渦扇發(fā)動機(jī)放氣起動分析與試驗研究

韓文俊，王 軍，隋巖峰，邊家亮

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動機(jī)設(shè)計研究所，沈陽110015）

0 引言

航空發(fā)動機(jī)穩(wěn)定、快速地起動至關(guān)重要[1-4]。發(fā)動機(jī)起動是個加速的過渡過程，由于熱力節(jié)流的作用而造成渦輪前總溫T4升高，從而引起壓氣機(jī)后壓力P3升高，引起壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度減小[5]。如果發(fā)動機(jī)起動供油規(guī)律的給定油量過高，會導(dǎo)致起動過程壓氣機(jī)共同工作線提高，可能引起發(fā)動機(jī)在起動過程中失速或喘振。同時對于渦扇發(fā)動機(jī)來說，其起動性能還受到大氣條件的影響，比如：在炎熱的天氣下起動時，若仍然保持與標(biāo)準(zhǔn)大氣狀態(tài)下相同的供油量，則會引起發(fā)動機(jī)“冷懸掛”；相反，在寒冷的天氣下起動時，則必須減少其供油量，以避免發(fā)生“起動失速”。發(fā)動機(jī)起動過程的穩(wěn)定性主要是由壓氣機(jī)工作穩(wěn)定性決定的。研究表明，對壓氣機(jī)中間級或壓氣機(jī)后進(jìn)行放氣能夠提高壓氣機(jī)的穩(wěn)定工作裕度[6～10]。發(fā)動機(jī)起動模型為研究發(fā)動機(jī)的起動過程提供了方便的平臺。20世紀(jì)90年代，Chappell等建立了雙轉(zhuǎn)子起動模型ATEST-V3[12]，2007年Morini等針對大型單軸燃?xì)廨啓C(jī)建立了起動模型[13]；國內(nèi)學(xué)者建立了發(fā)動機(jī)單轉(zhuǎn)子起動模型[14]，以及基于部件級的雙軸渦扇發(fā)動機(jī)起動模型[3，11]等。

本文首先建立了帶放氣的發(fā)動機(jī)起動模型，定性分析放氣對發(fā)動機(jī)整機(jī)起動過程的影響；然后對某型渦扇發(fā)動機(jī)進(jìn)行放氣起動試驗研究，最終得到放氣起動對發(fā)動機(jī)起動過程的影響規(guī)律。

1 放氣起動的建模與仿真分析

1.1 放氣起動過程的建模

本文基于文獻(xiàn)[3]介紹的發(fā)動機(jī)起動模型建立簡單的發(fā)動機(jī)放氣起動模型，如圖1所示。

該放氣起動模型基于積分法，根據(jù)發(fā)動機(jī)起動初始條件和各部件特性，采用氣動熱力學(xué)關(guān)系式計算風(fēng)扇、壓氣機(jī)及高、低壓渦輪的進(jìn)、出口截面參數(shù)，其中壓氣機(jī)出口可認(rèn)為分成了2股氣流，1股進(jìn)入主燃燒室，另1股放入大氣。

1.1.1 模型初始化

計算前，需要對發(fā)動機(jī)模型各截面參數(shù)和高、低壓轉(zhuǎn)子相對轉(zhuǎn)速進(jìn)行初始化。其中各截面的總壓和總溫初始量與大氣條件相同，發(fā)動機(jī)高、低壓相對轉(zhuǎn)速可給定1個較小的量（1%～5%）。

1.1.2 4大部件計算

4大部件指風(fēng)扇、壓氣機(jī)和高、低壓渦輪。根據(jù)部件的進(jìn)、出口參數(shù)和轉(zhuǎn)速，在事先給定的部件特性上插值得到壓比、流量、效率、出口總溫和功。

1.1.3 容腔計算

外涵、主燃燒室、加力燃燒室和噴管為容腔，可根據(jù)能量方程、連續(xù)方程和理想氣體狀態(tài)方程計算[4]得到各容腔出口總壓、總溫對時間的導(dǎo)數(shù)。能量方程為

連續(xù)方程為

狀態(tài)方程為

1.1.4 新一周期的計算

通過容腔計算得到各容腔出口總壓、總溫對時間的導(dǎo)數(shù)，然后再根據(jù)積分步長，也就是微小的時間步長Δt，計算得到各容腔出口新一周期的總壓和總溫[4]，即

式中；ρ、Cv、Tt、C、ht、Pt分別為氣體的密度、定容比熱容、總溫、速度、總焓和總壓。

根據(jù)計算得到的風(fēng)扇、壓氣機(jī)及高、低壓渦輪的功，可以得到4大部件的扭矩。通過轉(zhuǎn)子運動方程便可得到高、低壓轉(zhuǎn)子對時間的倒數(shù)，見式（6）、（7）。然后根據(jù)積分步長得到新一周期的高、低壓轉(zhuǎn)速。

式中：n1、n2分別為高、低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；MCL、MCH、MTH、MTL分別為風(fēng)扇、壓氣機(jī)和高、低壓渦輪的扭矩；J1、J2分別為高、低壓轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動慣量；Mst為給定的起動機(jī)扭矩，當(dāng)起動機(jī)脫開帶轉(zhuǎn)后，該扭矩為0。

根據(jù)上述步驟，不斷更新發(fā)動機(jī)在每個計算周期下的截面氣動參數(shù)和轉(zhuǎn)速，便可逐步計算到慢車，計算流程如圖2所示。

圖2 起動計算流程

1.2 仿真結(jié)果分析

發(fā)動機(jī)起動過程分為3個階段，如圖3所示，用高壓壓氣機(jī)共同工作線體現(xiàn)。從圖中可見，在發(fā)動機(jī)起動的第1階段，發(fā)動機(jī)只靠起動機(jī)帶轉(zhuǎn)，放氣與否對壓氣機(jī)共同工作線影響不大；發(fā)動機(jī)點火后，放氣起動共同工作線要低于不放氣起動，在起動過程中，放氣量為3%時，壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度比不放氣起動時的高2%～4%。

圖3 發(fā)動機(jī)起動過程

在不同放氣量下，發(fā)動機(jī)排氣溫度T6隨發(fā)動機(jī)高壓換算轉(zhuǎn)速n2r的變化和壓氣機(jī)增壓比πc隨發(fā)動機(jī)高壓換算轉(zhuǎn)速n2r的變化如圖4、5所示。從圖4、5中可見，在發(fā)動機(jī)起動過程中，隨著放氣量的增加，發(fā)動機(jī)最大排氣溫度升高，增壓比減小。因此，對于起動性能差的發(fā)動機(jī)可適量提高起動放氣量，但為保證發(fā)動機(jī)起動不超溫，不能一味的增加放氣量。

圖4 模擬計算所得T6與n2r的關(guān)系

圖5 模擬計算所得T6與n2r的關(guān)系

2 發(fā)動機(jī)放氣起動設(shè)備及方法

2.1 發(fā)動機(jī)放氣起動試驗裝置

發(fā)動機(jī)放氣起動地面試驗裝置和起動系統(tǒng)如圖6、7所示，從圖6、7中可見，發(fā)動機(jī)放氣口在壓氣機(jī)出口，且將氣體放入大氣中；壓氣機(jī)后氣體通過管路輸送至放氣控制附件進(jìn)口，放氣控制附件出口通往大氣。采用高壓氮氣為控制氣，連接至放氣氣動電磁閥，當(dāng)打開放氣開關(guān)時，氣動電磁閥打開，高壓氮氣流入，并沖開放氣控制附件的放氣活門，此時高壓壓氣機(jī)后氣體流入大氣，實現(xiàn)起動放氣功能。本次試驗放氣口為固定管徑（Ф=38mm）。

圖6 發(fā)動機(jī)放氣起動試驗裝置

圖7 發(fā)動機(jī)放氣起動系統(tǒng)

2.2 發(fā)動機(jī)放氣起動試驗方法

發(fā)動機(jī)放氣起動試驗方法主要分為驗證放氣對發(fā)動機(jī)起動的影響和摸索發(fā)動機(jī)放氣起動的穩(wěn)定供油邊界2部分。

（1）放氣對發(fā)動機(jī)起動的影響主要從3方面來研究，即對發(fā)動機(jī)起動時間的影響，對起動過程中發(fā)動機(jī)最大排氣溫度的影響，以及對發(fā)動機(jī)起動穩(wěn)定性的影響。當(dāng)發(fā)動機(jī)在不放氣情況下起動時，記錄起動過程中各段時間（發(fā)動機(jī)點火時間、起動機(jī)脫開時間和發(fā)動機(jī)起動到慢車的時間）及發(fā)動機(jī)排氣溫度T6的最大值；然后不對發(fā)動機(jī)作任何調(diào)整，進(jìn)行放氣起動，記錄起動各段時間及T6最大值，對比2次記錄的數(shù)據(jù)。

通過調(diào)整發(fā)動機(jī)起動供油規(guī)律，使發(fā)動機(jī)在不放氣條件下起動失速；不對發(fā)動機(jī)作任何調(diào)整，進(jìn)行放氣起動，檢查發(fā)動機(jī)能否成功起動。

（2）摸索發(fā)動機(jī)放氣起動的穩(wěn)定供油邊界試驗是通過調(diào)整起動供油規(guī)律，使發(fā)動機(jī)在不同高壓換算轉(zhuǎn)速下失速，記錄失速點的供油量，從而確定發(fā)動機(jī)起動供油的供油邊界。

3 發(fā)動機(jī)放氣起動試驗結(jié)果及分析

3.1 放氣起動對發(fā)動機(jī)起動的影響

發(fā)動機(jī)在同樣起動供油規(guī)律條件下不放氣起動和放氣起動的參數(shù)對比見表1。從表中可見，放氣起動時間比不放氣起動時間長2s，最大排氣溫度相對值提高1.7%。試驗結(jié)果與模擬計算結(jié)果數(shù)據(jù)對比見表2。試驗結(jié)果和模擬計算結(jié)果均表明，發(fā)動機(jī)在放氣起動時壓氣機(jī)增壓比減小，起動時間延長，其中放氣量為1.5%時的模擬計算結(jié)果與試驗結(jié)果接近。

表1 放氣對發(fā)動機(jī)起動的影響

表2 試驗結(jié)果與模擬計算結(jié)果比較

在2次試車過程中，發(fā)動機(jī)的起動供油規(guī)律是一致的，如圖8所示。在同一起動供油條件下，發(fā)動機(jī)在放氣起動過程中，排氣溫度時刻高于不放氣起動過程的，如圖9所示。

圖8 Wf與n2r的關(guān)系

由此可知，在相同起動供油條件下，發(fā)動機(jī)放氣起動比不放氣起動的時間長、排氣溫度高，從而定性地驗證了仿真計算的結(jié)果。

發(fā)動機(jī)2次起動的供油規(guī)律一致，如圖10、11所示，但發(fā)動機(jī)在不放氣起動時，當(dāng)n2r加速到57%時，發(fā)動機(jī)主燃油量突然減少，壓氣機(jī)增壓比也突然減小，這是因為發(fā)動機(jī)在起動過程中發(fā)生失速、消喘系統(tǒng)投入工作、發(fā)動機(jī)切油所致；而發(fā)動機(jī)在放氣起動時，壓氣機(jī)共同工作線下移，發(fā)動機(jī)穩(wěn)定工作裕度增加，發(fā)動機(jī)起動成功。因此，在發(fā)動機(jī)起動過程中放氣，可提高發(fā)動機(jī)的起動穩(wěn)定性，這與仿真計算結(jié)果（圖3）一致。

圖9 T6與n2r的關(guān)系

3.2 確定發(fā)動機(jī)起動供油邊界的試驗研究

發(fā)動機(jī)起動供油規(guī)律如圖12所示。圖中橫坐標(biāo)為高壓相對換算轉(zhuǎn)速，縱坐標(biāo)為燃油相似參數(shù)。發(fā)動機(jī)控制器供油規(guī)律為Wf/P3＝f(n2r)，其中Wf/P3為油量相似參數(shù)。從圖中可見，發(fā)動機(jī)起動供油規(guī)律需設(shè)定在失速喘振邊界和冷懸掛邊界之間才能保證發(fā)動機(jī)成功起動。

圖12 發(fā)動機(jī)起動供油規(guī)律

本次試驗通過調(diào)整不同n2r對應(yīng)的Wf/P3，實現(xiàn)發(fā)動機(jī)在不同轉(zhuǎn)速下失速。

將發(fā)動機(jī)在不同轉(zhuǎn)速下失速時的供油相似參數(shù)點通過最小二乘法擬合，便組成發(fā)動機(jī)的供油邊界，如圖13所示。從圖中可見，與不放氣起動供油邊界相比，發(fā)動機(jī)放氣起動供油邊界的油量相似參數(shù)平均提高9%。這是因為發(fā)動機(jī)在放氣條件下起動，壓氣機(jī)共同工作線下移，為了使壓氣機(jī)共同工作線達(dá)到不放氣起動時的水平，需提高起動供油量，如果發(fā)動機(jī)在起動過程中發(fā)生喘振，需進(jìn)一步提高起動供油量，因此，發(fā)動機(jī)放氣起動供油邊界提高。從圖12中可見，失速喘振邊界越高，起動供油的調(diào)整范圍越大，發(fā)動機(jī)起動穩(wěn)定裕度也隨之增大，這不僅降低了起動供油調(diào)整難度，也提高了發(fā)動機(jī)在不同大氣條件下起動的成功率。

圖13 發(fā)動機(jī)供油邊界

4 結(jié)論

（1）通過發(fā)動機(jī)放氣起動仿真計算，得到在放氣量為3%時，壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度比不放氣起動時的提高2%～4%

（2）發(fā)動機(jī)放氣起動模擬計算結(jié)果表明，放氣起動排氣溫度高于不放氣起動的。

（3）通過發(fā)動機(jī)起動放氣試驗初步得到，發(fā)動機(jī)放氣起動的時間比不放氣起動的長2s，發(fā)動機(jī)起動過程最大排氣溫度提高1.7%，但是放氣起動可以提高發(fā)動機(jī)起動的穩(wěn)定性。

（4）發(fā)動機(jī)放氣起動邊界比不放氣起動邊界平均高9%。

[1]Mohonmmad H Z.Mini-turbojet engine test stand for starting test[R].AIAA-2002-4052.

[2]Morita M，Sasaki M，Torisaki T.Restart characteristics of turbofan engines[R].ISABE-89-7127.

[3]朱之麗，高超.渦扇發(fā)動機(jī)地面起動過程性能模擬[J].北京航空航天大學(xué)學(xué)報，2006，32（3）：280-283.ZHU Zhili，GAO Chao.A way to study ground starting characteristics of turbofan engine[J].Journal of Beihang University，2006，32（3）：280-283.(in Chinese)

[4]廉筱純，吳虎.航空發(fā)動機(jī)原理[M].西安：西北工業(yè)大學(xué)出版社，2005：315-342.LIAN Xiaochun,WU Hu.Aeroengine principle[M].Xi’an：Northwestern Polytechnical University Press，2005：315-342.(in Chinese)

[5]Walter F O，Brien,Peter SK,Wing F N.A method of turbofan engine starting by varying compressor surge valve bleed[D].Blacksburg Virginia:[s.n.],2001.

[6]Yeung S，Murray R M.Nonlinear control of rotating stall using axisymmetric bleed with continuous air injection on a low speed,single stage,axial compressor[R].AIAA-1997-2660.

[7]Strazisar A J，Bright M M.Compressor stall control through endwall recirculation[R].ASME 2004-GT-54295.

[8]Leinhos D C，Scheidler SG，Leonhard Fottner.Experiments in active control of a twin-spool turbofan engine[R].ASME 2002-GT-30002.

[9]Nelson E B,Paduano J D,Epstein A H.Active stabilization of surge in an axicentrifugal turboshaft engine [R].ASME 99-GT-438.

[10]Miazi S,Stein A,Sankar LN.Computational analysis of stall control using bleed valve in a high-speed compressor[R].AIAA-2000-3507.

[11]周文祥，黃金泉，竇建平.渦扇發(fā)動機(jī)部件級起動模型[J].航空動力學(xué)報，2006，21（2）：248-252.ZHOU Wenxiang，HUANG Jinquan，DOU Jianping.Development of component-level startup model for a turbofan engine[J].Journal of Aerospace Power，2006，21（2）：248-252.(in Chinese)

[12]Morini M,Cataldi G,Pinelli M,et al.A model for the simulation of large size single shaft gas turbine startup based on operating data fitting[R].ASME 2007-GT-27373.

[13]Chappell M A，Mclaughlin P W.An approach to modeling continuous turbine engine operation from startup to shut down[R].AIAA-1991-2373.

[14]屠秋野，唐狄毅.渦扇發(fā)動機(jī)起動模型及起動控制規(guī)律的研究[J].推進(jìn)技術(shù)，1999，20（2）：22-24.TU Qiuye，TANG Diyi.Study on startup model and startup control law of turbofan engine[J].Journal of Propulsion Technology,1999，20（2）：22-24.(in Chinese)

[15]吳虎，賈海軍，馮維林.供油規(guī)律對某型加力渦扇發(fā)動機(jī)起動過程 影響 [J].西北工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2010，28（1）：113-117．WU Hu，JIA Haijun，F(xiàn)ENG Weilin.Explor ing effects of fuel scheduling on startup process of augmented turbofan engine[J].Journal of Northwester n Polytechnical University,2010,28（1）：113-117.(in Chinese)