帶凹槽結(jié)構(gòu)的渦輪泵平衡活塞工作特性分析

黨梟睿，許開(kāi)富，金 路，黃錫龍

(西安航天動(dòng)力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

渦輪泵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)轉(zhuǎn)速高，且轉(zhuǎn)子系統(tǒng)剩余軸向力由軸承承受，故大推力液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪泵中均設(shè)置單獨(dú)的軸向力平衡系統(tǒng)，以防止軸承受力過(guò)大。渦輪泵的不平衡軸向力、產(chǎn)品的制造偏差、系統(tǒng)的調(diào)節(jié)偏差，均會(huì)隨尺寸和工作壓力的增大而逐漸增大，發(fā)動(dòng)機(jī)變工況、起動(dòng)、關(guān)機(jī)時(shí)，渦輪泵中均產(chǎn)生很大的軸向力沖擊。實(shí)踐證明，軸向力平衡系統(tǒng)的穩(wěn)定性和可靠性直接決定了渦輪泵的工作可靠性。因此，各國(guó)對(duì)軸向力平衡技術(shù)均開(kāi)展了大量理論和試驗(yàn)研究，解決了渦輪泵研制中的軸向力問(wèn)題。其中，用途最廣、效果最好的解決方法之一就是在渦輪泵中增設(shè)平衡活塞結(jié)構(gòu)。

平衡活塞是一種自動(dòng)卸荷裝置，當(dāng)轉(zhuǎn)子在軸向力的作用下產(chǎn)生位移時(shí)，平衡活塞的高、低壓軸向間隙就發(fā)生變化，導(dǎo)致平衡腔內(nèi)的壓力分布產(chǎn)生變化，從而使轉(zhuǎn)子上的軸向力達(dá)到平衡狀態(tài)。

某型泵在設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)平衡活塞結(jié)構(gòu)加入了消旋整流裝置以平衡過(guò)大的軸向力。消旋整流裝置可用于平衡軸向力是由Kurokawa在1994年研究各旋轉(zhuǎn)過(guò)流部件壓力分布與實(shí)測(cè)值的吻合情況時(shí)發(fā)現(xiàn)的，研究發(fā)現(xiàn)安裝在主離心葉輪前殼體壁面上的消旋整流裝置降低了徑向壓降，增大了指向出口的軸向力，使總軸向力幅值明顯降低，一般認(rèn)為深度為0.5 mm的徑向槽能顯著降低壓降，而深度為1 mm的徑向槽能使壓力分布幾乎均勻。

Shimura等以LE-7渦輪氧泵為研究對(duì)象，得出兩個(gè)結(jié)論：首先，平衡腔進(jìn)口軸向間隙太小則無(wú)法確保渦輪泵運(yùn)行安全；其次，離心葉輪后蓋板入口通流引起的角動(dòng)量明顯增加了間隙腔體內(nèi)徑向壓降。Shimura等采用考慮邊界層條件和腔體角動(dòng)量變化影響的內(nèi)流系統(tǒng)分析計(jì)算方法對(duì)帶螺栓槽的渦輪泵內(nèi)部流路系統(tǒng)開(kāi)展分析，結(jié)果表明該系統(tǒng)具有較寬的自平衡范圍，適用于火箭渦輪泵。Kimura等在2011年對(duì)離心葉輪與圍帶間隙內(nèi)的泄漏流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明徑向壓差的減小是由消旋整流裝置內(nèi)部形成的復(fù)雜渦流結(jié)構(gòu)和泄漏流在外部區(qū)域迅速失去角動(dòng)量引起的。

Matsui等通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬分析了J型槽附近的流場(chǎng)分布和其對(duì)軸向力的影響。結(jié)果表明，在適當(dāng)?shù)牟坌谓Y(jié)構(gòu)下，最佳效率點(diǎn)的軸向力可減小38%左右，而揚(yáng)程系數(shù)等其他性能則完全不受影響。

綜上所述，日本航天結(jié)構(gòu)以LE-7渦輪氧泵為研究對(duì)象，初步揭示了凹槽結(jié)構(gòu)消旋整流的作用機(jī)理，并通過(guò)數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試對(duì)上述結(jié)論進(jìn)行了充分驗(yàn)證，此后，韓國(guó)在研制產(chǎn)品過(guò)程中，對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行了充分借鑒。本文對(duì)帶不同凹槽結(jié)構(gòu)的平衡活塞后泄漏流道模型進(jìn)行了數(shù)值仿真，對(duì)平衡活塞后泄漏流道中壓力分布情況，凹槽結(jié)構(gòu)消旋整流、消除徑向壓降、降低軸向力的機(jī)理進(jìn)行了更加深入的研究，指出了凹槽結(jié)構(gòu)中對(duì)平衡軸向力起主要作用的部分，分析了軸向力和泄漏流量對(duì)于凹槽寬度和深度變化的敏感度，為凹槽結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了參考。

1 仿真模型

1.1 物理模型

圖1為渦輪泵雙平衡間隙的平衡活塞裝置，當(dāng)軸向力過(guò)大時(shí)，該裝置通過(guò)調(diào)節(jié)低壓軸向間隙和高壓軸向間隙的寬度來(lái)改變平衡腔內(nèi)壓力分布。本文的研究對(duì)象即平衡活塞后泄漏流道部分已在圖中標(biāo)出。

圖1 雙平衡間隙平衡活塞系統(tǒng)Fig.1 A balanced piston system with two balance gaps

為簡(jiǎn)化模型結(jié)構(gòu)、節(jié)省計(jì)算時(shí)間和計(jì)算資源，對(duì)帶不同凹槽結(jié)構(gòu)的平衡活塞后泄漏流道的1/19進(jìn)行仿真，如圖2所示，該圖為從殼體外部方向觀察的正視圖。下面對(duì)圖2中的6種平衡活塞后泄漏流道進(jìn)行具體介紹。

圖2 各仿真模型對(duì)比圖Fig.2 Comparison of each simulation model

模型A為試驗(yàn)裝置的平衡活塞后泄漏流道模型；初步研究結(jié)果表明，凹槽的寬度變化對(duì)平衡活塞結(jié)構(gòu)消旋整流效果的影響較為明顯，為對(duì)不同寬度凹槽的消旋整流機(jī)理做進(jìn)一步研究，將凹槽結(jié)構(gòu)的寬度改為基礎(chǔ)模型的2倍和1/2，凹槽寬度為初始凹槽結(jié)構(gòu)2倍的模型稱為模型B，凹槽寬度為初始凹槽結(jié)構(gòu)1/2的模型稱為模型C。模型F則是不帶凹槽結(jié)構(gòu)的平衡活塞后泄漏流道模型。

此外，為分別研究凹槽結(jié)構(gòu)上半部分和下半部分的消旋整流作用，建立只保留模型B凹槽結(jié)構(gòu)的上半部分的新模型，稱為模型D；只保留模型B凹槽結(jié)構(gòu)的下半部分的新模型，稱為模型E。

1.2 計(jì)算模型

首先，對(duì)某型泵的全尺寸流道進(jìn)行數(shù)值仿真。仿真模型包含入口域、誘導(dǎo)輪域、離心輪域、擴(kuò)壓器域、蝸殼域、前后泄漏域以及出口管道流域。延長(zhǎng)泵入口及出口管道，消除進(jìn)出口邊界擾動(dòng)的影響。

對(duì)各流域進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分。對(duì)各壁面處網(wǎng)格進(jìn)行加密，使得各壁面值滿足要求，在進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證后利用ANSYS CFX進(jìn)行數(shù)值求解。采用RANS方法進(jìn)行穩(wěn)態(tài)求解，湍流模型選用SST-模型，壁面處采用Automatic Wall Function算法進(jìn)行處理，動(dòng)靜耦合界面采用Frozen Rotor模型進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞，收斂精度設(shè)置為1×10。

得到全流場(chǎng)仿真結(jié)果后，提取平衡活塞后泄漏流道徑向壓力隨半徑變化圖，與水試試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，如圖3所示。觀察圖3可知，此仿真結(jié)果的誤差在可接受范圍內(nèi)。為對(duì)平衡活塞后泄漏流道的流體流動(dòng)進(jìn)行深入研究，從該數(shù)值仿真結(jié)果中提取出平衡活塞后泄漏流道模型、后泄漏流道的進(jìn)口壓力、進(jìn)口速度方向及出口壓力，進(jìn)行更精確的局部數(shù)值仿真。

圖3 全流場(chǎng)仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比圖Fig.3 Comparison of full flow field simulation and test data

進(jìn)一步對(duì)離心葉輪后蓋板與殼體之間泄漏流進(jìn)行數(shù)值模擬，模型文件如圖2所示。利用ANSYS MESH軟件對(duì)其進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，圖4為模型A網(wǎng)格示意圖和最小截面位置處網(wǎng)格局部放大圖。對(duì)壁面區(qū)域處網(wǎng)格進(jìn)行加密，使得各壁面平均值小于10，以滿足計(jì)算要求并且能夠盡可能捕捉到流場(chǎng)細(xì)節(jié)。

圖4 模型A網(wǎng)格示意圖和局部網(wǎng)格放大圖Fig.4 Schematic diagram and partial enlarged view of grid for model A

采用5套不同網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，尋找合適的網(wǎng)格密度，結(jié)果如表1所示。為在算力允許的范圍內(nèi)更為準(zhǔn)確地捕捉流場(chǎng)細(xì)節(jié)，選取方案4的網(wǎng)格進(jìn)行仿真計(jì)算。

表1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性參數(shù)

各模型內(nèi)側(cè)面為旋轉(zhuǎn)面，轉(zhuǎn)速為6 000 r/min，外側(cè)面為固定面。流體介質(zhì)為水，溫度為20 ℃，其余性質(zhì)為水在20 ℃下的物理性質(zhì)。為消除進(jìn)出口邊界擾動(dòng)的影響，同樣將泵入口及出口管道沿直線延長(zhǎng)管道水力直徑的4倍距離。

2 仿真結(jié)果分析

2.1 徑向壓力分布分析

圖5為各模型徑向壓力分布圖。按照壓力分布情況，可將其分為兩組：Ⅰ 組包括無(wú)凹槽結(jié)構(gòu)的模型F、凹槽寬度為初始模型1/2的模型C和僅有下半部分凹槽結(jié)構(gòu)的模型E，圖中用紅色線畫出；Ⅱ 組包括初始模型A、凹槽寬度為初始模型2倍的模型B和僅有上半部分凹槽結(jié)構(gòu)的模型D，圖中用藍(lán)色線畫出。

圖5 各模型徑向壓力分布Fig.5 Radial pressure distribution of each model

觀察圖5可知：Ⅰ組各模型在轉(zhuǎn)靜空腔中的壓力降低速度較均勻，且模型C、E各位置壓力大小都低于無(wú)凹槽結(jié)構(gòu)的模型F。Ⅱ組模型幾乎沒(méi)有消除徑向壓降和降低軸向力的效果。Ⅱ組各模型的壓降主要集中在迷宮密封部分，流至轉(zhuǎn)靜空腔入口處的流體壓力已降至較低水平。而對(duì)于轉(zhuǎn)靜空腔內(nèi)部的流動(dòng)，其前半部分壓力降低速度較快，后半部分壓力則趨于平穩(wěn)。此外，由圖5還可以看出，模型B各點(diǎn)壓力最低，消除徑向壓降和降低軸向力效果最好，但降低軸向力效果越好的模型，其泄漏流量越大，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮此因素影響。

將泄漏流道整體考慮為一段管路，可用以下流阻公式解釋泄漏流量的變化原因。

(1)

(2)

式中為流體流速。

取模型B和模型F進(jìn)行對(duì)比分析，模型B的入口平均軸向流速為1.72 m/s，出口平均軸向流速為7.61 m/s；模型F的入口平均軸向流速為1.13 m/s,出口平均軸向流速為4.99 m/s，可以看出，模型B中流體沿平衡活塞后泄漏流道向內(nèi)流動(dòng)的平均速度遠(yuǎn)大于模型F。

由式(1)可知，在壓降和流體密度不變的情況下，流體速度增加，流體阻力系數(shù)降低。阻力系數(shù)降低則會(huì)導(dǎo)致流量系數(shù)增加。由式(2)可知，流量系數(shù)增加，在其他參數(shù)都不變的情況下泄漏流量也隨之增加。

對(duì)迷宮密封部分運(yùn)用式(2)，可解釋Ⅱ組各模型的壓降主要集中在迷宮密封部分的原因。迷宮密封處于平衡活塞后泄漏流道前段，模型B相對(duì)模型F而言，其迷宮密封內(nèi)流體平均流速變化較小，故迷宮密封部分的流阻系數(shù)和流量系數(shù)變化較小。泄漏流量增大，流量系數(shù)、通道截面積、流體密度不變，壓降Δ增大。這與前文得出的結(jié)論是相符的。

2.2 流動(dòng)機(jī)理分析

為便于分析凹槽結(jié)構(gòu)消旋整流機(jī)理，取消除徑向壓降和消除軸向力效果最好的模型B進(jìn)行分析。圖6和圖7分別為模型B殼體壁面流線圖和壓力分布圖。由圖6可以看出，流體自右上流入凹槽結(jié)構(gòu)后，部分向左上進(jìn)行回流，另一部分流體和左側(cè)回流匯合，形成向下和向右的流線。匯合后的流體被限制在凹槽內(nèi)部流動(dòng)，故其切向速度降低，徑向速度升高，總速度升高，壓力降低，從而在凹槽結(jié)構(gòu)的右下部分形成低壓區(qū)，在凹槽和壁面左上和右上接觸區(qū)形成逆壓區(qū)，如圖7所示。

圖6 模型B殼體壁面流線Fig.6 Wall streamline of model B

圖7 模型B殼體壁面壓力分布Fig.7 Wall pressure distribution of model B

根據(jù)模型B徑向壓力分布和流體流速的明顯不同，將流動(dòng)從凹槽中心，即=0.13 m處將轉(zhuǎn)靜空腔分為上半部分和下半部分。

此外，分析圖5～圖7，還可得出凹槽結(jié)構(gòu)降低軸向力的具體機(jī)理。凹槽外部流體自右上而來(lái)，不受凹槽結(jié)構(gòu)影響，故轉(zhuǎn)靜空腔上半部分的壓力降低速度未受明顯影響。而流至凹槽內(nèi)部的流體，流線被向下引導(dǎo)，其切向速度降低，徑向速度升高，升高后的徑向速度被離心力抵消一部分，使得從凹槽結(jié)構(gòu)內(nèi)部流至外部的流體角動(dòng)量和流速明顯降低。

根據(jù)上述分析并結(jié)合文獻(xiàn)[16-21]，得出

(3)

式中：為流體切向速度與旋轉(zhuǎn)面切向速度之比，即旋流比；為轉(zhuǎn)靜空腔頂部半徑；為轉(zhuǎn)靜空腔底部半徑；為旋轉(zhuǎn)面在轉(zhuǎn)靜空腔頂部的切向速度。

角動(dòng)量和流速的降低使凹槽外部即轉(zhuǎn)靜空腔下半部分的旋流比降低，則徑向壓差Δ降低。這也與圖5中模型B的徑向壓力分布相符。由2.1節(jié)可知，模型B的主要壓降都集中在了迷宮密封部分，流至轉(zhuǎn)靜空腔的流體壓力已降至較低水平，且轉(zhuǎn)靜空腔上半部分壓力隨半徑緩慢降低，下半部分壓力趨于平穩(wěn)，故轉(zhuǎn)靜空腔內(nèi)部形成大面積低壓區(qū)，有效降低了其軸向力的大小。

圖8、圖9分別為僅有上半部分凹槽結(jié)構(gòu)的模型D和僅有下半部分凹槽結(jié)構(gòu)的模型E的流線圖。觀察圖5、圖8、圖9，可知上半部分凹槽結(jié)構(gòu)在降低軸向力方面起主要作用。

圖8 模型D殼體壁面流線Fig.8 Wall streamline of model D

圖9 模型E殼體壁面流線Fig.9 Wall streamline of model E

由圖8可以看出，流體在上半部分凹槽結(jié)構(gòu)內(nèi)形成和完整凹槽結(jié)構(gòu)相似的渦旋結(jié)構(gòu)，有效降低了轉(zhuǎn)靜空腔下半部分流體角動(dòng)量和流速，進(jìn)而消除轉(zhuǎn)靜空腔下半部分的徑向壓降，降低轉(zhuǎn)靜空腔內(nèi)壓力大小，達(dá)到降低軸向力的目的。而只存在下半部分凹槽結(jié)構(gòu)的模型E消旋整流效果較差，由圖9可以看出，其凹槽結(jié)構(gòu)內(nèi)未出現(xiàn)明顯的渦旋結(jié)構(gòu)，流體流速和流動(dòng)方向都未出現(xiàn)明顯變化，其流線與無(wú)凹槽結(jié)構(gòu)模型F相似，流速和角動(dòng)量分布相比模型F也未出現(xiàn)明顯變化。

2.3 敏感性分析

為進(jìn)一步研究軸向力和泄漏流量對(duì)于凹槽寬度和深度變化的敏感度，將模型B凹槽結(jié)構(gòu)的寬度減少0.5 mm、1 mm，增加0.5 mm、1 mm；將模型B凹槽結(jié)構(gòu)的深度減少0.5 mm、1 mm，增加0.5 mm、1 mm，進(jìn)行進(jìn)一步仿真計(jì)算。

圖10為軸向力大小隨凹槽結(jié)構(gòu)寬度和深度的變化圖，圖11為泄漏流量隨凹槽寬度和深度的變化圖?？梢钥闯觯疾蹖挾鹊奈⑿∽兓蜁?huì)導(dǎo)致軸向力和泄漏流量的大幅變化，而凹槽深度則對(duì)軸向力和泄漏流量的影響較小。在一定范圍內(nèi)，軸向力、泄漏流量和凹槽寬度、深度都基本呈線性關(guān)系，軸向力大小和泄漏流量大小則呈負(fù)相關(guān)，這與前文分析也是相符的。

圖10 軸向力對(duì)凹槽深度、寬度的敏感度Fig.10 Sensitivity of axial force to groove depth and width

圖11 泄漏流量對(duì)凹槽深度、寬度的敏感度Fig.11 Sensitivity of leakage flow to groove depth and width

觀察各模型流線圖可知，凹槽內(nèi)部流體主要由兩部分組成：撞擊到凹槽結(jié)構(gòu)左壁面后向右下方回流的流體和自右上而來(lái)向凹槽右下方流動(dòng)的流體。在凹槽寬度較小時(shí)，槽內(nèi)流體主要由撞擊到凹槽結(jié)構(gòu)左壁面后向右下方回流的流體組成，如圖12所示。隨著凹槽寬度的增加，自右上而來(lái)向凹槽右下方流動(dòng)的流體占比逐漸增多，如圖6所示。

圖12 模型C殼體壁面流線Fig.12 Wall streamline of model C

自右上而來(lái)向凹槽右下方流動(dòng)的流體流線較柔和，和凹槽壁面撞擊次數(shù)較少，即流動(dòng)損失較小。在凹槽寬度增大的基礎(chǔ)上，流動(dòng)損失降低，故從較寬凹槽內(nèi)流出的流體對(duì)主流產(chǎn)生的影響也較大，其流量和徑向速度都較大，切向速度較低，故凹槽下部流體的旋流比隨著凹槽寬度的增加而降低。由2.2節(jié)可知，旋流比降低，其徑向壓差降低，軸向力大小也降低。而凹槽深度的變化對(duì)槽內(nèi)流體流動(dòng)無(wú)明顯影響，對(duì)泄漏流量和主流流速影響也相對(duì)較小。

3 結(jié)論

本文利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)某型泵全流場(chǎng)數(shù)值仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證，通過(guò)全流場(chǎng)數(shù)值仿真得到了平衡活塞后泄漏流道出入口流動(dòng)、壓力參數(shù)。利用此參數(shù)在CFX內(nèi)對(duì)多種凹槽結(jié)構(gòu)進(jìn)行更精確的平衡活塞后泄漏流道數(shù)值仿真，對(duì)帶凹槽結(jié)構(gòu)的平衡活塞后泄漏流道進(jìn)行了壓力分布分析、流動(dòng)機(jī)理分析和敏感性分析,得到了以下結(jié)論：

1)凹槽結(jié)構(gòu)使平衡活塞后泄漏流道的總流阻降低，總泄漏流量增加。但迷宮密封流阻不變，轉(zhuǎn)靜空腔流阻降低，故迷宮密封處的壓降升高，轉(zhuǎn)靜空腔處的壓降降低。

2)凹槽外部流體和凹槽結(jié)構(gòu)相互碰撞，流速降低；凹槽內(nèi)部的流體被凹槽結(jié)構(gòu)限制，切向速度大幅降低，徑向速度升高，升高后的徑向速度被離心力部分抵消，凹槽結(jié)構(gòu)內(nèi)形成復(fù)雜渦旋。流經(jīng)凹槽結(jié)構(gòu)的流體角動(dòng)量和切向流速都大幅降低，從而旋流比降低，徑向壓差降低。因迷宮密封處壓降高，轉(zhuǎn)靜空腔內(nèi)徑向壓差低，故轉(zhuǎn)靜空腔內(nèi)壓力穩(wěn)定在較低水平，軸向力降低。

3)凹槽結(jié)構(gòu)上半部分對(duì)于降低壓力和軸向力起主要作用。流體在上半部分凹槽結(jié)構(gòu)內(nèi)形成和完整凹槽結(jié)構(gòu)相似的渦旋結(jié)構(gòu)，有效降低了流至轉(zhuǎn)靜空腔下半部分流體的角動(dòng)量和流速，進(jìn)而降低轉(zhuǎn)靜空腔下半部分的徑向壓降和分布?jí)毫?，達(dá)到降低軸向力的目的。

4)軸向力對(duì)凹槽寬度變化十分敏感，而對(duì)于凹槽深度變化不敏感。有以下兩方面原因：凹槽寬度增加直接增大了槽內(nèi)流出的流體流量，增大了槽內(nèi)流體對(duì)主流影響；隨著凹槽寬度增加，流體在槽內(nèi)流動(dòng)的平均損失降低，徑向速度增加，切向速度降低。凹槽下部主流的角動(dòng)量和切向流速都大幅降低，從而徑向壓差降低，轉(zhuǎn)靜空腔內(nèi)壓力降低，軸向力降低。