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1、水平油气两相流流型转变及相界面不稳定性研究进展 气液两相流动是一种十分复杂的流动现象，系统内最重要的特征是两相结构及分布上的不均匀性与状态的不稳定性和多值性，且各相间存在可变形相界面。相界面及其所引发的特征与各相的物性、流量、流动参数、管道几何形状及几何位置等诸多因素密切相关，给系统的深入研究带来了很多困难。早期的大多数研究者只关心能否得到计算压力降或推算热流密度的实用关联式，而不考虑管内流体的流动形态。近二十年的研究工作表明，考虑不同的流型分布，理论预测和计算能更准确地反映两相流的流动本质，从而获得更精确的结果。 相分布(即流型)是多相流流动特性以及传热特性研究的基础，不同的流型具有其独特的
2、流动以及传热特性。管道中流型的变化往往引发流阻的改变、流动的稳定性、传热以及压降等特性的变化。工程上的油气混输系统，由于受流量、介质物性、管道形式以及倾斜角度等因素影响，管道截面含气率发生变化，导致管内出现各种流型。工程上对许多多相流系统事故进行分析时，常常发现是由于流型的不明确造成误算或误操作。因此，对流型特性，尤其是段塞流特性，进行准确分析以及流型识别至关重要，这对选用流阻计算公式、稳定性判据、传热以及压降计算公式都具有极为重要的实用意义。 2，油气两相流流型及流型图研究 气液两相流在各种流量组合下表现出不同的流型。每一种流型有其特定的两相分布和界面形状。当一种流型向另一种流型转化时，气液
3、界面形状发生了变化。由于两相流动的复杂性，两相流动的机理至今没有为人们所完全认识，因此流型的区分，流动状态的描述以及流型的识别一直是两相流研究的主题。上个世纪末，Levy(1999) 的著作对各种管道倾角下的流型进行了总结，并且对现今两相流研究的复杂性、其中存在的问题和各种研究学派的异同作了总结。对于水平气液两相流，根据Mandhane etal.(1974)；Taitel和Dukler(1976)；Barnea1987)；Petalas&Aziz(1998)的实验观察，典型的流型包括(图1)： (1) 分散泡状流 (Dispersed-Bubble flow) 当液相流量较高，在一个
4、很宽的流量范围内，细小的气泡分布于连续的液相中。由于浮力作用这些气泡基本上集中在管道的上半部分。 (2) 延长泡状流(Elongated Bubble Flow) 在分散泡状流的基础上，随着气相表观速度的增大，在气液界面会掀起扰动 1 的波浪，管道上部的小气泡在界面波的作用下合并，并逐渐增大延长，发展成更大的气泡，且在大气泡尾部仍有许多小气泡跟随，这种流型为延长泡状流。 (3) 分层流 (Stratified flow) 当气液两相流量都较低时，重力作用引起气液两相分隔流动，即液相位于管道的下半部分，而气相沿管道上半部分流动。气液两相界面是光滑的。如果气速上升，界面剪切应力增加，气液界面变得如
5、鹅卵石路面般的凹凸不平，进而出现波状界面。 (4) 段塞流 (Slug flow) 当气相和液相的流量进一步增加，液层进一步升高。气液界面波逐渐密集，直至最终管道被液相堵塞。堵塞管道的液相部分称为液塞，液塞被流速较快的气流加速，冲击管壁并且沿着流动方向从流速较慢的液层铲起一部分液体。段塞体单元包括液塞体和其末端的延长气泡和气泡下部的液层。这样延长气泡和液塞交替出现沿着管线向下游游动。 (5) 环状流 (Annular flow) 液相呈环膜状沿管壁向前流动，高速气流中心夹带细小液滴。由于重力作用，液膜沿管壁周向分布不均匀，管道的下半部分的液膜要厚于上半部分。文献中还报道了其他不同的流型。增加新
6、的流型定义是对流型的进一步细化并且能更加深入地反映流型的特征。例如，图1所示的波状分层流(stratified-wavy flow)和波形环状流(annular-wavy flow)体现了两种基本流型气液界面上存在的波动。类似地，塞状流(plug flow)和半环状流(semi-annular flow)就是用于描述流型转换(泡状流和段塞流的转换、塞状流和环状流的转换)时的中间流型。这些流型可以视为特定流型的子流型。本文油气两相流实验观察到四种主要流型，即泡状流(分散、延长)，段塞流，分层流(光滑、波状)和环状流。 图1 水平气液两相流流型 2 各国学者还致力于对两相流型分布和流型图的研究。K
7、osterin(1949)给出了第一个流型判别图。Baker(1954)给出了一幅用于各种介质的水平管流型分布图2，该图曾在一段时间内获得广泛应用。 图2 Baker (1954)的水平气液两相流流型图 其中，气相质量通量GG= mG/ A kg/(m2s)，液相质量通量GL= mL/ A kg/(m2s)。 ? （1） ?L ?water?water? ? （2）?L? 水和空气的物性常数为：water= 0.072 N/m， 213?water?uG?water= 0.001 Pas，water=1000 kg/m3，air= 1.23 kg/m3。 Mandhane(1974)总结了管径
8、范围为12.7165.1 mm、实验介质为油或水和空气的水平管内两相流流动实验结果，对管道内流型以及流型转换特征及其影响因素进行了研究。他发现在水平管道中，尽管管径、介质物性存在较大差异，但仍具有相似的流型分布。Mandhane 的流型图得到了广泛应用(图3)。 3 图3 Mandhane (1974)的水平气液两相流流型图 Taitel和Dukler(1976)在Mandhane流型图的基础上，进行理论分析，建立了流型转换的关联式，并用新的坐标系统描述了流型间的转换特征，得到了水平管内两相流流型分布的Taitel和Dukler流型图(图4)。 图4 Taitel和Dukler (1976)的
9、水平气液两相流流型图 其中， F? （3） 4 纵坐标为： K? （4） 横坐标为Martinelli数?： ? （5） Weisman(1979)利用实验研究了流体物性参数，液相粘度、表面张力以及气相密度对流型分布特征的影响，并对内径分别为25mm和50mm的流型分布特性进行了研究，指出由于管径不同，使得流型生成和发展所要求的气、液两相表观速度存在较大差别(图5)。 图5 Weisman (1979)的水平气液两相流流型图 Spedding和Nguyen1980)对水平气液两相流型进行了更细致的划分，并将各种流型的特征反映在流型图上，他们以气液两相体积流量比和Froude数作为流型图的坐标(
10、图6)。 Mukherjee和Brill(1985)对内径为38.1mm的水平、垂直以及倾斜管道内油气两相流流型进行了分类，将流型划分成泡状流、弹状流、层状流以及环状流，研究了流型和流型转换，建立了流型转换的关联式，得到了各种工况下的流型图。Stanislav和Kokal等人(1986)特别对内径为25.8mm，倾角为0(水平)、1、 5和9的倾斜管道内油气两相流间歇流的流型特征进行了研究，发现不同倾角的流型图是相似的，只是转换的边界出现偏移。Wood(1989)对内径为50mm的倾斜管道 5 内气水两相流流型及其转换进行了研究，发现倾角对管内流型转变有着显著的影响，并主要表现在层状流向间歇流
11、的转变上，而其它流型的转换边界则受倾角影响较小。Oddie和Shi等人(2003)对内径为150mm的水平、倾斜以及垂直管道内空气水两相流以及油气水三相流流型及流型转换进行了观察，发现水平管和倾斜管内流动具有不同的流型分布。 图6 Spedding和Nguyen(1980)的水平气液两相流流型图 国内学者在水平油气两相流型特征方面也做了有意义的工作。胡志华和周芳德等(2001)对内径为30mm的水平管内空气-轻质油两相流的流型及其转换进行了研究，绘制了流型转换的边界，采用量纲分析的方法建立了流型转换关联式。研究认为环状流可以分别从层状流和间歇流转变而来，但是转换机理不同。王经(1994)采用非
12、线性理论和混沌分析方法研究了气液两相流流动动态特性。王经教授(1993)采用空泡份额信号的时间序列Marple谱进行流型识别。贾志海(2004)采用动态聚类算法对流型进行了辨识。牛刚(2004)利用电容传感器对空泡份额检测及其两相流动特性进行了研究。 一些学者还对影响流型分布的因素进行了分析。Lin和Hanratty(1987)比较研究了内径为25.4mm和95.3mm的水平管道内空气-水两相流的流型分布特征。指出在较低表观气速时管径的改变对管内段塞流的生成影响很大，在高表观气速时段塞的形成则受管径变化影响很小。此外，研究还认为管径变化对层状流向环状流转变以及段塞流向环状流转变也有较大的影响。
13、 Weisman(1979)实验比较了管径为25.4mm和50.8mm的水平管道内流体介质的物性参数，液相粘度、表面张力以及气相密度等对流型的影响，认为液相粘度和气相密度对管内流型分布都有着很大的影响， 而表面张力对流型特征的影响相 6 对较小，并给出了流型转变的关联式。 Andritsos和Williams 等人(1989)针对内径为25.2 mm水平管道内甘油水溶液和空气两相流动，研究了粘性对分层流向段塞流的转变特性的影响，发现增加粘性使流型的结构发生明显改变，分层流向段塞流转换需要的液相速度明显增大，此外，由层状流向环状流以及段塞流向环状流转换的需要的气相表观速度也随之增加。Nadler
14、和Mewes等人(1995)对内径为59.0 mm的水平管道内，液相粘度变化对白油-空气两相流流型影响进行了研究，并得到了和Andritsos和Williams等人36实验相似的结论。Furukawa和Fukano(2001)则对内径为19.2 mm的垂直管道内粘度对气液两相流的流型转变机理进行了研究，认为液相粘度对弹状流气泡周围的液膜以及环状流的液膜结构有明显的影响，液相粘度强烈的影响着管内的流型的分布结构，随着液相粘度的增加，由泡状流向弹状流转换需要的气相表观速度减小。Andritsos和Hanratty利用甘油水溶液和空气作为介质，研究了粘性对层状流向段塞流转换的影响，认为随着液相粘度的
15、增大，段塞流的稳定性增强。 表1 油气两相流研究概况一览表 由此可见，受管径、倾角以及流体物性参数等多种因素影响，管道内流型及其转换特征是极其复杂的。表1给出了国内外油气两相流流型研究的概况。 综上所述，目前对管内油气两相流流动特性的研究主要有以下特点： (1) 研究领域涉及范围广，对油气两相流的研究范围涉及流型的形成机理、流型分类、流型转变特性以及流型分布影响因素等许多方面。 (2) 利用实验或理论方法对油气两相流流型进行了界定，得出一些不同条件下的两相流油气两相流流型图及流型转变的模型或关联式。 (3) 实验选用的流体介质各不相同，研究者所选用的实验介质及其物性参数差别很大，因此，实验得出
16、的结果应用局限性较大。 3，油气两相流流型的转换界限的理论研究 流型研究的主要内容是流型的划分和预测流型的转换准则。对流型的预测最初主要以实验为手段，获取不同运行工况下的数据，关联得到流型转换的关系式或流型图，以此作为流型判断的依据。Taitel和Dukler(1976)第一次从流体力学和两相流动机理出发，建立了判断流型转换的数学模型。后来，Barnea在1982,1985，1987年采用了该方法，并进行了修改和扩展，形成了一个适用于任何管道倾角的统一模型。Xiao、Shoham和Brill(1990)对此进一步作了修改，使其适用范围更广。下面列出了几种主要流型判别法： (1) Taitel和
17、Dukler流型判别法Taitel和Dukler流型判别法将流型划分为分散气泡流，分层流，间歇流(段塞流)和环状雾化流。该判别方法是基于流动形态转变的物理机理而提出的，较全面地考虑了影响流动形态转变的各种因素，开创了理论研究多相流流型的先河，对后来的研究工作具有重要的指导意义，特别是 Taitel和Dukler 提出的分层流模型对后人(Xiao 等人(1990)的综合机理模型，Taitel、Barnea和Brill(1995)研究油气水三相分层流模型)研究分层流动的压降及 8 持液率起到了指导作用。 (2) Xiao、Shoham 和 Brill 流型判别法该判别法是在Taitel和Dukle
18、r流型判别法的基础上，借鉴了 Barnea的流型判别法而提出的综合分析模型，对Taitel和Dukler流型判别法做了如下的修改：将间歇流(段塞流)向环状流转变的判别准则hL/D<0.5(液位高度/管径)修改为hL/D<0.4；对于下倾管道中的分层流，将分层光滑流向分层波状流转变的流型判别准则修改为： ?1.5 （6）式中：hL为液位高度，uL为液流速度。 (3) Taitel、Barnea和Brill(1995)判断分层流向其它流型转换的方法文中指出，当下式满足时，分层流不再稳定，将会向段塞流和环状流转变。 ?huG?uo?1?LD? （7） 式中，uG、uO气、油相速度；G、O
19、气、油相密度；hL管内液面高度；AG气相所占管道截面面积；D管径；管道倾角；Si气、油相界面长度。 该判别法在较低的气体流速下与实验结果吻合较好。当持液率较高时，分层流将转变为段塞流，持液率较低时将出现环状流。他们还指出，在给定的气体流量下，分层流向其它流型的转换与液面高度hL有直接的关系，由于油的粘度较大，所以当油气流量比增加时，液面hL会上升，分层流将在较低的气体和液体流量下发生变化。因此，油气的流量比对流型的转换有重要的影响。 (4) Barnea统一流动模型流型判别法 Barnea在总结Taitel和Dukler 流型判别法和McQuillan和Whalley流型判别法的基础上，全面考
20、虑了液体粘性、管道尺寸、倾角等因素对流型的影响，提出了适用于任意倾角的统一流动模型。对于间隙流与环状流的转换，Taitel和Dukler(1976)曾指出，当分层流气液界面不稳定时，如果液面很低(hL/D<0.5)，就转化为环状流；如果液面高于管道半径，不稳定波会阻塞管道，导致间歇流。Barnea认为，hL/D<0.5估计偏高，应改为hL/D<0.35。她还指出，环状流的液体界面是不稳定的，总是存在波动，当波峰积聚的液体量足够多时，管道就会阻塞，形成间歇流。当环状流中的气相部分在任何位置处被液体所阻塞，就会发生从环状流到间歇流的转化。她给出具体的转化准则式： 32?L Y?2
21、 （8）3?3?L1?L?2? 其中， 9 ?2?4fL?uSLD?D?uL? 4fG?uSGD?D?uG?n?LuSL2?m?GuSG 2 Y?L?G?gsin4fG?uSGD?D?uG?m?GuSG 2 一般来说，该判别式往往需要结合如下的关系式使用： AL A?s_min?L?s_min ?0.5 （9） 其中：s_min为阻塞气相所需液塞的最低截面含液率，其与液塞的最大含气率有关，Barnea取s_min=0.48。 4，相界面不稳定性导致油水两相段塞流的研究 在气液两相流型转换的众多准则中，预测其他流型向段塞流的转换是研究的重点，特别在油气混输管线中，预测段塞流出现的临界条件尤为重要
22、。例如，钻井平台深入海床到达储油域(图7)，导管由海底油井中产出石油和天然气，两相在位于海床的水平管线中输送时，会形成段塞流。 段塞流的发生将会给混输系统造成严重危害，主要表现在： (1) 对混输泵性能的影响。混输泵是混输过程中最重要的设备之一，频繁的段塞流使混输泵长期工作在交变荷载状态下，干转时间过长将导致啮合螺杆过热，降低混输泵的使用寿命和工作效率。 (2) 对轴承、密封部件的影响。气液两相混输和流动本身对轴承和密封件提出一些特殊的要求，而段塞流工况所造成的冲击载荷进一步恶化了它们的工作条件，不仅影响了轴承和密封件的寿命，而且会导致密封失效，密封液泄漏量增大。 (3) 对工艺流程影响。段塞
23、流的出现造成生产中的分离器高压或者高液位报警，使混输效率降低；严重的段塞流使得分离器溢流造成气路污染。 (4) 段塞流的发生还将引起混输泵及附属管线、仪器仪表无规律振动，影响设备的正常运行。 10 图7 海洋石油平台产生段塞流 段塞流的预测及其控制对管道设计及管道相关设备设计具有极其重要的意义，因而受到广泛重视。对段塞流特性的研究已经纳入国家十二五计划；此外，一些油田也将段塞流的特性、预测及控制的研究列入重点研究课题。 一般认为液塞形成的基本机理是界面波的Kelvin-Helmholtz不稳定性。当压力的变化产生的抽吸力作用于水波，并克服对界面波起稳定作用的重力时，就会发生Kelvin-Hel
24、mholtz不稳定效应，界面波生长，直至形成液塞。理论分析得到的经典Kelvin-Helmholtz不稳定性准则为： uG? （10） 然而对比实验结果发现，临界气相速度uG的计算结果明显大于液塞形成时的实际气相速度。Kordyban 等人(1970)通过研究矩形截面管中的流动后指出，管道分层流中的 Kelvin-Helmholtz 不稳定性因上管壁的近距离效应而加强。Wallis 等人在方形截面管中的研究表明，重力对已形成的界面波有破坏作用，空气动力学升力促进波的生长。同时，他们首次应用“起塞”这一术语来描述这一现象，且预测液塞形成的 Kelvin-Helmholtz 不稳定性判据为： uG
25、? （11）比较式(10)和式(11)可知, 应用经典的Kelvin-Helmholtz不稳定性准则预测段塞流时，对气相速度的计算结果大约是实际气相速度的两倍。Taitel和Dukler对分层流界面上孤波的分析表明，波面上压力的变化是Bernoulli力作用的结果，它是界面波不稳定性产生的原因。认为当持续生长的不稳定界面波在分层流界面和上管壁之间形成液桥时，液塞形成。由此得到了水平管和微倾管中分层流向段塞流转变的判据。 uG? （12） 11 图8 Taitel & Dukler (1976)和无粘 Kelvin-Helmholtz (IKH)流型转化曲线 如果系数K=1，式(12)就
26、转变为无粘Kelvin-Helmholtz准则。但是，Taitel和Dukler认为这一准则(IKH)高估了流型转化的边界，因而推荐使用K=1-hL/D。Taitel和Dukler和无粘Kelvin-Helmholtz(IKH)流型转化曲线如图8所示，对于水平空气-低粘度液体两相流，特别当表观气速较低时，Taitel和Dukler的预测和实际更为接近。当hL/D=0.5时，可知式(12)与式(11)等价。 Mishima1和Ishii(1980)提出了“最危险波”的概念。“最危险波”的定义是指具有最大生长率的界面波。他们将最危险波的出现作为液塞产生的先决条件，通过理论分析,得到了液塞形成的不稳
27、定性判据： uG? （13）该式与Wallis等人的准则式(11)吻合。在此期间，还有些研究者针对液塞形成机理这一问题，提出了有别于Kelvin-Helmholtz不稳定性的观点。Kordyban51(1977)在其早期的研究中认为，液塞是由于有限振幅界面波的发展而形成的。通过进一步研究，Kordyban(1985)又认为液塞形成于界面波的局部不稳定性，而不是界面波的整体不稳定性。而Trapp(1986)则怀疑局部 Kelvin-Helmholtz 不稳定性的存在。他认为，就物理机理而言，粘性和表面张力对短波的生长有抑制作用。Gardner(1979)认为液塞的形成与高、低液位间的能量通量有关
28、。Ahmed等人(1985)应用非线性理论分析了非粘性流体二维流动条件下界面波的不稳定性，研究结果表明，非线性波相对于线性波来说更不稳定。 以上研究者对界面波不稳定性的分析均没有考虑流体粘性的影响，所研究的理论也都属于理想流体界面波不稳定性理论。理想流体的不稳定性分析通常采用二维模型，主要研究伯努利方程的不稳定性，而粘性不稳定性理论通常以一维两流体模型为基础。 Lin 和Hanratty(1986)对液体粘性的研究结果表明，当流体不稳定性发生时，界面波波速大于液体的平均流速，液塞由长波发展而来。李广军(1996)也认为是 12 界面长波失稳形成液塞。Fershneider 等人(1985)对油
29、气两相管流的研究表明，考虑粘性的不稳定性准则不同于经典的 Kelvin-Helmholtz 不稳定性准则。Wu等人(1987)用考虑粘性的线性不稳定性理论对液塞形成机理进行分析，得到的结果与25.4mm水平气水两相流的实验结果相符，而与直径为203.2mm水平管高压条件下油气两相流的试验结果有很大差别。他们的研究结果说明,管径、压力以及液体粘性等都对液塞的形成有影响。Barnea(1991)考虑流体粘性的Kelvin-Helmholtz不稳定性，对气液两相流进行分析后指出，中性稳定条件与分层流向段塞流的转换没有直接关系,而与不稳定滚动波直接相关。 Fan等人(1993)以及Woods等人(19
30、96)的实验表明，从非粘性的Kelvin-Helmholtz不稳定性理论出发可将发生界面波不稳定性作为分层流向段塞流的转变点；从粘性的Kelvin-Helmholtz不稳定性理论出发，可以认为液塞的稳定性是分层流发展为段塞流的转变点。 非粘性理论是低粘性理论的近似。Fabre等人(1992)认为非粘性的稳定性是分层流发展为段塞流的转变点。非粘性理论是低粘性理论的近似。Fabre等人(1992)认为非粘性的Kelvin-Helmholtz不稳定性理论不适用于高粘性流体。而 Barnea和Taitel(1993)的研究结果表明,非粘性的 Kelvin-Helmholtz不稳定性分析结果却与高粘性液
31、体的结果相符，而与低粘性液体的结果有很大的偏差。目前，在粘度的高低如何影响液塞形成这一问题上还没有取得一致的看法。尽管众多的研究者在界面波的不稳定性是液塞形成的基本机理这一点上持相同的观点，在液塞形成点的定义上却存在着分歧。 5，总结 国内外研究者已经发展了若干理论准则来预测水平气液两相流由分层流向段塞流转换，但是在液塞形成点的问题上还没有达成共识。由于段塞流跨越的两相速度区域较广，决定流型向段塞流转换的临界条件不是唯一的，需要综合多个理论准则对流型的转换进行研究。 理论预测流型转换的效果受制于两流体模型中有关于气液界面剪切应力(或摩擦)的本构关系，一种方案是采用受本构关系影响较小的理论模型，
32、另一种方案是尽量提高气液界面本构关系的计算准确度。由于该本构关系主要涉及气液界面的粗糙程度，随着气液相速度的上升，需要定量分析粗糙的气液界面对两相流场、摩擦压降、持液率等基本参数的影响。 6，参考文献 1 郭烈锦, 李广军, 陈学俊. 卧式螺旋管内油气水三相流流型的实验研究J. 西安交通大学学报, 1997 , 31 (4) : 54-60. 13 2 Acikgoz M, Franca F, Lahey R T J r. An experimental study of three-phase flow regimes J.Int. J. Multiphase Flow, 1992, 18(
33、3): 327-336. 3 Hewitt G F, Khor S K, Pan L. Three-phase gas-liquid-liquid flow: flow pattern , holdups andpressure drop. In: Proc of Int Symp on Multiphase Flow. Beijing: International AcademicPublishers, 1997. 1-19. 4 于立军. 水平管内油气水三相流动特性研究: 硕士学位论文 . 西安：西安交通大学能源与动力工程学院, 1997. 5 郭烈锦, 李广军, 陈学俊, 高晖, 于立军
34、. 卧式螺旋管内油-气两相流流型的研究J. 工程热物理学报, 1996, 17 (4): 472-476. 6 于立军. 油气水三相流动不同流型摩擦阻力的实验研究J. 上海交通大学学报, 1999, 33(3): 259-261. 7 Simpson H C, Rooney D H, Gilchrist A, et al. An assessment of some two-phase flow pressure gradient, hold-up, and flow pattern prediction methods in current use C. Fairhurst P. Proce
35、edings of the 3rd International Conference on Multi-phase Flow. The Hague, Nether-lands, England: BHRA, 1987. 22-36. 8 鲁钟琪编著. 两相流与沸腾传热. 北京: 清华大学出版社, 2002. 9 陈家琅. 石油气液两相管流. 北京: 石油工业出版社, 1989. 10 陈学俊, 陈立勋, 周芳德著. 气液两相流与传热基础. 北京: 科学出版社, 1995. 11 郭烈锦编著. 两相与多相流体力学. 西安: 西安交通大学出版社, 2002. 12 Levy S. Two-Phas
36、e Flow in Complex Systems. John Wiley & Sons, Inc., 1999. 13 Mandhane J M, Gregory G A, Aziz K. A Flow Pattern Map for Gas-Liquid Flows in Horizontal Pipes J. Int. J. Multiphase Flow, 1974, 1: 537553. 14 Taitel Y, Dukler A E. A Model for Predicting Flow Regime Transitions in Horizontal and Near
37、Horizontal Gas-Liquid Flow J. AIChE J., 1976, 22(1): 47-55. 15 Barnea D A. Unified Model for Predicting Flow-Pattern Transitions for the Whole Range of Pipe Inclinations. Int. J. Multiphase Flow, 1987, 13(1):1-12. 16 Petalas N, Aziz K. A mechanistic model for multiphase flow in pipesC. 49th Annual T
38、echnical Meeting of Petroleum Society of the Canadian Institute of Mining. Metallurgy & Petroleum. Paper 98-39, Calgary, Alberta June 8-10, 1998, Canada. 17 Kosterin S I. An Investigation of the Influence of Diameter and Inclination of a Tube on the Hydraulic Resistance and Flow Structure of Gas
39、-Liquid Mixtures J, Izvest. Akad, Nauk. USSR, 1949, 12: 1824-1830. 18 Baker O. Simultaneous Flow of Oil and Gas J. Oil and Gas Journal, 1954, 26, 7: 185-195. 19 Mandhane J M, Gregory G A, Aziz K. A flow pattern map for gas-liquid flow in horizontal pipes J. Int. J. Multiphase Flow, 1974, 1: 537-553.
40、 20 Weisman J, Duncan D, Gibson J, Crawford T. Effects of Fluid Properties and the Pipe Diameter on Two-Phase Flow Pattern in Horizontal Lines J. Int. J. Multiphase Flow, 1979, 5: 437-452. 21 Spedding P L, Nguyen V T. Regime Maps for Air-Water Two Phase Flow J. Chem. Eng. Sci., 1980, 35: 779793. 22
41、Mukherjee H, Brill J P. Empirical equations to predict flow pattern in two-phase flow J. Int. J. Multiphase Flow, 1985, 11(3): 299-315. 23 Stanislav J F, Kokal S, Nichnolson M K. Intermittent gas-liquid flow in upward inclined pipes J. Int. J. Multiphase Flow, 1986, 12(3): 325-335. 24 Wood D G. The
42、effect of inclination on flow regime boundaries and slug flow characteristics 14 J. Journal of energy resources technology, 1989, 111:181-185. 25 Oddie G, Shi H, Durlofsky L J, Aziz K, Pfeffer B, Holmes J. A. Experimental study of two and three phase flows in large diameter inclined pipes J. Int. J.
43、 Multiphase Flow, 2003, 29: 527-558. 26 胡志华, 钱焕群, 鹿院卫, 周芳德. 水平管内油气两相流型转变的实验研究J. 油气储运, 2001, 20(4): 31-35. 27 Jing Wang. The Maximum Entropy Spectral Analysis on Void Fraction Fluctuation of Helium Liquid -Vapor Two-Phase Flow J. Cryogenics, 1994, 34: 349-352. 31 JIA, Z.H., NIU, G., WANG, J. Identifi
44、cation of gas-liquid flow regimes in a horizontal flow using neural network J. Journal of Hydrodynamics, 2005, 17(1): 66-73. 28 Wang Jing. Study on void fraction oscillation characteristics in liquid-gas two-phase flow D. Ph.D. thesis. LUNIVERSITE PIERRE ET MARIE CURIE (PARIS6), 1993. 33 贾志海. 倾斜管内油气
45、两相流段塞流特性及其识别方法研究 D. 博士学位论文 .上海：上海交通大学机械与动力工程学院, 2004. 29 牛刚. 管内油气两相流动空泡份额的检测及其波动特性的研究 D. 博士学位论文.上海：上海交通大学机械与动力工程学院, 2004. 30 Lin P, Hanratty T J. The Effect of the Pipe Diameter on the Flow Patterns for Air-Water Flow in Horizontal Pipes J. Int. J. Multiphase Flow, 1987, 13: 549563. 31 Andritsos N, Williams L, Hanratt