主燃燒室采用增壓燃燒的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)熱力過(guò)程和性能分析

王曉東，芮長(zhǎng)勝，張彥軍

（中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015）

0 引言

接近等容循環(huán)的增壓燃燒（Pressure Gain Combustion，PGC），相比于等壓燃燒，具有循環(huán)效率高、燃燒過(guò)程自增壓等特性[1-3]，在傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室中引入增壓燃燒，在發(fā)動(dòng)機(jī)總增壓比和渦輪前溫度不變的前提下，利用燃燒自增壓，可以減少壓氣機(jī)級(jí)數(shù)和降低壓比，降低燃燒室進(jìn)口溫度，同時(shí)燃燒室可加入熱量更多；此外，由于壓氣機(jī)壓比降低，渦輪需要從燃?xì)庵刑崛〉哪芰恳矞p少，更多的燃?xì)饽芰靠梢酝ㄟ^(guò)噴管膨脹產(chǎn)生推力，因此，在傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室中引入增壓燃燒，可以實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)性能的提升[4]。

21 世紀(jì)初，美國(guó)GE 公司[5]首先提出將增壓燃燒技術(shù)與傳統(tǒng)渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)合的設(shè)想，此后俄羅斯、歐盟和中國(guó)學(xué)者針對(duì)增壓燃燒渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)開(kāi)展了大量研究。Petters等[6]利用推進(jìn)系統(tǒng)數(shù)值仿真程序?qū)Σ捎迷鰤喝紵业臏u扇發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行性能分析，在產(chǎn)生幾乎相同推力的前提下發(fā)動(dòng)機(jī)耗油率降低11%左右；美國(guó)空軍技術(shù)學(xué)院[7-8]在T63渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)上開(kāi)展了渦輪與增壓燃燒室的相互影響試驗(yàn)；波蘭Wolański[7，9]將傳統(tǒng)GTD-350 渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室換成增壓燃燒室并進(jìn)行試驗(yàn)，循環(huán)熱效率可提升5%～7%；俄羅斯薩蒙諾夫聯(lián)邦研究中心[7，10]在TJ100S-125 渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)上安裝加力增壓燃燒室并進(jìn)行地面試驗(yàn)，相比傳統(tǒng)加力燃燒室，耗油率降低30%左右；陳鑫[11]建立了不同進(jìn)氣增壓比條件下的增壓燃燒特性計(jì)算模型并進(jìn)行熱力循環(huán)分析，表明增壓燃燒具有更高的循環(huán)熱效率；盧杰等[12]、陳文娟等[13]建立了采用外涵加力增壓燃燒室的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能模型，裝有外涵加力增壓燃燒室的發(fā)動(dòng)機(jī)推力明顯增大且耗油率更低；鄧君香[14]針對(duì)主燃爆震渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)建立了熱力性能分析模型，與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行對(duì)比評(píng)估，單位推力增大27.1%，耗油率降低21.3%；王凌弈[12]建立了主燃增壓燃燒渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)工作分析模型，其最佳增壓比由5.5 減小到2.25，且推力增大20.2%，耗油率降低14.0%；計(jì)自飛[13]建立了增壓燃燒渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)性能分析模型，研究了增壓比、渦輪前溫度、飛行高度、馬赫數(shù)等參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。國(guó)內(nèi)外對(duì)增壓燃燒渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)的研究重點(diǎn)集中在外涵或加力燃燒室采用增壓燃燒的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)、采用增壓燃燒的渦噴或渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)上，很少對(duì)主燃燒室采用增壓燃燒的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)熱力過(guò)程和循環(huán)參數(shù)進(jìn)行研究分析。

本文利用定容燃燒熱力過(guò)程模擬增壓燃燒熱力循環(huán)，分別建立基于等壓燃燒和增壓燃燒的熱力循環(huán)過(guò)程分析模型，利用傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能計(jì)算方法并考慮主燃燒室的增壓特性，對(duì)主燃燒室采用增壓燃燒的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的熱力過(guò)程和性能進(jìn)行研究。

1 增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)熱力過(guò)程分析

1.1 增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)概念及熱力循環(huán)

本文研究的對(duì)象是主燃燒室采用增壓燃燒的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)，其模型及各特征截面如圖1 所示。與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的區(qū)別是將主燃燒室的等壓燃燒替換為增壓燃燒。

圖1 增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)模型及各特征截面

根據(jù)增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)工作原理，在p-v圖和T-S圖上表示內(nèi)外涵的熱力循環(huán)過(guò)程，如圖2、3所示。其中：0～3 表示內(nèi)涵氣流經(jīng)風(fēng)扇、壓氣機(jī)等熵壓縮；0～22 表示外涵氣流經(jīng)風(fēng)扇等熵壓縮，壓力、溫度均升高；3～4’表示內(nèi)涵氣流經(jīng)增壓燃燒，溫度和壓力均升高；3～4 表示內(nèi)涵氣流經(jīng)等壓燃燒，溫度升高壓力不變；4’～5’和4～5表示內(nèi)涵氣流經(jīng)渦輪膨脹作功，壓力和溫度均降低；5’～7’、5～7、22～7’、22～7 表示內(nèi)涵和外涵氣流摻混，內(nèi)涵溫度降壓低力不變、外涵溫度升高壓力不變；7’～9’和7～9 表示摻混的內(nèi)外涵氣流經(jīng)噴管膨脹排出，溫度和壓力均降低；9’～0 和9～0 表示排出的燃?xì)夥艧徇^(guò)程，溫度降低壓力不變。

圖2 熱力循環(huán)過(guò)程（p-v）

圖3 熱力循環(huán)過(guò)程（T-S）

根據(jù)熱力學(xué)第二定律關(guān)于“熵”的定義描述，“熵”是1個(gè)狀態(tài)參數(shù)，熵增的物理表達(dá)式為

設(shè)定增壓燃燒和等壓燃燒過(guò)程的起始和終止溫度一致，但增壓燃燒過(guò)程的終止壓力較大，因此增壓燃燒熵增較小。從圖3 中可見(jiàn)，增壓燃燒過(guò)程的熵增（3～4’）明顯小于等壓燃燒過(guò)程（3～4）的，因此當(dāng)2 種循環(huán)過(guò)程中的加熱量相同時(shí)，增壓燃燒循環(huán)過(guò)程的有效功更多，即循環(huán)熱效率更高。

1.2 增壓燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)熱力過(guò)程數(shù)學(xué)模型

增壓燃燒熱力循環(huán)過(guò)程與等容燃燒的類似，利用等容燃燒等效為增壓燃燒，參考工程熱力學(xué)多變熱力過(guò)程分析方法[14]，假設(shè)所有過(guò)程均為可逆絕熱過(guò)程，對(duì)增壓燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)熱力循環(huán)過(guò)程進(jìn)行建模。

可逆過(guò)程基本狀態(tài)方程滿足：pvn=C，可得

根據(jù)氣體狀態(tài)方程pv=RgT，針對(duì)增壓燃燒過(guò)程的描述，比體積保持不變的過(guò)程，n→∞，可得增壓燃燒過(guò)程狀態(tài)方程

針對(duì)定壓燃燒過(guò)程的描述，工質(zhì)的壓力保持不變，n=0，可得

上絕熱過(guò)程中狀態(tài)變化的任何過(guò)程都不與外界交換熱量，即q= 0，存在定熵方程式pvk=C，定熵指數(shù)k并非定值，通常溫度越高，k值越大。

發(fā)動(dòng)機(jī)熱力循環(huán)的吸熱量為

放熱量為

對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)熱力循環(huán)，無(wú)論p-v圖還是T-S圖均為順時(shí)針循環(huán)

因此循環(huán)熱效率

定義循環(huán)過(guò)程發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮系統(tǒng)總增壓比π=p3/p0，總加熱比δ=T4/T0。增壓燃燒室增壓比與進(jìn)口增壓比的關(guān)系如圖4 所示。從圖中可見(jiàn)，增壓燃燒室的增壓比隨進(jìn)口增壓比的升高而降低，如果為了更好發(fā)揮增壓燃燒的自增壓優(yōu)勢(shì)，發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮系統(tǒng)增壓比不宜選擇過(guò)大。

圖4 增壓燃燒室增壓比與進(jìn)口增壓比的關(guān)系

在不同加熱比條件下，理想等壓循環(huán)和增壓循環(huán)熱效率隨壓比的變化如圖5 所示，反應(yīng)物和產(chǎn)物按照變比熱計(jì)算。

圖5 理想等壓循環(huán)和增壓循環(huán)熱效率隨壓比的變化

從圖中可見(jiàn)，2 種循環(huán)的熱效率隨循環(huán)過(guò)程增壓比、加熱比的變化趨勢(shì)是一致的，但存在如下差異：

（1）在相同增壓比和加熱比條件下，增壓燃燒循環(huán)的熱效率高于等壓燃燒循環(huán)的；

（2）在2 種循環(huán)方式增壓比一定時(shí)，加熱比越大，增壓燃燒循環(huán)熱效率的優(yōu)勢(shì)越明顯；

（3）加熱比較?。é模?）時(shí)，存在最經(jīng)濟(jì)增壓比使得2種循環(huán)的循環(huán)效率達(dá)到最大值。

2 循環(huán)參數(shù)對(duì)增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

本文研究對(duì)象為雙轉(zhuǎn)子混排渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)，其氣動(dòng)熱力計(jì)算模型參考文獻(xiàn)[18-19]，發(fā)動(dòng)機(jī)單位推力和耗油率為

式中：f0為發(fā)動(dòng)機(jī)不加力時(shí)的總油氣比

式中：β、δ1、δ2分別為自高壓壓氣機(jī)出口提取的用于飛機(jī)引氣、冷卻高壓渦輪及低壓渦輪的空氣量系數(shù)；B為發(fā)動(dòng)機(jī)的涵道比；c0、c9分別為發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)、出口截面的氣流速度；f為主燃燒室油氣比。

2.1 總增壓比和渦輪前溫度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

選定涵道比保持不變，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)單位推力Fs、耗油率sfc與總增壓比π、渦輪前溫度T4的變化關(guān)系分別如圖6、7所示。

圖6 單位推力和耗油率與總增壓比的變化關(guān)系

從圖6（a）中可見(jiàn)，當(dāng)渦輪前溫度一定時(shí)，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)存在1 個(gè)最佳增壓比，使單位推力達(dá)到最大值；隨著渦輪前溫度的升高，最佳增壓比逐漸提高，且發(fā)動(dòng)機(jī)總壓比對(duì)單位推力的影響逐漸減小。從圖6（b）中可見(jiàn)，在渦輪前溫度較低時(shí)（T4＜1400 K），耗油率隨壓比的提高先降低后升高，因此存在最經(jīng)濟(jì)增壓比使耗油率最低，且最經(jīng)濟(jì)增壓比大于最佳增壓比；在渦輪前溫度較高時(shí)（T4＞1600 K），在圖示的計(jì)算范圍內(nèi)，耗油率隨壓比的提高一直呈降低趨勢(shì)，降低趨勢(shì)隨壓比的提高逐漸減緩。

從圖7（a）中可見(jiàn)，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)總增壓比一定時(shí)，隨著渦輪前溫度的升高，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)單位推力逐漸增大。從圖7（b）中可見(jiàn)，當(dāng)總增壓比較高時(shí)（π＞30），耗油率隨渦輪前溫度的升高先降低后升高，存在使耗油率最低的最經(jīng)濟(jì)渦輪前溫度；當(dāng)總增壓比較低時(shí)（π＜20），在圖示的計(jì)算范圍內(nèi)，耗油率隨渦輪前溫度的升高一直呈升高趨勢(shì)。

圖7 單位推力和耗油率與總渦輪前溫度的變化關(guān)系

2.2 涵道比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

對(duì)于混合排氣渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)模型（圖1），為了盡可能減小混合器摻混損失，一般要求混合器進(jìn)口的內(nèi)外涵流量總壓近似平衡，在總增壓比、渦輪前溫度等參數(shù)確定的條件下，使得發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比和風(fēng)扇壓比唯一相關(guān)。

增壓燃燒渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)在相同總增壓比（π= 30）和不同風(fēng)扇壓比πf條件下，對(duì)應(yīng)的涵道比B、風(fēng)扇壓比和渦輪前溫度的關(guān)系如圖8 所示。從圖中可見(jiàn)，在相同渦輪前溫度條件下，涵道比隨風(fēng)扇壓比的提高而減??；在相同風(fēng)扇壓比條件下，涵道比隨渦輪前溫度的升高而增大。

選定Ma=0、H= 0、Tt4= 1800 K、π= 30，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比對(duì)單位推力和耗油率的影響如圖9 所示。從圖中可見(jiàn)，隨著涵道比的增大，發(fā)動(dòng)機(jī)單位推力逐漸減小，耗油率逐漸降低。

圖9 增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比對(duì)單位推力和耗油率的影響

2.3 飛行狀態(tài)參數(shù)對(duì)總體性能的影響

設(shè)計(jì)點(diǎn)飛行狀態(tài)參數(shù)包括馬赫數(shù)和飛行高度，在給定涵道比0.8、渦輪前溫度1800 K條件下，研究不同飛行狀態(tài)參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能的影響。

在H=11 km、Ma=0.8、1.5、2.2時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)單位推力和耗油率隨增壓比的變化如圖10 所示。從圖10（a）中可見(jiàn)，在同一飛行速度下，存在單位推力最大的最佳增壓比，隨著飛行速度的增大，發(fā)動(dòng)機(jī)最佳增壓比和單位推力逐漸減小，并且在高速狀態(tài)下增壓比越高，單位推力減小越明顯，主要是因?yàn)樵诟咚贍顟B(tài)下，速度的沖壓作用明顯增大，導(dǎo)致燃燒室入口壓力和溫度提高，燃燒室加熱量和循環(huán)有效功減?。粡膱D10（b）中可見(jiàn)，在計(jì)算范圍內(nèi)，飛行速度較小時(shí)，耗油率隨總增壓比的提高單調(diào)降低，在高馬赫數(shù)（Ma0=2.2）狀態(tài)下則存在最經(jīng)濟(jì)增壓比使耗油率最低，這是因?yàn)殡S著飛行速度的增大，燃燒室入口氣流溫度和壓力升高，由于Tt4不變，燃燒室加熱比δ減小，在較小的加熱比條件下，存在最經(jīng)濟(jì)增壓比使循環(huán)效率最高，即耗油率最低。

圖10 發(fā)動(dòng)機(jī)單位推力和耗油率隨增壓比的變化（H=11 km、Ma=0.8、1.5、2.2）

在Ma=1.5、H=5、8、11 km 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)單位推力和耗油率隨增壓比的變化如圖11 所示。從圖11（a）中可見(jiàn)，在同一飛行高度下，單位推力隨著增壓比的提高先增大后減小，隨著飛行高度的增加，最佳增壓比和單位推力逐漸增大，這是因?yàn)樵诤０?1 km（同溫層最低邊界）以下，大氣溫度隨高度的增加而降低，在發(fā)動(dòng)機(jī)相同渦輪前溫度的前提下，燃燒室加熱量增大；從圖11（b）中可見(jiàn)，在飛行高度較低時(shí)，存在最經(jīng)濟(jì)增壓比使耗油率最低，隨著飛行高度的增加，最經(jīng)濟(jì)增壓比逐漸提高，當(dāng)飛行高度達(dá)到11 km 時(shí)，圖示計(jì)算范圍內(nèi)耗油率單調(diào)降低，這是因?yàn)殡S著飛行高度的增加，燃燒室進(jìn)口溫度降低，加熱比δ 增大，使耗油率最低的最經(jīng)濟(jì)增壓比逐漸提高。

3 與等壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能對(duì)比分析

3.1 設(shè)計(jì)點(diǎn)性能對(duì)比分析

在地面狀態(tài)、固定涵道比條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)總增壓比為25～45、渦輪前溫度為1500～1800 K 時(shí)，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的性能對(duì)比如圖12 所示。從圖中可見(jiàn)，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的性能變化規(guī)律與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的基本一致。但在相同循環(huán)參數(shù)約束條件下，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能明顯優(yōu)于傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的。

圖12 增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的性能對(duì)比

為定性和定量描述增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能優(yōu)勢(shì)，給出了增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的總體性能比較優(yōu)勢(shì)隨總增壓比和渦輪前溫度的變化規(guī)律，分別如圖13、14 所示。在圖示計(jì)算范圍內(nèi)，與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)相比，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的單位推力增大4.7%～8.6%，耗油率降低4.6%～8.5%。

圖13 增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的總體性能比較優(yōu)勢(shì)隨總增壓比的變化規(guī)律

從圖13（a）中可見(jiàn)，在同一渦輪前溫度（T4≤1700 K）條件下，單位推力收益隨總增壓比的提高而緩慢增大，但在較高的渦輪前溫度（T4≥1800 K）條件下，性能收益基本保持不變；從圖13（b）中可見(jiàn)，在同一總增壓比條件下，單位推力收益隨渦輪前溫度的提高而單調(diào)減小，當(dāng)渦輪前溫度較低（1500 K 左右）時(shí)，總增壓比越高，單位推力收益越大，當(dāng)渦輪前溫度提高到1800 K 時(shí)，不同總增壓比的單位推力收益差距不再明顯。

本文針對(duì)增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)和傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能計(jì)算，將增壓燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)和傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料消耗情況按照統(tǒng)一的計(jì)算方法處理，因此，如圖14 所示的增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)耗油率收益情況與如圖13所示的單位推力收益情況基本一致。

圖14 增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的總體性能比較優(yōu)勢(shì)隨渦輪前溫度的變化規(guī)律

3.2 非設(shè)計(jì)點(diǎn)性能對(duì)比分析

以某渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)為基準(zhǔn)方案，提出2 種增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)方案，方案1 保持壓縮系統(tǒng)總增壓比與基準(zhǔn)方案的一致，方案2 保持發(fā)動(dòng)機(jī)總增壓比與基準(zhǔn)方案的一致。3 種方案的發(fā)動(dòng)機(jī)海平面設(shè)計(jì)狀態(tài)詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 3種方案的發(fā)動(dòng)機(jī)海平面設(shè)計(jì)狀態(tài)詳細(xì)參數(shù)

在飛行高度為15 km 條件下，2 種增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)方案與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推力、耗油率隨飛行馬赫數(shù)的變化關(guān)系如圖15 所示。從圖中可見(jiàn)，在馬赫數(shù)為0～3 時(shí)，2 種增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推力均大于傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的，耗油率低于傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)的；當(dāng)馬赫數(shù)高于1.5 時(shí)，方案2 的增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)推力優(yōu)勢(shì)隨馬赫數(shù)的增大更加明顯，這是因?yàn)榉桨? 的發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮系統(tǒng)總壓比較低，燃燒室進(jìn)口溫度更低，在相同渦輪前溫度限制條件下，方案2 的燃燒室可加入的熱量更多，因此其推力更大。

圖15 2種增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)方案與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推力、耗油率隨飛行馬赫數(shù)的變化關(guān)系

增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)相比于傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的性能收益如圖16 所示。從圖中可見(jiàn)，在計(jì)算范圍內(nèi)，方案1 的增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推力比傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的大4.1%～17.1%，耗油率低4.5%～11.4%；方案2的增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推力比傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的大5.7%～27.6%，耗油率低2.3%～11.3%。

圖16 增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)相比于傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的性能收益

2 種增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)方案相比，方案2 的推力性能明顯優(yōu)于方案1 的，且推力增益的差距隨著飛行速度的增大而增大；方案2 的耗油率增益略低于方案1 的，但耗油率增益的差距隨著飛行速度的增大而逐漸減小。需要特別注意的是，與傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)相比，當(dāng)飛行馬赫數(shù)高于1.5 以后，2 種增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)方案的推力和耗油率收益均迅速增加。由此可見(jiàn)，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)可明顯改善傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)高馬赫工作性能，并可增加航程。

雖然增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能明顯優(yōu)于傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的，但由于主燃燒室引入的增壓燃燒具有強(qiáng)烈的非定常性，會(huì)對(duì)上下游部件的穩(wěn)定工作產(chǎn)生不利影響，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)距離工程化應(yīng)用仍有一些亟待解決的技術(shù)難題，主要包括：使用液態(tài)碳?xì)淙剂系拇蟪叽缭鰤喝紵壹夹g(shù)、抗反壓壓氣機(jī)技術(shù)、適應(yīng)非定常流的高壓渦輪技術(shù)、增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)匹配驗(yàn)證技術(shù)等。

4 結(jié)論

（1）建立了基于等壓燃燒和增壓燃燒的熱力循環(huán)過(guò)程分析模型，并進(jìn)行對(duì)比分析，在相同的增壓比和總加熱比條件下，增壓燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)效率高于等壓燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)的，且總加熱比越大，增壓燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)性能優(yōu)勢(shì)越明顯。

（2）利用考慮增壓特性的傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能計(jì)算方法開(kāi)展了循環(huán)參數(shù)對(duì)增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能的影響分析，為下一步開(kāi)展增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)方案研究提供指導(dǎo)。

（3）在地面狀態(tài)、固定涵道比條件下，總增壓比25～45、渦輪前溫度1500～1800 K，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的單位推力比傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的增大4.7%～8.6%，耗油率降低4.6%～8.5%。

（4）選取一渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)方案作為基準(zhǔn)，將其主燃燒室替換為增壓燃燒室后進(jìn)行性能評(píng)估，在飛行高度為15 km、馬赫數(shù)為0～3內(nèi)，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推力比傳統(tǒng)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的大4.1%～27.6%，耗油率低2.3%～11.4%，且飛行馬赫數(shù)越高，增壓燃燒渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的性能優(yōu)勢(shì)越大。