某型渦噴發動機快速起動特性分析及試驗研究

楊光偉，郭 磊,3，龔建波,3，胡春艷,3

(1. 中國科學院工程熱物理研究所 輕型動力重點實驗室，北京 100190；2. 中國科學院大學 航空宇航學院，北京 100049；3. 中國科學院輕型動力創新研究院，北京 100190)

快速起動技術屬于燃氣渦輪發動機的一項關鍵技術，它具有自身的獨特性和研制難點。快速起動是指發動機從零轉速不經過慢車暖機階段就直接加速到大推力狀態，整個加速過程一般為6～10 s[1]。快速起動發動機一般采用火藥起動器和煙火點火器進行起動吹轉和點火。相比于發動機的常規起動，快速起動的實現較為困難，主要是由于其起動條件相對苛刻[2]。發動機進行快速起動時需要統籌考慮起動器吹轉加速特性、點火器能量與工作時間、壓氣機喘振裕度、燃燒室點熄火性能以及渦輪葉片耐溫極限等因素。

歐美國家對快速起動技術的研究起步較早，技術積累較為深厚。Olin Mathieson公司于上世紀50年代就已開發出一種名為“packaged power”的起動器，并成功應用于某快速起動發動機[3]。Hamrick針對起動器在使用中出現的問題，通過對推進劑和點火器的材料與配方的系統研究，給出了可能的解決方法，并進行了試驗評估[4]。Helmy研究了“harpoon”起動器發生異常的機理，發現推進劑的漸增性燃燒會造成起動器的性能衰減[5]。截至上世紀末，歐美國家已有多款性能先進的快速起動發動機投入應用[6-10]。

近年來，國內相關單位對快速起動問題開展了一些研究，并取得了一定的研究成果。劉科輝等對某微型渦噴發動機快速起動中出現的“燃氣回流”現象進行了研究，明確了快速起動中 “燃氣回流”現象的形成機理[11]。陳玉春等建立了渦扇發動機快速起動數學模型，研究了飛行馬赫數和攻角對發動機起動可靠性的影響[12]。劉建國針對某發動機無快速起動功能的缺點，提出了新的渦輪結構方案，并進行了三維實體造型和有限元計算分析[13]。江民節針對某微型渦噴發動機的燃燒室煙火點火技術問題展開了數值建模和仿真研究[14]。朱榕川等基于渦輪級部件試驗件完成了氣體冷吹與火藥熱吹兩類試驗，建立了真實火藥吹轉的預估方法[15]。

目前公開發表的相關文獻，以理論分析、建模仿真以及部件模擬試驗居多，且針對的多是采用高壓霧化噴嘴的傳統發動機。而現階段渦噴發動機逐步開始推廣包含低壓電動燃油泵的全電方案，與之對應采用低壓霧化噴嘴。現有文獻對低壓霧化噴嘴的發動機的整機點火起動全過程試驗分析較少。

本文即以基于低壓油泵體制的某型渦噴發動機整機為研究對象開展研究。其燃燒室采用低壓霧化噴嘴結合蒸發管的分級分區燃燒組織形式，極大地拓寬了燃燒室點火極限，但新燃燒組織形式也在快速起動中帶來了新問題。鑒于以上情況，本文利用快速起動模擬試驗系統，對該型發動機整機的地面快速起動特性及供油匹配方法進行了研究，分析了影響發動機快速起動特性的因素，獲取了與低壓油泵體制發動機工作特性相匹配的供油規律。本文研究發動機整機的完整起動過程，研究方法具有較強的工程參考價值，可為解決同類型發動機的快速起動問題提供參考與借鑒。

1 起動方案及試驗系統設計

1.1 起動方案設計

發動機快速起動過程擬采用隨目標轉速定制油門的轉速開環控制和增量式PID閉環控制相結合的控制方案。當轉速小于85%時，采用開環控制，以實現大油量加速；當轉速大于85%以后，介入PID控制器進行控制。開環階段定制兩臺階油門，其中點火階段采用第一臺階油門，加速階段采用第二臺階油門，臺階油門量按如下關系給出：

φ=f(ncor)

(1)

基于發動機快速起動的特點和要求，設計的起動供油方案如圖1所示。其中橫軸表示起動時序，縱軸表示油門百分比。

圖1 起動供油方案示意圖

按圖1所示的供油方案，發動機起動過程控制規律設計如下：

(1)t=t1：起動器帶轉發動機轉子。

(2)t=t2：O～t2為點火前供油時間，O時刻燃油系統開始供油，t2時刻壓力霧化噴嘴開始點火，點火轉速為n1。

(3)n=n2：蒸發管噴嘴開始供油，同時關閉霧化噴嘴，兩路燃油切換時維持供油量不變。

(4)n=n3：油門階躍點，油門量由一階油門量(即初始油門量)φ1階躍至二階油門量φ2，階躍量Δφ=φ2-φ1。

(5)n=n4：發動機即將升至最高目標轉速，為防止發動機超轉或進入不穩定工作區域，當n>n4后采用PID閉環控制策略。

1.2 試驗系統設計

課題組前期獲得了火藥起動器的工作特性曲線，如圖2所示。圖2中點線之間的區域為起動器內部主裝藥維持穩定燃燒時的燃氣壓力相對穩定區，穩定區的壓力波動范圍為6.38～7.08 MPa，平均壓力約為6.7 MPa，維持穩定時間約為2 s。從圖2可以看出，在整個壓力相對穩定區，起動器內部燃氣壓力波動的總體趨勢為緩慢升壓過程。

圖2 火藥起動器的工作特性曲線

鑒于火藥起動器和煙火點火器輸出的是高溫高壓燃氣，多次使用將對發動機造成不可逆結構損傷。因此本文以高壓空氣和高能點火器開展模擬快速起動研究。圖3所示為快速起動模擬系統示意圖，其中高壓空氣系統模擬火藥起動器，高能點火器系統模擬煙火點火器。參考圖2可初步確定模擬試驗系統中高壓空氣的工作參數。

圖3 快速起動模擬系統示意圖

參照圖2所示的火藥起動器的工作特性，并考慮到地面模擬起動時的管路壓力損失，將模擬起動的高壓氣源工作壓力預設為7 MPa，工作時間預設為2 s。通過對比使用火藥起動器進行吹轉的轉子加速性，不斷調整預設的氣源壓力和工作時間。當氣源壓力調整為7.8 MPa，工作時間為2 s時，高壓空氣模擬吹轉和火藥起動器實際吹轉的轉子加速特性基本一致，如圖4所示(圖中轉速已作無量綱處理，下文同)，因此可以認為該試驗系統滿足模擬快速起動的要求。

圖4 模擬吹轉和實際吹轉的轉速曲線對比

2 起動特性及影響因素分析

在1.1節所設計的起動方案中，影響發動機快速起動特性的因素主要來自以下幾個方面：

(1) 點火前供油時間。受起動器的功能限制，快速起動發動機一般不具備在不起動發動機時帶轉發動機轉子的功能，那么發動機正式點火起動前，就無法單獨吹除燃燒室內部積油，過多的積油燃燒可能會對起動帶來不利的結果。理論上，點火前供油時間過長，將造成發動機內部存在較多的積油，燃燒室點火后多余的燃油將在渦輪后燃燒，這會導致渦輪落壓比減小、渦輪剩余功率降低，從而影響發動機起動后期的加速性。另一方面，過多的積油將導致燃燒室在點火后富油燃燒，容易造成起動超溫及熱懸掛。因此起動點火前的供油時間不宜太長，理想的點火前供油時間應根據供油管路尺寸以及供油油門量綜合確定。

(2) 初始油門量。由于快速起動前期的轉子加速耗功同時由起動器和渦輪剩余功率提供，且起動器輸出功率占比相對較大，因此提高初始油門量，發動機的前期加速率增加可能并不明顯。故在快速起動前期應重點考慮點火的最佳油氣比，以確保燃燒室能可靠點火和快速傳焰。

(3) 供油切換點。壓力霧化噴嘴和蒸發管式噴嘴進行供油切換時，燃燒室內油氣比突變，將會影響火焰穩定性和轉速穩定性。根據起動過程功率平衡方程(2)易知，在高轉速時，起動器即將退出工作(NST減小)，而轉子加速耗功在不斷增大(NC增加)，由于切油瞬間蒸發管噴嘴供油尚未完全燃燒，渦輪功率較低，剩余功率可能為負值，因此發動機極易掉轉(dn/dt<0)；另一方面，在高轉速時，燃燒室進口氣流速度較大，燃油切換時，壓力霧化噴嘴瞬間斷油，未待蒸發管噴嘴供油穩定燃燒時，值班火焰很可能已被高速氣流吹熄。相反，在低轉速時，壓氣機耗功較小，且起動器仍在輸出功，因此轉子加速所需的渦輪剩余功率不大，此時進行燃油切換，則不容易造成發動機掉轉；另一方面，低轉速時，燃燒室進口氣流速度較小，火焰穩定范圍較大，因此發動機也不易熄火[16]。

(2)

式中：J為發動機轉子的轉動慣量，NST為起動器功率，NT為渦輪功率，NC為壓氣機功率，ηm為機械效率。

(4) 油門階躍點。起動初期，為保證燃燒室可靠點火，一般選擇較低的初始供油量，而到了起動后期轉子加速耗功將不斷增大，因此初始的供油量不滿足快速起動后期的轉子加速要求。在快速起動初期，起動器功率和渦輪剩余功率共同維持轉子加速，且起動器功率占比相對較大，因此起動器退出時勢必將造成發動機掉轉，故應在起動器脫機前降低其功率占比，即要增加渦輪剩余功率，亦即要提高起動后期供油量。在本文所設計的起動方案中，選擇簡單階躍式增油方式，即在恰當的轉速n3將油門量由φ1階躍至φ2。

由油氣比階躍量公式(3)可知，如果油門階躍時刻過早，則意味著此時發動機仍處于相對低轉速狀態，燃燒室進口空氣流量較小，此時階躍至大油量(圖5中軌跡1—2所示過程)，將造成加油瞬間燃燒室內油氣比過高，渦輪前溫度將急劇升高，發動機起動過程容易超溫停車或進入不穩定工作區域，因此油門階躍點應避免在低轉速階段。相反，如果油門階躍時刻處于發動機高轉速階段，由于燃燒室進口空氣流量較高，此時階躍至大油量(圖5中軌跡1—3—4所示過程)，油氣比增加較小，燃燒室溫度變化不大，發動機則容易實現穩定升轉。

(3)

式中：Δfa為油氣比階躍量，ΔWf為燃油流量階躍量,Wa為空氣質量流量。

圖5 油門階躍過程示意圖

(5) 油門階躍量。油門階躍量將主要影響發動機起動后期的加速特性，在快速起動后期火藥起動器已退出工作，發動機轉子加速耗功唯一來自渦輪剩余功率，理論上提高油門階躍量有利于產生更高的渦輪功率，轉子加速率也相應提高。然而在選擇較大階躍油門量時，需要考慮到燃油燃燒效率的影響。從燃燒效率方面來講，在同一轉速、同樣的進氣流量下，過大的油量將造成燃燒室余氣系數降低，同時大量的燃油蒸發會吸走更多的熱量，這就會造成燃油燃燒效率降低[17]，因此渦輪功率可能并不會明顯增加，轉子加速性就不會得到明顯改善。對于快速起動而言，希望轉子具有較高的起動加速率，故應在可以使發動機穩定加速的油量范圍內選擇大一些的油門階躍量。

3 高壓空氣模擬起動試驗

為具體分析上述因素對發動機快速起動特性的影響規律及驗證供油匹配方式的合理性，利用快速起動模擬系統進一步開展了試驗研究。

3.1 點火前供油時間的影響

圖6所示為不同點火前供油時間條件下的兩次起動過程對比。曲線1所示起動的點火前供油時間為2.4 s，曲線2所示起動的點火前供油時間為0.9 s，它是根據供油管路尺寸和油門量大小得到的估算值。兩次模擬起動的供油和點火時序如表1所示。表1中t0為供油時刻；t1為帶轉發動機轉子時刻，即高壓空氣開啟時刻；t2為點火時刻；n1為點火轉速；t2-0為點火前供油時間；t3為高壓空氣關閉時刻；t3-1為高壓空氣工作時間。

圖6 不同點火前供油時間的起動特性對比

表1 兩次模擬起動的供油和點火時序

由圖6可知，曲線2所示的起動特性明顯優于曲線1所示的起動特性。在曲線1所示的起動中，高壓空氣退出工作時，發動機轉速爬升斜率明顯降低，說明起動器退出后維持轉子加速的渦輪剩余功率不足，而曲線2所示的起動則沒有明顯出現這種情況。對比兩次起動結果可知，點火前供油時間較長不利于起動后期的加速率。因此，在確保供油及時的前提下，應縮短點火前供油時間，以消除積油燃燒帶來的不利影響。

3.2 初始油門量的影響

為驗證初始油門量對發動機轉子前期加速率的影響，對比分析了3種不同油門量下的轉子加速特性，如圖7所示，圖7僅選取了起動后1.1 s內的轉速數據。為便于對比每0.1 s時間間隔內的加速特性，故作散點圖進行分析。在圖7中三次起動的著火時刻均在t=0.4 s，高壓空氣吹轉時刻均在t=0.5 s，即著火時刻位于高壓空氣吹轉之前，意為著發動機起動時由高壓空氣吹轉功率和渦輪剩余功率同時提供發動機轉子加速所需的功率。由圖7可知，在一定范圍內，隨初始油門量的提高，發動機轉子的初始加速率也相應增大，但加速率增加量比較有限；當初始油門量較高時，發動機的加速率反而降低，出現了“大油門量、低加速率”的異常現象，即過高的供油量并沒有產生更高的渦輪功率，說明燃油燃燒效率降低了。圖8給出了3種油門量下的起動點火點在燃燒室點火特性圖上的表示，其中27%油門點為最佳混合油氣比狀態點，44%油門點為高富油狀態點。

圖7 不同初始油門量下的加速特性對比

圖8 點火特性圖上的起動點火點

由圖7可知，初始油門量的大小對快速起動前期的加速率影響不大，說明起動初期高壓空氣吹轉功率占比很大，從而弱化了渦輪功率對起動加速性的影響。另一方面，由于在快速起動初期轉子加速很快，燃燒室成功點火相對困難，因而在此階段應重點關注燃燒室的點火可靠性，而對轉子的加速性可以不予過多考慮。

3.3 兩路噴嘴供油切換的影響

圖9～圖12所示為在不同轉速階段切換兩路噴嘴供油時發動機的起動特性(圖中排氣溫度均已作無量綱處理，下文同)。由圖9和圖10可知，供油切換點匹配在發動機相對高轉速(n>35%)時容易造成發動機轉速不穩或燃燒室熄火。相反，如果供油切換點匹配在起動過程的較低轉速(n<25%)階段則不易造成掉轉或熄火，發動機的起動特性較好，如圖11和圖12所示。

圖9 供油切換導致的掉轉

圖10 供油切換導致的熄火

圖11 供油切換點為n=14.7%時的起動特性

圖12 供油切換點為n=16.6%時的起動特性

圖9～圖12所示的起動結果很好地驗證了前文所述供油匹配方法的合理性，即對于同時采用低壓霧化噴嘴和蒸發式噴嘴的發動機，二者的供油切換點應匹配在低轉速階段。對于本文研究的發動機，當兩噴嘴的供油切換點n2在25%轉速(記為ns,max)以下時，發動機表現出良好的切油適應性。對不同的發動機而言，ns,max的值顯然與轉子的起動加速性、點火器的工作特性和燃燒室的燃燒穩定特性等密切相關。

3.4 油門階躍點的影響

圖13和圖14為在不同轉速階段階躍油門時發動機的快速起動特性。由圖13可知，油門階躍點匹配在相對低轉速(n<35%)階段時，燃燒室溫度急劇增高，說明此時燃燒室內富油嚴重，從而造成發動機起動超溫而停車。相反，如果把油門階躍點匹配在起動過程的較高轉速階段(一階油門量的加速段后期，n>60%)，發動機則容易保持較好的加速特性，且排溫特性良好，如圖14所示。

圖13 油門階躍點為n=33.2%時的起動特性

圖14 油門階躍點為n=65.6%時的起動特性

3.5 二階油門量的影響

圖15所示為在快速起動后期采用4種不同二階油門量時的起動特性對比，二階油門量分別為44%、52%、58%、65%，油門階躍點分別為62.3%、65.6%、68.6%、72.1%，階躍油門量分別為17%、14%、20%、27%。由圖15可知，在一定油門范圍內，提高二階供油量可顯著增加起動后期轉子加速率和最高穩定轉速，說明渦輪剩余功率提高。但當二階油門量高于某一值后，再提高油門百分比，轉子加速率已基本不再增加，即對縮短總起動時間的收益已不大。因此，為更好地適應和優化快速起動后期的轉子加速特性，在起動時間允許的前提下，后期二階油門量可采用某一中間值，如φ2=58%，當轉速大于85%以后，供油方式則進入PID控制階段，發動機將迅速升至最高目標轉速，顯然，這種情況下發動機可獲得較好的整體加速特性。

圖15 不同二階油門量下的起動特性對比

3.6 試驗結果綜合分析

在圖15所示的四次起動中點火前供油時長均為0.3 s，低壓霧化噴嘴和蒸發式噴嘴的供油切換點分別為14.7%、16.6%、20.5%、24.3%。

由圖15可看出，當點火前供油時長t2<0.5 s、供油切換點n2<25%、油門階躍點n3>60%以及PID控制介入點n4=85%時，發動機表現出良好的起動初期加速性、切油適應性和階躍增油適應性，轉子加速穩定，未出現掉轉、熄火、熱懸掛、超轉、超溫等不穩定現象。

模擬起動試驗結果綜合表明，本文獲取的供油匹配方法具有良好的適應性，發動機點火可靠、加速穩定，具有較好的快速起動特性，從而為后續火藥起動奠定了扎實的研究基礎。

4 結論

為滿足某型低壓油泵體制發動機的快速起動要求，設計了起動方案，針對該起動方案對發動機的快速起動特性及影響因素進行了分析，獲得了供油規律的匹配方法，經驗證該匹配方法具有良好的適應性。主要結論如下：

(1) 對于同時采用壓力霧化噴嘴和蒸發式噴嘴的發動機而言，在低轉速時進行供油切換，對發動機的起動性能影響較小；起動初期的加速率與油門量呈正相關，但此階段應著重考慮點火的最佳油氣混合比，以確保燃燒室可靠點火。

(2) 縮短點火前供油時間可有效降低由于積油燃燒而對起動后期加速性造成的不利影響；簡單階躍式增油方式可滿足起動后期的轉子加速要求，油門階躍點應匹配在高轉速階段；在起動后期采用合適的二階油門量，能進一步優化起動性能。

(3) 本文獲得的供油匹配方法主要基于發動機的地面快速起動特性。而高空環境與地面環境具有較大的差異，主要是高空空氣密度小、含氧量低，加之燃油霧化效果差，發動機點火條件惡化，因此對于該供油匹配方式是否適用于發動機在高空環境條件下的起動，需要在高空臺進一步驗證。