重力熱管地熱系統絕熱段氣液分離器內流動特性數值模擬

吳瓊 虞斌 方瑋瑋

（南京工業(yè)大學機械與動力工程學院 江蘇南京 211816）

0 引言

目前最主要的熱能來源是化石燃料，但這些不可再生能源帶來了能源枯竭、碳排放超標以及環(huán)境惡化等問題，為此人們開發(fā)出太陽能、地熱能等可再生新能源［1-3］。干熱巖作為一種安全、清潔、新型可再生地熱資源，其儲能豐富、分布廣泛、開發(fā)潛力巨大。為了高效、經濟地提取干熱巖地熱能，緩解能源壓力，將重力熱管與傳統增強型地熱系統（EGS）［4］結合，開發(fā)了超長重力熱管干熱巖地熱能開采系統。

蔣方明等［5］基于增強型地熱系統（EGS）的地下換熱過程，開發(fā)了新的三維瞬態(tài)模型來模擬研究地下換熱過程，通過對一個假想EGS 案例研究證明了該模型的有效性。黃文博等［6］通過數值模擬4 500 m 長的重力熱管采熱系統運行過程，并將其與單井井下換熱器系統比較，結果表明重力熱管開采地熱能采出的熱量更多，為重力熱管在干熱巖開發(fā)應用中提供了理論基礎。ZHANG 等［7］通過數值模擬了2 500 m 長的CO2—重力熱管地熱系統，證明了超長重力熱管系統提取干熱巖地熱能的可行性。

1 計算模型

1.1 幾何模型

本文設計的干熱巖地熱能提取系統如圖1 所示，地下熱儲充入超臨界CO2，管內工質為水，蒸發(fā)段長600 m，絕熱段長2 400 m，冷凝段板式換熱器取熱，新型氣液分離器設置于管內蒸汽和冷凝水交界處，工質水吸熱相變?yōu)檎羝c板式換熱器換熱。考慮到蒸汽沿著絕熱段到達冷凝段與換熱器換熱后，系統中換熱器熱側出口回流管道處下降的冷凝水與重力熱管絕熱段出口上升的蒸汽會出現碰撞攜帶現象。為了避免這種情況，在絕熱段的出口處設計新型氣液分離器，氣液分離器內部與該段管壁之間形成獨立空間，冷凝水通過回流段進入氣液分離器，通過氣液分離器下降冷凝水與上升蒸汽分開，冷凝水沿著管壁流入重力熱管蒸發(fā)段。

圖1 干熱巖地熱能提取系統結構示意圖

氣液分離器結構示意圖和三維模型如圖2 所示，內徑D1，外徑D2，總長2.5 m，通過無縫焊接的方式固定在重力熱管絕熱段內壁。為防止分離器上部喇叭形蒸汽出口處產生網格尖點，在該處設置8 mm 的平臺。為了讓冷凝液膜順利流出，在分離器下部兩管之間設置8 mm 的間隙。

圖2 氣液分離器結構示意圖及三維模型圖

1.2 數學模型

研究對象為管內上升飽和蒸汽與下降冷凝水的流動情況。考慮該段為熱管絕熱段，管內流動不涉及傳熱過程，只通過連續(xù)性方程和動量方程來描述流動情況。

（a）連續(xù)性方程見式（1）～式（2）。

式中：ρl為液相流體密度；ρg為氣相流體密度；為速度矢量；SM為質量源項。

（b）動量方程見式（3）。

式中：p 為壓力；g 為重力加速度；μ 為動力粘度；l 為張量。

對模擬過程做出以下假設：①計算過程中忽略浮力影響；②默認入口處為飽和蒸汽；③忽略管壁壁厚。

1.3 網格劃分及無關性驗證

利用ANSYS MESH 對模型進行結構六面體網格劃分，并對管壁進行網格加密以提高計算精度，第一層高度為0.000 1 m，增長率為1.1，網格如圖3 所示。以內徑100 mm 為例做無關性驗證，不同網格數下壓降的變化如圖4 所示，隨著網格數量的增加，壓力損失變化幅度變小。為了保證計算結果的準確性，最終選取網格數量為950 754 進行計算。

圖3 氣液分離器網格劃分

圖4 不同網格數下壓力損失折線圖

1.4 數值計算方法

本文使用Fluent 17.0 軟件對氣液分離器進行數值模擬研究，重力方向為Y 軸負方向，選擇三維穩(wěn)態(tài)求解器，湍流K-ε模型，壁面函數選擇強化壁面處理Enhanced Wall Treatment，熱管工質蒸汽和冷凝水進口邊界均選擇質量流量進口massflow-inlet，數值為0.15 kg/s，蒸汽和冷凝水出口邊界均選擇壓力出口pressure-outlet，采用SIMPLE 速度-壓力耦合，壓力離散選擇SECOND-ORDER，動量方程選擇二階迎風離散。數值結果收斂判斷標準為殘差曲線小于10-3，出口質量流量與進口質量流量相等。

2 計算結果分析

2.1 不同內管徑對流場速度的影響

在夾角α 為15°、外管徑D2為300 mm、質量流量為0.15 kg/s的情況下，分別對內管徑D1為200 mm、210 mm、220 mm、230 mm及240 mm 5 種工況進行模擬。圖5 可以看出區(qū)域內的速度極大值成對稱分布，中心區(qū)域速度較大，周圍區(qū)域速度較小，且隨著內徑D1的增大中心區(qū)域速度極大值明顯變小；周圍區(qū)域速度極大值隨著內徑D1的增大明顯變大，這表明隨著內徑D1的增大，管內蒸汽速度分布更加均勻。

圖5 不同內徑下出口處上升蒸汽速度云圖

圖6 可知出口處的蒸汽速度隨著內徑D1的增大而減小。D1越大，分離器蒸汽通道的流通面積越大。在質量流量不變的情況下，蒸汽通道內蒸汽速度隨著流通面積的增大而減小，管內速度變得穩(wěn)定，速度分布越均勻。

圖6 不同內徑下YZ 截面上升蒸汽速度云圖

2.2 不同夾角α 對管內流場的影響

以內管徑D1為200 mm、外管徑D2為300 mm、質量流量為0.15 kg/s 的情況下，分別對夾角α 為10°、15°、30°、45°、60°等5 種工況進行模擬。由圖7 可以看出區(qū)域內的速度極大值成對稱分布，集中在區(qū)域中心，周圍區(qū)域速度較小。夾角α 的變化對管內上升蒸汽出口處流速影響較小且隨著夾角α 的增大速度極大值呈增大趨勢，周圍區(qū)域的速度也呈增大趨勢，變化幅度較中心區(qū)域緩慢。

圖7 不同夾角下出口處上升蒸汽速度云圖

從圖8 可以看出，靠近管壁處蒸汽流動出現分離區(qū)，分離器出口處近壁面流體的速度也因為產生了垂直于流動方向的速度梯度，導致分離器出口處近壁面處蒸汽速度明顯小于絕熱段中心速度。夾角α 越大，絕熱段管壁處分離現象越明顯，即分離器蒸汽出口內壁處蒸汽速度為零的區(qū)域變大，夾角α越小，絕熱段蒸汽速度分布越均勻。

圖8 不同夾角下YZ 截面上升蒸汽速度云圖

2.3 不同內管徑對流動阻力的影響

圖9 可以看出上升蒸汽在內徑大的分離器中產生的湍動能比內徑小的分離器小，內徑與壓力損失成反比，當內徑從200 mm 增大到240 mm 時，壓力損失由2 746.7417 Pa 下降到2 355.306 Pa，下降了14.25%。這是因為內徑變大，管內質量流量不變時，管內上升蒸汽流速減小，降低了流體對管壁的摩擦，使得壓降減小，管內壓力損失則越小。

圖9 不同內徑下XY 截面湍動能云圖

2.4 不同夾角對流動阻力的影響

圖10 看出上升蒸汽在夾角α 大的分離器產生的湍動能比夾角α 小的分離器大，夾角與流動阻力成反比，壓力損失由2 617.072 Pa 增加到2 826.282 Pa，增大了7.99%。這是因為當上升蒸汽從分離器進入上升管時，流體相互撞擊摻混，在分離器出口管壁處湍動能最大，且隨著夾角α 的增大，流體在出口處的撞擊越激烈，對絕熱段內管壁的湍動能影響就越大，壓力損失較夾角α 小的管道要多。相反，夾角α 小的流體在流經出口處，上升蒸汽流動方向相差不大，湍動小，不會產生較明顯的碰撞，流速較為均勻，湍動能小，故阻力較小。

圖10 不同夾角下XY 截面湍動能云圖

3 結論

本文針對重力熱管地熱系統取熱時，冷凝段換熱器熱側出口回流管道處下降的冷凝水與重力熱管絕熱段上升的蒸汽會出現碰撞攜帶現象，在絕熱段出口處設計了氣液分離器，分析了該分離器結構參數對工作介質流動特性和壓力損失的影響。

（1）隨著分離器內徑D1的增大，沿著軸向的上升蒸汽速度成下降趨勢，管內速度變得穩(wěn)定；夾角α 的變化對上升蒸汽出口處速度影響不顯著，流體經過分離器流入絕熱段時流體與管壁產生的分離區(qū)域也增大，即絕熱段內壁處速度為零的區(qū)域變大。

（2）內徑D1與上升蒸汽流成正相關，夾角α 與動阻力成負相關。