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 ·