مقالة منهجية

محاكاة تدفق التكاثف وانتقال الحرارة في المبادلات الحرارية ذات الأنابيب الحلزونية لخلائط الهيدروكربونات غير الأزيوتروبية

51 مشاهدة

⸱

DOI:

10.3791/71595

⸱

سبتمبر 8, 2026

 ,  ,  ,  , 
1Shenyang Polytechnic College, 2School of Municipal and Environmental Engineering, Shenyang Jianzhu University, 3Laboratory of Thermo-fluid Science and Nuclear Engineering, School of Energy and Power Engineering, Northeast Electric Power University

في هذه المقالة

ملخص

يقدم هذا المقال بروتوكولاً للمحاكاة العددية لانتقال حرارة التكثيف وخصائص التدفق لخلائط الهيدروكربونات غير الأزيوتروبية في المبادلات الحرارية الملفوفة حلزونياً. وتقوم هذه الطريقة بتقييم الظروف التشغيلية وظروف الدوران للتنبؤ بمعاملات انتقال الحرارة وانخفاضات الضغط.

الملخص

تلعب المبادلات الحرارية ذات الأنابيب الحلزونية دوراً محورياً في إنتاج الغاز الطبيعي المسال (LNG)، باعتبارها مكوناً أساسياً في عملية تسييل الغاز الطبيعي. ويهدف هذا البحث إلى الفهم الشامل لخصائص تدفق التكثيف وانتقال الحرارة لخليط الهيدروكربون غير الأزيوتروبي داخل الأنابيب الحلزونية. وقد استرشد الاستقصاء العددي عالي الدقة في هذه الدراسة بمسار عمل محدد بدقة، يتضمن إنشاء الهندسة باستخدام أداة نمذجة احترافية، وتوليد الشبكة عبر برنامج متخصص في بناء الشبكات، وإجراء الحسابات العددية ضمن برنامج حل تجاري (مع دمج مراقبة التقارب في الوقت الفعلي)، والمعالجة الكمية اللاحقة. يضمن هذا النهج المتكامل الدقة العالية للنموذج العددي الناتج؛ حيث ظلت أقصى الانحرافات عن البيانات التجريبية الكلاسيكية (بيانات Neeraas التجريبية) أقل من 15% لمعامل انتقال الحرارة وأقل من 10% لتدرج انخفاض الضغط الاحتكاكي. وتكشف نتائج المحاكاة أن تغيير فترات وسعات الالتفاف يؤدي إلى اتجاهات تذبذبية مماثلة في عملية انتقال الحرارة، مما يظهر تأثيرات تعزيز وتدهور على حد سواء. وتحديداً، تؤثر فترة الالتفاف على أداء انتقال الحرارة بنسبة ±20%، بينما تؤثر سعة الالتفاف بنسبة ±10%.

المقدمة

يعتبر الغاز الطبيعي وقودًا أحفوريًا نظيفًا نسبيًا، حيث يبعث كميات أقل بكثير من ثاني أكسيد الكربون والملوثات الأخرى عند الاحتراق مقارنة بالفحم والبترول. وفي ظل التحول العالمي نحو أنظمة الطاقة المتجددة، غالبًا ما يُنظر إلى الغاز الطبيعي على أنه "وقود جسري" نظرًا لقدرته على الحفاظ على استقرار وموثوقية إمدادات الطاقة1. ومن خلال عملية الإسالة، يتم تبريد الغاز الطبيعي الغازي ليتحول إلى سائل مبرد (LNG)، مما يقلل حجمه بمعامل يصل إلى 600 ضعف تقريبًا، وهو ما يسهل عمليات النقل والتخزين بشكل كبير2. ويعد المبادل الحراري الملفوف لولبيًا (SWHE) مكونًا مركزيًا في عملية إسالة الغاز الطبيعي؛ حيث يتكون هذا النوع من المبادلات الحرارية من سلسلة من الأنابيب اللولبية المثبتة داخل غلاف أسطواني، ملفوفة طبقة تلو الأخرى في اتجاهات متعاكسة حول محور مركزي، مع وجود فواصل تفصل بين الطبقات لضمان وجود خلوص كافٍ للتبادل الحراري. وبفضل تكوينه اللولبي، يوفر المبادل الحراري (SWHE) مساحة سطح انتقال حراري كبيرة ضمن حيز صغير3. وهذا التصميم المدمج يجعله مناسبًا للغاية للدمج في المنشآت الضخمة، لا سيما منصات الإنتاج العائمة البحرية حيث تكون المساحة محدودة للغاية. وفي عمليات الإسالة باستخدام مبردات مختلطة والشائعة في إنتاج الغاز الطبيعي المسال (LNG)، تتدفق الهيدروكربونات غير الأزيوتروبية إلى الأعلى داخل الأنابيب، بينما يتدفق السائل المبرد في جانب الغلاف إلى الأسفل بطريقة التيار المتعاكس عبر الفجوات الموجودة داخل حزمة الأنابيب. وفي ظل هذه الظروف، تتمثل العملية الأساسية في جانب الأنبوب في تكثيف الهيدروكربونات غير الأزيوتروبية داخل الأنابيب اللولبية، وهو ما يتضمن تدفقًا ثنائي الطور (غاز-سائل) معقدًا4,5.

أُجريت أبحاث مكثفة للتنبؤ بدقة بخصائص التدفق وانتقال الحرارة أثناء التكثيف داخل الأنابيب. وبالنسبة للألكانات أحادية المكون، قام Fries وزملاؤه6 بقياس خصائص انتقال حرارة تكثيف البروبان في أنابيب أفقية، ووجدوا أن انخفاض الضغط يزداد مع تناقص قطر الأنبوب وضغط التشبع. كما لاحظو أن الجاذبية تسببت في كون معامل انتقال الحرارة عند قاع الأنبوب أقل منه عند القمة. ودرس Zhuang وزملاؤه7,8 تكثيف الميثان والإيثان في أنابيب أفقية، وأظهروا أن معامل انتقال الحرارة وانخفاض الضغط الاحتكاكي يزدادان مع زيادة معدل التدفق وجودة البخار. وحللت دراسة سابقة9 عملية تكثيف البروبان في القنوات الدقيقة، مؤكدة أن اتجاهات انتقال الحرارة وانخفاض الضغط كانت مشابهة لتلك الموجودة في القنوات التقليدية. أما بالنسبة لمبردات الخليط، فقد بحث Smit وزملاؤه10 في تكثيف خليط R22/R142b في أنابيب أفقية، ووجدوا أنه عند تدفقات كتلية منخفضة، أدى زيادة الكسر الكتلي لـ R142b إلى خفض معامل انتقال الحرارة بشكل كبير. ودرس Berrada وزملاؤه11 خليط R134a/R23 ووجدوا أن الانزلاق الحراري (temperature glide) كان له تأثير ضئيل على انتقال الحرارة في ظل نسب مكونات مختلفة. وأجرى Neeraas تجارب على خلائط الإيثان/البروبان في أنابيب حلزونية، ملاحظاً أن تأثير الخلط أثر بشكل كبير على حساب معامل انتقال حرارة التكثيف12. وفي المحاكاة العددية، قام Li وزملاؤه13 بمحاكاة عملية تكثيف الإيثان/البروبان، وأظهروا أن معامل انتقال الحرارة وانخفاض الضغط الاحتكاكي يتناقصان مع زيادة ضغط التشبع. وقدم Qiu وزملاؤه14 تأثير جرف البخار-السائل (vapor-liquid entrainment) عند محاكاة تكثيف البروبان في أنابيب حلزونية؛ وأظهرت نتائجهم أن مراعاة هذا التأثير قللت الانحراف بين نتائج المحاكاة والبيانات التجريبية إلى أقل من 25%.

على الرغم من الأبحاث المكثفة حول سوائل التشغيل المختلفة وتكوينات القنوات، لا تزال هناك فجوة كبيرة بين السوائل النقية أو الثنائية التي تُدرس عادةً في الأدبيات والمخاليط متعددة المكونات المستخدمة في الإنتاج الصناعي للغاز الطبيعي المسال (LNG). وبوجه خاص، لا تزال التحقيقات العددية التي تستهدف مخاليط الهيدروكربونات غير الأزيوتروبية المكونة من ثلاثة مكونات أو أكثر داخل قنوات تدفق معقدة محدودة للغاية15. بالإضافة إلى ذلك، وفيما يتعلق بالتطبيق الفريد لمنصات الغاز الطبيعي المسال البحرية، لا يزال هناك نقص في الفهم الشامل لكيفية تأثير حركة المعدات الناجمة عن البيئة البحرية على تدفق التكثيف وسلوك انتقال الحرارة. ولمعالجة هذه الفجوات البحثية، تجمع هذه الدراسة بين محاكاة ديناميكيات السوائل الحسابية (CFD) والبيانات التجريبية المتاحة لتطوير نموذج تفصيلي ثلاثي الأبعاد لتدفق التكثيف ثنائي الطور. ويتم مقارنة وتحليل معامل انتقال الحرارة المحاكى وانخفاض الضغط الاحتكاكي بناءً على البيانات التجريبية الكلاسيكية. وبناءً على هذا النموذج، تركز الورقة على محاكاة عملية تكثيف تركيبات حقول الغاز التمثيلية في أنابيب حلزونية، خاصة في ظروف الدوران، للتحقيق في الآليات الكامنة للحركة المعقدة وتأثيرها على انتقال حرارة التكثيف متعدد المكونات. توفر هذه الدراسة أساساً نظرياً موثوقاً وتوجيهاً هندسياً لتصميم وتحسين المبادلات الحرارية عالية الكفاءة في عمليات تسييل الغاز الطبيعي البحرية.

البروتوكول

بما أن هذا العمل يركز على خصائص انتقال الحرارة المحلية وهبوط الضغط أثناء التكثيف داخل الأنبوب الحلزوني، يمكن استخدام نطاق مختزل بمجرد أن يصبح التدفق متطوراً بالكامل، مما يتيح تمثيلاً دقيقاً لسلوك التدفق والخصائص الحرارية المحلية. ولغرض التحقق من الصحة مقارنة بالبيانات التجريبية، تم بناء نموذج لأنبوب حلزوني مكون من ثلاثة أقسام بناءً على النموذج الفيزيائي الذي اقترحه Neeraas12، بقطر أنبوب يبلغ 14 mm، وزاوية حلزونية قدرها 10°، وقطر ملف يبلغ 2 m. يتكون النموذج من ثلاث مناطق: قسم متطور بالكامل (0.6 m)، وقسم اختبار (0.2 m)، وقسم لتثبيت الضغط (0.2 m). يضمن القسم المتطور بالكامل أن يكون التدفق متطوراً بشكل كافٍ قبل دخول المنطقة المستهدفة. ويُستخدم قسم الاختبار للمقارنة مع البيانات التجريبية وللتحليل التفصيلي لخصائص التدفق المحلي وانتقال الحرارة. أما قسم تثبيت الضغط فقد صُمم للحفاظ على استقرار الضغط عند المخرج ومنع التدفق العكسي، وبذلك يتم تجنب أي تداخل مع النتائج التي يتم الحصول عليها في قسم الاختبار. تم الحصول على برمجيات النمذجة المحددة من جدول المواد.

1. النموذج الفيزيائي والشبكة

  1. افتح برنامج النمذجة. في شريط الحالة السفلي، حدد وضع التخطيط (Sketch Mode)، ثم انقر فوق المستوى Z–X للدخول إلى بيئة التخطيط.
  2. في شريط الأدوات العلوي، حدد أداة الدائرة (Circle). ارسم دائرة عند نقطة الأصل بقطر 14، ثم اضغط Enter. انقر فوق العودة إلى وضع ثلاثي الأبعاد (Return to 3D Mode) في شريط الأدوات العلوي؛ حيث سيتم تحويل دائرة التخطيط بعد ذلك إلى سطح.
  3. حدد السطح الدائري الناتج. انقر فوق أداة النقل (Move) (الاختصار: M) في شريط الأدوات العلوي. ستظهر أداة تحكم ثلاثية المحاور (مقبض ثلاثي المحاور) على السطح. اسحب الكرة الصفراء الموجودة في مركز أداة التحكم إلى نقطة الأصل العالمية (0, 0, 0)، والتي ستعمل كمرجع للدوران والإزاحة.
  4. اسحب السهم الأحمر على طول المحور X، وأدخل 1000 mm، ثم اضغط Enter. الدوران: انقر فوق حلقة الدوران حول المحور X (القوس الأزرق أو الأخضر)، وأدخل 10°، ثم اضغط Enter.
  5. انقر فوق أداة السحب (Pull tool) (الاختصار: P) في شريط الأدوات العلوي وحدد السطح الدائري. في اللوحة اليسرى، اختر خيار التدوير (Revolve). ثم حدد المحور Z لنظام الإحداثيات العالمي كمحور للدوران. قم بتفعيل خيار الحلزون (Helix) في اللوحة اليسرى. لإنشاء الحجم 1 (Volume 1): في مربع الإدخال أو اللوحة اليسرى، أدخل ارتفاعاً قدره 138.87 mm وزاوية قدرها 45.16°، ثم اضغط Enter. وبذلك يتم إنشاء نطاق المائع الأول.
  6. لإنشاء الحجم 2 (Volume 2): حدد الوجه النهائي الجديد للحجم 1. كرر عملية السحب الحلزوني، مع استخدام المحور Z مرة أخرى كمحور دوران. أدخل ارتفاعاً قدره 69.44 وزاوية قدرها 22.58°.
  7. لإنشاء الحجم 3 (Volume 3): حدد الوجه النهائي الجديد لـ الحجم 2. أنشئ الحجم 3 بنفس معاملات الحجم 2 وباستخدام نفس الطريقة.
  8. انقر فوق علامة تبويب منصة العمل (Workbench) في شريط القائمة العلوي. انقر فوق زر المشاركة (Share). سيقوم البرنامج تلقائياً بتمييز الوجهين المتقاطعين بين الأحجام الثلاثة. انقر فوق زر إتمام (Complete) (علامة الصح) على اليمين.
  9. انقر فوق علامة تبويب المجموعات (Groups) في اللوحة اليسرى. حدد الوجه الدائري الابتدائي للحجم الأول، ثم انقر فوق إنشاء تحديد مسمى (Create Named Selection) وعرفه كـ مدخل (inlet (in)).
  10. حدد الوجه الدائري النهائي للحجم الثالث، واضغط على Ctrl + G لإنشاء مجموعة، وعرفها كـ مخرج (outlet (out)).
  11. حدد الأسطح الأسطوانية الخارجية للأحجام الثلاثة وعرفها كحدود جدارية: wall1 وwall2 وwall3.
  12. في شجرة الهيكل على اليسار، استمر في الضغط على Ctrl وحدد الأجسام الصلبة الثلاثة. اضغط على Ctrl + G لإنشاء مجموعة وأعد تسميتها باسم مائع (fluid).
  13. قم بتوصيل الهندسة الناتجة بوحدة الشبكة (Mesh) وانقر نقراً مزدوجاً لفتح برنامج إنشاء الشبكة (Meshing software). في الشجرة اليسرى، انقر فوق Mesh. في لوحة التفاصيل (Details) في أسفل اليسار، وسع خيار تحديد الحجم (Sizing) واضبط حجم العنصر (Element Size) على 3.
  14. انقر بزر الماوس الأيمن فوق Mesh في الشجرة، ثم اختر Insert، ثم Sizing. حدد سطح المدخل (in) كالهندسة وانقر فوق تطبيق (Apply). اضبط حجم العنصر (Element Size) على 0.6.
  15. انقر بزر الماوس الأيمن فوق Mesh، ثم اختر Insert، ثم Inflation. الهندسة (Geometry): حدد نطاقات الموائع الثلاثة وانقر فوق تطبيق (Apply). الحدود (Boundary): حدد أسطح الجدران الخارجية المعرفة كـ wall، ثم انقر فوق تطبيق (Apply). غير الخيار إلى سمك الطبقة الأولى (First Layer Thickness). ارتفاع الطبقة الأولى (First Layer Height): 0.01mm. أقصى عدد للطبقات (Maximum Layers): 15. معدل النمو (Growth Rate): 1.25.
  16. انقر بزر الماوس الأيمن فوق Mesh، ثم اختر Insert، ثم Method. حدد نطاقات الموائع الثلاثة وانقر فوق تطبيق (Apply). من القائمة المنسدلة Method، اختر المسح (Sweep). تحت هذا التحديد (Selection)، اختر مصدر يدوي (Manual Source). اختر سطح المدخل (in) كوجه مصدر وانقر فوق تطبيق (Apply).
  17. انقر بزر الماوس الأيمن فوق Mesh في الشجرة وحدد توليد الشبكة (Generate Mesh). في هذه الدراسة، تم التحكم في جودة الشبكة بدقة؛ حيث كانت القيمة الدنيا لـ الجودة المتعامدة (Orthogonal Quality) للشبكة المولدة أعلى من 0.90.

2. تشغيل برنامج المحاكاة

  1. افتح برنامج الحل. انتقل إلى علامة تبويب File (ملف)، وتحت Read (قراءة)، اختر Mesh (الشبكة). ثم انتقل إلى Scale Mesh (تغيير مقياس الشبكة) واضبط Mesh Was Created In to mm (الشبكة أُنشئت بوحدة مم).
  2. في Solver settings (إعدادات الحلّال)، اختر Pressure-Based solver (الحلّال القائم على الضغط)، واختر Absolute (مطلق) لـ velocity formulation (صياغة السرعة)، وفعّل Transient option (خيار الحالة العابرة) للزمن.
    ملاحظة: من خلال تراكب معادلة التذبذب على حالة مرجعية ثابتة وتنفيذها عبر دالة محددة من قبل المستخدم، يمكن لإطار الإحداثيات المتحرك تمثيل حالة التذبذب.
  3. انقر فوق User-Defined (محدد من قبل المستخدم)، ثم اختر Functions (الدوال). في قسم الـ UDFs المفسرة، قم بتحميل ملف التذبذب المُجمع.
    ملاحظة: يتم التعبير عن الحركة الناتجة كما هو موضح في المعادلة (1). تم اعتماد منهجية الشبكة الساكنة وتنفيذها باستخدام إطار إحداثيات متحرك. تعتمد الفيزياء الأساسية للتلاطم على الحركة النسبية للسائل بالنسبة لحدود الحاوية. يتم تمثيل إثارة التلاطم كحدود مصدر تسارع ديناميكي مكافئة في معادلات الزخم، مما يتيح إعادة إنتاج كاملة لقوى السائل الديناميكية على شبكة ساكنة.
    معادلة الحركة التوافقية X=Xsin(2πt/Tc)max، صيغة، فيزياء، تحليل الموجة الجيبية.      (1)
    في المعادلة، يمثل Tc فترة التأرجح، ويرمز X إلى الإزاحة الناتجة عن التأرجح.
  4. اضبط Gravitational acceleration (تسارع الجاذبية) في اتجاه Y على −9.81 m/s2. وتحت Models (النماذج)، فعّل Energy (الطاقة) وقم بتشغيل Energy Equation (معادلة الطاقة).
  5. تحت Models (النماذج)، فعّل Viscous (اللزوجة) واختر Reynolds Stress Model (نموذج إجهاد رينولدز) (7 معادلات). في Reynolds stress model settings (إعدادات نموذج إجهاد رينولدز)، اختر Linear Pressure-Strain (إجهاد-ضغط خطي). بالنسبة لـ Near-Wall Treatment (المعالجة القريبة من الجدار)، اختر Scalable Wall Functions (دوال الجدار القابلة للتطوير).
  6. في Phases (الأطوار)، اضبط Phase-1 (الطور الأول - الطور الأساسي) كـ gas (غاز) و Phase-2 (الطور الثاني - الطور الثانوي) كـ liquid (سائل). وتحت Global Options (الخيارات العامة)، فعّل Surface Tension Force Modeling (نمذجة قوة التوتر السطحي)، واختر Continuum Surface Force model (نموذج قوة السطح المتصل).
    ملاحظة: تم اعتماد نهج سائل شبه مكافئ يعتمد على الخصائص الثرموفيزيائية المعتمدة على درجة الحرارة والضغط، وهي منهجية مقبولة على نطاق واسع في دراسات CFD لخلائط متعددة المكونات. وبالنظر إلى تركيب الخليط الأولي الثابت، تم حساب وتوليد الخصائص الثرموفيزيائية المعتمدة على الحالة — بما في ذلك الكثافة، واللزوجة الديناميكية، والموصلية الحرارية، والسعة الحرارية النوعية، وخصائص التشبع — باستخدام قاعدة بيانات NIST REFPROP عبر كامل نطاقات درجة الحرارة والضغط التشغيلية. في الدراسة الحالية، يحافظ الخليط على تركيب كلي متجانس طوال المحاكاة. إن استخدام الخصائص المتغيرة المستمدة من NIST يلتقط بدقة الخصائص الثرموفيزيائية غير الخطية للسائل متعدد المكونات مع تجنب الأعباء الحسابية غير الضرورية.
  7. بأخذ خليط الإيثان والبروبان كمثال، عند جودة بخار 0.56 وضغط 3.2 MPa، حدد خصائص الطور السائل في Materials (المواد) كما يلي:
    1. الكثافة: 393.06 kg/m3
    2. السعة الحرارية النوعية (Cp): 3866.4 J/(kg·K)
    3. الموصلية الحرارية: 0.078798 W/(m·K)
    4. اللزوجة: 5.4796 × 10⁻5 Pa·s
    5. الوزن الجزيئي: 37.115 kg/kmol
    6. إنثالبي الحالة القياسية: 0
    7. درجة الحرارة المرجعية: 321 K
  8. في Materials (المواد)، حدد خصائص الطور الغازي كما يلي:
    1. الكثافة: 67.49 kg/m3
    2. السعة الحرارية النوعية (Cp): 3488.7 J/(kg·K)
    3. الموصلية الحرارية: 0.03035 W/(m·K)
    4. اللزوجة: 1.129 × 10⁻5 Pa·s
    5. الوزن الجزيئي: 34.756 kg/kmol
    6. إنثالبي الحالة القياسية: 0
    7. درجة الحرارة المرجعية: 321 K
  9. اضبط inlet boundary condition (الشرط الحدّي للمدخل) كـ Mass-Flow Inlet (مدخل تدفق الكتلة) (تدفق كتلي 300 kg/(m2·s))، و outlet (المخرج) كـ Pressure Outlet (مخرج الضغط) (0 Mpa)، و wall boundary condition (الشرط الحدّي للجدار) كـ Heat Flux (التدفق الحراري) (-10340W/m2).
  10. تحت Methods (الطرق)، اختر PISO algorithm (خوارزمية PISO) لطرق الحل. وبالنسبة لـ Volume Fraction (الكسر الحجمي)، اختر Geo-Reconstruct (إعادة البناء الهندسي).
    ملاحظة: على الرغم من أن طريقة حجم السائل (VOF) مقبولة على نطاق واسع لتتبع تطور تضاريس السطح الحر على المقياس الكلي في عمليات التلاطم وتغير الطور الحراري، إلا أن هناك قيوداً متأصلة في دقة التقاط الواجهة وفي التقاط التقلبات الواجهية على المقياس المجهري. تعتمد صياغة VOF بشكل أساسي على الكسور الحجمية للأطوار في الخلايا المنفصلة. إن مخطط Geo-Reconstruct المستخدم هنا يقلل بشكل كبير من الانتشار العددي؛ ومع ذلك، يظل حل القطرات المجهرية تحت الشبكة، أو تكوين الرذاذ، أو الهياكل الواجهية المجهرية محدوداً بدقة الشبكة المحلية. بالنسبة لديناميكيات التلاطم على المقياس الكلي، والحمل الحراري الكتلي، وقوانين انتقال الكتلة بتغير الطور التي أُعطيت الأولوية في هذا البحث، فإن إطار VOF الحالي مع ما يقرب من 1.42 مليون عنصر شبكي يحقق توازناً مثالياً بين الدقة التضاريسية والتكلفة الحسابية.
  11. في Monitors (المراقب)، قم بإعداد المراقبة لـ:
    1. الضغط عند مدخل ومخرج قسم الاختبار.
    2. درجة الحرارة عند المدخل والمخرج.
    3. درجة حرارة الجدار.
    4. الكسر الحجمي عند المدخل والمخرج.
      ملاحظة: تم ضبط معيار التقارب لبواقي الطاقة على 1 × 10⁻8، بينما تم ضبط المعايير للبارامترات المتبقية على 1 × 10⁻4. تمت مراقبة المتغيرات العالمية الحاسمة ديناميكياً، بما في ذلك متوسط درجة الحرارة المرجح بالمساحة وإجمالي انخفاض الضغط عبر قسم الاختبار. استمر الحساب حتى لم تعد هذه المتغيرات تظهر أي تقلبات، مما يضمن وصول مجال التدفق إلى حالة مستقرة ومتطورة بالكامل.
  12. اختر طريقة التهيئة القياسية (standard initialization)، واحسب من جميع المناطق. بعد التهيئة، في لوحة Run Calculation (تشغيل الحساب)، اضبط: Time Step Size (حجم الخطوة الزمنية): 1 × 10⁻4 s، و Number of Time Steps (عدد الخطوات الزمنية): 1 × 106.

3. تكوين ما بعد المعالجة وتصدير البيانات

  1. في لوحة Calculation Activities، انقر فوق Autosave (Every Flow Time) لفتح نافذة الحفظ التلقائي. في إعدادات Autosave، اضبط Save Data File Every [s] على 0.01 وحدد Flow Time كنوع فاصل الحفظ. وبالنسبة لنوع Save Associated Case Files، اختر Only if Modified، ثم انقر فوق OK.
  2. افتح نافذة Contours من لوحة Results. في إعدادات Contours، قم بتنشيط خيارات Filled و Node Values و Boundary Values و Global Range و Auto Range.
  3. اختر Phases كنوع الـ contour وVolume Fraction كـ variable، ثم حدد phase-1 كالمرحلة المستهدفة. وأخيراً، انقر فوق Save/Display لتصور توزيع الكنتور.
    ملاحظة: يتم حساب معامل انتقال الحرارة بقسمة تدفق الحرارة عند الجدار على قوة الدفع الحرارية، والتي يتم الحصول عليها من فرق درجة الحرارة بين مدخل ومخرج قسم الاختبار. وفي ظروف التلاطم، يتم اعتماد متوسط معامل انتقال الحرارة الزمني. يتم تحديد انخفاض الضغط من خلال مراقبة الفرق بين ضغوط المدخل والمخرج، ويُحسب بعد ذلك تدرج انخفاض الضغط الاحتكاكي كنسبة هذا الانخفاض في الضغط إلى طول جزء الأنبوب.
  4. استورد البيانات التي تم الحصول عليها إلى برنامج Excel، مثل قيم درجة الحرارة والضغط عند المدخل والمخرج.
  5. احصل على فرق درجة الحرارة وفرق الضغط بين المدخل والمخرج وفقاً لطريقة الحساب الموضحة في القسم 3.3.

النتائج

باستخدام النموذج العددي الذي تم التحقق من صحته، تمت محاكاة عملية التمييع الفعلية لاستقصاء التغيرات في معامل انتقال الحرارة وانخفاض الضغط الاحتكاكي بشكل منهجي عبر معاملات تشغيل مختلفة، مما يوفر أساساً نظرياً لتصميم المبادلات الحرارية وتحسينها. ويمكن تلخيص الاستنتاجات الرئيسية فيما يلي: بالنسبة لتكثيف سائل نقي، يقتصر انتقال الحرارة بشكل أساسي على الغشاء السائل الملاصق لجدار الأنبوب، حيث تتساوى درجة حرارة الواجهة بين الغاز والسائل مع درجة حرارة قلب البخار، وكلاهما يتوافق مع درجة حرارة التشبع. وفي المقابل، يعد تكثيف المزيج عملية غير متوازنة تتميز بانتقال حراري متزامن داخل كل من الغشاء السائل وقلب البخار. وبناءً على ذلك، تنحرف درجة حرارة الواجهة بين الغاز والسائل عن درجة حرارة التشبع الكلية، ويصاحب ذلك تحول في تركيز الواجهة عن حالة التشبع المتوازنة. وخلال هذه العملية، يتكثف المكون الأقل تطايراً بشكل تفضيلي، مما يؤدي إلى تراكم المكون الأكثر تطايراً عند الواجهة الطورية. ويؤدي هذا التراكم إلى رفع التركيز المحلي للمكون الأكثر تطايراً، مما يؤدي إلى إنشاء تدرج في التركيز بين الواجهة والبخار الكلي. ويحدث هذا التدرج مقاومة كبيرة لانتقال الكتلة تعيق تكثيف المكون الأقل تطايراً، مما يؤدي بالتالي إلى خفض معامل انتقال الحرارة الناتج عن التكثيف.

معادلة الكسر الحجمي:

معادلة تفاضلية جزئية لديناميكا السوائل، تتضمن نقل كمية قياسية في مخطط رياضي.      (2)

مخطط معادلة ديناميكا السوائل ∂a/∂t + ∇·(ua) = -S/ρ؛ مبدأ حفظ الكتلة.      (3)

تستوفي الكسور الحجمية للمراحل الغازية والسائلة الشرط التالي:

صيغة الاتزان السكوني Σaₗ + aₑ = 1؛ مخطط؛ مفهوم فيزيائي تعليمي.    (4)

معادلة الطاقة:

معادلة نقل الطاقة في ديناميكا السوائل؛ تتضمن رموزاً، ومؤثرات تفاضلية، وتدرجاً.    (5)

نموذج لي للانتقال الطوري:

معادلة الديناميكا الحرارية S_al=-r·a_l·ρ_l(T-T_s)/T_s, T≥T_s، المتعلقة بالعمليات الحرارية.      (6)

معادلة التوازن الاستاتيكي، صيغة توزيع الإجهاد، المتعلقة بظروف درجة الحرارة.      (7)

حيث يمثل S(αl) معدل انتقال الكتلة المرتبط بتغير الطور لكل وحدة حجم ولكل وحدة زمن؛ ويمثل αl الكسر الحجمي للطور السائل؛ ويمثل αg الكسر الحجمي للطور الغازي؛ ويمثل u⃗ السرعة المشتركة للطورين m/s؛ وρ هي كثافة الخليط التي تم الحصول عليها عن طريق المتوسط المرجح بالكسر الحجمي kg/m3؛ وتشير µ إلى اللزوجة الديناميكية للخليط Pa·s؛ وh هو متوسط الإنثالبيا للطورين الغازي والسائل J/kg؛ وλeff هي الموصلية الحرارية الفعالة بين الطورين الغازي والسائل W/(m·K)؛ وr هو عامل الاسترخاء الزمني 1/s، وقد تم ضبطه في هذا المقال على 104؛ وTs هي درجة حرارة التشبع. يختلف سلوك خليط من سوائل العمل أثناء التكثيف عن سلوك سوائل العمل النقية، ويرجع ذلك أساساً إلى تطاير المكونات.

يكون لتدفق الكتلة، وجودة البخار، وضغط التشبع تأثيرات ملموسة على معامل انتقال الحرارة بالتكثيف وهبوط الضغط الاحتكاكي. فمع زيادة تدفق الكتلة، تزداد سرعة التدفق، مما يكثف من اضطراب الغشاء البخاري وبالتالي يعزز انتقال الحرارة داخل الغشاء، وهو ما يؤدي إلى زيادة إجمالية في معامل انتقال الحرارة. وفي الوقت ذاته، تزداد قوة إجهاد القص الذي تمارسه المرحلة البخارية على الغشاء السائل، مما يؤدي إلى ارتفاع هبوط الضغط الاحتكاكي. ومع زيادة جودة البخار، تزداد كل من نسبة الانزلاق بين المراحل وسرعة الخليط، مما يقوي تفاعل القص بين الغشاء السائل والجدار، وكذلك القص البيني بين المرحلتين البخارية والسائلة، وهذا يعزز أداء انتقال الحرارة. وفي ظل هذه الظروف، تصبح تأثيرات القص هي السائدة، كما يساهم انخفاض كثافة الخليط في زيادة هبوط الضغط الاحتكاكي. ويلعب ضغط التشبع أيضاً دوراً حاسماً في تحديد خصائص التدفق وانتقال الحرارة؛ ففي حالات ضغوط التشبع المنخفضة، تنخفض كثافة البخار بينما تزداد سرعة التدفق، مما يؤدي إلى غشاء سائل أكثر رقة وانخفاض في المقاومة الحرارية، وبالتالي تعزيز انتقال الحرارة. وعلى النقيض من ذلك، عند ضغوط التشبع الأعلى، ترتفع درجة حرارة المائع وتنخفض كثافة السائل ولزوجته، مما يضعف تفاعل القص بين الغشاء السائل والجدار، ويؤدي ذلك إلى تقليل هبوط الضغط الاحتكاكي. فعند جودة بخار تبلغ 0.5، ومع زيادة تدفق الكتلة من 450 إلى 550 kg/(m2·s)، يرتفع معامل انتقال الحرارة من 5118 إلى 5637 W/(m2·K)، وهو ما يمثل زيادة بنسبة 10%. وبالتزامن مع ذلك، يتصاعد هبوط الضغط الاحتكاكي من 2523 إلى 3442 Pa/m، مما يشكل زيادة ملحوظة بنسبة 36%.

تظهر تأثيرات فترة التدحرج وسعة التدحرج على عملية انتقال الحرارة اتجاهات مماثلة، حيث يظهر كلاهما تعايشاً بين تعزيز انتقال الحرارة وتدهوره. تؤدي حركة التدحرج إلى تغيير كثافة الاضطراب داخل الغشاء السائل، وبالتالي تؤثر على الطاقة الحركية الاضطرابية للغشاء. عندما تزداد الطاقة الحركية الاضطرابية المتوسطة للدورة، يصبح النقل المعزز بالاضطراب هو السائد، مما يؤدي إلى تحسين انتقال الحرارة. وفي المقابل، عندما تنخفض الطاقة الحركية الاضطرابية المتوسطة للدورة، فإن ضعف الاضطراب يثبط أداء انتقال الحرارة. وفي الوقت ذاته، تعمل حركة التدحرج على تكثيف التقلبات في الغشاء السائل وتغيير سمكه. ويؤدي نقص سمك الغشاء السائل إلى تقليل المقاومة الحرارية وبالتالي تعزيز انتقال الحرارة، بينما يؤدي زيادة سمك الغشاء إلى رفع المقاومة الحرارية وإضعاف أداء انتقال الحرارة. وتتفاعل هاتان الآليتان، وهما التباين في الطاقة الحركية الاضطرابية والتغير في سمك الغشاء السائل، لتحددا معاً سلوك انتقال الحرارة الإجمالي عبر دورة تدحرج واحدة. وضمن النطاق المدروس في هذه الدراسة، كان تأثير فترة التدحرج على أداء انتقال الحرارة في حدود ±20% تقريباً، بينما كان تأثير سعة التدحرج في حدود ±10%.

مخطط للمبادل الحراري مع تسمية أقسام تثبيت الضغط والمقارنة؛ عملية تدفق السائل.
الشكل 1: مخطط تخطيطي للنموذج الفيزيائي المحاكي. نظراً للتكلفة الحسابية الباهظة لمحاكاة الأنابيب الحلزونية ذات الحجم الكامل، تم اعتماد نموذج مبسط بنطاق مختزل، كما هو موضح في الشكل 1. ولغرض التحقق من الصحة مقابل البيانات التجريبية المستمدة من Neeraas12، تم بناء نموذج مكون من ثلاثة أقسام (قطر الأنبوب: 14 mm، زاوية اللولب: 10°، قطر الملف: 2 m). ويتكون هذا النموذج من قسم متطور بالكامل (0.6 m) لإنشاء التدفق، وقسم اختبار (0.2 m) لمقارنة البيانات المحلية، وقسم لتثبيت الضغط (0.2 m) لمنع التدفق العكسي والحفاظ على استقرار ضغط المخرج. كما يشتمل على ثلاثة أجزاء، يشتق الأول منها من مخطط تخطيطي في كتاب نشره Cai سابقاً1. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

مخطط انتقال الحرارة مقابل انخفاض الضغط الاحتكاكي؛ العلاقة مع عدد الشبكة؛ تحليل الكفاءة الحرارية.
الشكل 2: نتائج استقلالية الشبكة. يوضح الشكل 2 نتائج التحقق من استقلالية الشبكة لمعامل انتقال الحرارة وانخفاض الضغط الاحتكاكي كدالة في عدد الشبكة. وكما يظهر في الشكل، ينخفض كل من معامل انتقال الحرارة وانخفاض الضغط الاحتكاكي بشكل ملحوظ مع زيادة العدد الإجمالي للخلايا من 0.60 مليون إلى 1.33 مليون. وبعد 1.33 مليون خلية، تستقر التغيرات في كلتا الكميتين المراقبتين؛ حيث يؤدي المزيد من تحسين الشبكة وصولاً إلى 1.85 مليون خلية إلى انحراف نسبي أقل من 0.5%، مما يشير إلى تحقيق استقلالية الشبكة. ولموازنة الدقة الحسابية مع استهلاك الموارد، تم اعتماد دقة الشبكة التي تحتوي على 1.42 مليون خلية تقريباً لجميع المحاكاة اللاحقة. علاوة على ذلك، تم التحقق من أن دقة الشبكة هذه مناسبة لكل من الظروف الساكنة وظروف التأرجح. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

مخطط شريطي يقارن بين بيانات المحاكاة والبيانات التجريبية لمعامل انتقال الحرارة مقابل جودة البخار.
الشكل 3: نتائج التحقق من المحاكاة العددية لمعامل انتقال الحرارة والبيانات التجريبية لـ Neeraas. تتوافق معاملات انتقال الحرارة المتوقعة بشكل جيد مع البيانات التجريبية ضمن نطاق جودة البخار من 0.2–0.8. وعلى وجه التحديد، تكون نتائج المحاكاة أعلى قليلاً من البيانات التجريبية عند قيم جودة بخار تتراوح بين 0.2–0.4، بينما تتجاوز القيم التجريبية التوقعات العددية بهامش بسيط عند قيم جودة بخار تتراوح بين 0.5–0.8. وبناءً على التقييم الكمي، فإن أقصى انحراف هو 15%. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

مخطط شريطي يوضح هبوط الضغط الاحتكاكي مقابل جودة البخار بمقارنة البيانات المحاكاة والبيانات التجريبية.
الشكل 4: نتائج التحقق من المحاكاة العددية لهبوط الضغط الاحتكاكي والبيانات التجريبية لـ Neeraas. يكون هبوط الضغط الاحتكاكي المتوقع أعلى قليلاً من النتائج التجريبية بشكل عام، مع عدم تجاوز الحد الأقصى للانحراف نسبة 10%. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

مخطط كسر الحجم للطور الغازي؛ معدلات التدفق: G=350، 450، 550 kg/m²·s؛ مقياس الألوان موضح.
الشكل 5: كسر حجم الطور الغازي تحت تدفقات كتلية مختلفة (القطر = 10 mm، جودة البخار = 0.5). يوضح الشكل 5 توزيعات كسر حجم البخار عند المقطع العرضي للمخرج لتدفقات كتلية مختلفة عند نفس جودة البخار. وكما هو موضح في الشكل، فإن الحد الأدنى لكسر حجم البخار هو 0، مما يشير إلى أن الجدار يظل مبللاً تماماً بالفيلم السائل. عند التدفقات الكتلية المنخفضة، يتم التحكم في نمط التدفق بشكل أساسي بواسطة الجاذبية ويظهر هيكل تدفق طبقي نموذجي. ومع زيادة التدفق الكتلي، يصبح إجهاد القص الذي يمارسه طور البخار على الفيلم السائل أقوى تدريجياً ويهيمن في النهاية على سلوك التدفق، مما يؤدي إلى انتقال نمط التدفق تدريجياً من التدفق الطبقي إلى التدفق الحلقي. بالإضافة إلى ذلك، يكون لجودة البخار أيضاً تأثير هام على تطور نمط التدفق، وهي تحدد، جنباً إلى جنب مع التدفق الكتلي، التباين في هيكل التدفق ثنائي الطور. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

رسم بياني لانتقال الحرارة مقابل جودة البخار؛ ثلاثة منحنيات لتدفقات كتلية مختلفة (350-550 kg/m²s).
الشكل 6: معامل انتقال الحرارة تحت تدفقات كتلية مختلفة. يوضح الشكل 6 تغير معامل انتقال الحرارة مع تدفقات كتلية مختلفة. عند ثبات جودة البخار، يزداد معامل انتقال الحرارة مع زيادة التدفق الكتلي. خلال عملية التكثيف، يتشكل غشاء بخاري على طول الجدار الداخلي للأنبوب. ومع زيادة التدفق الكتلي، تزداد سرعة التدفق، مما يكثف اضطراب الغشاء البخاري ويعزز انتقال الحرارة داخل الغشاء، وبالتالي يقلل المقاومة الحرارية. ونتيجة لذلك، يصبح معامل انتقال الحرارة أعلى عند التدفقات الكتلية المرتفعة. وفي الوقت ذاته، ومع زيادة التدفق الكتلي، يزداد أيضاً رقم رينولدز المقابل للغشاء السائل. وبشكل عام، يكون للتدفق الكتلي تأثير ملحوظ على معامل انتقال الحرارة. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

رسم بياني لانخفاض الضغط الاحتكاكي مقابل جودة البخار. توضح الخطوط معدلات التدفق G=350, 450, 550 kg/(m²·s).
الشكل 7: انخفاض الضغط الاحتكاكي تحت تدفقات كتلية مختلفة. يوضح الشكل 7 التباين في انخفاض الضغط الاحتكاكي تحت ظروف تدفق كتلي مختلفة. وتشير النتائج إلى أنه عند نفس جودة البخار، يزداد انخفاض الضغط الاحتكاكي بشكل ملحوظ مع زيادة التدفق الكتلي. ويرجع ذلك أساساً إلى أن التدفق الكتلي الأعلى يؤدي إلى سرعة تدفق أعلى، مما يعزز القص الذي يمارسه طور البخار على الغشاء السائل وكذلك إجهاد القص على الجدار، وهو ما يؤدي بدوره إلى زيادة انخفاض الضغط الاحتكاكي. وبشكل عام، يكون للتدفق الكتلي تأثير واضح على انخفاض الضغط الاحتكاكي. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

مخطط كسر حجم الطور الغازي الذي يوضح التوزيع المرمز بالألوان عند قيم مختلفة (0.3، 0.5، 0.7، 0.9).
الشكل 8: كسر حجم الطور الغازي تحت جودة بخار مختلفة (القطر = 10 mm). يوضح الشكل 8 توزيعات كسر حجم البخار عند المخرج لأربع قيم من جودة البخار. يزداد كسر الحجم بشكل حاد عند جودة البخار المنخفضة ولكنه يستقر بالقرب من 1 عند جودة البخار العالية. تم تحديد أربعة أنماط تدفق متميزة: التدفق الطبقي، وشبه الحلقي، والحلقي، وتدفق الرذاذ. عند جودة البخار المنخفضة، تسود الجاذبية، مما ينتج عنه تدفق طبقي يكون فيه البخار في الأعلى والسائل في الأسفل. ومع زيادة جودة البخار، يحل قص السطح البيني محل الجاذبية كآلية مهيمنة، مما يدفع التدفق عبر الأنظمة شبه الحلقية والحلقية وصولاً إلى تدفق الرذاذ. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

مخطط كسر الحجم للطور الغازي؛ مقارنة الضغط عند 3 MPa و 5 MPa مع مقياس لوني.
الشكل 9: كسر حجم الطور الغازي تحت ضغوط تشبع مختلفة. مع زيادة ضغط التشبع، تنخفض كثافة السائل، بينما تزداد كثافة البخار، مما يؤدي إلى تغير في فرق الكثافة بين الطورين وزيادة إجمالية في كثافة الخليط. وفي الوقت نفسه، تتغير خصائص الانزلاق بين الغاز والسائل، ويضعف القص البيني بين الطورين، مما يؤدي إلى انخفاض في كسر حجم البخار. وتنعكس هذه التغيرات بشكل أكثر مباشرة في اتجاهات معامل انتقال الحرارة وانخفاض الضغط الاحتكاكي. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

مخطط بياني شريطي يحلل معامل انتقال الحرارة مقابل جودة البخار عند ضغوط 3 MPa و 5 MPa.
الشكل 10: معامل انتقال الحرارة تحت ضغوط تشبع مختلفة. يوضح الشكل 10 معاملات انتقال الحرارة عبر جودات بخار وضغوط تشبع مختلفة. عند جودة بخار ثابتة، يؤدي ضغط التشبع المنخفض إلى معامل انتقال حرارة أعلى. من الناحية الميكانيكية، يزيد الضغط المرتفع من كثافة البخار، مما يقلل من سرعة التدفق وإجهاد القص البيني. يؤدي ذلك إلى زيادة سمك الغشاء السائل، وبالتالي زيادة المقاومة الحرارية وتدهور انتقال الحرارة. علاوة على ذلك، يصبح تأثير ضغط التشبع أكثر وضوحاً عند جودات البخار الأعلى، حيث تهيمن سرعة البخار، وتتسبب التغيرات في الكثافة الناجمة عن الضغط في تباينات أكبر في إجهاد القص البيني. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

رسم بياني شريطي لهبوط الضغط الاحتكاكي مقابل جودة البخار عند 3 Mpa و 5 Mpa، يوضح ديناميكيات تدفق السوائل.
الشكل 11: هبوط الضغط الاحتكاكي تحت ضغوط تشبع مختلفة. يوضح الشكل 11 التباين في هبوط الضغط الاحتكاكي تحت ضغوط تشبع مختلفة. وتشير النتائج إلى أنه عند نفس جودة البخار، ينخفض هبوط الضغط الاحتكاكي مع زيادة ضغط التشبع. وبالربط مع توزيع السرعة، ومجال درجة حرارة التبريد دون التشبع، وتوزيع الكسر الحجمي للبخار عند ضغوط تشبع مختلفة، تشير هذه النتائج إلى أن ضغط التشبع الأعلى يتوافق مع درجة حرارة سائل أعلى، يصاحبها انخفاض في كل من كثافة السائل ولزوجته. ونتيجة لذلك، يضعف تفاعل القص بين الغشاء السائل والجدار، مما يؤدي إلى تقليل هبوط الضغط الاحتكاكي. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

الكسر الحجمي للطور الغازي؛ نتائج المحاكاة؛ نسب زمنية مختلفة؛ تخطيط لوني؛ ديناميكا السوائل.
الشكل 12: الكسر الحجمي للطور الغازي تحت فترات تدحرج مختلفة (جودة البخار = 0.5، التدفق الكتلي = 550 kg/(m2·s, A = 3 m). عند سعة تدحرج ثابتة، تؤدي فترة التدحرج الأقصر إلى تأثير عطالة إضافي أقوى ناتج عن الحركة التذبذبية، مما يؤدي إلى تقلبات أكثر شدة في السرعة في مجال التدفق. وتظهر هذه التقلبات أيضاً سلوكاً دورياً واضحاً، مع مراحل متبادلة من تسارع وتباطؤ التدفق. وفي الوقت نفسه، تعدل حركة التدحرج التوزيع المكاني للغشاء السائل وتغير نمط التدفق، مما يؤثر بالتالي على انتقال الحرارة. ومع زيادة متوسط سمك الغشاء السائل، ترتفع المقاومة الحرارية للغشاء، مما يضعف أداء انتقال الحرارة. وفي المقابل، عندما يقل متوسط سمك الغشاء السائل، تنخفض المقاومة الحرارية للغشاء، مما يعزز انتقال الحرارة. يعتمد تصنيف أنظمة التدفق على معايير انتقال نمط التدفق المقترحة في المرجع4. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

رسم بياني لمعامل انتقال الحرارة، الحالة الساكنة مقابل حالة التدحرج؛ نتائج تحليل التبادل الحراري.
الشكل 13: معامل انتقال الحرارة تحت فترات تدحرج مختلفة. يقارن الشكل 13 معاملات انتقال الحرارة (HTCs) المتوسطة زمنياً تحت حركة التدحرج مقابل الخط المرجعي الساكن. يغير التدحرج من قيمة HTC بنسبة ±20%، مما يظهر تحسناً وتدهوراً في آن واحد. عند قيم HTC المنخفضة (جودة بخار أقل)، يعزز التدحرج من انتقال الحرارة — وبشكل أكبر مع فترات التدحرج القصيرة — عن طريق تكثيف الاضطراب في الغشاء السائل والتقلبات البينية. وعلى العكس من ذلك، عند قيم HTC العالية (جودة بخار أعلى)، يؤدي التدحرج إلى إضعاف انتقال الحرارة من خلال ضغط قلب البخار وزيادة سمك الغشاء السائل (عبر التثخن المتوسط وتأثيرات القوة الطاردة المركزية في التدفق الحلقي)، مما يؤدي إلى رفع المقاومة الحرارية. بناءً على ذلك، يُوصى بهامش تصميم مناسب للتطبيقات البحرية. تقابل كل نقطة بيانات في الشكل حالة محاكاة عددية مستقلة وحتمية. إن حل CFD للمعادلات الحاكمة لا يدمج ضوضاء القياس، متجاهلاً التباين الإحصائي المتأصل في التجارب المختبرية المتكررة؛ لذا، فإن أشرطة الخطأ المستندة إلى التوزيعات الإحصائية غير قابلة للتطبيق وغير ضرورية. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

رسم بياني لمعامل انتقال الحرارة؛ مقارنة في فترات التدحرج؛ يتضمن مؤشرات تباين بنسبة 10%.
الشكل 14: معامل انتقال الحرارة تحت سعات تدحرج مختلفة. يقارن الشكل 14 متوسطات معاملات انتقال الحرارة (HTCs) عبر الزمن تحت سعات تدحرج مختلفة مقابل الخط المرجعي الساكن. تؤدي سعة التدحرج إلى تغيير معامل انتقال الحرارة بنسبة ±10%، مما يظهر تحسناً أو تدهوراً. فعندما تكون معاملات انتقال الحرارة منخفضة (جودة بخار أقل)، يعزز التدحرج من انتقال الحرارة — بشكل أكثر وضوحاً عند السعات الأكبر — وذلك عن طريق تكثيف اضطرابات الغشاء السائل والتقلبات البينية. وعلى العكس من ذلك، عند معاملات انتقال الحرارة المرتفعة (جودة بخار أعلى)، يضعف التدحرج من انتقال الحرارة عن طريق ضغط قلب البخار وزيادة سمك الغشاء السائل (عبر التثخن المتوسط والتأثيرات الطاردة المركزية في التدفق الحلقي)، مما يؤدي إلى زيادة المقاومة الحرارية. وبناءً على ذلك، يوصى بتحديد هامش تصميم مناسب للتطبيقات البحرية. يرجى النقر هنا لعرض نسخة أكبر من هذا الشكل.

التدفق الكتليبخارالضغطقطر الأنبوب (مم)زاوية الالتفاف قطر اللف (م)فترة التدحرج (ثانية)سعة التدحرج (م)
كجم/(م2ثانية (ث))الجودةميجا باسكال°
350–5500.1–0.93–510422–52–3

الجدول 1: ظروف التشغيل المحاكية. يلخص الجدول 1 ظروف المحاكاة لمزيج الهيدروكربونات الخفيفة في قسم الإسالة لعملية صناعية فعلية15. يتكون مائع التشغيل من الميثان، والبروبان، والإيزوبنتان، والإيثيلين، والنيتروجين، بنسبة مولية قدرها 55.314:1.407:0.04:23.709:19.53. وقد استُخدمت الخواص المشتقة من NIST REFPROP لرصد السلوك غير الخطي للمزيج المتجانس بدقة عبر جميع ظروف التشغيل مع تقليل التكلفة الحسابية.

المناقشة

تعد التشكيلة المكونة من ثلاثة أقسام ضرورية لضمان موثوقية المحاكاة، حيث تعمل على إيجاد ظروف تدفق مكتملة النمو في المنطقة التي تسبق قسم الاختبار وتمنع التدفق العكسي عند المخرج، مما يؤدي إلى تحسين دقة النتائج المتوقعة. وقد انعكس وجه النظر هذا أيضاً في دراسات سابقة أجريت على الأنابيب الأفقية1. وخلال عملية توليد الشبكة في هذه الدراسة، تبرز أهمية كل من ارتفاع طبقة الشبكة الأولى، وعدد الطبقات الحدودية، والحد الأدنى لمتطلبات الجودة المتعامدة، نظراً لتأثيرها المباشر على دقة نتائج المحاكاة. ويؤثر كل من التدفق الكتلي، وجودة البخار، وضغط التشبع بشكل كبير على انتقال الحرارة بالتكثيف وهبوط الضغط. إذ يؤدي زيادة التدفق الكتلي إلى تعزيز سرعة البخار والقص البيني، مما يزيد من كل من معامل انتقال الحرارة وهبوط الضغط الاحتكاكي. كما أن زيادة جودة البخار تعزز أيضاً من القص البيني وتحفز الانتقال من التدفق الطبقي نحو التدفق الحلقي وتدفق الرذاذ. وفي المقابل، تؤدي زيادة ضغط التشبع إلى خفض كل من معامل انتقال الحرارة وهبوط الضغط الاحتكاكي. وتتفق هذه الاتجاهات عموماً مع الدراسات التجريبية والعددية السابقة لتكثيف الهيدروكربونات6,7,8,9,13. وبالنسبة للمزيج غير الأزيوتروبي، يجب أيضاً مراعاة مقاومة انتقال الكتلة الإضافية الناتجة عن إعادة توزيع المكونات بالقرب من السطح البيني بين البخار والسائل10,11,12.

تتمثل إحدى النتائج المهمة في أن حركة التدحرج يمكن أن تؤدي إما إلى تعزيز أو إضعاف انتقال الحرارة بالتكثيف. وضمن النطاق الذي شمله البحث، يغير زمن دورة التدحرج أداء انتقال الحرارة بنسبة ±20% تقريباً، بينما يؤدي سعة التدحرج إلى تغيرات بنسبة ±10% تقريباً. وينتج هذا السلوك بشكل أساسي عن التأثيرات المجتمعة لاضطراب الغشاء السائل وتغير سمك الغشاء. حيث يؤدي زيادة الاضطراب أو رقة الغشاء السائل إلى تعزيز انتقال الحرارة، بينما يؤدي انخفاض الاضطراب أو زيادة سمك الغشاء إلى تدهور انتقال الحرارة. وبناءً على ذلك، تعتمد استجابة انتقال الحرارة الإجمالية على التنافس بين هاتين الآليتين. كما يجب مراعاة العديد من المسائل العددية عند تطبيق هذه الطريقة؛ وبما أن انتقال الحرارة وهبوط الضغط المتوقع يتأثران بشدة بسمك الغشاء السائل والسلوك البيني، فمن الضروري توفير دقة كافية للشبكة بالقرب من الجدار واختيار خطوة زمنية مناسبة. بالإضافة إلى ذلك، لا ينبغي تقييم التقارب بناءً على البواقي فقط، بل يجب أيضاً مراقبة الكميات الفيزيائية الرئيسية، بما في ذلك درجة الحرارة والضغط والكسر الحجمي للبخار وهبوط الضغط، للتمييز بين التذبذبات العددية والتقلبات الفعلية الناجمة عن التدحرج.

ومع ذلك، فقد تم النظر في عدد محدود فقط من ظروف التدحرج في هذه الدراسة، ولا تزال هناك حاجة إلى استقصاءات بارامترية أوسع للحصول على فهم أكثر شمولاً لتأثير ظروف التشغيل الديناميكية على أداء التكثيف. وفي التطبيقات العملية للغاز الطبيعي المسال في المناطق المفتوحة، قد تتعرض المبادلات الحرارية لحركات معقدة ذات ست درجات حرية ناتجة عن حركة السفينة، بما في ذلك حركات التدحرج والتمايل والانعراج المشتركة. ويمكن لهذه التأثيرات الديناميكية أن تغير باستمرار مجال الجاذبية، وهياكل التدفق الثانوي، وتوزيع الغشاء السائل داخل الأنبوب الحلزوني، مما يؤثر بالتالي على خصائص انتقال الحرارة الموضعي وانخفاض الضغط. لذلك، يجب أن تبحث الدراسات المستقبلية في التأثيرات المقترنة لسعات التردد واتجاهات الحركة المختلفة للتدحرج، وذلك لإنشاء إطار تقييم أداء أكثر اكتمالاً للمبادلات الحرارية ذات الملفات الحلزونية في البيئات البحرية.

بالإضافة إلى ذلك، هناك حاجة إلى مزيد من التحقق باستخدام بيانات تشغيل عملية، خاصة عند النظر في الفرق بين مائع التشغيل المعتمد في هذه الدراسة والمزيجات الهيدروكربونية غير الأزيوتيروبية المستخدمة في عمليات الغاز الطبيعي المسال الصناعية الفعلية. ففي أنظمة الغاز الطبيعي المسال الحقيقية، تُظهر مبردات المزيج عادةً انزلاقاً حرارياً ملحوظاً وسلوك توازن طوري معقداً بسبب التفاعلات بين المكونات المتعددة. وقد تؤثر هذه الخصائص على آلية التكثيف، وانتقال الكتلة بين الواجهات، والخواص الثرموفيزيائية المحلية. ورغم أن النموذج الحالي يتنبأ بنجاح باتجاهات التدفق وانتقال الحرارة العامة، إلا أن الاستقصاءات التجريبية باستخدام مبردات مزيج عملية مكونة من خمسة عناصر، مثل مزيجات nitrogen/methane/ethylene/propane/isopentane، ضرورية لزيادة التحقق من موثوقية النموذج وتحسين قابليته للتطبيق في الظروف الصناعية.

علاوة على ذلك، تتطلب إمكانية تطبيق نموذج الاضطراب المختار في ظل ظروف تدفق الرذاذ الحلقي ذو الجودة البخارية العالية مزيداً من الاستقصاء. ففي نظام التدفق هذا، قد يحدث تشوه بيني قوي، واجتياح للقطيرات، وتفاعلات اضطرابية شديدة، مما يؤدي إلى آليات معقدة لتبادل الزخم والطاقة بين قلب البخار والطور السائل. وقد تؤدي نماذج الاضطراب التقليدية إلى حدوث حالات عدم يقين عند التنبؤ بخصائص تدفق الطورين عالية التباين هذه. لذا، يمكن أن تنظر الأبحاث المستقبلية في نماذج اضطراب متقدمة، أو ارتباطات محسنة للقوى البينية، أو طرق عددية تحليلية للواجهة لتعزيز دقة التنبؤ تحت ظروف التشغيل القصوى. كما تتطلب موثوقية النتائج العددية عند ضغوط التشغيل التي تتجاوز بشكل كبير النطاق الذي تم بحثه في هذه الدراسة (3–5 MPa) مزيداً من التحقق باستخدام بيانات تجريبية إضافية. إذ يمكن أن تؤثر تغيرات الضغط بقوة على الخواص الثيرموفيزيائية لوسيط التبريد، وخصائص توازن الطور، وسلوك التكثيف، مما يؤدي إلى انحرافات بين التنبؤات العددية والأداء الفعلي. وبالمثل، بحثت الدراسة الحالية تدفقات كتلية في نطاق 350–550 kg/(m2·s)، بينما قد تعمل المبادلات الحرارية للغاز الطبيعي المسال LNG بتدفقات كتلية أعلى. ويبقى التأكد مما إذا كان النموذج العددي المقترح يحافظ على دقة كافية وقابلية تطبيق عامة عند تدفقات كتلية أعلى من خلال المزيد من الدراسات التجريبية والعددية.

على الرغم من هذه القيود، تقدم الدراسة الحالية رؤى نظرية ذات مغزى وتوجيهات كمية لتصميم وتحسين المبادلات الحرارية ذات الملفات الحلزونية لتطبيقات الغاز الطبيعي المسال (LNG). وضمن نطاق التشغيل الذي تم بحثه، يمكن أن تؤدي زيادة هامش التصميم بنسبة 20% تقريبًا إلى تعويض تدهور الأداء الناتج عن ظروف الدوران بشكل فعال، مما يوفر نهجًا هندسيًا عمليًا لضمان التشغيل الموثوق في البيئات الديناميكية البحرية. ولا تساهم هذه النتائج في تعميق فهم خصائص التكثيف في المبادلات الحرارية ذات الملفات الحلزونية تحت ظروف الحركة فحسب، بل توفر أيضًا مراجع قيمة لتطوير أنظمة نقل حرارة للغاز الطبيعي المسال أكثر كفاءة ومتانة.

الإفصاحات

يقر المؤلفون بعدم وجود أي تضارب في المصالح المالية أو علاقات شخصية معروفة قد يبدو أنها أثرت على العمل المذكور في هذا البحث.

شكر وتقدير

هذا البحث مدعوم من قبل مشروع البحوث الأساسية للجامعات التابع لإدارة التعليم في مقاطعة لياونينغ (LJ212512594008 لـ Xianshi Fang)، ومختبر شنيانغ الرئيسي لتكنولوجيا اختبار المنتجات الصناعية ومعدات الاختبار الذكية (JC2503, JC2512).

المواد

قائمة المواد المستخدمة في هذه المقالة
الاسمالشركةرقم فهرسيالتعليقات
فلوينتANSYS2020r1برنامج محاكاة
سبيس كليمANSYS2020r1برنامج نمذجة

المراجع

  1. Cai W, Fang X, Chen J. The core liquefaction facility in many floating liquefaction facilities is the spiral-wound heat exchanger. In: Sustainable Liquefied Natural Gas. Elsevier; 2024:85-123.
  2. Yu J, Huo R, Shen H, et al. A simulation study on the condensation flow and thermal control characteristics of mixed refrigerant in a dimpled tube. Appl Therm Eng. 2023;120889.
  3. Li J, Hu H, Wang H. Numerical investigation on flow pattern transformation and heat transfer characteristics of two-phase flow boiling in the shell side of LNG spiral wound heat exchanger. Int J Therm Sci. 2020;152:106289.
  4. Fang X, Qiu G, Chen J, et al. A new frictional pressure drop correlation based on flow patterns for hydrocarbon refrigerants condensation flow. Int J Refrig. 2025;170:214-223.
  5. Fang X, Qiu G, Li Q, et al. A new heat transfer correlation based on flow patterns for hydrocarbon refrigerants condensation flow. Case Stud Therm Eng. 2024;56:104244.
  6. Fries S, Skusa S, Luke A. Heat transfer and pressure drop of condensation of hydrocarbons in tubes. Heat Mass Transfer. 2019;55:33-40.
  7. Zhuang XR, Gong MQ, Zou X, et al. Experimental investigation on flow condensation heat transfer and pressure drop of R170 in a horizontal tube. Int J Refrig. 2016;66:105-120.
  8. Zhuang XR, Chen GF, Zou X, et al. Experimental investigation on flow condensation of methane in a horizontal smooth tube. Int J Refrig. 2017;78:193-214.
  9. López-Belchí A, Illán-Gómez F, García-Cascales JR, et al. Condensing two-phase pressure drop and heat transfer coefficient of propane in a horizontal multiport mini-channel tube: experimental measurements. Int J Refrig. 2016;68:59-75.
  10. Smit FJ, Meyer JP. Condensation heat transfer coefficients of the zeotropic refrigerant mixture R-22/R-142b in smooth horizontal tubes. Int J Therm Sci. 2002;41:625-630.
  11. Berrada N, Marvillet C, Bontemps A, et al. Heat transfer in-tube condensation of a zeotropic mixture of HFC23/HFC134a in a horizontal smooth tube. Int J Refrig. 1996;19:463-472.
  12. Neeraas BO. Condensation of hydrocarbon mixtures in coil-wound LNG heat exchangers: tube-side heat transfer and pressure drop. Trondheim: Norwegian Institute of Technology; 1993.
  13. Li S, Cai W, Chen J, et al. Numerical study on condensation heat transfer and pressure drop characteristics of ethane/propane mixture upward flow in a spiral pipe. Int J Heat Mass Transfer. 2018;121:170-186.
  14. Qiu GD, Cai WH, Wu ZY, et al. Numerical simulation of forced convective condensation of propane in a spiral tube. J Heat Transfer. 2015;137:041502.
  15. Fang X, Guo Z, Tang K, et al. Numerical Study on Condensation Flow and Heat Transfer of Hydrocarbon Mixtures in Inclined Tubes under Static and Swaying Conditions. Front Heat Mass Transf. 2026; 24(2):18.

إعادة الطباعة والأذونات

الوسوم

المبادل الحراري ذو الأنابيب الحلزونيةالمخاليط غير الأزيوتروبيةالمحاكاة العدديةإنتاج الغاز الطبيعي المسالانخفاض الضغط الاحتكاكيسعة التدحرجفترة التدحرج
تواصل معنا
أوصِ به للمكتبة

الخصوصية

شروط الاستخدام

السياسات

حقوق الطبع والنشر © 2026 MyJoVE Corporation. جميع الحقوق محفوظة.