亚临界与近临界压力下垂直上升管内气-液两相流体摩擦阻力特性试验研究

赵　于， 毕勤成， 吕海财

(1.陕西科技大学 机电工程学院， 陕西 西安　710021； 2.西安交通大学 动力工程多相流国家重点实验室， 陕西 西安　710049)



亚临界与近临界压力下垂直上升管内气-液两相流体摩擦阻力特性试验研究

赵于1， 毕勤成2， 吕海财2

(1.陕西科技大学 机电工程学院， 陕西 西安710021； 2.西安交通大学 动力工程多相流国家重点实验室， 陕西 西安710049)

摘要：以超临界600 mW直流锅炉水冷壁管内气-液两相流体为研究对象，试验段尺寸为φ25×4 000 mm，材质为1Cr18Ni9Ti.在压力为11～21 MPa，质量流速为600～1 200 kg·m-2s-1，干度为0～1的工况范围内，研究了工质压力、质量流速及质量含气率等参数对单相及气-液两相流体摩擦阻力的影响.在本文所获得的试验数据与理论分析的基础上，拟合出可用于工程实际中计算水冷壁管内气-液两相流体摩擦阻力的关系式.

关键词：气-液两相流体； 水冷壁； 摩擦阻力特性

0引言

改革开放以来，国家为了满足经济日益增长对煤炭、石油、电力等能源的需求，采取了各种各样的方法.电力方面，我国通过引进吸收、模仿研制等方式生产了600 mW及以上的超临界变压运行直流锅炉.在超临界直流锅炉锅内过程的设计中，获取水冷壁管内水动力特性规律对于水冷壁的安全设计是至关重要的，而研究水动力特性的前提是获取流体摩擦阻力特性数据.近些年，国内外众多学者对单相及气-液两相的阻力特性进行了一系列的试验研究[1]，但是，这些研究较多地集中在较低的压力和温度范围内，对于亚临界及超临界压力下气-液两相流体流动阻力特性研究较少[2].基于以上考虑，在国家大型燃煤发电机组(973课题)项目的资助下，在西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室的高温高压汽-水试验台上，在直流锅炉水冷壁管实际尺寸及运行参数条件下，对管内两相流体的流动及传热特性进行了一系列的试验研究，本文重点讨论管内两相流体摩擦阻力特性的试验结果.

1试验系统及试验方法

西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室高压汽-水两相流试验台可以模拟锅炉实际运行所有的传热与流动特性试验.为了使整个试验系统更好的运行，该试验台使用去离子水为试验所用工质，试验系统的动力装置为一台最高压力40 MPa，最高流量为4.2 t·h-1的三柱塞泵.如图1所示,柱塞泵对试验用水进行升压以满足试验的需要，升压为两路，一路为旁路系统，主要作用是调节主路的压力与流量；另一路为主路，在主路上装有调节阀以调节主路流量与压力，质量流量计用于测量预热段进口流量，经过调节后的水进入再生换热器，再经过预热段，在预热段使用5台变压器对其进行加热，加热后的汽-水两相工质进入试验段，整个试验段采用三点式加热方式，将铜辫用作导线，将铜极板分为三个部分一次连接到垂直加热段上，整个试验段分为垂直加热试验段与垂直绝热试验段两部分，预热段进口两相流体经过垂直加热段的进一步加热使工质变为过热蒸汽.经过试验段的工质经过测量后再次进入换热器后进入冷却器对其进行冷却，冷却后的工质经过调节后降为常温常压，之后经转子流量计后回到试验水箱.整个试验系统均为不锈钢构成，材料为1Cr18Ni9Ti.整个试验系统预热段部分采用5台100 KW与两台180 KW的变压器，再加上换热器余量回收，整个试验系统加热功率可以达到1 mW，可以满足各种试验的要求.有关试验系统的详细资料请参阅文献[3].

如图2所示,试验压力用装在水平引入管出口处的ST3051压力变送器测量，试验段的压力降用ST3051智能差压变送器测量，试验段进口温度和系统工质温度由布置在预热段各点的六支Φ3 mmNiCr-NiSi铠装热点偶测量.

图1　试验系统回路简图

图2　试验段设计简图

2试验结果及分析

单相流体在光滑圆管内流动时，其摩擦压降已经有了较为成熟的计算公式，当Reynolds数小于105时，流体流动处于紊流状态下，摩擦阻力系数可以利用Blasius公式计算[4].

(1)

(2)

式中：f—摩擦阻力系数；ρ—流体密度/kg·m-3；G—管内质量流速/kg·m-2s-1;μ—液相粘性系数/Pa·s；d—管内径/mm.

当Reynolds大于105时，摩擦阻力系数也可按我国《电站锅炉水动力计算方法》中的计算式计算，即：

(3)

式中：k为管子内壁绝对粗糙度，对碳钢及铸钢体合金钢k=0.06 mm，对奥氏体钢管k=0.008 mm.

目前，研究气-液两相流体摩擦阻力压力降的方法是利用两相摩擦倍率乘以相同质量流量条件下对应的单相摩擦阻力系数[5-9].所以，研究气-液两相摩擦阻力压力降的核心是得出两相摩擦倍率，进而由单相摩擦阻力算出气-液两相摩擦阻力压力降.据此，高压汽-水试验台上，在质量流速G=600～1 200 kg·m-2s-1、压力P=11～21 MPa以及入口干度x=0～1范围内研究了水蒸气-水两相流体在垂直管内摩擦压降Δpf.

气-液两相摩擦压降、两相摩擦倍率与单相摩擦压降的数学模型可表示为：

(4)

其含义表示为管道中两相流体流动时的摩擦阻力压力降Δpf和管道中汽水混合物全部为水时的摩擦阻力压力降ΔpLO之比.

(5)

对式(4)做一下变化，

(6)

(7)

将式(4)至(7)联立可得：

(8)

在式(8)中，假定fTP=f，则根据引入修正系数k系数对上式进行修正，可得：

(9)

(10)

2.1压力对两相摩擦倍率的影响

(a)11 MPa，13 MPa,质量流速600 kg·m-2s-1

(b)13 MPa，17 MPa，21 MPa,质量流速1 000 kg·m-2s-1图3　压力对两相摩擦倍率的影响

2.2干度对两相摩擦倍率的影响

图4中(a)～(d)四幅图表示了在11 MPa、13 MPa压力下，质量流速600～1 000 kg·m-2s-1条件下集箱入口干度对垂直并联管组支管中两相摩擦倍率的影响.从图中可以看出，集箱入口干度对两相摩擦倍率存在着比较大的影响.在实际工况下，随着集箱入口干度的提高，支管中两相摩擦倍率也增加，表现出对于气-液两相而言，其两相摩擦倍率大于单相摩擦压降.而且，当入口干度增加到一定数值后，两相摩擦倍率增加幅度放缓，甚至有减小的趋势.一个原因就是当干度达到0.7左右时，管内两相流型为环状流，就环状流而言，此时两相摩擦阻力压降较小，所以，虽然之前一直随着干度递增，但当干度大于0.7时，摩擦压降反而有减小的可能.

(a)11 MPa，质量流速600 kg·m-2s-1

(b)11 MPa，质量流速800 kg·m-2s-1

(c)13 MPa，质量流速600 kg·m-2s-1

(d)13 MPa，质量流速1 000 kg·m-2s-1图4　干度对两相摩擦倍率的影响

2.3质量流速对两相摩擦倍率的影响

图5所示为21 MPa下，质量流速600 kg·m-2s-1、1 000 kg·m-2s-1时，集箱入口流体质量流速对并联管组支管中两相摩擦倍率的影响.从图中可以看出，入口流体质量流速对支管中两相摩擦倍率存在着一定的影响，但与压力以及干度等因素对两相摩擦倍率的影响相比，其影响不大.图中，流体压力接近临界压力值，两个不同质量流速下的摩擦倍率变化差别较小，而且，在入口流体干度较低时，不同质量流速下的摩擦倍率数值相差较小，随着入口流体干度的增加，两者之间的差值略微增大.

图5　质量流速对两相摩擦倍率的影响

3两相摩擦阻力试验关联式与理论分析

研究气-液两相摩擦阻力试验关联式使用较多的方法是根据Chisholm提出的“B”系数方法.根据Chisholm提出的“实际动压头”概念[10]，两相摩擦压降可表示为：

(11)

式中：uG—气相真实流速/m·s-1；uL—液相真实流速/m·s-1；L—取压之间的有效长度/m.

由式(5)可得液相单独管内流动时摩擦阻力压力降为：

(12)

应用连续性方程，气相真实速度uG和液相真实速度uL分别为

(13)

(14)

将式(13)、(14)带入(12)可得

(15)

根据分析可知，此时流动已经进入流动自模化区，则fTP=f，两相摩擦倍率可以表示为：

(16)

则式(16)可以变化为

(17)

其中系数B为

(18)

通常情况下，上式无法直接用于计算.为了便于将试验数据应用到关联式中，将式(18)中Bx(1-x)用系数C表示，即：

(19)

2.3中已经讨论了质量流速对两相摩擦倍率的影响，从结论中可知，质量流速对两相摩擦倍率的影响较小，几乎可以忽略，即可以认为系数C与质量流速无关.根据在不同压力下的两相摩擦倍率的试验数据及公式(9)，对比式(10)与式(19)可以发现，系数k的函数关系式f(p,x,G,…)与系数C联系在一起可以得到

(20)

(21)

式(21)适用范围为压力p=11～21 MPa，G=600～1 200 kg·m-2s-1.

4计算数据与我国电站锅炉水动力计算方法的对比

我国电站锅炉水动力计算方法中计算气-液两相流体两相摩擦阻力压力降的计算式是目前国内应用较多的计算公式，其表达式如公式(22)所示：

(22)

式中：ρmωm—管内均匀稳态流动时气-液两相流体的质量流速/kg·m-2s-1；x—管内气-液两相流体的平均干度；f—单相液体摩擦阻力系数；D—管子直径/m；L—管子长度/m.ψ—摩擦阻力压降校正系数，其值按以下方法计算：当ρω=1 000 kg·m-2s-1时，ψ=1；当ρω<1 000 kg·m-2s-1时

(23)

当ρω>1 000 kg·m-2s-1时

(24)

对于本文采用的试验段而言，我国电站锅炉水动力计算方法是在公式5～22计算的结果的基础上，乘以校正系数C，C值为1.2～1.5.

(a)11 MPa，质量流速600 kg·m-2s-1

(b)13 MPa，质量流速800 kg·m-2s-1

(c)21 MPa，质量流速1 000 kg·m-2s-1图6　计算出的摩擦压降与我国电站锅炉水动力计算方法比较

图6所示为本文计算值与我国电站水动力计算公式变化关系对比图.从图中可以看出，当在不同压力，不同质量流速条件下，取不同的C系数得到结果有一定的差别.当取C系数数值较小时(1.2)，本文计算式与我国电站计算式之间差值较小；当取C系数数值较大时(1.5)，两者之间的偏差值增大，并且从图中还可以看到，在干度数值较小时，两者偏差较小，当干度数值较大时，两者偏差较大，且，当压力越高时，干度低的区域偏差增大.

5结论

参考文献

[1] 林宗虎.气液两相流于沸腾传热[M].西安：西安交通大学出版社,2003.

[2] 朱玉琴，陈听宽，毕勤成.超临界压力下600 mW直流锅炉水冷壁管阻力特性的试验研究[J].动力工程，2005,25(6)：786-789.

[3] 赵于.基于伽马射线法气液两相流垂直并联管中流动机理的理论与试验研究[D].西安：西安交通大学,2013.

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[10] Chisholm D.Two-phase flow in pipelines and heat exchangers[J].London:George Godwin，1983,11:412-415.

An experimental investigation of frictional pressure drop of

gas-liquid two-phase in upward tube under sub-critical

and near critical pressure regions

ZHAO Yu1, BI Qin-cheng2, LV Hai-cai2

(1.College of Mechanical and Electrical Engineering, Shaanxi University of Science & Technology, Xi′an 710021， China; 2.National Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering, Xi′an Jiaotong University, Xi′an 710049, China)

Abstract:The gas-liquid two-phase fluids in water-wall tube of 600 mW supercritical pressure boiler are utilized as test fluid.The test section size and material are φ25×4 000 mm and 1Cr18Ni9Ti.The frictional influences of single phase and gas-liquid two-phase are investigated by fluid pressure,mass flow rate and mass quality in the experimental ranges:pressure 11 to 21 MPa, mass flow 600 to 1 200 kg·m-2s-1and dryness 0 to 1.A formula for calculating the frictional pressure drop coefficient of gas-liquid two-phase flow in water tube was derived on the basis of a great deal of data obtained from the experiment and related theory analysis.

Key words:gas-liquid two-phase fluid; water-wall tube; frictional pressure drop characteristics

中图分类号：TK124

文献标志码：A

文章编号：1000-5811(2015)01-0144-06

作者简介:赵于(1982-)，男，陕西西安人，讲师，博士，研究方向：气-液两相流体流动与传热

基金项目：国家科技部重点基础研究发展计划项目(2009CB219805)； 陕西科技大学博士科研启动基金项目(BJ14-08)

收稿日期:*2014-11-14