燃油汽心泵的數值模擬與試驗

于定鵬　王　彬　鄧衛華　葉志鋒

1.南京航空航天大學江蘇省航空動力系統重點實驗室，南京，2100162.中國航空工業集團公司貴州紅林機械有限公司，貴陽，550009

燃油汽心泵的數值模擬與試驗

于定鵬1王彬1鄧衛華2葉志鋒1

1.南京航空航天大學江蘇省航空動力系統重點實驗室，南京，2100162.中國航空工業集團公司貴州紅林機械有限公司，貴陽，550009

作為離心泵的一種演變泵型，燃油汽心泵在航空發動機中應用前景良好，葉輪區形成的汽心對泵的工作狀態和性能影響較大。基于RNGκ-ε湍流模型對汽心泵內流場進行了非定常汽液兩相數值模擬，研究了進口節流活門開度與出口負載對汽心區域的影響規律。為驗證數值模擬結果的精度，利用汽心泵樣機開展了基本特性試驗。結果表明，汽心泵內燃油汽化發生于葉輪進口端；汽心區域隨出口負載減小逐漸擴張。擴張至葉片區后，燃油全部從葉片壓力面一側流道進入蝸室；其他工況不變時汽心區隨節流活門開度減小而迅速擴張，2 mm開度時泵的效率最低可降至20%以下。數值模擬與樣機試驗誤差基本在10%以內。

汽心泵; 汽液兩相; 進口節流活門；數值模擬

0　引言

燃油泵是航空發動機燃油系統中的關鍵元件之一，當需要對油箱燃油增壓以滿足主燃油泵的吸入條件或需短時加大供油量以增加轉速和推力時，多采用供油量大的離心泵或汽心泵供油。離心泵具有諸多優點，但因其只能靠旁路回油調節供油量，在大節流比時功耗與溫升很大，因而限制了其在發動機上的使用范圍。汽心泵在離心泵的基礎上發展而來，增加了進口節流裝置，通過控制泵進口通流面積實現流量的主動調節，在國外諸多高性能發動機中已有使用[1]。目前國內外關于泵類的研究已較為成熟，主要集中在離心泵、軸流泵、旋流泵等[2-4]，而專門針對汽心泵的研究近期很少看到，文獻[5]針對汽心泵建立了汽液兩相流動的物理與數學模型，將改進后的SIMPLE算法應用于旋轉葉輪內的兩相流計算，并與汽心泵流場試驗數據進行對比研究；文獻[6-7]通過理論分析、樣機試驗和高速攝影方法，研究汽心泵的計算方法和特性，推導其穩定工作的基本方程，研究汽心區域的大小與性能參數之間的相互關系。因而，利用現在日趨成熟的數值模擬手段對燃油汽心泵進行數值研究，不僅可以清晰地認識汽心泵工作機理，加快滿足設計指標的汽心泵研制工作，還可以擴大汽心泵應用范圍。本文基于ANSYS Fluent對燃油汽心泵內部流場進行三維非定常汽液兩相數值模擬，研究不同進口節流活門開度和出口負載下汽心泵的工作過程，分析汽心區域的發展及其影響因素，并通過樣機試驗驗證數值模擬方法的準確度。

1　幾何模型及網格劃分

燃油汽心泵通過控制進口節流活門開度實現泵的供油流量調節。若泵的轉速與進口壓力不變，進口節流活門最大開度時，對燃油沒有節流作用，此時為離心泵工況。當進口節流活門開度減小，活門對燃油產生節流，活門后壓力降低。當壓力降低至燃油飽和蒸氣氣壓時，部分低壓區域的液態燃油開始汽化。繼續減小進口節流活門開度，大量燃油蒸氣被壓縮在葉輪中心形成汽心，即開始進入汽心泵工況。本文對汽心泵內燃油流經通道建立包括泵進口、進口節流活門、閉式徑向直葉片葉輪、蝸殼和擴壓器的幾何實體模型，最大限度與汽心泵樣機結構保持一致，如圖1所示。其中，徑向截面通過葉輪出口葉寬中間位置，軸向截面通過葉輪旋轉軸。

圖1　汽心泵幾何模型

汽心泵基于進口節流活門調節供油量，本文選取全調節范圍內三個典型活門開度(2 mm、5 mm、8 mm)為例研究。進口節流活門開度X如圖2所示。考慮到汽心泵幾何結構的復雜性，本文對計算域進行非結構化網格劃分，將全流道分為三個區域，即進口區域、葉輪區域、蝸殼及擴壓器區域，葉輪區域作為轉動區域，區域之間設置動靜交界面實現互連。對泵體外壁面采用棱柱網格加密，葉輪壁面通過控制最大網格尺寸實現壁面加密，并對隔舌附近進行局部加密。經網格無關性驗證并考慮到計算速度與所需時間，建立總網格單元數為185萬的網格模型進行汽心泵的數值模擬研究。

圖2　進口節流活門開度示意圖

2　控制方程及湍流模型

汽心泵內流動主要為三維黏性不可壓縮的非定常流動，考慮質量守恒、動量守恒及能量守恒方程，建立雷諾時均Navier-Stokes方程組[8]，以定常計算結果作為初始流場，監測汽心泵進口壓力與出口流量，當殘差收斂后進行非定常數值模擬。選取可以考慮到分離流動和渦旋流動效應的RNGκ-ε雙方程湍流模型使得控制方程組封閉[9]。分別采用質量流量進口及壓力出口邊界條件，近壁區采用標準壁面函數。定常模擬中采用多重參考系實現葉輪旋轉，非定常模擬中換用滑移網格模型實現。考慮汽心泵工作過程中的液態燃油汽化過程，采用Schnerr-Sauer空化模型，在泵內壓力低于燃油飽和蒸汽壓(2347 Pa)時，燃油由液態轉變為汽態。通過時間步長無關性驗證，設置時間步長為葉輪每旋轉3°的時間。選取SIMPLE算法求解控制方程，計算收斂精度設置為10-5。

3　計算結果與分析

汽心泵工作時葉輪區內形成汽心，能使泵的輸出對負載干擾有自適應特性，滿足現代航空發動機對燃油泵流量調節范圍寬、流量穩定等供油品質要求。泵的流量、負載與轉速變化時，會引起汽心區域相應變化，從而使汽心泵在轉速波動、負載變化時具有自穩定作用[10]。汽心區域的研究對汽心泵性能至關重要，故以下研究汽心泵工作過程中汽心區域的變化規律。

3.1汽心區域的發展

以進口節流活門開度5 mm、葉輪轉速24 000 r/min、進口流量5.5 kg/s這一典型汽心泵工況為例，改變出口負載即出口壓力，根據數值模擬結果可以看出葉輪中心汽心區域的生成及發展過程。已試驗的該工況點出口壓力pout0為4.12 MPa，通過依次增大或減小該出口壓力的5%，由定常計算至收斂再轉換為非定常計算，取流場穩定以后的結果進行分析。圖3a～圖3d所示為出口壓力分別為1.15pout0、1.10pout0、0.95pout0和0.65pout0時汽心泵內汽相體積分數分布即汽心區域隨出口負載的發生與變化情況。

(a)出口壓力為1.15pout0

(b)出口壓力為1.10pout0

(c)出口壓力為0.95pout0

(d)出口壓力為0.65pout0圖3　不同出口壓力下汽相體積分數分布

圖3a中，左圖為右圖中的粗實線所指示處的葉輪徑向截面汽相體積分數分布圖。在此工況下，汽心泵內燃油全部為液態，僅有圖3a左圖中圓圈標出的三處，即靠近葉輪進口的葉片吸力面一側出現了汽相體積分數最高達44%的油汽混合區。圖3b是圖1所示的徑向與軸向截面上的汽相體積分數分布，徑向截面僅選取葉輪區部分，其余區域內均為液態燃油。如圖3b所示，此時除了在葉片入口邊具有較高的汽相體積分數分布外，葉輪中心(即葉輪鎖緊螺母附近)與進口節流活門間已被汽化燃油完全占據。圖3c是出口壓力降低到0.95pout0時的汽相體積分數分布圖。汽態區域已完全包圍葉輪中心，且所有葉片入口邊也處于汽態區域之中。圖3d為進一步降低出口壓力后的汽相體積分數分布圖。汽態區域進一步擴大，大部分葉片間的流道也被汽態區域包圍，只在葉片壓力面一側有液態燃油流過。

由圖3分析可知汽態區域形成的大致過程：燃油最先在葉輪進口端出現汽化現象。隨泵出口壓力的減小，整個葉片入口邊開始出現汽態燃油且所占體積分數相比之前更高。出口壓力進一步降低，汽化區域開始從葉片入口邊沿葉片吸力面向葉片出口邊蔓延，且進口節流活門閥芯背面開始出現較為規則的汽態區域。隨出口壓力繼續降低，汽態區域已充盈進口節流活門閥芯背面與葉輪之間的空間，且在葉片吸力面一側的大部分區域也已完全為汽態區。

圖4為上述出口壓力變化下四種工況的揚程、效率與功率對比圖，其中橫軸上a～d分別代表圖3a～圖3d工況。從圖中看出，出口壓力的變化對泵的效率有顯著的影響。泵出口壓力從1.15pout0到0.65pout0，即汽心區域從剛開始生成，到接近葉片入口邊，再到沿葉輪徑向向葉片出口邊發展，泵的效率呈現先上升后降低的規律，且在汽心區域進入葉片區開始，效率下降很快，至汽心區域接近葉片出口邊時，汽心泵效率已低至20%左右。

圖4　不同出口壓力下泵的性能對比圖

3.2進口節流活門的影響

將相同進口壓力與轉速下，不同進口節流活門開度對應的汽心泵內流動情況進行比較。在汽心泵進口壓力1.1 MPa、轉速24 000 r/min，進口節流活門開度分別為2 mm、5 mm和8 mm典型工況下，泵內葉輪軸向、徑向截面上的汽相體積分數分布如圖5所示。隨著進口節流活門開度的增大，汽心區域從葉片流道開始逐漸收縮。開度為2 mm時，葉輪中心以及大部分葉片流道被汽態燃油占據；開度為5 mm時，整個葉片流道僅在葉片入口邊有少量汽態分布，如圖5b所示。開度繼續增大，汽心區域繼續收縮，直到退出整個葉片區，葉輪中心與進口節流活門間的區域液態燃油所占體積分數才開始逐步增大。開度8mm時已為離心泵工況，此時只在靠近葉輪進口端與閥芯中心有最高近70%的汽相體積分數分布。圖5c中左圖截面即為圖3a中右圖粗實線位置的徑向截面。此時僅在閥芯中心與葉片入口處(如圖5c左圖中圓圈表示處)有較高的汽相體積分數分布。

(a)X=2 mm

(b)X=5 mm

(c)X=8 mm圖5　不同節流活門開度下汽相體積分數分布

圖6是在上述三種進口節流活門開度下汽心泵的揚程、功率與效率對比圖。隨著進口節流活門開度從2 mm增加到5 mm，泵的揚程、效率、功率都隨開度增加顯著提高；開度從5 mm增至8 mm時，揚程的增加并不顯著，功率稍有下降，而效率仍有較高的提升幅度，說明相同工況下，進口節流活門開度越大，泵的效率值越高。

圖6　不同進口節流活門開度下泵的性能對比圖

4　試驗驗證

為驗證數值模擬結果的精度，本文對研制的汽心泵樣機在高壓大流量離心泵綜合性能試驗臺上進行了性能試驗。用汽心泵樣機代替原有的離心泵進行試驗。通過調節控制開關與低壓泵轉速保持汽心泵進口燃油壓力不變。被試汽心泵出口附近安裝壓力傳感器與流量計，實時監測出口壓力與流量。對進口節流活門開度的調節通過旋轉其端部的調整釘來實現，即每旋轉一圈，進口節流活門運動1個導程的距離。試驗系統原理如圖7所示。

圖7　試驗系統原理圖

(a)X=2 mm

(b)X=5 mm

(c)X=8 mm圖8　汽心泵特性對比圖

通過試驗獲得汽心泵在不同進口節流活門開度下的流量、揚程、效率與功率。利用數值計算，可以得到泵在相應工況下的揚程、葉輪轉矩。圖8即為不同進口節流活門開度時，汽心泵在轉速26 230 r/min，進口壓力分別為0.5 MPa、0.8 MPa與1.1 MPa下樣機泵試驗結果與數值模擬結果對比圖。可以看出，試驗結果與數值結果吻合得較好，大部分結果非常接近，誤差在10%以內。因而，可以認為本文數值模擬工作的準確度在可接受的范圍內，只有個別幾個工況點除外，如開度為2 mm時，進口壓力為0.5 MPa與1.1 MPa下的揚程值，誤差分別為12%與9%；開度為5 mm時，進口壓力1.1 MPa下的功率值與效率值，誤差分別為18%、12%。圖8a為2 mm開度下，不同進口壓力條件下汽心泵的性能參數對比圖。此時，隨進口壓力的變化，揚程、功率和效率均變化不大，且效率不足20%，即汽心泵在小開度工況效率低下。

圖8b為5 mm開度汽心泵性能參數對比圖。隨著進口壓力的增高，揚程、功率、效率都有明顯的上升。此時，已接近汽心泵額定工作范圍。圖8c中，泵的揚程、效率、功率僅隨進口壓力的增高有小幅上升。

由以上分析，可以得到，在進口節流活門開度為2 mm時，汽心泵效率低下，增高進口壓力對提高該工況下汽心泵效率作用不大。開度為5 mm時，進口壓力的提高可以使汽心泵效率有明顯上升。開度為8 mm時，汽心泵效率隨進口壓力的增大而上升，但提升幅度不大。

5　結論

(1)通過數值模擬獲得的汽心泵外特性與試驗結果誤差基本在10%以內，即將本文中的數值模型用于汽心泵研究具有一定的準確性，開展的汽心泵數值模擬和外特性試驗，對汽心泵的設計和應用有較大的參考價值。

(2)燃油的汽化始發于葉片進口一側，汽化現象劇烈時在葉輪中心形成汽心區域，且隨出口壓力的減小汽心區域逐漸擴大。汽心區域延伸至葉輪區后對泵的效率影響較大；進口節流活門開度對汽心區域影響顯著，開度減小，汽心區域迅速擴張。

[1]樊思齊，李華聰，樊丁，等. 航空發動機控制(上冊)[M]. 西安: 西北工業大學出版社, 2008.

[2]王秀禮, 袁壽其, 朱榮生, 等. 長短葉片離心泵汽蝕性能數值模擬分析及試驗研究[J]. 中國機械工程, 2012, 23(10): 1154-1157.

Wang Xiuli, Yuan Shouqi, Zhu Rongsheng, et al. Numerical Simulation and Experimental Study for Cavitation in Centrifugal Pump Impelller with Splitters[J].China Mechanical Engineering, 2012, 23(10): 1154-1157.

[3]張恒, 陰艷超. 渣漿泵葉輪湍流場模擬及顆粒軌跡分析[J]. 中國機械工程, 2014, 25(5): 642-646.

Zhang Heng, Yin Yanchao. Turbulence Numerical Simulation and Particle Track Analysis in a Slurry Pump Impeller[J]. China Mechanical Engineering, 2014, 25(5): 642-646.

[4]王秀禮, 朱榮生, 俞志君, 等. 高低葉片對旋流泵性能影響的研究[J]. 中國機械工程, 2011, 22(17): 2030-2033.

Wang Xiuli, Zhu Rongsheng, Yu Zhijun,et al. Influences of High-low Blade on Performance of Vortex Pumps[J]. China Mechanical Engineering, 2011, 22(17): 2030-2033.

[5]史慶平, 劉德彰. 汽心泵葉輪流場的機理研究[J]. 南京航空航天大學學報,1985,54(3): 95-109.

Shi Qingping, Liu Dezhang. The Study of Flow Field Mechanism in the Impeller of a Vapor-core Pump[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautical Institute, 1985, 54(3): 95-109.

[6]薛秋農. 汽心泵特性研究[J]. 航空學報,1989, 10(4):B139-B146.

Xue Qiunong. Study of Vapour Core Pump Characteristics[J]. Acta Aeronautica at Astronautica Sinica, 1989, 10(4): B139-B146.

[7]顧民. 汽心泵動態特性試驗及數學模型[J]. 南京航空航天大學學報,1988,20(4): 60-64.

Gu Min. Test on Dynamic Characteristic of Vapor Core Pumps and Mathematical Modeling[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautical Institute, 1988, 20(4): 60-64.

[8]Tan L, Zhu B, Cao S, et al. Cavitation Flow Simulation for a Centrifugal Pump at a Low Flow Rate[J]. Chinese Science Bulletin, 2013, 58(8): 949-952.

[9]Speziale C G, Thangam S. Analysis of an RNG Based Turbulence Model for Separated Flows[J]. International Journal of Engineering Science, 1992, 30(10): 1374-1379.

[10]Lucius A, Brenner G. Numerical Simulation and Evaluation of Velocity Fluctuations during Rotating Stall of a Centrifugal Pump[J]. Journal of Fluids Engineering, 2011, 133(8): 81102.

(編輯郭偉)

Numerical Simulation and Experiments of Vapor Core Pump

Yu Dingpeng1Wang Bin1Deng Weihua2Ye Zhifeng1

1.Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Jiangsu Province Key Laboratory of Aerospace Power System,Nanjing,210016 2.AVIC Guizhou Honglin Machinery Co.,Ltd.,Guiyang,550009

As a variant of centrifugal pump, fuel VCP shows good application prospects in aero engines. The vapor core generating in impeller region had great influences on operation status and performance of VCP. Unsteady numerical simulation of VCP was presented herein based on RNG (renormalization group)κ-εturbulence model and vapor-liquid two-phase cavitation model. Effects of inlet throttle opening and outlet load on vapor core region were studied. In order to verify the reliability of numerical results, basic characteristics of a prototype pump were tested. Results show that fuel vaporization inside the pump occurs at the impeller inlet. The vapor core region gradually expands with the decreasing outlet pressure. When expanding to the blade region, liquid fuel flows into the volute from the pressure side of blade. Other conditions being unchanged, vapor core region rapidly expands when reducing the throttle opening. Efficiency of the VCP is less than 20% at 2 mm throttle opening. The simulation and test errors are within 10%.

vapor core pump(VCP); vapor-liquid two-phase; inlet throttle; numerical simulation

2014-11-27

國家自然科學基金資助項目(51205188)

TH311DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2015.17.020

于定鵬，男，1990年生。南京航空航天大學能源與動力學院碩士研究生。主要研究方向為航空發動機燃油系統及元件。王彬，男，1978年生。南京航空航天大學能源與動力學院講師。鄧衛華，男，1958年生。中國航空工業集團公司貴州紅林機械有限公司研究員。葉志鋒，男，1962年生。南京航空航天大學能源與動力學院教授、博士研究生導師。