气提装置是一种输送液体的装置, 在部分淹没于液体中的扬水管底部通入压缩气体, 形成气液两相流, 利用管内外液体的密度差, 使得立管内混合液产生垂直向上运动, 达到提升液体的目的^[1]。气提装置具有结构简单、占地省、投资小、维修简便等优点。近年来, 气提技术已广泛应用在市政工程中, 如气提式反应器、污水处理厂内混合液回流、沉砂池提砂等。

关于气提装置的试验研究和理论研究现状, 由于其涉及复杂的气液两相流物理过程, 目前只能初步掌握气力提升系统中基本的工作原理和运行性能^[2]。国外较经典的成果主要体现于两方面:一方面, Nicklin等^[3]通过试验研究提出了扬水管管径、管长及淹没比等主要工作参数对提升效率的影响;Reinemann等^[4]试验研究了3～25mm管径对气提泵性能的影响。通过考虑表面张力对气泡速度的影响, 他们拓展了Nicklin理论的管径范围。另一方面, Hewitt等^[5]通过扬水管径30 mm气提系统的试验数据拟合分析, 提出关于气力提升系统的流态划分模型。目前, 国内对针对气力提升的研究大多集中在10～50mm的中小管径气提试验研究上, 对于采用大管径的大规模气提系统的研究较少, 特别是气提技术在市政工程上的应用研究更少。造成在实际工程应用中, 可供参考的工作特性的相关参数不多, 可供采用的设计计算方法不清晰不准确, 给空气提升泵应用造成了困难。

由于大管径气提系统内的运行性能的规律不同于常规或小管径气提系统^[6,7,8], 本文针对大管径气提装置内的气液两相流动特点, 进行了系统性的试验研究。在收集和整理试验数据的基础上, 综合分析流态变化规律和流形分界条件, 得出了大管径气提装置的流形特征。通过对气体当量速度, 液体当量速度, 滑移速度、淹没比及提升效率等主要性能参数的分析, 总结了气提装置的运行性能变化规律, 以期为气提装置的设计和生产应用提供参考。

气提装置的试验系统 (如图1) , 包括进气系统、提升系统、储存和测试系统4个部分。进气系统主要包含风机、风包、进气管和气体喷射装置, 喷射器孔径为1.5mm。试验选用HC-501S回转式风机, 在风机出风口设置风包, 用于调节通入压缩空气的大小。压缩空气量Q_G (简称通气量) 范围为20～130m³/h, 通气压力范围为0～0.1 MPa;提升系统包含扬水管、下降管和潜水泵, 试验扬水管采用内径为95mm, 长度为6m的亚克力圆管;储存系统包括储水筒、平衡水箱和贮水罐;测试系统则包括:气压表、涡街流量计, 电磁流量计, 用于测试通气压力、通气量和扬水量。

本试验的提升介质为常温清水, 将清水装入贮水罐和储水筒, 利用联通管原理, 二者水位达到相同。扬水管布置于储水筒中心, 通过改变其插入清水深度设置不同淹没比。回转风机产生的压缩空气经涡街流量计和气压表测试通气量和气压值后, 通过气体喷射装置, 注入扬水管底部;此时, 气泡作为启动活塞, 推动清水向上流动, 气水混合物通过扬水管顶部, 落入上部设有喇叭口的下降管进行气水两相分离, 分离后的清水进入平衡水箱, 由潜水泵抽送回贮水罐, 从而形成循环系统。通过调节潜水泵出水管上闸阀, 以维持平衡水箱水位不变, 并读取出水管上电磁流量计读数获得扬水量。

由于气提装置在同一工况下, 气提扬水量是恒定的, 且平衡水箱进水量为气提扬水量, 故保持平衡水箱水位稳定不变, 表明平衡水箱瞬时进水量等于瞬时出水量。因此测试其出水管 (潜水泵出水管) 瞬时流量即为水箱瞬时进水量, 即为该工况下气提扬水量。

淹没比是影响气提装置运行性能的重要参数之一。它是扬水管内静水位至气体喷射装置的高度与气体喷射装置至扬水管出口的高度的比值。本试验设定了5组淹没比 (m=0.40, 0.45, 0.50, 0.55, 0.60) , 试验在淹没比一定的条件下, 改变通气量进行了多组工况测试。

试验根据Golan等^[9]提出的流形分界方程式, 见式 (1) 、式 (2) :

气泡流到团状流的分界方程式:

团状流到环状流的分界方程式:

其中:

试验采用Wallis^[10]提出的关于团状流的空隙率计算方程, 见式 (4) :

其中, 气体和液体当量速度的计算见式 (5) :

式中J_G^*———气体的修正弗劳德数;

J_L^*———液体的修正弗劳德数;

ε_G———空隙率;

J_G———气体的当量速度, m/s;

J_L———液体的当量速度, m/s;

q———通气量, m³/h;

Q———扬水量, m³/h;

g———重力加速度, m/s²;

D———扬水管管径, m;

γ_G———气体的容重, kg/m³, 25℃空气为1.184kg/m³;

γ_L———液体的容重, kg/m³, 20℃清水为998.2kg/m³。

试验采用Nicklin经典公式^[3]计算提升效率η:

式中k———安全系数, 一般取1.1～1.2;

ρ———提升液体密度, kg/m³;

Q———扬水量, m³/h;

h₂———提升高度, m;

E———压缩空气的能耗, W。

通过式 (7) 计算:

式中p₂———压缩空气工作压力 (相对压强) , N/m²;

p₀———大气压力, N/m²;

q———通气量, m³/h。

Samara等^[10]基于Hewitt等^[5]提出的经典流态模型和Wallis^[11]的孔隙率计算方程, 提出了5种基本流形:气泡流、弹状流、团状流、环状流、纤维环状流。根据其流形及分界条件对28mm和40mm管径气提试验研究发现, 提升水量的峰值出现在弹状流流形范围内, 得出弹状流为最佳流形。

本试验扩大管径和规模后, 对试验数据进行整理分析, 并结合Golan流形分界方程绘流形分解曲线, 如图2所示。由图2可知, 各个淹没比的测试数据大多落在了团状流流形区间;随着淹没比的减少, 属于团状流流形的组次数据有减少的趋势。若再持续增加通气量, 即增大气体修正弗劳德数, 流形逐渐转换为团状-环状过渡流和环状流。

因此, 本试验扩大管径后发现, 在试验主要流形为团状流、团状-环状过渡流、环状流等, 扬水量峰值出现在团状流及团状-环状过渡流态。弹状流难以形成, 其流形特征不同于常规小管径气提系统, 管径对流形的影响不能被忽略。

空隙率 (亦称为截面含气率) 是表征流形特征的重要参数之一^[12]。采用式 (4) 计算各试验工况下的空隙率, 结果如图3所示。由图3可知, 气体当量速度较小时, 淹没比越大, 空隙率越低, 空隙率的上升趋势随淹没比增加越明显。各淹没比的空隙率数值大多处于0.45～0.7范围内, 结合图2分析, 此时主要流形为团状流和团状-环状过渡流;空隙率超过0.7时, 出现环状流形。这一结果与Hewitt等^[5]提出的经典流态模型中空隙率值相符。由此可知, Golan提出的流形分界方程可作为大管径气提装置的流形判断条件, 亦可作为大管径气提装置设计参数选取的基础依据。

将测试结果换算为气体当量速度、液体当量速度和滑移速度 (即气液两相相对速度, 亦可称为气水比, 表达式为J_G/J_L) , 三者的变化关系曲线如图4和图5所示。

由图4可知, 当淹没比保持不变时, 随着气体当量速度即通气量的增大, 液体当量速度即扬水量先快速递增后平缓达到峰值。在试验条件下, 淹没比m=0.4～0.6时, 气体当量速度为0.6～3 m/s即通气量为20.15～88.32m³/h时, 扬水量随通气量增加而迅速增大, 直到气体当量速度增加至3.265～3.686m/s即通气量为92.28～104.15m³/h时, 其增长走势趋于平缓并出现峰值段;当气体当量速度即通气量保持不变时, 液体当量速度即扬水量随淹没比增加而递增。

在此演变过程中, 扬水管中气液两相流的变化存在两个阶段:第一阶段, 通气量较小时, 由于大管径扬水管截面较大, 液体与管壁界面力降低, 通入的气泡不断重叠和自身破坏使得气液两相流产生搅拌振动状态。无法形成稳定的气柱, 从而不再保持稳定的弹状流形, 进入团状流阶段。第二阶段, 随着通气量的增大, 通入气泡的持续增加, 在扬水管中心气泡不断破裂呈滴状分布, 气相运动失去规律性和稳定性, 进入团状-环状过渡流和环状流阶段。在试验中观察到, 当达到团状-环状过渡流后, 再进一步增加通气量, 其提升的液体流量将不会明显增加, 反而缓慢减小。因此, 在团状流阶段或团状-环状流过渡阶段, 大管径气提装置提升流量能够达到最大。

图5反映了气体当量速度和滑移速度之间的关系。随着气体当量速度即通气量的增加, 滑移速度即气水比随之先急剧下降后平缓上升;滑移速度存在最小值转折点。随着淹没比的增加, 滑移速度即气水比的最小值逐渐降低, 其对应的气体当量速度即通气量也随之减小, 即滑移速度的最小值转折点出现前移。结合图4分析, 当淹没比大于等于0.40时, 其滑移速度即气水比范围为3.013～8.284, 相应的通气量范围为85.14～126.92m³/h时, 扬水量较大且出现峰值段。在后阶段试验中也可得到验证, 淹没比处于0.4～0.6时, 滑移速度即气水比约为7～3且时, 扬水量出现峰值段。此时气水混合液流速为2.5～4.0m/s。

气体当量速度对气提装置提升效率的影响见图6。

由图6可知, 当淹没比保持不变时, 伴随气体当量速度即通气量的增加, 提升效率先上升后下降。在气体当量速度为1.0～2.5m/s时, 各淹没比达到效率峰值, 结合图2可知, 在相同气体当量速度范围, 扬水管内为团状流形。结合图5可知, 滑移速度即气水比达到最低。此时压缩空气能量利用率达到最大, 效率达到峰值;当气体当量速度进一步增大, 由于气相运动产生不稳定的团状旋涡, 提升液体流量增长率下降, 气水比增大, 提升效率降低。

当淹没比m=0.4～0.6时, 从图5分析知, 淹没比越大气水比越小, 故淹没比越大效率峰值越大, 其对应的效率峰值从0.175增加至0.353, 且相应的气体当量速度随淹没比增加而减小。原因在于, 淹没比越大, 扬水管插入液体静态高度增加, 进气压差越大, 处于团状流的流形区间延长, 提升液体流量快速增涨而达到峰值, 此时, 气体当量速度即通气量较小即可出现效率峰值点;即随着淹没比增大, 效率峰值点逐渐前移, 且高效段区间逐渐变陡变窄。

当扬水管长一定, 淹没比持续增大, 液体静态高度不断增加, 造成提升高度持续下降, 气体所作有效功不断减小。因而, 静态高度的持续增加对效率提升不存在必然优势时, 淹没比必然存在效率极限值。这将在后续论文中进一步验证。

综合图4、图6分析发现, 效率峰值点与液体当量速度峰值点不对应, 即效率和扬水量不在同一气体当量速度即通气量达到最大值。效率峰值点的通气量小于扬水量峰值点的通气量。通气量的选择不能同时兼顾效率和扬水量最大。在实际应用中, 合理的通气量应根据工程实际需求进行选择。

综上分析并结合本研究前期中小管径 (扬水内径18～57mm) 气提装置探试研究以及国内外中小管径研究成果^[7,12], 中小管径与大管径 (扬水管内径95mm) 气提装置主要特性参数的变化范围对比见表1。对比分析可知, 在相同淹没下 (m=0.4～0.6) , 大管径气提装置的气水比取值有所增加, 气水混合液流速也逐渐增大, 最大效率持平。

本文通过在大管径气提装置的阶段性试验, 可以得到以下结论:

(1) 大管径气提装置的流形特征不同于常规的中小规格管道。其典型流形为团状流、团状-环状过渡流和环状流, 没有出现弹状流。

(2) 大管径气提装置在空隙率为0.45～0.70时, 出现团状流, 其高效段区间处于团状流流形, 故团状流为较理想的流形。

(3) Golan流形分界方程可作为大管径气提装置的流形判断条件, 亦可作为大管径气提装置设计参数选取的基础依据。

(4) 气提装置的扬水量随通气量的先快速增加达到峰值后缓慢减小。本试验条件下, 即内径95mm, 管长6m的亚克力圆形扬水管, m=0.4～0.6时, 通气量在80～100 m³/h时, 扬水量出现峰值段。各淹没比合理的气水比约为7～3, 淹没比越大, 其值越小。

(5) 气提装置的效率峰值, 主要受气体当量速度即通气量和淹没比的影响。淹没比m=0.5～0.6时, 效率峰值随淹没比增大而增加, 最大效率为η=0.175～0.353, 其对应的通气量逐渐减小, 即峰值点出现前移现象, 且高效段区间变陡变窄。淹没比过大, 受提升高度限制, 淹没比存在效率极限值。

(6) 效率与液体当量速度即扬水量不在同一气体当量速度即通气量达到峰值。效率峰值点的通气量小于扬水量峰值点的通气量。工程应用中应根据实际需求进行通气量选择。