汽心對汽心泵供油特性的影響研究

管華盛 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.中國航空發動機集團貴州紅林機械有限公司,貴陽,550009

汽心對汽心泵供油特性的影響研究

管華盛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.中國航空發動機集團貴州紅林機械有限公司,貴陽,550009

為研究汽心對供油特性的影響，對徑向直葉片汽心泵進行了汽液兩相非定常數值模擬。汽心大小可隨進口節流活門開度和出口負載等變化，根據流量脈動情況分析了汽心對供油特性的影響規律；模擬了供油量對負載壓力階變的動態響應，據此獲得汽心對流量動態性能的影響規律。結果表明，汽心不會造成供油量的顯著脈動；活門開度在4～8 mm范圍時，汽心可減緩階變對流量穩態值的影響，但使流量調節時間延長；2 mm活門開度工況下，汽心接近葉輪出口，出口壓力階變越大，汽心調節后供油量脈動幅度也相應增大。

汽心泵；汽液兩相；汽心；供油脈動

0 引言

隨著航空燃氣渦輪發動機性能的不斷提升，大流量、高壓力和寬調節范圍成為大推重比發動機燃油泵的主要發展趨勢[1-2]。燃油汽心泵在離心泵基礎上發展而來，除具有離心泵的性能優點外，其自帶的進口節流裝置可根據需要調節供油量，具有較大的流量調節范圍，小流量工況下功率損耗低、燃油溫升小，已在多款發動機上用作加力泵[3]。國外于20世紀60年代開始研究汽心泵，但公開的研究資料較少，KUMAR等[4]為模擬汽心泵運行中的不同壓力，研究了循環壓力試驗中的等效載荷計算方法。國內針對汽心泵的研究主要集中在測繪仿制和初步性能驗證方面。顧民[5]分析了汽心泵壓頭、汽心變化和壓力損失等特性，給出了用于初始設計階段的特性估算方法和程序。薛秋農[6]通過理論分析、模型試驗和高速攝影導出了汽心穩定工作的基本方程。于定鵬等[7]通過CFD數值模擬對汽心泵進行汽液兩相數值模擬，研究了進口節流活門開度和出口負載對汽心區域的影響規律。上述關于汽心泵的研究大多局限在離心泵研究的常規手段和內容，對汽心泵特有的工作機理尚不清楚，對核心部件的設計和調節范圍的拓寬缺乏理論指導。為滿足航空發動機燃油系統的性能要求，國內外開展了大量的燃油泵性能研究，尤其是燃油離心泵的數值和試驗分析為汽心泵的結構優化、內流場分析和空化性能改善提供了方法和理論參考。劉尚勤[8]分析了變頻驅動離心泵用作發動機主燃油泵的可行性。MATSUNAGA等[9]提出一種雙齒輪燃油泵的結構，能夠有效降低小流量工況的燃油溫升。薛梅新等[10-11]利用數值模擬方法研究了隔舌倒圓、環形腔室徑向寬度對加力燃油泵內流特征及性能的影響，給出了提高燃油離心泵壓頭的結構方案。通過對含誘導輪離心泵的試驗研究，HONG等[12]認為誘導輪對泵壓頭和效率無明顯提升作用，但可顯著改善泵的空化性能。李嘉等[13]對一種帶誘導輪的燃油離心泵開展了汽蝕特性研究，分析了泵內空化發展機理。本文在前期汽心形態描述和外特性研究的基礎上，通過數值模擬研究出口負載干擾下的流量變化特性，以獲得汽心對供油的調節作用機理。

1 物理模型和計算方法

1.1 物理模型

本文研究的汽心泵主要部件包括進口節流活門、葉輪、蝸殼和擴壓器。進口節流活門一般為隨動活塞控制的節流滑閥，可根據發動機所需燃油量控制滑閥開度，從而調節進入葉輪的燃油量，實現燃油量的主動控制。以現有樣機方案為基礎，進口節流活門開度的有效調節范圍為2～8 mm，其中開度X為活門底部端面至殼體的軸向距離(圖1)。活門開度最大時，對燃油節流作用較弱，燃油充滿整個葉輪腔，進入離心泵工況。活門開度減小，對燃油的節流作用加劇，燃油不能順利地補充到葉輪中心，在工作葉輪的旋轉作用下其中心形成低壓區。當該區域壓力值低于燃油飽和蒸汽壓時，引起液態燃油汽化，進入汽心泵工況。計算流域取汽心泵進口到擴壓器出口的燃油流道，進口節流活門圓柱面和葉輪安裝螺母輪廓進行了適當簡化。整個計算流域如圖2所示。

圖1 進口節流活門開度示意圖Fig.1 Opening of inlet throttle valve

圖2 汽心泵計算流域Fig.2 Calculation field for vapor core pump

1.2 網格劃分及參數設置

考慮復雜流域對網格質量的要求，將計算流域分塊并分別建立六面體結構化網格，如圖3所示。為提高計算可信度，滿足壁面函數法的使用條件，對葉片邊界網格進行加密[14]。檢查各區域網格信息，網格質量均在0.3以上，所生成的計算流域網格質量能夠滿足數值計算要求。

圖3 汽心泵計算流域網格Fig.3 Calculation grids of vapor core pump

因進口節流活門開度是汽心泵流量調節和引起汽心形態變化的主要參數，本文對典型開度下的數值模型進行計算，以獲得不同的汽心形態及其對供油特性的影響規律。

汽心泵內的流動屬復雜的高速旋轉湍流流動，汽心工況下燃油泵內同時存在液態和汽態燃油，泵內壓力低于燃油飽和蒸汽壓時，燃油由液態轉變為汽態，因此計算采用RNGκ-ε湍流模型和Schnerr-Sauer空化模型[7，15-16]，上述模型已證實適用于泵內汽液相變和體積分數分布研究。為模擬實際工況，采用壓力進口和壓力出口邊界條件。根據課題組前期的可信度驗證，非定常計算中以葉輪每旋轉3°的時間作為物理時間步長，每步迭代40次。航空煤油為多組分混合物,為計算簡便，兩相介質分別取特征密度為780 kg/m3的液態煤油和特征密度為7.1 kg/m3的汽態煤油。

2 計算結果和討論

2.1 數值方法可信度驗證

為說明本文研究的汽心泵供油量動態變化特性及其內在機理的可信度，首先需驗證所采用模型的有效性。本文的汽心泵原理樣機已在貴州紅林機械有限公司開展試驗研究，試驗系統原理如圖4所示。受試驗設備功能限制，主要進行了不同活門開度的流量-壓頭特性試驗。汽心泵進口安裝一臺大流量柱塞泵，并通過調節流量閥開度和柱塞泵轉速保證汽心泵進口壓力。定轉速條件下，出口負載特性可改變汽心泵的運行工況，正常情況下供油量隨出口負載的增大而下降。樣機泵出口安裝節流閥，通過調節節流閥開度控制出口負載以調節泵的工作狀態。試驗臺動力來自一臺大功率電機，并加裝增速齒輪箱以滿足泵的轉速需求。進口節流活門的開度調節由汽心泵頂部的調節螺釘實現，螺釘螺距為1 mm，即螺釘旋轉一圈節流活門軸向移動±1 mm。

圖4 試驗系統原理圖Fig.4 Schematic diagram of experimental system

根據數值結果分別計算了2 mm、4 mm、6 mm、8 mm活門開度的壓頭。圖5所示為數值模擬(圖中簡寫為CFD)與試驗(圖中簡寫為Exp)得到的壓頭特性對比曲線，由圖可見壓頭隨流量的增大而減小，壓頭特性曲線隨著開度減小向圖的左下方移動。活門開度減小時，泵的壓頭顯著下降，整體的供油量隨之減小。因此汽心泵通過開度調節可獲得更為寬泛的供油范圍，體現了供油量主動調節的優點。不同活門開度的壓頭模擬值比試驗值高，但數值模擬和試驗結果在整個流量范圍內保持了較好的一致性，尤其對大開度工況，兩者基本吻合。

圖5 數值模擬與試驗壓頭特性Fig.5 Pressure head by numerical simulationand experiment

8 mm開度的數值壓頭與試驗結果相對誤差最小，誤差均值約為2.9%；6 mm和4 mm開度時誤差也相對較小，平均值約為5.6%和4%；2 mm開度的相對誤差較大，最大可達19.3%。由此可知，數值壓頭與試驗結果間的誤差隨活門開度減小而呈增大趨勢。一方面數值模擬采用的網格及模型使得模擬結果存在誤差，軟件中自帶的湍流模型不一定完全適用于汽心泵內的湍流流動，且小開度空化工況下，空化模型自身的局限性不能完全模擬泵內的相變過程；另一方面樣機泵節流活門開度調節由調整螺釘旋轉圈數保證，由于螺釘精密性及操作等原因試驗中活門開度的精確性難以保證。依據上述數值壓頭與試驗結果的誤差分析，可認為所建立汽心泵數值模型的可信度在接受范圍之內。壓頭特性曲線基本反映了汽心泵的出口壓力和供油量，因此所采用的數值方法可用于本文供油特性的數值研究。

2.2 不同活門開度工況的汽心形態

結合實際燃油系統供油需求，轉速26 000 r/min、進口壓力0.8 MPa為典型工況。為得到葉輪內汽心形態，分別計算2 mm、4 mm、6 mm、8 mm活門開度的汽心泵模型。計算收斂后，葉輪內汽液兩相體積分數分布如圖6所示。

(a)X=8 mm (b)X=6 mm

(c)X=4 mm (d)X=2 mm圖6 不同空化數的汽液兩相體積分數分布Fig.6 Vapor-liquid two-phase volume fraction distribution for different cavitation numbers

由圖6a 可知，節流活門為8 mm時，葉輪內無汽態燃油，汽心泵以離心泵工況運行。減小開度至6 mm，葉輪進口端吸力面出現小范圍汽心(圖6b)。這主要是因為活門開度減小，流入泵的燃油量隨之下降，葉片進口端存在正沖角，吸力面分離現象加劇，靜壓下降從而導致燃油汽化形成汽心。開度為4 mm時，葉輪進口端吸力面汽心向出口端擴散，占據進口端大部分徑向通道(圖6c)。在葉輪中心形成汽心主要是因為進入泵的燃油不能順利補充到葉輪中心，使中心區壓力低于飽和蒸汽壓而汽化。2 mm開度時，葉輪中心區汽心的徑向截面大小基本不變，葉片通道內空化嚴重，部分通道內汽心接近葉輪出口(圖6d)。由上述分析可知，汽心隨著活門開度的減小在葉輪內發展，開度越小則汽心越大。因此以下分析中用活門開度代替葉輪內不同的汽心形態。

2.3 汽心對供油量脈動特性的影響

不同工況下穩定供油是燃油泵的重要性能要求之一，為此以下計算中對進出口流量進行了實時監測。進出口流量平衡后，給出一個旋轉周期內出口流量,即不同開度時的出口流量脈動特性，如圖7所示。

(a)X=2 mm

(b)X=4 mm

(c)X=6 mm

(d)X=8 mm圖7 出口流量脈動特性Fig.7 Flow ripple at the pump outlet

由圖7可見，各開度工況的流量均有明顯波動，一個旋轉周期內流量曲線均含20個波峰。流量脈動幅值在X=4 mm時相對較小，而在X=2 mm時最大。出口流量均值隨活門開度減小而下降，開度從8 mm降至2 mm，流量均值約從36 400 L/h降至14 200 L/h。

為量化與表述方便，定義區間值qVZ表征體積流量脈動幅度，標準差σ衡量流量脈動強弱：

qVZ=max(qV1,qV2,…,qV120)-min(qV1,qV2,…,qV120)

(1)

(2)

式中，qVi為在不同樣本點的體積流量;N為樣本點總數。

不同活門開度工況的流量標準差均不超過7 L/h；而且除2 mm開度的流量區間值約為28 L/h外，其余工況的流量區間值均小于12 L/h。而燃油量數值模擬結果在14 000～40 000 L/h范圍內，由此說明模擬工況下，汽心泵出口流量脈動幅值相對平均燃油量幾乎可以忽略，汽心不會造成供油量的大幅脈動。

2.4 汽心對動態性能的影響

大機動飛行對發動機燃油調節系統的動態性能要求越來越高，新型燃油泵的瞬態供油特性需與此匹配。定轉速條件下汽心泵的出口壓力受負載特性影響，而發動機狀態切換、飛行參數變化將引起負載變化，從而導致泵的出口壓力階變。因此研究汽心泵工作過程中工況切換和外負載干擾對供油量的動態影響具有實際意義。

為模擬負載減小時供油量的動態響應，計算時待流量穩定后，出口邊界條件分別設置8%和4%的壓力負階變，繼續計算并監測泵的流量響應，如圖8所示。本文以pd為設計點工況泵的出口壓力(即出口壓力設計值)，pout為某工況的出口壓力，Δpout為出口壓力階變值。

由圖8a可知，出口壓力減小4%，活門開度為8mm和6mm時，出口流量能夠迅速回到穩定狀態；活門開度為4mm和2mm時，壓力階變引起流量脈動；開度越小脈動幅度越大，流量需要更長的調節時間達到穩態。-8%壓力階變時，流量響應如圖8b所示，8mm、6mm和4mm開度的流量響應與-4%階變工況的類似，只是調節時間延長，但最終均能調節到穩定供油狀態。2mm活門開度時供油量在壓力階變后出現近似正弦的脈動，脈動幅值近1.2kg/s，約為流量平均值的36.6%。統計不同工況下流量的穩態變化值和調節時間，如表1所示。由表1可知，2mm活門開度的汽心泵出口壓力負階變4%后，流量的穩態變化值是8 mm開度工況的1/4左右，約增大了4.9%，但調節時間最長，約為80 ms。8 mm活門開度工況正好相反，4%和8%壓力負階變時流量的調節時間僅為6.5 ms和14 ms左右，但階變前后流量穩態值約分別增大了8.1%和15.2%。

(a)-4%階變

(b)-8%階變圖8 流量對出口壓力階變的動態響應Fig.8 Flow dynamic response to outlet pressure step

X(mm)qm(kg/s)Δpout=-4%pdΔpout=-8%pdΔqm(kg/s)Δqm/qmt(ms)Δqm(kg/s)Δqm/qmt(ms)87.89+0.64+8.1%6.5+1.2+15.2%1467.06+0.44+6.2%20+0.73+10.3%2044.96+0.23+4.6%40+0.47+9.5%5023.07+0.15+4.9%80

(a)階變前 (b)-4%階變

(c)-8%階變圖9 出口壓力階變泵內兩相體積分布(X=8 mm)Two-phase volume fraction distribution in thepump aroud outlet pressure step(X=8 mm)

為從汽心形態的演變認識汽心泵的流量動態響應，給出8 mm和4 mm活門開度的壓力階變前后葉輪內汽相體積分數分布云圖。圖9a所示為8 mm開度的壓力階變前汽相體積分數分布，可見階變前葉輪內無汽心；-4%的壓力階變后(圖9b)，部分葉片進口端吸力面出現小范圍汽心；出口壓力減小8%，流量進一步增大，每個葉片進口端吸力面均出現汽心(圖9c)。這說明汽心首先出現在部分葉片的進口端吸力面，隨著流量的增大，進口沖角增大，吸力面流動分離加劇，汽心向各葉片通道發展。圖10所示為4 mm開度時的汽相體積分數分布，出口壓力下降使汽心向葉輪出口擴散，并占據進口端大部分空間，每個葉片通道內的汽心擴散程度基本一致，葉輪中心汽心的徑向截面大小基本不變。

(a)階變前 (b)-4%階變

(c)-8%階變圖10 出口壓力階變泵內兩相體積分布(X=4 mm)Fig.10 Two-phase volume fraction distribution in the pump aroud outlet pressure step(X=4 mm)

由汽心形態演變過程看出，初始無汽心(X=8 mm)時，出口壓力負階變僅使泵的工作點轉移，由于葉輪內汽心無明顯變化，泵的供油量能夠快速響應并調整到新工況。有汽心(X=4 mm)時，壓力負階變引起葉輪內汽心向出口擴散，燃油相變改變葉片通道的內流特征，以適應新的平衡點，因此供油量出現脈動直到穩態；同時汽心減緩了壓力階變引起的流量變化，在一定范圍內汽心越大減緩作用越明顯，這對燃油泵穩定供油尤為重要，本文的數值研究彌補了試驗研究的不足。因此，在調節時間滿足要求的情況下，汽心大有利于提高泵的抗負載波動能力。

本文算例皆在設計轉速下給出，對其他轉速的情形，筆者亦進行了相關數值研究，這里限于篇幅僅簡單說明研究結果。穩定汽心大小和形態與其抗負載干擾的能力有關，轉速對其影響不大。

3 結論

(1)本文對徑向直葉片燃油汽心泵的汽心形態和供油量特性進行了研究，通過數值模擬得到的汽心泵壓頭與試驗結果基本吻合，該數值模型可用于汽心泵供油特性的數值研究。穩態工況下，不同汽心形態工況的供油量較為平穩，汽心對供油量脈動幅值的影響可忽略。

(2)汽心泵出口發生壓力負階變時，汽心在葉輪內沿葉片吸力面向出口方向發展，汽心可減緩泵出口壓力階變對流量穩態值的影響，但使流量調節時間延長。基于數值模擬解釋了汽心對汽心泵供油量的這一調節機理，對優化汽心泵的使用范圍和提高核心部件的自主設計具有參考作用。

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(編輯 王旻玥)

Research on Effects of Vapor Core on Fuel Supply Characteristics of Vapor Core Pump

GUAN Huasheng1WANG Bin1DENG Weihua2YE Zhifeng1

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

To find the influences of vapor core on fuel supply characteristic, a VCP with radial straight blades was studied by unsteady vapor-liquid two-phase numerical simulation. Vapor core configuration varied from opening of inlet throttle valve and outlet load. The effect laws of vapor core on fuel supply characteristics were analyzed based on the fluctuations of fuel supply. Response of fuel supply to the steps of outlet pressures was simulated to discuss the influence of vapor core on dynamic performance for fuel supply. Results show that vapor core will not cause considerable fuel supply ripple. When the valve opening is in the range of 4～8 mm, vapor core may weaken the influences of pressure steps on the steady-states of fuel supply, but prolong the stabilization of fuel supply. When valve opening is as 2mm, the vapor core is close to impeller outlet, and larger step amplitudes on supply pressures bring larger ripple on fuel supply rates after self-regulation of the vapor core.

vapor core pump(VCP); vapor-liquid two phases; vapor core; fuel supply ripple

2016-03-21

國家自然科學基金資助項目(51205188)

V233.2

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.04.001

管華盛，男，1988年生。南京航空航天大學能源與動力學院碩士研究生。主要研究方向為發動機燃油控制系統。王 彬(通信作者)，男，1978年生。南京航空航天大學能源與動力學院副教授、博士。E-mail: binwang@nuaa.edu.cn。鄧衛華，男，1958年生。中國航空發動機集團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。