低比转速离心泵气液两相流动的可视化试验及数值模拟

李重庆，邵春雷, 2



低比转速离心泵气液两相流动的可视化试验及数值模拟

李重庆1，邵春雷1, 2

(1. 南京工业大学 机械与动力工程学院, 江苏 南京，211816；2. 常州大学 机械工程学院 江苏省绿色过程装备重点实验室, 江苏 常州，213164)

低比转速离心泵；气液两相流；流型；高速摄像机；气泡直径

离心泵广泛应用于农田灌溉、石油化工、动力工业、城市给排水、采矿和船舶工业等领域[1−2]。在工程实践中经常会出现泵输送中含有气液两相混合物，泵在启动过程中真空度不高或者正常运行情况下管道漏气等情况，使泵内介质在较短的时间内由原来的单相流动转变为复杂的气液两相流动，导致泵的性能下降，甚至产生断流或发生更严重的事故[3]，因此，有必要对泵内气液两相流动进行研究。近年来，人们对离心泵内气液两相流动的规律进行了大量研究。在数值模拟方面，余志毅等[4]基于细泡状流假设对混输泵内气液两相流动进行了非定常流动模拟，分析了进口延伸段产生“不连续气团运动”现象的原因，发现气相漩涡是造成气相积聚的主要因素之一。袁建平等[5]基于Eulerian-Eulerian非均相流模型对不同进口含气率下离心泵内的定常与非定常流动进行了数值计算，通过分析叶轮内气相分布情况和气液两相的速度场提出叶轮流道内漩涡的产生与气相积聚有很大关系，而当进口含气率不超过10%时，气相体积分数对监测点处的压力脉动的主频影响不大。HAZRA等[6]采用雷诺时均方程和混合长度模型模拟连续相，用拉格朗日方法模拟分散相，对泵内的稀疏两相流进行了研究。李昳 等[7]采用修正的控制方程对漩涡泵内气液两相流动进行了数值模拟，其研究结果表明进口含气率越高，叶轮内静压下降程度越严重。李贵东等[8−9]采用Eulerian- Eulerian非均相流模型对离心泵内部气液两相流动进行了瞬态数值模拟，分析了不同进口气相体积分数下叶轮流道内气相分布规律，并研究了不同气相体积分数下叶片载荷、叶轮径向力、叶轮转矩、监测点的气相体积分数和压力脉动情况。付强等[10]研究了核主泵叶片进口边安放位置对泵内气液两相流动的影响，设计了3种进口边安放方案，并分别进行了定常与非定常流动的数值模拟，通过对比模拟结果得到最佳的叶片进口边安放方案，并发现随着含气率增加，试验值与模拟值出现较大的偏差。CARIDAD等[11]基于离心泵叶轮内气泡受力分析的数值模拟技术，对离心泵气液两相进行模拟，并与试验结果作对比，得出了气液两相条件下泵的扬程损失、气泡直径与进口气相体积分数之间的关系。朱荣生等[12]模拟了泵内气液两相的瞬态流场，研究了不同导叶出口边安放位置对核主泵内部压力脉动及含气率脉动的影响，并得出最佳的导叶出口边安放位置。在试验研究方面，GRUSELLE 等[13]通过试验对离心泵的不同设计模型进行了测试，试验结果发展了离心泵的理论模型，为离心泵的设计提供了依据，并将结果推广到输送油气混合介质。ZHANG等[14]使用高速摄像机拍摄了三级混输泵内各级的流动情况，分析了气泡和气团在各级流道内的运动情况，并统计了不同转速和进口气相体积分数下气泡直径，得出了气泡直径随转速和进口气相体积分数的变化规律。BARRIOS等[15]从理论和试验两方面对潜油电泵内的气液两相流进行了研究，分析了泵内流动状态和空泡的行为，并对空泡直径和内部流动进行了可视化测量。VERDE等[16]采用高速摄像机拍摄到了潜油电泵叶轮全流道及叶轮内局部区域的流型变化情况，分析了各个流型对泵性能的影响，同时采用当量直径计算小进口含气率下叶轮内的气泡直径，并绘制成直方图观察气泡直径随进口含气率的变化规律。袁寿其等[17]使用高速摄像机拍摄了离心泵进水管内气泡的运动轨迹。TREVISAN等[18]在原型泵的基础上研制出透明的模型泵，在不同的转速下进行了两相流试验，揭示了黏度对两相流流动形态和泵水力性能的影响。上述研究对本文的数值模拟和高速摄像试验的开展均具有参考价值，但低比转速离心泵内部气液两相流型及叶轮流道内气泡直径随初始液相流量的变化关系有待进一步研究，泵外特性随泵内流型的变化规律有待进一步揭示。本文作者采用高速摄像技术对叶轮流道内气液两相的流动进行可视化试验研究，分析低比转速离心泵叶轮流道内流型和气泡直径随进口气相体积分数0的变化规律以及流型对泵外特性的影响，同时对模型泵进行定常流动的数值模拟。研究结果可为针对不同流型的气液两相流模型的开发以及两相流模拟时气泡直径的确定提供参考。

1 数值模拟方法和试验方法

1.1 建模与网格划分

图1 模型泵

图2 模型计算区域网格

1.2 数值计算方法

数值计算采用Eluerian-Eulerian非均相流模型；考虑相间的滑移速度和动量传递等，湍流模型选用RNG−两方程模型；压力速度耦合采用Phase Coupled SIMPLE算法；气液两相之间的曳力模型选用Gidaspow模型。在计算过程中进行如下假设：1) 泵内气液两相均为不可压缩相，其中液相为连续相，气相为离散相，各相物性为常数；2) 气相为球形气泡且分布均匀；3) 忽略两相间的质量传递和热量传递。

进口采用速度进口边界条件且假设进口速度分布均匀，气液两相间速度相等，给定进口的湍流强度、水力直径和气相浓度；出口采用自由出流(outflow)边界条件，壁面无滑移；近壁区域采用标准壁面函数。

1.3 试验装置与试验方法

泵内气液两相流动的可视化试验装置如图3所示。储罐内的水经模型泵抽送后又回到储罐内，气体由储罐顶部排出。气泵提供的空气与水在泵进口管前混合后进入模型泵内，气体流量由气体调节阀控制，由转子流量计进行测量。泵进出口压力由进出口测压管上的压力传感器测得，泵的转速通过变频器进行调节。

1—储罐；2—出口阀门；3—流量计；4—金属软管； 5—出口压力；6—模型泵；7—电动机；8—进口阀门； 9—电控柜；10—高速摄像机；11—进口压力计；12—气泵；13—转子流量计。

为了用高速摄像机拍摄泵内的流动情况，模型泵采用有机玻璃进行制造，结构参照IS80-50-250型低比转速离心泵。受拍摄位置的限制，高速摄像机很难拍摄到泵全流道内的流动情况，故将泵流道分为4个区域进行拍摄。模型泵区域划分如图4所示。本文主要研究区域I内气液两相的流动情况。

高速摄像机的型号为i-SPEED 3，拍摄频率设置为1 000 帧/s，曝光时间为0.1 ms，拍摄所得图像的分辨率为1 280×1 024。在拍摄过程中，借助LED光源提供辅助光线。通过变频器调节泵的转速为600 r/min，通过出口阀门调节泵的流量分别为5，7，10，12和15 m3/h，气体流量通过气体调节阀从小到大依次调节，待运行稳定后采用高速摄像机拍摄泵内的流动情况。

图4 模型泵4个区域

2 试验结果分析

2.1 叶轮内流型随进口气相体积分数的变化规律

图5 离心泵的压差损失曲线

(a) 泡状流(=0.4%)；(b) 聚合泡状流(=1.2%)；(c) 气团流(=2.0%)；(d) 分层流(=3.5%)

2.2 叶轮内部气泡直径随进气量的变化规律

图7 采样点的位置

当转速为600 r/min、初始液相流量为15 m3/h时，叶轮内部气泡直径随进气量的变化见图8。由图8可知：当g=1 L/min时，所选的气泡中气泡直径集中分布在0.58~0.75 mm，该直径范围内气泡数占所选气泡总数的76%；直径在0.60~0.65 mm内的气泡数量最多；气泡平均直径为0.61 mm。当g增大到2 L/min时，直方图中气泡直径向大直径方向偏移，此时，气泡直径集中分布区域偏移到0.55~0.80 mm，该直径范围内的气泡数占气泡总数的79%；气泡平均直径增大到0.64 mm。当g增大到3 L/min时，直方图中的气泡直径明显增大，气泡直径集中分布区域继续向大直径方向偏移，为0.75~0.95 mm，气泡数占总数的82%；气泡平均直径增大到0.85 mm。由此可见：随着g增大，叶轮流道内气泡数量明显增多，小气泡聚合成大气泡使得叶轮流道内气泡直径明显增大。

(a) Ql=15 m3/h, Qg=1 L/min；(b) Ql=15 m3/h, Qg=2 L/min； (c) Ql=15 m3/h, Qg=3 L/min

2.3 叶轮内气泡直径随初始液相流量的变化规律

试验中，调节泵的转速为600 r/min，进气量固定为1 L/min，泵的液相流量l分别为5，7和10 m3/h。气泡的选取仍按照极坐标定位置的方式选取，每个流量下选取140个气泡得出气泡直径并绘制成直方图，观察气泡直径随初始液相流量的变化规律。

(a) Ql=5 m3/h, Qg=1 L/min；(b) Ql=7 m3/h, Qg=1 L/min；(c) Ql=10 m3/h, Qg=1 L/min

叶轮内部气泡直径随液相流量的变化见图9。由图9可知：当l=5 m3/h时，叶轮内部气泡直径集中分布区域为0.90~1.20 mm，数量占气泡总数的88%，其中直径为0.95~1.00 mm的气泡数量最多；气泡平均直径为1.00 mm；当l=7 m3/h时，叶轮内部气泡直径集中分布区域向小直径方向偏移，为0.80~1.10 mm，气泡数占总数的89%，直径为0.90~0.95 mm的气泡数量最多；气泡平均直径减小到0.93 mm。当液相流量l增大到10 m3/h时，叶轮内部气泡集中区域继续向左偏移(小直径方向)，为0.70~1.00 mm，气泡数占总数的94%，直径在0.80~0.85 mm内的气泡数量最多；气泡平均直径进一步减小到0.82 mm。随着液相流量增大，液相对气相的冲刷作用使得叶轮流道内气泡数量减少；同时，液相流量增大使得气液两相间的滑移速度增大，气泡所受的曳力增大，在多种因素共同作用下，大气泡转变为小气泡，气泡直径减小。

3 数值模拟结果分析

3.1 数值模拟结果试验验证

1—试验结果；2—数值模拟结果。

3.2 叶轮流道内气泡的运移规律

/%：(a) 0.6；(b) 1.2；(c) 2.3；(d) 2.9；(e) 3.5；(f) 4.0

图12 单个气泡的受力分析

3.3 不同进口气相体积分数下叶片表面中间流线气相体积分数的变化规律

(a) 压力面；(b) 吸力面

4 结论

2) 当初始液相流量不变，进气量由1 L/min增大到3 L/min时，叶轮内部气泡数量增加，气泡聚合成大气泡，叶轮内气泡平均直径由0.61 mm增大到 0.85 mm；当保持进气量不变，液相流量由5 m3/h增大到10 m3/h时，液相对气相的冲刷作用使叶轮流道内气相区域减小，气泡的平均直径由1.00 mm减小到0.82 mm。

[1] 关醒凡. 现代泵理论与设计[M]. 北京: 中国宇航出版社, 2011: 6−7.GUAN Xingfan. Modern pumps theory and design[M].Beijing: China Astronautic Publishing House, 2011: 6−7.

[2] 张华, 施卫东, 陈斌, 等. 轴流泵内部流场的二维粒子成像测速试验[J]. 农业工程学报, 2013, 29(23): 93−98.ZHANG Hua, SHI Weidong, CHEN Bin, et al. 2D particle image velocimetry measurement for internal flow field of axial flow pump[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering, 2013, 29(23): 93−98.

[3] 付强, 袁寿其, 朱荣生, 等. 离心泵气液混输瞬态过渡过程水力特性研究[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2012, 33(11): 1428−1434.FU Qiang, YUAN Shouqi, ZHU Rongsheng, et al. Hydraulic characteristics of transient transition process of gas-liquid mixed flow in a centrifugal pump[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2012, 33(11): 1428−1434.

[4] 余志毅, 刘影. 叶片式混输泵气液两相非定常流动特性分析[J]. 农业机械学报, 2013, 44(5): 66−69. YU Zhiyi, LIU Ying. Characteristic analysis of unsteady gas-liquid two-phase flow in a multiphase rotodynamic pump[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2013, 44(5): 66−69.

[5] 袁建平, 张克玉, 司乔瑞, 等. 基于非均相流模型的离心泵气液两相流动数值研究[J]. 农业机械学报, 2017, 48(1): 89−95. YUAN Jianping, ZHANG Keyu, SI Qiaorui, et al. Numerical investigation of gas-liquid two-phase flow in centrifugal pumps based on inhomogeneous model[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2017, 48(1): 89−95.

[6] HAZRA S B, STEINER K. Computation of dilute two-phase flow in a pump[J]. Journal of Computational and Applied Mathematics, 2007, 203(2): 444−460.

[7] 李昳, 盛英英. 气液混输漩涡泵内部气相分布与性能预测研究[J]. 机电工程, 2009, 26(7): 32−33, 56. LI Yi, SHENG Yingying. Study on performance prediction and gas phase distribution in a gas liquid two phase vortex pump[J]. Journal of Mechanical & Electrical Engineering. 2009, 26(7): 32−33, 56.

[8] 李贵东, 王洋, 郑意, 等. 气液两相条件下离心泵内部流态及受力分析[J]. 排灌机械工程学报, 2016, 34(5): 369−374. LI Guidong, WANG Yang, ZHENG Yi, et al. Unsteady internal flow and thrust analysis of centrifugal pump under gas-liquid two-phase flow conditions[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering. 2016, 34(5): 369−374.

[9] 刘瑞华, 李贵东, 王洋. 气液两相下离心泵内部流动数值模拟[J]. 排灌机械工程学报, 2015, 33(8): 661−666. LIU Ruihua, LI Guidong, WANG Yang. Internal flow numerical simulation of centrifugal pump under gas-liquid two-phase flow[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering. 2015, 33(8): 661−666.

[10] 付强, 邢树兵, 朱荣生, 等. 核主泵叶轮叶片进口边位置对气液两相流动特性的影响[J]. 核动力工程, 2016, 37(3): 87−93.FU Qiang, XING Shubing, ZHU Rongsheng, et al. Effect of blade inlet position on flow characteristics of nuclear reactor coolant pump under gas-liquid two-phase condition[J]. Nuclear Power Engineering, 2016, 37(3): 87−93.

[11] CARIDAD J, ASUAJE M, KENYERY F, et al. Characterization of a centrifugal pump impeller under two-phase flow conditions[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2008, 63(1/2/3/4): 18−22.

[12] 朱荣生, 习毅, 袁寿其, 等. 气液两相条件下核主泵导叶出口边安放位置[J]. 排灌机械工程学报, 2013, 31(6): 484−489. ZHU Rongsheng, XI Yi, YUAN Shouqi, et al. Position of guide vane trailing edge of nuclear reactor coolant pump under gas-liquid two phase condition[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering, 2013, 31(6): 484−489.

[13] GRUSELLE F, STEIMES J, HENDICK P. Study of a two-phase flow pump and separator system[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2011, 133(6): 062401-1−7.

[14] ZHANG Jinya, CAI Shujie, LI Yongjiang, et al. Visualization study of gas–liquid two-phase flow patterns inside a three-stage rotodynamic multiphase pump[J]. Experimental Thermal & Fluid Science, 2016, 70: 125−138.

[15] BARRIOS L, PRADO M G. Experimental visualization of two-phase flow inside an electrical submersible pump stage[J]. Journal of Energy Resources Technology, 2011, 133(4): 042901−042912.

[16] 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 & Fluid Science, 2017, 81: 37−51.

[17] 袁寿其, 梁赟, 袁建平, 等. 离心泵进口回流流场特性的数值模拟及试验[J]. 排灌机械工程学报, 2011, 29(6): 461−465. YUAN Shouqi, LIANG Yun, YUAN Jianping, et al. Numerical simulation and experiment on characteristics of centrifugal pump inlet recirculation[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering, 2011, 29(6): 461−465.

[18] TREVISAN F, PRADO M. Experimental investigation of the viscous effect on two-phase-flow patterns and hydraulic performance of electrical submersible pumps[J]. Journal of Canadian Petroleum Technology, 2011, 50(4): 45−52.

(编辑 伍锦花)

Visualization experiment and numerical simulation of gas-liquid two phase flow in a low specific speed centrifugal pump

LI Chongqing1, SHAO Chunlei1, 2

(1. School of Mechanical and Power Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China; 2. Jiangsu Key Laboratory of Green Process Equipment, School of Mechanical Engineering, Changzhou University, Changzhou 213164, China)

In order to study the change rule of gas-liquid two-phase flow patterns and bubble diameter in a low specific speed centrifugal pump, high-speed camera was used to perform the visualization experiment. Moreover, Eulerian-Eulerian inhomogeneous model and RNG−turbulence model were used to simulate the internal flow of the pump. The change rule of gas volume fractions on the midline of the blade surface with the relative position of midline at different inlet gas volume fractions was obtained. The results show that when the inlet gas volume fraction increases from 0.4% to 3.5%, four flow patterns including bubble flow, agglomerated bubble flow, gas pocket flow and segregated flow occur, and differential pressure loss of the pump gradually increases. When the inlet gas flow rate increases from 1 L/min to 3 L/min, bubble average diameter gradually increases from 0.61 mm to 0.85 mm. When the inlet liquid flow rate increases from 5 m3/h to 10 m3/h, bubble average diameter gradually decreases from 1.00 mm to 0.82 mm. Gas volume fraction on the midline of the pressure side and the suction side of the blade firstly increases and then gradually decreases from the inlet to outlet of the impeller. Due to gas vortex, the gas volume fraction slightly increases near the outlet of the impeller. Moreover, as the inlet gas volume fraction increases, the area of gas agglomerated region near the pressure side gradually increases.

low specific speed centrifugal pump; gas-liquid two-phase flow; flow pattern; high-speed camera; bubble diameter

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.11.030

TH311

A

1672−7207(2018)11−2877−09

2017−11−16；

2018−01−29

国家自然科学基金资助项目(51306087)；江苏省“六大人才高峰”项目(GDZB-032)；江苏省高等学校自然科学研究重大项目(17KJA480003)；江苏省绿色过程装备重点实验室开放课题基金资助项目(GPE201704) (Project(51306087) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(GDZB-032) supported by the Six Talent Peaks Program in Jiangsu Province; Project(17KJA480003) supported by the Natural Science Foundation of Higher Education Institutions of Jiangsu Province; Project (GPE201704) supported by the Jiangsu Key Laboratory of Green Process Equipment)

邵春雷，博士，副教授，硕士生导师，从事流体测控技术和流体机械研究；E-mail: chunlei-shao@njtech.edu.cn