环形槽对诱导轮空化性能的影响研究

王 珏，陈 晓，毕辰宇，崔 垒，李家文

环形槽对诱导轮空化性能的影响研究

王 珏1，陈 晓2，毕辰宇3，崔 垒4，李家文3

（1. 中国运载火箭技术研究院，北京，100076；2. 北京航天动力研究所，北京，100076；3. 北京航空航天大学宇航学院，北京，100191；4. 北京宇航系统工程研究所，北京，100076）

为了研究环形槽对诱导轮空化性能的影响，以带环形槽的诱导轮为研究对象，采用Standard-湍流模型和Schnerr-Sauer空化模型开展仿真计算，并进行了相似工况下的可视化试验。结果表明，安装环形槽后，诱导轮的扬程略有降低，但旋转空化现象消失，并且在更低的空化数条件下诱导轮的扬程基本保持稳定。环形槽通过增强诱导轮的叶尖回流，改变了诱导轮入口的流场结构和压力分布，使流场中的低压区向诱导轮流道中部和槽体后缘转移，从而改变了气穴区初生的位置，也抑制了旋转空化现象。受离心力作用，气穴区向环形槽流道发展，推迟了诱导轮流道的堵塞时间。

诱导轮；环形槽；空化；仿真计算

0 引 言

航天技术的发展对液体火箭发动机涡轮泵提出了高速、高压、轻质量的性能要求[1]。为了减轻贮箱的结构质量，安装在泵前的诱导轮需要工作在较低的入口压力条件下，容易发生空化问题[2-3]。空化会导致诱导轮流道堵塞，影响泵的正常工作[4]，还会产生旋转空化、空化喘振等空化不稳定问题，使诱导轮承受脉动压力，引起轴振动[5-7]，严重时甚至会导致发射失败[8]。

近年来，为了提高诱导轮的空化性能，国内外学者开展了大量的研究工作。Bakir等[9]研究了不同入口边形状对诱导轮空化性能的影响，发现入口边形状通过改变叶尖的回流涡结构来影响气穴分布；Kim等[10]在诱导轮上游安装环形挡板，成功抑制了空化喘振现象，诱导轮的空化性能得到改善；宋沛原等[11]采用仿真方法研究了轮毂形状对诱导轮性能的影响，结果表明轮毂型线会显著影响诱导轮扬程，而在相同入口流动状态条件下对空化性能的影响较小；李欣等[12]研究了两级诱导轮的气穴发展变化情况，并和单级诱导轮对比分析了压力脉动情况；王文廷等[13]研究了缝隙诱导轮的空化性能，结果表明相比无缝隙诱导轮，安装缝隙诱导轮的离心泵稳定工作工况范围有所提升，小流量工况下的泵空化性能明显改善；Kimura等[14]采用CFD方法研究了壳体形状的影响，指出入口附近的壳体台阶会显著影响回流形式、压力分布以及气穴发展。由于壳体结构的细微改动就会对诱导轮的空化性能产生较大的影响，受到越来越多研究者的关注[15-18]。

环形槽是诱导轮壳体上的环形凹槽结构，位于诱导轮入口前缘，以限制尖端泄漏涡的发展。目前中国学者采用了定常仿真方法对环形槽的结构尺寸开展研究，分析了不同轴向长度、径向高度和轴向位置对诱导轮空化性能的影响[19-20]，而对环形槽诱导轮的非定常特性研究较少。本文对带有环形槽的诱导轮开展定常和非定常仿真研究，分析了环形槽对诱导轮内部流动特性以及空化性能的影响。

1 研究对象

1.1 几何模型

本文的研究对象为带环形槽的三叶片诱导轮，其结构如图1所示。环形槽轴向长度为40 mm，以诱导轮前缘最大直径处为界限，一半处于诱导轮入口，一半伸入诱导轮流道，环形槽径向深度为1 mm。整个计算域由进口管、诱导轮、环形槽和出口管4个子域组成。

图1 几何结构

1.2 网格划分

综合使用四面体网格和六面体网格进行网格划分，通过将四面体网格转化为多面体网格以提高计算效率。开展网格无关性验证，结果随着网格数量增加，扬程变化小于0.2%，最后选取1 067 722数量网格开展后续研究，计算域和计算网格如图2所示。

图2 计算域和计算网格

2 数值计算方法

本研究采用雷诺时均方程法开展三维仿真计算，获得诱导轮内部流动情况。湍流模型选择Standard-模型，该模型假设流动为完全湍流，因此对近壁面区域采用标准壁面函数处理。空化模型选择Schnerr-Sauer模型，该模型基于Rayleigh-Plesset单气泡动力学方程，得到气相质量变化率为

采用液态水作为计算工质，温度25 ℃，饱和蒸气压为3169 Pa。转速设置为4000 转/min，进口边界条件设置为质量流量进口，流量为27.69 kg/s。出口边界条件设置为压力出口。壁面边界条件设置为绝热无滑移边界。

为了便于比较和分析，采用无量纲参数（空化数）描述液流的空化状态，空化数按式（2）定义：

3 结果与讨论

3.1 空化特性

在额定流量条件下开展定常仿真计算，得到诱导轮空化性能曲线如图3所示。对于直壳体诱导轮，未发生空化时扬程为15.56 m，在空化数从0.05减小到0.02的过程中，扬程先减小后增大，出现“凹坑”现象。随着空化数进一步减小，诱导轮扬程迅速降低，以扬程下降10%作为空化断裂点，直壳体诱导轮的临界空化数为0.0074。对于环形槽诱导轮，未发生空化时扬程为14.24 m，和直壳体诱导轮相比扬程下降了8.5%。随着空化数逐渐减小，诱导轮扬程开始时基本保持不变，当汽蚀数小于0.013时，扬程开始迅速下降，环形槽诱导轮发生空化断裂的临界空化数为0.0089。因此，安装环形槽后，诱导轮扬程有所降低，但能在更低的空化数条件下保证扬程基本稳定。

图3 空化性能曲线

在定常计算结果的基础上开展非定常仿真计算，时间步长设置为4.167×10-5s，并在计算过程中对叶片上的气穴尺寸进行监测，气穴尺寸定义为气相体积分数在叶片吸力面上的积分。图4为不带环形槽的诱导轮气穴尺寸变化，其中图4a显示在空化数为0.0588时，3个叶片上的气穴尺寸基本保持稳定。图4b显示空化数为0.0441时，3个叶片上的气穴尺寸发生周期性的等幅振荡，并且气穴尺寸极大值的出现顺序依次为：叶片1→叶片2→叶片3，与叶片转动方向相同，统计气穴迁移频率，约为转轴频率的1.197倍，因此该空化数条件下诱导轮发生了超同步旋转空化。图4c显示的气穴迁移情况与图4b类似，更多的计算结果表明在空化数0.0247～0.0441条件下诱导轮发生超同步旋转空化，气穴尺寸以超同步转速在叶片间迁移，使叶片承受不平衡载荷，导致轴振动，影响诱导轮的正常工作。图4d为带环形槽的诱导轮气穴尺寸变化，从 图4d中可以看出，安装环形槽后，旋转空化现象消失，诱导轮的空化不稳定性得到改善。

图4 叶片吸力面上的气穴尺寸

续图4

3.2 流场分析

诱导轮轴向截面静压分布如图5所示。从图5中可以看出，轴向截面存在压力梯度变化，对于直壳体诱导轮，低压区位于叶片吸力面前缘修圆末端，而对于环形槽诱导轮，低压区转移到诱导轮流道中间区域和槽体后缘。

图5 轴向截面静压分布对比

在轴向压力梯度的作用下，诱导轮入口存在回流现象。对于直壳体诱导轮，液体通过叶尖间隙回流；对于环形槽诱导轮，液体通过叶尖间隙和槽体回流。和直壳体诱导轮相比，环形槽诱导轮的叶尖泄漏量增加，回流规模扩大。一方面，回流涡增大导致诱导轮入口攻角减小、做功减少，造成诱导轮扬程下降。另一方面，入口回流还会对诱导轮的流场结构和压力分布产生影响。安装环形槽后，入口漩涡区向环形槽聚集，导致流场中的低压区向环形槽后缘发展。

图6 轴面速度分布和流线变化

3.3 气穴体积分布

不同空化数条件下的气穴体积分布如图7所示。从图7中可以看出，对于直壳体诱导轮，气穴区刚开始出现在诱导轮叶片吸力面前缘，随着空化数逐渐降低，气穴区域同时向着流道下游和轮毂扩大，并逐渐堵塞流道。对于环形槽诱导轮，气穴区刚开始出现在诱导轮中部以及环形槽后缘，随着空化数降低，气穴区范围扩大，在离心力作用下，气穴区首先堵塞环形槽流道，从而推迟了诱导轮流道的堵塞时间。由于安装环形槽后，气穴区域的初生位置和发展过程均发生改变，诱导轮旋转空化现象消失。

图7 气穴体积分布（10%气相体积分数等值面）

3.4 试验研究

为了验证仿真结果，以环形槽诱导轮为研究对象，开展相似工况条件下的空化可视化试验。随着空化数减小，诱导轮的气穴区分布如图8所示。从图8中可以看出，安装环形槽后，气穴区首先出现在诱导轮流道中部和环形槽后缘，随着空化数降低，环形槽附近区域的气穴区范围增大，与仿真结果相同。由于在环形槽增强的回流作用下，液流轴向速度增加，导致诱导轮叶尖附近的液流角增大，当液流角大于叶片角时，一方面，诱导轮叶片做功区域减小，造成诱导轮扬程降低，另一方面，诱导轮入口的低压区发生变化，诱导轮压力面入口前缘成为空化初生的区域。因此，环形槽通过影响入口回流、气穴区产生和发展来影响诱导轮的空化性能。

图8 不同空化数下环形槽诱导轮的气穴区变化

4 结 论

本文以环形槽诱导轮为研究对象，开展定常和非定常空化仿真计算，通过可视化试验验证了不同空化数下诱导轮的气穴发展过程，得到以下结论：

a）安装环形槽后，额定工况下诱导轮扬程略有降低，而空化不稳定性得到改善，表现为旋转空化现象消失，诱导轮在更低的空化数条件下扬程基本保持不变；

b）环形槽增大了诱导轮的叶尖泄漏，使进口回流得到增强，回流改变了诱导轮入口的流场结构和压力分布，使流场中的低压区向诱导轮流道中部和槽体后缘转移，从而改变了气穴区初生的位置，抑制了旋转空化现象；

c）受离心力作用，气穴区向环形槽流道发展，推迟了诱导轮流道的堵塞时间。

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Effect of Annulargroove on the Cavitation Performance of Inducer

WANG Jue1, CHEN Xiao2, BI Chenyu3, CUI Lei4, LI Jiawen3

(1. China Academy of Launch Vehicle Technology, Beijing, 100076; 2. Beijing Aerospace Propulsion Institute, Beijing, 100076;3. School of Astronautics, Beihang University, Beijing, 100191; 4. Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering, Beijing, 100076)

In order to study the effect of annular groove on the cavitation performance of an inducer, the inducer with annular groove is taken as the research object, simulation calculation is carried out based on the Standard-turbulence model and Schnerr-Sauer cavitation model, and visual experiment under similar working conditions is conducted. The results show that the head of the inducer decreases slightly after installing the groove, but the rotating cavitation phenomenon disappears, and the head of the inducer basically remains stable at a lower cavitation number. The annular groove changes the flow field structure and the pressure distribution at the inlet of inducer by enhancing the tip return flow, so that the low pressure area in flow field transfers to the middle of the inducer channel and the trailing edge of the groove, thus changing the initial position of the cavitation area, and also inhibiting the rotary cavitation phenomenon. Under the action of centrifugal force, the cavitation area develops into annular groove channel, which delays the blockage time of the inducer channel.

inducer; annular groove; cavitation; simulation calculation

2097-1974(2023)02-0047-05

10.7654/j.issn.2097-1974.20230210

V434

A

2023-03-28；

2023-03-31

王 珏（1961-），男，博士，研究员，主要研究方向为液体运载火箭技术。

陈 晓（1991-），男，工程师，主要研究方向为液体火箭发动机技术。

毕辰宇（1993-），男，硕士研究生，主要研究方向为叶轮机械设计。

崔 垒（1992-），男，工程师，主要研究方向为液体运载火箭动力系统。

李家文（1972-），男，博士，副教授，主要研究方向为液体火箭发动机工作过程仿真。