基于常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展STOVL推進(jìn)系統(tǒng)的總體性能方案

袁長龍，李瑞軍，顧嫄媛，弓 升，芮長勝

(中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽110015)

1 引言

短距起飛/垂直降落(簡稱短垂)飛機(jī)集固定翼和旋翼飛機(jī)的優(yōu)勢于一身，自上世紀(jì)以來受到世界航空大國的普遍重視。在諸多短垂飛機(jī)驗(yàn)證機(jī)和型號(hào)中，最終實(shí)現(xiàn)批量生產(chǎn)裝備使用的只有“鷂”式、雅克-38和F-35B[1-7]。其中，F(xiàn)-35B為美軍最新一代短垂戰(zhàn)斗機(jī)，其極大地發(fā)揮了短垂類飛機(jī)的作戰(zhàn)使用效能，成為短垂戰(zhàn)斗機(jī)的典型代表和技術(shù)發(fā)展主要方向。

推進(jìn)系統(tǒng)是短垂飛機(jī)研制難點(diǎn)之一。F-35B推進(jìn)系統(tǒng)包括主發(fā)動(dòng)機(jī)和升力系統(tǒng)，兼具短距起飛、垂直降落等多種工作模式，較常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)成更為繁雜，整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)各部件/系統(tǒng)的相互匹配與控制，以及飛推一體化設(shè)計(jì)難度更大。與美國等航空大國相比，國內(nèi)對(duì)短垂推進(jìn)系統(tǒng)的技術(shù)研究工作起步較晚、基礎(chǔ)較薄弱。為推進(jìn)短垂推進(jìn)系統(tǒng)的技術(shù)研發(fā)，本文結(jié)合F-35B推進(jìn)系統(tǒng)即F135-PW-600發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)型，針對(duì)短垂推進(jìn)系統(tǒng)技術(shù)特點(diǎn)和難點(diǎn)，開展基于常規(guī)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展短垂推進(jìn)系統(tǒng)總體性能方案研究，分析了在諸多約束條件下關(guān)鍵部件參數(shù)選取及其對(duì)性能的影響，并對(duì)綜合使用效能進(jìn)行了優(yōu)化，以期為掌握該類型動(dòng)力系統(tǒng)相關(guān)技術(shù)內(nèi)涵和系統(tǒng)匹配關(guān)系提供參考。

2 基本原理和研究流程

F135-PW-600發(fā)動(dòng)機(jī)采用軸驅(qū)動(dòng)的前置升力風(fēng)扇和帶三軸承旋轉(zhuǎn)(3BSM)噴管及滾轉(zhuǎn)噴管的主發(fā)動(dòng)機(jī)組成，其基本構(gòu)型見圖1。

圖1 F135-PW-600發(fā)動(dòng)機(jī)基本構(gòu)型及飛機(jī)安裝方式示意圖Fig.1 Basic configuration and aircraft installation diagram of the F135-PW-600 engine

與常規(guī)推進(jìn)系統(tǒng)相比，短垂推進(jìn)系統(tǒng)新增升力風(fēng)扇系統(tǒng)(由進(jìn)氣道、雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)風(fēng)扇和盒式噴管等組成)、傳動(dòng)離合系統(tǒng)(由驅(qū)動(dòng)軸、離合器等組成)、三軸承旋轉(zhuǎn)噴管、滾轉(zhuǎn)噴管等升力部件/系統(tǒng)。在短距/垂直起降工作模態(tài)時(shí)，升力風(fēng)扇進(jìn)排氣門、主發(fā)動(dòng)機(jī)輔助進(jìn)氣門、滾轉(zhuǎn)噴管排氣門、主噴管艙門等短垂功能門打開，升力風(fēng)扇噴管、滾轉(zhuǎn)噴管以及主噴管向下排氣[8]。常規(guī)工作模態(tài)(巡航等)下，低壓軸驅(qū)動(dòng)的升力風(fēng)扇斷開，滾轉(zhuǎn)噴管關(guān)閉，短垂推進(jìn)系統(tǒng)與常規(guī)推進(jìn)系統(tǒng)工作一致。常規(guī)模式向短距/垂直起降模式轉(zhuǎn)換的過程，即為小涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)向大涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)換的過程，可提高推進(jìn)效率，從而使得推進(jìn)系統(tǒng)總效率得以提升。圖2給出了短垂推進(jìn)系統(tǒng)的工作原理及模式轉(zhuǎn)換示意。

圖2 短垂推進(jìn)系統(tǒng)工作原理及模式轉(zhuǎn)換示意圖Fig.2 STOVL propulsion system working principle and mode conversion diagram

圖3 短垂推進(jìn)系統(tǒng)總體性能方案研究流程Fig.3 Research flow chart for general performance of STOVL propulsion system

圖3給出了短垂推進(jìn)系統(tǒng)總體性能方案研究流程。主要基于常規(guī)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展短垂推進(jìn)系統(tǒng)，研究過程以主發(fā)動(dòng)機(jī)為主線，結(jié)合升力關(guān)鍵部件參數(shù)研究及其對(duì)主發(fā)動(dòng)機(jī)的影響分析，確定主發(fā)動(dòng)機(jī)必要的改動(dòng)(設(shè)定常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)主要部件只做適應(yīng)性修改)，最終形成整機(jī)性能方案。整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)研究分為“兩點(diǎn)一線”，“兩點(diǎn)”即主發(fā)動(dòng)機(jī)和升力部件，“一線”即主發(fā)動(dòng)機(jī)與升力部件的匹配聯(lián)系。

3 關(guān)鍵部件參數(shù)影響研究

升力部件作為短垂推進(jìn)系統(tǒng)的重要組成部分，其工作性能的優(yōu)劣將直接影響整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)的性能。下文針對(duì)滾轉(zhuǎn)噴管引氣量、升力風(fēng)扇壓比和流量、三軸承旋轉(zhuǎn)噴管偏轉(zhuǎn)角度和出口面積以及外涵道調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)出口面積等進(jìn)行研究。

3.1 滾轉(zhuǎn)噴管引氣量的確定

如圖4所示，由于滾轉(zhuǎn)噴管氣源來自主發(fā)動(dòng)機(jī)外涵，其引氣量的增加會(huì)導(dǎo)致風(fēng)扇工作點(diǎn)向遠(yuǎn)離喘振邊界方向移動(dòng)。引氣量過大將造成風(fēng)扇工作點(diǎn)靠近堵塞邊界，而引氣量過小又會(huì)導(dǎo)致滾轉(zhuǎn)噴管姿態(tài)調(diào)整能力不足。同時(shí)，滾轉(zhuǎn)噴管引氣量的增加還將導(dǎo)致3BSM噴管升力降低，進(jìn)而造成總升力降低。因此，滾轉(zhuǎn)噴管引氣量需綜合考慮滾轉(zhuǎn)力和力矩的控制需求以及對(duì)主發(fā)動(dòng)機(jī)的影響等因素確定。方案研究初期無明確需求時(shí)，可參照F135-PW-600發(fā)動(dòng)機(jī)的滾轉(zhuǎn)噴管與升力風(fēng)扇升力比約在0.15～2.00之間給定[9]。

圖4 滾轉(zhuǎn)噴管引氣量對(duì)風(fēng)扇工作點(diǎn)的影響Fig.4 The influence of roller nozzle air volume on fan operating point

3.2 升力風(fēng)扇參數(shù)的選取

升力風(fēng)扇參數(shù)的選取可從以下兩方面考慮：①升力風(fēng)扇消耗功率對(duì)主發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀態(tài)的影響。升力風(fēng)扇所需功率從主發(fā)動(dòng)機(jī)低壓軸獲取，在其他條件不變的情況下，升力風(fēng)扇提取功率越大，主發(fā)動(dòng)機(jī)的低壓轉(zhuǎn)速越低，3BSM噴管升力越小。為保持前后升力平衡，需要升力風(fēng)扇在一定的功率下產(chǎn)生與主發(fā)動(dòng)機(jī)相同或相近的升力，從而導(dǎo)致推進(jìn)系統(tǒng)總升力隨著升力風(fēng)扇提取功率的增加而減小，如圖5所示。②升力風(fēng)扇壓比和流量的選取。圖6給出了升力風(fēng)扇升力與提取功率的變化關(guān)系，可見：相同的功率提取，升力風(fēng)扇壓比越小流量越大，其所產(chǎn)生的升力也就越大；升力風(fēng)扇提取功率越小，3BSM噴管產(chǎn)生的升力也就越大，總升力也隨之增大。綜上，為提升整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)的總升力，升力風(fēng)扇參數(shù)選取方向應(yīng)為低功耗、大流量和小壓比，同時(shí)還應(yīng)考慮升力風(fēng)扇級(jí)數(shù)及盒式噴管完全膨脹等要求的限制。

圖5 升力風(fēng)扇流量對(duì)總升力影響Fig.5 The influence of lift fan flow on total lift

圖6 升力風(fēng)扇升力與提取功率的關(guān)系Fig.6 The relation between lift of fan lift force and extraction power

3.3 三軸承旋轉(zhuǎn)噴管偏轉(zhuǎn)角度和出口面積的選取

3BSM噴管出口幾何面積保持不變時(shí)，3BSM噴管偏轉(zhuǎn)角度的變化會(huì)引起噴管氣動(dòng)面積的變化。通常，偏轉(zhuǎn)角度越大，流量系數(shù)越小，造成噴管氣動(dòng)面積也隨之減小，從而引起主發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)改變。因此，在實(shí)際方案研究過程中可將角度的偏轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)換成出口氣動(dòng)面積的變化加以研究。本文研究過程中暫不考慮3BSM噴管偏轉(zhuǎn)對(duì)推力系數(shù)的影響。

圖7 不同噴管出口面積下總升力隨升力風(fēng)扇提取功率的變化Fig.7 The variation of total lift with lift fan power extraction under different nozzle exit area

圖7給出了不同出口面積下總升力隨升力風(fēng)扇提取功率的變化關(guān)系。由圖可看出：①升力風(fēng)扇提取功率一定時(shí)，3BSM噴管出口面積越小，整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)的總升力越大。②3BSM噴管出口面積一定時(shí)，總升力隨著升力風(fēng)扇提取功率的增加而減小。這是由于升力風(fēng)扇提取功率增加，導(dǎo)致主發(fā)動(dòng)機(jī)升力下降，此時(shí)為了保持前后的升力平衡，需要升力風(fēng)扇在一定的功率下產(chǎn)生與主發(fā)動(dòng)機(jī)相同或相近的升力，從而導(dǎo)致推進(jìn)系統(tǒng)總升力越小。③在標(biāo)準(zhǔn)出口面積條件以及更小的出口面積條件下，無法實(shí)現(xiàn)更大的升力風(fēng)扇功率提取，即曲線向右下方延伸，這說明3BSM噴管出口面積越大，升力風(fēng)扇能夠提取的功率越多。

圖8給出了噴管出口面積和提取功率變化對(duì)風(fēng)扇工作點(diǎn)的影響。由圖可以看出：升力風(fēng)扇提取功率一定時(shí)，3BSM噴管出口面積增加，風(fēng)扇工作點(diǎn)向遠(yuǎn)離喘振邊界方向移動(dòng)，風(fēng)扇的喘振裕度增加；3BSM噴管出口面積一定時(shí)，隨著升力風(fēng)扇提取功率的增加，風(fēng)扇工作點(diǎn)沿原幾何面積確定的共同工作線向下移動(dòng)。

圖8 噴管出口面積和提取功率變化對(duì)風(fēng)扇工作點(diǎn)的影響Fig.8 The influence of nozzle exit area and extraction power variation on fan operating point

3.4 外涵道調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)出口面積影響分析

圖9給出了總升力隨外涵出口面積的變化關(guān)系。由圖可以看出：①相同的3BSM噴管出口面積和升力風(fēng)扇提取功率條件下，總升力隨著外涵出口面積的減小而增加；相同的3BSM噴管出口面積和外涵出口面積條件下，總升力隨著升力風(fēng)扇提取功率的增加而減小。②相同升力風(fēng)扇提取功率和外涵出口面積條件下，當(dāng)升力風(fēng)扇提取功率大于某一特定值時(shí)，總升力隨著3BSM噴管出口面積的減小而增大；當(dāng)升力風(fēng)扇提取功率小于這一特定值時(shí)，在外涵出口面積較小時(shí)，總升力隨著3BSM噴管出口面積的減小而減小。

圖9 總升力隨外涵出口面積的變化Fig.9 The variation of total lift with bypass exit area

圖10給出了3BSM噴管出口面積不變時(shí)外涵出口面積和提取功率變化對(duì)風(fēng)扇工作點(diǎn)的影響。由圖可以看出：①3BSM噴管出口面積和外涵出口面積一定時(shí)，隨著升力風(fēng)扇提取功率的增加，風(fēng)扇工作點(diǎn)向特性圖左下方移動(dòng)，風(fēng)扇的喘振裕度降低。②3BSM噴管出口面積和升力風(fēng)扇提取功率一定時(shí)，外涵出口面積減小，風(fēng)扇工作點(diǎn)向特性圖右上方移動(dòng)，風(fēng)扇的喘振裕度降低。③當(dāng)外涵出口面積和3BSM噴管出口面積減小到一定程度后，風(fēng)扇工作點(diǎn)會(huì)移動(dòng)到原共同工作線上方，而該幾何狀態(tài)確定的風(fēng)扇工作點(diǎn)，在平飛狀態(tài)時(shí)由于外涵道流量的增加會(huì)導(dǎo)致風(fēng)扇的喘振裕度更低，這就要求外涵必須具備連續(xù)可調(diào)功能。

圖10 3BSM噴管出口面積不變時(shí)外涵出口面積和提取功率變化對(duì)風(fēng)扇工作點(diǎn)的影響Fig.10 The influence of bypass exit area and extraction power variation on fan operation point under the same 3BSM nozzle exit area

3.5 部件參數(shù)對(duì)總體性能的影響分析

圖11 設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)總推力和耗油率的影響Fig.11 The influence of design parameters on the total thrust and fuel consumption ratio

利用試驗(yàn)設(shè)計(jì)(DOE)方法，研究了各設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)總推力和耗油率等主要參數(shù)的貢獻(xiàn)率，其影響作用如圖11所示。由圖可知：①升力風(fēng)扇壓比和流量、外涵道調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)出口面積、滾轉(zhuǎn)噴管引氣量均與耗油率成反比關(guān)系，3BSM噴管出口面積與耗油率成正比關(guān)系，其中升力風(fēng)扇部件綜合影響最大。②升力風(fēng)扇流量和壓比與總推力成正比關(guān)系，3BSM噴管出口面積、滾轉(zhuǎn)噴管引氣量和外涵道調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)出口面積與總推力成反比關(guān)系，3BSM噴管出口面積影響最大。

4 性能方案優(yōu)化

4.1 推進(jìn)系統(tǒng)總升力提升

整機(jī)繼承發(fā)展的技術(shù)途徑的最大問題在于總推力/升力提升有限。采用這種途徑，相同高壓轉(zhuǎn)速條件下主發(fā)動(dòng)機(jī)低壓轉(zhuǎn)速較原型機(jī)低，進(jìn)而導(dǎo)致進(jìn)氣流量降低。因此，減小低壓轉(zhuǎn)速下降幅度、提升進(jìn)氣流量，是提升總升力的有效途徑。

為此，分析了兩種針對(duì)總升力提升的技術(shù)途徑：①為調(diào)節(jié)風(fēng)扇工作點(diǎn)，增加后涵道引射器；②重新設(shè)計(jì)低壓渦輪，使其具備更好的做功能力，進(jìn)而提升整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)總升力。圖12給出了性能提升方案的對(duì)比情況。由圖可知：通過增加后涵道引射器，調(diào)節(jié)外涵出口面積，可使原方案總升力提升近1%；改進(jìn)低壓渦輪部件后形成的推進(jìn)系統(tǒng)方案，較原方案總升力提升約20%。

圖12 性能提升方案對(duì)比Fig.12 The comparison between different performance improvement schemesy

4.2 考慮質(zhì)量影響的總體性能方案優(yōu)化

相比常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)，短垂推進(jìn)系統(tǒng)為實(shí)現(xiàn)短距/垂直起降功能，更加注重推重比/推力凈收益(即推力與重力差值)的提升。由前文可知：大進(jìn)氣流量升力風(fēng)扇將更有利于整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)的升力提升，但會(huì)帶來質(zhì)量的增加，整個(gè)動(dòng)力系統(tǒng)推力凈收益未知。

為獲得綜合性能更加優(yōu)異的方案，以原方案為基礎(chǔ)，在保持主發(fā)動(dòng)機(jī)部件不變的情況下，主要開展考慮升力風(fēng)扇部件質(zhì)量影響的總體性能方案優(yōu)化。為便于研究，假設(shè)：除升力風(fēng)扇外其他部件質(zhì)量不變；升力風(fēng)扇質(zhì)量與其進(jìn)氣流量成比例關(guān)系；不要求升力風(fēng)扇推力和主發(fā)動(dòng)機(jī)推力一致。利用Isight優(yōu)化軟件，開展針對(duì)提高推力凈收益的方案優(yōu)化。設(shè)計(jì)變量包括升力風(fēng)扇流量、壓比，滾轉(zhuǎn)噴管引氣量；約束條件/探索區(qū)間為各參數(shù)原數(shù)值±10%；優(yōu)化目標(biāo)為MaxA，其中，A=A2-A1，A1表示原方案推力凈收益；A2表示新方案推力凈收益。

圖13給出了考慮質(zhì)量影響的總體性能方案優(yōu)化收益。由圖可知：優(yōu)化后的方案較原方案推力提升10%，質(zhì)量降低0.9%，推力凈收益提升近20%，達(dá)到優(yōu)化改進(jìn)目的。

圖13 考慮質(zhì)量影響的總體性能方案優(yōu)化收益Fig.13 The benefits of general performance scheme optimization considering weight impact

5 結(jié)論

(1)以提高總升力為目標(biāo)，升力風(fēng)扇的參數(shù)應(yīng)盡可能選取低功耗、小壓比、大流量的參數(shù)組合，同時(shí)也需要考慮實(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸限制和質(zhì)量的增加。

(2)滾轉(zhuǎn)噴管引氣量的確定，需綜合考慮對(duì)主發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇裕度的影響、滾轉(zhuǎn)力和力矩的控制需求等因素。

(3)升力部件工作會(huì)對(duì)主發(fā)動(dòng)機(jī)外涵工作模式產(chǎn)生較大影響，如其出口面積不可調(diào)，則應(yīng)以大流量狀態(tài)設(shè)計(jì)為目標(biāo)。

(4)通過增加外涵道調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)和重新設(shè)計(jì)低壓渦輪等技術(shù)措施，可使推進(jìn)系統(tǒng)總升力提升近20%。

(5)方案優(yōu)化過程中應(yīng)綜合考慮發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能和結(jié)構(gòu)等多方面需求，采用合理優(yōu)化手段可切實(shí)提升短垂推進(jìn)系統(tǒng)綜合使用效能，使推力凈收益提升近20%。