水平T型管兩相流流致振動實驗研究

宿 恒，瞿葉高，*，周劭翀，周 瑩，彭志科

(1. 上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200240；2. 上海核工程研究設計院有限公司，上海 200233)

0 引 言

氣液兩相流廣泛存在于核電、石油化工、海洋工程等工業領域的管道中，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構，氣液兩相流與薄壁管道之間的相互耦合作用，可引發管道流致振動，引起管道疲勞損傷甚至導致管道爆裂，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雜的流固耦合機理，國內外很多學者對此問題開展了實驗研究。Hara等[5]通過研究發現當段塞流峰值頻率與管道自振頻率比為2/3、1和2時，水平管道振動響應最為劇烈。Rodriguez等[6]通過實驗研究了不同流型下水平管道的振動響應，發現其取決于流動和結構參數，如混合速度、相體積分數和流型。Thorpe等[7]通過實驗研究發現，長泡狀流下水平管道的振動為窄帶隨機振動，而彈狀流和環狀流下則表現為周期性振動。Hashimy等[8]研究了兩端固支的柔性立管的振動響應，研究發現段塞流速是決定柔性立管振動的關鍵因素，振動位移隨液相表觀流速的增大而增大。Zhu等[9]研究了氣液兩相內流引起的柔性立管振動，發現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]通過研究發現，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]通過實驗研究發現，當液相流速一定時，90°彎管的振動幅值隨氣相流量增加而增大，并在環狀流下達到最大值；田茂誠等[12]研究了不同流型下垂直U型管的振動，發現U型管主要發生面內振動，表現為兩相流流體激振力主頻與管道固有頻率相近時引發的共振現象。

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驗非常有限，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型管內兩相流流動特性，發現入口氣相和液相表觀流速的增加均會導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型管進行實驗研究，發現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]研究發現彈狀流流型與管道尺寸無關，得出T型管道內彈狀流的相分離與管道內徑無關的結論。王來順等[16]對水平T型管內泡狀流氣液分離情況進行數值模擬，發現泡狀流具有明顯的氣液分離現象，并得到了相分布圖、壓力圖及速度場圖。Riverin等[17]對內徑為20.6 mm的U型和T型管進行了實驗研究，認為管內氣液兩相流誘導的振動不能忽略，并用韋伯數對作用力均方根值進行關聯，關聯式在較寬的幾何結構和水力條件下取得較好的一致性。

綜上，國內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，且大多局限于數值計算。因此我們搭建了水平T型管氣液兩相流流致振動實驗系統，通過實驗揭示了段塞流下氣液表觀流速對管內流體流動及結構振動響應的影響機制，以期為兩相流管道設計和振動控制提供參考依據。

1 實驗方法

1.1 實驗回路

如圖1所示，搭建的水平T型管氣液兩相流流致振動實驗臺架主要包括氣相供給系統、液相供給系統、主管路系統、液相循環系統以及數據采集系統五部分。氣相供給系統包括壓氣機、儲氣罐、電動調節閥和質量流量計，其中氣相質量流量計量程分別為0～200 kg/h和0～500 kg/h。液相供給系統包括：水箱、離心泵、電動調節閥和電磁流量計，其中電磁流量計量程分別為0～80 m3/h和0～150 m3/h。氣相和液相流量計前均設有電動調節閥和球閥，通過控制調節閥和球閥開度來調節空氣和水的流量。空氣和水經流量計后進入靜態混合器充分混合，進而流入主管路系統。實驗段前設有充分發展段以確保兩相流形成特定流型。實驗段出入口均接有橡膠管道以減少環境振動及流體脈動對實驗結果的影響。實驗采用高速攝像機拍攝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測管內兩相流體的壓力變化及管道的振動響應。空氣和水通過實驗段后通過液相循環系統流入水箱循環使用。

1.2 實驗段

實驗段采用的T型管為內徑51 mm、壁厚3 mm的304不銹鋼管，管內流體介質為常溫下的空氣和去離子水，相關參數見表1。為隔絕環境振動的影響，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，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個動態壓力傳感器（精度為0.1%）布置位置如圖2所示，用于同步監測管內流體的壓力脈動。為了拍攝三通位置兩相流的流動圖像，實驗加工了尺寸形狀相同的有機玻璃管以替換不銹鋼管，實驗中采用的高速攝像機最大像素為640×480，最高拍攝頻率為500 fps。

圖1 實驗系統示意圖Fig. 1 Schematic of experimental setup

表1 結構及流體物理參數Table 1 Physical properties of fluid and structure

圖2 實驗段結構模型Fig. 2 Schematic of test section

圖3 模態實驗結果Fig. 3 The results of modal tests

2 結果與分析

2.1 T型管固有模態分析

實驗測試前，采用錘擊法分別測試空管及充水狀態下T型管的固有頻率。測試采用多點激勵三點響應方法，移動力錘對管道的不同位置進行激勵，采集T型管3個加速度測點的響應信號，將加速度衰減曲線進行傅里葉變換后，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值計算模型，管道尺寸及材料參數分別如圖2和表1所示。其中，結構采用六面體八節點實體單元進行離散，結構單元數為36 000，管道主管路及分支管路端部單元節點自由度完全約束。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，與實驗結果相對誤差分別為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值計算模型，分析了管內靜水對T型管模態特征的影響，結構及流體物性參數如表1所示。其中，采用八節點可壓縮無黏聲學流體單元對流體進行離散，結構則由六面體八節點實體單元進行離散，流體單元數為264 600，結構單元數為25 200，管道主管路及分支管路端部結構單元節點自由度完全約束。考慮線性小擾動情況，采用非對稱法求得充水管前二階模態數值解為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主要為彎曲模態，振型如圖4所示。由此可見，實驗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高于空氣，液相慣性大，會優先進入軸向分支管路，主管路的兩相流經過分流后，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，出現氣液相分離現象。與彎管類似，當液塞流經三通時，由于液體流動方向發生改變，徑向分支管中出現液體翻轉現象，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三個測點的壓力脈動曲線。從時域曲線中可以看出，管內壓力脈動主要源于氣塞和液塞的交替流動。當液塞通過時，測點壓力增大，當氣塞通過時，測點壓力減小。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象，來自主管路的氣塞撞擊堵塞的液柱，少量的氣相進入液柱，形成較大的氣泡，導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頻段內的頻率幅值遠小于主管路及軸向分支管路。0～2.5 Hz內的峰值頻率與三通部位氣液分流現象有關，隨著氣相流速的升高，三通部位的氣液分流現象減弱，該頻段內的峰值頻率升高。

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。結果表明，氣相表觀流速較小時，管內液塞主要由大氣泡分割液相形成。隨著氣相表觀流速增加，液塞轉變為由波狀分層流形成，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。因此，氣相表觀流速是影響水平T型管內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的流動情況。

圖6 低氣相流率下不同測點壓力脈動曲線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小；與直管不同，T型管主管及分支管橫向剛度大，其橫向振動幅值遠小于垂向振動。結合圖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動有關，當液塞經過時，管道受到沖擊振動幅值增大，加速度曲線出現波峰，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行模態，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幅值遠小于一階振動模態。

圖8 測點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，主要激起管道的運行模態并以一階振動模態為主。由于主管路兩相流流量大，平均速度高于分支管路，導致主管路振動響應幅值最高，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象，導致軸向分支管路振動響應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，導致T型管振動響應幅值增大。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頻率升高。

圖9 z方向振動響應曲線Fig. 9 Vibration responses in z direction

3 結 論

本文建立了氣液兩相流水平T型管道流致振動實驗系統，研究了水平T型管內兩相流壓力脈動特性及結構振動響應的影響因素，為今后的工程實際提供參考依據。研究得出的主要結論如下：

1）T型管支管處相分流現象與流體慣性力有關，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，壓力脈動頻率呈現先減小后增大的趨勢。

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

3）水平T型管內段塞流誘導振動機理為：氣塞和液塞交替運動導致兩相流動量劇烈波動，結構振動響應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。