不同进气方式下气力提升泵水力特性理论模型与验证

左娟莉，李逢超，郭鹏程，孙帅辉，罗兴锜



不同进气方式下气力提升泵水力特性理论模型与验证

左娟莉，李逢超，郭鹏程※，孙帅辉，罗兴锜

（西安理工大学西北旱区生态水利工程国家重点试验室培育基地，西安 710048）

为了深入研究气力提升泵的提升性能，该文首先进行了理论分析，建立了适用于不同进气方式的气力提升模型。同时通过改变进气面积与气孔分布方式进行试验研究，试验结果与理论分析结果吻合较好，该模型在一定范围内能够较好地预测提升泵的提升流量；并且根据试验结果，进一步分析了不同进气方式对气力提升泵的液体提升量与提升效率的影响规律。结果表明：首先，7 mm方形喷嘴进气方式下，随着气流量的增加，提升液体流量先较快增加，之后上升趋势逐渐变缓，提升效率先迅速升高，达到峰值后又下降，而沉浸比升高会使峰值效率提高。其次，沉浸比为0.5时，不同进气面积下，较小的进气面积导致提升效率降低；在相同进气面积下，不同的气孔排布方式对提升液体流量与提升效率的影响并不明显。再次，当管内流型接近弹状流型时，提升效率较高，稳定性较好；在环状流下，提升泵的效率最低，稳定性差。

泵；模型；试验；气力提升泵；进气方式

0 引 言

气力提升泵是通过管内多相流动输送物料的一种装置，其结构简易，无机械传动部件，可避免水锤等相关动力学问题，因此，其通常被应用于高压、高温、真空、放射性、腐蚀性液体中，并可代替深井泵从形状不规则的矿井中提升液态矿物。相比于机械泵，气力提升泵具有更低的维护费用和更高的可靠性。目前，该泵已经应用于深井取水、污水处理、炼钢厂清渣等众多领域。

在早期研究中，Stapanoff[1]运用热力学理论研究了沉浸比、含气率对气力提升泵提升效率的影响。Stenning等[2]针对弹状流下的气力提升泵，建立一维分析模型，成功预测了试验装置的性能特征。此后，Kato等[3-4]分析了高沉浸比下，气流量、沉浸比和管径等基本参数对气力提升泵排水量、排固量以及提升效率的影响规律。Geest等[5]通过试验研究了3种进气方式（锥形喷射，环形喷射以及狭槽喷射）对提升性能的影响，结果表明在气流量与沉浸比较低时，后两者所对应提升量与效率均高于前者。Kumar等[6]选用直管、锥管和阶梯管3种管型进行分析，结果表明锥管的扬水能力及效率均高于其余2种。Kassab等[7-10]主要试验研究了气流量、浸入率、管径等基本参数对气力提升性能规律的影响。Hanafizadeh等[11-13]对测管内含气率及压力分布进行测试，获得了流型识别的精确方法。Dhotre等[14]在研究气-液两相流中通过探讨气孔数量与气泡初始直径的关系获得了管内流型分布特征。Sadek等[15]结合气力提升试验，提出了可使气力提升泵运行效率达到最高时的理论模型。Pedram等[16]结合图像分析技术，用高速相机获取了气力提升泵内弹状流、团状流和环状流的视觉探测数据，得出气力提升泵在弹状流下性能达到最佳的结论。江涛等[17]通过气力提升的方法对沉积在网箱底部的废弃物及高浓度尾水进行收集和处理，有效降低了网箱养殖水域的污染。Hanafizadeh等[18]则对阶梯管道进行分析，其研究成果表明合理的管道结构能改善流型，进而增强气力提升性能，这些结论对于河道清淤或者滨海砂矿开采有一定指导意义。

Zuo等[19-21]对带有气力提升泵的加速器驱动次临界反应堆进行深入研究，探讨了气力提升泵对整个冷却回路自然循环能力的影响。魏海等[22]改进现有气力输送设备的锁气器，使花生荚果在输送过程中裂荚率和破碎率均降低。孙波等[23-24]研究了直径为50 mm圆管内的两相流动过程以及局部S管道对气力提升性能的影响规律和管内流型分析。王孝红[25]针对河流推移质和悬疑质增多，大量泥沙淤积导致大坝冲砂闸或尾水渠检修闸无法正常开启或关闭的现象，对气力提升法在水电站淤沙处理的运用进行了详细研究。

综上所述，国内外学者对气力提升泵的研究成果较多，但所建立的气力提升模型均不够完善。故本文展开理论分析，建立适用不同进气面积的气力提升模型；同时通过试验，分析不同进气方式对提升泵提升性能的影响规律；最后将试验结果和理论计算结果进行对比验证。

1 理论模型的建立

气力提升泵内为复杂的两相流动，在对其管内流动进行理论分析时，可对气力提升过程做必要假设和合理简化。为了能够获得更加可靠的计算值，本文结合Griffith等[26]推导出的弹状流下气液两相的滑移比公式，对Parker[27]提出的气力提升泵的一维无量纲方程进行修正，其推导过程如下：气力提升模型如图1所示，提升管道插入液体中，提升管长度为，横截面积为，提升管底部距离自由液面为，自由液面压强为大气压强，进气管道出口联接提升管底部，进气管道横截面积为A。

注：Vl为进口处液体速度，m·s-1；Vg为进口处气体速度，m·s-1；V2为气液混合速度，m·s-1；H为管内液面的高度，m；L为提升管长度，m。

在对气力提升泵建模时，先将提升管分为2个区域，气体通过1截面被喷射入提升管中，与液体混合后将其提升至出口，1与2截面之间的区域为气液混合区，2截面至提升管出口的区域为气液充分发展区。管道底部气体进入速度为V，液体进入速度为V，2截面处气液两相的混合速度为2。

首先针对1与2截面之间的区域建立控制方程，根据伯努利方程可得截面1处压强为

式中1为提升泵进口的静压，Pa；p为大气压，Pa；ρ为液体密度，kg/m3；为重力加速度，m/s2；V为进口处液体速度，m/s。忽略气体的压缩性，由于1与2截面之间质量守恒，可得连续性方程

忽略壁面摩擦，1与2截面之间的动量方程为

式中2为截面2处的静压，Pa；ρ为气体密度，kg/m3；为进口处气体速度，m/s。通常情况下，ρQρQ，则式（4）可简化为

将式（3）代入式（5）中，可得到

将式（6）带入到（1）中，得到

再针对2截面以上区域，建立动量方程[2]

式中为壁面的剪切应力，N/m2；为提升管的直径，m；为气液混合质量，kg；式（9）可理解为2截面与提升管出口的压差等于管道中的流体质量与管壁摩擦力之和，其中混合流体的质量可由式（10）计算得来。

式中为相间滑移比。壁面剪切应力应为[26]

结合（8）与（11），最终可得到提升管内部流动的理论模型[27]

滑移比的计算采用Griffith等[26]在弹状流下得出的结论

摩擦系数通过由Colebrook[28]得出，经过Haaland[29]验证的公式获得

式中为管壁粗糙度，为雷诺数。

式（14）为修正后的气力提升泵理论模型，该模型考虑了进气方式对提升性能的影响。使用该模型进行计算时，、、、、均为已知量。首先给定进气量Q，任取Q值，计算出与，将与代入式（15）中，若等式左右两端差值小于10-3，则认为此时的Q为给定进气量Q下的理论值；若等式左右两端差值大于10-3，则重新选取Q进行计算，直到使等式左右两端差值小于10-3为止。

2 试验装置与试验过程

为验证该文建立的气力提升模型，设计并搭建了气力提升系统，如图2所示。压缩机产生的压缩空气，通过干燥机除去水分与油渍，经喷嘴进入提升管，带动管中液体向上运动。管内初始水位通过液位控制箱控制，气液两相经过提升管上部的气液分离箱后，液体沿下降管进入测量水箱(水桶)。

1. 空气压缩机 2. 干燥机 3. 针形阀 4. 流量计 5. 止回阀 6. 压力表 7. 气液分离器 8. 液位控制箱 9. 储水箱 10. 底座 11. 喷嘴 12. 测量水箱 13. 提升管

本试验使用LGYT系列喷油螺杆式空气压缩机供气，其排气量为1.7 m3/min，排气压力为0.8 MPa。为了观察管内流型变化，采用德国LaVision公司的CCD高速摄像机进行可视化试验研究。试验中的提升管、气液分离箱与液位控制箱均为有机玻璃材质，提升管管径为40 mm，管长为1 500 mm。同时在提升管外加装一层水罩，有效减少了拍摄流型时产生的光学畸变。管道中的气流量通过针形阀控制，使用开封仪表厂生产的LUXZ型智能旋进漩涡气体流量计记录管路中瞬时进气量，该流量计流量范围为1.2～15 m3/h，公称压力为1.6 MPa，精度为1.0级。气力压力表采用富阳恒丰仪表公司生产的船用压力表YC-100，测量压力范围为0.0～1.0 MPa，精度等级为1.6级。为了防止提升管中的液体倒流入气体管道，在喷嘴前设置了止回阀。试验中利用秒表记录气力提升泵工作时间，使用电子秤称量流入水桶的液体，最后计算出气力提升泵提升液体流量。

本文主要研究进气方式对气力提升泵提升性能的影响规律，因此试验设计了100、50、25 mm2共3种进气面积的喷嘴，拟对比不同进气面积对其提升性能的影响，每种面积下又设置3种气孔分布方式，拟对比不同气孔分布方式对其提升性能的影响，如图3所示。

图3 3种不同进气面积喷嘴的示意图

3 试验数据分析

3.1 进气量对提升性能的影响

气力提升泵提升液体的流量是其最基本的性能指标。图4为使用7 mm方孔喷嘴时，液体流量随进气量的变化曲线。其中，沉浸比为管内初始液位与提升管高度的比值，即通过调节图2中的蜗轮蜗杆高度，进而调节液位控制箱内液体的高度，由于连通器原理，从而调节提升立管初始液位高度，管内不同的初始液位高度与提升管总高度之比即可得到不同的沉浸比。

由图4可知，随着气流量的增加，初始阶段液体流量增加迅速，当气流量超过某一值后，液体流量便趋于稳定。随着气流量继续增加，液体流量变化较小。此外，随着沉浸比的增大，提升液体流量不断增加。

图4 使用7 mm方形喷嘴在不同沉浸比下液体体积流量随气体体积流量的变化

气力提升泵的效率是评价其提升能力的核心要素，根据气力提升泵的工作原理，效率应为气体在提升管出入口具有能量的差值与液体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为气体的进气压强，Pa。

图5为采用7 mm方形喷嘴的提升泵在不同沉浸比下的效率曲线图。由图5可知，沉浸比在0.4与0.6之间时，随着沉浸比不断增大，提升泵的峰值效率不断增加；且峰值点不断前移，对应气流量不断减小；而沉浸比在0.7、0.8、0.9时，提升效率曲线随气流量的增加持续下降，没有出现峰值，这是因为产生峰值效率处的气体流量过小，超出试验所用流量计量程，难以采集到其对应的数据。峰值处的流型为弹状流向搅拌流过渡状态，峰值点的前移说明管内流型更早的发生了转捩。

图5 使用7 mm方形喷嘴在不同沉浸比下提升效率随气体体积流量的变化

结合图4与图5可知，随着气流量的增加，提升效率先迅速增加，达到峰值后又迅速下降；提升液体流量起先持续较快增加然后上升趋势逐渐变缓。观察管内流动，当气体流量不断增大时，管内流型依次为泡状流、弹状流、搅拌流、环状流。在效率峰值附近，管内流型为弹状流附近状态。提升效率的迅速下降是因为过高的进气量导致管内含气率过高，可被提升的液体变少。若进气量不断提高，液体流量仍会缓慢增加，但提升效率将持续下降。

3.2 进气方式对提升性能的影响

对图3中每种喷嘴分别进行试验，得到提升泵液体流量和进气压力随气流量的变化关系如图6所示。由图6a可知，进气面积为100和50 mm2时，进气面积对液体提升量影响较小。但当进气面积为25 mm2时，随着气流量的增加，液体提升量明显高于其他面积的喷嘴，Parker指出这是由于气体进口的动量增加导致的[27]。进一步研究发现，在100与50 mm2的进气面积下，随着气流量增大，气压缓慢增加；但在使用25 mm2喷嘴时，随着气流量增加，气压迅速增加，如图6b所示。这是由于喷嘴处过流面积太小，高速气流无法及时通过造成的。

图6 沉浸比为0.5时不同进气方式下液体体积流量和气体压力随气体体积流量的变化

图7将3种不同进气面积下提升泵的提升效率随气流量的变化规律进行了对比；图8则为同一面积，不同进气方式下提升效率随气流量的变化规律对比图。由图7可知，不同的进气面积对提升效率有显著影响，进气面积越小，提升泵的提升效率越低。这是因为过小的进气面积虽然会导致管内气压升高，提升液体量增加，但管内气压的升高也使提升泵进口处输入了更多能量，相比较之下，输出能量的增加量远小于输入能量的增加量，因此提升泵效率减小。由图8可知，相同的进气面积下，不同气孔分布方式对提升泵的提升效率影响并不明显。

图7 沉浸比为0.5时3种进气面积下提升泵的提升效率变化

图8 沉浸比为0.5时相同进气面积下提升泵的提升效率变化

3.3 提升管内流型转捩

气力提升泵内流动为复杂的气液两相流动，不同流型对提升泵的性能影响较大。本文通过高速摄像机拍摄，得到了不同进气量下管内流型的变化规律。当气流量较小时，管内含气率较低，气相在液相中仅以小气泡的形式存在，如图9a所示；随着气流量的增大，管内含气率增加，弥散的小气泡聚合成弹状气泡，如图9b所示。此时流型相对稳定，提升管振动较小，提升效率较高；继续增大气流量，气相失去原有的稳定形态，气液相互掺混，两相湍流剧烈，此时流型为搅拌流，如图9c所示；当气流量达到最大时，管内含液率极低，液体主要以液膜的形式附着在管壁，气体在提升管中心形成高速气柱，带动管壁附近的液体向上运动，管内流型为环状流，如图9d所示，此时提升泵振动剧烈，噪音大，效率低。

图9 提升管管内流型

结合本文对提升流量以及提升效率的分析，可得出当气力提升泵内流型在弹状流向搅拌流过渡时，提升效率较高，稳定性较好，振动较小，在环状流时，提升效率最低，稳定性差，振动与噪音大。

3.4 试验验证

将本次试验值与理论值进行对比，验证理论模型的有效性，如图10所示。由图10d可知，当进气量较小时，相对误差很大；随着进气量的增大，相对误差将逐渐减小至某一最小值。在最小值附近，试验数据与理论值均吻合较好，相对误差在5%以内，理论模型能够较为准确的预测提升泵的液体流量。当进气量超过误差最小值对应的进气量并逐渐增大时，理论值与试验值误差越来越大，相对误差逐步上升至5%以上。主要原因是本文采用的滑移比公式为Griffith等[28]在弹状流下得出的结论，管内流型越接近弹状流，值的计算越准确，理论值与试验值误差越小。在100 mm2（4 mm´8）进气面积下，相对误差在进气量7.0 m3/h附近达到最小，最小误差为0.77%；在50 mm2（4 mm´4）进气面积下，相对误差在进气量6.0 m3/h附近达到最小，最小误差为1.88%；在25 mm2（2mm´8）进气面积下，相对误差在进气量5.0 m3/h附近达到最小，最小误差为0.79%。结合管内流型发展可知，随着进气量的增加，提升液体流量的理论值与试验结果误差越来越小，这是因为此时管内流型为泡状流向弹状流发展期；当理论值与试验数据基本吻合时，管内流型为弹状流；当进气量继续增加，管内流动向搅拌流及环状流发展，管内流型越来越偏离弹状流，理论值与试验结果的误差越来越大。

注：100 mm2进气面积的试验数据为使用Ф4 mm×8喷嘴所得；50 mm2进气面积的试验数据为使用Ф4 mm×4喷嘴所得；25 mm2进气面积的试验数据为使用Ф2 mm×8喷嘴所得。

4 结论与讨论

本文针对气力提升泵的进气方式展开试验研究，并建立气力提升泵的理论模型进行分析计算，得出以下结论：

1）7 mm方形喷嘴进气方式下，随着气流量的增加，提升液体流量先较快增加，之后上升趋势逐渐变缓；提升效率先迅速增加，达到峰值后又迅速下降；沉浸比的升高会使气力提升泵峰值效率提高，且峰值点不断前移。

2）沉浸比为0.5时，进气面积为25 mm2，液体提升量明显高于其他面积的喷嘴；不同进气面积下，较小的进气面积会导致气体管路的气压升高，对提升液体有促进作用，但降低了气力提升泵的提升效率；相同进气面积下，不同的气孔排布方式对气力提升泵的液体流量与提升效率的影响并不明显。

3）随着气流量的增加，提升管内的流型依次为泡状流，弹状流，搅拌流，环状流。弹状流附近时，提升效率较高，稳定性较好；在环状流下，提升泵的效率最低，稳定性差。

4）通过理论分析，建立了气力提升模型。当管内流型为弹状流时，理论模型能够较好的预测提升泵的提升流量；但当管内流型为其他流型时，理论值与试验值误差较大，相对误差会逐渐上升至5%以上，理论模型将失效。

在后续工作中，将尝试改进滑移比公式，完善文中建立的理论模型；并通过数值模拟的方法求解流场，进行更加详细的分析。

[1] Stepanoff AJ. Thermodynamic theory of the air lift[J]. Trans. ASME 1929, 51: 49.

[2] Stenning A H, Martin C B. An analytical and experimental study of air-lift pump performance[J]. J. Eng. Gas Turbines Power, 1968, 90(2): 106－110.

[3] Kato H, Tamiya S, Miyazawa T. A study of air-lift pump for solid particles and its application to marine engineering[J]. JSME. 1975, 18(117): 286－294.

[4] Weber M, Dedegil Y. Transport of solids according to the air-lift principle[C]// Proceedings of 4th International Conference on the Hydraulic Transport of Solids in Pipes. Alberta, Canada, 1976, 1－23,93－94.

[5] Geest S, Aoliemans R V, Ellepola J H. Comparison of different air injection methods to improve gas-lift performance[J]. BHR Group Multiphase, 2001, 1: 363－378.

[6] Kumar E A, Kumar K R V, Ramayya A V. Augmentation of airlift pump performance with tapered upriser pipe-an experimental study[J]. IE (I) Journal.MC, 2003, 84(10): 114－119.

[7] Kassab S Z, Kandil H A, WARDA H A, et al. Experimental and analytical investigations of airlift pumps operating in three-phase flow[J]. Chemical Engineering Journal, 2007, 131(1): 273－281.

[8] Cho N C, Hwang I J, Moon L C, et al. An experimental study on the airlift pump with air jet nozzle and booster pump[J]. Journal of Environmental Sciences Supplement, 2009, 21: 19－23.

[9] Esen II. Experimental investigation of a rectangular air-lift pump[J]. Advances in Civil Engineering, 2010, 11(1): 1－5.

[10] Keng W C, Malcolm M. Analysis and modeling of water based bubble pump at atmospheric pressure[J]. International Journal of Refrigeration, 2013, 36: 1521－1528.

[11] Hanafizadeh P, Saidi M H, Karimi A, et al. A effect of bubble size and angle of tapering up-riser pipe on the performance of airlift pumps[J]. Particulate Science and Technology, 2010, 28: 332－347.

[12] Charalampos T, Eeftherios G. Two-phase flow pattern transitions of short airlift pumps[J]. Journal of Hydraulic Research, 2010, 48(5): 680－685.

[13] Charalampoms T, Eeftherios G. Pressure behavior in riser tube of a short airlift pump[J]. Journal of Hydraulic Research, 2010, 48(1): 65－73.

[14] Dhotre M T, Joshi J B. Design of a gas distributor: Three- dimensional CFD simulation of a coupled system consisting of a gas chamber and a bubble column[J]. Chemical Engineering Journal, 2007, 125:149－163.

[15] Sadek Z, Hamdy A, Hassan A, et al. Air-lift pumps characteristics under two-phase flow conditions[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 2009, 30: 88－98.

[16] Pedram H, Soheil G, Mohammad H. Visual technique for detection of gas-liquid two-phase flow regime in the airlift pump[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2011, 75: 327－335.

[17] 江涛，徐明昌，曾智，等. 大水面网箱收集养殖废弃物及水系统处理研发[J]. 农业工程学报，2014，30(20)：211－218.

Jiang Tao, Xu Mingchang, Zeng Zhi, et al. Development of waste collection and water treatment system of cage culture in open waters[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2014, 30(20): 211－218. (in Chinese with English abstract)

[18] Hanafizadeh P, Karimi A, Saidi M H. Effect of step geometry on the performance of the airlift pump[J]. Fluid Mechanics Research, 2011, 38(5): 387－408.

[19] Zuo J L, Tian W X, Chen R H, et al. Research on enhancement of natural circulation capability in lead-bismuth alloy cooled reactor by using gas-lift pump[J]. Nuclear Engineering and Design, 2013, 263: 1－9.

[20] 左娟莉，田文喜，秋穗正，等. 铅铋合金冷却反应堆内气泡提升泵提升自然循环能力的理论研究[J]. 原子能科学技术，2013，47(7)：1155－1161.Zuo Juanli, Tian Wenxi, Qiu Suizheng, et al. Research on enhancement of natural circulation capability in lead-bismuth alloy cooled reactor by using gas-lift pump[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2013, 47(7): 1155－1161. (in Chinese with English abstract)

[21] Zuo J L, Tian W X, Qiu S Z, et al. Transient safety for analysis driven system with gas-lift pump[C]// International Embedded Topical Meeting on Advances in Thermal Hydraulics-2014,Reno, NV, USA, 2014.

[22] 魏海，谢焕雄，胡志超，等. 花生荚果气力输送设备参数优化与试验[J]. 农业工程学报，2016，32(2)：6－12.

Wei Hai, Xie Huanxiong, Hu Zhichao, et al. Parameter optimization and test of pneumatic conveying equipment for peanut pods[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2016, 32(2): 6－12. (in Chinese with English abstract)

[23] 孙波，孙立成，刘靖宇，等. 竖直较大管径内气液两相流截面含气率实验研究[J]. 水动力学研究与进展，2012，27(1)：1－6.Sun Bo, Sun Licheng, Liu Jingyu, et al. Study on void fraction of vertical gas-liquid two-phase flow in a relatively large diameter pipe[J]. Chinese Journal of Hydrodynamics, 2012, 27(1): 1－6. (in Chinese with English abstract)

[24] 刘曼. 局部弯曲对气力提升性能的影响规律及管内流型分析[D]. 株洲：湖南工业大学，2014.Liu Man. Effect of Local Pipe Bends on Airlift Pump Performance and Study of Flow Pattern[D]. Zhuzhou:Hunan University of Technology, 2014. (in Chinese with English abstract)

[25] 王孝红. 气力提升法在水电站淤沙处理中的运用[J]. 云南水力发电，2015，31(1)：101－103.Wang Xiaohong. A Effective method for silt sedimentation handling in practices[J]. Yunnan Water Power, 2015, 31(1): 101－103. (in Chinese with English abstract)

[26] Griffith P, Wallis G B. Two-Phase slug flow[J]. ASME J. Heat Trans., 1961, 83:307.

[27] Parker G J. The effect of footpiece design on the performance of a small air lift pump[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 1980, 4(2): 245－252.

[28] Colebrook C F. Turbulent flow in pipes, with particular reference to the transition region between the smooth and rough pipe laws[J]. J. Inst. Civ. Eng., London, 1939, 11:133－156.

[29] Haaland S E. Simple and explicit formulas for the friction factor in turbulent flow[J]. J. Fluids Eng., 1983, 103:89－90.

[30] Nicklin D J. The air lift pump theory and optimization[J]. ICHE14, 1963, 29－39.

左娟莉，李逢超，郭鹏程，孙帅辉，罗兴锜. 不同进气方式下气力提升泵水力特性理论模型与验证[J]. 农业工程学报，2017，33(21)：85－91. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.21.010 http://www.tcsae.org

Zuo Juanli, Li Fengchao, Guo Pengcheng, Sun Shuaihui, Luo Xingqi. Theoretical model and verification of hydraulic characteristics of air lift pump under different air injection methods[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2017, 33(21): 85－91. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.21.010 http://www.tcsae.org

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

国家自然科学基金（11605136）；陕西省自然科学基础研究计划（2017JQ5040）；陕西省教育厅专项科研计划项目（15JK1553）

左娟莉，讲师，博士，研究方向为多相流动，流体机械。 Email：Jenyzuo@163.com

※通信作者：郭鹏程，教授，博士，博士生导师，研究方向为流体机械。Email：guoyicheng@126.com