水平T型管兩相流流致振動實(shí)驗(yàn)研究

宿 恒，瞿葉高，*，周劭翀，周 瑩，彭志科

(1. 上海交通大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海 200240；2. 上海核工程研究設(shè)計(jì)院有限公司，上海 200233)

0 引 言

氣液兩相流廣泛存在于核電、石油化工、海洋工程等工業(yè)領(lǐng)域的管道中，如飽和蒸汽管道、油氣混輸管道和海洋立管等[1-2]。這些管道大多為薄壁結(jié)構(gòu)，氣液兩相流與薄壁管道之間的相互耦合作用，可引發(fā)管道流致振動，引起管道疲勞損傷甚至導(dǎo)致管道爆裂，釀成重大安全事故[3-4]。

氣液兩相流引起的管道振動包含了復(fù)雜的流固耦合機(jī)理，國內(nèi)外很多學(xué)者對此問題開展了實(shí)驗(yàn)研究。Hara等[5]通過研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)段塞流峰值頻率與管道自振頻率比為2/3、1和2時，水平管道振動響應(yīng)最為劇烈。Rodriguez等[6]通過實(shí)驗(yàn)研究了不同流型下水平管道的振動響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)其取決于流動和結(jié)構(gòu)參數(shù)，如混合速度、相體積分?jǐn)?shù)和流型。Thorpe等[7]通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，長泡狀流下水平管道的振動為窄帶隨機(jī)振動，而彈狀流和環(huán)狀流下則表現(xiàn)為周期性振動。Hashimy等[8]研究了兩端固支的柔性立管的振動響應(yīng)，研究發(fā)現(xiàn)段塞流速是決定柔性立管振動的關(guān)鍵因素，振動位移隨液相表觀流速的增大而增大。Zhu等[9]研究了氣液兩相內(nèi)流引起的柔性立管振動，發(fā)現(xiàn)氣液比和氣液兩相流速是影響柔性立管振動的主要因素。Lannes等[10]通過研究發(fā)現(xiàn)，水平管道的振動加速度隨兩相流體積流量和含氣率的增大而增大。Liu等[11]通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)液相流速一定時，90°彎管的振動幅值隨氣相流量增加而增大，并在環(huán)狀流下達(dá)到最大值；田茂誠等[12]研究了不同流型下垂直U型管的振動，發(fā)現(xiàn)U型管主要發(fā)生面內(nèi)振動，表現(xiàn)為兩相流流體激振力主頻與管道固有頻率相近時引發(fā)的共振現(xiàn)象。

目前針對氣液兩相流管道流致振動開展的研究主要集中在直管、彎管及傾斜管中，針對T型管的兩相流振動實(shí)驗(yàn)非常有限，主要研究分支位置氣液相分配及流體激勵力。Wang等[13]研究了攪拌流下T型管內(nèi)兩相流流動特性，發(fā)現(xiàn)入口氣相和液相表觀流速的增加均會導(dǎo)致分支位置流體脈動壓力的劇烈波動。王棟等[14]對異徑水平T型管進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)流體所受慣性力是影響分支位置相分離特性的主要原因。Azzi等[15]研究發(fā)現(xiàn)彈狀流流型與管道尺寸無關(guān)，得出T型管道內(nèi)彈狀流的相分離與管道內(nèi)徑無關(guān)的結(jié)論。王來順等[16]對水平T型管內(nèi)泡狀流氣液分離情況進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)泡狀流具有明顯的氣液分離現(xiàn)象，并得到了相分布圖、壓力圖及速度場圖。Riverin等[17]對內(nèi)徑為20.6 mm的U型和T型管進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，認(rèn)為管內(nèi)氣液兩相流誘導(dǎo)的振動不能忽略，并用韋伯?dāng)?shù)對作用力均方根值進(jìn)行關(guān)聯(lián)，關(guān)聯(lián)式在較寬的幾何結(jié)構(gòu)和水力條件下取得較好的一致性。

綜上，國內(nèi)外針對兩相流引起的管道振動研究主要集中在直管、彎管和傾斜管道，而T型管的研究主要集中在三通相分離特性及流體激勵特性，涉及T型管兩相流流固耦合問題的研究相對較少，且大多局限于數(shù)值計(jì)算。因此我們搭建了水平T型管氣液兩相流流致振動實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，通過實(shí)驗(yàn)揭示了段塞流下氣液表觀流速對管內(nèi)流體流動及結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)的影響機(jī)制，以期為兩相流管道設(shè)計(jì)和振動控制提供參考依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)回路

如圖1所示，搭建的水平T型管氣液兩相流流致振動實(shí)驗(yàn)臺架主要包括氣相供給系統(tǒng)、液相供給系統(tǒng)、主管路系統(tǒng)、液相循環(huán)系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)五部分。氣相供給系統(tǒng)包括壓氣機(jī)、儲氣罐、電動調(diào)節(jié)閥和質(zhì)量流量計(jì)，其中氣相質(zhì)量流量計(jì)量程分別為0～200 kg/h和0～500 kg/h。液相供給系統(tǒng)包括：水箱、離心泵、電動調(diào)節(jié)閥和電磁流量計(jì)，其中電磁流量計(jì)量程分別為0～80 m3/h和0～150 m3/h。氣相和液相流量計(jì)前均設(shè)有電動調(diào)節(jié)閥和球閥，通過控制調(diào)節(jié)閥和球閥開度來調(diào)節(jié)空氣和水的流量?？諝夂退?jīng)流量計(jì)后進(jìn)入靜態(tài)混合器充分混合，進(jìn)而流入主管路系統(tǒng)。實(shí)驗(yàn)段前設(shè)有充分發(fā)展段以確保兩相流形成特定流型。實(shí)驗(yàn)段出入口均接有橡膠管道以減少環(huán)境振動及流體脈動對實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響。實(shí)驗(yàn)采用高速攝像機(jī)拍攝T型管三通部分兩相流流動圖像，并利用高頻脈動壓力傳感器和加速度傳感器分別監(jiān)測管內(nèi)兩相流體的壓力變化及管道的振動響應(yīng)?？諝夂退ㄟ^實(shí)驗(yàn)段后通過液相循環(huán)系統(tǒng)流入水箱循環(huán)使用。

1.2 實(shí)驗(yàn)段

實(shí)驗(yàn)段采用的T型管為內(nèi)徑51 mm、壁厚3 mm的304不銹鋼管，管內(nèi)流體介質(zhì)為常溫下的空氣和去離子水，相關(guān)參數(shù)見表1。為隔絕環(huán)境振動的影響，確保T型管的固定約束條件，T型管主管及支管端部均安裝有剛性支撐以夾緊管道。為了采集管道的振動響應(yīng)，在主管及各分支管均布置有1個三向加速度傳感器（精度為0.1%），如圖1所示。3個動態(tài)壓力傳感器（精度為0.1%）布置位置如圖2所示，用于同步監(jiān)測管內(nèi)流體的壓力脈動。為了拍攝三通位置兩相流的流動圖像，實(shí)驗(yàn)加工了尺寸形狀相同的有機(jī)玻璃管以替換不銹鋼管，實(shí)驗(yàn)中采用的高速攝像機(jī)最大像素為640×480，最高拍攝頻率為500 fps。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig. 1 Schematic of experimental setup

表1 結(jié)構(gòu)及流體物理參數(shù)Table 1 Physical properties of fluid and structure

圖2 實(shí)驗(yàn)段結(jié)構(gòu)模型Fig. 2 Schematic of test section

圖3 模態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig. 3 The results of modal tests

2 結(jié)果與分析

2.1 T型管固有模態(tài)分析

實(shí)驗(yàn)測試前，采用錘擊法分別測試空管及充水狀態(tài)下T型管的固有頻率。測試采用多點(diǎn)激勵三點(diǎn)響應(yīng)方法，移動力錘對管道的不同位置進(jìn)行激勵，采集T型管3個加速度測點(diǎn)的響應(yīng)信號，將加速度衰減曲線進(jìn)行傅里葉變換后，得到其前二階固有頻率，如圖3所示。其中，空管前二階固有頻率分別為74.7 Hz和221 Hz，充水管道前二階固有頻率分別為58.1 Hz和169.0 Hz。此外，建立了空管有限元數(shù)值計(jì)算模型，管道尺寸及材料參數(shù)分別如圖2和表1所示。其中，結(jié)構(gòu)采用六面體八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元進(jìn)行離散，結(jié)構(gòu)單元數(shù)為36 000，管道主管路及分支管路端部單元節(jié)點(diǎn)自由度完全約束。采用分塊Lanczos法求得空管前二階固有頻率為76.1 Hz及215.1 Hz，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對誤差分別為1.84%和2.67%。基于聲固耦合法建立充水管道流固耦合有限元數(shù)值計(jì)算模型，分析了管內(nèi)靜水對T型管模態(tài)特征的影響，結(jié)構(gòu)及流體物性參數(shù)如表1所示。其中，采用八節(jié)點(diǎn)可壓縮無黏聲學(xué)流體單元對流體進(jìn)行離散，結(jié)構(gòu)則由六面體八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元進(jìn)行離散，流體單元數(shù)為264 600，結(jié)構(gòu)單元數(shù)為25 200，管道主管路及分支管路端部結(jié)構(gòu)單元節(jié)點(diǎn)自由度完全約束?？紤]線性小擾動情況，采用非對稱法求得充水管前二階模態(tài)數(shù)值解為59.1 Hz和169.7 Hz，相對誤差分別為1.64%和0.4%。充水管道前二階模態(tài)主要為彎曲模態(tài)，振型如圖4所示。由此可見，實(shí)驗(yàn)中采用的剛性支撐滿足固定約束條件。

圖4 仿真所得振型圖Fig. 4 Numerical results of vibration modes

2.2 管內(nèi)兩相流流動特性分析

圖5給出了氣相表觀流速Usg= 9.65 m/s、液相表觀流速Usl= 2.05 m/s時，三通部位的兩相流流動圖像。由圖5可知，軸向和徑向分支管路的液塞流速慢于主管路。這是由于液相的密度遠(yuǎn)高于空氣，液相慣性大，會優(yōu)先進(jìn)入軸向分支管路，主管路的兩相流經(jīng)過分流后，分支管路流量減小，流速減慢，低密度的空氣受軸向分支管中液柱阻擋后流入徑向分支管路，出現(xiàn)氣液相分離現(xiàn)象。與彎管類似，當(dāng)液塞流經(jīng)三通時，由于液體流動方向發(fā)生改變，徑向分支管中出現(xiàn)液體翻轉(zhuǎn)現(xiàn)象，隨后管道頂部的水膜在重力作用下回落到管道底部。

圖6（a）給出了液相表觀流速Usl= 3.03 m/s時，兩種氣相表觀流速下T型管主管及分支管內(nèi)三個測點(diǎn)的壓力脈動曲線。從時域曲線中可以看出，管內(nèi)壓力脈動主要源于氣塞和液塞的交替流動。當(dāng)液塞通過時，測點(diǎn)壓力增大，當(dāng)氣塞通過時，測點(diǎn)壓力減小。其中，軸向分支管壓力脈動幅值最大，徑向分支管壓力脈動最小。這是由于軸向分支管液相占比大，兩相流平均流速慢，來自主管的高速流體沖擊軸向支管中的低速水柱，造成軸向支管流體壓力脈動量增大；徑向分支管空氣占比大，流體具有的動量小，壓力脈動量小。

圖5 三通部位流動圖像Fig. 5 Flow visualization of slug flow in tee-junction

由圖6（b）頻域曲線可知，T型管內(nèi)流體壓力脈動頻率集中分布在0～15 Hz之間。其中，主管路和軸向分支管路在0～2.5 Hz及4～10 Hz之間均出現(xiàn)了較高的峰值頻率，徑向分支管路則集中分布在0～2.5 Hz之間。與直管相似，4～10 Hz內(nèi)的峰值頻率主要由氣塞和液塞的交替時間決定，隨著氣相表觀流速的增加，氣塞長度增大，相鄰兩個液塞通過測點(diǎn)的時間增長，脈動壓力峰值頻率減小。軸向分支管路存在水堵現(xiàn)象，來自主管路的氣塞撞擊堵塞的液柱，少量的氣相進(jìn)入液柱，形成較大的氣泡，導(dǎo)致軸向分支管路頻帶范圍更寬。徑向分支管路液相占比小，氣液塞交替引起的壓力脈動減弱，其4～10 Hz頻段內(nèi)的頻率幅值遠(yuǎn)小于主管路及軸向分支管路。0～2.5 Hz內(nèi)的峰值頻率與三通部位氣液分流現(xiàn)象有關(guān)，隨著氣相流速的升高，三通部位的氣液分流現(xiàn)象減弱，該頻段內(nèi)的峰值頻率升高。

圖7給出了液相表觀流速Usl= 2.05 m/s時，不同氣相表觀流速下管道壓力脈動曲線。結(jié)果表明，氣相表觀流速較小時，管內(nèi)液塞主要由大氣泡分割液相形成。隨著氣相表觀流速增加，液塞轉(zhuǎn)變?yōu)橛刹罘謱恿餍纬?，此時壓力脈動頻率會隨氣相表觀流速的增大而逐漸增大。隨著氣相表觀流速增加，兩個分支管的氣液相分配漸趨均勻，壓力脈動頻譜圖中有一個較高的尖峰，其他頻率處峰值較低，此時壓力脈動主要與氣液塞的交替有關(guān)。因此，氣相表觀流速是影響水平T型管內(nèi)液塞速度的主要因素，改變氣相流速會明顯影響分支管路內(nèi)的流動情況。

圖6 低氣相流率下不同測點(diǎn)壓力脈動曲線Fig. 6 Pressure fluctuations at different points for low gas flow rate

圖7 大氣相流率下不同測點(diǎn)壓力脈動曲線Fig. 7 Pressure fluctuations at different points for high gas flow rate

2.3 兩相流管道流致振動分析

圖8給出了Usg= 1.34 m/s、Usl= 3.03 m/s時，測點(diǎn)A1三個方向的加速度曲線。從時域曲線中可以看出，T型管在兩相流的激勵作用下主要表現(xiàn)為垂向振動，主管及分支管由于軸向剛度大，管道軸向振動幅值最??；與直管不同，T型管主管及分支管橫向剛度大，其橫向振動幅值遠(yuǎn)小于垂向振動。結(jié)合圖6壓力脈動時域曲線可知，管道振動與氣塞和液塞的交替運(yùn)動有關(guān)，當(dāng)液塞經(jīng)過時，管道受到?jīng)_擊振動幅值增大，加速度曲線出現(xiàn)波峰，隨后在阻尼的作用下逐漸衰減直到下一個液塞通過。與直管類似，段塞流主要激起管道的運(yùn)行模態(tài)，受三通部位氣液分流的影響，T型管振動幅值明顯高于直管且其二階振動模態(tài)幅值遠(yuǎn)小于一階振動模態(tài)。

圖8 測點(diǎn)A1三方向加速度曲線Fig. 8 Vibration responses at point A1

圖9給出了液相表觀流速為3.03 m/s和2.05 m/s時，四種不同工況下3個加速度測點(diǎn)沿z方向的加速度曲線。從頻域曲線中可以看出，振動譜線主要分布在64～68 Hz之間，介于空管及充水管道一階固有頻率之間。由于充水管道的一階固有頻率為59.11 Hz，遠(yuǎn)高于段塞流壓力脈動的主頻帶0～20 Hz，段塞流的沖擊激勵為寬頻帶載荷，主要激起管道的運(yùn)行模態(tài)并以一階振動模態(tài)為主。由于主管路兩相流流量大，平均速度高于分支管路，導(dǎo)致主管路振動響應(yīng)幅值最高，峰值頻率最小。軸向分支管路由于液相占比大，平均密度高，且存在液柱堵塞引起的流體沖擊現(xiàn)象，導(dǎo)致軸向分支管路振動響應(yīng)幅值高于徑向分支管路，峰值頻率低于徑向分支管路。

由圖9（a）中的加速度時域曲線可知，隨著氣相表觀流速增加，流體平均流速增加，氣塞和液塞動能增大，氣塞和液塞交替時作用于壁面上的激勵力增大，導(dǎo)致T型管振動響應(yīng)幅值增大。由圖9（b）中的頻域曲線可知，隨著氣相表觀流速的增加，空氣和水質(zhì)量比增大，單位截面兩相流平均密度降低，主管及分支管一階振動模態(tài)頻率升高。

圖9 z方向振動響應(yīng)曲線Fig. 9 Vibration responses in z direction

3 結(jié) 論

本文建立了氣液兩相流水平T型管道流致振動實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，研究了水平T型管內(nèi)兩相流壓力脈動特性及結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)的影響因素，為今后的工程實(shí)際提供參考依據(jù)。研究得出的主要結(jié)論如下：

1）T型管支管處相分流現(xiàn)象與流體慣性力有關(guān)，軸向及徑向分支管相分配隨氣相表觀流速增加逐漸趨于均勻化；T型管內(nèi)段塞流的壓力脈動頻率主要集中在0～15 Hz；隨著氣相表觀流速的增大，壓力脈動頻率呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。

2）段塞流沖擊激勵產(chǎn)生的寬帶載荷主要激起管道的運(yùn)行模態(tài)且以一階振動模態(tài)為主；管道振動響應(yīng)主頻及振動幅值隨氣相表觀流速增加而增大。

3）水平T型管內(nèi)段塞流誘導(dǎo)振動機(jī)理為：氣塞和液塞交替運(yùn)動導(dǎo)致兩相流動量劇烈波動，結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)接近于周期性沖擊振動；相分離造成主支管氣液兩相分配不均，徑向分支管氣相占比大，流體平均動量波動小，振動幅值最小。