第五章确定摩阻压降的经验方法

第五章管段流量、管径和水头损失一、管网简化的原则1 宏观等效原则：对某些局部进行简化以后，要保持各元素之间的关系不变，即针对于计算目标而言，简化前后是等效的。

2 小误差原则：将误差控制在允许的范围内，必须满足特定的要求。

管网简化分为管线简化和附属设施简化。

二、管网简化的方法1 删除次要管线；2 当管线交叉点很近时，可合并为同一交叉点；3 将全开的阀门去掉，将管线从全闭阀门处切断；4 完全并联的管线，在不影响计算结果的情况下可以简化为单线，但应该符合水力等效原则；5当一个供水区域仅由少数几条管线供水和其他管网相连时，可以将连接的管线断开，将一个管网分解为几个独立的管网，对几个管网分别单独计算；6 对于混合型管网，将枝装部分省略，将其流量加入上游节点是上，转化为环状管网，按照上述原则计算。

三、水力等效原则经过简化后，等效的管网对象与原来的实际对象有相同的水力特性。

如两条并联管线简化成一条后，在相同的流量下，应具有相同的水头损失。

四、附属设施简化的方法1 删除不影响全局水力特性的设施，如全开的阀门、排气阀、泄水阀、消火栓等。

2 将同一处的多个相同设施合并，如同一处的多个水量调节设施（清水池、水塔）合并，并联或串联工作的水泵或水泵站合并。

五、管网图形的抽象1将实际工程问题转化为数学问题加以解决，必须建立数学模型，需要对管网图形元素进行抽象。

2管网图形经过抽象后，仅存在两种元素：节点和管段。

六、环状管网的简化1管线省略：省略对水力条件影响小的管线。

后果：对于设计新管网来说，造成管线直径变大。

2管线合并：平行管线进行合并。

后果：合并管线的直径越小，则计算水头损失的误差越小。

3 管网分解：两个管网由一条管线连接时，或者多根管线但流向确定的情况下。

后果：如流量计量不准确，则误差较大。

意义：将大管网分解为小型管网；对于城市边缘管网尤为适用。

4 并联串联管段的简化后果：并联不会产生误差，但串联情况下由于流量与实际有偏差，会产生误差。

1.摩擦压降计算：直径D=5.08cm 管子，P=180bar ，进口流量W=2.14kg/s ，进口为饱和水，粗糙管0.002Dε=，出口干度0.1825e x =，管长100m ，求两相流的摩擦压降F P ∆。

（分别用M —N 法、Chisholm 方法（经验的C 公式）、苏联78年计算标准、我国水动力计算方法）解：由P=180bar ， 查水蒸气饱和曲线得：饱和水和饱和蒸气密度分别为3543.671/L kg mρ=，3133.357/G kg m ρ=；饱和水的动力粘度为 662.1810/()L kg m s μ-=⨯⋅ 求得质量流速为：22222.14//(m s)1053.271/(m s)40.05084m m WD G V W kg kg Aπρπ⎛⎫====⋅=⋅ ⎪⎝⎭⨯ （1）M-N 方法：2FL00P f (x,p )P ∆Φ∆==式中F P ∆、0P ∆分别为两相压降和假设管内全部为水时的压降由18P MPa =和0.1825x =查得Martinelli —Nelson 的2F L00P f (x,p )P ∆Φ∆==关系图，得2L0 1.95Φ= 管内充满水时，摩擦阻力系数00.250.25-6l 0.31640.3164==0.010380.05081053.26762.1710m m V D λρμ=⨯⎛⎫⎛⎫⎪⎪⨯⎝⎭⎝⎭，则()22001001053.2670.01038Pa 20828.7420.05082*543.626m m L V L P Pa D ρλρ∆==⨯⨯=故两相流的摩擦压降为：01.9540616.51F P P Pa∆=∆=（2）Chisholm 方法：P=18MPa>3MPa ，且管道为粗糙管，故*31500/m m V kg m ρ=，此时1λ=，0n = ，*21500 1.4241053.267m m m m V C V ρρ===且G LL Gv v ρρ=，故 ()0.50.50.5133.356543.626133.356=[1+(1.424-1)(1-)][()+()]=3.44543.626133.356543.6260.50.50.5L G G L 2L G G ν-νννC =λ+C -λ()+ννν⎡⎤⎡⎤⎛⎫⎛⎫⎢⎥⎢⎥ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪⎢⎥⎢⎥⎝⎭⎝⎭⎢⎥⎣⎦⎣⎦对于均相模型截面含汽率0.1825=0.476133.3560.18251-0.1825(1)543.626GLxx x αρρ==+⨯+-（）n 50-52220.476==1.26611-0.476αX α-⎛⎫⎛⎫= ⎪⎪-⎝⎭⎝⎭， 1.125X =由Chisholm 关系式为2F L 20P C 1 3.4411=1++=4.85P X 1.125 1.266X ∆Φ∆==++ 采用M-N 方法计算的0P ∆值，04.85100156.38F P P Pa ∆=∆= （3）苏联78年方法：摩擦阻力系数2211=0.0234214lg3.74lg3.70.002D λε==⎛⎫⎛⎫⨯⨯ ⎪⎪⎝⎭⎝⎭且进口为饱和水，则i x =0，又0.1825e x =， 求得平均干度0.182500.0912522i e x x x ++=== 查《气液两相流和沸腾传热》的图表得，0.98ψ= 故摩擦压降()221121001053.267543.6260.0234210.091250.9810.05082543.626133.35660027.73m m L FL G V L P x D Pa Paρρλψρρ⎡⎤⎛⎫∆=+-⎢⎥⎪⎝⎭⎣⎦⎡⎤⎛⎫=⨯⨯⨯+⨯⨯- ⎪⎢⎥⨯⎝⎭⎣⎦=（4）我国水动力方法：由于221053.267/()1000/()m m V kg m s kg m s ρ=⋅>⋅，采用计算式为： ()()10001000543.626110.09125(10.09125)(1)1053.267133.356110.9955543.6261(10.09125)(1)111133.356Lm m G L G x x V x ρρρψρρ⎛⎫-- ⎪⨯-⨯-⨯⎝⎭=+=+=⎛⎫+-⨯-+-- ⎪⎝⎭故摩擦压降为：()221121001053.267543.6260.99550.0234210.0912510.05082543.626133.35659974.23m m L F LG V L P x D PaPaρρψλρρ⎡⎤⎛⎫∆=+-⎢⎥ ⎪⎝⎭⎣⎦⎡⎤⎛⎫=⨯⨯⨯⨯+⨯- ⎪⎢⎥⨯⎝⎭⎣⎦=2.环状流解析计算及其研究现状分析解析计算：环状流的解析计算就是对液膜流率LF M 、液膜厚度δ以及压力梯度/dp dz 的三角关系，液滴沉积方程式，以及夹带的相关关系求解。

矩形微通道内油水两相流摩擦压降实验研究徐楠;蒋小霞;袁润;丰伟【摘要】研究了微通道内油水两相流的摩擦阻力特性.实验采用横截面为矩形的微通道,其宽度和深度通过化学蚀刻法制作,壁面具有一定的粗糙度,其水力直径分别为167.3 μm和192.0 μm,相应高宽比为0.673和0.793.利用数字显微摄像技术对矩形截面微通道内油-水两相流的流型进行实时观测,并根据流型选择合适的物理模型,得到了不同含油率时矩形微通道的摩擦压降.实验结果表明:矩形微通道内的摩擦阻力压降与均相理论模型计算结果一致,黏度机理是影响微通道内油水两相流摩擦压降的主要因素.水包油流型向油包水流型的转变是在含油率为60％～70％范围内发生的.【期刊名称】《中北大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2019(040)001【总页数】5页(P44-48)【关键词】油水两相流;摩擦压降;黏度;水包油;油包水【作者】徐楠;蒋小霞;袁润;丰伟【作者单位】宁夏大学机械工程学院,宁夏银川750021;宁夏大学机械工程学院,宁夏银川750021;宁夏大学机械工程学院,宁夏银川750021;宁夏大学机械工程学院,宁夏银川750021【正文语种】中文【中图分类】TK1240 引言液-液两相流摩擦阻力是两相流领域的研究热点，有着非常广泛的工程应用背景，尤其是石油工业中的油水输运工程和地层内油水运移工程. 实际生产过程中，高粘油水两相流的压降预测非常复杂，至今仍未获得满意的解决方法. 根据动量守恒定律，压降主要由摩擦压降、加速压降、位重压降和各种管件处的局部压降组成，其中摩擦压降是主要因素[1]. Shamsul A等[2]对直径为50.8 mm 的水平管内的油水两相流进行了流动实验，获得了不同油水流量下的压降以及不同流速情况下含水率的变化情况，从而确定了新的流型. Hanafizadeh P等[3]研究了内径为20 mm，长度为6 m 的倾斜管的倾斜角度变化对两相油流压力梯度的影响. Adler M N等[4]通过实验研究了内径为59 mm，总长度为 48 m 的通道内两种不相容液体的乳化效果，并给出了乳化效果的计算结果，并在所研究的流动条件下，测量了最大压降. 刘文红等[5]对水平管油水两相摩擦阻力进行试验研究，提出了摩擦阻力压降的预测模型. 朱红钧等[6]对油水两相流变径管流动进行了数值模拟，分析了管径对压力的影响. 王二利等[7]对以去离子水和质量分数为 0.3% 的水基纳米流体为工质，在当量直径为1.241 mm 的矩形微通道内进行了两相流流动沸腾的实验研究，发现单位长度上的两相摩擦压降会随着质量流速的提升而提高. 同时，研究人员对水平管[8]、垂直管和倾斜管[9]中的高黏油-水两相流的压降进行了深入的研究，结果表明压降的变化与转相和流型过渡也有很大关联.国内外研究学者对液-液两相流的研究主要集中在水力直径大于10 mm的通道上[4，10-13]，但随着通道尺寸的减小，表面张力等微尺度效应显得更明显，这就导致微通道内液-液两相流理论更加复杂. 基于这一事实，本文采用不同水力直径的矩形微通道，对其流动机理进行了分析和试验研究.1 实验系统实验装置如图 1 所示，该系统主要包括动力源、微通道测试段、测量装置和流型观测装置4部分. 实验系统中的高压氮气瓶作为动力源推动储液罐内流体工质流过微通道，其两端压力和温度采用压力传感器(精度为±2%)和热电偶(精度为±0.1 ℃)测量，流过微通道的体积流量由电子天平(最大误差为0.215%)测定. 为防止堵塞微通道，在储液罐入口端安装滤膜半径为10 μm的过滤器. 测量部分主要包括压力传感器、热电偶和测量流量的电子天平. 通过化学蚀刻法在硅片上蚀刻出的矩形凹槽，即为试验所用的微通道，通道上表面为玻璃，与硅凹槽通过化学键密封. 图 2 和图 3 显示了所用通道的测量值，其详细测量尺寸如表 1 所示. 表 1 中H为矩形微通道的深度； W为矩形微通道的宽度； Dh为矩形微通道的水力直径； L为微通道的长度；ζ为矩形微通道的壁面绝对粗糙度，其由生产商提供，绝对粗糙度ζ为0.85 μm.图 1 实验装置系统图Fig.1 Schematic diagram of experimental setup图 2 通道1的测量值(μm)Fig.2 The measurement of the first channel图 3 通道2的测量值(μm)Fig.3 The m easurement of the second channel表 1 矩形微通道几何参数Tab.1 The geometric parameters of rectangular microchannel编号深度H/μm宽度W/μmH/W水力直径Dh/μmL/Dhζ/Dh/%通道11402080.673167.3194.10.5通道21722170.793192.0169.30.443实验工质选用7#白油和去离子水. 实验过程中混合物的含油率为10%～90%，其物性参数如表 2 所示. 常规通道内油水两相的混合通常由管段入口端的混合器完成，但考虑到微通道内流量较小，油水两相混合不均会给实验带来较大误差，因此，在实验前将油水两相充分混合. 实验过程中采用数码显微镜对其流型进行实时观测. 微通道实验段置于25±2 ℃环境中.表 2 流体工质的物性参数Tab.2 The physical parameters of fluid medium物质密度ρ/(kg·m-3)黏度μ/(Pa·s)表面张力/(mN·m-1)去离子水998.20.9872.86白800.09.7629.13Φ0=10%980.21.2547.32Φ0=20%961.21.1852.57Φ0=30%943 .21.3063.10Φ0=40%920.51.4556.45Φ0=50%901.31.6653.39Φ0=60%880.04 9.836.72Φ0=70%860.236.233.16Φ0=80%840.512.530.05Φ0=90%821.211.0 28.99Φ0为油水两相流的含油率2 油水两相流动摩擦压降特性研究液-液两相流一般可分为两类：均相流动模型和分相流动模型. 均相模型相间无相对速度，其物性参数取两相的平均值，液-液混合物可看作是一种均匀介质. 压力传感器测得的压差是微通道进出口的总压差，它包括沿程阻力损失ΔPf，微通道进出口的局部阻力压降ΔPlocl以及微通道流体加速度改变引起的加速度压降ΔPaccl，即ΔPtotal=ΔPlocl+ΔPf+ΔPaccl,(1)ΔPlocl=ΔPin+ΔPout.(2)因而这种流动模型的摩擦阻力压降可表示为(3)式中： fm为油水混合物的摩擦阻力系数；ΔPin和ΔPout为微通道进出口压降损失，其值为和和kout为突缩局部阻力系数和突扩局部阻力系数，其值分别取1.0和0.5；ρm为油水混合物的密度； um为油水混合物的平均流速； Dh为通道的水力直径.油水混合物的摩擦阻力系数fm计算式如下式中： P0值由Hartnett and Kostic[11]提出的拟合式计算P0=96(1-1.335 3α+1.946 7α2-1.701 2α3+0.954 6α4-0.253 7α5),(5)式中：α为矩形截面高宽比(0<α<1).分相流动模型中油水两相都当作连续流体处理，在一定程度上考虑了两相之间的相互作用，该流动模型的摩擦压降可表示为(6)式中：为油水混合物的摩擦压降;为通道内单相水的摩擦压降;为两相流摩擦因子，Friedel(1980年)对总结出如下经验公式(7)式中：关于油水混合物黏度μm的计算，我们观测了混合物内部结构，并采用以下计算式(8)0.6≤Φ0≤0.7,(9)0.8≤Φ0≤0.9,(10)式中：μm为混合物黏度；μ0为油相的黏度；μw为水相的黏度；ρ0为油相的密度；ρw为水相的密度；Φw为混合物的含水率.3 结果与分析在计算油水两相流的摩擦阻力时，必须要通过流型来选择计算模型，但鉴于国内外对μm级通道内液-液两相流流型的研究较少，因此，本实验在对两相流流量、压差测量的同时，也对其流型进行实时观测.图 4 即为观测到的含油率Φ0在10%～90%间油水两相流流型.图 4 矩形微通道内油-水两相流动流型图(含油率Φ0=10%～90%)Fig.4 The flow pattern of oil-water two-phase flow in rectangular microchannels (The percentage of oil for Φ=10%～90%)图 5 油-水两相流的f与Re关系Fig.5 The relationship between f and Re inoil-water two-phase flow从图 4 可以看出，在含油率为Φ0=10%～90%时，油水两相混合均匀，均可采用均相模型来计算摩阻压降. 图 5 为油-水两相流在矩形硅通道的f-Re关系曲线.从图可以看出，实验数据与均相模型计算值吻合很好. 说明采用式(9)来计算黏度是恰当的，微通道内油水两相流的摩擦压降在含油率Φ0为60%和70%显著增加，这很可能是油包水与水包油流型转变所造成的，该假设与刘磊[14]基于不稳定模型计算出油包水与水包油流型的相转变点位于分散相体积分数30%的结论一致. 含油率较小(Φ≤50%)时，油水混合物的粘度接近水相的黏度，其在矩形通道内的摩擦压降较小且与单相水的数据点很相近，这说明在该区间范围内，管内油水两相流处于水包油流型，此时水相为外相. 含油率Φ0为80%和90%的摩擦压降实验数据与均相模型预测值基本吻合，这说明采用式(10)计算黏度是恰当的, 式(10)是用于计算油包水两相流的黏度，这就说明在含油率Φ0在80%和90%范围内，管内油水两相流为油包水流型，此时外相为油相. 由此可见，油水两相混合物的表观粘度对微通道内摩擦压降有重要影响.4 结论本文对矩形微通道内油水两相流的摩擦阻力特性和流型进行了研究，实验结果表明：摩擦阻力的实验值与均相模型计算值相符，黏度机理是影响油水两相流摩擦阻力的主要因素，表面张力等微尺度效应在水力直径为167～192 μm通道内并不明显，这表明均相模型仍适用于计算水力直径低至167 μm矩形微通道内油水混合物的摩擦阻力. 含油率Φ为60%和70%时，油水两相流的黏度突然急剧增大，这表明水包油流型向油包水流型的相变即发生在该区间，这与文献[15]提出的相转变点位于一定范围内的结论一致. 通过流型对比发现，当含油率为10%～50%时，油水两相流中形成明显的水包油颗粒，且随着含油率的增加，颗粒直径明显增大、粒径分布不均匀程度增加. 当含油率为60%时，流动过程中形成的液滴尺寸较大、液滴周围环绕着许多小液滴，且小液滴和大液滴粒径不均匀程度都为最大. 混合物中的油水比例不会影响其两相流的流型，这一点在很大程度上不同于气液两相流.参考文献：【相关文献】[1]钱益斌，杨利民. 管道内油水两相流动研究进展[J]. 化工进展， 2009， 28(4)： 566-573.Qian Yibin, Yang Limin. Research advances in oil-water two-phase flow[J]. Chemical Industry and Engineering Progress, 2009, 28(4): 566-573. (in Chinese)[2]Shamsul A, Ismail I. Experimental investigation of oil-water two-phase flow in horizontal pipes: Pressure losses, liquid holdup and flow patterns[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2015, 127： 409-420.[3]Hanafizadeh P, Karimi A. Experimental investigation of two-phase water-oil flow pressure drop in inclined pipes[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2016, 74：169-180.[4]Adler M N, Mewes D. Flow induced emulsification in the flow of two immiscible liquidsin horizontal pipes[J]. International Journal of Multiphase Flow, 1997, 23(1): 55-68.[5]刘文红, 郭烈锦, 吴铁军, 等. 水平管油水两相流摩擦阻力特性实验研究[J]. 工程热物理学报, 2002, 23(5): 627-630.Liu Wenhong, Guo Liejin, Wu Tiejun, et al. An experimental study on frictional pressure loss for oil-water two-phase flow in horizontal pipes[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2002, 23(5): 627-630. (in Chinese)[6]朱红钧, 曹妙渝, 陈小榆, 等. 油水两相变径管流动模拟研究[J]. 内蒙古石油化工, 2009, 35(2): 10-12.Zhu Hongjun, Cao Miaoyu, Chen Xiaoyu, et al. Numerical simulation of the oil-water two-phase flow in variant pipes[J]. Inner Mongolia Petrochemical Industry, 2009, 35(2): 10-12. (in Chinese)[7]王二利，罗小平，韩彦龙，等. 矩形微通道两相流流阻压降特性的可视化研究[J]. 低温与超导，2015， 43(1)： 74-78.Wang Erli, Luo Xiaoping, Han Yanlong, et al. Visualization research of flow resistance characteristics on two-phase flow in rectangular microchannels[J]. Cryogenics & Superconductivity, 2015, 43(1): 74-78. (in Chinese)[8]Karimi H， Boostani M. Heat transfer measurements for oil-water flow of different flow patterns in a horizontal pipe[J]. Experimental Thermal & Fluid Science， 2016， 75： 35-42.[9]Azizi S， Awad M M， Ahmadloo E. Prediction of water holdup in vertical and inclined oil-water two-phase flow using artificial neural network[J]. International Journal of Multiphase Flow， 2016， 80： 181-187.[10]Brauner N, Moalem M D. Flow pattern transitions in two-phase liquid-liquid flow in horizontal tubes[J]. International Journal of Multiphase Flow, 1992, 18(1)： 123-140. [11]Angeli P, Hewitt G F. Flow structure in horizontal oil-water flow[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2000, 26(7)： 1117-1140.[12]Zhao Y, Chen G, Yuan Q, et al. Liquid-liquid two-phase flow patterns in a rectangularmicrochannel[J]. AIChE Journal, 2006, 52(12)： 4052-4060.[13]Angeli P, Hewitt G F. Pressure gradient in horizontal liquid-liquid flows[J]. International Journal of Multiphase Flow, 1999, 24(7)： 1183-1203.[14]刘磊. 水、空气、乳化油多相弹状流的流动特性研究[D]. 西安：西安交通大学, 1998.[15]陈宣政. 垂直上升管内油气水三相流动特性的研究[D]. 西安：西安交通大学, 1991.。

压降的计算公式范文压降是指流体在管道中流动时由于管道摩擦和阻力而造成的压力损失。

在工程实际应用中，压降的计算是非常重要的，可以用来确定管道的尺寸、流速等参数，以提高流体输送的效率。

1.流体在水平管道中的压降计算公式：(1)管道中流体的流速非常小，可以近似为层流情况，此时可以使用普桑流动公式：ΔP=λ×(L/D)×(ρV²/2)其中，ΔP为压降，λ为管道摩阻系数，L为管道的长度，D为管道的内径，ρ为流体的密度，V为流体的流速。

(2)管道中流体的流速较大，属于湍流情况，此时可以使用多种经验公式进行计算，如：ΔP=λ×(L/D)×(ρV²/2)ΔP=K×ρV²/2ΔP=C×γ×V²/2其中，K为经验传输系数，C为经验公式系数，γ为流体的比重，常用值为9810N/m³。

2.流体在垂直管道中的压降计算公式：(1)流体处于静水压力下，可以使用静水压力公式：ΔP=γ×(H1-H2)其中，γ为流体的比重，H1为管道上部液面的高度，H2为管道下部液面的高度。

(2)流体处于自由落体状态，可以使用自由落体公式：ΔP=γ×(H1-H2)+ρ×g×(h1-h2)其中，ρ为流体的密度，g为重力加速度，h1为管道上部液面的高度，h2为管道下部液面的高度。

3.流体在管道中受到局部装置（如阀门、弯头、孔板等）阻力的压降计算公式：ΔP=K×(ρV²/2)其中，K为局部阻力系数，可以根据具体的局部装置形状和流体性质进行选择或查表。

需要注意的是，上述计算公式是理想化假设下的近似计算方法，实际工程中的压降计算常常存在一定的误差，因此需要根据实际情况进行修正和调整。

另外，对于复杂的管网系统，如多支管道串联、并联等情况，压降计算可以通过流体力学分析或数值模拟方法进行求解。

幻灯片1第五章 两相流动的阻力计算 ● 加速压降 ● 重力压降 ● 摩擦压降 幻灯片2 加速压降 ● 一、加速压降计算公式●从上一章可知，稳定流动时两相流的总压降等于()()⎪⎭⎪⎬⎫⎪⎩⎪⎨⎧⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡+--∂∂++=∂∂-ϕρϕρθρτg l w x x Am z A g A U z p 222111sin此时加速压降为()()⎪⎭⎪⎬⎫⎪⎩⎪⎨⎧⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡+--∂∂=∂∂ϕρϕρg l a x x Am z A z p 222111即()()()()dAx x A m x x d m p g l g l a ⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡+---⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡+--=∂ϕρϕρϕρϕρ2222221111幻灯片3()()()()dAx x A m x x d m p g l g l a ⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡+---⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡+--=∂ϕρϕρϕρϕρ2222221111● 由上式可看出，两相流加速压降通常由两部分组成： ●第一项是出于两相流密度沿管长z 的变化而引起的加速压降。

这一变化是出于加热或冷却，以及压力变化使工质膨胀或收缩而引起的。

后一项表示流通面积A 沿管长z 的变化而引起的加速压降。

幻灯片4若在等截面直管中，气液混合物从位置z1流到z2，则上式中第二项为零，加速压降成为()()()()⎪⎭⎪⎬⎫⎪⎩⎪⎨⎧⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡+---⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡+--=∆12112122222221111ϕρϕρϕρϕρg l g l a x x x x m p● x 1和x 2表示位置z 1和z 2处的干度，φ1和φ2表示位置z 1和z 2处的空泡率。

若所研究的管段进口为饱和液体(x ＝0)，然后沿管长被均匀加热到出口干度为x 的两相混合物，则上式成为()()⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡-+--=∆l g l a x x m p ρϕρϕρ111222幻灯片5()()⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡-+--=∆l g l a x x m p ρϕρϕρ111222若按均相模型，φ=x ，则上式成为⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛-=∆l g a x m p ρρ112● 二、均相流和分相流加速压降的比较● 将均相流和分相流的加速压降进行比较，()()()()111122---+⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛-=∆∆=ϕρρϕρρεx xx p p glg l a a 分相均相幻灯片6下图是按公式对汽水混合物的计算结果。

第一题生产初期假设该井可以自喷生产，井筒中的流动可以分为两段。

下部分泡点压力以下为纯液流，上端低于泡点压力之后为气液两相流。

忽略加速度压力梯度部分。

为了简化计算，大概确定摩阻压力梯度的比例，讲井筒管流分为两部分，纯液流和气液两相流。

以第一组数据为例，根据混合液的密度可以得到液柱高600.92m ，气液混合物高度899.08m 。

（1） 纯液柱段摩阻压降和总压降计算： 油藏条件下的原油密度：o a s goi oR B ρργρ+=根据油层物理第一章的内容，我们可以得到油藏条件下的溶解气油比3325.94/s R m m =于是可得油藏条件下的原油密度：3831.88/oi kg m ρ=原油析出气体前可忽略压力所引起的密度变化，因此该段原油密度可近似取原始条件下的原油密度。

于是该段的平均密度：3(110%)10%848.7/m oi w kg m ρρρ=-+⨯=重力压力梯度：/h m dp dh gρ=⨯原油流速：()/86400m o o w w q q B q B =+雷诺数：Re m mmDv N ρμ=其中粘度为油水的体积加权平均值，原油的粘度根据油层物理学中相关公式得到。

根据雷诺数的大小，所给四组生产条件下的流动皆为水力光滑区。

故有：14Re0.3164f N =摩擦损失梯度：2/2m mf v dp dh fD ρ=（2） 气液共存段摩阻压降及总压降计算： 为简化运算，气液共存段不分段，使用Orkiszewski 方法进行计算。

该段平均压力为：（9+0.1）/2=4.505MPa ，按照温度梯度计算中点温度值作为该段平均温度。

气，液的就地流量：00()86400p s og p TZ R R q q pT -=86400o o w wl q B q B q +=按照Orkiszewski 方法流型划分原则，分别计算L B （泡流界限），L S （段塞流界限）等等，并分析不同产量下的流型。

京沪高速铁路沧德特大桥跨104国道(45+3 X 70+45) m预应力混凝土连续梁桥摩阻、锚口、喇叭口损失试验方案兰州交通大学土木工程学院2009 年04 月1 工程概况1 工程概况京沪高铁沧德特大桥跨104国道(45+3X 70+45) m预应力混凝土连续梁桥，梁体为单箱单室、变高度、变截面结构。

箱梁顶宽12.0m，箱梁底宽6.7m。

顶板厚度40至50cm按折线变化，底板厚度40至90cm，按直线线性变化，腹板厚48至80cm,厚度按折线变化，中支点处腹板局部加厚到165cm。

梁全长为301.5m，计算跨度为45+3X 70+45m中支点处梁高6.5m，跨中9m直线段及边跨15.25m 直线段梁高为3.5m,梁底下缘按二次抛物线变化，边支座中心线至梁端0.75m。

箱梁采用三向预应力体系，纵向预应力筋采用1X 7-15.2-1860-GB/T5224-2003 预应力钢绞线，锚固体系采用OVM1锚式拉丝体系，张拉采用与之配套的机具设备，管道形成采用金属波纹管成孔。

2 试验的必要性由于预应力筋过长或弯曲过多都会加大预应力筋的孔道摩阻损失，特别是弯曲多、弯曲半径小、弯曲角度较大的预应力筋，两端张拉时，中间段的有效预应力损失较大。

实测资料表明：虽然孔道材质、力筋束种类以及张拉控制力相同，不同单位施工的梁所用的钢绞线与波纹管的实测孔道摩阻系数却大不相同，同一单位施工的不同孔道的摩阻系数也存在差异。

作为张拉的控制条件，如果孔道有漏浆堵塞现象，若不校核伸长值，就会使有效预应力达不到设计要求；另外，在施工过程中，预应力孔道埋设与设计存在误差时，预应力损失也是不同的，这时，设计伸长值若按照以往经验计算是不能真实反映实际施工情况的。

因此，测量预应力筋的摩阻力，是确保施工质量的有效措施。

锚口、喇叭口损失在预应力的损失中也占有较大的比重，为保证预应力束的锚下应力，需要测试锚口和喇叭口的损失。

为解决孔道摩阻、锚口、喇叭口常规测试中存在的问题，保证测试数据的准确性，在本桥梁体孔道摩阻试验中，使用穿心式压力传感器测试张拉端和被动端的压力以代替千斤顶油压表读取数据的方法，提高了测试数据的可靠度与准确性，测试结果不受千斤顶油压表读数分辨率较低的影响；并在传感器外采用约束垫板的测试工艺，以保证张拉过程中压力传感器与张拉千斤顶对位准确。

第五章水电站的水击及调节保证计算内容提要：由于水轮发电机组负荷的瞬时变化，而进行流量的快速调节时, 引起压力引水系统的压力的急剧变化，即水击现象。

本章从介绍水击现象开始, 论述水击和调节保证计算的任务、水击的基本方程式、连锁方程式、直接水击与间接水击、简单管路水击的解析计算、复杂管路的水击简化计算及其适用条件；机组转速变化的计算方法和改善调节保证的措施。

本章重点内容：水电站有压引水系统非恒定流现象和调节保证计算的任务、简单管水击解析计算、复杂管路水击的简化计算、机组转速变化的计算方法和改善调节保证的措施。

概述一.水电站的不稳定工况由于负荷的变化而引起导水叶开度、水轮机流量、水电站水头、机组转速的变化，称为水电站的不稳定工况。

其主要表现为：(1) 引起机组转速的较大变化丢弃负荷：剩余能量T机组转动部分动能一机组转速升高增加负荷：与丢弃负荷相反。

(2) 在有压引水管道中发生“水击”现象管道末端关闭-管道末端流量急剧变化一管道中流速和压力随之变化一“水击”。

导时关闭时，在压力管道和蜗壳中将引起压力上升，尾水管中则造成压力下降。

导叶开启时则相反，将在压力管道和蜗壳内引起压力下降，而在尾水管中则引起压力上升。

二.调节保证计算的任务(一) 水击的危害(1) 压强升高过大一水管强度不够而破裂；(2) 尾水管中负压过大一尾水管汽蚀，水轮机运行时产生振动；(3) 压强波动一机组运行稳定性和供电质量下降。

(二) 调节保证计算由于水电站负荷的变化而引起压力引水管道中的水击和机组转速急遽变化的计算，一般称为调节保证计算。

1 .调节保证计算的任务：(1) 计算有压引水系统的最大和最小内水压力。

最大内水压力作为设计或校核压力管道、蜗壳和水轮机强度的依据；最小内水压力作为压力管道线路布置，防止压力管道中产生负压和校核尾水管内真空度的依据；(2) 计算丢弃负荷和增加负荷时转速变化率，并检验其是否在允许的范围内。

(3) 选择调速器合理的调节时间和调节规律，保证压力和转速变化不超过规定的允许值。

挠性油管作业时的摩阻压降计算
Reed.,TD;张和茂
【期刊名称】《新疆石油科技信息》
【年(卷),期】1998(019)004
【总页数】7页(P59-65)
【作者】Reed.,TD;张和茂
【作者单位】新疆石油局钻井工艺研究院定向井公司
【正文语种】中文
【中图分类】TE931.202
【相关文献】
1.热油管道摩阻计算——使用不等温的管截面流速分布导出的摩阻计算公式 [J], 张维志;董宗田
2.双层连续油管冲砂作业水力摩阻计算 [J], 任勇强;徐克彬;曾昊;刘雨薇;刘玉海;提云;杜鑫芳;杨小涛
3.一种改进的预测连续油管环空摩阻压降的计算方法 [J], Reed.,TD;张和茂
4.欠平衡连续油管钻井中螺旋管段气液两相流摩阻压降特性研究 [J], 冯金禹; 闫铁; 孙士慧; 唐海燕; 田龙
5.低液量水平管气液分层流摩阻压降的计算 [J], 肖荣鸽;郭雄昂;张蕾;刘长兰;陈栋刚
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。