是图中工况不包括流动快速变化的波动过程。图4.15表明，当热平衡干度很小时RMS值接近于零，对应于单相流动;当xe接近并小于零时，RMS开始显著增加，在0
xe
图4.16 平均压差与热平衡干度的关系 G/kg·m
?2·s;
?1880; 700; 535; 350;
220
作者认为，对于汽液两相流流型的客观自动识别理论和方法，不应包括像流量、
干度、含气率等难以测量的参数，否则必将限制其应用范围，难以在生产现场中广泛应用，因此，本文的方法，还有待进一步的完善。 2.与有关流型图的比较
McQriillan??和Valley研究了垂直上升管中两相流型的转变规律，所推荐的流型
53转变关系式得到了广泛应用。本文在上节的流型识别方法处理了在P=3.0 MPa下的实验中获得的压差波动信号，将所得流型结果与其进行比较，总共处理了68个工况，结果见图4.17。本文将弹状流和乳沫状流统称为间歇流。共有10个工况发生误判，总体正确率为85.3% 。最大误差发生在流型的转变区附近，但是考虑到流型转变是非突变过程，结果是令人满意的。说明这种客观识别流型的方法是可行的。
1
图4.17 实验结果与文献[2]的比较 泡沫流程; 间歇流程; 环形流程
4.2.5结 论
本文详细分析了高温、高压条件下垂直上升管内汽液两相流不同流型的压差波动规律。对功率谱密度分布特性进行特征提取，发现功率谱密度分布的RMS随热平衡干度的关系可以客观地识别流型。对3.0MPa压力下的压差波动的实验数据进行处理，表明功率谱密度分布的RMS > 0 . 03时是间歇流，对于RMS < 0 . 03的流动，根据平均热平衡干度或含气率的高低识别是泡状流和环状流。与有关文献进行了比较，结果令人满意。如何进一步提高流型识别的准确率，以及如何减少对其他难测参数的依赖，需要深人的研究。
符
D――管径，m ?p――测量段全为水时的静态重差, Pa
号 说 明
L――实验段长度,m Ugs――汽相折算速度, m·s?1 G――质量流速, kg·m?2·s?1 Uls――液相折算速度, m·s?1
?p*――量纲1压差, ?――平均截面含气率
4.3垂直下降管内油气两相流动截面含气率的测量
在石油及化学工业中，经常遇到气液两相在垂直下降管内共同流动的情况(如油田中注汽采油)。截面含气率是气液两相流动中的最重要的特性参数之一，在管内流动压降和传热特性的计算以及管内各相流量的测量中，占有十分重要的地位。在以泡状流和弹状流流动时，垂直下降管内的重位压力降可占总压力降的90%以上,而要准确地计算重位压力降，就必须建立起截面含气率的准确计算式??。
541
近几十年来，广大科研工作者已尝试研究截面含气率的测量，测量方法有光纤-电导探针组合法、快速关闭阀门法、γ～射线法等。但这些方法的应用非常繁琐，并且要求的测量条件比较高，因而无法在工程中推广应用。文献[55]提出了采用垂直下降管与水平管组合的方法来测量截面含气率。其核心就是以水平段的摩擦阻力替代垂直下降管的摩擦阻力。在以泡状流及弹状流流动时，由于加速压力降相对于总压力降比较小，一般可以忽略，从而可根据总压力降求得垂直下降管内的重位压力降，由重位压力降即可导出管内的平均截面含气率。同时采用漂移通量模型预测了垂直下降管内泡状流及弹状流下截面含气率的值。 4.3.1实验系统
图4.18油气水实验台结构简图
1.油箱;2.水箱;3.分离箱;4.空压机;5.水泵;6.油泵; 7.阀门;8.测量孔板组; 9.油水混合器;10.油气水混合器;11.实验段;12.镍辐镍硅热电偶;13.压力表
实验在西安交通人学多相流国家重点实验室的油气水实验台上进行。实验工质选用空气和46#液压机床油，空气由空压机压出，经过气路流量测量孔板。进入混合器后与由油泵泵出的经过油路流量测量孔板而来的油相混合，然后进入水平实验段，最后绕过弯头进入垂直下降实验管段。垂直下降段及水平实验段均长1. 5m,选用内径Φ44m m的无缝碳钢管制成，在垂直下降管段上开有观察窗，以便于流型的观察。在实验段的入口处有长2.5m的同内径稳定段，这样可消除由于流动不稳定对流型观察及流量测量的影响。实验段的压力降采用1151型电容式差压变动器测量，采用压力变送器测量压力，选用镍铬镍硅热电偶测量温度，数据采集系统选用IMP3595数据采集板。
实验参数:压力P=0.1～0.5M Pa;温度T=10～40℃;
油的折算速度: VLs=0～1.2m/s;
空气的折算速度: VGs=0～15m/s,?=0～1.0. 4.3.2截面含气率的计算
在垂直下降管内，实验段总压力降△P可表示为重位压力降△PDg、摩擦阻力降
1
△PDf、加速压力降PDa之和。在泡状流、弹状流流动区域，由于加速压力降通常远小于总压力降，可忽略不计，因此
△P=△PDg+△PDf
(4.8)
Hf如前所述，用水平管内的摩擦阻力△P 则
△P=△PDg+△P
Hf替代垂直下降管内的摩擦阻力 △PDf。
(4.9)
式中△P和△P
Hf可通过实验测量出来，那么垂直下降管内的重位压力为
△PDg=△P-△P
Hf
(4.10) (4.11) (4.12)
又 则
△PDg=?Lgh
?L=?o(1-?g)+?g?g
联立式(4.10),(4.11),(4.12)即可求出垂直下降管内的平均截面含气率:
?g=
4.3.3泡状流
?P??PHf??oghgh(?g??o) (4.13)
考虑垂直向下管道中的气液两相流动。气相的线速度VG可表示为气泡末端下降速度V?和管道中心的混合物速度coVm,之和：
VG= coVm+ V?
(4.14)
而Vs=VGg/?g，则
?g=VGs(coVm?V?) (4.15)
对于垂直向上流动，气泡末端的下降速度V?可用下式来计算：
V?=153??g?(?o??g)?L??21/4 (4.16)
co反映了管道中由于气相的作用而使其混合物的平均速度提高的程度。对于湍
流流动，管道中心最大的速度值与管道内混合物的平均速度的比值co可达到1.2。
图4.19??对实验结果与预测结果进行了比较。由图可见，当系统的工作压力高
56于0.3M Pa时，实验结果和计算值吻合良好，均力一根误差为3.42%;而当系统的工们压力低于0.3M Pa时，计算值较实验值偏高。均方根误差为5.7%。
1
图4.19泡状流实验结果与预测值比较
4.3.4弹状流
弹状流的主要特征是由一个几乎占据了整个管道截面的Taylor气泡和一个紧随其后的内部含有许多小气泡的液弹组成。假定液弹中气泡的漂移通量值等于Taylor气泡的漂移通量值，那么可以得到一个弹状流的截面含气率的理想表达式?57?:
?z=VGs(c1Vm?V?T) (4.17)
Hasan和Kabir曾采用了一个液弹单元的方法分析了弹状流下截面含气率:长度为LT的Taylor气泡段的截面含气率用?T表示，长度为Ls的液弹的截面含气率用?s表示，那么一个弹单元的截面含气率的表达式为
LL?z=T?T+s?s (4.18)
LL对于Taylor气泡段的截面含气率可以近似地采用式(4.17)计算;对于液弹中?s的值，Akagawa和Sakaguchi??认为:当空气的折算速度VGs大于0.4m/s时，?s=0.1;而
58当空气的折算速度小于0.4m/s时， ?s=0.25 VGs，则
LT?T+0.1 VGs>0.4m/s LL(4.19) ?s=T?T+0.25 VGs
L当空气的折算速度大于0.4m/s时，Hasan和Kabir应用式(4.16)得出了液弹中截
?s=
1