熊英華， 劉影, *， 趙興安， 孫華偉， 王國(guó)玉， 高德明

1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081 2.中航工業(yè)集團(tuán)公司 南京機(jī)電液壓工程研究中心， 南京 211106

基于代理模型的航空燃油泵空化性能分析

熊英華1， 劉影1, *， 趙興安1， 孫華偉2， 王國(guó)玉1， 高德明1

1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081 2.中航工業(yè)集團(tuán)公司 南京機(jī)電液壓工程研究中心， 南京 211106

基于代理模型的整體敏感度分析方法，對(duì)影響燃油泵空化性能的結(jié)構(gòu)參數(shù)(即誘導(dǎo)輪出口安放角和葉輪進(jìn)口安放角)進(jìn)行了分析，得到影響泵空化性能的主要因素，并對(duì)燃油泵的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。研究中，采用基于旋轉(zhuǎn)修正的k-ε湍流模型及Zwart空化模型對(duì)優(yōu)化前后的燃油泵空化流場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算。結(jié)果表明：在一定變化范圍內(nèi)，葉片安放角對(duì)燃油泵的外特性影響較小，對(duì)燃油泵空化特性影響較大；其中，葉輪進(jìn)口安放角對(duì)燃油泵空化性能有較大影響，隨葉輪進(jìn)口安放角的增大，燃油泵空化性能呈先下降后上升的變化趨勢(shì)；優(yōu)化后誘導(dǎo)輪出口安放角和葉輪進(jìn)口安放角分別增大了4.4° 和3.2°，滿足Pareto最優(yōu)解，燃油泵的空化性能較優(yōu)化前提高了18%左右。

燃油泵； 代理模型； 湍流模型； 空化性能； 優(yōu)化分析

燃油泵是航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃油系統(tǒng)中的重要組成部分，其性能對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠、穩(wěn)定運(yùn)行具有重大影響[1]。相比于柱塞泵和齒輪泵，離心泵具有體積小、重量輕、抗燃油污染能力強(qiáng)和可靠性高等優(yōu)點(diǎn)，因此通常用作主燃油泵。

航空燃油泵相比于普通離心泵，其流體介質(zhì)為航空燃油，工作環(huán)境為高溫低壓，且具有流量大、轉(zhuǎn)速高等特點(diǎn)，易發(fā)生空化現(xiàn)象。因此空化問(wèn)題已成為影響燃油泵性能的主要問(wèn)題之一，也是燃油泵性能優(yōu)化中亟待解決的難點(diǎn)之一[1]。薛梅新等[2]針對(duì)某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃油泵隔舌空蝕破壞，采用滑移網(wǎng)格技術(shù)模擬泵內(nèi)非定常流場(chǎng)，揭示了壓出室在非設(shè)計(jì)工況下的內(nèi)流特征，研究了隔舌處的空化機(jī)理；殷吉超等[3]對(duì)某型高速加力燃油離心泵內(nèi)流場(chǎng)和空化過(guò)程進(jìn)行了二維數(shù)值仿真，分析了空化易發(fā)生的位置以及排出管對(duì)空化發(fā)生的影響，對(duì)預(yù)測(cè)并克服空化發(fā)生有指導(dǎo)意義。針對(duì)燃油泵的空化問(wèn)題主要通過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)行解決，目前傳統(tǒng)的離心泵結(jié)構(gòu)優(yōu)化方法[4]主要有：試驗(yàn)優(yōu)化設(shè)計(jì)[5]、速度系數(shù)法優(yōu)化設(shè)計(jì)[6]、損失極值法優(yōu)化設(shè)計(jì)[7]、計(jì)算流體力學(xué)(CFD)優(yōu)化設(shè)計(jì)[8]以及多工況優(yōu)化設(shè)計(jì)[9]5種。傳統(tǒng)離心泵優(yōu)化方法雖然已廣泛應(yīng)用，但具有一定的局限性，需要大量準(zhǔn)確的公式推導(dǎo)，且部分參數(shù)的確定有賴于設(shè)計(jì)者的經(jīng)驗(yàn)和試驗(yàn)結(jié)果，增加了優(yōu)化設(shè)計(jì)的難度和時(shí)間周期。近幾年發(fā)展起來(lái)的代理模型(Surrogate Model)方法避免了傳統(tǒng)優(yōu)化方法的不足，可以有效地建立優(yōu)化變量與目標(biāo)變量之間的關(guān)系，并可得到多目標(biāo)的優(yōu)化結(jié)果，該方法適用范圍非常廣泛。Goel等[10]采用代理模型的方法對(duì)泵的葉片幾何形狀進(jìn)行了優(yōu)化，取得了理想的結(jié)果。楊卓懿等[11]利用響應(yīng)面模型對(duì)潛器的艇型進(jìn)行了優(yōu)化，不但效率得到提高，優(yōu)化的效果也得到了保證；吳欽和王國(guó)玉[12]利用代理模型分析方法對(duì)考慮了模型參數(shù)和物質(zhì)屬性的Merkle空化模型在低溫介質(zhì)空化流動(dòng)計(jì)算中的應(yīng)用進(jìn)行評(píng)價(jià)和優(yōu)化，提高了模型的預(yù)測(cè)能力。

為提高燃油泵的空化性能，本文采用代理模型優(yōu)化方法對(duì)設(shè)計(jì)工況下燃油泵的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析；利用整體敏感度分析方法評(píng)價(jià)了誘導(dǎo)輪出口安放角和葉輪進(jìn)口安放角對(duì)燃油泵空化性能和外特性的影響；采用數(shù)值計(jì)算方法，對(duì)獲得的參數(shù)最優(yōu)解進(jìn)行驗(yàn)證，并對(duì)優(yōu)化后燃油泵空化流場(chǎng)進(jìn)行了分析。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 控制方程

采用均質(zhì)平衡流模型，基于Favre平均的Navier-Stokes方程為

(1)

(2)

(3)

1.2 湍流模型

采用基于旋轉(zhuǎn)修正的k-ε湍流模型[13]，標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型方程形式為

(4)

(5)

式中：ρ為燃油密度；ε為湍動(dòng)能耗散；k為湍動(dòng)能；Pt為湍動(dòng)能生成項(xiàng)；σk與σε均為湍流模型常數(shù)，采用基于局部渦旋運(yùn)動(dòng)效應(yīng)對(duì)標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型k方程中的Pt進(jìn)行修正，修正系數(shù)fr為

Pt→Pt·fr

(6)

(7)

1.3 空化模型

計(jì)算采用Zwart空化模型[14]，即

(8)

(9)

式中：αnuc為空化核子體積分?jǐn)?shù)，取5×10-4；RB為空泡直徑，取1×10-6m；ρ和ρv分別為當(dāng)?shù)貕毫惋柡驼羝麎海荒Y(jié)系數(shù)Ccond和蒸發(fā)系數(shù)Cvap分別為0.01和50。

1.4 幾何及邊界條件設(shè)置

對(duì)某型號(hào)航空燃油泵的空化流動(dòng)進(jìn)行計(jì)算，燃油泵結(jié)構(gòu)如圖1所示，其主要幾何尺寸及設(shè)計(jì)工況參數(shù)如下：誘導(dǎo)輪輪緣直徑D1=0.06 m，葉片數(shù)Z1=3，輪轂比R1=0.3；葉輪進(jìn)口直徑D2=0.06 m，葉片數(shù)Z2=4，進(jìn)口輪轂比R2=0.3；泵入口直徑D3=0.072 m，泵出口直徑D4=0.07 m；設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速n=10 000 r/min，設(shè)計(jì)流量Q=12.6 kg/s。

燃油泵模型采用混合網(wǎng)格劃分，其中縮放管和蝸殼利用Ansys-ICEM 14.0劃分非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，誘導(dǎo)輪、葉輪和導(dǎo)葉利用Ansys-TurboGrid 14.0劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，近壁面進(jìn)行網(wǎng)格加密，保證y+=ρlΔyuτ/u1≈1(其中Δy為距離壁面最近一層網(wǎng)格厚度；uτ為壁面摩擦速度；u1為主葉輪進(jìn)口圓周速度)，網(wǎng)格質(zhì)量良好。模型網(wǎng)格數(shù)經(jīng)過(guò)檢查，當(dāng)計(jì)算外特性的變化小于2%時(shí)認(rèn)為網(wǎng)格數(shù)影響可以忽略，生成的網(wǎng)格總數(shù)為134萬(wàn)。

圖1 燃油泵三維模型圖Fig.1 Three-dimensional model of fuel pump

計(jì)算采用總壓入口、質(zhì)量流量出口邊界，葉片及輪緣輪轂均采用無(wú)滑移壁面邊界，壁面函數(shù)為標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，以單相計(jì)算結(jié)果為初值，進(jìn)行迭代計(jì)算空化流動(dòng)。計(jì)算采用的流動(dòng)介質(zhì)為20 ℃下RP-3航空燃油[15]，其密度、飽和蒸汽壓和運(yùn)動(dòng)黏度分別為：ρ=780 kg/m3、pv=1 329 Pa、ν=1.48×10-6m2/s。

1.5 數(shù)值計(jì)算方法驗(yàn)證

為了對(duì)網(wǎng)格和數(shù)值計(jì)算方法進(jìn)行驗(yàn)證，圖2和圖3分別給出了燃油泵在轉(zhuǎn)速(7 800 r/min)下，試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算得到的外特性曲線和空化特性曲線。圖中揚(yáng)程系數(shù)ψ、流量系數(shù)φ分別為燃油泵揚(yáng)程、流量的無(wú)量綱數(shù)，泵有效空化余量NPSHa表示泵進(jìn)口處單位重量液體超過(guò)空化壓力水頭的能量，其定義分別為為體積流量，pin和pv分別為泵的入口壓力和燃油飽和蒸汽壓。

(10)

(11)

(12)

式中：H為總揚(yáng)程；D為出口直徑；n為轉(zhuǎn)速；qV

圖2 燃油泵外特性曲線Fig.2 External performance of fuel pump

圖3 燃油泵空化特性曲線Fig.3 Cavitation characteristics of fuel pump

對(duì)比試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果可以看出，計(jì)算得到的外特性曲線試驗(yàn)結(jié)果一致性較好，誤差在3%左右；空化特性曲線數(shù)值與試驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)一致且誤差較小，計(jì)算得到的必須空化余量NPSHr為5.2 m，試驗(yàn)得到的NPSHr值為5.5 m，誤差在5%左右。由此說(shuō)明，本文所采用的數(shù)值計(jì)算方法可以較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)燃油泵空化特性。

2 結(jié)果與分析

2.1 空化流動(dòng)數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

燃油泵空化性能研究中，泵的必須空化余量NPSHr為衡量泵空化性能的一個(gè)重要參數(shù)，NPSHr值越小說(shuō)明泵的空化性能越好。工程上規(guī)定，當(dāng)泵的揚(yáng)程下降3%時(shí)，認(rèn)為泵進(jìn)入空化狀態(tài)，此時(shí)裝置的有效空化余量NPSHa等于泵的必須空化余量NPSHr。燃油泵主葉輪NPSHr計(jì)算公式[16]為

(13)

式中：c1、ω1和u1分別為主葉輪進(jìn)口稍前的絕對(duì)速度、相對(duì)速度和圓周速度；cm1和β為軸面速度和主葉輪進(jìn)口相對(duì)流動(dòng)角；λ為主葉輪進(jìn)口壓降系數(shù)，通常取為0.2～0.3。從式中可以看出，在給定轉(zhuǎn)速和流量工況下，NPSHr值與cm1和β大小相關(guān)，而cm1值受誘導(dǎo)輪出口安放角βb1和主葉輪進(jìn)口直徑D1影響，β值與主葉輪進(jìn)口安放角βb2相關(guān)。受實(shí)際工程應(yīng)用背景及燃油泵其他相關(guān)部件的影響，主葉輪進(jìn)口直徑無(wú)法改變，因此本文將主要研究誘導(dǎo)輪出口安放角βb1和主葉輪進(jìn)口安放角βb2對(duì)燃油泵空化性能的影響。

圖4給出了不同Δβb1和Δβb2、設(shè)計(jì)工況下燃油泵空化特性曲線。其中，Δβb1和Δβb2分別表示相對(duì)于原模型βb1和βb2的改變量，正值表示沿攻角增大的方向。從圖中可以看出，燃油泵的有效空化余量NPSHa較大時(shí)，揚(yáng)程基本不變，當(dāng)NPSHa減小到泵的必須空化余量值時(shí)，燃油泵發(fā)生空化，揚(yáng)程迅速下降。故設(shè)計(jì)參數(shù)Δβb1和Δβb2對(duì)燃油泵的最大揚(yáng)程及必須空化余量均有顯著影響。

圖4 不同Δβb1和Δβb2燃油泵空化特性曲線Fig.4 Cavitation characteristics of fuel pump with different Δβb1 and Δβb2

2.2 燃油泵空化性能及外特性優(yōu)化

與普通離心泵相比，帶誘導(dǎo)輪的燃油泵葉輪流動(dòng)沖角同時(shí)受誘導(dǎo)輪出口安放角βb1和葉輪進(jìn)口安放角βb2的影響，然而，通過(guò)數(shù)值計(jì)算的方法尋求最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)，計(jì)算量大且計(jì)算周期較長(zhǎng)，因此采用合理、高效的數(shù)值優(yōu)化方法獲取空化性能和外特性最優(yōu)時(shí)燃油泵的結(jié)構(gòu)參數(shù)至關(guān)重要。本節(jié)將利用基于方差的量綱歸一化整體敏感度分析方法對(duì)影響燃油泵空化性能和外特性的結(jié)構(gòu)參數(shù)βb1和βb2的變化量Δβb1和Δβb2進(jìn)行評(píng)價(jià)，并采用代理模型優(yōu)化分析方法獲得空化性能和外特性最優(yōu)時(shí)燃油泵的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

2.2.1 代理模型優(yōu)化方法

代理模型優(yōu)化方法的實(shí)質(zhì)是通過(guò)離散的數(shù)據(jù)點(diǎn)(即設(shè)計(jì)點(diǎn))，建立精度較高的數(shù)學(xué)模型，擬合出反映目標(biāo)變量和自變量之間關(guān)系的函數(shù)，分析目標(biāo)變量對(duì)自變量的敏感性以及對(duì)自變量取值進(jìn)行尋優(yōu)，代理模型優(yōu)化方法的主要流程參見(jiàn)文獻(xiàn)[14]。

本文選取Δβb1和Δβb2作為代理模型的自變量，選取燃油泵的必須空化余量NPSHr和無(wú)空化揚(yáng)程系數(shù)ψ作為代理模型的目標(biāo)變量。根據(jù)燃油泵葉片的結(jié)構(gòu)參數(shù)，確定自變量Δβb1和Δβb2的取值范圍為：-5°～5°。結(jié)合面心立方法(Face-centered Central Composite Designs，F(xiàn)CCD)和拉丁超立方法(Latin Hypercube Sampling，LHS)生成30個(gè)樣本點(diǎn)，根據(jù)此30組數(shù)值計(jì)算的結(jié)果分別建立項(xiàng)式響應(yīng)面近似模型(PRS)、Kriging模型(KRG)、輻射神經(jīng)元網(wǎng)絡(luò)近似模型(RBNN)[17]、Shepard 模型(SHEP)[18]、支持向量回歸模型(SVR)[19]以及加權(quán)平均值近似相應(yīng)模型(WAS)[20]。選取PRESS[21]作為各代理模型的準(zhǔn)確度的評(píng)價(jià)指標(biāo)，其表達(dá)式為

(14)

表1給出了各代理模型對(duì)目標(biāo)變量的擬合誤差，從中可以看出，不同代理模型對(duì)目標(biāo)變量的擬合誤差各不相同，其中WAS模型擬合誤差最小，因此選擇該模型的擬合結(jié)果對(duì)目標(biāo)變量做進(jìn)一步分析。該模型根據(jù)單個(gè)模型中誤差最小的PRS、SHEP和SVR 3種模型各自的擬合精度，通過(guò)加權(quán)系數(shù)將模型進(jìn)行整合，擬合得到的結(jié)果為

(15)

(16)

表1 不同代理模型擬合誤差Table 1 Error estimates for different surrogate models

2.2.2 燃油泵空化性能與外特性敏感性分析

敏感度分析是指利用代理模型對(duì)燃油泵在設(shè)計(jì)工況下的數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行擬合，比較自變量的偏方差和總方差以獲得自變量Δβb1和Δβb2對(duì)目標(biāo)變量NPSHr和ψ的重要程度分析，代理模型敏感度定義為

(17)

圖5 WAS模型自變量對(duì)目標(biāo)變量整體和局部敏感度分布Fig.5 Sensitivity indices of main and total effects of different variables using WAS

圖6給出了自變量對(duì)目標(biāo)變量整體敏感度具體分布情況，從中可以看出，Δβb2在目標(biāo)變量ψ的敏感度分析中所占比重大(53%)，Δβb1的比重為47%，說(shuō)明目標(biāo)變量ψ受Δβb2影響稍大一些；而在對(duì)目標(biāo)變量NPSHr的敏感度分析中，各自變量的敏感度差距較大，Δβb1所占比重為12%，而Δβb2的比重為88%，說(shuō)明目標(biāo)變量NPSHr主要受Δβb2的影響。

圖6 WAS模型自變量對(duì)目標(biāo)變量整體敏感度分布 Fig.6 Sensitivity indices of global effects of different variables using WAS

為了進(jìn)一步分析自變量對(duì)目標(biāo)變量的影響規(guī)律以及敏感度，根據(jù)WAS代理模型計(jì)算結(jié)果，圖7 給出了目標(biāo)變量ψ和NPSHr隨自變量Δβb1和Δβb2的變化情況。從圖7(a)可見(jiàn)，沿X軸方向隨著Δβb1的減小，ψ呈現(xiàn)梯度式增大，但變化幅度較?。谎豗軸方向隨著Δβb2的增大，ψ值整體呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)，且變化的幅度較大，說(shuō)明ψ對(duì)Δβb2變化更敏感；從圖7(b)可見(jiàn)，NPSHr的變化主要表現(xiàn)為沿Y軸方向隨著Δβb2的增加而減小，且變化范圍大，說(shuō)明Δβb2對(duì)NPSHr影響顯著，與上述敏感度分布情況一致。這是由于帶誘導(dǎo)輪燃油泵主要做功的部分為主葉輪，且空化主要發(fā)生在主葉輪的進(jìn)口前沿并向葉輪流道內(nèi)發(fā)展，因此主葉輪的幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃油泵的性能影響更大。

2.2.3 燃油泵結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

在自變量空間中隨機(jī)生成104個(gè)均勻分布的點(diǎn)，WAS模型擬合得到的結(jié)果在目標(biāo)變量空間中的分布情況如圖8所示(藍(lán)色點(diǎn)集)。由圖可知，通過(guò)燃油泵結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化來(lái)提高空化性能是一個(gè)多目標(biāo)優(yōu)化問(wèn)題，不存在最優(yōu)解，所有可能的解構(gòu)成Pareto最優(yōu)解集(紅色點(diǎn)集)，它是由只滿足一個(gè)目標(biāo)變量取最佳值條件的點(diǎn)組成[14]。

圖7 目標(biāo)變量隨自變量變化趨勢(shì)Fig.7 Variation of objectives with variables

圖8 目標(biāo)變量分布Fig.8 Distribution of objectives

將Pareto最優(yōu)解主要分為圖示1、2、3區(qū)域，并給出其對(duì)應(yīng)的自變量空間分布情況，如圖9所示。本文主要關(guān)注于燃油泵的空化性能的研究，為此選取反映燃油泵空化性能的目標(biāo)變量NPSHr取值較小的區(qū)域(1區(qū)域)作為進(jìn)一步研究的自變量取值區(qū)域，表2給出了此區(qū)域內(nèi)自變量的取值范圍。

為了進(jìn)一步研究自變量變化對(duì)目標(biāo)變量的影響，分別固定自變量Δβb1和Δβb2(取固定值0)，通過(guò)數(shù)值計(jì)算得到目標(biāo)變量隨自變量的變化趨勢(shì)，結(jié)果如圖10和圖11所示。從圖10可以看到，在較大范圍內(nèi)NPSHr值不隨Δβb1變化而變化，當(dāng)Δβb1>4.4時(shí)，空化性能明顯下降。由圖11可知，當(dāng)Δβb2增大時(shí)，NPSHr值先減小后增大，而Ψ值逐漸增大。綜合以上分析，確定優(yōu)化后燃油泵結(jié)構(gòu)參數(shù)為Δβb1=4.4、Δβb2=3.2。

圖9 Pareto最優(yōu)解在自變量空間分布Fig.9 Distribution of Pareto optimal solution in variable space

表2 優(yōu)化后自變量的取值范圍Table 2 Value range of variables after optimization

VariableMaxMinΔβb14．73．8Δβb23．72．8

圖10 目標(biāo)變量隨Δβb1變化趨勢(shì)Fig.10 Variation of objectives with Δβb1

圖11 目標(biāo)變量隨Δβb2變化趨勢(shì)Fig.11 Variation of objectives with Δβb2

2.2.4 優(yōu)化后燃油泵空化性能分析

圖12給出了優(yōu)化前后燃油泵空化性能曲線，從圖中可以看出優(yōu)化前后燃油泵空化性能曲線變化趨勢(shì)相同，即隨NPSHa的減小，揚(yáng)程均先增大后減??；優(yōu)化后的燃油泵必須空化余量較優(yōu)化前減小了0.7 m(即18%左右)，燃油泵空化性能得到提高；同時(shí)，優(yōu)化后燃油泵在無(wú)空化工況下的揚(yáng)程較優(yōu)化前僅減小0.05，燃油泵外特性基本保持不變。

圖12 優(yōu)化前后燃油泵空化性能曲線Fig.12 Cavitation curves of original and optimal pump

圖13給出了優(yōu)化前后燃油泵在不同進(jìn)口條件下誘導(dǎo)輪吸力面空泡分布及空泡面積Scavity。從圖中可以看出，隨著NPSHa的下降，誘導(dǎo)輪吸力面空泡區(qū)域開(kāi)始產(chǎn)生空泡，并逐漸向后發(fā)展，空泡面積逐漸增大；在相同進(jìn)口條件(即NPSHa相同)，優(yōu)化后燃油泵誘導(dǎo)輪吸力面空泡面積比優(yōu)化前分別減小了27%、15%、39%、10%，燃油泵空化性能得到顯著提高。

圖13 優(yōu)化前后誘導(dǎo)輪流道內(nèi)空泡體積分布Fig.13 Cavity distributions of original and optimal pump in inducer

3 結(jié) 論

采用基于旋轉(zhuǎn)修正的k-ε湍流模型對(duì)航空燃油泵的空化流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，基于數(shù)值計(jì)算的結(jié)果，采用代理模型優(yōu)化方法，對(duì)航空燃油泵的誘導(dǎo)輪和葉輪的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到以下結(jié)論：

1) 采用的數(shù)值計(jì)算方法能夠準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)航空燃油泵的外特性與空化特性，通過(guò)分析得到，誘導(dǎo)輪出口安放角和葉輪入口安放角對(duì)燃油泵的空化性能和外特性影響較大。

2) 通過(guò)代理模型優(yōu)化分析，燃油泵外特性和空化性能隨誘導(dǎo)輪出口安放角和葉輪入口安放角的變化趨勢(shì)為：燃油泵外特性隨誘導(dǎo)輪和葉輪安放角的變化較?。蝗~輪出口安放角變化對(duì)燃油泵空化性能影響較大，隨葉輪進(jìn)口安放角的增大，燃油泵空化性能呈先減小后增大的變化趨勢(shì)。

3) 當(dāng)誘導(dǎo)輪出口安放角和葉輪進(jìn)口安放角分別增大4.4° 和3.2° 時(shí)，滿足Pareto最優(yōu)解，此時(shí)燃油泵的空化性能較優(yōu)化前提高了18%左右，在相同進(jìn)口壓力條件下，優(yōu)化后燃油泵流道內(nèi)空泡面積比優(yōu)化前較小，空化性能更好。

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熊英華男， 碩士， 研究員。主要研究方向： 燃油泵空化流動(dòng)。

Tel.: 010-68912395

E-mail: xiongyhbit@163.com

劉影女， 副教授。主要研究方向： 流體機(jī)械空化流動(dòng)。

Tel.: 010-68912395

E-mail: liuying@bit.edu.cn

URL：www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160411.1043.002.html

Analysisofcavitationperformanceofanaviationfuelpumpbasedonsurrogatemodel

XIONGYinghua1,LIUYing1,*,ZHAOXing’an1,SUNHuawei2,WANGGuoyu1,GAODeming1

1.SchoolofMechanicalEngineering,BeijingInstituteofTechnology,Beijing100081,China2.NanjingElectricalandHydraulicEngineeringResearshCenter,AviationIndustryCorporationofChina,Nanjing211106,China

Inordertoinvestigatetheinfluenceofthestructureparameters(whicharebladeangleofinduceratexitandbladeangleofimpelleratinlet)offuelpumponthecavitationperformanceofanaviationfuelpump,theglobalsensitivityanalysismethodthatbasedonthesurrogatemethodwasapplied,andalso,thestructureparametersoffuelpumphadbeenoptimized.Inthenumericalsimulation,thelocalswirlingcorrectionturbulencemodelderivingfromthestandardk-εtwo-equationmodelandZwartcavitationmodelwereapplied.Theresultsshowthatinacertainrangeofvariation,thebladeanglehasagreaterinfluenceonthecavitationperformance,insteadoftheexternalcharacteristicsoffuelpump.Comparedtotheoutletangleofinducer,theinletangleofimpelleraffectsthecavitationperformancemoresignificantly.Withtheincreaseoftheoutletangleofinducer,thecavitationperformancefirstlydecreasesandthenincreases.BasedontheParetooptimalsolutions,theoptimizedoutletangleofinducerandinletangleofimpellerincreaseby4.4°and3.2°respectively,withthecavitationperformanceincreasingby18%.

fuelpumps;surrogatemodel;turbulencemodel;cavitationperformance;analysisandoptimization

2015-10-12；Revised2015-12-14；Accepted2016-03-28；Publishedonline2016-04-111043

s：NationalNaturalScienceFoundationofChina(51479002);AeronauticalScienceFoundationofChina(2013ZC09001)

.Tel.：010-68912395E-mailliuying@bit.edu.cn

2015-10-12；退修日期2015-12-14；錄用日期2016-03-28； < class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間

時(shí)間：2016-04-111043

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國(guó)家自然科學(xué)基金 (51479002)； 航空科學(xué)基金 (2013ZC09001)

.Tel.：010-68912395E-mailliuying@bit.edu.cn

熊英華， 劉影， 趙興安， 等．基于代理模型的航空燃油泵空化性能分析J．航空學(xué)報(bào),2016,37(10):2952-2960.XIONGYH,LIUY,ZHAOXA,etal.AnalysisofcavitationperformanceofanaviationfuelpumpbasedonsurrogatemodelJ.ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,2016,37(10):2952-2960.

http://hkxb.buaa.edu.cnhkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2016.0102

V288.1+4； O359.1

A

1000-6893(2016)10-2952-09