液环式航空燃油离心泵自吸性能

摘要： 基于Mixture模型对液环式航空燃油泵进行自吸阶段的非稳态数值计算，研究自吸过程中燃油泵内气液两相分布的变化过程，对不同时刻下燃油泵内部含气率、气液两相分布、压力及速度流线、熵产率和湍动能变化规律进行分析.结果表明：燃油泵的吸气和排气主要集中在自吸过程的前期和中期；随着自吸时间的增加，各监测面的含气率逐渐降低，当自吸时间为3.00 s时，蜗壳出口含气率接近于0，自吸过程结束；泵内压力随相对距离的增加而增大，泵内同一相对距离平面压力随自吸时间的增加而增大；在气液混合时，高速区域主要集中在叶轮中间流道和蜗壳壁面处，低速区域则集中分布在隔舌附近和导叶出口；随着自吸过程的进行，泵内湍动能和熵产率也随之增大，泵内能量损失增大，主要集中在叶轮叶片、导叶叶片和蜗壳出口处.

关键词： 液环式航空燃油离心泵；自吸性能；含气率；熵产率

中图分类号： V228.1；TH311 文献标志码： A 文章编号： 1674-8530（2024）04-0342-08

DOI：10.3969/j.issn.1674-8530.23.0213

张岭，杨兴，李一鸣，等.液环式航空燃油离心泵自吸性能［J］.排灌机械工程学报，2024，42（4）：342-349.

ZHANG Ling， YANG Xing， LI Yiming， et al. Self-priming performance of liquid-ring aviation fuel centrifugal pump［J］.Journal of drainage and irrigation machinery engineering（JDIME），2024，42（4）：342-349.（in Chinese）

Self-priming performance of liquid-ring aviation fuel centrifugal pump

ZHANG Ling1， YANG Xing1， LI Yiming1， WANG Kai2*， GONG Yongxiang2， LIU Houlin2

（1. AVIC Xinxiang Aviation Industry （Group） Co.，Ltd.， Xinxiang， Henan 453049， China; 2. National Research Center of Pumps， Jiangsu University， Zhenjiang， Jiangsu 212013， China）

Abstract： The unsteady gas-liquid two-phase flow in the self-priming process of a liquid-ring aviation fuel pump was simulated using the Mixture model， and change of gas-liquid two-phase distribution in the fuel pump during the self-priming process was analyzed. The changes in gas content， gas-liquid two-phase distribution， pressure and velocity streamlines， entropy production rate， and turbulent kinetic energy in the fuel pump at different times during self-priming were studied. The results show that the suction and exhaust of the fuel pump primarily occur during the early and middle stages of the self-priming process. As the self-priming time increases， the gas content of each monitoring surface gradually decreases. When the self-priming time is 3.00 s， the gas content at the outlet of the volute approaches 0， and the self-priming process ends. The pressure inside the pump increases as the relative distance increases， and the pressure in the same relative distance plane in the pump increases with the increase of self-priming time. The high-velocity area is mainly concentrated near the partition middle flow path of the impeller and the volute wall， while the low-velocity area is concentrated in tongue of the volute and outlet of the guide vane during gas-liquid mixing. With the development of the self-priming process， the turbulent kinetic energy and entropy yield inside the pump also increase， and the energy loss inside the pump as well increases by mainly occurring in the impeller blades， guide vane blades， and outlet of the volute.

Key words： liquid-ring aviation fuel centrifugal pump;self-priming performance;gas content;entropy production rate

液环式航空燃油离心泵是一种由主离心泵和液环泵组合而成的特种泵，其结构简单、体积小、重量轻、便于安装和维护，适用于各种燃料，如航空煤油、航空汽油等，可以适应不同的工作环境和要求.当油箱液位不足时，入口管路存在气体，燃油离心泵自吸能力不足以将燃油从油箱送至发动机内部，飞机无法获得充足的动力，容易造成严重的飞行事故.液环式燃油离心泵能够将泵入口管路的气体排出，降低泵入口压力，提高离心泵的自吸能力.为此，研究液环式航空燃油离心泵的自吸性能，对于提高航空发动机的安全性和可靠性具有重要的意义［1］.

离心泵的自吸过程是一个非常复杂的气液两相流过程，随着泵体内的气体完成排尽，燃油离心泵最终完成自吸，进入正常输送燃油状态［2-3］.LANE等［4］详细介绍了自吸泵特有的结构以及自吸过程，对自吸泵的自吸机理进行了深入研究，带动了越来越多的学者针对自吸泵性能展开了一系列研究.HUBBARD［5］通过试验测试发现，自吸泵不仅可以输送含气率较高的流体，还可以防止进口管路中的气体堵塞.HENKE［6］在自吸泵的进口处增设诱导轮后发现，其不仅可以减小运行时的噪声，还能降低自吸泵的能量损耗.WERTH等［7］深入研究了自吸式离心泵虹吸结构对泵内流场以及自吸性能的影响.BARRIO等［8］数值分析了时间步长对自吸泵性能的影响规律，并对自吸泵整体特性做出了预测.此外，中国学者针对自吸泵性能的影响因素及优化也进行了大量研究.杨迎港等［9］研究了自吸离心泵转速对自吸性能的关系，发现在较低转速下，自吸时间与转速成反比，而在较高转速下，部分转速区间内自吸时间与转速成正比.孔冬梅等［10］分析了不同进口含气率下外混式自吸泵内气液两相分布规律.WU等［11］通过熵产理论准确预测泵内的能量损失，通过叶片叶型优化来改善自吸泵水力性能.ZHAO等［12］通过高速摄影试验结合数值模拟分析了气液两相流动下泵的性能变化规律，发现试验与模拟较为一致，气液两相使叶轮内的流态变得复杂，对泵的性能影响较大.ZHANG等［13］对液环泵轴向间隙流动进行数值计算，研究了其对泵性能的影响.沙毅等［14-15］通过试验对比分析了自吸泵回流孔面积大小、叶轮型式和隔舌间隙对自吸性能的影响.仪修堂等［16］对射流式自吸泵进行试验研究，分析了吸水管、叶轮进口真空度以及射流嘴几何参数对自吸性能的影响.陆天桥等［17］利用高速摄影试验，发现可以通过减小隔舌间隙来提高自吸泵的自吸性能.朱芮等［18］通过增设出水挡板来提高射流式自吸泵的自吸性能.程效锐等［19］研究了不同环形喷射孔比面积对立式自吸泵的影响.

综上所述，自吸泵的研究多集中在气液混合式自吸泵以及射流泵与离心泵组合中结构参数对自吸性能的影响，然而关于液环式航空燃油离心泵自吸性能的研究较少.为此，文中对液环式航空燃油离心泵进行气液两相数值计算，分析整个自吸过程中气液两相的变化和泵内流动特性，以期为改善液环式航空燃油离心泵自吸性能提供一定的借鉴.

1 研究模型及数值计算方法

1.1 研究模型

研究对象为液环式航空燃油泵，结构上主离心泵的叶轮和液环泵的液环轮一前一后同轴放置，液环泵的液环轮与其环形泵腔上下偏心放置.当液环轮旋转时，带动泵腔内的液体随之高速转动，形成了1个与泵腔同心的液环.液环轮左右两侧各有1个月牙形气室，一侧是低压区，另一侧是高压区.低压区为液环泵的吸气区，与前端的主离心泵相通；高压区则是液环泵的排气区，与外界的大气相通，将气体排出泵外.当燃油泵开机后，电动机带着液环轮和叶轮高速旋转，液环泵将主离心泵内及进口管内的气体排出泵外，在主离心泵叶轮出口处形成低压区，实现引流，使流体介质进入主离心泵内，从而完成燃油泵的自吸，最终达到稳定工况.图1为液环式航空燃油泵计算域三维模型图，其包括进口延长段、出口延长段1、出口延长段2、诱导轮、主离心泵叶轮、流道、液环泵液环轮.

1.2 数值计算方法

基于标准RNG k-ε湍流模型和Mixture多相流模型对液环式航空燃油泵自吸阶段的气液两相流场进行数值计算.工作介质为航空煤油，其物理参数：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0.002 4 kg/（m2·s）.

1） 进出口边界条件设置

对液环式航空燃油泵的2个工作阶段分别进行模拟，第1阶段是燃油泵的自吸阶段，由于在燃油泵出口延长段1处安装了1个单向阀，阀门开启压力为1.5 kPa，故先将出口管边界条件设置为壁面，监测壁面压力，当压力达到1.5 kPa时，阀门打开，此时更改出口延长段1边界条件，改为开放边界（压力p=1.013×105 Pa）.在此过程中，出口延长段2边界条件一直设置为开放边界，设置压力进口（p=1.013×105 Pa）；第2阶段为液环式航空燃油泵正常工作，出口延长段1边界条件设置为流量出口边界条件（流量Q=10.4 kg/s），出口延长段2边界条件维持不变.

2） 计算时间步长和收敛依据

液环式航空燃油泵额定转速为7 500 r/min，在自吸过程中，为了加快计算速度，节约计算资源，最终选择以0.005 s作为时间步长.在完成自吸过程后的瞬态过程采用时间步长是以叶轮每旋转4°作为1个时间步长所得到的结果，即计算的时间步长Δt=8.8×10-5 s.在燃油泵出口设置监测面监测出口含气率，当主离心泵出口含气率小于0.4%时认为自吸结束.

3） 初始化设置

由于燃油泵在初次启动前进口延长段会浸入油箱中一定深度，并且液环泵中同样要灌入一定液位的燃油，因此在计算前要对模型进行初始化设置.使用CEL语言对模型进行初始化设置，根据燃油在进口管和液环泵的分布状态，编写的CEL语言如下：

VFOil=step（-0.260 00+x/1［m］）

VFOil1=step（0.032 75+x/1［m］）*step（0.015 50+z/1［m］）

VFAir=1-VFOil

VFAir1=1-VFOil1

即在xlt;-0.260 00 m且zgt;-0.300 0 m和x＞-0.032 75 m且zgt;0.015 5 m区域内，设置为启动前存留在进口延长段和液环泵内的液相，其余部分则全是气相.

图2为液环式航空燃油泵初始化状态图，图中α为含气率，其中蓝色区域代表液相，红色区域代表气相.

为了简化计算过程，作出以下假设：

1） 燃油泵的转速为定值，且忽略燃油泵启动过程中的转速变化.

2） 气相与液相之间不存在热量交换，系统保持温度不变.

1.3 网格无关性检验

为了选取合适的网格数量，以额定工况下燃油泵的扬程系数为例，划分了5套不同密度的网格来进行网格无关性检验.其中扬程系数的表达式为

ψ=2gHu22，（1）

式中：g为重力加速度，m/s2；H为扬程，m；u2为叶轮出口圆周速度.

文中进行了网格无关性检验，结果发现，当网格数量大于3 224 570时，扬程系数的变化误差在1%以内.为了考虑计算机的计算时间和运行速度，选取网格数3 224 570的网格对液环式航空燃油泵进行数值计算.

2 结果与分析

2.1 试验验证

图3为液环式航空燃油泵扬程系数对比，图中Qd为额定工况.由图可知，额定工况下，数值计算的扬程系数和试验值相差2.7%.扬程系数最大误差出现在0.6Qd工况，误差为3.9%.由此可以得出所用的内流数值计算方法是可靠的.

2.2 含气率分析

图4为自吸过程中各监测面含气率的变化曲线.从图4可以看出各监测面的含气率总体变化趋势.随着自吸时间t的增加，诱导轮进口、叶轮进口以及蜗壳出口处的含气率基本不变，在2.50 s后，各监测面的含气率在短时间内迅速降低，这时液体开始流入叶轮中，当t=3.00 s时，蜗壳出口含气率接近于0，默认自吸结束.但相较于其他监测面含气率曲线的变化，液环轮含气率先是以极快的速度上升，在0.50 s内，含气率由0升为1.0，在自吸过程结束后，含气率又开始迅速降低，这是因为初始状态下液环泵开始工作，将泵内气体排出，随着自吸过程的完成，液环轮处的压力低于叶轮处，一部分燃油由于压差通过流道流向液环轮处，所以液环轮排气口的含气率又随之降低.

为了进一步探究燃油泵内含气率变化规律，以叶轮进口面的相对距离x/L为0，叶轮后盖板的相对距离为1.0，选取燃油泵开始运作后t=2.60～3.00 s这段时间内，几个代表时刻下不同相对距离平面上的含气率进行研究，并绘制含气率变化曲线，如图5所示.由图可知，在t=2.60 s时，叶轮各相对距离平面的含气率变化并不明显；当t=2.63 s时，含气率先增大后减小，但上升趋势不明显；当t=2.66 s，2.68 s和2.70 s时，含气率变化均呈现相同的变化规律，叶轮各相对距离平面的含气率随着相对距离的增大呈现先增大后减小的趋势，各相对距离的含气率均在相对距离x/L=0.4时达到极值，说明在自吸过程中，气相主要集中在相对位置0.4～0.5的叶轮空间内.当t=3.00 s时，含气率几乎为0，说明此时叶轮内基本上没有气体的存在，燃油占据整个叶轮流道.

图6为蜗壳各相对距离所在平面含气率的变化曲线图.以蜗壳入口宽度为参考，定义靠近叶轮前盖板处的相对距离为0，靠近叶轮后盖板处的相对距离为1.0，在t分别为2.60，2.63 s时，蜗壳各相对距离所在平面的含气率变化并不明显，说明该时刻蜗壳内气液混合不充分.当t分别为2.66，2.68 s时，含气率变化与同时刻叶轮处的变化规律相反，蜗壳内的含气率随着相对距离的增大呈现先减小后增大的趋势.t=2.66 s时，含气率极值点在x/L=0.6处；t=2.68 s时，含气率极值点在x/L=0.8处.当t=2.70 s时，蜗壳各相对距离的含气率呈现明显的递减趋势.当t=3.00 s时，蜗壳各相对距离所在平面的含气率变化并不明显，是因为该时刻下，蜗壳内气体基本排出.

2.3 自吸过程分析

图7为燃油泵轴向截面的气液两相体积分布云图.一共选取了12个在自吸过程中具有代表性的时刻进行分析.自吸过程分4个阶段，第1阶段是自吸前期（图7a—7c），进口管内空气和燃油开始混合并涌向燃油泵内；第2阶段是自吸中期（图7d—7g），该阶段气液两相在叶轮旋转作用下充分混合并充满整个流道；第3阶段是自吸后期（图7h—7i），主离心泵和出口延长段内空气基本排出，当t=3.00 s时，燃油泵的自吸过程基本结束.第4阶段是液环式航空燃油泵进入正常燃油泵工作输送燃油的阶段（图7j—7l）.

图7a为液环式航空燃油泵还未启动时，在自吸初始时刻的情形，此时进水管、出水管和液环轮中充满一定液位的燃油，其余部分则是空气.假定原动机转速在开始启动时就为设计转速；图7b—7d是进口延长段中燃油进入叶轮的情形，由于叶轮和液环轮的高速旋转，进水管内的空气在大气压的作用下开始涌进诱导轮中，进水延长段处的燃油不断被吸入，同时，液环轮的高速旋转使得燃油通过出口管被甩出一部分；图7e显示部分燃油已经进入诱导轮和叶轮，进口延长段处的燃油开始通过诱导轮进入叶轮中，此时主离心泵流道处于气液混合状态；图7f显示燃油已经通过叶轮进入蜗壳，叶轮中含气率较高，仍未达到额定的工作能力，空气与吸入的两相流再次混合；图7g显示，液相逐渐取代气相开始占据整个主离心泵流道；图7h显示，出口延长段中还存在部分气相.当t=3.00 s时，如图7i所示，主离心泵和出口延长段中几乎没有气相的存在，此时默认液环式航空燃油泵完成自吸过程，进入一般燃油泵输油的工作状态；图7i显示在液环轮的作用下，流道内的气体开始排出，流道内属于气液混合状态；图7j显示燃油开始涌进液环轮中，此时液环轮属于气液两相流状态；图7k显示液环轮中已经充满燃油；图7l显示在液环轮的做功下，燃油不断被吸入，最终充满整个液环轮并从出口管排出.

图8为主离心泵径向截面的气液两相分布云图.图8a中，t=2.60 s时，燃油还未进入叶轮，此时叶轮内部气体体积为1.随着叶轮和液环轮的旋转，在t=2.63 s时，气体刚刚进入叶轮，由叶轮进口方向沿着叶轮半径方向开始扩散.当t=2.66 s时，叶轮内部的含气率逐渐增大，叶轮处出现气液混合区域，如图8c中的绿色区域.随后大部分的气液混合物进入燃油泵内，叶轮进口处基本上全是燃油.伴随着自吸过程的进行，叶轮流道充满燃油，蜗壳内还有部分空气，如图8e所示.由于燃油不断进入主离心泵中，液相体积分数上升，气相体积分数逐渐下降，气体全部排出泵外.

2.4 压力分布

图9为主离心泵各相对距离所在平面压力在t=2.60 s到t=3.00 s时的变化曲线图.其中，叶轮进口处的相对距离为0，叶轮后盖板处的相对距离为1.0.当t=2.60 s到t=2.66 s时，压力变化规律基本相同，整体平均压力较低，压力变化趋势较为平稳.当t=2.68 s到t=3.00 s时，泵内压力随相对距离的增加而增大，泵内同一相对距离平面压力随自吸时间的增加而增大，当x/L=0.1～0.3时，压力上升趋势较为明显，当x/L =0.4～1.0时，压力上升趋势较为平缓.

2.5 速度分布

图10为主离心泵内速度v分布.由图10可以看出，从泵进口方向看高速区主要集中在叶轮中间流道和蜗壳壁面处，这是由于经过气液混合，混合流体速度通过叶轮做功，导致速度增大.低速区域则集中分布在隔舌附近和导叶出口.如图10a和10b所示，在泵内开始气液混合时，隔舌下方出现明显回流现象，且在蜗壳出口处有非常明显的旋涡.如图10c所示，燃油在叶轮内部与空气充分混合时，液相速度开始增大，叶轮出口处的旋涡尺寸开始减小，蜗壳内的流线也开始顺畅，但在隔舌附近和蜗壳出口仍存在回流.如图10d所示，随着自吸过程中液相不断增加，旋涡的大小随着含气率的减少而缩小，流动开始稳定.如图10e所示，由于液相速度在蜗壳内沿着径向逐渐增大，隔舌上方存在部分气相，使得燃油在流向蜗壳出口后会产生一定的回流.如图10f所示，随着液环式航空燃油泵正常工作后，流线均比较流畅，旋涡明显消失，叶轮开始对燃油做功，动能逐渐转化为压能，故泵内的速度降低.

从图10中还可以看出，混合流体进入主离心泵的导叶流道后，会被甩向蜗壳流道，使液相受到强烈的离心力影响，快速向上沿蜗壳内壁流动.在蜗壳出口处，液相发生流动分离，同时携带着大量气相斜射出泵外，导致隔舌上方形成较大的低速区域.在叶轮出口处，气相会受到蜗壳内紊流和较小的离心力影响，使其聚集在蜗壳内侧和导叶出口之间，导致隔舌下方形成气相堆积.这些现象导致能量交换频繁且耗散严重，同时形成了低速区域.随着自吸过程的结束，液环式航空燃油泵进入正常的输油阶段.

2.6 熵产率分布

图11为不同时刻下主离心泵内熵产率S·分布图.从图11中可以看出，液环式燃油离心泵内熵产率分布规律基本一致，集中分布在叶轮叶片和蜗壳出口处，随着自吸过程的进行，熵产率逐渐增大.从图11a可知，当开始气液混合时，泵内绝大部分都是气相，此时熵产值较小.从图11b—11e可以看出，随着自吸过程的进行，燃油泵内含气率降低，泵内气液混合程度加深，泵内的能量损失集中在叶轮叶片和蜗壳出口处，且随着自吸的进行，熵产分布的区域和熵产值越来越大，结合速度流线分析可知，在蜗壳出口处存在大量的回流，导致出口处容易形成大范围的旋涡，从而引起较大的湍流耗散损失.从图11f中可以看出，当燃油泵自吸结束后，开始处于正常输送燃油的状态，相比于在自吸过程时燃油泵的熵产率，其数值和分布区域明显减小，这也意味着在自吸过程时燃油泵内能量损失严重.

2.7 湍动能分布

图12为液环式航空燃油泵不同时刻下叶轮径向截面湍动能k分布图.

从图12中可以看出，泵内湍动能分布规律基本一致，集中分布在叶轮叶片、导叶叶片和蜗壳出口处.随着时间的增加，湍动能先增强后减弱.从图12a可知，当开始气液混合时，泵内混合流体湍动程度及湍流扩散范围并不是很大，主要分布在叶轮叶片处和蜗壳出口处.如图12b所示，蜗壳出口处的湍动能分布区域和数值进一步增大.当气液混合程度进一步提升时，如图12c—12e，高湍动能主要分布在蜗壳出口和叶片末缘.随着自吸过程的进行，在液环式航空燃油泵正常工作后，如图12f，叶轮叶片和蜗壳出口处的湍动能减弱，燃油泵内流动损失减小.

3 结 论

对液环式航空燃油泵自吸过程进行了非稳态数值计算，并分析了自吸过程中含气率、气液两相、压力及速度流线、熵产率和湍动能分布，主要结论如下：

1） 通过泵出口含气率判定出自吸时间为3.00 s，燃油泵的吸气和排气主要集中在自吸过程的前期和中期.

2） 泵内压力随相对距离的增加而增大，泵内同一相对距离平面压力随自吸时间的增加而增大.

3） 从泵进口方向看高速区主要集中在叶轮中间流道和蜗壳壁面处，低速区域则集中分布在隔舌附近和导叶出口处.

4） 随着自吸过程的进行，泵内湍动能和熵产率也随之增大，即泵内能量损失增大，主要分布在叶轮叶片、导叶叶片和蜗壳出口处.

参考文献（References）

［1］ 帅泽豪，王凯，罗光钊，等. 叶根圆弧对航空燃油离心泵空化性能的影响［J］. 流体机械， 2023，51（7）： 60-67.

SHUAI Zehao， WANG Kai， LUO Guangzhao， et al. Influence of arcs of the impeller blade roots on the cavita-tion performance of aviation fuel centrifugal pump［J］. Fluid machinery， 2023， 51（7）：60-67. （in Chinese）

［2］ 张飞，权丽君.单级双吸离心泵转子系统的可靠性分析［J］.机电工程，2021，38（9）：1207-1211.

ZHANG Fei， QUAN Lijun. Reliability analysis of single-stage double-suction centrifugal pump rotor system［J］. Journal of mechanical amp; electrical engineering， 2021，38（9）：1207-1211.（in Chinese）

［3］ 丛小青，肖建荣，李辉，等. 高速离心泵水动性能多目标优化设计［J］. 流体机械， 2022，50（12）：27-34.

CONG Xiaoqing，XIAO Jianrong，LI Hui，et al. Multi-objective optimization design of hydrodynamic performance of high speed centrifugal pump［J］.Fluid" machinery，2022，50（12）：27-34.（in Chinese）

［4］ LANE N E， MINNEAPLIS M N. Self-priming pumps suited to hygienic applications［J］. World pumps， 1996（426）： 24-25.

［5］ HUBBARD B. Self-priming characteristics of flexible impeller pumps［J］. World pumps， 2000（405）： 19-21.

［6］ HENKE J. The hygienic self-priming GEA Tuchenhagen-VARIFLOW centrifugal pump of the TPS series［J］. Trends in food science amp; technology， 2009（20）： S85-S87.

［7］ WERTH D，ALLEN M，HAVICE M K．Additional consi-derations for self priming siphon design［C］//Proceedings of World Environmental amp; Water Resources Congress，2012：1141-1150．

［8］ BARRIO R， PARRONDO J， BLANCO E. Numerical analysis of the unsteady flow in the near-tongue region in a volute-type centrifugal pump for different operating points［J］. Computers and fluids， 2010， 39（5）： 859-870.

［9］ 杨迎港，牟介刚，徐茂森，等．自吸离心泵转速与自吸性能关系的研究［J］．水力发电学报，2021，40（12）：77-86．

YANG Yinggang， MOU Jiegang， XU Maoseng. et al. Study on relationship between speed and self-priming performance of self-priming centrifugal pump［J］. Journal of hydroelectric engineering， 2021，40（12）：77-86. （in Chinese）

［10］ 孔冬梅，潘中永，杨波．自吸泵自吸过程气液两相流动特性［J］．排灌机械工程学报，2022，40（1）：15-21．

KONG Dongmei， PAN Zhongyong， YANG Bo. Characteristics of gas-liquid two-phase flow in self-priming pump［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering， 2022， 40（1）： 15-21. （in Chinese）

［11］ WU D H， ZHU Z B， REN Y， et al．Influence of blade profile on energy loss of sewage self-priming pump［J］. Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering， 2019， 41（10）： 470.

［12］ ZHAO L， CHANG Z， ZHANG Z D， et al. Visualization of gas-liquid flow pattern in a centrifugal pump impeller and its influence on the pump performance［J］. Mea-surement： sensors， 2021， 13： 100033.

［13］ ZHANG R H， TIAN L， GUO G Q， et al. Gas-liquid two-phase flow in the axial clearance of liquid-ring pumps［J］. Journal of mechanical science and technolo-gy， 2020， 34（2）： 791-800.

［14］ 沙毅，杨敏官，赵斌娟，等．自吸泵叶轮型式及隔舌间隙对性能的影响［J］．水泵技术，2002（4）：9-11．

SHA Yi， YANG Minguan， ZHAO Binjuan， et al. The influence of impeller type and tongue clearance on self-priming pump performance［J］. Pump technology， 2002（4）：9-11. （in Chinese）

［15］ 沙毅，袁寿其，韩元富．提高外混式自吸泵性能的试验研究［J］．水泵技术，1999（6）：20-22．

SHA Yi， YUAN Shouqi， HAN Yuanfu. Experimental study on improving the performance of external mixing self-priming pump［J］. Pump technology， 1999（6）：20-22. （in Chinese）

［16］ 仪修堂，兰才有，窦以松，等．内混式自吸离心泵射流自吸装置的试验研究［J］．水利学报，2006，37（11）：1384-1388．

YI Xiutang， LAN Caiyou， DOU Yisong， et al. Experimental study on shooting self-priming device of self-priming centrifugal pump with inner recirculation［J］. Journal of hydraulic engineering， 2006，37（11）：1384-1388. （in Chinese）

［17］ 陆天桥，李红，詹连辰．泵自吸过程的数值计算与可视化试验研究［J］．排灌机械工程学报，2016，34（11）：927-933．

LU Tianqiao， LI Hong， ZHAN Lianchen. Transient numerical simulation and visualization of self-priming process in self-priming centrifugal pump［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering，" 2016， 34（11）：927-933. （in Chinese）

［18］ 朱芮，王洋，汪群，等．出水挡板对射流式自吸泵自吸性能的影响［J］．排灌机械工程学报，2020，38（5）：469-475．

ZHU Rui， WANG Yang， WANG Qun， et al.Effects of water baffle on self-priming performance of ejecting self-priming centrifugal pump［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering， 2020， 38（5）： 469-475. （in Chinese）

［19］ 程效锐，熊博，刘明建，等．立式自吸泵环形喷射孔比面积对其性能的影响［J］．排灌机械工程学报，2023，41（1）：1-7．

CHENG Xiaorui， XIONG Bo， LIU Mingjian， et al.Effect of annular jetting hole specific area on performan-ce of vertical self-priming pump［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering， 2023， 41（1）： 1-7. （in Chinese）

（责任编辑 盛杰）

收稿日期： 2023-10-18； 修回日期： 2024-01-02； 网络出版时间： 2024-04-11

网络出版地址： https：//link.cnki.net/urlid/32.1814.TH.20240408.1417.010

基金项目： 国家自然科学基金资助项目（52379090）

第一作者简介： 张岭（1979—），男，河南濮阳人，研究员级高级工程师（zhangling6835@163.com），主要从事航空燃油泵系列产品开发研究.

通信作者简介： 王凯（1981—），男，安徽濉溪人，研究员，博士 （wangkai@ujs.edu.cn），主要从事现代泵设计与优化方法研究.