袁长龙，李瑞军，顾嫄媛，弓 升，芮长胜

(中国航发沈阳发动机研究所，沈阳110015)

1 引言

短距起飞/垂直降落(简称短垂)飞机集固定翼和旋翼飞机的优势于一身，自上世纪以来受到世界航空大国的普遍重视。在诸多短垂飞机验证机和型号中，最终实现批量生产装备使用的只有“鹞”式、雅克-38和F-35B[1-7]。其中，F-35B为美军最新一代短垂战斗机，其极大地发挥了短垂类飞机的作战使用效能，成为短垂战斗机的典型代表和技术发展主要方向。

推进系统是短垂飞机研制难点之一。F-35B推进系统包括主发动机和升力系统，兼具短距起飞、垂直降落等多种工作模式，较常规发动机构成更为繁杂，整个推进系统各部件/系统的相互匹配与控制，以及飞推一体化设计难度更大。与美国等航空大国相比，国内对短垂推进系统的技术研究工作起步较晚、基础较薄弱。为推进短垂推进系统的技术研发，本文结合F-35B推进系统即F135-PW-600发动机构型，针对短垂推进系统技术特点和难点，开展基于常规涡扇发动机发展短垂推进系统总体性能方案研究，分析了在诸多约束条件下关键部件参数选取及其对性能的影响，并对综合使用效能进行了优化，以期为掌握该类型动力系统相关技术内涵和系统匹配关系提供参考。

2 基本原理和研究流程

F135-PW-600发动机采用轴驱动的前置升力风扇和带三轴承旋转(3BSM)喷管及滚转喷管的主发动机组成，其基本构型见图1。

图1 F135-PW-600发动机基本构型及飞机安装方式示意图Fig.1 Basic configuration and aircraft installation diagram of the F135-PW-600 engine

与常规推进系统相比，短垂推进系统新增升力风扇系统(由进气道、双级对转风扇和盒式喷管等组成)、传动离合系统(由驱动轴、离合器等组成)、三轴承旋转喷管、滚转喷管等升力部件/系统。在短距/垂直起降工作模态时，升力风扇进排气门、主发动机辅助进气门、滚转喷管排气门、主喷管舱门等短垂功能门打开，升力风扇喷管、滚转喷管以及主喷管向下排气[8]。常规工作模态(巡航等)下，低压轴驱动的升力风扇断开，滚转喷管关闭，短垂推进系统与常规推进系统工作一致。常规模式向短距/垂直起降模式转换的过程，即为小涵道比发动机向大涵道比发动机转换的过程，可提高推进效率，从而使得推进系统总效率得以提升。图2给出了短垂推进系统的工作原理及模式转换示意。

图2 短垂推进系统工作原理及模式转换示意图Fig.2 STOVL propulsion system working principle and mode conversion diagram

图3 短垂推进系统总体性能方案研究流程Fig.3 Research flow chart for general performance of STOVL propulsion system

图3给出了短垂推进系统总体性能方案研究流程。主要基于常规涡扇发动机发展短垂推进系统，研究过程以主发动机为主线，结合升力关键部件参数研究及其对主发动机的影响分析，确定主发动机必要的改动(设定常规发动机主要部件只做适应性修改)，最终形成整机性能方案。整个推进系统研究分为“两点一线”，“两点”即主发动机和升力部件，“一线”即主发动机与升力部件的匹配联系。

3 关键部件参数影响研究

升力部件作为短垂推进系统的重要组成部分，其工作性能的优劣将直接影响整个推进系统的性能。下文针对滚转喷管引气量、升力风扇压比和流量、三轴承旋转喷管偏转角度和出口面积以及外涵道调节机构出口面积等进行研究。

3.1 滚转喷管引气量的确定

如图4所示，由于滚转喷管气源来自主发动机外涵，其引气量的增加会导致风扇工作点向远离喘振边界方向移动。引气量过大将造成风扇工作点靠近堵塞边界，而引气量过小又会导致滚转喷管姿态调整能力不足。同时，滚转喷管引气量的增加还将导致3BSM喷管升力降低，进而造成总升力降低。因此，滚转喷管引气量需综合考虑滚转力和力矩的控制需求以及对主发动机的影响等因素确定。方案研究初期无明确需求时，可参照F135-PW-600发动机的滚转喷管与升力风扇升力比约在0.15～2.00之间给定[9]。

图4 滚转喷管引气量对风扇工作点的影响Fig.4 The influence of roller nozzle air volume on fan operating point

3.2 升力风扇参数的选取

升力风扇参数的选取可从以下两方面考虑：①升力风扇消耗功率对主发动机工作状态的影响。升力风扇所需功率从主发动机低压轴获取，在其他条件不变的情况下，升力风扇提取功率越大，主发动机的低压转速越低，3BSM喷管升力越小。为保持前后升力平衡，需要升力风扇在一定的功率下产生与主发动机相同或相近的升力，从而导致推进系统总升力随着升力风扇提取功率的增加而减小，如图5所示。②升力风扇压比和流量的选取。图6给出了升力风扇升力与提取功率的变化关系，可见：相同的功率提取，升力风扇压比越小流量越大，其所产生的升力也就越大；升力风扇提取功率越小，3BSM喷管产生的升力也就越大，总升力也随之增大。综上，为提升整个推进系统的总升力，升力风扇参数选取方向应为低功耗、大流量和小压比，同时还应考虑升力风扇级数及盒式喷管完全膨胀等要求的限制。

图5 升力风扇流量对总升力影响Fig.5 The influence of lift fan flow on total lift

图6 升力风扇升力与提取功率的关系Fig.6 The relation between lift of fan lift force and extraction power

3.3 三轴承旋转喷管偏转角度和出口面积的选取

3BSM喷管出口几何面积保持不变时，3BSM喷管偏转角度的变化会引起喷管气动面积的变化。通常，偏转角度越大，流量系数越小，造成喷管气动面积也随之减小，从而引起主发动机状态改变。因此，在实际方案研究过程中可将角度的偏转转换成出口气动面积的变化加以研究。本文研究过程中暂不考虑3BSM喷管偏转对推力系数的影响。

图7 不同喷管出口面积下总升力随升力风扇提取功率的变化Fig.7 The variation of total lift with lift fan power extraction under different nozzle exit area

图7给出了不同出口面积下总升力随升力风扇提取功率的变化关系。由图可看出：①升力风扇提取功率一定时，3BSM喷管出口面积越小，整个推进系统的总升力越大。②3BSM喷管出口面积一定时，总升力随着升力风扇提取功率的增加而减小。这是由于升力风扇提取功率增加，导致主发动机升力下降，此时为了保持前后的升力平衡，需要升力风扇在一定的功率下产生与主发动机相同或相近的升力，从而导致推进系统总升力越小。③在标准出口面积条件以及更小的出口面积条件下，无法实现更大的升力风扇功率提取，即曲线向右下方延伸，这说明3BSM喷管出口面积越大，升力风扇能够提取的功率越多。

图8给出了喷管出口面积和提取功率变化对风扇工作点的影响。由图可以看出：升力风扇提取功率一定时，3BSM喷管出口面积增加，风扇工作点向远离喘振边界方向移动，风扇的喘振裕度增加；3BSM喷管出口面积一定时，随着升力风扇提取功率的增加，风扇工作点沿原几何面积确定的共同工作线向下移动。

图8 喷管出口面积和提取功率变化对风扇工作点的影响Fig.8 The influence of nozzle exit area and extraction power variation on fan operating point

3.4 外涵道调节机构出口面积影响分析

图9给出了总升力随外涵出口面积的变化关系。由图可以看出：①相同的3BSM喷管出口面积和升力风扇提取功率条件下，总升力随着外涵出口面积的减小而增加；相同的3BSM喷管出口面积和外涵出口面积条件下，总升力随着升力风扇提取功率的增加而减小。②相同升力风扇提取功率和外涵出口面积条件下，当升力风扇提取功率大于某一特定值时，总升力随着3BSM喷管出口面积的减小而增大；当升力风扇提取功率小于这一特定值时，在外涵出口面积较小时，总升力随着3BSM喷管出口面积的减小而减小。

图9 总升力随外涵出口面积的变化Fig.9 The variation of total lift with bypass exit area

图10给出了3BSM喷管出口面积不变时外涵出口面积和提取功率变化对风扇工作点的影响。由图可以看出：①3BSM喷管出口面积和外涵出口面积一定时，随着升力风扇提取功率的增加，风扇工作点向特性图左下方移动，风扇的喘振裕度降低。②3BSM喷管出口面积和升力风扇提取功率一定时，外涵出口面积减小，风扇工作点向特性图右上方移动，风扇的喘振裕度降低。③当外涵出口面积和3BSM喷管出口面积减小到一定程度后，风扇工作点会移动到原共同工作线上方，而该几何状态确定的风扇工作点，在平飞状态时由于外涵道流量的增加会导致风扇的喘振裕度更低，这就要求外涵必须具备连续可调功能。

图10 3BSM喷管出口面积不变时外涵出口面积和提取功率变化对风扇工作点的影响Fig.10 The influence of bypass exit area and extraction power variation on fan operation point under the same 3BSM nozzle exit area

3.5 部件参数对总体性能的影响分析

图11 设计参数对总推力和耗油率的影响Fig.11 The influence of design parameters on the total thrust and fuel consumption ratio

利用试验设计(DOE)方法，研究了各设计参数对总推力和耗油率等主要参数的贡献率，其影响作用如图11所示。由图可知：①升力风扇压比和流量、外涵道调节机构出口面积、滚转喷管引气量均与耗油率成反比关系，3BSM喷管出口面积与耗油率成正比关系，其中升力风扇部件综合影响最大。②升力风扇流量和压比与总推力成正比关系，3BSM喷管出口面积、滚转喷管引气量和外涵道调节机构出口面积与总推力成反比关系，3BSM喷管出口面积影响最大。

4 性能方案优化

4.1 推进系统总升力提升

整机继承发展的技术途径的最大问题在于总推力/升力提升有限。采用这种途径，相同高压转速条件下主发动机低压转速较原型机低，进而导致进气流量降低。因此，减小低压转速下降幅度、提升进气流量，是提升总升力的有效途径。

为此，分析了两种针对总升力提升的技术途径：①为调节风扇工作点，增加后涵道引射器；②重新设计低压涡轮，使其具备更好的做功能力，进而提升整个推进系统总升力。图12给出了性能提升方案的对比情况。由图可知：通过增加后涵道引射器，调节外涵出口面积，可使原方案总升力提升近1%；改进低压涡轮部件后形成的推进系统方案，较原方案总升力提升约20%。

图12 性能提升方案对比Fig.12 The comparison between different performance improvement schemesy

4.2 考虑质量影响的总体性能方案优化

相比常规发动机，短垂推进系统为实现短距/垂直起降功能，更加注重推重比/推力净收益(即推力与重力差值)的提升。由前文可知：大进气流量升力风扇将更有利于整个推进系统的升力提升，但会带来质量的增加，整个动力系统推力净收益未知。

为获得综合性能更加优异的方案，以原方案为基础，在保持主发动机部件不变的情况下，主要开展考虑升力风扇部件质量影响的总体性能方案优化。为便于研究，假设：除升力风扇外其他部件质量不变；升力风扇质量与其进气流量成比例关系；不要求升力风扇推力和主发动机推力一致。利用Isight优化软件，开展针对提高推力净收益的方案优化。设计变量包括升力风扇流量、压比，滚转喷管引气量；约束条件/探索区间为各参数原数值±10%；优化目标为MaxA，其中，A=A2-A1，A1表示原方案推力净收益；A2表示新方案推力净收益。

图13给出了考虑质量影响的总体性能方案优化收益。由图可知：优化后的方案较原方案推力提升10%，质量降低0.9%，推力净收益提升近20%，达到优化改进目的。

图13 考虑质量影响的总体性能方案优化收益Fig.13 The benefits of general performance scheme optimization considering weight impact

5 结论

(1)以提高总升力为目标，升力风扇的参数应尽可能选取低功耗、小压比、大流量的参数组合，同时也需要考虑实际结构尺寸限制和质量的增加。

(2)滚转喷管引气量的确定，需综合考虑对主发动机风扇裕度的影响、滚转力和力矩的控制需求等因素。

(3)升力部件工作会对主发动机外涵工作模式产生较大影响，如其出口面积不可调，则应以大流量状态设计为目标。

(4)通过增加外涵道调节机构和重新设计低压涡轮等技术措施，可使推进系统总升力提升近20%。

(5)方案优化过程中应综合考虑发动机总体性能和结构等多方面需求，采用合理优化手段可切实提升短垂推进系统综合使用效能，使推力净收益提升近20%。