徐風(fēng)磊，謝鎮(zhèn)波，李邊疆，蔡娜，胡強(qiáng)

（1.海軍航空大學(xué) 青島校區(qū)，青島266041）

（2.海軍裝備部 裝備項目管理中心，北京100000）

0 引 言

航空發(fā)動機(jī)的加力常用于戰(zhàn)斗機(jī)執(zhí)行緊急起飛、快速爬升、超機(jī)動飛行和著艦復(fù)飛等飛行任務(wù)。發(fā)動機(jī)的加力過程通常分為加力接通和加力切斷，且均會對其穩(wěn)定性、壽命、強(qiáng)度等帶來較大影響。如何合理確定加力供油量與尾噴管喉部面積之間的匹配關(guān)系［1］，使得這一過程盡量減小對主機(jī)（燃?xì)獍l(fā)生器）狀態(tài)的影響［2-3］，保證飛機(jī)和發(fā)動機(jī)安全穩(wěn)定工作，已成為重要的研究課題。

馬明明［4］通過分析試驗數(shù)據(jù)指出加力供油不合理或與噴管調(diào)節(jié)不匹配都會對主機(jī)的穩(wěn)定性產(chǎn)生不利的影響；郝曉樂等［5-7］通過分析試飛數(shù)據(jù)得出合理的加力供油與點火延時時間對接力接通可靠性的影響較大，但未對供油與噴管的匹配工作機(jī)理進(jìn)行深入研究；薛倩等［8］建立了渦扇發(fā)動機(jī)加力接通過程的數(shù)學(xué)仿真模型，分析了接通加力過程中加力溫度、渦輪總落壓比和加力推力的變化趨勢，但未對加力供油量、供油時序和噴管面積的匹配機(jī)理進(jìn)行深入研究；李偉等［9］研究了噴管面積調(diào)節(jié)精度對渦扇發(fā)動機(jī)加力性能的影響，指出噴管面積調(diào)節(jié)精度對低壓部件的影響較大，噴管延時調(diào)節(jié)對發(fā)動機(jī)的穩(wěn)定性較為有利，但未分析噴管調(diào)節(jié)延時對加力供油量的影響。美國的H.Richter［10］僅對加力過渡過程的控制規(guī)律進(jìn)行了簡要論述，未詳細(xì)論述噴管調(diào)節(jié)規(guī)律對加力過渡態(tài)的影響。

上述文獻(xiàn)對發(fā)動機(jī)加力接通過程中噴管調(diào)節(jié)與供油量的匹配工作研究較少，因此本文以某型渦扇發(fā)動機(jī)為平臺，對加力過程中加力供油量、供油時序和噴管喉部面積的匹配機(jī)理進(jìn)行分析，確定加力燃燒室供油時序和噴管喉部面積調(diào)節(jié)時序的簡化方法。在此基礎(chǔ)上，基于部件法建立渦扇發(fā)動機(jī)加力接通的數(shù)學(xué)模型，開發(fā)計算程序，對某型渦扇發(fā)動機(jī)加力接通與加力切斷過程的特性進(jìn)行計算，研究噴管調(diào)節(jié)不到位對發(fā)動機(jī)狀態(tài)的影響，并提出一種解決措施。

1 渦扇發(fā)動機(jī)加力接通過程仿真模型

1.1 考慮容積效應(yīng)與轉(zhuǎn)子動力學(xué)的發(fā)動機(jī)加力接通過程計算模型

發(fā)動機(jī)加力接通屬于過渡態(tài)的一種，控制方程仍為傳統(tǒng)的能量平衡和流量平衡方程［11-13］。獨立變量選取與以往相同，可以解出與控制方程有關(guān)的平衡關(guān)系式（即誤差方程組），只是動態(tài)方程中含有與時間有關(guān)的動態(tài)項，因此在兩個時間步長中還必須考慮發(fā)動機(jī)隨時間變化與控制方程有關(guān)的平衡關(guān)系式（即誤差方程組），主要為加力燃燒室、外涵道容積中的空氣質(zhì)量和能量的貯存，其他諸如發(fā)動機(jī)與空氣（及燃?xì)猓┑臒峤粨Q、幾何參數(shù)或配合間隙隨溫度的變化關(guān)系等，本模型不考慮。

（1）流量平衡方程

式中：Wout為出口流量；Win為入口流量；V為容積；R為氣體參數(shù)；T為溫度；P為壓力。

式（1）用于描述每個容積（加力燃燒室和外涵道）的進(jìn)出口（in和out）之間的流量關(guān)系。

（2）能量守衡方程

式中：h為單位流量的焓；u為單位流量的內(nèi)能。

式（2）用于描述每個容積（加力燃燒室和外涵道）的進(jìn)出口（in和out）之間能量關(guān)系。

（3）功率守衡方程

式中：LT為渦輪功率；η為機(jī)械效率；LC為壓氣機(jī)功率；LEXT為提取功率；J為壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動慣量；n為轉(zhuǎn)速。

1.2 加力供油量與噴管控制時序簡化模型

加力式發(fā)動機(jī)主控制系統(tǒng)與加力控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖如圖1所示，其中PLA為油門桿位置，T1為進(jìn)氣溫度，P1為進(jìn)氣壓力，nL低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，nH為高壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，P3高壓壓氣機(jī)后，壓力P6為低壓燃?xì)鉁u輪后壓力，T6為低壓燃?xì)鉁u輪后溫度。發(fā)動機(jī)加力狀態(tài)的控制規(guī)律要求加力時保持主機(jī)的工作狀態(tài)不發(fā)生變化。發(fā)動機(jī)在加力狀態(tài)工作時，共同工作線的位置和形狀不會發(fā)生變化，主機(jī)的工作不受加力燃燒室工作的影響，以保持壓氣機(jī)和風(fēng)扇必要的穩(wěn)定裕度。因此，必須保證渦輪膨脹比不變，這一要求由加力控制系統(tǒng)實現(xiàn)。

圖1 加力式發(fā)動機(jī)的控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖［14］Fig.1 Control system structure diagram of afterburner engine［14］

1.2.1 加力供油量與供油時序

加力燃燒室燃油總管的填充過程是確定渦扇發(fā)動機(jī)加力過渡態(tài)特點的重要因素之一。某型加力式渦扇發(fā)動機(jī)的加力燃燒室供油系統(tǒng)包括5條燃油總管［8-9］：起動燃油總管，No.1、No.2、No.3和No.4燃油總管，加力供油時序曲線如圖2所示。

圖2 加力供油時序曲線Fig.2 T ime series curve of afterburner oil supply

接通加力時，向起動燃油總管充油，其充油時間按設(shè)計規(guī)定給出，一般選取為0.4 s，燃油量按照預(yù) 定 值 進(jìn) 行 供 給。例 如：W f，st=0.1W f，ab，其 中W f，ab為發(fā)動機(jī)全加力時，加力燃燒室根據(jù)加力調(diào)節(jié)規(guī)律確定的供油量，W f，ab可表示為發(fā)動機(jī)入口總壓和總溫的函數(shù)，即W f，ab=f(p1，T1)。

起動燃油管充油完成后依次向各燃油總管進(jìn)行充油，充油時間和供油量按下述方案進(jìn)行分配。

No.1燃油總管：充油時間0.4 s，供油量W f，st=0.225W f，ab。

No.2燃油總管：充油時間0.5 s，供油量W f，st=0.225W f，ab。

No.3燃油總管：充油時間0.6 s，供油量W f，st=0.225W f，ab。

No.4燃油總管：充油時間0.8 s，供油量W f，st=0.225W f，ab。

1.2.2 噴管喉部面積調(diào)節(jié)規(guī)律

在發(fā)動機(jī)加力過程采用開環(huán)加力燃油流量+閉環(huán)噴管面積控制或閉環(huán)加力燃油流量+開環(huán)噴管面積控制兩種方案。由于機(jī)械噴管調(diào)節(jié)的響應(yīng)速度比加力燃油的響應(yīng)速度慢，而兩者的響應(yīng)速度差別會造成主機(jī)的不穩(wěn)定工作，因此理論上采用第二種控制方案更加合理。但是，為了防止加力燃燒室余氣系數(shù)超過富油熄火邊界造成加力燃燒室熄火，實際上目前采用大加力比的渦扇發(fā)動機(jī)通常會選擇開環(huán)加力燃油流量+閉環(huán)噴管面積的控制方案。采用這種方案，在加力接通或切斷過程中，噴管控制系統(tǒng)設(shè)計要盡可能匹配加力燃油的變化趨勢［14］。

在加力切斷過程，就是在滿足一定條件下，迅速關(guān)閉加力燃燒室使發(fā)動機(jī)從加力狀態(tài)過渡到不加力狀態(tài)，保證主機(jī)在最大狀態(tài)穩(wěn)定工作。根據(jù)非加力狀態(tài)和加力狀態(tài)的尾噴管喉部流量連續(xù)，計算加力接通或切斷過程中噴管喉部面積A8的理論增大量或理論關(guān)小量。

噴管喉部面積A8為發(fā)動機(jī)進(jìn)氣溫度T2和油門桿角度α的函數(shù)，即A8=f(T2，α)。當(dāng)T2一定時，則A8由α決定?？紤]實際調(diào)節(jié)精度和匹配關(guān)系，在加力接通過程中，設(shè)置A8實時調(diào)節(jié)，即與加力溫度變化完全匹配和A8延遲5%兩種情況對比分析，如圖3所示。

圖3 加力接通過程A 8調(diào)節(jié)規(guī)律Fig.3 Regulation law of A 8 in the process of afterburner

2 算例與分析

采用建立的數(shù)學(xué)模型，給定加力供油時序和尾噴管面積時序，對某型渦扇發(fā)動機(jī)加力接通過程進(jìn)行計算分析，計算時以發(fā)動機(jī)主機(jī)工作于最大狀態(tài)為基準(zhǔn)，計算結(jié)果如圖4所示。

發(fā)動機(jī)加力接通過程中，噴管延遲調(diào)節(jié)將會引起風(fēng)扇物理轉(zhuǎn)速、核心機(jī)物理轉(zhuǎn)速、風(fēng)扇喘振裕度、核心機(jī)喘振裕度等參數(shù)的變化，從圖4可以看出：

圖4 接通加力過程特性變化曲線Fig.4 Characteristic curve of connecting and applying force process

（1）在接通加力起始，隨著加力燃油點燃，T7增加，A8延遲調(diào)節(jié)導(dǎo)致πT出現(xiàn)波動，πT降低約3.5%，nL降低約3.2%；隨著A8調(diào)節(jié)速率增加，被調(diào)參數(shù)逐漸升高，其中πT升高約12%，nL升高約4.8%，nH升高約3%。

（2）接通加力過程對核心機(jī)喘振裕度ΔSMC影響較小，對風(fēng)扇喘振裕度ΔSMF影響較大，與加力前對比，ΔSMF損失約3.9%，相對值損失約36%。

（3）加力接通完成后，被調(diào)參數(shù)恢復(fù)至加力起始水平，發(fā)動機(jī)開始進(jìn)入穩(wěn)定全加力狀態(tài)。

3 噴管調(diào)節(jié)延遲影響及措施

實際上，在接通加力前A8會設(shè)定預(yù)開值，但不可開得過大，否則會使πT瞬時增大，nL超轉(zhuǎn)嚴(yán)重；另外還會使加力燃燒室流速增大，壓力和溫度脈動幅度加大，造成加力點火的可靠性降低［9］。但在達(dá)到全加力狀態(tài)時，如果A8出現(xiàn)調(diào)節(jié)延遲或調(diào)節(jié)不到位，會帶來不利后果，例如A8調(diào)節(jié)比預(yù)定小，會導(dǎo)致渦輪反壓升高，渦輪落壓比降低，使轉(zhuǎn)速（尤其是nL）無法恢復(fù)到原來水平。這時可采用如下解決措施：①通過增加主燃燒室供油量W fb，提高T4，使渦輪功增加，但可能會導(dǎo)致核心機(jī)出現(xiàn)嚴(yán)重超轉(zhuǎn)或超溫；②保持主燃燒室供油量W fb不變，適當(dāng)減少加力供油量W f，ab，改善噴口的流通能力，增加渦輪功，使nL升高。

基于GJB 241A—2010規(guī)定，考慮到保證發(fā)動機(jī)不發(fā)生超溫、超轉(zhuǎn)與不穩(wěn)定工作現(xiàn)象［15］的前提，對比措施①與措施②，可以發(fā)現(xiàn)措施①不符合規(guī)定，因此采用措施②進(jìn)行計算，結(jié)果如圖5所示。

圖5 A 8調(diào)節(jié)延遲或不到位對狀態(tài)的影響Fig.5 Influence of A 8 adjustment delay or not in place on state

從圖5可以看出：在穩(wěn)態(tài)全加力時，如果A8調(diào)節(jié)延遲或不到位，會引起nL和nH下降，無法恢復(fù)到加力起始水平，且導(dǎo)致性能降低（加力推力FN，wet下降2.55%，sfcwet升 高2.55%），其 中nL下 降 了3.4%，涵道比BPR下降了17.5%，風(fēng)扇喘振裕度降低；采取本文提出的措施②，即保持W fb不變，適當(dāng)減少W f，ab，改善噴口的流通能力的措施，則可以有效改善核心機(jī)和風(fēng)扇的工作狀態(tài)，提高了風(fēng)扇的穩(wěn)定裕度，保證發(fā)動機(jī)的穩(wěn)定工作。

4 結(jié) 論

（1）本文建立的模型可以實現(xiàn)渦扇發(fā)動機(jī)接通過程的特性計算，能夠用來分析噴管延時調(diào)節(jié)對發(fā)動機(jī)性能的影響，供發(fā)動機(jī)加力設(shè)計參考。

（2）噴管喉部面積調(diào)節(jié)延遲能夠直接影響主機(jī)的工作狀態(tài)，導(dǎo)致風(fēng)扇喘振裕度降低，發(fā)動機(jī)推力性能下降，耗油率升高。

（3）如果噴管喉部面積調(diào)節(jié)延遲或不到位，會使轉(zhuǎn)速（尤其是nL）無法恢復(fù)到加力起始水平，此時可通過適當(dāng)減少W f，ab，改善噴口流通能力來改善發(fā)動機(jī)的工作狀態(tài)。