【《变循环发动机整机模型建立分析案例》12000字】

图4.13所示。图4.13变循环发动机动态数学模型软件界面仿真与验证选取变循环发动机典型任务剖面开展模型稳态和动态的仿真与验证，验证模型的稳定性。整机稳态仿真变循环发动机与普通涡扇发动机相比，其优势为可以根据不同工作状态进行工作模式的切换。在超音速工况下，发动机工作在单外涵模式下，发挥高单位推力的优势；而在亚音速工况下，发动机工作在双外涵模式下，降低耗油率以提高作战时间和战斗航程。单涵模式起飞状态仿真仿真条件：，，在仿真过程中，输入主燃烧室供油量，加力供油量，尾喷管喉道面积，尾喷管出口截面面积，前可调涵道引射器面积，后可调涵道引射器面积，前混合室面积，后混合室面积。分别进行多点稳态仿真，结果进行归一化处理。在地面标准大气条件下进行单外涵模式多点稳态仿真，变循环发动机模式选择活门关闭，副外涵道没有空气流过。仿真结果与设计点数据进行比较，高压转速与设计点相差0.6%，高压转速与设计点相差0.4%，推力相差0.19%，耗油率相差0.54%。仿真结果如图4.14所示，整机模型各总体性能参数随燃油流量单调的变化，地面稳态仿真曲线合理。(a)高、低压转速稳态仿真(b)空气流量稳态仿真(c)压气机出口总压稳态仿真(d)燃烧室出口总温稳态仿真(e)总推力稳态仿真(f)单位推力稳态仿真(g)耗油率稳态仿真(i)涵道比稳态仿真图4.SEQ图5.\*ARABIC14整机单涵模式稳态仿真图由图可知，整机模型各总体性能参数随燃油流量单调的变化，地面稳态仿真线合理。双涵模式起飞状态仿真仿真条件：，在仿真过程中，输入主燃烧室供油量，加力供油量，尾喷管喉道面积，尾喷管出口截面面积，前可调涵道引射器面积，后可调涵道引射器面积，前混合室面积，后混合室面积。进行双涵模式下多点稳态仿真，结果进行归一化处理。在双外涵模式下，模式选择活门打开，副外涵道有空气流通，风扇涵道比不再为0。仿真结果与设计点数据进行比较，推力与设计点相差1.19%，耗油率相差1.13%。其中推力偏大，耗油率偏小的原因可能在于推力是根据尾喷管出口静压和出口流速计算得到的，模型中的出口流速计算没有考虑速度损失系数，造成与基准数据的误差。除此以外，变循环发动机双涵模式下的总体性能参数具有较高的精度。仿真结果如图4.15所示。(a)高、低压涡轮转速稳态仿真(b)空气流量稳态仿真(c)压气机出口总压稳态仿真(d)燃烧室出口总温稳态仿真(e)总推力稳态仿真(f)单位推力稳态仿真(g)耗油率稳态仿真(h)涵道比稳态仿真图4.15整机非设计点状态双涵模式稳态仿真图整机动态仿真对于整机动态数学模型而言，过渡态的计算是至关重要的。过渡态包含了从起飞、加减速、模式切换、停车等状态，其中加减速作为发动机过渡态中非常重要的过程覆盖了发动机工作情况的方方面面。对于加减速过程，通常情况是改变燃油量使得发动机的转子转速发生改变。加速过程中主要关注的指标是其加速时间，其加速时间越短则表明发动机的加速性能越好；减速过程中由于发动机转子惯性，在燃油量减小的情况下其转速仍处于较高状态，这时燃烧室的空气流量偏大可能会导致燃油雾化降低，从而导致发动机熄火。单涵模式地面慢车以上状态加减速仿真仿真条件：，，，主燃油流量如下图4.16所示。图4.16单涵模式地面加减速主燃烧室供油规律燃烧室供油量在内保持不变，从开始在5内按照线性增加，然后保持5不变，从开始在5s内按线性减小，变循环发动机整机模型主要参数的变化进行归一化处理后如图4.17所示。(a)低压转子转速动态仿真(b)高压转子转速动态仿真(c)进口空气流量动态仿真(d)燃烧室出口温度动态仿真(e)总推力动态仿真(f)单位推力动态仿真(g)耗油率动态仿真(h)涵道比动态仿真图4.17整机单涵模式动态仿真由图4.17可知，变循环发动机整机模型在单涵模式下的加减速过程能很好的跟踪主燃烧室供油量的变化，仿真曲线平滑。其中，由图d可知，在加速和减速过程中，燃烧室出口温度都没有出现超温的状况，但是出现了“尖点”，这是由于在加速供油结束时，转速存在惯性的情况，导致空气流量依然跟随转速继续增加，使燃烧室中油气比减小，发生下降。同理，在减速供油结束时，空气流量跟随者转速继续减小，使燃烧室中油气比进一步增大，造成回升。由图h可知，涵道比随着主燃烧室供油量的增加而减小。根据图a和b可知，高、低压涡轮转速作为发动机最重要的两个状态量，很大程度上决定了别的状态参数的变化。图4.18为发动机单涵模式下三个压缩部件的喘振裕度曲线。(a)风扇裕度变化曲线(b)核心驱动风扇裕度变化曲线(c)压气机裕度变化曲线图4.18压缩部件单涵模式裕度变化曲线通过分析可知，加速过程中随着风扇、核心驱动风扇级和压气机的压比增大，部件的工况点朝着喘振边界移动，这时部件的喘振裕度减小；而减速过程则与加速过程相反，其运行工况点朝着远离边界方向移动，喘振裕度变大，满足图4.18所示现象。双涵模式地面慢车以上状态加减速仿真仿真条件：，，，主燃油流量如下图4.19所示。图4.19双涵模式地面加减速主燃烧室供油规律燃烧室供油量在0~5s内保持不变，从开始在5~10s内按照线性增加，然后保持5s不变，从15s开始在5s内按线性减小，发动机主要参数的变化如图4.20所示，其性能参数变化趋势与单涵模式地面加减速相似，本节便不再赘述。(a)低压涡轮转速动态仿真(b)高压涡轮转速动态仿真(c)进口空气流量动态仿真(d)燃烧室出口温度动态仿真(e)总推力动态仿真(f)单位推力动态仿真(g)耗油率动态仿真(h)涵道比动态仿真图4.20整机双涵模式动态仿真(a)风扇裕度变化曲线(b)核心驱动风扇裕度变化曲线(c)压气机裕度变化曲线图4.21压缩部件单涵模式裕度变化曲线加力动态仿真变循环发动机地面条件单外涵中间状态加速到最大状态状态。仿真条件：，，调节加力燃烧室供油量，主燃油流量和喷口面积，使得发动机状态由中间状态加力到最大状态。加力燃烧室燃油量在0~5s内保持不变，从5s开始在5s内线性增加到最大状态供油量，然后保持不变至仿真结束。仿真结果如下图4.22所示。(a)加力燃油变化曲线(b)发动机EPR变化曲线(c)低压转子转速变化曲线(d)高压转子转速变化曲线(e)燃烧室出口变化曲线(f)推力变化曲线(g)耗油率变化曲线(h)进气流量变化曲线(i)加力燃烧室出口总温变化曲线(j)内涵出口总压变化曲线图4.22加力动态仿真曲线仿真结果表明：在开环调节加力燃油流量情况下，当发动机进入加力状态后，加力燃油增加，加力温度上升，加力燃烧室出口总压增加，使得内涵出口总压相应上升，导致发动机上升，这时增大尾喷管喉道面积。同时，涡轮膨胀比下降，涡轮功和转速减小，也需增加主供油量，使得高低转子转速维持在稳定状态；将结果与设计点值进行对比，最大状态推力相较设计点少1.72%，最大状态耗油率相较设计点少2.96%，结果表明整个模型加力状态仿真较为准确。模态切换仿真双外涵变循环发动机有两种典型模式：单外涵模式和双外涵模式。通过模式选择活门的开闭来进行工作模式的切换。双外涵切换到单外涵当战机处于双外涵亚音速巡航状态时，需要加速到超音速飞行，这时就需要关闭模式选择活门，关小前、后涵道引射器的面积，使得风扇出口的气流大部分通过核心驱动风扇级、压气机进入到发动机内涵道，这时发动机处于单外涵模式以涡喷的方式进行工作以提供高推力。仿真条件：，，通过调节燃油流量使得发动机高压转子转速保持在切换前状态。主动调节模式选择活门面积，在0~5s时保持模式选择活门面积不变，5~7s时线性由最大面积关闭至0然后保持关闭状态至仿真时间20s为止；调节前涵道引射器、后涵道引射器和喷口的面积，在0~5s时保持面积不变，5~7s时线性由双外涵模式切换到单外涵模式然后保持状态至仿真时间20s为止。整个输入条件曲线如图4.23所示。(a)高压转子转速控制变化曲线(b)模式选择活门面积变化曲线(c)A8面积变化曲线(d)A9面积变化曲线(e)前涵道引射器面积变化曲线(f)后涵道引射器面积变化曲线图4.23双外涵模式切换到单外涵模式输入条件在此仿真输入条件下，发动机由双外涵亚音速巡航模式进行切换到单外涵模式，仿真结果如下图4.24所示。(a)低压转子转速变化曲线(b)燃烧室出口总温变化曲线(c)推力变化曲线(e)涵道比变化曲线(f)耗油率变化曲线(g)单位推力变化曲线图4.24双外涵模式切换到单外涵模式仿真结果仿真结果显示：发动机成功由双外涵模式切换到单外涵模式，切换后发动机的推力提高了17.4%，单位推力提高了15.2%，耗油率提高了5.2%。在模式转换过程中，高压涡轮进口温度在切换到单外涵时出现了一个阶跃，阶跃幅度为5.5%，高压涡轮进口总温在短时间升温过快，这是在实际发动机控制中应该避免出现的，其原因为发动机在短时间内从双外涵到单外涵，模式选择活门关闭后，风扇出口的气流全部涌入核心驱动风扇级，这使得核心驱动风扇级的工作点向着高转速点移动，这就使得高压涡轮必须做功以提高高压转子转速，而在短时间内其涡轮压比变化不大的情况下其进口温度必然会提高。单外涵切换到双外涵当战机处于单外涵超音音速巡航状态时，需要减速到压音速飞行，这时就需要打开模式选择活门，增大前、后涵道引射器的面积，使得风扇进口获得更大的气流量，这时发动机处于双外涵模式以涡扇的方式进行工作以降低耗油率。仿真条件：，，通过调节燃油流量使得发动机高压转子转速保持在切换前状态。主动调节模式选择活门面积，在0~5s时保持模式选择活门面积不变，5~7s时线性由0开启至关闭至最大面积然后保持开启状态至仿真时间25s为止；调节前涵道引射器、后涵道引射器和喷口的面积，在0~5s时保持面积不变，5~7s时线性由单外涵模式切换到双外涵模式然后保持状态至仿真时间25s为止；整个输入条件曲线如图4.25所示。(a)高压转子转速控制变化曲线(b)模式选择活门变化曲线(c)后涵道引射器面积变化曲线(d)喷口喉道面积变化曲线(e)喷口出口变化曲线(f)前涵道引射器面积变化曲线图4.25单外涵模式切换到双外涵模式输入条件在此仿真输入条件下，发动机由单外涵超音速巡航模式进行切换到双外涵模式，仿真结果如下图4.26所示。(a)推力变化曲线(b)耗油率变化曲线(c)燃烧室出口温度变化曲线(d)低压转子转速变化曲线(e)涵道比变化曲线(f)单位推力变化曲线图4.26单外涵模式切换到双外涵模式仿真曲线仿真结果显示：发动机成功由单外涵模式切换到双外涵模式，切换后发动机的推力降低了11.4%，单位推力降低了15.1%，耗油率降低了8.2%。模型校核根据试验可测参数对发动机模型进行校核，试验可测参数主要包括：发动机进口总温、风扇转速、压气机转速、燃油流量、涡轮后温度等，在测量精度范围内，认为测量参数是准确的。在模型校核的过程中，模型加载与试验过程中相同的控制规律、发动机进出口条件、燃油流量、尾喷管面积，通过校核以上参数，从而确保整个模型计算的准确性。校核方法对于发动机模型而言，旋转部件的建模精度直接影响了模型的精度。建模过程中所用的部件特性数据来源于各部件专业计算特性所得，在整机试验时其部件特性会存在误差。造成这些部件特性偏差的主要原因有：在发动机整机进行台架试验时，其运行环境复杂，部件收到热应力、离心力、振动等干扰因素影响，其部件特性相较部件计算特性会发生一定变化；同时部件在进行加工生产时，产生的误差也同样会对部件特性的准确性造成干扰。所以需要进行模型校核，利用试验数据对部件特性进行修正。在发动机进口条件已知，且主燃油流量和喷口面积已确定的情况下，发动机各个参数均可以表示为，所以只要模型计算的风扇转速、压气机转速、风扇压比、CDFS压比、压气机压比、高压涡轮落压比、低压涡轮落压比拥有足够的计算精度，则整个动态模型所有参数的精度都能得到保证。综上所述，模型影响参数主要为风扇的换算流量、风扇效率、核心驱动风扇级换算流量、核心驱动风扇级效率、压气机换算流量、压气机效率、高压涡轮换算流量、高压涡轮效率、低压涡轮换算流量、低压涡轮效率。对应的修正因子分别用、、、、、、、、、表示。校核结果选取某次试验数据，对发动机在高压相对换算转速86%状态下进行发动机模型校核。在校核过程中以发动机进出口条件、燃油流量、导叶角度和喷口面积为试验中的测量值，以发动机风扇换算转速、压气机换算转速、低压涡轮出口总温、涡轮出口总压的试验测量值为目标值，通过修正风扇、核心驱动风扇、压气机、高、低涡轮的部件特性使得上述参数计算值与试验测量值的偏差达到指定的精度。其中风扇压比、核心驱动风扇压比、压气机压比、高压涡轮落压比、低压涡轮落压比、燃烧室出口总温总压，加力燃烧室出口总温总压通过“双外涵变循环发动机试验数据实时分析与诊断系统”根据试验数据计算得出，同样具有足够的精度。未校核下模型输出数据如下图4.27所示。图中曲线均进行了归一化处理。(a)压气机换算转速变化曲线(b)风扇换算转速变化曲线(c)风扇压比变化曲线(d)压气机压比变化曲线(e)低压涡轮落压比变化曲线(f)高压涡轮落压比变化曲线(g)核心驱动风扇压比变化曲线(h)核心驱动风扇进口总温变化曲线(i)低压涡轮出口总温变化曲线(j)低压涡轮出口总压变化曲线(k)主外涵道出口总温变化曲线(l)加力燃烧室出口总温变化曲线(m)燃烧室出口总温变化曲线(n)燃烧室出口总压变化曲线(o)加力燃烧室出口总压变化曲线(p)高压涡轮出口总压变化曲线图4.27单外涵模式相对换算转速86%工况下仿真曲线由上述图中可知，在高压相对换算转速86%状态下，风扇压比、核心驱动风扇压比、压气机压比、涡轮落压比和风扇、压气机转速计算值与试验中的测量值的误差都在2%以上，因此需要根据试验数据对模型进行修正。从图4.27(c)可以看出，在相对换算转速86%的状态下，风扇压比的计算值小于试验真实测量值。在模型计算中，风扇压比的计算公式为：（4-11）发动机处于稳态时，发动机进口总压只与高度和马赫数有关，在本次校核中高度马赫数保持不变，因此保持不变，因此的偏小原因是计算出的偏小。从图4.27(g)可以看出，在相对换算转速86%的状态下，CDFS压比的计算值小于试验真实测量值。在模型计算中，核心驱动风扇压比的计算公式为：（4-12）由变化趋势为偏小，则在CDFS涵道面积一定的情况下可以推断一定是偏小。从图4.27(d)可以看出，在相对换算转速86%的状态下，压气机压比的计算值大于试验真实测量值。在模型计算中，压气机压比的计算公式为：（4-13）由和的变化趋势一致，而从图4.28(n)中与试验基本一致，则可以证明是由偏小引起。从图4.27(f)可以看出，在相对换算转速86%的状态下，高压涡轮落压比的计算值小于试验真实测量值。高压涡轮压比理论计算公式为：（4-14）之前分析，与试验基本一致，则可以推断偏高导致压比偏低。从图4.27(e)可以看出，在相对换算转速86%的状态下，低压涡轮落压比的计算值小于试验真实测量值。低压涡轮压比理论计算公式为：（4-15）由图4.27(j)可知偏大，而与趋势一致，可以推知是因为偏大的趋势大于导致，这也印证了实际试验数据。而高、低压涡轮的落压比在模型中是由流量平衡来进行计算，涡轮级的总落压比计算公式为（4-16）由于偏大导致整个涡轮级落压比偏小。低压涡轮的落压比由高压涡轮出口流量进行迭代计算，满足设定误差，保证高低压涡轮之间流量平衡。高压涡轮落压比为涡轮级总压比/低压涡轮落压比。从图4.27(b)可以看出，风扇换算转速在加载了与试验过程中相同的燃油流量、导叶控制规律和喷口控制规律后未能达到实际测量的风扇换算转速值。在模型计算中，风扇换算转速的计算公式为：（4-17）由上式可知，转速的变化是由于低压转子的剩余功率不为零导致的，剩余功率大于零会引起转速增大，剩余功率小于零会引起转速减小。由发动机原理可知，在风扇增压比和涡轮落压比一定的情况下，减小风扇效率和增大涡轮效率会使发动机转速上升。因此在本模型校核的过程中，可以通过调整修正因子,来改变风扇的效率，进而改变风扇相对换算转速。从图4.27(a)可以看出，压气机换算转速在加载了与试验过程中相同的燃油流量、导叶控制规律和喷口控制规律后超过了实际测量的压气机换算转速值。在模型计算中，压气机换算转速的计算公式为：（4-18）由上式可知，转速的变化是由于高压转子的剩余功率不为零导致的，剩余功率大于零会引起转速增大，剩余功率小于零会引起转速减小。由发动机原理可知，在压气机增压比和涡轮落压比一定的情况下，减小压气机效率和增大涡轮效率会使发动机转速上升。因此在本模型校核的过程中，可以通过调整修正因子,来改变压气机的效率，进而改变压气机相对换算转速。由上文可知，在模型计算中，、的计算方式为：（4-19）（4-20）由式（4-19）可知，要使核心驱动风扇进口压力增大，则需要满足。由图4.28(h)可知，此时满足和，因此只有通过增加风扇出口流量才能使CDFS进口压力增大。增加的方法是增大修正因子，使得风扇进口流量增大。由式（4-19）可知，要使主外涵道出口压力增大，则需要满足。由图4.28(k)可知，此时满足和，因此只有通过增加外涵道进口才能使主外涵道出口压力增大。增加流量可以通过增大流量或者减少流量，即增大或者减少。由于，是由混合室处由冲量定理进行求解，其表达公式为：（4-21）在截面面积保持不变的情况下，减少混合室后总压可以减少低压涡轮出口总压。，在加力燃烧室总压恢复系数保持不变的前提下，减小加力燃烧室出口总压。（4-22）要使减少，则需要满足。由图4.28(l)