脉冲爆震外涵加力涡扇发动机总体性能研究

为研究外涵装有脉冲爆震燃烧室(PDC)的混合排气涡扇发动机性能,建立其性能模型。研究了隔离段总压恢复系数和外涵循环参数对PDC特性和整机性能的影响;分析了发动机性能参数对部件参数的敏感性;在相同设计循环参数下与传统加力涡扇发动机性能进行了对比。结果表明:提高隔离段总压恢复系数能够增大PDC增压比,提升发动机性能;风扇压比一定,涵道比增大,发动机耗油率和单位推力增大;风扇压比增大,涵道比在0.2~0.4时,单位推力先增大后减小,涵道比在0.4~0.5时,单位推力先增大后基本不变,涵道比在0.5~0.9时,单位推力一直增大,但增幅逐渐减小。不同涵道比下耗油率随风扇压比增大一直减小;发动机性能对直接影响外涵气流状态参数的部件参数敏感性高;由于PDC的增压特性,脉冲爆震外涵加力发动机仅利用外涵部分气流组织燃烧就可使单位推力与传统加力涡扇发动机相当,且耗油率在设计点降低27.7%,非设计点降低12.8%~26.8%。

结构参数对闭口体系新型激波吹灰器工作特性的影响研究

锅炉吹灰器可以有效实现清除锅炉内部的积灰,提高锅炉运行效率,对锅炉安全运行具有重要意义。SPG型激波吹灰器是在传统激波吹灰器基础上发展而来的闭口体系新型高性能吹灰器,使用数值方法对该装置的可行性进行验证,并分析工作特性,可以为实际应用与改进提供参考。基于CFD技术,将SPG型激波吹灰器作为研究对象,使用动网格技术对设备内活塞的真实运动过程进行仿真模拟,利用Fluent软件模拟计算SPG型激波吹灰器内部流场的连续变化这一动态过程,并通过调整喷管、燃烧室以及压力蓄能器的结构参数,在出口处监测得到各部件结构参数变化对排气特性的影响规律,获取其工作特性。结果表明:喷管的长径比从2增加到4时,出口参数峰值出现滞后现象,但压力峰值与速度峰值获得显著提升,且喷管的扩张段改为直管可以降低膨胀损失,适当增加喷管长径比并直接连接直管是一种较好的方案;燃烧室径向和轴向壁面之间的间距缩短均可使出口压力峰值提高,但轴向距离缩短压力峰值增加幅度更大;在压力蓄能器中,去除阻尼装置压力提升较少,且无法减缓活塞复位,使排出气体减少,去除限位器后喷管出口压力大幅提高,但其峰值持续时间变短。

前直段长度对回流脉冲爆震燃烧室起爆特性影响研究

针对脉冲爆震涡轮发动机(PDTE)回流脉冲爆震燃烧室的起爆特性建立了数值仿真模型并进行了实验验证,使用校验过的模型对比分析了不同回流脉冲爆震燃烧室前直段长度对爆震波生成的影响规律。结果表明,本文建立的仿真模型和方法能够正确预测试验条件下回流脉冲爆震燃烧室内的爆震燃烧传播过程,数值模拟结果与试验基本相符。仿真结果显示,当前直段长度小于4倍管径时,弯管内高温区与高压区发生分离,燃烧波未转变成爆震波。当前直段大于6倍管径时,随着前直段的加长,爆震波生成位置距离弯段出口越近,但总的起爆距离加长。在设计回流脉冲爆震燃烧室时,可通过增加前直段长度来缩短压气机和涡轮间的轴向距离,但会增加爆震室总长度。

副模旋流器叶片角对双旋流燃烧室内相干结构影响的大涡模拟研究

利用大涡模拟方法研究了一种双旋流分区直混燃烧室内的大尺度相干结构以及副模旋流器叶片角度变化(35°,40°,45°)对其的影响规律。结果表明:在主模下游并未观察到明显的相干结构,在副模下游捕捉到4种典型的螺旋涡结构,分别代表了PVC及其3种高次谐波模态。根据与剪切层的“解耦”位置,螺旋涡在空间中被划分为2个区域,分别为“发展区”和“耗散区”。随着副模旋流器叶片角度增大,在频域内,PVC及其高次谐波结构特征频率先减小后增大,谐波模态的能量贡献比例提升,双螺旋结构取代单螺旋结构成为非定常流场中的主导结构;在空间内,PVC总长度基本保持不变,初始半径逐渐增大,扩张角先增大后减小,剪切层与螺旋涡“解耦”的位置逐渐提前。

脉冲爆震外涵加力分排涡扇发动机性能分析

为了研究外涵带脉冲爆震燃烧室分排涡扇发动机的性能,基于部件法建立了外涵装有脉冲爆震燃烧室(PDC)的分排涡扇发动机性能模型,分析了PDC工作参数、外涵循环参数和飞行工况对整机性能的影响。结果表明:PDC频率提高,PDC增压比和加力温度提高,发动机单位推力增大,耗油率升高;PDC当量比增大,PDC增压比和加力温度先提高后降低,发动机单位推力先增大后减小,耗油率一直升高;脉冲爆震外涵加力由于只利用外涵部分气流组织燃烧,耗油率远低于传统加力的,当PDC频率超过41 Hz时,脉冲爆震外涵加力发动机的单位推力大于传统加力涡扇发动机的;涵道比增大,参与爆震燃烧气流增多,发动机单位推力增大,耗油率升高。风扇压比提高,发动机单位推力先增大后减小,耗油率一直降低;在飞行高度一定时,飞行马赫数提高,发动机单位推力减小,耗油率升高;在飞行马赫数一定时,飞行高度增加,发动机单位推力先增大后略微减小,耗油率先降低后略微升高;在不同飞行工况下,脉冲爆震外涵加力发动机的耗油率远低于传统加力涡扇发动机的。

喷嘴特性对双旋流燃烧室出口温度分布影响的实验研究

本文以双旋流全环燃烧室为试验对象,在高温高压试验条件下,通过调整全环燃油喷嘴的流量离散度和径向位置来研究其对出口温度分布的影响。试验结果表明,当喷嘴燃油流量离散度控制在±4%以内时,采用简单的大、小流量喷嘴间隔搭配的方案即可保证出口温度分布的均匀性;当燃油流量离散度放大到4%~8%时,采用本实验研究的搭配方案仍可保证出口温度分布的均匀性;当燃油流量离散度放大到10%时,通过调整喷嘴搭配方案已经无法保证出口温度分布均匀性。燃油喷嘴径向位置较火焰筒头部中心线偏离旋流杯腔道高度的11.5%以内时,不影响出口温度分布的均匀性。

脉冲爆震涡轮发动机转子系统优化设计

为研制某脉冲爆震涡轮发动机样机,根据总体设计要求设计了相应的空心轴转子-轴承结构系统。基于有限元法建立了该转子系统的理论分析模型,采用数值积分方法开展了考虑脉冲爆震非定常周期气动载荷作用的转子系统动力学特性计算。将在临界转速处转子的振动幅值最小化作为优化目标,以转子系统各阶临界转速与发动机慢车转速及工作转速之间的裕度作为约束条件,结合转子强度的相关要求,基于NSGA-II多目标优化算法对转子系统的支承位置、刚度及转子结构的几何参数进行了优化设计。结果表明:优化后的转子-轴承系统满足总体设计要求,临界转速与工作转速之间的裕度超过20%,且保证了前3阶临界转速对应的振动幅值最小化。研究方法和结果可为脉冲爆震涡轮发动机转子系统结构设计和优化提供参考。

脉冲爆震发动机模型机爆震室壁温分布试验研究

利用TVS2000 MKⅡ热成像仪,在脉冲爆震发动机原理性试验模型上,对爆震燃烧室在多循环工作状态下的外壁面温度分布进行了实验研究.发现爆震室外壁面温度分布呈现从前到后逐渐升高的趋势,距推力壁近的区域上升斜率大,距推力壁远的区域上升斜率趋缓,并在爆燃转变为爆震后的区域内温度梯度较小.壁温分布热平衡时间随爆震频率的升高而减小,且基本上呈线性关系.同一轴向位置处,壁温随爆震频率的升高而升高,并呈线性关系.同一爆震频率下,不同轴向位置处,壁温随时间的变化规律基本相同.

脉冲爆震发动机模型机噪声辐射特性初探

对脉冲爆震发动机模型机在不同爆震频率下的噪声辐射特性进行研究。通过试验测量和数据处理，发现其噪声辐射呈现间歇性和周期性的特点，主要由单极子源和四极子源组成；噪声辐射的频谱为宽频带谱，其能量主要集中在低频部分（0～5000Hz），由气流脉动的基频（即爆震频率）和谐频组成；峰值声压级与爆震频率无关，脉冲声压级、声功率级、声功率随爆震频率的提高而提高。

多循环PDE模型机爆震室壁温分布数值模拟

分析了两相多循环脉冲爆震发动机工作过程中爆震室内、外壁换热特性,建立了爆震室壁温分布计算模型。采用ANSYS的瞬态热分析模块,对一脉冲爆震发动机模型机在不同工作频率下,内、外壁若干位置处温度随时间的变化规律进行数值模拟。研究发现,脉冲爆震发动机(PDE)外壁面温度随工作时间的增加连续升高,内壁面温度振荡上升,但两者的变化规律基本相同;内、外壁温度分布存在一个热平衡时间,该时间随爆震频率的升高而减小;热平衡时刻,外壁面温度分布呈现从前到后逐渐升高的趋势;同一轴向位置处,外壁面温度的平衡值随爆震频率的升高而升高,但升高幅度随爆震频率的增加而略有减小。

混合式脉冲爆震发动机原理性试验系统设计、集成与调试

设计、集成了由涡轮增压器、脉冲爆震燃烧室、燃油供给单元、润滑单元和测控单元构成的混合式脉冲爆震发动机原理性试验系统。初步实验研究表明该系统运行可靠。当脉冲爆震燃烧室与涡轮组合工作时,可在一定频率范围内稳定工作;爆震室头部及管壁沿程压力相对于爆震室独立工作时有所提高;压气机出口空气流量远大于爆震室进口空气流量,证明利用压气机给爆震室供气是可行的。在5Hz爆震频率下,涡轮被爆震产物冲击20min后,叶片没有任何烧蚀和裂纹出现。

转子系统模态阻尼测定的相位匹配法

模态阻尼是转子系统达到每一阶模态振型时所表现出来的一种系统阻尼,是研究转子系统动力学特性的一个重要参数。在分析模态阻尼传统测量法——半功率法缺点的基础上,提出了一种新的模态阻尼测量方法——相位匹配法。相位匹配法的原理是:建立目标函数,利用数值计算,对试验获得的相位随转速变化的数据进行最小距离估计,从而确定出转子振动系统的阻尼系数。在转子试验器上进行了试验研究,测得了系统的模态阻尼系数,其大小与半功率法测量结果接近。理论分析和试验结果表明,相对于半功率法,相位匹配法具有安全性高、稳定性强的优点。

双盘转子系统各参数对转子瞬态响应影响的研究

为了研究双盘转子系统各参数对转子瞬态响应的影响,笔者运用传递矩阵法建立了双盘转子系统的运动微分方程,利用Simulink动态仿真系统对双盘转子进行了数值仿真,着重分析了不平衡量、加速度、支承刚度、阻尼、支承位置等参数对转子瞬态响应的影响。分析结果表明:不平衡量与振幅呈线性关系,不平衡量增大,振幅增大;加速过程中加速度增大,振幅减小,临界转速增大;减速过程中加速度增大,振幅减小,临界转速减小。分析结果对于研究航空发动机转子的瞬态动平衡方法、转子结构的合理设计、发动机工作过程加速、减速要求都有着理论指导意义。

某微型涡喷发动机现场瞬态动平衡技术

讨论了转子系统瞬态动平衡的相关理论,分析并确定了某微型涡喷发动机现场动平衡的校正平面。介绍了计算机辅助现场瞬态动平衡系统的组成及工作原理。利用该系统对一模型转子实施了现场动平衡,平衡精度达到ISO5343-1983标准。

脉冲爆震发动机推力测试方法分析与比较

针对脉冲爆震发动机瞬时推力、平均推力测量问题,介绍了直接测量法和间接测量法(包括推力壁压力曲线积分法和抛物摆法)的测量原理及系统构成。分析指出各种测量方法的优缺点及适用范围。提出了弹簧-质量-阻尼系统法,设计了基于该方法的推力测试台架系统,应用该方法对一50 mm内径脉冲爆震发动机的推力进行了测量,得到了合理的结果。对基于不同方法的推力测试台架的结构设计及系统组成提出了建议。

单盘含裂纹转子系统的非线性响应分析与实验研究

建立含裂纹Jeffcott转子的动力学运动方程。针对裂纹深度对转子系统动态响应的影响及转子盘摆振响应的特点进行仿真计算和试验研究。数值仿真表明 ,对于较浅的裂纹 ,系统响应为周期性运动 ,在某些转速下会出现倍周期运动 ,同时还出现各种倍频分量。此时的摆振运动常包含激振频率的倍频成分。当裂纹较深时 ,盘的摆振运动与横向振动都会出现各种非协调响应。试验结果表明 ,当轴上存在裂纹时 ,盘的横向振动响应和摆振响应中都会出现高次谐波分量 ,这些分量虽然从频率成分上讲是相同的 ,但各分量的大小有明显差异。这些结论对于转子裂纹故障的监测与诊断具有新的意义。

脉冲爆震发动机模型机平均推力特性计算与实验研究

针对如何确定脉冲爆震发动机平均推力的问题,介绍了体积比冲估算法、推力壁压力曲线积分法和弹簧-质量-阻尼系统法的计算与测量原理。建立了PDE模型机推力测试台架系统。同时采用推力壁压力曲线积分法和弹簧-质量-阻尼系统法对一PDE模型机在不同频率多循环工况下的平均推力特性进行实验研究。对比分析了体积比冲估算法、推力壁压力曲线积分法和弹簧-质量-阻尼系统法所获得的PDE模型机平均推力计算值与实验值,发现:PDE模型机的平均推力随工作频率的升高基本上呈线性增加;同一工作频率下,采用体积比冲估算法得到的平均推力最大,推力壁压力曲线积分法次之,弹簧-质量-阻尼系统法最小;PDE模型机平均推力应处于推力壁压力曲线积分法与弹簧-质量-阻尼系统法所测推力之间。

吸气式无阀脉冲爆震发动机DDT过程数值模拟

为了研究吸气式脉冲爆震发动机缓燃向爆震转变(deflagration to detonation transition,简称DDT)过程的特性,以丙烷和空气为燃料,对吸气式无阀脉冲爆震发动机的DDT过程进行二维数值模拟,并研究了点火能量和点火源数目对DDT过程的影响,分析了点火能量不同导致DDT过程差异的原因。数值模拟结果表明,在DDT过程中,激波以及反射激波的相互作用在爆震波的起爆方面起主导作用;在所模拟的小点火能量范围内,点火能量越高,DDT时间越短,但DDT距离却变化不大;在总点火能量一致的情况下,采用双点火源点火能够缩短DDT距离。

小型航空发动机油雾润滑技术实验与数值研究

针对推力为58.8 N的小型航空涡喷发动机W2P-6,进行油雾润滑技术实验与数值研究。对转子轴承外环温升随转速、油雾量的变化规律进行研究,同时研究了考虑涡轮温度影响的情况下,轴承外环温度随油雾量的变化规律,对若干转速确定一个能使轴承安全运转的油雾量范围。研究发现,不考虑涡轮温度影响时,模拟转子系统前、后轴承外环温度均随工作转速的升高而升高;在同一转速下,油雾量小于设计值时,模拟转子系统前、后轴承外环温度均比油雾量为设计值时的温度高,油雾量大于设计值时,则相反。考虑涡轮温度影响时,发现当涡轮处温度为400℃,转子转速为120 000 r/min时,前、后轴承所需的总供气量占W2P-6发动机进气量的4.8%,转速降低时,该供气量可适当降低。

脉冲爆震发动机微穿孔消声喷管研究

针对脉冲爆震发动机的噪声辐射特性,计算分析微穿孔板孔径、板厚、穿孔率、前后腔厚度等设计参数对单/双层微穿孔板吸声体共振频率、吸声系数的影响。设计并加工一组微穿孔消声喷管。实验研究发现:单/双层微穿孔消声喷管对脉冲爆震发动机噪声辐射的降低都有一定的作用,双层结构优于单层结构;消声喷管越长,消声效果越好;发动机工作频率为20Hz时,300mm长双层微穿孔消声喷管可使噪声辐射峰值声压级降低2dB左右,脉冲声压级和声功率级降低4dB左右,声功率从1377.2W下降至542W。