邵懷爽1，馬海東1，陳杰2，時(shí)明偉2，胡濤2，趙欽新1

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分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)摩擦及局部壓降

邵懷爽1，馬海東1，陳杰2，時(shí)明偉2，胡濤2，趙欽新1

（1西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西西安 710049；2北京航天石化技術(shù)裝備工程有限公司，北京 100166）

通過(guò)搭建可視化分體管殼式余熱鍋爐實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，對(duì)其下部管殼內(nèi)汽液兩相橫向沖刷水平管束時(shí)摩擦及局部壓降的計(jì)算進(jìn)行了研究。在測(cè)量豎直上升管內(nèi)截面含汽率時(shí)，將粒子圖像測(cè)速（PIV）技術(shù)與傳統(tǒng)壓差法相結(jié)合，針對(duì)上升管中出現(xiàn)的泡狀流型，給出了計(jì)算截面含汽率的新方法；在豎直上升管內(nèi)定義了一種泡狀-段塞流的新流型，并分析得出將質(zhì)量含汽率=10-4作為區(qū)分泡狀流與泡狀-段塞流的邊界。根據(jù)汽液兩相橫向沖刷管束時(shí)摩擦壓降與局部壓降類似的產(chǎn)生規(guī)律，將兩者作為整體分析，通過(guò)借鑒Chisholm計(jì)算方法對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，重點(diǎn)對(duì)汽液兩相橫向沖刷管束時(shí)摩擦及局部壓降的計(jì)算進(jìn)行研究，得到了可用于計(jì)算摩擦及局部壓降的關(guān)聯(lián)式。對(duì)所得實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證計(jì)算后發(fā)現(xiàn)，誤差在±20%以內(nèi)，能夠較好地滿足工程計(jì)算需要。

余熱鍋爐；壓降；氣液兩相流；粒子圖像測(cè)速

引 言

我國(guó)余熱資源開(kāi)發(fā)利用潛力巨大，管殼式余熱鍋爐因其結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)成為石油、化工領(lǐng)域重要的余熱利用裝備[1]。為高效利用工業(yè)中普遍出現(xiàn)的大流量高溫?zé)煔猓軞な接酂徨仩t逐漸從單管殼結(jié)構(gòu)發(fā)展成為以上升管和下降管連接的分體管殼結(jié)構(gòu)。分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)部流場(chǎng)的流動(dòng)形式為自然循環(huán)，其運(yùn)動(dòng)壓頭來(lái)源于流動(dòng)回路中因汽液兩相工質(zhì)密度差而引起的重位壓差，流動(dòng)阻力為整個(gè)回路中工質(zhì)流動(dòng)所產(chǎn)生的摩擦壓降以及局部壓降。在鍋爐內(nèi)部整個(gè)流動(dòng)回路的壓降計(jì)算中，尤以下部管殼管束間汽液兩相壓降最為重要，計(jì)算的準(zhǔn)確性直接關(guān)系到鍋爐運(yùn)行時(shí)的循環(huán)倍率，這對(duì)于保證鍋爐汽水系統(tǒng)的正常安全運(yùn)行至關(guān)重要。下部管殼管束間汽液兩相流動(dòng)過(guò)程較為復(fù)雜，所涉及的壓降主要包括重位壓降、摩擦壓降、局部壓降以及加速壓降。其中，重位壓降可由汽水兩相的密度以及設(shè)計(jì)時(shí)取定的含汽率進(jìn)行計(jì)算，加速壓降基本可以忽略不計(jì)[2]。而摩擦壓降以及局部壓降的影響因素較多，無(wú)法用理論關(guān)系式全面準(zhǔn)確地對(duì)其進(jìn)行描述，目前多借助于計(jì)算關(guān)聯(lián)式進(jìn)行求解。

對(duì)于分體管殼式余熱鍋爐殼側(cè)管束間汽液兩相摩擦壓降以及局部壓降的計(jì)算尚沒(méi)有專門的計(jì)算方法與標(biāo)準(zhǔn)，目前在分體管殼式余熱鍋爐的設(shè)計(jì)過(guò)程中，摩擦壓降的計(jì)算主要參考管外側(cè)氣液兩相流體橫向沖刷管束時(shí)的計(jì)算關(guān)聯(lián)式；局部壓降的計(jì)算主要依據(jù)管子與集箱連接處局部阻力的計(jì)算關(guān)聯(lián)式。這類關(guān)聯(lián)式均采用兩相摩擦因子與Martinelli參數(shù)X相關(guān)聯(lián)，其中具有代表性的是由Grant等[3]、Schrage等[2]、Dowlati等[4]以及馬衛(wèi)民等[5]提出的計(jì)算模型。以上計(jì)算模型均是在特定實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上得出，在相對(duì)應(yīng)的流型和質(zhì)量流速等條件下進(jìn)行計(jì)算時(shí)，可以保證一定的精確度，但對(duì)于超出實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)范圍的情況預(yù)測(cè)誤差較大[6]。此外，在獲得以上計(jì)算模型時(shí)所進(jìn)行的實(shí)驗(yàn)多以空氣-水為實(shí)驗(yàn)工質(zhì)，這與分體管殼式余熱鍋爐殼側(cè)蒸汽-飽和水的汽液兩相工質(zhì)存在一定差異：蒸汽在飽和水中流動(dòng)，兩相之間存在復(fù)雜的傳熱傳質(zhì)等問(wèn)題，致使含汽率以及流型時(shí)刻發(fā)生變化，而空氣-水的氣液兩相間并不存在傳質(zhì)問(wèn)題，并且蒸汽與空氣在物性上的差異同樣對(duì)摩擦及局部壓降產(chǎn)生影響。

由于缺少可用于分體管殼式余熱鍋爐殼側(cè)汽液兩相摩擦及局部壓降合理的計(jì)算公式，從而造成設(shè)計(jì)不合理，在鍋爐運(yùn)行過(guò)程中時(shí)常引發(fā)局部區(qū)域汽塞和嚴(yán)重過(guò)熱等問(wèn)題，嚴(yán)重時(shí)還會(huì)引起汽液兩相傳熱惡化并導(dǎo)致?lián)Q熱管以及管板開(kāi)裂等失效事故。因此，為保證分體管殼式余熱鍋爐的合理設(shè)計(jì)以及安全運(yùn)行，亟需對(duì)其下部管殼管束間汽液兩相流動(dòng)時(shí)的摩擦壓降以及局部壓降展開(kāi)專門研究。為此，本文通過(guò)設(shè)計(jì)并搭建可視化分體管殼式余熱鍋爐實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，在上升管處采用傳統(tǒng)壓差法與PIV測(cè)速裝置相結(jié)合的方式，對(duì)其下部管殼出口的質(zhì)量含汽率進(jìn)行測(cè)量，進(jìn)而分析管殼內(nèi)部管束間平均截面含汽率以及各壓降。通過(guò)借鑒Chisholm理論對(duì)所得實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，重點(diǎn)對(duì)汽液兩相流體橫向沖刷管束時(shí)摩擦及局部壓降的計(jì)算進(jìn)行了研究。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，主要包括實(shí)驗(yàn)主體部分、熱風(fēng)供應(yīng)系統(tǒng)、冷凝系統(tǒng)和測(cè)量裝置。實(shí)驗(yàn)主體部分為設(shè)計(jì)加工的分體管殼式余熱鍋爐，本文所做研究主要針對(duì)鍋爐下部管殼內(nèi)的汽液兩相流動(dòng)。為方便采用PIV粒子成像測(cè)速裝置對(duì)管內(nèi)工質(zhì)進(jìn)行流速測(cè)量以及流型的捕捉，鍋爐外殼采用有機(jī)玻璃制成。管殼內(nèi)安裝31根光管管束，尺寸為38 mm×2 mm，錯(cuò)列布置，如圖2所示。熱風(fēng)供應(yīng)系統(tǒng)由變頻離心風(fēng)機(jī)和熱風(fēng)加熱器組成，用于加熱空氣來(lái)模擬高溫余熱煙氣。冷凝系統(tǒng)由冷卻塔、水箱以及給水泵組成，用于冷凝余熱鍋爐產(chǎn)生的水蒸氣，維持實(shí)驗(yàn)臺(tái)的熱平衡。測(cè)量裝置包括風(fēng)速測(cè)量裝置、熱電偶（精度等級(jí)Ⅰ級(jí)）、壓差變送器（精度等級(jí)0.075）、轉(zhuǎn)子流量計(jì)以及PIV粒子成像測(cè)速系統(tǒng)等。

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中變頻離心風(fēng)機(jī)和熱風(fēng)加熱器分別用于供應(yīng)和加熱空氣，通過(guò)安裝于風(fēng)機(jī)出口均流段上的笛型均速管以及微壓計(jì)，可以實(shí)現(xiàn)風(fēng)量的測(cè)量，同時(shí)，圖1所示實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的相應(yīng)位置安裝有數(shù)顯熱電偶以及數(shù)顯轉(zhuǎn)子流量計(jì)。采用以上測(cè)量值便可對(duì)鍋爐的熱力平衡進(jìn)行計(jì)算。圖3為分體管殼式余熱鍋爐結(jié)構(gòu)，包括下部的可視化管殼和上部的冷凝換熱器，其間通過(guò)3個(gè)上升管和3個(gè)下降管相連。在如圖1所示上升管以及下部管殼底部共取9個(gè)導(dǎo)壓孔，連接6臺(tái)壓差變送器（羅斯蒙特?cái)?shù)顯式），分別用于測(cè)量下鍋筒內(nèi)以及上升管處的壓降。在冷凝換熱器的頂部開(kāi)口，連接壓力指示表以及真空調(diào)節(jié)泵，調(diào)節(jié)鍋爐內(nèi)部的運(yùn)行壓力。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)過(guò)程采用控制變量法，對(duì)風(fēng)機(jī)出口風(fēng)速、鍋爐入口風(fēng)溫以及鍋爐內(nèi)部運(yùn)行壓力3個(gè)參數(shù)進(jìn)行調(diào)整組合。在鍋爐內(nèi)壓力一定時(shí)，調(diào)節(jié)熱風(fēng)的風(fēng)速和風(fēng)溫，進(jìn)而改變鍋爐熱負(fù)荷，間接調(diào)整鍋爐內(nèi)部的含汽率；在熱負(fù)荷一定時(shí)，調(diào)節(jié)鍋爐內(nèi)的壓力，進(jìn)而改變爐內(nèi)工質(zhì)水的飽和溫度。鑒于分體管殼式余熱鍋爐的殼體采用有機(jī)玻璃制成，考慮到實(shí)驗(yàn)過(guò)程的安全運(yùn)行，鍋爐內(nèi)部采用負(fù)壓運(yùn)行。

實(shí)驗(yàn)進(jìn)行前，需首先向鍋爐內(nèi)注入去離子水和示蹤粒子（聚苯乙烯），運(yùn)行實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)待鍋爐內(nèi)部達(dá)到熱力平衡后，利用PIV對(duì)3個(gè)上升管以及下降管進(jìn)行流速測(cè)量。PIV測(cè)量裝置組成及原理如圖4所示，被測(cè)流體流速一般為1～3 m·s-1，PIV系統(tǒng)兩路曝光時(shí)間差取150～200 μs，采用雙幀雙曝光模式[7]。利用PIV系統(tǒng)測(cè)量流速的同時(shí)需記錄下相應(yīng)位置處壓差值，由此可利用壓差法原理對(duì)下部管殼出口（上升管入口）的含汽率進(jìn)行計(jì)算。

鍋爐啟動(dòng)前，使用真空泵調(diào)節(jié)爐內(nèi)壓力至設(shè)定工況的最小值（0.055 MPa），按照實(shí)驗(yàn)流程完成該實(shí)驗(yàn)工況后便可將爐內(nèi)真空度降低，進(jìn)入下一設(shè)定工況進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。由于實(shí)驗(yàn)過(guò)程中采用負(fù)壓運(yùn)行，鍋爐內(nèi)的壓力難以準(zhǔn)確調(diào)節(jié)，而且壓力一旦升高，水的飽和沸點(diǎn)相應(yīng)提高，很難利用真空泵再次降低鍋爐內(nèi)部壓力。因此對(duì)于鍋爐內(nèi)的壓力，共設(shè)定4個(gè)實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)，實(shí)驗(yàn)時(shí)根據(jù)情況選取3組。實(shí)際進(jìn)行的實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)如表1所示，共25組。

表1 實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)處理方法

本節(jié)對(duì)所得實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，在上升管處利用壓差法計(jì)算下部管殼的出口質(zhì)量含汽率，進(jìn)而對(duì)管殼內(nèi)部管束間的平均截面含汽率以及各壓降進(jìn)行分析。

2.1 殼側(cè)及上升管內(nèi)流型分析

根據(jù)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中對(duì)分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)部流動(dòng)的觀測(cè)，可繪制出殼側(cè)汽液工質(zhì)流動(dòng)過(guò)程中的流型分布，如圖5所示?？梢钥闯觯瑲?cè)管束內(nèi)的流動(dòng)形式并不是單一流型，從下至上，管殼底部為單相的飽和水橫向沖刷管束流動(dòng)，而隨著飽和水受熱蒸發(fā)，水蒸氣逐漸增多，流動(dòng)形式變?yōu)槠恐饾u增大的泡狀流[8-12]。在管束最上層，汽量增大到一定程度后還可能出現(xiàn)輕微段塞流。

殼側(cè)管束間產(chǎn)生的蒸汽，在浮力作用下向上流動(dòng)并進(jìn)入上升管，部分蒸汽聚集在上升管入口附近，待汽量聚積到一定程度后以大氣泡的形式流入。圖6（a）～（d）分別為熱負(fù)荷由小到大變化時(shí)，CCD相機(jī)捕捉到的上升管內(nèi)汽液兩相的流型變化?？梢钥闯鰺嶝?fù)荷較小時(shí)，蒸汽主要以小氣泡的形式流過(guò)上升管，氣泡與管壁基本無(wú)接觸，為典型的泡狀流。隨著熱負(fù)荷增大，生成的蒸汽量增多，進(jìn)入到上升管內(nèi)的大氣泡開(kāi)始出現(xiàn)破碎、相互合并的現(xiàn)象，流動(dòng)過(guò)程中的擾動(dòng)加大，流動(dòng)過(guò)程中飽和水與蒸汽均會(huì)與管壁有接觸，流型逐漸從泡狀流向段塞流轉(zhuǎn)變，但并沒(méi)達(dá)到實(shí)際段塞流的范疇，屬于泡狀流向段塞流的過(guò)渡階段，定義為泡狀-段塞流。

2.2 PIV流速測(cè)量結(jié)果

在去離子水中加入示蹤粒子，粒子隨工質(zhì)水一起流動(dòng)，利用PIV裝置對(duì)3個(gè)上升管和3個(gè)下降管內(nèi)水的流速進(jìn)行測(cè)量，在流場(chǎng)處理之前，需首先對(duì)PIV進(jìn)行標(biāo)定，由于測(cè)量對(duì)象為封閉的管內(nèi)流體，無(wú)法借助標(biāo)準(zhǔn)標(biāo)定尺進(jìn)行標(biāo)定，而上升管外徑為標(biāo)準(zhǔn)尺寸，因此在每次后處理時(shí)可選取橫向管外徑（如圖7中的A點(diǎn)和B點(diǎn)）作為標(biāo)定依據(jù)。圖7所示為CCD高速相機(jī)拍攝的某一幀畫面以及相應(yīng)區(qū)域處理得出的飽和水的速度場(chǎng)分布，利用PIV系統(tǒng)自帶的后處理軟件，可以計(jì)算出該區(qū)域的平均流速。后處理過(guò)程中，對(duì)于氣相流速的處理，可直接把氣泡本身作為“示蹤對(duì)象”，利用連續(xù)兩幀圖像內(nèi)氣泡的運(yùn)動(dòng)距離進(jìn)行計(jì)算，對(duì)于較大氣量條件下的測(cè)量，為方便辨識(shí)連續(xù)兩幀圖像中的同一氣泡，需進(jìn)一步縮短曝光時(shí)間。

2.3 壓差法測(cè)量質(zhì)量含汽率

由文獻(xiàn)[13]提供的方法，根據(jù)上升管特定距離測(cè)量出的壓差對(duì)截面含汽率進(jìn)行計(jì)算，即

式中，D為測(cè)量壓差，Pa；Df為汽液兩相流在豎直管段內(nèi)的摩擦壓降，Pa。

對(duì)于垂直上升管內(nèi)泡狀流的摩擦壓降可由式（2）求解

式中，L為連續(xù)相與管壁的摩擦系數(shù)，對(duì)于泡狀流連續(xù)相為飽和水；m為汽液兩相混合流速，m·s-1，可由式（3）計(jì)算[14-16]

m=/m(3)

=(1-)LL+gg(4)

L、g分別為飽和水和氣泡在上升管內(nèi)的流速，可通過(guò)PIV測(cè)量；為上升管內(nèi)質(zhì)量含汽率，與截面含汽率存在以下關(guān)系[17]

式中，為汽液滑速比，為PIV測(cè)出的氣速g與液速L的比值。摩擦系數(shù)的計(jì)算公式為[18-19]

利用以上步驟求解質(zhì)量含汽率或者截面含汽率時(shí)，需要首先假定，然后進(jìn)行反復(fù)迭代，直至的值收斂為止，本文計(jì)算誤差取定為1%。

2.4 管束間平均截面含汽率的計(jì)算

由圖5以及流型分析可以看出，汽液兩相流體流經(jīng)殼側(cè)管束時(shí)，入口為飽和或未飽和水，含汽率為0，出口為具有一定質(zhì)量含汽率的汽液兩相流，由壓差法測(cè)量計(jì)算得出。根據(jù)以上條件可對(duì)管束間平均截面含汽率進(jìn)行計(jì)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為管束間平均截面含汽率；為量綱1氣相速度，其表達(dá)形式如下

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

式中的質(zhì)量含汽率可直接代入出口上升管處測(cè)量計(jì)算出的質(zhì)量含汽率。

2.5 殼側(cè)各壓降分析

殼側(cè)總壓降可以表示為以下幾項(xiàng)壓降之和[21-22]

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

式中的Dg為汽液兩相流體的重位壓降，可以采用均相流模型計(jì)算

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

殼側(cè)汽液兩相流動(dòng)截面會(huì)發(fā)生變化，應(yīng)對(duì)加速壓降進(jìn)行考慮，其計(jì)算公式為

式中的e、e均為出口處的質(zhì)量含汽率與截面含汽率，可直接采用壓差法的測(cè)量計(jì)算結(jié)果代入計(jì)算。

由測(cè)量得到的殼側(cè)總壓降D減去計(jì)算出的重位壓降Dg以及加速壓降Dm，即可得到汽液兩相橫向沖刷管束時(shí)的摩擦壓降Df和殼側(cè)出口段的局部壓降Djb之和。由于Chisholm計(jì)算方法是目前處理汽液兩相摩擦壓降時(shí)最為常用的理論模型，計(jì)算精確度相對(duì)較高[23]，另該理論認(rèn)為汽液兩相局部壓降與摩擦壓降在不同汽液工況下所反映出的規(guī)律類似，均可利用壓降量綱1折算系數(shù)2L對(duì)Martinelli參數(shù)X進(jìn)行擬合[2]，因此本文借鑒Chisholm的計(jì)算方法對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 殼側(cè)壓降分析

圖8所示為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的殼側(cè)總壓降、計(jì)算得到的重位壓降、加速壓降以及摩擦和局部壓降。由圖中可以看出，在汽液兩相總壓降中，重位壓降是主要的組成部分，其次為摩擦及局部壓降、加速壓降。隨著出口質(zhì)量含汽率的不斷增大，汽液兩相的平均密度下降，導(dǎo)致重位壓降降低[14]，這有利于增加自然循環(huán)的運(yùn)動(dòng)壓頭，促進(jìn)鍋爐內(nèi)汽水工質(zhì)的流動(dòng)；然而流速增加的同時(shí)摩擦及局部壓降隨之增大，阻礙汽液兩相工質(zhì)流動(dòng)，并可能造成局部受熱面?zhèn)鳠釔夯?/p>

從圖9摩擦及局部壓降與質(zhì)量含汽率的關(guān)系可以看出，隨著蒸汽量增多，汽液兩相摩擦阻力同時(shí)增大，這主要來(lái)源于以下兩個(gè)方面：① 含汽率的增多使得上升管與下降管之間的密度差增大，兩相工質(zhì)流速加快，摩擦阻力增大；② 汽量的增多促進(jìn)了流動(dòng)的紊亂度，汽液相間存在的滑移問(wèn)題使得相間內(nèi)摩擦阻力也相應(yīng)增大。

從圖9中也可以看出，摩擦及局部壓降數(shù)值在=10-4處存在明顯的轉(zhuǎn)折，對(duì)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中CCD捕捉到的上升管內(nèi)的流型以及所對(duì)應(yīng)的質(zhì)量含汽率進(jìn)行分析，在質(zhì)量含汽率=10-4后豎直上升管內(nèi)的大量氣泡均呈現(xiàn)出較明顯的聚集現(xiàn)象，因此粗略估計(jì)時(shí)，可以將=10-4作為泡狀流與本文定義的泡狀-段塞流的邊界，有關(guān)水蒸氣-飽和水在豎直上升管內(nèi)出現(xiàn)的泡狀-段塞流型有待后續(xù)進(jìn)一步做細(xì)致研究。將摩擦壓降與局部壓降作為整體考慮時(shí)，通常同一工況條件下局部壓降的數(shù)值比摩擦壓降大，因此圖9中反映出的規(guī)律更趨向于局部壓降，這與馬衛(wèi)民等[1]對(duì)于氣液兩相流沖刷水平管束時(shí)摩擦壓降的研究結(jié)果相同，同時(shí)也再次印證了摩擦壓降與局部壓降具有相似規(guī)律的觀點(diǎn)，因此將摩擦壓降與局部壓降作為統(tǒng)一整體進(jìn)行數(shù)據(jù)處理是合理的。

3.2 摩擦及局部壓降關(guān)聯(lián)式擬合

對(duì)于摩擦及局部壓降關(guān)聯(lián)式的擬合，借鑒Chisholm方法的基本理論，類似地定義汽液兩相摩擦及局部壓降量綱1折算系數(shù)為

由于將摩擦壓降與出口局部壓降作為整體進(jìn)行考慮，如果對(duì)于全水壓降(Df+Djb)TW的計(jì)算，采用相同質(zhì)量流量下單相水的摩擦壓降以及局部壓降計(jì)算關(guān)聯(lián)式相加，勢(shì)必會(huì)造成更大的計(jì)算誤差。在本研究中，以每次鍋爐啟動(dòng)時(shí)工質(zhì)水受熱自然循環(huán)流動(dòng)條件下實(shí)際產(chǎn)生的摩擦及局部壓降，取平均值后作為參考。Chisholm理論中的Martinelli參數(shù)X為

將實(shí)驗(yàn)所得數(shù)據(jù)按照式（15）處理后，得出壓降量綱1折算系數(shù)2L與Martinelli參數(shù)X的關(guān)系，如圖10所示。對(duì)圖中各數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行關(guān)聯(lián)式擬合，擬合曲線如圖所示，汽液兩相壓降量綱1折算系數(shù)2L對(duì)Martinelli參數(shù)X的擬合關(guān)聯(lián)式為

該關(guān)聯(lián)式適用范圍：分體管殼式余熱鍋爐下部管殼錯(cuò)排管束，汽液兩相自然循環(huán)，0<≤4×10-4。

3.3 關(guān)聯(lián)式計(jì)算誤差分析

為校驗(yàn)擬合公式的準(zhǔn)確性，利用擬合出的計(jì)算公式對(duì)各實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果同實(shí)驗(yàn)測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比分析，計(jì)算偏差如圖11所示。從圖中可以看出，由于汽液兩相測(cè)量過(guò)程中不穩(wěn)定性較大，25個(gè)實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)中除個(gè)別較大偏差實(shí)驗(yàn)點(diǎn)，有22個(gè)處于±20%的誤差范圍內(nèi)，其中多數(shù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)的計(jì)算誤差在15%以內(nèi)，可以滿足工程計(jì)算的需求。

4 結(jié) 論

（1）將PIV粒子成像測(cè)速技術(shù)應(yīng)用于分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)部流場(chǎng)的研究，可以對(duì)其上升管內(nèi)汽液兩相流速進(jìn)行測(cè)定以及捕捉流型。

（2）改進(jìn)壓差法測(cè)量截面含汽率，使之與PIV測(cè)速技術(shù)相結(jié)合，提供了可用于分析計(jì)算豎直上升管內(nèi)泡狀流型下截面含汽率的計(jì)算方法。

（3）通過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)以及CCD高速相機(jī)捕捉到的畫面分析，可以將質(zhì)量含汽率=10-4作為垂直上升管中泡狀流與泡狀-段塞流的分界。

（4）根據(jù)汽液兩相流體橫向沖刷管束時(shí)摩擦壓降以及上升管入口處局部壓降相似的產(chǎn)生規(guī)律，提出將兩者作為整體進(jìn)行摩擦及局部壓降關(guān)聯(lián)式擬合，方便工程設(shè)計(jì)計(jì)算；借鑒Chisholm基本理論，擬合得出管殼余熱鍋爐下部管殼殼側(cè)摩擦及局部壓降的計(jì)算關(guān)聯(lián)式，適用范圍為：錯(cuò)排管束，汽液兩相自然循環(huán)，0<≤4×10-4；計(jì)算誤差在20%之內(nèi)，可以滿足工程中對(duì)于分體管殼式余熱鍋爐的設(shè)計(jì)計(jì)算需要。

符 號(hào) 說(shuō) 明

D——直徑，m f——摩擦系數(shù) G——質(zhì)量流速，kg·(m3·s)-1 h——高度，m L——長(zhǎng)度，m Re——Reynolds數(shù) a——平均截面含汽率 ak——管殼間平均截面含汽率 m——?jiǎng)恿︷ざ?，Pa·s r——密度，kg·m-3 j2L——壓降量綱1折算系數(shù)

References

[1] 馬衛(wèi)民, 張鳴遠(yuǎn),陳學(xué)俊. 管殼式換熱器內(nèi)氣液兩相流沖刷垂直管束的阻力特性研究[J]. 應(yīng)用力學(xué)學(xué)報(bào),1994, (4): 51-56. MA W M,ZHANG M Y,CHEN X J. Resistance characteristics of gas-liquid two phase flow cross vertical tube bundle in tube shell heat exchanger [J]. Chinese Journal of Applied Mechanics,1994, (4): 51-56.

[2] SCHRAGE D S,HSU J T,JENSEN M K. Two-phase pressure drop in vertical crossflow across a horizontal tube bundle[J]. AICHE Journal,1988,34(1): 107-115.

[3] GRANT I,CHISHOLM D. Two-phase flow on the shell-side of a segmentally baffled shell-and-tube heat exchanger [J]. Journal of Heat Transfer,1979, 101(1): 38-42.

[4] DOWLATI R,KAWAJI M,CHAN A. Two-phase cross-flow and boiling heat transfer in horizontal tube bundles [J]. Journal of Heat Transfer,1996,118(1): 124-131.

[5] 馬衛(wèi)民,陳學(xué)俊, 張鳴遠(yuǎn). 管殼式換熱器內(nèi)氣液兩相流沖刷管束的流型研究[J]. 化工機(jī)械,1994, (1): 8-12. MA W M,CHEN X J,ZHANG M Y. Flow pattern study of gas-liquid two-phase flow cross tube bundle in tube shell heat exchanger [J]. Chemical Engineering & Machinary,1994, (1): 8-12.

[6] SWAIN A,DAS M K. A review on saturated boiling of liquids on tube bundles[J]. Heat and Mass Transfer,2014,50(5): 617-637.

[7] 萬(wàn)立國(guó),任慶凱,田曦,等. PIV技術(shù)及其在兩相流測(cè)量中的應(yīng)用[J]. 環(huán)境科學(xué)與技術(shù),2010, (S2): 463-467. WAN L G,REN Q K,TIAN X,PIV technique and its application in two-phase flow measurement[J]. Environmental Science & Technology,2010, (S2): 463-467.

[8] 陳斌,傅宇晨,郭烈錦,等. 水平管束間氣液兩相流局部含氣率分布的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 化工學(xué)報(bào),2003,54(3): 316-320. CHEN B,FU Y C,GUO L J,Experimental investigation of distribution of void fraction between horizontal tube bundle [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China),2003,54(3): 316-320.

[9] 徐國(guó)平,王啟杰, 楊小瓊. 氣液兩相流沿垂直向下橫掠水平管束時(shí)的流型及其轉(zhuǎn)變特性[J]. 化工學(xué)報(bào),1993,44(2): 250-253. XU G P,WANG Q J,YANG X Q. Gas-liquid two-phase flow patterns and their transition characteristics in vertical downflow across a horizontal tube bundle [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China),1993,44(2): 250-253.

[10] APRIN L,MERCIER P,TADRIST L. Experimental analysis of local void fractions measurements for boiling hydrocarbons in complex geometry[J]. International Journal of Multiphase Flow,2007,33(4): 371-393.

[11] KANIZAWA F T,RIBATSKI G. Two-phase flow patterns across triangular tube bundles for air-water upward flow[J]. International Journal of Multiphase Flow,2016,80: 43-56.

[12] WENPENG H,YUNLONG L,YAN L. Investigation on gas-liquid two-phase flow patterns across an in-line tube bundles[C]//2015 Fifth International Conference on Instrumentation and Measurement,Computer,Communication and Control (IMCCC). IEEE,2015: 761-766.

[13] 羅毓珊,李愛(ài)華,陳聽(tīng)寬,等. 差壓法測(cè)量?jī)上嗔飨嗪实难芯縖J]. 工程熱物理學(xué)報(bào),2004,25(5): 789-792. LUO Y S,LI A H,CHEN T K,Investigation on measurement of phase fraction in two phase flow using pressure drop method[J]. Journal of Engineering Thermophysics,2004,25(5): 789-792.

[14] TRIPATHI A,SINGH A K. A review on heat transfer and pressure drop correlations in solid circular finned tube bundles positioned at inline and staggered arrangement in cross flow [J]. International Journal of Research in Aeronautical and Mechanical Engineering Mechanical Engineering,2015,3: 61-67.

[15] ZHANG K,FAN Y Q,TIAN W X,Pressure drop characteristics of two-phase flow in a vertical rod bundle with support plates[J]. Nuclear Engineering and Design,2016,300: 322-329.

[16] 洪文鵬,王宣宇,陳柄君. 氣液兩相流繞管束流動(dòng)壓降特性實(shí)驗(yàn)研究[J]. 東北電力大學(xué)學(xué)報(bào),2012,32(6): 67-71. HONG W P,WANG X Y,CHEN B J. Experimental investigation of gas-liquid two-phase pressure drop across tube bundle [J]. Journal of Northeast Dianli University,2012,32(6): 67-71.

[17] S?RENSEN K,FRANCO A,PELAGOTTI L,Modeling of a cross flow evaporator for CSP application: analysis of the use of different two phase heat transfer and pressure drop correlations [J]. International Journal of Thermal Sciences,2016,107: 66-76.

[18] KANIZAWA F T,RIBATSKI G. Two-phase pressure drop during upward cross flow in triangular tube bundle[C]//MATEC Web of Conferences. EDP Sciences,2014: 01006.

[19] 林宗虎,王樹(shù)眾. 氣液兩相流和沸騰傳熱[M]. 西安: 西安交通大學(xué)出版社,2003: 104-124. LIN Z H,WANG S Z. Gas-liquid Two-phase Flow and Boiling Heat Transfer[M]. Xi’an: Xi’an Jiaotong University Press,2003: 104-124.

[20] 楊小瓊,王啟杰,王偉,等. TEMA-F型換熱器殼側(cè)油-氣混合物兩相流流動(dòng)特性[J]. 化工學(xué)報(bào),1994, 45(6): 743-747. YANG X Q,WANG Q J,WANG W,Flow characteristics of gas-oil two-phase flow in the shell side of TEMA-F heat exchanger [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China),1994,45(6): 743-746.

[21] HORGUE P,AUGIER F,DURU P,Experimental and numerical study of two-phase flows in arrays of cylinders[J]. Chemical Engineering Science,2013,102: 335-345.

[22] 沈勝?gòu)?qiáng),劉華,馮寅,等. 真空條件下蒸汽橫掠水平降膜管束的流動(dòng)阻力[J]. 化工學(xué)報(bào),2013,64(3): 886-890. SHEN S Q,LIU H,FENG Y,Steam flow resistance across horizontal tube bundle under vacuum condition [J]. CIESC Journal,2013,64(3): 886-890.

[23] 焦鳳,鄧先和,孫大力,等. 管束排列及管間距對(duì)換熱器傳熱性能的影響[J]. 石油學(xué)報(bào)(石油加工),2013,29(5): 836-843. JIAO F,DENG X H,SUN D L,Effects of tube arrangements and longitudinal tube spacing on heat transfer performance of heat exchanger[J]. Acta Petrolei Sinica(Petroleum Processing Section),2013,29(5): 836-843.

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。

聯(lián)系人：趙欽新。第一作者：邵懷爽（1990—），男，博士研究生。