竖直圆管内泡状流界面参数分布特性
2014-08-08刘国强孙立成阎昌琪幸奠川田道贵
刘国强，孙立成,2，阎昌琪，幸奠川，田道贵
(1.哈尔滨工程大学 核安全与仿真技术国防重点学科实验室，黑龙江 哈尔滨 150001;
2.四川大学 水力水电学院，四川 成都 610065)
气液两相流动现象广泛存在于油气运输、化学工程、热能动力工程及核电工业等领域。泡状流作为最为典型和基本的一种气液两相流动形式，研究者对其两相流动压降特性等做了大量研究[1-2]。两相流动系统中，尽管宏观平均参量一致，但局部界面参数却不同，由此可能会导致局部传热传质能力的改变，沸腾通道中，局部参数的改变甚至会带来传热恶化。因此有必要对空泡份额、气泡频率及界面面积浓度等界面参数的局部分布特性进行研究。
界面面积浓度，即单位体积内两相流中分界面的面积大小，决定了相间发生质量、动量和能量传输的能力，同时也是构筑两流体模型的重要参数。获得准确界面面积浓度实验数据、构建界面疏运模型，是两流体模型能否得到更广泛应用的关键；空泡份额反映两相流系统中气相分布特性，也是热工水力设计的重要参数之一。
光纤探针因其响应频率高、精度高，被广泛用于局部参数测量[3-9]。孙波等[6]采用光纤探针对内径50 mm和100 mm竖直圆管内界面面积浓度径向分布规律进行了研究，但对于内径50 mm管内其他界面参数径向分布规律并未进行研究。本文借助自行研制的光纤探针及光学测量系统，对内径为50 mm的圆管内泡状流局部界面参数分布特性进行研究。
1 光纤探针及光电转换系统
光纤探针测量法是利用探头端面处于气相和液相不同介质时反射光强度不同来实现探头对气液两相介质的辨别[7]，其测量原理如图1所示。光纤探头处于气液两相不同介质时，反射光经光纤信号转换及放大系统处理后，分别转变为高电势和低电势的电压信号。前后探头信号上升起始点的时间差，即为气液界面经过前后探头端面的时间间隔。光纤探头采用3层不锈钢毛细管进行保护，既可减小探头对流场的干扰，又能抵抗气泡造成的震动。光纤耦合器将光源产生的激光等分成4束激光，分别作为4个探头的光源。同时耦合器将反射光等分为两组，一组进入光电探测器，经多级放大后输出电信号至采集系统，另一组返回光源。
图1 光纤探针测量原理示意图
2 实验回路
实验回路主要由水回路和气回路组成，如图2所示。去离子水和空气压头分别由离心泵及空气压缩机提供。入口压力(表压0.1 MPa)由减压阀控制。混合腔内均布140个φ0.5 mm的不锈钢毛细管，确保入口处气泡大小接近，发泡均匀。水流量和气流量分别采用精度为0.2级和1级精度的质量流量计及玻璃转子流量计测得。距实验段入口1 200 mm及1 700 mm处安装有精度为0.04级的压力传感器，自制双探头光纤探针固定在L/D=20(L为探针位置到实验段入口的距离，D为有机玻璃管径)的位置，以保证光纤探头处于管道内气液两相流体的充分发展段内。气液两相温度由标准温度计测量，水温在回水口取样测量，气温以室温为准。探针距实验段入口1.2 m，在其定位及驱动机构的作用下沿半径方向从中心线向壁面设置11个测点，测点与中心线的距离ri(i=0，…，11)与实验段内径R的比值分别为0、0.16、0.32、0.44、0.56、0.68、0.76、0.84、0.88、0.92和0.96。液相表观速度为0.071～0.283 m/s；气相表观速度为0～0.05 m/s。
图2 实验回路简图
3 实验数据处理
实验过程中，局部空泡份额通过探针的前端探头信号便可获得，其原理详见文献[6-7]。为验证探针测量结果的准确性，将局部空泡份额按同心圆环面积加权平均后得到的平均空泡份额，与通过压降法计算得到的平均空泡份额进行比较。压降法基本原理如下：压力传感器的位置分别为L/D=24和L/D=34。本实验条件下，通过压力传感器测得的压差Δp主要由两部分构成：
Δp=Δpg+Δpf
(1)
由于摩擦压降Δpf小于总压降Δp的1%，可忽略，而重位压降为：
Δpg=(ρgα+ρl(1-α))gΔh
(2)
式中：ρl为液体密度；ρg为气体密度；α为空泡份额；Δh为两压力传感器之间的距离。
联立式(1)和(2)可得截面平均空泡份额为：
α=(ρlΔp/gh)/(ρl-ρg)
(3)
通过计算发现，探针测量值与压降法获得的平均空泡份额的相对误差在±10%以内(图3)，说明用光纤探针测量的空泡份额在实验误差范围内。气泡频率指单位时间内通过局部测点的气泡数，处理时直接统计单位时间内前端探头信号出现高电势的次数。
局部界面面积浓度ai处理采用Kataoka等[10]推荐的方法：
tan 0.5α0ln(sin 0.5α0)]
(4)
(5)
图3 探针和压降法获得的空泡份额比较
根据文献[9，11]对光纤探针测量原理及其误差的分析，发现影响探针准确度的原因主要是两光纤探针头部的轴向距离以及两探头之间的径向距离。其中，确定光纤探针头部的距离主要是为了提高探针获得气泡直径处于3～9 mm气泡的有效气泡率，而控制两光纤探针的径向距离主要是为了减少由于气泡横向运动以及气泡曲率对气泡同时通过前后探头的气泡损失率。为了获得准确的实验数据，本实验两光纤探针头部的轴向距离以及两探头之间的径向距离分别固定在0.9～1.2 mm及0.4～0.8 mm之间。对于空泡份额较低的情况，采用高速摄影的方法能更加准确地获得空泡份额的大小，因此在低气流量下文献[10]对分别采用高速摄影及自研光纤探针两种获得的空泡份额的方法进行了比较，发现两者的实验相对偏差在10%之内。
4 实验结果分析
4.1 局部界面参数径向分布
竖直状态下向上泡状流局部空泡份额、气泡频率和界面面积浓度等局部参数径向分布相类似，如图4所示。气相流速较低时，在管道中间很大范围(0
4.2 Sauter平均直径分布
局部气泡索特(Sauter)平均直径Dbi可由下式计算：
Dbi=6α/ai
(6)
其中，α和ai为测点处局部空泡份额和界面面积浓度。
气泡索特平均直径随径向位置及气流速的变化示于图5。随着径向位置的改变，气泡索特平均直径未明显改变，即沿着半径方向，气泡大小十分接近。由于本实验测量段在管道内处于气液两相充分发展段，且气液两相流速相对较小，气泡受到的径向剪切力较小，因此实验段中气泡聚合与气泡破碎现象较少发生，探针测量结果与实验观察相一致。同时由图5可知，索特平均直径随气流速及液相流速的变化无明显改变，进一步说明本实验通道中气泡大小主要受入口条件影响。
——jg=0.004 m/s；——jg=0.010 m/s；——jg=0.030 m/s；——jg=0.050 m/s
图5 索特平均直径分布
4.3 气泡横向受力
文献[12-13]指出，竖直状态下气泡在垂直于主流方向上的运动主要受3个力的共同作用：紊流分散力由液相紊流运动造成，主要使气泡均匀分布于液相中；壁面力主要抑制气泡接近管壁，但作用距离很短；横向升力由液相速度梯度不同导致轴向剪切不同而产生，当气泡直径较大时，其方向指向中心，气泡直径较小时指向壁面。本实验中分液相雷诺数在2 000～30 000之间，液相处于紊流状态，受紊流分散力的作用，气泡在通道中心较大范围(0 利用自行研制的双探头光学探针，获得了φ50 mm管内局部空泡份额、气泡频率及界面面积浓度实验数据及分布规律，得到主要结论如下： 1) 空泡份额、气泡频率及界面面积浓度径向分布相类似。气流量较小(jg≤0.03 m/s)和液流量较大(jf≥0.283 m/s)时管道中间较大范围(0 2) 局部界面参数径向分布随液流速的增加“壁峰型”分布越发明显；壁峰位置随气流速的增加有逐渐远离壁面的趋势。气泡径向受到的升力、壁面力、紊流分散力是气泡径向分布呈“壁峰”、“核峰”分布规律的主要原因。 3) 沿径向位置气泡索特平均直径无明显变化，通道中气泡聚合与破碎现象较少发生。 参考文献： [1] 黄竹青. 基于小波分析的垂直上升管气液两相流流型的识别[J]. 中国电机工程学报，2006，26(1)：26-29. HUANG Zhuqing. Wavelet analysis of distinguish flow pattern in vertical upward gas-liquid two-phase flow[J]. Proceedings of the CSEE, 2006, 26(1): 26-29(in Chinese). [2] 洪文鹏，刘燕，任静秋. 顺列管束间气液两相流型及压降特性研究[J]. 中国电机工程学报，2011，31(5)：84-89. HONG Wenpeng, LIU Yan, REN Jingqiu. Investigation on gas-liquid two-phase flow patterns and pressure drop across an in-line tube bundles[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(5): 84-89(in Chinese). [3] 孙波，孙立成，幸奠川，等. 竖直大圆管内界面面积浓度分布特性[J]. 化工学报，2012，63(6)：1 810-1 815. SUN Bo, SUN Licheng, XING Dianchuan, et al. Distribution profile of interfacial area concentration in vertical and large circular tubes[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2012, 63(6): 1 810-1 815(in Chinese). [4] SHEN X Z, MISHIMA K, NAKAMURA H. Two-phase distribution in a vertical large diameter pipe[J]. Int J Heat Mass Transfer, 2005, 48(1): 211-225. [5] 孙奇，赵华，杨瑞昌. 静止液相中气泡上升过程的分布特性[J]. 化工学报，2003，54(9)：1 301-1 305. SUN Qi, ZHAO Hua, YANG Ruichang. Rising bubble distribution in stagnant liquid[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2003, 54(9): 1 301-1 305(in Chinese). [6] SHEN X, MATSUI R, MISHIMA K, et al. Distribution parameter and drift velocity for two-phase flow in large diameter pipe[J]. Nucl Eng Des, 2010, 240(7): 3 991-4 000. [7] 唐人虎，陈听宽，罗毓珊，等. 高温高压下用光纤探针测量截面含汽率的实验研究[J]. 化工学报，2001，52(6)：560-563. TANG Renhu, CHEN Tingkuan, LUO Yushan, et al. Void fraction measurement by using optical probes at high temperature and high pressure[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2001, 52(6): 560-563(in Chinese). [8] KLAUS S, ERICH H. An experimental study of the void fraction distribution in adiabatic water-air two-phase flows in an inclined tube[J]. Int J Thermal Sci, 1999, 38(4): 305-314. [9] KATAKA I, ISHII M, SERIZAWA A. Local formulation and measurements of interfacial area concentration in two-phase flow[J]. Int J Multiphase Flow, 1986, 12(4): 505-529. [10] 孙波，孙立成，田道贵，等. 光纤探针方法测量界面面积浓度实验研究[J]. 原子能科学技术，2013，47(3)：432-436. SUN Bo, SUN Licheng, TIAN Daogui, et al. Experimental study of interfacial area concentration by optical fiber probe method[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2013, 47(3): 432-436(in Chinese). [11] WU Q, WELTER K, McCREARY D, et al. Theoretical studies on the design criteria of double-sensor probe for the measurement of bubble velocity[J]. Flow Measurement and Instrumentation, 2001, 12(1): 43-45. [12] LUCAS D, KREPPER E, PRASSER H M. Use of models for lift, wall and turbulent dispersion forces acting on bubbles for poly-disperse flows[J]. Chem Eng Sci, 2007, 62(15): 4 146-4 157. [13] TOMIYAMA A, TAMAI H, ZUN I, et al. Transverse migration of single bubbles in simple shear flows[J]. Chemical Engineering Science, 2002, 57(10): 1 849-1 858.5 结论
