超声速状态下的进气道放气门调节研究

2021-07-30陈昊洋叶东鑫

中国设备工程 2021年14期

陈昊洋，叶东鑫

（1.中国航发湖南动力机械研究所，湖南株洲 412002；2.南京航空航天大学能源与动力学院，江苏南京 210016）

1 前言

超声速状态下的进气道的工作状态复杂，容易出现喘振与痒振等不稳定工作情况，与发动机耦合关系愈加明显。当进/发一体化模型进入过渡态工作时，即进气道和发动机的大部分性能参数在较短的时间内发生明显改变，需要受到转子的转速极限、压气机喘振边界、涡轮叶片最大工作温度和燃烧室最大压力等限制。因此，在超声速过渡态中进行进气道放气门调节是十分必要的。进气道的研究发展已持续半个世纪之久，研发过程中需进行CFD流场仿真计算并结合大量的风洞试验，寻求设计出具有高总压恢复系数，低流场畸变和外阻力的进气道。随着飞行马赫数的不断提高，简单传统的进气道控制已经不能满足推进系统的高性能要求，进气道控制技术也不断得到发展。早期的进气道控制采用进气道分流器避免附面层低能流被吸入进气道内，如P-59、F89战机，通过分流器影响气动布局，减少了进气道流动损失，有助于提高进气道效率。随着飞机突破超声速飞行，需采用一系列斜激波和一道正激波压缩气流的方式保证总压恢复系数较高，如F-14、F-18C飞机采用固定式隔板进气道。随后发展为可调式进气道，并结合放气调节实现高马赫数的高效率飞行，如洛克希德公司的F104、F106飞机采用斜板加放气调节，在非设计点工作时也具有良好的性能，俄罗斯的米格23同样采用的是斜板可调进气道。F14、F15、F16、F18均使用放气和斜板调节进行进气道控制。国内对进气道与发动机一体化模型的耦合影响已展开相关研究，旨在实时地检测进气道的性能，尤其当飞机超声速飞行时，耦合作用更加明显。卢燕等研究了基于数值模拟的超声速进气道模型与发动机共同工作点的关系。马志超等研究了基于放气调节的推进系统一体化模型。因此，本文基于带有放气门的进气道模型，设计了超声速过渡状态下的进气道控制方法，着重分析了进气道控制的重要性和必要性，研究了放气门调节对发动机动态模型的影响。

2 放气门/进气道模型

放气门调节是保证进气道稳定工作的重要控制方法。放气门调节可以减小溢流的空气流量，使正激波位置向下游移动，控制目标是稳定进气道的正激波位置在临界状态。

2.1 设有放气门的进气道模型

为了研究超声速状态下的进气道放气调节对激波系和性能参数的影响，本文选取结尾正激波位置位于进气道通道内的二元混压式进气道，该进气道的设计点选为马赫数2.2，高度11km。基本结构与二元进气道类似，两个楔角分别为δ1= 6°和δ2=6°，外罩前缘的唇口角较小，同时为斜激波提供了δ3=7°的转折角。扩张段选取的扩张角为δ4=6°，在其末端增设放气门，如图1所示。

图1 设有放气门的进气道模型

本文的放气门调节研究的重点是超声速状态，下游的扰动不能影响进口气流，因此不需要过大的远场。为了研究放气门的放气量对进气道性能的影响，需要增加放气区域的流场设计，最终增设有放气门的进气道模型和放气门设计如图2所示。

图2 设有放气门的进气道二维简图

2.2 放气门调节动态过程建模

超声速进气道内的正激波位置可以在一定程度反映出进气道的性能。因此，正激波位置的测量是放气调节的关键，根据正激波的压力变化特性进行壁面静压测量可以准确的预测正激波位置。

基于所建立的设有放气门的进气道模型，计算放气门未打开时，节流状态和背压为150kPa的进气道流场特性，对比两个状态下的进气道上壁面压力分布情况，通过压比法选取静压比为1.5位置作为需要测量的正激波位置。将背压为150kPa下测量得到的正激波位置设为无量纲位置0处，表示此时的正激波位置处于进气道喉道偏下游附近，后续的无量纲位置均是参考图2。利用压比法测量的结果如图3所示。

图3 进气道上壁面静压比

当发动机处于超声速过渡态时，会受到指令量的变化和各种控制系统存在的固有干扰特性的影响，发动机的各项状态和性能参数都发生改变，进而影响发动机与进气道匹配，改变进气道的工作特性和正激波位置。因此，研究进气道出口背压对正激波位置的影响，对进气道与发动机的共同稳定工作必不可少。选取不同的进气道出口背压值，对比出口背压对正激波位置变化的作用机理，对比结果如图4所示。分别选取背压值125kPa、130kPa、140kPa和155kPa，同样选取静压比为1.5位置作为正激波位置。计算结果表明，随着进气道出口背压值的增大，正激波位置逐渐向上游移动，符合进气道流场特性。当背压增大1kPa时，正激波位置约向上游移动0.04，利用非线性最小二乘法可以拟合出背压和正激波位置之间的函数关系，表达式为

图4 不同出口背压下的正激波位置

当进行进气道放气门调节时，同样会影响正激波位置，放气过程会使得正激波位置向下游移动，同样使用非线性最小二乘法拟合出放气量和正激波位置之间的函数关系，表达式为

3 放气门调节对发动机性能参数的影响

进气道与发动机共同工作的基础是两者之间的空气流量相等，当进气道未放气时，进气道前未扰动截面至发动机进口截面的流量平衡方程为：

式中，Km为常数，且结合总压恢复系数和流量系数可得进气道与发动机的共同工作线方程：

式中，K表示为进气道与发动机共同工作线的斜率，表示为：

对于几何形状固定的进气道，马赫数、总压恢复系数和流量系数可以相互确定。进气道与发动机的共同工作线如图6所示。

图5 进气道与发动机共同工作线

图5中的KI点表示进气道与发动机的共同工作点，此时进气道处于临界状态，具有最小的外阻力。当共同工作点位于亚临界状态时，进气道会产生较大的溢流阻力，减小发动机的安装推力，因此,希望通过放气门调节，将多余的空气通过放气门排出，同时将溢流阻力转化为放气阻力，把共同工作点向临界状态逼近，虽然会有些许的总压恢复系数下降，但可以极大地提高进气道流量系数，实现进气道与发动机处于最优工作状态。

4 放气门调节对发动机性能参数的影响仿真验证

通过进气道放气门调节将处于亚临界状态的进气道向临界状态移动，期间发动机控制器指令不变。为了验证放气门调节的有效性，采用放气门开度开环调节，研究放气门开度变化对发动机动稳态模型的性能参数的影响。

选取超声速状态马赫数Ma=2.2，高度H=11km，油门杆角度PLA=50°进行放气门调节的验证，此时，发动机处于节流状态，进气道与发动机共同工作线位于亚临界状态，进气道具有较大的溢流阻力。仿真过程中，在t=5s时进行阶跃放气门开度，每隔5s阶跃一次，阶跃量分别为5°、10°、10°和15°，最终放气门开度停留在40°。仿真期间发动机控制器指令不变，计算进气道和发动机主要的性能参数变化，对计算结果按照未放气调节时的性能参数值进行归一化处理。在超声速节流状态下，加入放气门调节的进气道性能参数计算结果如图6所示。

图6 放气门调节下的进气道性能参数

随着放气门开度的不断增大，进气道放气量也逐渐增加。放气门调节的初始阶段，放气量提升较快，主要是因为进气道通道内的压力大于外流道压力，当放气门开度为15°时，放气量已达到最大放气量的64.08%。随着放气门开度继续增大，放气能力逐渐降低，最终达到最大放气量。

整个仿真过程中，因发动机的控制指令没有变化，发动机的需求流量基本保持不变，而放气门调节将一部分溢流流量转变为放气流量排出，提高进气道进气流量的同时也提高了进气道的流量系数，由0.685提升至0.774，但此期间总压恢复系数略有下降，而下降量仅0.22%，对进/发一体化模型的影响可以忽略不计，主要原因是进气道一直处于亚临界状态，流量系数的提高不会造成较大的总压恢复系数下降。选取超声速状态马赫数Ma=2.2，高度H=11km，油门杆角度PLA=70°时的进气道正激波位置为无量纲0处。因此，当发动机进入节流状态时，进气道出口背压有所提高，进气道正激波位置向上游移动至无量纲0.41处。随着放气门开度的增大，正激波位置向下游移动，最终位于无量纲0.024处。

加入放气门调节的发动机性能参数计算结果如图7所示。进气道与发动机的共同工作线由亚临界状态向临界状态接近，虚线代表未加入放气门调节时的工作线，实现代表进气门开度最大时的工作线。由式（5）定义的共同工作线斜率从1.327下降至1.166，距离最优共同工作线更近。由于进气道存在外阻力，发动机总推力F应该进行修正，得到发动机的安装推力Fin表达式为：

图7 放气门调节下的发动机性能参数

仿真期间，发动机总推力略有下降，但安装推力提高了6.07%，这是由于随着放气门开度的增大，溢流阻力和泄除阻力分别下降了45.03%和12.7%，放气阻力虽然增大，但是，相比溢流阻力要小很多，最终实现了发动机的安装推力提高，保证发动机在超声速状态下具有较好的性能。期间，发动机的关键状态性能参数可以不受进气道调节的干扰而基本保持不变，如图中的风扇和压气的相对转速，有效地证明了亚临界状态下，进气道放气门调节的安全性和有效性。