首页
登录
注册
-
离心泵是液体输送系统的核心部件，在航空航天、核电、石油化工、海洋工程等领域起着至关重要的作用。对于上述领域而言，如何在复杂工况下实现泵装置的长期稳定运行，是保障系统安全性与可靠性的重要前提。通常，在实际工程应用中，离心泵会遇到泵送气液两相流的问题。随IGVF的增加，泵的性能会出现显著下降，并伴随剧烈的振动，进而加剧转子系统的疲劳和失效，造成严重的安全事故，该问题在航空航天[1]、核电[2-3]和石化[4-5]等领域表现得尤为突出。因此，系统揭示气液两相条件下离心泵性能退化与失稳机理，对于提升泵在气液两相工况下的可靠运行能力具有重要工程意义和迫切的实际需求。
自20世纪70年代起，K Minemura等[6-7]通过透明泵壳和半开式叶轮的实验研究，首次揭示了含气率对离心泵性能的影响机制。此后，许多学者围绕气液两相流对离心泵性能的影响展开了大量研究。结论表明，随着含气率的增加，泵的性能逐渐下降，且当含气率达到一定水平后，性能急剧衰退，甚至发生断流，引发泵的强振动与噪声，甚至导致设备的损坏[8-12]。此外，许多学者发现，随着入口含气率的变化，叶轮流道内的气液流型也会发生显著转变。Shao C L等[13]提出了离心泵内气液两相流动模式图，为后续研究提供了基础。W M Verde等[4]和B Patel等[14]通过实验，表明叶轮通道内常见的典型流型为泡状流与弹状流，部分工况还可见分层流。李重庆等[15]利用高速摄影技术揭示了随气体体积分数增加，泵内流型的演化规律：由泡状流逐步向聚合泡状流、气团流并最终过渡到分层流。Luo X Q等[16]以半开式混流泵为研究对象，同样将叶轮内流型划分为泡状流、聚合泡状流、气团流与分离流，并指出气泡尺寸随IGVF的增大而增大。陆虎等[17]通过实验观测到了类似的流型出现，并发现当泡状流过渡到分离流时，泵出口压力脉动呈现出增强的趋势。
进一步的研究将叶轮流道内气液流型与两相工况下的泵性能的损失建立了关联。Zhang Y等[18]通过实验研究揭示了大规模段塞流与气腔结构的形成是压力性能恶化的直接原因。He D等[19]和J M Cubas等[20]指出，叶轮中的气液两相分布对泵的扬程和效率有直接影响，当流动模式从气囊流变为分离流时，泵的性能会突降，无法维持稳定运行。
综上所述，现有研究多聚焦于叶轮流道内的流型及其与泵性能之间的关系，对于入口气液流型随IGVF变化的系统规律，以及其如何影响泵整体性能与叶轮内气体分布特征等问题，仍缺乏深入、系统的研究。入口气液流型不仅直接决定进入叶轮的气体空间分布，而且对后续气体在叶轮流道内迁移路径及其造成的性能突降和流动失稳具有重要影响。
因此，本文搭建了一套实验系统，测量不同工况下的泵外特性，同时结合高速摄影技术，同步采集泵入口段和叶轮流道内的气液分布图像。本文以入口气液流型的演化为切入点，系统分析不同IGVF和不同液体流量条件下入口流型的变化规律，并进一步阐明其对叶轮内气体分布的影响机制，进而揭示泵性能损失的形成原因。为离心泵在气液工况下的可靠运行提供更加坚实的理论支持和工程依据。
-
本次气液两相流实验用泵结构及其参数分别见图1和表1。离心泵诱导轮和叶轮前端的进口段部分采用可替换的可视化亚克力材料外壳。实验用泵的设计转速为7081 rpm，扬程为71 m，流量6 m3/h。该转速下对应的电机频率为48.33 Hz，电机转速通过ABB变频器进行调节，实验转速设为4400 rpm。基于相似定理，对应的设计流量和扬程分别为QlBEP = 3.73 m3/h, Hd = 27.3 m。
-
为了更直观地分析多相泵在气液两相流工况下的内部流动行为，本文搭建了一套集成可视化窗口的多相泵测试平台。该系统的核心结构如图2所示。图中，三种颜色的箭头分别代表工作介质通道以及流向：蓝色为液体输送管路，绿色为气体输送路径，红色则用于气液混合物的输送。
该实验平台的布局详见图3（a）。实验过程中，气体与液体的温度均维持在25℃恒定状态。为保证气液混合物注入泵体时的压力协调，在液体入口处配置了一台智能增压泵，其压力控制系统与多相泵进口端的压力传感器联动，以使泵入口压力稳定在0.2 MPa，从而有效防止气蚀现象的发生。气体由气罐提供，气罐同时起到压力缓冲作用，通过减压阀精确调控，使气体注入压力与液体注入压力基本一致。气液两相实验在单相实验的基础上进行，当单相流动稳定时，打开空气压缩机和气路各阀门，通过气体流量控制器来改变气体流量，待出口流量稳定后，记录泵的外特性数据，并同时采集入口段与叶轮流道内的气液分布图像。
进行不同IGVF以及不同液体流量下的实验时，液体流量选择的工况分别为0.6、0.8、1.0、1.2、1.4QlBEP。由于不同液体流量工况下，泵所能承受的IGVF极限不同，因此当Ql为0.6QlBEP时，IGVF的选取范围为0%−8%，当Ql分别为0.8、1.0、1.2QlBEP时，IGVF的选取范围为0%−30%，当Ql为1.4QlBEP时，IGVF的选取范围为0%−17%。
进行定气体流量条件下，外特性随液体流量变化的实验时，气体流量选取2、4、8、16、20 L/min,液体流量从0.2QlBEP慢慢增大至1.6QlBEP。
叶轮和入口流道拍摄位置见图3（b）和图3（c），叶轮和入口流道成像范围示意图见图3（d）和图3（e）。可视化实验图样使用Phantom v2012型高清高速摄像机捕获。镜头尼康AF-S 105 mm F/2.8G IF-ED VR型号，光源采用两盏100 W白光LED灯。使用配套的PCC3.4软件，拍摄分辨率调整为1280×800，帧率为16000 fps，采集时长为3 s。
-
在本实验研究中涉及多种物理量。直接测量的物理量Xi包括压力和压差、气液流量等，测试设备的具体数据如表2所示。
而间接物理量R则包括气体密度、气体体积分数等。这些物理量之间存在函数关系，即R=R(X1,X2,X3,...,XN)，其中R为间接量，Xi为直接测得的物理量。Xi的不确定性主要取决于所使用传感器的测量精度。其计算公式如下：
式中：
$ \delta {X}_{i} $ 为物理量$ {X}_{i} $ 的不确定度，$ {\varepsilon }_{i} $ 为传感器的测量精度，$ X_{i,\mathrm{FS}} $ 为传感器的量程，$ X_{i,\mathrm{LV}} $ 为传感器的最小测量值，$ U\mathrm{_r} $ 为相对不确定度。对于间接物理量R，其不确定性需根据相关的 不确定度进行联合计算。组合不确定度计算公式如下：
式中：
$ \delta R $ 为间接物理量的总不确定度，$ \dfrac{\partial R}{\partial {X}_{i}} $ 为$ R $ 对于$ {X}_{i} $ 的偏导数，N为参与计算的直接物理量个数。根据上述公式计算本实验测得的压差（Δp）和效率（η）的组合不确定度分别为1.05%和1.28%，完全满足ISO 9906标准的要求。 -
实验中直接监测的参数包括压差（Δp）、液体流量（Ql）、气体流量（Qg）、转速（n）、扭矩（T），共计五个参数。本文主要关注泵的四个运行参数：扬程（H）、效率（η）、扬程系数（ψ）以及入口含气率。计算方法如下：
式中：
$ \rho $ 为气液混合物的密度；$ v $ 为速度，$ {\textit{z}} $ 为高度，下标1和2为为泵入口出口；$ Q $ 为总的体积流量；$ \omega $ 为叶轮转动的角速度。式中：Ql和Qg为液体和气体的体积流量；
$ u_{2}^{} $ 为叶轮出口圆周速度；$ \rho\mathrm{_l} $ 和$ \rho\mathrm{_g} $ 为液体和气体的密度。 -
不同气体流量（Qg）条件下，扬程系数（ψ）随液体流量（Ql）变化的曲线如图4所示。随着气体流量的增加，扬程系数逐渐减小，表明气体的存在会逐步削弱泵的性能。当Qg ≥ 2 L/min且液体流量较小时，泵性能出现突降，实验系统伴随剧烈振动，泵入口管道和叶轮流道内出现明显断流，即图4当中的“泵无法稳定运行区域”。随着气体流量的增加，该区域向液体大流量工况扩展。
当Qg = 0 L/min时，扬程系数随液体流量增加而减小。而当Qg ≥ 2 L/min时，扬程系数随液体流量增加呈现先升后降趋势。这是因为在气体流量一定时，增加液体流量会降低IGVF，从而使扬程系数上升。而液体流量的增加会导致扬程系数下降。因此，液体流量增加的初期，IGVF减小带来的扬程系数上升幅值大于因液体流量增加导致的扬程系数的下降幅值，说明该阶段气体对泵性能影响较大。而随着液体流量增加到一定值后，因液体流量增加所导致的扬程系数的下降幅值开始超过IGVF减小所带来的扬程系数的上升幅值，说明该阶段气体对于泵影响开始减弱，液体占据主导。从而使得Qg ≥ 2 L/min时，扬程系数随液体流量增加表现为先升后降的趋势。且在不同气体流量工况下，扬程系数最大值所对应的液体流量值不同。当Qg分别为2、4、8、16、20 L/min时，扬程系数最大值所对应的Ql分别为0.67、0.88、1.05、1.07、1.09QlBEP。表明随着气体流量增大，扬程系数最大值向液体大流量工况偏移（见曲线I），气体对于泵性能影响的范围越来越大。
由图5可知，随着IGVF的增加，泵性能不断下降。但在不同液体流量工况下，性能下降速率存在显著差异：如图6所示，在小流量工况（Ql = 0.6QlBEP），IGVF = 8%时，诱导轮流道内大量气泡聚集，入口流道几乎被气体堵塞，导致液体流入受限，引起泵性能的突然下降；在大流量工况（Ql = 1.4QlBEP），IGVF = 13.6%时，叶轮流道内出现了严重的气液分离现象，同样导致了泵性能的突降。当泵在额定流量附近工况（Ql = 0.8、1.0、1.2QlBEP）运行时，泵的性能随IGVF增加而均匀降低，呈现持续下降趋势。
-
当泵入口为水平管道时，其入口气液流型与水平管道内的气液流型具有一定相似性，因此可借鉴水平管中的气液流型划分方法（见表3），如泡状流、塞状流、分层流、分层波状流、弹状流、环状流[21-23]。然而对于泵入口为非水平管道时，该方法的适用性受限。且泵入口区域往往受到压力梯度以及局部加速等影响，流型形态及其转变条件可能与水平管规律存在差异。本文通过可视化实验，研究了不同液体流量和IGVF下泵入口管道的气液流动模式。通过对拍摄到的图片进行识别和分类，并结合水平管道的流型划分方法，将本实验泵的入口管的流型划分为泡状流I、泡状流II和塞状流三种类型。
为了校准图像并研究入口管道气泡大小的分布，采用图像处理软件 imageJ 对入口管拍摄到的图像进行处理。首先利用入口管几何尺寸对图像进行标定，得到图像比例约为21.290 pixels/mm。随后对每个工况下的入口管道图像进行统一处理，为保证统计的代表性，每个工况统计气泡数量不少于30个。在此基础上，对入口管道流型的具体定义如下：当IGVF较小时，入口管气液结构如图7（a）所示。气泡以近球形为主，分布相对分散，未出现明显的气泡聚集现象。该流型中气泡直径较小，其大部分气泡平均小于2 mm，呈弥散分布于整个管道。随着IGVF增大，如图7（b）所示。大多数气泡呈不规则的椭球形，少部分接近球形，表明气泡在推进过程中受管壁、剪切力与表面张力作用发生形变。此时气泡尺寸较泡状流I略大，其大部分气泡直径约为在2−4 mm，主要分布于管道上部，呈聚集态排列，尚未形成柱塞状大气泡。受浮力影响，大气泡多分布于泡团上缘，沿管顶壁推进，小气泡则密集分布于其下方，并与其粘结与附着。泡团整体沿管道上壁呈带状展开，气液界面清晰。当IGVF进一步增大，气液流型表现为塞状流。如图7（c）所示，与泡状流II不同的是，出现了尺寸很大的柱塞状大气泡，柱塞状气泡横截面长度在10 mm以上。气泡结构方面，由较小气泡聚集形成的气泡簇与柱塞状大气泡在空间上交替分布，二者之间存在显著的相互作用。气泡主要集中分布于管道上部区域，气液界面清晰，气体与液体呈明显分层结构，下部液体区域保持良好连续性。
本文入口管道流型演化与水平管道内经典气液两相流型的总体规律具有一致性：随IGVF增大，流型从泡状流向塞状流方向发展，且气泡尺寸增大。对照经典水平管道流型命名体系，本文的泡状流I可对应“泡状流”，本文的塞状流与表3当中的“塞状流”具有相似形态；而本文提出的泡状流II可视为介于泡状流和塞状流之间的过渡流型。本文未观测到分层流、分层波状流、环状流等典型水平管道流型，主要原因在于：当入口管道已出现塞状流时，泵工况已接近可稳定运行的IGVF上限，实验难以继续提高IGVF以覆盖更高气含率下可能出现的其他流型。
-
可视化实验结果表明，不同工况下引发入口气液流型转变的临界入口含气率并不相同。因此，本节深入探讨入口气液流型的演化与叶轮流道内两相流动特性及泵性能之间的关系。
-
当Ql = 0.6QlBEP和Ql = 1.4QlBEP时，泵在IGVF = 8%和IGVF = 13.6%时已无法稳定运行。因此，本节选取Ql = 0.8、1.0、1.2QlBEP三种工况进行比较研究。
如图8所示，在Ql = 0.8QlBEP、IGVF = 6%时，入口气液流型为泡状流II，叶轮流道内气液混合均匀，呈现出类似雾状的混合流。IGVF = 12%时，入口气液流型转变为塞状流，气泡在叶轮入口聚集，形成初步的气液分离。当IGVF = 30%时，入口管道当中的柱塞状气泡变得更长、更宽。且叶轮流道内的气液分离区域进一步向叶轮出口方向扩散，形成气囊结构，阻碍液体流动，气液分离现象更加明显。
当Ql = 1.0QlBEP时，与Ql = 0.8QlBEP工况相比：在IGVF = 6%时，入口气液流型仍为泡状流II，但流速增加使气泡尺寸减小（平均直径由3.77 mm降至2.7 mm）。此时叶轮流道内出现轻微气液分离，整体气液混合仍较均匀。IGVF = 12%时，入口气液流型由塞状流转变为泡状流II，这是由于流速的增大促进了气泡的破碎与分散。同时，叶轮入口处气泡聚集更加明显，气囊形成并阻碍液体的流动。当IGVF = 30%时，入口气液流型仍为塞状流，但入口管道当中的大柱塞状气泡分裂为尺寸稍小的柱塞状气泡，叶轮流道内的气囊数量增多，气液分离现象更加显著。
当Ql = 1.2QlBEP时，与Ql = 1.0QlBEP工况相比：IGVF = 6%时，入口气液流型转变为泡状流I，气液分布更加均匀。此时叶轮入口处的气液分离现象略有加重。随着IGVF增大至IGVF = 30%时，入口气液流型转变为泡状流II，叶轮流道内气囊数量进一步增多，气液分离现象尤为明显。
-
如图9（a）所示，随着IGVF增加，入口气液流型由泡状流I演变为泡状流II，最终发展为塞状流。当Ql增大时，泡状流I、II的覆盖的IGVF范围逐渐扩大，而塞状流范围相应缩小。同时，增大Ql能够推迟入口气液流型的转变，即入口气液流型的转变阈值向更高的IGVF侧移动。
为定量评估不同入口气液流型条件下泵性能随IGVF增大的损失程度，本文定义其为
$ {\Delta }^{\prime} $ ，用于表征在某一入口流型区间内，泵扬程系数ψ随IGVF增大而下降的程度，其计算公式如下：式中：
$ \Delta \psi $ 为该流型区间内扬程系数的变化量；$ {\Delta }_{\text{IGVF}} $ 为该流型区间内的IGVF变化量。如图9（b）所示，在Ql = 0.6QlBEP，入口气液流型为塞状流时，
$ {\Delta }^{\prime} $ 达到最大，为3.19%；而在Ql分别为0.8、1.0、1.2、1.4QlBEP,入口气液流型为泡状流II时，$ {\Delta }^{\prime} $ 达到最大，分别为1.85%、1.36%、1.43%、7.11%。表明当入口气液流型为泡状流II或是塞状流时，泵性能随IGVF增大的损失最为显著。这是由于离散气泡聚集为大尺寸的气泡团，不均匀的冲击诱导轮叶片所致。综上所述，来流速度对于泵具有双重影响：液体流量的增加会导致气泡的破碎与分散，使得入口管内气液分布更加均匀，并延缓泡状流II、塞状流的出现，从而减缓随IGVF增大带来的性能损失；液体流量的增加虽然使得入口区域气液分布更加均匀，但同时也使得气泡更快的在叶轮入口处聚集，使叶轮流道内的气液分离更加严重，从而对泵运行产生不利影响。
-
本文深入探讨了IGVF、液体流量等因素对泵流动特性及其流型演变的影响。研究结果表明：
（1）气体的存在会显著削弱泵的性能。当泵在接近额定流量工况运行时，泵的性能随IGVF的增加而持续下降。小流量（Ql = 0.6QlBEP, IGVF = 8%）工况下，诱导轮区域会出现气液分离现象；在大流量（Ql = 1.4QlBEP, IGVF = 13.6%）工况下，叶轮流道内也会出现严重的气液分离现象；这两种气液分离现象均导致了泵性能的突降。
（2）随着IGVF的增加，入口气液流型依次由泡状流I演变为泡状流II，最终发展为塞状流。当入口气液流型为泡状流II和塞状流时，泵性能随IGVF增大的损失达到最大。这是由于离散气泡聚集为大尺寸的气泡团，不均匀的冲击诱导轮叶片所致。相反，入口气液流型为泡状流I时，气液混合均匀，泵性能随IGVF的损失最小。
（3）增大液体流量可以使得入口气液分布更加均匀，延缓泡状流II、塞状流的出现，从而减缓随IGVF增大的性能衰减。但是增大液体流量会加快气泡在叶轮入口处聚集，导致叶轮流道内更加严重的气液分离，对泵的运行产生不利影响。
离心泵内气液流型演变及其外特性的实验研究
Experimental Investigation of Gas-liquid Two-phase Flow Pattern Evolution and External Performance in a Centrifugal Pump
-
摘要: 为系统揭示泵入口气液流型随入口含气率（Inlet Gas Volume Fraction，IGVF）变化的演变规律,及其对泵整体性能和叶轮内气体分布特征的影响。文章在不同IGVF、液体流量条件下开展实验，对不同工况下的离心泵性能损失和气液流型进行研究。结果表明：当泵在接近额定流量工况运行时，其性能随IGVF的增加持续下降。在小流量（Ql = 0.6QlBEP, IGVF = 8%）工况下，诱导轮区域会出现气液分离现象；在大流量（Ql = 1.4QlBEP, IGVF = 13.6%）工况下，叶轮流道内也会出现严重的气液分离现象；这两种气液分离现象均导致了泵性能的突降。随着IGVF的增加，入口段的气液流型依次由泡状流I演变为泡状流II，最终发展为塞状流。当入口段气液流型呈泡状流II或塞状流时，大尺寸的气泡团不均匀的冲击诱导轮叶片，导致泵性能随IGVF增大的损失达到最大，而泡状流I则相对缓和。增大流量可使得入口管内气液分布更加均匀并推迟泡状流II和塞状流的出现，但也会加快气泡在叶轮入口处聚集，诱发通道内气液分离，对泵运行造成不利影响。Abstract: This study aims to systematically clarify how the gas-liquid flow patterns at the pump inlet evolve with varying inlet gas volume fraction (IGVF) and how these changes affect the overall pump performance and gas distribution within the impeller. Experiments are conducted under various combinations of IGVF and liquid-phase flow rates to investigate the centrifugal pump’s performance losses and gas-liquid flow regimes over a range of operating conditions. The results show that when the pump operates near the design flow rate, its performance decreases with increasing IGVF. At low flow (Ql = 0.6QlBEP, IGVF = 8%), gas-liquid separation occurs in the inducer region; at high flow (Ql = 1.4QlBEP, IGVF = 13.6%), severe gas-liquid separation develops in the impeller passages. Both scenarios precipitate an abrupt drop in performance. As IGVF increases, the inlet-section flow pattern transitions from bubbly flow I to bubbly flow II, and ultimately evolves into plug flow. When the inlet flow pattern is bubbly flow II or plug flow, agglomerated large bubbles impinge non-uniformly on the inducer blades, producing the greatest performance loss as IGVF increases; by contrast, under bubbly flow I, the degradation is comparatively mild. Increasing the liquid flow rate promotes a more uniform gas-liquid distribution in the inlet pipe and delays the onset of bubbly flow II and plug flow; however, it also accelerates bubble accumulation at the impeller inlet, triggers phase separation within the passages, and thus adversely affects pump performance.
-
Key words:
- Inlet gas volume fraction /
- Flow rate /
- Centrifugal pump /
- gas-liquid flow pattern /
- performance losses .
-
-
图 1 实验泵结构图。（a）实验泵，（b）实验泵结构示意图，（c）诱导轮结构示意图
Figure 1. Structural diagram of the experimental pump. (a) Test pump, (b) schematic diagram of the test pump structure, (c) schematic diagram of the inducer structure
图 3 实验台布局及其成像范围。（a）总览图，（b）叶轮流道拍摄位置，（c）入口流道拍摄位置，（d）叶轮流道成像范围，（e）入口流道成像范围
Figure 3. Experimental bench layout and imaging range. (a) Overview, (b) imaging position for the impeller flow passage, (c) imaging position for the inlet flow passage, (d) imaging range of the impeller flow passage, (e) imaging range of the inlet flow passage
图 4 不同气体流量下，扬程系数随液体流量的变化曲线
Figure 4. Variation curve of head coefficient with liquid flow rate at different gas phase flow rates
图 5 扬程系数与效率随IGVF的变化曲线。（a）扬程系数ψ随IGVF的变化曲线，（b）效率η随IGVF的变化曲线
Figure 5. Variation curve of head coefficient and efficiency variation with IGVF. (a) Variation of the head coefficient ψ with IGVF, (b) variation of the efficiency η with IGVF
图 6 诱导轮与叶轮流道的气体分布。（a）Ql = 0.6QlBEP, IGVF = 8%时，诱导轮与叶轮流道的气体分布，（b）Ql = 1.4QlBEP，IGVF = 13.6%时，诱导轮与叶轮流道的气体分布
Figure 6. Gas distribution in the inducer and impeller passages. (a) Gas distribution in the inducer and impeller passages at Ql = 0.6QlBEP and IGVF = 8%, (b) gas distribution in the inducer and impeller passages at Ql = 1.4QlBEP and IGVF = 13.6%
图 7 入口管的气液流型。（a）泡状流I，（b）泡状流II，（c）塞状流
Figure 7. Gas-liquid flow pattern in the inlet pipe. (a) Bubble flow I, (B) bubble flow II, (c) plug flow
图 8 不同来流速度和IGVF条件下的入口以及叶轮内气体分布。（a）Ql = 0.8QlBEP, IGVF = 6%，（b）Ql = 1.0QlBEP, IGVF = 6%，（c）Ql = 1.2QlBEP, IGVF = 6%，（d）Ql = 0.8QlBEP, IGVF = 12%，（e）Ql = 1.0QlBEP, IGVF = 12%，（f）Ql = 1.2QlBEP, IGVF = 12%，（g）Ql = 0.8QlBEP, IGVF = 30%，（h）Ql = 1.0QlBEP, IGVF = 30%，（i）Ql = 1.2QlBEP, IGVF = 30%
Figure 8. Gas distribution at the inlet and inside the impeller under different incoming flow velocities and IGVF conditions.
图 9 不同来流速度下，不同气液流型的性能特征。（a）ψ与入口气液流型随IGVF的变化曲线，（b）不同气液流型下，泵性能随IGVF变化的损失
Figure 9. Performance characteristics of different gas-liquid flow pattern at varying incoming flow velocities. (a) Curves of the head coefficient ψ and the inlet gas-liquid flow pattern as functions of IGVF, (b) performance losses of the pump as a function of IGVF under different gas-liquid flow patterns
表 1 实验泵各结构参数
Table 1. Structural parameters of the experimental pump
部件 参数 数值 叶轮 进口直径D1 40 mm 叶轮 出口直径D2 93 mm 叶片 出口宽度b2 8.5 mm 叶片 数量Z 16个 诱导轮 导程S 21.8 mm 诱导轮叶片 轴向长度L 28.8 mm 蜗壳 进口直径Ds 100 mm 蜗壳 出口直径Dd 32 mm 
下载: 导出CSV
表 2 测量设备的详细信息
Table 2. Detailed information on the measurement equipment
项目 型号 精度 测量范围 液体流量计 LDGDN50E ±0.5 % 0−14 m3/h 压力传感器 BWNP04 ±0.2 % 0−1.0 MPa 调节阀 MPDD50 ±0.1 % 0−35 m3/h 气体流量控制器 SCF50 ±0.2 % 0−100 L/min
下载: 导出CSV
流型 流型图 主要特点 泡状流 
液体中存在大量离散的小气泡，并且气泡趋于沿水平管上方流动。 塞状流 
入口含气率增大导致小气泡聚合成柱塞状大气泡，并混杂部分小气泡，气泡几乎以相同的速度沿着管道移动，趋于沿管道顶部流动。 分层流 
气液两相沿管道轴线分为气体在上、液体在下的流动状态，两相分界面位置基本保持不变。 分层波状流 
流体在管道内呈波浪状流动，具有明显的波峰波谷，气液交换面积较大。 弹状流 
当波状流进一步发展，液体接触到管道顶部，管道顶部的气体被分割为弹状气泡，形成弹状流。 环状流 
夹杂液滴的气体在管道中部位置形成柱状气泡，气泡与管壁形成液膜。
下载: 导出CSV
-
[1] Bridel-Bertomeu T, Gicquel L, Staffelbach G. Unsteady macro-structures from large-eddy simulation of industrial turbopump turbine cavity[J]. AIAA Journal, 2017, 55(7): 2198−2214 doi: 10.2514/1.J055661 [2] Chan A M C, Kawaji M, Nakamura H, et al. Experimental study of two-phase pump performance using a full size nuclear reactor pump[J]. Nuclear Engineering and Design, 1999, 193(1-2): 159−172 doi: 10.1016/S0029-5493(99)00150-8 [3] Poullikkas A. Effects of two-phase liquid-gas flow on the performance of nuclear reactor cooling pumps[J]. Progress in Nuclear Energy, 2003, 42(1): 3−10 doi: 10.1016/S0149-1970(03)80002-1 [4] Verde W M, Biazussi J L, Sassim N A, et al. Experimental study of gas-liquid two-phase flow patterns within centrifugal pumps impellers[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2017, 85: 37−51 doi: 10.1016/j.expthermflusci.2017.02.019 [5] Zhu J J, Guo X Z, Liang F C, et al. Experimental study and mechanistic modeling of pressure surging in electrical submersible pump[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering, 2017, 45: 625−636 doi: 10.1016/j.jngse.2017.06.027 [6] Murakami M, Minemura K. Effects of entrained air on the performance of a centrifugal pump: 1st report, performance and flow conditions[J]. Bulletin of JSME, 1974, 17(110): 1047−1055 doi: 10.1299/jsme1958.17.1047 [7] Murakami M, Minemura K. Effects of entrained air on the performance of centrifugal pumps: 2nd report, effects of number of blades[J]. Bulletin of JSME, 1974, 17(112): 1286−1295 doi: 10.1299/jsme1958.17.1286 [8] 司乔瑞, 崔强磊, 袁寿其, 等. 气液两相条件下进口含气率对离心泵相似定律的影响[J]. 农业机械学报, 2018, 49(2): 107−112,268 (in Chinese) doi: 10.6041/j.issn.1000-1298.2018.02.014 Si Q R, Cui Q L, Yuan S Q, et al. Influence of inlet gas volume fraction on similarity law in centrifugal pumps under gas-liquid two-phase condition[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2018, 49(2): 107−112,268 doi: 10.6041/j.issn.1000-1298.2018.02.014 [9] Chang L, Yang C Y, Su X B, et al. Investigations on affinity law under gas–liquid conditions in multistage radial and mixed-flow multiphase pumps[J]. International Journal of Fluid Engineering, 2024, 1(1): 013503 doi: 10.1063/5.0191201 [10] Yang C Y, Xu Q, Dai X Y, et al. Experimental study on gas–liquid pressurization characteristics and prediction for critical gas volume fractions of a mixed-flow pump[J]. Nuclear Engineering and Design, 2024, 428: 113502 doi: 10.1016/j.nucengdes.2024.113502 [11] He D H, Ge Z G, Bai B F, et al. Gas-liquid two-phase performance of centrifugal pump under bubble inflow based on computational fluid dynamics-population balance model coupling model[J]. Journal of Fluids Engineering, 2020, 142(8): 081402 doi: 10.1115/1.4047064 [12] 郑源, 赵雪莹, 周文杰, 等. 空化诱导的离心泵叶轮区流动特性与压力脉动分析[J]. 农业机械学报, 2024, 55(10): 244−251 (in Chinese) doi: 10.6041/j.issn.1000-1298.2024.10.023 Zheng Y, Zhao X Y, Zhou W J, et al. Analysis of flow characteristics and pressure pulsation in impeller region of centrifugal pump induced by cavitation[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2024, 55(10): 244−251 doi: 10.6041/j.issn.1000-1298.2024.10.023 [13] Shao C L, Li C Q, Zhou J F. Experimental investigation of flow patterns and external performance of a centrifugal pump that transports gas-liquid two-phase mixtures[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 2018, 71: 460−469 [14] Patel B R, Runstadler P W Jr. Investigations into the two-phase flow behavior of centrifugal pumps[C]//Proceedings of the Polyphase Flow in Turbomachinery, New York: ASME, 1978: 79−100 [15] 李重庆, 邵春雷. 低比转速离心泵气液两相流动的可视化试验及数值模拟[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2018, 49(11): 2877−2885 (in Chinese) Li C Q, Shao C L. Visualization experiment and numerical simulation of gas-liquid two phase flow in a low specific speed centrifugal pump[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2018, 49(11): 2877−2885 [16] Luo X Q, Yan S N, Sun S H, et al. Experimental study of gas-liquid two-phase operating characteristics and bubble evolution law of a semi-open mixed-flow pump[J]. Ocean Engineering, 2023, 272: 113733 doi: 10.1016/j.oceaneng.2023.113733 [17] 陆虎, 蒋玲林, 刘厚林, 等. 气液两相条件下离心泵的内流特性试验研究[J]. 舰船科学技术, 2025, 47(22): 61−67 (in Chinese) doi: 10.3404/j.issn.1672-7649.2025.22.009 Lu H, Jiang L L, Liu H L, et al. Experimental study on flow characteristics of centrifugal pump under gas-liquid two-phase condition[J]. Ship Science and Technology, 2025, 47(22): 61−67 doi: 10.3404/j.issn.1672-7649.2025.22.009 [18] Zhang Y Q, Shi G T, Xiao Y X, et al. Experimental study on the pressure increment and flow pattern evolution of a blade-type multiphase pump under different operating conditions[J]. Journal of Fluids Engineering, 2025, 147(12): 121401 doi: 10.1115/1.4068998 [19] He D H, Zhao L, Chang Z, et al. On the performance of a centrifugal pump under bubble inflow: effect of gas-liquid distribution in the impeller[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2021, 203: 108587 doi: 10.1016/j.petrol.2021.108587 [20] Cubas J M C, Stel H, Ofuchi E M, et al. Visualization of two-phase gas-liquid flow in a radial centrifugal pump with a vaned diffuser[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2020, 187: 106848 doi: 10.1016/j.petrol.2019.106848 [21] Ding L, Fu Y T, Li X, et al. Review of vibration induced by gas-liquid two-phase flow inside pipes[J]. Ocean Engineering, 2025, 316: 120006 doi: 10.1016/j.oceaneng.2024.120006 [22] McQuillan K W, Whalley P B. Flow patterns in vertical two-phase flow[J]. International Journal of Multiphase Flow, 1985, 11(2): 161−175 doi: 10.1016/0301-9322(85)90043-6 [23] das Neves D A, Vieira S C, Cenzi J R, et al. Identification of the flow pattern from the experimental pressure signal in horizontal pipes carrying two-phase flows[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2024, 154: 111141 doi: 10.1016/j.expthermflusci.2024.111141 -
计量
- 文章访问数: 443
- HTML全文浏览数: 443
- PDF下载数: 1
- 施引文献: 0