第 65 卷第 3 期 化工学报 Vol.65 No.3 014 年 3 月 CIESC Journal March 836 014 应用改型三通实现气液两相流的等干度分配 田敬, 吴明, 王帅, 张炳东, 王栋 ( 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 : 针对冲击型三通进行气液两相分配时, 两支路之间出现干度不相等的现象, 提出了一种有效的改进措施 在三通的支路中加装孔板 首先, 通过分析冲击型三通的相分配特点, 解释了其不能实现等干度分配的原因 然后, 又进一步阐述了改型三通的分配原理, 并且在空气 - 水回路上对该分配装置进行了实验研究 实验结果表明, 该分配装置能显著改善气液两相流的分配特性, 降低两支路之间的干度差, 在孔板尺寸选取合适的情况下, 基本上实现了等干度分配 最后根据理论模型和实验数据, 给出了影响该分配装置等干度分配的因素和最佳孔径比的计算式 关键词 : 冲击型三通 ; 孔板 ; 气液两相流 ; 模型 ; 实验验证 ; 等干度 DOI:10.3969/j.issn.0438-1157.014.03.010 中图分类号 :O 359 文献标志码 :A 文章编号 :0438 1157(014)03 0836 07 Application of modified impacting tee to achieve equal quality distribution of gas-liquid two-phase flow TIAN Jing,WU Ming,WANG Shuai,ZHANG Bingdong,WANG Dong (State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering,Xi an Jiaotong University, Xi an 710049,Shaanxi, China) Abstract: An effective improved method, the installation of orifice plates at the branches of the impacting tee, was proposed to achieve equal quality distribution of gas-liquid two-phase flow in the impacting tee. First, this paper explains the reason why the impacting tee cannot achieve equal quality distribution through analyzing its phase distribution characteristics. Then, the distribution principle of the modified impacting tee is presented. The experiments are conducted in the air-water multiphase flow test loop. The results of the experiments show that this distribution device can improve the distribution characteristics of the gas-liquid two-phase flow apparently, and significantly reduce the deviation of the quality between the two branches. When the size of the orifice plates is appropriate, the quality between two branches can be nearly equal. At last, the factors influencing the equal quality distribution of the modified impacting tee and the equation of the best aperture ratio are presented on the basis of the theoretical model and the experimental data. Key words: impacting tee; orifice plate; gas-liquid flow; model; experimental validation; equal quality 引言 在石油和化工等工程领域中, 常需要将气液两 013-06-6 收到初稿,013-09-09 收到修改稿 联系人 : 王栋 第一作者 : 田敬 (1989 ), 男, 硕士研究生 基金项目 : 国家自然科学基金项目 (50776071) 相流分配到两条或多条支路中 出于经济性和安全性的要求, 总希望分配到各支路中的两相流体都具有相同的干度 而在实际的两相流系统中, 仍广泛 Received date:013-06-6. Corresponding author:prof. WANG Dong, wangdong@mail.xjtu. edu. cn Foundation item:supported by the National Natural Science Foundation of China(50776071).
第 3 期田敬等 : 应用改型三通实现气液两相流的等干度分配 837 沿用三通等单相流的分配元件进行分配, 结果常出现比较严重的相分离现象, 无法实现等干度分配 这种严重的相分离现象会影响系统的正常运行, 降低设备的运行效率, 甚至引发事故 因此, 如何实现三通的等干度分配, 一直是多相流研究的热点和前沿性课题, 也吸引了众多学者对此问题进行大量的研究 研究结果表明, 三通 ( 包括冲击型三通和 直通三通 ) 的相分离程度与入口干度 [1-3] 流型 和几何尺寸 [9-11] [4-8] 等因素有关, 而冲击型三通由于两 支路结构上完全对称, 等干度分配效果明显优于直通三通 [1-13], 但冲击型三通中的两相流的相分配依然是不均等的 当冲击型三通两支路流量相等时, 两支路的干度总是相等的 [14-15] ; 但是当两支路流量不相等时, 相分离程度会非常严重 许多学者也尝 试通过加装导向结构 [11] 和静态混合器 [16-17] 的方法 来改善气液两相流的等干度分配特性, 但是这些方法要么阻力太大, 要么只能在部分工况下实现等干度分配 Hong 等 [18] 通过实验研究, 分析了冲击型三通 不能实现等干度分配的原因 : 当两支路流量不相等时, 由于在分配过程中液体的惯性很大, 流动具有一定的独立性, 因结构对称的缘故液体向两支路对等分配的趋势十分强烈, 不易跟随气体比例的变化而变化, 从而导致气体流量较小的支路得到相对较多液体, 使得该支路干度偏低, 另一条支路就会干度偏高 来流流速越高, 两支路流量差越大, 该现象就越明显, 分配的不均匀性就越严重 [18] 如当将 5 cm 的冲击型三通换成 10 cm 的冲击型三通时, 在同样的流量范围内, 分配的等干度性大大提高了 [18] 原因就是尺寸扩大后流速降低, 液体的动能减小, 液体分配时就需要靠气体携带, 跟随气体的比例变化而变化, 分配的等干度性也就提高了 根 据上述现象,Hong 等 [18] 采用在冲击型三通的支路 中加装喷嘴的方法来解决冲击型三通的相分离问题, 这种方法在实验室中得到了较好的效果, 并在蒸汽驱油技术方面也得到了一定的应用, 但是他们仅给出了某些工况下的实验结果, 未能提出具体的理论计算模型, 没有给出一般情况下喷嘴尺寸的计算公式, 同时由于喷嘴成本高, 加工难度大, 需要定期的检查 清洁甚至是更换, 这都严重影响了该方法的进一步推广和普及 在上述研究的基础上, 本文提出了一种简单 有效 低成本的改进措施 在冲击型三通的支路中加装孔板 ( 以下称改型三通 ), 提出了理论计算模 型, 并通过实验加以验证 1 改型三通的分配原理 1.1 改型原理由于在分配过程中液体的惯性大, 气体对液体的携带能力不足, 导致普通冲击型三通无法实现等干度分配, 因此, 改造的思路就是提高分配过程中气体对液体的携带能力, 并尽可能降低液体的动能 本文所采用的措施是在冲击型三通 ( 截面为圆形 ) 的支路中加装孔板 ( 图 1), 因为加装孔板之后, 孔板会对液体有一定的阻挡作用, 减小其依靠自身惯性直接越过孔板的比例, 同时孔板的节流作用也会显著提高流过孔板时气体的流速, 增强气体对液体的携带能力, 使液体能随着气体流量呈比例地分配到支路中, 从而实现等干度分配 图 1 冲击型三通 Fig.1 Modified impacting tee 1. 理论模型从改型原理可以看出, 冲击型三通加入孔板后, 由于受到孔板的阻挡作用, 两相流中的液体可分为两个部分 : 一部分为由于自身的惯性直接越过孔板 ; 另一部分为受气体的携带作用而越过孔板 这一现象对水平管中的所有基本流型都成立, 只是在不同的流型下这两部分的比例不同而已 因此, 对于流经改型三通的气液两相流, 有 Q L =aq L +bq L (1) 式中 Q L 为主路中液体质量流量,kg s 1 ;aq L 为由于自身惯性而越过孔板的液体,bQ L 为受气体的携带作用而越过孔板的液体 显然有 a+b=1 对于 aq L 部分, 由于液体的密度远大于气体的密度, 在分配过程中该部分不跟随支路中气体比例的变化而变化, 又因为两支路在结构上是完全对称的, 因此, 认为 aq L 部分在两支路是等分的 对于 bq L 部分, 该部分在改型三通中的分配主要靠气体携带, 支路中的气体速度越大, 携带能力越强, 该
838 化工学报第 65 卷 部分就越大, 即该部分可分为 bq L =cq L +dq L () 其中,cQ L 和 dq L 分别为受气体携带作用进入支路 一和支路二的液体量, 其中 c 和 d 的大小受支路一 和支路二中气体速度的影响 显然有 c+d=b 因此, 支路一和支路二中液体的质量流量分别为 1 QL1 = aql + cql (3) 1 QL = aql + dql (4) 设 Q g1 和 Q g 分别为支路一和支路二中气体的质量 流量, 假设支路二的气体质量流量大于支路一 ( 当两支路气体质量流量相等时, 两支路的干度一定相等, 此情况不考虑 ) Qg n = (5) Q 其中,n>1,n 为支路二和支路一气体的质量流量之比 实现等干度分配也就是实现 Q Q L1 g 1 = (6) Q Q 把式 (1)~ 式 (5) 代入式 (6) 中并整理, 得到在等干度分配时应满足式 (7) ( d cn) a = (7) n 1 改型三通能否实现等干度分配, 就是要看式 (7) 能否成立 由定义可知,a 为由于自身惯性直接越过孔板的液体比例, 显然,a 的大小受孔板孔径比 (β) 的影响十分明显,β 越大, 孔板对液体的阻挡作用越不明显, 由于自身的惯性直接越过孔板的液体比例会越高,a 就会越大 n 为支路二和支路一气体的质量流量之比, 与 β 无关,c 和 d 的大小受支路一和支路二中气体速度的影响, 与 β 也无关, 即式 (7) 等式左边随着 β 的增大不断增大, 而右边是一个与 β 几乎无关的量, 因此, 通过改变 β 的大小, 可以把 a 调整到合适的大小, 能够确保式 (7) 成立, 从而确保改型三通能够实现等干度分配 下面通过实验来测定系数 a c d 的大小, 并验证利用改型三通实现气液两相流等干度分配的可行性和准确性 实验系统 实验系统如图 所示, 实验的介质为空气和水 由压缩机来的压缩空气经气体调节阀后由旋涡流量计测量, 然后进入两相混合器 高压水经过液量调 L g1 g 节阀后由电磁流量计测量, 然后进入两相混合器 空气和水在两相混合器中混合后, 经过内径 60 mm 长 6 m 的水平直管段进入实验段 ( 改型三通 ), 三通内的气液两相流体通过孔板, 由安装在下游的两个阀门控制流量, 分配到两支路, 两支路中的气液两相流体进入各自的旋风分离器分离后, 气体由热式质量流量计测量后排入大气, 液体从分离器下部排出, 用称重法测量后进入水箱实现循环 实验段工作温度为 15~34 ( 温度范围比较大是因为实验周期比较长 ), 工作压力为 0.103~0.136 MPa 图 实验系统 Fig. Experiment system 1 air compressor; compressed air vessel; 3 vortex flowmeter; 4 water tank; 5 pump; 6 water flow meter; 7 mixer; 8 test section; 9 cyclone separator; 10 thermal mass flowmeter; 11 electronic balance 3 结果分析 为了考核改型三通在各种工况下的相分配特性, 实验范围涵盖了水平管道中除泡状流外的所有基本流型 ( 分层流 波状分层流 弹状流和环状流 ) 主流的气相折算速度为 0~18 m s 1, 液相折算速度为 0~0.11 m s 1, 干度范围为 0~0.48,β 为 0.4~ 0.81, 改型三通两支路的气体流量比最大为 3:1(n=3) 3.1 影响 c 和 d 变化的因素要定量分析改型三通的等干度分配效果, 必须要定量掌握 a b c d 的变化规律 其中,c 和 d 只受两支路气体流量 ( 速度 ) 的影响, 变化相对简单 当孔板 β 和主路中气体折算速度 (V g ) 液体折算速度 (V L ) 都很小时, 液体由于自身的惯性直接越过孔板的难度很大, 导致 a 值很小, 甚至忽略不计, 由式 (3) 和式 (4) 可知, 此时两支路中的液体流量比可以反映出 c 和 d 的比 图 3 给出了孔板 β V g 和 V L 都很小时, 两支路液体流量比和气体流量比的关系 由图可知, 所有
第 3 期田敬等 : 应用改型三通实现气液两相流的等干度分配 839 的实验数据几乎完全落在 y=x 曲线上, 可以认为 Q Q L L1 Q g = Q g1, 由式 (5) 可知 d c = n (8) 式 (8) 说明气体对液体的携带能力随支路中 气体动能的增大而增大 因为气体流量平方越大, 即气体速度的平方越大, 气体动能也越大, 也就意味着气体的携带能力越大 实验结论和基本的物理学规律得到了统一 图 3 β=0.4 时两支路液体流量比和气体流量比的关系 Fig.3 Relationship between liquid flow rate and gas flow rate of two branches at β =0.4 3. 影响 a 变化的因素只要测出两支路中液体的质量流量和 n 值, 联立式 (3) 式(4) 和式 (8), 即可求出 a 值, 而 a 值一旦确定,b c d 的值也就相应确定 图 4 给出了实验中各种不同工况下的等干度分配效果与 a 值的关系,Δx 为支路一与支路二的干度差 由图可知,n 3 时, 随着 a 值增大, 改型三通的等干度分配效果先变好再变差 因为 a 代表的是靠自身惯性越过孔板的那部分液体比例, 若 a 值很小, 则 b 值很大, 大部分液体只能靠气体携带, 而由于两支路气体流量不同, 气体流量小的支路携带能力严重不足 [ 由式 (8) 可知 ], 导致流量小的支路获得的液体偏少, 干度偏大 ; 若 a 值很大, 则 b 值很小, 大部分液体在两支路等分, 气体流量小的支路获得的液体偏多, 从而导致干度偏小 因此, n 3 时, 改型三通的等干度分配效果主要由 a 值确定 图 5 和图 6 给出了孔板 β V g V L 与 a 的关系 由图 5 和图 6 可知, 随着孔板 β 和主路的 V g V L 的增大,a 值逐渐增大 原因是孔板 β 越大, 液体就越容易越过孔板,a 值越大 ; 主路的 V g V L 越大, 液体的真实速度就越大, 液体的动能也越大, 液体依靠自身惯性越过孔板的比例就会越高, 导致 a 值也越大 3.3 孔板 β 和三通等干度分配的关系图 7 给出了当 V g 和 V L 不变时, 改型三通的等干度分配效果与 β 的关系 当 n 3 时, 改型三通的等干度分配效果主要由 a 值确定, 而 a 值是由孔板的 β 和主路的 V g V L 确定的, 因此, 当主路的 V g V L 不变或变化很小时 ( 液体的真实速度变化很小 ), a 的大小由孔板 β 唯一确定, 即通过改变孔板 β 的大小, 总可以把 a 值调节到合适的大小, 让改型三通 图 4 n 3 时等干度分配效果与 a 值的关系 Fig.4 Relationship between effect of equal quality distribution and a at n 3 图 5 β =0.65 时 V g 和 V L 与 a 值的关系 Fig.5 Relationship between V g, V L and a at β =0.65
840 化工学报第 65 卷 图 6 V L =0.05 m s 1 V g =15 m s 1 时孔板 β 和 a 的关系 Fig.6 Relationship between β and a at V L =0.05 m s 1, V g =15 m s 1 图 7 V L =0.05 m s 1 V g =15 m s 1 时等干度分配效果与 β 的关系 Fig.7 Relationship between effect of equal quality distribution and β at V L =0.05 m s 1,V g =15 m s 1 的两支路实现等干度分配 ( 这就是图 7 显示的最重要的结果 ), 这同样也验证了之前的理论模型是正确的 3.4 最佳孔板 β 的计算式根据所有的实验数据 (386 组 ), 采用控制变量法进行研究, 发现 a 只受孔板 β 和主路中水的真实速度这两个参数的影响, 其余因素均可忽略不计, 为了防止等式两边出现量纲不相等的现象, 此处用水的真实速度的 Reynolds 数来代替水的真实速度, 并且通过拟合 (MATLAB 软件 ), 发现其关系为 a = αre1.6651β (9) 其中,α 为影响因子, 由整个实验系统决定, 通过拟合发现本实验中 α = 3.7709 10 8 ;Re 为主管路中水的真实速度的 Reynolds 数 [ 式 (10)] 由 a 的定义和实验结果可以得到 : 主路中液体真实速度越大, 能量越高, 就越容易越过孔板,a 值越大 ; 孔板的 β 越大, 液体也越容易越过孔板,a 值也越大 显然式 (9) 完全符合之前的理论分析和实验结果 VD Re = (10) υ [19] 而液体的真实速度为 G(1 x) V = (11) ρl( 1 α0) 其中,α 0 为主管路的截面含气率,%;β 0 为主管路 [0] 的体积含气率,% 根据 Armand-Massina 公式 α 0 = (0.833+0.176x) β 0 (1) x β 0 = (13) ρ g x + (1 x) ρ L 综上, 由式 (1)~ 式 (13), 推出 x υρl 1 ( 0.833 + 0.167x) 1 n x + ( 1 x ) ρg / ρl β = n+ 1 α G( 1 x) D (14) 式 (14) 即为最佳孔板 β 值的计算式 针对任 意系统, 只要给出式 (14) 中的物理参数 ( 这些参 0.835 数都为主路的直径 流体的密度和干度等最基本的物理参数 ), 就能够求出孔板合适的 β 值, 在主路的气体和液体折算速度一定或者变化很小的情况下, 让改型三通的两支路实现等干度分配 实验中主要测量的物理量为两个支路的气体和液体的质量流量, 气体质量流量由热式质量流量计 (E+H 公司 Proline t-mass65 型, 测量精度 ±0.5%) 测量, 液体质量流量由电子称 ( 精度为 0.01 g) 进行称重法测量, 测量误差比较小, 实验数据的精度比较高 ; 另外, 经实验验证, 式 (14) 的误差很小 例如当 V L =0.05 m s 1,V g =15 m s 1 时, 实验得到改型三通孔板的最佳 β=0.65, 式 (14) 的计算结果为 0.673, 计算误差在可接受的范围内 图 8 给出了在同一工况下, 有无孔板等干度分配情况的对比 显然, 冲击型三通加装孔板后, 两支路之间的干度差明显减小了, 在忽略仪表误差的条件下, 基本实现了等干度分配
第 3 期田敬等 : 应用改型三通实现气液两相流的等干度分配 841 量,kg s 1 V 液体的真实速度,m s 1 x 主管路中流体的干度,% ρ L, ρ g 分别为主路中液体和气体的密度,kg m -3 υ 液体的运动黏性系数,Pa s 下角标 g,l 分别为气体和液体 1, 支路一和支路二 References 图 8 V L =0.05 m s 1 V g =15 m s 1 时有无孔板等干度分配情况的对比 Fig.8 Comparison of effect of equal quality distribution between with orifice plate and without orifice plate at V L =0.05 m s 1,V g =15 m s 1 4 结论 (1) 冲击型三通加入孔板后, 由于孔板的阻挡作用, 明显弱化了因结构对称的缘故液体向两支路等分的趋势, 让液体在三通中的分配还需要气体的携带, 而通过改变孔板 β 的大小, 就可以调节 惯性等分 部分和 气体携带 部分的比例, 从而让三通的两支路获得与气体流量相适应的液体流量, 从而实现等干度分配 () 实验表明, 该方法能降低两支路之间的干度差, 在孔板尺寸选取合适的情况下, 如果忽略仪表误差, 改型三通基本上实现了气液两相流的等干度分配 通过对实验数据的处理, 得到了 惯性等分 部分和 气体携带 部分的具体计算式, 并且结合理论模型, 得到了最佳孔板 β 值的计算式 符号说明 a 由于自身惯性而越过孔板的液体比例,% b 受气体的携带作用而越过孔板的液体比例,% c, d 分别为受气体携带作用进入支路一和支路二的液体比例,% D 主管路的内径,m G 主管路中所有流体的总质量流速, kg s 1 m Q g1,q g 分别为支路一和支路二中气体的质量流量,kg s 1 Q L1,Q L 分别为支路一和支路二中液体的质量流 [1] Azzopardi B J. Phase separation at T-junctions [J]. Multiphase Science and Technology, 1999, 11(4): 3-39 [] Wang Shuangfeng, Huang Jianzhen, He Kui, Chen Jinfang. Phase split of nitrogen/non-newtonian fluid two-phase flow at a micro-t-junction [J]. International Journal of Multiphase Flow, 011, 37(9):119-1134 [3] Yang L, Azzopardi B J. Phase split of liquid-liquid two-phase flow at a horizontal T-junction [J]. International Journal of Multiphase Flow, 007, 33():07-16 [4] Azzopardi B J. T-junctions as phase separators for gas-liquid flows: possibilities and problems [J]. Chemical Engineering Research and Design, 1993, 71(3):73-81 [5] Shoham O, Arirachakaran S, Brill J P. Two-phase flow splitting in a horizontal reduced pipe tee [J]. Chemical Engineering Science, 1989, 44(10):388-391 [6] Welter K B, Wu Q, You Y, Abel K, McCreary D, Bajorek S M, Reyes Jr J N. Experimental investigation and theoretical modeling of liquid entrainment in a horizontal tee with a vertical-up branch [J]. International Journal of Multiphase Flow, 004, 30(1):1451-1484 [7] Elazhary A M, Soliman H M. Two-phase flow in a horizontal mini-size impacting T-junction with a rectangular cross-section [J]. International Journal of Multiphase Flow, 01, 4:104-114 [8] Emerson dos Reis, Leonardo Goldstein Jr. Fluid dynamics of horizontal air-water slug flows through a dividing T-junction [J]. International Journal of Multiphase Flow, 013, 50:58-70 [9] Azzopardi B J, Smith P A. Two-phase flow split at T-junctions: effect of side arm orientation and downstream geometry [J]. International Journal of Multiphase Flow, 199, 18(6):861-875 [10] Bartley J T, Soliman H M, Sims G E. Experimental investigation of the onsets of gas and liquid entrainment from a small branch mounted on an inclined wall [J]. International Journal of Multiphase Flow, 008, 34(10):905-915 [11] Wren E, Azzopardi B J. Affecting the phase split at a large diameter T-junction by using baffles [J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 004, 8(8):835-841 [1] Hong K C. Two-phase flow splitting at a pipe tee [J]. Journal of Petroleum Technology, 1978, 30(): 90-96 [13] El-Shaboury A M F, Soliman H M, Sims G E. Two-phase flow in a horizontal equal-sided impacting tee junction [J]. International Journal of Multiphase Flow, 007, 33(4):411-431 [14] Peake W T, Chevron USA INC. Steam distribution surveillance and analysis//spe Western Regional Meeting[C]. Bakersfield, California, 199 [15] Hwang S T, Soliman H M, Lahey Jr R T. Phase separation in
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