箱-小孔型气液分离器压力分布

图13 结构3压力及流线分布

由图12(b)可知，在所有结构中，在进入支管时压力剧烈下降，这是由于流通面积突缩。在结构3和结构6中，工质在出口支管入口处的压力存在波动，这是由于工质在出口支管的入口处流动时存在漩涡，降低该处压力，在远离漩涡区后，压力逐渐平稳，如图13(c)所示。Lu Pei等[24]在T型气液分离器中也观察到类似现象。

综上所述，当分液孔能形成稳定液膜时，隔板上方的压力分布相近；当隔板上方不能形成稳定液膜时，其压力分布随分液孔的增大而逐渐减小。而隔板下方的压力随孔径的增大而逐渐减小，冲击影响分液孔上方的压力分布。

2.4 速度分布

图14所示为联箱-小孔型气液分离器在y=0截面的速度分布(蓝色线代表气相，黑色线代表液相)。工质从入口支管进入后，其中一部分流体向上流动至联箱上部，并在联箱上部形成漩涡A；另一部分则向下流动至联箱中部，在联箱中部均会流动形成漩涡B。而在结构1中还存在漩涡C，结构4联箱中部出现的旋涡B位置相比其余结构的漩涡更靠近入口支管，这与流经分液小孔的量和压力分布有关。在联箱下部，隔板上方主要以液相为主，液膜受壁面流下的液体冲击，流动更加复杂。如图14(a)所示，结构1由于分液孔较小，液相不能从小孔中及时排出，液相在1点处的流动分离分成两个方向，一部分沿液膜表面流动至2处，另一部分则沿联箱右壁面向下流动。在2处，流动再次分成3个方向，一部分绕联箱左侧壁面流动形成漩涡，一部分流至1处形成漩涡，还有一部分则流动至3处。在3处，一部分液相从分液孔中流出，还有一部分沿联箱右壁面向上流动，与从1处流下来的流体交汇。

在结构2中，如图14(b)所示，液相在1处也分成两部分，与图14(a)不同的是此时在联箱左侧不产生漩涡，而是直接流至2处。在2处，一部分从分液孔中流出，还有一部分沿联箱右壁面向上流动与1处流下的流体形成交汇。在其他结构中，如图14(c)～(f)所示，液膜内部的流动不存在两股流动方向相反的流体交汇现象，仅绕液膜表面流动后流入分液孔。此外，在图14(d)和图14(f)中，由于冲击现象的存在，部分气相工质从分液孔中流出。

图14 y=0速度矢量分布

图15所示为不同结构中分液孔内的速度分布。在结构1～结构3中，当隔板上能形成稳定液膜时，此时分液孔内的速度分布相对对称，分液孔处中心线处的速度较大，靠近壁面的速度较小。而在结构4中，如图15(d)所示，沿分液孔右侧流入的工质以较高的流速冲击分液孔，而且一部分气体进入分液孔，导致分液孔内右侧存在漩涡。在结构5和结构6中，如图15(c)和图15(f)所示，分液孔内的速度从左向右逐渐增大，联箱右侧的工质以较高的流速流入分液孔时会挤压左侧工质，造成右侧流速大于左侧，而且在结构6中，虽然有气体流入，但由于分液孔的位置远离冲击区，因此没有漩涡出现。

图15 分液孔处速度矢量分布

综上所述，当分液孔上方能形成稳定液膜时，分液孔越靠近联箱右侧，其在分液孔处的速度分布均匀性越好。

2.5 气液分离性能

图16所示为不同联箱-小孔型气液分离器中的气液分离性能。当分液孔在同一位置但孔径不同时，即结构1～结构4，其分液效率、漏气率和出口干度均随分液孔径的增大而逐渐增大，孔径为2.0 mm时分液效率可达79.27%。当分液孔在不同位置但孔径相同时，结构5的分液效率比结构3提升了2.91%，这是由于结构3的出口支管入口处存在一定的旋涡(图13)，对隔板上的液膜形成扰动，更多的液滴被夹带至出口支管处流出。而结构6的分液效率相比结构4提升了0.99%，而漏气率降低了0.71%，这是由于在结构4中分液孔靠近联箱右侧壁面时受到壁面液膜的冲击，有更多气体从分液孔中流出，降低联箱气液分离性能。图16(c)为结构3～结构6中气液两相在分液孔处的惯性力比值。当分液孔直径为0.5 mm和1.0 mm时，分液孔上方能形成液封，漏气量为0，因此这两种结构的惯性力比值为0。当分液孔在不同位置但孔径相同时，结构3和结构5的N值均小于10，分液孔处受冲击影响较小。进一步增大孔径至2.0 mm时，联箱上方沉积的液膜高度减小，分液孔处无法形成液封，此时N值急剧增大，且由于结构4分液孔位置距离壁面液膜冲击的位置较小，其N值可达1 513.21×10-5。综合分液效率和溢出率，在研究工况下结构5的气液分离性能最好。

图16 不同联箱-小孔型气液分离器中的气液分离性能

3 结论

本文基于VOF多相流模型，对不同分液孔位置和大小的联箱-小孔型气液分离器内工质流动特性进行了数值模拟研究，得到如下结论：

1)在相同工况下，液相工质出口支管的溢出量随分液孔径的增大而减小，在隔板上方无法形成稳定液封时分液孔靠右设置更易受到液相工质的冲击。在高质量流量时可选择联箱右侧设置分液孔，在低质量流量时应将分液孔设置在远离联箱右侧壁面的位置。

2)在研究的孔径(0.5～2.0 mm)范围内，不能形成稳定液膜时，随分液孔径增大，隔板上方的压力均降低。液相工质沿壁面下落的冲击对分液孔上方的压力分布均匀性有较大影响。

3)分液孔大小主要影响分液孔排液速率和分液速率，而分液孔位置主要影响分液孔处速度分布和压力分布。分液隔板在不合理的孔径大小及位置设置下易受壁面液膜冲击，其N值可达1.51×10-2(结构5)。

4)分液孔孔径为1.6 mm且分液孔居中时，联箱的分液效率为70.23%，漏气率为0.14%，气液分离性能最佳。