多相流耦合论文（共6篇）
多相流耦合论文 篇1
0引言
热风滚筒杀青机是生产大宗茶的主流关键设备, 以对流为主要传热方式,利用高温热风进行杀青。在连续化生产中存在热能利用率不高,提高产量时杀青质量严重下降等缺点,制约了该类机型的推广使用。
目前,国内外学者针对热风滚筒杀青过程多采用凭借经验或者通过实验对比杀青叶的品质进行茶叶杀青工艺参数和装备的研究,Panchariya等[1]通过实验测定并研究了茶叶热风烘干时热风温度、风速与含水率之间的关系,徐海卫等[2]利用CFD技术对滚筒杀青机内流场进行仿真分析,叶飞等[3]通过实验对比研究滚筒、汽热和汽热-滚筒联合杀青技术,比较了所制绿茶的感官品质、茶叶内含成分、色泽和香气等,而针对热风滚筒杀青过程中滚筒转速、导叶板数量、导叶板结构等对杀青的影响研究较少。
热风滚筒杀青是由茶叶、热风构成的多组分、多相系热力系统,本研究以6CSF-100型热风杀青机为例, 将茶叶视为离散相,热风视为连续相,利用离散元软件EDEM与流体动力学软件FLUENT联合数值模拟,对杀青过程中的离散场、温度场和流场进行耦合分析,研究热风滚筒杀青机的工作过程,并对现有设备进行优化和试验,以提高茶叶杀青的质量和产量。
1模型构建
热风滚筒杀青机由热风发生炉、滚筒、传动机构、 机架等构成,杀青机本体结构如图1所示。
其主体是匀速转动,内壁有均匀分布的螺旋状导叶板的滚筒。茶叶在热风滚筒杀青机中的运动为在导叶板-茶叶间的摩擦力、自身的重力以及滚筒旋转产生的离心力作用下沿着滚筒筒壁作匀速圆周运动,和当到达一定的高度时茶叶离开滚筒导叶板作抛洒运动。 在杀青过程中,高温热风和鲜叶之间存在温度、压力、 水分等不平衡势,相互作用引起传热传质使得在叶温升高的同时茶叶内部水分降低。
1—排湿罩; 2—护罩; 3—滚筒; 4—中心风管; 5—温度表; 6—进料斗; 7—风管; 8—调速电机; 9—机架; 10—调角度机构
1.1离散相颗粒运动模型构建
由于在对滚筒中的物料进行动力学分析时可将其近似为质点[4],且受到计算机计算能力的限制,本研究中将茶叶简化成呈正态分布的球形颗粒群( 当量直径为0. 5 cm ~ 0. 8 cm) ,颗粒之间的作用通过HertzMidlin接触模型求解[5],滚筒杀青机内各颗粒的运动满足牛顿第二运动定律,其平动和转动的运动方程如下:
式中: mp—茶叶颗粒的质量,vp—茶叶颗粒的速度, vg—气体流速,- Vi▽p—压力梯度力,β—相间动量传递系数,—茶叶颗粒间相互作用力—茶叶颗粒与滚筒壁的作用力,Ip—茶叶颗粒转动惯量, wp—茶叶颗粒的角速度,Mp—茶叶颗粒的合外力矩。
1.2连续相气体运动模型构建
在茶叶杀青过程中,茶叶颗粒对连续相气体有影响,在FLUENT原有Eulerian模型的基础上引入相体积分数 φ,通过计算两相之间相对运动产生的阻力动量汇实现耦合。在不考虑两相之间的质量传递的情况下,则连续相的连续方程和动量守恒方程分别如下:
式中: φ—体积分数项,ρg—气体密度,μg—空气动力粘度,g—重力加速 度,FD—气体阻力,V—网格单元 体积。
1.3离散相-连续相间热传递模型构建
杀青过程中,热传递主要存在于茶叶颗粒间的热传导和热风与茶叶颗粒之间的对流换热,两相之间的相对运动和温度差以及茶叶颗粒间的接触促进了热量的传递,其能量方程为:
式中: Cp—茶叶颗粒的比热容; T—茶叶颗粒的温度; hc—茶叶颗粒间传热系数; hpg—两相间热传递系数; Ap—茶叶表面积; ΔTp1p2,ΔTpg—茶叶颗粒间温度差和两相间的温度差。
2模拟参数设置及求解
茶叶的杀青过程主要发生在热风滚筒杀青机的闷杀段,闷杀段与透杀段之间设置了防止热气流迅速外溢的挡板,其具体结构和基本参数分别如图2、表1所示。
在杀青过程模拟中,假设热风从进风管口均匀进入,管口处平均速度为0. 5 m/s,平均温度为250 ℃; 出口直接面向外部环境,压力为1个标准大气压。同时考虑热风与茶叶颗粒之间的动量交换以及茶叶颗粒对热风的影响,笔者采用Eulerian模型,其中在FLUENT中选用不可压缩、k-ε 湍流模型以及能量方程,EDEM中选用Ergun and Wen and Yu阻力模型。本研究通过在gambit中建立滚筒模型并生成网格,将其导入FLUENT中,并进行相关参数的设置; 在Solidworks中建立包含所有特征的三维模型,将其导入EDEM中,并进行茶叶本构模型参数的设置[6,7,8]如表2所示。
FLUENT和EDEM耦合的流程如下: 首先在FLUENT中对流场进行初始化并通过耦合接口设置EDEM中的参数,然后在每个时间步长中,FLUENT根据连续相气体运动模型仿真迭代计算至收敛,得到流场结果并传递给离散相颗粒,EDEM根据样本点确定颗粒所在的网格单元并判断接触,根据离散相颗粒模型和离散相-连续相间热传递模型分别对颗粒的受力和温度进行迭代计算并更新参数,最后FLUENT根据UDF返回的动量汇进行下一个时间步长的迭代,以此循环计算得到热风和茶叶颗粒的运动情况。热风滚筒机杀青过程的数值模拟如图3所示。
3数值模拟结果与讨论
3.1热风滚筒杀青机闷杀段内部气流分布
热风滚筒杀青机内部气流矢量图如图4所示,从图4中可以看出,热风从进风管侧面和锥帽进入滚筒内,滚筒内轴向方向整体上气流顺畅,能使茶叶均匀受热。但进风管与锥帽相接处由于结构锐角导致气流方向突变形成涡流,使得传热效率下降。闷杀段与脱水段之间的挡板呈锥形,能够使得热风向两边扩散,有利于茶叶随热风顺畅从闷杀段流入透杀段。
3.2颗粒温度变化
杀青过程中,茶叶颗粒在内部导叶板的作用下不断地被抄起和抛撒并向前输送,同时热介质和茶叶颗粒之间相互作用,茶叶温度逐渐上升且逐渐趋于稳定, 本研究中水分蒸发为恒速率[9],根据仿真结果整理得到热风滚筒杀青机内颗粒平均温度变化曲线如图5所示。
进一步分析可知茶叶颗粒在升温阶段,颗粒温度T1( S) 与沿滚筒轴线运动路程S呈线性关系,并有:
根据式( 6) 可计算得当S1为0. 72 m,即茶叶颗粒运动到闷杀段1 /3路程时,茶叶颗粒温度达到能抑制茶叶氧化生物酶活性的75 ℃。由此可以得出如下结论: 由于茶叶升温时间过长,无法迅速抑制茶叶氧化生物酶的活性,茶叶在杀青过程中容易出现红变现象,同时,由于茶叶升温时间过长,导致茶叶保温闷杀时间缩短,在不增加闷杀段长度的条件下,将导致茶叶杀不透,且不易杀均匀,为保证杀青质量,需要降低产量,这些现象已经在生产实际中得到印证。
4热风杀青滚筒的结构优化与试验
图5所反映出的问题在该型号热风杀青机的使用中已经得到充分的印证。茶叶的杀青质量与茶叶颗粒在滚筒内的运动状态及滚筒内温度场的分布有关,通过对滚筒结构的优化,将有利于问题的解决。
4.1滚筒运动和结构参数的优化
茶叶颗粒在滚筒内的运动状态与滚筒转速、导叶板数量、导叶板尺寸( 高度h、宽度b) 等参数相关,导叶板结构示意图如图6所示。以对杀青效果有重要影响的茶叶颗粒升温至75 ℃时,在滚筒内运动路程S最小为优化目标。通过基于多相流耦合技术进行正交试验[10],研究不同参数对其影响。试验因素及水平如表3所示。
利用数理统计学与正交性原理进行正交试验规划,按规划进行茶叶杀青过程数值模拟,经过统计所得的结果如表4所示。
通过对试验结果进行统计分析,其均值和极差值如表5所示。
综合分析表4和表5可以得出各因素对茶叶杀青温升速率影响的趋势: 1转速( 因素A) 对升温速率影响显著。滚筒内茶叶的温升速率随着转速的增加先增大后减小。这是由于当滚筒转速在一定范围内增加时,在导叶板的作用下,茶叶翻滚加剧,滞空茶叶颗粒数量增加,接受了更多的热量,至使杀青叶温度上升较快; 但当转速超过一定范围后,茶叶颗粒群在升温区的滞留时间减少,导致温升速率减小; 2导叶板数量( 因素B) 对温升速率的影响显著。导叶板数的增加将使得茶叶抛洒过程中的料幕面积增加,茶叶颗粒群与热风的接触面积加大,有利于叶温的升高,并提高了茶叶颗粒温度的均匀性; 3导叶板宽度( 因素C) 和导叶板高度( 因素D) 对温升速率影响不显著。导叶板的宽度和高度对温升速率的影响在一定范围内波动,主要由于导叶板的结构与抛撒茶叶颗粒的数量、料幕形状及撒料的分散性有关,由于受茶叶颗粒模型和数量的限制,导致导叶板的结构参数对温升的贡献率并不显著。而在实际杀青过程中,由于茶叶颗粒较多,外形成朵状,选择合理的导叶板的结构参数是必要的; 4根据优化目 标,可以确定 各参数较 优水平的 组合为A2B3C3D2,即滚筒转速为20 r/min,导叶板数量为14条,导叶板宽度为18 mm,导叶板高度为50 mm。
4.2滚筒内温度场的优化
滚筒内温度场的优化以减少涡流,增加高温区长度为目标。分析现有设备结构可知,滚筒内涡流的产生由进风口内凹风帽结构引起,在优化过程中,将进风口风帽由内凹改成外凸,数值模拟得到的优化前后滚筒内温度场云图如图7所示,优化前后筒内同一半径处温度变化情况如图8所示。
从图8中可以看出,优化后的闷杀段温度场高温区较优化前有较大的延伸,茶叶出口温度上升,提高了能源利用率,有利于杀青质量和产量的提高。
优化前后茶叶颗粒在杀青过程中的温度变化如图9所示,分析图9可以拟合得出优化后的茶叶颗粒在升温阶段的平均温度T2( S) 与升温阶段运动路程S存
在如下关系:
根据式( 7) 可计算得当S2为0. 53 m时,茶叶颗粒温度即可达到75 ℃。较优化前缩短了26% ,有利于茶叶杀青质量及产量的提高。
4.3试验结果
根据上述优化结果,本研究对原6CSF-100热风杀青机进行了改造和试验。考虑到数值模拟时茶叶颗粒模型及数量与现实茶叶外形及加工产量的区别,本研究对导叶板的数量和高度在优化结果基础上进行了修正。改造后的6CSF-100热风杀青机导叶板数量由优化前的12条增至16条; 导叶板的高度由优化前的50 mm增至80 mm; 进风口风帽结构由优化前的内凹改为外凸,其余结构和运动参数不变。试验用茶树品种为黄山大叶种,原料为一芽三叶的雨前茶,加工茶叶种类为炒青茶。试验结果表明在能源消耗不变的情况下,鲜叶杀青量在稳产时产量由改造前的300 kg/h提高到380 kg/h,同时杀青的均匀性和杀透率均大大提高。
5结束语
茶叶加工过程是茶叶颗粒动态干燥的过程,其加工质量取决于温度场、流场和离散场的有效组合,采用传统的方法进行茶叶加工设备的研发和改造具有较大的盲目性。本研究通过采用多相流耦合技术,与工程实践相结合,开展对热风杀青机的研究,取得了良好的结果,研究结果证明该技术具有目标明确,研发投入低,效率高,研究结果与实际相近等优点,可用于多种茶叶加工设备的开发,并具有一定的研究价值和现实的工程意义。
然而杀青过程不仅与运动参数和结构参数有关, 还与茶叶的物料特性等有关,可以进行更深层次的研究。同时随着计算机硬件的提高,可以施加更多数量级的颗粒,使仿真结果更加接近于现实。
油井多相流数值模型 篇2
油气水多相流研究在油田生产具有非常重要的意义。由于存在相间变化, 流动过程非常复杂。为研究这一问题, 需要建立由多个参数组成的数学模型。
为简化问题, 需要进行假设和建立相互关联的方程组。目前存在许多方法描述流体在油管中的垂直向上流动。有的模型假设气液两相具有相同的速度;有的模型考虑了气液两相的滑移速度, 但忽略了相间变化;有的模型将相间变化分为不同的流型。
本文建立的数值模型用来描述垂直和接近垂直管流的流动特性。它也划分了不同的流型, 但不同的是, 它使用的是液相和气相的滑移速度而不是持液率。
2 方程
根据稳定状态下每个组分质量守恒和整体动量守恒的定律, 得到控制方程。为了获得一个一维模型, 方程建立在假定的平均圆周截面 (管的S截面) 上。这样就获得了有关下列参数的差分方程:压力 (p) 、气相速度undefined、液相速度 (假设油水具有相同的速度) undefined、气相体积组分 (αG) 、油的体积组分 (αO) 、水的体积组分 (αW) , 这些参数都是轴向坐标z的函数。
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αO+αG+αW=1 (5)
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式中 ρO、ρG、ρW——油、气、水的密度;
ρL、ρ——液相和整体的密度;
RS、RWS——气油和气水的溶解比;
qO、qG、qW——油、气、水的产量;
R——油管内径;
τzz、τrz——偏应力张量分量;
αL——液相体积组分, αL=αO+αW;
gz——沿油管方向的重力加速度。
局部变量undefined取xi和undefined的平均值, 其中
undefined
这个模型的主要优点是不用计算持液率αL, 而使用了滑移速度Vd。模型包括协变项CT, 方程 (4) 中的加速项。
模型与流体特性、协变项CT、气相的滑移速度Vd、黏度相dτzz/dz+2τrz (R) /R有密切的关系。
3 建模
为解上述方程, 需要将某些项模型化。模型建立不仅与变量值有关, 也与流型有关。因此, 需要建立确定流型的准则。
3.1 流型
滑移速度和黏滞阻力与流体的性质和流型有关。垂直两相管流有4种不同的流型:
◇ 泡状流:液体为连续相, 有小气泡;
◇ 段塞流:气泡变大变长, 被液塞分开;
◇ 涡流:气泡消失, 连续相为液相和气相交替出现;
◇ 环空流:气体为连续相, 在管壁处有液膜, 气核中有液滴。
图1所示为4种不同的流型。
Ishii准则根据气相和液相的速度和组分判断流型。模型考虑了两相流和单相液流的流型。单独气相流动需要建立一个组分模型。
3.2 流体特性
为计算流体的物理性质, 如每一相的密度、溶解比, 应用了黑油模型。
黑油模型假设, 气油混合流可以由两个独立的参数来描述:油API重度和气体相对密度。井中某一点的流体特性可以通过这些参数和截面压力温度平均值获得。压力从动量守恒方程 (4) 得到, 温度在垂直方向为一已知函数, 即温度随深度呈2.7 ℃/m线性变化。必要时将这个温度梯度修正到井底温度。
模型中使用了如下相关参数:
◇ 溶解气油比, Standing和Beggs方法;
◇ 油地层体积系数, Standing和Beggs方法;
◇ 油等温压缩系数, Vasquez和Beggs方法;
◇ 油的黏度, Beggs和Robinson方法以及Vasquez和Beggs方法;
◇ 溶解气水比, Ahmed方法;
◇ 水地层体积系数, Gould方法;
◇ 水等温度压缩系数, Meehan方法;
◇ 水的黏度, van Wingen方法;
◇ 表面张力, Baker Serdloff方法;
◇ 气体黏度, Lee Gonzalez 和Eakin方法。
各液相密度通过相应地层体积参数、溶解气比和等温压缩系数计算得到。气体密度通过真实气体状态方程计算得到。
所有这些关系与压力、温度和黑油模型参数有着紧密的关系。
3.3 协变项
动量守恒方程的协变项为:
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Ishii模型的协变项为:
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3.4 黏度项
动量守恒方程可以忽略内应力的影响, 所以黏度项只与壁面摩擦有关, dτzz/dz+2τrz (R) /R52τrz (R) /R。对于每一个流动区域黏度项应用Kabir和Hasan关系式建模。
仅为液相/泡状流:
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段塞流/涡流:
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环空流:
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壁面摩擦系数f由雷诺数Re=2vRρL/μL和管粗糙度ε决定。
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式中, μG、μL是气相和液相的黏度。
3.5 滑移速度
滑移速度Vd模型表达式为:
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这些关系式都与流型、气相密度、液相密度、气相组分、油管直径和表面张力有关。
泡状流:
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段塞流/涡流:
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环空流:
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4 算法
求解方程 (1) ~ (6) 的数值解首先要获得井口的所有变量, 并沿网格逐点向下运行。
程序需要输入相关数据, 如井口条件 (温度和压力) 、油管尺寸 (内径、倾斜度、每段长度) 、生产速度 (油、气、水产量) 和流体特性参数 (API重度、气体相对密度) 。
算法包括一个可以覆盖所有管段的外部循环。对于每一管段, 在离散点处有另一个循环, 由此完成方程的求解。系统是非线性的, 因此开发了迭代算法 (图2) 。
5 实例计算
将计算的压降数值与生产数据进行对比, 最大误差在15%以内。
数值模型计算的结果如图3和图4。
产油1 892 m3/d, 产水28.6 m3/d, 产气undefined。井口温度和压力分别为68 ℃, 63.1 MPa。
油管长2 900 m。1 500 m深处有15°倾斜角。油管直径124.2 mm, 2 000 m以下为220.5 mm。
第一段:从井口到1 500 m, 0°倾斜角, 直径124.2 mm;
第二段:从1 500 m到2 000 m, 0°倾斜角, 直径124.2 mm;
第三段:2 000 m以下, 15°倾斜角, 直径220.5 mm。
倾斜角稍微变化对流动影响不大, 但是在管径变化点两相的速度不连续。
泡点出现在距离井口2 700 m处, 流体全为液相。在1 000 m处泡状流向段塞流转变 (图4) 。在泡状流向段塞流转变后, 滑移速度显著增加, 因此所有的变量出现不连续跳跃现象。
摘要：建立了直井和小斜度井中多相流分析的数值模型。该模型通过计算油气水三相井中各相的速度、体积流量、压力、流体特性等流动参数随深度变化情况来模拟油井内三相流的流动。
多相流耦合论文 篇3
双向DC/DC变换器因其功率密度高,控制简单,成为近年来研究的热点之一[1]。现有关于双向DC/DC变换器的研究主要围绕其满功率时的性能指标,针对普遍存在的轻载运行效率偏低问题却鲜有涉及[2,3,4,5,6,7,8,9,10]。文献[11]提出通过PWM加移相控制提高双向DC/DC变换器轻载工作效率,但是方案相对复杂,可行性差。文献[12]提出一种降低频率提高轻载效率,以获得全载高效率变换器的方案,但是低频带来纹波恶化问题,限制了变换器效率优化的有效性。基于此,笔者以四通道双向DC/DC变换器Boost工作模式为对象,深入研究其工作过程中损耗,提出了一种简单有效的最优工作相数控制策略,即根据负载的减小程度,适当减少工作相数,以消除未工作相的所有损耗,提高变换器的轻载效率。针对轻载减少工作相数会引起纹波恶化的问题,提出交错并联磁集成技术,将四相分立电感集成为两相耦合电感,以减小电感体积和相电流纹波,从而降低有源和无源损耗。而满载运行及采用磁集成耦合电感切相后运行在两通道模式时,交错并联技术又可降低总输出电压电流纹波。最后结合移相控制优化输出电流、电压纹波,并给出滤波电容整定设计原则,进一步消除轻载切相后输出纹波电压,最大程度提高其轻载工作的效率。
本文实验验证了所提出的轻载效率优化策略的有效性,为多相交错并联双向DC/DC变换器轻载效率优化提供了理论依据,为变换器全负载范围高效率运行提供了有效的解决方法,拓展了交错并联双向DC/DC变换器高效率运行区间。
2 多相交错并联Boost变换器轻载效率优化
2.1 多相交错并联Boost变换器的工作原理
四相交错并联双向DC/DC变换器拓扑如图1(a)所示。其中占空比D<1/4,D'=1-D,L表示各相升压主电感。拓扑采用PWM控制,Boost模态下功率主开关管Q2、Q4、Q6、Q8依次交错90°导通,依占空比工作,而功率开关管Q1、Q3、Q5、Q7续流工作,一个开关周期内的八个工作模态如图1(b)所示。
2.2 多相交错并联Boost变换器的损耗分析
全负载高效运行是变换器追求的目标和重要性能指标,然而轻载运行会降低变换器工作效率,因此深入研究变换器工作损耗,对提高其功率有着重要的意义。因变换器每相工作方式相同,损耗基本一致,下面先以单相为例深入研究其各个工作阶段的主要损耗,最后推导出多相变换器的总损耗。
2.2.1 导通损耗
首先对第一相分析,变换器主开关管Q2和续流开关管Q1有共同的导通电阻Rsw,其表达式为:
式中,RQ1、RQ2为开关管的导通电阻。
将相电感电流iL分为两部分:平均值iL(avg)和波动值iL(ac),平均值iL(avg)流过等效串联电感电阻RL.ESR和Rsw会产生直流导通损耗PC.DC如下:
式中,Io为总输出电流;Req1为等效导通电阻与等效串联电感电阻之和。同时,波动值iL(ac)也流过Rsw和RL.ESR,由此可知,变换器交流导通损耗PC.AC与相电感电流波动值iL(ac)的有效值iAC.RMS有关。
综上,得出变换器CCM模式下直流和交流导通损耗总和为:
式中,i'AC.RMS为输出电流波动值iL(ac)的均方根值;f为变换器开关频率。
同理,可得DCM模式下导通损耗表达式为:
式中,Req2为变换器DCM模式下的等效导通电阻与等效串联电感电阻之和,其大小对应变换器CCM模式下等效电阻之和Req1。
2.2.2 开关损耗
开关管和整流管开通和关断过程会出现电流和电压重叠现象[8],造成开关功率损耗,如图2所示。通过积分方法算出Q1和Q2的开关损耗:
式中,tover为电压电流的重叠时间。
最终得到CCM下开关器件损耗为:
2.2.3 静态损耗
变换器工作时产生的静态损耗与输入电压及静态电流IQ成正比例:
式中,EQ表示每个开关周期静态能量。
2.2.4 磁性元件损耗
目前广泛使用Steinmetz公式计算磁心损耗但其忽略了磁心形状以及尺寸的影响,简化了磁损计算模型,不够准确,本文考虑单位体积和铁损给出优化的Steinmetz公式如下:
式中,KFe、、β可从产品手册中查到;BMAX为峰值磁幂;feq为励磁频率。
2.3 交错并联DC/DC变换器的效率仿真
依据上文分析,推导出变换器Boost模式下的单相效率和损耗表达式为:
对式(11)进一步优化,得出多相交错并联DC/DC变换器损耗及效率计算公式如下:
式中,N为变换器工作相数,N=1,2,3,4。
由式(12)绘制出四相交错并联双向DC/DC变换器的效率仿真曲线,如图3所示。若负载降低到额定值的25%,则单相工作效率最高。因此,理论上只要根据负载需要,选择合适的工作相数就可以大幅提高变换器效率。这为交错并联DC/DC变换器轻载效率优化提供了新的理论和研究方法。
2.4 纹波分析及抑制策略
交错并联工作相数越多,总纹波越小。而最优工作相数控制策略导致的工作相数减小势必对输出纹波产生消极影响,应采取有效控制方法以抑制纹波恶化,同时滤波电容设计也至关重要。
2.4.1 输出电流纹波分析
变换器CCM模式的相电流纹波可以表示为:
式中,0≤D≤1;Ts为开关周期。
N相交错并联DC/DC变换器总电流纹波为:
式中,j/N≤D≤(j+1)/N,j为轻载时实际工作相数。
进一步得输出电流归一化纹波幅值表达式:
2.4.2 输出电压纹波分析
同理,单相Boost电路拓扑电压纹波表示为:
式中,C表示相滤波电容。
N相交错并联DC/DC变换器电压纹波为:
式中,Cout为四相总滤波电容。
2.4.3 磁集成耦合电感改善相电流纹波
图4为采用耦合电感和非耦合电感下变换器等效电感及稳态电流波形。
变换器不同工作模态下等效稳态电感为:
进一步求得耦合电感和非耦合电感下的每相稳态电流纹波ΔI1和ΔI'1分别为:
式中,Ldis为非耦合情况电感值。
由式(19)和式(20)可得耦合电感与分立电感的稳态相电流纹波之比为:
式中,耦合系数k=M/L。设0≤D≤0.25,将式(21)绘制成变换器在不同占空比下的曲线,如图5所示。可见,耦合情况下的稳态相电流纹波均小于非耦合情况,且随着占空比D增大,耦合增强,稳态相电流纹波改善效果也越明显。
两相DC-DC变换器总电流纹波可表示为
其与采用分立电感的总电流纹波一样,因此耦合电感与非耦合电感可以采用共同滤波电容设计。图6为采用耦合电感时变换器全负载范围不同工作相数的效率仿真曲线。对比图3与图6可见,无论采用哪类电感,采用最优工作相数控制都可以提高轻载效率,且采用耦合电感时相电流纹波更小,因此在采用最优通道控制时应尽量采用磁集成耦合电感以最大程度提高轻载效率。
2.4.4 移相控制
变换器工作相数对应的总电流纹波如表1所示。采用最优工作相数控制策略时,随着相数减小其总电流纹波会成倍增大,如四相直接减至单相后总电流纹波跳变较大,对变换器性能和安全造成影响,因此应避免直接将相数减至单相。
图7为变换器工作相数减小时,是否采取移相控制的电感电流纹波变化对比。明显看出,工作相数减小时,如维持原导通角,其输出纹波电压明显恶化,且幅值ΔV'N-1_phase将会远大于单相工作时的输出纹波电压幅值ΔV1_phase,其表达式为:
因此切相时应配合移相控制,且移相角度与新的相数匹配。移相控制输出纹波电压ΔVN-1_phase为:
2.4.5 滤波电容优化设计
变换器对输出纹波电压要求较之纹波电流更高,而电压纹波消除主要依靠滤波电容,因此采用移相控制减小变换器工作相数时必须要考虑输出滤波电容对变换器工作在不同相数的输出电压纹波的影响。为了根据需要计算合适的容值,实现电源体积的最小化,设计适合的输出电容是必要的。
为了计算输出滤波电容对变换器工作在不同相数输出纹波电压的影响,引入对消因子FC:
忽略输出滤波电容的寄生电阻RC,输出电压纹波可表示为:
保持输出电容不变,切相时,输出电压纹波将会变大,即
式中,A为切除的工作相数。
除采用上述移相控制抑制纹波电压外,还需要合理设计滤波电容,由式(26)、式(27)可知,为方便设计,减少控制难度,首先需要确定最小的工作相数Nmin。输出电容不仅要考虑自身的体积与在不同负载下的损耗情况,也要考虑满载时的工作相数N与最小工作通道数Nmin对输出电压纹波的影响。综合以上因素,输出滤波电容与对应最小工作相数Nmin的输出电容Cout_min的关系为:
在负载变化的过程中变换器改变至任何相数时,Cout均可保证输出电压纹波的要求。
3 工作相数控制方案
3.1 采用分立电感的相数控制
采用分立电感的最优工作相数控制方案如表2所示。变换器满载运行时每相负载电流为5A,表2中Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ依次代表变换器的各通道,“1”、“0”分别表示对应通道主开关管的开通和关断。
3.2 采用耦合电感的相数控制
变换器采用耦合电感时工作相数控制方案如表3所示。耦合电感使用“EI”型铁心绕制,电路连接采用一、三相电感反向耦合,二、四相电感反向耦合的方式。为了保证磁通对称,采用耦合电感时变换器不宜运行在单相与三相工作。
对比采用分立电感与耦合电感的工作相数控制策略可知,采用耦合电感时需要检测的相数变更点更少,且在切相时不需要改变开关管的导通角,控制方案简单,更容易实现。
4 实验
采用四相交错并联双向DC/DC变换器进行Boost模态实验,实验参数如下:Vin=12V,Vcc=5V,Vo=15.1V,每相电流5A,总输出电流Io=20A,占空比D=Vin/Vo=0.21,开关频率fs=125k Hz,分立电感L1=L2=L3=L4=L=0.35μH,耦合电感自感L=0.42μH,耦合系数K13=K24=-0.825。分别测试耦合电感和分立电感情况下稳态相电流波形,如图8所示。可知本文设计的样机在耦合电感情况下的稳态相电流纹波为ΔI1=8.14A,分立电感情况下的稳态相电流纹波为ΔI'1=24.06A,可见采用磁集成耦合电感有效降低了稳态相电流纹波,继而大幅降低无源损耗,可提高其转换效率,同时兼顾改善稳态性能。
图9为四相交错并联双向DC/DC变换器采用耦合电感时总输出电流波形与电压波形。可以看出,采用耦合电感工作在大电流输出时,总输出电流波形平滑,毛刺较少,纹波较小,总输出电压波形平稳,变换器稳态特性良好。
图10为四相交错并联DC/DC变换器轻载最优工作相数控制切除一相时,采用移相控制与未采用移相控制的总电流纹波。可明显看出,变换器进行最优工作相数控制时采用移相控制,可以获得更小的总输出电流纹波。因此在轻载进行最优工作相数控制时,应结合移相控制优化输出电压、电流纹波,以获得更高的轻载效率。
实验样机进行反复试验,记录输入输出功率,通过计算平均值绘制的效率曲线,如图11所示。
从图11可以看出,变换器以5A输出电流四相工作时其效率仅为75%,采用最优工作相数控制策略后单相工作时,其效率升至86.7%,轻载效率大幅提高,并且负载电流在2~5A的轻载区间变化时,其效率依然稳定在80%~85%之间,极大拓展了变换器高效率运行区间。
5 结论
(1)针对四相交错并联DC/DC变换器在轻载运行时效率偏低的问题,提出一种简单易行的最优工作相数控制的轻载效率优化策略,根据负载减小程度,适当减少工作相数,可以消除未工作相的所有损耗,提高变换器的轻载效率,实验证明该策略能有效提高轻载效率,极大拓展变换器高效运行区间。
(2)在最优工作相数控制中,结合移相控制和耦合电感设计可以改善电流纹波,抑制电压纹波恶化,进一步提升四相变换器的轻载效率。并且采用耦合电感与采用分立电感时滤波电容设计原则一致,同时采用耦合电感时最优工作相数控制方案简单,更易于实现,具有更高的效率。
参考文献
[1]荣德生,陈淑涵,李洪珠,等(Rong Desheng,Chen Shuhan,Li Hongzhu,et al.).磁集成Boost变换器在超级电容充电系统中的建模(Magnetic integrated Boost converter modeling in the super capacitor charging system)[J].电工电能新技术(Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy),2015,34(5):13-17,40.
[2]杨玉岗,祁鳞,吴建鸿,等(Yang Yugang,Qi Lin,Wu Jianhong,et al.).本质安全型交错并联磁集成Boost变换器的分析(Intrinsically safe staggered parallelmagnetic integrated analysis of the Boost converter)[J].电工电能新技术(Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy),2014,33(9):14-18,40.
[3]杨玉岗,李龙华(Yang Yugang,Li Longhua).交错并联磁集成Boost变换器的本安特性分析及优化设计(Staggered parallel magnetic integrated Boost converter in the characteristics of the analysis and optimization design)[J].电工电能新技术(Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy),2013,32(3):7-11,61.
[4]杨玉岗,甘汶桦(Yang Yugang,Gan Wenhua).DCDC Boost变换器控制算法的研究(DC-DC Boost converter control algorithm research)[J].电工电能新技术(Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy),2015,34(3):72-75.
[5]李洪珠,马文涛,孙双元,等(Li Hongzhu,Ma Wentao,Sun Shuangyuan,et al.).ZVS双向DC-DC变换器在超级电容能量回收中的研究(ZVS bidirectional DCDC converter in the research of the super capacitor energy recovery)[J].电工电能新技术(Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy),2015,34(5):18-23.
[6]杨玉岗,祁鳞,李龙华,等(Yang Yugang,Qi Lin,Li Longhua,et al.)交错并联磁集成Boost变换器本质安全性输出纹波电压的分析(Analysis of output ripple voltage of essential safety for interleaving magnetics Boost converter)[J].电工技术学报(Transactions of China Electrotechnical Society),2014,29(6):181-188.
[7]杨玉岗,冯本成,韩占岭,等(Yang Yugang,Feng Bencheng,Han Zhanling,et al.).四相VRM中无直流偏磁集成磁件(Non DC-bias integrated magnetic components for 4-phase VRM)[J].电工技术学报(Transactions of China Electrotechnical Society),2012,27(4):88-93.
[8]Tseng S Y,Ou C L,Peng S T,et al.Interleaved coupled-inductor Boost converter with Boost type snubber for PV system[A].IEEE Energy Conversion Congress and Exposition[C].2009.1860-1867.
[9]Chu-Hsiang Chia,Pui-Sun Lei,Robert Chen-Hao Chang.A high-efficiency PWM DC-DC Boost converter with a novel DCM control under light-load[A].IEEE International Symposium on Circuits and Systems[C].2010.2718-2721.
[10]李双刚,张方华,刘硕,等(Li Shuanggang,Zhang Fanghua,Liu Shuo,et al.).高效率双向Buck/Boost变换器的研究(Study of high efficiency bi-directional Buck/Boost converter)[J].电力电子技术(Power Electronics),2013,47(4):73-75.
[11]W Yan,C Pi,W Li,et al.Dynamic dead-time controller for synchronous Boost DC-DC converters[J].Electronics Letters,2010,46(2):164-165.
多相流耦合论文 篇4
多相流学术会议召开
2011年中国工程热物理学会多相流学术年会暨国家自然科学基金多相流领域项目进展交流会议近日在新疆乌鲁木齐市举行。
学会常务理事、多相流专委会主任郭烈锦教授主持会议。本次学术年会共收录239篇论文, 有40多家高校及科研院所240余位专家学者参加了年会, 宣读和交流了187篇学术论文。本次国家自然科学基金进展交流会共有30个面上项目通过口头和墙报的方式汇报项目进展。
在全体大会报告会上, 共进行了4个特邀学术报告。英国The University of Manchester的杨五强教授就“Industrial tomography for multiphase flow measurement”得最新研究成果与进展与参会人员进行交流。
中科院大连化学物理研究所叶茂教授、中国石油大学 (北京) 李相方教授分别做了“工业催化反应反应器中的气固两相流问题:研究现状和展望”“气液两相流在石油天然气工业中的应用”精彩的大会邀请报告。国家自然科学基金会工程科学三处刘涛处长代表基金委报告了国家自然科学基金申报、评议、最新动态以及重点资助领域等情况, 鼓励青年学者勇于创新, 发表高水平国际期刊论文。专委会对2010年度青年学者优秀论文陈学俊奖获得者共8名青年学者 (35岁以下) 进行了表彰, 颁发了证书和奖金。
本次学术年会与往年一样设置了8个专题, 包括:气液两相流与沸腾传热传质, 气固两相流与燃烧及其污染控制, 多相流数理模型和数值方法, 石油工程多相流, 多相流测量技术, 反应堆热工水力, 两相流相变传热强化和节能, 高新技术中的两相流与传热传质。
分组报告中邀请6位“青年学者优秀论文陈学俊奖”获得者做分组邀请报告, 交流其在相关领域的研究进展。本次年会具有“石油工程多相流”以及“两相流相变传热强化和节能”、2个专题的学术论文数量继续增加, 但“反应堆热工水力”专题的学术论文数量偏少;多相流动与传热的机理实验研究及基础数理模型持续受关注;专委会设立的青年学者优秀论文奖对鼓舞和激励青年学者积极开展科学创新研究发挥了积极作用等特点。
会议期间还召开了专委会会议, 委员们回顾了国内多相流专业领域一年的进展, 讨论将2012年多相流学术年会与动力工程多相流国家重点实验室承担的国际多相流会议合并举办事宜, 委员们也分享了举办大型国际会议的宝贵经验, 确定了2012年学术年会将由西安交通大学承办, 会议地点暂定在西安。
中国工程热物理学会
中国光学学会
2011年光学大会在深圳召开
9月5日~9月8日, 由中国光学学会主办, 深圳大学、中国国际光电博览会等单位承办的2011年光学大会在深圳会展中心举行。25位两院院士, 以及1300多位来自高等院校、科研院所和企业生产一线的光学科研工作者和部分参展厂商出席了开幕式。中国光学学会理事长周炳琨院士致开幕词, 中国科协书记处书记张勤, 国家科技部高新技术发展及产业司副司长胡世惠代表曹健林副部长, 深圳市副市长吴以环, 深圳大学校长章必功, 中国国际光电博览会董事局主席粟继红, 大族集团公司总裁高云峰等发表了讲话。
本次会议分设21个分会场, 分别是:光学材料研究进展与应用, 精密光学测试新进展, 光学薄膜技术新进展, 非线性光学与介观光学, 激光物理技术与应用 (两个分会场) , 红外与光电器件, 光电技术与系统, 先
进激光技术与应用, 生物医学光子学 (两个分会场) , 瞬态光子学, 纤维光学与集成光学, 全息与光学信息处理, 颜色光学与影像技术, 工程光学与光学设计及制造, 环境光学技术与应用, 空间光学与光学遥感应用, 光学与光学工程教育教学研究, 光学、光电子学产业化技术研究进展, 以及广东省光学学会2011年学术年会等。与会代表分别围绕着各自的主题交流了各自的研究的最新成果, 探讨了各自学科的未来发展方向, 对推动我国光学事业的创新发展具有极其重要的深远意义。
多相流耦合论文 篇5
目前心脏疾病已经成为威胁人类健康的主要疾病之一, 据世界卫生组织相关数据显示,当前约30%的人患有血管疾病和心脏病,且这个数字仍在不断增大。随着医学水平不断提高,心脏移植手术也日趋成熟,但是由于心脏供体的缺乏,在移植手术等待期间,仍需要体外循环装置进行辅助[1]。
经过长达半个世纪的研究,容积式隔膜血泵已经逐步应用于临床,但由于其结构限制,很多缺点难以克服。因此, 人们开始研究体积小、可植入的旋转叶片泵。由于叶片泵是平流泵,与人的搏动血流不同,在研究叶片式血泵之初,人们一直广泛地探讨平流血对人体生理状态的影响。医学已经证明,与自然心脏搏动性血流不同的非搏动性血流,同样适用于人体。1977年,Nose等发现,如果使用平流泵泵出的血流量比所需搏动血泵流量大20% 时,将不会发生异常的生理循环。根据血液流出方向的不同,叶片式血泵分为离心式血泵和轴流式血泵。它们的工作原理与普通的水泵相似, 均是通过叶轮的高速旋转,使叶片对血液产生动力作用,并形成血液流动的动脉压,显然,压力的大小取决于叶轮的转速,一般情况下,转速越高则所形成的动脉压也越高。
血泵作为辅助循环装置的核心部件,性能的优劣对病人的健康至关重要。溶血问题一直是衡量血泵性能的重要指标,国内外许多研究者对这一问题做了多方面的研究。 研究表明,血泵内部流场形态产生的高剪切力是导致血液溶血的重要因素,因此研究血泵内部的流动特性将成为解决溶血问题的关键。近年,随着数值计算方法和计算机技术的发展,计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics, CFD)[2,3]已被广泛应用于辅助设计血泵,主要用来分析血泵内部的流场特性,通过流场的可视化,探究易出现血栓和溶血的位置,并做出相应的优化。
然而,由于血液自身复杂的特性,对血泵内血液流动进行精确的模拟是一项艰巨任务。以往的数值模拟工作往往将血液近似等同为牛顿流体[4],也多不考虑血液为混合物的特性,因此,模拟的结果并不能与实验结果完全吻合。 鉴于此,本文在这方面做出改进,合理地引进CED软件中的Interface概念,使模拟流动与实际流动更近似,另外在血液特性的处理上,也兼顾了血液为非牛顿流体和混合物两方面。采用CFD软件FLUENT14.0,对2种不同结构的离心式血泵的内部流场进行数值模拟,通过对模拟结果的分析,评估了2种血泵的水力性能和溶血性能,并给出了相应的优化意见。
1结构设计与数值方法
1.1不同结构的离心式血泵设计
文中设计的2种离心式血泵,整体结构与传统的离心式血泵相仿[5,6]。图1为运用UG NX软件[7]绘制的离心式血泵的整体结构图,2种血泵的进出口、泵壳尺寸相同, 血泵整体高35 mm,进出口直径分别为9.0和9.5 mm,径向最大距离为58 mm,泵壳上表面倾斜角为25°。
图2为2种不同的叶轮结构:12只斜直叶片(XZ)和8只流线型叶片(L),径向最大直径均为50 mm,高度均为13 mm,叶轮轴和支承盘的尺寸也相同,为了CFD划分网格的方便,取圆角为1 mm。XZ(叶片角度为15°)和L叶轮血泵的容积分别为34.34和29.80 m L。
1.2在传统结构上的改进
本研究在传统离心式血泵的结构基础上,进行了半圆形侧壁的创新设计(图1)。传统血泵内部空间相对狭小,叶轮若高速旋转,会形成复杂的流动,血液从更为狭小的相接区域(泵壳与出口管道相交处)流出,流动情况将会变的尤为复杂,大大增加了血栓和溶血的产生。事实上,很多血泵最容易产生血栓和溶血的区域就在此处。半圆侧壁的优点在于增大了相接区域的面积,与垂直圆柱侧壁相比, 直径相同的出口管道,半圆侧壁的相接区域S=205 mm2, 而垂直圆柱侧壁S=143 mm2,面积增大了43.3%。图3为圆柱侧壁和半圆侧壁的相接区域。
1.3多相流模型[8]
由于血液自身的复杂特性,用简单的湍流模型模拟血泵内血液流动,并不能很好的与实验结果相吻合。要得到更精确的模拟结果,就需要寻求新的数值模拟方法,多相流分析技术就是一个合适的方法,它已被广泛应用于求解工程问题中的多相流动。
血液由约55% 的血浆和45% 的血细胞组成,将血浆定义为液相,密度为1030 kg/m3,动力粘度为0.0016 kg/ms ; 血细胞定义为直径约7.7 μm的固相,密度为1090 kg/m3, 动力粘度为0.008 kg/ms[9]。应用多相流分析中的mixture模型,进行液固两相流分析。求解血浆和血细胞混合相的连续方程、混合动量方程、混合能量方程、第二相体积分数方程,以及相对速度的代数表达。混合相的连续方程为:
其中是质量平均速度,ρm是混合密度,且
ak是第k相的体积分数, 在本文中为0.45,k=2。
混合相的动量方程通过对所有相各自的动量方程求和获得,表示为
其中,n是相数,是体积力,是混合粘性,是第二相的漂移速度,且
混合模型的能量方程为:
其中,keff是有效热传导率,右边第一项代表了由于传导造成的能量传递。SE包含了所有的体积热源, 对可压缩相表示为
hk为不可压缩相。
1.4 Interface的引入
模拟条件与血泵内部的实际流动越相似,模拟结果就与实际越相符。对血泵内血液的实际流动做分析:血泵预充血后,电源启动,叶轮开始旋转,带动血液高速旋转, 并很快达到一个相对稳定的状态,持续不断地泵出血液。 由此过程可知,血泵工作的初始条件主要是叶轮的旋转, 即叶轮旋转所带动的流体域的旋转。在划分网格的过程中, 为了最大程度地满足这一初始条件,引入了Interface[10],将从血泵入口到出口的整个大流体域通过Interface划分成几个相互连通的小流体域,迭代求解过程中,不同流体域交界处的网格单元通过Interface相互作用,最终完成整个流场的求解。Interface将叶轮包围在里面,整个流体域被划分为2部分,Interface里面随叶轮旋转的流体域和Interface与泵壳之间静止的流体域(图1)。
采用FLUENT前处理软件ANSYS ICEM CFD划分网格[11], 由于计算区域的结构不规则且包含很多复杂曲面,故采用适用范围更广泛的非结构化网格。经过对比分析,相同的结构,网格量为70多万和110多万的仿真结果相差很小, 为了节省时间和精力,2种结构的网格量保持在70万以上。
1.5计算参数设置
进口边界条件选用速度进口,进口速度u可根据实验数据中的泵流量值Q直接求出(血泵正常工作时Q=6.24 L/min, 进口面积已知,则进口速度u确定);出口边界条件选取压力出口边界条件,与流体接触的所有壁面均采用无滑移固壁条件,近壁区选用标准壁面函数法;同时将重力(-9.81 kg/m2) 和大气压(101325 Pa)等因素考虑在内。
多相流应用mixture模型,湍流模型采用k~ε RNG[12], 运有限体积法对上述基本方程进行离散,使用隐式分离法对流动区域进行三维定常计算,采用SIMPLEC算法的压力- 速度耦合方式[13]离式求解器,以欠松弛方式求解迭代过程, 欠松弛因子设置为:压力0.3,体积力1.0,密度1.0,动量0.7, 体积分数0.5,湍动能0.8,湍动能耗散率0.8,假设血液为不可压缩流体,密度和动力粘度如上所述。收敛残差设置为1e-9,经过3000步迭代后趋于稳定,各项残差值均收敛于1e-6附近,收敛情况非常好。
2结果与讨论
2种结构的血泵,假定其工作流量均为6.24 L/min, 给定相同的进出口边界条件, 转速分别设置为1800、 1825、1900、1950、2000、2050、2080、2100 rpm,来模拟其在不同转速工况下的水力和溶血性能。其中血泵的水力性能主要表现在进出口压差,溶血性能则体现在血泵内部流场的各参数。
2.1进出口压差分析
2种不同结构的血泵在相同流量条件下(Q=6.24 L/min), 转速与进出口压差的关系,见表1。
血泵工作过程中,除了需要泵出一定流量(约Q=5 L/min) 的血液,还必须提供必要的压力以克服心室内产生的后负压[14],这个压力的大小因人而异,文中以100 mm Hg为标准(本研究均为在该工况下2种血泵的流场特性,即XZ结构1950 r/min工况,L结构2082 r/min工况下)。相同流量下,从2种血泵转速n与进出口压差P的X-Y图中可知,P与n均大致成正比关系。产生100 mm Hg压差时的转速关系为nXZ=1959 rpm<nL=2082 rpm,即XZ结构叶轮的供压能力优于L结构,考虑到XZ结构的叶片数为12,而L结构为8, 本文又分析了叶片数为8的XZ结构血泵,将此结构简称为XZ°,结果显示,相同流量下,n=2082 rpm时,此种结构的血泵产生的进出口压差为103.00 mm Hg,同样大于L结构的99.68 mm Hg。综上所述,2种血泵的供压能力关系为XZ>L。
2.2压力分布分析
XZ和L结构血泵内部流场压力分布见图4,图中显示的主要为局部压力较小或较大的区域。
XZ和L结构的静压范围分别为-1.52×104~9.04×102Pa和-1.79×104~1.02×103Pa,最大正压力均在950 Pa左右, 且几乎全部集中于出口管道处,这说明叶轮高速旋转的动能一部分转换成了压力能,起到了升压的作用(图4)。XZ结构的最小负压绝对值< L结构约2700 Pa,主要分布在与叶轮轴相近的区域,这里是靠近旋转区域的中心,流体质点的速度不大,更多的能量转换为了压力能。L结构除了在叶轮轴附近产生低压区,靠近出口管的长叶片吸水面,由于相对急剧的流动环境,局部也产生了面积约为4.33 mm2的高负压区(叶轮的总面积为4499.5 mm2)。血泵内部高负压区很容易形成血栓和溶血[15],说明从压力分布情况来看, L结构的血泵,形成血栓和溶血的风险相对更大。
2.3速度矢量分布
血泵内部流场的速度分布是衡量血泵性能的重要指标, 血流滞止区、二次流、回流等不良流动都会大大加剧溶血和血栓的形成[16]。本文为了更好地分析内部流场的速度矢量分布,截取了5个垂直于血泵轴向的截面(图5)。
对5个截面速度矢量图进行初步分析,2种结构的血泵5个截面上流体质点的流动情况由section 5~section 1依次变好。整体分析,2种结构的速度矢量分布良好,叶轮区域速度的大小与叶轮轴径向距离成正比,并在叶轮径向最大处达到最大,这与血泵的实际流动情况相吻合,L结构的最大速度为6.33 m/s,XZ结构为5.44 m/s,相差近1 m/s。 出口管道近壁处的速度<管道中部,这是由于血液具有一定的粘性,阻碍作用在近壁处达到最大。血泵内部较高的速度,会产生高剪切应力,从而加大形成血栓与溶血的风险, 因此,2种结构在降低血液速度上需做一定的改进。
选取2种结构流动情况最差的截面,图6为XZ和L结构section 4和section 5上局部速度矢量图(仅截取了流动情况最差的区域)。观察2种结构section 5上速度矢量图, 红色椭圆区域均存在小范围的回流、二次流[17,18],L结构甚至出现了滞止区,因此,这一区域将会成为血栓形成的危险区域,需要进行适当的优化。但是从2种结构section4上的速度矢量图知可,各种不良流动现象已经消失,这说明出水管道内血流情况大部分区域是良好的,整体流动比较理想,不过仍存在优化的空间。
注:12只斜直叶片(XZ)和8只流线型叶片(L)。
2.4各相体积分数分布
多相流分析时,假定主相血浆和次相血细胞具有相同的速度,但是血液从进口流入血泵到从出口流出的整个过程中,血泵各区域内血浆与血细胞的体积分数发生了微小的变化。从2种结构次相体积分数分布图得出,XZ和L结构次相体积分数变化范围分别为0.4496~0.4502和0.4487~0.4512,且变化主要分布在叶轮区域,在叶片的压水面体积分数局部变大,吸水面则局部减小。这一发现表明, 血液通过血泵的过程中,构成它的组分在各个区域并不是均匀分布,在叶轮的作用下,作为固相的血细胞会在一定部位变密,而在另一部位稀释。
2.5剪切应力分布与溶血分析
液体之间的剪切应力非常小,因此,血泵的剪切应力主要分布在血液与泵接触的部分,即泵壳表面、叶轮表面和进出口表面(图7)。
XZ和L结构剪切应力区域均出现在叶轮表面和泵出口管道,其余区域较小,最大值之间的关系为 τXZ=260Pa<τL=391 Pa ,这与L结构具有相对高的速度相一致[19]。 对比分析后可知,XZ结构整个叶轮的剪切应力比较均匀, 而L结构靠近出口的大叶片吸水面,形成了一个明显的局部高剪切应力区,需做进一步的改进。
溶血主要是由于红细胞受到机械运动和湍流运动的作用,致使血红蛋白游离到血浆中[20]。经过大量研究,血泵中血液损伤主要由红细胞的受力负荷值和暴露时间2方面因素决定[21]。表征溶血程度的IH值与暴露时间t和切应力 τ 的关系:
其中,切应力 τ 和暴露时间t的指数值由实验获得,可进行适当的修正[22]。
研究显示当切应力值< 150 Pa时,红细胞即使暴露无限长的时间也不会因为切应力被破坏;切应力在150~1000 Pa范围时红细胞开始受到破坏,此时由 τ 和t共同决定是否溶血,而切应力作用时间超过1 s将引起红细胞破坏;当切应力值在临界值1000 Pa以上时,红细胞即使暴露极短时间也会破坏。以上2种结构的血泵在Q=6.24 L/min,供压100 mm Hg工况下,转速分别为1950和2082 rpm,这样的速度下,红细胞在泵内停留时间不超过1 s。另外,XZ和L结构剪切应力最大值均<危险值1000 Pa。进一步分析,L结构的血泵与血液总接触面积为12251.13 mm2,其中剪切应力> 150 Pa的面积占0.206%,分布在叶轮区域和血泵出口处的壁面,而叶轮区域占了0.144%,这说明此种简单圆弧流线型叶片结构存在一定问题,需要进行优化。与L结构相比,XZ结构的血泵与血液总接触面积为13457.36 mm2, 其中剪切应力> 150 Pa的区域仅占0.0022%,主要集中在半圆侧壁和出口管道相接的位置。因此,XZ结构的血泵对溶血的控制较好,L结构在降低剪切应力上需做进一步的改进。
3结论
通过对2种不同结构的离心式血泵进行CFD多相流仿真,我们发现,具有一定角度的斜直叶片与简单圆弧流线型叶片相比,在供压能力、压力分布、速度矢量分布和溶血性能上,均有更好的表现。这说明,简单的圆弧流线型叶片并不能改善血泵内的流动情况和溶血性能,需要探索和设计新的流线型叶片。对于斜直叶片结构,仍可开展进一步的研究,比如针对最优叶片个数、最优叶片角度等问题仍需进行更深入的研究和探讨[23]。
Interface是CFD软件中的一个概念,用来处理不同流体域间的相互作用。本文创新地设计了一对Interface,将血泵整个流体域划分为被叶轮带动的旋转流体域和静止的流体域2部分,使模型更加近似于真实血流。并且对比未设Interface对的仿真,这一创新设计起到了非常好的效果。本文的另一个创新点是半圆侧壁的设计,主要优点在于加大了泵壳与出口管道相接处的面积,与垂直圆柱侧壁相比,相同直径的出口管道,面积增大了近43.3%。从最终的分析结果可知,相接区域的流动情况有了明显的改善,不过在血泵section 5上, 仍存在着小局部的二次流、回流现象,对L结构,甚至还出现了血流滞止区,这些区域虽然微小,但仍有形成血栓与溶血的风险。另外,与L结构相比,XZ结构的最大速度降了近1 m/s, 但是仍然偏大,因此,2种结构仍需进一步的优化。
对血泵模型进行多相流分析,血液中的血浆和血细胞分别被定义为液相和固相,观察各相体积分数分布发现, 血液中的不同组分并不是均匀分布,血细胞在不同部位存在着微小的聚集与稀释,这种现象主要分布于叶轮区域, 在叶片的压水面体积分数局部变大,吸水面则局部减小。 初步分析,除了液相与固相本身的差异,原因还可能与叶轮的高速旋转有关。这一发现,对血泵的体外循环实验具有一定的意义,值得进一步的探究。
摘要：目的 应用计算流体动力学多相流分析技术,探究不同结构对血泵性能的影响。方法 设计2种不同结构的离心式血泵,引入CED软件中的Interface概念,相同工况下,进行多相流模拟,通过流场的速度矢量分布、剪切应力云图等分析血泵的水力性能和溶血性能。结果 流量Q=6.24 L/min,供压100 mmH g工况下,12只斜直叶片(XZ)结构的血泵转速为1950 rpm<8只流线型叶片(L)结构的2082 rpm。2种结构内部流场流动情况良好,结构L内部最大速度6.33 m/s>XZ结构的5.44 m/s。XZ和L结构剪切应力>150 Pa的区域分别为0.0022%和0.2060%。结论 XZ结构的血泵在水力性能和溶血性能上均有较好的表现,简单圆弧流线型叶片在降速和减压方面需进一步改进。
多相流耦合论文 篇6
本文提出了一种管壳式换热器壳程的污垢多相流在线清洗技术, 并借助FLUENT软件对多相流在管壳式换热器壳程的流动清洗情况进行了数值模拟。以此来验证此多相流清洗在管壳式换热器壳程上应用的可行性。
一、壳程多相流在线清洗实验装置
管壳式换热器多相流清洗装置系统示意图如图1所示。该装置利用磁力驱动泵对液体作功;射流器的作用将液体与固体混合形成固液两相流, 并使混合后的流体以一定的速度流进换热器;水槽的最主要功能是保证固体颗粒的均匀流态化, 同时回收固液流体, 并兼作磁力驱动泵的泵槽。
二、多相流清洗技术的基本原理及清洗磨料的选择
多相流是指两相或两相以上不相溶 (或具有相界面) 物质的混合体。
当管间流速达到一定值时, 水流将产生强烈的弥散涡流, 对管壁具有较强的冲刷效应, 通过射流器将一定粒度范围的固体颗粒按适量的配比置入清洗水流后, 固体颗粒借助水流的载带及涡流效应可与水充分地进行掺混, 实现均匀流态化。显然, 这种液固两相流由于固体颗粒可与水充分地进行掺混, 其速度松弛的时间较长, 因此, 固体颗粒具有较高的动能。当这种液固两相流连续不断地循环流经管壳式换热器管间环隙时, 均匀流态化的固体颗粒随机而频繁地碰撞、擦刮管子的表面污垢, 对污垢施加强烈的冲刷、磨削和破碎等物理作用, 从而达到除垢清洗的目的。
在以往用于多相流清洗的固相多为河砂和刚玉, 本项研究中采用了自制的发泡橡胶钢丝球, 其特点为质轻, 能悬浮于水中, 并且合金钢丝坚硬锐利, 对金属的表面污垢能够很好的磨削。
三、FLUENT数值模拟
为了在实验前能够对多相流在管壳式换热器壳程内的流动情况, 以及流体在壳程内所能达到的速度有所了解, 因此利用FLUENT软件对多相流在管壳式换热器壳程内的流动情况进行了模拟, 为实验奠定了基础。
几何模型采用实验时所用模型为普通管壳式换热器, 单管程、单壳程和弓形折流板, 其结构简图如图2所示, 换热器的几何参数为壳体长为500mm内径为190mm, 19根管径20mm的正三角形排列, 管间距为35mm, 弓形折流板4块。
1. 模型的建立及网格划分
弓形折流板换热器的内部是相互交错的三维复杂几何体, 因此采用分块划分的方法将壳程区域进行分割, 然后分别对分割后的子块进行非结构化网格划分, 这里采用的是四面体网格和金字塔网格。另外, 在对换热器进行结构模拟建模时, 考虑了换热器入口和出口部分对于换热器整体流动特性的影响。
2. 计算求解设置
因湍流效应对流动与传热有一定的影响故采用k-ε二方程模型。采用分离变量法 (Segregated) 隐式 (Implicit) 求解, 保证收敛的稳定性;压力和速度解耦采用SIMPLE算法;动量、能量, 以及湍流参量的求解采用二阶迎风格式 (Second Order Upwind) ;计算流体进口采用速度入口条件, 给定流体流速为6m/s、温度及相应的湍流条件;出口采用自由出口边界条件 (outflow) ;壳体壁面采用不可渗透、无滑移绝热边界, 并给定换热管壁面温度;稳态不可压缩求解。多相流设为水和发泡橡胶钢丝球, 由于含固量低且固相颗粒质轻, 所以壳程介质只设为水。
3. 计算结果及分析
由图3可以看出, 流体的轴向流动由于受到折流板的阻挡而呈现整体的“Z”型流动, 由图4、图5可以看出, 流体流经折流板时流速发生剧烈变化, 其中在流通截面突变的圆缺处形成高速流动区, 而在折流板背面则形成回流滞流区。在进出口区域, 流体流速有较大的变化。
由图3可看出流体在壳程的流速为0.479m/s, 由于固相采用的是自制的发泡橡胶钢丝球, 可以悬浮于水中, 因而液体流速足以带动固相颗粒实现清洗, 如果选用沙子, 其自由沉降速度为0.243m/s, 壳程流速大于其沉降速度, 因此足以能够带动沙子实现清洗。但是, 由于在折流板附近存在一个流速较低的区域, 在此区域清洗情况会稍差, 这样可能造成清洗不均匀。
4. 三相流清洗及模拟
采用两相流可以实现壳程清洗, 但可能造成清洗不均匀, 所以, 可尝试加入气体实现三相流清洗, 来改善由于滞流区的存在而造成的清洗不均匀的情况。如图8所示, 在换热器底部加两根喷气管。在清洗气流的喷射下, 气泡向上浮生运动时, 形成气、液、固三相流态化横过管子流动。喷气管上的喷气孔为两排向上其夹角为120°, 开孔方向为水流向下区域孔斜向折流扳背面, 水流向上区域孔口方向垂直于管束。
FLUENT模拟改进后的几何模型是在改进前的几何模型基础上加入了喷气管, 划分网格方法同上。在计算求解时又选用了混合模型, 喷气管进口采用速度入口条件, 给定流体流速为18m/s。
由图4、图5与图10、图11比较可以看出, 折流板背面则形成回流滞流区问题已解决, 壳程90%速度可达到2.61～5.19m/s之间, 壳程内整体流速提高很多, 这样清洗速度也会有所提高。比较图6、图7和图12、图13也可看出, 两相流时在折流板圆缺处流速比其他部分高, 造成清洗不均匀, 而三相流整个横截面各个管子周围流速相差不大, 基本可实现均匀清洗。
四、结论
本文提出了一种管壳式换热器壳程的多相流在线清洗技术, 给企业管壳式换热器壳程污垢清洗难的问题提供了一种新的方法。在进行实验前, 用FLUENT软件对流体在管壳式换热器壳程的情况进行了模拟, 证明流体流速足以带动固相颗粒实现清洗。两相流时由于在折流板附近存在一个流速较低的区域, 在此区域清洗情况会稍差, 这样可能造成清洗不均匀, 用三相流可解决折流板背面则形成回流滞流区问题, 还可使整体流速提高, 缩短清洗时间。
参考文献
[1]俞秀民, 吴金香, 支校衡.立式换热器管外双向内循环三相流态化在线清洗研究, 湘潭大学自然科学学报, 2005, 27 (4) :94-97
[2]蒋少青, 俞秀民, 支校衡.卧式列管换热器管外污垢在线流态化清洗设计, 化工进展, 2006, 25:361-364
[3]王福军.计算流体动力学分析.北京:清华大学出版社, 2004:113-116