左娟莉，李逢超，郭鵬程，孫帥輝，羅興锜

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不同進氣方式下氣力提升泵水力特性理論模型與驗證

左娟莉，李逢超，郭鵬程※，孫帥輝，羅興锜

（西安理工大學西北旱區(qū)生態(tài)水利工程國家重點試驗室培育基地，西安 710048）

為了深入研究氣力提升泵的提升性能，該文首先進行了理論分析，建立了適用于不同進氣方式的氣力提升模型。同時通過改變進氣面積與氣孔分布方式進行試驗研究，試驗結果與理論分析結果吻合較好，該模型在一定范圍內能夠較好地預測提升泵的提升流量；并且根據試驗結果，進一步分析了不同進氣方式對氣力提升泵的液體提升量與提升效率的影響規(guī)律。結果表明：首先，7 mm方形噴嘴進氣方式下，隨著氣流量的增加，提升液體流量先較快增加，之后上升趨勢逐漸變緩，提升效率先迅速升高，達到峰值后又下降，而沉浸比升高會使峰值效率提高。其次，沉浸比為0.5時，不同進氣面積下，較小的進氣面積導致提升效率降低；在相同進氣面積下，不同的氣孔排布方式對提升液體流量與提升效率的影響并不明顯。再次，當管內流型接近彈狀流型時，提升效率較高，穩(wěn)定性較好；在環(huán)狀流下，提升泵的效率最低，穩(wěn)定性差。

泵；模型；試驗；氣力提升泵；進氣方式

0 引 言

氣力提升泵是通過管內多相流動輸送物料的一種裝置，其結構簡易，無機械傳動部件，可避免水錘等相關動力學問題，因此，其通常被應用于高壓、高溫、真空、放射性、腐蝕性液體中，并可代替深井泵從形狀不規(guī)則的礦井中提升液態(tài)礦物。相比于機械泵，氣力提升泵具有更低的維護費用和更高的可靠性。目前，該泵已經應用于深井取水、污水處理、煉鋼廠清渣等眾多領域。

在早期研究中，Stapanoff[1]運用熱力學理論研究了沉浸比、含氣率對氣力提升泵提升效率的影響。Stenning等[2]針對彈狀流下的氣力提升泵，建立一維分析模型，成功預測了試驗裝置的性能特征。此后，Kato等[3-4]分析了高沉浸比下，氣流量、沉浸比和管徑等基本參數對氣力提升泵排水量、排固量以及提升效率的影響規(guī)律。Geest等[5]通過試驗研究了3種進氣方式（錐形噴射，環(huán)形噴射以及狹槽噴射）對提升性能的影響，結果表明在氣流量與沉浸比較低時，后兩者所對應提升量與效率均高于前者。Kumar等[6]選用直管、錐管和階梯管3種管型進行分析，結果表明錐管的揚水能力及效率均高于其余2種。Kassab等[7-10]主要試驗研究了氣流量、浸入率、管徑等基本參數對氣力提升性能規(guī)律的影響。Hanafizadeh等[11-13]對測管內含氣率及壓力分布進行測試，獲得了流型識別的精確方法。Dhotre等[14]在研究氣-液兩相流中通過探討氣孔數量與氣泡初始直徑的關系獲得了管內流型分布特征。Sadek等[15]結合氣力提升試驗，提出了可使氣力提升泵運行效率達到最高時的理論模型。Pedram等[16]結合圖像分析技術，用高速相機獲取了氣力提升泵內彈狀流、團狀流和環(huán)狀流的視覺探測數據，得出氣力提升泵在彈狀流下性能達到最佳的結論。江濤等[17]通過氣力提升的方法對沉積在網箱底部的廢棄物及高濃度尾水進行收集和處理，有效降低了網箱養(yǎng)殖水域的污染。Hanafizadeh等[18]則對階梯管道進行分析，其研究成果表明合理的管道結構能改善流型，進而增強氣力提升性能，這些結論對于河道清淤或者濱海砂礦開采有一定指導意義。

Zuo等[19-21]對帶有氣力提升泵的加速器驅動次臨界反應堆進行深入研究，探討了氣力提升泵對整個冷卻回路自然循環(huán)能力的影響。魏海等[22]改進現有氣力輸送設備的鎖氣器，使花生莢果在輸送過程中裂莢率和破碎率均降低。孫波等[23-24]研究了直徑為50 mm圓管內的兩相流動過程以及局部S管道對氣力提升性能的影響規(guī)律和管內流型分析。王孝紅[25]針對河流推移質和懸疑質增多，大量泥沙淤積導致大壩沖砂閘或尾水渠檢修閘無法正常開啟或關閉的現象，對氣力提升法在水電站淤沙處理的運用進行了詳細研究。

綜上所述，國內外學者對氣力提升泵的研究成果較多，但所建立的氣力提升模型均不夠完善。故本文展開理論分析，建立適用不同進氣面積的氣力提升模型；同時通過試驗，分析不同進氣方式對提升泵提升性能的影響規(guī)律；最后將試驗結果和理論計算結果進行對比驗證。

1 理論模型的建立

氣力提升泵內為復雜的兩相流動，在對其管內流動進行理論分析時，可對氣力提升過程做必要假設和合理簡化。為了能夠獲得更加可靠的計算值，本文結合Griffith等[26]推導出的彈狀流下氣液兩相的滑移比公式，對Parker[27]提出的氣力提升泵的一維無量綱方程進行修正，其推導過程如下：氣力提升模型如圖1所示，提升管道插入液體中，提升管長度為，橫截面積為，提升管底部距離自由液面為，自由液面壓強為大氣壓強，進氣管道出口聯接提升管底部，進氣管道橫截面積為A。

注：Vl為進口處液體速度，m·s-1；Vg為進口處氣體速度，m·s-1；V2為氣液混合速度，m·s-1；H為管內液面的高度，m；L為提升管長度，m。

在對氣力提升泵建模時，先將提升管分為2個區(qū)域，氣體通過1截面被噴射入提升管中，與液體混合后將其提升至出口，1與2截面之間的區(qū)域為氣液混合區(qū)，2截面至提升管出口的區(qū)域為氣液充分發(fā)展區(qū)。管道底部氣體進入速度為V，液體進入速度為V，2截面處氣液兩相的混合速度為2。

首先針對1與2截面之間的區(qū)域建立控制方程，根據伯努利方程可得截面1處壓強為

式中1為提升泵進口的靜壓，Pa；p為大氣壓，Pa；ρ為液體密度，kg/m3；為重力加速度，m/s2；V為進口處液體速度，m/s。忽略氣體的壓縮性，由于1與2截面之間質量守恒，可得連續(xù)性方程

忽略壁面摩擦，1與2截面之間的動量方程為

式中2為截面2處的靜壓，Pa；ρ為氣體密度，kg/m3；為進口處氣體速度，m/s。通常情況下，ρQρQ，則式（4）可簡化為

將式（3）代入式（5）中，可得到

將式（6）帶入到（1）中，得到

再針對2截面以上區(qū)域，建立動量方程[2]

式中為壁面的剪切應力，N/m2；為提升管的直徑，m；為氣液混合質量，kg；式（9）可理解為2截面與提升管出口的壓差等于管道中的流體質量與管壁摩擦力之和，其中混合流體的質量可由式（10）計算得來。

式中為相間滑移比。壁面剪切應力應為[26]

結合（8）與（11），最終可得到提升管內部流動的理論模型[27]

滑移比的計算采用Griffith等[26]在彈狀流下得出的結論

摩擦系數通過由Colebrook[28]得出，經過Haaland[29]驗證的公式獲得

式中為管壁粗糙度，為雷諾數。

式（14）為修正后的氣力提升泵理論模型，該模型考慮了進氣方式對提升性能的影響。使用該模型進行計算時，、、、、均為已知量。首先給定進氣量Q，任取Q值，計算出與，將與代入式（15）中，若等式左右兩端差值小于10-3，則認為此時的Q為給定進氣量Q下的理論值；若等式左右兩端差值大于10-3，則重新選取Q進行計算，直到使等式左右兩端差值小于10-3為止。

2 試驗裝置與試驗過程

為驗證該文建立的氣力提升模型，設計并搭建了氣力提升系統(tǒng)，如圖2所示。壓縮機產生的壓縮空氣，通過干燥機除去水分與油漬，經噴嘴進入提升管，帶動管中液體向上運動。管內初始水位通過液位控制箱控制，氣液兩相經過提升管上部的氣液分離箱后，液體沿下降管進入測量水箱(水桶)。

1. 空氣壓縮機 2. 干燥機 3. 針形閥 4. 流量計 5. 止回閥 6. 壓力表 7. 氣液分離器 8. 液位控制箱 9. 儲水箱 10. 底座 11. 噴嘴 12. 測量水箱 13. 提升管

本試驗使用LGYT系列噴油螺桿式空氣壓縮機供氣，其排氣量為1.7 m3/min，排氣壓力為0.8 MPa。為了觀察管內流型變化，采用德國LaVision公司的CCD高速攝像機進行可視化試驗研究。試驗中的提升管、氣液分離箱與液位控制箱均為有機玻璃材質，提升管管徑為40 mm，管長為1 500 mm。同時在提升管外加裝一層水罩，有效減少了拍攝流型時產生的光學畸變。管道中的氣流量通過針形閥控制，使用開封儀表廠生產的LUXZ型智能旋進漩渦氣體流量計記錄管路中瞬時進氣量，該流量計流量范圍為1.2～15 m3/h，公稱壓力為1.6 MPa，精度為1.0級。氣力壓力表采用富陽恒豐儀表公司生產的船用壓力表YC-100，測量壓力范圍為0.0～1.0 MPa，精度等級為1.6級。為了防止提升管中的液體倒流入氣體管道，在噴嘴前設置了止回閥。試驗中利用秒表記錄氣力提升泵工作時間，使用電子秤稱量流入水桶的液體，最后計算出氣力提升泵提升液體流量。

本文主要研究進氣方式對氣力提升泵提升性能的影響規(guī)律，因此試驗設計了100、50、25 mm2共3種進氣面積的噴嘴，擬對比不同進氣面積對其提升性能的影響，每種面積下又設置3種氣孔分布方式，擬對比不同氣孔分布方式對其提升性能的影響，如圖3所示。

圖3 3種不同進氣面積噴嘴的示意圖

3 試驗數據分析

3.1 進氣量對提升性能的影響

氣力提升泵提升液體的流量是其最基本的性能指標。圖4為使用7 mm方孔噴嘴時，液體流量隨進氣量的變化曲線。其中，沉浸比為管內初始液位與提升管高度的比值，即通過調節(jié)圖2中的蝸輪蝸桿高度，進而調節(jié)液位控制箱內液體的高度，由于連通器原理，從而調節(jié)提升立管初始液位高度，管內不同的初始液位高度與提升管總高度之比即可得到不同的沉浸比。

由圖4可知，隨著氣流量的增加，初始階段液體流量增加迅速，當氣流量超過某一值后，液體流量便趨于穩(wěn)定。隨著氣流量繼續(xù)增加，液體流量變化較小。此外，隨著沉浸比的增大，提升液體流量不斷增加。

圖4 使用7 mm方形噴嘴在不同沉浸比下液體體積流量隨氣體體積流量的變化

氣力提升泵的效率是評價其提升能力的核心要素，根據氣力提升泵的工作原理，效率應為氣體在提升管出入口具有能量的差值與液體在提升管出口所具有能量的比值[25]。本文采用Niclin的效率公式[30]

式中in為氣體的進氣壓強，Pa。

圖5為采用7 mm方形噴嘴的提升泵在不同沉浸比下的效率曲線圖。由圖5可知，沉浸比在0.4與0.6之間時，隨著沉浸比不斷增大，提升泵的峰值效率不斷增加；且峰值點不斷前移，對應氣流量不斷減?。欢两仍?.7、0.8、0.9時，提升效率曲線隨氣流量的增加持續(xù)下降，沒有出現峰值，這是因為產生峰值效率處的氣體流量過小，超出試驗所用流量計量程，難以采集到其對應的數據。峰值處的流型為彈狀流向攪拌流過渡狀態(tài)，峰值點的前移說明管內流型更早的發(fā)生了轉捩。

圖5 使用7 mm方形噴嘴在不同沉浸比下提升效率隨氣體體積流量的變化

結合圖4與圖5可知，隨著氣流量的增加，提升效率先迅速增加，達到峰值后又迅速下降；提升液體流量起先持續(xù)較快增加然后上升趨勢逐漸變緩。觀察管內流動，當氣體流量不斷增大時，管內流型依次為泡狀流、彈狀流、攪拌流、環(huán)狀流。在效率峰值附近，管內流型為彈狀流附近狀態(tài)。提升效率的迅速下降是因為過高的進氣量導致管內含氣率過高，可被提升的液體變少。若進氣量不斷提高，液體流量仍會緩慢增加，但提升效率將持續(xù)下降。

3.2 進氣方式對提升性能的影響

對圖3中每種噴嘴分別進行試驗，得到提升泵液體流量和進氣壓力隨氣流量的變化關系如圖6所示。由圖6a可知，進氣面積為100和50 mm2時，進氣面積對液體提升量影響較小。但當進氣面積為25 mm2時，隨著氣流量的增加，液體提升量明顯高于其他面積的噴嘴，Parker指出這是由于氣體進口的動量增加導致的[27]。進一步研究發(fā)現，在100與50 mm2的進氣面積下，隨著氣流量增大，氣壓緩慢增加；但在使用25 mm2噴嘴時，隨著氣流量增加，氣壓迅速增加，如圖6b所示。這是由于噴嘴處過流面積太小，高速氣流無法及時通過造成的。

圖6 沉浸比為0.5時不同進氣方式下液體體積流量和氣體壓力隨氣體體積流量的變化

圖7將3種不同進氣面積下提升泵的提升效率隨氣流量的變化規(guī)律進行了對比；圖8則為同一面積，不同進氣方式下提升效率隨氣流量的變化規(guī)律對比圖。由圖7可知，不同的進氣面積對提升效率有顯著影響，進氣面積越小，提升泵的提升效率越低。這是因為過小的進氣面積雖然會導致管內氣壓升高，提升液體量增加，但管內氣壓的升高也使提升泵進口處輸入了更多能量，相比較之下，輸出能量的增加量遠小于輸入能量的增加量，因此提升泵效率減小。由圖8可知，相同的進氣面積下，不同氣孔分布方式對提升泵的提升效率影響并不明顯。

圖7 沉浸比為0.5時3種進氣面積下提升泵的提升效率變化

圖8 沉浸比為0.5時相同進氣面積下提升泵的提升效率變化

3.3 提升管內流型轉捩

氣力提升泵內流動為復雜的氣液兩相流動，不同流型對提升泵的性能影響較大。本文通過高速攝像機拍攝，得到了不同進氣量下管內流型的變化規(guī)律。當氣流量較小時，管內含氣率較低，氣相在液相中僅以小氣泡的形式存在，如圖9a所示；隨著氣流量的增大，管內含氣率增加，彌散的小氣泡聚合成彈狀氣泡，如圖9b所示。此時流型相對穩(wěn)定，提升管振動較小，提升效率較高；繼續(xù)增大氣流量，氣相失去原有的穩(wěn)定形態(tài)，氣液相互摻混，兩相湍流劇烈，此時流型為攪拌流，如圖9c所示；當氣流量達到最大時，管內含液率極低，液體主要以液膜的形式附著在管壁，氣體在提升管中心形成高速氣柱，帶動管壁附近的液體向上運動，管內流型為環(huán)狀流，如圖9d所示，此時提升泵振動劇烈，噪音大，效率低。

圖9 提升管管內流型

結合本文對提升流量以及提升效率的分析，可得出當氣力提升泵內流型在彈狀流向攪拌流過渡時，提升效率較高，穩(wěn)定性較好，振動較小，在環(huán)狀流時，提升效率最低，穩(wěn)定性差，振動與噪音大。

3.4 試驗驗證

將本次試驗值與理論值進行對比，驗證理論模型的有效性，如圖10所示。由圖10d可知，當進氣量較小時，相對誤差很大；隨著進氣量的增大，相對誤差將逐漸減小至某一最小值。在最小值附近，試驗數據與理論值均吻合較好，相對誤差在5%以內，理論模型能夠較為準確的預測提升泵的液體流量。當進氣量超過誤差最小值對應的進氣量并逐漸增大時，理論值與試驗值誤差越來越大，相對誤差逐步上升至5%以上。主要原因是本文采用的滑移比公式為Griffith等[28]在彈狀流下得出的結論，管內流型越接近彈狀流，值的計算越準確，理論值與試驗值誤差越小。在100 mm2（4 mm′8）進氣面積下，相對誤差在進氣量7.0 m3/h附近達到最小，最小誤差為0.77%；在50 mm2（4 mm′4）進氣面積下，相對誤差在進氣量6.0 m3/h附近達到最小，最小誤差為1.88%；在25 mm2（2mm′8）進氣面積下，相對誤差在進氣量5.0 m3/h附近達到最小，最小誤差為0.79%。結合管內流型發(fā)展可知，隨著進氣量的增加，提升液體流量的理論值與試驗結果誤差越來越小，這是因為此時管內流型為泡狀流向彈狀流發(fā)展期；當理論值與試驗數據基本吻合時，管內流型為彈狀流；當進氣量繼續(xù)增加，管內流動向攪拌流及環(huán)狀流發(fā)展，管內流型越來越偏離彈狀流，理論值與試驗結果的誤差越來越大。

注：100 mm2進氣面積的試驗數據為使用Ф4 mm×8噴嘴所得；50 mm2進氣面積的試驗數據為使用Ф4 mm×4噴嘴所得；25 mm2進氣面積的試驗數據為使用Ф2 mm×8噴嘴所得。

4 結論與討論

本文針對氣力提升泵的進氣方式展開試驗研究，并建立氣力提升泵的理論模型進行分析計算，得出以下結論：

1）7 mm方形噴嘴進氣方式下，隨著氣流量的增加，提升液體流量先較快增加，之后上升趨勢逐漸變緩；提升效率先迅速增加，達到峰值后又迅速下降；沉浸比的升高會使氣力提升泵峰值效率提高，且峰值點不斷前移。

2）沉浸比為0.5時，進氣面積為25 mm2，液體提升量明顯高于其他面積的噴嘴；不同進氣面積下，較小的進氣面積會導致氣體管路的氣壓升高，對提升液體有促進作用，但降低了氣力提升泵的提升效率；相同進氣面積下，不同的氣孔排布方式對氣力提升泵的液體流量與提升效率的影響并不明顯。

3）隨著氣流量的增加，提升管內的流型依次為泡狀流，彈狀流，攪拌流，環(huán)狀流。彈狀流附近時，提升效率較高，穩(wěn)定性較好；在環(huán)狀流下，提升泵的效率最低，穩(wěn)定性差。

4）通過理論分析，建立了氣力提升模型。當管內流型為彈狀流時，理論模型能夠較好的預測提升泵的提升流量；但當管內流型為其他流型時，理論值與試驗值誤差較大，相對誤差會逐漸上升至5%以上，理論模型將失效。

在后續(xù)工作中，將嘗試改進滑移比公式，完善文中建立的理論模型；并通過數值模擬的方法求解流場，進行更加詳細的分析。

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Theoretical model and verification of hydraulic characteristics of air lift pump under different air injection methods

Zuo Juanli, Li Fengchao, Guo Pengcheng※, Sun Shuaihui, Luo Xingqi

(710048)

Air lift pump is widely applied in oil and ore exploitation,due to its simple structure, high practicability and other prominent advantages.However, the pump is not fully applied because of its low efficiency. To investigate the lift performance of air-lift pump intensively, a theoretical analysis was carried out to and a theoretical model of air-lift for different inlet methods was established in present paper. At the same time, to test the theoretical model and better understand its operating principle, in this paper, the performance of air lift pump was investigated by changing air inlet area and pore distribution pattern in the air lift pump facility. In the experiment, the air, supplied from air compressor, was injected into the riser pipe by nozzle, in order to drive the liquid to move upward in the pipe. Air and water were separated from the gas-liquid separation tank in the top of the riser pipe, and the separated water dropped into the water measuring tank (bucket). In the experimental test, stopwatch recorded the working time of air lift pump, and electronic scale weighed the water from the bucket. The air nozzle selected 3 kinds of injection areas, i.e. 25, 50and 100 mm2, and for each injection area, 3 injection methods were adopted. Various submergence ratios (0.4-0.9) were investigated, while the range of the air flow rate was from 0 to 16.0 m3/h. For each air injection method and submergence ratio, the air flow rate varied, the corresponding flow rate of water was measured, and the promoting efficiency was calculated. We used high-speed camera to capture the flow regime in the tube to deeply discuss the relationship between air lift capacity and the two-phase flow characteristics. By analyzing the experimental data, the results are obtained as follows: Firstly, for the air injection method of 7 mm square nozzle, with the increase of air flow rate, the fluid flow rate of pump increases quickly, and then rises slowly, and the efficiency of pump goes up rapidly to the peak, and then decreases continuously. With the submergence ratio increasing, the peak of promoting efficiency becomes bigger, and the corresponding air flow rate is smaller. Secondly, for the submergence ratio of 0.5, when the air injection area is 25 mm2, the liquid volume flow rate is significantly higher than other areas of nozzle. For the different air injection areas, the smaller area will cause higher pipeline pressure, which helps to lift liquid but decrease promoting efficiency of pump. For the same air injection area, there is little difference in the pump performance with different pore distribution patterns. Thirdly, in the gas-liquid two-phase flow of riser pipe, we observe 4 kinds of flow patterns, i.e. bubbly, slug, churning, and annular flow. In the bubbly and slug flow, there is little noise in the experiment, but in the churning and annular flow, the noise increases gradually. Near the slug flow, the promoting efficiency reaches the highest point, and the stability is good. In the annular flow, the promoting efficiency reaches the lowest point, and the stability is bad. Finally, the experimental results are compared with the theoretical values, while the experimental results agreed well with the theoretical analysis results in present paper, and the model could predict the liquid flow rate of air-lift pump better in a certain range. Near the slug flow, the theoretical model preferably predicts the performance characteristics of air lift pump, and the calculation results have a good agreement with experimental results. In the other flow patterns, the experimental data and the simulation results have some deviation. The cause is that the theoretical model adopts the slip ration formula of Griffith and Wallis, which is only suitable for the slug flow. In the follow-up work, the theoretical model should be improved. In a word, this study provides an important reference for deeply understanding the performance characteristics of air lift pump.

pumps; models; experiments; air lift pump; injection method

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.21.010

TK72

A

1002-6819(2017)-21-0085-07

2017-04-07

2017-09-18

國家自然科學基金（11605136）；陜西省自然科學基礎研究計劃（2017JQ5040）；陜西省教育廳專項科研計劃項目（15JK1553）

左娟莉，講師，博士，研究方向為多相流動，流體機械。 Email：Jenyzuo@163.com

※通信作者：郭鵬程，教授，博士，博士生導師，研究方向為流體機械。Email：guoyicheng@126.com