變螺距誘導輪的氣蝕性能研究

李 欣，肖立明，劉 暢，東華鵬，李家文，王 玨

（1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所,北京100076；2.北京航空航天大學宇航學院,北京100191；3.中國運載火箭技術研究院,北京100076）

變螺距誘導輪的氣蝕性能研究

李 欣1，肖立明1，劉 暢1，東華鵬1，李家文2，王 玨3

（1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所,北京100076；2.北京航空航天大學宇航學院,北京100191；3.中國運載火箭技術研究院,北京100076）

為了研究變螺距誘導輪的氣蝕性能，通過試驗觀察了變螺距誘導輪的氣蝕發(fā)展變化情況，分析了其內部的壓力脈動現(xiàn)象。結果表明：誘導輪內的氣穴隨著入口壓力降低，會呈現(xiàn)不同的氣穴形態(tài)；氣穴發(fā)展受流量影響，流量越大，氣穴發(fā)展速度越快；誘導輪內發(fā)生了同步旋轉氣蝕，同步旋轉氣蝕也受流量影響，流量越大，同步旋轉氣蝕越強。

變螺距誘導輪；氣蝕性能；同步旋轉氣蝕；可視化

0 引言

誘導輪是安裝在離心泵前的軸流泵，它的作用是為離心泵增壓，避免離心泵發(fā)生氣蝕。在火箭動力系統(tǒng)中，為了減輕貯箱重量，誘導輪入口壓力通常較低，受工況變化以及一些干擾因素的影響，可能會產生嚴重的氣蝕，導致誘導輪流道被堵塞，從而使泵的揚程迅速下降。在某些工況下，還會發(fā)生氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象，如旋轉氣蝕[1-3]、氣蝕喘振等[4]，引起軸振動，進而對軸承和密封等零部件的可靠性造成威脅，影響泵的重復使用。

國外通過試驗和數(shù)值仿真對氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象開展了大量研究。2005年，F(xiàn)uji等通過試驗發(fā)現(xiàn)，在誘導輪入口增加噴射流，當噴射流量為總流量的10%，并且射流方向與旋轉方向一致時能夠有效抑制氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象[5]。2006年，Hosangadi等使用CHUNCH軟件比較了誘導輪在液氫和水中的性能，發(fā)現(xiàn)熱力學效應的存在能夠改善誘導輪的氣蝕性能[6]。2008年，Kim等研究了在誘導輪上游安裝環(huán)形擋板對氣蝕喘振的影響，發(fā)現(xiàn)其對氣蝕喘振有很好的抑制作用，但是對誘導輪的抽吸性能和壓升影響不大，特別是在低流量下[7]。2011年，Iga等采用二維平面葉柵模型對三葉片誘導輪氣蝕喘振現(xiàn)象進行了數(shù)值模擬分析，根據(jù)流場及喘振的特點，他們將氣蝕喘振分為三類：第一類喘振由小的旋渦氣蝕和大尺度的脈動組成，第二類喘振由具有射流結構的層狀氣蝕組成，第三類喘振由伴隨有脈動特性的次同步旋轉氣蝕組成[8]。2012年，韓國的Lee等研究了一個兩葉片兩級式誘導輪的氣蝕性能，發(fā)現(xiàn)兩級式誘導輪與傳統(tǒng)的單級式誘導輪相比對氣蝕喘振和不對稱氣蝕等氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象有較好的抑制作用[9]。通過數(shù)值模擬和實驗研究相結合的方法，發(fā)現(xiàn)兩級式誘導輪能抑制氣蝕不穩(wěn)定的原因是第一級誘導輪的存在使得第二級誘導輪葉片前緣的氣穴形狀發(fā)生了改變。2014年，Pace等針對在CPRTF做過試驗的三葉片誘導輪，研究了幾何條件對氣蝕流動不穩(wěn)定的影響[10]。根據(jù)上面的研究可以發(fā)現(xiàn)，國外主要研究氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象的產生機理及抑制方法，但是并沒有形成統(tǒng)一的設計準則。

近幾年，國內圍繞氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象也開展了一些研究。2009年，陳暉等通過數(shù)值模擬誘導輪二維葉柵中的非定常流動，研究了旋轉氣蝕，并對其機理進行了分析[11]。2013年，唐飛等利用CFD方法分析了階梯殼體和葉片打孔對誘導輪氣蝕性能的影響[12]。2014年，葉漢玉等通過數(shù)值模擬捕捉到了旋轉氣蝕現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)氣穴尺寸變化與攻角存在一定的關系[13]。2015年，Li等搭建了誘導輪氣蝕性能試驗臺，研究了葉尖間隙對誘導輪氣蝕性能的影響。通過增大葉尖間隙，有效抑制了同步旋轉氣蝕[14]。

本文以一個變螺距誘導輪為研究對象，通過可視化試驗研究了氣穴在不同流量下的發(fā)展變化規(guī)律，同時采用FFT（Fast Fourier Transformation）方法對誘導輪的脈動壓力進行了分析。

1 研究對象

本文研究的變螺距誘導輪為三葉片誘導輪，見圖 1，誘導輪葉尖間隙為 0.5 mm，轉速為4 000 rpm，設計流量Q=4.6 L/s，其主要幾何參數(shù)見表1。

圖1 變螺距誘導輪Fig.1 Picture of variable-pitch inducer

表1 誘導輪參數(shù)Tab.1 Main parameters of the inducer

2 試驗方法

誘導輪試驗裝置布局如圖2。整個試驗臺為閉式試驗系統(tǒng)，采用水作為試驗工質。試驗時，采用真空泵和壓氣機來調節(jié)誘導輪入口壓力。試驗誘導輪由變頻電機驅動，最大轉速可達6 000 rpm。誘導輪流量通過電動調節(jié)閥進行控制。在誘導輪和調節(jié)閥之間裝有輔助泵，當流量不足時，通過輔助泵來克服管路流阻損失，提高系統(tǒng)流量。

誘導輪試驗段和壓力測量位置見圖3和圖4。

圖2 誘導輪試驗裝置布局圖Fig.2 Test facility for cavitation performance of inducer

圖3 誘導輪試驗和非穩(wěn)態(tài)壓力測量位置Fig.3 Inducer test and unsteady pressure measuring location

圖4 誘導輪壓力測量位置Fig.4 Pressure measuring position of inducer

為了觀察誘導輪內部流動狀態(tài)，采用有機玻璃加工誘導輪透明殼體。兩個濺射薄膜壓力傳感器（型號：CYB-20S；量程：-0.1～0.7 MPa，精度：0.5%） 分別安裝在誘導輪入口和出口，用來測量誘導輪入口壓力和出口壓力。另有兩個同類型的壓力傳感器（型號：CYB-20S；量程：-0.1～1 MPa，精度：0.5%） 安裝在透明殼體上用來測量壓力脈動。為了不影響流場，傳感器的頭部與殼體齊平安裝。兩個傳感器沿旋轉方向間隔90度，軸向位置在誘導輪葉片前緣附近，因為由氣蝕不穩(wěn)定引起的壓力脈動在葉片前緣附近最明顯。試驗數(shù)據(jù)采樣頻率設為1 600 Hz，并且持續(xù)4 s。試驗時流量通過電磁流量計測量。

3 試驗結果與分析

誘導輪的流量、入口壓力和揚程分別用無量綱數(shù)流量系數(shù)、氣蝕數(shù)和揚程系數(shù)表示。

式中：Φ為流量系數(shù)；σ為氣蝕數(shù)；Ψ為揚程系數(shù)；Ω為轉速，rad/s；rT為誘導輪葉尖直徑，m；Q為體積流量，m3/s；pv為介質的飽和蒸汽壓，Pa；p1為誘導輪入口靜壓，Pa；ρ為介質密度，kg/m3；p2為誘導輪出口靜壓，Pa。

3.1 水力性能試驗結果

誘導輪的水力性能試驗結果見圖5，圖中橫坐標為流量系數(shù)Φ，縱坐標為揚程系數(shù)Ψ?？梢钥闯?，隨著流量增加，誘導輪揚程逐漸降低，并且揚程隨流量基本呈線性變化。由于在整條曲線上不存在斜率是正值的流量區(qū)域，故誘導輪不會發(fā)生旋轉失速，同時可以認為該誘導輪在試驗的流量區(qū)域能夠穩(wěn)定工作[15]。

圖5 誘導輪的水力性能Fig.5 Hydraulic performance of the inducer

3.2 氣蝕性能試驗結果

圖6是兩級誘導輪的氣蝕性能曲線。從圖中可以明顯看出，在誘導輪揚程發(fā)生10%陡降前，誘導輪揚程成階梯下降，且不同工況下其揚程下降量不同。在設計流量Qd下，階梯處揚程下降量為2.3%，0.8Qd和1.1Qd流量工況下?lián)P程下降量分別為1.8%和4.9%。在國外文獻中也出現(xiàn)過這種階梯式下降的氣蝕性能曲線，在臺階處都發(fā)生了氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象[16-17]。

隨著流量減小，誘導輪的揚程逐漸升高，氣蝕性能也存在差異。把誘導輪揚程發(fā)生10%陡降時的氣蝕數(shù)定義為臨界氣蝕數(shù)，在不同的流量下，誘導輪的臨界氣蝕數(shù)σ10%不相等。在設計流量Qd和1.1Qd工況下臨界氣蝕數(shù)σ10%分別為0.038 9和0.055 4，而0.8Qd工況下，當氣蝕數(shù)降低到試驗的最小值0.034 1時，揚程下降了9.1%，未達到臨界狀態(tài)，即隨著流量增大，誘導輪的氣蝕性能逐漸變差。因為小流量下，誘導輪回流更強，改變了誘導輪入口的流動情況，從而改善了誘導輪的氣蝕性能，但是回流增強也會增大流動損失，導致誘導輪的效率下降。

圖6 誘導輪氣蝕性能曲線Fig.6 Cavitation performance of the inducer

3.2.1 誘導輪氣蝕流動可視化結果分析

通過可視化試驗，觀察了誘導輪內部的氣蝕流動發(fā)展變化情況。設計流量Qd下氣蝕流動隨氣蝕數(shù)變化情況見圖7。當氣蝕數(shù)σ=0.422 1時，誘導輪開始產生氣穴。氣穴首先出現(xiàn)在誘導輪葉片吸力面前緣與輪緣交界處，此處圓周速度最大，靜壓最低，同時由于壓力面和吸力面存在壓差，在葉尖間隙處會產生輪緣漩渦，導致該處最容易產生氣穴。此時的氣穴呈細長的漩渦狀，稱作輪緣漩渦氣穴[15]，見圖7(a)。隨著氣蝕數(shù)減小，即入口壓力的降低，氣穴區(qū)域逐漸增大。在氣蝕數(shù)從0.422 1減小到0.136 6的過程中，輪緣漩渦氣穴逐漸變粗變長，見圖7(b)至圖7(d)。由于葉尖間隙處存在回流，故氣穴在回流作用下，與葉片始終保持一定的角度。當氣蝕數(shù)降低到0.085 4時，輪緣漩渦氣穴繼續(xù)增大，并且開始附著在葉片上，此時的氣穴稱為葉面氣穴，如圖7(e)。由于氣穴區(qū)域受離心力的影響，主要集中在葉片吸力面輪緣附近，并沒有對主流造成影響，故誘導輪的揚程并沒有降低。當氣蝕數(shù)繼續(xù)減小到0.034 1時，此時的氣穴已經(jīng)發(fā)展成為片狀的葉面氣穴，并且開始堵塞流道喉部，見圖8 (f)，于是導致誘導輪揚程下降。

同一氣蝕數(shù)下，氣穴區(qū)域是不穩(wěn)定的，氣穴形狀時刻在發(fā)生變化，見圖8。此時氣穴雖然沒有導致?lián)P程降低，但是因為氣穴形態(tài)的變化，也會引起振動等不穩(wěn)定現(xiàn)象。

圖7 設計流量Qd氣蝕流動隨氣蝕數(shù)發(fā)展變化情況Fig.7 Variation of cavitation flow in inducer with different cavitation numbers at design flow Qd

圖8 設計流量Qd下σ=0.136 6時不同時刻氣穴形態(tài)Fig.8 Cavitation shapes at different moment and at design flowQd，as σ=0.136 6

1.1Qd和0.8Qd工況下氣蝕流動隨氣蝕數(shù)變化情況與設計流量Qd下類似，氣穴在不同流量的發(fā)展過程大致如下：首先在誘導輪吸力面前緣和輪緣交界處出現(xiàn)輪緣漩渦氣穴，隨著氣蝕數(shù)減小，氣穴發(fā)展為葉面氣穴，并且在主流和回流交界處生成回流渦氣穴，隨后內部多種氣穴共同發(fā)展，最終葉面氣穴堵塞流道喉部，導致?lián)P程下降。

誘導輪的流量會對氣蝕流動的發(fā)展產生影響，不同流量下誘導輪的初生氣蝕數(shù)見表2?？梢?，隨著流量增大，初生氣蝕數(shù)逐漸減小，但是從圖6看出，臨界氣蝕數(shù)卻隨著流量增大而增大。由此可知，不同流量下，氣穴的成長速度不一樣。在大流量工況下，氣蝕從初生到堵塞流道的氣蝕數(shù)變化范圍比小流量工況小，即大流量工況下，氣穴成長的速度較快。

表2 不同流量下的初生氣蝕數(shù)Tab.2 Inception cavitation number of inducer at different flow

試驗中還觀察到，在氣蝕數(shù)降低到臨界氣蝕數(shù)之前，誘導輪壓力面也出現(xiàn)了氣蝕，見圖9。這是因為誘導輪是變輪轂誘導輪，從入口到出口，輪轂直徑逐漸增大，使得流道面積逐漸減小。當誘導輪在1.1Qd工況下工作時，攻角比設計流量Qd下小，又因為回流和輪轂形狀的共同作用，故在誘導輪入口局部區(qū)域出現(xiàn)負攻角，導致壓力面發(fā)生氣蝕。

圖9 誘導輪壓力面氣蝕（Q=1.1Qd，σ=0.136 6）Fig.9 Cavitation at pressure side of inducer blade as Q=1.1 Qdand σ=0.136 6

3.2.2 誘導輪氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象研究

設計流量Qd下，氣蝕數(shù)σ=0.422 1時誘導輪前緣壓力脈動見圖10，存在頻率f1=66.7 Hz，f2= 133 Hz和f3=200 Hz的壓力脈動。因為誘導輪剛開始氣蝕，故此時的壓力脈動并不是因為氣蝕引起的。對信號進行自相關性分析和相位角分析，結果見圖10(b)和10(c)，三個峰值的壓力脈動的相關性都大于0.9，f1和f2的相位角差均為0°，f3的相位角差為90°，而誘導輪的轉頻fN=66.7 Hz，由此可知，f1為軸轉動引起的壓力脈動，f3為葉片轉動引起的壓力脈動。而頻率f2=f3-f1，滿足后面的關系式[17]，可知為軸轉動與葉片轉動的耦合作用引起的。

式中a和b為整數(shù)。

圖10 設計流量Qd下σ=0.422 1時誘導輪前緣壓力脈動Fig.10 Coherence and cross-spectrum phase on leading edge of inducer at design flow Qd,as σ=0.422 1

圖11是設計流量Qd下誘導輪前緣壓力脈動的瀑布圖。圖中坐標分別是壓力的功率譜密度、氣蝕數(shù)和頻率。在試驗中主要存在三種壓力脈動，其頻率分別為fN，2fN和3fN。從圖中看出，當氣蝕數(shù)σ=0.1時，葉頻引起的壓力脈動開始增大，這是因為壓力測點附近開始發(fā)生氣蝕，導致壓力脈動增強，隨著氣蝕數(shù)減小，氣蝕范圍增大，脈動幅值也不斷增大，當增大到最大值時，由于壓力測點附近全部氣蝕，此時測點周圍的壓力都是飽和蒸汽壓，導致該壓力脈動迅速減小。軸頻引起的壓力脈動fN隨著氣蝕數(shù)減小也在增大。當σ=0.034 1時，壓力脈動達到最大值。該工況下誘導輪前緣的壓力脈動見圖12。此時頻率等于轉頻fN的幅值的功率譜密度增大了一個數(shù)量級，相位角差約為－90°，可知旋轉單元體數(shù)目為1，脈動沿徑向傳播，因此該峰值是由于誘導輪內部發(fā)生同步旋轉氣蝕現(xiàn)象引起的。

圖11 設計流量Qd下誘導輪入口壓力的瀑布圖Fig.11 Waterfall plot of power spectrum of inducer inlet pressure at design flow Qd

圖12 設計流量Qd下σ=0.034 1時誘導輪前緣壓力脈動Fig.12 Pressure pulsation on leading edge of inducer at design flow Qd,as σ=0.034 1

圖13和圖14是1.1Qd和0.8Qd工況下誘導輪前緣壓力脈動的瀑布圖。從圖中可以看出，這兩種流量下誘導輪也發(fā)生了同步旋轉氣蝕。

圖13 1.1 Qd下原誘導輪入口壓力的瀑布圖Fig.13 Waterfall plot of inlet static pressure of original inducer at 1.1 Qd

圖14 0.8 Qd下原誘導輪入口壓力的瀑布圖Fig.14 W aterfall plot of inlet static pressure of original inducer at 0.8 Qd

不同流量下，同步旋轉氣蝕引起的壓力脈動的最大幅值見表3。從表中可以看出，隨著流量增大，同步旋轉氣蝕引起壓力脈動的最大幅值也顯著增大，1.1Qd工況下的最大幅值是0.8Qd工況下的1.62倍，說明大流量下的同步旋轉氣蝕更應該引起重視。

表3 不同流量下同步旋轉氣蝕引起的最大壓力脈動幅值Tab.3 M aximum pressure pulsation am plitude of SRC at different flow rates

4 結論

通過試驗研究了變螺距誘導輪的氣蝕性能，包括氣蝕發(fā)展變化規(guī)律和氣蝕不穩(wěn)定現(xiàn)象，得到以下結論：

1） 隨著氣蝕數(shù)降低，誘導輪內的氣蝕流動在發(fā)展過程中會出現(xiàn)不同的形態(tài)，包括輪緣漩渦氣穴、葉面氣穴和回流渦氣穴等，其中葉面氣穴是造成誘導輪流道喉部堵塞的主要原因。

2） 流量會對誘導輪氣蝕流動產生影響，流量越大，初生氣蝕數(shù)越小，但是氣穴發(fā)展更快，臨界氣蝕數(shù)比小流量下大。

3） 同步旋轉氣蝕受流量影響，流量越大，同步旋轉氣蝕越強，1.1Qd工況下同步旋轉氣蝕引起的壓力脈動幅值為0.8Qd工況下的1.62倍。

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（編輯：陳紅霞）

Study on cavitation performance of variable-pitch inducer

LI Xin1,XIAO Liming1,LIU Chang1,DONG Huapeng1,LI Jiawen2,WANG Jue3
（1.Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering,Beijing 100076,China;
2.School of Astronautics,Beijing University of Aeronautics and Astronautics,Beijing 100191,China; 3.China Academy of Launch Vehicle Technology,Beijing 100076,China）

In order to study cavitation performance of the variable-pitch inducer,the cavitation development and variation of the variable-pitch inducer were observed,and the pressure pulsation phenomenon in the inducer was investigated.The results show that the different cavitation shapes appear in cavitation in the inducer with inlet pressure decreasing,flow rate has an effect on cavitation development,which means that the cavitation develops faster at higher flow rate,synchronous rotating cavitation appears in the inducer,and the higher the flow rate is,the more serious the synchronous rotatingcavitation becomes.

variable-pitch inducer;cavitation performance;synchronous rotating cavitation; visualization

V434-34

A

1672-9374(2017)02-0001-08

2016-12-16；

2017-02-09

李欣（1987—），男，博士，工程師，研究領域為空間運輸系統(tǒng)，火箭發(fā)動機