管殼式換熱器氣液兩相流動特性實驗研究

管殼式換熱器氣液兩相流動特性實驗研究

0殼側流動模型在能源行業(yè)、空調預制、核反應工程、石油、天然氣等部門，管道殼式換熱器得到廣泛應用。在實際應用的換熱器中,由于加工、裝配和管束布置的限制,不可避免地在管束與殼體內壁之間、折流板管孔與換熱管之間、折流板外緣與殼體內壁之間形成一定的間隙。在這些間隙中流動的流體對橫掠管束的主流產生分流作用,它們一方面使殼側的總驅動壓降減小,另一方面也使殼側實際參與換熱的流體量減少,削弱了實際換熱器的換熱能力。為了分析和研究實際換熱器殼側的流動特性,以正確預測換熱器的壓降和實際換熱能力,Tinker在1949年提出了殼側流動模型,他根據各流路流體流動特性,將殼側流體分為錯流、旁路流及泄漏流等幾個流路,每個流路各自有其特點。后經Palen和Taborek對Tinker模型的改進,引入了F流路,形成目前廣為接受的殼側流動模型,見圖1。以下簡單介紹各流路的定義:B流路——又稱為主流路或錯流流路,是橫掠管束的有效流路。A流路——折流板管孔與換熱管外壁之間的間隙所形成的泄漏流。C流路——管束外側與殼體內壁之間的間隙所形成的管束旁路流。E流路——折流板外緣與殼體內壁之間的間隙所形成的泄漏流。F流路——殼程分隔板處的中間穿流流路,其性質類似于C流路,只在某些管子排列形式中存在。顯然,把握各個流路的流動特性是研究實際換熱器殼側壓降和實際換熱能力的基礎?，F(xiàn)有的研究,主要集中在各個流路的單相流動特性上。但是,根據文獻報道,工業(yè)中50%以上的管殼式換熱器涉及殼側兩相流動和換熱。對于殼側兩相流動特性的研究,目前則主要局限于無旁路和泄漏的理想換熱器,對于各個流路的兩相流動特性及其對實際換熱器殼側的流型、壓降、含氣率的研究,迄今為止,未見有公開的文獻報道。本文在常溫、常壓下,以純B流路為基礎,逐步加入C、A、E流路,應用空氣-水兩相混合物研究了B流路的兩相流動特性和旁路流C、泄漏流A和E對TEMA-E型換熱器的壓降及流量分配特性的影響,并提出了考慮旁路的錯流區(qū)兩相壓降通用計算關聯(lián)式。1試驗設備和測試系統(tǒng)試驗測試系統(tǒng)見圖2。試件采用有機玻璃制成。換熱器水平放置,折流板垂直切割。試件的幾何尺寸詳見表1。2試驗結果與分析2.1殼側兩相流壓降B流路為換熱器殼側橫掠管束的主流路,目前對這一流路兩相流型和壓降的研究,大多在理想方腔殼體內進行,且有意將錯流區(qū)區(qū)段的長度加長,以便于觀察純橫掠管束的兩相流流型。本文在實際換熱器模型中,采取增加旁路擋板、減小殼體與折流板、折流板與換熱管的間隙,并輔以密封裝置,使C、A、E流路的流通截面積為零,以研究兩相流體在實際換熱器中流過純B流路的流動特性。兩相流動總壓降Δp可以表示為Δp=ΔpF+Δpg+Δpa(1)式中:ΔpF為摩擦阻力壓降,Δpg為重力壓降,Δpa為加速壓降。本文研究的管殼式換熱器為水平放置,折流板垂直切割形式;流體在殼側的流動為水平方向,不存在重位壓降。一般情況下,加速壓降的值相對于摩擦壓降的值而言是比較小的;而且,在殼側兩相流壓降的分析中,只要不發(fā)生相變,大多不考慮加速壓降;同時,試驗進行時,流體進出口的溫度變化很小(<5℃),可以不考慮流體沿流動方向上的物性變化。因此,本文亦忽略加速壓降,只研究殼側兩相摩擦壓降。目前,對于橫掠管束的兩相摩擦壓降計算式,大多采用Ishihara推薦的公式形式,本文亦采用其形式,并與試驗數(shù)據擬合得到φ2LB=1+CXtt+1X2tt?(ReLB＞2000)(2)φ2GB=1+CXtt+X2tt,(ReLB≤2000)(3)式中:當ReLB≤2000時,Xtt≤0.2,C=5;Xtt>0.2,C=0.11ln(XttG)+3.2。當ReLB>2000時,C=1.63ln(XttG)-5.32。其中:ReLB表示兩相中液相單獨流過B流路時的雷諾數(shù);φ2LB、φ2GB為兩相摩擦,其計算式分別為:φ2LB=ΔpΤΡBΔpLB?φ2GB=ΔpΤΡBΔpGB,其中:ΔpTPB表示兩相流體流過殼側B流路時的壓降,ΔpLB、ΔpGB分別表示兩相中的液相、氣相單獨流過殼側B流路時的壓降,X2tt=(1-xx)2-m(ρGρL)(μLμG)m其中:m的值根據前人經驗取,m=0.2。圖3(a)、(b)分別示出了ReLB大于、小于等于2000時,φ2LB與馬蒂內利參數(shù)Xtt、φ2GB與Xtt的試驗值。圖4示出了由以上公式得出的預測值與試驗中實測值的對比情況。從圖中看出,90%以上的預測值與試驗值的偏差在±25%以內,說明本文提出的計算式與試驗值是基本吻合的。2.2旁路中的流量通過對本試件中的單相流動的研究發(fā)現(xiàn):旁路C占錯流區(qū)流道流通總截面積的38.5%,但在整個試驗范圍內,旁路C的流動阻力系數(shù)較B流路小16%～20%,這樣造成流體在錯流區(qū)兩平行流路中的流量分配比例不同于兩流路相應的面積比例。對現(xiàn)有的氣液單相試驗數(shù)據統(tǒng)計表明,旁路中氣液所占流量的平均值為總流量的41.5%。據此估算,在現(xiàn)有的試驗范圍內,旁路C處的流體流速大約為主流路B的1.11倍,說明旁路流體流速較快。2.2.1種通用的兩相壓降計算式為研究旁路對殼側錯流區(qū)兩相壓降的影響,定義有旁路時的兩相乘子為φ2iBF2(i=G或L)(4)式中:φ2iB表示兩相流體全部流過B流路的兩相乘子;F2表示由于旁路C的存在,改變了錯流區(qū)的兩相流動阻力特性,而使錯流區(qū)壓降減小的無量綱參數(shù)。設φ2iBF2=ΔpΤΡBCΔpiB(5)式中:當ReLB>2000時,i=L;當ReLB≤2000時,i=G。于是,錯流區(qū)兩相壓降表示為式中:ΔpiB表示全部氣體或液體單獨流過B流路時的壓降。根據方程(6),對現(xiàn)有的B+C試件的試驗結果分析,可以方便地計算得出F2的大小。根據試驗結果整理,在ReLB>2000或ReLB≤2000條件下,F2的值在0.27～0.5的范圍內。在實際工業(yè)應用的換熱器中,旁路一般總是存在的。當旁路的寬度不同時,即使管排方式不變,仍然會使錯流區(qū)的兩相流動阻力特性和B、C流路的氣液分布發(fā)生變化。因此,固定結構參數(shù)下得到的公式并不具備普適意義。對此,本文作者提出這樣一種思路,即:對于純橫掠管束的兩相流動(B流路),在經過大量的理想管束試驗后,有可能得到比較通用的兩相壓降關聯(lián)式。旁路C只是繞管束的流動,其流動阻力特性與管排方式基本無關,而與旁路流通截面積直接相關。因此,在錯流區(qū)有旁路時,描述這一流動的兩相壓降計算式應當以B流路的壓降計算公式為基礎,結合C流路的結構特點,對B流路的兩相壓降公式進行合理的修正,得到一種通用的兩相壓降計算關聯(lián)式?；谶@一思路,引入無量綱修正因數(shù)bcs,定義為bcs=SBSB+SC(7)式中:SB、SC分別為B流路和C流路的流通截面積m2;設F2=(bcs)ncs(8)式中:根據F2的值,可以得到ncs的值。由試驗結果統(tǒng)計得:當ReLB>2000時,ncs的平均值為2.2;當ReLB≤2000時,ncs的平均值為2.0。這樣,錯流區(qū)的通用兩相壓降計算式為ΔpΤΡBC=ΔpLB(1+CXtt+1X2tt)(bcs)2.2?(ReLB>2000)(9)ΔpΤΡBC=ΔpLB(1+CXtt+X2tt)(bcs)2.0?(ReLB≤2000)(10)從式中可以看到,當無旁路時,即SC=0,則bcs=1,F2=1,上述公式完全恢復為純B流路的計算式,說明無量綱修正因數(shù)bcs的物理意義是明確的。圖5給出了應用式(9)、(10)得到的錯流區(qū)壓降值與實測壓降值的比較?？梢钥吹?90%的預測值與實測值的偏差在±25%以內,說明就目前的試驗數(shù)據而言,上述處理方法是合理的。2.2.2基于迭代收斂條件的b流路兩相壓降為分析計算錯流區(qū)內氣、液流量各自在B、C流路中的分布,作者建立了以下計算模型(見圖6):將殼側錯流區(qū)的兩相流動簡化為分相流動模型,其中:SLC+SGC=SC,SLC、SGC分別為旁路中液相和氣相對應流通截面積(m2)。將旁路中氣液之間的剪切力通過可變的SLC、SGC來體現(xiàn)。于是對殼側中部SB可直接應用純B流路的兩相公式,并可簡寫為ΔpTPB=f1(WLB,WGB)(11)對旁路的純液部分SLC和純氣部分SGC可分別建立如下方程ΔpLC=4ΝCfLCW2LC2ρLS2LC(12)ΔpGC=4ΝCfGCW2GC2ρGS2GC(13)式中:fLC、fGC由單相旁路阻力系數(shù)公式求出。根據質量守恒,有WL=WLB+WLC(14)WG=WGB+WGC(15)由于B、C流路為同方向平行流動,可假設ΔpTPB=ΔpLC=ΔpGC=ΔpTPBC(錯流區(qū)壓降)。于是,對式(11)～(15),已知總來流流量及已測出的錯流區(qū)壓降,待求量為B、C流路的氣液流量及SLC,方程封閉,并可通過非線性方程組的迭代求解方法(即Newton法)解出?？紤]到B流路兩相壓降求解公式本身的偏差大致在25%以內,單相摩擦因子公式與試驗值的偏差<5%;因此,在采用非線性方程組迭代法求解時,將迭代收斂條件設置為:|[ΔpΤΡB-f(WLB,WGB)]/ΔpΤΡB|≤0.25,|(ΔpLC-4ΝCfLCW2LC2ρLS2LC)/ΔpLC|≤0.05,|[ΔpGC-4ΝCfLCW2GC2ρG(Si-SLC)2]/ΔpGC|≤0.05由上述模型得出的計算結果見表2。相對于單相流動而言,兩相流動由于流型的變化(氣液質量流速的變化),使主流路B與旁路C各自氣液流量占總流量的比例波動范圍較大。在大液量、小氣量下(如表中的泡狀流和間歇狀流),可以看到液相的波動范圍較小,氣相的波動范圍較大;而在大氣量、小液量下(如表中的分層流和環(huán)狀流),此時液相的波動范圍要大于氣相的波動范圍。這說明,殼側兩相流在B、C流路中的氣液分配比例與兩相流流型和氣液質量流速有關。2.3泄漏流a對殼體側兩相壓降和各管內道流量分配的影響2.3.1殼側各分流路流量分配比例對于泄漏流A的流動阻力特性,已在文獻的研究中進行了詳細的分析,本處不再重復。在對試驗試件的試驗數(shù)據進行分析時,作以下假定:(1)錯流區(qū)壓降為B、C流路的驅動壓降,且ΔpB=ΔpC=ΔpBC;(2)泄漏流A的流動阻力特性與環(huán)形狹縫通道的流動阻力特性一致,驅動壓降為錯流區(qū)壓降與窗口區(qū)壓降之和,即:ΔpA=ΔpBC+ΔpW;(3)WBC=WB+WC=WW。據此,由主流路B和旁路C的流動阻力公式,相應可求出殼側各分流路的流量分配比例。根據對試驗數(shù)據的整理,得到B、C、A三個流路的流量分配比例為B流路:氣單相52.03%～54.25%,液單相51.65%～53.9%;C流路:氣單相33.93%～36.92%,液單相35.44%～37.89%;A流路:氣單相9.18%～12.92%,液單相8.33%～11.85%。相對于B+C試件而言,因泄漏流A的分流作用使主流路B的流量大致下降6.2%左右,旁路C的流量百分比平均下降了5.3%左右,主流路B的流量下降比例略高于旁路C的流量下降比例。主要原因在于,由于泄漏流A對主流路的分流作用,使錯流區(qū)的流量減少;根據前面的分析,當B、C流路的流動雷諾數(shù)減小時,主流路B的流動阻力系數(shù)更大于旁路C的流動阻力系數(shù),相應使旁路C的流量分配比例有所增大。2.3.2u3000流式改革試驗(1)泄漏流A的兩相壓降與單相分析相同,本處亦直接采用文獻的研究結論。即φ2L=1+C1Xtt+C2X2tt(16)式中各項含義詳見文獻。(2)泄漏流A對殼側各流路流量分配的影響本處引用環(huán)形狹縫通道的分相模型(見圖7)來分析殼側A流路的兩相流動特性。在換熱器的折流板平面處,沿殼側軸向有兩個流路,即A流路和窗口區(qū)縱掠管束的流路(流量為B流路與C流路之和)。對沿A流路流動的流體,其兩相阻力特性簡寫為ΔpTPA=f2(WLA,WGA)(13)對窗口區(qū)流動的流體,其兩相摩擦阻力特性可簡寫為ΔpTPW=f2(WLW,WGW)(14)設ΔpTPA=ΔpTPBC+ΔpTPW(15)由質量守恒,可得WL=WLA+WLW=WLA+WLB+WLC(16)WG=WGA+WGW=WGA+WGB+WGC(17)則根據試驗結果,聯(lián)立方程(13)～(17)可求解出WLA、WGA和WLW、WGW。因WLW、WGW即為錯流區(qū)的氣液流體流量,因此應用錯流區(qū)流量分離法可求出B、C流路各自的氣液流量。表3示出了由全部試驗數(shù)據求解得出的統(tǒng)計結果。從表中可注意到,兩相流動時A流路的氣液流量在總流量中所占比例的波動范圍大于單相情況,氣、液在A流路中所占比例也不完全一致,但波動范圍相對于B、C流路而言要小一些。2.4泄漏流e對殼體側壓降低和每個流路徑流量分配的影響2.4.1泄漏流對b、c流路的影響對殼側單相流體的泄漏流E的流動分析,目前有兩種方法,一種是將E流路單獨考慮,另一種是認為泄漏流A和E可以合并處理。本文選用前一種方法。進行分析時,做以下假定:(1)錯流區(qū)壓降為B、C流路的驅動壓降,且ΔpB=ΔpC=ΔpBC;(2)泄漏流A和E的驅動壓降均為錯流區(qū)壓降與窗口區(qū)壓降之和,即:ΔpA=ΔpBC+ΔpW;(3)質量守恒:WT=WW+WA+WE=WB+WC。依據已得出的錯流區(qū)B、C流路及錯漏流A的阻力系數(shù)計算公式,即可由B+C+A+E試件的單相試驗結果分離出E流路的流動阻力系數(shù)與Re的關系。對于泄漏流E,其流動阻力特性采用如下形式表達fE=2ΔpEρS2EW2E(18)通常將摩擦因子fE表示為Blasius形式fE=bE/RenEE(19)式中:bE,nE為由試驗確定的待定系數(shù)。ReE為E流路的雷諾數(shù),ReE=WEDeESEμ,其中:DeE為E流路的當量直徑,m;SE為流通截面積,m2。根據試驗結果,擬合得到以下關聯(lián)式fE=7.784/Re0.186(20)擬合偏差小于5.3%。泄漏流E使折流板兩側的流體在殼體與折流板外邊緣處相貫通而使流動發(fā)生“短路”現(xiàn)象,必然造成殼側各流路流體流量的重新分配。通過對試驗數(shù)據的整理,得到各流路在總流量中所占的流量比例為B流路:氣單相38.06%～40.25%,液單相38.65%～40.73%;C流路:氣單相25.81%～27.69%,液單相26.2%～27.89%;A流路:氣單相6.7%～9.15%,液單相6.12%～7.96%;E流路:氣單相25.19%～26.98%,液單相24.49%～27.44%?？梢宰⒁獾降氖?由于E流路的泄漏,使錯流區(qū)內B、C流路的流量分配比例變化加劇。B流路氣、液單相的流量占比例下降幅度平均為13.5%,而旁路C的氣、液單相的流量占比例下降幅度平均為9%。2.4.2泄漏流e對殼側各流路流量分配的影響(1)泄漏流E的兩相壓降目前在對殼側兩相流的分析中,由于求解方程組的非封閉性問題,一般將E流路與A流路合并處理,即:SE=S′A=NE,其中:S′A為單個換熱管與折流板管孔之間的實際流通截面積,將E流路視為由(非整數(shù))個組成,近似認為E流路的兩相壓降特性與A流路相同。(2)泄漏流E對殼側各流路兩相流量分配影響的研究仍采用式(16)和(17),但此時WLA,WGA為A流路和E流路的氣液流量總和。采用類似前面的計算方法,可以得到A+E的流量分配特性。表3示出了試驗結果。從表中可以看出,在試驗范圍內,A+E的流量比例波動并不大。結合有A流路泄漏時的情況,