流体机械

参数	流量/（m³⋅h^-1）	扬程/m	转速/(r⋅min^-1)	级数	比转速n_s	汽蚀比转速c_kpi
数值	10	15	9 000	1	227	943

参数	流量/（m³⋅h^-1）	扬程/m	转速/(r⋅min^-1)	级数	比转速n_s	汽蚀比转速c_kpi
数值	10	15	9 000	1	227	943

参数	叶轮叶尖直径D_t/mm	叶轮轮毂直径D_h/mm	叶轮起始螺距S₁/mm	叶轮终止螺距S₂/mm	叶轮叶顶间隙Δt/mm	蜗壳进水宽度b_v/mm	蜗壳喉部面积A/mm²	过渡段进口直径d₁/mm	过渡段出口直径d₂/mm	过渡段长度l/mm
数值	51.5	25	33	45	0.3	18	572.56	25	44	22

参数	叶轮叶尖直径D_t/mm	叶轮轮毂直径D_h/mm	叶轮起始螺距S₁/mm	叶轮终止螺距S₂/mm	叶轮叶顶间隙Δt/mm	蜗壳进水宽度b_v/mm	蜗壳喉部面积A/mm²	过渡段进口直径d₁/mm	过渡段出口直径d₂/mm	过渡段长度l/mm
数值	51.5	25	33	45	0.3	18	572.56	25	44	22

仪器	型号	精度	测量范围
液相流量计	N50E	±0.5%	0~35 m³/h
压力变送器	BWP04	±0.2%	-0.1~1.0 MPa
流量调节阀	MPD50	±0.1%	0~35 m³/h
气体控制器	SCF120	±0.2%	0~200 L/min

仪器	型号	精度	测量范围
液相流量计	N50E	±0.5%	0~35 m³/h
压力变送器	BWP04	±0.2%	-0.1~1.0 MPa
流量调节阀	MPD50	±0.1%	0~35 m³/h
气体控制器	SCF120	±0.2%	0~200 L/min

高速气液混输增压泵设计及可视化测试研究

董栋 ¹^,² , 李晓俊 ¹ , 虞瑞荣 ³ , 谢功耋 ³ , 李晓多 ³ , 叶张益 ³

流体机械 | 试验研究 2025,53(10): 1-9

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流体机械 |试验研究 2025 , 53 (10) : 1 -9

高速气液混输增压泵设计及可视化测试研究

全屏

董栋¹^,², 李晓俊¹, 虞瑞荣³, 谢功耋³, 李晓多³, 叶张益³

作者信息

¹浙江理工大学全省复杂流动与流体工程装备重点实验室，杭州 310018

²新乡航空工业（集团）有限公司，河南新乡 453003

³嘉利特荏原泵业有限公司，浙江温州 325204

通讯作者:

李晓俊（1987），男，教授，博士生导师，主要从事水力机械内流稳定性研究，通信地址：310018 浙江省杭州市钱塘区2号大街928号浙江理工大学全省复杂流动与流体工程装备重点实验室，E-mail：lixj@zstu.edu.cn。

作者简介:

董栋（1999），男，硕士研究生，主要从事多相流流体机械设计及试验测试研究，E-mail：dongzstu2022@163.com。

Design and visualization testing study of high‑speed gas‑liquid multiphase booster pump

Dong DONG¹^,², Xiaojun LI¹, Ruirong YU³, Gongdie XIE³, Xiaoduo LI³, Zhangyi YE³

Affiliations

¹Zhejiang Key Laboratory of Multiflow and Fluid Machinery，Zhejiang Sci‑Tech University，Hangzhou 310018，China

²Xinxiang Aviation Industry （Group） Co.，Ltd.，Xinxiang 453003，China

³Ebara Great Pumps Co.，Ltd.，Wenzhou 325204，China

出版时间: 2025-10-31 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.10.001

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摘要

收起

针对常规离心泵在高含气混输工况下性能失效问题，设计了一种覆盖常规离心泵性能参数的高速气液混输增压泵，维持泡状入流并通过可视化测试，分析其在变工况下的性能与内部流动特性。结果表明，该泵在额定工况下可输送进口气体体积分数为55%的混合介质；随着进口气体体积分数的升高，泵扬程系数呈非线性下降趋势，入口流型逐步由泡状流Ⅰ转变为泡状流Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ，当流型发展至泡状流Ⅲ时，泵性能损失和入口流型转变延缓幅度最大；提高转速，入口流型转变延缓率最高可达6.65%，并增强泵的抗气体掺混能力；小液相流量有助于在高进口气体体积分数条件下减缓性能下降，而增加液相流量则加剧了泵内气液分离；降低液相流量，入口流型转变延缓率最高可达7.04%。研究可为气液混输增压泵的优化设计及高效运行提供理论支持。

关键词

气液混输增压泵 / 进口气体体积分数 / 入口流型转变 / 气泡演化 / 可视化测试

Abstract

收起

To address the performance failure of conventional centrifugal pumps under high gas content multiphase transportation conditions，a high‑speed gas‑liquid multiphase booster pump covering conventional centrifugal pump performance parameters was designed.Maintaining bubbly inflow and through visualization testing，its performance and internal flow characteristics under variable conditions were analyzed.The results show that the pump can transport mixed medium with inlet gas volume fraction of 55% under rated conditions；as inlet gas volume fraction increases，the pump head coefficient shows a nonlinear decreasing trend，and the inlet flow pattern gradually transitions from bubbly flow Ⅰ to bubbly flow Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ.When the flow pattern develops to bubbly flow Ⅲ，the pump performance loss and inlet flow pattern transition delay reach their maximum；increasing rotational speed can achieve up to 6.65% maximum inlet flow pattern transition delay rate and enhance the pump's gas mixing resistance capability；small liquid flow rate helps slow down performance degradation under high inlet gas volume fraction conditions，while increasing liquid flow rate intensifies gas‑liquid separation inside the pump；reducing liquid flow rate can achieve up to 7.04% maximum inlet flow pattern transition delay rate.This research provides theoretical support for the optimal design and efficient operation of gas‑liquid multiphase booster pumps.

Key words

gas‑liquid multiphase booster pump / inlet gas volume fraction / inlet flow pattern transition / bubble evolution / visualization testing

引用本文

董栋, 李晓俊, 虞瑞荣, 谢功耋, 李晓多, 叶张益. 高速气液混输增压泵设计及可视化测试研究. 流体机械, 2025 , 53 (10) : 1 -9 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.10.001

Dong DONG, Xiaojun LI, Ruirong YU, Gongdie XIE, Xiaoduo LI, Zhangyi YE. Design and visualization testing study of high‑speed gas‑liquid multiphase booster pump[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (10) : 1 -9 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.10.001

正文

收起

0　引言

收起

气液多相混合介质广泛应用于优化能源装备系统中的能量储存和热交换，其输送通常依赖于流程泵。然而，在输送过程中，泵内若过早发生气泡聚集、气液分离等不稳定多相流现象，往往会引发泵送系统运行故障^［1］。

离心泵作为重要的流体输送设备，被广泛用于气液混合输送，并受到众多研究者的关注。MURAKAMI等^［2］开展了离心泵输送水和空气的混合介质的可视化试验，发现增加进口气体体积分数（inlet gas volume fraction，IGVF）会显著降低离心泵的水力性能，泵内逐渐呈现离散泡流、团聚泡状流、气囊流和分离流等流型。司乔瑞等^［3］研究表明，当离心泵在输送IGVF≥10%的混合介质时，其性能失效不可避免。这主要归因于离心径向叶轮结构的限制，气相容易在叶轮叶片吸力侧积累，快速形成大气团，从而堵塞流道^［4］。为了缓解这一现象，相关研究人员提出了多种优化策略。ZHU等^［5］在复合离心叶轮后串联一种开式涡旋叶轮用以输送气液混合物，将临界IGVF提升至13%；MANSOUR等^［6］研究发现，在更高转速下，离心泵内气液两相分布更加均匀；田龙等^［7］和PARIKH等^［8］研究表明，通过合理增大叶顶间隙带来的二次流效应，可以提高离心泵内气液两相的混合程度。尽管这些策略在实际生产中具有应用价值，但其性能增益通常有限，且往往仅适用于特定工况范围。

近年来，螺旋轴向泵作为专门为输送气液混合物而设计的设备，被认为具有更大的发展潜力。学者们通过试验和数值模拟的方法，得到了许多相关研究结论。权辉等^［9］观测了螺旋轴向泵内气泡运动轨迹，发现其气泡形态受IGVF和转速等因素的影响；史广泰等^［10］模拟了结构参数对螺旋轴向泵内流动结构的影响，证明了增大轮毂比可以有效减少气相在轮毂处的聚集。ZHANG等^［11］通过优化叶轮负荷参数和高压边角等，使叶轮内的流动模式得到了显著改善。这种经过特殊设计的高比转速螺旋轴向泵，即便在IGVF≥50%时仍能稳定运行，但通常适用于大流量、低扬程需求^［12］。

然而，离心泵凭借其低成本、易于维护和优良的工艺适配性，仍然是能源工业中流程泵的首选设备^［13］。为解决离心泵在高IGVF条件下的性能失效，本文综合离心泵和螺旋轴向泵的技术优势，设计并开发一种适配性强、轻量化的高速气液混输增压泵，用以替代离心泵在此类工况下的应用。同时，通过所搭建的气液混输测试台，测试高速气液混输增压泵在复杂工况下的性能，并通过可视化技术分析泵内流动行为，为该类泵的优化设计和工程应用提供参考。

1　高速气液混输增压泵设计

收起

本文所设计的高速气液混输增压泵的额定参数如表1所示。

为最大限度地提高泵的气液混输能力，设计时首先确定采用高转速的轴流式叶轮，这一决策基于其在输送高IGVF混合介质时所展现出的显著优势^［14-15］。基于叶轮的最终设计方案，设计与之匹配的蜗壳，使其作为转向流道收集，并整流叶轮出口处的多相流体，在提高泵的整体性能的同时减小轴向尺寸，满足结构设计需要。

基于此，叶轮结构具备以下特点：（1）采用开式叶轮和双螺旋叶片设计，对固体颗粒不敏感的同时增加流道半径；（2）采用圆弧形进口边和较大的叶片前缘包角设计，使得单位进口边的负荷减少；（3）叶片厚度从轮毂到叶顶逐渐减小，叶型设计为平滑、渐变的S型过渡结构；（4）采用变螺距和线性变化安装角设计。

叶轮叶尖直径D_t的计算如式（1）所示，并在此基础上结合原型离心泵的安装口径确定。

D t = [240 Q l d π 2 n (1 - R d 2) ϕ] 1 / 3

（1）

式中，Q_ld为设计流量；n为设计转速；R_d为轮毂比，即轮毂直径D_h和叶尖直径D_t的比值；ϕ为进口流量系数。

变螺距叶片能够适应混合流中IGVF的变化，可减少气相聚集造成的阻塞，平滑压力分布。螺距S的设计原则是在轴向截面上各半径r处保持相等。

S = 2 π r t a n β i 2 r

（2）

式中，β_i₂_r为任意半径处的叶片出口安装角。

叶片安装角β_i按线性变化规律设计，在径向上更平滑地调整气液混合物的流动方向，进而减轻因气液密度差异导致的流动分离和气锁风险。

β i = β i 1 + β i 2 - β i 1 α φ

（3）

式中，下标i，1，2分别表示任意半径处、叶轮进口和出口；α为叶片总包角；φ为叶片从进口起的叶尖任意角度。

基于圆柱层无关性假设和平面叶栅理论，通过修正的动量分布和考虑叶片局部堵塞效应，开展叶轮的理论扬程计算，计算结果用于定量地指导叶轮水力设计的优化和性能验证。叶轮设计理论计算模型如图1所示。

将叶轮流道沿径向划分为K个圆柱层，分别编号为1，2，…，k，k+1，…，K〔见图1（a）（b）〕，则叶轮产生的理论扬程H_th可由式（4）计算。相邻的两个圆柱层称为流面，设流量和绝对速度在各流面上均匀分布，则每个流面的轴向速度可以用式（5）表示。

H t h = 1 K ∑ k = 1 K H t h, k

（4）

v z, i n = Q l d π r t 2 (1 - R d 2)

（5）

式中，r_t为叶尖半径；下标in为叶轮流面进口。

通过求解

H t h, k

得到叶轮产生的总理论扬程。

由连续性方程，流面k半径沿径向分布满足以下关系：

r k = r k - 1 2 - r k - 1 2 (1 - R d 2) K - 1

（6）

引入动量修正系数ε_k表征气相比例对流体动量分布的影响：

ε k = 1 + I G V F (ρ g ρ l - 1)

（7）

式中，ρ_g为气相密度；ρ_l为液相密度。

叶片的特殊设计对混合介质产生了强烈的叶片阻塞效应，对于流面k，其局部堵塞系数ζ_k可以表示为：

ζ k = 1 - Z (S u, k + S u, k + 1) 2 π (r k + r k + 1)

（8）

式中，Z为叶片数；S_u，k，S_u，k+₁分别为流面k上叶片的周向厚度。

因此，流面k中流体的轴向速度计算公式修正为：

v z, k = v z, i n / ζ k

（9）

考虑相邻圆柱层间轴向速度呈线性分布，将圆柱层上的环形叶栅进行极坐标变换（y=r_kθ，z=z_k），使其成为平面内的直线型叶栅，如图1（c）所示。叶片在叶栅中被视为曲线且被划分为N个单元，并在单元中心设置一个涡。则各圆柱层流速场可由涡诱导和平均相对速度两个速度场合成获得。平均相对速度可由下式表示：

w ¯ z, k = v z, k w ¯ y, k = v u 1, k - u k

（10）

在圆柱层k中，叶片曲线上的涡（标记为j，j∈［1，N］）所诱导的控制点i的速度见式（11）（其中，s_k为曲线长度）。流体在控制点i处的总速度场需与叶片曲线相切，即满足式（12）的等式条件。

w z, i, k = - ε k 2 t k ∫ 0 s k s i n [2 π (y i - y j) / t k] c o s h [2 π (z i - z j) / t k] - c o s [2 π (y i - y j) / t k] Γ j d s j w y, i, k = ε k 2 t k ∫ 0 s k s i n h [2 π (z i - z j) / t k] c o s h [2 π (z i - z j) / t k] - c o s [2 π (y i - y j) / t k] Γ j d s j

（11）

t a n (β i, k - 90 °) = w y, i, k + w ¯ y, i, k w z, i, k + w ¯ z, i, k

（12）

在控制点i上，分别计算诱导速度和总速度场，离散化后得到以下矩阵方程：

X ⋅ Γ = Y

（13）

在叶片尾缘的最后一个单元N处，须满足库塔条件

Γ N, k

=0。X是由控制点到涡心的几何关系决定的系数矩阵：

X i j, z = - ε k 2 t k s i n [2 π (y i - y j) / t k] c o s h [2 π (z i - z j) / t k] - c o s [2 π (y i - y j) / t k] X i j, y = ε k 2 t k s i n h [2 π (z i - z j) / t k] c o s h [2 π (z i - z j) / t k] - c o s [2 π (y i - y j) / t k]

（14）

Y是由叶片曲线和平均速度组成的右端向量：

Y i = w ¯ y, k (w z, i, k + w ¯ z, k) - w ¯ z, k (w y, i, k + w ¯ y, k)

（15）

Γ=［Γ₁，Γ₂，…，Γ_N］^T为涡强度的列向量，通过求解上述方程组，可以得到所有涡强度。圆柱层k由旋转叶片产生的理论扬程可通过下式计算：

H t h, k = Z ω 4 π g ∑ j = 1 N Γ j Δ s j

（16）

为防止喉部处气团堵塞流道，蜗壳采用无扩散段直管出口设计。叶轮与蜗壳之间通过直锥形的过渡段进行连接，保证内部的流场通畅。泵的主要几何参数如表2所示，剖面结构和过流部件示意图分别如图2、图3所示。

2　测试台及测试方法

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2.1　可视化测试

可视化测试台采取模块化设计，其基本构成如图4所示。试验过程中，维持两相温度为25 ℃，并开启增压泵的恒压模式，保持测试泵的进口压力为0.2 MPa，通过减压阀调节气相注射压力与液相注射压力相匹配。此外，混合器内置6个SX型芯件，设计符合JB/T 7660—2016《静态混合器》，进而维持气体以泡状入流，避免入口畸变带来性能测量的不稳定性，并有效控制进口气泡分布的均匀性。泵入口气泡最大尺寸d_max可用式（17）进行预测，该方法在泵入口气泡尺寸预测中已被证实具备有效性^［16］。结合图像处理结果显示，在可用的IGVF范围内，泵入口气泡直径d的范围：0 mm<d≤3 mm。

d m a x = 1.38 W e c r i t i c a l 0.6 (σ 0.6 ρ l 0.3 ρ g 0.2 μ l 0.1) D p i p e 0.5 v l 1.1

（17）

式中，

W e c r i t i c a l

为临界韦伯数，

W e c r i t i c a l

=1.1；σ为表面张力系数，σ=0.072 N/m；μ为动力黏度；D

p i p e

为泵入口管直径，D

p i p e

=50 mm；v为表观速度。

液相注射流量通过出口管道上的调节阀调节，气相流量通过气体质量流量计配套的控制软件调节，转速通过测试泵机组配备的变频器调节。具体测量仪器参数如表3所示。

IGVF的不确定度是由配置仪器带来的，其计算式如下：

U I G V F = U g 2 + (U g 2 + U l 2) 1 / 2

（18）

扬程系数ψ、效率η的测量不确定度由测试台引起的系统不确定度U_S和随机效应引起的不确定度U_R组成。系统不确定度计算式如下：

U S ψ = 2 U P 2 + U I G V F 2

（19）

U S η = U l 2 + U g 2 + 2 U P 2 + U t 2 + U n 2

（20）

式中，下角标P，t，n分别表示压力、扭矩、转速。

ψ和η的随机不确定度由10组相同工况实测值的方差和平均值来计算，具体如式（21）所示，其中，t=2.26，为95%置信度下t分布的值。

U R = t s x ¯ N × 100 %

（21）

式中，U_R为随机不确定度；s为实测数据的标准差；

x ¯

为实测数据的均值；N为实测次数。

ψ和η的测量不确定度U_ψ和U_η计算式如下：

U ψ = U S ψ 2 + U R ψ 2

（22）

U η = U S η 2 + U R η 2

（23）

根据上述计算，得出U_IGVF，U_ψ，U_η的值分别为0.57%，1.23%，1.28%，满足国际标准ISO 9906：2012 Rotodynamic Pumps—Hydraulic Performance Acceptance tests的要求。

2.2　测试方法

混输测试在单相测试的基础上进行。待单相工况运行稳定后，打开混合器球阀开关，通入预先设置好流量的气体。若液相流量发生退化，可通过加大液相调节阀开度使得液相恢复到初始流量。稳定运行后，进行数据采样，记录泵的外特性数值。重复以上操作，以达到不同工况的泵性能测试，测试结束后绘制相应的性能曲线。

泵的扬程系数ψ计算式如下：

ψ = P 2 - P 1 2 ρ u 2

（24）

其中：

ρ = (1 - I G V F) ρ l + I G V F ⋅ ρ g

（25）

式中，P₁，P₂分别为泵的进、出口压力；ρ为混合介质的密度；u为叶片圆周速度。

IGVF的表达式如下：

I G V F = Q g Q l + Q g × 100 %

（26）

式中，Q_g，Q_l分别为气相、液相的体积流量。

可视化测试图样通过Phantom v2012型高清高速摄像机捕获；镜头采用尼康AF-S 105mm F/2.8G IF-ED VR型；光源采用两个100 W白光LED灯。试验前，将摄像机放置合适的位置和角度，可视化段背景板使用白色摄影布覆盖，通过配套的PCC3.4软件调整拍摄分辨率为1 280×800，帧率为9 000 fps，曝光时间为110 μs，以获得高清晰度的图样。

混输测试前，通过测试台对试验泵进行宽范围工况点的单相性能测试，试验转速分别为9 000，8 000，7 000 r/min，试验流量范围为（0.4~1.4）Q_l/Q_ld。试验结果如图5所示。同种转速下，随着流量系数的增加，泵扬程系数逐渐减小，效率则先增至额定流量点1.0Q_l/Q_ld后减小。不同转速下，随着液相流量系数的变化，泵扬程系数相近。因此，泵在单相工况下的运行符合相似准则。改变泵的转速，流量系数-扬程系数曲线和流量系数-效率曲线的变化趋势仍保持一致；但在高转速下，泵的效率更高，这种效率差异在大液相流量区间更加明显。

3　测试结果分析

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3.1　 IGVF对泵性能的影响

高速气液混输增压泵在运行过程中，IGVF的变化不仅直接影响泵内流动状态，还会引发入口流型的转变，从而对泵的性能产生显著影响。图6示出不同IGVF对泵额定工况（n=9 000 r/min，Q_l=10 m³/h）下扬程系数ψ的影响。结合不同IGVF条件下的入口流型图像，揭示了入口流型转变与泵性能之间的关系。可视化图像中的参考标尺均为5 mm。

从图6可以看出，随着IGVF的逐渐升高，扬程系数曲线呈现出非线性下降趋势，且在IGVF=55%时仍能正常输送多相流体。曲线可分为4个阶段：泡状流Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ。当IGVF≤1.77%时，入口流型为泡状流Ⅰ。此时，进口管内气泡体积微小，且在液相基质中呈近似均匀分布，气相对液相流动的干扰性有限，旋转叶片对气液混合流的做功能力损失较低，泵输送性能损失较小。当1.77%<IGVF≤5.66%时，入口流型转变为泡状流Ⅱ。此时，气泡尺寸显著增大且分布密集，气泡间开始接触并形成小气团。尽管扬程系数下降幅度有限，但流动扰动强度的增加预示着泵的性能开始恶化。随后在5.66%<IGVF≤17.36%时，入口流型转变为泡状流Ⅲ，进口管内形成不规则形状的大气泡簇，气相逐渐占据流动主导权，使流动的不均匀性显著加剧。当流型发展到该阶段时，扬程系数下降幅度达到最大，泵内能量传递的破坏显著。当IGVF>17.36%时，入口流型转变为泡状流Ⅳ，管内气泡的间隙大幅缩减。受到叶轮的剪切和浮力作用，靠近叶轮头部出现离散气泡，气相沿着管道上部连续运动，占据较大的管道截面，两相间形成明显且相对稳定的界面结构，两相间相互作用减弱，泵的输送性能恶化程度趋于稳定。

3.2　转速对泵性能的影响

转速对高速气液混输增压泵的输送性能和内部流态特征具有显著影响。图7示出Q_l=10 m³/h时不同转速（n=7 000，8 000，9 000 r/min）条件下，高速气液混输增压泵的扬程系数特性曲线。其中，按照图6中的入口流型特征，将曲线分为Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ区域，分别对应泡状流Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ流型。

从图7可以看出，不同转速下，IGVF的增加导致气液混合流的入口流型转变，从而削弱了旋转叶片的做功能力。在相同的IGVF条件下，高转速带来的流体动能增加和气液均匀性，抵消了部分IGVF增加带来的性能损失，从而n=9 000 r/min时表现出更好的输送性能。随着转速提高，扬程系数随IGVF的下降速率逐渐变缓。以n=7 000，9 000 r/min为例，在第Ⅰ和第Ⅱ阶段，二者的扬程系数变化速率及趋势具有相似性；而在第Ⅲ和第Ⅳ阶段，n=9 000 r/min时的扬程系数下降速率明显低于n=7 000 r/min，进而表现出更好的气液混输能力。这印证了在高IGVF输送工况下，提高泵的转速是延缓泵性能恶化的有效措施之一。另一方面，增加转速可以延缓入口流型的转变，入口流型转变延缓率Δ_max最高可达6.65%，各入口流型区间长度也对应增加。

图8示出Q_l=10 m³/h时不同转速和IGVF下泵内流动形态。

结合图8中典型IGVF（2%，5%，20%）点位的流态图像，对不同转速下叶轮内部的流动特性进行对比分析。当IGVF=2%时，3种转速条件下入口流型均为泡状流Ⅱ，叶片前缘处出现狭长的梭形雾状气团伴随叶轮旋转运动。高转速下叶轮流道内气泡聚集减弱，前缘梭形雾状气团面积更大。此时，气液两相在叶轮内相互作用较弱，液相连续性较强，扬程系数特性表现差异较小，接近单相工况。当IGVF=5%时，气液两相分布复杂，3种转速下入口流型和叶轮流态开始出现差异。在n=9 000 r/min条件下，入口流型仍为泡状流Ⅱ，叶轮内气相分布相对均匀；而在n=8 000，7 000 r/min条件下，入口流型已转变为泡状流Ⅲ，叶轮内出现更为明显的局部气泡聚集在轮毂和叶片吸力面处。当IGVF=20%时，3种转速条件下入口流型均已转变为泡状流Ⅳ。此时，叶轮低压区气相淹没叶轮叶顶，并逐渐发生明显的气液分离。随着转速的降低，叶轮前缘雾状气液混合流发生反向运动，反向气液混合流面积增大。

由此可知，高速气液混输增压泵的混输性能与转速具有强相关性。合理提高泵的转速，不仅可以推迟泡状流Ⅲ带来的泵性能迅速恶化的影响，而且在相同的IGVF条件下，叶轮流道内的气相分布更加均匀，气液分离现象更弱。

3.3　液相流量对泵性能的影响

液相流量的波动将导致泵增压能力及内部流态变化，从而影响气液混输的稳定性。图9示出n=9 000 r/min时不同液相流量（Q_l=8，10，12 m³/h）条件下，高速气液混输增压泵的扬程系数曲线。

从图9可以看出，液相流量对高速气液混输增压泵的输送性能具有显著的调节作用，不同的入口流型下泵的性能曲线变化速率和趋势不具有相似性。相同转速下，随着液相流量的增加，泵的扬程系数降低。在小液相流量、低IGVF条件下，泵扬程系数下降速率更快，表明泵在小流量条件下对气体具有较高的敏感性。然而，在小液相流量、高IGVF条件下，泵的扬程系数下降速率得到显著缓解，这与入口流型气液两相间维持稳定的分层结构，以及气液相对速度差减弱相关。另一方面，减小液相流量，入口流型转变延缓率Δ_max最高可达7.04%。相比转速的变化，液相流量对入口流型的调节更加明显。

图10示出n=9 000 r/min时不同液相流量和IGVF下泵内流动形态。

从图10可看出，当IGVF=2%时，3种试验液相流量条件下，泵的入口流型均表现为泡状流Ⅱ。在Q_l=8 m³/h条件下，流场中较强的剪切力和漩涡对气泡进行扰动，导致小气泡在叶轮前缘相对集中，形成气泡带结构。这些气泡带结构阻碍了旋转叶片对气液混合流的能量转换过程，导致输送性能快速下降，进一步证实了泵在小液相流量下对气体的敏感性。随着液相流量增加，气泡受到的叶轮剪切力、液相牵引力及湍流作用增强，气泡带结构逐渐向管道底部沉降直至消失；叶轮前缘的梭形雾状气团面积减小，漂浮在叶轮中间流道的雾状气团逐渐被清晰的气泡团代替。当IGVF=5%时，叶轮内部气相呈现非均匀分布特征，主要表现为气泡群聚集于叶片吸力面与轮毂面交界区域，并伴随雾状气层形成。在Q_l=8，10 m³/h条件下，入口流型仍保持泡状流Ⅱ，而在Q_l=12 m³/h条件下流型已转变为泡状流Ⅲ。不同的是，在Q_l=8 m³/h条件下，由于IGVF的增加导致叶轮头部区域中的涡旋和脉动更加剧烈，叶轮头部区域的气泡带结构变得更长、更宽；而在Q_l=10 m³/h条件下，气泡带几乎完全沉降。当IGVF=20%时，在Q_l=8 m³/h条件下，气相以更高浓度的聚集气泡群富集于叶片吸力面附近及轮毂侧壁区域，气液两相间发生局部分离；而在Q_l=10，12 m³/h条件下，入口流型已转变为泡状流Ⅳ，叶轮的雾状气液混合流逐渐淹没叶顶，发生泄露，并开始向低压区反向运动，叶轮腔内气液分离现象显著增强。

由上述分析可知，尽管在小液相流量和低IGVF条件下，泵的性能下降显著，但小液相流量能够延缓入口流型的转变。在高IGVF条件下，这种延迟效应有助于保持泵内气液两相的均匀性，削弱气液分离强度，从而减缓泵性能的恶化速率。

4　结论

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（1）高速气液混输增压泵在额定工况下能够输送IGVF=55%的混合介质。不同的IGVF条件下，入口流型从泡状流Ⅰ逐渐转变为泡状流Ⅳ。泵的输送性能恶化速率与入口流型转变相关，当入口流型发展至泡状流Ⅲ时，泵性能恶化速率和入口流型转换延缓率达到峰值。

（2）提高泵的转速，泵的抗气体掺混能力明显增强，表现为扬程系数下降速率的逐渐减缓，以及各入口流型区间的延长。高转速条件下，气液混合流的动能增大，入口流型转变延缓率Δ_max最高可达6.65%，叶轮内部气相分布更趋均匀，有效抑制气液分离现象。

（3）液相流量调节对泵混输性能的影响具有双重性。小液相流量条件下，泵对气相更敏感，性能恶化速率更快，入口流型转变延缓率Δ_max最高可达7.04%，在高IGVF下减缓性能恶化速率。增加液相流量改善了叶轮进口区的气液分布均匀性，但加速入口流型转变，导致泵内气液分离现象更加剧烈。

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参考文献引证文献

排序方式：

袁建平，邓凡杰，张克玉，等.气液两相流下叶片泵内部流动研究现状［J］.排灌机械工程学报，2019，37（7）：553-561.

YUAN J P，DENG F J，ZHANG K Y，et al.Status of research on internal flow in blade pumps under gas‑liquid two‑phase conditions［J］.Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering，2019，37（7）：553-561.

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.

司乔瑞，郭勇胜，田鼎，等.半开式叶轮离心泵气液两相条件下内部流动特性分析［J］.农业工程学报，2021，37（24）：30-37.

SI Q R，GUO Y S，TIAN D，et al.Study on the inner flow characteristics of an inside unshroud impeller centrifugal pump under gas‑liquid two phase condition［J］.Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering，2021，37（24）：30-37.

贺登辉，张振铎，常壮，等.泡状入流条件下离心泵喘振特性试验研究［J］.机械工程学报，2022，58（10）：289-297.

HE D H，ZHANG Z D，CHANG Z，et al.Experimental investigation on surging characteristics of centrifugal pump under bubble inflow conditions［J］.Journal of Mechanical Engineering，2022，58（10）：289-297.

ZHU Z C，XIE P，OU G F，et al.Design and experimental analyses of small‑flow high‑head centrifugal‑vortex pump for gas‑liquid two‑phase mixture［J］.Chinese Journal of Chemical Engineering，2008，16（4）：528-534.

MANSOUR M，KOPPARTHY S，THÉVENIN D.Investigations on the effect of rotational speed on the transport of air‑water two‑phase flows by centrifugal pumps［J］.International Journal of Heat and Fluid Flow，2022，94：108939.

田龙，杨军虎，余学民，等.叶顶间隙对离心泵气液两相流特性的影响［J］.液压气动与密封，2023，43（5）：88-93.

TIAN L，YANG J H，YU X M，et al.Effect of blade tip clearance on gas‑liquid two‑phase flow characteristics for centrifugal pumps［J］.Hydraulics Pneumatics & Seals，2023，43（5）：88-93.

PARIKH T，MANSOUR M，THÉVENIN D.Investigations on the effect of tip clearance gap and inducer on the transport of air‑water two‑phase flow by centrifugal pumps［J］.Chemical Engineering Science，2020，218：115554.

权辉，宋凯，李雅楠，等.螺旋轴流式多相流泵内流场可视化测试［J］.液压气动与密封，2023，43（4）：28-31.

QUAN H，SONG K，LI Y N，et al.Visualization test on internal flow field of helical axial multiphase flow pump［J］.Hydraulics Pneumatics & Seals，2023，43（4）：28-31.

史广泰，李和林，刘宗库，等.轮毂比对多相混输泵内流特性的影响［J］.流体机械，2020，48（5）：49-54.

SHI G T，LI H L，LIU Z K，et al.Effect of hub ratio on flow field characteristics in multiphase pump［J］.Fluid Machinery，2020，48（5）：49-54.

ZHANG W W，ZHU B S，WANG Z J，et al.Optimization design for an impeller of the multiphase rotodynamic pump handling gas‑liquid two‑phase flow［J］.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part A：Journal of Power and Energy，2022，236（8）：1544-1557.

黄书才，王元银，李磊，等.多相混输泵的流场模拟及样机研制［J］.流体机械，2023，51（5）：29-33.

HUANG S C，WANG Y Y，LI L，et al.Flow simulation and prototype manufacturing of a multiphase pump［J］.Fluid Machinery，2023，51（5）：29-33.

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）：56-70.

张皓阳，袁寿其，邓凡杰，等.基于量纲一化的离心泵内部气液两相流动特性［J］.排灌机械工程学报，2021，39（5）：451-456.

ZHANG H Y，YUAN S Q，DENG F J，et al.Characteristics of gas‑liquid two‑phase flow in centrifugal pump based on dimensionless method［J］.Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering，2021，39（5）：451-456.

韩伟，徐俊，史凤霞，等.基于变转速控制的对旋轴流泵混输特性分析［J］.液压气动与密封，2022，42（9）：6-13.

HAN W，XU J，SHI F X，et al.Analysis of mixed transportation characteristics of counter rotating axial flow pump based on variable speed control［J］.Hydraulics Pneumatics & Seals，2022，42（9）：6-13.

CARNEIRO L E M，MARTINS G S O，ROSERO C M P，et al.Large and small bubble breakup in gas‑liquid centrifugal pumps［J］.International Journal of Multiphase Flow，2024，176：104830.

2025年第53卷第10期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.10.001

接收时间：2025-01-09
首发时间：2026-10-20
出版时间：2025-10-31

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收稿日期：2025-01-09
修回日期：2025-07-20

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¹浙江理工大学全省复杂流动与流体工程装备重点实验室，杭州 310018

²新乡航空工业（集团）有限公司，河南新乡 453003

³嘉利特荏原泵业有限公司，浙江温州 325204

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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