(南京航空航天大學(xué)能源與動力學(xué)院，南京 210016)

1 引言

變循環(huán)發(fā)動機(jī)作為一種極具發(fā)展前景的先進(jìn)動力裝置，其研究已受到各航空強(qiáng)國的高度重視[1-2]。其通過調(diào)節(jié)發(fā)動機(jī)關(guān)鍵部件的幾何形狀、尺寸或位置來改變發(fā)動機(jī)熱力循環(huán)參數(shù)，從而平衡高單位推力和低耗油率之間的固有矛盾[3-4]。但是其工作模式的多樣性和可調(diào)機(jī)構(gòu)的復(fù)雜性所帶來的強(qiáng)耦合、非線性等工作特點，極大地增加了變循環(huán)發(fā)動機(jī)的研究難度。保證變循環(huán)發(fā)動機(jī)在多種工作模式之間的平穩(wěn)切換，且不同模式下都能達(dá)到預(yù)期性能，是變循環(huán)發(fā)動機(jī)重要研究內(nèi)容之一。

控制計劃是根據(jù)飛機(jī)操縱指令、飛行環(huán)境條件、當(dāng)前工作狀態(tài)確定發(fā)動機(jī)有關(guān)控制量或狀態(tài)量的運行計劃，是控制系統(tǒng)的頂層輸入，為控制系統(tǒng)的設(shè)計和驗證提供依據(jù)。而控制系統(tǒng)是決定航空發(fā)動機(jī)性能的一個關(guān)鍵功能系統(tǒng)。圍繞上述問題進(jìn)行變循環(huán)發(fā)動機(jī)模式切換控制計劃的設(shè)計，對國內(nèi)變循環(huán)發(fā)動機(jī)的發(fā)展研究有著重要的意義。

截至目前，國外公開資料中只對GE 公司的YF120變循環(huán)發(fā)動機(jī)的模式切換過程進(jìn)行了較系統(tǒng)的報道，但其控制計劃的設(shè)計方法被嚴(yán)格保密[5-8]。國內(nèi)從變循環(huán)發(fā)動機(jī)過渡態(tài)特性分析的角度出發(fā)，對模式切換過程開展研究。茍學(xué)中等[9]分析了變循環(huán)發(fā)動機(jī)關(guān)鍵部件的工作原理，構(gòu)建了帶有核心機(jī)驅(qū)動風(fēng)扇級(CDFS)的雙外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)部件級模型，并進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)和過渡態(tài)性能仿真。陳浩穎[10]采用增廣LQR控制算法，對三涵道變循環(huán)發(fā)動機(jī)模式切換過程進(jìn)行了小范圍的性能仿真。張曉博等[11]建立了帶有葉尖風(fēng)扇(FLADE)的雙外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)整機(jī)計算模型，采用可調(diào)參數(shù)線性調(diào)節(jié)的方法得到其模式切換過程的調(diào)節(jié)規(guī)律。目前國內(nèi)的研究主要集中在雙外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)，對于帶有FLADE的三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)及其模式切換過程的研究尚少。

基于以上考慮，本文以三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)為研究對象，提出性能系數(shù)矩陣的概念，采用可調(diào)參數(shù)線性調(diào)節(jié)方式設(shè)計其模式切換控制計劃。增加單-雙外涵模式切換過程中風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量不變和雙-三外涵模式切換過程中推力不變的性能約束，對控制計劃進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計，從模式切換時間、發(fā)動機(jī)性能參數(shù)波動等方面對仿真結(jié)果進(jìn)行比較與分析，以期為變循環(huán)發(fā)動機(jī)模式切換控制計劃設(shè)計提供一種新的思路。

2 三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)

本文研究的三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示，在雙外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)特有的模式選擇活門MSV和后可變面積涵道引射器RVABI的基礎(chǔ)上，增加FLADE 風(fēng)扇和第三外涵道。FLADE 風(fēng)扇是外接在常規(guī)風(fēng)扇外圍的一排短轉(zhuǎn)子葉片，具有獨立的可調(diào)導(dǎo)葉角。第三外涵道是獨立的流道，可進(jìn)一步提高涵道比，降低耗油率，減小安裝阻力，降低排氣溫度[12]。FLADE 風(fēng)扇和第三外涵道結(jié)構(gòu)的增加，可減輕發(fā)動機(jī)進(jìn)排氣系統(tǒng)和飛機(jī)結(jié)構(gòu)的質(zhì)量，提升發(fā)動機(jī)的推重比，更好地適應(yīng)飛機(jī)對發(fā)動機(jī)性能、功能和安全的綜合需求[13]。

圖1 三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of triple bypass variable cycle engine

三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)可調(diào)參數(shù)，包括MSV的開度αMSV、第三外涵模式選擇活門TSV的開度αTSV、RV?ABI 面積A6、尾噴管喉部截面積A8、風(fēng)扇導(dǎo)葉角αFan、FLADE 風(fēng)扇導(dǎo)葉角αFLADE、燃油流量Wfb。依據(jù)MSV和TSV的工作狀態(tài)，主要分為三種工作模式：

(1)單外涵模式：MSV 和TSV 全部關(guān)閉，發(fā)動機(jī)涵道比減小，流過核心機(jī)的空氣流量增大，處于高速大推力工作狀態(tài)。

(2)雙外涵模式：MSV 打開，TSV 關(guān)閉，發(fā)動機(jī)風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量增大，涵道比增大，推進(jìn)效率增大，耗油率降低。

(3)三外涵模式：MSV 和TSV 全部打開，發(fā)動機(jī)風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量和涵道比調(diào)節(jié)范圍進(jìn)一步增大，發(fā)動機(jī)處于低耗油率的經(jīng)濟(jì)工作狀態(tài)。

三種工作模式之間的切換過程，主要包括單-雙外涵模式切換和雙-三外涵模式切換。本文選取地面工作狀態(tài)開展兩種模式切換過程的控制計劃設(shè)計。單外涵模式下發(fā)動機(jī)單位推力大、機(jī)動性增強(qiáng)，因此單-雙外涵模式切換過程重點關(guān)注的性能參數(shù)是推力；三外涵模式下發(fā)動機(jī)涵道比提高、耗油率降低、經(jīng)濟(jì)性增強(qiáng)，因此雙-三外涵模式切換過程重點關(guān)注的性能參數(shù)是耗油率。

3 基于性能系數(shù)矩陣的模式切換控制計劃設(shè)計

變循環(huán)發(fā)動機(jī)可調(diào)參數(shù)眾多，且各參數(shù)間存在較強(qiáng)的耦合性[14]，增加了其模式切換控制計劃的設(shè)計難度。國內(nèi)現(xiàn)有研究在分析變循環(huán)發(fā)動機(jī)模式切換過程的特性時，普遍采用單一可調(diào)參數(shù)調(diào)節(jié)的方法，缺少系統(tǒng)性的歸納整理，工作量繁多且重復(fù)試驗。文獻(xiàn)[15]采用參數(shù)置換的方法對變循環(huán)發(fā)動機(jī)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)性能尋優(yōu)，減少了優(yōu)化過程中的無意義解，提高了優(yōu)化效率。受此啟發(fā)，本文提出性能系數(shù)矩陣概念，對試驗方案進(jìn)行優(yōu)化，增加其系統(tǒng)性和規(guī)范性，分析不同模式切換過程中可調(diào)參數(shù)變化對發(fā)動機(jī)性能的影響，并設(shè)計了可調(diào)參數(shù)線性調(diào)節(jié)的控制計劃。

3.1 性能系數(shù)矩陣

性能系數(shù)矩陣定義如下：

由于發(fā)動機(jī)模型是強(qiáng)非線性系統(tǒng)，無法正常計算求出偏導(dǎo)數(shù)，所以用差商的方法來代替偏導(dǎo)數(shù)。即給每個可調(diào)參數(shù)一個擾動量Δxi，計算各性能參數(shù)隨之的相對變化量Δyj，從而得到新的性能系數(shù)矩陣：

三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)不同模式切換過程的性能需求不同，所以需要分別計算單-雙外涵模式切換過程和雙-三外涵模式切換過程的性能系數(shù)矩陣，并設(shè)計相應(yīng)的控制計劃。

3.1.1 單-雙外涵模式切換性能系數(shù)矩陣

單-雙外涵模式切換過程中，發(fā)動機(jī)風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量變化顯著，風(fēng)扇性能參數(shù)波動較大。依據(jù)模式切換過程中發(fā)動機(jī)平穩(wěn)安全過渡、增大推力的原則，選取可調(diào)參數(shù)為MSV開度、RVABI面積、尾噴管喉部截面積、風(fēng)扇導(dǎo)葉角和燃油流量，性能參數(shù)為風(fēng)扇喘振裕度、風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量、推力、低壓軸轉(zhuǎn)速和渦輪前溫度，即=[αMSV,A6,A8,αFan,Wfb]，=[SMFan,Wa2,F,nl,T4]。給每個可調(diào)參數(shù)不同程度的擾動量，計算各性能參數(shù)隨之的相對變化量，可得該模式切換過程中可調(diào)參數(shù)對各性能參數(shù)的整體影響趨勢。

地面狀態(tài)單-雙外涵模式切換過程性能系數(shù)矩陣(5×5 階)如表1 所示。雙外涵切換至單外涵模式時，αMSV對SMFan、Wa2、F、T4呈正相關(guān)的影響趨勢，對nl呈負(fù)相關(guān)的影響趨勢。A6對SMFan呈負(fù)相關(guān)的影響趨勢。A8對SMFan呈顯著的正相關(guān)影響趨勢，可通過增大A8來改善SMFan。當(dāng)αMSV、A6、A8組合調(diào)節(jié)時，nl上升，T4增加，為保持模式切換過程安全過渡，需適當(dāng)增大αFan來調(diào)節(jié)nl和T4。同時，為保證雙外涵切換至單外涵時推力增大，需適當(dāng)增加主燃油流量。據(jù)此設(shè)計出由αMSV、A6、A8、αFan、Wfb組合調(diào)節(jié)的單-雙外涵模式切換過程控制計劃。

表1 地面狀態(tài)單-雙外涵模式切換性能系數(shù)矩陣Table 1 Performance coefficient matrix of single-double bypass mode transition on the ground

3.1.2 雙-三外涵模式切換性能系數(shù)矩陣

由于FLADE 風(fēng)扇所在的第三外涵道的氣流不參與摻混，直接排出大氣，雙-三外涵模式切換時風(fēng)扇空氣流量變化較大，對核心機(jī)影響較小，因此重點考慮風(fēng)扇性能參數(shù)。依據(jù)該模式切換過程中發(fā)動機(jī)平穩(wěn)安全過渡、降低耗油率的原則，選取的可調(diào)參數(shù)為TSV 開度、FLADE 導(dǎo)葉角、風(fēng)扇導(dǎo)葉角、燃油流量，性能參數(shù)為渦輪前溫度、風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量、推力和低壓軸轉(zhuǎn)速，即=[αTSV,αFLADE,αFan,Wfb]，=[T4,Wa2,F,nl]。

地面狀態(tài)雙-三外涵模式切換過程性能系數(shù)矩陣(4×4 階)如表2 所示。雙外涵切換至三外涵模式時，αTSV對T4、Wa2、F呈正相關(guān)的影響趨勢，對nl呈負(fù)相關(guān)的影響趨勢。為減小推力和流量波動范圍，選取對推力和流量影響較大的αFan和Wfb進(jìn)行調(diào)節(jié)。同時調(diào)節(jié)αFLADE進(jìn)一步改善流量和推力。據(jù)此設(shè)計出由αTSV、αFLADE、αFan、Wfb組合調(diào)節(jié)的雙-三外涵模式切換過程控制計劃。

3.2 基于性能系數(shù)矩陣的控制計劃設(shè)計

3.2.1 單-雙外涵模式切換過程

根據(jù)表1的性能系數(shù)矩陣，經(jīng)過反復(fù)的試湊和驗證，制定了雙-單外涵模式開環(huán)控制計劃。進(jìn)行仿真驗證，結(jié)果見圖2。由圖可知，整個模式切換過程在3.4 s時完成，可調(diào)參數(shù)均采用線性調(diào)節(jié)：αMSV從100%減小到0，Wfb從0.805 9 kg/s增加到0.860 0 kg/s，A6從0.090 0 m2減小到0.076 0 m2，A8從0.110 0 m2增大到0.115 5 m2，αFan從0°增加到5°。模式切換過程中，F(xiàn)波動范圍為4.10%，與雙外涵模式相比，單外涵模式F增大3.44%；Wa2波動范圍為4.30%；T4波動范圍為1.60%；nl波動范圍為3.43%，nh波動范圍為0.97%，核心機(jī)的工作狀態(tài)相對風(fēng)扇更加穩(wěn)定；SMFan由24.0%下降到6.0%，但仍在安全工作范圍內(nèi)；sfc增加3.37%。綜上所述，單-雙外涵模式切換過程中，發(fā)動機(jī)主要性能參數(shù)變化幅度在5%以內(nèi)，模式切換在3.4 s完成，可認(rèn)為其安全過渡并達(dá)到預(yù)期性能。但F、Wa2、T4、轉(zhuǎn)速等性能參數(shù)出現(xiàn)了一定程度的波動，影響模式切換過程的平穩(wěn)性。單外涵模式下，發(fā)動機(jī)呈現(xiàn)推力增大、耗油率增加的趨勢，對應(yīng)了單外涵模式機(jī)動性強(qiáng)、耗油率高的工作特點。

圖2 雙-單外涵模式開環(huán)控制計劃及仿真結(jié)果Fig.2 Open-loop control schedule and simulation results of double-single bypass mode transition

3.2.2 雙-三外涵模式切換過程

根據(jù)表2 的性能系數(shù)矩陣，經(jīng)過反復(fù)的試湊和驗證，制定了雙-三外涵模式控制計劃。進(jìn)行仿真驗證，結(jié)果見圖3。由圖可知，模式切換過程在4.0 s時完成，可調(diào)參數(shù)采用線性調(diào)節(jié)：αTSV從0 增加到100%，Wfb從0.805 9 kg/s 減小到0.790 0 kg/s，αFan從0°減小到-2°，αFLADE從0°增加到10°。模式切換過程中，F(xiàn)波動范圍為1.50%；Wa2增加6.70%；FLADE風(fēng)扇和常規(guī)風(fēng)扇同軸，外涵道流量增加導(dǎo)致nl下降4.80%，nh基本保持不變；T4基本保持不變；sfc降低2.00%?？梢姡谌夂缹诵臋C(jī)性能影響較小，增加第三外涵道的根本目的是通過增大涵道比來提高發(fā)動機(jī)推進(jìn)效率，從而減小耗油率，提高經(jīng)濟(jì)性。雙-三外涵模式切換過程中，主要性能參數(shù)變化幅度在5%左右，模式切換時間為4.0 s。

表2 地面狀態(tài)雙-三外涵模式切換性能系數(shù)矩陣Table 2 Performance coefficient matrix of double-triple bypass mode transition on the ground

圖3 雙外涵切換至三外涵模式開環(huán)控制計劃及仿真結(jié)果Fig.3 Open-loop control schedule and simulation results of double-triple bypass mode transition

4 基于性能需求的模式切換控制計劃改進(jìn)設(shè)計

針對模式切換過程出現(xiàn)的風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量、推力等性能參數(shù)波動，依據(jù)兩種模式切換過程中的不同性能需求，對上述控制計劃進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計。

4.1 模式切換控制計劃的改進(jìn)

4.1.1 單-雙外涵模式切換控制計劃的改進(jìn)

單外涵工作模式下，發(fā)動機(jī)涵道比減小，單位推力增大，此時關(guān)注的是發(fā)動機(jī)的總推力，也就是機(jī)動性。從風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量保持不變、總推力增大、機(jī)動性增強(qiáng)的性能需求出發(fā)，對控制計劃進(jìn)行如下改進(jìn)：A6、A8、αFan、Wfb依然按照3.2.1節(jié)的控制計劃進(jìn)行線性調(diào)節(jié)，增加模式切換過程中風(fēng)扇進(jìn)口空氣流量不變的約束條件，可求出每個離散工作點對應(yīng)的MSV 開度。在此約束條件下，發(fā)動機(jī)總推力增大，模式切換過程更加穩(wěn)定，機(jī)動性增強(qiáng)。

約束條件：

4.1.2 雙-三外涵模式切換控制計劃的改進(jìn)

雙-三外涵工作模式下，發(fā)動機(jī)涵道比增大，單位耗油率降低，此時關(guān)注的是耗油率，也就是經(jīng)濟(jì)性。從推力保持不變、耗油率降低、經(jīng)濟(jì)性提高的性能需求出發(fā)，對控制計劃進(jìn)行如下改進(jìn)：αFan、αFLADE和Wfb依然按照3.2.2節(jié)的控制計劃進(jìn)行線性調(diào)節(jié)，增加模式切換過程中推力不變的約束條件，可求出每個離散工作點對應(yīng)的TSV 開度。在此約束條件下，三外涵模式耗油率更低，模式切換過程更加穩(wěn)定，經(jīng)濟(jì)性提高。

約束條件：

4.2 改進(jìn)前后控制計劃對比分析

4.2.1 單-雙外涵模式切換過程對比分析

將改進(jìn)后的控制計劃帶入發(fā)動機(jī)模型中進(jìn)行仿真驗證，結(jié)果如圖4所示。由圖可知，改進(jìn)后各性能參數(shù)變化如下：模式切換時間由3.4 s 變?yōu)?.4 s，縮短約30%；F波動范圍由4.10%減小為0.61%，且沒有出現(xiàn)過高的情況；改進(jìn)后的Wa2基本保持不變，發(fā)動機(jī)工作狀態(tài)更為穩(wěn)定；nl波動范圍由3.43%減小為0.97%，沒有出現(xiàn)超轉(zhuǎn)的情況；T4波動范圍由1.60%增大到2.44%，但仍在允許的5%范圍內(nèi)且沒有達(dá)到溫度邊界約束。改進(jìn)后的單-雙外涵模式切換過程在保持Wa2不變的同時，模式切換時間縮短30%，F(xiàn)、nl等性能參數(shù)波動得到有效改善，雖然T4波動范圍略有增加，但在安全工作范圍內(nèi)，滿足發(fā)動機(jī)在該模式切換過程中平穩(wěn)安全、快速過渡的要求。

圖4 雙外涵切換至單外涵模式改進(jìn)前后仿真結(jié)果對比Fig.4 Simulation results comparison of double-single bypass mode transition before and after improvement

4.2.2 雙-三外涵模式切換過程對比分析

將改進(jìn)后的控制計劃帶入發(fā)動機(jī)模型中進(jìn)行仿真驗證，結(jié)果如圖5所示。由圖中可知，改進(jìn)后各性能參數(shù)變化如下：模式切換時間由4.0 s變?yōu)?.4 s，時間縮短40%；改進(jìn)后的F基本保持不變，Wa2、nl單調(diào)變化，工作狀態(tài)更加穩(wěn)定。改進(jìn)后的雙-三外涵模式切換過程在保持F不變的同時，模式切換時間縮短40%，Wa2、nl等性能參數(shù)波動得到有效改善，滿足發(fā)動機(jī)在該模式切換過程平穩(wěn)安全、快速過渡的要求。

圖5 雙外涵切換至三外涵模式改進(jìn)前后仿真結(jié)果對比Fig.5 Simulation results comparison of double-triple bypass mode transition before and after improvement

5 結(jié)論

針對三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)模式切換過程，提出性能系數(shù)矩陣概念，設(shè)計其控制計劃，并根據(jù)不同性能需求對控制計劃進(jìn)行改進(jìn)，得出以下結(jié)論：

(1)三外涵變循環(huán)發(fā)動機(jī)模式切換過程是多個可調(diào)參數(shù)組合調(diào)節(jié)的結(jié)果。不同的模式切換過程因性能需求不同，參與調(diào)節(jié)的可調(diào)機(jī)構(gòu)也不相同。

(2)單-雙外涵模式切換過程中，發(fā)動機(jī)在αMSV、A6、A8、αFan和Wfb組合調(diào)節(jié)下，可實現(xiàn)模式切換過程的安全過渡，但F存在4.10%的波動，Wa2存在4.30%的波動，nl存在3.43%的波動，影響模式切換過程的穩(wěn)定性。改進(jìn)后的控制計劃可在Wa2不變的條件下縮短30%模式切換時間，F(xiàn)波動范圍由4.10%減小到0.61%、nl波動范圍由3.43%減小到0.97%，改善模式切換過程的穩(wěn)定性。

(3)雙-三外涵模式切換過程中，發(fā)動機(jī)在αTSV、αFLADE、αFan、Wfb組合調(diào)節(jié)下，可實現(xiàn)模式切換過程的安全過渡。改進(jìn)后的控制計劃可在F不變的條件下縮短40%模式切換時間，實現(xiàn)Wa2、nl的單調(diào)變化。