三外涵變循環發動機模式切換控制計劃設計

(南京航空航天大學能源與動力學院，南京 210016)

1 引言

變循環發動機作為一種極具發展前景的先進動力裝置，其研究已受到各航空強國的高度重視[1-2]。其通過調節發動機關鍵部件的幾何形狀、尺寸或位置來改變發動機熱力循環參數，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機構的復雜性所帶來的強耦合、非線性等工作特點，極大地增加了變循環發動機的研究難度。保證變循環發動機在多種工作模式之間的平穩切換，且不同模式下都能達到預期性能，是變循環發動機重要研究內容之一。

控制計劃是根據飛機操縱指令、飛行環境條件、當前工作狀態確定發動機有關控制量或狀態量的運行計劃，是控制系統的頂層輸入，為控制系統的設計和驗證提供依據。而控制系統是決定航空發動機性能的一個關鍵功能系統。圍繞上述問題進行變循環發動機模式切換控制計劃的設計，對國內變循環發動機的發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變循環發動機的模式切換過程進行了較系統的報道，但其控制計劃的設計方法被嚴格保密[5-8]。國內從變循環發動機過渡態特性分析的角度出發，對模式切換過程開展研究。茍學中等[9]分析了變循環發動機關鍵部件的工作原理，構建了帶有核心機驅動風扇級(CDFS)的雙外涵變循環發動機部件級模型，并進行了穩態和過渡態性能仿真。陳浩穎[10]采用增廣LQR控制算法，對三涵道變循環發動機模式切換過程進行了小范圍的性能仿真。張曉博等[11]建立了帶有葉尖風扇(FLADE)的雙外涵變循環發動機整機計算模型，采用可調參數線性調節的方法得到其模式切換過程的調節規律。目前國內的研究主要集中在雙外涵變循環發動機，對于帶有FLADE的三外涵變循環發動機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發動機為研究對象，提出性能系數矩陣的概念，采用可調參數線性調節方式設計其模式切換控制計劃。增加單-雙外涵模式切換過程中風扇進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，對控制計劃進行改進設計，從模式切換時間、發動機性能參數波動等方面對仿真結果進行比較與分析，以期為變循環發動機模式切換控制計劃設計提供一種新的思路。

2 三外涵變循環發動機結構

本文研究的三外涵變循環發動機結構如圖1所示，在雙外涵變循環發動機特有的模式選擇活門MSV和后可變面積涵道引射器RVABI的基礎上，增加FLADE 風扇和第三外涵道。FLADE 風扇是外接在常規風扇外圍的一排短轉子葉片，具有獨立的可調導葉角。第三外涵道是獨立的流道，可進一步提高涵道比，降低耗油率，減小安裝阻力，降低排氣溫度[12]。FLADE 風扇和第三外涵道結構的增加，可減輕發動機進排氣系統和飛機結構的質量，提升發動機的推重比，更好地適應飛機對發動機性能、功能和安全的綜合需求[13]。

圖1 三外涵變循環發動機結構圖Fig.1 Structure of triple bypass variable cycle engine

三外涵變循環發動機可調參數，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、風扇導葉角αFan、FLADE 風扇導葉角αFLADE、燃油流量Wfb。依據MSV和TSV的工作狀態，主要分為三種工作模式：

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

(2)雙外涵模式：MSV 打開，TSV 關閉，發動機風扇進口空氣流量增大，涵道比增大，推進效率增大，耗油率降低。

(3)三外涵模式：MSV 和TSV 全部打開，發動機風扇進口空氣流量和涵道比調節范圍進一步增大，發動機處于低耗油率的經濟工作狀態。

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開展兩種模式切換過程的控制計劃設計。單外涵模式下發動機單位推力大、機動性增強，因此單-雙外涵模式切換過程重點關注的性能參數是推力；三外涵模式下發動機涵道比提高、耗油率降低、經濟性增強，因此雙-三外涵模式切換過程重點關注的性能參數是耗油率。

3 基于性能系數矩陣的模式切換控制計劃設計

變循環發動機可調參數眾多，且各參數間存在較強的耦合性[14]，增加了其模式切換控制計劃的設計難度。國內現有研究在分析變循環發動機模式切換過程的特性時，普遍采用單一可調參數調節的方法，缺少系統性的歸納整理，工作量繁多且重復試驗。文獻[15]采用參數置換的方法對變循環發動機進行穩態性能尋優，減少了優化過程中的無意義解，提高了優化效率。受此啟發，本文提出性能系數矩陣概念，對試驗方案進行優化，增加其系統性和規范性，分析不同模式切換過程中可調參數變化對發動機性能的影響，并設計了可調參數線性調節的控制計劃。

3.1 性能系數矩陣

性能系數矩陣定義如下：

由于發動機模型是強非線性系統，無法正常計算求出偏導數，所以用差商的方法來代替偏導數。即給每個可調參數一個擾動量Δxi，計算各性能參數隨之的相對變化量Δyj，從而得到新的性能系數矩陣：

三外涵變循環發動機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矩陣，并設計相應的控制計劃。

3.1.1 單-雙外涵模式切換性能系數矩陣

單-雙外涵模式切換過程中，發動機風扇進口空氣流量變化顯著，風扇性能參數波動較大。依據模式切換過程中發動機平穩安全過渡、增大推力的原則，選取可調參數為MSV開度、RVABI面積、尾噴管喉部截面積、風扇導葉角和燃油流量，性能參數為風扇喘振裕度、風扇進口空氣流量、推力、低壓軸轉速和渦輪前溫度，即=[αMSV,A6,A8,αFan,Wfb]，=[SMFan,Wa2,F,nl,T4]。給每個可調參數不同程度的擾動量，計算各性能參數隨之的相對變化量，可得該模式切換過程中可調參數對各性能參數的整體影響趨勢。

地面狀態單-雙外涵模式切換過程性能系數矩陣(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呈正相關的影響趨勢，對nl呈負相關的影響趨勢。A6對SMFan呈負相關的影響趨勢。A8對SMFan呈顯著的正相關影響趨勢，可通過增大A8來改善SMFan。當αMSV、A6、A8組合調節時，nl上升，T4增加，為保持模式切換過程安全過渡，需適當增大αFan來調節nl和T4。同時，為保證雙外涵切換至單外涵時推力增大，需適當增加主燃油流量。據此設計出由αMSV、A6、A8、αFan、Wfb組合調節的單-雙外涵模式切換過程控制計劃。

表1 地面狀態單-雙外涵模式切換性能系數矩陣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矩陣

由于FLADE 風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扇空氣流量變化較大，對核心機影響較小，因此重點考慮風扇性能參數。依據該模式切換過程中發動機平穩安全過渡、降低耗油率的原則，選取的可調參數為TSV 開度、FLADE 導葉角、風扇導葉角、燃油流量，性能參數為渦輪前溫度、風扇進口空氣流量、推力和低壓軸轉速，即=[αTSV,αFLADE,αFan,Wfb]，=[T4,Wa2,F,nl]。

地面狀態雙-三外涵模式切換過程性能系數矩陣(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呈正相關的影響趨勢，對nl呈負相關的影響趨勢。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進行調節。同時調節αFLADE進一步改善流量和推力。據此設計出由αTSV、αFLADE、αFan、Wfb組合調節的雙-三外涵模式切換過程控制計劃。

3.2 基于性能系數矩陣的控制計劃設計

3.2.1 單-雙外涵模式切換過程

根據表1的性能系數矩陣，經過反復的試湊和驗證，制定了雙-單外涵模式開環控制計劃。進行仿真驗證，結果見圖2。由圖可知，整個模式切換過程在3.4 s時完成，可調參數均采用線性調節：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%，核心機的工作狀態相對風扇更加穩定；SMFan由24.0%下降到6.0%，但仍在安全工作范圍內；sfc增加3.37%。綜上所述，單-雙外涵模式切換過程中，發動機主要性能參數變化幅度在5%以內，模式切換在3.4 s完成，可認為其安全過渡并達到預期性能。但F、Wa2、T4、轉速等性能參數出現了一定程度的波動，影響模式切換過程的平穩性。單外涵模式下，發動機呈現推力增大、耗油率增加的趨勢，對應了單外涵模式機動性強、耗油率高的工作特點。

圖2 雙-單外涵模式開環控制計劃及仿真結果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

根據表2 的性能系數矩陣，經過反復的試湊和驗證，制定了雙-三外涵模式控制計劃。進行仿真驗證，結果見圖3。由圖可知，模式切換過程在4.0 s時完成，可調參數采用線性調節：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波動范圍為1.50%；Wa2增加6.70%；FLADE風扇和常規風扇同軸，外涵道流量增加導致nl下降4.80%，nh基本保持不變；T4基本保持不變；sfc降低2.00%。可見，第三外涵道對核心機性能影響較小，增加第三外涵道的根本目的是通過增大涵道比來提高發動機推進效率，從而減小耗油率，提高經濟性。雙-三外涵模式切換過程中，主要性能參數變化幅度在5%左右，模式切換時間為4.0 s。

表2 地面狀態雙-三外涵模式切換性能系數矩陣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控制計劃及仿真結果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設計

針對模式切換過程出現的風扇進口空氣流量、推力等性能參數波動，依據兩種模式切換過程中的不同性能需求，對上述控制計劃進行改進設計。

4.1 模式切換控制計劃的改進

4.1.1 單-雙外涵模式切換控制計劃的改進

單外涵工作模式下，發動機涵道比減小，單位推力增大，此時關注的是發動機的總推力，也就是機動性。從風扇進口空氣流量保持不變、總推力增大、機動性增強的性能需求出發，對控制計劃進行如下改進：A6、A8、αFan、Wfb依然按照3.2.1節的控制計劃進行線性調節，增加模式切換過程中風扇進口空氣流量不變的約束條件，可求出每個離散工作點對應的MSV 開度。在此約束條件下，發動機總推力增大，模式切換過程更加穩定，機動性增強。

約束條件：

4.1.2 雙-三外涵模式切換控制計劃的改進

雙-三外涵工作模式下，發動機涵道比增大，單位耗油率降低，此時關注的是耗油率，也就是經濟性。從推力保持不變、耗油率降低、經濟性提高的性能需求出發，對控制計劃進行如下改進：αFan、αFLADE和Wfb依然按照3.2.2節的控制計劃進行線性調節，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定，經濟性提高。

約束條件：

4.2 改進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

將改進后的控制計劃帶入發動機模型中進行仿真驗證，結果如圖4所示。由圖可知，改進后各性能參數變化如下：模式切換時間由3.4 s 變為2.4 s，縮短約30%；F波動范圍由4.10%減小為0.61%，且沒有出現過高的情況；改進后的Wa2基本保持不變，發動機工作狀態更為穩定；nl波動范圍由3.43%減小為0.97%，沒有出現超轉的情況；T4波動范圍由1.60%增大到2.44%，但仍在允許的5%范圍內且沒有達到溫度邊界約束。改進后的單-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、nl等性能參數波動得到有效改善，雖然T4波動范圍略有增加，但在安全工作范圍內，滿足發動機在該模式切換過程中平穩安全、快速過渡的要求。

圖4 雙外涵切換至單外涵模式改進前后仿真結果對比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

將改進后的控制計劃帶入發動機模型中進行仿真驗證，結果如圖5所示。由圖中可知，改進后各性能參數變化如下：模式切換時間由4.0 s變為2.4 s，時間縮短40%；改進后的F基本保持不變，Wa2、nl單調變化，工作狀態更加穩定。改進后的雙-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等性能參數波動得到有效改善，滿足發動機在該模式切換過程平穩安全、快速過渡的要求。

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

5 結論

針對三外涵變循環發動機模式切換過程，提出性能系數矩陣概念，設計其控制計劃，并根據不同性能需求對控制計劃進行改進，得出以下結論：

(1)三外涵變循環發動機模式切換過程是多個可調參數組合調節的結果。不同的模式切換過程因性能需求不同，參與調節的可調機構也不相同。

(2)單-雙外涵模式切換過程中，發動機在αMSV、A6、A8、αFan和Wfb組合調節下，可實現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定性。改進后的控制計劃可在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定性。

(3)雙-三外涵模式切換過程中，發動機在αTSV、αFLADE、αFan、Wfb組合調節下，可實現模式切換過程的安全過渡。改進后的控制計劃可在F不變的條件下縮短40%模式切換時間，實現Wa2、nl的單調變化。