《工程科学学报》：管道内气液两相流流激力研究进展

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 管道内气液两相流流激力研究进展 何兆洋刘海潇何利民王丹赫松涛 Research progress of fluctuating force caused by internal gas-liquid flow HE Zhao-yang.LIU Hai-xiao,HE Li-min,WANG Dan,HE Song-tao 引用本文： 何兆洋，刘海潇，何利民，王丹，赫松涛.管道内气液两相流流激力研究进展.工程科学学报，2021,43(1)：129-136.doi: 10.13374j.issn2095-9389.2020.07.14.001 HE Zhao-yang.LIU Hai-xiao,HE Li-min,WANG Dan,HE Song-tao.Research progress of fluctuating force caused by internal gas-liquid flow [J].Chinese Journal of Engineering,2021,43(1):129-136.doi:10.13374/j.issn2095-9389.2020.07.14.001 在线阅读View online::https://doi.org/10.13374.issn2095-9389.2020.07.14.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 难溶气体对水润滑轴承特性影响分析 Influence of undissolved gas on the characteristics of high-speed water-lubricated bearings 工程科学学报.2017,3911)：1709htps:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2017.11.014 棒式文丘里除尘器气液两相流阻力特性 Resistance characteristics of gas-liquid two-phase flow in stick venturi scrubbers 工程科学学报.2017,393：449htps:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2017.03.018 π型向心径向流吸附器气固两相模型传热传质特性 Heat and mass transfer characteristics of the gassolid two-phase model in a m-shaped centripetal radial flow adsorber 工程科学学报.2019,41(11：1473htps:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.03.26.001 基于同步热跟踪法的微量气液反应热测量 Measurement of gas-liquid reaction heat based on synchronous thermal tracking 工程科学学报.2019,41(3：368 https:1doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.03.010 ND钢连铸坯两相区内的微观偏析模型 A microsegregation model in the two-phase region of an ND steel continuous casting billet 工程科学学报.2019.41(4：461 https:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.04.006 3C钢在油水两相层流工况下的腐蚀行为 Corrosion behavior for 3Cr steel under oil-water two-phase laminar flow conditions 工程科学学报.2020.42(8：1029 https:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.07.27.003

管道内气液两相流流激力研究进展 何兆洋 刘海潇 何利民 王丹 赫松涛 Research progress of fluctuating force caused by internal gas-liquid flow HE Zhao-yang, LIU Hai-xiao, HE Li-min, WANG Dan, HE Song-tao 引用本文: 何兆洋, 刘海潇, 何利民, 王丹, 赫松涛. 管道内气液两相流流激力研究进展[J]. 工程科学学报, 2021, 43(1): 129-136. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.07.14.001 HE Zhao-yang, LIU Hai-xiao, HE Li-min, WANG Dan, HE Song-tao. Research progress of fluctuating force caused by internal gas-liquid flow [J]. Chinese Journal of Engineering, 2021, 43(1): 129-136. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.07.14.001 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.07.14.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 难溶气体对水润滑轴承特性影响分析 Influence of undissolved gas on the characteristics of high-speed water-lubricated bearings 工程科学学报. 2017, 39(11): 1709 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.11.014 棒式文丘里除尘器气液两相流阻力特性 Resistance characteristics of gas-liquid two-phase flow in stick venturi scrubbers 工程科学学报. 2017, 39(3): 449 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.03.018 π型向心径向流吸附器气固两相模型传热传质特性 Heat and mass transfer characteristics of the gassolid two-phase model in a π-shaped centripetal radial flow adsorber 工程科学学报. 2019, 41(11): 1473 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.03.26.001 基于同步热跟踪法的微量气液反应热测量 Measurement of gas-liquid reaction heat based on synchronous thermal tracking 工程科学学报. 2019, 41(3): 368 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.03.010 ND钢连铸坯两相区内的微观偏析模型 A microsegregation model in the two-phase region of an ND steel continuous casting billet 工程科学学报. 2019, 41(4): 461 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.04.006 3Cr钢在油水两相层流工况下的腐蚀行为 Corrosion behavior for 3Cr steel under oil-water two-phase laminar flow conditions 工程科学学报. 2020, 42(8): 1029 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.27.003

工程科学学报.第43卷，第1期：129-136.2021年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.43,No.1:129-136,January 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.07.14.001;http://cje.ustb.edu.cn 管道内气液两相流流激力研究进展 何兆洋2,3)，刘海潇2，何利民12)四，王丹2)，赫松涛2) 1)中国石油大学（华东）储运与建筑工程学院，青岛2665802)山东省油气储运安全省级重点实验室，青岛2665803)中石油管道有限责 任公司，北京1000294)中国石化工程建设有限公司.北京100101 ☒通信作者，E-mai:pcmpfs(@163.com 摘要管道内气液两相流广泛存在于核工业、化工业以及石油运输等多个领域中，其诱发的流激力会引起管道振动，导致 管系的疲劳破坏.本文分别从流激力发生机理、影响因素及计算模型出发，对流激力研究进展进行综述.研究表明：动量通量 的改变被认为是引起流激力的最主要原因，管道内压力波动、液塞的脉动冲击、起伏不定的液波等因素同样会对流激力的产 生做出贡献，针对不同流型建立完整的流激力发生机理的理论体系，是流激力机理研究方面的重点发展方向.在不同流型 下，流激力展现出不同的波动特征，目前研究所针对的管道大多是单独的水平管或立管管道，开展多种集输-立管管道系统中 流激力的研究将具有重要的工程意义，关于流激力经验模型和理论模型的建立逐渐完善，计算流体力学(Computational fluid dynamics,简称CFD)软件能够同时对流场和流激力大小进行模拟计算，优势明显，是一种重要的计算手段，对CD软件计算 结果的准确性进行研究，对比优选有效的CD计算模拟方法，将具有重要科研价值 关键词流激力：气液两相流：动量通量：实验研究：模型：计算流体力学 分类号TE832 Research progress of fluctuating force caused by internal gas-liquid flow HE Zhao-yang2.LIU Hai-xiao)HE Li-min2,WANG Dan2,HE Song-tao2 1)College of Pipeline and Civil Engineering,China University of Petroleum,Qingdao 266580,China 2)Shandong Provincial Key Laboratory of Oil Gas Storage and Transportation Safety,Qingdao 266580,China 3)PetroChina Pipeline Company Ltd.,Beijing 100029,China 4)SINOPEC Engineering Incorporation,Beijing 100101,China Corresponding author,E-mail:upcmpfs@163.com ABSTRACT Two-phase flow(Gas-liquid)in pipelines is widely present in many fields,such as nuclear industry,chemical industry, and petroleum transportation.Compared with single-phase flow,the density,pressure,and momentum flux in two-phase flow change greatly in the flow.When flowing through a valve,elbows,tees,and other components,a pulsating force is induced,which is termed as the "flow-induced force."Flow-induced force causes pipeline vibration.If the vibration frequency is close to the natural frequency of the pipeline,a resonance phenomenon occurs that can further increase the vibration amplitude of the pipeline and consequently cause fatigue damage to the pipeline system.Therefore,research on flow-induced force is of great significance for the safe design and operation of pipelines.In this paper,the research progress on the mechanism,influencing factors,and calculation models of flow- induced force was reviewed.The results show that the change of momentum flux is the dominant factor in causing flow-induced force. The pressure fluctuations,pulsation of the liquid slug,and the volatile liquid wave also contribute to force fluctuation.This study aims to establish a complete theoretical system of flow-induced force mechanism that shows varying wave characteristics with different flow patterns.Most of the current studies focus on single horizontal pipe or riser pipe.With the development of deep-sea oil and gas,demand 收稿日期：202007-14 基金项目：国家科技重大专项资助项目(2016ZX05028-004-003):中央高校基本科研业务费专项资助项目(15CX05006A)

管道内气液两相流流激力研究进展 何兆洋1,2,3)，刘海潇1,2,4)，何利民1,2) 苣，王    丹1,2)，赫松涛1,2) 1) 中国石油大学（华东）储运与建筑工程学院，青岛 266580    2) 山东省油气储运安全省级重点实验室，青岛 266580    3) 中石油管道有限责 任公司，北京 100029    4) 中国石化工程建设有限公司，北京 100101 苣通信作者，E-mail: upcmpfs@163.com 摘    要    管道内气液两相流广泛存在于核工业、化工业以及石油运输等多个领域中，其诱发的流激力会引起管道振动，导致 管系的疲劳破坏. 本文分别从流激力发生机理、影响因素及计算模型出发，对流激力研究进展进行综述. 研究表明：动量通量 的改变被认为是引起流激力的最主要原因，管道内压力波动、液塞的脉动冲击、起伏不定的液波等因素同样会对流激力的产 生做出贡献，针对不同流型建立完整的流激力发生机理的理论体系，是流激力机理研究方面的重点发展方向. 在不同流型 下，流激力展现出不同的波动特征，目前研究所针对的管道大多是单独的水平管或立管管道，开展多种集输–立管管道系统中 流激力的研究将具有重要的工程意义. 关于流激力经验模型和理论模型的建立逐渐完善，计算流体力学（Computational fluid dynamics，简称 CFD）软件能够同时对流场和流激力大小进行模拟计算，优势明显，是一种重要的计算手段，对 CFD 软件计算 结果的准确性进行研究，对比优选有效的 CFD 计算模拟方法，将具有重要科研价值. 关键词    流激力；气液两相流；动量通量；实验研究；模型；计算流体力学 分类号    TE832 Research progress of fluctuating force caused by internal gas-liquid flow HE Zhao-yang1,2,3) ，LIU Hai-xiao1,2,4) ，HE Li-min1,2) 苣 ，WANG Dan1,2) ，HE Song-tao1,2) 1) College of Pipeline and Civil Engineering, China University of Petroleum, Qingdao 266580, China 2) Shandong Provincial Key Laboratory of Oil & Gas Storage and Transportation Safety, Qingdao 266580, China 3) PetroChina Pipeline Company Ltd., Beijing 100029, China 4) SINOPEC Engineering Incorporation, Beijing 100101, China 苣 Corresponding author, E-mail: upcmpfs@163.com ABSTRACT    Two-phase flow (Gas-liquid) in pipelines is widely present in many fields, such as nuclear industry, chemical industry, and petroleum transportation. Compared with single-phase flow, the density, pressure, and momentum flux in two-phase flow change greatly in the flow. When flowing through a valve, elbows, tees, and other components, a pulsating force is induced, which is termed as the “flow-induced force.” Flow-induced force causes pipeline vibration. If the vibration frequency is close to the natural frequency of the pipeline, a resonance phenomenon occurs that can further increase the vibration amplitude of the pipeline and consequently cause fatigue  damage  to  the  pipeline  system.  Therefore,  research  on  flow-induced  force  is  of  great  significance  for  the  safe  design  and operation  of  pipelines.  In  this  paper,  the  research  progress  on  the  mechanism,  influencing  factors,  and  calculation  models  of  flow￾induced force was reviewed. The results show that the change of momentum flux is the dominant factor in causing flow-induced force. The pressure fluctuations, pulsation of the liquid slug, and the volatile liquid wave also contribute to force fluctuation. This study aims to establish a complete theoretical system of flow-induced force mechanism that shows varying wave characteristics with different flow patterns. Most of the current studies focus on single horizontal pipe or riser pipe. With the development of deep-sea oil and gas, demand 收稿日期: 2020−07−14 基金项目: 国家科技重大专项资助项目（2016ZX05028-004-003）；中央高校基本科研业务费专项资助项目（15CX05006A） 工程科学学报，第 43 卷，第 1 期：129−136，2021 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 43, No. 1: 129−136, January 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.07.14.001; http://cje.ustb.edu.cn

·130 工程科学学报，第43卷，第1期 on gathering and transportation-riser pipeline systems is increased,making it a great engineering significance to study the flow-induced force in a variety of pipeline-riser systems.The empirical and theoretical models are gradually established.The ability of CFD software to simulate flow field and excitation force offers numerous advantages.Therefore,research on the accuracy of CFD software calculation results and the comparison and optimization of effective CFD calculation simulation methods will have important scientific research value for development in the future.This article comprehensively summarized the current research status of gas-liquid two-phase internal flow excitation,which can provide guidance for further related research. KEY WORDS flow-induced force;gas-liquid flow;momentum flux;experimental study;model;computational fluid dynamics 管道内气液两相流在核工业、化工业以及石 频谱图中主频率值是一致的，由此证明流体轴向 油运输等多个领域中广泛存在，与单相流相比，其 动量通量的变化使管道弯管部分产生了脉动力 密度、压力、动量通量在流动中变化较大-习，当流 Cargnelutti等2I进一步指出，单相流中弯头部位作 经阀门、弯头、三通等部件时，极易引起脉动力， 用力的产生是由于流体流动方向和压力的改变， 即“流激力”6“流激力”会引起管道振动，当振 而气液两相流中，这两者的变化由于密度、气液界 动频率与管道固有频率相接近时，会产生“共振” 面的急剧变化而大大增加；在直管中，管道作用力 现象-0，使管道振动幅度进一步增大，引起管系 的产生机理是液塞经过引起的湍流噪声和压力波 的疲劳破坏-)据英国安全与健康执行局(HSE) 动，而在弯头部位，则是由于动量通量在短时间的 的研究显示，英国2010年海洋工程行业在北海 剧烈改变所造成 21%的管道损坏是由管道振动引起的疲劳失效引 Giraudeau等在实验中直接对截面含气率信 起因此研究“流激力”对管道的安全设计和运 号和U型管弯管部位受力同时进行测量，通过对 行具有重要意义 比两者的频谱图发现，同一组实验下两者的主频 在过去几十年内，管道外流对管道的影响受 率值基本相同.Lu等阿指出，基于均匀混合流假 到了广泛关注5-20，但随着研究的深入，学者们发 设，气液两相流动量通量可以通过持液率进行 现管道内流流激力的产生机理与管道外流有本质 计算： 的区别四.本文首先对管道内气液两相流流激力 M=A子[Pg哈)+p(1-a哈oj (1) 的产生机理方面的研究进展进行了综述，然后总 结了流激力的影响因素，最后对其计算模型进行 其中，M为动量通量，N;a)为截面平均含气率； 了阐述，旨在全面展示气液两相内流流激力的研 j为气液混合流速，单位ms;A为管道截面积， 究现状，为进一步开展相关研究给出指导 m;Pg和pr分别为气体和液体的密度，kgm3基 于此，Giraudeau等p认为其实验证明了弯头处的 气液两相流流激力发生机理 动量通量变化在管道弯头部位激励产生了作用 1968年，学者Yih和Griffith2首次进行了三 力，并提出在段塞流流型下液塞的频率与弯头受 通结构内气液两相流流激力的实验研究，研究发 力信号的主频率值近似相等.然而，Lu等2阿通过 现：气液两相流流动伴随着强烈的压力、持液率和 实验获得了弯头受力值信号，并通过式(1)计算不 动量通量波动，正是由于这些不稳定因素导致了 同工况下的动量通量值，将两者的均方根(RMS) 管道系统的受力和移动.作者认为动量通量更能 进行比较发现具有一定的差距，并非严格相等 从本质上揭示流动的变化规律，因此将动量通量 (图1)，这表明弯头受力并非完全由动量通量的变 变化看作“源”，三通结构的移动看作“响应”，但 化引起.Liu等阿以90°弯头为控制体积进行动量 限于实验条件不足，实验并未直接测量流体动量 分析，得到一阶偏微分动量方程，通过理论推导和 通量的变化，而是使用过滤器将管道移动信号转 傅里叶转换等手段，最终发现，低频段（小于1Hz) 换为动量通量信号.Riverin和Pettigrew使用光 的流激力波动主要由管道内压力波动引起；高频 学探针测量了U型管弯管处的气泡大小和频率以 段（大于1Hz)的波动主要由动量通量波动引起 及该处管道的受力值，作者认为，不同气泡的经过 但由于当地速度、截面含气率突然变化带来了局 导致动量通量的不断变化，经过的气泡越大，带来 部冲击作用，在此局部冲击作用的影响下，两者的 的动量变化越大；通过实验数据做出气泡尺寸-频 主频率之间存在一定的差距.Liu等对段塞流 率图线，发现最大气泡对应的频率值与受力信号 流型下的这一局部冲击作用进行了进一步研究分

on gathering and transportation-riser pipeline systems is increased, making it a great engineering significance to study the flow-induced force in a variety of pipeline-riser systems. The empirical and theoretical models are gradually established. The ability of CFD software to simulate flow field and excitation force offers numerous advantages. Therefore, research on the accuracy of CFD software calculation results  and  the  comparison  and  optimization  of  effective  CFD  calculation  simulation  methods  will  have  important  scientific  research value for development in the future. This article comprehensively summarized the current research status of gas-liquid two-phase internal flow excitation, which can provide guidance for further related research. KEY WORDS    flow-induced force；gas-liquid flow；momentum flux；experimental study；model；computational fluid dynamics 管道内气液两相流在核工业、化工业以及石 油运输等多个领域中广泛存在，与单相流相比，其 密度、压力、动量通量在流动中变化较大[1−3] ，当流 经阀门、弯头、三通等部件时，极易引起脉动力， 即“流激力” [4−6] . “流激力”会引起管道振动，当振 动频率与管道固有频率相接近时，会产生“共振” 现象[7−10] ，使管道振动幅度进一步增大，引起管系 的疲劳破坏[11−13] . 据英国安全与健康执行局（HSE） 的研究显示，英国 2010 年海洋工程行业在北海 21% 的管道损坏是由管道振动引起的疲劳失效引 起[14] . 因此研究“流激力”对管道的安全设计和运 行具有重要意义. 在过去几十年内，管道外流对管道的影响受 到了广泛关注[15−20] ，但随着研究的深入，学者们发 现管道内流流激力的产生机理与管道外流有本质 的区别[21] . 本文首先对管道内气液两相流流激力 的产生机理方面的研究进展进行了综述，然后总 结了流激力的影响因素，最后对其计算模型进行 了阐述，旨在全面展示气液两相内流流激力的研 究现状，为进一步开展相关研究给出指导. 1    气液两相流流激力发生机理 1968 年，学者 Yih 和 Griffith[22] 首次进行了三 通结构内气液两相流流激力的实验研究，研究发 现：气液两相流流动伴随着强烈的压力、持液率和 动量通量波动，正是由于这些不稳定因素导致了 管道系统的受力和移动. 作者认为动量通量更能 从本质上揭示流动的变化规律，因此将动量通量 变化看作“源”，三通结构的移动看作“响应”，但 限于实验条件不足，实验并未直接测量流体动量 通量的变化，而是使用过滤器将管道移动信号转 换为动量通量信号. Riverin 和 Pettigrew[6] 使用光 学探针测量了 U 型管弯管处的气泡大小和频率以 及该处管道的受力值，作者认为，不同气泡的经过 导致动量通量的不断变化，经过的气泡越大，带来 的动量变化越大；通过实验数据做出气泡尺寸–频 率图线，发现最大气泡对应的频率值与受力信号 频谱图中主频率值是一致的，由此证明流体轴向 动量通量的变化使管道弯管部分产生了脉动力. Cargnelutti 等[23] 进一步指出，单相流中弯头部位作 用力的产生是由于流体流动方向和压力的改变， 而气液两相流中，这两者的变化由于密度、气液界 面的急剧变化而大大增加；在直管中，管道作用力 的产生机理是液塞经过引起的湍流噪声和压力波 动，而在弯头部位，则是由于动量通量在短时间的 剧烈改变所造成. Giraudeau 等[24] 在实验中直接对截面含气率信 号和 U 型管弯管部位受力同时进行测量，通过对 比两者的频谱图发现，同一组实验下两者的主频 率值基本相同. Liu 等[25] 指出，基于均匀混合流假 设，气液两相流动量通量可以通过持液率进行 计算： M = A j2 [ ρgα A g (t)+ρf ( 1−α A g (t) )] （1） 其中，M 为动量通量，N；αg A (t) 为截面平均含气率； j 为气液混合流速，单位 m·s−1 ；A 为管道截面积， m 2 ；ρg 和 ρf 分别为气体和液体的密度，kg·m−3 . 基 于此，Giraudeau 等[24] 认为其实验证明了弯头处的 动量通量变化在管道弯头部位激励产生了作用 力，并提出在段塞流流型下液塞的频率与弯头受 力信号的主频率值近似相等. 然而，Liu 等[25] 通过 实验获得了弯头受力值信号，并通过式（1）计算不 同工况下的动量通量值，将两者的均方根（RMS） 进行比较发现具有一定的差距，并非严格相等 （图 1），这表明弯头受力并非完全由动量通量的变 化引起. Liu 等[25] 以 90°弯头为控制体积进行动量 分析，得到一阶偏微分动量方程，通过理论推导和 傅里叶转换等手段，最终发现，低频段（小于 1 Hz） 的流激力波动主要由管道内压力波动引起；高频 段（大于 1 Hz）的波动主要由动量通量波动引起， 但由于当地速度、截面含气率突然变化带来了局 部冲击作用，在此局部冲击作用的影响下，两者的 主频率之间存在一定的差距. Liu 等[26] 对段塞流 流型下的这一局部冲击作用进行了进一步研究分 · 130 · 工程科学学报，第 43 卷，第 1 期

何兆洋等：管道内气液两相流流激力研究进展 131· 析，认为液塞的局部加速对弯头产生了脉动冲击， 系，是流激力机理研究的重点发展方向 对流激力的波动同样做出贡献；通过理论推导与 2 气液两相流流激力实验研究 傅里叶转换等手段做出图2，分析认为：液塞对弯 头的冲击作用主要影响了流激力的大小，动量变 目前已有众多学者在不同管道系统内展开了 化项则与流激力的主频率值一致，而压力项的波 气液两相流流激力的实验研究，从已有的实验研 动幅度较小，对流激力无明显影响.Miwa等27随 究来看，研究者们大都重点关注两个特征值：流激 后对波浪流流型下的冲击作用进行了研究，发现 力信号的均方根值F和流激力频谱信号的主频 起伏不定的液波对弯头产生了脉动的冲击作用， 率值，这两者分别用来表征流激力的大小量级和 作者将此称之为“液波冲击力”. 波动频率：所研究的影响因素不尽相同，主要包括 入口流速、管道结构形式和管径 nj0.61 m's 2.1入口流速 ▲jF1.12ms 气液两相流的实验入口条件常使用气液两相 .0je1.78ms1 *j2.31 m-s- 各自流量28-0而在流激力的实验研究中，为了能 50 fx=x 够方便地反映流动中管截面的气液分布情况，常 40 使用气液混合流速j和体积含气率B进行入口流 0 速条件的表示： 330 j=2+0:日=g (2) A Q1+Og 其中，9和Q。分别为液相和气相的当地体积流 量，m3s;A为管道横截面积，m2 5 10152025 30 RMS value of momentum flux/N 研究者们通过实验研究发现，当j和B发生变 图1动量通量与受力值的RMS值对比P 化时，F和6会发生显著变化.其中，当B一定 Fig.1 Comparison of RMS values of momentum fluxes and forcess 时，随j的增大，6近似线性增大：而Fm与j最适 020 宜的曲线形式为=C,a的实验拟合值介于1.03~ Excitation force Pressure term 1.48之间，式(1)基于气液均匀流假设给出了动 80.15 Momentum term 量通量与气液混合流速的关系式，可以看出，当平 豆 Impact force term 8 均截面含气率a)一定时，M与j的二次方成正 0.10 比关系，由此证明了流激力并非完全由动量通量 的变化引起2s-2而Giraudeau等2扩大实验工况 后发现，Fms值随着j的增大并非单调变化，而是 10-2 100 当Fms值增大到一定程度之后逐渐稳定或出现轻 0 Strouhal number 微下降，作者认为这是由于流型的转变引起的，即 图2不同作用项之间的比较 不同的流型下，j对F“的影响效果不同.可以看 Fig.2 Evaluation of different terms 出，不同入口气液流速所决定的流型对流激力的 在管道内气液两相流激力的发生机理方面， 影响是十分显著的 动量通量的改变被认为是引起流激力的最主要原 在水平管和竖直管中，气液两相流型分类已 因，动量通量的改变由流体含气率的变化引起，因 十分完善1-训，其中段塞流的动量、压力和持液率 此针对流体中气泡发生频率，围绕气泡尺寸和分 波动最为剧烈4，所产生的流激力特点也最为 布特性展开研究，并将其与流激力进行关联，将具 复杂7-o具体来看，环状流和段塞流的Fm值 有重要意义.另外，由于气液两相流动的复杂性， 大小基本处于同一量级，分层流的Fms值较小2，Fms 管道内压力波动、液塞的局部加速对弯头产生的 最大值发生在环状流和段塞流转换边界附近四， 脉动冲击、起伏不定的液波等因素同样会对流激 这一现象主要是由液体含量不同造成，液体相较 力的产生做出贡献，因此以科学全面的气液两相 于气体具有更高的密度，因此会在弯头部位引起 流流型分类为基础，针对不同流型展开流激力发 更高的动量变化另外，段塞流环状流流型下 生机理研究，建立完整的流激力发生机理理论体 的6值最大，气泡流流型下的6和F均较小，接

析，认为液塞的局部加速对弯头产生了脉动冲击， 对流激力的波动同样做出贡献；通过理论推导与 傅里叶转换等手段做出图 2，分析认为：液塞对弯 头的冲击作用主要影响了流激力的大小，动量变 化项则与流激力的主频率值一致，而压力项的波 动幅度较小，对流激力无明显影响. Miwa 等[27] 随 后对波浪流流型下的冲击作用进行了研究，发现 起伏不定的液波对弯头产生了脉动的冲击作用， 作者将此称之为“液波冲击力”. 0 5 10 15 20 25 30 0 80 70 60 50 40 f(x)=x jf=2.31 m·s−1 jf=1.78 m·s−1 jf=1.12 m·s−1 jf=0.61 m·s−1 30 20 RMS value of excitation force/N 10 RMS value of momentum flux/N 图 1    动量通量与受力值的 RMS 值对比[25] Fig.1    Comparison of RMS values of momentum fluxes and forces[25] 10−4 102 100 10−2 0 0.20 0.15 0.10 Normalized force 0.05 Strouhal number Excitation force Pressure term Momentum term Impact force term 图 2    不同作用项之间的比较[26] Fig.2    Evaluation of different terms[26] 在管道内气液两相流激力的发生机理方面， 动量通量的改变被认为是引起流激力的最主要原 因，动量通量的改变由流体含气率的变化引起，因 此针对流体中气泡发生频率，围绕气泡尺寸和分 布特性展开研究，并将其与流激力进行关联，将具 有重要意义. 另外，由于气液两相流动的复杂性， 管道内压力波动、液塞的局部加速对弯头产生的 脉动冲击、起伏不定的液波等因素同样会对流激 力的产生做出贡献，因此以科学全面的气液两相 流流型分类为基础，针对不同流型展开流激力发 生机理研究，建立完整的流激力发生机理理论体 系，是流激力机理研究的重点发展方向. 2    气液两相流流激力实验研究 目前已有众多学者在不同管道系统内展开了 气液两相流流激力的实验研究，从已有的实验研 究来看，研究者们大都重点关注两个特征值：流激 力信号的均方根值 F rms 和流激力频谱信号的主频 率值 f0，这两者分别用来表征流激力的大小量级和 波动频率；所研究的影响因素不尽相同，主要包括 入口流速、管道结构形式和管径. 2.1    入口流速 气液两相流的实验入口条件常使用气液两相 各自流量[28−30] . 而在流激力的实验研究中，为了能 够方便地反映流动中管截面的气液分布情况，常 使用气液混合流速 j 和体积含气率 β 进行入口流 速条件的表示： j = Ql + Qg A ; β= Qg Ql + Qg （2） 其中，Ql 和 Qg 分别为液相和气相的当地体积流 量，m 3 ·s−1 ；A 为管道横截面积，m 2 . 研究者们通过实验研究发现，当 j 和 β 发生变 化时，F rms 和 f0 会发生显著变化. 其中，当 β 一定 时，随 j 的增大，f0 近似线性增大[6] ；而 F rms 与 j 最适 宜的曲线形式为 y=Cxα ，α 的实验拟合值介于 1.03～ 1.48 之间[6] ，式（1）基于气液均匀流假设给出了动 量通量与气液混合流速的关系式，可以看出，当平 均截面含气率 αg A (t) 一定时，M 与 j 的二次方成正 比关系，由此证明了流激力并非完全由动量通量 的变化引起[25−26] . 而 Giraudeau 等[24] 扩大实验工况 后发现，F rms 值随着 j 的增大并非单调变化，而是 当 F rms 值增大到一定程度之后逐渐稳定或出现轻 微下降，作者认为这是由于流型的转变引起的，即 不同的流型下，j 对 F rms 的影响效果不同. 可以看 出，不同入口气液流速所决定的流型对流激力的 影响是十分显著的. 在水平管和竖直管中，气液两相流型分类已 十分完善[31−33] ，其中段塞流的动量、压力和持液率 波动最为剧烈[34−36] ，所产生的流激力特点也最为 复杂[7, 37−40] . 具体来看，环状流和段塞流的 F rms 值 大小基本处于同一量级，分层流的 F rms 值较小[23] ，F rms 最大值发生在环状流和段塞流转换边界附近[22] ， 这一现象主要是由液体含量不同造成，液体相较 于气体具有更高的密度，因此会在弯头部位引起 更高的动量变化[23] . 另外，段塞流/环状流流型下 的 f0 值最大，气泡流流型下的 f0 和 F rms 均较小，接 何兆洋等： 管道内气液两相流流激力研究进展 · 131 ·

·132 工程科学学报，第43卷，第1期 近于零2的 流速和管道系统的影响，目前研究针对的管道大 2.2管道结构形式 多是单独的水平管或立管管道，随着深海油气的 对管道结构形式的研究主要包括：90°弯头21 开发，集输-立管管道系统的应用日益增多49-5列 三通四、U型管等，研究发现，弯头的曲率半径 因此开展多种立管管道系统中流激力的研究将具 对弯头的受力值几乎没有影响，而三通结构的受 有重要工程意义 力值则略微小于弯头，这主要是由于流体在三通 3计算模型 结构处产生了分流，因此产生的力较小列对于竖 直U型管结构，不同径曲比的U型管对气液两相 3.1Fms和PSD曲线 分布形态产生了显著的影响，但未影响其轴向动 经验模型的建立对工程实际中管道的设计和 量变化，因此U型管的受力并未明显变化；另外， 运行具有重要参考价值，现有文献中的经验模型 由于气液两相流动均能充分发展，因此U型管的 主要针对流激力的均方根值Fms和PSD(功率谱密 高度对受力也无明显影响阿而U型管与90°弯头 度)曲线 相比，两者产生的流激力相差不大，竖直流向的受 Yih和Griffith22首先提出了Fms的量纲一表 力值较水平方向稍大一些综合以上来看，不同 达式： 的使流体流向转变的管道结构中，流激力产生机 Frms Fstar We04=A(B) (4) 理一致，受力值相差不大 而随着油气开采向深海的进行，海洋立管系 式中，Fms是流激力的均方根值，N:F表示流激 统内气液两相流激力的研究逐渐受到青睐B7,1-4均 力信号中的稳态组分，N.A()是含气率B的函数 主要包括自由悬链立管B7,4、海底M型跨接管，， 表达式2四.量纲为一的数we表达式为： 以及复杂管系结构？，研究的重点部位则集中在 We=PLPD (5) 立管底部的弯头脚但此处可考文献依然较少，研 究仍不完善，因此对集输-立管管道系统内，不同气 但式(4)不具备通用性，并且影响参数的选定 液两相流流型流激力的特征展开相关研究，仍具 并不准确.实际上，目前计算常用的Fm表达式 有较高的科研价值和工程意义 为5四： 2.3管径 Frms- Frms 在气液两相流动中，量纲为一的数B0被用来 PLP(D214)=CWe-04 (6) 描述液体表面张力对流动的影响，其定义如下： 其中，定义Fms为Fms的量纲为一的值，式中忽略 Bo=PLgD2 了液体黏度、重力和气液体密度的影响.式(6)定 (3) 义了两个量纲为一的值之间的关系，两者在双对 其中，p1为液体密度，kgm;g为重力加速度，ms2; 数坐标系中呈线性关系，其中C是常数，其值的确 D为圆柱腔体内径，m;c为表面张力，Nm.Bo表 定是经验关联式准确预测Fs值的关键 示液体重力与表面张力对流动的相对影响，当B0 实际上，当B值不同时，拟合得出的最佳C值是 小于1时，液体黏性力占主导，而当B0非常大时， 不相同的，可使用C=25来描述Fms的极大值4， 则可以忽略液体表面张力的影响 一般来讲，当C取10时可以对大部分实验数据进 在大管径管道中，B0较大，随管径减小，动量 行预测，2海，控制误差在±50%以内：而当入口体积 通量的波动更强，因此流激力更大，这是由于在管 含气率B较大(>80%)或者较小(<20%)时，此关联 径较大的管道中，气液混合更均匀，因此流体通过 式都会过大地预测Fms值，且随着We的增大，误 三通时的动量变化更小2，同时，随着管径的增 差会越来越大2 大，流激力信号的主频率6近似线性减小2，而 功率谱密度曲线中含有很多随机波动分析的 在Cargnelutti等的实验中，管道管径为6mm左 有效信息，对其准确预测在工程应用上有重要作 右，Bo的值约为5，液体的表面张力影响了管内的 用.大多工况下流激力的功率谱密度曲线可以简 气液两相流动，使得段塞流的发生范围增大，这使 单表示为三角形状四，如图3所示，图中参量满足 得小管径管道中的值更大 0.5hLy=(Fms)2Ly=f6+22LL=0.6f6+3 从已有研究可以看出，在不同流型下，流激力 其中，6即为流激力信号的主频率，Hz:h、L小L为 展现出不同的波动特征.而流型主要受气液入口 表示曲线的几何尺寸，单位分别为N2Hz、Hz

近于零[25] . 2.2    管道结构形式 对管道结构形式的研究主要包括：90°弯头[23]、 三通[22]、U 型管[6] 等，研究发现，弯头的曲率半径 对弯头的受力值几乎没有影响，而三通结构的受 力值则略微小于弯头，这主要是由于流体在三通 结构处产生了分流，因此产生的力较小[23] . 对于竖 直 U 型管结构，不同径曲比的 U 型管对气液两相 分布形态产生了显著的影响，但未影响其轴向动 量变化，因此 U 型管的受力并未明显变化；另外， 由于气液两相流动均能充分发展，因此 U 型管的 高度对受力也无明显影响[6] . 而 U 型管与 90°弯头 相比，两者产生的流激力相差不大，竖直流向的受 力值较水平方向稍大一些[24] . 综合以上来看，不同 的使流体流向转变的管道结构中，流激力产生机 理一致，受力值相差不大. 而随着油气开采向深海的进行，海洋立管系 统内气液两相流激力的研究逐渐受到青睐[37, 41−45] ， 主要包括自由悬链立管[37, 43]、海底 M 型跨接管[7, 46] ， 以及复杂管系结构[47] ，研究的重点部位则集中在 立管底部的弯头[44] . 但此处可考文献依然较少，研 究仍不完善，因此对集输-立管管道系统内，不同气 液两相流流型流激力的特征展开相关研究，仍具 有较高的科研价值和工程意义. 2.3    管径 在气液两相流动中，量纲为一的数 Bo 被用来 描述液体表面张力对流动的影响，其定义如下： Bo = ρLgD2 σ （3） 其中，ρL 为液体密度，kg·m−3 ；g 为重力加速度，m·s−2 ； D 为圆柱腔体内径，m；σ 为表面张力，N·m−1 . Bo 表 示液体重力与表面张力对流动的相对影响，当 Bo 小于 1 时，液体黏性力占主导，而当 Bo 非常大时， 则可以忽略液体表面张力的影响. 在大管径管道中，Bo 较大，随管径减小，动量 通量的波动更强，因此流激力更大，这是由于在管 径较大的管道中，气液混合更均匀，因此流体通过 三通时的动量变化更小[22] ；同时，随着管径的增 大，流激力信号的主频率 f0 近似线性减小[22, 48] . 而 在 Cargnelutti 等[4] 的实验中，管道管径为 6 mm 左 右，Bo 的值约为 5，液体的表面张力影响了管内的 气液两相流动，使得段塞流的发生范围增大，这使 得小管径管道中的 f0 值更大. 从已有研究可以看出，在不同流型下，流激力 展现出不同的波动特征. 而流型主要受气液入口 流速和管道系统的影响，目前研究针对的管道大 多是单独的水平管或立管管道，随着深海油气的 开发，集输–立管管道系统的应用日益增多[49−53] ， 因此开展多种立管管道系统中流激力的研究将具 有重要工程意义. 3    计算模型 3.1    F rms 和 PSD 曲线 经验模型的建立对工程实际中管道的设计和 运行具有重要参考价值，现有文献中的经验模型 主要针对流激力的均方根值 F rms 和 PSD（功率谱密 度）曲线. Yih 和 Griffith[22] 首先提出了 F rms 的量纲一表 达式： F rms Fstat We0.4 = A(β) （4） 式中，F rms 是流激力的均方根值，N；F stat 表示流激 力信号中的稳态组分，N. A(β) 是含气率 β 的函数 表达式[22] . 量纲为一的数 We 表达式为： We = ρL j 2D σ （5） 但式（4）不具备通用性，并且影响参数的选定 并不准确. 实际上，目前计算常用的 F rms 表达式 为[5, 12] ： Frms = F rms ρL j 2 (πD2/4) = CWe−0.4 （6） 其中，定义 Frms为 Frms 的量纲为一的值，式中忽略 了液体黏度、重力和气液体密度的影响. 式（6）定 义了两个量纲为一的值之间的关系，两者在双对 数坐标系中呈线性关系，其中 C 是常数，其值的确 定是经验关联式准确预测 Frms 值的关键. 实际上，当 β 值不同时，拟合得出的最佳 C 值是 不相同的，可使用 C=25 来描述 Frms 的极大值[24, 48] . 一般来讲，当 C 取 10 时可以对大部分实验数据进 行预测[5, 26] ，控制误差在±50% 以内；而当入口体积 含气率 β 较大（>80%）或者较小（<20%）时，此关联 式都会过大地预测 Frms 值，且随着 We 的增大，误 差会越来越大[26] . 功率谱密度曲线中含有很多随机波动分析的 有效信息，对其准确预测在工程应用上有重要作 用. 大多工况下流激力的功率谱密度曲线可以简 单表示为三角形状[22] ，如图 3 所示，图中参量满足 0.5hLf = (F rms) 2 Lf = f0 +22 LL = 0.6 f0 +3 其中，f0 即为流激力信号的主频率，Hz；h、Lf、LL 为 表示曲线的几何尺寸，单位分别为 N2 ·Hz−1、Hz、 · 132 · 工程科学学报，第 43 卷，第 1 期

何兆洋等：管道内气液两相流流激力研究进展 ·133· 10 102 e10 m=50%:D=20mm 10-2 P=75%:D=20mm ..=50%:D=52mm =75%;D=52mm 10 10 103 102 101 10 10 fHz 图3功率谱密度曲线的简单表示四 国4修正后的功率密度曲线两 Fig.3 Simple power spectral density curve Fig.4 Modified power spectral density curve Hz.通过以上三式，只要获得Fms和6的值，就可 管道受力最为严重，因此，流激力计算模型的建立 以求出流激力的功率谱密度曲线中-∫ 大都针对段塞流流型.在研究初期，计算模型的建 若对流激力的功率谱密度曲线进行精确定 立多基于准稳态假设，即液塞区和液膜区交替通 义，可以使用如下关系式问 过弯头部位.Massey与Wardsmith给出了基于 稳态动量方程的弯头受力估算公式： (PLPD2)foWe0s=E (7) Fx=PLAu (1-COs0)Fy PLAu:sin0 (11) 其中，p为流激力功率谱密度，N2Hz;∫为频率， 其中，Fx、F,分别为x、y方向的受力值分量，N; Hz.引入量纲一的功率谱密度和量纲一的频率表 4是液塞速度，ms,可通过式(12)进行计算；0是 达式24,4. 上倾管和水平管之间的夹角，°；A为管道横截面 6= 中 eo.s (8) 截，m2. (PLPD2)2D (12) To=-foD 4s二HG (9) jv1-B 其中，HG是段塞流流型下的平均含气率，使用Beggs- 两者在双对数坐标系中近似为三角形折线关 Bril关联式s阿进行计算 系，关系式可以表述为： 对于段塞流，液塞与液膜的交替流动在弯头 fm1,于≤元 上产生作用力，最大流激力出现在液塞经过的时 币= (10) 刻：并且上下游压力对流体流激力产生了影响，因 此可以使用力-动量方程的非定常形式阿： 式中k1、k、m1、m2的表达式如下： fo) ( Fe+f-品+aeM(IB） log 爱- f1) log Fo) 2= 其中，Fue与Fod分别为液塞单元表面力和体 o og 积力，N 但作者忽略了控制体积受力和动量变化，得到 其中，、为任意两点的频率值，Hz;)、()分 下式： 别为其对应的功率谱密度，N2Hz Fx =upLA+(Px-Pa)A Fy=upLA+(Py-Pa)A 其中，为量纲一的主频率值，将6代入式 (14) (9)即可计算.通过对不同入口体积含气率和管径 其中，4、4，分别为x、y方向的液塞速度分量，ms； 下的实验数据拟合，可以得出相应的参数值表格 Px、P,分别为x、y方向的压力分量，PaP。为大气压 通过式(10)得到的不同管径和入口体积含气率下 力，Pa 的功率谱密度曲线，如图4所示，可以看出式(10) 对于水平管道忽略控制体积的体积力是可行 受管径和入口体积含气率的影响很小 的，而对动量变化的忽略会导致模型计算误差变 3.2理论计算模型 大，若从两相流瞬态动量方程出发，针对弯头控制 在气液两相内流作用下，当流型为段塞流时， 体积，弯头受力计算式为：

Hz. 通过以上三式，只要获得 Frms 和 f0 的值，就可 以求出流激力的功率谱密度曲线 Φ–f. 若对流激力的功率谱密度曲线进行精确定 义，可以使用如下关系式[5] ， ϕ (ρL j 2D2 ) 2 f0We0.8 = E ( f f0 ) （7） 其中，ϕ 为流激力功率谱密度，N 2 ·Hz−1 ；f 为频率， Hz. 引入量纲一的功率谱密度和量纲一的频率表 达式[24, 48] ： ϕ¯ = ϕ (ρL j 2D2 ) 2 j D We0.8 （8） f 0 = f0D j √ 1−β （9） 两者在双对数坐标系中近似为三角形折线关 系，关系式可以表述为： ϕ¯ =    k1 ¯f m1 , ¯f ⩽ f0 k2 ¯f m2 , ¯f ⩾ ¯f0 （10） 式中 k1、k2、m1、m2 的表达式如下： ki = ϕ(f 0 ) f 0 mi ,i = [1,2], m1 = log   ϕ(f 0 ) ϕ(f 1 )   log   f 0 f 1   , m2 = log   ϕ ( f 2 ) ϕ(f 0 )   log   f 2 f 0   其中，f1、f2 为任意两点的频率值，Hz；ϕ(f1 )、ϕ(f2 ) 分 别为其对应的功率谱密度，N 2 ·Hz−1 . f 其中， 0 为量纲一的主频率值，将 f0 代入式 （9）即可计算. 通过对不同入口体积含气率和管径 下的实验数据拟合，可以得出相应的参数值表格. 通过式（10）得到的不同管径和入口体积含气率下 的功率谱密度曲线，如图 4 所示，可以看出式（10） 受管径和入口体积含气率的影响很小. 3.2    理论计算模型 在气液两相内流作用下，当流型为段塞流时， 管道受力最为严重，因此，流激力计算模型的建立 大都针对段塞流流型. 在研究初期，计算模型的建 立多基于准稳态假设，即液塞区和液膜区交替通 过弯头部位. Massey 与 Wardsmith[54] 给出了基于 稳态动量方程的弯头受力估算公式： Fx = ρLAu2 s (1−cos θ) Fy = ρLAu2 s sinθ （11） 其中 ， Fx、 Fy 分别为 x、 y 方向的受力值分量 ， N； us 是液塞速度，m·s−1，可通过式（12）进行计算；θ 是 上倾管和水平管之间的夹角，°；A 为管道横截面 截，m 2 . us = j HG （12） 其中，HG 是段塞流流型下的平均含气率，使用 Beggs￾Brill 关联式[55] 进行计算. 对于段塞流，液塞与液膜的交替流动在弯头 上产生作用力，最大流激力出现在液塞经过的时 刻；并且上下游压力对流体流激力产生了影响，因 此可以使用力–动量方程的非定常形式[56] ： Fsurface + Fbody = ∂ ∂t w VC usρdV + w SC usρusdA （13） 其中，Fsurface 与 Fbody 分别为液塞单元表面力和体 积力，N. 但作者忽略了控制体积受力和动量变化，得到 下式： Fx = u 2 xρLA+(Px − Pa)A Fy = u 2 yρLA+(Py − Pa)A （14） 其中，ux、uy 分别为 x、y 方向的液塞速度分量，m·s−1 ； Px、Py 分别为 x、y 方向的压力分量，Pa；Pa 为大气压 力，Pa. 对于水平管道忽略控制体积的体积力是可行 的，而对动量变化的忽略会导致模型计算误差变 大，若从两相流瞬态动量方程出发，针对弯头控制 体积，弯头受力计算式为[57] ： f/Hz Φ/(N2·Hz−1 ) Lf f0 h LL 图 3    功率谱密度曲线的简单表示[22] Fig.3    Simple power spectral density curve[22] 10−4 101 100 10−2 10−1 10−3 10−4 10−2 100 102 104 β=50%; D=20 mm β=75%; D=20 mm β=50%; D=52 mm β=75%; D=52 mm f ϕ 图 4    修正后的功率密度曲线[24] Fig.4    Modified power spectral density curve[24] 何兆洋等： 管道内气液两相流流激力研究进展 · 133 ·

134 工程科学学报，第43卷，第1期 F=(UPiA）n-UPaA） (1)管道内气液两相流流动伴随着强烈的压 力、持液率和动量通量波动.在直管中，管道作用 (品人eav+人caa 15) 力的产生原因是液塞经过引起的湍流噪声和压力 波动：而在弯头处，动量通量的改变被认为是引起 其中，P为当地压力，Pa 流激力的最主要原因，但由于气液两相流动的复 实际上，当地液塞加速引起的冲击力对流激 杂性，管道内压力波动、液塞的局部加速对弯头产 力同样有贡献，因此在受力方程中可以增加当地 生的脉动冲击、起伏不定的液波等因素同样会对 加速项Frs-2 流激力的产生做出贡献 FIF=PgagA 2Po Lg (2)对流激力的研究重点关注两个特征值： (16) Pg Ls Fm和6.当B一定时，随j的增大，6近似线性增 其中，Pe为段塞流液膜区的平均密度，m3s;ae为 大，Fms与j最适宜的曲线形式为y=Cx“,a的实验 含气率；L。和L。分别为液塞区和液膜的长度，m: 拟合值介于1.03~1.48之间：在水平管和竖直管 Po为大气压力，Pa 中，段塞流/环状流流型下的Fms和6值最大，分层 3.3CFD数值模拟 流和气泡流流型下的6和F均较小，接近于零； 近年来，CFD数值模拟软件逐渐受到关 不同管道结构中，流激力产生机理一致，受力值相 注山，8，对于复杂管系，工程上常用CFD模拟软 差不大 件对气液流动和流激力进行计算山，8-，该方法既 (3)对流激力计算手段的研究主要包括：经验 能够预测管道内气液流动状况，对流激力进行计 模型、理论计算模型和C℉D数值模型.关于流激 算，同时允许对高气液入口速度的工况进行准确 力经验模型和理论模型的建立逐渐完善，C℉D软 计算叮在C℉D计算过程中，通常对流体流场和固 件能够同时对流场和流激力大小进行模拟计算，优 体结构分别计算，然后通过数据交换，实现流体流 势明显，在计算手段方面是未来重要的发展方向. 动与管道受力的耦合运算.Xingl4o]使用STAR-OLGA 4.2展望 模型对弯头处的流激力进行模拟计算，即首先使 (1)在发生机理方面，以科学全面的气液两相 用OLGA计算气液两相流流动参数，而后导入 流流型分类为基础，针对不同流型展开流激力发 STAR-CCM+软件进行耦合运算.Pontaza等[s8对 生机理研究，建立完整的流激力发生机理的理论 海底复杂管系展开模拟计算，指出C℉D模拟能够 体系，是该方面的重点研究方向 有效预测流激力及管道易疲劳损失点，对生产具 (2)目前研究针对的管道大多是单独的水平 有重要意义. 管或立管管道，随着深海油气的开发，集输-立管 综合以上模型研究可以看出，关于流激力经 管道系统的应用日益增多，开展多种立管管道系 验模型和理论模型的建立逐渐完善，C℉D软件能 统中流激力的研究将具有重要工程意义 够同时对流场和流激力大小进行模拟计算，优势 (3)C℉D计算软件优势明显，目前研究重点为 明显，在计算手段方面是未来重要的发展方向.然 计算结果的直接分析，而对计算结果的准确性及 而，学者们多将重点放在对计算结果的展示和分 最优计算方法缺乏相关研究，今后加强此方面研 析上，并未对计算结果的准确性进行研究，同时也 究将具有重要科研价值 未对比优选有效的CFD计算模拟方法，今后加强 此方面的研究将具有重要科研价值， 参考文献 4结论与展望 [1]Karim H,Ancian L.Experimental analysis of discontinuities in single phase flow-vibration and pressure fuctuation measurements 4.1结论 II SPE/LATMI Asia Pacific Oil Gas Conference and Exhibition 管道内气液两相流广泛存在于核工业、化工 Jakarta,2017:SPE-186336-MS [2] 业以及石油运输等多个领域中，当流体流经阀门、 Ortiz-Vidal L E,Mureithi N W,Rodriguez O M H.Vibration 弯头、三通等部件时，极易对管道产生流激力，产 response of a pipe subjected to two-phase flow:analytical formulations and experiments.Nucl Eng Des,2017,313:214 生安全威胁，因此开展对流激力的研究，对管道的 [3] Hara F.Two-phase-flow-induced vibrations in a horizontal pulping 安全设计和运行具有重要意义，本文共得到以下 system.Bull JSME,1977,20(142):419 结论： [4]Cargnelutti M F,Belfroid S P C.Schiferli W.Two-phase flow-

F = ([(w PdA ) in − (w PdA ) out ] − ( ∂ ∂t w VC usρdV + w SC usρusdA ) （15） 其中，P 为当地压力，Pa. 实际上，当地液塞加速引起的冲击力对流激 力同样有贡献，因此在受力方程中可以增加当地 加速项 FIF [25−26] ： FIF = ρgagA √ 2P0 ρg Lg Ls （16） 其中，ρg 为段塞流液膜区的平均密度，m 3 ·s−1 ；αg 为 含气率；Ls 和 Lg 分别为液塞区和液膜的长度，m； P0 为大气压力，Pa. 3.3    CFD 数值模拟 近 年 来 ， CFD 数 值 模 拟 软 件 逐 渐 受 到 关 注[11, 58−61] ，对于复杂管系，工程上常用 CFD 模拟软 件对气液流动和流激力进行计算[11, 58−59] ，该方法既 能够预测管道内气液流动状况，对流激力进行计 算，同时允许对高气液入口速度的工况进行准确 计算[7] . 在 CFD 计算过程中，通常对流体流场和固 体结构分别计算，然后通过数据交换，实现流体流 动与管道受力的耦合运算. Xing[40] 使用STAR–OLGA 模型对弯头处的流激力进行模拟计算，即首先使 用 OLGA 计算气液两相流流动参数 ，而后导 入 STAR–CCM+软件进行耦合运算. Pontaza 等[58] 对 海底复杂管系展开模拟计算，指出 CFD 模拟能够 有效预测流激力及管道易疲劳损失点，对生产具 有重要意义. 综合以上模型研究可以看出，关于流激力经 验模型和理论模型的建立逐渐完善，CFD 软件能 够同时对流场和流激力大小进行模拟计算，优势 明显，在计算手段方面是未来重要的发展方向. 然 而，学者们多将重点放在对计算结果的展示和分 析上，并未对计算结果的准确性进行研究，同时也 未对比优选有效的 CFD 计算模拟方法，今后加强 此方面的研究将具有重要科研价值. 4    结论与展望 4.1    结论 管道内气液两相流广泛存在于核工业、化工 业以及石油运输等多个领域中，当流体流经阀门、 弯头、三通等部件时，极易对管道产生流激力，产 生安全威胁，因此开展对流激力的研究，对管道的 安全设计和运行具有重要意义，本文共得到以下 结论： （1）管道内气液两相流流动伴随着强烈的压 力、持液率和动量通量波动. 在直管中，管道作用 力的产生原因是液塞经过引起的湍流噪声和压力 波动；而在弯头处，动量通量的改变被认为是引起 流激力的最主要原因，但由于气液两相流动的复 杂性，管道内压力波动、液塞的局部加速对弯头产 生的脉动冲击、起伏不定的液波等因素同样会对 流激力的产生做出贡献. （ 2）对流激力的研究重点关注两个特征值： F rms 和 f0 . 当 β 一定时，随 j 的增大，f0 近似线性增 大，F rms 与 j 最适宜的曲线形式为 y=Cxα ，α 的实验 拟合值介于 1.03～1.48 之间；在水平管和竖直管 中，段塞流/环状流流型下的 F rms 和 f0 值最大，分层 流和气泡流流型下的 f0 和 F rms 均较小，接近于零； 不同管道结构中，流激力产生机理一致，受力值相 差不大. （3）对流激力计算手段的研究主要包括：经验 模型、理论计算模型和 CFD 数值模型. 关于流激 力经验模型和理论模型的建立逐渐完善，CFD 软 件能够同时对流场和流激力大小进行模拟计算，优 势明显，在计算手段方面是未来重要的发展方向. 4.2    展望 （1）在发生机理方面，以科学全面的气液两相 流流型分类为基础，针对不同流型展开流激力发 生机理研究，建立完整的流激力发生机理的理论 体系，是该方面的重点研究方向. （2）目前研究针对的管道大多是单独的水平 管或立管管道，随着深海油气的开发，集输–立管 管道系统的应用日益增多，开展多种立管管道系 统中流激力的研究将具有重要工程意义. （3）CFD 计算软件优势明显，目前研究重点为 计算结果的直接分析，而对计算结果的准确性及 最优计算方法缺乏相关研究，今后加强此方面研 究将具有重要科研价值. 参    考    文    献 Karim  H,  Ancian  L.  Experimental  analysis  of  discontinuities  in single phase flow-vibration and pressure fluctuation measurements // SPE/IATMI Asia Pacific Oil & Gas Conference and Exhibition. Jakarta, 2017: SPE-186336-MS [1] Ortiz-Vidal  L  E,  Mureithi  N  W,  Rodriguez  O  M  H.  Vibration response  of  a  pipe  subjected  to  two-phase  flow:  analytical formulations and experiments. Nucl Eng Des, 2017, 313: 214 [2] Hara F. Two-phase-flow-induced vibrations in a horizontal pulping system. Bull JSME, 1977, 20（142）: 419 [3] [4] Cargnelutti  M  F,  Belfroid  S  P  C,  Schiferli  W.  Two-phase  flow- · 134 · 工程科学学报，第 43 卷，第 1 期

何兆洋等：管道内气液两相流流激力研究进展 135· induced forces on bends in small scale tubes /Proceedings of the [20]Pettigrew M J,Zhang C,Mureithi N W,et al.Detailed flow and ASME 2009 Pressure Vessels and Piping Conference.Volume 4: force measurements in a rotated triangular tube bundle subjected to Fluid-Structure Interaction.Prague,2009:369 two-phase cross-flow.J Fluids Struct,2005,20(4):567 [5]Riverin JL,de Langre E,Pettigrew M J.Fluctuating forces caused [21]Miwa S,Mori M,Hibiki T.Two-phase flow induced vibration in by intemal two-phase flow on bends and tees.J Sound Vib,2006. piping systems.Prog Nucl Energy,2015,78:270 298(4-5:1088 [22]Yih T S,Griffith P.Unsteady Momentum Fhrxes in Two-phase [6] Riverin JL,Pettigrew MJ.Fluctuating forces in U-tubes subjected Flow and The Vibration of Nuclear Reactor Components to internal two-phase flow /l Proceedings of the ASME 2005 [Dissertation].Massachusetts:Massachusetts Institute of Pressure Vessels and Piping Conference.Volume 4:Fluid Technology,1968 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·136 工程科学学报，第43卷.第1期 [35]Barnea D,Brauner N.Holdup of the liquid slug in two phase Abu Dhabi International Petroleum Exhibition Conference.Abu intermittent flow.Int J Multiphase Flow,1985,11(1):43 Dhabi,2017:SPE-188386-MS [36]Dukler A E,Hubbard M G.A model for gas-liquid slug flow in [48]Giraudeau M,Pettigrew M J,Mureithi N W.Two-phase flow horizontal and near horizontal tubes.Ind Eng Chem Fundamen, excitation forces on a vertical U-bend tube /Proceedings of the 1975,14(4):337 ASME 2011 Pressure Vessels and Piping Conference.Volume 4: [37]Zhu H J,Gao Y,Zhao H L.Experimental investigation on the Fluid-Structure Interaction.Baltimore,Maryland,2011:103 flow-induced vibration of a free-hanging flexible riser by intemal [49]Li WS,Guo L J,Xie X D.Effects of a long pipeline on severe unstable hydrodynamic slug flow.Ocean Eng,2018,164:488 slugging in an S-shaped riser.Chem Eng Sci,2017,171:379 [38]Wang L,Yang Y R.Li Y X,et al.Dynamic behaviours of [50]Malekzadeh R,Henkes R A W M,Mudde R F.Severe slugging in horizontal gas-liquid pipes subjected to hydrodynamic slug flow a long pipeline-riser system:experiments and predictions.IntJ modelling and experiments.Int/Press Vessels Pip,2018,161:50 Multiphase Flow,2012,46:9 [39]Al-Hashimy Z,Al-Kayiem H,Time R W.Experimental [51]Mokhatab S.Severe slugging in a catenary-shaped riser: investigation on the vibration induced by slug flow in horizontal Experimental and simulation studies.Petrol Sci Technol,2007, pipe.J Eng Appl Sci,2016,11(20):12134 25(6):719 [40]Xing L,Yeung H,Lo S.Investigation of slug flow induced forces [52]Montgomery JA,Yeung H C.The stability of fluid production on pipe bends applying STAR-OLGA coupling /15th from a flexible riser.J Energy Resour Technol,2002,124(2):83 International Conference on Multiphase Production Technology. [53]Xie C,Guo L J,Li W S,et al.The influence of backpressure on Cannes,2011:BHR-2011-H2 severe slugging in multiphase flow pipeline-riser systems.Chem [41]Chen B C M.A marine riser with internal flow-induced vibration// Eng Sci,,2017,163:68 Offshore Technology Conference.Houston,Texas,1992:OTC- [54]Massey B S,Wardsmith J.Mechanics of Fluids.9nd Ed.Boca 6893-MS Raton:CRC Press,2012 [42]Ortega A,Rivera A,Larsen C M.Flexible riser response induced [55]Beggs D H,Brill J P.A study of two-phase flow in inclined pipes. by combined slug flow and wave loads /l Proceedings of the ASME J Petrol Technol,1973,25(5):607 2013 32nd International Conference on Ocean.Offshore and [56]Tay B L,Thorpe R B.Hydrodynamic forces acting on pipe bends Arctic Engineering.Volume 4B:Pipeline and Riser Technology. Nantes,2013:V04BT04A008 in gas-liquid slug flow.Chem Eng Res Des,2014,92(5):812 [43]Swindell R,Belfroid S.Internal flow induced pulsation of flexible [57]Tay B L,Thorpe R B.Effects of liquid physical properties on the risers /Offshore Technology Conference.Houston,Texas,2007: forces acting on a pipe bend in gas-liquid slug flow.Chem Eng Res Des,2004,82(3):344 OTC-18895-MS [44]Zhou X J,Gong J,Chen J.Analysis on the static/dynamic load at [58]Pontaza J P,Abuali B,Brown G W,et al.Flow-induced vibrations the elbow in riser system of subsea pipeline.China Offshore Oil of subsea piping:A screening approach based on numerical Ga8,2005,17(4):268 simulation I SPE Offshore Europe Oil and Gas Conference and (周晓军，宫敏，陈杰.海底管道立管系统弯头部位静、动荷载分 Exhibition.Aberdeen,2013:SPE-166661-MS 析.中国海上油气，2005,17(4)：268) [59]Li F Q,Cao J,Duan ML,et al.Two-phase flow induced vibration [45]Liu C,Li Y X,Wang L,et al.Experimental study on two-phase of subsea span pipeline /The 26th International Ocean and Polar flow and vibration characteristics of marine riser.China Petrol Engineering Conference.Rhodes,2016:ISOPE-1-16-333 Mach,2016,44(4):46 [60]Tian H J,Xing Y,Song C Y,et al.Numerical simulation of flue (刘昶，李玉星，王琳，等.海洋立管两相流动及管道振动特性试 gas desulfurization by horizontal spray tower.Chin J Eng,2018, 验研究.石油机械，2016,44(4)：46) 40(1):17 [46]Lu Y J,Liang C.Manzano-Ruiz JJ,et al.FSI analysis of flow- (田海军，邢奕，宋存义，等.卧式喷淋塔烟气脱硫的数值模拟. Induced vibration in subsea jumper subject to downstream slug and 工程科学学报，2018,40(1)片：17) ocean current l/Proceedings of the ASME 2014 33rd International [61]Yuan F,Yang G,Xu A J,et al.Thermal state simulation analysis Conference on Ocean.Offshore and Arctic Engineering.Volume of molten iron ladle based on different insulation measures.Chin/ 2:CFD and VIV.San Francisco,2014:V002T08A062 Eng,2018,40(1):31 [47]Locharla H,Al Awadhi I,Narayana S,et al.Flow induced (袁飞，杨光，徐安军，等.基于不同保温措施下的铁水包热状态 vibration in multi phase piping systems-successful mitigation / 模拟分析.工程科学学报，2018,40(1)：31)

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