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多級混流式混輸泵氣液兩相增壓特性

發布時間：2025-04-17

多級混流式混輸泵氣液兩相增壓特性

戴曉宇徐強楊晨宇蘇筱斌郭烈錦

（西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室，陜西西安 710049）

DOI：10.11949/0438-1157.20240924

摘要在高入口含氣率下，混輸泵的增壓性能劇烈惡化，對化工生產過程的安全穩定運行構成威脅。采用surging test和mapping test兩種測試方法，全方位探討了多運行參數對三級混流式混輸泵整體與級間氣液兩相增壓特性的影響。研究結果表明，隨著液相流量的提升，增壓性能曲線由三個增壓級性能逐級惡化導致的波紋狀下降趨勢逐漸消失。多級混輸泵增壓性能的顯著惡化主要歸因于首個增壓級性能的劇烈下滑。提高液相流量能有效減輕氣體積聚，其對增壓性能的正面促進作用顯著超過了流動分離帶來的負面影響，因而增壓隨液相流量變化曲線呈現驟升趨勢。提高入口壓力有助于緩解氣團聚集對增壓性能的負面影響。

關鍵詞泵；混流式混輸泵；氣液兩相流；氣含率；增壓劇烈惡化

引用本文：戴曉宇, 徐強, 楊晨宇, 蘇筱斌, 郭烈錦. 多級混流式混輸泵氣液兩相增壓特性[J]. 化工學報, 2025, 76(2): 554-563 (DAI Xiaoyu, XU Qiang, YANG Chenyu, SU Xiaobin, GUO Liejin. Gas-liquid two-phase pressurization characteristics of multistage mixed-flow multiphase pump[J]. CIESC Journal, 2025, 76(2): 554-563)

引言

混輸泵是一種具有高揚程、高效率、抗氣蝕等特點的葉片泵，在石油、化學、核能等工程中被廣泛用于輸送液相工質^[1-3]。然而，在多應用場景中，混輸泵常常需要處理氣液混合流體^[4-5]。當進入混輸泵的氣體體積分數較大或大量氣團進入混輸泵時，泵的性能急劇惡化，甚至失效，對生產效率和安全構成巨大威脅^[6]。因此，研究混輸泵在氣液兩相條件下的增壓性能以及性能劇烈惡化具有重要意義。

學者們研究了部分運行參數對混輸泵在氣液兩相條件下水力性能的影響。Luo等^[7]研究了不同入口含氣率下混輸泵的壓力波動特性。Lea等^[8]報道當入口含氣率超過某個臨界值時，混輸泵會發生嚴重的喘振現象。Fu等^[9-11]研究了混輸泵在氣液兩相條件下的增壓性能，發現當進口氣體體積分數（inlet gas volume fraction, IGVF）增加時，泵的增壓性能會急劇惡化，并且混流式結構相較離心式結構能夠更好地處理氣液兩相流體。Gamboa等^[12]將混輸泵發生性能惡化時的入口含氣率稱為臨界含氣率；并報道混輸泵的增壓性能發生劇烈惡化時的流量隨著轉速與入口壓力增加向低流量移動。Shi等^[13]將葉輪沿軸向分為三段，通過數值模擬得到不同區域的增壓數據。結果表明，隨著流量的增加，增壓性能從進口段到出口段逐漸降低。當液相工質含有一定量的氣體時，混流泵仍然具有相對較高的增壓能力。但當IGVF達到一定閾值時，混輸泵的增壓會發生惡化，具體表現為增壓驟降^[14]。Xu等^[15]通過測量混輸泵的瞬態壓力來研究內部氣液流動。結果表明，氣體聚集導致了壓力波動幅度的增加，并且氣團的運動與壓力的波動息息相關。Monte等^[16]開展了可視化研究，觀察了離心式葉輪的氣液兩相流動。結果表明，氣團的聚集以及流動影響了混輸泵的增壓性能及運行穩定性。Yang等^[17]研究了多級混流泵的級間增壓特性，發現級間增壓惡化沿級數增加方向逐漸減弱，增加增壓級數可以有效提高臨界含氣率。He等^[18]研究了離心式混輸泵的氣液兩相性能，發現調節流量與轉速可以改變流型，進而消除喘振現象。

葉片設計參數對泵的兩相增壓性能有顯著影響。Ji等^[19]對三種不同葉輪葉片數的混輸泵進行了外特性實驗和數值模擬。結果表明，葉輪葉片數量的增加提高了泵揚程和效率，但也導致混輸泵失速的早期發生，增加了泵的不穩定性。Bing等^[20]實驗研究了葉片安放角度的誤差對混輸泵氣液兩相性能的影響。Ni等^[21]研究了葉片厚度對混輸泵失速特性的影響。結果表明，葉片安放角與葉片厚度的小幅度改變對混輸泵的增壓幾乎無影響，但適當增加葉片厚度及數量可以推遲失速現象的發生。

葉輪的結構主要有開式、半開式及閉式。開式葉輪的葉片伸展至輪轂外，閉式葉輪的葉片被輪轂包圍，而半開式葉輪則介于兩者之間，葉片部分伸展至輪轂外，部分被輪轂包圍。由于開式葉輪內容易產生渦流和不穩定流動，氣泡和液體的相互作用會加劇這種不穩定性，影響泵的運行效率和穩定性^[22]，因而在處理含氣工質時多采用半開式及閉式葉輪。Luo等^[23]研究了氣液分布對半開式混流泵性能的影響。結果表明，進口氣體體積分數和液體流量是影響泵性能的主要因素。Hundshagen等^[24]分析了閉式和半開式葉輪中單相和兩相流動的區別。Wu等^[25]探討了添加上蓋板對半開式離心泵水頭和效率的影響。研究表明，添加上蓋板能夠有效地提高半開式離心泵的水頭和效率。Mansour等^[26]采用閉式與半開式葉輪研究了混輸泵的氣液兩相流的增壓特性。研究表明，配備閉式葉輪結構的混輸泵在較大流量下具有更好的水力性能以及更低的滯后性，有效減少了喘振現象的發生。

綜上所述，關于具有閉式葉輪結構的混流式混輸泵在氣液兩相條件下的增壓特性研究仍較為匱乏。同時，對混流泵在氣液兩相條件下的內部流動機制的研究目前主要集中在單級結構。本研究采用surging test（固定液相流量）和mapping test（固定氣相流量）兩種測試方法，全面研究多參數和氣液兩相條件下三級混流式混輸泵的增壓性能及其相似性。并在此基礎上研究入口壓力對混輸泵整體與級間氣液兩相增壓性能的影響規律。以期為深入理解并完善混輸泵的氣液兩相流動機制以及性能劇烈惡化機理，優化葉型結構設計提供支撐。

1 實驗系統

1.1 實驗環路

氣液兩相三級混流式混輸泵實驗系統（圖1）主要由液相供給系統、氣相供給系統、混輸泵系統和數據采集系統組成，與前期研究^[27-28]所用實驗環路一致。液相供給系統由水箱、離心水泵、流量調節閥以及液相流量計（型號AXG-065）組成。離心水泵對液體增壓并輸送，最大流量為150 m³/h。在實驗中，調節離心水泵電機的運行頻率和下游流量調節閥的開度來調節液相的流量。氣相供給系統由空氣壓縮機（型號W-10/350）、高壓儲氣瓶、氣相精密調節閥（型號Swagelok SS-31RS4）、質量流量計和高壓截止閥組成。空氣壓縮機將氣體壓縮并干燥后送入高壓儲氣瓶，以保持壓力的穩定性。高壓截止閥被用于控制氣相的通斷。三個并聯的氣相精密調節閥被用于調節氣相的流量。使用Rheonik公司生產的RHM015 GET2和RHM06 GET2型質量流量計來對氣相流量進行測量。兩個質量流量計的量程分別為0~0.6 kg/min和0~20 kg/min，并且精度均為0.18% FS。混輸泵系統包括混勻器、三級混流泵、截止閥、氣液分離器、扭矩轉速儀（型號JN338-A）、變頻電機和變頻器（ABB公司）。在混勻器中，液體和氣體被充分混合，隨后進入三級混流泵，并最終流入氣液分離器以實現兩者分離。控制位于泵出口處的兩個截止閥的開度來調節入口壓力。Omega公司的T型熱電偶被用于測量進出口溫度。該熱電偶具有0.4%的高測量精度，適用溫度范圍為0~200℃。混流泵的轉速和扭矩則通過扭矩轉速儀來測量。轉速量程為0~6000 r/min，扭矩量程為-100~100 N·m，測量精度均為0.2% FS。變頻電機的轉速通過變頻器進行調節。

圖1 三級混流式混輸泵測試平臺Fig.1 Schematic of three-stage mixed-flow multiphase pump system

1—儲液罐;2—給水泵;3—流量調節閥;4—液相流量計;5—靜態混勻器;6—三級混流式混輸泵;7—扭矩轉速儀;8—變頻電機;9—出口控制閥;10—高壓截止閥;11—氣相調節閥;12—空氣壓縮機;13—高壓儲氣瓶;14—氣液分離器

1—liquid tank; 2—centrifugal pump; 3—flow regulating valve; 4—liquid flowmeter; 5—mixer; 6—three-stage mixed-flow pump; 7—torque tachometer; 8—variable frequency motor; 9—outlet control valve; 10—high-pressure globe valve; 11—gas-phase regulating valve; 12—air compressor; 13—high-pressure gas storage cylinders; 14—gas-liquid separator

數據采集系統由8個KELLER傳感器（PA-23）和NI數據采集模塊（NI-9253）以及計算機構成。傳感器被設置在混輸泵的出/入口、三組葉輪和擴壓器的出口，如圖2所示。在這些傳感器中，只有用于測量混輸泵入口壓力的傳感器的量程為0~1000 kPa，其余的壓力傳感器的量程都是0~2000 kPa。所有這些傳感器的標準測量精度都是0.1% FS。NI公司制造的NI-9253采集模塊被用于采集數據。LabVIEW軟件被用于處理和儲存模擬電流信號數據。在穩定工況下，采樣頻率設定為100 Hz，采樣時長為20 s，采樣頻次為3次。混輸泵由旋轉的葉輪和固定的擴壓器組成。當泵軸帶動葉輪旋轉時，由于離心力的作用，實驗流體被排擠到葉輪的外部。這個過程中，泵的機械能轉為流體的動能。隨后流體在擴壓器內減速，因而動能會轉化為靜壓能。作為混輸泵的核心旋轉部件，葉輪的三維結構如圖2（b）所示。

圖2 三級混流式混輸泵結構圖：(a)葉輪與擴壓器截面及傳感器布置；(b)葉輪結構Fig.2 Structure of the three-stage mixed-flow pump: (a) impeller and diffuser cross sections and sensor layout; (b) impeller structure

葉輪與擴壓器的詳細參數如表1所示。

表1 葉輪與擴壓器結構參數Table 1 Structural parameters of impeller and diffuser

1.2 實驗工況

本次實驗采用surging test（喘振測試）與mapping test（映射測試）兩種測試方法。surging test中，保持液相流量不變，逐步增加氣相流量，直到泵發生嚴重性能惡化或surging（喘振）現象。surging test旨在檢測泵的穩定性，特別是其穩定與不穩定運行狀態的界限。它揭示了泵在性能嚴重下降時的入口含氣率，適用于評估混輸泵的穩定性。mapping test通過保持氣相流量恒定，逐漸增加液相流量至混輸泵失去增壓能力，系統地記錄泵在多種氣液流量、轉速和進口壓力下的性能。此測試用于泵設計和研發階段，以確定最佳工作點。實驗旨在探究混流泵在不同轉速及入口條件下的單相與兩相水力性能。實驗設定了1500~3500 r/min（3500 r/min為額定轉速）的五個轉速工況。液相流量范圍為10~115 m³/h，重點研究了最佳效率點流量（Q_BEP）附近流量區間，即（0.6~1.2）Q_BEP。氣相流量從0增至混輸泵失去增壓能力（最大35.83 m³/h）。入口壓力設定為200~800 kPa，以保障測試安全性和設備可靠性。水力效率η的最大相對誤差為1.65%，氣體體積流量的最大相對誤差為2.2%，入口含氣率的最大相對誤差為1.7%。

2 實驗結果與討論

2.1 單相水力性能

圖3(a)展示了不同轉速（1500、2000、2500、3000 r/min及額定3500 r/min）下，三級混流式混輸泵的液相揚程和水力效率隨液相流量的變化。實線表示揚程，虛線表示效率。隨著液相流量增加，揚程先是急劇下降，隨后緩慢降低，最后再次快速下降，這反映了入口回流和葉片附近流動分離的影響。水力效率則先升后降，初期由于渦流區域減小而提高，但過量流量會導致流動分離，降低泵的增壓能力和效率。單相水力效率

的計算公式如式（1）所示：

圖3 單相水力特性：(a)增壓與效率隨液相流量變化曲線；(b)無量綱揚程系數隨流量系數變化曲線Fig.3 Single-phase hydraulic characteristics: (a) pressurization and efficiency curve with liquid flow rate; (b) dimensionless head coefficient curve with flow rate

(1)

式中，

為三級混流式混輸泵總增壓；

為液相體積流量；

為扭矩；

為轉速。為了驗證泵設計方法的正確性，計算得到揚程系數隨流量系數變化曲線，如圖3(b)所示。單相條件下，泵在不同轉速下的無量綱揚程系數隨流量系數變化曲線高度重合，表明單相增壓具有相似性^[29-30]。在單相流量-效率曲線中，效率達到峰值時所對應的流量定義為最佳效率點流量，記作Q_BEP。本研究通過對獲得的單相流量-效率曲線數據進行插值、擬合及求導處理，確定了混輸泵在1500、2000、2500、3000、3500 r/min轉速下的Q_BEP，分別為40、55、70、80和95 m3/h。

流量系數與揚程系數的計算公式如下所示：

(2)

(3)

式中，

為角速度；

為水力直徑。

2.2 氣液兩相surging test

surging test用于界定三級混流式混輸泵在氣液兩相條件下的穩定操作范圍，有助于改善泵的運行參數，增強系統穩定性和延長使用壽命。圖4展示了在入口壓力為200 kPa條件下，不同轉速時泵的氣液兩相增壓性能隨入口含氣率的變化。由式（4）計算的入口含氣率數據顯示，當液相流量固定時，隨著入口含氣率的提升，泵的性能顯著惡化，表現為增壓曲線的陡降。此時的入口含氣率，即泵增壓能力急劇下降的點，被定義為臨界含氣率。液相流量增加時，臨界含氣率降低。這是因為較高的液相流量導致流體速度增加，易于在葉片區域產生流動分離，從而降低泵的增壓效果。同時，氣體壓縮程度減少，降低了氣體的跟隨性。

圖4 Surging test氣液兩相增壓特性Fig.4 Surging test gas-liquid two-phase pressurization characteristics

(4)

式中，

為氣相體積流量。當液相流量較小時，可以看到增壓曲線呈現波紋狀下降趨勢。隨著液相流量的增加，泵的增壓性能逐漸減弱，因而葉輪內氣體的實際體積分數上升，增壓曲線失去了原本的波紋狀特征。當液相流量進一步增大，氣體更為迅速地聚集，導致泵的性能進一步惡化。

泵的增壓隨著轉速的升高而增大。在葉輪內部，氣體受到的壓縮程度更加強烈，使得氣體不易發生聚集，因此臨界含氣率得以提高。surging test中，液相流量一致時，三級混流式混輸泵在不同轉速下的增壓曲線具有相似的下降趨勢。

為了進一步分析混輸泵的增壓性能發生劇烈惡化，即增壓隨入口含氣率變化曲線出現驟降趨勢的原因，繪制了不同轉速下各增壓級的增壓隨入口含氣率變化曲線，如圖5所示。在三個不同轉速下，首個增壓級的性能皆出現了顯著的惡化，如圖中虛線圓圈所標注，這是混輸泵的性能出現嚴重惡化的主要原因。而當液相流量較低時，第二個增壓級的增壓性能僅呈現小幅度驟降，但隨著入口含氣率的繼續增加，其性能迅速下降。隨著含氣率的提升，這三個增壓級的性能依次出現了嚴重退化，導致了圖4中流量較低時出現的波紋狀下降趨勢。當液相流量較大時，下游的兩個增壓級幾乎在入口含氣率約為12%時同時發生性能惡化，因而增壓曲線失去了波紋狀下降趨勢。

圖5 單級增壓特性Fig.5 Pressurization characteristics of each booster stage

由上文可知，混輸泵內氣液兩相流體具有時空分布的不均勻性和變化的多復雜性。相較于單相流體，混輸泵在增壓氣液兩相流體過程中的行為規律和特性表現出顯著差異^[31]。因此，研究混輸泵在氣液兩相條件下的增壓相似性，對于促進多相混輸泵增壓機制的理解及其設計優化的進程，具有極其關鍵的作用。類比單相流量系數與揚程系數，假設氣液為均質流體，定義了兩相條件下的流量系數與揚程系數，公式如下：

(5)

(6)

(7)

式中，

與

分別為液相與氣相的密度。由圖4得知，當液相流量相同時，混輸泵在不同轉速下的增壓隨入口含氣率變化曲線具有相同下降規律。圖6展示了不同轉速與液相流量下，三級混流式混輸泵氣液兩相揚程系數隨流量系數變化散點圖。由圖可知，液相流量與最佳效率點流量比值保持不變時，混輸泵在不同轉速下的氣液兩相揚程系數隨流量系數變化特征一致，具有強相似性。其中，液相流量為最佳效率點流量時，混輸泵在不同轉速下的增壓性能在無量綱流量系數達到4.0時經歷了嚴重惡化，這意味著氣相和液相之間的相互作用力（如曳力、湍流擴散等）在不同操作條件下沒有顯著差異。通過氣液兩相揚程系數隨流量系數變化的散點圖，可以較為準確地估計不同轉速與流量下的混輸泵性能，有助于泵的結構優化及性能提升。

圖6 三級混流式混輸泵氣液兩相揚程系數隨流量系數變化散點圖Fig.6 Scatter diagram of the gas-liquid two-phase head coefficient of the three-stage mixed-flow multiphase pump with the flow coefficient

2.3 氣液兩相mapping test

mapping test繪制了三級混流式混輸泵在氣液兩相流動下的完整性能曲線，可以全面了解泵在不同氣液比、流量和轉速下的增壓性能。當氣相質量流量保持不變時，三級混流式混輸泵在不同轉速下的氣液兩相增壓隨液相流量變化曲線如圖7所示。當Q_a較小時，泵的增壓隨液相流量變化曲線出現了驟升點。這是由于當氣相流量保持不變時，增加液相流量實際上等同于減小了入口含氣率。這一變化減輕了葉輪內部的氣體積聚，從而消除了泵增壓性能的劇烈惡化現象。這一過程與圖4中泵的增壓隨入口含氣率的減小而增加相對應。雖然混輸泵的增壓性能隨液體流量的增加而降低，但因消除劇烈增壓惡化而提升的增壓幅值大于因增大液相流量而降低的增壓幅值。因此，mapping test圖中，增壓曲線會出現驟升趨勢。當氣相質量流量增大時，增壓隨液相流量變化曲線的驟升趨勢消失。這是由于在當前氣相質量流量下，即使增加液相流量值最大，入口含氣率仍大于臨界含氣率。隨轉速增大，泵在較高轉速下具有更大增壓能力，氣體具有更強跟隨性，因而增壓隨液相流量變化曲線的驟升點對應液相流量減小。

圖7 Mapping test氣液兩相增壓特性Fig.7 Mapping test gas-liquid two-phase pressurization characteristics

2.4 入口壓力對混輸泵整體與級間氣液兩相增壓性能影響

圖8(a)展示了入口壓力為200~800 kPa下，三級混流式混輸泵的總增壓隨入口含氣率變化曲線。圖8(b)為圖8(a)中臨界含氣率附近曲線的局部放大圖。圖8(c)與圖8(d)分別展示了入口壓力為200 kPa與800 kPa時，不同氣相流量下泵的總增壓隨液相流量變化曲線。由圖可知，隨著入口壓力從200 kPa增加至300 kPa，泵的臨界含氣率幾乎沒差別。然而，隨著入口壓力進一步增大，臨界含氣率顯著增大，有效擴大了混輸泵的高增壓性能含氣率區間。氣體與液體的密度差隨著入口壓力的增大而減小，氣體的跟隨性增強。除此之外，當入口壓力增大時，氣體更易溶于液體中，使得混合物中游離氣體的比例相對減少，增大了氣體聚集的難度。因此，臨界含氣率隨著入口壓力的增大而增大。泵也隨著入口含氣率進一步增大而表現出更強的增壓性能。

圖8 不同入口壓力下三級混流式混輸泵的總增壓性能曲線Fig.8 Total pressurization performance curves of three-stage mixed-flow multiphase pump under different inlet pressures

正如前文所述，在氣相流量固定時，液相流量的增加導致入口含氣率逐漸下降，即增壓曲線的驟升現象表明泵性能的劇烈惡化得到改善。換言之，增壓曲線的驟升點對應的液相流量越小，泵發生性能劇烈惡化時對應的入口含氣率越高。如圖8(c)和圖8(d)所示，在相同的氣相流量條件下，混輸泵在800 kPa入口壓力下的增壓曲線驟升點對應的液相流量更小，這同樣表明提高入口壓力能有效提升泵的臨界含氣率。

混輸泵內氣液兩相流動具有復雜性，每個增壓級的工作條件有所不同，從而表現出不同的水力特性。通過研究不同增壓級的性能，有助于混輸泵的葉型優化設計，提高泵的效率、可靠性和穩定性，減少能耗和維護成本。圖9(a)、(b)分別展示了三個增壓級在不同入口壓力下的增壓隨入口含氣率和液相流量的變化曲線。圖9(a)揭示僅首個增壓級經歷了顯著的性能退化，且臨界含氣率隨入口壓力升高而增加。在不同入口壓力下，下游兩個增壓級的性能隨著入口含氣率增加而迅速下降，尤其是當含氣率超過12%時，第三個增壓級的性能急劇下降，如圖中箭頭所示。由圖9(b)中僅首個增壓級的性能曲線發生了明顯的驟升，進一步說明多級混輸泵呈現劇烈惡化趨勢主要是由第一個增壓級引起的。通過對比得知，泵在更大入口壓力下的性能曲線驟升點對應液相流量更小，表明增壓入口壓力有效緩解了性能的劇烈惡化。

圖9 三個增壓級在不同入口壓力與液相流量下的增壓隨入口含氣率變化曲線Fig.9 Pressurization curves of three booster stages with inlet gas volume fraction and liquid phase flow rate under different inlet pressures

3 結論

本研究綜合運用了surging test和mapping test兩種測試方法，系統探討了入口含氣率、轉速、入口壓力等多個參數對三級混流式混輸泵增壓性能的影響規律。深入分析了入口含氣率變化導致增壓驟升現象，以及液相流量變化導致增壓驟降現象的具體原因。同時，還研究了入口壓力對混輸泵整體及級間氣液兩相增壓性能的影響規律。主要結論如下。

（1）隨著入口含氣率的增大，三個增壓級的性能依次出現了嚴重惡化，導致了增壓曲線呈現波紋狀下降趨勢。提高液相流量，下游的兩個增壓級幾乎在入口含氣率約為12%時同時發生性能惡化，因而增壓曲線失去了波紋狀下降趨勢。

（2）在額定轉速與最佳效率點流量下，混輸泵的增壓性能在無量綱流量系數達到4.0時經歷了嚴重惡化。進一步分析各級間的增壓性能揭示，多級混輸泵增壓性能的顯著惡化主要歸因于首個增壓級性能的劇烈下滑。

（3）提升液相流量能有效減輕氣體積聚，其對增壓性能的正面促進作用顯著超過了流動分離帶來的負面影響。因此，mapping test中增壓隨液相流量變化曲線呈現出了驟升趨勢。

（4）增加入口壓力有助于減輕氣團聚集對增壓性能的不利影響，即臨界含氣率隨入口壓力升高而增加。

亮點評述

多級混流式混輸泵氣液兩相增壓特性

多級混流式混輸泵氣液兩相增壓特性

引 言

1 實驗系統

1.1 實驗環路

1.2 實驗工況

2 實驗結果與討論

2.1 單相水力性能

2.2 氣液兩相surging test

2.3 氣液兩相mapping test

2.4 入口壓力對混輸泵整體與級間氣液兩相增壓性能影響

3 結 論

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引言

3 結論