王文廷，許開(kāi)富，李永鵬，嚴(yán)俊峰

(西安航天動(dòng)力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

受航空航天飛行器空間尺寸和結(jié)構(gòu)質(zhì)量的約束，發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)尺寸和質(zhì)量受到嚴(yán)格限制，為了減小結(jié)構(gòu)尺寸和質(zhì)量，燃油泵的工作轉(zhuǎn)速越來(lái)越高，而為了減小貯箱增壓系統(tǒng)的質(zhì)量和規(guī)模，貯箱壓力越來(lái)越低，泵入口壓力降低；此外，為了滿足飛行器不同空域的飛行要求，燃油泵需要在大范圍變流量工況下穩(wěn)定工作。高轉(zhuǎn)速、低入口壓力和大范圍變工況的特點(diǎn)，要求泵具有較高的抗汽蝕性能。燃油泵通常采用誘導(dǎo)輪為離心輪入口增壓，提高抗汽蝕性能，燃油泵的抗汽蝕性能主要取決于誘導(dǎo)輪的汽蝕性能水平[1]。

近年來(lái)，很多學(xué)者對(duì)誘導(dǎo)輪汽蝕特性進(jìn)行了深入的研究，研究方向主要集中在以下幾個(gè)方面：誘導(dǎo)輪汽蝕性能的理論設(shè)計(jì)計(jì)算方法[2-3]；不同結(jié)構(gòu)形式誘導(dǎo)輪的汽蝕性能研究[4-11]；變工況誘導(dǎo)輪汽蝕特性[12]；誘導(dǎo)輪與離心輪匹配方式對(duì)汽蝕性能的影響[13-16]。目前的研究對(duì)如何拓寬誘導(dǎo)輪高抗汽蝕性能范圍涉及較少，對(duì)于大范圍變工況的高速離心泵，拓寬誘導(dǎo)輪的高抗汽蝕性能范圍，是拓寬泵穩(wěn)定工作工況范圍的關(guān)鍵，在工程應(yīng)用中具有開(kāi)創(chuàng)性意義。為此，本文借鑒壓氣機(jī)、泵離心輪縫隙結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)思路[17]，提出了縫隙誘導(dǎo)輪方案，以改善泵的多工況抗汽蝕性能。通過(guò)數(shù)值仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)比分析了常規(guī)誘導(dǎo)輪和縫隙誘導(dǎo)輪在不同工況下的汽蝕特性[18-20]。

1 縫隙誘導(dǎo)輪設(shè)計(jì)思路

大范圍變工況泵設(shè)計(jì)時(shí)，為了保證最大流量工況泵的通流能力，以接近最大流量工況為設(shè)計(jì)點(diǎn)，在設(shè)計(jì)工況附近，泵效率和汽蝕性能都較好；而在偏離設(shè)計(jì)工況較遠(yuǎn)的小流量區(qū)間，泵汽蝕性能急劇變差。泵在小流量運(yùn)行時(shí)，誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口攻角增大，葉片進(jìn)口背面流動(dòng)分離加劇，能量損失增加，導(dǎo)致泵汽蝕性能變差?；谔岣咝×髁抗r葉片進(jìn)口背面汽蝕區(qū)域壓力的思路，在葉片進(jìn)口部位設(shè)置縫隙，將工作面的高壓介質(zhì)引向葉片背面，提高汽蝕部位的壓力，改善小流量工況泵的汽蝕性能。

誘導(dǎo)輪縫隙結(jié)構(gòu)如圖1所示?？p隙寬度根據(jù)誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)參數(shù)確定，縫隙寬度過(guò)大，會(huì)降低誘導(dǎo)輪增壓能力；縫隙傾斜角度一般大于縫隙所在位置葉片安放角；縫隙設(shè)置在葉片進(jìn)口打磨區(qū)略微靠后的位置，離進(jìn)口邊太近會(huì)影響設(shè)計(jì)點(diǎn)附近的汽蝕性能，離進(jìn)口邊太遠(yuǎn)對(duì)小流量工況汽蝕性能的改善效果不明顯。

圖1 縫隙誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.1 Structure parameters of the gap inducer

2 研究對(duì)象及仿真計(jì)算方法

以某型號(hào)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油泵為研究對(duì)象，該泵具有較寬的流量工況范圍，流量比為20?；谏鲜隹p隙誘導(dǎo)輪設(shè)計(jì)思路，分別設(shè)計(jì)了常規(guī)變螺距誘導(dǎo)輪和縫隙誘導(dǎo)輪，兩種誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)如圖2所示。設(shè)計(jì)時(shí)采用相同的葉片入口攻角，產(chǎn)品加工過(guò)程中保證葉片進(jìn)口邊形狀和打磨區(qū)域大小一致；不同之處在于縫隙誘導(dǎo)輪葉片出口角略小，誘導(dǎo)輪主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖2 誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)Fig.2 Geometry of inducers

仿真計(jì)算湍流模型采用SST湍流模型，汽蝕模型采用基于Rayleigh-Plesset提出的汽泡生長(zhǎng)方程。為了準(zhǔn)確反映流動(dòng)真實(shí)情況，對(duì)離心泵全流場(chǎng)進(jìn)行了仿真計(jì)算，計(jì)算區(qū)域模型與真實(shí)結(jié)構(gòu)保持一致，如考慮了誘導(dǎo)輪進(jìn)口修圓打磨、葉片進(jìn)出口倒角、泵輪前后凸肩泄漏等特征。網(wǎng)格劃分時(shí)對(duì)葉片進(jìn)口邊、葉頂間隙等部位進(jìn)行了加密處理，網(wǎng)格單元數(shù)約為450萬(wàn)。

表1 誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)參數(shù)

3 仿真結(jié)果分析

在流量系數(shù)φ為0.008、0.05和0.087三種工況下，分別對(duì)帶常規(guī)誘導(dǎo)輪和縫隙誘導(dǎo)輪的離心泵全流場(chǎng)進(jìn)行了汽蝕性能仿真計(jì)算。圖3為兩種誘導(dǎo)輪通道葉片高度h=0.5的位置氣泡分布圖，圖4為兩種誘導(dǎo)輪通道葉片高度h=0.5的位置壓力分布圖。

圖3 誘導(dǎo)輪通道氣泡分布(h=0.5)Fig.3 Bubble distribution in the inducer channels(h=0.5)

可以看出：在流量系數(shù)為φ=0.008的小流量工況，常規(guī)誘導(dǎo)輪在空化數(shù)σ=0.034時(shí)葉片進(jìn)口邊已發(fā)生了明顯的汽蝕，空化數(shù)σ=0.025時(shí)汽蝕區(qū)域幾乎堵塞了葉片進(jìn)口通道，而縫隙誘導(dǎo)輪在空化數(shù)σ=0.020時(shí)還未發(fā)生明顯的汽蝕。從圖4中葉片通道內(nèi)壓力分布情況看出，小流量工況縫隙特征提高了誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口邊容易發(fā)生汽蝕區(qū)域的壓力，并且改善了葉片通道內(nèi)壓力分布的均勻性，提高了泵的汽蝕特性。

在流量系數(shù)為φ=0.05的中流量工況，常規(guī)誘導(dǎo)輪在空化數(shù)σ=0.012時(shí)誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口邊和出口邊均出現(xiàn)了輕微的汽蝕，縫隙誘導(dǎo)輪在空化數(shù)σ=0.012時(shí)葉片通道內(nèi)已發(fā)生了明顯的汽蝕，但提高了葉片進(jìn)口邊容易發(fā)生汽蝕區(qū)域的壓力。

在流量系數(shù)為φ=0.087的大流量工況，常規(guī)誘導(dǎo)輪在空化數(shù)σ=0.007時(shí)汽蝕氣泡尚未堵塞葉片通道，而縫隙誘導(dǎo)輪在空化數(shù)σ=0.05時(shí)整個(gè)葉片通道內(nèi)已發(fā)生了明顯的汽蝕。從圖4中葉片通道內(nèi)的壓力分布可以看出，縫隙結(jié)構(gòu)惡化誘導(dǎo)輪大流量工況汽蝕特性的原因主要是縫隙結(jié)構(gòu)影響了誘導(dǎo)輪葉片頭部的增壓能力。

圖4 誘導(dǎo)輪通道壓力分布(h=0.5)Fig.4 Pressure distribution in the inducer channels(h=0.5)

圖5所示為縫隙誘導(dǎo)輪在流量系數(shù)為φ=0.008小流量工況下的流線分布圖，由圖5可以看出：小流量工況下液流經(jīng)葉片頭部做功后，具有一定壓力的液流大部分通過(guò)縫隙流向葉片背面，提高了葉片背面回流區(qū)域的流動(dòng)均勻性；隨著葉片高度增加，通過(guò)縫隙流向葉片背面的流量也增加，葉片高度h=0.75的位置縫隙流量明顯大于高度h=0.5的位置。

圖5 縫隙誘導(dǎo)輪流線分布(φ=0.008)Fig.5 Streamline distribution in the gap inducer(φ=0.008)

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

分別對(duì)縫隙誘導(dǎo)輪和常規(guī)誘導(dǎo)輪高速離心泵進(jìn)行了汽蝕性能試驗(yàn)，兩次試驗(yàn)采用相同的殼體、離心輪等部件，采用不同的誘導(dǎo)輪方案，在相同的試驗(yàn)條件下獲得了泵的汽蝕性能和外特性。汽蝕性能試驗(yàn)時(shí)保證流量不變，逐漸減小泵進(jìn)口壓力，獲得了多工況下泵汽蝕斷裂特性曲線，兩種誘導(dǎo)輪泵汽蝕斷裂特性曲線如圖6所示。

圖6 汽蝕斷裂特性試驗(yàn)曲線Fig.6 Test cure for the cavitation collapse performance

小流量工況，常規(guī)誘導(dǎo)輪隨著入口壓力的降低，泵內(nèi)局部發(fā)生汽蝕，揚(yáng)程逐步降低，直至入口壓力降低到泵內(nèi)發(fā)生汽蝕堵塞，導(dǎo)致泵揚(yáng)程斷裂，縫隙誘導(dǎo)輪推后了泵揚(yáng)程斷裂的入口壓力點(diǎn)。這與圖3中流量系數(shù)φ=0.008下誘導(dǎo)輪通道內(nèi)的汽蝕氣泡發(fā)展過(guò)程相對(duì)應(yīng)，常規(guī)誘導(dǎo)輪隨著入口壓力的降低，葉片進(jìn)口部位汽蝕氣泡體積分?jǐn)?shù)增加，但未出現(xiàn)明顯的汽蝕堵塞，入口壓力進(jìn)一步降低，泵通道汽蝕堵塞，揚(yáng)程斷裂；縫隙誘導(dǎo)輪隨著入口壓力的降低，誘導(dǎo)輪葉片通道內(nèi)汽蝕氣泡分布并未出現(xiàn)明顯的變化，入口壓力進(jìn)一步降低，泵通道汽蝕堵塞，泵揚(yáng)程突然斷裂。

以泵揚(yáng)程下降2.5%為汽蝕斷裂點(diǎn)，獲得的泵汽蝕性能曲線如圖7所示，縫隙誘導(dǎo)輪明顯提升了小流量工況泵的抗汽蝕性能，使得泵的低入口壓力穩(wěn)定工作范圍可以進(jìn)一步向小流量工況拓展；設(shè)計(jì)工況縫隙誘導(dǎo)輪和常規(guī)誘導(dǎo)輪汽蝕性能基本相當(dāng)；最大流量工況，縫隙誘導(dǎo)輪降低了泵抗的汽蝕性能，后續(xù)可以通過(guò)向后推移縫隙位置、增加誘導(dǎo)輪葉片入口攻角等措施，優(yōu)化提升泵在大流量工況的抗汽蝕性能。

圖7 汽蝕性能試驗(yàn)曲線Fig.7 Test curve for the cavitation performance

圖8所示為試驗(yàn)獲得的泵性能曲線，由于縫隙結(jié)構(gòu)改善了小流量工況誘導(dǎo)輪通道的流動(dòng)均勻性、降低了大流量工況誘導(dǎo)輪的增壓能力，對(duì)應(yīng)的小流量工況縫隙誘導(dǎo)輪泵效率略有提高，大流量工況泵效率和揚(yáng)程都有一定幅度的降低。

本研究對(duì)象燃油泵最大工作工況點(diǎn)流量系數(shù)φ=0.07，縫隙誘導(dǎo)輪最大工況點(diǎn)汽蝕性能和常規(guī)誘導(dǎo)輪相當(dāng)，揚(yáng)程略有降低，但泵揚(yáng)程尚有余量?？p隙誘導(dǎo)輪方案離心泵性能滿足發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)使用要求。

圖8 泵性能試驗(yàn)曲線Fig.8 Test curve for the pump performance

5 結(jié)論

針對(duì)新提出的縫隙誘導(dǎo)輪方案，通過(guò)汽蝕仿真計(jì)算和對(duì)比試驗(yàn)驗(yàn)證，得出以下結(jié)論：

1)縫隙誘導(dǎo)輪拓寬了高速離心泵穩(wěn)定工作工況范圍。小流量工況泵的抗汽蝕性能明顯提升，使得泵的低入口壓力穩(wěn)定工作范圍可以進(jìn)一步向小流量工況拓展；額定工況汽蝕性能相當(dāng)；大流量工況汽蝕性能略有降低。

2)縫隙誘導(dǎo)輪小流量工況泵效率略有提升，大流量工況泵效率和揚(yáng)程均有降低。