呂 雅，唐海龍，陳 敏

（北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191）

超高壓比民用發(fā)動(dòng)機(jī)部件技術(shù)水平初步研究

呂 雅，唐海龍，陳 敏

（北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191）

提高總增壓比是下一代民用發(fā)動(dòng)機(jī)的重要發(fā)展趨勢(shì)之一，有必要對(duì)于這一特征的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行循環(huán)參數(shù)的研究。利用已有基于G asturb平臺(tái)開發(fā)的0維變比熱部件級(jí)性能計(jì)算模型，在發(fā)動(dòng)機(jī)安裝尺寸給定的前提下，總增壓比由40提高至60，分析比較不同構(gòu)型的直驅(qū)風(fēng)扇方案與齒輪傳動(dòng)方案對(duì)部件效率，冷卻水平對(duì)循環(huán)參數(shù)優(yōu)選過(guò)程的影響。結(jié)果表明：為實(shí)現(xiàn)更低耗油率，采用更高設(shè)計(jì)循環(huán)增壓比，需要部件效率平均提高1%，冷卻水平提高20%，此時(shí)性能均優(yōu)于現(xiàn)有的大涵道比渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)G TF-11。因此，若技術(shù)水平未能達(dá)到預(yù)期目標(biāo)，則需匹配合適的增壓比才能達(dá)到更低的耗油率。

民用發(fā)動(dòng)機(jī)；總增壓比；循環(huán)參數(shù)；部件效率；冷卻水平

0 引言

目前民用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的發(fā)展趨勢(shì)為“3高”，即高涵道比、高總壓比、高渦輪前溫度。涵道比影響飛機(jī)安裝性能并受尺寸的限制，在美國(guó)UEET計(jì)劃中，常規(guī)的涵道比極限為12～13，發(fā)展空間不大[1-2]。渦輪前溫度的提高受到材料強(qiáng)度、冷卻水平、測(cè)量精度和排放要求等限制。另外，考慮到節(jié)流比以及性能退化等影響，渦輪前溫度應(yīng)留有一定裕度。當(dāng)前，LeapX發(fā)動(dòng)機(jī)總壓比為43，涵道比為11，渦輪前溫度接近2000 K?？紤]到材料水平及冷卻技術(shù)的發(fā)展趨勢(shì)，渦輪前溫度的提高已經(jīng)趨于平緩[3-5]。而在當(dāng)前水平的渦輪前溫度和部件效率的條件下，總增壓比仍低于最經(jīng)濟(jì)增壓比[6-8]，還有進(jìn)一步提升的潛力?？傇鰤罕鹊奶岣呖赏ㄟ^(guò)提高高、低壓壓氣機(jī)壓比實(shí)現(xiàn)。對(duì)于常規(guī)先進(jìn)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)，由于低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速較低，提高低壓壓氣機(jī)壓比受限，因此可采用提高高壓壓氣機(jī)壓比的方式(ATF方案)；而對(duì)于采用齒輪傳動(dòng)風(fēng)扇技術(shù)的發(fā)動(dòng)機(jī)，由于低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速較高，因此可采用提高低壓壓氣機(jī)壓比的方式（GTF方案）。

世界各大航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造商為提高自身競(jìng)爭(zhēng)力，推出更高總壓比的民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)品。GE公司的GE9X發(fā)動(dòng)機(jī)采用11級(jí)高壓壓氣機(jī)，高壓壓比達(dá)到27，總增壓比達(dá)到60，耗油率預(yù)計(jì)比任何1個(gè)寬體客機(jī)至少降低5%[9]。PW公司的PW1000G發(fā)動(dòng)機(jī)，通過(guò)采用齒輪傳動(dòng)的結(jié)構(gòu)形式使低壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速提高從而增加增壓級(jí)的級(jí)間增壓比，使得總增壓比達(dá)到40以上，耗油率降低12%，壓氣機(jī)的級(jí)數(shù)減少，質(zhì)量和維修成本降低[10-13]。

針對(duì)超高壓比民用發(fā)動(dòng)機(jī)，國(guó)內(nèi)外已公開的文獻(xiàn)中并未量化分析風(fēng)扇壓比與涵道比的選擇原則、部件技術(shù)水平對(duì)總增壓比與耗油率相互關(guān)系的影響、不同構(gòu)型發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)選擇的差異。本文針對(duì)這一背景對(duì)進(jìn)行超高壓比民用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)部件技術(shù)水平進(jìn)行了初步研究。

1 超高壓比民用發(fā)動(dòng)機(jī)計(jì)算模型

以航空發(fā)動(dòng)機(jī)共同工作原理為基礎(chǔ)，結(jié)合各部件敏感性分析。同時(shí)利用優(yōu)選方法進(jìn)行循環(huán)參數(shù)的優(yōu)選，從而量化分析部件技術(shù)水平對(duì)循環(huán)參數(shù)優(yōu)選結(jié)果的影響。

所采用的超高壓比民用大涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)性能計(jì)算模型為基于Gasturb平臺(tái)開發(fā)的0維變比熱部件級(jí)模型，如圖1所示。

建模流程如圖2所示。首先設(shè)定各部件設(shè)計(jì)循環(huán)參數(shù)與進(jìn)口參數(shù)，進(jìn)行設(shè)計(jì)點(diǎn)計(jì)算，若性能參數(shù)滿足要求，將輸出結(jié)果導(dǎo)出；若不滿足要求，則重新修改參數(shù)設(shè)定，直至性能參數(shù)滿足要求。

2 研究方法

2.1 部件性能水平選取

以GE和PW公司的發(fā)展成果分別作為背景，研究2種途徑實(shí)現(xiàn)高總增壓比時(shí)，為追求更低耗油率，分析部件技術(shù)水平對(duì)循環(huán)參數(shù)優(yōu)選結(jié)果的影響。

對(duì)風(fēng)扇壓比、引氣量、高壓壓氣機(jī)壓比、低壓壓比、涵道比、部件效率、渦輪前溫度進(jìn)行參數(shù)影響分析。其中風(fēng)扇壓比以及對(duì)應(yīng)的涵道比影響內(nèi)外涵的能量分配，即直接影響推力和耗油率；引氣量的大小受到渦輪材料及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響；高、低壓壓氣機(jī)壓比決定發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)涵的作功能力與流通能力；部件效率關(guān)系到發(fā)動(dòng)機(jī)的總效率；渦輪前溫度是衡量發(fā)動(dòng)機(jī)性能的重要技術(shù)指標(biāo)，同時(shí)渦輪前溫度也受到冷卻技術(shù)、材料水平的限制。所以，在不同冷卻技術(shù)與部件效率水平下，對(duì)以上設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選分析，以耗油率最低為原則，滿足推力需求和發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)型的約束條件，進(jìn)而分析實(shí)現(xiàn)高總增壓比對(duì)部件技術(shù)水平的需求。文獻(xiàn)[5，14]分析了當(dāng)前的部件技術(shù)水平，其中引氣量為17.5%～25%[15]，考慮到未來(lái)技術(shù)水平可能提高的程度，各循環(huán)參數(shù)按照不同的水平給出，見表 1～4。

由于GTF發(fā)動(dòng)機(jī)采用高速增壓壓氣機(jī)和高速低壓渦輪，低壓渦輪流道截面半徑減小。為保證高、低壓渦輪流道匹配，高壓渦輪流道截面半徑減小，轉(zhuǎn)速提高，高壓渦輪載荷不能過(guò)高，GTF發(fā)動(dòng)機(jī)高壓壓氣機(jī)壓比應(yīng)低于ATF發(fā)動(dòng)機(jī)的。發(fā)動(dòng)機(jī)主要循環(huán)參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要循環(huán)參數(shù)

發(fā)動(dòng)機(jī)部件效率設(shè)計(jì)參數(shù)見表2，GTF方案低壓壓比與高壓壓比設(shè)定見表3。

GTF高壓壓氣機(jī)壓比當(dāng)前為15～16，考慮將來(lái)技術(shù)進(jìn)步，也對(duì)高壓壓氣機(jī)壓比為18的情況進(jìn)行對(duì)比分析?；緟?shù)見表4。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)部件效率設(shè)計(jì)參數(shù)

表3 GTF方案低壓壓比與高壓壓比設(shè)定

表4 基本參數(shù)

2.2 優(yōu)選

由于目前缺少對(duì)超高壓比民用大涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇壓比和涵道比優(yōu)選原則的分析，且風(fēng)扇壓比、涵道比對(duì)于推力、耗油率以及功率分配均有直接影響，所以首先進(jìn)行風(fēng)扇壓比與對(duì)應(yīng)最佳涵道比的優(yōu)選。

由于民用發(fā)動(dòng)機(jī)追求低耗油率與合適的推力，所以在優(yōu)選過(guò)程中以巡航設(shè)計(jì)點(diǎn)耗油率最低為優(yōu)選目標(biāo)。當(dāng)風(fēng)扇進(jìn)口實(shí)際流量為372.1 kg/s時(shí)，對(duì)應(yīng)的總推力為42.79 kN[5]，所以推力取值不小于該值。同時(shí)，為滿足能量分配達(dá)到最佳，內(nèi)、外涵道排氣速度之比按式（1）選取

式中：VB、V1B分別為內(nèi)、外涵道排氣速度；ELSM為低壓軸機(jī)械效率；ELPT為低壓渦輪效率；ELPC為低壓壓氣機(jī)效率。

保證發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口總空氣流量不變，即在相同的安裝尺寸前提下，優(yōu)選最佳涵道比及風(fēng)扇壓比的過(guò)程如下：

（1）通過(guò)推力隨涵道比變化關(guān)系圖得到推力滿足要求時(shí)涵道比的范圍。

（2）通過(guò)耗油率隨涵道比變化關(guān)系圖得到上述涵道比范圍內(nèi)耗油率可達(dá)到最小時(shí)的風(fēng)扇壓比。

（3）通過(guò)內(nèi)、外涵排氣速度比隨涵道比的變化關(guān)系圖，取上述風(fēng)扇壓比對(duì)應(yīng)的近似最佳涵道比。

（4）將上述3步所選參數(shù)帶入gasturb，圍繞近似最佳涵道比，在一定的區(qū)間內(nèi)調(diào)整，得到最佳涵道比。

3 計(jì)算結(jié)果

3.1 部件性能水平對(duì)循環(huán)參數(shù)的影響分析

3.1.1 ATF方案參數(shù)影響分析

保持總的空氣流量不變，即相同的安裝尺寸和設(shè)計(jì)參數(shù)。對(duì)不同高壓壓比的ATF方案比較，隨高壓壓比的增大，高壓轉(zhuǎn)子所需壓縮功增加，高壓渦輪膨脹比增大，低壓渦輪進(jìn)口總溫總壓減小，低壓渦輪出口總溫總壓減小，內(nèi)涵排氣速度減小。令最佳涵道比減小，使得內(nèi)涵參與作功氣體增多，內(nèi)、外涵排氣速度比滿足約束條件。最佳涵道比減小，內(nèi)、外涵排氣速度增大，單位推力增大，進(jìn)口空氣流量不變，推力增大。

推力與高壓壓氣機(jī)壓比變化關(guān)系如圖3所示。從圖中可見，由于最佳涵道比不同，隨著引氣量增加，參與作功氣體減少，為滿足內(nèi)外涵排氣速度比約束，最佳涵道比減小，同理，推力增大。

耗油率與高壓壓氣機(jī)壓比變化關(guān)系如圖4所示。從圖中可見，考慮到冷卻引氣的影響后，其他設(shè)計(jì)參數(shù)保持不變，隨著引氣量的增加，耗油率增大且耗油率由原本的隨高壓壓氣機(jī)壓比增大而減小的趨勢(shì)發(fā)生改變，有回升趨勢(shì)。引氣量增加，最佳涵道比減小，尾噴管排氣速度增大，余氣損失較大，耗油率增大。由于冷卻引氣消耗了壓縮功，且不參與燃燒，同時(shí)冷卻渦輪動(dòng)葉的冷卻氣不參與作功，在渦輪前溫度一定時(shí)，高壓壓氣機(jī)壓比越高，加熱量越小，損失越大，當(dāng)其過(guò)大時(shí)會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率降低。因此，以耗油率最低為原則進(jìn)行優(yōu)選時(shí)，冷卻水平影響高壓壓氣機(jī)壓比選擇，更低的引氣量對(duì)應(yīng)更高的高壓壓氣機(jī)壓比。

低、高壓渦輪膨脹比與高壓壓比變化關(guān)系如圖5、6所示。從圖中可見，隨著高壓壓氣機(jī)壓比增大，高壓壓氣機(jī)消耗壓縮功增加，為滿足高壓轉(zhuǎn)子功率平衡，高壓渦輪膨脹比逐漸增大，變化范圍為5.11至7.73；由于低壓壓比不變，低壓渦輪膨脹比基本不變。

考慮到冷卻引氣的影響后，其它設(shè)計(jì)參數(shù)保持不變，隨著引氣量的增加，低壓渦輪進(jìn)口溫度降低，內(nèi)涵排氣速度減小，為保持內(nèi)、外涵排氣速度比不變，外涵分配的能量減小，低壓轉(zhuǎn)子所需壓縮功減小，低壓渦輪膨脹比減?。浑S引氣量的增加，參與高壓渦輪作功的氣體減少，為滿足高壓轉(zhuǎn)子功率平衡，高壓渦輪膨脹比增大。

為確保高、低壓渦輪處于合理高效率的工作狀態(tài)，且受到技術(shù)水平的制約，渦輪膨脹比應(yīng)處于合適的取值范圍（圖5、6），膨脹比存在最大值的約束。因此，為滿足膨脹比取值范圍的約束，冷卻引氣影響高壓壓氣機(jī)壓比的選擇。

考慮部件效率的影響，保持引氣量為20%不變，隨著部件效率降低、其它設(shè)計(jì)參數(shù)相同時(shí)，熱效率降低，可用功率減少，循環(huán)功減少，傳遞給外涵能量減少，為滿足內(nèi)、外涵排氣速度比的約束，最佳涵道比減小，內(nèi)外涵排氣速度增加，由于總流量不變，總推力增大，余氣損失較大，耗油率增加。隨著各部件效率均減小0.01，耗油率平均增加4.16%，推力平均增大0.54%，推力受到的影響明顯小于耗油率受到的影響。因此，部件效率直接影響最佳涵道比選擇，進(jìn)而影響推力、耗油率等性能參數(shù)。

耗油率與高壓壓比變化關(guān)系如圖7所示。從圖中可見，在其他設(shè)計(jì)參數(shù)相同時(shí)，隨著部件效率的降低，耗油率由原本的隨高壓壓氣機(jī)壓比增大而減小的趨勢(shì)發(fā)生了改變，變?yōu)橄葴p小后增大。其中高壓壓氣機(jī)效率的影響較大。在渦輪前溫度一定時(shí)，隨著高壓壓氣機(jī)壓比增大，加熱量減小，燃油流量減少，循環(huán)功減小，單位推力減小，耗油率呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢(shì)，存在對(duì)應(yīng)于耗油率最低的高壓壓氣機(jī)壓比。由于部件效率降低，循環(huán)功減小程度變大，使得對(duì)應(yīng)于耗油率最低的高壓壓氣機(jī)壓比變小，耗油率呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。

因此，以耗油率最低為原則進(jìn)行循環(huán)參數(shù)優(yōu)選時(shí)，部件效率越高可以匹配出更高的高壓壓氣機(jī)壓比；不同部件效率對(duì)耗油率的影響程度不同，若技術(shù)水平不能使部件效率達(dá)到預(yù)期效果，則盡可能改善對(duì)耗油率影響較大的部件效率。

高壓渦輪膨脹比與高壓壓比變化關(guān)系如圖8所示。從圖中可見，隨著部件效率降低，以高壓渦輪膨脹比取在合適范圍作為約束條件對(duì)應(yīng)的高壓壓氣機(jī)壓比減小，其中高壓壓氣機(jī)效率影響較大。所以，以渦輪膨脹比取在合適范圍為約束條件進(jìn)行循環(huán)參數(shù)優(yōu)選時(shí)，更高的部件效率對(duì)應(yīng)更高的高壓壓氣機(jī)壓比；不同部件效率產(chǎn)生的影響程度不同，若技術(shù)水平不能使部件效率達(dá)到預(yù)期效果，則盡可能改善影響較大的部件效率，以匹配更高的高壓壓氣機(jī)壓比。

3.1.2 GTF方案參數(shù)影響分析

在保持風(fēng)扇直徑與總的空氣流量不變時(shí)，對(duì)于相同設(shè)計(jì)參數(shù)、不同低壓壓比的GTF方案，隨低壓壓比的增大，低壓轉(zhuǎn)子所需壓縮功增加，低壓渦輪膨脹比增大，低壓渦輪出口總溫總壓減小，內(nèi)涵排氣速度減小，則選取更小的最佳涵道比，使得內(nèi)涵參與作功氣體增加，內(nèi)、外涵排氣速度比滿足約束。隨低壓壓比增大，最佳涵道比減小。

耗油率、推力與低壓壓比變化關(guān)系如圖9、10所示?？紤]引氣量的影響，引氣量由15%增加至25%，在其他設(shè)計(jì)參數(shù)相同時(shí)，參與作功氣體減少，為滿足功率平衡，渦輪膨脹比增大，低壓渦輪出口總溫總壓減小，內(nèi)涵排氣速度降低，則選取更小的最佳涵道比，使得內(nèi)涵參與作功氣體增加，內(nèi)、外涵排氣速度比滿足約束條件。在對(duì)應(yīng)的最佳涵道比下耗油率平均增加3.386%、推力平均增大0.788%，耗油率的變化較為明顯（原因同ATF方案）。因此，依據(jù)涵道比優(yōu)選原則，引氣量直接影響最佳涵道比的取值，進(jìn)而影響推力、耗油率等性能參數(shù)。

在優(yōu)選過(guò)程中，以耗油率最低為原則，分析引氣量對(duì)高、低壓壓比的影響。從圖10中可見，當(dāng)引氣量為15%時(shí)，隨著低壓壓比的增大，高壓壓氣機(jī)壓比為18對(duì)應(yīng)的耗油率較低且逐漸降低。引氣量增大至20%、低壓壓比小于3.8時(shí)，隨著低壓壓比的增大，高壓壓氣機(jī)壓比為18對(duì)應(yīng)的耗油率較低且逐漸降低；低壓壓比大于3.8時(shí)，隨低壓壓比的增大，高壓壓氣機(jī)壓比為15對(duì)應(yīng)的耗油率較低且逐漸降低。引氣量增大至25%、低壓壓比小于3.6時(shí)，隨著低壓壓比增大，高壓壓氣機(jī)壓比為18對(duì)應(yīng)的耗油率較低且逐漸降低；低壓壓比大于3.6時(shí)，隨低壓壓比增加，高壓壓氣機(jī)壓比為15對(duì)應(yīng)的耗油率較低且逐漸降低。

高壓壓氣機(jī)壓比為18時(shí)，隨著引氣量的增加，耗油率由原本隨低壓壓比增大而降低的趨勢(shì)發(fā)生了改變，變?yōu)橄葴p少后增加（原因同ATF方案）。因此，以耗油率最低為原則進(jìn)行GTF方案循環(huán)參數(shù)優(yōu)選時(shí)，較高的冷卻技術(shù)能夠匹配出較高的總增壓比；若冷卻技術(shù)不能達(dá)到預(yù)期要求，則匹配的總增壓比需適當(dāng)降低。

高、低壓渦輪膨脹比與低壓壓比變化關(guān)系分別如圖11、12所示。為確保高、低壓渦輪處于合理且高效率的工作狀態(tài)，渦輪膨脹比應(yīng)處于合理的取值范圍。在優(yōu)選過(guò)程中，以渦輪膨脹比取值合理為約束，分析引氣量對(duì)壓比選擇的影響。隨低壓壓比增大，風(fēng)扇與增壓級(jí)消耗功率增大，高壓壓氣機(jī)進(jìn)口總溫升高，高壓壓氣機(jī)消耗功率增大，為滿足功率平衡，高、低壓渦輪膨脹比均逐漸增大。隨著引氣量的增加，參與高壓渦輪作功氣體減少，為滿足功平衡，高壓渦輪膨脹比增大，變化范圍為3.34～6.83。渦輪前溫度不變，隨著引氣量的增加，低壓渦輪進(jìn)口溫度降低，內(nèi)涵排氣速度減小，為保持內(nèi)、外涵排氣速度比不變，外涵分配的能量減小，外涵氣體減少，低壓渦輪膨脹比減小，變化范圍為10.91～7.00。因此，為滿足膨脹比取值范圍的約束，高壓壓氣機(jī)壓比、低壓壓比的優(yōu)選應(yīng)以冷卻水平為依據(jù)。

在其他設(shè)計(jì)參數(shù)相同時(shí)，隨著各部件效率均減小1%，最佳涵道比減?。簽闈M足高、低壓轉(zhuǎn)子功率平衡，渦輪膨脹比增大，內(nèi)涵排氣速度減小，令最佳涵道比減小以滿足內(nèi)、外涵排氣速度比約束。推力增大0.554%，耗油率增加4.196%，推力受到影響明顯小于耗油率受到的影響（原因同ATF方案）。所以，部件效率直接影響最佳涵道比的選取，進(jìn)而影響推力、耗油率等性能參數(shù)。

耗油率、低壓渦輪膨脹比與低壓壓比變化關(guān)系分別如圖13、14所示。隨著各部件效率均降低了0.01，耗油率增加，其中對(duì)低壓渦輪效率影響較大，對(duì)高壓渦輪效率影響較小；滿足膨脹比條件的低壓壓比減小，其中對(duì)高壓壓氣機(jī)效率影響較大，對(duì)低壓部件效率影響較小。所以，以耗油率最低為原則，渦輪膨脹比為約束進(jìn)行循環(huán)參數(shù)優(yōu)選時(shí)，更高的部件效率是匹配更高總增壓比的前提；若技術(shù)水平未使部件效率達(dá)到預(yù)期效果，則盡可能改善影響較大的部件效率，以匹配更高高壓比。

3.2 方案優(yōu)選方法

由于風(fēng)扇壓比、涵道比對(duì)大涵道比民用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推力、耗油率有直接影響，因此，以ATF方案的引氣量為15%、高壓壓氣機(jī)壓比為25、部件效率為最初設(shè)定效率、渦輪前溫度為1700 K為例，介紹風(fēng)扇壓比與最佳涵道比的優(yōu)選方法：

（1）在不同風(fēng)扇壓比下的推力隨涵道比變化關(guān)系如圖15所示。從圖中可見，推力至少為42.79 kN時(shí)涵道比的取值范圍為7～12.2。

（2）在不同風(fēng)扇壓比下的耗油率隨涵道比的變化關(guān)系如圖16所示。從圖中可見，在涵道比≤12.2的范圍內(nèi)，耗油率可能達(dá)到最低的風(fēng)扇壓比為1.55～1.60。

（3）在不同風(fēng)扇壓比下的排氣速度比隨涵道比的變化關(guān)系如圖17所示。從圖中可見，涵道比在7～12.2的范圍內(nèi)，風(fēng)扇壓比為1.55～1.60，排氣速度比近似0.838時(shí)對(duì)應(yīng)的最佳涵道比分別為11.689和10.762。得到滿足推力要求、能量分配達(dá)到最佳、耗油率最低的風(fēng)扇壓比與涵道比。

3.3 優(yōu)選結(jié)果

利用上述優(yōu)選方法進(jìn)行風(fēng)扇壓比與最佳涵道比的優(yōu)選，根據(jù)部件效率、引氣量對(duì)循環(huán)參數(shù)的影響分析，以高、低壓渦輪膨脹比取在合理范圍為約束，耗油率最低為目標(biāo)進(jìn)行優(yōu)選分析：

（1）ATF方案比較分析。由計(jì)算得到的性能參數(shù)比較可知，在其他設(shè)計(jì)參數(shù)相同時(shí)，風(fēng)扇壓比在1.55情況下最經(jīng)濟(jì)，所以優(yōu)選出的風(fēng)扇壓比為1.55。

針對(duì)當(dāng)前技術(shù)水平及令渦輪處于合理高效的工況，高壓渦輪膨脹比合理取值為5～6，低壓渦輪膨脹比合理取值為7～8。綜合考慮，20%引氣量基本滿足要求，但是20%引氣量對(duì)材料要求過(guò)高，所以需要與25%引氣量的性能參數(shù)進(jìn)行比較分析。綜合考慮推力、耗油率、高低壓渦輪膨脹比的影響，選擇高壓壓比為25。滿足膨脹比約束且以耗油率最低為原則，渦輪前溫度取為1700 K。隨著部件效率的降低，在最佳涵道比下，耗油率增加的趨勢(shì)大于推力增大的趨勢(shì)，以耗油率最低為原則，最終優(yōu)選出原始效率設(shè)定。

（2）GTF方案比較分析。由設(shè)計(jì)點(diǎn)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較可知，在其他設(shè)計(jì)參數(shù)相同時(shí)，風(fēng)扇壓比在1.55情況下最經(jīng)濟(jì)，所以優(yōu)選出的風(fēng)扇壓比為1.55。

GTF方案增壓級(jí)工作轉(zhuǎn)速較ATF方案的高，切線速度大，由式2可知低壓壓氣機(jī)所需輪緣功增加，由渦輪與壓氣機(jī)功率平衡及式（3）[17]可知低壓渦輪膨脹比增大，則低壓渦輪膨脹比限制值增大達(dá)到8以上[18]。

由于GTF方案特征為風(fēng)扇與增壓級(jí)之間設(shè)有減速齒輪箱，使風(fēng)扇與增壓級(jí)分別處于最佳轉(zhuǎn)速工作狀態(tài)，增壓級(jí)與低壓渦輪轉(zhuǎn)速提高。為避免低壓渦輪葉尖切線速度過(guò)大，需減小低壓渦輪流道截面半徑。由于高低壓渦輪流道的匹配，減小過(guò)渡段距離，高壓渦輪流道截面半徑也需減小，則產(chǎn)生相同輪緣功時(shí)，高壓渦輪轉(zhuǎn)速提高。為保證高壓渦輪的效率，避免載荷過(guò)大，限制高壓渦輪膨脹比小于5。

依據(jù)前文引氣量對(duì)循環(huán)參數(shù)優(yōu)選的影響分析，以耗油率最低，渦輪膨脹比滿足約束為前提。在冷卻水平較高和較低時(shí)，其可匹配高壓壓氣機(jī)壓比分別為18、15時(shí)，優(yōu)選出的引氣量分別為25%和20%，低壓壓比分別為3.6和3.0。雖然20%方案對(duì)應(yīng)的耗油率較低一些，但由于20%的引氣量對(duì)材料要求更高，所以同時(shí)對(duì)引氣量為25%的方案進(jìn)行分析比較。

效率降低帶來(lái)的推力上的益處，遠(yuǎn)沒(méi)有耗油率的損失大，所以優(yōu)選較高效率的設(shè)定。

滿足渦輪膨脹比約束且以耗油率最低為原則，渦輪前溫度優(yōu)選為1750 K。

2種方案的部件效率、循環(huán)參數(shù)分別見表5～8。

表5 ATF方案部件效率

表6 ATF方案循環(huán)參數(shù)

表7 GTF方案部件效率

表8 GTF方案循環(huán)參數(shù)

取ATF與GTF進(jìn)口換算流量相同，為GTF-11進(jìn)口換算流量，便于比較2種方案的性能參數(shù)，20%、25%引氣量?jī)?yōu)選方案性能參數(shù)比較分別見表9、10。

表9 20%引氣量?jī)?yōu)選方案性能參數(shù)比較

表10 25%引氣量?jī)?yōu)選方案性能參數(shù)比較

將優(yōu)選參數(shù)利用Gasturb進(jìn)行設(shè)計(jì)點(diǎn)計(jì)算得到的性能參數(shù)分別與GTF-11發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行比較，耗油率最多降低6.75%，推力最多增大3.93%，性能得到了明顯改善。其中，引氣量為25%降低為20%，冷卻水平提高了20%[13]。部件效率提高0.5%～2%，高壓渦輪效率提高較為顯著[5]。

隨著技術(shù)進(jìn)步，ATF方案高壓壓氣機(jī)壓比由22左右提高到25較為合適。

高壓壓氣機(jī)壓比為18的GTF方案，推力、膨脹比滿足要求，耗油率為0.512 kg/(daN·h)，相比于高壓壓比15的耗油率0.519 kg/(daN·h)，性能得到改善，所以，隨著技術(shù)進(jìn)步，適當(dāng)提高GTF方案的高壓壓氣機(jī)壓比有利于性能提高。

ATF與GTF2種方案構(gòu)型不同，提高總增壓比途徑不同，在優(yōu)選過(guò)程中，渦輪膨脹比約束條件不同，技術(shù)水平對(duì)優(yōu)選結(jié)果影響程度不同，最終，影響性能參數(shù)計(jì)算結(jié)果。其中，GTF方案耗油率改善較明顯，ATF方案推力增大較明顯。

4 結(jié)論

（1）比較優(yōu)選方案，不同構(gòu)型發(fā)動(dòng)機(jī)的渦輪膨脹比約束條件不同，技術(shù)水平對(duì)循環(huán)參數(shù)影響程度不同，優(yōu)選出的設(shè)計(jì)參數(shù)與基準(zhǔn)的性能參數(shù)有很大區(qū)別。其中GTF方案耗油率改善較多，ATF方案推力增大較大。

（2）總增壓比由40增大至60以上，部件效率需相應(yīng)平均提高1%。所以，部件效率提高是選擇更高的總壓比、降低巡航耗油率的前提。當(dāng)部件效率無(wú)法達(dá)到設(shè)計(jì)值時(shí)，合適的總壓比設(shè)計(jì)才能匹配出相對(duì)較低的巡航耗油率；

（3）高、低壓壓氣機(jī)壓比、涵道比的選取與冷卻技術(shù)有直接關(guān)系，隨著總增壓比的提高，引氣量需相應(yīng)降低20%，以提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能。所以，只有在冷卻技術(shù)水平提高的基礎(chǔ)上才能匹配更高的總增壓比以降低耗油率。當(dāng)冷卻技術(shù)水平無(wú)法達(dá)到預(yù)期目標(biāo)，匹配合適的總增壓比才能實(shí)現(xiàn)更低的耗油率。

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Preliminary Study on Component Technologies of Ultra High Pressure Ratio of Civil Engine

LYU Ya,TANG Hai-long,CHEN Min
（School of Energy and Power Engineering,Beihang University,Beijing 100191,China）

Increasing the total pressure ratio is one of the most important development tendencies of the next generation civil engine.Therefore,a study on the cycle parameters of that engine is necessary.The component-level variable specific heat zero dimension models are developed based on Gasturb.The paper concentrates on how the efficiencies and cooling system influence design point cycle parameters along with total pressure ratio increasing from 40 to 60 based on the changeless inlet area.Those parameters of two different turbofans which are Advanced Turbo-Fan(ATF)and Geared Turbo-Fan(GTF)were optimized.Results show that a design with higher total pressure ratio to achieve the lowest Specific Fuel Consumption (SFC)needs 1%higher components efficiencies and 20%higher cooling technical level.Compared with the performance of GTF-11,the performance of the two turbofans were improved significantly.Consequently,if the components technical level can not meet expectations,the appropriate lower total pressure ratio may match the lower SFC.

civil engine;total pressure ratio;cycle parameters;component efficiency;cooling level

V 235.13

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2017.01.007

2016-05-09

呂雅（1992），女，在讀碩士研究生，研究方向?yàn)楹娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)總體性能；E-mail:ximilulvya@163.com。

呂雅，唐海龍，陳敏.超高壓比民用發(fā)動(dòng)機(jī)部件技術(shù)水平初步研究 [J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2017，43（1）：32-40.LYUYa,TANGHailong,CHENMin.Preliminarystudyon componenttechnologiesofultrahighpressureratioofcivilturbofanengine[J].Aeroengine，2017，43（1）：32-40.

(編輯：張寶玲)