王鑫，王兆婷，張曉凌，何利民

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水平管油氣兩相段塞流及其傳熱特性

王鑫，王兆婷，張曉凌，何利民

（中國(guó)石油大學(xué)（華東）儲(chǔ)運(yùn)系，山東省油氣儲(chǔ)運(yùn)安全省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東青島266580）

海底油氣管道的冷卻傳熱過(guò)程是結(jié)蠟、水合物等海洋石油工業(yè)流動(dòng)保障問(wèn)題的關(guān)鍵控制因素。采用電容探針與熱電偶、熱電阻等流動(dòng)及溫度測(cè)量手段對(duì)不同冷卻條件下空氣-油段塞流的流動(dòng)參數(shù)和傳熱參數(shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)量，分析了空氣-油段塞流流動(dòng)參數(shù)對(duì)傳熱特性的影響，并與空氣-水對(duì)流換熱進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果表明，空氣-油段塞流對(duì)流傳熱系數(shù)主要受液相折算速度的影響，且冷卻液溫度越低，管底熱流體黏度越大，導(dǎo)致熱邊界層越厚，傳熱系數(shù)降低；受黏性力及邊界層影響，對(duì)流傳熱系數(shù)遠(yuǎn)小于空氣-水；沿管壁周向，從管頂?shù)焦艿椎膶?duì)流傳熱系數(shù)不斷增大。提出了適用于冷卻條件下的油氣段塞流傳熱關(guān)聯(lián)式和傳熱模型。

氣液兩相流；傳熱；多相流；冷卻條件；段塞流

引 言

在海底石油生產(chǎn)過(guò)程中，氣-油段塞流是一種常見(jiàn)流型。油井產(chǎn)出物與周圍海水環(huán)境的溫差可導(dǎo)致管內(nèi)水合物生成、蠟質(zhì)析出，從而使管道流通面積減小，嚴(yán)重時(shí)甚至?xí)氯艿?，使油氣生產(chǎn)中斷[1]。掌握兩相流傳熱機(jī)理，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)流動(dòng)溫度分布是保證油田安全生產(chǎn)的關(guān)鍵。

一些研究者對(duì)加熱工況下段塞流的特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，Oliver等[2]、Ghajar等[3-6]通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)對(duì)流傳熱系數(shù)的增大源自于液相速度的提高，隨氣相流速的增大，對(duì)流傳熱系數(shù)有所增加但作用不明顯。Oliver等[2]認(rèn)為影響兩相流換熱的因素很多，但主要因素為液塞長(zhǎng)度。

Ravipudi等[7-15]通過(guò)研究加熱工況下兩相流動(dòng)的對(duì)流換熱機(jī)理，提出基于Sieder-Tate關(guān)聯(lián)式的兩相對(duì)流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式，但這些關(guān)聯(lián)式?jīng)]有區(qū)分流型，精度不高。Dukler等[16]通過(guò)對(duì)液塞體、長(zhǎng)氣泡以及液膜區(qū)的對(duì)流傳熱系數(shù)的加權(quán)平均得到用于計(jì)算段塞流平均對(duì)流傳熱系數(shù)的模型，但該模型沒(méi)有考慮到氣相的加入對(duì)換熱效果的影響。Shah[17]以Froude數(shù)為辨別流型的參數(shù)，提出了適用于不同流型的關(guān)聯(lián)式。Kago等[18]著重研究加熱條件下水平管段塞流對(duì)流換熱并提出了與Shah類似的關(guān)聯(lián)式。Manabe[19]進(jìn)行了水平管內(nèi)原油-天然氣冷卻換熱實(shí)驗(yàn)研究，針對(duì)間歇流、環(huán)狀流建立了傳熱模型。Franca等[20]發(fā)現(xiàn)水平管內(nèi)僅有少數(shù)氣液兩相對(duì)流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式明確適用于段塞流型。Noville等[21]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了不同熱流體溫度、不同冷卻液溫度下段塞流對(duì)流換熱特性。

綜上所述，氣液兩相流動(dòng)對(duì)換熱有重要影響。但冷卻條件下以油氣為介質(zhì)的段塞流換熱特性的研究報(bào)道較少，導(dǎo)致大部分兩相流傳熱關(guān)聯(lián)式對(duì)于海洋石油工業(yè)常見(jiàn)的段塞流型適應(yīng)性較差。本文通過(guò)空氣-油實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，開(kāi)發(fā)了油氣段塞流電容測(cè)量技術(shù)，利用電容電極互相關(guān)法獲得了冷卻條件下空氣-油段塞流的流動(dòng)特征參數(shù)，分析了氣液相折算流速等參數(shù)對(duì)段塞流對(duì)流換熱的影響，對(duì)比了空氣-油對(duì)流換熱與空氣-水對(duì)流換熱的不同，并分析了管壁周向不同位置處對(duì)流傳熱系數(shù)的分布情況。此外，本文將空氣-油段塞流實(shí)驗(yàn)對(duì)流傳熱系數(shù)與3種關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了對(duì)比，提出了適用于冷卻條件下的油氣段塞流傳熱關(guān)聯(lián)式和段塞流流型的傳熱模型。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及數(shù)據(jù)分析方法

圖1為實(shí)驗(yàn)采用的兩相流循環(huán)管道示意圖。該系統(tǒng)包括液相循環(huán)系統(tǒng)、氣相循環(huán)系統(tǒng)、兩相混合循環(huán)系統(tǒng)、液相加熱系統(tǒng)、氣相加熱系統(tǒng)及冷卻液循環(huán)系統(tǒng)，詳細(xì)結(jié)構(gòu)見(jiàn)文獻(xiàn)[22]。在該實(shí)驗(yàn)裝置上以空氣-水為介質(zhì)的段塞流傳熱的研究驗(yàn)證了該系統(tǒng)的可靠性[23]。

圖2為互相關(guān)法電極組安裝示意圖。將兩組電容電極安裝在流動(dòng)觀察段，具體調(diào)試過(guò)程及原理詳見(jiàn)文獻(xiàn)[24-25]。互相關(guān)法的原理是，兩列信號(hào)經(jīng)互相關(guān)函數(shù)計(jì)算，得到R，其最大值對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)與縱軸之間的距離就是兩列信號(hào)之間的延遲D，若上下游電容探針間的距離為D，則液塞速度s=DD。互相關(guān)函數(shù)表示為

計(jì)算出液塞速度后，根據(jù)電容探針測(cè)得的段塞流流動(dòng)信號(hào)，可得到液塞及長(zhǎng)氣泡經(jīng)過(guò)探針的時(shí)間長(zhǎng)度，進(jìn)而計(jì)算出液塞長(zhǎng)度、液塞單元長(zhǎng)度、液塞頻率等參數(shù)。

圖2 互相關(guān)法電極組安裝示意圖

Fig.2 Schematic diagram of cross-correlation electrode group installation

圖3給出了換熱測(cè)試段示意圖。換熱測(cè)試段包括紫銅管、PVC環(huán)空套管以及溫度測(cè)量?jī)x表。紫銅管長(zhǎng)4 m、內(nèi)徑0.026 m、壁厚0.003 m，紫銅熱導(dǎo)率為383 W·m-2·℃-1。環(huán)空套管由5節(jié)內(nèi)徑63 mm的PVC管構(gòu)成，套管間采用法蘭連接。實(shí)驗(yàn)選取4個(gè)截面作為溫度測(cè)試截面。每個(gè)截面處紫銅管內(nèi)布置兩個(gè)熱電偶探針，用于測(cè)量管內(nèi)上下部流體的溫度，兩個(gè)熱電偶間距為18 mm。環(huán)空內(nèi)布置一個(gè)熱電阻，用于測(cè)量冷卻液的溫度變化。在紫銅管外壁周向均布5個(gè)熱電偶，用于測(cè)量紫銅管外壁周向溫度。本文選取截面3、截面4之間的管段作為對(duì)流傳熱系數(shù)計(jì)算管段，此時(shí)熱發(fā)展段長(zhǎng)88>60，滿足要求，溫度系統(tǒng)的標(biāo)定及動(dòng)態(tài)響應(yīng)詳見(jiàn)文獻(xiàn)[23,26]。

熱流體定性溫度TP取為

TP=(s3f1+s3f2+s4f1+s4f2)/4 (2)

式中，s3f1、s3f2、s4f1、s4f2分別為截面（s）3、4的上、下熱電偶測(cè)量管內(nèi)流體（f）溫度，℃。液相折算Reynolds數(shù)SL、氣相折算Reynolds數(shù)SG、液塞區(qū)Reynolds數(shù)S、液相折算速度SL、氣相折算速度SG分別定義為

(4)

式中，S為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的平均液塞速度，m·s-1；L,TP為某一氣液速下，特征溫度為熱流體定性溫度時(shí)的液相黏度，Pa·s；G,TP為某一氣液速下，特征溫度為熱流體定性溫度時(shí)的氣相黏度，Pa·s；L為液相流量，m3·s-1；G為氣相流量，m3·s-1；為管內(nèi)截面積，m2。

以燕昌石化提供的LP-14白油與壓縮空氣作為實(shí)驗(yàn)介質(zhì)，以加入10%乙二醇的水溶液作為冷卻液，實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表1所示，液塞區(qū)呈湍流狀態(tài)。

表1 介質(zhì)流速及Re范圍

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

圖4為不同氣相折算流速下液相折算流速對(duì)空氣-油對(duì)流傳熱系數(shù)的影響。由圖可以看出，不同氣相折算流速下，隨著液相折算流速的增加，TP逐漸增加且增速逐漸減小。這種變化的直接原因是隨著液相折算流速的增大，液相增大，湍流程度增強(qiáng)，單位時(shí)間內(nèi)流過(guò)的液體質(zhì)量增大，系統(tǒng)總的換熱量增大，增強(qiáng)流體與管壁之間的對(duì)流換熱。間接原因是液速變化導(dǎo)致的段塞流流動(dòng)特征的一系列變化使TP增加。液速的增大導(dǎo)致液塞區(qū)長(zhǎng)度變大，液膜區(qū)長(zhǎng)度變小[27]，液塞頻率增大[22,28]，液塞區(qū)和液膜區(qū)的持液率略微增長(zhǎng)[22]，因?yàn)橐合嗟臒釋?dǎo)率遠(yuǎn)大于氣相的熱導(dǎo)率，所以液塞區(qū)越長(zhǎng)，液膜區(qū)越短，液塞、液膜區(qū)持液率增大都會(huì)使流體與管壁的對(duì)流傳熱系數(shù)增大。液塞頻率的變化也間接反映了液塞和長(zhǎng)氣泡交替出現(xiàn)帶來(lái)的擾動(dòng)。一方面頻率越大，單位時(shí)間實(shí)驗(yàn)管道內(nèi)通過(guò)的液塞數(shù)越多，液體流量越大，系統(tǒng)總的換熱量增大，TP增加。另一方面，頻率越大，液塞和長(zhǎng)氣泡交替出現(xiàn)的頻率越高，氣相對(duì)液相的擾動(dòng)作用也就越強(qiáng)烈，對(duì)流換熱得到強(qiáng)化。

圖5為不同液相折算流速下氣相折算流速對(duì)空氣-油對(duì)流傳熱系數(shù)的影響。液速不變時(shí)，隨氣相折算流速的增大，TP略有增大。這是因?yàn)榭諝獾谋葻崛莺蜔釋?dǎo)率遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于水的比熱容和熱導(dǎo)率，在液速不變的情況下氣速的增大并不能使流體與冷卻液之間的換熱量顯著地增大。一方面氣速的增大使液相流體的摻混和邊界層的擾動(dòng)增強(qiáng)，增大對(duì)流傳熱系數(shù)；另一方面隨著氣速的增大，液塞區(qū)長(zhǎng)度變小，液膜區(qū)變長(zhǎng)，液塞頻率變化不明顯，液塞區(qū)、液膜區(qū)持液率略微下降。在二者的作用下，低氣速時(shí)TP變化幅度較小，高氣速時(shí)前者的增強(qiáng)作用大于后者，使TP增加。

圖6為空氣-水對(duì)流傳熱系數(shù)隨液相折算流速的變化，與圖5對(duì)比發(fā)現(xiàn)，相同氣液速下，空氣-水段塞流對(duì)流傳熱系數(shù)約為空氣-油的10倍。由于油相Reynolds數(shù)較小，黏性力起主導(dǎo)作用，熱邊界層較厚；相反地，水相Reynolds數(shù)較大，慣性力影響更加顯著，黏性力僅在靠近管壁附近的邊界層內(nèi)有較大影響，故水相內(nèi)有更多流體微團(tuán)參與湍流換熱，從而導(dǎo)致空氣-水對(duì)流傳熱系數(shù)遠(yuǎn)大于空氣-油。

圖7(a)、(b)分別為空氣-油、空氣-水對(duì)流傳熱系數(shù)強(qiáng)化比率隨液相折算流速的變化，圖中single為同一折算液速下實(shí)驗(yàn)測(cè)量的單相液體對(duì)流傳熱系數(shù)。比較表明空氣-油對(duì)流強(qiáng)化比率遠(yuǎn)大于空氣-水，說(shuō)明氣相加入造成的空氣-油的對(duì)流換熱強(qiáng)化作用顯著大于空氣-水。造成這種現(xiàn)象的原因可由Prandtl數(shù)解釋。Prandtl數(shù)表征了流動(dòng)邊界層與熱邊界層的相對(duì)大小，假設(shè)管內(nèi)純液相流動(dòng)時(shí)，油的Prandtl數(shù)遠(yuǎn)大于水的Prandtl數(shù)，油的熱邊界層比流動(dòng)邊界層厚，而油的流動(dòng)邊界層厚度遠(yuǎn)大于水的流動(dòng)邊界層。當(dāng)氣相加入后，油流動(dòng)邊界層獲得更充分的擾動(dòng)，從而導(dǎo)致?lián)Q熱強(qiáng)化，且氣速越大，邊界層擾動(dòng)越劇烈，強(qiáng)化作用越大。

圖8是氣相折算流速SG為3.0 m·s-1，液相折算流速SL為1.0 m·s-1時(shí)，3種冷卻液溫度下第4截面管壁周向不同位置處對(duì)流傳熱系數(shù)的對(duì)比。從圖中可以看出沿管壁一周，從管頂?shù)焦艿讓?duì)流傳熱系數(shù)不斷增大，造成這種現(xiàn)象的原因是管頂位置由長(zhǎng)氣泡和液塞交替經(jīng)過(guò)，而管底則始終覆蓋一層液膜，氣相與管壁的對(duì)流傳熱系數(shù)遠(yuǎn)小于液相，故管頂?shù)膿Q熱強(qiáng)度低于管底的換熱強(qiáng)度。而管壁中間位置處的對(duì)流傳熱系數(shù)測(cè)量值則比較接近平均實(shí)驗(yàn)對(duì)流傳熱系數(shù)，這是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)對(duì)流傳熱系數(shù)計(jì)算所采用的熱流體溫度是管內(nèi)上下熱電偶平均值，即管中心位置溫度，與計(jì)算管壁中間位置處的對(duì)流傳熱系數(shù)所采用的熱流體溫度相接近。同一工況時(shí)，上壁面處的對(duì)流傳熱系數(shù)和下壁面處的對(duì)流傳熱系數(shù)值可相差2倍。

另外從圖8中可以看出，冷卻液溫度不同，管截面周向不同位置處的對(duì)流傳熱系數(shù)也有較明顯的區(qū)別。首先，在管頂及其附近位置處，冷卻液9℃與冷卻液17℃對(duì)流傳熱系數(shù)相近，冷卻液4℃時(shí)對(duì)流傳熱系數(shù)則略小。在管底及其附近位置處，冷卻液4℃與冷卻液9℃對(duì)流傳熱系數(shù)相近，冷卻液17℃時(shí)對(duì)流傳熱系數(shù)略大。這是由于管底始終覆蓋一層液膜，冷卻液溫度越低，管底熱流體黏度越大，導(dǎo)致熱邊界層越厚，換熱越差。隨著測(cè)溫位置沿管壁逐漸升高，管壁從完全被液膜覆蓋轉(zhuǎn)換成長(zhǎng)氣泡和液塞交替經(jīng)過(guò)，溫差的作用越來(lái)越小。綜上分析可以看出，管底部的熱邊界層厚度受溫差影響巨大，從而導(dǎo)致對(duì)流傳熱系數(shù)隨冷熱流體溫差呈負(fù)相關(guān)，熱流體的黏度越大，溫差的影響越大。

圖9是折算氣速SG為3.0 m·s-1時(shí)，冷卻液4℃條件下管壁5個(gè)位置處（0°、-45°、-90°、-135°、-180°）實(shí)驗(yàn)對(duì)流傳熱系數(shù)隨折算液速的變化。從圖中可以看出，接近管底位置處兩個(gè)熱電偶測(cè)得的實(shí)驗(yàn)對(duì)流傳熱系數(shù)結(jié)果幾乎完全相同，說(shuō)明位置4與位置5處的對(duì)流傳熱系數(shù)受到的影響相同，接近管頂位置處兩個(gè)熱電偶測(cè)得的實(shí)驗(yàn)對(duì)流傳熱系數(shù)略有差別。這個(gè)微小差別的原因是，隨著液相折算流速的增加，液塞頭部氣泡數(shù)量增加，卷吸的氣泡在浮力的作用下聚集在管上部，且隨著距液塞頭部軸向距離的增大，不同徑向位置處的局部含氣率呈減小趨勢(shì)[29]，位置2處有更多液相與管壁換熱，故位置2處的對(duì)流傳熱系數(shù)略大于位置1處。另外，從上、中、下3個(gè)宏觀位置來(lái)看，隨著折算液速的增大，對(duì)流傳熱系數(shù)增速逐漸增大，這是因?yàn)橐合嗾鬯懔魉俚脑龃笤斐梢喝l率增大、液塞占液塞單元的比率增大、氣相加入對(duì)液膜擾動(dòng)增強(qiáng)，這三者都造成了對(duì)流傳熱系數(shù)的增大。

綜上所述，管頂與管底的對(duì)流傳熱系數(shù)的增速及主要影響因素是不同的，管底主要受氣相強(qiáng)化沖擊擾動(dòng)邊界層的作用，影響較大；管頂主要是液塞體的對(duì)流換熱。計(jì)算平均對(duì)流傳熱系數(shù)時(shí)應(yīng)對(duì)管頂與管底分別進(jìn)行討論。

3 冷卻傳熱關(guān)聯(lián)式與模型

圖10為實(shí)驗(yàn)對(duì)流傳熱系數(shù)TP與Shah關(guān)聯(lián)式[17]、Kago關(guān)聯(lián)式[18]及Kim-Ghajar關(guān)聯(lián)式[3,30]計(jì)算值的對(duì)比。當(dāng)對(duì)流傳熱系數(shù)值比較小即液相Reynolds數(shù)較低時(shí)，關(guān)聯(lián)式計(jì)算值略大于實(shí)驗(yàn)值，這是由于油相黏度較大，黏性力起主要作用，液速較低時(shí)，液膜區(qū)無(wú)擾動(dòng)，相對(duì)平穩(wěn)，液塞來(lái)臨時(shí)對(duì)接近管壁處的液膜影響小，且冷卻換熱導(dǎo)致下壁面處的液膜一直處于冷卻狀態(tài)，使對(duì)流傳熱系數(shù)變化小于關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值。液速在增大的過(guò)程中，Kago關(guān)聯(lián)式對(duì)對(duì)流傳熱系數(shù)的估計(jì)過(guò)于保守，根本原因是其對(duì)液塞單元中的液相分?jǐn)?shù)計(jì)算偏高。

表2為關(guān)聯(lián)式計(jì)算值與對(duì)流傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值之間的最大偏差、最小偏差及計(jì)算值位于實(shí)驗(yàn)值10%范圍內(nèi)的數(shù)據(jù)量。Shah關(guān)聯(lián)式及Kim-Ghajar關(guān)聯(lián)式與實(shí)驗(yàn)值吻合良好，落入實(shí)驗(yàn)值10%范圍內(nèi)的計(jì)算值分別為82.5%、70%，Kago關(guān)聯(lián)式由于計(jì)算的液相分?jǐn)?shù)偏高，與實(shí)驗(yàn)值吻合度較低。

表2 實(shí)驗(yàn)值與關(guān)聯(lián)式計(jì)算值誤差

Shah關(guān)聯(lián)式應(yīng)用時(shí)需查圖，Kim-Ghajar關(guān)聯(lián)式參數(shù)因管路、物性變化而變化，這導(dǎo)致它們的程序化應(yīng)用受到一定限制，Kago關(guān)聯(lián)式[18]使用較方便，但針對(duì)加熱工況下水平管段塞流換熱提出。本文對(duì)其進(jìn)行了修正，得到了適用于冷卻條件下水平管段塞流換熱關(guān)聯(lián)式，分析表明82%的關(guān)聯(lián)式計(jì)算值落入實(shí)驗(yàn)值-10%～10%內(nèi)，擬合關(guān)聯(lián)式如下

上述傳熱實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式依賴于具體的實(shí)驗(yàn)介質(zhì)、裝置等，研究具有普遍適用意義的冷卻條件下段塞流傳熱模型具有重要價(jià)值。對(duì)管壁不同位置處的對(duì)流傳熱系數(shù)分析可以發(fā)現(xiàn)，氣相加入造成的強(qiáng)化作用主要體現(xiàn)在管底位置處；管頂位置處對(duì)流傳熱系數(shù)的增速遠(yuǎn)小于管底的液膜區(qū)，本文認(rèn)為氣相加入造成的強(qiáng)化在這部分區(qū)域并不明顯。根據(jù)局部對(duì)流換熱的特點(diǎn)，本文對(duì)管內(nèi)對(duì)流傳熱系數(shù)的組成做了如下假設(shè)(圖11)。

圖11 液塞單元分析

Fig.11 Analysis of slug unit

（1）兩相段塞流對(duì)流傳熱系數(shù)由上部對(duì)流傳熱系數(shù)與下部對(duì)流傳熱系數(shù)依據(jù)與管壁的接觸面積加權(quán)平均得到。

（2）下部對(duì)流傳熱系數(shù)為始終覆蓋在管底的液膜f。

（3）上部總對(duì)流傳熱系數(shù)是依據(jù)液塞和長(zhǎng)氣泡占段塞單元長(zhǎng)度百分比，將液塞體對(duì)流傳熱系數(shù)S和長(zhǎng)氣泡對(duì)流傳熱系數(shù)b加權(quán)平均得到。

（4）假設(shè)液塞內(nèi)為純液相，長(zhǎng)氣泡內(nèi)為純氣相。

綜上所述，兩相段塞流對(duì)流傳熱系數(shù)為

G=·arccos(2/-1) (7)

=(Lf) (8)

其中，S為液塞體長(zhǎng)度，m；b為長(zhǎng)氣泡長(zhǎng)度，m；u為液塞單元長(zhǎng)度，m；G為截面處長(zhǎng)氣泡與管壁接觸的弧長(zhǎng)，m；為液膜區(qū)液位高度，m；Lf為液膜區(qū)持液率。上述參數(shù)通過(guò)段塞流unit cell模型計(jì)算得到。S、b采用Gnielinski關(guān)聯(lián)式[31]進(jìn)行計(jì)算，以平均液塞速度作為液塞體內(nèi)對(duì)流傳熱系數(shù)計(jì)算的特征速度。其余參數(shù)的取值及計(jì)算方式見(jiàn)文獻(xiàn)[21]。實(shí)驗(yàn)觀察到液膜區(qū)有氣泡存在，且?jiàn)A帶氣泡隨氣體折算速度增大而增多。液膜區(qū)對(duì)流傳熱系數(shù)f受氣相加入擾動(dòng)的作用，使熱邊界層與流動(dòng)邊界層發(fā)生變化從而產(chǎn)生強(qiáng)化傳熱，因此可通過(guò)建立混相與單相傳熱比值隨氣液折算速度比值及氣液相Prandtl數(shù)的關(guān)系[式(9)]來(lái)得到。

其中，、、為待定參數(shù)，f為壁面位置5（-180°）處對(duì)流傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值，L為單相油對(duì)流傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值。

對(duì)所有冷卻液溫度下管底部的兩相實(shí)驗(yàn)對(duì)流傳熱系數(shù)進(jìn)行擬合（2=0.937），得到管底部液膜區(qū)對(duì)流傳熱系數(shù)f計(jì)算關(guān)聯(lián)式

其中L為單相對(duì)流傳熱系數(shù)，由Gnielinski關(guān)聯(lián)式[31]計(jì)算得到，式中速度取液相折算流速。

圖12為冷卻液4℃條件下本文建立的傳熱模型預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比。從圖中可以看出，多數(shù)模型計(jì)算值較好，分布在實(shí)驗(yàn)值±20%范圍內(nèi)，在對(duì)流傳熱系數(shù)較高時(shí)，模型預(yù)測(cè)值略高于實(shí)驗(yàn)值。這說(shuō)明本文提出的氣相強(qiáng)化因子主要作用于下部液膜區(qū)的理論可以正確地反映空氣-油內(nèi)的對(duì)流傳熱系數(shù)變化特征。

4 結(jié) 論

本文在水平實(shí)驗(yàn)管路上進(jìn)行了無(wú)相變冷卻條件下空氣-油段塞流的換熱特性研究，實(shí)驗(yàn)采用電容電極與熱電偶、熱電阻測(cè)量了段塞流流動(dòng)與傳熱參數(shù)，分析了流動(dòng)參數(shù)對(duì)傳熱參數(shù)的影響及空氣-油傳熱特性與空氣-水傳熱特性的區(qū)別。

研究發(fā)現(xiàn)，空氣-油段塞流對(duì)流傳熱系數(shù)主要受液相折算速度的影響。外部冷卻液溫度越低，管底部熱流體黏度越大，導(dǎo)致熱邊界層越厚，換熱越差。受黏性力影響，空氣-油段塞流對(duì)流傳熱系數(shù)遠(yuǎn)小于空氣-水對(duì)流傳熱系數(shù)。受熱流體熱邊界層厚度影響，氣相加入造成的空氣-油的對(duì)流換熱強(qiáng)化作用遠(yuǎn)大于空氣-水。沿管壁周向，從管頂?shù)焦艿讓?duì)流傳熱系數(shù)不斷增大，管底的對(duì)流傳熱系數(shù)約為管頂?shù)?倍。管頂與管底的對(duì)流傳熱系數(shù)的增速及主要影響因素是不同的，管底主要受氣相強(qiáng)化沖擊邊界層的作用，管頂主要是液塞體的對(duì)流換熱。

對(duì)Kago關(guān)聯(lián)式修正，得到了適用于冷卻條件下水平管油氣段塞流的換熱關(guān)聯(lián)式，實(shí)驗(yàn)值與關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值吻合良好。

本文根據(jù)沿管壁周向不同位置處對(duì)流傳熱系數(shù)受影響的因素不同，提出了以液膜區(qū)氣液界面為分界面將液塞單元分為上下兩部分，段塞流對(duì)流傳熱系數(shù)由上、下兩部分的對(duì)流傳熱系數(shù)依據(jù)與管壁的接觸面積加權(quán)平均得到的傳熱模型。模型計(jì)算值很好地分布在實(shí)驗(yàn)值±20%范圍內(nèi)，驗(yàn)證了模型的可靠性。

符 號(hào) 說(shuō) 明

A——管內(nèi)截面積，m2 d——內(nèi)徑，m HL——持液率 h——對(duì)流傳熱系數(shù)，W·m-2·K-1 L——長(zhǎng)度，m DL——電容探針間的距離，m l——液膜區(qū)液位高度，m Pr——Prandtl數(shù) Q——流量，m3·s-1 Re——Reynolds數(shù) S——管壁接觸的弧長(zhǎng)，m T——溫度，℃ Dt——信號(hào)延遲時(shí)間，s V——速度，m·s-1 m——黏度，Pa·s 下角標(biāo) b——長(zhǎng)氣泡 f——液膜 G——?dú)怏w G,TP——某特征溫度下氣體 L——液體 L,TP——某特征溫度下液體 S——液塞 SG——?dú)怏w的折算量 SL——液體的折算量 TP——兩相 u——液塞單元

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Heat transfer of oil-gas slug flow in horizontal pipe

WANG Xin, WANG Zhaoting, ZHANG Xiaoling, HE Limin

(College of Pipeline and Civil Engineering, Shandong Provincial Key laboratory of Oil & Gas Storage and Transportation Safety, China University of Petroleum, Qingdao 266580, Shandong, China)

The heat transfer in the cooling process of subsea oil and gas pipeline is a key factor of the flow assurance in offshore petroleum industry, such as wax, hydrate. In this study, capacitance probe, thermocouple and resistance thermometer were used to measure the flow and heat transfer characteristics of oil-gas slug flow in different cooling conditions and the effect of flow parameters on heat transfer of slug flow was analyzed. It was demonstrated that the convective heat transfer coefficient of oil-gas slug flow is mainly affected by the liquid superficial velocity. While the temperature of the outer cooling fluid is decreased, the viscosity of the inner thermal fluid at the bottom of the tube will increase and the thickness of the thermal boundary layer will be increased, therefore the heat transfer will be deteriorated. Also the convective heat transfer coefficient of oil-gas is much lower than that of water-gas due to the different viscous force and boundary layer. The local convective heat transfer coefficient is increasing from the top to the bottom of the tube along the circumferential direction. Moreover, the correlation and heat transfer model of oil-gas slug flow under cooling condition were presented.

gas-liquid flow; heat transfer; multiphase flow; cooling condition; slug flow

10.11949/j.issn.0438-1157.20161556

O 359

A

0438—1157（2017）06—2306—09

王鑫（1973—），男，博士研究生，副教授。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51376197）。

2016-11-03收到初稿，2017-03-03收到修改稿。

2016-11-03.

WANG Xin, wangxin@upc.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (51376197).