别再把单相曲线外推到含气工况：变转速燃油增压泵的含气性能为何会“分段塌陷”

燃油增压泵是航空发动机燃油供给系统的关键前置增压部件，其进口燃油含气条件下的水力性能衰减与内部流场失稳直接威胁供油稳定性与飞行安全。本文以某带诱导轮的燃油增压泵为对象，系统梳理了燃油增压泵的功能定位与发展脉络、气液两相流基础理论及泵内含气流动的国内外研究进展；在此基础上，构建了涵盖单相与含气两相两类工况的地面试验体系，采用Eulerian–Eulerian双流体模型耦合群体平衡模型（PBM）与SST k–ω湍流模型开展了全流道数值计算，并通过网格无关性检验与试验数据完成了模型验证。

研究重点分析了变转速（11 kr/min、14 kr/min）与不同流量条件下泵的增压特性，揭示了入口含气率从2%递增至16%过程中气相聚集形态的阶段性演化规律，并借助Liutex/Rortex第三代涡识别方法与熵产理论，定量解析了刚性涡量、剪切涡量等涡分量对含气率的响应特征以及直接耗散熵产率（EPDD）与湍流耗散熵产率（EPTD）的差异化变化机制。结果表明：转速是涡分量强度与增压能力的核心控制参量，流量主要调控刚性涡量的空间分布；入口含气率存在约6%的叶轮滞留阈值与14.5%的断流阈值；含气率提升驱动气相聚集由“离心力主导的中心气核”向“全域气液混输”转变；湍流耗散（EPTD）在中含气率区间（8%~10%）达到峰值，而直接耗散（EPDD）随含气率单调增强并在高含气率下成为进口段损失的主导形式。上述机制共同构成了含气条件下增压泵水力性能阶段性衰减的流动物理基础。

一、燃油增压泵的作用、发展应用与气液两相流基础

1.1 燃油增压泵在航空发动机燃油系统中的功能定位

燃油增压泵安装于飞机燃油箱与发动机主燃油泵（或燃油调节器）之间，其核心功能是将低压燃油从油箱抽出并提升至规定压力，为主泵提供具有足够进口压力的稳定供油，防止主泵在高海拔、大过载或油箱耗竭等条件下发生汽蚀而导致供油中断。与主燃油泵相比，增压泵的增压比通常较低，但对进口条件——尤其是进口燃油的含气率——异常敏感。一旦增压泵因含气而出现扬程衰减或气堵，主泵进口压力将直接跌落，进而触发发动机推力波动甚至空中停车。因此，增压泵的气液混输能力构成了燃油供给链中最为薄弱且最需精细评估的环节之一。

从结构类型看，离心式燃油增压泵凭借结构简单、工作可靠、性能稳定以及易于实现高转速小型化等优势，已成为航空燃油增压泵的主流构型。本文所研究的对象即为带诱导轮的离心式燃油增压泵，其主要部件包括吸油室、诱导轮、离心叶轮和蜗壳。诱导轮置于叶轮之前，其设计初衷是在单相工况下改善进口流动、提高抗汽蚀性能；然而在含气条件下，诱导轮与叶轮之间的流动耦合会显著改变气相的输运路径与聚集行为，使问题从单纯的空化扩展到气液两相混输的范畴。

1.2 气液两相流基础：流型、含气率与泵内气液相互作用

气液两相流区别于单相流动的根本特征在于相界面的存在与演化。在泵进口管路与吸油室中，气相以离散气泡或连续气团的形式分布于液相连续介质中，其空间构形（即流型）取决于含气率、液相流速、管道几何与压力水平的联合作用。对于离心泵吸入室，可视化研究识别出从弥散泡状流、聚合泡状流、弹状流至分层流的多种流型，并确定了相应的临界转变含气率：泡状流向弹状流的临界入口体积含气率（IGVF）约为1.00%，弹状流向分层流的临界值约为4.80%，而当IGVF超过6.20%时，泵内出现气锁现象。这一流型序列与临界值的物理含义在于：低含气率下气泡尚能以离散形式随液相运动，含气率升高后气泡聚并形成占据流道显著截面的变形气团，最终在含气率足够高时气相演变为连续或准连续相，液相连续性被根本性破坏。

含气率对泵性能的影响并非简单的线性衰减，而具有明确的阶段性。Miranda等从气体析出动力学角度指出，溶解气体的过饱和度、温度及能量耗散速率共同决定了气体从液相中析出的时间尺度与空间位置。这意味着，即使在进口管路中尚未形成显著气相聚集，叶轮内局部低压与高剪切区域也可能诱发溶解气的原位析出，形成“二次气源”。这一认识将含气问题的分析视野从“进口携带气”拓展至“泵内析出气”，对高转速航空燃油泵尤为重要。

在泵内气液相互作用层面，离心力场构成了区别于管流的独特物理条件。密度远低于液相的氣相在叶轮旋转产生的离心加速度作用下受到指向叶轮中心的净浮力，倾向于向叶片吸力面、轮毂附近及流道中心等低压低速区域聚集。当气相生成速率（含进口携带与叶轮内析出之和）超过离心力与湍流输运对气相的束缚—分散能力时，气团开始向流道外围扩散，直至占据全域流道。这一“离心力主导—突破束缚—全域占据”的动力学图景，是理解含气率驱动泵性能阶段性衰减的核心线索。

二、泵内燃油含气流动的国内外研究进展

国内外学者围绕泵内气液两相流动的数值建模、流场诊断与性能预测开展了持续深入的工作，大致可沿三条技术路线加以梳理。

第一条路线：多相流模型的适用性拓展与精细化。早期研究多采用Mixture模型或VOF模型处理泵内含气问题。Mixture模型计算效率较高，在含气率低于约5%的条件下对泵扬程的预测尚可接受，但其对气相滑移与相间传质的简化处理限制了其在更高含气率区间的可靠性。卢金铃等采用欧拉模型对增压泵叶轮内泡状流动进行数值模拟，建立了进口含气率与相态分离及外特性之间的关联关系。黄思等基于泡状流模型提出了旋转叶片式泵气液两相三维数值分析方法，并将其用于多级螺旋轴流式增压泵的计算与设计。随着含气率研究范围的向上延伸，Eulerian–Eulerian双流体模型逐渐成为主流框架，其能够分别求解各相的动量方程并考虑相间曳力、升力与湍流弥散。邢树兵等基于CFX中的Eulerian–Eulerian非匀相流模型对增压泵内部流动进行仿真，发现随进口含气率增加，叶轮流道内流体分布不均匀度上升，叶轮做功能力下降，并出现气体积聚区域乃至部分流道被气体严重堵塞的现象。谢聪等采用Eulerian非均相流模型研究了气泡直径对气相集聚与分布范围的影响，指出气泡直径越大，气相越易于形成高浓度聚集。

在双流体框架之上，群体平衡模型（PBM）的引入使气泡尺寸的演化从“给定参数”转变为“求解结果”。PBM通过群体平衡方程描述气泡的聚并与破裂，与CFD双流体模型耦合后形成CFD–PBM体系。师毓辉等将Euler–Euler非均匀双流体模型与PBM耦合用于离心叶轮内气泡破碎合并的数值模拟，发现叶片前缘与吸力面附近的涡结构导致气相积聚、局部含气率升高，该区域气泡合并效应占据主导；在流量与转速恒定时，随IGVF增大，流道内湍流强度上升、涡结构后移，气相聚集区亦随之向流道后方延伸。在螺旋轴流式多相泵中，CFD–PBM计算进一步揭示气泡在轴向上呈现“破碎—聚合—再破碎”的级联模式，大尺度气泡倾向于占据叶片中跨区域，而小气泡则集中于叶片表面、轮毂等高剪切区。这些结果为理解增压泵内气相尺寸分布的非均匀性及其对能量传递的影响提供了微观层次的依据。

第二条路线：含气条件下泵外特性的试验表征。李晨昊等利用高速摄像试验方法证实，气泡在叶轮内的聚集导致泵的流量与扬程大幅下降，严重时使运行失稳或产生断流。可视化流型试验进一步将外特性参数与吸入室流型建立了对应关系：不同流型对应不同的无量纲增压系数与效率水平，气锁的发生与吸入室流型向分层流的转变在含气率上高度吻合。这些试验工作为数值模型的验证提供了不可替代的基准数据，也揭示了“含气率—流型—外特性”三者之间的因果链条。

第三条路线：能量损失与涡结构的诊断性分析。传统的水力效率分析难以将损失定位到具体的流动物理过程。熵产理论将流动不可逆性分解为直接耗散熵产率（EPDD，由平均速度梯度引起）与湍流耗散熵产率（EPTD，由脉动速度梯度引起），使得“何种流动结构在何处以何种机制产生损失”成为可量化的问题。在泵类机械中，EPTD往往在总熵产中占据主导份额，但其对含气率的响应并非单调。Liutex/Rortex第三代涡识别方法则提供了将涡量分解为刚性旋转（R）、剪切（S）、拉伸/压缩（TS）与黏性（V）等分量的数学框架，使含气条件下涡结构的类型转变得以精确刻画。Chang等将熵产分析与Liutex涡识别联合应用于自吸离心泵的能量耗散研究，展示了涡动力学诊断与热力学损失量化相耦合的方法论潜力。

尽管上述三条路线各自取得了实质性进展，但变转速与流量耦合条件下的含气增压特性仍缺乏系统性的定量刻画：现有研究多固定转速或仅考察单一转速下的含气响应，转速变化如何通过改变离心力场强度与湍流输运能力来重塑气相聚集形态，进而调制增压能力的衰减路径，尚不清晰。此外，涡分量对含气率的差异化响应以及EPDD与EPTD在含气率连续变化下的非单调行为，也较少在同一研究中得到贯通性的阐释。本文的工作正是针对这些缺口展开。

三、试验系统、方案与测量方法

3.1 试验台架与燃油循环回路

试验在燃油循环试验台上开展。回路的核心功能是在可控转速与可控掺气条件下获取增压泵的增压—流量特性。泵由控制器实施转速闭环控制，单相工况下设定了11 kr/min 与 14 kr/min两个转速水平，以覆盖增压泵在发动机包线内可能经历的典型转速区间。管路系统配置压力调节阀用于改变系统阻力特性，从而在每一转速下扫描不同的流量工况点。

含气两相工况通过向泵进口管路注入空气来构建。气源依次经过开关阀、压力传感器P5、孔板流量计、压力传感器P4与注气工装接口并入主燃油管路。孔板流量计前后各设压力测点，用于由压差推算注入气体的体积流量；体积流量计监测气液混合物的总体积流量。含气率定义为气体体积流量与气液混合物体积流量之比。在注气工装与增压泵进口之间设置了一段透明管路，以便直接观察掺气后的流态，确认气泡的弥散程度并排除大气泡或块状流型的出现。油滤布置于回路中以滤除杂质，避免颗粒干扰孔板流量计的测量精度。孔板直径为0.5 mm，典型工况点的计算误差不超过±1%，检定结果表明近似计算公式的精度满足试验要求。

3.2 试验方法与工况组织

单相试验首先在无注气条件下进行，在每一转速下通过调节压力调节阀改变流量，采集增压值与流量的对应数据，建立单相增压特性曲线。随后开展含气两相试验。为尽量减小泵在气液混合状态下的连续运行时间、避免长时间气液剪切对泵内组件的不利影响，试验采用“多轮次短时注气”策略：每次起动泵并运行至固定稳态转速后，进行一次短时注气，注气流量按从小到大递增；每次注气间隔适当加长，待实时采集数据基本稳定且透明管中无大气泡或块状流型后，再进行下一轮注气。按此方式共完成15次短时注气试验，获得15个含气率工况点，含气率覆盖0%~14.5%的非均匀分布区间。

这一试验设计的关键考量在于排除气液混合状态的瞬态干扰。含气条件下泵内流动对注气历史具有依赖性，若连续注气而不留足够的恢复间隔，流道内的残余气相会叠加至下一工况，造成含气率的实际值与名义值偏离，并可能引入非稳态喘振的混淆。短时注气加恢复间隔的方案在工程可操作性与物理保真度之间取得了合理平衡。试验中同步记录了注气压力、泵转速、泵出口压力与电流等信号。观察表明，随注气流量递增，泵出口压力与电流均呈下降趋势，转速波动幅度增大；注气结束后，出口压力与电流恢复至基线水平，转速波动消失。这一“可逆性”特征说明在所考察的含气率范围内，泵的性能退化主要源于气相对流道的瞬时占据与流动结构的改变，而非叶轮或密封的永久性损伤。

四、数值计算模型、网格策略与试验验证

4.1 多相流模型选择：从Mixture到Eulerian–Eulerian + PBM

数值计算的可靠性首先取决于多相流模型对含气率区间的覆盖能力。Mixture模型在含气率低于约5%时对泵扬程具有可接受的预测精度，但其将相间滑移简化为代数量间关系，无法追踪气泡尺寸的演化与相界面的拓扑变化。本文关注的含气率上限达到14.5%~16%，已显著超出Mixture模型的验证边界。因此，计算采用Eulerian–Eulerian双流体模型，对液相与气相分别求解质量与动量守恒方程，相间作用力闭合考虑曳力、升力、壁面润滑力与湍流弥散力。

在此基础上，耦合群体平衡模型（PBM）以描述气泡的聚并与破裂。PBM将气泡群离散为若干尺寸组，各组分的数密度通过聚并核与破裂核的积分进行演化。本文PBM设置10种气泡尺寸：0.50、0.80、1.26、2.00、3.18、5.04、8.00、12.70、20.16、32.00 mm。其中最小尺寸0.50 mm来源于透明管段的直接观测，最大尺寸32.00 mm对应于泵内大型气泡团汇聚、出现气堵时的特征尺度。这一尺寸跨度涵盖了从弥散气泡到准连续气团的全谱系，使模型能够在同一计算框架内捕捉低含气率下的泡状输运与高含气率下的气团阻塞。

湍流模型选用SST -k-ω。该模型通过混合函数在近壁区采用k-ω表述以保持对逆压梯度与流动分离的敏感性，在远场切换为k-ε行为以避免自由流对ω的过度依赖。泵内含气流动的显著特征之一是气相聚集区往往伴随局部流动分离与回流，SST-k-ω在这一类流动中的表现优于标准k-ε模型，同时其计算成本低于大涡模拟或混合RANS–LES方法，适合在包含叶轮—蜗壳全流道的参数化计算中反复使用。

4.2 计算域、网格与无关性验证

计算域包含吸油室、诱导轮—叶轮与蜗壳三个子域，采用六棱柱网格进行离散，总节点数为361.8万，其中吸油室48.5万、蜗壳104.9万、诱导轮—叶轮208.4万。为确认网格分辨率对关键输出量的影响，划分了五套网格进行无关性检验，节点数分别为128.0万、204.7万、290.1万、361.8万和580.0万。结果表明，自第三套网格（290.1万节点）起，网格数量引起的数值振荡已不足1%；第四套网格（361.8万节点）在计算精度与耗时之间提供了更优的综合平衡，故后续计算均基于该套网格开展。

4.3 试验验证

单相工况的验证在14 kr/min与11 kr/min两个转速下进行。14 kr/min下，计算增压值与试验值的偏差不超过6%；11 kr/min下偏差不超过2.3%。偏差的转速依赖性反映了低转速工况下流量与增压量绝对值的减小使测量不确定度的相对贡献上升，但整体偏差水平处于离心泵CFD验证的可接受范围之内。

含气两相工况的验证在14 kr/min下进行，计算含气率工况为0%、2%、4%、8%、10%、13%、16%，试验含气率点分布于0%~14.5%。数值与试验的增压值分布趋势高度一致，无明显系统性偏离或离散，当前工况点下的平均误差小于7%。考虑到含气两相流动对相间闭合关系与气泡尺寸设定的内在敏感性，这一误差水平表明Eulerian–Eulerian + PBM框架在所考察的参数空间内具备足够的预测能力，可支撑后续的流场诊断与损失分解。

五、变转速—变流量条件下增压性能的试验与数值分析

5.1 单相增压特性与转速、流量的耦合影响

单相条件下，增压泵的增压值随流量增大而降低，这是离心泵扬程—流量曲线的固有形态。转速的影响则通过相似定律加以刻画：增压值与转速的平方近似成正比，流量与转速近似成正比。在本文的两个转速水平之间，14 kr/min下的增压值整体高于11 kr/min，且增压值对流量变化的敏感度在低转速时相对更大。这一差异的物理根源在于低转速下叶轮出口周向速度降低，蜗壳内扩压过程的逆压梯度相对减弱，但流量的增加更快地消耗有限的动能向压力能的转换裕度，因而曲线斜率更陡。文献中针对航空燃油离心泵的试验亦观察到类似规律：低转速、小流量工况下性能曲线的变化更为明显，存在不稳定性；而在大流量与高转速下性能趋于稳定。

值得强调的是，变转速条件下含气响应不能由单相相似定律简单外推。离心力对气相的束缚能力随转速升高而增强，但叶轮内湍流剪切对气泡的破碎与弥散能力也同步增强。二者对气相聚集的净效应取决于含气率区间：在低含气率下，离心力增强使气相更牢固地束缚于流道中心低压区，转速升高对增压能力的恢复有利；而在较高含气率下，即使离心力增强，气相生成量已超出其束缚上限，转速升高反而可能因更强的剪切卷吸加速气相向流道外围的输运。下一节的两相结果将对此提供直接证据。

5.2 含气条件下的增压特性与临界失效阈值

含气两相条件下，增压值随入口体积含气率的增加呈现清晰的阶段性衰减。综合试验与数值结果，可以识别出两个临界阈值。

第一阈值为约6%的叶轮滞留阈值。当入口含气率低于此值时，泵虽已出现可测量的增压下降，但流动结构尚未发生质变，泵仍能维持连续做功。当含气率超过约6%后，叶轮内部出现稳定的气体滞留，增压值由渐进衰减转为陡峭下降，并伴随喘振型的不稳定特征。这一阈值与吸入室流型研究中报道的6.20%气锁起始含气率在数值上高度吻合，提示叶轮滞留的发生与吸入室流型向分层流/气团流的转变之间存在动力学连续性：当吸入室中气相已不能以离散气泡形式被叶轮均匀吸入时，进入叶轮的气相以大尺度气团的形式出现，其在离心力场中的滞留概率显著上升。

第二阈值为约14.5%的断流阈值。当含气率升高至该值以上，泵内流道基本被气相占据，液相连续通路被切断，增压值趋近于零，泵进入近似断流状态。在数值计算的16%工况中，出口压力已接近入口压力，叶轮出口不再呈现有效的高压区。这一阈值标志着含气问题从“性能退化”范畴进入“功能丧失”范畴，对于燃油供给系统而言是不可接受的运行边界。

在0%~14.5%的整个含气率范围内，增压值的衰减并非严格线性，而是在6%附近出现斜率的变化。低含气率段（≤4%）的衰减幅度有限，泵仍保持可用的增压能力；中含气率段（8%~10%）对应增压能力的快速丧失区；13%以上则进入断流前兆区。这一三段式衰减形态与气相聚集形态的阶段性演化直接对应，将在第6节中展开讨论。

六、含气率驱动下气相聚集形态的演化与流动机制

6.1 气相体积分数分布的三阶段特征

数值计算给出的气相体积分数云图揭示了入口含气率从2%递增至16%过程中聚集形态的系统性转变。

低含气率区间（2%~4%）——离心力束缚下的中心气核。气相主要聚集于转轮入口的中心低压区，覆盖范围不超过流道截面的10%，呈局部气团式分布。蜗壳与出口段几乎不含气相。此时叶轮旋转产生的离心加速度足以将密度较小的气泡约束在流道中心附近，气泡难以克服离心力向叶片吸力面或流道外围迁移。液相的连续流动骨架完整，叶轮的能量传递仅因流道有效截面的轻微减小而略有下降，宏观上表现为增压值的小幅衰减。

中含气率区间（8%~10%）——离心束缚的突破与流道扩散。气相生成量（进口携带与叶轮内可能析出的总和）已超出离心力的束缚能力，气团从中心气核出发，沿叶片通道向叶轮中后段及吸力面附近扩散，覆盖范围占流域的30%~50%。此时叶轮流道内呈现真正的气液混合状态，流道有效流通面积显著减小且分布不均，叶轮对液相的做功效率明显降低。增压值进入快速下降段。PBM计算揭示的叶片前缘与吸力面附近由涡结构驱动的气相积聚，为这一扩散过程提供了局部的“汇点”：涡核的低压区将气泡捕获并促进其聚并，形成局部高含气率斑块，进一步加剧流道内的相分布不均匀性。

高含气率区间（13%~16%）——全域占据与气堵结构的形成。气相突破叶轮流道的限制，向蜗壳与出口段全域扩散。13%含气率时，气相已覆盖大部分蜗壳区域；16%时，流道几乎被气相填满，液相以离散液膜或液滴的形式存在于气相间隙中，连续液相的拓扑结构不复存在。此时宏观压力场发生根本性重构：低含气率下叶轮出口800~1000 kPa的高压区消失，全域压力降至95~200 kPa量级，增压值趋近于零。

上述三阶段演化的本质，是气相生成速率与叶轮离心力场、湍流输运能力的动力学平衡被逐步打破并重构的过程。低含气率下离心力主导；中含气率下气相生成量越过离心束缚阈值，湍流弥散与涡捕获成为控制气相空间分布的主要机制；高含气率下气相量足以无视局部束缚结构，以自身连续性取代液相的连续性而成为流道的主导介质。

6.2 含气率对压力场与扬程的逐段影响

压力场分布的变化直接映射了上述聚集形态演化对能量传递的后果。低含气率（2%~4%）下，吸油室至叶轮入口的压力梯度清晰，叶轮出口高压区完整，扬程衰减有限。中含气率（8%~10%）下，叶轮出口高压区的范围缩小、峰值压力降至400~600 kPa，吸油室—叶轮之间的压力梯度趋于平缓，说明叶轮将机械能转换为流体压力能的能力已被气液混合显著削弱。高含气率（13%~16%）下，全域低压化，叶轮出口与蜗壳内不再存在具有工程意义的扩压过程。从能量转换的角度看，气相的介入通过两条途径降低增压：其一，气相占据流道体积，减少液相的质量流量与可供做功的流体量；其二，气液界面处的速度滑移与相间动量交换在叶轮通道内引入额外的混合损失，使叶轮输入功中转化为液相压力能的比例下降。

七、基于Liutex/Rortex涡识别的含气流动结构诊断

7.1 涡量分解框架与泵内涡分量的空间分布

Liutex/Rortex方法将涡量张量的旋转部分与剪切部分进行客观分解，给出刚性涡量及剪切涡量、拉伸/压缩涡量和黏性涡量等分量。在单相工况下，本文计算揭示：叶轮出口与蜗壳交界面是所有工况下刚性涡量的高值区。这一区域中流体具有强烈的周向速度，进入蜗壳后与壁面及隔舌相互作用，形成局部强旋转结构，纯旋转运动在涡量构成中占据绝对优势。叶轮进口段的刚性涡量极低，表明来流在进入叶轮前的旋涡强度有限，流动较为平稳。蜗壳出口段的刚性涡量对流量敏感：小流量下几乎无高值区，大流量下显著上升，反映大流量下蜗壳内流动扩散不均匀、局部涡旋增强。

各涡分量的相对重要性呈现明确的层级。剪切涡量在量值上整体偏小，其占比有限；拉伸/压缩涡量的贡献几乎可以忽略；黏性涡量主要分布于蜗壳与叶片内表面附近，量值亦不占主导。因此，增压泵内流场的涡运动以纯旋转运动为主导，涡量膨胀、拉伸与黏性效应构成次要甚至可忽略的修正项。转速对各分量的影响并不对称：刚性涡量随转速升高显著增强；剪切涡量在同一转速下对流量变化不敏感，但转速增加对其有一定促进作用；拉伸/压缩涡量主要受转速控制，流量变化的影响微弱；黏性涡量同样以转速为主要影响因素。由此可以概括：转速是涡分量强度的核心控制参量，流量主要调控刚性涡量的空间分布形态而非其整体强度量级。

7.2 含气条件下涡结构转变对能量传递的隐含约束

将上述单相涡结构认识延伸至含气工况，可以提出一条具有预测能力的机制性假说。含气条件下，气相聚集区往往对应于涡核的低压区域：在低含气率下，中心气核与叶轮进口的低刚性涡量区在空间上重合，气相尚未显著改变主涡结构；中含气率下，气相向叶片通道扩散，PBM所揭示的叶片前缘与吸力面涡致聚集意味着气相开始主动参与并改造局部涡结构——气泡在涡核中的富集改变了涡的密度分层与有效黏性，可能加速涡的失稳与破碎，进而将原本较为集中的旋转涡量耗散为尺度更小的湍流脉动。这一过程与熵产分析中EPTD在中含气率区间达到峰值的行为在物理上是一致的（见第8节）。高含气率下，气相占据流道主体，连续液相涡结构赖以存在的剪切层被解构，宏观意义上的“叶轮通道涡”让位于以气团界面为主导的低相干性流动，刚性涡量的工程意义随之丧失，增压能力亦趋近于零。

这一从“涡结构保持”到“涡结构改造”再到“涡结构解构”的序列，为理解含气率为何以非线性、阶段性的方式侵蚀泵的水力性能提供了涡动力学的解释层次，超越了单纯的“流通面积减小”这一唯象描述。

八、含气工况下的熵产率分布与能量损失机制

8.1 EPDD与EPTD的差异化响应

熵产分析将流动耗散分解为直接耗散熵产率（EPDD，由平均速度梯度引起）与湍流耗散熵产率（EPTD，由脉动速度梯度引起）。在含气率从2%升至16%的过程中，二者的响应模式呈现本质差异。

EPDD在空间上高度集中于进口段，并随含气率单调增强。低含气率（2%~4%）下，EPDD高值区仅局限于吸油室与叶轮入口的小范围区域，强度较弱。进入中含气率（8%~10%）后，高值区向叶轮内部延伸，强度上升。至16%含气率，叶轮入口区域出现接近量程上限（1000）的高值区，直观反映了气堵引发的局部流速畸变对平均速度梯度的强烈放大。EPDD的单调上升根源于一个结构性事实：无论气相如何分布，气液界面处的速度滑移始终构成一个持续的“平均剪切源” ；随着含气率升高，气团尺度增大、界面变形加剧，局部速度梯度被不断放大，直接耗散因而有增无减。在高含气率下，尽管叶轮已几乎不做有效功，进口段的气液掺混不均匀性却在恶化，EPDD的高值正是这种“流动品质恶化而非做功恶化”的量化表征。

EPTD的响应则是非单调的：先升后降，峰值位于中含气率区间。 低含气率下，气泡的离散弥散仅小幅提升湍流脉动，EPTD缓慢增大。中含气率（8%~10%）下，气泡大范围填充流道，主流液相与气团之间的剪切作用显著加剧，诱导大量细碎涡结构生成，流场湍流脉动达到峰值，EPTD在总熵产中的占比亦达到最大（吸油室内EPTD占比可达约21%）。这一状态对应泵内能量耗散最为剧烈的工况。高含气率（13%~16%）下，大量气相以稳定气堵结构占据流道主体，液相连续流动体系被破坏，流场整体流速梯度趋于“均匀化”——不是单相意义上的均匀，而是缺乏强剪切层的低对比度状态；原本剧烈的两相剪切涡结构消散，湍流脉动强度大幅衰减，EPTD因而回落。

8.2 各过流部件损失占比的“此消彼长”

从流域贡献看，叶轮、吸油室与蜗壳的总熵产损失（各自EPDD与EPTD之和）随含气率变化呈现非同步演化。叶轮流域的EPDD与EPTD均随含气率增加而上升，叶轮始终是流动耗散的主要贡献者，这与叶轮内气液混合最剧烈、剪切最集中的物理事实一致。蜗壳流域的EPTD贡献随含气率升高而逐渐减小，EPDD占比亦略有下降，反映蜗壳内的流动在气相占据叶轮出口后趋于“低剪切、低脉动”的状态——这并非性能改善，而是因为进入蜗壳的流体本身已不再具有单相工况下的强周向动能结构。吸油室的损失占比则呈现波动特征，在8%含气率下达到最大，EPTD占比约21%，EPDD约1%，恰与叶轮内气相开始大规模扩散、进口段气液混合最为不均匀的过渡状态相对应。蜗壳与叶轮流域的损失占比呈现“此消彼长”的趋势，这一现象应从损失的空间再分配而非各部件固有损失特性的改变来理解：含气率升高并未使蜗壳变得“更高效”，而是将耗散的主要场所从叶轮—蜗壳的动能转换区转移到了进口段的气液混合区与叶轮内的相间剪切区。

综合EPDD与EPTD的响应模式，含气条件下增压泵能量损失的核心机制可以概括为：低含气率下损失以湍流脉动的缓慢增长为主，EPDD维持低位；中含气率下两相剪切诱导的湍流耗散达到峰值，构成性能快速衰减的主导损失；高含气率下湍流耗散因连续液相结构的瓦解而回落，但进口段气液掺混不均引发的直接耗散持续攀升，成为残余流动阻力与流动不稳定的主要来源。 这一“湍流耗散峰—直接耗散持续增强”的双重机制，解释了为何泵的性能衰减曲线在6%附近出现斜率转折，也解释了为何在高含气率下即使叶轮已近乎不做功，进口段的流动品质仍在继续恶化。

九、结论与展望

9.1 主要结论

（1）燃油增压泵的含气水力性能受转速—流量—含气率三参数耦合控制。转速通过离心力场强度与湍流输运能力双重途径调制气相聚集的平衡点，流量主要改变刚性涡量的空间分布而非涡分量强度量级。将单相相似定律直接外推至含气工况是不安全的，变转速含气试验与计算是获取可靠性能边界的必要手段。

（2）入口含气率驱动增压能力呈现三段式衰减，其临界阈值约为6%的叶轮滞留阈值与14.5%的断流阈值。6%阈值与吸入室流型由弹状流向分层流/气团流转变的临界含气率在动力学上相衔接，提示进口流型控制是延缓叶轮滞留的可行切入点。

（3）气相聚集形态的演化遵循 “离心力束缚的中心气核 → 突破束缚的流道扩散 → 全域气液混输” 三阶段路径。其本质是气相生成速率与离心束缚能力、湍流弥散能力之间的平衡被含气率提升逐级打破并重构。

（4）Liutex/Rortex分解表明增压泵内流场以纯旋转涡量为主导，剪切、拉伸与黏性分量贡献有限。含气率的升高隐含地推动涡结构从“保持”经“改造”走向“解构”，为性能衰减提供了涡动力学层面的解释。

（5）熵产分析揭示 EPTD的非单调“先升后降”与EPDD的单调增强 构成含气条件下流动损失的双重机制。中含气率区间（8%~10%）的湍流耗散峰值是性能快速丧失的核心诱因；高含气率下EPDD在进口段的持续升高则指示了残余流动不稳定性的来源。损失的空间分布随含气率发生再分配，而非各部件固有损失特性的简单叠加。

9.2 未来技术突破方向展望

第一，含气率—流型—性能的一体化预测模型。当前CFD–PBM计算虽能再现含气率的影响趋势，但相间闭合关系与聚并/破裂核的经验参数仍依赖工况标定。将吸入室流型的在线可观测特征（如透明管段的高速摄像或阻抗传感器信号）与PBM的边界条件相耦合，有望实现从“给定含气率计算性能”向“给定进口流型预测性能与失稳风险”的转变。

第二，溶解气析出动力学与携带气的统一建模。Miranda等的工作表明溶解气过饱和度与能量耗散速率共同控制析出行为，而现有泵内两相计算几乎无一例外地将气相视为“进口给定”的被动相。对于航空燃油这种在实际飞行包线中经历显著温压变化的介质，叶轮内原位析出可能是高转速工况下气相的重要来源。发展包含析出动力学的双流体模型，是提升高转速含气预测精度的关键一步。

第三，基于涡—熵联合诊断的含气适应性设计准则。本文的涡分解与熵产分析已经展示了“涡结构类型—湍流耗散强度—增压能力”之间的关联。将这一关联转化为设计参数（叶片安放角、诱导轮—叶轮轴向间隙、吸油室收缩率等）的定量约束，有可能在气动设计阶段就为增压泵赋予更宽的含气稳定工作裕度，而非依赖后期的运行边界规避。

第四，变转速含气工况的主动控制策略。6%阈值与14.5%阈值的识别为转速调度提供了物理依据：当含气率处于过渡区间时，适度调整转速以改变离心束缚与湍流输运的相对强度，是否能够延缓叶轮滞留的发生或减轻喘振幅度，是一个兼具理论意义与工程可行性的问题。这需要将非定常含气CFD与转速闭环控制律进行联合仿真与试验验证。