何兆洋，劉海瀟，何利民，王 丹，赫松濤

1) 中國(guó)石油大學(xué)（華東）儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院，青島 266580 2) 山東省油氣儲(chǔ)運(yùn)安全省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，青島 266580 3) 中石油管道有限責(zé)任公司，北京 100029 4) 中國(guó)石化工程建設(shè)有限公司，北京 100101

管道內(nèi)氣液兩相流在核工業(yè)、化工業(yè)以及石油運(yùn)輸?shù)榷鄠€(gè)領(lǐng)域中廣泛存在，與單相流相比，其密度、壓力、動(dòng)量通量在流動(dòng)中變化較大[1?3]，當(dāng)流經(jīng)閥門(mén)、彎頭、三通等部件時(shí)，極易引起脈動(dòng)力，即“流激力”[4?6].“流激力”會(huì)引起管道振動(dòng)，當(dāng)振動(dòng)頻率與管道固有頻率相接近時(shí)，會(huì)產(chǎn)生“共振”現(xiàn)象[7?10]，使管道振動(dòng)幅度進(jìn)一步增大，引起管系的疲勞破壞[11?13].據(jù)英國(guó)安全與健康執(zhí)行局（HSE）的研究顯示，英國(guó)2010年海洋工程行業(yè)在北海21%的管道損壞是由管道振動(dòng)引起的疲勞失效引起[14].因此研究“流激力”對(duì)管道的安全設(shè)計(jì)和運(yùn)行具有重要意義.

在過(guò)去幾十年內(nèi)，管道外流對(duì)管道的影響受到了廣泛關(guān)注[15?20]，但隨著研究的深入，學(xué)者們發(fā)現(xiàn)管道內(nèi)流流激力的產(chǎn)生機(jī)理與管道外流有本質(zhì)的區(qū)別[21].本文首先對(duì)管道內(nèi)氣液兩相流流激力的產(chǎn)生機(jī)理方面的研究進(jìn)展進(jìn)行了綜述，然后總結(jié)了流激力的影響因素，最后對(duì)其計(jì)算模型進(jìn)行了闡述，旨在全面展示氣液兩相內(nèi)流流激力的研究現(xiàn)狀，為進(jìn)一步開(kāi)展相關(guān)研究給出指導(dǎo).

1 氣液兩相流流激力發(fā)生機(jī)理

1968年，學(xué)者Yih和Griffith[22]首次進(jìn)行了三通結(jié)構(gòu)內(nèi)氣液兩相流流激力的實(shí)驗(yàn)研究，研究發(fā)現(xiàn)：氣液兩相流流動(dòng)伴隨著強(qiáng)烈的壓力、持液率和動(dòng)量通量波動(dòng)，正是由于這些不穩(wěn)定因素導(dǎo)致了管道系統(tǒng)的受力和移動(dòng).作者認(rèn)為動(dòng)量通量更能從本質(zhì)上揭示流動(dòng)的變化規(guī)律，因此將動(dòng)量通量變化看作“源”，三通結(jié)構(gòu)的移動(dòng)看作“響應(yīng)”，但限于實(shí)驗(yàn)條件不足，實(shí)驗(yàn)并未直接測(cè)量流體動(dòng)量通量的變化，而是使用過(guò)濾器將管道移動(dòng)信號(hào)轉(zhuǎn)換為動(dòng)量通量信號(hào).Riverin和Pettigrew[6]使用光學(xué)探針測(cè)量了U型管彎管處的氣泡大小和頻率以及該處管道的受力值，作者認(rèn)為，不同氣泡的經(jīng)過(guò)導(dǎo)致動(dòng)量通量的不斷變化，經(jīng)過(guò)的氣泡越大，帶來(lái)的動(dòng)量變化越大；通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)做出氣泡尺寸–頻率圖線(xiàn)，發(fā)現(xiàn)最大氣泡對(duì)應(yīng)的頻率值與受力信號(hào)頻譜圖中主頻率值是一致的，由此證明流體軸向動(dòng)量通量的變化使管道彎管部分產(chǎn)生了脈動(dòng)力.Cargnelutti等[23]進(jìn)一步指出，單相流中彎頭部位作用力的產(chǎn)生是由于流體流動(dòng)方向和壓力的改變，而氣液兩相流中，這兩者的變化由于密度、氣液界面的急劇變化而大大增加；在直管中，管道作用力的產(chǎn)生機(jī)理是液塞經(jīng)過(guò)引起的湍流噪聲和壓力波動(dòng)，而在彎頭部位，則是由于動(dòng)量通量在短時(shí)間的劇烈改變所造成.

Giraudeau等[24]在實(shí)驗(yàn)中直接對(duì)截面含氣率信號(hào)和U型管彎管部位受力同時(shí)進(jìn)行測(cè)量，通過(guò)對(duì)比兩者的頻譜圖發(fā)現(xiàn)，同一組實(shí)驗(yàn)下兩者的主頻率值基本相同.Liu等[25]指出，基于均勻混合流假設(shè)，氣液兩相流動(dòng)量通量可以通過(guò)持液率進(jìn)行計(jì)算：

其中，M為動(dòng)量通量，N；αgA(t)為截面平均含氣率；j為氣液混合流速，單位 m·s?1；A為管道截面積，m2；ρg和ρf分別為氣體和液體的密度，kg·m?3.基于此，Giraudeau等[24]認(rèn)為其實(shí)驗(yàn)證明了彎頭處的動(dòng)量通量變化在管道彎頭部位激勵(lì)產(chǎn)生了作用力，并提出在段塞流流型下液塞的頻率與彎頭受力信號(hào)的主頻率值近似相等.然而，Liu等[25]通過(guò)實(shí)驗(yàn)獲得了彎頭受力值信號(hào)，并通過(guò)式（1）計(jì)算不同工況下的動(dòng)量通量值，將兩者的均方根（RMS）進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn)具有一定的差距，并非嚴(yán)格相等（圖1），這表明彎頭受力并非完全由動(dòng)量通量的變化引起.Liu等[25]以90°彎頭為控制體積進(jìn)行動(dòng)量分析，得到一階偏微分動(dòng)量方程，通過(guò)理論推導(dǎo)和傅里葉轉(zhuǎn)換等手段，最終發(fā)現(xiàn)，低頻段（小于1 Hz）的流激力波動(dòng)主要由管道內(nèi)壓力波動(dòng)引起；高頻段（大于1 Hz）的波動(dòng)主要由動(dòng)量通量波動(dòng)引起，但由于當(dāng)?shù)厮俣?、截面含氣率突然變化帶?lái)了局部沖擊作用，在此局部沖擊作用的影響下，兩者的主頻率之間存在一定的差距.Liu等[26]對(duì)段塞流流型下的這一局部沖擊作用進(jìn)行了進(jìn)一步研究分析，認(rèn)為液塞的局部加速對(duì)彎頭產(chǎn)生了脈動(dòng)沖擊，對(duì)流激力的波動(dòng)同樣做出貢獻(xiàn)；通過(guò)理論推導(dǎo)與傅里葉轉(zhuǎn)換等手段做出圖2，分析認(rèn)為：液塞對(duì)彎頭的沖擊作用主要影響了流激力的大小，動(dòng)量變化項(xiàng)則與流激力的主頻率值一致，而壓力項(xiàng)的波動(dòng)幅度較小，對(duì)流激力無(wú)明顯影響.Miwa等[27]隨后對(duì)波浪流流型下的沖擊作用進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)起伏不定的液波對(duì)彎頭產(chǎn)生了脈動(dòng)的沖擊作用，作者將此稱(chēng)之為“液波沖擊力”.

圖1 動(dòng)量通量與受力值的 RMS 值對(duì)比[25]Fig.1 Comparison of RMS values of momentum fluxes and forces[25]

圖2 不同作用項(xiàng)之間的比較[26]Fig.2 Evaluation of different terms[26]

在管道內(nèi)氣液兩相流激力的發(fā)生機(jī)理方面，動(dòng)量通量的改變被認(rèn)為是引起流激力的最主要原因，動(dòng)量通量的改變由流體含氣率的變化引起，因此針對(duì)流體中氣泡發(fā)生頻率，圍繞氣泡尺寸和分布特性展開(kāi)研究，并將其與流激力進(jìn)行關(guān)聯(lián)，將具有重要意義.另外，由于氣液兩相流動(dòng)的復(fù)雜性，管道內(nèi)壓力波動(dòng)、液塞的局部加速對(duì)彎頭產(chǎn)生的脈動(dòng)沖擊、起伏不定的液波等因素同樣會(huì)對(duì)流激力的產(chǎn)生做出貢獻(xiàn)，因此以科學(xué)全面的氣液兩相流流型分類(lèi)為基礎(chǔ)，針對(duì)不同流型展開(kāi)流激力發(fā)生機(jī)理研究，建立完整的流激力發(fā)生機(jī)理理論體系，是流激力機(jī)理研究的重點(diǎn)發(fā)展方向.

2 氣液兩相流流激力實(shí)驗(yàn)研究

目前已有眾多學(xué)者在不同管道系統(tǒng)內(nèi)展開(kāi)了氣液兩相流流激力的實(shí)驗(yàn)研究，從已有的實(shí)驗(yàn)研究來(lái)看，研究者們大都重點(diǎn)關(guān)注兩個(gè)特征值：流激力信號(hào)的均方根值Frms和流激力頻譜信號(hào)的主頻率值f0，這兩者分別用來(lái)表征流激力的大小量級(jí)和波動(dòng)頻率；所研究的影響因素不盡相同，主要包括入口流速、管道結(jié)構(gòu)形式和管徑.

2.1 入口流速

氣液兩相流的實(shí)驗(yàn)入口條件常使用氣液兩相各自流量[28?30].而在流激力的實(shí)驗(yàn)研究中，為了能夠方便地反映流動(dòng)中管截面的氣液分布情況，常使用氣液混合流速j和體積含氣率β進(jìn)行入口流速條件的表示：

其中，Ql和Qg分別為液相和氣相的當(dāng)?shù)伢w積流量，m3·s?1；A為管道橫截面積，m2.

研究者們通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)j和β發(fā)生變化時(shí)，F(xiàn)rms和f0會(huì)發(fā)生顯著變化.其中，當(dāng)β一定時(shí)，隨j的增大，f0近似線(xiàn)性增大[6]；而Frms與j最適宜的曲線(xiàn)形式為y=Cxα，α的實(shí)驗(yàn)擬合值介于1.03～1.48之間[6]，式（1）基于氣液均勻流假設(shè)給出了動(dòng)量通量與氣液混合流速的關(guān)系式，可以看出，當(dāng)平均截面含氣率αgA(t)一定時(shí)，M與j的二次方成正比關(guān)系，由此證明了流激力并非完全由動(dòng)量通量的變化引起[25?26].而 Giraudeau 等[24]擴(kuò)大實(shí)驗(yàn)工況后發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)rms值隨著j的增大并非單調(diào)變化，而是當(dāng)Frms值增大到一定程度之后逐漸穩(wěn)定或出現(xiàn)輕微下降，作者認(rèn)為這是由于流型的轉(zhuǎn)變引起的，即不同的流型下，j對(duì)Frms的影響效果不同.可以看出，不同入口氣液流速所決定的流型對(duì)流激力的影響是十分顯著的.

在水平管和豎直管中，氣液兩相流型分類(lèi)已十分完善[31?33]，其中段塞流的動(dòng)量、壓力和持液率波動(dòng)最為劇烈[34?36]，所產(chǎn)生的流激力特點(diǎn)也最為復(fù)雜[7, 37?40].具體來(lái)看，環(huán)狀流和段塞流的Frms值大小基本處于同一量級(jí)，分層流的Frms值較小[23]，F(xiàn)rms最大值發(fā)生在環(huán)狀流和段塞流轉(zhuǎn)換邊界附近[22]，這一現(xiàn)象主要是由液體含量不同造成，液體相較于氣體具有更高的密度，因此會(huì)在彎頭部位引起更高的動(dòng)量變化[23].另外，段塞流/環(huán)狀流流型下的f0值最大，氣泡流流型下的f0和Frms均較小，接近于零[25].

2.2 管道結(jié)構(gòu)形式

對(duì)管道結(jié)構(gòu)形式的研究主要包括：90°彎頭[23]、三通[22]、U型管[6]等，研究發(fā)現(xiàn)，彎頭的曲率半徑對(duì)彎頭的受力值幾乎沒(méi)有影響，而三通結(jié)構(gòu)的受力值則略微小于彎頭，這主要是由于流體在三通結(jié)構(gòu)處產(chǎn)生了分流，因此產(chǎn)生的力較小[23].對(duì)于豎直U型管結(jié)構(gòu)，不同徑曲比的U型管對(duì)氣液兩相分布形態(tài)產(chǎn)生了顯著的影響，但未影響其軸向動(dòng)量變化，因此U型管的受力并未明顯變化；另外，由于氣液兩相流動(dòng)均能充分發(fā)展，因此U型管的高度對(duì)受力也無(wú)明顯影響[6].而U型管與90°彎頭相比，兩者產(chǎn)生的流激力相差不大，豎直流向的受力值較水平方向稍大一些[24].綜合以上來(lái)看，不同的使流體流向轉(zhuǎn)變的管道結(jié)構(gòu)中，流激力產(chǎn)生機(jī)理一致，受力值相差不大.

而隨著油氣開(kāi)采向深海的進(jìn)行，海洋立管系統(tǒng)內(nèi)氣液兩相流激力的研究逐漸受到青睞[37, 41?45]，主要包括自由懸鏈立管[37, 43]、海底 M 型跨接管[7, 46]，以及復(fù)雜管系結(jié)構(gòu)[47]，研究的重點(diǎn)部位則集中在立管底部的彎頭[44].但此處可考文獻(xiàn)依然較少，研究仍不完善，因此對(duì)集輸-立管管道系統(tǒng)內(nèi)，不同氣液兩相流流型流激力的特征展開(kāi)相關(guān)研究，仍具有較高的科研價(jià)值和工程意義.

2.3 管徑

在氣液兩相流動(dòng)中，量綱為一的數(shù)Bo被用來(lái)描述液體表面張力對(duì)流動(dòng)的影響，其定義如下：

其中，ρL為液體密度，kg·m?3；g 為重力加速度，m·s?2；D為圓柱腔體內(nèi)徑，m；σ為表面張力，N·m?1.Bo表示液體重力與表面張力對(duì)流動(dòng)的相對(duì)影響，當(dāng)Bo小于1時(shí)，液體黏性力占主導(dǎo)，而當(dāng)Bo非常大時(shí)，則可以忽略液體表面張力的影響.

在大管徑管道中，Bo較大，隨管徑減小，動(dòng)量通量的波動(dòng)更強(qiáng)，因此流激力更大，這是由于在管徑較大的管道中，氣液混合更均勻，因此流體通過(guò)三通時(shí)的動(dòng)量變化更小[22]；同時(shí)，隨著管徑的增大，流激力信號(hào)的主頻率f0近似線(xiàn)性減小[22, 48].而在Cargnelutti等[4]的實(shí)驗(yàn)中，管道管徑為6 mm左右，Bo的值約為5，液體的表面張力影響了管內(nèi)的氣液兩相流動(dòng)，使得段塞流的發(fā)生范圍增大，這使得小管徑管道中的f0值更大.

從已有研究可以看出，在不同流型下，流激力展現(xiàn)出不同的波動(dòng)特征.而流型主要受氣液入口流速和管道系統(tǒng)的影響，目前研究針對(duì)的管道大多是單獨(dú)的水平管或立管管道，隨著深海油氣的開(kāi)發(fā)，集輸–立管管道系統(tǒng)的應(yīng)用日益增多[49?53]，因此開(kāi)展多種立管管道系統(tǒng)中流激力的研究將具有重要工程意義.

3 計(jì)算模型

3.1 Frms 和 PSD 曲線(xiàn)

經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕?duì)工程實(shí)際中管道的設(shè)計(jì)和運(yùn)行具有重要參考價(jià)值，現(xiàn)有文獻(xiàn)中的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭饕槍?duì)流激力的均方根值Frms和PSD（功率譜密度）曲線(xiàn).

Yih和Griffith[22]首先提出了Frms的量綱一表達(dá)式：

式中，F(xiàn)rms是流激力的均方根值，N；Fstat表示流激力信號(hào)中的穩(wěn)態(tài)組分，N.A(β)是含氣率β的函數(shù)表達(dá)式[22].量綱為一的數(shù)We表達(dá)式為：

但式（4）不具備通用性，并且影響參數(shù)的選定并不準(zhǔn)確.實(shí)際上，目前計(jì)算常用的Frms表達(dá)式為[5, 12]：

實(shí)際上，當(dāng)β值不同時(shí)，擬合得出的最佳C值是不相同的，可使用C=25來(lái)描述Frms的極大值[24, 48].一般來(lái)講，當(dāng)C取10時(shí)可以對(duì)大部分實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行預(yù)測(cè)[5, 26]，控制誤差在±50% 以?xún)?nèi)；而當(dāng)入口體積含氣率β較大（>80%）或者較?。?20%）時(shí)，此關(guān)聯(lián)式都會(huì)過(guò)大地預(yù)測(cè)Frms值，且隨著We的增大，誤差會(huì)越來(lái)越大[26].

功率譜密度曲線(xiàn)中含有很多隨機(jī)波動(dòng)分析的有效信息，對(duì)其準(zhǔn)確預(yù)測(cè)在工程應(yīng)用上有重要作用.大多工況下流激力的功率譜密度曲線(xiàn)可以簡(jiǎn)單表示為三角形狀[22]，如圖3所示，圖中參量滿(mǎn)足

其中，f0即為流激力信號(hào)的主頻率，Hz；h、Lf、LL為表示曲線(xiàn)的幾何尺寸，單位分別為 N2·Hz?1、Hz、Hz.通過(guò)以上三式，只要獲得Frms和f0的值，就可以求出流激力的功率譜密度曲線(xiàn)Φ–f.

圖3 功率譜密度曲線(xiàn)的簡(jiǎn)單表示[22]Fig.3 Simple power spectral density curve[22]

若對(duì)流激力的功率譜密度曲線(xiàn)進(jìn)行精確定義，可以使用如下關(guān)系式[5]，

其中，?為流激力功率譜密度，N2·Hz?1；f為頻率，Hz.引入量綱一的功率譜密度和量綱一的頻率表達(dá)式[24, 48]：

兩者在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)系中近似為三角形折線(xiàn)關(guān)系，關(guān)系式可以表述為：

式中k1、k2、m1、m2的表達(dá)式如下：

其中，f1、f2為任意兩點(diǎn)的頻率值，Hz；?(f1)、?(f2)分別為其對(duì)應(yīng)的功率譜密度，N2·Hz?1.

3.2 理論計(jì)算模型

圖4 修正后的功率密度曲線(xiàn)[24]Fig.4 Modified power spectral density curve[24]

在氣液兩相內(nèi)流作用下，當(dāng)流型為段塞流時(shí)，管道受力最為嚴(yán)重，因此，流激力計(jì)算模型的建立大都針對(duì)段塞流流型.在研究初期，計(jì)算模型的建立多基于準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)假設(shè)，即液塞區(qū)和液膜區(qū)交替通過(guò)彎頭部位.Massey與Wardsmith[54]給出了基于穩(wěn)態(tài)動(dòng)量方程的彎頭受力估算公式：

其中，F(xiàn)x、Fy分別為x、y方向的受力值分量，N；us是液塞速度，m·s?1，可通過(guò)式（12）進(jìn)行計(jì)算；θ是上傾管和水平管之間的夾角，°；A為管道橫截面截，m2.

其中，HG是段塞流流型下的平均含氣率，使用Beggs-Brill關(guān)聯(lián)式[55]進(jìn)行計(jì)算.

對(duì)于段塞流，液塞與液膜的交替流動(dòng)在彎頭上產(chǎn)生作用力，最大流激力出現(xiàn)在液塞經(jīng)過(guò)的時(shí)刻；并且上下游壓力對(duì)流體流激力產(chǎn)生了影響，因此可以使用力–動(dòng)量方程的非定常形式[56]：

其中，F(xiàn)surface與Fbody分別為液塞單元表面力和體積力，N.

但作者忽略了控制體積受力和動(dòng)量變化，得到下式：

其中，ux、uy分別為x、y方向的液塞速度分量，m·s?1；Px、Py分別為x、y方向的壓力分量，Pa；Pa為大氣壓力，Pa.

對(duì)于水平管道忽略控制體積的體積力是可行的，而對(duì)動(dòng)量變化的忽略會(huì)導(dǎo)致模型計(jì)算誤差變大，若從兩相流瞬態(tài)動(dòng)量方程出發(fā)，針對(duì)彎頭控制體積，彎頭受力計(jì)算式為[57]：

其中，P為當(dāng)?shù)貕毫Γ琍a.

實(shí)際上，當(dāng)?shù)匾喝铀僖鸬臎_擊力對(duì)流激力同樣有貢獻(xiàn)，因此在受力方程中可以增加當(dāng)?shù)丶铀夙?xiàng)FIF[25?26]：

其中，ρg為段塞流液膜區(qū)的平均密度，m3·s?1；αg為含氣率；Ls和Lg分別為液塞區(qū)和液膜的長(zhǎng)度，m；P0為大氣壓力，Pa.

3.3 CFD 數(shù)值模擬

近年來(lái)，CFD數(shù)值模擬軟件逐漸受到關(guān)注[11, 58?61]，對(duì)于復(fù)雜管系，工程上常用 CFD 模擬軟件對(duì)氣液流動(dòng)和流激力進(jìn)行計(jì)算[11, 58?59]，該方法既能夠預(yù)測(cè)管道內(nèi)氣液流動(dòng)狀況，對(duì)流激力進(jìn)行計(jì)算，同時(shí)允許對(duì)高氣液入口速度的工況進(jìn)行準(zhǔn)確計(jì)算[7].在CFD計(jì)算過(guò)程中，通常對(duì)流體流場(chǎng)和固體結(jié)構(gòu)分別計(jì)算，然后通過(guò)數(shù)據(jù)交換，實(shí)現(xiàn)流體流動(dòng)與管道受力的耦合運(yùn)算.Xing[40]使用STAR–OLGA模型對(duì)彎頭處的流激力進(jìn)行模擬計(jì)算，即首先使用OLGA計(jì)算氣液兩相流流動(dòng)參數(shù)，而后導(dǎo)入STAR–CCM+軟件進(jìn)行耦合運(yùn)算.Pontaza等[58]對(duì)海底復(fù)雜管系展開(kāi)模擬計(jì)算，指出CFD模擬能夠有效預(yù)測(cè)流激力及管道易疲勞損失點(diǎn)，對(duì)生產(chǎn)具有重要意義.

綜合以上模型研究可以看出，關(guān)于流激力經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃屠碚撃Ｐ偷慕⒅饾u完善，CFD軟件能夠同時(shí)對(duì)流場(chǎng)和流激力大小進(jìn)行模擬計(jì)算，優(yōu)勢(shì)明顯，在計(jì)算手段方面是未來(lái)重要的發(fā)展方向.然而，學(xué)者們多將重點(diǎn)放在對(duì)計(jì)算結(jié)果的展示和分析上，并未對(duì)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行研究，同時(shí)也未對(duì)比優(yōu)選有效的CFD計(jì)算模擬方法，今后加強(qiáng)此方面的研究將具有重要科研價(jià)值.

4 結(jié)論與展望

4.1 結(jié)論

管道內(nèi)氣液兩相流廣泛存在于核工業(yè)、化工業(yè)以及石油運(yùn)輸?shù)榷鄠€(gè)領(lǐng)域中，當(dāng)流體流經(jīng)閥門(mén)、彎頭、三通等部件時(shí)，極易對(duì)管道產(chǎn)生流激力，產(chǎn)生安全威脅，因此開(kāi)展對(duì)流激力的研究，對(duì)管道的安全設(shè)計(jì)和運(yùn)行具有重要意義，本文共得到以下結(jié)論：

（1）管道內(nèi)氣液兩相流流動(dòng)伴隨著強(qiáng)烈的壓力、持液率和動(dòng)量通量波動(dòng).在直管中，管道作用力的產(chǎn)生原因是液塞經(jīng)過(guò)引起的湍流噪聲和壓力波動(dòng)；而在彎頭處，動(dòng)量通量的改變被認(rèn)為是引起流激力的最主要原因，但由于氣液兩相流動(dòng)的復(fù)雜性，管道內(nèi)壓力波動(dòng)、液塞的局部加速對(duì)彎頭產(chǎn)生的脈動(dòng)沖擊、起伏不定的液波等因素同樣會(huì)對(duì)流激力的產(chǎn)生做出貢獻(xiàn).

（2）對(duì)流激力的研究重點(diǎn)關(guān)注兩個(gè)特征值：Frms和f0.當(dāng)β一定時(shí)，隨j的增大，f0近似線(xiàn)性增大，F(xiàn)rms與j最適宜的曲線(xiàn)形式為y=Cxα，α的實(shí)驗(yàn)擬合值介于1.03～1.48之間；在水平管和豎直管中，段塞流/環(huán)狀流流型下的Frms和f0值最大，分層流和氣泡流流型下的f0和Frms均較小，接近于零；不同管道結(jié)構(gòu)中，流激力產(chǎn)生機(jī)理一致，受力值相差不大.

（3）對(duì)流激力計(jì)算手段的研究主要包括：經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?、理論?jì)算模型和CFD數(shù)值模型.關(guān)于流激力經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃屠碚撃Ｐ偷慕⒅饾u完善，CFD軟件能夠同時(shí)對(duì)流場(chǎng)和流激力大小進(jìn)行模擬計(jì)算，優(yōu)勢(shì)明顯，在計(jì)算手段方面是未來(lái)重要的發(fā)展方向.

4.2 展望

（1）在發(fā)生機(jī)理方面，以科學(xué)全面的氣液兩相流流型分類(lèi)為基礎(chǔ)，針對(duì)不同流型展開(kāi)流激力發(fā)生機(jī)理研究，建立完整的流激力發(fā)生機(jī)理的理論體系，是該方面的重點(diǎn)研究方向.

（2）目前研究針對(duì)的管道大多是單獨(dú)的水平管或立管管道，隨著深海油氣的開(kāi)發(fā)，集輸–立管管道系統(tǒng)的應(yīng)用日益增多，開(kāi)展多種立管管道系統(tǒng)中流激力的研究將具有重要工程意義.

（3）CFD計(jì)算軟件優(yōu)勢(shì)明顯，目前研究重點(diǎn)為計(jì)算結(jié)果的直接分析，而對(duì)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性及最優(yōu)計(jì)算方法缺乏相關(guān)研究，今后加強(qiáng)此方面研究將具有重要科研價(jià)值.