Актуальность создания насосов, работоспособных в широком диапазоне подач (от 1,5 до 100 % номинальной), обусловлена разнообразием режимов работы различных самолетных систем. Универсальность конструкции будет способствовать резкому сокращению номенклатуры применяемых насосов, а их унификация по основным узлам - снижению стоимости эксплуатации и материальных затрат при производстве и ремонте насосов.

Попытке создания "всережимного" топливного насоса препятствует, прежде всего, существенный подогрев топлива в насосе при глубоком дросселировании по подаче на режиме малых приведенных расходов Q/n. Кроме того, при (Q/n)max весьма велика вероятность срывных режимов работы, обусловленных возникновением кавитации в отводящем устройстве. При дросселировании, а также на переходных режимах в насосах широкого рабочего диапазона также могут возникать кавитационные автоколебания. Любой из этих факторов может привести к потери работоспособности насоса.

Уменьшения подогрева на режимах глубокого дросселирования можно добиться правильным выбором расчётного режима. Рабочее значение (Q/n)p должно лежать в диапазоне 0,59…0,67·(Q/n)max.

При выборе параметров рабочего колеса насоса стремятся обеспечить малую зависимость напора насоса от величины подачи во всей области значений Q/n и даже некоторое снижение напора с уменьшением Q/n при глубоком дросселировании насоса. Срыв работы насоса из-за кавитации в отводящем устройстве исключался благодаря исполнению отводящего устройства в виде спирального сборника с диффузором, который менее подвержен кавитации по сравнению с отводом, выполненным в форме лопаточного направляющего аппарата.

Выбор параметров рабочего колеса и отвода производился с таким расчетом, чтобы обеспечить максимальные значения предельных подач (Q/n)пр, лимитируемых кавитацией в отводе. Расчёты, проведенные с учётом экспериментальных данных, показали: предельное значение данного параметра составляет 1,31…1,38 от (Q/n)max, что указывает на имеющиеся резервы в дальнейшем уменьшении приведенного рабочего расхода (Q/n)p и, соответственно, подогрева топлива в насосе.

Исключение кавитационных автоколебаний на режимах дросселирования достигалось путём установки на входе в рабочее колесо насоса гасителя обратных токов, включающего в себя крестовину и перепускную камеру, через которую противотоки, выходящие из рабочего колеса, сбрасываются во всасывающую магистраль. В настоящее время существуют различные варианты перепускных камер. Мы считаем, что наибольший объем противотока (из-за малого перепада давлений в местах отбора и сброса) проходит через всасывающий трубопровод, и лишь меньшая его часть - через перепускную камеру. Поэтому эффект от использования перепускной камеры получается не столь значительным. Для увеличения перепада давлений на перепускной камере авторы настоящей статьи предложили установить решетку в виде крестовины перед рабочим колесом по оси потока, а выход потока из перепускной камеры производить перед решеткой.

Перепад давлений на перепускной камере может быть значительно увеличен, если противотоки из перепускной камеры сбрасывать через полые лопатки крестовины на вход в рабочее колесо по центру потока. Это связано с тем, что наименьшее давление во входном сечении рабочего колеса (гораздо меньше, чем среднее давление входа) при наличии вихревой зоны в трубопроводе всасывания будет иметь место на оси потока. Однако в представленных здесь конструкциях насосов воспользоваться осевым методом сброса противотоков было нельзя из-за малых размеров насоса. Поэтому был выбран первый вариант сброса противотоков из перепускной камеры.

Работоспособность насоса на режимах дросселирования при низких давлениях всасывания и при наличии в потоке значительного объёмного количества газовой фазы обеспечивалась как путём оптимизации режима работы, так и специальным профилированием рабочих поверхностей насоса. Оптимальные значения параметров выбиралось из условий получения высоких антикавитационных качеств насоса, умеренных величин потерь на удар в потоке и достаточных запасов по устойчивости работы гидравлической системы с насосом.

Энергетические и кавитационные испытания этого насоса проводились в США на стенде компании "Вудвард Гавернер" на авиационном топливе JP-4 и в России на стенде АМНТК "Союз" на топливе РТ. Напорная характеристика насоса в области малых относительных подач имеет вид, благоприятный с точки зрения получения малых подогревов топлива, поскольку с уменьшением подачи происходит снижение напора насоса.

При испытаниях насоса без перепускной камеры и крестовины в определенной области возникали значительные кавитационные автоколебания.

Исследования показали, что причиной возникновения срывного режима работы насоса являлась не "паровая", а "газовая" кавитация в насосе. На её интенсивность оказывают очень большое влияние вихревые зоны на входе в рабочее колесо.

Установка во всасывающей магистрали перед насосом перепускной камеры с крестовиной затягивает момент наступления срывного режима работы из-за ослабления сепарационных явлений в насосе, хотя и в этом случае наблюдается некоторое расслоение опытных точек в зависимости от скорости вращения ротора насоса.

Новые испытываемые колёса (№ 1, 2, 3, 4) имели пространственное профилирование проточных каналов всасывающего участка колеса с непрерывным переходом лопастей из осевого в радиальное положение. Их испытания проводились с тем же отводом, как и у насоса с исходным колесом (№ 0).

Исходное колесо № 0 отличалось от колёс № 1, 2, 3, 4 следующим: число лопастей радиального участка колёс было меньше на одну лопасть, что уменьшило густоту решетки этого участка колеса; режимный входной параметр для колёс №№ 1-3 был существенно меньше, чем для колеса № 0 с раздельно выполненным шнеком и колесом, в то время как для колёс № 0 и № 4 он отличался не столь значительно; наружный диаметр шнека у колёс № 1-3 существенно больше, чем у колёса № 0, в то время как у колёс № 0 и № 4 он отличается не столь существенно; для колёс № 1-4 угол установки лопастей на выходе изменяется вдоль ширины лопастей, увеличиваясь по величине от покрывного диска до ведущего диска колеса; для колеса № 0 этот угол постоянный.

Заметим, что колёса №№ 0 и 4 имели передний покрывной диск, а колёса №№ 1, 2 и 3 были полуоткрытыми, т.е. без переднего покрывного диска.

Интерес представляют к.п.д.- характеристики насоса с различными типами колёс. К.п.д. насоса с колесом № 4 близок к к.п.д. насоса с исходным колесом № 0. Небольшое различие в к.п.д., находящееся в диапазоне погрешностей измерения, может быть объяснено дополнительными потерями на гидравлическое торможение из-за несколько меньших значений q1ж и большей величины наружного диаметра для колеса № 4.

Наихудший к.п.д. получился у насоса с колесом № 1. Это связано, в том числе, с большим значением наружного диаметра всасывающего участка рабочего колеса, что привело к большим потерям на гидравлическое торможение потока.
Были проведены предварительные исследования прироста мощности насоса связанные с полной ликвидацией закрутки прямого потока на входе в колесо.

Исследования показали, что пространственное профилирование лопастей колёс с непрерывным переходом лопастей из осевого в радиальное направление привело к улучшению кавитационных характеристик насосов. При этом повышения к.п.д. насосов можно добиться, если обеспечить равномерное поле скоростей в выходном сечении рабочего колеса и уменьшить наружный диаметр рабочего колеса при одновременном увеличении угла установки лопастей на входе в насос.

В заключение следует отметить, что во всём испытанном диапазоне изменения подач для всех насосов с перепускной камерой и крестовиной наблюдалась устойчивая работа без возникновения автоколебательных режимов. Можно обоснованно заявить, что разработана и экспериментально апробирована новая конструкция высокооборотного насоса низкого давления с непрерывным переходом лопастей рабочего колеса из осевого направления в радиальное, снабженного перепускной камерой и крестовиной перед рабочим колесом. Испытания такого насоса на авиационных топливах JP-4 и РТ показали его устойчивую работу при более чем 30-кратном дросселировании по относительной подаче Q/n. Насос устойчиво работает на двухфазном авиационном топливе при наличии во всасывающем трубопроводе свободных газов на наихудшем режиме работы. С уменьшением подачи критическое газосодержание в потоке непрерывно возрастает и достигает на режимах глубокого дросселирования 90 % объёма жидкости.

Рис.1 Исходное колесо с раздельным предвключенным шнеком переменного шага и перепускной камерой с крестовиной :
1 - шнек переменного шага 2 - спиральный отвод 3 - центробежное колесо 4 - подшипник 5 - технологические штуцеры 6 - фиксатор	7 - крестовина 8 - шайба 9 - корпус 10 - проставка 11 - перепускная камера со спрямляющими лопатками 12 - гайка