周云龍孫 博

(東北電力大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院)

臥式矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流截面含氣率測量研究

周云龍*孫 博

(東北電力大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院)

以空氣和水為工質(zhì)，對臥式矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流動(dòng)特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。根據(jù)以往截面含氣率的計(jì)算方法，創(chuàng)新性地提出一種適合于臥式矩形截面螺旋通道內(nèi)兩相流動(dòng)截面含氣率的計(jì)算方法，并與漂移流模型進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)兩種計(jì)算方法所得結(jié)果趨勢相近，大部分符合較好，表明利用斜十字交叉法計(jì)算臥式矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流的截面含氣率是可行的。并且對比Zuber-Findlay模型與Ishii模型發(fā)現(xiàn)，Ishii模型預(yù)測臥式矩形截面螺旋管通道內(nèi)的截面含氣率精度較高。

矩形截面螺旋通道 空氣-水兩相流 截面含氣率 漂移流模型

螺旋管具有空間利用率大、可自由膨脹及重心低等優(yōu)點(diǎn)，并且傳熱特性比直管的更佳[1]，是一種具有良好應(yīng)用前景的高效換熱管型。在研究兩相流的過程中，兩相流截面含氣率是一個(gè)極其重要的參數(shù)，它的準(zhǔn)確與否直接關(guān)系到設(shè)備運(yùn)行的可靠性。因此，準(zhǔn)確地測量和計(jì)算換熱管段的含氣率是設(shè)計(jì)換熱管段的關(guān)鍵。近年來，不同形狀和尺寸的螺旋通道內(nèi)的流動(dòng)機(jī)理越來越受到重視，但是，有關(guān)計(jì)算矩形截面螺旋通道內(nèi)兩相流的含氣率的研究報(bào)道還是很有限的。

目前，對于圓形截面螺旋通道內(nèi)氣(汽)水兩相流動(dòng)特性已有廣泛的研究[2～5]，但對于其他截面形狀的螺旋通道，大部分還停留在數(shù)值研究階段[6]，實(shí)驗(yàn)研究比較少。而僅有的對于矩形截面螺旋通道的實(shí)驗(yàn)研究也多是針對單相流體所進(jìn)行的流場結(jié)構(gòu)和流動(dòng)特性的研究。對于螺旋管管內(nèi)兩相流的含氣率的研究主要是在螺旋管立式放置的情況下進(jìn)行的。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與水平管的數(shù)據(jù)一致或稍大于水平管的數(shù)據(jù)。一些學(xué)者為了獲得含氣率的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，基于漂移流模型提出了一些含氣率的計(jì)算方法，認(rèn)為流道尺寸對于漂移流模型研究很重要[7～10]。但是，非常規(guī)管徑的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較少，不足以對現(xiàn)有截面含氣率計(jì)算模型進(jìn)行評價(jià)分析。

本研究以空氣-水為工質(zhì)，實(shí)驗(yàn)測定了壓差信號，針對臥式矩形截面螺旋通道內(nèi)空氣-水兩相流動(dòng)，提出一種新的計(jì)算臥式矩形截面螺旋通道內(nèi)截面含氣率的方法，并與漂移流模型進(jìn)行對比，這對促進(jìn)工程實(shí)際相關(guān)方面的發(fā)展具有重要的意義。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與裝置

實(shí)驗(yàn)是在空氣-水實(shí)驗(yàn)臺上進(jìn)行的，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。

通道由一個(gè)外壁帶螺旋翅片的圓柱和一個(gè)外套管圍成，為了實(shí)現(xiàn)可視化研究，材料采用有機(jī)玻璃，螺旋翅片由車刀車出，與外套管的配合公差小于1mm。外套管內(nèi)徑120mm、厚5mm，螺旋翅片高22mm、厚6mm、螺距110mm。所圍成的矩形截面的長、寬分別為24mm和22mm。通道當(dāng)量直徑為23mm、曲率為0.47、撓率為0.36。本實(shí)驗(yàn)中，有效直管段的長度為550mm，即5倍螺距。

圖1 實(shí)驗(yàn)臺流程圖

水和空氣分別在離心式水泵和空氣壓縮機(jī)的動(dòng)力推動(dòng)下流經(jīng)電磁流量計(jì)和熱式氣體質(zhì)量流量計(jì)，經(jīng)兩相混合器充分混合后流入實(shí)驗(yàn)段，而后經(jīng)旋風(fēng)分離器分離，水流回水箱繼續(xù)循環(huán)使用，空氣排入大氣中。空氣壓縮機(jī)額定工作壓力為0.8MPa，實(shí)驗(yàn)過程在常溫下進(jìn)行，壓力參數(shù)范圍為0.1～0.3MPa?？諝獾恼鬯闼俣确秶鸀?.2～15.0m/s，水的折算速度范圍為0.2～1.2m/s。本實(shí)驗(yàn)使用差壓變送器采集機(jī)壓差信號，并通過數(shù)據(jù)采集器輸入計(jì)算機(jī)，用專門的軟件處理。為保證測量信號的實(shí)時(shí)性，設(shè)定采樣頻率為512Hz，采集時(shí)間為10s，準(zhǔn)確記錄了壓降與流量的信號變化。同時(shí)計(jì)算機(jī)還連接著高清攝影儀，記錄較為典型的流型。本次實(shí)驗(yàn)選擇實(shí)驗(yàn)段同一螺距上、下、左、右的4個(gè)取壓點(diǎn)采集壓差信號，且上下、左右分別為兩組差壓信號。實(shí)驗(yàn)采用的差壓變送器在實(shí)驗(yàn)前使用電子手操器進(jìn)行了量程校準(zhǔn)。整個(gè)實(shí)驗(yàn)臺的測量信息統(tǒng)一整理在表1中。

表1 測量參數(shù)和設(shè)備誤差

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)安裝完畢正式實(shí)驗(yàn)前，先對整個(gè)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行水洗，清除系統(tǒng)中的沉積物對實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的影響，然后對壓力壓差傳感器進(jìn)行仔細(xì)的標(biāo)定、校核和檢查。對于空氣-水兩相流實(shí)驗(yàn)，首先固定水的流量，改變氣體流量使之從小到大間斷變化，直至氣體流量達(dá)到最大。在每一間斷點(diǎn)工況下，觀察并待流型穩(wěn)定后進(jìn)行記錄和數(shù)據(jù)采集。完成一個(gè)循環(huán)后，然后再增大水的流量，重復(fù)調(diào)節(jié)氣的流量。實(shí)驗(yàn)完畢后，應(yīng)先關(guān)閉供水回路，再關(guān)閉供氣回路。

2 截面含氣率的測量

2.1截面含氣率的測量方法

測量截面含氣率的方法有很多，目前有一種采用水平管與垂直管組合的測量方法，該方法的核心思想是垂直管的摩擦阻力用水平段的摩擦阻力代替。根據(jù)總壓降求出垂直管內(nèi)的重力壓降，進(jìn)而從重力壓降導(dǎo)出管內(nèi)的平均截面含氣率。

實(shí)驗(yàn)段總的壓力降Δp可表示為重力壓降、摩擦阻力降和加速壓降之和。在泡狀流和彈狀流流動(dòng)區(qū)域，由于加速壓降通常遠(yuǎn)小于總的壓降，因此可以忽略不計(jì)。垂直上升管內(nèi)總的壓降Δpv為重力壓降與摩擦阻力降的和，而水平管內(nèi)重力壓降為零，因此水平管總壓降Δph為摩擦阻力降。

垂直管內(nèi)的重力壓降ΔpUg為垂直管總壓降減去水平管總壓降：

ΔpUg=Δpv-Δph

(1)

其中：

ΔpUg=ρLgh

(2)

ρL=ρw(1-ag)+ρgag

(3)

式中ρg——空氣的密度，kg/m3；

ρL——混合物的密度，kg/m3；

ρw——水的密度，kg/m3。

由此得出垂直管內(nèi)平均截面含氣率ag為：

(4)

2.2矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流截面含氣率的計(jì)算

本次實(shí)驗(yàn)借助水平管與垂直管組合的測量方法，創(chuàng)新性地提出斜十字交叉法計(jì)算矩形截面螺旋通道內(nèi)的氣液兩相流截面含氣率。

實(shí)驗(yàn)段如圖2所示，設(shè)置了A、B、C、D4個(gè)取壓點(diǎn)，A點(diǎn)設(shè)置在實(shí)驗(yàn)段底部，C點(diǎn)設(shè)置在頂部，B點(diǎn)設(shè)置在實(shí)驗(yàn)段中部A、C點(diǎn)之間，D點(diǎn)設(shè)置在C點(diǎn)之后與B點(diǎn)處于同一水平線上，兩相流體先后流經(jīng)A、B、C、D4點(diǎn)。壓力測量裝置分別測量AC段和BD段的壓降。

圖2 矩形截面螺旋通道實(shí)驗(yàn)段

在AC段內(nèi)，也就是流體上升段，實(shí)驗(yàn)段總的壓降Δp可表示為重力壓降ΔpUg、摩擦阻力降ΔpUf與加速壓降ΔpUa之和。同樣的，在非湍流流動(dòng)區(qū)域內(nèi)加速壓降一般遠(yuǎn)小于總的壓降，可以忽略不計(jì)，因此在AC段內(nèi)總壓降可以表示為：

Δp=ΔpUg+ΔpUf

(5)

由于B、D兩點(diǎn)處于同一水平線上，所以BD段的重力壓降為0，根據(jù)上面的論述，AC段內(nèi)的摩擦阻力降ΔpUf被水平段BD內(nèi)的摩擦阻力降ΔpHf代替，因此AC段內(nèi)的總壓降可以表示為：

Δp=ΔpUg+ΔpHf

(6)

式(6)中的Δp和ΔpHf可通過實(shí)驗(yàn)測得，因此就可以求出AC段內(nèi)的重力壓降：

ΔpUg=Δp-ΔpHf

(7)

聯(lián)立式(2)、(3)、(7)便得出AC段內(nèi)平均截面含氣率：

(8)

2.3實(shí)驗(yàn)值與漂移流模型的計(jì)算式對比

截面含氣率的計(jì)算模型較多，主要?dú)w結(jié)為三大類模型，即滑速比模型、k-β模型和漂移流模型，其中漂移流模型應(yīng)用最為普遍。目前，漂移流模型的計(jì)算式較多[10，11]，不同計(jì)算式之間的差別僅為由實(shí)驗(yàn)確定的分布參數(shù)C0和漂移速度表達(dá)式的不同。漂移流模型認(rèn)為必須同時(shí)考慮氣液兩相之間的滑移、流速和空泡份額在流通截面上的不均勻分布，它在泡狀流、彈狀流等流型中的計(jì)算精度較高。Zhao T S和Bi Q C在研究氣液兩相流動(dòng)截面含氣率時(shí)，驗(yàn)證了漂移流模型計(jì)算截面含氣率是可信的[12]。

利用漂移流模型計(jì)算空泡份額α的基本公式為：

(9)

其中分布參數(shù)C0與截面上的速度和空泡率徑向分布有關(guān)。

Zuber-Findlay模型中氣相加權(quán)平均漂移速度Vgj的關(guān)系式是在常規(guī)通道中得到的，分布系數(shù)C0和氣相加權(quán)平均漂移速度Vgj的計(jì)算式為：

C0=1.2

(10)

Ishii模型對分布系數(shù)C0和氣相加權(quán)平均漂移速度Vgj的計(jì)算式為：

(11)

3 實(shí)驗(yàn)含氣率計(jì)算結(jié)果與漂移模型計(jì)算結(jié)果的比較

(12)

本實(shí)驗(yàn)運(yùn)用斜十字交叉法測量、計(jì)算了矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流的截面含氣率，并與漂移流模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。

圖3是根據(jù)斜十字交叉法計(jì)算出的含氣率與漂移流模型的兩種不同的計(jì)算式的含氣率對比結(jié)果示意圖，從圖中可以清楚地發(fā)現(xiàn)兩種計(jì)算方法所得結(jié)果在液體流量1.49～3.16kg/(m2·s)的范圍內(nèi)，實(shí)驗(yàn)值與漂移流模型的計(jì)算值大部分符合較好，誤差幾乎都在±20%以內(nèi)。因此，可以初步得出結(jié)論：利用斜十字交叉法計(jì)算矩形截面螺旋通道內(nèi)空氣-水氣液兩相流的截面含氣率是可行的。但是，Zuber-Findlay模型的平均絕對誤差比Ishii模型的大，因此，Zuber-Findlay模型相比Ishii模型來說精度較低，所以可以使用Ishii模型來預(yù)測螺旋管內(nèi)的截面含氣率。

圖3 斜十字交叉法與漂移流模型計(jì)算含氣率的對比結(jié)果

4 結(jié)束語

本實(shí)驗(yàn)是借助水平管與垂直管組合的測量方法，創(chuàng)新性地提出斜十字交叉法來計(jì)算臥式矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流的截面含氣率。利用斜十字交叉法對臥式矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流的截面含氣率進(jìn)行計(jì)算后的結(jié)果與漂移流模型預(yù)測值進(jìn)行了比較，發(fā)現(xiàn)兩種計(jì)算方法所得結(jié)果趨勢相近，大部分符合較好，因此表明利用斜十字交叉法計(jì)算矩形截面螺旋通道內(nèi)氣液兩相流的截面含氣率是可行的。并且對比Zuber-Findlay模型與Ishii模型發(fā)現(xiàn)，Ishii模型來預(yù)測螺旋管內(nèi)的截面含氣率精度較高。但是本實(shí)驗(yàn)只是進(jìn)行了空氣-水氣液兩相的實(shí)驗(yàn)，因此并不能表示該方法也適用于其他工質(zhì)。

[1] 陳學(xué)俊.兩相流與傳熱-原理及應(yīng)用[M].北京：原子能出版社，1991：18～20.

[2] Biswas A B，Das S K.Frictional Pressure Drop of Air Non-Newtonian Liquid Flow through Helical Coils in Horizontal Orientation[J].The Canadian Journal of Chemical Engineering，2007，85(2)：129～136.

[3] Biswas A B，Das S K.Two-phase Frictional Pressure Drop of Gasnon-Newtonian Liquid Flow through Helical Coils in Vertical Orientation[J].Chemical Engineering and Processing：Process Intensification，2008，47(5)：816～826.

[4] Santini L，Cioncolini A， Lombardi C，et al.Two-phase Pressure Drops in a Helically Coiled Steam Generator[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2008，51(19/20)：4926～4939.

[5] Murai Y，Yoshikawa S，Toda S，et al.Two-phase Pressure Drops in a Structure of Air-Water Two-phase Flow in Helically Coiled Tubes[J].Nuclear Engineering and Design，2006，236(1)：94～106.

[6] Xia G D，Liu X F，Zhai Y L，et al.Single-phase and Two-phase Flows through Helical Rectangular Channels in Single Screw Expander Prototype[J].Journal of Hydrodynamics，2014，26(1)：114～121.

[7] Hills J H.The Operation of a Bubble Column at High Throughputs：I.Gas Holdup Measurements[J]. The Chemical Engineering Journal，1976，12(2)： 89～99.

[8] Isao K，Mamoru I. Drift Flux Model for Large Diameter Pipe and New Correlation for Pool Void Fraction[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，1987，30(9)：1927～1939.

[9] Kawanishi K，Hirao Y，Tsuge A.An Experimental Study on Drift Flux Parameters for Two-phase Flow in Vertical Round Tubes[J].Nuclear Engineering and Design，1990，120(2)：447～458.

[10] Hibiki T，Ishii M.One-dimensional Driftflux Model for Two-phase Flow in a Large Diameter Pipe[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2003，46(10)：1773～1790.

[11] Zuber N， Findlay J A.Average Volumetric Concentration in Two-phase Flow Systems[J].Journal of Heat Transfer，1965，87(4)：453～468.

[12] Zhao T S，Bi Q C.Pressure Drop Characteristics of Gas-Liquid Two-phase Flow in Vertical Miniature Triangular Channels[J].Heat Mass Transfer，2001，44(13)：2523～2534.

ExperimentalResearchofMeasuringVoidFractionofGas-LiquidFlowwithinSpiralChannelwithHorizontalRectangularSection

ZHOU Yun-long, SUN Bo

(SchoolofEnergyandPowerEngineering,NortheastDianliUniversity,Jilin132012,China)

*周云龍，男，1960年2月生，教授。吉林省吉林市，132012。

TQ022.4

A

0254-6094(2016)05-0580-06

2015-11-04)

(Continued on Page 588)