熱管型地熱系統氣液分離器外部流場結構優化

方瑋瑋，虞 斌，陳 晨，凌衛平

（南京工業大學機械與動力工程學院，江蘇南京 211816）

干熱巖型地熱具有穩定、連續、利用率高等優點，是近年來國內外地熱能開發利用的重點研究對象［1-6］。我國干熱巖地熱能儲藏豐富，其高效開發利用對改善我國能源結構、減少溫室氣體排放和控制環境污染具有重大意義［7］。重力熱管是干熱巖型地熱開采系統的核心設備，其長度通常不超過10 m［8］，否則傳熱性能可能會大幅度下降。Vasil ' Ev L 等［9］提出在重力熱管內部設置液體回流管道，將蒸汽與液體的通道分開，避免了上升氣體與下降液體的接觸，減小了氣體流動阻力，降低了氣液攜帶現象，使超長重力熱管在地熱領域的應用成為可能。CEN Jiwen 等［10］針對重力熱管積液問題，在Vasil 'Ev L 等研究的基礎上進一步提出在液體回流管路安裝噴嘴，將液體直接噴淋到蒸發段管壁，使液體能夠迅速蒸發但不會形成較深液池而影響蒸發速度。張梁等［11］提出重力熱管增加內管實現了氣液兩相流動的分隔，但蒸汽采出過程中仍存在帶液，分析了蒸汽帶液的原因。馬力等［12］提出旋流降膜蒸發器，通過實驗與理論分析總結出，流體在內壁形成了旋流液膜，離心力作用可以使液膜高度增加，液膜面積隨著進口流量的增加而增大，旋流增大了液膜的有效蒸發面積，強化了邊界層的擾動，進而強化了蒸發過程。陳陽等［13］研究了旋流型氣液分離器壁面小孔處氣液相分離特性。虞斌等［14］改進了地熱能提取系統中重力熱管的氣液分離結構（氣液分離器）設計，文中針對此氣液分離器建立有限元分析模型，應用數值模擬方法，進行外部流場結構優化研究。

1 熱管型地熱系統氣液分離器簡介

1.1 系統問題簡述

在利用超長重力熱管提取干熱巖熱能的過程中，存在蒸發段內上升蒸汽與系統中板式熱交換器熱流體出口下降冷凝水發生碰撞而攜帶部分冷凝液問題。攜帶的冷凝液增大了蒸汽流動阻力，導致熱管傳熱性能降低。

1.2 新型系統結構

為了降低冷凝液攜帶現象對熱管傳熱性能的影響，虞斌等改進了地熱能提取系統中重力熱管的氣液分離設計，提出新型干熱巖地熱能提取系統，見圖1。

1.3 氣液分離器特點

氣液分離器位于干熱巖地熱能提取系統內的絕熱段，主要由重力熱管、導流筒、液體分布器組成，特點是在氣液分離器的內部與重力熱管絕熱段管壁之間形成獨立的空間，使下降的工質冷凝水與上升的工質蒸汽互不干擾，上升的工質蒸汽沿上升管進入板式熱交換器，工質冷凝水通過回流管道進入氣液分離器的獨立空間后沿著管壁流入重力熱管蒸發段［15］。

氣液分離器使重力熱管內部下降的冷凝水與上升的熱蒸汽通道分開，減小了氣體的流動阻力，消除了蒸汽攜帶液體的不良影響，同時在下降的冷凝水通道設置螺旋板，使液體旋流下降至重力熱管蒸發段，增大換熱面積。

2 氣液分離器模型

2.1 結構特點

氣液分離器總體上為管殼式雙層圓管+ 螺旋導流板結構，內層圓管直徑D1=200 mm，外層圓管直徑D2=300 mm，圓管總長L=1 500 mm。

螺旋導流板安裝在氣液分離器兩層壁面形成的空腔內，對重力導致的管壁液膜不均勻起改善作用。

氣液分離器流場分析的重點是冷凝水通道，考慮到冷凝水在入口、出口和管內的流動狀態差別較大，將流道相應劃分為入口段、下降段和出口段，以便深入分析。

氣液分離器結構及尺寸示意圖見圖2。

圖2 氣液分離器結構及尺寸示圖

2.2 介質物性

氣液分離器用于水蒸氣和冷凝水的分離。水蒸氣溫度117 ℃，密度1.026 kg/m3，黏度12.9×106Pa·s。冷凝水溫度55 ℃，密度985.7 kg/m3，黏度503.9×106Pa·s。

2.3 網格模型

使用FLUENT2022R1 軟件對氣液分離器外部流場建模并進行數值模擬研究。建立氣液分離器模型，利用ANSYS MESHING 對模型進行結構六面體網格劃分，并對邊界進行網格加密處理，結果見圖3。

圖3 氣液分離器網格模型

2.4 無關性驗證

為了平衡模擬計算精度及計算效率，以網格數15 萬、20 萬、25 萬、30 萬、45 萬時氣液分離器的壓降- 網格數量變化曲線進行網格無關性驗證分析，結果見圖4。

圖4 氣液分離器壓降-網格數量變化曲線

由圖4 的無關性驗證可知，隨著網格數量的增加，氣液分離器內壓降值的變化逐漸趨向平穩。當網格數量達到253 769 以后，計算結果的誤差降至0.3%，因此采用網格數253 769 的模型開展后續模擬研究。

3 氣液分離器數值研究方法

3.1 基本假設

假設包括，①冷凝水入口質量恒定，出口壓力為定值。②流場恒溫，無溫度變化情況。分離器入口設定為質量流量入口邊界條件，出口設定為壓力出口邊界條件，取值為104Pa，所有壁面均采用無滑移邊界條件。內、外側壁面均采用絕熱壁面，不與外界發生熱量交換。

3.2 基本設置

選取雙精度求解器，對氣液分離器三維模型進行瞬態分析，重力方向為z 軸的負方向。選用Mixture 多相流模型，其中湍流計算使用RNG kε 模型，近壁面區域選擇強化壁面處理Enhanced Wall Treatment。使用壓力基（Pressure-Based）求解器的SIMPLE 速度- 壓力耦合算法，求解精度為QUICK 格式［16］。迭代計算直到出口的質量流量達到穩定，且不再隨著迭代步數的增加而發生改變。

3.3 控制方程

3.3.1 Mixture 多相流模型

Mixture 多相流模型研究對象為重力熱管管內下降冷凝水的流動狀態。管內流動具有不涉及傳熱過程的特點，只通過連續性方程和動量方程來描述流動情況。

連續性方程：

動量方程：

3.3.2 RNG k-ε 湍流模型

描述重力熱管管內下降冷凝水流動著狀態的RNG k-ε 湍流模型控制方程如下。

式(3)～式（4）中:ρ 為流體密度，αk為湍動能k 對應的普朗特數，αε為耗散率ε 對應的普朗特數，Sk、Sε為設計定義的源項，ui為對應i 向速度；xi為對應i 向位移，xj為對應j 向位移，ueff、Rε為修正系數，Gk為平均速度梯度變化所產生的湍動能附加項，Gb為由于浮力變化引起湍動能k 的產生項，YM為可壓縮流動中脈動激發湍流產生的項，C1ε、C2ε、C3ε為常數。

4 氣液分離器外部流場結構優化研究

4.1 螺旋導流板［17］

螺旋導流板可以使進入氣液分離器的液體在分離器的出口處形成穩定的液膜流動。在質量流量qm=0.15 kg/s 的情況下，對氣液分離器模型分別進行有無螺旋導流板結構的流場對比模擬，得到不同時刻t 出口處以冷凝水體積分數表征的流體相態云圖，見圖5 和圖6。

圖5 無螺旋導流板結構氣液分離器出口處不同運行時刻流體相態云圖

對比圖5 和圖6 可知，t=100 s 時無螺旋導流板結構氣液分離器出口處液相體積分數高于有螺旋導流板的氣液分離器。t=500 s 時，無論有無螺旋導流板，氣液分離器出口處的液相體積分數均有增加，但無螺旋導流板結構氣液分離器出口處液相有局部集中現象，有螺旋導流板結構氣液分離器出口處的氣液分離狀態出現惡化。t=1 000 s時，有螺旋導流板結構氣液分離器出口處氣液兩相分布有明顯改善，但無螺旋導流板結構氣液分離器出口處液相仍有局部集中現象。t=1 500 s時，有螺旋導流板結構氣液分離器出口處液相趨于均勻，但無螺旋導流板結構氣液分離器出口處液相局部集中現象出現惡化趨勢。

4.2 入口管位置

4.2.1 高度

在液體入口質量流量qm=0.15 kg/s 的情況下，通過調整氣液分離器冷凝水入口管與出口間的距離調整入口管高度，得到1 000、1 100、1 200、1 250 mm 這4 種入口管高度工況下氣液分離器出入口壓降隨運行時間t 的變化曲線，見圖7。

圖7 不同入口管高度工況下氣液分離器出入口壓降隨運行時間變化曲線

由圖7 可知，當氣液分離器內其他參數不變時，氣液分離器出入口之間的壓降隨著運行時間的增加而增大，隨著入口管高度的減小而降低。t=100 s 時刻，入口管高度由1 250 mm 降低至1 000 mm 時，出入口間的壓降由1 514.13 Pa 降至1 407.55 Pa，降低了7.04%。在此基礎上將出入口壓降受重力的影響納入考慮后可得出推論，氣液分離器出入口間的壓降與入口管高度成正相關，出入口間的距離越小壓降越小。

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4.2.2 偏心距

入口管到中心軸的距離（偏心距）是影響管壁剪切力的重要因素，管壁剪切力越大，流體對于管壁的剪切和沖刷作用越大［18］。在液體入口質量流量qm=0.15 kg/s 的情況下，調整氣液分離器模型入口管與中心軸的間距d，得到d 分別為0、40、90 mm 時氣液分離器內管管壁和螺旋導流板的液相切應力分布圖，見圖8。

圖8 不同入口管偏心距工況下氣液分離器內管管壁與螺旋導流板切應力分布云圖

由圖8 可知，氣液分離器內管管壁和螺旋導流板受到了不同程度的液相剪切作用。d=0 mm時，冷凝水作用在內管壁面和螺旋導流板上的剪切作用均有較大，這種作用會隨著使用時間累積，極易造成管壁厚度減薄甚至穿孔，影響分離器的分離效率。d=40 mm 時，內管壁面處出現切應力集中，其他管壁及螺旋導流板上的切應力顯著降低。d=90 mm 時，冷凝水對內管壁面和螺旋導流板的沖擊有所改善?？傊?，改變入口管距中心軸的位置可降低液體對分離器內壁和螺旋導流板的剪切作用，入口管距中心軸的位置越遠，液體對壁面和螺旋導流板的剪切作用越弱。

進一步調整液體流速和入口管偏心距離，模擬氣液分離器內液體流動過程，得到偏心距0、40、90 mm 工況下內管壁的最大切應力隨液體質量流量的變化關系曲線，見圖9。

圖9 不同流速及入口管所處不同位置時氣液分離器內管壁最大切應力

由圖9 可知，隨著d 的增大，管壁的最大切應力減小。入口質量流量qm=0.15 kg/s 時，d=0 對應的管壁最大切應力為1.48 Pa，d=90 mm 時對應的管壁最大切應力為0.41 Pa，降低了72.3%。隨著入口質量流量的增加，液體自身動能增加，管壁的最大切應力呈上升趨勢，不利于氣液分離器的長期使用，在實際運用過程中需綜合考慮管壁厚度、液體流速以及入口管偏心距的影響。

4.3 螺旋對相場和流場的影響［19-21］

4.3.1 螺數

以冷凝水入口質量流速qm=0.15 kg/s 作為邊界條件，分別對螺旋導流板螺旋個數n 為3、4、5 的氣液分離器進行數值模擬，得到分離器出口處的冷凝水相態云圖，見圖10。

圖10 不同導流板螺旋個數下氣液分離器出口處的冷凝水相態云圖

由圖10 可知，導流板的螺旋個數n=3 時出口處的相場有明顯的液相集中現象。導流板螺旋個數n=4 時，出口處的相場未有所改善，甚至氣液分離情況有所惡化，液相在局部有集中的現象。當導流板螺旋個數n=5 時，出口處的氣液兩相分布的均勻性有所改善。

圖11 不同導流板螺旋個數下氣液分離器出口處冷凝水流速

由圖11 可知，當導流板螺旋個數n=4 時，氣液分離器出口冷凝水流速最低為0.225 m/s；導流板螺旋個數n=5 時，氣液分離器出口冷凝水流速大幅上升至0.461 m/s，出口速度增大了51.11%。結果表明，氣液分離器出口處的氣液兩相均勻性與冷凝水流速有關，出口處冷凝水流速越大，氣液兩相分布越均勻。

4.3.2 螺距

以冷凝水的入口質量流量qm=0.15 kg/s 為邊界條件，模擬氣液分離器內螺旋板的螺距P 為120、160 、200 mm 時氣液分離器出口處的冷凝水相態云圖，見圖12。

圖12 不同螺距下氣液分離器出口處冷凝水相態云圖

由圖12 可知，螺距P=120 mm 時，出口處的相場有明顯的液相集中現象；螺距P=160 mm 時，出口處的相場有所改善，液相在局部有集中的現象。螺距P=200 mm 時，出口處氣液兩相分布的均勻性大有改善。

螺距P 分別為120 mm、160 mm、200 mm 時氣液分離器出口處冷凝水流速見圖13。

圖13 不同螺距下氣液分離器出口處冷凝水流速

由圖13 可知，隨著氣液分離器螺旋導流板螺距的增加，分離器出口處的冷凝水流速與螺距呈線性關系。P=120 mm 時出口處冷凝水的流速為0.343 m/s，P=160 mm 時出口處冷凝水的流速為0.461 m/s，增加了25.5%。結果表明，隨著氣液分離器螺旋板螺距的增加，出口處的冷凝水流速越大，氣液兩相分布越均勻。

5 結束語

新型氣液分離器設計在干熱巖地熱能提取系統超長重力熱管中的應用，改善了上升蒸汽與下降液體的流動方式，增大了冷凝水與重力熱管蒸發段的換熱面積。文中的新型氣液分離器外部冷凝水流場結構優化分析表明，在氣液分離器冷凝水流場內加入螺旋導流板，可使冷凝水沿著螺旋導流板做自上而下的旋流，在出口處形成更均勻的液膜狀態，能夠改善下游冷凝水與蒸發段管壁的接觸情況。冷凝水入口與氣液分離器出口距離減小，冷凝水壓降隨之減小。入口管位置越是遠離內管中心軸，冷凝水對分離器內壁面的切應力越小。入口冷凝水流速增加，管壁切應力隨之上升。冷凝水流速過大不利于分離器的長期運行，在實際使用過程中需考慮管壁的厚度和控制液體的流速。增加導流板的螺旋個數、螺距，可使出口處冷凝水流速增大，氣液兩相分布更均勻。