流体机械

工况	转速/（r⋅min^-1）	进口压力/MPa	出口压力/MPa	进口温度/K
1	8 384	1.4	0.1	92
2	9 145	1.55	0.1	92
3	12 035	2.0	0.1	92
4	17 000	3.0	0.1	92

工况	转速/（r⋅min^-1）	进口压力/MPa	出口压力/MPa	进口温度/K
1	8 384	1.4	0.1	92
2	9 145	1.55	0.1	92
3	12 035	2.0	0.1	92
4	17 000	3.0	0.1	92

参数	试验值	模拟值	相对误差
首级压力/MPa	0.225	0.211	-6.2%
次级压力/MPa	0.212	0.198	-6.6%
首级温度/K	84.68	91.20	7.7%
次级温度/K	85.91	92.95	8.2%

参数	试验值	模拟值	相对误差
首级压力/MPa	0.225	0.211	-6.2%
次级压力/MPa	0.212	0.198	-6.6%
首级温度/K	84.68	91.20	7.7%
次级温度/K	85.91	92.95	8.2%

槽型结构对液氧涡轮泵液封轮性能的影响

钟磊 ¹ , 许开富 ² , 王凯 ¹ , 项乐 ² , 吴登昊 ³ , 王晓晖 ⁴

流体机械 | 设计计算 2025,53(7): 69-78

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流体机械 |设计计算 2025 , 53 (7) : 69 -78

槽型结构对液氧涡轮泵液封轮性能的影响

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钟磊¹, 许开富², 王凯¹, 项乐², 吴登昊³, 王晓晖⁴

作者信息

¹江苏大学流体机械工程技术研究中心，江苏镇江 212013

²西安航天动力研究所，西安 710199

³中国计量大学计量测试与仪器学院，杭州 310018

⁴兰州理工大学能源与动力工程学院，兰州 730050

通讯作者:

王凯（1981），男，博士，研究员，研究方向为流体机械设计理论与方法研究，通信地址：212013江苏省镇江市江苏大学流体机械工程技术研究中心，E-mail：wangkai@ujs.edu.cn。

作者简介:

钟磊（2001），男，硕士研究生，研究方向为流体动密封优化设计及数值研究，E-mail：3503512622@qq.com。

Effect of groove structures on the performance of liquid‑sealing impeller of liquid oxygen turbopump

Lei ZHONG¹, Kaifu XU², Kai WANG¹, Le XIANG², Denghao WU³, Xiaohui WANG⁴

Affiliations

¹Research Center of Fluid Machinery Engineering and Technology，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China

²Xi'an Aerospace Propulsion Institute，Xi'an 710199，China

³College of Metrology Measurement and Instrument，China Jiliang University，Hangzhou 310018，China

⁴School of Energy and Power Engineering，Lanzhou University of Technology，Lanzhou 730050，China

出版时间: 2025-07-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.07.010

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摘要

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为了提高液封轮的气液界面稳定性和低温空化特性，分析了不同槽型结构对液氧涡轮泵首级液封轮密封性能和低温空化特性的影响。结果表明，液封轮密封性能受槽型/叶片结构、流道导向设计（径向/后倾/后弯）及构型（叶片式/流道式）共同影响。径向叶片结构在实现低泄漏和低温升方面优势突出，是大多数工况的优选。较径向流道结构，径向叶片结构泄漏量降低96.3%，轴功率增加14.8%，封压功率比下降2%。后倾/后弯叶片结构通过优化导流，显著提升气液界面稳定性，是追求稳定性的首选。后倾/后弯结构的槽外间隙中形成回流涡旋，较径向流道结构，轴功率分别增加约14.8%和25.0%，流道式结构（尤其后倾式）在高转速下可作为替代方案。研究结果可为液氧涡轮泵液封轮的设计提供参考。

关键词

液封轮 / 液氧涡轮泵 / 槽型结构 / 密封性能 / 低温空化特性

Abstract

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In order to enhance the gas‑liquid interface stability and cryogenic cavitation characteristics of the liquid‑sealing impeller，the effects of different groove structures on the sealing performance and cryogenic cavitation characteristics of the first‑stage liquid‑sealing impeller of the liquid oxygen turbopump were numerically analyzed.The results show that the sealing performance of the liquid‑sealing impeller is jointly influenced by the groove/blade structure，fluid flow guidance design（radial/backward‑leaning/backward‑bending），and configuration（blade‑type/flow passage‑type）.Radial blade structure demonstrates outstanding advantages in achieving low leakage and lower temperature rise，making them the preferred choice for most operating conditions.Compared to the radial flow channel structure，the radial blade structure reduces leakage by 96.3%，shaft power increases by 14.8%，and sealing power ratio reduces by 2%.Backward‑leaning/ backward‑bending structure significantly enhance gas‑liquid interface stability by optimizing flow guidance，serving as the primary option for prioritizing stability.A backflow vortex is formed in the outer clearance of the groove on the outer diameter side of backward‑leaning/ backward‑bending structure，which increases the shaft power by about 14.8% and 25.0% respectively compared to the radial flow channel structure.Flow channel structure（especially backward‑leaning） can be considered as alternative solutions under high‑speed conditions.The research results can provide a reference for the design of liquid‑sealing impeller of liquid oxygen turbopump.

Key words

liquid‑sealing impeller / liquid oxygen turbopump / groove structure / sealing performance / cryogenic cavitation characteristics

引用本文

钟磊, 许开富, 王凯, 项乐, 吴登昊, 王晓晖. 槽型结构对液氧涡轮泵液封轮性能的影响. 流体机械, 2025 , 53 (7) : 69 -78 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.07.010

Lei ZHONG, Kaifu XU, Kai WANG, Le XIANG, Denghao WU, Xiaohui WANG. Effect of groove structures on the performance of liquid‑sealing impeller of liquid oxygen turbopump[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (7) : 69 -78 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.07.010

正文

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0　引言

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液氧涡轮泵为液体火箭发动机的核心部件^［1-2］，其主要功能是高效输送、增压液氧，为燃烧过程提供必要的化学反应条件。液封轮密封作为一种非接触型动密封，通过旋转产生的离心力实现液体的密封。随着转子的高速转动，转子端面采用的开放式叶片结构或特定槽道，将强化工作液体由低压区向高压区的传递能力，促进径向方向形成稳定的压差，进而建立一道有效的屏障，实现液体的密封。转动密封技术需确保涡轮泵在不同工况下持续稳定增加液氧，维持推进效能。若密封性能不佳，导致涡轮泵在非设计工况下运行，直接削弱火箭的动力输出，还可能引发安全隐患。

OIKE等^［3］针对液氧涡轮泵高压气密封系统开展试验研究，为其在极端工况下的优化设计提出了指导。庄宿国等^［4］针对液体火箭发动机的密封需求，对3种不同构型的非接触式浮动环密封进行了系统性研究，揭示了不同结构参数对泄漏流量及其规律的调控机制。李小兵等^［5］通过数值计算方法，研究了不同形式密封结构对高速离心泵密封动力学特性的影响。李小龙等^［6］针对分层采油泵内，柱塞与泵筒间隙密封泄漏问题，探究分层采油泵迷宫密封机理。HAN等^［7］通过理论建模的方法，研究了涡轮泵低温迷宫式密封中的两相流泄漏特性。姜薇等^［8］通过多循环载荷试验与数值仿真相结合的方法，系统研究了液体火箭发动机可重复使用金属密封件，在8次服役周期内，主/副密封界面接触压力分布特性的动态演变规律。李志刚等^［9］针对某液氢涡轮泵级间迷宫密封流体激振诱发转子涡动失稳问题，开展了孔型阻尼密封方案设计、密封泄漏特性和转子动力特性评估研究。毛凯等^［10］针对液氧涡轮泵离心轮轴向动密封结构，在前/后级密封区，采用多孔介质阻尼密封技术（包含孔阵列与蜂窝拓扑构型）替代传统迷宫式密封配置，并对其结构参数进行优化。尽管研究人员对各种密封理论和方式展开了深入研究，但对低温液氧工况下密封性能与失效机理的理解尚不充分。

庄宿国等^［11］采用数值仿真方法，系统探究了高速旋转动密封装置中，圆弧槽型结构与流体应力的联系，并搭建试验系统验证其可靠性。王凯等^［12］针对液氧涡轮泵多级液封轮系统，建立了低温相变空化流动的耦合数值模型，并利用低温液氮试验平台验证了计算方法的有效性。ZHUANG等^［13］通过调节液封装置转速，系统探究了单级密封结构泄漏特性与转速的关联规律。薛瑞阳等^［14］基于定转速工况，以入口压力为关键变量，分析液封轮密封特性变化，并给出其运行状态的判定方式。LIU等引入响应面优化理论，对液封轮叶片几何参数（包括叶片数量、流槽深度、宽度）开展多目标协同优化，最终确定最优几何配置方案^［15］。对于低温空化理论的建立和试验方面的观察测量，国内外学者均已进行深入研究，而对于液封轮密封内部流动的低温空化特性尚未完全阐明。

本文通过不同槽型设计，探究其对液封轮密封性能和低温空化特性的影响，揭示槽型结构对液封轮低温空化相变过程和密封特性的影响，为液氧涡轮泵液封轮的密封性和稳定性的设计提供参考。

1　研究模型

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图1示出液氧涡轮泵两级液封轮结构的几何模型，首级液封轮采用配备护圈的流道式叶轮，次级采用叶片式叶轮。图2示出液封轮槽型优化方案。

在保持槽型的内外径尺寸、槽型深度及叶片数不变的情况下，各方案的主要几何参数如下。

（1）原模型：径向流道，流道宽度为4 mm；（2）方案1：径向叶片，叶片宽度为3 mm；（3）方案2：后倾流道，倾斜角度为30°，流道宽度为4 mm；（4）方案3：后弯流道，倾斜角度为30°，后弯半径为60 mm，流道宽度为4 mm；（5）方案4：后倾叶片，倾斜角度为30°，叶片宽度为3 mm；（6）方案5：后弯叶片，倾斜角度为30°，后弯半径为60 mm，叶片宽度为3 mm。

2　数值计算方法及试验验证

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2.1　数值计算方法

研究采用SST-SAS湍流模型表征流动分离特性，结合Mixture混合模型处理气液两相流动，并基于修正的Zwart‑Gerber‑Belamri空化模型描述相变过程^［12］。针对空化相变的质量输运机制，其控制方程可表述为：

∂ ρ l α v ∂ t + ∂ ρ l α v u j ∂ x = m ˙ + + m ˙ -

（1）

式中，ρ_l为液体密度；

α v

为气相体积分数；u_j为速度分量；

m ˙ +

表示蒸发源项；

m ˙ -

表示凝结源项。

m ˙ + = F v a p 3 α n u c 1 - α v ρ v R B 23 p v - p ρ l - ρ l C p l α L T ∞ - T ρ v L e v t

（2）

m ˙ - = F c o n d 3 α v ρ v R B 23 p - p v ρ l - ρ l C p l α L T - T ∞ ρ v L e v t

（3）

式中，F_vap，F_cond分别为蒸发系数和凝结系数，液氧的蒸发系数和凝结系数分别取3和0.000 5；α_nuc为非凝结气体体积分数，α_nuc=5×10^-4；ρ_v为气体密度；R_B为空泡的直径，R_B=10^-6 m；p_v为饱和蒸汽压；p为压力；C_pl为液相介质的定压比热；α_L为液体的热扩散量；T_∞为产生空泡时的温度；T为初始温度；t为时间；L_ev为模型尺度与冯·卡门长度尺度的比值。

2.2　网格划分

液氧涡轮泵两级液封轮的网格划分如图3所示，使用ICEM软件对流体域划分呈六面体结构网格，并对计算域的圆角等尺寸相对较小的部分进行局部加密，保证计算域趋于真实的计算域边界情况。

液氧涡轮泵液封轮网格无关性验证如图4所示，网格数在125万~225万之间时，泄漏量Q和封压功率比S的结果变化剧烈。网格数为大于225万之后，泄漏量Q和封压功率比S的结果趋于稳定，综合考虑计算精度及计算效率，选择网格数为约317万，对液封轮进行仿真计算。封压功率比S计算公式为：

S = Δ p P

（4）

P = T o r q u e × 2 × π n / 60

（5）

式中，Δp为实际密封增压，Pa；P为轴功率，W；T_orque为扭矩，N/m；n为转速，r/min。

2.3　边界条件及计算设置

液封轮计算域的入口边界条件为压力入口，首级出口为压力出口，次级出口处于关闭状态，选取稳定运行的4个工况点进行非稳态数值计算。壁面边界采用速度无滑移条件；计算采用耦合式压力-速度求解器，其中，梯度项采用基于最小二乘法的单元中心法进行离散；动量输运方程选用有界中心差分格式进行求解；湍流动能、湍流耗散率及能量守恒方程均采用二阶精度迎风格式进行离散，多相流体积分数方程则采用QUICK高阶格式进行离散；所有控制方程的松弛因子均保持软件默认设置。表1示出首级液封轮数值计算的4种工况边界条件设置。

其他计算设置、考虑热力学效应的空化模型修正方法见文献［12］。

2.4　试验验证

以低温液氮为介质，对首级和次级液封轮液封结构分别进行系统性测试，试验过程中对两种密封腔进行多参数动态监测。其中，压力与温度传感器为嵌入式，同一截面各测点沿周向呈正交分布，两测点间距保持90°。图5示出试验数据的采集位置，使用低温压力传感器进行压力测量，精度为0.5%FS；使用热电偶传感器进行温度测量，精度为0.25%FS。通过试验测量数据与数值模拟结果进行对比，重点考察压力和温度的吻合性，以工况1为例说明。如表2所示，试验值与模拟值具有较好的一致性，压力相对偏差为-6.2%和-6.6%，温度相对偏差为7.7%和8.2%。

3　结果与分析

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3.1　密封特性分析

图6示出采用径向流道和径向叶片结构时，4种工况下泄漏量、轴功率和封压功率比。取各工况下密封特性数值的平均数，可以发现，径向叶片结构较径向流道结构泄漏量降低了96.3%，但轴功率增加了14.8%，且封压功率比下降了24%。这是由于叶片槽型宽度增大，抑制泄漏的同时，增加了能量损耗。

图7示出4种工况下不同形式流道的泄漏量、轴功率和封压功率比。不同流道形式液封轮泄漏量相近，后倾和后弯流道平均泄漏量，分别较径向流道降低19.5%和12.5%，但轴功率分别增加14.8%和25.0%。原因是后倾和后弯的设计使迎流侧壁面做功角度，从旋转切向变为旋转切向与外径方向的合方向。同时，由于液封轮叶轮外缘的护圈结构阻碍了外径方向的流动，流道内形成回流涡旋，增大轴功率需求。封压功率比变化与轴功率不同：后倾流道的平均封压功率比增加23.0%，后弯流道降低14.2%。这是由于后弯流道迎流角度更大，更多流体能量指向护圈壁面并发生回流耗散。

图8示出4种工况下不同形式叶片的泄漏量、轴功率和封压功率比。后倾叶片和后弯叶片在低转速下泄漏量高于径向叶片，但在高转速下与径向叶片相当，表明叶片结构对转速的适用性不同。径向叶片在各转速下泄漏量均较低，而后倾和后弯叶片仅在高转速下才达到较低泄漏水平。封压功率比的结论相反，后倾和后弯叶片的封压功率比随转速增加而降低。

3.2　气液两相分布

图9示出不同槽型结构下，液封轮内气液两相体积分数。结果表明，空化主要发生在液封轮旋转区域，气相介质沿后腔流向出口。空化产生的气液界面与液封轮内压力界限位置对应。由于液相介质吸收相变潜热，气相介质温度降低，饱和压力也随之降低，导致气相在后腔出口附近再次液化。后腔内堆积的液相介质，隔绝了外界与旋转区域内的气相介质，增加了气相流动阻力，泄漏量由压差和空化速率决定。部分工况因反向泵送，外界气相介质被吸入，后腔内未出现明显液相堆积。

3.3　温度分布

图10示出实际工况下不同槽型结构的液封轮内温度分布。由图可知，液封轮旋转区域内介质受到高速旋转下黏性剪切作用，温度持续升高。当介质所在位置的压力低于该位置温度对应的饱和压力时，即会发生空化。空化的发生需要液相介质吸收相变潜热，导致使气相介质温度降低。在黏性剪切升温和空化降温两者达到能量平衡后，温度场将会达到稳定状态。对比不同工况间差异，发现随着旋转速度的增加，温升现象更加明显。从图还可看出，流道式温升明显高于叶片式。这是由于流道式结构存在更大面积的间隙壁面，黏性摩擦生热导致流场内温升较高。后倾式结构温升要高于径向结构。这是由于后倾设计改变了迎流侧壁面对流体的做功角度，由径向的旋转切向转变为旋转切向和外径方向的合方向。外径方向的流动能量受护圈壁面阻碍形成回流涡旋，进一步在外径侧间隙内剪切升温。各结构的温升大小关系为：后倾流道>后弯流道>径向流道>后倾叶片>后弯叶片>径向叶片。

3.4　低温空化特性分析

不同槽型结构的液封轮内气液界面如图11所示。液封轮内部的空化可分为2类典型形态：其一为槽内空化，其发生区域主要分布于密封结构内部流道；其二为附着空化，其发生区域主要分布于外部间隙或轮毂处。在图11（a）中，径向流道结构除工况1外，空化区域均形成明显环形气液界面。工况1因泄漏严重，气液界面被限制在来流侧流道壁面内径侧圆弧中。其他工况中，槽内气液界面波动明显，密封效果受到一定阻碍。在图11（b）中，径向叶片各工况均形成明显气液界面，但迎流侧壁面内径侧受气相冲击形成局部高压，使部分气相液化，从而在迎流侧壁面内径侧附近产生新的气液界面。

对比图11（a）和图10（c）可知，后倾流道槽内气液界面向外径侧延伸，轴向波动减弱，这是因为迎流侧壁面迎流角度改变，槽底回流速度增大，推动气液界面向外径侧偏移。后弯流道因迎流角度变化小，在工况1中气液界面仍被限制在来流侧流道壁面内径侧圆弧中。图11（b）（e）（f）对比表明，后倾和后弯叶片的设计均能引起迎流侧壁面冲击形成的液相向外径侧流动，在各工况下形成完整环形气液界面，并保持槽内气液界面稳定。

4　结论

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（1）较径向流道结构，径向叶片结构泄漏量降低96.3%，轴功率增加14.8%，封压比下降2%。

（2）后倾式和后弯式结构外径侧的槽外间隙中形成回流涡旋，轴功率分别增加约14.8%和25.0%。

（3）腔内堆积的液相介质泄漏只由微弱的压差和空化发生的速率决定。

（4）改进方案的温升大小关系为：后倾流道>后弯流道>径向流道>后倾叶片>后弯叶片>径向叶片。

（5）叶片式结构比流道式结构易形成稳定的气液界面，后倾式和后弯式均可实现对压力面气相冲击形成的液相导流作用，并维持槽内空化气液界面的稳定性。

参考文献

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文献

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参考文献引证文献

排序方式：

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2025年第53卷第7期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.07.010

接收时间：2024-10-14
首发时间：2026-10-20
出版时间：2025-07-30

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收稿日期：2024-10-14
修回日期：2025-05-11

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¹江苏大学流体机械工程技术研究中心，江苏镇江 212013

²西安航天动力研究所，西安 710199

³中国计量大学计量测试与仪器学院，杭州 310018

⁴兰州理工大学能源与动力工程学院，兰州 730050

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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