彭 明 鄧道明 李曉平 陳金金 吳海浩 李清平 于 達(dá)

1.中國石油大學(xué)（北京）城市油氣輸配技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 2.中國石化青島液化天然氣有限責(zé)任公司3.中海石油研究總院

混合立管系統(tǒng)嚴(yán)重段塞流流動(dòng)特性的實(shí)驗(yàn)研究

彭 明1，2鄧道明1李曉平1陳金金1吳海浩1李清平3于 達(dá)1

1.中國石油大學(xué)（北京）城市油氣輸配技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 2.中國石化青島液化天然氣有限責(zé)任公司3.中海石油研究總院

深海油氣田開采過程中混合立管系統(tǒng)會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重段塞流，造成系統(tǒng)流動(dòng)特性參數(shù)周期性劇烈波動(dòng)，嚴(yán)重危害海洋開發(fā)系統(tǒng)。在混合立管系統(tǒng)的模擬裝置上，實(shí)驗(yàn)研究了混合立管系統(tǒng)嚴(yán)重段塞流的流動(dòng)特性。研究結(jié)果表明：混合立管嚴(yán)重段塞流的1個(gè)周期分為液塞形成、液塞生產(chǎn)、液氣噴發(fā)和液體回流4個(gè)階段，立管的垂直管段與U形柔性管段的流動(dòng)特性稍有不同，U形柔性管段在液氣噴發(fā)階段產(chǎn)生劇烈抖動(dòng)；嚴(yán)重段塞流周期隨氣液相折算速度的增大而減小；立管壓力波動(dòng)幅度隨氣相折算速度的增大先增大后減??；液塞長度隨氣相折算速度的增加而減小，且下傾管增加緩沖容積時(shí)液塞長度明顯增大，減小出油管長度有利于抑制嚴(yán)重段塞流；在深水混合立管系統(tǒng)結(jié)構(gòu)尺寸變化范圍內(nèi)，垂直管高度和U形柔性管尺寸對嚴(yán)重段塞流的發(fā)生范圍及特性影響不大。該研究結(jié)果將為混合立管的設(shè)計(jì)提供一定的參考依據(jù)。

混合立管 兩相流 嚴(yán)重段塞流 流型圖 周期 壓力波動(dòng) 液塞長度 結(jié)構(gòu)尺寸

混合立管系統(tǒng)主要由集輸管路和立管段組成，立管段又由垂直管段和非對稱的U形柔性管段組成［1－2］。在低輸量工況下，海底管道向下坡向立管底部的集輸管線—立管中會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重段塞流現(xiàn)象。嚴(yán)重段塞流會(huì)形成一倍至數(shù)倍上升管高度的液塞，造成流動(dòng)參數(shù)的周期性劇烈波動(dòng)，對海洋開發(fā)系統(tǒng)帶來諸多危害（如分離器溢流、氣相系統(tǒng)不正常放空、壓縮機(jī)不正常停運(yùn)、管道及其附件結(jié)構(gòu)可靠性降低和生產(chǎn)井產(chǎn)量受到影響等），深海油氣生產(chǎn)中這一問題更為嚴(yán)重。

相對于其他深水立管，混合立管建設(shè)成本相對較高，混合立管的縱向尺寸對流動(dòng)特性的影響是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的核心問題。

國內(nèi)外學(xué)者主要是在小型實(shí)驗(yàn)室模擬裝置上對嚴(yán)重段塞流進(jìn)行了一系列的實(shí)驗(yàn)及理論研究［3－10］。這些裝置的實(shí)驗(yàn)立管管段是為模擬垂直上升立管（L形立管）、懸鏈立管和S形立管而設(shè)計(jì)的。本實(shí)驗(yàn)裝置實(shí)驗(yàn)管段由較長的水平管、下傾管、垂直管和不對稱U形柔性管組成，可以較好地模擬混合立管系統(tǒng)的內(nèi)流問題。

1 混合立管內(nèi)流實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)在中國石油大學(xué)（北京）多相流實(shí)驗(yàn)室的混合立管實(shí)驗(yàn)裝置上進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)裝置根據(jù)某深水混合立管結(jié)構(gòu)尺寸利用幾何相似原理設(shè)計(jì)而成。實(shí)驗(yàn)裝置包括供水、供氣、實(shí)驗(yàn)管路、數(shù)據(jù)測量及信號采集系統(tǒng)。供水系統(tǒng)主要由儲液罐和螺桿泵組成；供氣系統(tǒng)主要由壓縮機(jī)和緩沖罐組成；實(shí)驗(yàn)管路系統(tǒng)包括氣液混合器、長44.00 m的水平管段、傾角為－2°、長為14.39 m的下傾管段和立管段（包括高約6.67 m且高度可變的垂直立管和長2.20 m水平跨度可變的U形柔性管），U形柔性管出口設(shè)有氣液分離器和測量罐。實(shí)驗(yàn)管路內(nèi)徑均為0.05 m，下傾管后半部分和整個(gè)立管段均為透明管。數(shù)據(jù)測量儀表主要有電磁流量計(jì)、質(zhì)量流量計(jì)、壓力傳感器、壓差傳感器、溫度傳感器和雙平行電導(dǎo)探針。實(shí)驗(yàn)介質(zhì)為空氣和水。實(shí)驗(yàn)裝置流程示意圖如圖1所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置流程示意圖

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 嚴(yán)重段塞流流型圖

筆者將混合立管液塞長度達(dá)到或超過整個(gè)立管長度的段塞流劃為嚴(yán)重段塞流；將液塞長度小于立管長度但是有液塞堵塞立管底部的段塞流劃為過渡嚴(yán)重段塞流；將水力學(xué)段塞流、氣泡流、氣團(tuán)流和環(huán)狀流劃為穩(wěn)定流。圖2－a、2－b為下傾管傾角為－2°、立管總高度為7.00 m、U形柔性管長度為2.20 m、水平跨度為1.50 m，垂直管高度分別為6.67 m和6.00 m的混合立管嚴(yán)重段塞流流型圖。從圖2可以看出，混合立管嚴(yán)重段塞流發(fā)生在氣液相流量都較小的工況下。對比圖2－a和圖2－b，發(fā)現(xiàn)嚴(yán)重段塞流的范圍相差很小，垂直管高度為6.67 m的混合立管嚴(yán)重段塞流范圍要稍大一點(diǎn)。

由圖2可知，當(dāng)液相折算速度較小時(shí)，隨著氣相折算速度的增大，混合立管流型從嚴(yán)重段塞流逐步向過渡嚴(yán)重段塞流和穩(wěn)定流轉(zhuǎn)變，此時(shí)下傾管持液率不斷減小，流型主要為分層流。當(dāng)氣相折算速度較小時(shí)，隨著液相折算速度的增大，混合立管流型從嚴(yán)重段塞流逐步向過渡嚴(yán)重段塞流和穩(wěn)定流過渡，此時(shí)下傾管持液率不斷增大，流型從分層流向段塞流、氣團(tuán)流和氣泡流過渡；當(dāng)下傾管內(nèi)流型轉(zhuǎn)變?yōu)闅鈭F(tuán)流和氣泡流時(shí)，氣體無法在管線內(nèi)積聚并推動(dòng)液塞噴發(fā)，從而過渡嚴(yán)重段塞流消失。

圖2－b還反映了嚴(yán)重段塞流發(fā)生范圍的理論預(yù)測值與實(shí)驗(yàn)值的比較情況。圖中所示由泰特爾—杜克勒準(zhǔn)則［11］、π準(zhǔn)則［12］和泰特爾準(zhǔn)則［13］計(jì)算值曲線所圍成的左下方區(qū)域?yàn)閲?yán)重段塞流預(yù)測區(qū)域，圖2顯示嚴(yán)重段塞流發(fā)生范圍的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的吻合性。

圖2 混合立管嚴(yán)重段塞流流型圖

2.2 嚴(yán)重段塞流的周期特性

混合立管嚴(yán)重段塞流的1個(gè)周期可以分為4個(gè)階段：①液塞形成階段；②液塞生產(chǎn)階段；③液氣噴發(fā)階段；④液體回流階段。由于混合立管的立管段由直管段和U形柔性管段組成，垂直管段在嚴(yán)重段塞流周期各個(gè)階段的流動(dòng)特性與下傾管—立管相同，而U形柔性管段在整個(gè)嚴(yán)重段塞流周期各個(gè)階段的流動(dòng)特性跟垂直管段有所不同。U形柔性管在嚴(yán)重段塞流4個(gè)階段的流動(dòng)特點(diǎn)為：

1）在液塞形成階段，液體回落時(shí)有少量的液體堵塞了U形柔性管底部。當(dāng)液塞在垂直管段中生長的時(shí)候，垂直管段與U形柔性管下降段的氣體被壓縮，氣體不斷地以氣泡的形式穿透U形柔性管底部液塞進(jìn)入分離器。U形柔性管內(nèi)的少量液體在下降段和上升段中表現(xiàn)為振蕩流動(dòng)。當(dāng)液塞頭部到達(dá)垂直管頂部后，液體迅速沿U形柔性管下降段進(jìn)入U(xiǎn)形柔性管，下降管段持液率較小，呈現(xiàn)分層流特性；當(dāng)液塞到達(dá)U形柔性管頂部時(shí)，液塞形成階段結(jié)束。

2）在液塞流出階段，液體穩(wěn)定流出，U形柔性管下降管段氣相空間逐漸減小，U形柔性管中有微小的氣泡隨液塞進(jìn)入分離器。

3）在液氣噴發(fā)階段，氣體開始進(jìn)入立管推動(dòng)液塞加速時(shí)，U形柔性管下降段氣相空間迅速消失。液塞尾到達(dá)垂直管頂部后快速經(jīng)過U形柔性管進(jìn)入分離器，此時(shí)，U形柔性管產(chǎn)生劇烈的鞭擊效應(yīng)。當(dāng)液塞尾流出U形柔性管后，液氣噴發(fā)階段結(jié)束。

4）在液體回流階段，液塞尾部離開U形柔性管后，氣體繼續(xù)攜帶立管管壁上的液體噴出U形柔性管，壓力繼續(xù)降低，直至氣體不足以舉升管壁上的液膜及少量的液滴時(shí)，液膜及少量液滴在重力的作用下回流至U形柔性管底部。相對于垂直管，U形柔性管內(nèi)氣體更容易將液膜舉升出U形柔性管的上升段。

圖3為下傾管傾角為－2°時(shí)嚴(yán)重段塞流周期與液相折算速度的關(guān)系圖。從圖3可以看出嚴(yán)重段塞流周期隨液相折算速度的增大而減小。實(shí)驗(yàn)顯示形成嚴(yán)重段塞流時(shí)下傾管為分層流。液相折算速度增大時(shí)，下傾管持液率增加，氣相空間相應(yīng)減小，相同時(shí)間內(nèi)氣相壓力增加值變大，因此嚴(yán)重段塞流周期變短。同時(shí)從圖3還可以看出嚴(yán)重段塞流周期隨氣相折算速度的增大而減小，當(dāng)氣相折算速度增加時(shí)，下傾管內(nèi)的氣體壓力上升速度增加，下傾管內(nèi)的氣相壓力值達(dá)到立管底部所受最大靜水壓力的時(shí)間變短，因此嚴(yán)重段塞流周期變短。

圖3 下傾管傾角為－2°時(shí)嚴(yán)重段塞流周期與液相折算速度的關(guān)系圖

2.3 壓力、壓差及持液率波動(dòng)特點(diǎn)

圖4是氣液相折算速度都為0.10 m／s時(shí)U形柔性管段壓差和垂直管段壓差周期波動(dòng)圖。由圖4可知，液塞在垂直管段生長時(shí)，垂直管段壓差逐漸增大，U形柔性管段壓差很小而且穩(wěn)定；液塞到達(dá)垂直管段頂部進(jìn)入U(xiǎn)形柔性管段后垂直管段壓差不變，U形柔性管段壓差開始增大，垂直管段壓差要遠(yuǎn)大于U形柔性管段壓差，這主要是由于垂直管段的長度遠(yuǎn)大于U形柔性管段的凈垂直高度。

圖4 垂直管段與U形柔性管段壓差周期變化圖

圖5 U形柔性管段的壓力、持液率周期波動(dòng)圖

圖5是氣、液相折算速度都為0.30 m／s時(shí)U形柔性管的壓力、持液率周期波動(dòng)圖。在液塞形成階段液塞頭進(jìn)入U(xiǎn)形柔性管之前，U形柔性管內(nèi)少量液體振蕩流動(dòng)，U形柔性管底部壓力較小并有小幅度的波動(dòng)。液塞進(jìn)入U(xiǎn)形柔性管后，U形柔性管下降段中部持液率先開始上升，由于下降段傾角較大，液體在下降段為分層流，U形柔性管下降段中部持液率值較小。隨著液塞頭在上升段中生長，U形柔性管底部壓力開始增大，當(dāng)?shù)竭_(dá)上升管探針處時(shí)，U形柔性管上升段中部持液率從0變?yōu)?。在液塞生產(chǎn)階段，U形柔性管底部壓力與U形柔性管上升段中部持液率不再增長。隨著液塞不斷流入U(xiǎn)形柔性管，U形柔性管上升段中部持液率慢慢增大。在液氣噴發(fā)階段，由于液塞加速，U形柔性管底部壓力先迅速增大然后迅速減小到最小值，U形柔性管上升段中部持液率迅速增大到1。隨著液塞尾經(jīng)過U形柔性管，液體回落，U形柔性管上升段中部持液率和U形柔性管上升段中部持液率迅速減小直至重新變?yōu)?，開始下一個(gè)嚴(yán)重段塞流周期。

2.4 液塞特性

根據(jù)單壓力信號法計(jì)算可得到液塞長度［14］。圖6為液塞長度與氣液相折算速度的關(guān)系圖。

圖6 液塞長度與氣液相折算速度的關(guān)系圖

從圖6可以看出，隨液相折算速度的增大，液塞長度先增大后減小。當(dāng)氣相折算速度恒定時(shí)，隨著液相折算速度的增加，液塞速度增大。在下傾管氣體穿透液塞前有更多的液體流入立管，因此液塞長度增大。隨著液相流量的增大，下傾管持液率增大，隨著氣體不斷流入，氣相空間壓力增加速率變快。當(dāng)液相折算速度增大到一定值時(shí)，下傾管持液率增大對液塞長度的影響已經(jīng)超過了液相流量增加本身的影響，因此液塞長度減小。圖2所示的流型圖也反應(yīng)了這種現(xiàn)象。達(dá)到最大液塞長度的液相折算速度與氣相折算速度有關(guān)。

液塞長度隨著氣相折算速度的增加而減小。當(dāng)液相折算速度恒定時(shí)，隨著氣相折算速度的增加，嚴(yán)重段塞流周期變小，流入立管的液體減少，因而液塞長度減小。同樣，圖2所示的流型圖也反應(yīng)了這種現(xiàn)象。

2.5 立管結(jié)構(gòu)尺寸及增加下傾管段緩沖容積對流動(dòng)特性的影響

在液相折算速度為0.10 m／s的情況下，嚴(yán)重段塞流周期在下傾管段有無緩沖容積時(shí)與氣相折算速度的關(guān)系如圖7所示。不同立管結(jié)構(gòu)尺寸下，立管壓力波動(dòng)幅度與氣相折算速度的關(guān)系如圖8所示，液塞長度與氣相折算速度的關(guān)系如圖9所示。圖8、9中的Ⅰ和Ⅱ分別代表總高度為7.00 m，U形柔性管總長為2.20 m，垂直管段高6.67 m，U形柔性管水平跨度分別為1.50 m和1.20 m的混合立管；Ⅲ代表自由站立式立管總高度為7.00 m，U形柔性管總長2.20 m，垂直管段高6.00 m，U形柔性管水平跨度為1.50 m的混合立管。

圖7 下傾管段有無緩沖容積時(shí)嚴(yán)重段塞流周期與氣相折算速度的關(guān)系圖

圖8 不同立管結(jié)構(gòu)尺寸下立管壓力波動(dòng)幅度與氣相折算速度的關(guān)系圖

圖9 不同立管結(jié)構(gòu)尺寸下液塞長度與氣相折算速度的關(guān)系圖

通過比較發(fā)現(xiàn)，Ⅰ和Ⅱ在相同工況下嚴(yán)重段塞流周期、壓力波動(dòng)幅度及液塞長度都較為接近，這可能是由于其水平跨度變化較小。

從圖7中可以看出，下傾管段有緩沖容積時(shí)，嚴(yán)重段塞流周期比下傾管段沒有緩沖容積時(shí)大。下傾管段增加緩沖容積（相當(dāng)于增加出油管長度）增大了下傾管段的氣相空間，隨著入口氣體不斷進(jìn)入，氣相壓力增加速度變小，達(dá)到立管內(nèi)液柱產(chǎn)生的壓力需要更長的時(shí)間，因此嚴(yán)重段塞流周期變大。

從圖8中可以看出，Ⅰ比Ⅲ的壓力波動(dòng)幅度稍大，差值為3～4 k Pa。這主要是由于Ⅲ的垂直管高度與U形柔性管垂直高度之和比Ⅰ的略小，壓力的最高值就小一些，因此壓力波動(dòng)幅度小。

從圖9中可以看出，Ⅰ的液塞長度比Ⅲ稍大。由于Ⅲ的垂直管段高度小一些，而U形柔性管總長不變，垂直管高度與U形柔性管垂直高度之和略小，液柱在立管底部產(chǎn)生的壓力小一些，相同氣液相折算速度下嚴(yán)重段塞流周期較短，液塞長度相應(yīng)小一點(diǎn)。

3 結(jié)論

1）在混合立管內(nèi)流實(shí)驗(yàn)?zāi)M裝置上，實(shí)驗(yàn)研究了不同垂直管高度及U形柔性管水平跨度立管系統(tǒng)嚴(yán)重段塞流的產(chǎn)生情況及流動(dòng)特性。

2）在嚴(yán)重段塞流的1個(gè)周期內(nèi)，立管的垂直管段與U形柔性管段的流動(dòng)特性稍有不同。當(dāng)液塞在垂直管段內(nèi)生長時(shí)，U形柔性管段內(nèi)殘留液體做振蕩流動(dòng)。垂直管段壓力波動(dòng)的幅度及時(shí)間遠(yuǎn)大于U形柔性管段，出口處氣液間歇流動(dòng)。U形柔性管下降段在液塞生產(chǎn)過程中為分層流，持液率較小，并緩慢增大，當(dāng)氣液開始噴發(fā)時(shí)持液率迅速增大為1。U形柔性管在液氣噴發(fā)階段產(chǎn)生劇烈的抖動(dòng)。

3）立管壓力波動(dòng)幅度隨氣相折算速度的增大先增大后減小，液塞長度隨氣相折算速度的增加而減小。下傾管增加緩沖容積時(shí)液塞長度明顯增大，減小出油管長度有利于抑制嚴(yán)重段塞流。

4）在實(shí)驗(yàn)條件下及混合立管結(jié)構(gòu)尺寸變化范圍內(nèi)，垂直管高度、U形柔性管尺寸對嚴(yán)重段塞流特性的影響較小，而垂直管段高一些的立管其嚴(yán)重段塞流的范圍、周期、壓力波動(dòng)幅度及液塞長度等特性均稍大一些。

［1］HATTON S A.Low cost deepwater hybrid riser system［C］∥paper 8523－MS presented at the Offshore Technology Conference，5－8 May 1997，Houston，Texas，USA.Houston：Offshore Technology Conference，1997.

［2］WATTERS A J，SMITH I C，GARRETT D L.The lifetime dynamics of a deep water riser design［J］.Applied Ocean Research，1998，20（1／2）：69－81.

［3］FARGHALY M A.Study of severe slugging in real offshore pipeline riser－pipe system［C］∥paper 15726－MS presented at the SPE Middle East Oil Show，7－10 March 1987，Manama，Bahrain.New York：SPE，1987.

［4］SCHMIDT Z，BRILL J P，BEGGS H D.Experimental study of severe slugging in a two－phase－flow pipeline－riser pipe system［J］.SPE Journal，1980，20（5）：407－414.

［5］FABRE J，PERESSON L，CORTEVILLE J，et al.Severe slugging in pipeline／riser systems［J］.SPE Production Engineering，1990，5（3）：299－305.

［6］JANSEN F E，SHOHAM O，TAITEL Y.The elimination of severe slugging－experiments and modeling［J］.International Journal of Multiphase Flow，1996，22（6）：1055－1072.

［7］王鑫，郭烈錦，張西民，等.集輸—上升管路系統(tǒng)嚴(yán)重段塞流實(shí)驗(yàn)研究［J］.工程熱物理學(xué)報(bào)，2005，26（5）：799－801.

［8］馬華偉，何利民，羅小明，等.下傾—立管系統(tǒng)中嚴(yán)重段塞流現(xiàn)象的周期特性［J］.工程熱物理學(xué)報(bào)，2008，29（5）：787－791.

［9］TIN V.Severe slugging flow in flexible risers［M］／／BURNS A P ed.，Proceeding of BHRG 5th International Conference on Multiphase Production.Great Britain：Elsevier，1991：507－525.

［10］程兵，喻西崇，李清平，等.深水立管嚴(yán)重段塞流控制方法及其模擬分析［J］.天然氣工業(yè)，2011，31（4）：89－94.

［11］TAITEL Y，DUKLER A E.A model for predicting flow regime transitions in horizontal and near horizontal gasliquid flow［J］.AICh E Journal，1976，22（1）：47－55.

［12］POTS BERT F M，BROMILOW I G，KONIJN MARTIN J W F.Severe slug flow in offshore flowline／riser systems［J］.SPE Production Engineering，1987，2（4）：319－324.

［13］TAITEL Y.Stability of severe slugging［J］.International Journal of Multiphase Flow，1986，12（2）：203－217.

［14］何利民，趙越超，羅小明.強(qiáng)烈段塞流特征參數(shù)測量方法試驗(yàn)研究［J］.工程熱物理學(xué)報(bào)，2005，26（4）：621－624.

An experimental study of severe slugging in pipeline／hybrid riser systems

Peng Ming1，2，Deng Daoming1，Li Xiaoping1，Chen Jinjin1，Wu Haihao1，Li Qingping3，Yu Da1
（1.Beijing Key Laboratory of Urban Oil and Gas Distribution Technology，China University of Petroleum，Beijing 102249，China；2.Sinopec Qingdao Liquefied Natural Gas Co.，Ltd，Qingdao，Shandong 266400，China；3.CNOOC Research Institute，Beijing 100027，China）

NATUR.GAS IND.VOLUME 31，ISSUE 11，pp.83－87，11／25／2011.（ISSN 1000－0976；In Chinese）

Severe slugging is commonly encountered in hybrid riser systems during deepwater oil and gas exploitation.The severe slugging，characterized by periodical intense flow parameters fluctuation，can cause great damages to the offshore oil and gas development.The severe slugging is studied in a laboratory setup which simulates deepwater pipeline hybrid riser systems.The results show that the severe slugging consists of four stages，namely，formation，production，blowout，and liquid refluxing.The flow performances of a vertical riser and a U－shaped flexible pipe are a little different.The flexible pipe shakes greatly in the blowout stage.The period of severe slugging decreases with the increase of the superficial velocities of gas and liquid.The pressure fluctuation of the riser first increases then decreases with the superficial gas velocities；while the length of liquid slug decreases with the increase of the superficial liquid velocities，but increases obviously when the buffering volume of the downward inclined section is getting enlarged，so reducing the length of flow lines can inhibit the severe plugging.Within a varied range of structural sizes of deepwater hybrid riser systems，the vertical pipe height and the longitudinal size of the U－shaped flexible pipe impose little effect on the occurrence area and characteristics of severe slugging.This study provides basis for the design of hybrid riser systems.

hybrid riser，two－phase flow，severe slugging，flow pattern map，period，pressure fluctuation，liquid slug length，structural size

彭明等.混合立管系統(tǒng)嚴(yán)重段塞流流動(dòng)特性的實(shí)驗(yàn)研究.天然氣工業(yè)，2011，31（11）：83－87.

10.3787／j.issn.1000－0976.2011.11.021

國家油氣重大科技專項(xiàng)（編號：2008ZX05030－005－12）。

彭明，1985年生，碩士研究生；主要從事多相流流動(dòng)方面的研究工作。地址：（102249）北京市昌平區(qū)府學(xué)路18號中國石油大學(xué)（北京）城市油氣輸配技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室。電話：18653285751。E－mail：zgsdpm0419＠163.com

（修改回稿日期 2011－09－10 編輯 何 明）

DOI：10.3787／j.issn.1000－0976.2011.11.021

Peng Ming，born in 1985，is studying for an M.Sc.degree and is mainly engaged in research of multiphase flow.

Add：No.18，F(xiàn)uxue Rd.，Changping District，Beijing 102249，P.R.China

Mobile：＋86－18653285751 E－mail：zgsdpm0419＠163.com