两相流模型（精选10篇）
两相流模型 篇1
煤是一种孔隙-裂隙结构体[1], 瓦斯在煤的微孔隙和裂隙中分别以扩散流动和渗透流动为主, 符合Fick定律和达西定律。近年来, 国内外学者对瓦斯控制技术进行了不同程度研究。前苏联学者考虑瓦斯吸附性质应用线性渗透定理来描述煤层内瓦斯的运动[2]。1975年美国F.S.Karn等对瓦斯通过煤的流动机理进行研究, 得出在煤的细微孔隙系统中瓦斯流动为努森 (Knudsen) 流动而在较大孔隙则为泊肃叶 (Poiseuille) 流动;并得出煤层中瓦斯的渗透率和煤体结构性质相互作用决定瓦斯在煤层中的流动状态[3]。日本北海道大学教授通过变化压差法试验, 指出瓦斯在煤层流动更符合幂定律即非线性渗透定理[4]。瓦斯在煤层的流动过程中, 由于煤体性质, 地应力, 温度以及煤层中水的影响, 所以在研究瓦斯流动状态过程中应该综合考虑这些因素的影响。
我国科研工作者通过长期的研究, 形成以线性渗流定律、Fick定律为基础, 利用流-固-热耦合理论, 在对瓦斯在煤层中的流动状态进行深入研究后, 形成了自己比较完整的煤层瓦斯流动理论体系。
周世宁院士认为瓦斯在煤层裂隙中主要以渗流为主, 或以渗流-扩散为主, 瓦斯压力、透气系数和含量系数是其主要影响参数[5]。以王佑安为代表的“扩散理论”, 1986年杨其銮和王佑安提出了“煤屑瓦斯扩散理论[6,7,8,9]”, 以Fick定律为基础、深入研究了煤屑中瓦斯扩散的规律。辽宁工程技术大学和太原理工大学章梦涛、梁冰教
1.5.2煤岩变形场的定解条件
第一类边界条件:
固体骨架的表面力已知, σijnj=sl (x, y, z) (14)
式中nj边界的方向导数;si为表面力分布函数。
2第二类边界条件:
上述方程和初始条件、边界条件、饱和度约束方程、毛管压力方程、相对渗透率方程、组分约束方程、气体总压与分压约束方程、毛管力方程、相对渗透率曲线方程构成低渗透煤层气、水两相流流固耦合模型。
2未来发展方向
1瓦斯在煤体中以渗流扩散理论为基础, 流固耦合模型将是下一步研究的重点方向。
2基于多物理场流固耦合模型的建立, 综合考虑水分对煤的影响是下一步研究的重点。
3通过数值分析, 定向研究煤与流体耦合, 是未来发展方向。
参考文献
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两相流模型 篇2
燃烧室内喷雾两相流场数值研究
采用贴体曲线网格、RNG k-ε湍流模型和随机轨道法计算了火焰筒内的喷雾两相流动,构造了包括旋流器在内的`主燃烧室计算网格,计算了5种旋流器下的主燃烧室的气流场和喷雾场,分析了不同旋流器对喷雾场和气流场的影响,以及喷雾对气流场的影响,并与实验结果进行了对比.结果显示旋流器叶片角度增大或者外内旋流器流量比的增加,都会导致液滴的喷雾锥角增大.喷雾使气流场的速度减小,旋流强度降低, 随着旋流器叶片角度增加或者外内旋流器流量比的增加,喷雾场对气流场的影响增大.提出了主燃烧室内旋流器设计的改进方案.
作 者：傅勇强 徐行 牛海瑛 作者单位：北京航空航天大学动力系,北京,100083刊 名：燃烧科学与技术 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF COMBUSTION SCIENCE AND TECHNOLOGY年，卷(期)：7(4)分类号：V231.2关键词：燃烧室 喷雾 数值计算 两相流
两相流模型 篇3
【摘要】本文详细介绍了运用Matlab程序软件，对风洞实验中获得的沙粒运动连续高速摄影图像进行程序自动叠加的处理方法，以及对所得图像中运动粒子特征参数的提取和数据的导出途径。这种方法大大提高了风沙两相流高速摄影图像的处理速度，同时最大程度上保持颗粒特征参数提取的完整性和精确性，为风沙起动的研究提供了一种新的途径。
【关键词】Matlab；高速摄影图像；图像叠加；颗粒信息提取和导出
0.引言
沙粒起动形式、起动机制是风沙物理学中风沙运动的关键问题，在学术界中还存在着众多的争议[1]。关于沙粒起动形式和启动机制的研究主要是通过对两相流图像的处理分析来实现。当今两相流图像处理有很多方法[2-4]，通过不同的手段和原理来达到颗粒信息的恢复提取。本文基于Matlab图像处理知识和Matlab函数编译功能[5,6]，总结整理出一种风沙两相流高速摄影图像处理的可行性方法。该方法即提高了图像处理的效率又保证了信息结果的准确性和可靠性，是一种适用性广的风沙图像处理手段。
1.图像的自动叠加处理
1.1分析目标文件夹文件结构并赋予代号
使用dir函数获得指定文件夹下的所有文件,并存放在文件结构体数组中，然后循环处理文件夹里的文件。获取目标文件夹里的文件结构，利用循环语句给每个子文件分别赋予一个号，方便接下来对每个文件的调取处理。
2.轨迹信息提取和数据的导出
2.1颗粒信息提取
2.2数据导出到Excel表
3.结语
本文依靠Matlab工具强大的图像和数据处理功能，完成了风沙两相流高速摄影图像的自动叠加处理和颗粒信息参数的人工恢复提取及数据的导出工作。这种图像处理方法在保证信息提取可靠性的基础上，又提高了图像处理的工作效率，同时这种方法具有很广的适用性，为图像处理类工作提供参考作用。[科]
【参考文献】
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两相流模型 篇4
1 简化的瞬态模型及清管模型[1]
1.1 简化的瞬态模型
对于气体, 将应用近似的稳态假设。气体的连续性方程为mg=ρgQg=ρgVgAg;液体的连续性方程为undefined。
◇ 分层流
在分层流中, 具有局部平衡假设的两相流动量方程为:
undefined
分层流的气体动量方程undefined
◇ 环状流
该区域与分层流相似, 当气体没有湿润管壁时 (Cwg=0) , 分层流的方程对于环状流同样有效。
◇ 泡状流或雾状流
对于这两个区域, 假设在气相和液相之间没有滑移, 则均相模型可以使用。混合液动态方程为undefined。
◇ 段塞流 (图1)
段塞流可分成两个区域:分散泡状流和分层流。对于段塞流, 可以推导出预测段塞速率的最后方程为undefined。为了计算段塞速率, 应该确定段塞内的液体持液率。通过Gregory关联式段塞流内的平均压力梯度可以确定为:
undefined
此处注意Vlf的正方向是上游方向。剪切系数可表示为C=f S/2A, 段塞流的雷诺数小于2 000, 摩擦因子为64/Re。在分层流中, 根据Cohen和Hanratty (1968) 的研究数据, 此处摩擦因子为0.014。在环状流中摩擦因子可通过Wallis (1969) 关联式得出:undefined。确定一个判定管道中流态的标准是十分必要的, 计算程序可以以该标准来判断管道内的流体状态。如果流态改变了, 则连续性方程和动量方程的求解方法也随之改变。流态的预测已被Taitel和Dukler (1976) 、Taitel (1980) 、Barnea (1986) 、Minami (1991) 描述过。现采用Minami (1991) 提出的段塞不稳定性方法。
1.2 清管模型
研究中采用的清管模型是以Minami (1991) 的研究为基础的[1]。根据该模型管道被分成三个区域。①上游瞬态两相流区;②段塞区;③下游瞬态两相流区 (图2) 。为了模拟清管器在管道中的运动, 移动坐标中的质量守恒和动量守恒被应用在段塞流区域内。对于运动控制体和扩大控制体, 以上提及的方程可表述为undefined, 液体段塞长度随时间的变化可根据平移速率和清管器速率的差表述出来, 因此可得到平移速率为undefined。段塞中的液体持液量可由Gregory公式得到, 段塞速率 (Vss) 可通过清管器上游和下游之间的质量平衡得到如下公式ρlVss (Vt-Vp) ElsA+ρlVl (Vl-Vt) ElA= (Pp-Pf) A-ρsgA (Zf-Zp) -τsπdLs, 通过该方程可以求得液体段塞部分的总压降。
1.3 数值求解
为了对简化瞬态模型进行求解, 采用半隐式有限差分方式将连续性方程和动量方程离散化。同时应用对气体和液体的连续性方程采用向后差分逼近, 对压力方程采用向前差分逼近的矩形网格系统。为了模拟清管期间和清管后的瞬态行为, 需要将清管模型与早期描述的瞬态模型耦合到一起。清管器被假设成一个在移动的边界条件, 气体不允许通过该边界, 部分液体可以滑移通过该边界。段塞前部也是一个移动的边界。一般清管器的速率与清管器后部的气体速率相同, 故可通过清管器的速率计算每一时间步的清管器的位置。段塞前部的新位置也可通过清管器的平移速率计算得到。计算得到清管器和段塞前部的位置后, 可以将简化的瞬态模型应用到下游瞬态区域来确定压力。边界条件是管道出口的压力和入口的流率, 压力和流率可通过下游两相流截面和液体段塞部分截面之间应用质量守恒得到。气体的关联式为 (1-Els) (Vt-Vs) = (1-El) (Vt-Vg) , 因此, 通过该方程得到的气体速率可计算得到气体的流率。采取同样的方式可得到液体流率。下游流体区域得到求解后, 便可以通过该方程得到液体段塞部分的压降。这样加上清管器的压降便可以得到清管器上游的压力。清管器的压降可通过Kohda、Suzukawa和Furukawa (1988) 提出的经验关联式计算得到。对于上游流体区域, 可采用另外一维简化瞬态模型进行计算, 该模型给定了气体和液体的入口流率及清管器处的压力作为出口边界条件。
2 TACITE瞬态模型及清管模型
2.1 TACITE流体动力学模型[2]
TACITE模型是一种漂移流动模型, 该模型分解了4个守恒联立方程:质量守恒方程、能量守恒方程、动量守恒方程和热力学闭合方程。TACITE通过一个取决于流动状态稳态闭合关系的曲线来恢复有关相间滑脱的遗漏信息。为了确定相态, 假设每种状态都是两个基本方式的空间与时间的结合:分离流动 (层状流和环状流) 和分散流动。这样间歇流动便可以看作是这两个基本方式的结合, 并且通过分离流的比率β (分散流β=0, 分离流β=1, 间歇流0<β<1) 来确保闭合规律的连续性。因此, 该模型的独创性就在于:动力方程组确保了模型在整个流动状态转换期间的连续性;闭合定律对坡度和流体特性来说保持了其连续性;在计算变量连续性的基础上建立了流态的转换理论。
2.2 TACITE流体热力学模型[2]
TACITE含有最优化的完整的热力学闪蒸, 可保证给定组分的相性质和相平衡计算的可靠性。该闪蒸算式使油-气-水三相平衡计算更加准确。TACITE计算时间会随着跟踪组分数量的增加而增加, 因此计算时实际上不是以定义的实际组分来进行模拟, 而是首先将流体组分分成N个虚拟组分, 再估计虚拟组分的性质。最后在适当的温度压力范围内将虚拟组分的性质加以优化, 用虚拟组分的性质来替代初始组分的多种性质, 这样可以减少组分的数量, 保证流体性质模拟的准确性。设定的虚拟组分最佳分馏界限应使蒸汽质量分数或状态参数方程的目标函数最小化, 这种方法是首次在TACITE中加以应用的。该二进位表示法对于标准流体模拟是十分准确的。
2.3 TACITE流体的热传递模拟[2]
TACITE编码具有四种热传递模拟方法:①使用自己定义的流体温度梯度;②采用稳态计算得到的温度梯度;③瞬时热传递, 即假设在特定的位置径向热传递速率比连续稳态径向温度场的传递速率快;④包括各层间惯性的瞬时热传递, 即假定由于管道及保温材料的热容量的有限性使径向热传递比瞬时温度场的热传递速度快。
2.4 TACITE的数值格式[2]
该数值格式所采用的守恒方程为undefined。该方程是一个非线性双曲型组, 可使迭代循环中和沿管线单元有较好的质量和能量平衡, 同时该方程也是非耗散型的, 可以确保有较好的正面跟踪能力, 可较准确地应用到段塞流的模拟。在段塞流发生时孔隙率波会向两个方向扩展, 这样采用显隐式混合格式来优化计算速度和正面跟踪能力对段塞流的预测便显得十分重要。
2.5 TACITE清管模型[3]
TACITE编码中清管模型对清管过程中的质量守恒充分考虑了管线泄漏影响, 并对清管器前部堆积液体量进行预测;清管过程中的力平衡考虑了清管器两侧压力损失和使清管速度降低的壁面阻力的影响。可设定发球位置和接收位置、清管器的长度和质量, 以及壁面摩擦因子。
3 结果与讨论
3.1 简化的瞬态模型及清管模型的验证[1]
为了验证模型的有效性, 将简化的瞬态清管模拟计算结果与Minami (1991) 所收集的试验站数据进行比较。首先, 对直径80 mm、长420 m的管道进行稳态计算。该管道入口液体流率是0.004 m3/s, 气体流率是0.085 m3/s, 出口压力是183 kPa。清管器在t=66 s时装入发球桶中。在清管操作前所得到的流体状态是分层流。图3显示出了分别位于管道入口64 m和203 m处的两个测量站内压力的变化。将清管器放入发球桶后由于清管器下游流率的降低导致了压力的下降。当段塞前部到达1站时, 压力急剧增加直到清管器通过1站;同时液体段塞长度的增加也导致了压力的显著增加。当段塞进入分离器后, 所有测量站的压力迅速下降。
可以看到, 在清管前后的稳态流动中, 压力预测值和实测值间具有一定的差别, 这表明所使用的稳态计算模型由于具有前面所提及的简化假设使其不是非常准确。所预测的清管器到达收球桶的时间比实际测量时间要短, 这表明所预测的清管器速率要比实测的速率要高。这主要是由于模型中进行了不允许任何气体通过清管器的假设, 然而众所周知, 实际上气体是可以通过清管器与管壁间的间隙的。在预测速率与实测速率之间的差异也导致了清管器运动期间预测的压降要比实际测量的压降要大。
图4显示出了1站液体持液率的变化。所预测的液体持液率的变化与实际观察值很接近, 但在段塞区域持液率的预测存在一定的误差, 这是由于Gregory关联式的不准确造成的。在清管器上游和与稳态模型持液率计算相关的段塞区域下游处的持液率的预测也存在微小的误差。图5显示出了清管期间及清管后管道内液体持液率的分布。可以看到, 清管期间在清管器的后部有一气体区域, 并且在管道入口附近将形成两相流。同时可以看到, 清管后将发生液体重新恢复的现象。
3.2 TACITE瞬态模型及清管模型的验证[3]
将TACITE动态清管模拟计算结果与MIRANDA (1996) 数据库所收集的Bekapai油田数据进行比较 (图6) 。该数据来自于长42 km的集输管线, 管线内充满黏度为1 mPa5s的油品。通过数据对比发现, 清管过程中压力、持液率等参数与简化的瞬态清管模型具有相同的变化趋势。模拟中清管器到达收球桶的时间大约为13 000 s, 比数据库中的时间早了大约600 s。预测的入口压力与数据库数据相比要稍高些, 但在清管器收球处的压力和数据库数据几乎一样。从出口液体持液率上来看, 预测值和实际数据有很好的一致性。对于出口气体流率, 在清管前、清管后和清管期间预测值与实测数据也具有很好的一致性。由于数据库没有收球桶孔板抬起期间的数据, 故无法对该阶段进行比较。因此, 程序计算得出的液体流率较高, 为18 kg/s。
4 结论
简单瞬态清管模型模拟结果与Minami (1991) 得到的试验站数据的比较表明, 除了在段塞内的液体持液率和清管速率由于不允许气体通过清管器的假设造成的微小差异外, 该模型对清管器及段塞等参数的模拟还是比较准确的。上面所提及的微小差异对于实际工程计算和设计来说是安全的, 从该角度看此模型还是十分成功的。
TACITE瞬态清管模型所模拟的数据具有较好的重复性, 且与数据库数据具有很好的一致性, 这主要是由于TACITE模型具有准确的数值格式。此外, TACITE编码中清管模型对清管过程中的质量守恒充分考虑了管线泄漏影响和清管过程中的力平衡, 因此TACITE瞬态模型及清管模型具有较大的优势。TACITE瞬态模型的准确性已得到AGIP、TOTAL和ELF的验证, 特别是通球模型在油气集输领域的有效性也得到了验证[4]。目前TACITE瞬态模型及清管模型已商业化, 并成功地应用于工程设计[5]。
符号说明
mg、Qs——气体的质量流率、体积流率
Vg、Vl——气体速率、液体速率
ρs、ρl——气体密度、液体密度
Ag、Al——分别为气体、液体占据的截面积
yl——液体持液率
Cwg、Cwl、Ci——分别为气体、液体、表面剪切系数
θ——管道的倾斜角
fm——摩擦因子
ρm——密度
Vm——混合流体的速率
D——管道直径
Vs——段塞流速率
Vlf——膜区域液体速率
ls——段塞长度
lf——膜区域长度
l——一个段塞单元的总长度
yls、ylf——分别为与段塞、膜区域相关的液体持液率
Vd——漂移速度
C——通过试验确定的 (文中C取1.2)
fs——摩擦因子
ρs——段塞区域的密度
S——管道的周长
A——管道横截面积
f——通过Hall方程得出的摩擦因子
Dh——水力直径
Re——雷诺数
ε——环状流的环厚度
Els——液体段塞中的液体持液量
E——清管效率或清管器航道后部的含气率
Vp——清管器速率
Vl——段塞前部下游的液体速率
El——段塞前部下游的持液量
Pp——清管器处的压力
Pf——段塞前部的压力
Zp——清管器所在位置管道的高程
Zf——段塞前部所在位置管道的高程
τs——段塞区域平均剪切力
Ls——清管器前部段塞的长度
W——守恒变量
F——流量
S———源项
摘要：对于气液两相流的瞬态模拟, 需要对连续性方程、能量方程及动量方程进行复杂的计算。简化的瞬态清管模型是采用近似的稳态假设和某一流态下两相局部动量平衡的方法, 对连续性方程和动量方程进行适当的简化。TACITE瞬态清管模型是以漂移流动模型的数值分辨率为基础, 可用于多相传输中遇到的有关坡度、流动特性和流动状态的任何情况, 其精确的数值格式可以对混合物组成进行精确的追踪。通过将模拟结果与实测数据进行对比表明:这两种模型的模拟结果均可满足工程需要, TACITE模型模拟数据与实测数据具有更好的一致性。
关键词：瞬态流动,瞬态模拟,清管,段塞流,两相流
参考文献
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两相流模型 篇5
本文以某型直升机粒子分离器为研究对象,在三维非正交曲线坐标系下计算湍流分叉流动和砂粒运动,结合边界条件特殊处理,采用分块计算来考虑叶片对流场的影响,首次对有叶片粒子分离器三维两相流动进行了数值模拟.计算结果与实验值吻合较好.
作 者：侯凌云 严传俊 Hou Lingyun Yan Chuanjun 作者单位：侯凌云,Hou Lingyun(清华大学,工程力学系燃烧组,北京,100084)
严传俊,Yan Chuanjun(西北工业大学七系,陕西,西安,710072)
油水两相流弯管处安全分析 篇6
油田在开发过程中,为保持地层内部压力和提高采收率,需向油层注水开采。当油、水混合物通过井口时,压力降低,流速递增,产生了大量的乳化原油和游离水。钱益斌等[1]认为油田集输能耗占总能耗的40%,因此合理设计油水混输管道将节省大量的建设费用和运行管理费用。油水两相流需要通过管道输送到联合站,而建设管道过程中又不可避免要使用弯管。弯管处油品的流速直接关系到油品输送的安全,而在实际生产过程中,企业按标准规定的“数值”作为安全流速控制值,这种做法是不科学的,有可能会带来事故隐患。油品在输送过程中产生静电的大小与其流速、电阻率等有着直接关系。而弯管处的压差又直接影响冲刷腐蚀和空化腐蚀的产生,因此研究弯管处的速度和压力的变化规律对油水两相流管道的设计和运行有重要意义。杨笑源[2,3]通过实验得出油品流速是导致静电产生的最关键因素,并采用GM(1,N)模型对静电产生量进行数值预测;Talhi M[4]则从化学角度解释了油品中的自由基也是影响油品带电的另一个重要因素。相对而言,弯管内油水两相流的静电研究相对较少。受到弯管曲率的影响,弯管中油水两相流的流动要比直管内的流场复杂的多,并且弯管处油品处于紊流状态时,油流的对流强度和紊流所产生的搅拌作用增强,从而促进管壁处电荷的分离和更多电荷进入油中[5],增加了油品静电事故的危险;根据相关规定[6],油品电阻率为105≤ρ≤109Ω·m时,允许流速≤5 m/s,而我国原油电阻率大多数在此范围内,所以为了保证油品输送的安全,要求管道内出现的最大速度不应超过5 m/s。同时,由于弯头处流体方向改变导致流体的速度和压力发生突变,极易发生冲蚀作用,甚至造成破裂、穿孔等[7,8,9]。所以,有必要对弯管内油水两相流的速度和压力进行分析。目前,众多国内外学者[10,11,12,13]对水平管的油水两相流的流动规律进行了研究,并取得了一些很有价值的成果。马皓晨[14]、卢春[15]和许承[16]分别用PIV、LDV和热线测速系统对90°弯管内部流场进行了实验研究,而马坤[17]、董亮[18]、Kim J[19]和Wang Y[20]分别用标准k-ε湍流模型、LES模型、RNG k-ε湍流模型和DES模型进行模拟研究,但是他们的研究弯管内介质主要是水和气体,而对于弯管内的油水两相流研究很少。因为弯管处有二次流,而RSM(雷诺应力方程)比单方程和二方程模型考虑了流线型弯曲、漩涡变化,对于复杂流动有更高的精度预测的潜力,因此采用RSM湍流模型对弯管处流体的流动情况进行模拟。
1 模型建立
1.1 几何建模与网格划分
针对DN100-DN600的管道进行了模拟,文中模型(见图1)仅以DN600管道为例,φ620 mm×10 mm的水平弯管内径为600 mm,弯管角度为90°,弯管中心线到圆心距离为1 800 mm。为了克服入口端面效应的影响,在弯管前后各取5 m直管段。通过FLUENT前处理软件GAMBIT建立管道的三维模型并采用Cooper方法对整个管体进行网格划分,节点数78 177,单元数72 828,生成结构性网格如图2所示。基于转相点的含水率,将含水率为0~15%的两相流视作纯油层,85%~100%的两相流视作纯水层[21],所以本文选取含水率20%~80%的油水两相流进行研究,同时考虑重力加速度方向为Z方向。由于油水是两种互不相溶的液体,为了便于分析,本文对油水两相流做了如下假设:(1)流体做稳定定常流动,流体充满管道,不含气泡;(2)流体具有不可压缩性和流体连续性;(3)弯管弯曲角为90°,保持同一曲率半径,弯管本身椭圆度可忽略不计,管内壁光滑;(4)忽略温度变化;(5)忽略油水之间的乳化作用。
1.2 计算模型的建立
1.2.1 基本控制方程
对不可压缩流动,将连续性方程与Navier-Stokes方程时均化后,得到其在直角坐标系下的控制方程。
式中:xi、xj(i,j=1,2,3)代表坐标分量;ui、uj(i,j=1,2,3)为时均速度分量;p为时均压力;μ为流体的动力粘度;ρ为流体密度;为雷诺应力分量。
1.2.2 湍流方程
通过求解下列雷诺应力输运方程来封闭基本方程:
其中,右端各项(扩散项Dij、应力产生项Pij、压力应变项φij,粘性耗散项εij的具体形式为:
式中:ε为湍流耗散率,克罗内克函数;μt为湍流粘度,这里C1=1.8,C2=0.6,C1ε=1.44,C2ε=1.92,σk=0.82,σε=1。k为湍动能,这样就形成了封闭的雷诺应力方程组。
1.2.3 混合模型连续方程和动量方程
这里是质量平均速度,是混合速度,是第k相的体积分数,Suser是用户定义的质量原的质量传递,F是体积力,μm是混合粘性。
2 计算结果与分析
2.1 边界条件与计算方法
弯管内流体为油水两相流,其中原油密度为825.7kg/m3,运动粘度为16.0×10-6m2/s;多相流模型选用Mixture模型,入口采用VELOCITY_INLET(速度入口),出口采用OUTFLOW(自由流),壁面施加无滑移固壁条件。动量方程、容积率、湍动能方程和湍动能耗散率等均采用一阶迎风差分格式,压力与速度的耦合选择SIM-PLE算法求解,压强计算采用PRESTO!格式。数值模拟时,采用RSM(雷诺应力方程)进行求解,具体结果如下。
2.2 入口速度一定,含水率不同,速度场和压力场分析
根据已知边界条件和方程,对入口速度为5 m/s,含水率分别为20%~80%的油水两相流进行模拟(本文仅列出入口速度为5 m/s的速度云图和压力云图)。由图3可以看出,最大速度均出现在弯管内拱壁处和弯管下游直管段外侧壁出口处。从图4可以看出,在入口速度一定的情况下,随着油水两相流中含水率的增加,弯管中的最大速度逐渐降低,造成此现象的主要原因是随着油水两相流流入弯管,流向会发生改变,并产生离心力。在离心力作用下,弯管内侧壁的牵引作用会使流体对管壁的压力减小,使弯管内侧的比压能转化为流体动能,因此在弯管内拱壁处的速度是最大的。同时,靠近管中心处的油水两相流的离心力比管壁附近的离心力大,由于存在这个不平衡的状态,就出现了二次流,在离心力和二次流作用下会使流体流经弯管时的速度方向和大小发生改变,因此弯管下游直管段外侧壁面的速度也是最大的。由于入口速度是一定的,在弯管内侧的流体动能是定值,并且水的密度大于油的密度,所以随着油水两相流中含水率的增加,两相流的质量也逐渐增大,油水两相流的最大速度减小。由图5可知,在含水率和入口速度一定时,随着管径的增加,弯管处的最大速度呈现逐渐减小的趋势。
由图6可以看出,弯管内最大压力均出现在外拱壁处,最小压力均出现在内拱壁处,并且弯管处压力分层明显,从外拱壁到内拱壁压力呈依次递减的拱形梯度分布。在入口速度一定时,“弯管上游直管段→弯管内侧壁→弯管下游直管段内侧壁面”的压力变化趋势为“减小→减小→增大”,而“弯管上游直管段→弯管外侧壁→弯管下游直管段外侧壁面”的压力变化趋势为“减小→增大→减小”,造成此现象的主要原因是流体在流经弯管处时受离心力作用,大量流体被甩向曲率半径较大的外壁面,从而使动能转化为静压能,所以会出现弯管外拱壁处的压力最大,弯管内拱壁处的压力最小的现象。在弯头上游直管段管道压力沿着流动方向逐渐减小的原因是流体在流经弯管时,由于外侧流体收缩,靠近内侧的流体扩散,产生旋涡,形成较大的管内流体阻力;同时,由于弯管处的旋涡产生和二次流所致的动能损失,造成了压力局部损失,使得弯管下游直管段外侧壁面上的压力值减小。
2.3 入口速度不同,含水率一定,速度场和压力场分析
根据已知的边界条件和方程,分别对含水率为20%~80%(入口速度分别为4.0、4.1、4.2、4.3和5 m/s)的油水两相流进行模拟(本文仅列出含水率50%的速度云图和压力云图)。通过对含水率20%~80%的油水两相流进行模拟和origin软件对各点进行拟合后可得出如下结论:
1)当管道内径为200 mm时,含水率在20.24%,入口速度为4 m/s;含水率为38.93%,入口速度为4.1m/s;含水率为67.89%,入口速度为4.2 m/s时,弯管处最大速度达到5 m/s(即安全输送值)。因此,当含水率为20%~20.24%时,入口处最大允许流速不应超过4m/s;当含水率为20.24%~38.93%时,入口处最大允许流速不应超过4.1 m/s。当含水率为38.93%~67.89%时,入口处最大允许流速不应超过4.2 m/s;当含水率为38.93%~67.89%时,入口处最大允许流速不应超过4.3 m/s。
2)当管道内径为300 mm时,含水率为23.66%,入口速度为4.1 m/s;含水率为55.35%,入口速度为4.2m/s时,弯管处最大速度达到5 m/s(即安全输送值)。因此,当含水率为20%~23.66%时,入口处最大允许流速不应超过4.1 m/s。当含水率为23.66%~55.35%时,入口处最大允许流速不应超过4.2 m/s;当含水率为55.35%~80%时,入口处最大允许流速不应超过4.3m/s。
3)当管道内径为400 mm时,含水率为35.62%,入口速度为4.2 m/s时,弯管处最大速度达到5 m/s(即安全输送值)。因此,当含水率为20%~35.62%时,入口处最大允许流速不应超过4.2 m/s;当含水率为35.62%~80%时,入口处最大允许流速不应超过4.3m/s。
4)当管道内径为500 mm时,含水率为34.56%,入口速度为4.2 m/s时,弯管处最大速度达到5 m/s(即安全输送值)。因此,当含水率为20%~34.56%时,入口处最大允许流速不应超过4.2 m/s;当含水率为34.56%~80%时,入口处最大允许流速不应超过4.3m/s。
5)当管道内径为600 mm时,含水率为23.32%,入口速度为4.2 m/s;含水率为72.88%,入口速度为4.3m/s时,弯管处最大速度达到5 m/s(即安全输送值)。当含水率为20%~23.32%时,入口处最大允许流速不应超过4.2 m/s。当含水率为23.32%~72.88%时,入口处最大允许流速不应超过4.3 m/s;当含水率为72.88%~80%时,入口处最大允许流速不应超过4.4 m/s。
由图8可知,在含水量一定的情况下,随着入口流速的增加,弯管外拱壁压力增大,而弯管内侧拱壁压力降低。弯管外侧壁流体对管壁的压力最大,形成的冲击作用最强,容易破坏管壁金属氧化膜,使管道的金属材料进一步暴露出来,加快腐蚀介质对管道的腐蚀,形成冲刷腐蚀;如果管壁上存在缺陷,就极易发生穿孔,导致原油泄漏。而弯管内拱壁压力降低到油流的饱和蒸汽压时,当油水两相流在极短时间内通过此区域时则该点的液体就会气化,产生大量的水蒸气和气泡,它们会与流体以相同的速度流动。由于弯管段流体的流向发生急剧变化而形成湍流,气泡与管壁碰撞溃灭概率增大。当流体流入下游直管段压强较高的区域时,从正对着壁面的一侧有很小的液体射流进入此气泡而开始发生爆聚,尽管这些射流很小,但它们以高频率不断地出现,在与气泡崩塌所导致的激波结合在一起,就可能使壁面材料损坏,管材发生变形,易发生空化腐蚀,形成微孔,且气泡崩塌过程常伴有噪音和振动,长时间连续作用会导致管壁破坏,对管道的安全运行带来极大的危险。
3 结论
1)当入口速度/含水率一定时,随着油水两相流的含水率/入口速度增加,最大速度出现在弯管内侧壁处及弯管下游直管段外侧壁处,弯管处压差升高,压力分层明显,从外拱壁到内拱壁压力呈依次递减的拱形梯度分布,其中弯管外侧壁的压力逐渐增大,弯管内侧壁的压力逐渐减小,“弯管上游直管段→弯管内侧壁→弯管下游直管段内侧壁面”的压力变化趋势为“减小→减小→增大”,而“弯管上游直管段→弯管外侧壁→弯管下游直管段外侧壁面”的压力变化趋势为“减小→增大→减小”。
2)空化过程往往从弯管内拱壁与弯管下游直管段内侧的交界处(一般为焊缝处)开始发生,因此在实际设计中,应增加弯管下游直管段内侧壁的壁厚,以防止空化腐蚀造成的危害。
浅析空分装置两相流基本原理 篇7
气液两相流的流动过程十分复杂, 与单相流体的流动机理不同, 并且普遍存在于许多工程流体中。由于两相流管道内壁持液, 使管内径变小;气液两相间产生相互运动, 导致界面流动损失;液体在管中起伏运动产生能量损失等因素, 两相流的压力降比相同质量流速的单相流大得多。
从工程应用的角度来看, 研究两相流的意义在于确定流体的换热特性和压降特性, 而由于空分装置中的两相流被认为是不加热管中的流动, 所以主要研究压降特性。而压降的大小直接影响着装置的能耗和设备的投资, 准确可靠的两相流工程设计, 可以避免由于两相流流路压降过大而液体不能全量输送到终端, 可以确定准确的阀门安装高度, 可以判断通过具体那种方式来解决两相流问题。
对于日趋大型化的空分装置, 两相流管路压降的大小对装置的能耗和投资影响更加明显, 甚至可能由于错误的两相流设计而导致整套空分装置不能达到设计值, 因此对空分两相流的研究作用显得更加重要。
2 两相流流型
两相流动型式就是气液两相流动中两相介质的分布状况。两相流的压降及两相流的不稳定性的研究, 是与流动型式密不可分的, 流动型式取决于气泡份额和相分布, 流动型式的不同, 对压降起主要作用的因素是不同的, 因而计算压降的公式也有差别, 另外流型的转变还会引起流动的不稳定性。
由于空分冷箱内两相流水平管段一般距离较短, 水平管内的阻力损失相对与垂直管来说, 所占比例甚小, 因此空分冷箱内两相流计算, 经常忽略水平段的两相流阻力损失, 仅考虑垂直管段计算, 并按照闪蒸型不加热垂直管考虑。计算时可以把管道分成若干小段, 每一段按照非闪蒸型两相流模型计算。为了使用方便就采用流型图的方式来表征两相流。流型图是二维图形, 它表示了各种流型存在的参数范围。
对于两相流流型的研究, 世界上有很多中理论, 由于两相流动边界条件的复杂性和多变形, 至今尚无一种理论能够精确的模拟计算出实际的两相流动。但针对不同介质在不同状态下的两相流动状态, 有很多理论研究的结果仍然能够满足工程设计的需要。
对于空分装置中的垂直管道两相流, 目前应用比较广泛的理论是HewittRoberts垂直管道气液两相流理论, 并且经过大量的实践验证能够行之有效。
Hewitt-Roberts流型图是基于管径31.2mm, 压力0.14~0.59Mpa的空气-水混合物试验, 以每一相的表观动量流通量作为流型图的横纵坐标。把非闪蒸型垂直管气液两相流分为五种流型, 具体如图1。
气泡流:气相含量很少, 少量的气体呈气泡分散在向上流动的液体中, 可近似看成纯液体, 一般出现在阀前。当气体流速增加时, 气泡的尺寸、速度及数量也增加。
柱状流:出现在泡沫流和环状流的过渡区, 由于小气泡的凝结长大而产生的, 气相含量为:质量含量<2.4%, 体积含量<43%, 不规则的气泡上升。液体和气体交替呈柱状向上移动, 由于液体块和气泡互相尾随着出现, 造成了流道内很大的密度差和流体的可压缩性, 容易出现流动不稳定性, 即流量随时间发生变化。随着系统压力的升高, 液体表面张力减小, 不能形成大气泡, 因而, 柱状流存在的范围较小, 当压力特别高时观察不到柱状流。此状态在任何情况下均应该避免。
泡沫流:气相含量为:质量含量<3.9%, 体积含量<56%, 泡沫流是由于大气泡破裂所形成的湍动紊乱的流型, 这种流动的特征是振荡型的, 液相在通道中交替地上下运动, 像煮沸的乳液一样, 一般来说, 这也是一种过渡流型。此状态在任何情况下也均应该避免。
环状流:液体携带着气泡上升, 液体以小于气体的速度沿管壁向上移动, 气体在管中心向上移动, 部分液体呈液滴夹带在气体中, 当气体流速增加时, 夹带也增加。当气相含量比泡沫流还高时, 湍动紊乱现象逐渐消失, 块状流被击碎, 形成气相轴心, 从而产生环状流。环状流的特征是液相沿管壁周围连续流动, 中心则是连续的气体流。在液膜和气相核心流之间, 存在着一个波动的交界面。由于波的作用可能造成液膜的破裂, 使液滴进入气相核心流中, 气相核心流中的液滴在一定条件下也能返回到壁面的液膜中来。这种流动型式在两相流中所占的范围最大, 是一种最典型的稳定流动型式, 一般发生在节流阀后。
雾状流:液体携带着气泡上升, 当气体流速增加时, 全部液体离开管壁呈微细的液滴, 被气体带走。这种流型和环状流很接近, 只是在气芯中液体弥散相得浓度足以使小液滴连成串向上流动。这种流动型式也是一种可以接受的稳定流体, 一般发生在节流阀后。
以上五种流型中, 环状流和雾状流两相流体的流动最为稳定, 阻力损失也最小, 合适比例的气相能够将液相一起带入需要到达的高度, 这两种流型才是空分两相流中可以接受的流型。因此, 两相流计算的目的, 就是要通过工程手段, 将垂直上升管内的两相流流型调整到可以接受的环状流和雾状流流型。
3 垂直管道中的气液两相流流型转换
实际中从一种流型转变向另一流型的演变并非突变, 而有一个过渡过程, 相应地, 当采用象压力、流量、含气率等流动参数等宏观特性表征流型时, 不同流型之间的边界是一个过渡带而不是明显的分界线。为了实现流型的调整, 需要了解流型之间相互转换的机理 (见图2) 。
气泡流-柱状流转换:部分研究认为气泡流流体内形成了空隙波, 在这些波的内部, 气泡逐渐靠近更加容易结合, 这样就形成了柱状流。
柱状流-泡沫流转换:泡沫流的本质就是正在发展中的柱状流, 泛流波只在泡沫流中始终出现, 而不会在柱状流和环状流中出现。这种波会不断重复的在泡沫流中形成, 并且向上传送液体。在连续的泛流波之间, 在靠近管壁处, 气液交界面处的液相会返向流动, 并最终被下一个上升移动波给带走。泡沫流的开始往往都伴随着压力梯度的急剧增加。
泡沫流-环状流转换:在泡沫流区域以后, 随着气体流速的增加, 压力梯度开始会降低并达到一个最小值。泛流波以及与之相关联的强烈的气液交互作用促进了大的压力梯度, 当泛流波消失时, 压力梯度也相应的减小。随后压力梯度又会随着气流率的增加而再次增加。在形成环状流时, 液膜处没有逆流。这中状态可能导致了压力损失最小, 并且这也是是否存在逆流的分界点。尽管泡沫流和环状流在管壁都有液体层, 管道中间是气流核心, 但是这两种流体型式中流体的属性却完全不同。
环状流-雾状流转换:这个过程可能是由于临界的液体动力冲击而至, 这种转变都是靠一些主观的判断。
4 垂直管道气液两相流压力降理论计算
管道均视为光管, 垂直管道气液两相流管路总压力降由重力压力降、速度压力降和摩擦压力降组成:
重力压力降:
由于管道出口端和进口端标高不同而产生的压力降称为重力压力降, 可以是正值或负值, 计算公式为:
当气体压力低、密度小时, 可忽略不计;但压力高时应计算。
速度压力降:
Le--管线的总有效长度 (包括阀门、管件等的当量长度, m) 。
uh--气、液两相混合物流速, m/s
f--气、液两相混合物的摩擦系数, 无因次。
di--管道内径, m
当Re>4000时, 摩擦系数
当Re<=2100时, 摩擦系数
当2100<Re<4000时, 摩擦系数
结语
空分冷箱内的存在两相流的流体很多, 需要经过严格地两相流计算的位置主要包括:液空从下塔到上塔 (从下塔下部或中部抽取的污液空进上塔和下塔底部液空进上塔或粗氩冷凝器和精氩冷凝器) , 液氮从下塔到上塔, 高压液体节流进下塔, 透平分离器后液体进上塔。具体的两相流计算方法将在后期“空分装置两相流计算方法介绍”文章中进行详细
摘要：本文简要介绍了空分装置两相流的工程意义以及基本原理, 着重分析了Hewitt-Roberts非闪蒸型垂直管道两相流理论的各种流型, 为使用该理论进行空分装置两相流计算提供了设计参考依据。
关键词：非闪蒸型垂直管道两相流,流型,Hewitt-Roberts
参考文献
[1]HG/T20570.7-95管道压力降计算[Z].
[2]SH/T3035-2007石油化工企业工艺装置管径选择导则[Z].
两相流模型 篇8
气力输送是以空气为载体在管道中输送粉尘或者固体的技术, 气力输送系统是一种以高压罗茨风机或回转式风机为压气设备, 以气锁阀为供料设备的输送系统。气力输送技术因其具有输送效率高、能耗低、污染少、设备简单可靠等优点现在越来越多的用在发电、食品加工、化工等领域。
气力输送过程中, 压力沿着管道是逐渐降低, 这会使得空气膨胀, 气体与固体的相对速度增大, 导致气固两相对管道的撞击和磨损加剧, 输送距离越长, 磨损越严重, 在管路系统中安装一个扩张型的管道能有效的缓解这个问题。王琨等人用试验的方法得出了在水平渐扩管气固输送能力与固气比、扩散角、管径比等因素有关。李勇等人对试验进行了改进, 得出了管路系统安装一个渐扩的管道能有效缓解气固在运行中的磨损问题。衣华等人通过对渐扩管的研究发现渐扩管能使得气流速度减低, 把气体速度能转变成压力能, 从而减小气固对管路的磨损。
可以看出, 对气力研究管路的研究目前已经取得了很大的成就, 但大部分人仅仅集中在试验研究这块, 很少有人从理论和模拟的角度对其机理进行分析。本文利用FLUENT软件对气固两相流在水平扩散管中的流场、压力场规律进行分析。
1 模型建立
1.1 物理模型建立
渐扩前后两管段管径分别由d与D表示, 其值分别为60mm和80mm;扩散角度分别为4°6°、8°、10°、12°。管路总长为900mm。
1.2 理论模型建立
1.2.1 基本假设
选择主控方程为N-S方程, 为了便于计算, 忽略一些对研究重点和预期没有影响或者影响很小的因素, 作如下基本假设:
(1) 忽略气体体积力的作用;
(2) 介质为牛顿流体, 即剪切应力与速度梯度成正比;
(3) 表面无滑移, 即附着于界面上的流体质点的速度与界面上该点的速度相同;
(4) 与黏性力相比, 忽略惯性力的影响, 包括流体加速度的惯性力和流体膜弯曲的离心力;
(5) 模拟过程中, 气体与固体无滑移动, 即气体与固体速度一样。
1.2.2 理论模型建立
(1) 雷诺方程。基于以上假设, 由黏性流体运动方程 (NavierStokes方程) 推导出适合本研究模型的理论方程为:
连续相动量方程为:
其中:i为体积分数;i为密度;uir为速度矢量;i为切应力, 下标i和l分别代表气相和固相;p为压力;Kil为动量交换因数, t为时间, g为重力加速度。
1.3 湍流模型
假定从进口进入的气固混合相是恒定的, 基于时均化的Navi er-Stokes方程, 采用标准的k-ε湍流模型来确定湍流黏性系数。气固交换系数采用Wen-Yu模型, 颗粒碰撞归还系数设为0.85;采用SIMPLEC算法求解压力速度耦合方程组, 控制方程对流项的离散采用一阶迎风格式, 扩散项、源项采用中心差分格式。
2 边界条件设定
边界条件设定。根据水平渐扩管的特点, 由连续介质假设和质量守恒定律设定进口为压力进口, 进口压力为0.1MPa, 湍动能的进口值取进口平均动能的0.5%, 进口湍动能耗散率按照下列公式计算:
其中:Kin为进口处的湍动能;yin为近壁计算点到壁面距离;K为卡门常数, 取K=0.42.出口为自由出流, 固体壁面满足无滑移边界条件, 湍流壁面采用壁面函数边界条件。
3 模拟结果及分析
本文模拟了固体颗粒的体积分数为5%, 颗粒直径为0.005mm扩散管扩散角为4°、6°、8°、10°、12°这5中工况下的内部流场、压力场、湍动能场情况, 通过模拟结果渐扩管气固两相流的一般规律以及不同角度扩散管对其的影响规律。
图3是扩散管在6°时固体颗粒在管道中的分布情况, 从图中可以看出, 在进口处, 固体颗粒的体积分数为5%基本不变, 但当进入扩散区后, 固体颗粒的百分比沿径向分布是壁面附近低, 中间区域高, 因而在同等条件下, 采用扩散管进行气力输送时, 扩散区域壁面磨损较小。
图4、图5分布为渐扩管压力分布图、速度分布图。从图中可以看出, 在渐扩管进口端, 压力低, 速度高, 而在渐扩区域, 压力呈现梯度变化, 压力逐渐变大, 气固速度逐渐变小, 渐扩区域结束完后, 压力和速度基本保持不变。经过渐扩管后, 压力升高, 速度降低, 这不仅仅可以提高气力输送的距离, 因速度降低, 可以减小固体颗粒与输送管路壁面的碰撞相对速度, 降低管道的磨损, 提高管道使用寿命。
图6为湍动能分布云图, 湍动能越高, 表明两相流消耗的能量越多, 这是因为湍动能越高, 流体涡旋越强烈。从图中可以看出, 湍动能最高的区域不是发生在渐扩区域, 而是在管道没变化的区域, 渐扩部分湍动能最低, 能量损失最小。这说明渐扩管具有节能的效果。
图7为不同扩散角的水平渐扩管渐扩区域湍动能的平均值的对比图, 从图中可以看出, 随着角度的增大, 湍动能先是逐渐减小, 8°角时, 湍动能最小, 当角度超过8°时, 湍动能不断增大。这说明对于此模型下的渐扩管, 8°是其最优的扩散角。
4 结论
本文应用Fluent软件模拟水平渐扩管气固两相流流场, 通过分析得到如下结论。
(1) 渐扩管渐扩区域, 固体颗粒壁面附近浓度较低, 离壁面越远, 颗粒浓度越高, 这说明渐扩管可以减小颗粒与固体颗粒的碰撞, 减小管路的磨损, 延长管路使用寿命;
(2) 因渐扩管的作用, 使得管路内混合物的速度能转化成压力能, 这不仅提高了混合气体的运输能力, 而且可以降低混合物与壁面碰撞的相对速度, 提高管路的使用寿命;
(3) 对于本文所用的模型, 当渐扩管渐扩角度为8°时, 此时的湍动能最小, 能量损失最小。
参考文献
[1]刘宗明, 段广彬, 赵军.低速高能效的浓相气力输送技术[J].中国粉体技术, 2005, 11 (05) :5-29.
[2]张国威, 周国强, 刘金梅.基于热一结构耦合的干气压缩机出口输气管道应力分析[J].流体机械, 2011, 39 (12) :43-46.
固液两相流泵的关键技术分析 篇9
1 渣浆泵的设计思路
1.1 渣浆泵的设计理论
渣浆泵的设计是基于两相流理论的基础上, 其基本观点是:混合液中的固液两相流在流场中存在着速度差, 有着各自的速度场, 固体颗粒的存在将使液体的速度场产生畸变。当固体颗粒的速度小于液体速度时, 固体颗粒相对于液体产生相对阻塞作用;当固体颗粒的速度大于液体速度时, 固体颗粒相对于液体产生相对抽吸作用。一定量的固体形成一定形式的边界条件, 边界条件又影响湍流结构。因此, 解决两相流问题的关键在于如何解决固体颗粒对两相流湍流结构的影响、固体颗粒的跟随性以及在复杂边界条件下的运动模型。
1.2 渣浆泵的设计要求
根据固液两相流理论设计的渣浆泵应满足下列设计要求:
1.2.1 高效节能
两相流泵的水力设计是以固液两相流场设计的, 再加上合理的叶片进出口角度、良好的叶片型线和合理的叶片宽度, 所以, 两相流泵具有新的能量转换规律, 可实现高效节能的效果。
1.2.2 抗磨损、耐腐蚀
两相流泵的流道设计符合固体流场的变化率, 固体沿着叶轮型线运动, 叶轮发生的主要是摩擦磨损, 采用较大的叶片宽度和较小的叶轮外径有利于减少磨损, 泵的气蚀性能随着流量的加大变化比较平稳。
1.2.3 过流能力大
两相流泵的水力设计充分考虑了固体的运动情况, 一般情况下, 较少的叶片数、较大的叶片进出口角度和较大的叶片宽度等都有利于防堵。
2 渣浆泵的技术关键
优秀的渣浆泵设计, 应具有良好的水力性能和密封性能。同时, 由于浆体的冲蚀和磨损作用, 使过流部件的结构及使用寿命成为非常重要的应用指标。因此, 渣浆泵的技术关键就是过流部件的合理结构、密封和磨损。
2.1 过流部件的设计
2.1.1 叶轮的设计
在叶轮的设计中, 需要考虑如下一些关键问题:a.为避免在叶轮进口处发生“相对堵塞”情况, 叶轮进口参数的选择要相互补充, 以保证获得较好的吸入性能。b.根据JB/T8096-98的行业标准要求, 叶轮出口过流尺寸不能太小。同时, 要控制固液速度比和压力梯度, 防止在叶轮出口处产生“相对抽吸”现象。c.叶片包角应取较小值, 防止由于惯性作用, 固体大颗粒在叶片进口处和叶片工作面撞击后反弹, 使其在叶片间流道中的运动轨迹包角减小。
2.1.2 涡壳的设计
在涡壳的设计中, 要充分考虑叶轮和涡壳的匹配关系, 避免涡壳喉部流速过高, 使过流部件的磨损加快。
2.2 密封的选择
渣浆泵的密封主要是指轴封, 由于长期受固体颗粒的侵蚀和磨损, 使轴封失效, 从而致使介质外泄, 缩短渣浆泵的寿命。实际的渣浆泵设计或选型可根据工况条件和密封要求等有不同的选择。
2.2.1 填料密封
这种密封结构简单、价格便宜、可靠, 适用于高扬程和高吸程, 使用较普遍。缺点是高速时效果差, 固体颗粒进人后磨损快, 盘根消耗大。
2.2.2 动力密封
由附设在叶轮后盖板上的背叶片以及与叶轮同轴旋转的副叶轮构成, 只在泵运行时起密封作用, 一般用于低压工况和倒灌状态, 且通常与填料密封联合使用。缺点是功耗较大, 对串联用泵有时反而增加轴向力, 对护板寿命也不利。
2.2.3 机械密封
机械密封结构复杂, 价格高, 维护较难, 对于有不允许泄漏、稀释要求的工况时经常选用这类密封。但对于渣浆泵, 由于当固体颗粒进入动静环接触端面后, 密封端面间长时间夹渣运转会造成磨损引起泄漏。因此, 需采用隔膜, 设密封环、迷宫间隙、分离及过滤装置等应用。
泵的密封问题是泵设计的重要因素, 对渣浆泵又尤显重要, 其今后的发展重点是组合密封和高压密封。
2.3 磨损
渣浆泵的磨损应该在磨损机理和耐磨材质两方面进行研究。
2.3.1 磨损机理
浆体自吸入管道进入泵的流道至从排出管排出, 其本身的运动特性不断变化。磨损也是多种形式的, 在叶轮入口, 浆体的流动方向由轴向转为径向, 粒径较大的颗粒会撞击叶片的头部区域, 并且液体在绕流叶片时易出现流动分离;在叶轮出口附近, 液流容易产生脱流;流出叶轮进入护套的液流, 颗粒由于仍具有一定的惯性而向护套边壁移动, 造成颗粒在近壁处聚集等等。对于小质量颗粒, 向叶片的靠拢速度慢, 一般在出口处产生磨损, 大质量颗粒一般要与叶片进口部位的头部相撞, 产生严重磨损。此外, 固体硬度直接影响磨蚀速度。
2.3.2 磨损危害及抗磨措施
磨损不仅导致渣浆泵的材料损失, 同时使得渣浆泵的性能变差。遭受磨损的过流件表面材料流失后, 流动边界发生变化, 往往使泵内流动状态恶化, 严重时会诱发汽蚀, 导致磨损和汽蚀的联合作用, 使得泵的磨损更快、性能下降更迅速。
抗磨措施从以下几个方面考虑:a.水力设计方面, 叶片设计是叶轮设计的关键, 渣浆泵的叶片设计不同于清水泵的情况, 要充分考虑固液两相的流动差异对泵性能及磨损的影响。通常对比转速较低的渣浆泵可采用进口处扭曲, 出口处为圆柱型的叶片, 这样有利于叶轮的制造。b.运行方面, 渣浆泵的使用寿命和运行周期内的性能与其运行维护有很大的关系。所以在渣浆泵的使用中, 应根据磨料磨损规律, 在渣浆泵的选型时尽量考虑选择合适的运行参数, 使泵处于良好的运行状态, 并注意在实际操作中实时调节, 以达到高效节能、抗磨节材的运行效果。c.抗磨材质方面, 较好的材质可延长渣浆泵的使用寿命, 也可提高泵在有效运行寿命内性能的稳定性和可靠性。
3 结论
按两相流理论进行水力设计的渣浆泵, 由于考虑了固体颗粒的存在, 在设计中又充分考虑结构、轴封、磨损与材质等因素, 所以能够减轻介质对过流部件的磨损, 提高其可靠性与使用周期。
摘要：以离心渣浆泵作为研究的主要对象, 通过对渣浆泵的设计理论及渣浆泵设计所能达到的要求进行了分析, 得出固液两相流泵的技术关键就是过流部件的合理结构、密封和磨损, 同时对过流部件的设计、密封方式及磨损机理等进行了分析。
关键词：两相流,渣浆泵,过流部件,磨损
参考文献
[1]关醒凡.现代泵设计手册[M].北京:宇航出版社, 1995.
[2]董星, 马安昌.耐磨离心式渣浆泵的设计[J].煤矿机械, 2001, (4) :6-8.
[3]陈次昌, 刘正英等.两相流泵的理论与设计[M].北京:兵器工业出版社, 1994.
[4]韦章兵, 吴艳丽.渣浆泵的技术关键[J].矿山机械, 1999, (11) :56-58.
[5]陈勤伟, 莫志扬.80LZ-410渣浆泵的设计思想与实践[J].水力采煤与管道运输, 2000, (4) :16-20.
[6]陈九泰, 顾广运.大粒度渣浆泵设计实例[J].水泵技术, 2003, (4) :16-19.
气固两相流下球阀磨损特性研究 篇10
在石油天然气工业中,旋塞球阀常被用于钻柱内防喷系统,以预防和处理钻柱内井喷,但近年钻井技术的充分发展使得钻具的工作环境越来越恶劣,钻柱常受到含有固体杂质的气流或液流对其的冲蚀而发生磨损[1],而旋塞球阀作为钻柱的关键设备,其在气固 两相流下 受磨损而 失效的现 象尤为严重[2]。
阀门的磨损问题广泛存在于含固相颗粒输送的工程中,因此许多学者针对阀门的这一问题进行了试验研究。Nфkleberg等[3]对石油天然气工业上常用的针形节流阀进行了关于冲蚀磨损问题的试验研究,观察并分析了阀门各处在气固两相流下的磨损情况。Wheeler等[4]对近海闸阀在不同内涂层下的壁面磨损情况进行了试验研究,并观察了受到磨损后闸阀壁面的微观形态。Fang等[5]针对电液伺服阀的冲蚀磨损问题建立了物理失效模型,并对模型的准确性进行了实验验证。但是由于实验研究常受到现场条件的限制,且通过实验只能得到阀门磨损的总体质量损失,但得不到具体的磨损集中区单位面积上的磨损速率,而实际生产中阀门的失效形式常为局部的壁面减薄和穿透,因此越来越多的专家学者尝试利用数值模拟方法对各类阀门在含固相颗粒输送过程中的冲蚀磨损问题进行研究。Forder等[6]在CFD软件中建立冲蚀磨损量计算模型,并据此对控制阀的磨损情况进行了预测。Atkinson等[7]自行设计了应用于石油天然气工业的抗蚀阀流体通道,并利用CFD软件分别对其在含砂气流下的磨损情况进行研究。Zhu等[8]应用Fluent软件对针形阀在气固流下的磨损特性进行了研究,并对阀芯进行了流固耦合条件下的位移模拟。
由于钻柱内球阀随钻杆在地层中工作,因此对其开展现场实验较为困难。而为了防止发生因球阀受到磨损而失效所导致的井喷事故,利用数值模拟方法对球阀进行气固两相流下的磨损特性研究很有必要。
1 球阀物理模型及模拟条件确定
流道直径为80mm的球阀在任意开度下的结构及其尺寸如图1所示,为使湍流充分发展,在球阀前后增加了一定长度的直管段。并以开度50% ,流道直径80mm作为球阀的标准状态。
根据生产中的实际情况确定模拟条件,本研究中所选用的连续相介质为甲烷,考虑到流域进出口温度变化较小且气体流速不高,故将连续相介质设置为不可压缩流体,其密度为0. 6679kg /m3,动力粘度为1. 087×10- 5Pa·s; 固体颗粒简化为球形,其直径为100μm,密度为2700 kg /m3; 而球阀为 碳钢球阀。
2 数学模型的建立
2. 1 气体控制方程及 RNG k - ε 模型
气体的连续性方程及动量方程分别为:
式中,ρ为流体密度,kg /m3; t为时间,s; ui、uj是流体时均速度分量,m/s; p为流体微元体上的压力,Pa; μ为流体动力粘度,Pa·s; Si为动量方程的广义源项。
为使方程组封闭,必须选用合适的湍流模型。RNG k - ε模型作为标准k - ε模型的改进模型,可以更好地处理流线弯曲程度较大的流动,包括旋转均匀剪切流、包含有射流和混合流的自由流动、边界层流动等,因此本研究中选用RNG k - ε湍流模型,其输运方程可见文献[9]。
2. 2 离散相颗粒轨道计算模型
Fluent中的离散相模型( DPM) 只考虑气体与颗粒之间的相互作用,而不考虑颗粒间的相互作用,故可用来模拟湍流中稀疏颗粒相的运动。运用离散相模型进行模拟时要控制颗粒体积分数小于10% ,但其质量承载率可以大于10% 。
基于拉格朗日法的离散相颗粒作用力平衡微分方程在x方向上的形式为:
式中,up为离散相颗粒的速度,m/s; u为流体流速,m/s; t为时间,s; FD( u - up) 为颗粒在单位质量下的曳力; gx为重力加速度在x方向上的分量,m / s2; ρp为颗粒密度,kg /m3; ρ为流体密度,kg /m3;Fx为单位质量下其它作用力在x方向上的分量。
2. 3 磨损量计算模型
Edwards等[10]研究了固体颗粒对碳钢和铝的冲刷磨损,并在综合考虑了多种因素的基础上提出了一种磨损速率计算模型,而考虑到本研究中所选用的球阀材料为碳钢,故选用Edwards模型作为磨损量计算模型,其表达式为:
式中,Rerosion为壁面的磨损速率,kg /( m2·s) ;Nparticles为与壁面碰撞的颗粒数; mp为颗粒的质量流量,kg /s; α为颗粒与壁面的碰撞角度,rad; f( α) 为关于颗粒碰撞角度的函数; v为颗粒相对于壁面的速度,m/s; b( v) 为关于此相对速度的函数; A为与壁面材料有关的系数; Fs为颗粒的形状系数,尖锐颗粒取1,半圆形颗粒取0. 53,圆形颗粒取0. 2; Aface为壁面上计算单元的面积,m2。
3 网格划分及边界条件
气体入口采用速度边界条件,大小为20m/s,出口采用自由流边界条件,壁面无滑移。固体颗粒由入口面释放,且其进入速度等于入口处的流体速度。颗粒相在壁面处的边界类型为反弹( reflect) ,在出口处的边界类型则为逃逸( escape) 。另外,颗粒质量流量设置为16. 286kg /s,此条件下固体颗粒体积浓度约为6% ,符合Fluent中离散相模型的相关要求。
进行网格划分时,对流体域设置全局单元尺寸,并对球阀内部通道处的流域进行局部加密。而通过对网格及释放颗粒数无关性的研究,最终确定将全局单元尺寸设置为6mm,加密处单元尺寸设置为1.5mm,而由入口释放的颗粒数为15000。
4 结果讨论与分析
4. 1 颗粒运动规律及壁面磨损分布情况分析
颗粒对壁面的碰撞是造成其受到磨损的最主要原因,因此其在整个流体通道内的运动轨迹是研究壁面磨损分布的主要依据。而由于在上、下游直管段大部分区域随流运动的颗粒与壁面产生的碰撞很少,因此该区域壁面的磨损量可忽略不计。可以通过对图3中颗粒运动轨迹和图4中垂直于Z轴的截面颗粒质量浓度分布的分析,来研究图2中磨损集中区的成因。以标准状态下的球阀为例,当气固流流经球阀时,球阀壁面会产生三处磨损集中区( 图2中的1、2、3) ,其中,图2中1区域处位于球阀入口处的阀球外壁,颗粒在此处发生碰撞后的轨迹受球形凸面影响较大,且绝大多数颗粒在碰撞过程中动量损失较大,因此这些颗粒在1区域发生碰撞后会被流速较大的气流直接带入球阀内部,或在上游直管段处与壁面发生二次碰撞后随流进入球阀内部( 图3) ,而由图4( a) 可知,球阀入口附近流域的右侧因颗粒碰撞阀球外壁后反弹而浓度较大; 2区域处位于球阀内通道的一侧壁面,该处产生磨损的原因主要是阀球内通道与颗粒运动轨迹形成了一定角度,而无论与阀球外壁碰撞与否,大部分颗粒都在惯性力的作用下于球阀入口处与气流分离,而由图4( b) 可知,在球阀入口处与气流分离后的颗粒主要偏向一侧运动,并在该区域壁面上发生碰撞; 3区域处位于靠近球阀出口的下游直管段,该处壁面因受到从球阀出口处流出的颗粒的碰撞而产生磨损,这些颗粒同样是在自身惯性的作用下于球阀出口处与气流分离,并在随后与下游段壁面发生碰撞的,而由图4( c) 也可知,在球阀出口附近的流域内颗粒偏向一侧聚集,并于下游直管段壁面发生碰撞。
4. 2 球阀结构参数对壁面磨损的影响规律
球阀的结构参数包括开度和流道直径两方面。为探究在其它条件不变的情况下开度对于球阀磨损情况的影响,共设置了15% 、25% 、50% 、75% 共4种不同的球阀开度。如图5、6所示,球阀开度变化对其壁面磨损的分布和大小均有影响。随着球阀开度的减小,其壁面处的最大磨损速率和总体质量损失均会相应增大,且增大速率随着开度的减小而加快; 另外,当开度逐渐减小时,阀球通道内壁上的磨损集中区 ( 图2中2区域) 会由块状逐渐转至带状,且下游段磨损集中区( 图2中3区域) 会逐步向下移动。出现上述的变化是因为当球阀开度减小后,球阀出入口处的过流截面更加狭窄,气流在该处的速度变化更为剧烈,且对固体颗粒的作用更加明显,使其在分离后能以更大的速度冲击阀球通道内壁面,虽然球阀开度的变化会改变颗粒冲击壁面时的攻角并进而影响磨损量,但与气流对颗粒的加速作用相比,攻角变化对于磨损量的影响要小得多。因此,随着球阀开度的减小,壁面磨损速率的最大值和总体质量损失均会增大,且磨损速率最大的区域会出现在阀球内壁上; 球阀开度的减小同时意味着阀球内通道和直管段之间的夹角更大,这使得阀球通道内壁沿气流方向上可与固体颗粒发生碰撞的区域更大,故该处集中区会由块状逐渐转化为带状,除此之外,夹角的增大也会使固体颗粒在阀球内壁碰撞后以一个较大的角度发生反弹,而这会使得下一次与颗粒发生碰撞的区域更加靠近球阀出口处,故下游段磨损集中区会逐步向下方移动。
流体通道直径的变化也会对球阀壁面的磨损产生一定的影响。为探究在其它条件不变的情况下流道直径对于球阀磨损情况的影响,共设置了65mm、80mm、100mm、125mm共四种不同的球阀流道直径尺寸。如图7、8所示,球阀壁面的最大磨损速率和总体质量损失均随流道直径的增大而减小,但磨损的分布情况变化不大。这是因为当阀门开度保持不变,而流道直径增大时,阀腔的内部空间会变大,而流体在流经阀球时,其速度剧烈增大的趋势将会减缓,固体颗粒对壁面的冲击强度也会随之减小,故球阀壁面的最大磨损速率和总体质量损失均随流道直径的增大而减小,但流道直径的增加并未改变流体通道的总体构造,故并不会对球阀壁面整体的磨损分布情况产生大的影响。
5 结论
1) 当气固两相流流经球阀时,其壁面上共存在三处磨损集中区,第一处位于球阀入口处的阀球外壁上,此处颗粒与壁面碰撞后的轨迹受球形凸面影响较大; 第二处位于通道内低速区一侧壁面上,这个区域内的磨损主要是由固体颗粒在球阀入口处与气流分离后冲击阀球通道内壁而产生的; 第三处磨损集中区在球阀出口处附近,固体颗粒在阀球内壁处发生碰撞并反弹,在自身惯性作用下于球阀出口处与气流分离并冲击壁面,最终造成该区域的磨损。
2) 重点研究了球阀结构参数( 开度、流道直径)的变化对球阀壁面磨损的影响,球阀开度及流道直径的减小均会使壁面上最大磨损速率和总体质量损失增大,但只有开度的变化才会对磨损分布产生较大的影响,且当开度减小时,位于通道内壁的集中区( 图2中2区域) 由块状逐渐转变为带状,而球阀出口附近的集中区( 图2中3区域) 则逐渐向下移动。