面向抗空化能力的航空离心泵吸入室-蜗壳联合流动控制技术研究进展与展望

摘要：直升机燃油泵属于低比转速离心泵，长期运行于宽流量范围与复杂环境条件下，增压能力不足、偏工况流动分离及空化破坏是其设计面临的三大核心问题。本文在原有燃油泵模型的基础上，从吸入室与蜗壳扩散段两个关键过流部件入手，提出吸入段直通化改造与扩散段水翼布置的联合优化方案，将原四周吸油结构改为单侧吸油结构，以实现对吸入室与压出室流动分离的双向控制。基于RNG k-ε湍流模型与ZGB空化模型，采用计算流体力学方法对优化前后两种模型在10%～100%设计流量范围内的常温性能与空化性能进行系统对比。结果表明，优化后模型全流量范围增压值提升23%～31%，蜗壳水力效率提高近5%，大流量工况临界空化余量显著降低。研究揭示了吸入阻力周向均匀性与扩散段整流对直升机燃油泵偏工况性能及抗空化能力的调控机制，为航空燃油泵流动控制与优化设计提供了理论基础。

关键词： 直升机燃油泵；低比转速离心泵；流动分离；空化；吸入室结构；水翼整流

一、直升机燃油泵流场研究现状

直升机燃油泵作为燃油系统的核心动力部件，承担着向发动机提供满足一定流量和压力要求的燃油供应任务，其运行可靠性直接关系到飞行安全。与一般工业离心泵相比，直升机燃油泵具有显著的特殊性：工作流量范围宽（10%～100%设计流量）、转速高、叶片出口宽度窄、叶轮直径大、叶片流道长、叶片间扩散严重，且工作环境随飞行高度和区域变化而剧烈波动。这些特性导致燃油泵常处于偏工况运行状态，面临增压不足、效率低下和空化三重挑战。其中，空化现象尤为棘手——空泡在叶轮流道内的产生、发展及溃灭不仅使泵性能骤降，还会引发振动噪声，严重时导致过流部件空蚀破坏，威胁飞行安全。

面对上述问题，国内外学者从多维度探索了抑制燃油泵流动分离与空化的技术路径。姚惠钟等研究了分流叶片偏置对螺旋离心式燃油泵性能的影响规律，发现偏置度δ=0.33时燃油泵扬程与效率均达到最优，临界空化点亦最低。偏置分流叶片有利于提高离心泵内流场速度和压力分布的均匀性，减小叶轮出口处压力脉动，降低冲击损失，扬程和水力效率较普通离心泵分别提高3.46%和1.7%。刘晓超等设计了8种不同叶片包角燃油泵，研究表明大包角燃油泵内发生空化的面积小，气泡聚集程度低，对燃油泵外特性影响低，抗空化性能高；叶片包角增至400°时燃油泵空化发展缓慢，流道内气体堵塞程度最低。薛梅新等发现小流量工况下隔舌处分离产生的强剪切涡会诱发空化，隔舌倒圆后扩散管内形成转向涡，可消除隔舌壁面分离绕流及附着剪切涡，有效避免空化发生。在主流道前端增加前置诱导轮也被证实是改善叶轮入口流动、提升抗空化能力的有效手段，且诱导轮可使离心涡轮抗空化能力增强48.5%，扬程提高3.4%。胡红林等通过增加入口导流板改善了航空燃油泵小流量时的入口回流，保证了性能曲线单调下降的特性。

然而，现有研究大多聚焦于叶轮几何参数优化或单一部件的流动控制，对于吸入室结构与蜗壳扩散段协同优化对燃油泵全工况性能的系统性影响，研究尚不充分。本文在原有直升机燃油泵模型的基础上，提出吸入段直通化改造与扩散段水翼布置的联合优化方案，基于计算流体力学方法，系统研究不同流量工况下优化前后模型的常温性能与空化性能，以期揭示流动控制对偏工况增压能力和抗空化性能的调控机制。

二、计算研究模型设计

2.1 原始模型A的几何特征

本文研究的直升机燃油泵为低比转速单级单吸式离心泵，设计性能参数为：转速n=11000 r/min，额定流量Q=800 L/h，额定扬程ΔH=12 m，输送介质为航空煤油RP-3（密度ρ=780 kg/m³，运动黏度μ=0.0024 Pa·s，常温下饱和蒸汽压3540 Pa）。燃油泵设计结构主要参数见表1。

原始模型A的吸入段采用环形设计，吸入室空腔体积较大，内部设有三个消旋板。消旋板的设置初衷在于减弱叶轮吸入流动的预旋效应，改善叶轮入口来流条件。蜗壳扩散段保持常规几何形式，扩散管沿流向截面积逐渐增大以完成动能向压力能的转化。然而，该设计在实际运行中暴露出两方面缺陷：其一，吸入室空腔体积过大，三个隔板将空腔分隔为若干相对封闭的区域，导致流动死穴的产生，每个封闭腔内形成较强的旋涡结构，在小流量工况下尤为显著，增加了入口流动损失；其二，隔板的存在造成叶轮吸入阻力沿周向分布不均匀，导致叶轮各流道内流动不对称——吸入阻力大的流道侧产生轴向旋涡，降低叶轮做功能力，吸入阻力小的流道侧流速过高，流动损失增大。

2.2 优化模型B的改进方案

针对模型A的上述不足，本文基于流动控制理念，在原有模型的基础上对吸入段与蜗壳扩散段进行了系统性结构优化，形成优化模型B。改进后燃油泵的四周吸油结构改为单侧吸油结构，具体方案如下：

（1）吸入段直通化改造。取消模型A中环形吸入室内的三个消旋隔板，将吸入段改为直通式结构，同时匹配相应的过流面积，确保吸入流速处于合理范围。这一改造旨在消除吸入室的旋涡死区和周向阻力不均匀性，使叶轮入口来流趋于均匀对称，从而恢复叶轮各流道内理想的流动状态。

（2）蜗壳扩散段水翼布置。在蜗壳扩散段内设置对称水翼结构，水翼沿弦长方向对称，弦长16 mm，圆弧半径80 mm。水翼的引入等效于在扩散段内增加分流隔板，降低了扩散段的有效扩散度，起到整流作用。偏工况运行时，由于隔舌安放角与喉部面积无法适应大幅度的流量变化，扩散段内往往产生大量扩散分离旋涡或冲击尾流旋涡，水翼结构可有效抑制此类流动分离，减小流动损失。

两种模型的其余几何参数（叶轮几何尺寸、蜗壳基圆直径、蜗壳宽度等）保持一致，以保证对比研究的变量唯一性。根据二维水力设计图纸，利用三维建模软件分别构建模型A与模型B的流道三维模型，并将进出口段适当延伸，以确保叶轮入口流动充分发展、出口监测不受复杂尾流干扰。

三、数值计算方法

3.1 计算域网格划分

对模型A与模型B的计算域进行高适应性的四面体网格划分。由于叶轮是燃油泵的核心做功部件，其内部流动状况直接影响泵的外特性和空化特性，因此对叶片表面及近壁区域进行了边界层加密处理，以准确捕捉边界层内的速度梯度和压力分布。叶轮壁面量纲一法向距离Y+的分布经检验符合所选湍流模型对近壁区网格分辨率的要求。

经过网格无关性验证与迭代调整，确定模型A的总计算网格约为220万，模型B的网格数量与之相当。网格质量满足RNG k-ε湍流模型及增强壁面函数法对计算精度的要求。

3.2 数值计算基本控制方程

直升机燃油泵内流动为三维高雷诺数不可压复杂湍流状态，采用RNG k-ε湍流模型结合增强壁面函数法进行数值求解。该模型通过重整化群理论对标准k-ε模型进行改进，在ε方程中增加了反映主流时均应变率的附加项，能更好地处理高应变率及流线弯曲程度较大的流动，适用于离心泵内复杂的旋流和分离流模拟。

空化工况下的计算采用均相流动假设，忽略气相与液相之间的滑移速度，将气液两相混合物视为密度随空泡体积分数变化的单一连续介质。空化相变过程采用Zwart-Gerber-Belamri（ZGB）空化模型描述，该模型基于简化的Rayleigh-Plesset方程推导，能有效预测空泡的生成、发展和溃灭过程。

3.3 数值计算设置

边界条件设置为：进口边界采用压力进口条件，出口边界采用质量流量出口条件。叶轮与蜗壳、进口段之间的动静交界面采用冻结转子法处理，该方法在定常计算中能较好地捕捉叶轮与静止部件之间的相互作用。收敛残差设置为10⁻⁵，以确保计算结果的稳定性和可靠性。

空化模拟以无空化收敛后的流场作为初始条件，通过逐步降低进口压力使燃油泵发生空化，从而获得不同空化余量（NPSH）下的流动状态和性能参数。模拟工况覆盖10%～100%设计流量范围，其中选取50 L/h、400 L/h和800 L/h三个典型工况作为详细分析对象，分别代表小流量、中流量和大流量运行状态。

四、外特性对比分析

4.1 增压性能

对模型A与模型B进行全工况流量范围的数值模拟仿真，得到两种模型的流量-增压值（Q-Δp）特性曲线。计算结果表明，相对于模型A，模型B在全流量范围内的增压值Δp均有显著提升，增幅达23%～31%。值得特别关注的是，模型A在小流量工况下存在明显的扬程驼峰现象——即随着流量减小，增压值先上升后下降，呈现非单调变化，这种特性可能导致燃油泵在小流量运行时的供油不稳定性。模型B通过吸入段直通化改造和扩散段水翼整流，消除了小流量工况下的扬程驼峰，实现了全流量范围内增压曲线的单调下降，显著改善了燃油泵的运行稳定性。

增压性能改善的机理可从两方面解释。首先，吸入段直通化消除了环形吸入室内的旋涡死区，减少了入口流动损失，提高了叶轮入口的有效能量输入。其次，水翼结构在扩散段内形成有效的流动导向，抑制了偏工况下扩散分离旋涡的产生，改善了蜗壳内动能向压力能的转化效率。两者共同作用，使模型B获得了更优的增压能力。

4.2 水力效率

效率对比结果显示，模型B的水力效率η在大流量工况下有明显提升，尤其是蜗壳水力效率ηv有近5%的提升。大流量工况下效率提升的幅度最大，这是因为在流量增大时，模型A扩散段内的扩散分离旋涡和隔舌冲击尾流更为严重，流动损失急剧增加；而模型B的水翼结构恰好针对这一问题进行了有效抑制，因此在流量越大时效率提升越明显。中小流量工况下，效率提升幅度相对较小，但仍保持正向改善。

外特性对比分析表明，吸入段直通化与扩散段水翼布置的联合优化方案有效提升了直升机燃油泵全工况范围内的增压能力与水力效率，尤其是在消除小流量驼峰和提升大流量效率两方面效果显著。

五、空化性能比较分析

5.1 吸入室流场对比

从吸入室内的流场对比可见，模型A由于环形吸入室空腔体积大且设有三个消旋板，导致每个相对封闭的腔内产生较强的旋涡结构，尤其在50 L/h的小流量工况下，旋涡强度进一步增加，入口流动损失显著。与此同时，消旋板还导致叶轮吸入阻力沿周向不均匀——吸入阻力大的流道侧产生轴向旋涡，降低叶轮做功能力；吸入阻力小的流道侧流速过高，增加流动损失。模型B通过改为直通式吸入结构，消除了环形腔室和隔板带来的不利影响，流动沿周向趋于均匀，叶轮内流动状态恢复到较为理想的流态，叶轮流道轴向旋涡明显减弱。

5.2 空化特性曲线对比

取50 L/h、400 L/h和800 L/h三个典型流量工况，对比分析模型A与模型B的NPSH-增压值特性曲线。

在大流量工况800 L/h下，随着空化余量NPSH的降低，模型B相对模型A增压值陡降来得更晚。模型A在NPSH为1.68 m时增压开始陡降，而模型B的陡降点为1.17 m，临界空化余量降低了约30.4%。在400 L/h中流量工况下，模型A增压值陡降点为0.47 m，模型B为0.36 m。在50 L/h小流量工况下，两模型的空化特性曲线差异不明显。上述结果表明，模型B的优化改进有效提升了直升机燃油泵在大流量工况下的空化性能，但在小流量工况下改善效果有限。

5.3 空化演变规律

两种模型叶轮和蜗壳内的空化过程演变规律具有相似的基本特征：空化初生位置均位于叶片入口边背面，随着入口压力持续下降，在旋转效应作用下空化范围由初生区沿流道扩展，直至触及下一个叶片的工作面，进而空泡体积迅速增长，充满并堵塞流道，导致流道做功能力下降直至断流。

然而，两种模型空化分布的均匀性存在显著差异。模型A叶轮流道内的空化发生不均匀，部分流道空化发展迅速，另一些流道则相对滞后，这与前文所述入口吸入段吸入阻力周向不均直接相关——吸入阻力小的流道内流速较高、压力较低，空化更易发生和扩展。相较之下，模型B因吸入段直通化改造消除了周向阻力差异，叶轮内空化形态较为均匀，各流道空化发展进程趋于一致。

5.4 蜗壳空化抑制效应

当NPSH降低至1.179 m时，大流量工况下模型A中高速流体冲击蜗壳隔舌，在隔舌后扩散段内发生高速流动分离，由此产生强烈的湍流旋涡空化，空化区域集中在隔舌附近扩散管的上壁面区域。这一现象与文献报道的隔舌分离诱发空化机理相符——小流量工况下隔舌处分离产生的强剪切涡会诱发空化，涡脱落形成的分离再附位置与空蚀破坏核心区域一致。模型B通过改善叶轮内流动均匀性，使蜗壳内来流符合设计状态，加之扩散段内设置的水翼起到了分流和降涡作用，降低了湍流强度，在大流量工况下有效消除了隔舌区域的空化现象。这一发现也印证了蜗壳隔舌形状优化对抑制大流量空化的有效性——研究表明，在1.2倍设计流量下，改进后的隔舌形状可使临界空化数降低7.4%。

六、结论与展望

6.1 主要结论

本文在原有直升机燃油泵模型的基础上，基于流动控制理念对吸入段与蜗壳扩散段进行了系统性结构优化，将四周吸油结构改为单侧吸油结构，并在蜗壳扩散段设置水翼，采用CFD方法研究了不同流量工况下的常温性能和空化性能，得到以下主要结论：

（1）吸入段直通化改造消除了原环形吸入室的旋涡死区，改善了吸入阻力沿周向分布的均匀性，使叶轮内流动状态恢复到较为理想的流态；蜗壳扩散段水翼布置降低了扩散段的有效扩散度，起到显著的整流作用，抑制了偏工况下的流动分离。

（2）优化后模型B全流量范围内增压值提升23%～31%，消除了小流量工况下的扬程驼峰现象；水力效率在大流量工况下显著提升，其中蜗壳水力效率提高近5%，表明扩散段水翼对大流量扩散分离的抑制效果最为突出。

（3）大流量工况下模型B的临界空化余量显著降低（从1.68 m降至1.17 m），空化性能明显改善；小流量工况下改善效果有限，提示需进一步关注小流量空化抑制策略。

（4）吸入阻力周向不均匀是导致叶轮内空化分布不对称的关键因素，改善吸入室流动均匀性对于提升燃油泵整体抗空化能力具有重要意义。

6.2 未来研究方向

直升机燃油泵的空化问题涉及复杂的多相流动与相变过程，尽管本文的研究取得了一定进展，但仍有若干方向值得深入探索：

（1）跨工况空化预测模型的完善。当前基于RNG k-ε的RANS方法对空化初生和空泡动力学细节的捕捉能力有限，未来可考虑采用LES或混合RANS-LES方法提高预测精度。

（2）多参数协同优化。本文聚焦于吸入室与蜗壳的结构优化，未来可将叶轮几何参数（叶片包角、进口边线型、分流叶片偏置度等）纳入协同优化框架，开展多目标优化设计。

（3）仿生抗空化技术的引入。近年来，仿生结构、仿生表面纹理设计和仿生材料在泵抗空化领域的应用取得了显著进展，通过模拟自然生物结构可显著减少空蚀并提高泵性能。将该类技术引入直升机燃油泵设计，有望开辟新的抗空化路径。

（4）全包线工况的试验验证。CFD预测结果仍需通过高空模拟试验进行充分验证，特别是在低温、高空气密度变化等极端环境条件下的空化特性，有待进一步开展试验研究。

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