CN100453156C - 拉伐尔喷管气液掺混器设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种利用拉伐尔喷管原理的气液掺混器设计方法，包括如下步骤：给定进入掺混器的气体、液体压力波动范围；给定进入掺混器的进气口、进液口及气液两相流排出口管道直径；给定进入掺混器的液体流量，给定或根据流型图计算出气液掺混后两相流体的气液体积比，并计算出相应的气体质量流量；计算出拉伐尔喷管喉道面积及半径；根据给定的管道直径及拉伐尔喷管喉道直径，采用简单分段曲线生成掺混器的内部型面。本发明气体质量流量可以由人为给定或根据流型图计算获得。本发明可以避免在液气掺混过程中发生大规模气态断塞，并且可以根据要求控制掺混后流体的流态，对改进气液混输状况有非常积极的作用。

Description

拉伐尔喷管气液掺混器设计方法

技术领域

本发明涉及气液掺混器技术领域，更具体的说，涉及一种利用拉伐尔喷管原理的拉伐尔喷管气液掺混器设计方法。

背景技术

在石油、化工等领域，气体和液体掺混后以两相流的形式通过管道运输。此类混输工艺大致可以分为两类：1气液分离后利用多相泵加压输送，2气液分离后分别用气泵和液泵加压，掺混后输送。混输过程中多相流进口掺混状态对上、下游设备和管线的运行有一定影响，特别是出现大规模气态断塞流时容易对泵造成损坏，并会引起混输管道的大幅振动，导致管道破损。因此，掺混器作为混输过程中的关键部位，应尽量避免出现大规模气态断塞。

目前常见的气液掺混器进气段静压超过进液端液体总压时，掺混器将出现气态断塞。而采用拉伐尔喷管的气液掺混器，通过将进气端气动堵塞点设计在额定气液掺混比附近，主动限制进气端气体压力升高时的气体流量，从而保证在进气压力发生大幅度波动时掺混器的正常工作，从根本上避免大规模断塞流的出现。通过调整气动堵塞点参数，这种类型的掺混器还可以根据需要进行气液两相流流态控制。

发明内容

本发明的目的在于提供一种利用拉伐尔喷管原理的气液掺混器设计方法。为了实现上述发明目的，本发明提供的拉伐尔喷管气液掺混器设计方法，包括如下步骤：

(1)给定进入掺混器的气体、液体压力波动范围；

(2)给定掺混器气液两相流排出口管道直径；

(3)给定进入掺混器的液体流量；

(4)给定或根据流型图计算出气液掺混后两相流体的气液体积比，并结合步骤(1)中的参数计算出相应的气体质量流量；

(5)根据步骤(4)中得到的气液体积比，计算出掺混器中掺混截面处气体通流面积与液体通流面积之比；

(6)根据步骤(1)和(3)中的各参数计算出拉伐尔喷管喉道面积及半径；

(7)根据步骤(2)、(5)和(6)中的各参数，采用简单分段曲线生成掺混器的内部型面。

所述的拉伐尔掺混器设计方法，拉伐尔喷管流量及喉道参数计算，还包括对对步骤(6)中的掺混器内部型面的造型。

所述的气液掺混器设计方法，在步骤(4)中所述的根据流型图计算出气液掺混后两相流体的气液体积比方法是：在垂直下降管流型图、垂直上升管流型图、水平管流型图(如泰特尔流型图、贝克流型图或曼德汉流型图)等气液两相流流型图上确定掺混后气液两相流的流动状态点，根据步骤(1)和(3)中的各参数计算出对应的气体流量。

本发明的优点在于：

1)能够防止掺混过程发生气态断塞。

2)可以对下游管道中的气液两相流流型进行控制。

附图说明

图1是利用拉伐尔喷管原理的气液掺混器设计流程图；

图2掺混腔设计图；

图3掺混器气体喷嘴外形；

图4掺混头采用双圆锥直管喉道造型法的设计图；

图5掺混头采用双圆锥圆弧喉道造型法的设计图；

图6采用双圆锥直管喉道造型法设计的一个掺混器示意图；

图7流量随气液压差变化的计算结果图；

图8掺混器气进气端、进液端压力变化实验结果图；

图9为掺混头结构图；

图10为掺混腔结构图。

附图中参数如下：

(1)双圆锥直管喉道造型法

掺混器出口管径D_mix；

掺混器内管(进气管)直径D_g；

掺混器内管收缩角α₁；

掺混器内管扩张角α₂；

掺混器内管喉道直径d_cr；

掺混器内管喉道长度l_cr；

掺混器气体喷嘴出口直径d₁；

掺混腔收缩角β₁；

掺混腔扩张角β₂；

掺混腔喉道直径d_m；

掺混器外管(进液环管外环)直径D_l；

(2)双圆锥圆弧喉道造型法

掺混器出口管径D_mix；

掺混器内管(进气管)直径D_g；

掺混器内管收缩角α₁；

掺混器内管扩张角α₂；

掺混器内管喉道直径d_cr；

掺混器内管喉道过渡圆半径长度r_c；

掺混器气体喷嘴出口直径d₁；

掺混腔收缩角β₁；

掺混腔扩张角β₂；

掺混腔喉道直径d_m；

掺混器外管(进液环管外环)直径D_l；

(3)bezier曲线造型法

掺混器出口管径D_mix；

掺混器内管(进气管)直径D_g；

掺混器内管收缩角α₁；

掺混器内管扩张角α₂；

掺混器内管喉道直径d_cr；

掺混器气体喷嘴出口直径d₁；

掺混腔收缩角β₁；

掺混腔扩张角β₂；

掺混腔喉道直径d_m；

掺混器外管(进液环管外环)直径D_l；

具体实施方式

下面结合附图与具体实施方式对本发明作进一步详细描述。

(1)图1给出了利用拉伐尔喷管原理的气液掺混器设计流程图。如图1所示，在设计的第一步必须给定进入掺混器的气体压力波动范围P_g-min-P_g-max、液体压力波动范围P_l-min-P_l-max。P_g-min、P_g-max、P_l-min、P_l-max这几个参数是根据掺混器的实际工作状态由设计者给出的数值，可以根据经验计算或实验获得。一般情况下，如果掺混器上游安装了气泵和液泵，P_g-min、P_g-max可按气泵说明书中工作特性线对应的最小压力、最大压力值减去泵出口到掺混器入口的管道压力损失获得，P_l-min、P_l-max按液泵说明书中工作特性线对应的最小压力、最大压力值减去泵出口到掺混器入口的管道压力损失获得。如果进入掺混器的气体和液体没有经过气泵、液泵的加压，而是直接来自分离罐或气罐、液罐。则P_g-min、P_g-max、P_l-min、P_l-max分别对应分离罐或气罐、液罐中储存气体、液体的最大压力值和最小压力值。在设计过程中，掺混器进气口压力P_g取P_g-max，进液口压力P_l取P_l-min。

(2)气液两相流排出口管道直径D_mix取下游气液两相流混输管道的直径。

(3)如果液体由液泵加压后进入掺混器，则进入流量Q_l取液泵的额定流量。如果进入掺混器的液体没有经过液泵，则Q_l值由计算或实验的方式获得，或直接根据经验数据给出估计值；

(4)掺混器中掺混后的两相流流体压力与掺混器进液压力差别很小，因此混合流体的压力P_mix在设计中取掺混器进液口压力P_l。

(5)如果对掺混器出口气液比有具体要求时，按给定的气液比λ及液体流量Q_l计算出P_mix压力下的气体体积流量Q_g(Q_g＝Q_l×λ)，然后根据P_mix下气体的密度ρ计算出气体的质量流量 ${\stackrel{\·}{m}}_g({\stackrel{\·}{m}}_g=\mathrm{\ρ}\×Q_g);$

(6)如果对掺混器出口气液两相流流态有具体要求时，根据流态要求在流型图上估计工况点，并计算出相应的掺混后两相流体的气液体积比λ，参照(5)中的计算方法算出相应的气体质量流量

(7)根据拉伐尔喷管发生气动堵塞时，堵塞流量

与拉伐尔喷管喉口面积σ^*之间有如下关系：

${\stackrel{\·}{m}}_{\max }=K\frac{p_0}{\sqrt{T_0}}{\mathrm{\σ}}^{*}$

其中K是与气体相关的系数，系数 $K={\left(\frac{\mathrm{\γ}}{R}\right)}^{\frac{1}{2}}{\left(\frac{2}{\mathrm{\γ}+1}\right)}^{\frac{\mathrm{\γ}+1}{2(\mathrm{\γ}-1)}},$ 式中γ为气体热容比，R为气体常数。空气γ＝1.4，R＝287J/(kg K)，因此空气发生壅塞时的系数K值为0.04042，当掺混器上游为分离罐时，p₀、T₀为上游气体总温、总压。在设计中，p₀取值为P_g-max，T₀可取进入掺混器的气体平均温度。依照此关系式，掺混器气体气体掺混头喷嘴的喉道直径d_cr为：

$d_{\mathrm{cr}}=\sqrt{\frac{4{\stackrel{\·}{m}}_g\sqrt{T_0}}{\mathrm{\π}{\mathrm{KP}}_0}}$

(8)将气液体积比λ定为掺混器中掺混截面处气体通流面积与液体通流面积之比。掺混器中的气体掺混头喷嘴出口截面位于掺混面上，其半径为r_g-ex，相应的气体通流面积为A_g-mix＝πr_g-ex ²。设在掺混面处掺混腔的半径为r_m，则液体通流面积为A_l-mix＝π(r_m ²-r_g-ex ²)，且满足A_g-mix/A_l-mix＝λ；

(9)掺混腔的作用是提高掺混后短距离内的掺混均匀程度。如图2所示，掺混腔为简单文氏管形，由两个锥面构成。A-A截面为掺混面，即掺混腔喉道，其半径为r_m，对应的直径为d_m。掺混腔收缩角β₁，掺混腔扩张角β₂，掺混器外管(进液环管外环)直径D_l，掺混器出口直径D_mix。在设计过程如下：

确定掺混腔收缩角β₁。β₁的推荐范围为30°～60°。

确定d_m，d_m的大小决定了掺混腔面积收缩率，将影响掺混器出口一段距离之内的掺混均匀程度，d_m取值越小，掺混均匀程度越好，但流动阻力越大。d_m推荐范围为0.4～0.7D_l。

确定掺混腔扩张角β₂，β₂的推荐范围为15°～30°。

掺混腔收缩段长度 $L_1=\frac{D_l-d_m}{2\mathrm{tg}\left(0.5{\mathrm{\β}}_1\right)},$ 掺混腔扩张段长度 $L_2=\frac{D_l-d_m}{2\mathrm{tg}\left(0.5{\mathrm{\β}}_2\right)}$

总长度L_mix＝L₁+L₂

(10)掺混器气体喷嘴外形如图3所示。其气体出口截面在安装过程中必须与掺混腔掺混腔喉道A-A在同一平面上，气体出口截面半径r_g-ex为安装步骤(8)中给定的方法计算出的数值，d_g-ex为相应的直径。喷嘴外部收缩面为锥面，长度为L₁，即掺混腔收缩段长度，d_g2为掺混器进气管道外直径。

(11)采用双圆锥直管喉道造型法设计的气体掺混头内腔剖面如图4所示。

采用双圆锥直管喉道造型法设计的气体掺混头内腔表面为轴对称旋转面，由两个圆锥面和一段直管段构成。掺混器气体喷嘴内管收缩角α₁推荐值范围为60°～90°，扩张角α₂推荐值范围为20°～40°，在具体选值时可根据掺混头气嘴的总长度要求或其他工艺要求适当调整。掺混器内管喉道直径d_cr为步骤(7)中的计算值，喉道长度l_cr为1～3mm。考虑到出口修圆的需要，掺混器气体喷嘴出口直径d₁比喷嘴出口外直径d_g-ex小1～2mm。

收缩段长度 $L_A=\frac{D_g-d_{\mathrm{cr}}}{2\mathrm{tg}\left(0.5{\mathrm{\α}}_1\right)},$ 掺混腔扩张段长度 $L_B=\frac{d_1-d_{\mathrm{cr}}}{2\mathrm{tg}\left(0.5{\mathrm{\α}}_2\right)}.$

(12)采用双圆锥圆弧喉道造型法设计气体掺混头内腔剖面如图5所示；

采用双圆锥圆弧喉道造型法设计的气体掺混头内腔表面为对称旋转面，其母线由两段直线和一段圆弧构成。掺混器内管收缩角α₁推荐值范围为60°～90°，扩张角α₂推荐值范围为20°～40°，在具体选值时可根据实际要求适当调整。掺混器内管喉道直径d_cr为步骤(7)中的计算值。考虑到出口修圆的需要，掺混器气体喷嘴出口直径d₁比喷嘴出口外直径d_g-ex小1～2mm。

设坐标系原点为喷嘴出口截面圆心，x轴为旋转轴(即管道中轴线)，中间圆弧段BD的半径为r_c，r_c推荐值范围为0.2～0.3D_g，圆弧段BD的定点为C，其y坐标为y_c＝-0.5d_cr，圆弧对应的圆心O的y坐标为y_o＝-(0.5d_cr+r_c)。

E点y坐标为y_E＝-0.5d₁

E点x坐标为x_E＝O

D点y坐标为y_D＝y_O+r_cctg(0.5α₂)

D点x坐标为x_D＝(0.5d₁-y_B)/ctg(0.5α₂)

O点x坐标为x_O＝x_B-r_ctg(0.5α₂)

C点x坐标与O点相同x_C＝x_O

B点y坐标为y_B＝y_O+r_cctg(0.5α₁)

B点x坐标为x_B＝x_O-r_ctg(0.5α₁)

A点y坐标为y_A＝-0.5D_g

A点x坐标为x_A＝x_B-(y_B-y_A)/tg(0.5α₁)

因此，收缩段圆锥轴向长度L_A＝|x_B-x_A|，扩张段圆锥轴向长度L_B＝|x_E-x_D|。

(13)气体掺混头内腔剖面还可以采用其他通用拉伐尔喷管设计方法，但必须保证喉道直径d_cr。

(14)图6为一个采用双圆锥直管喉道造型法设计的拉伐尔喷管掺混器。图7显示了喷嘴气体流量与掺混器进气压力的关系曲线。从曲线中可以看出，当出现气动堵塞之后，气体流量随压力升高的增长曲线得到了极大的遏制。图8为实验结果图，图中气体压力变化曲线，液体压力变化曲线，混合后流体压力变化曲线，气端压力与进液端压力的差值变化曲线。从图中可以看出，出现气动堵塞之后，掺混腔压力随掺混器进气压力的升高而变化的趋势不明显，掺混器在进气压力远高于进液压力时也没有出现断塞现象。

示例

为了对本发明的使用做进一步的阐述，现举例如下：

问题描述：上游储气罐中气体为空气，压力的额定压力为表压2.5bar，工作时的压力波动范围为表压2-4bar，输气管道内径为35毫米。上游液泵的最大扬程为25米，约合表压2.5bar，流量为每小时2立方米，液体在管道内最低压力为表压2.0bar，输液管道内径为50毫米。掺混后混输管道的内径为50毫米，要求掺混后的气液体积比约为1∶1，气体体积占混合流体体积的百分比不能超过70％。流体掺混前后的温度均为室温，按25摄氏度计算。

根据问题要求，可以确定的设计参数为：

P_g-min＝3.0×10⁵Pa(绝压)

P_g＝3.5×10⁵Pa(绝压)

P_g-max＝5.0×10⁵Pa(绝压)

P_l-min＝3.0×10⁵Pa(绝压)

P_mix＝P_l-min＝3.0×10⁵Pa(绝压)

D_mix＝50mm

D_{gas_in}＝35mm

D_{liquid_in}＝50mm

Q_l＝2m³/hour＝5.56×10^-4m³/s

额定工况下混合流体气液比λ＝1，最大允许值为λ＝70％/30％＝2.33

T₀＝T＝273+25＝298K  (上游气罐总温T₀与管道内温度T均视为25摄氏度，合绝对温标298K)

在额定工况下Q_g＝Q_l＝5.56×10^-4m³/s

最大允许值为Q_g-max＝2.33Q_l＝1.30×10^-3m³/s

25摄氏度的空气在P_mix(2.0×10⁵Pa)下的密度ρ_g约为3.87kg/m³

在额定工况下空气质量流量 ${\stackrel{\·}{m}}_g={\mathrm{\ρ}}_g\×Q_g=2.15\×{10}^{-3}\mathrm{kg}/s$

空气质量流量最大允许值为 ${\stackrel{\·}{m}}_{g\_\max }={\mathrm{\ρ}}_g\×Q_{g+\max }=5.01\×{10}^{-3}\mathrm{kg}/s$

发生壅塞现象时，系数 $K={\left(\frac{\mathrm{\γ}}{R}\right)}^{\frac{1}{2}}{\left(\frac{2}{\mathrm{\γ}+1}\right)}^{\frac{\mathrm{\γ}+1}{2(\mathrm{\γ}-1)}},$ 将空气的γ、R值带入计算得K＝0.04042。

将以上条件带入公式 $d_{\mathrm{cr}}=\sqrt{\frac{4{\stackrel{\·}{m}}_g\sqrt{T_0}}{\mathrm{\π}{\mathrm{KP}}_g}},$ 计算得喉道直径d_cr＝2.8×10^-3m＝2.8mm，对应喉道面积σ^*＝6.11×10^-6m²

将P_g-min、P_g-max带入公式 ${\stackrel{\·}{m}}_{\max }=K\frac{p_0}{\sqrt{T_0}}{\mathrm{\σ}}^{*},$ 计算得P_g-min下喷管气体最大质量流量为4.3×10^-3kg/s，此时混合后流体的体积含气率为46％。P_g-max下喷管气体最大质量流量为7.2×10^-3kg/s，此时混合后流体的体积含气率为59％。结果表明，喉道尺寸完全满足要求。

由于喉道直径只有2.8mm，考虑到加工问题，掺混器气体喷嘴形式采用采用双圆锥直管喉道造型法。

掺混腔面积收缩率定为2∶1，即d_m＝0.7D_l。

剩余的其他设计步骤按“具体实施方式”中介绍的步骤进行，最终设计出的掺混器尺寸如图9、图10所示，其中图9为掺混头，图10为掺混腔，完整的掺混器组合图如图6所示，图中掺混头与掺混腔之间的连接法兰有约4mm宽的距离，这是保留给密封垫的厚度。

Claims (3)

1、一种利用拉伐尔喷管原理的气液掺混器设计方法，包括如下步骤：

(1)给定进入掺混器的气体压力波动范围和液体压力波动范围；其中：

进入掺混器的气体压力波动范围按气泵说明书中工作特性线对应的最小压力、最大压力值减去泵出口到掺混器入口的管道压力损失获得，或对应分离罐或气罐、液罐中储存气体的最大压力值和最小压力值；

进入掺混器的液体压力波动范围按液泵说明书中工作特性线对应的最小压力、最大压力值减去泵出口到掺混器入口的管道压力损失获得，或对应分离罐或气罐、液罐中储存液体的最大压力值和最小压力值；

混合流体的压力取掺混器进液口压力的最小压力值；

(2)给定掺混器气液两相流排出口管道直径，该管道直径取下游气液两相流混输管道的直径；

(3)给定进入掺混器的液体流量；

(4)给定或根据流型图计算出气液掺混后两相流体的气液体积比，并结合步骤(1)和(3)中的参数计算出相应的气体质量流量；

(5)根据步骤(4)中得到的气液体积比，计算出掺混器中掺混截面处气体通流面积与液体通流面积之比；

(6)根据步骤(1)和(3)中的各参数计算出拉伐尔喷管喉道面积及半径；

(7)根据步骤(2)、(5)和(6)中的各参数，采用简单分段曲线生成掺混器的内部型面。

2、根据权利要求1所述的利用拉伐尔喷管原理的气液掺混器设计方法，其特征在于，根据需要的喷管流量来确定掺混器喉道参数计算方法，以及掺混器内部型面的造型方法。

3、根据权利要求1所述的利用拉伐尔喷管原理的气液掺混器设计方法，其特征在于，在步骤(4)中所述的根据流型图计算出气液掺混后两相流体的气液体积比方法是：在垂直下降管流型图、垂直上升管流型图或水平管流型图气液两相流流型图上确定掺混后气液两相流的流动状态点，根据步骤(1)和(3)中的各参数计算出对应的气体质量流量。

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