吳 川,趙 軍,陶 睿

(中國民用航空飛行學(xué)院 航空工程學(xué)院, 四川 廣漢 618307)

0 引言

對(duì)于采用了變幾何渦輪的燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī),可以通過調(diào)節(jié)渦輪導(dǎo)向器的喉道面積,以控制發(fā)動(dòng)機(jī)流量,進(jìn)而調(diào)整發(fā)動(dòng)機(jī)的工作點(diǎn),使得發(fā)動(dòng)機(jī)的各部件匹配關(guān)系和起動(dòng)時(shí)的加減速性等得以改善;從20世紀(jì)60年代開始,西方國家就對(duì)變幾何渦輪進(jìn)行了研究,并成果顯著[1]。美國軍方表明,采用變幾何渦輪技術(shù)的變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)多用途戰(zhàn)斗機(jī)最有吸引力[2]。且已將變幾何渦輪技術(shù)成功地應(yīng)用到發(fā)動(dòng)機(jī)上[3]。同時(shí),為改善戰(zhàn)斗機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作穩(wěn)定性,變尾噴管出口面積的控制設(shè)計(jì)也十分重要[4]。

在變幾何渦輪的實(shí)際應(yīng)用方面,GE公司的GE21采用了低壓渦輪進(jìn)口可調(diào)導(dǎo)向葉片[5],以控制流量變化。由GE公司和艾利遜公司聯(lián)合研發(fā)的可控壓比發(fā)動(dòng)機(jī)(COPE),高壓渦輪導(dǎo)向器喉道面積可以根據(jù)不同工作狀態(tài)調(diào)整[6]。在具體的變幾何渦輪部件方面,美國Lewis研究中心對(duì)靜葉喉道面積分別為70%、100%、130%的渦輪進(jìn)行了試驗(yàn),并比較了以上3種情況的渦輪效率[7]。由于可變喉道面積渦輪導(dǎo)向器的端壁泄漏效應(yīng),在單級(jí)渦輪導(dǎo)向器中所有葉片可變的渦輪性能均低于預(yù)期,因此,Andersen等[8]對(duì)單級(jí)渦輪導(dǎo)向器中部分葉片可變的情況進(jìn)行了研究。張宜奎等[9]在忽略渦輪導(dǎo)葉兩端調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)和渦輪導(dǎo)葉間隙的情況下,對(duì)渦輪導(dǎo)葉安裝角變化時(shí)渦輪的性能進(jìn)行了分析。賈小權(quán)等[10]在低壓渦輪第1級(jí)導(dǎo)葉加入旋轉(zhuǎn)軸,研究了當(dāng)渦輪導(dǎo)葉處于不同的角度時(shí),低壓渦輪級(jí)的氣動(dòng)性能。對(duì)于將變幾何渦輪與發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)合的總體性能分析,Gu Chun-wei等[11]在調(diào)節(jié)燃?xì)廨啓C(jī)中的動(dòng)力渦輪導(dǎo)向器角度后,對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)的總體性能進(jìn)行了分析。Wang Hao等[12]對(duì)采用可變動(dòng)力渦輪導(dǎo)向器的燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)行了更深入地研究。王濤[13]研究了三軸變幾何動(dòng)力渦輪燃?xì)廨啓C(jī)的總體性能和控制規(guī)律。

綜上所述,變幾何渦輪技術(shù)的研究主要集中于單個(gè)變幾何渦輪的氣動(dòng)性能分析、帶有變幾何動(dòng)力渦輪的燃?xì)廨啓C(jī)總體性能分析;將變幾何渦輪或變噴管面積與發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能結(jié)合的研究仍較少,因此,在本文中,在不考慮導(dǎo)葉兩端調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)、導(dǎo)葉與端壁間隙等對(duì)渦輪效率影響的情況下,分別對(duì)變幾何高壓渦輪、變幾何低壓渦輪和變噴管面積對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能的影響進(jìn)行詳細(xì)地探究,使得變幾何渦輪和可變噴管與發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能的聯(lián)系更加完整。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)部件法建模

參考前蘇聯(lián)的尾噴管為簡(jiǎn)單收斂型的R29-300渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)參數(shù),依據(jù)功率平衡、流量平衡和壓力平衡三大原則,通過部件級(jí)建模法對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行建模,而后將此模型發(fā)動(dòng)機(jī)作為研究對(duì)象。表1給出了發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能仿真時(shí)的循環(huán)參數(shù),因?yàn)槿狈Σ考匦?所以非設(shè)計(jì)點(diǎn)的性能計(jì)算采用通用特性曲線。

表1 R29-300發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)值仿真輸入

在標(biāo)準(zhǔn)大氣環(huán)境和海平面的條件下,利用發(fā)動(dòng)機(jī)模型進(jìn)行計(jì)算,得到結(jié)果和參考數(shù)值[14]如表2所示。

表2 R29-300發(fā)動(dòng)機(jī)模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果與參考性能指標(biāo)

2 變幾何渦輪與變噴管面積對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響分析

渦輪導(dǎo)葉旋轉(zhuǎn)角度由關(guān)小至開大,流量呈現(xiàn)逐漸增加的狀態(tài),且各轉(zhuǎn)角下的流量增加幅度較為相似[10];改變渦輪的流量即是改變渦輪的流通能力,因此,本文中用渦輪流通能力的變化來體現(xiàn)渦輪導(dǎo)葉旋轉(zhuǎn)角度的變化。

在進(jìn)行變幾何渦輪分析時(shí),首先需要將模型計(jì)算結(jié)果與經(jīng)典教材進(jìn)行對(duì)比,當(dāng)?shù)蛪簤簹鈾C(jī)(LPC)和高壓壓氣機(jī)(HPC)的共同工作線的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)與經(jīng)典教材吻合時(shí),才能進(jìn)行進(jìn)一步分析。

2.1 變幾何高壓渦輪對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響分析

發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行大氣環(huán)境為標(biāo)準(zhǔn)大氣,運(yùn)行高度為海平面,飛行速度為0,控制規(guī)律為保持低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速(N1)恒定,高壓渦輪(HPT)流通能力變化量為-10%～10%。

圖1為HPT的流通能力變化量分別為0和10%時(shí),LPC與HPC的共同工作線對(duì)比情況;增大HPT流通能力,LPC共同工作線上移,HPC共同工作線下移,LPC與HPC的共同工作點(diǎn)由A點(diǎn)移動(dòng)至B點(diǎn),與經(jīng)典教材[15-16]中的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)一致,因此可以進(jìn)行下一步研究。

圖1 增大高壓渦輪流通能力時(shí)LPC和HPC共同工作線

推力(Net thrust)、燃油消耗率(SFC)、推力靜力分量(Static thrust)和推力動(dòng)力分量(Dynamical thrust)與HPT流通能力的關(guān)系如圖2所示。其中,推力靜力分量為噴管出口靜壓與大氣壓的差值乘噴管出口面積;由于整個(gè)研究過程發(fā)動(dòng)機(jī)速度均為0,因此,推力動(dòng)力分量為噴管出口燃?xì)赓|(zhì)量流量乘噴管出口燃?xì)馑俣?推力靜力分量與推力動(dòng)力分量之和等于推力。HPT流通能力減小10%,推力僅下降0.51%,燃油消耗率減小1.06%;HPT流通能力增加10%,推力上升1.69%,燃油消耗率增加2.52%。

首先分析推力靜力分量的變化。從圖3可以看出,在整個(gè)HPT流通能力變化范圍內(nèi),尾噴管出口靜壓均大于外界大氣壓(101.325 kPa),表明燃?xì)庠谖矅姽苤芯荒芡耆蛎?又由于尾噴管出口面積不變,則推力靜力分量的變化均由尾噴管出口靜壓變化所致;由式(1)可知,在尾噴管中的燃?xì)獠荒芡耆蛎浀那闆r下,尾噴管出口靜壓的增加主要是由于尾噴管總壓的增加。

(1)

式中:P為總壓;PS為靜壓;γ為比熱容比;M為氣流馬赫數(shù)。

圖2 重要性能參數(shù)隨HPT流通能力變化圖

圖3 尾噴管中出口靜壓和總壓與HPT流通能力的關(guān)系

尾噴管總壓隨著HPT流通能力增加而增加的原因分析如下:當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于大狀態(tài)工作時(shí),渦輪導(dǎo)向器處于超臨界狀態(tài),此時(shí)高壓渦輪導(dǎo)向器與中壓渦輪導(dǎo)向器處的速度系數(shù)均為1[15],即使當(dāng)渦輪導(dǎo)向器處于亞臨界狀態(tài)時(shí),其喉部的密流函數(shù)也接近于1[16];增大HPT流通能力,由式(2)可知,HPT落壓比減小,由式(3)可知,低壓渦輪(LPT)落壓比幾乎不變,則HPT的功會(huì)減小,高壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速(N2)降低,所以HPC移至更低轉(zhuǎn)速線上工作;同時(shí)由于HPT流通能力增加,導(dǎo)致HPC出口反壓降低,HPC增壓比減小,因此高壓轉(zhuǎn)子共同工作線下移[15];對(duì)于LPC而言,N2減小,使得HPC的抽吸能力減小,LPC出口流通受阻,LPC出口反壓增加使得低壓轉(zhuǎn)子共同工作線上移,但由于控制規(guī)律為保持N1不變,因此LPC工作點(diǎn)沿等轉(zhuǎn)速線上移,喘振裕度減小,增壓比增大,如圖4所示。

圖4 高低壓各部件與HPT流通能力關(guān)系

隨著HPT流通能力增加,因?yàn)檫M(jìn)口空氣流量變化并不大,所以LPC耗功有所增加,為保持N1恒定,則需要提高LPT進(jìn)口燃?xì)饪倻?但HPC所需功減少,因而燃燒室出口總溫變化幅度不大,燃油流量有略微增加,如圖5所示。

圖5 燃油流量、燃燒室出口總溫和進(jìn)口空氣流量 與HPT流通能力關(guān)系

增加HPT流通能力,使壓氣機(jī)總增壓比和HPT落壓比均減小,但壓氣機(jī)總增壓比減小量小于HPT落壓比減小量,因此HPT出口總壓增加,而LPT落壓比幾乎不變,因而LPT出口總壓隨之增加,尾噴管中總壓增加,如圖6所示。

(2)

式中:πHPT為高壓渦輪落壓比;ANH與ANL分別為高、低壓渦輪導(dǎo)向器喉道面積;σNH與σNL分別為高、低壓渦輪導(dǎo)向器進(jìn)口至喉部的總壓恢復(fù)系數(shù);q(λNH)和q(λNL)分別為高、低壓渦輪導(dǎo)向器喉道的密流函數(shù);nT為渦輪膨脹過程多變指數(shù)。

(3)

式中:πLPT為低壓渦輪落壓比;A8與ANL分別為噴管最小截面積、低壓渦輪導(dǎo)向器喉道面積;σNZ與σNL分別為噴管總壓恢復(fù)系數(shù)、低壓渦輪導(dǎo)向器進(jìn)口至喉部的總壓恢復(fù)系數(shù);q(λ8)和q(λNL)分別為噴管出口的密流函數(shù)、低壓渦輪導(dǎo)向器喉道的密流函數(shù);nT為渦輪膨脹過程多變指數(shù)。

圖6 各截面總壓與HPT流通能力的關(guān)系

然后分析推力動(dòng)力分量的變化。推力動(dòng)力分量隨著HPT流通能力增加而增大,由于燃?xì)饬髁吭黾恿肯啾扔诎l(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量十分小,因此,推力動(dòng)力分量增大的主要原因是尾噴管出口燃?xì)馑俣鹊纳?。繼續(xù)分析燃?xì)馑俣入S著HPT流通能力增加而上升的原因,在HPT流通能力變化范圍內(nèi),燃?xì)庠谖矅姽苤芯赐耆蛎?所以燃?xì)庠谖矅姽艿穆鋲罕染鶠榕R界壓比;由式(4)可知,隨著HPT流通能力增加,尾噴管進(jìn)口氣流總溫的增長導(dǎo)致了尾噴管出口氣流速度的增加,盡管燃燒室出口總溫先降低后有小幅上升,但由于HPT功減少的緣故,LPT進(jìn)口總溫不斷增加,盡管LPT輸出功有所上升,但尾噴管進(jìn)口氣流總溫(即LPT出口總溫)仍不斷增加,如圖7所示。

圖7 尾噴管關(guān)鍵參數(shù)與LPT進(jìn)出口總溫與 HPT流通能力的關(guān)系

(4)

最后,對(duì)于SFC而言,增大HPT流通能力,燃油流量增速大于推力增速,所以SFC是增加的。

圖8十分直觀地呈現(xiàn)了當(dāng)HPT流通能力變化量分別為-10%、0、10%時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)各關(guān)鍵截面的總溫和總壓變化情況,關(guān)鍵截面含義如表3所示。

圖8 不同HPT流通能力下各截面總溫總壓對(duì)比

表3 各關(guān)鍵截面代號(hào)解釋

當(dāng)HPT流通能力變化量為-10%時(shí),由于LPC增壓比降低0.044,而HPC增壓比增加0.572,因此高壓壓氣機(jī)出口總壓增加了11.77%,高壓壓氣機(jī)出口總溫上升3.89%,發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口氣流質(zhì)量流量變化較小,此時(shí),燃燒室出口總溫只需增加1.18%便可達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài),因此燃油流量減小了1.57%;HPT流通能力減小10%,使得HPT落壓比增加了0.307,增加量達(dá)10.81%,而LPT落壓比幾乎不變,所以噴管出口總壓反而降低了0.38%,噴管出口處總溫也下降了0.65%,因此推力有0.51%的輕微降低,燃油消耗率也減小了1.06%。

當(dāng)HPT流通能力變化量為10%時(shí),LPC增壓比增加0.134,HPC增壓比降低0.556,使得HPC出口總壓降低了9.05%,該截面處總溫也降低了3.59%,同時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口氣流質(zhì)量流量變化較小,為達(dá)到穩(wěn)態(tài)平衡,燃燒室出口溫度需要與改變HPT流通能力前基本保持一致,因此燃油流量需增加4.24%;HPT流通能力增加10%時(shí),HPT落壓比大幅下降,下降率達(dá)11.15%,而LPT落壓比幾乎不變,因此噴管出口截面總壓略微上升了1.22%,該截面總溫上升了2.18%,因此推力僅有1.69%的升高,燃油消耗率增加2.52%。

2.2 變幾何低壓渦輪對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響分析

發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行大氣環(huán)境為標(biāo)準(zhǔn)大氣,運(yùn)行高度為海平面,飛行速度為0,控制規(guī)律為保持N1恒定,LPT流通能力變化量為-10%～10%。

圖9為LPT的流通能力變化量分別為0和10%時(shí),高低壓轉(zhuǎn)子的共同工作線對(duì)比情況;增大LPT流通能力,LPC共同工作線下移,HPC共同工作線也下移,LPC與HPC的共同工作點(diǎn)由A點(diǎn)移動(dòng)至B點(diǎn),與經(jīng)典教材[15-16]中的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)一致,因此可以進(jìn)行下一步研究。

圖9 增大LPT流通能力時(shí)LPC和HPC共同工作線

推力、燃油消耗率、推力靜力分量和推力動(dòng)力分量與LPT流通能力的關(guān)系如圖10所示,4個(gè)變量均隨著LPT流通能力的增加而增加。

圖10 重要性能參數(shù)隨LPT流通能力變化圖

首先分析推力靜力分量的變化。推力靜力分量隨著LPT流通能力增加而增大,表明在該LPT流通能力變化范圍內(nèi),燃?xì)庠谖矅姽苤芯荒芡耆蛎?同樣,由于尾噴管面積保持不變,因此推力靜力分量的變化主要是由于尾噴管總壓的增加。進(jìn)一步探究尾噴管中燃?xì)饪倝旱脑黾拥脑?這需要分析LPT流通能力改變后,整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)參數(shù)的變化。LPT流通能力增加,由式(2)可知,會(huì)使HPT落壓比增大,由式(3)可得,LPT落壓比減小,LPT的功則會(huì)減小,為保持N1不變,則需要提高燃燒室出口總溫以提高LPT進(jìn)口氣流總溫,如圖11所示。

圖11 增大LPT流通能力時(shí)高低壓渦輪落壓比 以及進(jìn)口總溫變化趨勢(shì)

燃燒室出口總溫的升高和HPT落壓比的增加使得HPT的功增加,N2增加,高低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)差率增加,LPC喘振裕度增加,LPC共同工作點(diǎn)沿等轉(zhuǎn)速線下移,LPC增壓比降低;對(duì)于高壓轉(zhuǎn)子,由于N2增加,HPC共同工作點(diǎn)因而會(huì)移動(dòng)到更高的轉(zhuǎn)速線上,又由于LPT流通能力增加使HPT的出口反壓減小,HPT膨脹比增大,因此高壓轉(zhuǎn)子共同工作線下移[16];總的來說,隨著LPT流通能力增加,HPC的增壓比是增大的,整個(gè)壓氣機(jī)的增壓比也是增大的,如圖12所示。

圖12 壓氣機(jī)增壓比和LPT流通能力的關(guān)系

隨著LPT流通能力的增加,燃?xì)馔ㄟ^HPT時(shí),HPT落壓比增大,HPT出口總壓會(huì)降低,但同時(shí)也因?yàn)長PT落壓比隨著LPT流通能力的增加而降低,最終使得LPT出口總壓隨著LPT流通能力增加而上升,如圖13所示,因而尾噴管進(jìn)口燃?xì)饪倝弘SLPT流通能力增大不斷增加。

圖13 HPT、LPT出口總壓與LPT流通能力的關(guān)系

然后分析推力動(dòng)力分量的變化。推力動(dòng)力分量隨著LPT流通能力增加是增大的,由于尾噴管中燃?xì)饬髁吭隽枯^少,表明推力動(dòng)力分量增大的主要原因是尾噴管出口燃?xì)馑俣鹊脑黾?同上分析HPT流通能力變化時(shí)相似,隨LPT流通能力增大,尾噴管進(jìn)口氣流總溫的增加導(dǎo)致了尾噴管出口氣流速度的增加,而尾噴管進(jìn)口氣流總溫的增加則得益于LPT進(jìn)口燃?xì)饪倻氐脑黾?如圖14所示。

最后,SFC隨著LPT流通能力的增加是增加的,表明燃油流量的增加速率大于推力的增加速率。

圖15直觀地反應(yīng)了LPT流通能力變化量分別為-10%、0、10%時(shí)各關(guān)鍵截面的總溫和總壓變化情況,截面代號(hào)也如表3所示。

圖14 尾噴管參數(shù)和LPT流通能力的關(guān)系

圖15 不同LPT流通能力下各截面總溫總壓對(duì)比

當(dāng)LPT流通能力變化量為-10%時(shí),由于LPC增壓比增加0.69,增幅達(dá)23%,而HPC增壓比降低了0.999,降幅達(dá)22.86%,使得高壓壓氣機(jī)出口總壓與總溫分別減小4.79%、4.99%,發(fā)動(dòng)機(jī)入口空氣流量也有所下降,且由于燃燒室出口溫度需降低6.17%才可達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài),因此燃油流量減小了10.29%;LPT流通能力減小10%,由于HPT落壓比下降了0.259,下降率達(dá)10.23%,而LPT落壓比上升11.56%,最終使得噴管出口總壓降低了4.82%,噴管出口處總溫也下降了6.28%,因此推力減小6.71%,燃油消耗率也減小了3.84%。

當(dāng)LPT流通能力變化量為10%時(shí),LPC增壓比降低0.403,HPC增壓比增加1.126,使得HPC出口總壓上升了8.52%,該截面處總溫也升高了8.99%,發(fā)動(dòng)機(jī)入口空氣質(zhì)量流量有一定增加,為達(dá)到穩(wěn)態(tài)平衡,燃燒室出口溫度需要增加16.19%,因此燃油流量上升了27.22%;增加10%的LPT流通能力使HPT落壓比上升9.32%,LPT落壓比降低9.39%,因此噴管出口截面總壓和總溫分別上升了9.54%、17.57%,因此推力有13.16%的升高,燃油消耗率也增加了12.42%。

2.3 變尾噴管面積對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響分析

發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行大氣環(huán)境為標(biāo)準(zhǔn)大氣,運(yùn)行高度為海平面,飛行速度為0,控制規(guī)律為保持N1恒定,尾噴管的面積變化量為-10%～10%。

圖16為尾噴管的最小截面積變化量分別為0和10%時(shí),LPC與HPC的共同工作線對(duì)比情況;尾噴管的最小截面積增加,LPC共同工作線上移,HPC共同工作線幾乎保持不變,LPC與HPC的共同工作點(diǎn)由A點(diǎn)移動(dòng)至B點(diǎn),與經(jīng)典教材[15,16]中的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)一致,因此可以進(jìn)行下一步研究。

圖16 增大噴管面積時(shí)LPC和HPC共同工作線

推力(net thrust)、燃油消耗率(SFC)、推力靜力分量(static thrust)和推力動(dòng)力分量(dynamical thrust)隨著尾噴管的面積改變的變化情況如圖17所示。

通過推力靜力分量隨尾噴管出口面積的變化可以看出,在該尾噴管出口面積變化范圍內(nèi),燃?xì)庠谖矅姽苤芯荒芡耆蛎?則燃?xì)庠谖矅姽苤械膲航禐榕R界壓降。盡管尾噴管出口面積在增大,但是推力靜力分量不斷減小,表明尾噴管出口截面的靜壓在不斷下降;同樣,燃?xì)庠趪姽艹隹诮孛嫣幱谂R界狀態(tài)時(shí),噴管出口截面靜壓的減小主要因?yàn)閲姽苤腥細(xì)饪倝旱臏p小。增大噴管喉道面積使得LPT的落壓比增加,LPT的功則會(huì)增加,所以N1有增加的趨勢(shì),為了控制N1不變,則應(yīng)減小燃燒室燃油的供應(yīng)量,降低燃燒室出口溫度,以降低LPT進(jìn)口燃?xì)鉁囟?隨著尾噴管出口面積增加,盡管HPT的落壓比有輕微的增加(由式(2)可知,在理想條件下,HPT落壓比不受尾噴管面積變化影響;推測(cè)HPT落壓比隨著尾噴管出口面積增大而有輕微增加,是由于高、低壓渦輪導(dǎo)向器入口至喉部總壓恢復(fù)系數(shù)隨尾噴管出口面積的變化所致),但由于HPT進(jìn)口總溫降低占主導(dǎo),使得HPT的功減小,N2降低,高低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)差率下降,LPC出口氣流流通不暢,LPC喘振裕度減小,因此,LPC增壓比增加,LPC工作點(diǎn)沿等轉(zhuǎn)速線上移。

再看HPC共同工作線情況,在LPT導(dǎo)向器和HPT導(dǎo)向器處于臨界或超臨界狀態(tài)時(shí),調(diào)整尾噴管喉道面積,若忽略LPT葉柵通道總壓恢復(fù)系數(shù)與HPT葉柵通道總壓恢復(fù)系數(shù)的變化,則HPT落壓比不受影響,高壓轉(zhuǎn)子共同工作方程和共同工作線不變;即使渦輪導(dǎo)向器處于亞臨界,其喉道的密流函數(shù)也接近于1.0,所以調(diào)整尾噴管的喉道面積對(duì)高壓轉(zhuǎn)子工作線影響不大[15-16];但在本文中,因?yàn)榭紤]了LPT葉柵通道總壓恢復(fù)系數(shù)與HPT葉柵通道總壓恢復(fù)系數(shù)的變化對(duì)HPT落壓比的影響,所以HPT落壓比有輕微的變化,但這種變化對(duì)高壓轉(zhuǎn)子共同工作線的影響也十分小,基本可以忽略,如圖16(b)所示;因此可以認(rèn)為,隨著尾噴管喉道面積增加,HPC沿著原共同工作線下移到較低轉(zhuǎn)速,HPC增壓比降低,盡管LPC增壓比增加,但壓氣機(jī)總增壓比降低;壓氣機(jī)出口總壓降低和LPT落壓比的升高,使得尾噴管中氣流的總壓降低,如圖18所示。

然后分析推力動(dòng)力分量的變化。隨著尾噴管出口面積的增大,推力的動(dòng)力分量減小,尾噴管出口的燃?xì)赓|(zhì)量流量變化較小,因而推力動(dòng)力分量減小的主要原因是尾噴管出口燃?xì)馑俣鹊慕档?。繼續(xù)分析燃?xì)馑俣冉档偷脑?由于隨著尾噴管出口面積的增加,燃?xì)庠谖矅姽苤芯赐耆蛎?燃?xì)庠谖矅姽苤械穆鋲罕染鶠榕R界壓比,即表明尾噴管中氣流總溫的降低導(dǎo)致了尾噴管出口氣流速度的降低,而尾噴管進(jìn)口氣流總溫降低是受燃燒室出口溫度降低的波及,如圖19所示。

圖19 重要截面溫度與尾噴管出口面積關(guān)系

最后,對(duì)于SFC,其隨著尾噴管喉道面積的增加而降低,表明隨著尾噴管出口面積增加,燃燒室中燃油流量減小速率小于推力的減小速率。

圖20為尾噴管出口面積變化量分別為-10%、0、10%時(shí),各關(guān)鍵截面的總溫和總壓變化情況,截面代號(hào)也如表3所示。

當(dāng)尾噴管喉道面積變化量為-10%時(shí),由于LPC增壓比降低0.269,而HPC增壓比增加較大,增加了0.945,因此高壓壓氣機(jī)出口總壓增加了10.51%,高壓壓氣機(jī)出口總溫上升了6.83%,同時(shí),燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量有所增加,但由于燃燒室出口溫度需增加20.79%才可達(dá)到穩(wěn)態(tài)平衡,因此燃油流量上升了39.83%;尾噴管出口面積減小10%,HPT落壓比降低量較小,僅有0.046,而LPT落壓比減小了11.15%,以上情況使得噴管出口總壓和總溫有大幅上漲,分別增加了27.56%、25.27%,因此推力有23.52%上升,燃油消耗率相應(yīng)增加了13.20%。

當(dāng)尾噴管喉道面積變化量為10%時(shí),LPC增壓比增加0.254,HPC增壓比減小0.599,導(dǎo)致HPC出口總壓降低了6.28%,該截面處總溫也降低了3.54%,且燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量有所降低,為達(dá)到穩(wěn)態(tài)平衡,燃燒室出口溫度需要下降11.73%,因此燃油流量減小了21.18%;將尾噴管出口面積增大10%,HPT落壓比所受影響較小,僅有0.029的降低,而LPT落壓比受影響較大,上升了0.196,因此噴管出口截面總壓與總溫下降較多,分別減小了17.49%、14.46%,因此推力有16.19%的較大降幅,燃油消耗率也減小4.02%。

圖20 不同尾噴管出口面積下各截面總溫總壓對(duì)比

3 結(jié)論

首先運(yùn)用部件法對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)建模,然后對(duì)變幾何渦輪和變幾何噴管對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能的影響進(jìn)行了研究分析,得到結(jié)論如下:

1) 保持低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速恒定,增大第1級(jí)高壓渦輪導(dǎo)向器喉道面積,推力和燃油消耗率均有小幅增加;當(dāng)高壓渦輪流通能力增加10%時(shí),燃油流量增加4.24%,尾噴管進(jìn)口燃?xì)饪倻嘏c總壓升高較少,分別為2.18%、1.22%,且發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量變化較小,因此推力僅有1.69%的上升,燃油消耗率增加2.52%。

2) 保持低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速不變,增加第1級(jí)低壓渦輪導(dǎo)向器喉道面積,推力和燃油消耗率增加幅度較大;低壓渦輪流通能力增加10%,燃油流量增加27.22%,同時(shí),噴管出口截面的總壓與總溫上升明顯,分別增加9.54%、17.57%,發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量有所增大,因此推力13.16%的增加,但耗油率也增加12.42%。

3) 控制低壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速不變,增大尾噴管最小截面積,推力降幅較大,燃油消耗率也減小;尾噴管最小截面積增加10%,燃油流量減小21.18%,噴管出口截面總壓與總溫分別減小了17.49%、14.46%,發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量有所降低,因此推力有16.19%的大幅度下降,燃油消耗率減小4.02%。