周云龍 張立彥

(東北電力大學(xué)能源與動力工程學(xué)院)

方形截面螺旋管內(nèi)氣液兩相流動特性數(shù)值研究

周云龍*張立彥

(東北電力大學(xué)能源與動力工程學(xué)院)

采用CLSVOF多相流模型，結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型方程，對方形截面螺旋管內(nèi)氣液兩相流動特性進(jìn)行數(shù)值模擬，繪制了幾種典型流型的流型圖，并與相關(guān)文獻(xiàn)中的實驗結(jié)果進(jìn)行對比；分析了截面含氣率沿管圈周向的分布規(guī)律和平均截面含氣率與容積含氣率的關(guān)系；探究了不同流型壓降的變化規(guī)律和湍流耗散率沿程變化規(guī)律；討論了螺旋管不同壁面的表面摩擦系數(shù)與剪切應(yīng)力的差異。

方形截面螺旋管 氣液兩相流 CLSVOF模型 數(shù)值模擬

螺旋管具有結(jié)構(gòu)優(yōu)越、換熱效率高、重心低及適應(yīng)性和可靠性較好等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于核反應(yīng)堆、石油化工及航天航空等領(lǐng)域[1]。國內(nèi)外學(xué)者對管道內(nèi)氣液兩相流流動特性進(jìn)行了大量理論研究和試驗驗證，目前關(guān)于直角坐標(biāo)系下直管的模型和數(shù)值研究較多，相關(guān)報道多采用一維或者二維假設(shè)[2]，但用直角坐標(biāo)描述螺旋管等對象的模型和數(shù)值研究則鮮有報道。石惠嫻等采用快速球閥法研究了螺旋管內(nèi)氣液兩相的流動特性，得到平均截面含氣率與容積含氣率的關(guān)系[3]。宋景東等分析了螺旋直徑、螺旋上升角、曲率和螺距對流型轉(zhuǎn)換和二次流的影響[4,5]。郭烈錦等對兩種不同尺寸的螺旋管內(nèi)油氣、油水兩相流流型進(jìn)行了實驗研究，得到了不同流型的流型圖[6]。

以上文獻(xiàn)主要是可視化實驗研究，實驗結(jié)果存在很大的誤差和局限性，因此利用數(shù)值方法研究兩相流動應(yīng)運而生。郭烈錦和陳學(xué)俊對臥式螺旋管內(nèi)的泡狀流流動特性和轉(zhuǎn)變特征進(jìn)行了實驗研究，建立了泡狀流轉(zhuǎn)變的通用模型和預(yù)報準(zhǔn)則[7]。但這些研究主要針對某種流型進(jìn)行實驗研究，從而得到該流型的生成機(jī)制和流場特性，而對不同工況下氣液兩相流的流型特征、流型間的轉(zhuǎn)變特性、流型圖及流動特性等的研究并不深入。

Santini L等研究了蒸汽發(fā)電機(jī)螺旋管內(nèi)氣液兩相流壓降的變化規(guī)律，提出了基于能量守恒的氣液兩相流壓降關(guān)聯(lián)式[8]。Vashith S和Nigam K D P研究了螺旋管道內(nèi)氣液兩相流的流動分布和界面現(xiàn)象，采用數(shù)值方法預(yù)測了速度場發(fā)展，計算了局部與平均摩擦系數(shù)、界面摩擦系數(shù)及入口長度等參數(shù)[9]。趙立新等利用數(shù)值方法研究了螺旋管內(nèi)油水兩相的分離性能，結(jié)果表明螺旋管回轉(zhuǎn)半徑和入口流速是影響兩相體積分?jǐn)?shù)分布的主要因素[10,11]。目前對通道內(nèi)氣液兩相流的數(shù)值模擬研究大多針對圓管通道，而對于方形截面螺旋通道等非圓截面通道內(nèi)氣液兩相流的數(shù)值模研究還不充足。

筆者基于CLSVOF多相流模型采用數(shù)值方法對方形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流的流型特征、流型轉(zhuǎn)變、流型圖及流動特性等進(jìn)行分析研究，探究其能量傳遞與轉(zhuǎn)換規(guī)律，為深入研究兩相流流動特性和傳熱特性提供依據(jù)，為提高螺旋管裝置效率、改善其性能提供必要的研究基礎(chǔ)。

1 計算模型和數(shù)值方法

1.1控制方程

筆者采用Level Set和VOF耦合的方法(即Coupled Level Set and Volume of Fluid方法)對氣液兩相界面進(jìn)行追蹤，其控制方程的Level Set方程為：

(1)

(2)

式中d——t時刻點x位置距界面的最短距離；

t——時間；

ν——流體速度；

x——位置矢量；

φ——距離函數(shù)。

VOF流體體積函數(shù)方程為：

(3)

(4)

式中αg——氣相體積分?jǐn)?shù)；

αl——液相體積分?jǐn)?shù)。

引入Heaviside函數(shù)：

(5)

其中，a=1.5w，w為最小網(wǎng)格尺寸。兩相混合物的密度ρ(φ)和粘度μ(φ)分別為：

ρ(φ)=ρg+(ρ1-ρg)H(φ)

(6)

μ(φ)=μg+(μ1-μg)H(φ)

(7)

表面張力模型采用Brackbill J U等提出的連續(xù)表面力模型(CSF)[12]：

Fσ=σκ(φ)δ(φ)▽φ

(8)

(9)

(10)

式中Fσ——表面張力；

κ——表面曲率；

δ——單元法向量；

σ——表面張力系數(shù)。

流動控制方程的連續(xù)性方程和動量守恒方程分別為：

(11)

?▽ν+(▽ν)T」-Fσ+ρ(φ)

(12)

湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程模型：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(13)

(14)

式中Gb——由于浮力影響引起的湍動能產(chǎn)生項；

Gk——平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生項；

k——湍動能；

Sε、Sk——用戶定義的源項；

YM——可壓速湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響；

ε——湍流耗散率；

μt——湍流粘性系數(shù)，μt=ρCμk2/ε。

在ANSYS Fluent中，C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09，Cμ=0.09，湍動能k與湍流耗散率ε的湍流普朗特數(shù)分別為σk=1.0、σε=1.3。

1.2物理模型和邊界條件

螺旋管的物理模型如圖1所示，管道截面寬度為22mm，螺旋半徑為120mm，螺距為110mm。螺旋管內(nèi)流體流動具有周期性，當(dāng)其流動充分發(fā)展時，即可截取1～2個周期來研究管內(nèi)流體的流動特性，筆者選取一個周期進(jìn)行數(shù)值模擬。使用SolidWorks建立幾何模型，利用gambit進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對管壁周圍的網(wǎng)格進(jìn)行邊界層細(xì)化處理，整體采用cooper方法對其進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，然后將網(wǎng)格導(dǎo)入ANSYS Fluent14.0進(jìn)行計算。計算之前進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，取5～30萬個網(wǎng)格測定計算結(jié)果和計算速度，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到20萬時，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果影響不大，且監(jiān)測點誤差在3%以下，因此網(wǎng)格具有獨立性。

圖1 螺旋管及其周向位置示意圖

計算域采用非穩(wěn)態(tài)計算。入口為質(zhì)量流量入口；氣液兩相由下向上流動，分別設(shè)定各相的質(zhì)量流量和來流湍流強(qiáng)度；假定入口處各相體積濃度均勻分布；出口為壓力出口；壁面采用無滑移壁面條件。

1.3數(shù)值方法

模擬以空氣和水為研究對象，采用時間非穩(wěn)態(tài)計算，時間步長0.01ms，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。此外，在滿足收斂條件下，為提高精度，對壓力方程采用體積力差分格式，對動量方程、湍動能方程和湍流擴(kuò)散率方程都采用二階迎風(fēng)格式，對體積分?jǐn)?shù)方程采用隱式時間格式離散求解，壓力-速度耦合采用PISO算法。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1數(shù)值方法驗證

為驗證數(shù)值方法的可靠性，筆者針對文獻(xiàn)[3，4]圓截面螺旋管的實驗工況建立模型進(jìn)行數(shù)值模擬，其中出現(xiàn)幾種典型流型的模擬工況參數(shù)見表1，數(shù)值模擬工況在文獻(xiàn)[4]流型圖中的對應(yīng)位置如圖2所示，圖3為各工況下模擬得到的分散泡狀流、彈狀流、間歇流、環(huán)狀流和波狀分層流的流型圖。對比圖2、3可知，模擬結(jié)果與流型圖的分區(qū)能很好地吻合。

表1 模擬工況參數(shù)

圖2 模擬工況在文獻(xiàn)[4]流型圖中的對應(yīng)位置

a. 分散泡狀流

b. 彈狀流

c. 間歇流

d. 環(huán)狀流

e. 波狀分層流

為定量驗證，模擬測取的截面含氣率數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[3]的實驗數(shù)據(jù)對比如圖4所示，可以看出：模擬數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)的平均偏差為3.68%，小于5.00%。

圖4 平均截面含氣率的模擬數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[3]實驗數(shù)據(jù)的對比

綜上所述，筆者所建立的計算模型和選取的求解算法是合理的，且數(shù)值結(jié)果能夠反映螺旋管道內(nèi)氣液兩相流的實際流動情況。

2.2螺旋管道內(nèi)氣液兩相流流型

根據(jù)筆者建立的模型，通過改變氣液進(jìn)口流量(氣相折算速度Ug=0.2～12.0m/s，液相折算速度Ul=0.05～8.50m/s)，對不同工況下方形螺旋管內(nèi)氣液兩相流進(jìn)行數(shù)值模擬，得到幾種典型流型沿流動方向在螺旋管中心截面處的體積分布(圖5)。

圖5 不同工況下方形螺旋管道內(nèi)氣液兩相流流型體積分布

從圖5a可以看出：當(dāng)氣相折算速度較小、液相折算速度增大到一定程度時，氣相變成較小的氣泡分散在連續(xù)流動的液相中，但氣泡分布不均勻。這是由于液相折算速度較高時，湍流程度較大，湍流應(yīng)力使氣相分散成小氣泡，離心力的作用使得液相流向管道外側(cè)，氣相被擠在管道內(nèi)側(cè)，因此內(nèi)側(cè)所含氣泡比外側(cè)多。

從圖5b可以看出：氣泡的體積和數(shù)量隨著氣相折算流速的增大而增加，氣泡長大聚集形成氣團(tuán)，在流速較低時氣團(tuán)的形狀比較規(guī)整，隨著流速的增大，氣團(tuán)相互聚集形成氣彈狀、長條狀和塊狀，被充塞著整個管截面的液塊隔開，其周圍有時帶有小氣泡。

從圖5c可以看出：當(dāng)氣相折算速度持續(xù)增大時，液相連續(xù)，而氣相不時被沖上管道的液相分離，氣相偏于管道上部，形成類似于長氣泡的不連續(xù)氣相流動，這種氣泡直徑大且數(shù)量少，大氣泡間伴有小氣泡產(chǎn)生。

從圖5d可以看出：當(dāng)液相折算速度較小、氣相折算速度在某一范圍內(nèi)增大時，氣相在浮升力的作用下上升速度增大，而液相在重力作用下向上流動速度減小，使得氣液兩相界面處產(chǎn)生激烈的擾動，氣相對液面的卷吸作用加大，形成波狀分層流。

從圖5e可以看出：當(dāng)氣相折算速度很高時，氣相呈氣柱狀在管道中心流動，液相呈薄薄的一層環(huán)狀繞壁流動，在離心力和重力的作用下，管道底部的液膜厚于頂部的液膜，中心氣柱夾帶液滴，兩相界面粗糙紊亂，隨著氣相折算速度的進(jìn)一步增大，兩相界面趨于平滑，形成穩(wěn)定的環(huán)狀流，液膜在壁面上平穩(wěn)流動。

將模擬結(jié)果繪制成流型圖，并與相同流動條件下文獻(xiàn)[4]中的流型圖比較(圖6)，大部分計算結(jié)果與文獻(xiàn)[4]流型圖吻合較好，只是轉(zhuǎn)換邊界和流型區(qū)域大小有差異。其中分散泡狀流向間歇流轉(zhuǎn)變和間歇流向彈狀流轉(zhuǎn)變比文獻(xiàn)[4]流型圖中的轉(zhuǎn)變較早發(fā)生，這是由于螺旋管受離心力的作用，且在方形螺旋管通道夾角處液相積聚。另外，氣相折算速度Ug=0.7～0.9m/s時，是間歇流向彈狀流轉(zhuǎn)變的過渡邊界區(qū)域；液相折算速度Ul=1.20～8.50m/s時，是分散泡狀流向彈狀流、間歇流轉(zhuǎn)變區(qū)域；液相折算速度Ul=0.10～0.30m/s、氣相折算速度Ug=8.0～12.0m/s時，是波狀分層流向間歇流和環(huán)狀流轉(zhuǎn)變的拋物線狀過渡區(qū)域。

圖6 模擬流型圖與文獻(xiàn)[4]流型圖對比

2.3截面含氣率分布規(guī)律

從管道入口處開始計算沿管圈周向各位置的截面含氣率，圖7是5種典型流型截面含氣率沿管圈周向的分布曲線，從圖7可以看出：分散泡狀流截面含氣率沿管圈周向變化不大，曲線基本平穩(wěn)；彈狀流由于氣液兩相在管道內(nèi)交替分布，截面含氣率呈一定規(guī)律上下波動；由于間歇流是以長氣泡形式存在，導(dǎo)致氣相被液塊隔開處截面含氣率降低，其他位置的截面含氣率波動不大；波狀分層流和環(huán)狀流由于入口處混輸流體不穩(wěn)定，截面含氣率曲線在開始處稍不平穩(wěn)，但穩(wěn)定后含氣率基本不變，曲線波動不大。

圖7 螺旋管截面含氣率沿管圈周向分布曲線

平均截面含氣率與容積含氣率的關(guān)系如圖8所示，可以看出：在螺旋管內(nèi)氣液兩相流主要流型的平均截面含氣率αave總是小于容積含氣率β，且在β>0.9時，曲線斜率顯著增加。這是由于在流動中氣相和液相的相對速度增大，兩相間的相互作用加強(qiáng)，使平均截面含氣率αave趨向于容積含氣率β。

圖8 平均截面含氣率與容積含氣率的關(guān)系

2.4壓降變化規(guī)律

不同工況下壓降沿管圈周向分布曲線如圖9所示，從圖9a可以看出：在模擬工況范圍內(nèi)，當(dāng)液相折算速度一定時，隨著氣量的增大，壓降逐漸增大，同時壓降沿管圈周向呈增大趨勢。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：當(dāng)氣量較小時，氣相以小氣泡形式分散在液相中，隨著氣量的增加，小氣泡團(tuán)聚集形成氣彈，氣彈之間存在著含有分散小氣泡的液彈，氣彈運動不穩(wěn)定，氣彈和液彈之間的動量交換使得氣液兩相強(qiáng)烈混合，氣速的增加將直接導(dǎo)致液彈速度增加；另外，氣速升高使得氣液兩相之間由于相互作用引起的能量損失增大，從而使兩相流壓降增大。

a. 氣相折算速度Ug

b. 液相折算速度Ul

從圖9b可以看出：在模擬工況范圍內(nèi)，當(dāng)氣相折算速度一定時，隨著液量的增大，壓降逐漸增大，同時壓降沿管圈周向呈減小趨勢。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：流動穩(wěn)定時，液相與管壁直接接觸，因此管壁摩擦阻力壓降主要是由液相造成的，液相的流速、流動形態(tài)和物性直接影響摩擦壓降；在氣相折算速度保持不變的情況下，液相折算速度的增大使管內(nèi)氣液兩相流動所產(chǎn)生的壓降增大；而由于管道結(jié)構(gòu)的原因，角區(qū)有利于氣泡聚合，使壓降沿程減小。

2.5湍流耗散率變化規(guī)律

幾種典型流型的湍流耗散率沿程變化如圖10所示，從圖10可以看出：在入口處兩相相互作用劇烈，導(dǎo)致湍流耗散率增大；而當(dāng)氣液兩相的速度增大時，液相的湍流動能隨之增加，湍流更加強(qiáng)烈，使湍流耗散率增大；分散泡狀流由于氣液兩相折算速度都很小，兩相作用不顯著，湍流耗散率很??；隨著速度增加，氣泡聚集成大氣團(tuán)，兩相相互作用明顯，因此彈狀流湍流耗散率有所增加；而間歇流的擾動比彈狀流強(qiáng)烈，因此間歇流湍流耗散率較之增大；波狀分層流由于氣液兩相交界面處產(chǎn)生激烈的擾動，氣相對液面的卷吸作用加大，兩相作用劇烈，導(dǎo)致其湍流耗散率較高且沿程波動明顯。

圖10 各流型湍流耗散率沿程變化規(guī)律

2.6表面摩擦系數(shù)和壁面剪切應(yīng)力變化規(guī)律

圖11為不同工況下方形螺旋管4個側(cè)壁上表面摩擦系數(shù)和壁面剪切應(yīng)力與液相折算速度的關(guān)系，從圖11可以看出：當(dāng)氣相折算速度一定時，隨著液相折算速度的增大，壁面摩擦系數(shù)增大，且外側(cè)壁和上、下側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)大小基本一致，而內(nèi)側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)偏小。這是由于氣相折算速度的增加使兩相混合速度增加，對管壁作用力也增大，而受離心力與重力作用，內(nèi)側(cè)壁處多為氣相，外側(cè)壁和上、下側(cè)壁直接與液相大面積接觸，導(dǎo)致內(nèi)側(cè)壁摩擦系數(shù)較小，其他3個側(cè)壁所受摩擦力較大。從圖11還可以看出：壁面剪切應(yīng)力隨著液相折算速度的增加而增大，且管道的上、下側(cè)壁和外側(cè)壁所受的壁面剪切應(yīng)力大小基本一致，但內(nèi)側(cè)壁所受剪切應(yīng)力比其他壁面小。這是由于隨著液相折算速度的增大，兩相混合速度增大，對管壁作用力增大，同時由于受重力和離心力作用，液相被甩向外側(cè)，氣相被擠在內(nèi)側(cè)，因此內(nèi)側(cè)壁所受剪切應(yīng)力比其他壁面小。

a. 表面摩擦系數(shù)

b. 壁面剪切應(yīng)力

圖12為不同工況下方形螺旋管4個側(cè)壁上表面摩擦系數(shù)和壁面剪切應(yīng)力與氣相折算速度的關(guān)系，從圖12可以看出：當(dāng)液相折算速度一定時，隨著氣相折算速度的增大，壁面摩擦系數(shù)增大，且內(nèi)側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)最小，外側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)最大，上、下側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)基本相同，大小介于其他兩壁之間。這是由于液相折算速度的增大使液相體積流量增大，離心力和重力的作用，使氣相偏向于內(nèi)側(cè)壁，液相被甩向外側(cè)壁，導(dǎo)致外側(cè)壁所受作用力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于內(nèi)側(cè)壁的，因此外側(cè)壁的摩擦系數(shù)大，內(nèi)側(cè)壁的摩擦系數(shù)小。從圖12還可以看出：壁面剪切應(yīng)力隨氣相折算速度的增大而增大，且管道外側(cè)壁所受剪切應(yīng)力最大，內(nèi)側(cè)壁所受剪切應(yīng)力最小，上、下側(cè)壁所受剪切應(yīng)力基本相同，大小介于其他兩壁之間。這是由于隨著氣相折算速度的增大，兩相混合速度增大，對管壁作用力爺增大，而氣相折算速度的增大，氣相體積流量增大，氣相所受的升力和混合流體所受的重力、離心力使外側(cè)壁受到的作用力很大，內(nèi)側(cè)壁受到的作用力很小，離心力對上、下側(cè)壁的作用很小，因此此處所受剪切力比外側(cè)壁的小。

a. 表面摩擦系數(shù)

b. 壁面剪切應(yīng)力

3 結(jié)論

3.1在模擬工況范圍內(nèi)，總結(jié)歸納了方形螺旋管內(nèi)氣液兩相流5種主要流型(分散泡狀流、彈狀流、間歇流、環(huán)狀流和波狀分層流)的生成機(jī)制和流場特點，繪制了方形截面螺旋管道內(nèi)氣液兩相流型圖，與文獻(xiàn)[4]流型圖相比，其轉(zhuǎn)換邊界和流型區(qū)域大小有差異，可為非圓形截面螺旋管流型研究提供參考。

3.2分散泡狀流截面含氣率沿管圈周向分布基本平穩(wěn)；彈狀流和間歇流含氣率波動較明顯；波狀分層流和環(huán)狀流的含氣率在入口處稍有波動，但穩(wěn)定后其含氣率基本不變。

3.3經(jīng)過對比分析模擬結(jié)果，深入討論了方形截面螺旋管內(nèi)氣液兩相流壓降變化規(guī)律及其成因，指出當(dāng)液相折算速度一定時，隨著氣量的增大，壓力降逐漸增大，同時沿周向壓力降呈增大趨勢分布；當(dāng)氣相折算速度一定時，隨著液量的增大，壓力降逐漸增大，同時沿周向壓力分布呈減小趨勢。

3.4分散泡狀流、彈狀流和間歇流的湍流耗散率依次增大，兩相相互作用程度增大；波狀分層流氣液兩相交界面處擾動激烈，湍流耗散率較高且沿程波動明顯。

3.5當(dāng)氣相折算速度一定時，隨著液相折算速度的增大，壁面摩擦系數(shù)和壁面剪切應(yīng)力增大，且外側(cè)壁和上、下側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)和壁面剪切應(yīng)力大小值基本一致，內(nèi)側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)和壁面剪切應(yīng)力偏??；當(dāng)液相折算速度一定時，隨著氣相折算速度的增大，壁面摩擦系數(shù)和壁面剪切應(yīng)力增大，且內(nèi)側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)和和壁面剪切應(yīng)力最小，外側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)和壁面剪切應(yīng)力最大，上、下側(cè)壁的壁面摩擦系數(shù)和和壁面剪切應(yīng)力基本相同，大小其他兩壁之間。

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NumericalAnalysisofGas-LiquidFlowCharacteristicsinHelicalSquareDucts

ZHOU Yun-long, ZHANG Li-yan

(SchoolofEnergyandPowerEngineering,NortheastDianliUniversity,Jilin132012,China)

Making use of the multiphase flow’s model and theκ-εturbulence model, the gas-liquid flow characteristics in helical square duct was simulated. The main flow patterns’ map were drawn and compared with the experimental results published. The circumferential distribution of sectional air percentage and the relationship between void fraction and volume fraction of gas-phase flow at different mass flow rates were analyzed, including the distribution characteristics of both pressure drop and the turbulent dissipation rate of different flow patterns, and the differences of wall shear stress and skin friction coefficient between inner and outer wall of the helical square ducts.

helical square duct, gas-liquid flow, CLSVOF model, numerical simulation

(Continued from Page 41)

ZHANG Wei-shun1, ZHANG Guo-qing2, WANG Yan2, LIU De-yu3, ZHAN Xiao-lin3, HAN Li-zhe3, ZHAO Wen-jing3

(1.PetroChinaUrumqiPetrochemicalCompany,Urumqi830019,China; 2.NorthChinaOilfieldCompany,Renqiu062550,China;3.ChinaSpecialEquipmentInspectionandResearchInstitute,Beijing100029,China)

*周云龍，男，1960年4月生，教授。吉林省吉林市，132012。

TQ051.5

A

0254-6094(2015)01-0085-08

2014-04-08，

2015-01-19)

AbstractThrough experimental study of the microstructure, microhardness and the mechanical properties of BA-101 Ethylene pyrolyzer tube, as well as basing on Larson-Miller curves, the tube damage mechanism and its residual life were analyzed and evaluated. The results show that after a 30 660h-long operation, the BA-101 ethylene pyrolyzer tube can encounter creep holes and the carburizing appears on the internal surface; and the different expansion coefficient between the tube’s carburized parts and uncarburized parts can make the material’s internal stress increased, this stress together with other stress can incur damages to the tube in the process of blowing down, and the residual life of BA-101 ethylene pyrolyzer tube working at 1 000 ℃ stays at about 17 000 h.

Keywordsethylene pyrolyzer, tube, creep, carburizing, residual life evaluation