黃錫龍,陳 煒,王文廷,嚴(yán)俊峰,許開富

(西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西 西安 710100)

0 引言

隨著航天技術(shù)的發(fā)展,火箭對(duì)渦輪泵的要求越來(lái)越高[1]。前置誘導(dǎo)輪能夠顯著提升離心泵抗汽蝕能力,得到了廣泛的應(yīng)用[2-5]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)誘導(dǎo)輪開展了大量研究工作。日本學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)調(diào)整誘導(dǎo)輪入口管能提高汽蝕性能,并分析了誘導(dǎo)輪旋轉(zhuǎn)空化的原因[6-8]。國(guó)內(nèi)學(xué)者分別研究了輪轂形狀、分流葉片位置、葉頂間隙和殼體形狀等因素對(duì)誘導(dǎo)輪性能的影響[9-11]。李曉俊等研究了誘導(dǎo)輪離心泵內(nèi)空化對(duì)揚(yáng)程影響規(guī)律[12]。

變螺距誘導(dǎo)輪能夠較好適應(yīng)離心泵高速高效的發(fā)展方向,因而得到了普及[13]。朱祖超等建立了較完善的變螺距誘導(dǎo)輪設(shè)計(jì)方法,給出了誘導(dǎo)輪理論揚(yáng)程和汽蝕余量的計(jì)算方法[14-15]。顏?zhàn)映跹芯堪l(fā)現(xiàn)前置變螺距誘導(dǎo)輪的離心泵汽蝕比轉(zhuǎn)速可超過(guò)4 000[16]。隨著離心泵逐漸向低入口壓力方向發(fā)展,對(duì)高速離心泵的性能,特別是汽蝕性能提出了更高要求。有學(xué)者指出,在8 500 r/min轉(zhuǎn)速下,帶分流葉片的變螺距誘導(dǎo)輪可以產(chǎn)生較高的揚(yáng)程，能更好地匹配離心輪進(jìn)口能量的要求,進(jìn)而提高離心泵的抗汽蝕能力[17]。但對(duì)更高速離心泵適用性的研究還較少。

針對(duì)某型高速離心泵,對(duì)前置變螺距誘導(dǎo)輪和前置分流葉片誘導(dǎo)輪的情況進(jìn)行對(duì)比研究,以探討兩種誘導(dǎo)輪對(duì)高速離心泵的水力性能和汽蝕性能的影響。

1 設(shè)計(jì)方案

1.1 理論基礎(chǔ)

誘導(dǎo)輪進(jìn)口安放角β1由進(jìn)口能量匹配條件確定,出口安放角β2由出口能量匹配條件確定[18],其中誘導(dǎo)輪揚(yáng)程計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮出口渦流區(qū)的影響[19]。

對(duì)于距進(jìn)口葉片包角θ處的誘導(dǎo)輪螺距S按如下規(guī)律變化[20]

式中:D為誘導(dǎo)輪葉尖直徑;Ψ為葉片總包角;m為常數(shù),一般取1～3。

研究認(rèn)為,分流葉片起始位置對(duì)揚(yáng)程及效率的影響很小,對(duì)汽蝕特性的影響較大,數(shù)值模擬表明,分流葉片離長(zhǎng)葉片的距離L=0.45D時(shí)可獲得最優(yōu)的抗汽蝕性能[10]。結(jié)合加工工藝可實(shí)現(xiàn)性,取L=0.6D。

1.2 誘導(dǎo)輪的幾何參數(shù)

某低比轉(zhuǎn)速高速離心泵的設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速為60 000 r/min。分流葉片誘導(dǎo)輪(方案1)及變螺距誘導(dǎo)輪(方案2)的主要幾何參數(shù)如表1所示,結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。

表1 誘導(dǎo)輪的幾何參數(shù)

圖1 誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of inducer

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

試驗(yàn)在閉式B級(jí)泵測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行,試驗(yàn)轉(zhuǎn)速為40 000 r/min。

2.1 水力特性

2種誘導(dǎo)輪的外特性曲線如圖2所示。圖2中揚(yáng)程系數(shù)和流量分?jǐn)?shù)分別為

式中：pout為出口壓力；pin為入口壓力；ρ為流體密度；ut為誘導(dǎo)輪葉尖速度；vin為入口軸向速度。

圖2 高速誘導(dǎo)輪-離心泵的特性曲線Fig.2 Characteristics curves of high-speed centrifugalpump with inducer

可以看出,極小流量下,分流葉片誘導(dǎo)輪及變螺距誘導(dǎo)輪的揚(yáng)程存在輕微的正斜率現(xiàn)象,均存在不穩(wěn)定流動(dòng)特征。由于分流葉片誘導(dǎo)輪出口的速度預(yù)旋減弱了離心葉輪進(jìn)口處的回流,使得前置分流葉片誘導(dǎo)輪的離心泵對(duì)駝峰略有改善。流量增大時(shí),前置分流葉片誘導(dǎo)輪揚(yáng)程下降速率比變螺距誘導(dǎo)輪的大,且流量越大,揚(yáng)程的偏差越大,這與轉(zhuǎn)速小于10 000 r/min條件下,前置分流葉片誘導(dǎo)輪離心泵的揚(yáng)程高于前置變螺距誘導(dǎo)輪揚(yáng)程的規(guī)律[17,21]存在顯著差異。隨著流量的進(jìn)一步增大,前置分流葉片誘導(dǎo)輪的揚(yáng)程出現(xiàn)陡降。這可能與分流葉片誘導(dǎo)輪內(nèi)出現(xiàn)流動(dòng)堵塞,致使誘導(dǎo)輪-離心泵機(jī)組內(nèi)出現(xiàn)較嚴(yán)重的汽蝕現(xiàn)象有關(guān)。分析泵的效率曲線可以看到,對(duì)該型低比轉(zhuǎn)速高速離心泵而言,兩者的效率均不是很高。在最大流量區(qū),前置變螺距誘導(dǎo)輪的效率平緩下降,而前置分流葉片誘導(dǎo)輪的效率則出現(xiàn)陡降,兩者的差異很大,其余工況的差異則較小。比較而言,在流量為1.18Q(Q為額定工況下的流量)的大流量區(qū),前置變螺距誘導(dǎo)輪的效率相對(duì)較高;在流量為0.12Q的小流量區(qū)及流量為0.71Q或1.0Q的中等流量區(qū),前置分流葉片誘導(dǎo)輪的效率較高。

(2) 該3-面為(3,4,7)-面,由R2.1和R3.5得3-面和面上的3-點(diǎn)最多從7-點(diǎn)拿走的權(quán)值為

2.2 汽蝕特性

圖3所示為不同流量系數(shù)下高速離心泵揚(yáng)程系數(shù)ψ隨空化數(shù)σ的變化曲線?？梢钥闯?空化數(shù)σ較大時(shí),高速離心泵揚(yáng)程系數(shù)ψ的變化較平緩;隨著空化數(shù)σ的降低,揚(yáng)程系數(shù)開始下降,并出現(xiàn)第一臨界工況;隨著空化數(shù)的逐步降低,出現(xiàn)第二臨界工況,此時(shí),揚(yáng)程系數(shù)下降到允許值(對(duì)于誘導(dǎo)輪-離心泵機(jī)組而言,ΔH=(2%～3%)H);隨著空化數(shù)σ的進(jìn)一步降低,出現(xiàn)第三臨界工況,此時(shí),揚(yáng)程系數(shù)急劇下降,誘導(dǎo)輪內(nèi)空化長(zhǎng)度超過(guò)葉片通道的長(zhǎng)度,形成脫壁的超空化擾流。流量系數(shù)較小時(shí),汽蝕曲線的變化較平緩,能夠較為準(zhǔn)確地判斷出第一、二、三臨界工況的臨界空化數(shù);流量系數(shù)較大時(shí),汽蝕曲線的變化較劇烈,第一、二臨界工況與第三臨界工況較接近,這有利于獲得就揚(yáng)程斷裂而言最佳抗汽蝕性能。

從圖3(d)可以看出,流量系數(shù)較大時(shí),前置分流葉片誘導(dǎo)輪對(duì)應(yīng)的汽蝕曲線出現(xiàn)了明顯的“凹坑”現(xiàn)象：隨著空化數(shù)σ的降低,揚(yáng)程系數(shù)ψ從初始1.104開始下降7%至1.027后,維持于“凹坑”底部,隨著空化數(shù)σ的進(jìn)一步降低,揚(yáng)程系數(shù)上升至1.075,隨后再連續(xù)下降至出現(xiàn)第三臨界工況。造成汽蝕曲線出現(xiàn)“凹坑”的可能原因在于空化的不穩(wěn)定流動(dòng),隨著空化數(shù)σ的降低,誘導(dǎo)輪前液流通道內(nèi)的空化得到孕育和發(fā)展,泵揚(yáng)程降低。隨著空化數(shù)σ的逐步降低,空化得到發(fā)展但被限制在分流葉片起始位置前的長(zhǎng)葉片流道內(nèi),由于大流量情況下誘導(dǎo)輪內(nèi)的回流得到有效抑制,液流充滿空化后端的誘導(dǎo)輪軸截面,此時(shí),空化對(duì)誘導(dǎo)輪做功能力無(wú)顯著影響,離心泵揚(yáng)程無(wú)明顯變化。隨著空化數(shù)σ的進(jìn)一步降低,空化進(jìn)入含分流葉片的流道內(nèi),由于分流葉片的排擠效應(yīng),空化容積被壓縮,液流較完整地充滿長(zhǎng)葉片及分流葉片流道,此時(shí),誘導(dǎo)輪對(duì)液流的做功顯著,致使離心泵揚(yáng)程出現(xiàn)明顯上升。隨著空化數(shù)σ的進(jìn)一步降低,空化得到充分發(fā)展,空化長(zhǎng)度逐漸伸長(zhǎng)至誘導(dǎo)輪葉片出口,離心泵出口揚(yáng)程顯著下降。隨著空化數(shù)σ降低至極限,空化得到完全發(fā)展,空化長(zhǎng)度超過(guò)誘導(dǎo)輪葉片長(zhǎng)度,致使出現(xiàn)超空化臨界工況。

圖3 揚(yáng)程系數(shù)隨空化數(shù)的變化曲線Fig.3 Curves of head coefficient with cavitation number

不同流量下高速誘導(dǎo)輪-離心泵的必需汽蝕余量(判據(jù)為揚(yáng)程下降3%)如圖4所示。可以看出,小流量工況下,前置分流葉片誘導(dǎo)輪的汽蝕性能更優(yōu)。大流量工況下,變螺距誘導(dǎo)輪的汽蝕性能更優(yōu)。其余工況下,兩者的必需汽蝕余量值接近。

圖4 汽蝕余量隨流量系數(shù)的變化曲線Fig.4 Curves of NPSH with flow coefficient

3 數(shù)值計(jì)算

為了分析前置分流葉片誘導(dǎo)輪的離心泵在大流量區(qū)下,汽蝕性能變差的原因,針對(duì)質(zhì)量流量為4 kg/s的工況,即流量系數(shù)φ=0.056 7的情況,對(duì)兩種不同誘導(dǎo)輪進(jìn)行了誘導(dǎo)輪和全流場(chǎng)數(shù)值仿真,將仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

3.1 研究模型

兩者的計(jì)算域如圖5所示。計(jì)算域a包括進(jìn)口管、誘導(dǎo)輪及出口管;計(jì)算域b包括進(jìn)口管、前置誘導(dǎo)輪的離心泵、蝸殼及出口管。

圖5 計(jì)算域Fig.5 Computational domain

3.2 網(wǎng)格劃分

利用ANSYS ICEM軟件對(duì)計(jì)算域劃分網(wǎng)格,選用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,加密壁面網(wǎng)格,以滿足湍流模型對(duì)壁面附近網(wǎng)格的要求。以揚(yáng)程系數(shù)波動(dòng)范圍不超過(guò)1%為目標(biāo),對(duì)各流域網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,結(jié)果如圖6所示。最終選定的各部件網(wǎng)格數(shù)如表2所示。

圖6 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.6 Validation of grid independence

表2 各部件網(wǎng)格數(shù)

3.3 邊界條件與數(shù)值方案

3.4 計(jì)算結(jié)果與分析

通過(guò)不斷降低誘導(dǎo)輪入口壓力,得到了分流葉片誘導(dǎo)輪和變螺距誘導(dǎo)輪的揚(yáng)程斷裂曲線,如圖7所示。

圖7 誘導(dǎo)輪的揚(yáng)程系數(shù)隨空化數(shù)的變化曲線 Fig.7 Curves of inducer’s head coefficientwith cavitation number

以泵揚(yáng)程下降3%為汽蝕斷裂點(diǎn),可以看到,在大流量工況下,兩種誘導(dǎo)輪的汽蝕性能較為接近,未出現(xiàn)前置分流葉片誘導(dǎo)輪-離心泵對(duì)應(yīng)的汽蝕曲線中存在的“凹坑”現(xiàn)象。但分流葉片誘導(dǎo)輪的揚(yáng)程明顯低于變螺距誘導(dǎo)輪,這使得在大流量工況下,前置分流葉片誘導(dǎo)輪的離心輪進(jìn)口壓力低于變螺距誘導(dǎo)輪的,難以滿足離心輪入口的能量需求。為驗(yàn)證這一結(jié)論,進(jìn)行了三維全流場(chǎng)汽蝕性能仿真計(jì)算,得到離心泵的揚(yáng)程斷裂曲線,并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，結(jié)果如圖8所示。從圖8中可以看到計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差較小,驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算的可靠性。圖9給出了不同空化數(shù)下氣泡分布情況,其中左側(cè)為前置分流葉片誘導(dǎo)輪的情況,右側(cè)為前置變螺距誘導(dǎo)輪的情況。

圖8 誘導(dǎo)輪離心泵的揚(yáng)程系數(shù)隨空化數(shù)的變化曲線 Fig.8 Curves of centrifugal pump with inducer’s head coefficient with cavitation number

在空化數(shù)σ=0.091 9時(shí),前置變螺距誘導(dǎo)輪的離心輪內(nèi)僅分布了極少量的氣泡,而前置分流葉片誘導(dǎo)輪的離心輪內(nèi)的氣泡非常明顯,反映了兩者離心輪進(jìn)口壓力的顯著區(qū)別,由于蝸殼的不對(duì)稱性,氣泡均分布在靠近隔舌的一側(cè)?？栈瘮?shù)σ=0.073 3時(shí),進(jìn)口壓力的進(jìn)一步降低,使得兩者誘導(dǎo)輪進(jìn)口處的氣泡區(qū)得到一定的擴(kuò)大,但離心輪內(nèi)的空泡無(wú)明顯變化?？栈瘮?shù)σ=0.054 6時(shí),左側(cè)誘導(dǎo)輪內(nèi)的氣泡區(qū)逐漸向下游延伸,同時(shí)離心輪內(nèi)的氣泡區(qū)進(jìn)一步擴(kuò)大,而右側(cè)誘導(dǎo)輪內(nèi)的氣泡依然無(wú)明顯的變化?？栈瘮?shù)σ=0.036 0時(shí),右側(cè)離心輪內(nèi)的氣泡略微增多,但仍能保持整個(gè)流道的暢通。而此時(shí)左側(cè)誘導(dǎo)輪的氣泡繼續(xù)向下游延伸,占據(jù)了誘導(dǎo)輪流道,而離心輪內(nèi)的氣泡繼續(xù)發(fā)展,造成誘導(dǎo)輪出口和長(zhǎng)葉片通道的氣泡堵塞,泵揚(yáng)程由于流道受阻而明顯下降。

圖9 氣泡分布情況Fig.9 Bubble distribution

4 結(jié)論

為了揭示不同誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)對(duì)高速離心泵特性的影響,針對(duì)前置分流葉片誘導(dǎo)輪及前置變螺距誘導(dǎo)輪2種情況進(jìn)行了研究,得到以下結(jié)論：

1)前置分流葉片誘導(dǎo)輪的揚(yáng)程普遍低于前置變螺距誘導(dǎo)輪的揚(yáng)程,且流量越大,兩者的偏差越大。在極小流量下,兩者均顯示出不穩(wěn)定流動(dòng)特征,存在輕微的正斜率現(xiàn)象。

2)小流量及中等流量下,前置分流葉片誘導(dǎo)輪的效率更高。大流量下,前置變螺距誘導(dǎo)輪的效率更高,但整體差異較小。

3)小流量下,前置分流葉片誘導(dǎo)輪的汽蝕性能更優(yōu)。大流量下,變螺距誘導(dǎo)輪的抗汽蝕性能更優(yōu)。其余流量下的汽蝕性能相當(dāng)。

4)大流量下,前置分流葉片誘導(dǎo)輪的揚(yáng)程明顯低于變螺距誘導(dǎo)輪,導(dǎo)致離心輪進(jìn)口壓力過(guò)低,不能滿足離心輪進(jìn)口的能量需求,致使前置分流葉片誘導(dǎo)輪的離心泵汽蝕性能變差。