李惠敏，王曉鋒，趙瑞國，陳 暉

（西安航天動力研究所，西安，710100）

0 引言

為了盡可能提高液體火箭發(fā)動機(jī)性能，要求誘導(dǎo)輪離心泵不僅具有較高的抗汽蝕性能，且泵的結(jié)構(gòu)質(zhì)量也不能很大。為此，渦輪泵要向高速、高壓和輕質(zhì)量方向發(fā)展，這就對泵的抗汽蝕性能提出較高的要求。隨著液體火箭發(fā)動機(jī)渦輪泵性能要求的提高，誘導(dǎo)輪汽蝕不穩(wěn)定引發(fā)的故障越來越突出，甚至造成災(zāi)難性的后果。文獻(xiàn)[1]分析認(rèn)為，LE-7發(fā)動機(jī)液氫渦輪泵誘導(dǎo)輪發(fā)生汽蝕振蕩，其誘發(fā)的脈動與泵前導(dǎo)流葉片發(fā)生共振，使葉片疲勞斷裂，最終致使發(fā)動機(jī)停機(jī)發(fā)射失敗；阿里安5火箭發(fā)動機(jī)液氫渦輪泵誘導(dǎo)輪曾發(fā)生汽蝕不穩(wěn)定[2]，使轉(zhuǎn)子承受較大的不平衡負(fù)載，導(dǎo)致軸承異常磨損；文獻(xiàn)[3]從27 t推力的Fastrac火箭發(fā)動機(jī)高速液氧渦輪泵的研制中發(fā)現(xiàn)，由于誘導(dǎo)輪嚴(yán)重汽蝕而產(chǎn)生復(fù)雜的非定常流動和轉(zhuǎn)子振動，致使誘導(dǎo)輪葉片前緣變形破壞；美國航天飛機(jī)主發(fā)動機(jī)（Space Shuttle Main Engine,SSME）的改進(jìn)型高壓液氧渦輪泵研制初期，渦輪泵組合件熱試中曾發(fā)生嚴(yán)重的超同步振動[4]，不僅磨損了誘導(dǎo)輪葉片和密封裝置，而且導(dǎo)致試驗(yàn)提前關(guān)機(jī)。某型號發(fā)動機(jī)試車中，泵發(fā)生由汽蝕導(dǎo)致的誘導(dǎo)輪葉片斷裂事故，分析認(rèn)為與汽蝕引起的高頻、低頻汽蝕振蕩有密切聯(lián)系。

1 汽蝕振蕩現(xiàn)象

在泵的設(shè)計(jì)過程中，泵在潛在汽蝕工況下工作而不改變泵的外部特性參數(shù)，被設(shè)計(jì)人員利用來提高泵按斷裂工況的抗汽蝕性能。因此工作在潛在汽蝕狀態(tài)下的高轉(zhuǎn)速誘導(dǎo)輪離心泵得到了廣泛的應(yīng)用。雖然設(shè)計(jì)的這種誘導(dǎo)輪具有高的抗汽蝕特性（就斷裂狀態(tài)而言），但是誘導(dǎo)輪的內(nèi)流場并不均勻，其中夾雜著很多的氣泡，并存在滯止區(qū)和回流。因此這種不均勻的繞流存在強(qiáng)的汽蝕侵蝕、汽蝕自激振蕩、附加的水力能量損失和振動的特點(diǎn)。

對于誘導(dǎo)輪離心泵，當(dāng)入口壓力在特定范圍，對應(yīng)泵內(nèi)部發(fā)生局部汽蝕狀態(tài)，此時泵主要參數(shù)（揚(yáng)程、流量、效率等）還未發(fā)生明顯變化時，泵系統(tǒng)發(fā)生壓力和流量的自激振蕩，這種振蕩稱為汽蝕振蕩。

通常在研究誘導(dǎo)輪離心泵汽蝕現(xiàn)象時，可以把泵汽蝕特性曲線分為4個區(qū)域進(jìn)行研究，如圖1所示。由圖1可知，在大汽蝕裕量下，流場內(nèi)未出現(xiàn)汽蝕，繞流葉片入口處的流場出現(xiàn)附面層分離，并形成滯止區(qū)（A區(qū)）；當(dāng)汽蝕裕量和裝置的汽蝕裕量相等時，在滯止區(qū)生成渦流區(qū)域。隨著汽蝕裕量的減少，渦流內(nèi)產(chǎn)生汽蝕并不斷增大，汽蝕區(qū)開始擴(kuò)大，泵噪聲增大（B區(qū)）；隨著汽蝕裕量的減小，渦流區(qū)汽蝕脫離葉片，進(jìn)入主流，流體形成非穩(wěn)定射流狀態(tài)，葉片表面出現(xiàn)周期性的牽連形空泡（C區(qū)），此時揚(yáng)程和功率開始下降，噪聲和結(jié)構(gòu)振動最大；隨著汽蝕裕量的進(jìn)一步減小，空泡充滿流道，流體形成穩(wěn)定的射流狀態(tài)，此時噪聲和結(jié)構(gòu)振動迅速下降到未發(fā)生汽蝕時的狀態(tài)，泵揚(yáng)程和功率劇烈下降產(chǎn)生斷裂（D區(qū)）。

圖1 泵汽蝕特性曲線Fig.1 Cavitation Characteristic Curve of Pump

本文研究的汽蝕振蕩現(xiàn)象發(fā)生在C區(qū)，此時流體處于非穩(wěn)態(tài)射流流動狀態(tài)，汽蝕區(qū)產(chǎn)生周期性的空泡，流量脈動和壓力脈動很大，泵的揚(yáng)程和功率緩慢下降，汽蝕振蕩現(xiàn)象對泵的揚(yáng)程和功率及泵后流量影響不大。

2 局部汽蝕狀態(tài)下誘導(dǎo)輪流動狀態(tài)

含誘導(dǎo)輪離心泵系統(tǒng)內(nèi)失穩(wěn)現(xiàn)象的模型建立在誘導(dǎo)輪的葉片通道內(nèi)存在汽穴的基礎(chǔ)上。這種汽穴不會導(dǎo)致泵揚(yáng)程的顯著降低，即汽穴長度遠(yuǎn)小于誘導(dǎo)輪葉片長度，而汽穴高度等于一定的葉片尾跡高度。

等螺距誘導(dǎo)輪截面用圓柱面可以展開成平板葉柵[5]，如圖2所示。取兩誘導(dǎo)輪葉片間的流通通道作為研究對象，流體以一定攻角射流進(jìn)入誘導(dǎo)輪，形成自由射流狀態(tài)，等效成平板葉柵，如圖3所示。圖中

圖2 等螺距誘導(dǎo)輪展開示意Fig.2 Expansion Diagram of Constant Pitch Inducer

圖3 平板葉柵的汽蝕擾流示意Fig.3 Schematic Diagram of Cavitation Bubble in Flat Cascade

3 汽蝕振蕩的控制

針對由誘導(dǎo)輪離心泵局部汽蝕狀態(tài)引發(fā)的汽蝕振蕩，根據(jù)局部汽蝕狀態(tài)下誘導(dǎo)輪內(nèi)的流動狀態(tài)，在誘導(dǎo)輪發(fā)生汽蝕部位開設(shè)環(huán)形槽。利用槽對汽穴的分割作用，將誘導(dǎo)輪大的汽穴分割為若干小汽穴，實(shí)現(xiàn)誘導(dǎo)輪表面汽穴分布的主動改變，從而使流場變得穩(wěn)定達(dá)到提高誘導(dǎo)輪離心泵抗汽蝕振蕩穩(wěn)定性的目的。原始誘導(dǎo)輪和開槽誘導(dǎo)輪的展開如圖4所示（也即誘導(dǎo)輪汽蝕繞流示意）。

具體實(shí)施方式是在誘導(dǎo)輪汽蝕區(qū)的葉片上從葉尖向輪轂方向開設(shè)環(huán)形槽，如圖5所示。誘導(dǎo)輪汽蝕區(qū)域一般在入口部位會維持一定長度，若在這段長度上沿誘導(dǎo)輪軸向都開設(shè)環(huán)形槽，則泵的脈動降低幅度最大，但此時泵的抗汽蝕性能變差，從盡可能減小開槽對泵特性影響角度考慮，環(huán)形槽的數(shù)目一般為2～4個。由于環(huán)形槽過寬會使得汽穴堆積到槽內(nèi)，過窄起不到分隔氣穴的作用，因此環(huán)形槽的寬度b一般控制在2～3 mm，對于尺寸較大的誘導(dǎo)輪也不超過4 mm。

圖4 原始誘導(dǎo)輪和開槽誘導(dǎo)輪的展開示意Fig.4 Expansion Diagram of the Original Inducer and Slotted Inducer

圖5 開槽誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)示意Fig.5 Structure Diagram of Slotted Inducer

根據(jù)初始方案誘導(dǎo)輪的結(jié)構(gòu)參數(shù)，設(shè)計(jì)了環(huán)形槽，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 環(huán)形槽結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structure Parameter of Circular Groove

4 試驗(yàn)研究

對原始方案誘導(dǎo)輪離心泵和改進(jìn)方案（相比原始方案僅是在誘導(dǎo)輪增加環(huán)形槽）進(jìn)行對比試驗(yàn)研究。

4.1 總體性能

相同入口壓力條件下，誘導(dǎo)輪開槽方案泵揚(yáng)程和效率與原方案相當(dāng)。在流量從0.8倍額定流量到1.2倍額定流量范圍內(nèi)，揚(yáng)程較原設(shè)計(jì)方案下降了約2.1%～3.6%（見圖6），小流量時兩者差距較小，效率下降了約0%～1.7%（見圖7）。圖6、圖7中泵相對流量為試驗(yàn)流量與額定流量的比值。

圖6 不同方案泵揚(yáng)程曲線Fig.6 Head Characteristic Curves of Different Pump Schemes

圖7 不同方案泵效率曲線Fig.7 Efficiency Characteristic Curves of Different Pump Schemes

不同方案泵的汽蝕性能如圖8所示。由圖8可知，誘導(dǎo)輪開槽方案使得斷裂工況發(fā)生前的泵揚(yáng)程變化減緩，臨界汽蝕余量則與原設(shè)計(jì)方案近似，說明兩者的抗汽蝕性能相當(dāng)。圖8中泵相對揚(yáng)程為泵揚(yáng)程與圖示最大揚(yáng)程的比值。

圖8 不同方案泵汽蝕性能曲線Fig.8 Cavitation Characteristic Curves of different Pump Schemes

4.2 壓力脈動

在相同試驗(yàn)工況下，原始方案和誘導(dǎo)輪開槽方案泵在5個流量點(diǎn)下泵入口、泵出口、誘導(dǎo)輪處的壓力脈動RMS值對比如圖9～11所示。

圖9 不同方案泵入口壓力脈動對比Fig.9 Comparison of Pump Inlet Pressure Pulsation in Different Schemes

圖10 不同方案誘導(dǎo)輪處壓力脈動對比Fig.10 Comparison of Pressure Pulsation at the Inducer in Different Schemes

圖11 不同方案泵出口壓力脈動對比Fig.11 Comparison of Pump Outlet Pressure Pulsation in Different Schemes

從圖9～11可知，誘導(dǎo)輪開槽方案泵入口、泵出口以及誘導(dǎo)輪處的壓力脈動有效值（Root Mean Square,RMS）明顯低于原設(shè)計(jì)泵，平均降幅約為30%、18%和42%，其中誘導(dǎo)輪處的降幅最大，說明誘導(dǎo)輪開槽可以有效降低泵內(nèi)流道的壓力脈動幅值；兩種泵的泵入口、誘導(dǎo)輪處壓力脈動RMS值隨著流量的增加而減小，而開槽誘導(dǎo)輪泵出口壓力脈動RMS值在大流量段增加了約14%，原設(shè)計(jì)泵出口壓力脈動RMS值不隨流量變化，可見液流沖角對泵入口和誘導(dǎo)輪入口的影響是十分明顯的。

上述分析可見，不同方案誘導(dǎo)輪處壓力脈動幅值最大，兩種不同方案在該測點(diǎn)的全程壓力脈動快速傅氏變換（Fast Fourier Transformation，F(xiàn)FT）瀑布如圖12所示。

圖12 不同方案泵誘導(dǎo)輪處壓力脈動瀑布曲線Fig.12 Pressure Pulsation Waterfall Diagram at the Inducer of Different Schemes

對于2葉片、4葉片誘導(dǎo)輪來說，此時常常出現(xiàn)類似于旋轉(zhuǎn)汽蝕的交替汽蝕現(xiàn)象或者非對稱汽蝕區(qū)域，會誘發(fā)以2倍頻成分為主的局部壓力脈動。兩種方案壓力脈動全程瀑布圖（見圖12）也驗(yàn)證了不同方案誘導(dǎo)輪的壓力脈動主要集中在轉(zhuǎn)速2倍頻上，如圖13所示。圖12、圖13表明：誘導(dǎo)輪開槽使得壓力脈動2倍頻幅值明顯下降，所以有效地抑制了這種非定常汽蝕現(xiàn)象，也因此使得泵整體的脈動量級明顯降低。

圖13 不同方案誘導(dǎo)輪壓力脈動2倍頻分量對比Fig.13 Comparison of 2 Frequency Components of Inducer Pressure Pulsation Induced by Different Schemes

5 結(jié)束語

通過對存在局部汽蝕高速誘導(dǎo)輪離心泵的誘導(dǎo)輪流動情況進(jìn)行分析，利用汽穴分割原理進(jìn)行誘導(dǎo)輪設(shè)計(jì)方法的研究，實(shí)現(xiàn)了誘導(dǎo)輪表面汽穴分布的主動改變，從而達(dá)到提高誘導(dǎo)輪離心泵抗汽蝕振蕩穩(wěn)定性的目的。對比試驗(yàn)表明，誘導(dǎo)輪開槽方案泵的效率和揚(yáng)程與原方案相當(dāng)，誘導(dǎo)輪開槽方案大幅降低泵的壓力脈動，使用誘導(dǎo)輪開槽改善誘導(dǎo)輪離心泵抗汽蝕振蕩穩(wěn)定性是可行的。