摘要：直升機燃油泵屬于低比轉(zhuǎn)速離心泵，長期運行于寬流量范圍與復雜環(huán)境條件下，增壓能力不足、偏工況流動分離及空化破壞是其設(shè)計面臨的三大核心問題。本文在原有燃油泵模型的基礎(chǔ)上，從吸入室與蝸殼擴散段兩個關(guān)鍵過流部件入手，提出吸入段直通化改造與擴散段水翼布置的聯(lián)合優(yōu)化方案，將原四周吸油結(jié)構(gòu)改為單側(cè)吸油結(jié)構(gòu)，以實現(xiàn)對吸入室與壓出室流動分離的雙向控制。基于RNG k-ε湍流模型與ZGB空化模型，采用計算流體力學方法對優(yōu)化前后兩種模型在10%～100%設(shè)計流量范圍內(nèi)的常溫性能與空化性能進行系統(tǒng)對比。結(jié)果表明，優(yōu)化后模型全流量范圍增壓值提升23%～31%，蝸殼水力效率提高近5%，大流量工況臨界空化余量顯著降低。研究揭示了吸入阻力周向均勻性與擴散段整流對直升機燃油泵偏工況性能及抗空化能力的調(diào)控機制，為航空燃油泵流動控制與優(yōu)化設(shè)計提供了理論基礎(chǔ)。

關(guān)鍵詞： 直升機燃油泵；低比轉(zhuǎn)速離心泵；流動分離；空化；吸入室結(jié)構(gòu)；水翼整流

一、直升機燃油泵流場研究現(xiàn)狀

直升機燃油泵作為燃油系統(tǒng)的核心動力部件，承擔著向發(fā)動機提供滿足一定流量和壓力要求的燃油供應任務(wù)，其運行可靠性直接關(guān)系到飛行安全。與一般工業(yè)離心泵相比，直升機燃油泵具有顯著的特殊性：工作流量范圍寬（10%～100%設(shè)計流量）、轉(zhuǎn)速高、葉片出口寬度窄、葉輪直徑大、葉片流道長、葉片間擴散嚴重，且工作環(huán)境隨飛行高度和區(qū)域變化而劇烈波動。這些特性導致燃油泵常處于偏工況運行狀態(tài)，面臨增壓不足、效率低下和空化三重挑戰(zhàn)。其中，空化現(xiàn)象尤為棘手——空泡在葉輪流道內(nèi)的產(chǎn)生、發(fā)展及潰滅不僅使泵性能驟降，還會引發(fā)振動噪聲，嚴重時導致過流部件空蝕破壞，威脅飛行安全。

面對上述問題，國內(nèi)外學者從多維度探索了抑制燃油泵流動分離與空化的技術(shù)路徑。姚惠鐘等研究了分流葉片偏置對螺旋離心式燃油泵性能的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)偏置度δ=0.33時燃油泵揚程與效率均達到最優(yōu)，臨界空化點亦最低。偏置分流葉片有利于提高離心泵內(nèi)流場速度和壓力分布的均勻性，減小葉輪出口處壓力脈動，降低沖擊損失，揚程和水力效率較普通離心泵分別提高3.46%和1.7%。劉曉超等設(shè)計了8種不同葉片包角燃油泵，研究表明大包角燃油泵內(nèi)發(fā)生空化的面積小，氣泡聚集程度低，對燃油泵外特性影響低，抗空化性能高；葉片包角增至400°時燃油泵空化發(fā)展緩慢，流道內(nèi)氣體堵塞程度最低。薛梅新等發(fā)現(xiàn)小流量工況下隔舌處分離產(chǎn)生的強剪切渦會誘發(fā)空化，隔舌倒圓后擴散管內(nèi)形成轉(zhuǎn)向渦，可消除隔舌壁面分離繞流及附著剪切渦，有效避免空化發(fā)生。在主流道前端增加前置誘導輪也被證實是改善葉輪入口流動、提升抗空化能力的有效手段，且誘導輪可使離心渦輪抗空化能力增強48.5%，揚程提高3.4%。胡紅林等通過增加入口導流板改善了航空燃油泵小流量時的入口回流，保證了性能曲線單調(diào)下降的特性。

然而，現(xiàn)有研究大多聚焦于葉輪幾何參數(shù)優(yōu)化或單一部件的流動控制，對于吸入室結(jié)構(gòu)與蝸殼擴散段協(xié)同優(yōu)化對燃油泵全工況性能的系統(tǒng)性影響，研究尚不充分。本文在原有直升機燃油泵模型的基礎(chǔ)上，提出吸入段直通化改造與擴散段水翼布置的聯(lián)合優(yōu)化方案，基于計算流體力學方法，系統(tǒng)研究不同流量工況下優(yōu)化前后模型的常溫性能與空化性能，以期揭示流動控制對偏工況增壓能力和抗空化性能的調(diào)控機制。

二、計算研究模型設(shè)計

2.1 原始模型A的幾何特征

本文研究的直升機燃油泵為低比轉(zhuǎn)速單級單吸式離心泵，設(shè)計性能參數(shù)為：轉(zhuǎn)速n=11000 r/min，額定流量Q=800 L/h，額定揚程ΔH=12 m，輸送介質(zhì)為航空煤油RP-3（密度ρ=780 kg/m3，運動黏度μ=0.0024 Pa·s，常溫下飽和蒸汽壓3540 Pa）。燃油泵設(shè)計結(jié)構(gòu)主要參數(shù)見表1。

原始模型A的吸入段采用環(huán)形設(shè)計，吸入室空腔體積較大，內(nèi)部設(shè)有三個消旋板。消旋板的設(shè)置初衷在于減弱葉輪吸入流動的預旋效應，改善葉輪入口來流條件。蝸殼擴散段保持常規(guī)幾何形式，擴散管沿流向截面積逐漸增大以完成動能向壓力能的轉(zhuǎn)化。然而，該設(shè)計在實際運行中暴露出兩方面缺陷：其一，吸入室空腔體積過大，三個隔板將空腔分隔為若干相對封閉的區(qū)域，導致流動死穴的產(chǎn)生，每個封閉腔內(nèi)形成較強的旋渦結(jié)構(gòu)，在小流量工況下尤為顯著，增加了入口流動損失；其二，隔板的存在造成葉輪吸入阻力沿周向分布不均勻，導致葉輪各流道內(nèi)流動不對稱——吸入阻力大的流道側(cè)產(chǎn)生軸向旋渦，降低葉輪做功能力，吸入阻力小的流道側(cè)流速過高，流動損失增大。

2.2 優(yōu)化模型B的改進方案

針對模型A的上述不足，本文基于流動控制理念，在原有模型的基礎(chǔ)上對吸入段與蝸殼擴散段進行了系統(tǒng)性結(jié)構(gòu)優(yōu)化，形成優(yōu)化模型B。改進后燃油泵的四周吸油結(jié)構(gòu)改為單側(cè)吸油結(jié)構(gòu)，具體方案如下：

（1）吸入段直通化改造。取消模型A中環(huán)形吸入室內(nèi)的三個消旋隔板，將吸入段改為直通式結(jié)構(gòu)，同時匹配相應的過流面積，確保吸入流速處于合理范圍。這一改造旨在消除吸入室的旋渦死區(qū)和周向阻力不均勻性，使葉輪入口來流趨于均勻?qū)ΨQ，從而恢復葉輪各流道內(nèi)理想的流動狀態(tài)。

（2）蝸殼擴散段水翼布置。在蝸殼擴散段內(nèi)設(shè)置對稱水翼結(jié)構(gòu)，水翼沿弦長方向?qū)ΨQ，弦長16 mm，圓弧半徑80 mm。水翼的引入等效于在擴散段內(nèi)增加分流隔板，降低了擴散段的有效擴散度，起到整流作用。偏工況運行時，由于隔舌安放角與喉部面積無法適應大幅度的流量變化，擴散段內(nèi)往往產(chǎn)生大量擴散分離旋渦或沖擊尾流旋渦，水翼結(jié)構(gòu)可有效抑制此類流動分離，減小流動損失。

兩種模型的其余幾何參數(shù)（葉輪幾何尺寸、蝸殼基圓直徑、蝸殼寬度等）保持一致，以保證對比研究的變量唯一性。根據(jù)二維水力設(shè)計圖紙，利用三維建模軟件分別構(gòu)建模型A與模型B的流道三維模型，并將進出口段適當延伸，以確保葉輪入口流動充分發(fā)展、出口監(jiān)測不受復雜尾流干擾。

三、數(shù)值計算方法

3.1 計算域網(wǎng)格劃分

對模型A與模型B的計算域進行高適應性的四面體網(wǎng)格劃分。由于葉輪是燃油泵的核心做功部件，其內(nèi)部流動狀況直接影響泵的外特性和空化特性，因此對葉片表面及近壁區(qū)域進行了邊界層加密處理，以準確捕捉邊界層內(nèi)的速度梯度和壓力分布。葉輪壁面量綱一法向距離Y+的分布經(jīng)檢驗符合所選湍流模型對近壁區(qū)網(wǎng)格分辨率的要求。

經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證與迭代調(diào)整，確定模型A的總計算網(wǎng)格約為220萬，模型B的網(wǎng)格數(shù)量與之相當。網(wǎng)格質(zhì)量滿足RNG k-ε湍流模型及增強壁面函數(shù)法對計算精度的要求。

3.2 數(shù)值計算基本控制方程

直升機燃油泵內(nèi)流動為三維高雷諾數(shù)不可壓復雜湍流狀態(tài)，采用RNG k-ε湍流模型結(jié)合增強壁面函數(shù)法進行數(shù)值求解。該模型通過重整化群理論對標準k-ε模型進行改進，在ε方程中增加了反映主流時均應變率的附加項，能更好地處理高應變率及流線彎曲程度較大的流動，適用于離心泵內(nèi)復雜的旋流和分離流模擬。

空化工況下的計算采用均相流動假設(shè)，忽略氣相與液相之間的滑移速度，將氣液兩相混合物視為密度隨空泡體積分數(shù)變化的單一連續(xù)介質(zhì)。空化相變過程采用Zwart-Gerber-Belamri（ZGB）空化模型描述，該模型基于簡化的Rayleigh-Plesset方程推導，能有效預測空泡的生成、發(fā)展和潰滅過程。

3.3 數(shù)值計算設(shè)置

邊界條件設(shè)置為：進口邊界采用壓力進口條件，出口邊界采用質(zhì)量流量出口條件。葉輪與蝸殼、進口段之間的動靜交界面采用凍結(jié)轉(zhuǎn)子法處理，該方法在定常計算中能較好地捕捉葉輪與靜止部件之間的相互作用。收斂殘差設(shè)置為10??，以確保計算結(jié)果的穩(wěn)定性和可靠性。

空化模擬以無空化收斂后的流場作為初始條件，通過逐步降低進口壓力使燃油泵發(fā)生空化，從而獲得不同空化余量（NPSH）下的流動狀態(tài)和性能參數(shù)。模擬工況覆蓋10%～100%設(shè)計流量范圍，其中選取50 L/h、400 L/h和800 L/h三個典型工況作為詳細分析對象，分別代表小流量、中流量和大流量運行狀態(tài)。

四、外特性對比分析

4.1 增壓性能

對模型A與模型B進行全工況流量范圍的數(shù)值模擬仿真，得到兩種模型的流量-增壓值（Q-Δp）特性曲線。計算結(jié)果表明，相對于模型A，模型B在全流量范圍內(nèi)的增壓值Δp均有顯著提升，增幅達23%～31%。值得特別關(guān)注的是，模型A在小流量工況下存在明顯的揚程駝峰現(xiàn)象——即隨著流量減小，增壓值先上升后下降，呈現(xiàn)非單調(diào)變化，這種特性可能導致燃油泵在小流量運行時的供油不穩(wěn)定性。模型B通過吸入段直通化改造和擴散段水翼整流，消除了小流量工況下的揚程駝峰，實現(xiàn)了全流量范圍內(nèi)增壓曲線的單調(diào)下降，顯著改善了燃油泵的運行穩(wěn)定性。

增壓性能改善的機理可從兩方面解釋。首先，吸入段直通化消除了環(huán)形吸入室內(nèi)的旋渦死區(qū)，減少了入口流動損失，提高了葉輪入口的有效能量輸入。其次，水翼結(jié)構(gòu)在擴散段內(nèi)形成有效的流動導向，抑制了偏工況下擴散分離旋渦的產(chǎn)生，改善了蝸殼內(nèi)動能向壓力能的轉(zhuǎn)化效率。兩者共同作用，使模型B獲得了更優(yōu)的增壓能力。

4.2 水力效率

效率對比結(jié)果顯示，模型B的水力效率η在大流量工況下有明顯提升，尤其是蝸殼水力效率ηv有近5%的提升。大流量工況下效率提升的幅度最大，這是因為在流量增大時，模型A擴散段內(nèi)的擴散分離旋渦和隔舌沖擊尾流更為嚴重，流動損失急劇增加；而模型B的水翼結(jié)構(gòu)恰好針對這一問題進行了有效抑制，因此在流量越大時效率提升越明顯。中小流量工況下，效率提升幅度相對較小，但仍保持正向改善。

外特性對比分析表明，吸入段直通化與擴散段水翼布置的聯(lián)合優(yōu)化方案有效提升了直升機燃油泵全工況范圍內(nèi)的增壓能力與水力效率，尤其是在消除小流量駝峰和提升大流量效率兩方面效果顯著。

五、空化性能比較分析

5.1 吸入室流場對比

從吸入室內(nèi)的流場對比可見，模型A由于環(huán)形吸入室空腔體積大且設(shè)有三個消旋板，導致每個相對封閉的腔內(nèi)產(chǎn)生較強的旋渦結(jié)構(gòu)，尤其在50 L/h的小流量工況下，旋渦強度進一步增加，入口流動損失顯著。與此同時，消旋板還導致葉輪吸入阻力沿周向不均勻——吸入阻力大的流道側(cè)產(chǎn)生軸向旋渦，降低葉輪做功能力；吸入阻力小的流道側(cè)流速過高，增加流動損失。模型B通過改為直通式吸入結(jié)構(gòu)，消除了環(huán)形腔室和隔板帶來的不利影響，流動沿周向趨于均勻，葉輪內(nèi)流動狀態(tài)恢復到較為理想的流態(tài)，葉輪流道軸向旋渦明顯減弱。

5.2 空化特性曲線對比

取50 L/h、400 L/h和800 L/h三個典型流量工況，對比分析模型A與模型B的NPSH-增壓值特性曲線。

在大流量工況800 L/h下，隨著空化余量NPSH的降低，模型B相對模型A增壓值陡降來得更晚。模型A在NPSH為1.68 m時增壓開始陡降，而模型B的陡降點為1.17 m，臨界空化余量降低了約30.4%。在400 L/h中流量工況下，模型A增壓值陡降點為0.47 m，模型B為0.36 m。在50 L/h小流量工況下，兩模型的空化特性曲線差異不明顯。上述結(jié)果表明，模型B的優(yōu)化改進有效提升了直升機燃油泵在大流量工況下的空化性能，但在小流量工況下改善效果有限。

5.3 空化演變規(guī)律

兩種模型葉輪和蝸殼內(nèi)的空化過程演變規(guī)律具有相似的基本特征：空化初生位置均位于葉片入口邊背面，隨著入口壓力持續(xù)下降，在旋轉(zhuǎn)效應作用下空化范圍由初生區(qū)沿流道擴展，直至觸及下一個葉片的工作面，進而空泡體積迅速增長，充滿并堵塞流道，導致流道做功能力下降直至斷流。

然而，兩種模型空化分布的均勻性存在顯著差異。模型A葉輪流道內(nèi)的空化發(fā)生不均勻，部分流道空化發(fā)展迅速，另一些流道則相對滯后，這與前文所述入口吸入段吸入阻力周向不均直接相關(guān)——吸入阻力小的流道內(nèi)流速較高、壓力較低，空化更易發(fā)生和擴展。相較之下，模型B因吸入段直通化改造消除了周向阻力差異，葉輪內(nèi)空化形態(tài)較為均勻，各流道空化發(fā)展進程趨于一致。

5.4 蝸殼空化抑制效應

當NPSH降低至1.179 m時，大流量工況下模型A中高速流體沖擊蝸殼隔舌，在隔舌后擴散段內(nèi)發(fā)生高速流動分離，由此產(chǎn)生強烈的湍流旋渦空化，空化區(qū)域集中在隔舌附近擴散管的上壁面區(qū)域。這一現(xiàn)象與文獻報道的隔舌分離誘發(fā)空化機理相符——小流量工況下隔舌處分離產(chǎn)生的強剪切渦會誘發(fā)空化，渦脫落形成的分離再附位置與空蝕破壞核心區(qū)域一致。模型B通過改善葉輪內(nèi)流動均勻性，使蝸殼內(nèi)來流符合設(shè)計狀態(tài)，加之擴散段內(nèi)設(shè)置的水翼起到了分流和降渦作用，降低了湍流強度，在大流量工況下有效消除了隔舌區(qū)域的空化現(xiàn)象。這一發(fā)現(xiàn)也印證了蝸殼隔舌形狀優(yōu)化對抑制大流量空化的有效性——研究表明，在1.2倍設(shè)計流量下，改進后的隔舌形狀可使臨界空化數(shù)降低7.4%。

六、結(jié)論與展望

6.1 主要結(jié)論

本文在原有直升機燃油泵模型的基礎(chǔ)上，基于流動控制理念對吸入段與蝸殼擴散段進行了系統(tǒng)性結(jié)構(gòu)優(yōu)化，將四周吸油結(jié)構(gòu)改為單側(cè)吸油結(jié)構(gòu)，并在蝸殼擴散段設(shè)置水翼，采用CFD方法研究了不同流量工況下的常溫性能和空化性能，得到以下主要結(jié)論：

（1）吸入段直通化改造消除了原環(huán)形吸入室的旋渦死區(qū)，改善了吸入阻力沿周向分布的均勻性，使葉輪內(nèi)流動狀態(tài)恢復到較為理想的流態(tài)；蝸殼擴散段水翼布置降低了擴散段的有效擴散度，起到顯著的整流作用，抑制了偏工況下的流動分離。

（2）優(yōu)化后模型B全流量范圍內(nèi)增壓值提升23%～31%，消除了小流量工況下的揚程駝峰現(xiàn)象；水力效率在大流量工況下顯著提升，其中蝸殼水力效率提高近5%，表明擴散段水翼對大流量擴散分離的抑制效果最為突出。

（3）大流量工況下模型B的臨界空化余量顯著降低（從1.68 m降至1.17 m），空化性能明顯改善；小流量工況下改善效果有限，提示需進一步關(guān)注小流量空化抑制策略。

（4）吸入阻力周向不均勻是導致葉輪內(nèi)空化分布不對稱的關(guān)鍵因素，改善吸入室流動均勻性對于提升燃油泵整體抗空化能力具有重要意義。

6.2 未來研究方向

直升機燃油泵的空化問題涉及復雜的多相流動與相變過程，盡管本文的研究取得了一定進展，但仍有若干方向值得深入探索：

（1）跨工況空化預測模型的完善。當前基于RNG k-ε的RANS方法對空化初生和空泡動力學細節(jié)的捕捉能力有限，未來可考慮采用LES或混合RANS-LES方法提高預測精度。

（2）多參數(shù)協(xié)同優(yōu)化。本文聚焦于吸入室與蝸殼的結(jié)構(gòu)優(yōu)化，未來可將葉輪幾何參數(shù)（葉片包角、進口邊線型、分流葉片偏置度等）納入?yún)f(xié)同優(yōu)化框架，開展多目標優(yōu)化設(shè)計。

（3）仿生抗空化技術(shù)的引入。近年來，仿生結(jié)構(gòu)、仿生表面紋理設(shè)計和仿生材料在泵抗空化領(lǐng)域的應用取得了顯著進展，通過模擬自然生物結(jié)構(gòu)可顯著減少空蝕并提高泵性能。將該類技術(shù)引入直升機燃油泵設(shè)計，有望開辟新的抗空化路徑。

（4）全包線工況的試驗驗證。CFD預測結(jié)果仍需通過高空模擬試驗進行充分驗證，特別是在低溫、高空氣密度變化等極端環(huán)境條件下的空化特性，有待進一步開展試驗研究。

&注：文章部分內(nèi)容引用于：【直升機燃油泵流動控制與優(yōu)化設(shè)計研究，航空科學技術(shù) 2025(8)】，由于小編水平有限，對所閱讀文獻的翻譯及總結(jié)難免有誤，錯誤之處敬請指正，非常感謝。本公眾號推送內(nèi)容以交流學習為目的，并非商業(yè)用途，所使用的配圖均來源于公開網(wǎng)絡(luò)獲取，如有侵權(quán)，請聯(lián)系協(xié)商處理。

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