航空燃油泵研究分析：基于液环-离心式航空燃油泵自吸过程中气液两相流的阶段性演化特征与流动机理研究

航空燃油泵作为飞机燃油系统中的核心动力元件，承担着将燃油从油箱持续、稳定地输送至发动机燃烧室的关键任务，其运行可靠性与工作性能直接关系到飞机的飞行安全与作战效能。随着现代航空工业的快速发展，对于燃油泵在高空、低温、低压等极端环境下的适应能力提出了更为严苛的要求。液环-离心式航空燃油泵作为一种特殊的复合式燃油泵结构，将离心泵与液环泵进行串联布置，其中液环泵位于离心泵的后方。在泵组启动的初始阶段，液环泵利用泵腔内留存的部分燃油作为工作介质，通过叶轮的高速旋转在泵腔内形成具有一定厚度的液环，从而在泵的进口区域建立起必要的真空度，将吸入管路及泵腔内部存留的空气有效抽出，最终实现燃油泵的自吸功能。然而需要指出的是，由于航空燃油泵长期运行于高转速、高空的复杂工作环境条件下，泵体内部极易诱发空化现象，这使得液环-离心式航空燃油泵在自吸过程中呈现出气、汽、液三相耦合的复杂流动特征。目前，学术界与工程界对于该类复合式燃油泵在自吸瞬态过程中的内在流动机理及其自吸特性的演化规律尚未形成系统深入的认识，这在一定程度上制约了其自吸性能的进一步优化与提升。

 

一、航空离心泵研究背景与现状综述

关于离心泵自吸特性的研究，国内外学者已经开展了大量卓有成效的工作。ZHANG及其研究团队通过数值模拟手段系统分析了气液分离室容积及回流孔几何参数对泵自吸性能的影响规律，研究发现气液分离室容积的最小化设计有助于泵率先完成自吸过程，而较大尺寸的回流孔则能够显著提升气体的排出效率。JI等人则重点关注了回流孔面积变化对泵自吸性能的影响机制，其研究结果表明回流孔面积主要作用于泵在振荡排气阶段的自吸性能表现，而对扬程特性的影响相对有限。WANG等学者通过模拟不同回流孔径向布置位置条件下的泵自吸过程，揭示了将回流孔设置于较小径向位置能够有效改善泵的自吸性能。李红及其合作者针对外混式自吸泵在不同隔舌间隙条件下的自吸过程开展了系统的可视化试验研究，试验观测结果显示隔舌间隙尺寸的减小有助于降低进入蜗壳扩散段区域的气泡直径，从而缩短泵的自吸时间。杨迎港等研究人员对不同转速条件下离心泵自吸过程中的流动特征进行了可视化试验分析，深入探讨了转速参数与自吸性能之间的内在关联关系。JI等人研究了泵的安装高度对其自吸性能的影响规律，结果表明随着安装高度的增加，自吸时间呈现显著的延长趋势。WU及其研究团队采用高速摄像技术对离心泵自吸过程中气泡的运动特性及空间分布特征进行了精确测量，探讨了转速及回流孔位置等因素对自吸性能的影响机制。刘建瑞等学者分析了射流式自吸离心泵中射流喷嘴几何参数对泵自吸性能的影响规律。LI等人采用数值模拟与试验测试相结合的研究方法，分析了三种不同导叶结构方案对射流式自吸泵自吸性能的影响，研究结果显示当导叶后挡板安装于适当位置时，泵腔内的气液分离效果得到显著提升。上述已有研究成果主要聚焦于气液混合式自吸泵的自吸性能及其内部流动特性分析，这些工作为本文所开展的液环-离心式自吸泵自吸性能研究提供了重要的理论基础与技术参考。

 

在航空燃油泵内部流动特性与性能优化研究方面，熊英华等学者基于替代燃料物性参数及考虑旋转修正的k-ε湍流模型对航空燃油泵的空化特性进行了数值分析，研究结果表明温度因素对泵的空化性能具有一定程度的影响，而转速变化对空化性能的影响则更为显著。ZHAO等人采用计算建模方法对航空燃油泵内部的空化特性开展了系统研究，并基于代理模型对泵的关键结构参数进行了优化设计，研究结果显示数值计算结果与试验数据具有较好的一致性，泵内空化区域主要分布在诱导轮的进口区段，代理模型优化结果能够获得更优的空化性能表现。ZHOU等学者基于响应面法与多目标遗传算法研究了飞行高度和流量参数对离心式航空燃油泵性能的影响规律，研究发现给定飞行高度条件下，随着流量的增加叶轮的增压能力呈现下降趋势，但泵的效率得到显著提升。李婉琦等研究人员通过数值模拟分析了不同介质温度和飞行高度条件下航空燃油泵的吸油特性，研究结果表明介质温度与工作高度对燃油泵的吸油性能具有显著影响。王晓宇等人对液环式航空燃油离心泵内部的流动特性进行了数值研究，研究发现液环泵是整个燃油泵能量消耗的主要部位。张岭等学者基于混合多相流模型对液环式航空燃油离心泵的自吸过程开展了数值分析，研究表明泵的吸气与排气过程主要集中在自吸过程的前期和中期阶段。尽管上述研究工作在航空燃油泵内部流动及高空适应性特性方面取得了积极进展，但针对液环-离心式航空燃油泵在自吸瞬态过程中的复杂流动机理及其自吸特性演化规律的系统研究仍相对匮乏。

基于上述研究背景，本文以某型液环-离心式航空燃油泵为研究对象，采用数值模拟方法对其自吸过程中的内部气液两相流动进行系统分析，深入揭示泵内部复杂多相流动与自吸特性之间的内在关联关系，阐明高空环境条件对泵自吸性能的影响机理，以期为高性能液环-离心式航空燃油泵的设计优化与工程应用提供理论依据与技术支撑。

二、数值模型与计算方法

2.1 几何模型与计算域网格划分

本文所介绍的研究对象为某型液环-离心式航空燃油泵，该泵采用离心泵与液环泵串联布置的结构形式，其中液环泵安装于离心泵的下游位置。在燃油泵启动过程中，液环泵以泵腔内残留的燃油作为工作介质，利用叶轮的高速旋转作用在泵体内部形成具有一定厚度的液环，从而在泵的进口区域建立起必要的真空度，将燃油泵吸入管路及泵腔内部存留的空气逐步排出，最终实现燃油泵的自吸功能。为了系统研究该泵的自吸特性，本研究选取自吸高度hz为450 mm建立完整的系统分析模型。

采用Creo三维建模软件对燃油泵系统的全部计算域进行精确几何建模。系统的计算域组成包括进口管段、出口管段、离心泵主体、液环泵主体、后腔体、腔室1、腔室2以及用于连接腔室1和腔室2的连接腔通道。为了确保数值计算结果的精度与可靠性，本研究采用ICEM网格划分软件对燃油泵的整个计算域进行高质量的六面体结构网格划分。经过网格无关性验证分析，最终确定的全流场计算域网格总数约为296万，其中离心泵区域的网格数量为76万，液环泵区域的网格数量为68万，其余部件区域的网格数量为152万。

2.2 数值模型及边界条件设置

本研究中所抽送的介质为航空煤油，其物性参数设定如下：介质温度为298 K，摩尔质量为167.31 g/mol，密度为780 kg/m³，动力黏度为0.0024 kg/(m²·s)。数值模拟工作采用ANSYS Fluent软件平台进行，针对燃油泵自吸过程中的复杂气液两相流动特征进行三维瞬态数值求解。在综合考虑计算效率与求解精度的前提下，本研究选取RNG k-ε模型作为湍流模型。相较于大涡模拟模型和分离涡模拟模型，RNG k-ε模型具有更高的计算效率，而与标准k-ε模型及Realizable k-ε模型相比，该模型在处理高应变率、大曲率流动以及强旋转流动问题方面表现出更为显著的优势。

对于气液两相流动的模拟，本研究采用流体体积函数模型进行追踪和捕捉。该模型通过求解各相体积分数的连续方程来确定相界面的位置与运动规律。泵系统管路进口边界条件设置为压力进口，其压力值根据不同飞行高度条件下的大气环境压力进行给定。需要说明的是，在实际运行过程中燃油泵出口安装有单向阀，该阀门的开启压力设定为1.5 kPa。在数值计算过程中，首先将单向阀位置设置为固体壁面边界，并实时监测该壁面的压力值，当监测压力达到1.5 kPa的开启压力时，将出口边界条件切换为压力出口，出口压力同样根据不同飞行高度下的大气环境压力进行设定。

转子与静子之间的相对运动及相互作用采用滑移网格技术进行处理。速度与压力的耦合求解采用PISO算法，该算法具有良好的收敛性能与计算效率。考虑到燃油泵停机后液体主要储存于腔室2和液环泵的泵腔内部，且液体的最高液位与腔室2的轴孔底部位置相切，因此在计算初始化过程中，以腔室2的轴孔底部位置为参考基准，在腔室2及液环泵区域内设置初始液相区域，泵系统的其余区域则初始化为气相。非稳态计算的时间步长设定为8×10⁻⁵ s，以保证能够充分捕捉自吸过程中的瞬态流动特征。需要说明的是，本研究在计算过程中暂不考虑泵启动阶段转速的变化，燃油泵的转速恒定设置为7 500 r/min。

2.3 计算方法验证

为了验证本研究计算域网格数量选取的合理性与可靠性，本研究对不同网格密度条件下的泵扬程系数进行了计算分析。分别对网格数量为52万、101万、125万、152万、235万及296万的网格模型进行了扬程系数计算，系统分析了扬程系数随网格数量增加的变化趋势。计算结果表明，随着网格数量的逐步增多，扬程系数呈现先减小后趋于稳定的变化特征。当网格数量超过152万之后，扬程系数的变化幅度小于1%。基于上述网格无关性验证分析结果，本研究最终选取的296万网格数量能够充分满足计算精度与计算效率的双重要求。

为进一步验证本研究数值模拟方法的合理性与准确性，开展了液环-离心式航空燃油泵的试验研究工作。试验系统主要由燃油泵、油罐、28 V直流电源、进出口管路、电动阀、压力传感器、流量计以及控制台等组成。其中电动阀型号为DEDLP-16P-B，行程为16 mm；压力传感器型号为KYB18 G05M1P2Ci-Ⅰ，测量范围为-0.1至0.5 MPa，测量精度为±0.25%；流量计型号为CL-10，测量范围为138至3 000 L/h，测量精度为±1.5%。在试验测试过程中，通过向油罐内充油或放油来调整罐内液位高度，确保试验条件下的自吸高度与数值模拟设定值保持一致。通过调节电动阀的开度来测试燃油泵在不同流量工况下稳定排液时的功率、扬程等外特性性能参数。

通过对燃油泵外特性参数的试验结果与数值计算结果进行系统对比分析可以发现，随着流量的增大，泵的扬程呈现逐渐减小的变化趋势，而轴功率则呈现逐渐增大的变化趋势。与试验结果相比较，扬程和轴功率的计算误差随流量的增大而逐渐减小。扬程的最大相对计算误差为8.9%，最小相对误差为3.3%；轴功率的最大相对计算误差为11.2%，最小相对误差为0.1%。产生小流量工况下计算误差相对较大的主要原因在于，小流量条件下泵内的流动结构更为复杂多变，本研究中所采用的网格尺度及时间尺度尚不足以完全捕捉泵内复杂多变的细微流动结构。但从泵外特性的整体变化趋势以及计算相对误差的数值来看，本研究采用的数值方法基本合理可行。为了更为准确地反映燃油泵的自吸特性，本文选择阀门全开状态下燃油泵自吸特性的计算结果进行后续深入分析。

三、燃油泵自吸特性分析

3.1 自吸过程的三阶段划分及其气相体积分数演化特征

基于地面环境条件下，即标准大气压为101 325 Pa的燃油泵自吸过程数值计算结果，本研究对燃油泵的自吸特性进行了系统分析。通过对燃油泵自吸过程中主要过流部件内气相体积分数的变化进行分析，根据各个过流部件内气相体积分数的变化特征，将整个自吸过程划分为前期、中期及后期三个特征阶段。其中前期阶段定义为泵启动开始至离心叶轮入口开始进入油液的时间区间，此处以监测离心叶轮内气相体积分数等于99%作为判定基准；中期阶段定义为离心叶轮开始进入油液至泵内气体基本被排尽的时间区间，此处以监测离心泵出口段内的气相体积分数等于1%作为判定基准；后期阶段定义为中期阶段结束至燃油泵实现稳定供油的时间区间。

从气相体积分数的变化特征来看，前期和后期阶段的曲线并未出现明显的波动特征，表明这两个阶段内的流动相对较为稳定。而在中期阶段，腔室1、腔室2、离心泵以及出口管内的气相体积分数均出现明显的振荡现象，其根本原因在于该阶段上述过流部件内部出现了复杂剧烈的气液掺混过程。具体分析来看，在自吸前期的初始阶段，即t=0至0.128 s时间范围内，腔室2中的气相体积分数呈现上升趋势，而液环泵内的气相体积分数则呈现下降趋势。这一现象的产生机理在于：泵启动之后，在叶轮的旋转作用下液环泵内逐渐形成液环结构，导致泵进口区域建立真空，将腔室2中的一部分液体抽吸进入液环泵内，使得液环泵内的气相空间被液相所占据，与此同时腔室2内的液相减少、气相相应增多。

在自吸前期阶段稍后的t=0.128至1.38 s时间范围内，液环泵内的气相体积分数呈现上升趋势。产生这一变化的原因在于该阶段有一部分工作油液随着被排出的气体一起从液环泵出口排出泵外，导致泵内油液产生一定的损失，气相含量相应增多。进入自吸中期阶段后的t=1.38至1.58 s时间范围内，随着油液进入离心泵内部，除进、出口管路之外其余各过流部件内的气体含量呈现快速下降的趋势，这表明进入的油液占据了大量的气相空间，将气体逐步驱赶排出。在t=1.58至2.28 s时间范围内，气相体积分数曲线呈现明显的振荡下降特征，这充分表明该阶段泵内出现了剧烈的气液掺混现象。当时间推进至t=2.28 s之后，出口管内的含气率降低到1%以下，标志着自吸过程进入到后期阶段。在这一阶段内，各过流部件内的含气量基本呈现平稳变化趋势，此时燃油泵已经实现稳定供油，自吸过程宣告完成。

3.2 自吸过程中轴平面内的气液两相流及速度分布特征

通过对燃油泵自吸过程中轴平面内的气液两相流分布及速度分布特征进行深入分析可以发现，在自吸前期阶段，系统管路及燃油泵内部的气液分界面较为清晰明显，离心泵及液环泵内并未出现显著的气液掺混现象。当油液在液环泵所建立的真空作用下逐渐爬升至水平管段后，由于管内油液的流动速度相对较小，油液在自身重力的作用下导致管底部的流动速度较管顶部更高。这一速度差异使得管底部的油液率先到达离心泵叶轮的入口区域。当叶轮进口逐渐被油液充满后，油液开始沿环形流道的顶部区域进入，这一流动过程有效阻隔了管顶部尚未排出的气体，从而在管路顶部形成了滞留气团。

进一步分析t=1.6至1.984 s时间范围内的流速分布特征可以看出，在环形流道顶部油液的阻隔作用下，滞留气团内部形成了明显的旋涡结构。随着自吸过程的持续推进，这些旋涡结构逐渐与主流流动一起被排出管路系统。在自吸中期t=1.6至2.008 s时间范围内，随着油液逐步进入离心叶轮区域，离心泵、液环泵及出口管路内均出现了显著的气液掺混现象，流动的非稳态特性显著增强。这一现象与前述自吸中期气相体积分数曲线的振荡特征具有很好的对应关系。随着自吸时间的继续推进，上述流道内的气液掺混程度逐渐减弱，流动趋于稳定。

3.3 离心泵与液环泵轴垂面上的气液两相流分布特征

对自吸过程中燃油泵离心泵部分和液环泵部分轴垂面上的气液两相流分布进行分析可知，在自吸前期即t=0至1.38 s阶段，离心泵内尚未进入液体，而液环泵腔体内存储的油液在叶轮的高速旋转作用下呈现明显的气液分离状态，形成了稳定的液环结构。随着自吸时间的推进，液环泵内的液量逐渐减少，同时导致泵内叶片淹没深度a呈现逐渐减小的趋势。这里需要指出的是，在液环泵内液量合适的条件下，叶片淹没深度直接决定着泵的理论吸气流量。

对于给定的液环泵，当几何参数确定、转速一定时，泵的理论吸气流量仅由叶片淹没深度a决定，亦即由液环内表面的径向尺寸决定。在保证叶片具有一定淹没深度的条件下，即满足a大于零的条件时，当a减小时液环内表面的半径相应增大，理论吸气流量qth随之增大。在自吸中期t=1.58至1.92 s阶段内，油液逐渐进入离心泵内部，导致离心泵内出现显著的气液掺混现象。与此同时，离心泵内的油液在液环泵真空作用下也被抽吸进入液环泵内，导致液环泵内部的液环厚度有所增厚。在t=2.08至2.28 s阶段内，离心泵和液环泵内的气体含量逐渐减少，燃油泵逐渐进入稳定的排液阶段。

3.4 自吸过程中流量及轴功率变化特性

为了深入分析燃油泵在自吸过程中的流量及轴功率变化特性，本研究对自吸过程中离心泵叶轮进口的气液两相流量以及离心泵轴功率、液环泵出口的气液两相流量以及液环泵轴功率的变化进行了系统监测。从离心泵叶轮进口的气液两相流量及泵轴功率变化分析来看，在自吸前期阶段离心叶轮的进口液量及泵的轴功率变化均十分微小。在t=0至0.04 s时间阶段内，叶轮进口气量呈现快速上升趋势。产生这一现象的原因在于，在此时间段内液环泵腔体内的油液在叶轮高速旋转作用下形成液环，在泵进口建立真空的同时开始抽吸前置管路内的空气，使得离心叶轮入口区域的气体加速进入，流量迅速上升。

在此之后的t=0.04至1.38 s时间范围内，液环泵进入稳定排气阶段，进入离心叶轮进口的气体流量也呈现相对稳定的变化趋势。进入自吸中期的t=1.38至1.58 s时间范围内，随着油液进入离心叶轮的进口区域，导致气体流量逐渐减小，液体流量则逐渐增大。值得特别关注的是，当离心泵出口单向阀在t=1.58 s时刻打开后，离心叶轮进口的液体流量和气体流量均出现先明显增大后逐渐减小的变化趋势。这一现象的产生机理在于：当出口单向阀打开的瞬间，离心叶轮入口的液体和气体由于流体惯性作用呈现加速运动状态，导致流量快速上升；当离心泵出口流动趋于稳定之后，液体和气体的流量又逐渐下降。

随着中期阶段的进一步推进，液体流量在快速上升的过程中于t=1.992 s时刻出现突然下降，而气体流量在稳定波动的基础上于t=2 s时刻呈现快速上升的趋势。出现这种现象的根本原因在于管路内滞留气团的影响，当滞留气团开始进入叶轮区域时，导致叶轮进口的液量急剧下降而气量急剧上升；当滞留气团被完全排出之后，泵又恢复到正常的排液状态。在自吸后期阶段，离心叶轮进口的气体流量在0 L/s附近波动，液体流量则在0.86 L/s附近波动。从整个自吸过程中离心泵轴功率曲线的变化趋势来看，离心泵轴功率与液体流量的变化趋势基本一致，这表明在燃油泵自吸过程中离心泵的轴功率大小主要由泵内的液体流动所主导。

对燃油泵自吸过程中液环泵出口的气液流量及其轴功率的变化分析表明，在t=0至0.04 s阶段，液环泵内液环成形，真空建立，导致抽送气体出现惯性加速，此时间范围内气量快速上升。在自吸前期t=0.04至1.12 s时间范围内，液环泵出口的气量随自吸时间呈现缓慢增大的趋势，而在t=1.12至1.38 s范围内，气量随自吸时间逐渐减小。这一变化规律的成因在于：在t=0.04至1.12 s范围内，液环泵在排气过程中逐渐有液体排出泵外，导致液环内表面增大，泵的理论吸气流量变大，气量呈现缓慢上升趋势；而在t=1.12至1.38 s范围内气量下降的原因在于随着泵内的液体进一步排出，液环泵腔体内的液量减少，液环的密封效果变差，导致气量下降。

液环泵轴功率在自吸前期阶段的t=0.04至1.38 s范围内随自吸时间呈现先增大后减小的变化趋势。这一现象的成因在于：液环泵建压后将腔室2中留存的液体吸入泵腔内，导致泵腔内液量增大，轴功率相应增大；随着自吸过程的进一步推进，液环泵腔体内的液体逐渐从排气口流出，导致腔体内液量减小，轴功率相应减小。在自吸中期阶段，t=1.38至1.58 s范围内流出液环泵出口的气体流量急剧减小，泵的轴功率急剧增大。由于离心泵出口单向阀瞬间打开导致的流体加速效应，使得液环泵排气流量在t=1.68 s附近出现明显的波动现象。自t=1.68 s至排液稳定的时间范围内，液环泵出口的排液量进一步增大后呈现稳定变化趋势。而在自吸中期的t=1.68至2.28 s范围内，轴功率呈现不稳定波动且波动平均值呈逐渐下降的趋势，进入自吸后期即t=2.28 s之后则呈现稳定波动。轴功率出现上述现象的原因在于：自吸中期阶段液体逐渐进入液环泵泵腔内，在腔体内产生复杂的气液掺混，导致泵内流动复杂，轴功率呈现不稳定波动；随着液体的持续进入，泵腔内的气体逐渐被排尽，气液掺混程度减弱，轴功率逐渐趋于稳定波动。

3.5 自吸过程中内部典型位置的压力脉动特征

为了进一步研究燃油泵在自吸过程中的非稳态特性以及离心泵与液环泵之间的耦合效应，本研究对自吸过程中内部典型位置的压力脉动进行了深入分析。在离心泵叶轮轴向中间截面内布置了监测点P1和P2，其中P1位于叶片间流道靠近出口的位置，P2位于离心泵蜗壳的隔舌位置。在液环泵的轴向中间截面内布置了监测点A1和A2，其中A1位于吸气区叶轮出口，A2位于排气区叶轮出口。为了更为准确地表达各监测点的压力脉动特征，对采集的数据进行了归一化处理。

根据燃油泵7 500 r/min的转速可知，离心泵和液环泵的轴频fz均为125 Hz。由于离心泵的叶片数为5枚，液环泵的叶片数为12枚，二者的叶频存在差异，离心泵的叶频f0为625 Hz，液环泵的叶频f0'为1 500 Hz。通过对离心泵内监测点P1、P2的压力脉动时域和频域进行系统分析可以发现，在自吸前期阶段P1和P2的时域内均出现12个波峰和波谷，二者的主频均为液环泵的叶频f0'，这表明在自吸前期离心泵内部的流动主要受液环泵内动静干涉作用的支配。在自吸中期阶段，由于P1位于叶轮内随叶轮一起旋转，因此不受离心泵叶频的影响，主要受倍轴频3fz的影响；而P2的主要特征频率为3fz和f0，主要受倍轴频和离心泵叶频的共同影响。进入自吸后期阶段，燃油泵进入稳定排液阶段，测点P1的主要特征频率为轴频fz和液环泵叶频f0'，而P2在离心泵叶频f0和液环泵叶频f0'处均出现明显的激励信号，这表明自吸后期该位置的流动同时受到液环泵和离心泵的双重影响。

对液环泵内测点A1、A2的压力脉动时域和频域分布进行分析可知，在燃油泵自吸的前期、中期及后期三个阶段内，两个测点在时域内均出现与叶片数相同的12个波峰及波谷。在自吸的三个阶段内，测点A1、A2的压力脉动频域的主要特征频率均为液环泵叶频f0'及其倍频，这表明在自吸过程中液环泵内部的流动基本不受离心泵的影响，其主要受自身内部动静干涉作用的支配。

四、燃油泵高空特性分析

4.1 不同飞行高度下的自吸特性

为了系统研究燃油泵在不同飞行高度条件下的自吸特性，本研究分别对飞行高度为0 km、8 km、10 km和12 km工况下燃油泵的自吸过程进行了数值模拟。通过对比分析不同飞行高度条件下燃油泵在自吸后期不同时刻离心泵和液环泵内的气液两相流分布可以看出，当燃油泵位于地面即h=0 km时，在自吸后期离心泵和液环泵内均未出现明显的气相分布区域。当飞行高度为8 km时，在离心泵叶片背面的区域出现了较为明显的气相分布，但该高度条件下液环泵内的气相区域尚不明显。当飞行高度进一步增加至10 km和12 km时，在离心泵叶片背面和液环泵吸气口位置均出现了明显的气相分布区域，且随着飞行高度的继续增加，气相分布区域逐渐扩大。值得注意的是，在h=12 km的飞行高度条件下，燃油泵的离心泵内出现了明显的周期性排气现象。据此推断，出现上述现象的根本原因在于燃油泵内部发生了空化。

4.2 空化模型引入与对比验证

需要说明的是，本研究的数值模拟工作初始并未加入空化模型。为了验证上述推断的合理性，本研究在原计算模型的基础上引入了Schneer-Sauer空化模型，对10 km飞行高度条件下的燃油泵自吸过程进行了数值模拟分析。该空化模型基于Rayleigh-Plesset单气泡动力学方程，通过联立混合相连续方程与气相体积分数方程，建立气相质量变化率与气相体积分数变化率之间的函数关系。将计算结果与未加入空化模型的计算结果进行对比分析。

通过对比h=10 km飞行高度条件下有、无空化模型的离心泵内气液两相流分布可以发现，尽管有、无空化模型的泵内气相区域大小存在一定差异，但其出现的位置基本一致。气相区域大小产生差异的原因在于：VOF模型仅能够捕捉泵内空化核心区域的纯气相分布，但对空化边界区域含有蒸汽和气泡的气液两相流捕捉较为困难；而空化模型则能够捕捉整个空化区域的气液两相流分布。上述对比分析表明，在不加入空化模型的情况下，VOF气液两相流模型对泵内空化区域同样具有一定的捕捉能力，但其仅适用于对泵内空化核心区域的计算分析。

4.3 周期性排气现象与进口压力变化的关联关系

针对燃油泵在h=12 km飞行高度条件下离心泵内出现的周期性排气现象，本研究进一步分析了该现象与泵进口压力变化之间的内在关联关系。分析结果表明，在离心泵的排气阶段，泵进口压力的脉动平均值较大；而在非排气阶段，泵进口压力的脉动平均值则相对较小。结合不同时刻的气液两相流分布以及进口压力波动曲线可以看出，在非排气阶段离心叶轮内的空化核心区域较为稳定，气液分界面处没有出现明显的空化云脱落现象。在该阶段泵内的液体相对较多，但叶轮进口压力较低，在低压条件的诱导下叶轮内液体发生空化，使得泵内气体增多，进口压力相应升高，进而进入排气阶段。

当离心泵进入排气阶段的初期，气液分界面处存在明显的空化云脱落现象，泵壳体内出现大量的气泡分布。随着气体的逐渐排出，泵内液量逐渐增多，泵的增压能力逐渐增强，叶轮进口压力逐渐降低。上述现象逐次反复循环，导致离心泵呈现周期性排气的特征，这种运行状态会增加燃油泵运行过程中的不稳定性，对泵的可靠工作产生不利影响。

4.4 不同飞行高度下燃油泵的外特性变化趋势

对不同飞行高度条件下燃油泵的外特性变化趋势进行分析可知，燃油泵的自吸时间随飞行高度的增加呈现先减小后增大的变化趋势，其中在8 km飞行高度条件下自吸时间最短，达到1.83 s。燃油泵的流量以及离心泵的轴功率在0 km和8 km飞行高度条件下基本相当，但随着飞行高度的进一步增大，二者呈现快速下降的趋势。在8 km飞行高度条件下，液环泵的轴功率略高于0 km条件下的对应值。在8 km至12 km的飞行高度范围内，液环泵的轴功率呈现先减小后增大的变化趋势。

通过对不同飞行高度条件下燃油泵在各自吸阶段的耗时进行对比分析可以看出，从自吸中期即油液开始进入离心泵到离心泵出口单向阀打开所用的时间，以及自吸前期和中期阶段的总耗时，在0 km和12 km飞行高度条件下最长，而在8 km飞行高度条件下最短。特别值得注意的是，在12 km飞行高度条件下泵的建压时间最长，大约接近其他飞行高度条件下的3倍。产生这一现象的原因在于该飞行高度条件下泵内出现了严重的空化现象，导致液环泵内液量快速减少，液体对气体的密封作用失效。

4.5 吸入管路内液位变化及液环泵排气量分析

对不同飞行高度条件下燃油泵在自吸前期不同时刻吸入管路内液位的变化进行分析表明，在自吸前期的t=0至0.64 s时间范围内，8 km飞行高度条件下的相对液位高度α最大，0 km飞行高度条件下的相对液位高度α最小。在8 km和12 km飞行高度条件下，随着自吸高度的增加相对液位高度α逐渐减小，这一变化趋势与自吸前期的耗时具有较好的对应关系。0 km和12 km飞行高度条件下对应的自吸前期耗时相等，但0 km条件下的相对液位高度α略小于12 km条件下的对应值。出现这一现象的原因在于，在自吸前期开始的一段时间内，0 km飞行高度条件下液环较厚，理论吸气流量较小；而12 km飞行高度条件下泵内液环在空化影响下较薄，理论吸气流量较大。但随着自吸过程的进一步推进，12 km飞行高度条件下液环泵内的液环密封效果减弱，开始出现漏气现象，导致抽气量下降。

对燃油泵自吸前期0至0.82 s时间范围内不同飞行高度条件下的液环泵排气量变化进行分析可以发现，飞行高度为0 km时液环泵的抽气量小于其他三个飞行高度条件下的对应值，且呈现相对稳定的变化趋势。在8 km、10 km和12 km飞行高度条件下，液环泵的抽气量随自吸时间的推进呈现逐渐下降的变化趋势，且随着飞行高度的增加液环泵抽气量的下降速度越来越快。在0 km飞行高度条件下，泵内空化较弱，液量损失较少，叶片淹没深度a较大，泵的理论吸气量相对较小，但液环对气体的密封效果更好，因此该高度条件下对应的排气量曲线较为稳定。

在8 km、10 km和12 km飞行高度条件下自吸前期的初期阶段即t=0至0.82 s范围内，液环泵内的空化导致液量出现一定程度的损失，叶片淹没深度a逐渐减小，但液环对气体仍保持一定的密封效果，该阶段内泵的理论吸气流量较0 km飞行高度条件下更高。随着自吸过程的推进，泵内液量进一步损失，当叶片与液环逐渐脱离接触时，液环对气体的密封效果逐渐减弱，诱发叶片之间的气体回流现象，泵的排气量逐渐下降。随着飞行高度的增加，泵内的空化程度加剧，液量损失增加，液环更早地脱离叶片的约束而造成密封失效，进而导致泵的排气量随飞行高度的增加衰减越快，泵的自吸时间相应延长。飞行高度越高，空化导致泵内液量损失越快，叶片对液环的约束能力减弱，造成液环的不稳定性增强。

综上所述，在一定的飞行高度条件下，液环泵叶轮流道内早期空化所带来的额外抽气容积对提升泵的自吸性能起到一定的正面效应。然而需要指出的是，空化对排气量的正面效应与飞行高度直接相关，随着飞行高度的增加，这一正面效应逐渐递减，且泵的运行不稳定性相应增加。

 

五、结论与展望

本文针对液环-离心式航空燃油泵自吸过程的气液流动机理及其高空特性开展了系统的数值模拟研究，深入分析了泵内部复杂多相流与自吸特性之间的内在关联关系，揭示了飞行高度对泵自吸性能的影响机理。通过本研究的工作，获得以下主要结论。

1，液环-离心式航空燃油泵的自吸过程可以划分为前期、中期及后期三个特征阶段。在自吸前期阶段，泵系统内部流动较为稳定，离心泵内部的流动主要受液环泵内动静干涉作用的支配。在自吸中期阶段，随着油液进入泵腔，泵内部出现复杂的气液掺混现象，诱发流动的不稳定性显著增强。泵出口单向阀打开瞬间导致的流体惯性加速效应以及管路内滞留气团的滞后吸入，共同导致泵的外特性曲线出现显著的波动现象。在自吸后期阶段，随着泵腔内气体的逐步排尽，泵内流动趋于稳定，该阶段离心泵内部的流动同时受到液环泵和离心泵双重作用的影响。

2，随着飞行高度的增加，燃油泵的自吸时间呈现先减小后增大的变化趋势，在8 km飞行高度条件下自吸时间最短，达到1.83 s。在一定飞行高度条件下，液环泵叶轮流道内早期空化所带来的额外抽气容积对提升泵的自吸性能起到正面效应，但随着飞行高度的增加，这一正面效应逐渐减弱。飞行高度越高，泵内空化程度加剧，液量损失增加，导致液环更早地脱离叶片的约束，诱发密封失效和液环失稳，泵的自吸建立时间相应延长。

高空空化诱发的液环-离心式航空燃油泵内液环不稳定机理及其对泵自吸性能影响机制的准确掌握，是实现该类燃油泵自吸性能优化的理论基础。未来在本研究的基础上，应进一步考虑高空低压、低温耦合因素对液环稳定性的影响。为此，建议在以下几个方面开展更加深入的研究工作。

1，综合考虑高空低压、低温环境条件对泵内空化行为的影响，对现有空化模型进行修正与改进，提升对燃油泵内高空空化现象预测的准确性与可靠性。

2，深入分析高空空化诱发燃油泵内液环破碎的动态行为特征及其对液环稳定性的干扰机理，系统研究高空液环不稳定对泵自吸性能的影响机制。

3，针对高空极端工况条件下燃油泵内液环不稳定问题，提出有效的流动控制策略并深入研究其内在机理，为实现燃油泵在宽域工况范围内的可靠运行提供技术支撑。

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