CN110083869B - 一种评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法，首先提出了在变循环发动机模式变换过程中用于评估调节结构进出口流量动态变化的计算模型，然后在分析变循环发动机模式变换时，计算模式变换活门的角度、前可变面积涵道引射器的开度、后可变面积涵道引射器的开度与流量之间的函数关系。本发明实现了涡喷/涡扇变循环发动机进行单涵道涡喷循环、双外涵大涵道比涡扇循环和单外涵小涵道比涡扇循环等工作模式动态变换时发动机稳定裕度变化的计算。

Description

一种评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响 的计算方法

技术领域

本发明属于航空宇航推进理论与工程中的发动机总体性能和稳定性，具体涉及一种涡喷/涡扇变循环发动机气动稳定性计算方法。

背景技术

为了实现先进战斗机全飞行包线范围具备优良的性能，满足未来对军用战斗机多任务、多用途的需求，战斗机的动力装置——航空发动机将不再满足于单设计点、工作点有限调节的现状。涡喷/涡扇变循环发动机作为一种新型的航空发动机，融合了涡喷发动机和涡扇发动机的优势，具备两个设计点，分别是亚声速飞行工况设计点和超声速飞行工况设计点，对应的工作状态分别是双外涵的大涵道比涡扇模式和单外涵的小涵道比涡扇模式。目前涡喷/涡扇变循环发动机的典型代表是带有核心机驱动风扇级的双外涵结构发动机，通过模式变换活门的打开、关闭，并辅以其它若干可调结构的协同动作，包括前、后可变面积涵道引射器开度、尾喷管喉道面积、核心机导叶和静叶安装角度等的调节，将涡喷发动机优良的超声速飞行和加速性能以及涡扇发动机优良的亚声速巡航性能融合于一台发动机，以满足战斗机超声速飞行时的大推力要求与亚声速巡航飞行时的低油耗要求。

变循环发动机在使用过程中，由于要进行模式变换，即涡喷模式、单外涵的小涵道比涡扇模式与双外涵的大涵道比涡扇模式之间的切换，在这个过程中，风扇以及核心机驱动风扇级的流量和负荷将会在很短的时间内发生剧烈变化，要保证发动机不发生气动失稳，避免发动机进入旋转失速和喘振状态，威胁飞行安全，需要在变循环发动机设计环节，合理评估模式变换对变循环发动机气动稳定性的影响。

国内外学者在涡喷/涡扇变循环发动机稳态性能仿真方面积累了一定的经验，然而在评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机气动稳定性方面没有涉及。

发明内容

本发明所要解决的技术问题在于克服现有技术的不足，设计一个能够评估涡喷/涡扇变循环发动机模式变换过程中，内外涵道流量动态变化的计算模型，并以此为基础，建立一种评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法，以获得发动机循环模式变换过程中，风扇、核心机驱动风扇级和高压压气机稳定裕度的变化情况，为变循环发动机设计和使用提供技术支撑。

为实现上述目的，本发明采用的技术方案为：

本发明首先设计了一个能够评估涡喷/涡扇变循环发动机模式变换过程中，内外涵道流量动态变化的计算模型，该计算模型为：

一种在变循环发动机模式变换过程中用于评估调节结构进出口流量动态变化的计算模型，包括模式变换过程中，外涵道进口流量与模式变换活门开度动态变化的关联模型，以及副外涵出口流量；涵道比调节过程中，前可变面积涵道引射器进口流量与开度变化的关联模型，以及前可变面积涵道引射器出口流量；后可变面积涵道引射器出口流量与开度变化的关联模型。

本发明的一种评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法，包括如下步骤：

步骤a，模式变换活门的角度计算：

外涵进口流量的稳态值用

表示，其是模式变换活门的角度α₁₃的函数，即

在模式变换动态过程中，α₁₃快速变化，外涵进口流量的瞬时值

对α₁₃变化存在响应滞后，即外涵进口流量的瞬时值是角度α₁₃和时间t的函数，

采用一阶非线性动态响应模型来描述流量滞后：

其中，τ₁₃表示动态响应时间常数；

将上式离散成如下差分格式，其中上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层；

整理得到

设定模式变换活门开度α₁₃随时间线性变化，即dα₁₃/dt＝k₁₃，近似有△α₁₃/△t＝k₁₃；代入公式(3)，得到

步骤b，前可变面积涵道引射器出口流量计算：

同理，前可变面积涵道引射器出口流量的瞬时值

也根据相同的方法计算得到：

其中，

为前可变面积涵道引射器出口流量的稳态值；τ₁₂₅表示动态响应时间常数；α₁₂₅为前可变面积涵道引射器的开度；k₁₂₅＝△α₁₂₅/△t，表示前可变面积涵道引射器开度变化速度；上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层；

步骤c，后可变面积涵道引射器出口流量计算：

同理，后可变面积涵道引射器出口流量的瞬时值

也根据相同的方法计算得到：

其中，

为后可变面积涵道引射器出口流量的稳态值；τ₁₆₃表示动态响应时间常数；α₁₆₃为后可变面积涵道引射器的开度；k₁₆₃＝△α₁₆₃/△t，表示后可变面积涵道引射器开度变化速度；上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层；

步骤d，通过选取动态响应时间常数τ₁₃、τ₁₂₅和τ₁₆₃，结合不同的模式变换活门开度调节速度，得到外涵进口、前可变面积涵道引射器出口流量和后可变面积涵道引射器出口流量随时间的变化关系，即f₁₃(α₁₃,t)、f₁₂₅(α₁₂₅,t)和f₁₆₃(α₁₆₃,t)。

所述步骤a中，由公式(4)分析可知，如果取τ₁₃＝0，即不考虑流量响应滞后，则

流量的瞬时值等于稳态值；反之，如果令τ₁₃>0，即考虑流量响应滞后，此时

若α₁₃逐渐增大，即模式变化活门逐渐打开，外涵道流量逐渐减小，

k₁₃>0，则

若α₁₃逐渐减小，即模式变化活门逐渐关闭，外涵道流量逐渐增大，

k₁₃<0，则

即当活门开度快速变化时，由公式(4)计算得出流量的变化总是存在滞后。

所述步骤d中，τ₁₃、τ₁₂₅和τ₁₆₃通过数值模拟的方法或者模型试验的方法获取。

所述步骤a、b、c中，α₁₃是指模式变换活门与外机匣壁面之间的夹角，若外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₃等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₃等于45度；α₁₂₅是前可变面积涵道引射器调节阀门与引射器外壁面的夹角，若外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₂₅等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₂₅等于45度；α₁₆₃是后可变面积涵道引射器调节阀门与水平轴的夹角，若外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₂₅等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₂₅等于45度。

有益效果：相比现有技术，本发明具有以下有益效果：

(1)本发明所构建的计算方法考虑了模式变换活门的角度、前可变面积涵道引射器的开度、后可变面积涵道引射器的开度对流量的动态影响，进而反映出变循环发动机工作点的动态变化，能够分析模式变化对变循环发动机气动稳定性的影响；

(2)变循环发动机热力循环包括双外涵的大涵道比涡扇模式、单外涵的小涵道比涡扇模式和无外涵的涡喷模式，本计算方法能够反映这三种模式切换对工作点的影响。

(3)引入的一阶动态响应模型基于大量的数值模拟结果和实验结果，具有较高的准确性。

附图说明

图1为模式变换对变循环发动机气动稳定性影响计算模型和特征截面；

图2为模式变换对变循环发动机气动稳定性影响计算流程；

图3为双外涵大涵道比模式向单外涵小涵道比模式变换计算结果；

图4为双外涵大涵道比模式向涡喷模式变换计算结果；

图5为单外涵小涵道比模式向双外涵大涵道比模式变换计算结果。

具体实施方式

下面结合附图对本发明做更进一步的解释。

本发明首先设计了一个能够评估涡喷/涡扇变循环发动机模式变换过程中，内外涵道流量动态变化的计算模型，并以此为基础，建立了一种评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法，以获得发动机循环模式变换过程中，风扇、核心机驱动风扇级和高压压气机稳定裕度的变化情况，为变循环发动机设计和使用提供技术支撑。

本发明所采用的计算模型为：

在变循环发动机模式变换过程中用于评估调节结构进出口流量动态变化的计算模型，包括模式变换过程中，外涵道进口流量(模式变换活门出口流量)与模式变换活门开度动态变化的关联模型，以及副外涵出口流量；涵道比调节过程中，前可变面积涵道引射器进口流量与开度变化的关联模型，以及前可变面积涵道引射器出口流量；后可变面积涵道引射器出口流量与开度变化的关联模型。

本发明的评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法如下：

在分析变循环发动机模式变换时，需要给定模式变换活门的角度、前可变面积涵道引射器的开度、后可变面积涵道引射器的开度与流量之间的函数关系。

外涵进口流量的稳态值用

表示，是模式变换活门的角度α₁₃的函数，即

可以通过变循环发动机稳态性能计算程序获得。在模式变换动态过程中，α₁₃快速变化，外涵进口流量的瞬时值

对α₁₃变化存在响应滞后，即外涵进口流量的瞬时值是角度α₁₃和时间t的函数，

影响流量滞后的因素很多，包括气流速度、外涵道进出口压力差以及模式变换活门的结构等有关，本发明采用一阶非线性动态响应模型来描述这一过程：

其中，τ₁₃表示动态响应时间常数。

将上式离散成如下差分格式，其中上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层。

整理可得

本模型假设模式变换活门开度α₁₃随时间线性变化，即dα₁₃/dt＝k₁₃，近似有△α₁₃/△t＝k₁₃。代入公式(3)可得

由公式(4)分析可知，如果取τ₁₃＝0，即不考虑流量响应滞后，则

流量的瞬时值等于稳态值；反之，如果令τ₁₃>0，即考虑流量响应滞后，此时

若α₁₃逐渐增大，即模式变化活门逐渐打开，外涵道流量逐渐减小，

k₁₃>0，则

若α₁₃逐渐减小，即模式变化活门逐渐关闭，外涵道流量逐渐增大，

k₁₃<0，则

即当活门开度快速变化时，由公式(4)计算得出流量的变化总是存在滞后。

同理，前可变面积涵道引射器出口流量的瞬时值

也可以根据相同的方法计算得到：

其中，

为前可变面积涵道引射器出口流量的稳态值；τ₁₂₅表示动态响应时间常数；α₁₂₅为前可变面积涵道引射器的开度；k₁₂₅＝△α₁₂₅/△t，表示前可变面积涵道引射器开度变化速度；上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层；

同理，后可变面积涵道引射器出口流量的瞬时值

也可以根据相同的方法计算得到：

其中，

为后可变面积涵道引射器出口流量的稳态值；τ₁₆₃表示动态响应时间常数；α₁₆₃为后可变面积涵道引射器的开度；k₁₆₃＝△α₁₆₃/△t，表示后可变面积涵道引射器开度变化速度；上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层；

通过选取动态响应时间常数τ₁₃、τ₁₂₅和τ₁₆₃，结合不同的模式变换活门开度调节速度，可得到外涵进口、前可变面积涵道引射器出口流量和后可变面积涵道引射器出口流量随时间的变化关系，即f₁₃(α₁₃,t)、f₁₂₅(α₁₂₅,t)和f₁₆₃(α₁₆₃,t)。τ₁₃、τ₁₂₅和τ₁₆₃可以通过数值模拟的方法或者模型试验的方法获取。

α₁₃是指模式变换活门与外机匣壁面之间的夹角，按照本发明的设计，外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₃等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₃等于45度；α₁₂₅是前可变面积涵道引射器调节阀门与引射器外壁面的夹角，外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₂₅等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₂₅等于45度；α₁₆₃后可变面积涵道引射器调节阀门与水平轴的夹角，外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₂₅等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₂₅等于45度。

在获得考虑动态响应的计算公式(4)、(5)和(6)以后，采用发动机总体性能计算程序，利用已有的发动机各部件特性和控制规律，采用时间推进的方法，可以获得发动机工作点随着模式变换的变化情况，计算流程如图2所示。

下面结合实施例对本发明做进一步说明。

实施例

表1为本发明涉及的各符号的含义。

表1符号表

本实施例以建立某型变循环发动机模式变换对气动稳定性影响计算模型为例，图1给出了某型变循环发动机计算模型和各截面图，图中，2截面为风扇进口，20截面为风扇出口，13截面为副外涵进口，21截面为核心机驱动风扇级进口，24截面为核心机驱动风扇级出口，225截面为副涵道出口，25截面为高压压气机进口，15截面为前掺混室出口，16截面为主外涵出口，3截面为高压压气机出口，31截面为主燃烧室进口，4截面为主燃烧室出口，44截面为高压涡轮出口(冷却后)，45截面为低压涡轮进口，5截面为低压涡轮进口，6截面为涡轮后接管道进口，63截面为热端掺混面，163截面为冷端掺混面，263截面为喷管冷却管路进口，64截面为后掺混室出口、加力燃烧室进口，7截面为加力燃烧室出口，8截面为喷管喉道截面，9截面为喷管出口。

采用时间推进的方法计算模式变化对变循环发动机气动稳定性的影响，计算流程如图2所示，实线箭头反映程序的运行流程，而虚线箭头则反映在发动机动态过程中扰动的传播方向和影响机制。

为了在满足工程精度要求的前提下合理描述模式变换过程中发动机内部的真实流动过程，尽可能简化发动机中复杂的非定常因素，对计算模型做了以下假设：

(1)研究对象具有轴对称的几何特点，而且研究内容并不具体关注气动参数沿发动机周向和径向的变化，因此，采用了一维流动的假设；

(2)假设工质是理想气体，气体的黏性影响通过发动机的部件特性反映；

(3)在动态过程中发动机各部件的特性与稳态时一致；

(4)在流动方程中不考虑工质摩擦损失和重力的影响；

(5)气体等熵过程指数k是气体温度和气体成分的函数，不考虑压力对k的影响；

(6)进入涡轮的冷却气温度与引气处的温度一致；

(7)内、外涵出口截面静压平衡。

对于变循环发动机，模式变换活门开度的调节会首先引起13截面流量

的变化，进而与核心机驱动风扇级进口截面流量

一起决定风扇进口截面流量

图2中用

反映这一过程；核心机驱动风扇级出口连接外涵道的前可变面积涵道引射器的开度调节，会引起

的变化，进而和高压压气机进口截面流量

一起决定

图中用

反映这一过程；后可变面积涵道引射器的开度调节，会引起

和

的变化，也会影响外涵道的流量

图中用

反映这一过程。关于模式变换活门、前可变面积涵道引射器的开度和后可变面积涵道引射器的开度与流量的实时对应关系，在本发明中用一阶动态响应模型来描述。

主燃烧室的燃油流量

和尾喷管喉道面积A₈也会在动态过程中发生变化。

当

改变以后，主燃烧室内会产生一定的压力波动，从而改变其进口截面总压p_31,t，并进一步引起高压压气机出口总压

的波动。本模型在主燃烧室内根据容腔效应计算p_31,t，并令p_3,t＝p_31,t。

由高压压气机出口总压p_3,t和进口总压p_25,t可以得到高压压气机的总压比，然后根据已知的高压压气机流量-效率特性插值得到高压压气机的进口流量

和等熵效率

尾喷管喉道面积A₈一旦发生变化，首先会导致尾喷管喉道流量的变化，进而改变加力燃烧室出口流量

在加力燃烧室内，根据容腔效应计算由于加力燃烧室出口流量变化(和/或加力燃烧室燃油流量变化)导致的压力波动，得到加力燃烧室进口总压p_64,t。

根据主掺混室出口截面p_64,t及其冷端进口总压p_163,t，计算得到主掺混室热端进口总压p_63,t。这种影响一直上传到高压涡轮出口截面总压p_44,t，并和其进口总压p_41,t(＝p_4,t，由主燃烧室的容腔效应决定)一起决定高压涡轮的落压比。根据高压涡轮的落压比和特性，可以计算其进口截面流量

进而得到主燃烧室的出口截面流量

变循环发动机的副外涵和CDFS涵道出口截面的参数由各自的上游决定。主外涵出口截面的总压、总温由容腔效应决定，流量根据163截面和63截面处的静压平衡计算得到。

当主燃烧室的燃油流量

改变以后，根据主燃烧室的容腔效应计算得到其进口截面总压p_31,t；根据p_3,t(高压压气机出口总压，＝p_31,t)和p_25,t(高压压气机进口总压，由上游的风扇决定)可以得到高压压气机的总压比，再根据高压压气机的特性插值得到其进口流量和等熵效率。

风扇的工作压比由飞行条件和外涵进口总压p_13,t确定，而

则由外涵管道的容腔效应得到。由风扇的工作压比可以得到经过风扇的流量，结合高压压气机的流量，可以得到外涵流量

由于主外涵出口截面分为两个截面，分别是163和263，由于气流从263将直接进入尾喷管，可以用于形成尾喷管内壁面的冷却气膜，同时提高推力；而通过163截面的气流将于内涵燃气混合，并进入加力燃烧室。后可变面积涵道引射器面积的调整，一方面是配合模式变换活门和前可变面积涵道引射器的调节，防止高温气体回流，另一方面，也将调节163和263截面的流量分配，影响发动机的工作点位置以及推力和耗油率。

以某型变循环发动机为例，分析模式变换对变循环发动机气动稳定性的影响，包括双外涵大涵道比模式向单外涵小涵道比模式变换、双外涵大涵道比模式向涡喷模式变换和单外涵小涵道比模式向双外涵大涵道比模式变换。

图1中的变循环发动机的模式变换活门开度、前可变面积涵道引射器的开度和后可变面积涵道引射器的开度的范围都是0至45度，对于这种活门类的调节装置，通过实验和数值模拟，动态响应时间常数的如公式(7)所示。

活门调节越快，动态响应时间越长；活门调节越慢，动态响应时间越短。

(1)双外涵大涵道比模式向单外涵小涵道比模式变换

初始状态为双外涵大涵道比模式下的工作点；计算时长设置为10s，在第5s时开始增大模式变换活门开度α₁₃并增大前可变面积涵道引射器开度α₁₂₅，在0.5s的时间内，α₁₃从0度线性增加至20度，α₁₂₅从0度线性增加至20度，导致流过主外涵道流量减小和副外涵道的流量增加。副涵道比随着模式变换活门开度的增大而减小，最终流量稳定下来时，副涵道比从0.39降低至0.05，减小了87.2％，活门开度按照的设定的调节规律在5.0s～5.5s之间变化，而副涵道比直到5.9s左右才稳定下来，存在着大约0.4s的滞后。主涵道比随时间的变化也有类似的规律，但由于前可变面积涵道引射器开度的增大，使得通过CDFS进入主外涵的流量减小，因此主涵道比的降低幅度要比副涵道比小，最终流量稳定下来时，主涵道比从0.707降低至0.327，减小了53.7％。

在模式变换活门开度快速增大的过程中，风扇、核心机驱动风扇级、高压压气机工作点的物理流量随时间变化，在给定的调节规律下，风扇工作点的物理流量

随着模式变换活门开度的增肌而减小，最终减小了8.62％；由于主涵道比的减小和风扇流量的降低，通过核心机驱动风扇级的物理流量

减小，最终减小了11.7％；高压压气机工作点的物理流量

也有所增大，但由于前可变面积涵道引射器开度增大，使得

的增长幅度要比

大，最终

增大了17.5％。变循环发动机风扇、核心机驱动风扇级、高压压气机的工作点轨迹和稳定裕度变化如图3所示。

由图3可见，在模式变换活门开度快速增大的过程中，风扇、核心机驱动风扇级和高压压气机的工作点均会不同程度地向其稳定边界靠近。由于调节规律设定风扇的物理转速保持不变，因此风扇的工作点沿着等转速线向上移动，稳定裕度下降明显，从原来的28％下降至4％，相对损失最大可达85.7％；核心机驱动风扇级工作点的相对折合转速会降低，稳定裕度也有较大下降，相对损失最大可达38％；高压压气机工作点的稳定裕度变化幅度相对较小。因此，对于变循环发动机而言，采用风扇转速维持不变的控制规律时，从双外涵大涵道比模式向单外涵小涵道比模式变换过程中，风扇和核心机驱动风扇级的稳定性恶化严重，需要引起关注。

(2)双外涵大涵道比模式向涡喷模式变换

初始状态为双外涵模式下的工作点；计算时长设置为10s，在第5s时开始增大模式变换活门开度α₁₃并增大前可变面积涵道引射器开度α₁₂₅，在0.8s的时间内，α₁₃从0度线性增加至45度，α₁₂₅从0度线性增加至45度，导致流过主外涵道流量减小和副外涵道的流量均等于零。副涵道比随着模式变换活门开度的增大而减小，最终稳定下来时，副涵道比减小至零，活门开度按照的设定的调节规律在5.0s～5.8s之间变化，而副涵道比直到6.2s左右才稳定下来，存在着大约0.4s的滞后。主涵道比随时间的变化也有类似的规律，最终稳定下来时，主涵道比减小至零。

在模式变换活门开度快速增大的过程中，风扇、核心机驱动风扇级、高压压气机工作点的物理流量随时间的变化，在给定的调节规律下，风扇工作点的物理流量

随着模式变换活门开度的增加而减小，最终减小了27.6％；由于主、副涵道比的减小，通过核心机驱动风扇级的物理流量

减小，最终减小了10.7％；高压压气机工作点的物理流量

也有所增大，

增大了17.5％。变循环发动机风扇、核心机驱动风扇级、高压压气机的工作点轨迹和稳定裕度变化如图4所示。由图可见，在模式变换活门开度快速增大的过程中，风扇、核心机驱动风扇级、高压压气机的工作点均会不同程度地向其稳定边界靠近。由于调节规律设定高压压气机物理转速不变，因此风扇的工作点转速降低，并向稳定边界靠近，稳定裕度下降明显，相对损失最大可达82％；核心机驱动风扇级工作点的相对折合转速会降低，稳定裕度也有较大下降，相对损失最大可达37％；高压压气机由于物理转速不变，随着风扇和核心机驱动风扇级总压比的降低，高压压气机进口总温减小，折合转速大幅提升，工作点沿共同工作线移动，稳定裕度变化幅度相对较小。因此，对于变循环发动机而言，从双外涵大涵道比模式向涡喷模式变换过程中，风扇和核心机驱动风扇级的稳定性恶化更为严重，需要引起特别关注。

(3)单外涵小涵道比模式向双外涵大涵道比模式变换

初始状态为单外涵小涵道比模式的工作点，变换活门角度减小过程的终止状态；计算时长设置为10s，在第5s时开始减小模式变换活门角度α₁₃并增大前可变面积涵道引射器开度α₁₂₅，在0.5s的时间内，α₁₃从25度线性减小至0度，α₁₂₅从10度线性减小至0度。副涵道比随着模式变换活门开度的减小而增大，但响应存在滞后；主涵道比随时间的变化也有类似的规律。在给定的调节规律下，风扇工作点的物理流量

随着模式变换活门开度的增大而略有增大；由于副涵道比的增大，通过核心机驱动风扇级的物理流量

减小；高压压气机工作点的物理流量

也有所减小。

风扇、核心机驱动风扇级、高压压气机的工作点轨迹和稳定裕度变化如图5所示。由图可见，在模式变换活门角度减小的过程中，风扇、核心机驱动风扇级、高压压气机的工作点均会不同程度地远离其稳定边界。由于调节规律设定风扇物理转速保持不变，因此风扇的工作点沿着等转速线向下移动，稳定裕度有明显地增大；核心机驱动风扇级工作点的相对折合转速会升高，稳定裕度也有所增加；高压压气机工作点的稳定裕度变化幅度相对较小。

以上所述仅是本发明的优选实施方式，应当指出，对于本技术领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明原理的前提下，还可以做出若干改进和润饰，这些改进和润饰也应视为本发明的保护范围。

Claims (4)

1.一种评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法，其特征在于：所述方法包括如下步骤：

步骤a，模式变换活门的角度计算：

外涵进口流量的稳态值用

表示，其是模式变换活门的角度α₁₃的函数，即

在模式变换动态过程中，α₁₃快速变化，外涵进口流量的瞬时值

对α₁₃变化存在响应滞后，即外涵进口流量的瞬时值是角度α₁₃和时间t的函数，

采用一阶非线性动态响应模型来描述流量滞后：

其中，τ₁₃表示动态响应时间常数；

将上式离散成如下差分格式，其中上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层；

整理得到

设定模式变换活门开度α₁₃随时间线性变化，即dα₁₃/dt＝k₁₃，近似有Δα₁₃/Δt＝k₁₃；代入公式(3)，得到

步骤b，前可变面积涵道引射器出口流量计算：

同理，前可变面积涵道引射器出口流量的瞬时值

也根据相同的方法计算得到：

其中，

为前可变面积涵道引射器出口流量的稳态值；τ₁₂₅表示动态响应时间常数；α₁₂₅为前可变面积涵道引射器的开度；k₁₂₅＝Δα₁₂₅/Δt，表示前可变面积涵道引射器开度变化速度；上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层；

步骤c，后可变面积涵道引射器出口流量计算：

同理，后可变面积涵道引射器出口流量的瞬时值

也根据相同的方法计算得到：

其中，

为后可变面积涵道引射器出口流量的稳态值；τ₁₆₃表示动态响应时间常数；α₁₆₃为后可变面积涵道引射器的开度；k₁₆₃＝Δα₁₆₃/Δt，表示后可变面积涵道引射器开度变化速度；上角标(n)和(n+1)分别表示不同的时间层；

步骤d，通过选取动态响应时间常数τ₁₃、τ₁₂₅和τ₁₆₃，结合不同的模式变换活门开度调节速度，得到外涵进口、前可变面积涵道引射器出口流量和后可变面积涵道引射器出口流量随时间的变化关系，即f₁₃(α₁₃,t)、f₁₂₅(α₁₂₅,t)和f₁₆₃(α₁₆₃,t)。

2.根据权利要求1所述的评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法，其特征在于：所述步骤a中，由公式(4)分析可知，如果取τ₁₃＝0，即不考虑流量响应滞后，则

流量的瞬时值等于稳态值；反之，如果令τ₁₃＞0，即考虑流量响应滞后，此时

若α₁₃逐渐增大，即模式变化活门逐渐打开，外涵道流量逐渐减小，

k₁₃＞0，则

若α₁₃逐渐减小，即模式变化活门逐渐关闭，外涵道流量逐渐增大，

k₁₃＜0，则

即当活门开度快速变化时，由公式(4)计算得出流量的变化总是存在滞后。

3.根据权利要求1所述的评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法，其特征在于：所述步骤d中，τ₁₃、τ₁₂₅和τ₁₆₃通过数值模拟的方法或者模型试验的方法获取。

4.根据权利要求1所述的评估模式变换对涡喷/涡扇变循环发动机稳定裕度影响的计算方法，其特征在于：所述步骤a、b、c中，α₁₃是指模式变换活门与外机匣壁面之间的夹角，若外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₃等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₃等于45度；α₁₂₅是前可变面积涵道引射器调节阀门与引射器外壁面的夹角，若外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₂₅等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₂₅等于45度；α₁₆₃是后可变面积涵道引射器调节阀门与水平轴的夹角，若外涵道全部开通，即发动机处于双外涵大涵道比状态，α₁₂₅等于0度，当处于涡喷模式，即外涵道完全关闭时，α₁₂₅等于45度。

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