分体管壳式余热锅炉内摩擦及局部压降

邵怀爽1，马海东1，陈杰2，时明伟2，胡涛2，赵钦新1



分体管壳式余热锅炉内摩擦及局部压降

邵怀爽1，马海东1，陈杰2，时明伟2，胡涛2，赵钦新1

（1西安交通大学热流科学与工程教育部重点实验室，陕西西安 710049；2北京航天石化技术装备工程有限公司，北京 100166）

通过搭建可视化分体管壳式余热锅炉实验平台，对其下部管壳内汽液两相横向冲刷水平管束时摩擦及局部压降的计算进行了研究。在测量竖直上升管内截面含汽率时，将粒子图像测速（PIV）技术与传统压差法相结合，针对上升管中出现的泡状流型，给出了计算截面含汽率的新方法；在竖直上升管内定义了一种泡状-段塞流的新流型，并分析得出将质量含汽率=10-4作为区分泡状流与泡状-段塞流的边界。根据汽液两相横向冲刷管束时摩擦压降与局部压降类似的产生规律，将两者作为整体分析，通过借鉴Chisholm计算方法对实验数据进行处理，重点对汽液两相横向冲刷管束时摩擦及局部压降的计算进行研究，得到了可用于计算摩擦及局部压降的关联式。对所得实验数据验证计算后发现，误差在±20%以内，能够较好地满足工程计算需要。

余热锅炉；压降；气液两相流；粒子图像测速

引 言

我国余热资源开发利用潜力巨大，管壳式余热锅炉因其结构优势成为石油、化工领域重要的余热利用装备[1]。为高效利用工业中普遍出现的大流量高温烟气，管壳式余热锅炉逐渐从单管壳结构发展成为以上升管和下降管连接的分体管壳结构。分体管壳式余热锅炉内部流场的流动形式为自然循环，其运动压头来源于流动回路中因汽液两相工质密度差而引起的重位压差，流动阻力为整个回路中工质流动所产生的摩擦压降以及局部压降。在锅炉内部整个流动回路的压降计算中，尤以下部管壳管束间汽液两相压降最为重要，计算的准确性直接关系到锅炉运行时的循环倍率，这对于保证锅炉汽水系统的正常安全运行至关重要。下部管壳管束间汽液两相流动过程较为复杂，所涉及的压降主要包括重位压降、摩擦压降、局部压降以及加速压降。其中，重位压降可由汽水两相的密度以及设计时取定的含汽率进行计算，加速压降基本可以忽略不计[2]。而摩擦压降以及局部压降的影响因素较多，无法用理论关系式全面准确地对其进行描述，目前多借助于计算关联式进行求解。

对于分体管壳式余热锅炉壳侧管束间汽液两相摩擦压降以及局部压降的计算尚没有专门的计算方法与标准，目前在分体管壳式余热锅炉的设计过程中，摩擦压降的计算主要参考管外侧气液两相流体横向冲刷管束时的计算关联式；局部压降的计算主要依据管子与集箱连接处局部阻力的计算关联式。这类关联式均采用两相摩擦因子与Martinelli参数X相关联，其中具有代表性的是由Grant等[3]、Schrage等[2]、Dowlati等[4]以及马卫民等[5]提出的计算模型。以上计算模型均是在特定实验的基础上得出，在相对应的流型和质量流速等条件下进行计算时，可以保证一定的精确度，但对于超出实验数据范围的情况预测误差较大[6]。此外，在获得以上计算模型时所进行的实验多以空气-水为实验工质，这与分体管壳式余热锅炉壳侧蒸汽-饱和水的汽液两相工质存在一定差异：蒸汽在饱和水中流动，两相之间存在复杂的传热传质等问题，致使含汽率以及流型时刻发生变化，而空气-水的气液两相间并不存在传质问题，并且蒸汽与空气在物性上的差异同样对摩擦及局部压降产生影响。

由于缺少可用于分体管壳式余热锅炉壳侧汽液两相摩擦及局部压降合理的计算公式，从而造成设计不合理，在锅炉运行过程中时常引发局部区域汽塞和严重过热等问题，严重时还会引起汽液两相传热恶化并导致换热管以及管板开裂等失效事故。因此，为保证分体管壳式余热锅炉的合理设计以及安全运行，亟需对其下部管壳管束间汽液两相流动时的摩擦压降以及局部压降展开专门研究。为此，本文通过设计并搭建可视化分体管壳式余热锅炉实验平台，在上升管处采用传统压差法与PIV测速装置相结合的方式，对其下部管壳出口的质量含汽率进行测量，进而分析管壳内部管束间平均截面含汽率以及各压降。通过借鉴Chisholm理论对所得实验数据进行处理，重点对汽液两相流体横向冲刷管束时摩擦及局部压降的计算进行了研究。

1 实验装置及实验方法

1.1 实验装置

实验系统如图1所示，主要包括实验主体部分、热风供应系统、冷凝系统和测量装置。实验主体部分为设计加工的分体管壳式余热锅炉，本文所做研究主要针对锅炉下部管壳内的汽液两相流动。为方便采用PIV粒子成像测速装置对管内工质进行流速测量以及流型的捕捉，锅炉外壳采用有机玻璃制成。管壳内安装31根光管管束，尺寸为38 mm×2 mm，错列布置，如图2所示。热风供应系统由变频离心风机和热风加热器组成，用于加热空气来模拟高温余热烟气。冷凝系统由冷却塔、水箱以及给水泵组成，用于冷凝余热锅炉产生的水蒸气，维持实验台的热平衡。测量装置包括风速测量装置、热电偶（精度等级Ⅰ级）、压差变送器（精度等级0.075）、转子流量计以及PIV粒子成像测速系统等。

实验系统中变频离心风机和热风加热器分别用于供应和加热空气，通过安装于风机出口均流段上的笛型均速管以及微压计，可以实现风量的测量，同时，图1所示实验系统的相应位置安装有数显热电偶以及数显转子流量计。采用以上测量值便可对锅炉的热力平衡进行计算。图3为分体管壳式余热锅炉结构，包括下部的可视化管壳和上部的冷凝换热器，其间通过3个上升管和3个下降管相连。在如图1所示上升管以及下部管壳底部共取9个导压孔，连接6台压差变送器（罗斯蒙特数显式），分别用于测量下锅筒内以及上升管处的压降。在冷凝换热器的顶部开口，连接压力指示表以及真空调节泵，调节锅炉内部的运行压力。

1.2 实验方法

实验过程采用控制变量法，对风机出口风速、锅炉入口风温以及锅炉内部运行压力3个参数进行调整组合。在锅炉内压力一定时，调节热风的风速和风温，进而改变锅炉热负荷，间接调整锅炉内部的含汽率；在热负荷一定时，调节锅炉内的压力，进而改变炉内工质水的饱和温度。鉴于分体管壳式余热锅炉的壳体采用有机玻璃制成，考虑到实验过程的安全运行，锅炉内部采用负压运行。

实验进行前，需首先向锅炉内注入去离子水和示踪粒子（聚苯乙烯），运行实验系统待锅炉内部达到热力平衡后，利用PIV对3个上升管以及下降管进行流速测量。PIV测量装置组成及原理如图4所示，被测流体流速一般为1～3 m·s-1，PIV系统两路曝光时间差取150～200 μs，采用双帧双曝光模式[7]。利用PIV系统测量流速的同时需记录下相应位置处压差值，由此可利用压差法原理对下部管壳出口（上升管入口）的含汽率进行计算。

锅炉启动前，使用真空泵调节炉内压力至设定工况的最小值（0.055 MPa），按照实验流程完成该实验工况后便可将炉内真空度降低，进入下一设定工况进行实验。由于实验过程中采用负压运行，锅炉内的压力难以准确调节，而且压力一旦升高，水的饱和沸点相应提高，很难利用真空泵再次降低锅炉内部压力。因此对于锅炉内的压力，共设定4个实验工况点，实验时根据情况选取3组。实际进行的实验工况点如表1所示，共25组。

表1 实验工况点

2 实验结果及数据处理方法

本节对所得实验数据进行处理，在上升管处利用压差法计算下部管壳的出口质量含汽率，进而对管壳内部管束间的平均截面含汽率以及各压降进行分析。

2.1 壳侧及上升管内流型分析

根据实验过程中对分体管壳式余热锅炉内部流动的观测，可绘制出壳侧汽液工质流动过程中的流型分布，如图5所示。可以看出，壳侧管束内的流动形式并不是单一流型，从下至上，管壳底部为单相的饱和水横向冲刷管束流动，而随着饱和水受热蒸发，水蒸气逐渐增多，流动形式变为汽量逐渐增大的泡状流[8-12]。在管束最上层，汽量增大到一定程度后还可能出现轻微段塞流。

壳侧管束间产生的蒸汽，在浮力作用下向上流动并进入上升管，部分蒸汽聚集在上升管入口附近，待汽量聚积到一定程度后以大气泡的形式流入。图6（a）～（d）分别为热负荷由小到大变化时，CCD相机捕捉到的上升管内汽液两相的流型变化。可以看出热负荷较小时，蒸汽主要以小气泡的形式流过上升管，气泡与管壁基本无接触，为典型的泡状流。随着热负荷增大，生成的蒸汽量增多，进入到上升管内的大气泡开始出现破碎、相互合并的现象，流动过程中的扰动加大，流动过程中饱和水与蒸汽均会与管壁有接触，流型逐渐从泡状流向段塞流转变，但并没达到实际段塞流的范畴，属于泡状流向段塞流的过渡阶段，定义为泡状-段塞流。

2.2 PIV流速测量结果

在去离子水中加入示踪粒子，粒子随工质水一起流动，利用PIV装置对3个上升管和3个下降管内水的流速进行测量，在流场处理之前，需首先对PIV进行标定，由于测量对象为封闭的管内流体，无法借助标准标定尺进行标定，而上升管外径为标准尺寸，因此在每次后处理时可选取横向管外径（如图7中的A点和B点）作为标定依据。图7所示为CCD高速相机拍摄的某一帧画面以及相应区域处理得出的饱和水的速度场分布，利用PIV系统自带的后处理软件，可以计算出该区域的平均流速。后处理过程中，对于气相流速的处理，可直接把气泡本身作为“示踪对象”，利用连续两帧图像内气泡的运动距离进行计算，对于较大气量条件下的测量，为方便辨识连续两帧图像中的同一气泡，需进一步缩短曝光时间。

2.3 压差法测量质量含汽率

由文献[13]提供的方法，根据上升管特定距离测量出的压差对截面含汽率进行计算，即

式中，D为测量压差，Pa；Df为汽液两相流在竖直管段内的摩擦压降，Pa。

对于垂直上升管内泡状流的摩擦压降可由式（2）求解

式中，L为连续相与管壁的摩擦系数，对于泡状流连续相为饱和水；m为汽液两相混合流速，m·s-1，可由式（3）计算[14-16]

m=/m(3)

=(1-)LL+gg(4)

L、g分别为饱和水和气泡在上升管内的流速，可通过PIV测量；为上升管内质量含汽率，与截面含汽率存在以下关系[17]

式中，为汽液滑速比，为PIV测出的气速g与液速L的比值。摩擦系数的计算公式为[18-19]

利用以上步骤求解质量含汽率或者截面含汽率时，需要首先假定，然后进行反复迭代，直至的值收敛为止，本文计算误差取定为1%。

2.4 管束间平均截面含汽率的计算

由图5以及流型分析可以看出，汽液两相流体流经壳侧管束时，入口为饱和或未饱和水，含汽率为0，出口为具有一定质量含汽率的汽液两相流，由压差法测量计算得出。根据以上条件可对管束间平均截面含汽率进行计算[20]

k=1-[1/(1+75.3+2)]0.5(<0.07)

k=1-[1/(1+32.7+2)]0.5(≥0.07) (9)

k为管束间平均截面含汽率；为量纲1气相速度，其表达形式如下

=/[g(Lg)]0.5(10)

式中的质量含汽率可直接代入出口上升管处测量计算出的质量含汽率。

2.5 壳侧各压降分析

壳侧总压降可以表示为以下几项压降之和[21-22]

D=Dg+Dm+Df+Djb(11)

式中的Dg为汽液两相流体的重位压降，可以采用均相流模型计算

Dg=[kg+(1+k)L](12)

壳侧汽液两相流动截面会发生变化，应对加速压降进行考虑，其计算公式为

式中的e、e均为出口处的质量含汽率与截面含汽率，可直接采用压差法的测量计算结果代入计算。

由测量得到的壳侧总压降D减去计算出的重位压降Dg以及加速压降Dm，即可得到汽液两相横向冲刷管束时的摩擦压降Df和壳侧出口段的局部压降Djb之和。由于Chisholm计算方法是目前处理汽液两相摩擦压降时最为常用的理论模型，计算精确度相对较高[23]，另该理论认为汽液两相局部压降与摩擦压降在不同汽液工况下所反映出的规律类似，均可利用压降量纲1折算系数2L对Martinelli参数X进行拟合[2]，因此本文借鉴Chisholm的计算方法对实验数据进行处理。

3 实验结果分析

3.1 壳侧压降分析

图8所示为实验测得的壳侧总压降、计算得到的重位压降、加速压降以及摩擦和局部压降。由图中可以看出，在汽液两相总压降中，重位压降是主要的组成部分，其次为摩擦及局部压降、加速压降。随着出口质量含汽率的不断增大，汽液两相的平均密度下降，导致重位压降降低[14]，这有利于增加自然循环的运动压头，促进锅炉内汽水工质的流动；然而流速增加的同时摩擦及局部压降随之增大，阻碍汽液两相工质流动，并可能造成局部受热面传热恶化。

从图9摩擦及局部压降与质量含汽率的关系可以看出，随着蒸汽量增多，汽液两相摩擦阻力同时增大，这主要来源于以下两个方面：① 含汽率的增多使得上升管与下降管之间的密度差增大，两相工质流速加快，摩擦阻力增大；② 汽量的增多促进了流动的紊乱度，汽液相间存在的滑移问题使得相间内摩擦阻力也相应增大。

从图9中也可以看出，摩擦及局部压降数值在=10-4处存在明显的转折，对实验过程中CCD捕捉到的上升管内的流型以及所对应的质量含汽率进行分析，在质量含汽率=10-4后竖直上升管内的大量气泡均呈现出较明显的聚集现象，因此粗略估计时，可以将=10-4作为泡状流与本文定义的泡状-段塞流的边界，有关水蒸气-饱和水在竖直上升管内出现的泡状-段塞流型有待后续进一步做细致研究。将摩擦压降与局部压降作为整体考虑时，通常同一工况条件下局部压降的数值比摩擦压降大，因此图9中反映出的规律更趋向于局部压降，这与马卫民等[1]对于气液两相流冲刷水平管束时摩擦压降的研究结果相同，同时也再次印证了摩擦压降与局部压降具有相似规律的观点，因此将摩擦压降与局部压降作为统一整体进行数据处理是合理的。

3.2 摩擦及局部压降关联式拟合

对于摩擦及局部压降关联式的拟合，借鉴Chisholm方法的基本理论，类似地定义汽液两相摩擦及局部压降量纲1折算系数为

由于将摩擦压降与出口局部压降作为整体进行考虑，如果对于全水压降(Df+Djb)TW的计算，采用相同质量流量下单相水的摩擦压降以及局部压降计算关联式相加，势必会造成更大的计算误差。在本研究中，以每次锅炉启动时工质水受热自然循环流动条件下实际产生的摩擦及局部压降，取平均值后作为参考。Chisholm理论中的Martinelli参数X为

将实验所得数据按照式（15）处理后，得出压降量纲1折算系数2L与Martinelli参数X的关系，如图10所示。对图中各数据点进行关联式拟合，拟合曲线如图所示，汽液两相压降量纲1折算系数2L对Martinelli参数X的拟合关联式为

该关联式适用范围：分体管壳式余热锅炉下部管壳错排管束，汽液两相自然循环，0<≤4×10-4。

3.3 关联式计算误差分析

为校验拟合公式的准确性，利用拟合出的计算公式对各实验工况进行计算，计算结果同实验测量值进行对比分析，计算偏差如图11所示。从图中可以看出，由于汽液两相测量过程中不稳定性较大，25个实验工况点中除个别较大偏差实验点，有22个处于±20%的误差范围内，其中多数实验数据点的计算误差在15%以内，可以满足工程计算的需求。

4 结 论

（1）将PIV粒子成像测速技术应用于分体管壳式余热锅炉内部流场的研究，可以对其上升管内汽液两相流速进行测定以及捕捉流型。

（2）改进压差法测量截面含汽率，使之与PIV测速技术相结合，提供了可用于分析计算竖直上升管内泡状流型下截面含汽率的计算方法。

（3）通过对实验数据以及CCD高速相机捕捉到的画面分析，可以将质量含汽率=10-4作为垂直上升管中泡状流与泡状-段塞流的分界。

（4）根据汽液两相流体横向冲刷管束时摩擦压降以及上升管入口处局部压降相似的产生规律，提出将两者作为整体进行摩擦及局部压降关联式拟合，方便工程设计计算；借鉴Chisholm基本理论，拟合得出管壳余热锅炉下部管壳壳侧摩擦及局部压降的计算关联式，适用范围为：错排管束，汽液两相自然循环，0<≤4×10-4；计算误差在20%之内，可以满足工程中对于分体管壳式余热锅炉的设计计算需要。

符 号 说 明

D——直径，m f——摩擦系数 G——质量流速，kg·(m3·s)-1 h——高度，m L——长度，m Re——Reynolds数 a——平均截面含汽率 ak——管壳间平均截面含汽率 m——动力黏度，Pa·s r——密度，kg·m-3 j2L——压降量纲1折算系数

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Frictional and local pressure drops in waste heat recovery boiler of split shell-tube structure

SHAO Huaishuang1,MA Haidong1,CHEN Jie2,SHI Mingwei2,HU Tao2,ZHAO Qinxin1

(1Key Laboratory of Thermo-Fluid Science and Engineering, Ministry of Education, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, Shaanxi, China;2Beijing Aerospace Petrochemical Technology & Equipment Engineering Corporation Limited, Beijing 100166, China)

The calculation of frictional and local pressure drops inside lower shell tubes upon a vapor-liquid two-phase flow running through horizontal tube bundles was studied on a visualizable experimental platform of split shell-tube waste heat recovery boiler. PIV flow velocity measurement technique was combined with traditional differential pressure method to measure cross-sectional vapor fraction in vertical upward tubes. A new method for calculating cross-sectional vapor fraction was proposed according to the bubble flow pattern. A new bubble-slug flow pattern was defined with vapor mass fraction=10-4as the boundary condition to distinguish bubble flow and bubble-slug flow in vertical upward tubes. Based on the similarity of their occurrences under a circumstance of a vapor-liquid two-phase flow running through horizontal tube bundles, both frictional and local pressure drops were analyzed integrally. A new correlation equation to calculate frictional and local pressure drops was obtained after processed experimental data by the Chisholm method and studied calculation of frictional and local pressure drops. Validation of the correlation equation with experimental data showed an error within ±20%, indicating that the equation could meet the needs of engineering calculation.

heat recovery boiler; pressure drop; gas-liquid flow；PIV

2015-12-14.

ZHAO Qinxin，zhaoqx@mail.xjtu.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20151891

TK 16

A

0438—1157（2016）10—4118—08

2015-12-14收到初稿，2016-07-16收到修改稿。

联系人：赵钦新。第一作者：邵怀爽（1990—），男，博士研究生。