李惠敏,李向陽,蔣建園,張 聃
(西安航天動力研究所,陜西 西安 710100)
泵的功能是將機械能轉(zhuǎn)化為流體壓力能,那么對泵的主要要求是保證所需的揚程、效率。而對于在液體火箭發(fā)動機中應(yīng)用的泵,對泵的抗汽蝕性能提出了很高的要求。當(dāng)泵的抗汽蝕性能較差時,就需要增大推進劑貯箱的增壓壓力,或者降低渦輪泵轉(zhuǎn)速,這樣會使動力裝置的質(zhì)量增大。通?;鸺l(fā)動機渦輪泵在離心輪進口加裝誘導(dǎo)輪來提高泵的抗汽蝕性能,因此誘導(dǎo)輪的設(shè)計方案及可靠性就顯得尤為重要。隨著誘導(dǎo)輪的廣泛應(yīng)用,國內(nèi)外對誘導(dǎo)輪的研究逐漸增多[1-9],Jakobsen對火箭發(fā)動機泵誘導(dǎo)輪的設(shè)計方法進行較為全面的概括[1],日本大阪大學(xué)對H-II火箭的LE-7氧泵研究發(fā)現(xiàn)誘導(dǎo)輪前吸入管的幾何尺寸對泵的抗汽蝕性能影響顯著[2]。國內(nèi)相關(guān)研究主要集中在以下幾個方面:誘導(dǎo)輪關(guān)鍵幾何參數(shù)的確定方法及其設(shè)計步驟[10-15],誘導(dǎo)輪葉片進口安放角對誘導(dǎo)輪空化性能的影響[16],誘導(dǎo)輪輪轂形狀對誘導(dǎo)輪性能的影響[17];變螺距誘導(dǎo)輪中控制型線變化的角度變化系數(shù)對誘導(dǎo)輪性能的影響[18];高速離心泵誘導(dǎo)輪與離心輪的匹配性[19-20],誘導(dǎo)輪過流部件優(yōu)化設(shè)計[21-27]等。本文以一臺高速誘導(dǎo)輪離心泵為例,針對其抗汽蝕性能偏低的問題,重點研究了誘導(dǎo)輪出口參數(shù)對離心泵抗汽蝕性能的影響,根據(jù)理論分析提出改進方案,并對誘導(dǎo)輪離心泵流場進行數(shù)值模擬,了解誘導(dǎo)輪出口參數(shù)對泵內(nèi)部液體流動狀態(tài)及泵外特性的影響,最后在試驗室進行了試驗驗證。試驗表明在相同葉輪外形尺寸條件下,按照文中提出的設(shè)計方法調(diào)整誘導(dǎo)輪出口參數(shù),雖然泵的效率和揚程略有降低,但泵的抗汽蝕性能大幅提高。
本文研究的誘導(dǎo)輪離心泵,額定流量859 m3/h,設(shè)計要求額定流量下?lián)P程840 m,效率0.73,臨界汽蝕余量≤11 m(相應(yīng)的汽蝕比轉(zhuǎn)速為3 000)。由于系統(tǒng)要求泵入口為徑向入口,在不配置誘導(dǎo)輪的情況下,該類型高速離心泵汽蝕比轉(zhuǎn)速通??蛇_800~1 000,由于該高速泵對抗汽蝕性能要求很高,因此必須配備誘導(dǎo)輪。初始方案誘導(dǎo)輪離心泵在額定流量下的揚程達到867 m,泵效率達到0.80,臨界汽蝕余量13.4 m,誘導(dǎo)輪離心泵設(shè)計參數(shù)與實際參數(shù)對比見表1。其中泵的臨界汽蝕余量對應(yīng)泵汽蝕斷裂工況,即在該流量下不斷降低泵入口壓力,當(dāng)泵的揚程下降2.5%時對應(yīng)的裝置汽蝕余量。從表1可以看出誘導(dǎo)輪離心泵的揚程和效率均高于要求值,但抗汽蝕性能較設(shè)計要求值低。
表1 誘導(dǎo)輪離心泵設(shè)計參數(shù)與實際參數(shù)對比
Tab.1 Comparison of design parameters and actual parameters of pump
方案額定流量下?lián)P程/m額定流量下效率臨界汽蝕余量/m汽蝕比轉(zhuǎn)速設(shè)計要求值8400.7311.03000實際值8670.8013.42550
本文研究的誘導(dǎo)輪離心泵為液體火箭發(fā)動機用泵,其對抗汽蝕性能有特別嚴(yán)格的要求。泵的研制經(jīng)驗表明,誘導(dǎo)輪離心泵發(fā)生汽蝕時,泵存在某個臨界汽蝕余量值,它對應(yīng)汽蝕發(fā)展的特定階段,并影響泵的工作性能。泵的汽蝕特性曲線如圖1所示,圖1中Δhi為初始發(fā)生器時工況,對應(yīng)于汽蝕產(chǎn)生、開始情形;ΔhI為第一臨界工況,對應(yīng)于泵揚程(效率)開始下降點,離心輪出口的速度場開始改變,或泵的能量損失發(fā)生改變;ΔhII為第二臨界工況,對應(yīng)于揚程劇烈下降點,泵超汽蝕發(fā)生之前的狀態(tài),汽穴長度急劇增大之前的狀態(tài);ΔhIII為第三臨界工況(超汽蝕),對應(yīng)于汽蝕能量裕量的某個最小值,嚴(yán)重汽蝕階段,汽穴包覆整個葉片長度,并超出其出口截面。
圖1 泵汽蝕特性曲線Fig.1 Pump cavitation characteristic curve
液體火箭發(fā)動機用泵和常規(guī)泵的使用要求不同,因而其對抗汽蝕性能的要求也不同。液體火箭發(fā)動機所用泵的工作壽命為數(shù)十分鐘,而常規(guī)泵的壽命需達到上萬小時。對于常規(guī)泵,為保證其長壽命,對泵的揚程(效率)及汽蝕侵蝕要求更高,且由于其為地面設(shè)備,對產(chǎn)品重量及尺寸無嚴(yán)格要求,泵通常轉(zhuǎn)速較低、尺寸較大,一般設(shè)計在第一臨界工況前工作(Δh>ΔhI),對應(yīng)離心輪進口無水擊(i=0)或水擊較小,此時離心輪汽蝕侵蝕較少,且泵具有最大效率。對于液體火箭發(fā)動機泵,工作時間較短,且由于是上天產(chǎn)品,對產(chǎn)品重量及尺寸要求很高,泵通常轉(zhuǎn)速較高、尺寸較小,一般設(shè)計在潛在汽蝕工況下工作,對應(yīng)離心輪進口存在水擊,因此斷裂工況是其最重要的工況,它決定泵的工作能力邊界(Δh>ΔhII),即對液體火箭發(fā)動機泵流道的重要要求是保證其具有按斷裂汽蝕工況評估的抗汽蝕性能。初始方案抗汽蝕性能不滿足設(shè)計要求,縮小了誘導(dǎo)輪離心泵可靠工作的邊界,必須對誘導(dǎo)輪離心泵設(shè)計方案進行調(diào)整。
如前所述,該誘導(dǎo)輪離心泵實際揚程和效率均高于設(shè)計要求,但抗汽蝕性能不滿足設(shè)計要求。誘導(dǎo)輪離心泵的揚程主要取決于離心輪,而汽蝕特性主要取決于誘導(dǎo)輪。初始方案誘導(dǎo)輪離心泵的揚程特性滿足要求,抗汽蝕性能不滿足,說明離心輪設(shè)計參數(shù)是合理的不需要更改,誘導(dǎo)輪的設(shè)計參數(shù)不合理需要進行改進。
初始方案誘導(dǎo)輪設(shè)計時借鑒常規(guī)誘導(dǎo)輪離心泵設(shè)計經(jīng)驗:入口沖角為3°(變螺距誘導(dǎo)輪一般推薦范圍3°~4°);入口流量系數(shù)為0.114(一般推薦范圍0.06~0.15);葉柵稠度為3(對于3個葉片誘導(dǎo)輪一般推薦≥2.2);誘導(dǎo)輪出口角14.91°(對應(yīng)離心輪入口沖角接近零,此時能獲得更高的效率)。誘導(dǎo)輪入口沖角、入口流量系數(shù)和葉柵稠度決定了誘導(dǎo)輪自身的抗汽蝕性能,這3個參數(shù)均在推薦范圍內(nèi),說明誘導(dǎo)輪自身抗汽蝕性能沒有問題。誘導(dǎo)輪出口角(β2l)是誘導(dǎo)輪葉片出口結(jié)構(gòu)參數(shù),它與出口導(dǎo)程S2(在一個圓周長度上螺旋線的軸向位移量)的關(guān)系可用β2l表示。誘導(dǎo)輪出口角的選取,會影響離心輪的抗汽蝕性能,而初始方案設(shè)計時并未考慮到這點,按照常規(guī)泵設(shè)計經(jīng)驗,主要從提高泵效率角度考慮選取了較大的誘導(dǎo)輪出口角,這可能導(dǎo)致離心輪抗汽蝕性能偏低。
在帶誘導(dǎo)輪離心泵中誘導(dǎo)輪的功能是提高離心輪入口壓力,保證離心輪在無壓頭跌落的工況下工作,使得離心輪能正常運轉(zhuǎn)。誘導(dǎo)輪設(shè)計時首先保證誘導(dǎo)輪不發(fā)生汽蝕斷裂,其產(chǎn)生的揚程只要保證離心輪不發(fā)生汽蝕即可,于是帶誘導(dǎo)輪的離心泵中對誘導(dǎo)輪就只要求給出較低的壓頭值。根據(jù)上面要求得到誘導(dǎo)輪揚程計算公式
ΔhcpB+Hin-ΔHin=ΔhcpB.1
(1)
式中:ΔhcpB為誘導(dǎo)輪的壓頭汽蝕裕量;Hin為無汽穴影響時誘導(dǎo)輪的揚程;ΔHin為出現(xiàn)汽穴時誘導(dǎo)輪的揚程下降值;ΔhcpB.1為離心輪的壓頭汽蝕裕量。
工作時的泵入口壓力值大于誘導(dǎo)輪發(fā)生揚程跌落時的壓力,在該入口壓力下誘導(dǎo)輪可能存在潛在汽蝕,但不存在揚程斷裂,此時誘導(dǎo)輪建立的壓頭足以保證離心葉輪在無壓頭跌落的工況下工作。隨著入口壓力的降低,當(dāng)誘導(dǎo)輪出現(xiàn)壓頭跌落時,離心輪同時出現(xiàn)壓頭跌落。即按上述規(guī)則設(shè)計出來的帶誘導(dǎo)輪離心泵的抗汽蝕性能就由誘導(dǎo)輪決定。
根據(jù)誘導(dǎo)輪揚程計算公式,由公式(1)得到
(2)
其中
式中:ηin為誘導(dǎo)輪水力效率,ηin=0.4~0.5;λcpB.1為離心葉輪的汽蝕系數(shù),λcpB.1=0.08~0.14;C2ucp為誘導(dǎo)輪出口平均直徑處液流的周向分速;ucp為誘導(dǎo)輪平均直徑處圓周速度;w1為離心輪入口相對速度;c1m為離心輪入口軸向流速。
根據(jù)離心輪入口速度三角形可以得出
(3)
式中:u1為離心輪入口圓周速度;c1u為離心輪入口液流的周向分速。
假設(shè)誘導(dǎo)輪與離心葉輪之間沒有損失,且流動服從等環(huán)量定律c1ur=const,則有
c1u=c2ucpDcp/D1
(4)
式中:Dcp為誘導(dǎo)輪平均直徑;D1為離心輪入口直徑。
根據(jù)公式(2)~(4)可以得到
(5)
圖2 確定誘導(dǎo)輪出口液流周向分速的作圖法Fig.2 A drawing method for determining the circumferential component velocity of liquid flow at the outlet of the inducer
根據(jù)前面的分析,誘導(dǎo)輪的產(chǎn)生揚程只要保證離心輪不發(fā)生汽蝕即可。在滿足離心輪不發(fā)生汽蝕的基礎(chǔ)上,誘導(dǎo)輪的揚程越高,離心輪的入口預(yù)旋越大,離心輪的抗汽蝕性能越差,誘導(dǎo)輪離心泵的抗汽蝕性能反而會降低。表2給出了初始方案誘導(dǎo)輪設(shè)計參數(shù)(以下簡稱方案1),表2同時按照公式(2)計算了離心輪不發(fā)生汽蝕所需誘導(dǎo)輪出口參數(shù)。從表中可以看出初始方案誘導(dǎo)輪揚程滿足使用要求(表中誘導(dǎo)輪的揚程系數(shù)可以通過公式(3)計算),誘導(dǎo)輪出口液流周向分速在根據(jù)圖2確定的出口液流周向分速范圍內(nèi)。但初始方案(方案1)誘導(dǎo)輪揚程和出口液流周向分速較所需最小值高出較多,對應(yīng)離心輪入口預(yù)旋較大,這會導(dǎo)致泵抗汽蝕性能降低。根據(jù)前述誘導(dǎo)輪所需揚程理論提出了改進方案(以下簡稱方案2),減小誘導(dǎo)輪出口安放角,降低誘導(dǎo)輪揚程,從而使得誘導(dǎo)輪出口液流周向分速降低(即離心輪入口預(yù)旋減小)??紤]到實際產(chǎn)品生產(chǎn)偏差,方案2誘導(dǎo)輪出口參數(shù)較所需最小參數(shù)略高。誘導(dǎo)輪揚程系數(shù)
(6)
式中ut為誘導(dǎo)輪葉尖速度,m/s。
表2 不同方案誘導(dǎo)輪設(shè)計參數(shù)對比
Tab.2 Comparison of design parameters of different inducer schemes
方案出口安放角β2l/(°)揚程系數(shù)ψ出口相對液流周向分速c-2ucp需要最小出口相對液流周向分速c-2ucpmin允許最大出口相對液流周向分速c-2ucpmax方案114.910.1500.5520.4800.751方案213.490.1370.5030.4800.751
為進一步研究誘導(dǎo)輪離心泵內(nèi)流動特性,對方案1和方案2誘導(dǎo)輪離心泵分別建立三維模型進行相應(yīng)的流場計算。計算流體域包含進口管、誘導(dǎo)輪、離心輪、蝸殼及出口管,不帶離心輪前后泄漏通道。兩種方案除誘導(dǎo)輪外,其余過流部件均相同。為提高計算精度,在進口、出口管直管段采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,在誘導(dǎo)輪、離心輪等復(fù)雜扭曲型面部位采用對復(fù)雜邊界適應(yīng)性強的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格,網(wǎng)格總數(shù)約400萬。采用雷諾時均方法(RANS),采用RNGk-ε湍流模型對誘導(dǎo)輪離心泵進行流場進行數(shù)值模擬。計算介質(zhì)為25 ℃清水,在計算域進口給定壓力,出口給定流量。所有壁面采用無滑移邊界條件,誘導(dǎo)輪與進口管、離心輪與蝸殼轉(zhuǎn)靜交界面數(shù)據(jù)傳遞采用凍結(jié)轉(zhuǎn)子模型。計算得到泵內(nèi)部流線圖如圖3所示,泵外特性結(jié)果如表3所示。
對比不同方案誘導(dǎo)輪離心泵外特性仿真計算結(jié)果(表3),可以看出由于方案2較方案1誘導(dǎo)輪出口螺距減小,誘導(dǎo)輪揚程降低,泵揚程降低。對比不同方案誘導(dǎo)輪離心泵內(nèi)部流動情況(見圖3),方案2離心輪入口攻角增大,誘導(dǎo)輪至離心輪段流體轉(zhuǎn)折增大,導(dǎo)致離心輪入口沖擊損失增大,泵水力效率降低,泵揚程降低(結(jié)果見表3)。根據(jù)以往產(chǎn)品經(jīng)驗,離心輪入口攻角在5°~15°范圍內(nèi),攻角對泵汽蝕性能影響很小,方案2較方案1誘導(dǎo)輪出口角減小1.4°,相應(yīng)的離心輪入口攻角增加幅度較小,應(yīng)對泵的汽蝕性能影響不大。
圖3 不同方案泵內(nèi)流動情況Fig.3 The fluid flow condition in pump of different inducer-centrifugal pump schemes
表3 不同方案泵性能
Tab.3 Performance characteristic of different inducer centrifugal pump schemes
方案誘導(dǎo)輪出口總壓/MPa誘導(dǎo)輪出口靜壓/MPa泵水力效率泵揚程/MPa方案11.681.180.888.78方案21.360.960.8688.55
對分別采用上述兩種方案變螺距誘導(dǎo)輪的離心泵開展試驗研究,試驗介質(zhì)為常溫清水。下面對試驗結(jié)果進行分析。
圖4 不同方案誘導(dǎo)輪離心泵的汽蝕特性曲線Fig.4 Cavitation characteristic curves of different inducer-centrifugal pump schemes
圖5 不同方案泵揚程曲線Fig.5 Head characteristic curves of different pump schemes
圖6 不同方案泵效率曲線Fig.6 Efficiency characteristic curves of different pump schemes
針對高速變螺距誘導(dǎo)輪離心泵,通過對誘導(dǎo)輪出口參數(shù)的研究,得出以下結(jié)論:
1)誘導(dǎo)輪的出口參數(shù)對帶誘導(dǎo)輪離心泵抗汽蝕性能有較大影響,而按照常規(guī)泵設(shè)計經(jīng)驗設(shè)計的誘導(dǎo)輪通常具有較大的出口角,此時并不能獲得最高的抗汽蝕性能。
2)離心輪入口預(yù)旋越小,其不發(fā)生汽蝕所需入口壓力越小,即在滿足離心輪不發(fā)生汽蝕的條件下,誘導(dǎo)輪出口角越小,對應(yīng)離心輪入口預(yù)旋越小,越能獲得更高的抗汽蝕性能。
3)誘導(dǎo)輪離心泵的水力性能和抗汽蝕性能相互影響,在滿足離心輪不發(fā)生汽蝕的前提下,降低誘導(dǎo)輪出口安放角,會導(dǎo)致泵的揚程和效率略有降低。