大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真

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2023年6月27日 15:44

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丁水汀王家俊劉傳凱

北京航空航天大學航空發動機研究院

DOI：10.13224/j.cnki.jasp.20210142

摘要為了研究雙軸大涵道比分排渦扇發動機軸斷裂失效后的動態性能，找出渦輪軸斷裂后最先發生的危害事件，建立能夠模擬氣流參數毫秒時間量級動態響應的大涵道比分排渦扇發動機共同工作方程和性能模型。計算分析了地面起飛狀態和巡航狀態下某大涵道比民用渦扇發動機分別在高、低壓軸斷裂后發動機氣路參數的瞬態響應規律和機理，為主被動安全設計提供參考。結果表明：高、低壓軸斷裂后幾十毫秒內最先發生的危害性事件分別是中壓壓氣機喘振和渦輪轉子超轉；同時渦輪前溫度會有所升高。

關鍵詞零維仿真；性能模型；軸斷裂；動態仿真；被動安全

歷史上曾發生過多起由于渦輪軸斷裂而產生機毀人亡重大災難性事故的案例。特別是近十年來，僅發生在B787和A380上的軸斷裂事故就達五次之多，發生頻率之密集實屬罕見。因此，對于發動機軸斷裂過程進行研究，識別其帶來的危害性事故的發生機理對于提高發動機的安全性和經濟性有著舉足輕重的意義。

當發動機發生軸斷裂等突發失效事件時，內部性能參數將在極短的時間內發生變化，并帶來危害性后果：渦輪將失去負載，其功率無法輸出只能加給自身使其轉速升高，由于渦輪軸斷裂發生在極短時間，小于轉速限制器的反應時間 ^[1]，因此轉速限制器并不能限制其轉速上升，因而渦輪盤有可能達到其破裂轉速，可能造成渦輪超轉的危險；另一方面，壓氣機失去提取功率，轉速下降，對氣體的做功能力下降，可能引起喘振的危險。此外，由于作動系統存在延遲，在極短的時間內燃燒室供油流量還未來得及變化 ^{[

2?3
]}，而空氣流量下降，油氣比升高，因此燃燒室出口溫度升高，可能導致渦輪前溫度超溫的危險。這些性能參數的突變，均有可能導致部件出現難以預測的繼發性危險過渡態載荷，造成主、被動安全策略失效。不同的軸斷裂形式下，上述危險事件發生的先后存在差異。而軸斷裂條件下的整機氣路動態響應很難在試驗環境下模擬和測試，因此，通過仿真研究渦輪軸斷裂條件下渦扇發動機的性能變化能夠對如何進行合理有效的主、被動安全設計奠定理論基礎和提供參考。

對于渦輪軸斷裂的研究目前主要集中在從結構強度的角度圍繞其載荷環境和疲勞壽命來開展 ^{[

2?8
]}，對于渦輪軸斷裂后整機氣路參數的響應研究較少。而要想對渦輪軸斷裂條件下的發動機性能進行仿真，需建立能夠能夠模擬氣流參毫秒時間量級的動態響應的性能模型。國內外學者對于航空發動機過渡態性能建模進行了一定研究 ^{[

9?12
]}，在此基礎之上，筆者團隊建立了針對空氣系統強瞬變過程的控制方程及模塊化仿真模型，并仿真分析了某型航空發動機高壓渦輪軸斷裂失效條件下的空氣系統強瞬變過程 ^[13]。之后又研究了小涵道比雙軸混合排氣渦扇發動機高壓軸斷裂失效后的動態性能 ^[14]。但大涵道比分排渦扇發動機的工作狀態和結構特征均與小涵道比混排渦扇發動機有所不同，而高壓軸斷裂和低壓軸斷裂后的響應也可能存在差異，因此文獻[ 14]的結論無法直接外推，因此需要針對大涵道比雙軸分排渦扇發動機高、低壓軸斷裂失效后的動態性能分別展開研究。

1 分排發動機軸斷裂模型

本文首先依據部件法 ^{[

15?19
]}采用面向對象的語言在自主研發的過渡態性能仿真平臺上搭建大涵道比分排渦扇發動機的性能模型。主流路建模部件主要包括進氣道、風扇、中壓壓氣機（增壓級）、高壓壓氣機、燃燒室、高壓渦輪前導向器、高壓渦輪、低壓渦輪前導向器、低壓渦輪、內涵噴管、外涵噴管等部件。

其次，在此性能模型基礎之上建立渦輪軸斷裂模型，以低壓軸斷裂模型為例，相比于正常的性能模型，在低壓軸斷裂條件下，低壓渦輪失去負載而壓氣機失去驅動力，即渦輪輸出功為零而低壓壓氣機提取功為零。因此，常規渦輪發動機性能模型中的壓氣機和渦輪功率平衡及轉速相等這兩個基本共同工作條件將不再適用。通過上述分析得知，對于低壓軸斷裂條件下的渦輪發動機性能建模來說，需要將低壓壓氣機轉速和低壓渦輪轉速作為獨立的試給變量，并針對發生斷裂失效的發動機轉子建立新的模型和平衡方程。模型如圖1所示。

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖1

圖1 低壓渦輪軸斷裂模型 Fig.1 Model of low?pressure turbine shaft fracture

因此，可以給出在低壓軸斷裂的情況下，性能模型中需要的試給參數為：發動機高壓轉子物理轉速大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖2

、風扇增壓比

、低壓壓氣機物理轉速大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖4

、高壓壓氣機增壓比

、燃燒室出口總溫

、低壓渦輪物理轉速

、高壓渦輪膨脹比

、低壓渦輪膨脹比

共八個試給參數。在忽略轉子功率提取和機械效率影響的情況下，所需滿足的殘量檢驗方程有如下七個：

1）高壓轉子功率平衡殘量

（1）

式中

、

分別為高壓渦輪和高壓壓氣機功率；大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖13

為高壓轉子的轉動慣量。

2）低壓壓氣機功率平衡殘量

（2）

式中

為低壓壓氣機功率；

、

分別為低壓壓氣機的物理轉速和轉動慣量。

3）低壓渦輪功率平衡殘量

（3）

式中

為低壓渦輪功率；

、

分別為低壓渦輪的物理轉速和轉動慣量。

4）高壓渦輪流量連續殘量

（4）

式中

為高壓渦輪進口燃氣流量，大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖24

為高壓渦輪特性圖上查得的燃氣流量。

5）低壓渦輪流量連續殘量

（5）

式中

為低壓渦輪進口燃氣流量，大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖27

為低壓渦輪特性圖上查得的燃氣流量。

6）外涵噴管流量連續殘量

（6）

式中

為外涵噴管進口燃氣流量，大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖30

為依據外涵噴管喉道面積計算的燃氣流量。

7）內涵噴管流量連續殘量

（7）

式中

為內涵噴管進口燃氣流量，大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖33

為依據內涵噴管喉道面積計算的燃氣流量。

通過上述分析發現：未知數個數比方程個數多一個，該模型無法求得唯一解，因此選擇以燃油流量不變作為控制規律，相當于增加了一個殘量方程，如下式所示。此時未知數個數等于程方程個數，該模型有唯一解。

8）燃油流量連續殘量

（8）

式中

為由發動機供油規律確定的燃油流量，大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖36

為由燃燒室出口總溫計算的燃油流量。

高壓軸斷裂模型完全類似，在此不做贅述。

2 仿真結果

發動機軸斷裂的誘因主要有兩類：其一是在最大功率或負載條件下誘發渦輪軸內部缺陷的急劇擴大而直接失效；另一類是長時間連續工作條件下損傷積累。因此本文選擇發動機的兩個典型狀態，即飛行高度為0 km、飛行馬赫數為0的地面起飛狀態和飛行高度為11 km、飛行馬赫數為0.8的高空巡航狀態，分別在高壓軸斷裂和低壓軸斷裂條件下進行仿真，所采用假設與文獻[ 14]一致。仿真結果如下。

2.1 共同工作線變化分析

地面起飛狀態下，低壓軸斷裂后的28 ms，低壓渦輪即達到其破裂轉速；高壓軸斷裂后的28 ms,中壓壓氣機即發生喘振。巡航狀態下，低壓軸斷裂后的43 ms，低壓渦輪即達到其破裂轉速；高壓軸斷裂后的61 ms,中壓壓氣機即發生喘振。下面通過發動機的共同工作線對上述結果進行解釋。

在巡航狀態下，內涵噴管、外涵噴管、渦輪導向器均處于臨界或超臨界狀態。而在地面起飛狀態下，進氣速度較低，此時外涵噴管處于亞臨界狀態，因此風扇在兩種穩態條件下的共同工作線并不重合；低壓渦輪導向器也處于亞臨界狀態，但接近臨界狀態，因此高壓壓氣機在兩種穩態條件下的共同工作線也并不重合，但相距較近。常見大涵道比民用發動機為了防喘振，會在中壓壓氣機上設置可調放氣活門，將一部分氣體引入外涵，引氣比例與馬赫數、高壓轉子轉速等有關。考慮到可調放氣活門的引氣打破了壓氣機與渦輪的流量平衡，因此中壓壓氣機在兩種穩態條件下的共同工作線也并不重合。

在渦輪軸斷裂后，風扇、中壓壓氣機、高壓壓氣機的工作狀態均偏離穩態工作點（工作點變化方向如圖中箭頭所示），因此軸斷裂發生后的共同工作線出現了不同程度的轉折。其中低壓軸斷裂后風扇的工作線變化很小，這是由于風扇質量較大，轉動慣量較大，維持原工作狀態能力較強，且風扇壓比本身較低，其進出口氣流參數變化幅度較小，所受影響較小，所以風扇在軸斷裂后的工作線偏離穩態工作線程度最小。

下面首先討論低壓軸斷裂后發動機共同工作線的變化。圖2~圖4分別為低壓軸斷裂后風扇、中壓壓氣機、高壓壓氣機工作線的變化。

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖37

圖2 低壓軸斷裂風扇工作線變化 Fig.2 Working line of fan with low?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖38

圖3 低壓軸斷裂中壓壓氣機工作線變化 Fig.3 Working line of medium?pressure compressor with low?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖39

圖4 低壓軸斷裂高壓壓氣機工作線變化 Fig.4 Working line of high?pressure compressor with low?pressure shaft fracture

兩種狀態下低壓軸斷裂后，風扇的工作點在特性圖上均向左下方移動。地面起飛狀態下，折合轉速下降7.5%；增壓比由1.5下降至1.44。巡航狀態下，折合轉速下降4.63%；增壓比由1.67下降至1.62。折合轉速降低是由于低壓轉子物理轉速降低，但進氣溫度仍保持不變。增壓比下降也是由于物理轉速降低，風扇失去功率輸入，對氣體的壓縮能力略有下降。在低壓渦輪超轉之前風扇并沒有喘振，這是由于外涵道的分流作用起到較好的防喘振效果，抑制了風扇喘振的發生。

兩種狀態下低壓軸斷裂后，中壓壓氣機的工作點在特性圖上均向左下方移動。地面起飛狀態下，折合轉速下降6.49%；喘振裕度由19.0%上升至31.6%；增壓比由1.44下降至1.32。巡航狀態下，折合轉速下降6.49%；喘振裕度由15.7%上升至19.3%；增壓比由1.56下降至1.50。折合轉速與壓比的變化的趨勢與原因與風扇類似。同樣，在低壓渦輪超轉前中壓壓氣機也并未發生喘振。這一方面是因為低壓轉子轉速降低造成對來流的抽吸能力減弱，空氣流量略有減小，但中壓壓氣機之后的高壓壓氣機仍保持較高轉速，仍具有較大的做功能力和對來流的抽吸作用，使得氣流在中壓壓氣機中的流通更為順暢；另一方面，可調放氣活門對喘振也起到了一定抑制作用，因而中壓壓氣機的喘振裕度反而有所提高。

兩種狀態下低壓軸斷裂后，高壓壓氣機的工作點在特性圖上均向右上方移動。地面起飛狀態下，折合轉速上升2.31%；喘振裕度由26.3%下降至24.1%；增壓比由11.2上升至12.0。巡航狀態下，折合轉速上升1.07%；喘振裕度由24.4%下降至24.1%；增壓比由11.9上升至12.3。折合轉速的上升是由于低壓軸斷裂后風扇和中壓壓氣機壓比下降，導致進入高壓壓氣機的氣體總溫下降，而高壓軸轉速幾乎不變，所以折合轉速下降。增壓比升高是因為渦輪前溫度升高，在噴管和渦輪導向器均處于臨界狀態的情況下，渦輪膨脹比及效率可近似視為常數。因此，高壓渦輪功增大，根據高壓渦輪功與高壓壓氣機功平衡關系式：

（9）

式中

為高壓壓氣機入口溫度，大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖42

為比定壓熱容，

為比熱比，

、

分別為熱效率和機械效率，大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖46

為壓氣機效率，下角標g表示燃氣。可以看出等式右端增大，要想壓氣機功與之平衡，等式左端高壓壓氣機壓比必然上升。由于渦輪前溫度增高導致高壓渦輪導向器相對流通能力下降，因此高壓壓氣機喘振裕度略有下降，但不足以引發高壓壓氣機喘振。

倘若提高渦輪盤的破裂轉速，還可以得到在壓氣機和渦輪轉子完整性被破壞（以及其他嚴重損傷發生）之前，巡航和地面起飛兩種狀態下低壓軸斷裂后一般不會發生喘振現象，這是由于大涵道比分排渦扇發動機較大外涵的分流作用和可調放氣活門的放氣對防喘振起到一定作用。

下面討論高壓軸斷裂后發動機工作線的變化。圖5~圖7分別為高壓軸斷裂后風扇、中壓壓氣機、高壓壓氣機工作線的變化。

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖47

圖5 高壓軸斷裂風扇工作線變化 Fig.5 Working line of fan with high?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖48

圖6 高壓軸斷裂中壓壓氣機工作線變化 Fig.6 Working line of medium?pressure compressor with high?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖49

圖7 高壓軸斷裂高壓壓氣機工作線變化 Fig.7 Working line of high?pressure compressor with high?pressure shaft fracture

兩種狀態下低壓軸斷裂后，風扇的工作點在特性圖上均沿著等折合轉速線向喘振邊界移動，但變化幅度較小。這是由于其物理轉速和進氣溫度都幾乎不變，所以折合轉速保持不變。但由于中壓壓氣機做功能力并未減弱，因此中壓壓氣機進口的流量和壓力變化都很較小。對于風扇而言，其進出口氣流狀態變化較小，其工作狀態所受影響較小，因此其工作點的移動幅度也較小。

兩種狀態下低壓軸斷裂后，中壓壓氣機的工作點在特性圖上均沿著等折合轉速線向左上方移動，直至達到喘振邊界。地面起飛狀態下，增壓比由1.44上升至1.58。巡航狀態下，增壓比由1.56上升至1.71。折合轉速不變的原理與風扇相同。增壓比的升高是因為渦輪前溫度上升導致低壓渦輪功上升，由壓氣機與渦輪的功平衡原理可知低壓軸上所連壓氣機的壓比必然上升。中壓壓氣機發生喘振的主要原因是高壓壓氣機轉速下降，對來流氣體的抽吸能力下降，導致在高壓壓氣機的進口前氣體流通發生了阻塞，進而導致中壓壓氣機背壓升高，中壓壓氣機逆壓梯度更大，氣體更難被壓縮，從而引發中壓壓氣機喘振。

兩種狀態下高壓軸斷裂后，高壓壓氣機的工作點在特性圖上均向左下方移動。地面起飛狀態下，折合轉速下降6.26%；增壓比由11.2下降至9.4。巡航狀態下，折合轉速下降6.41%；增壓比由11.9下降至10.3。由于高壓轉子物理轉速大幅降低，而高壓壓氣機進口溫度由于中壓壓氣機壓比上升而略有上升，兩者共同作用使得折合轉速大幅降低。增壓比下降也是由于轉速降低，高壓壓氣機失去功率輸入，對氣體的壓縮能力下降所致。由于高壓壓氣機轉速高、壓比大，因此高壓軸斷裂對其產生的影響也大，工作點的變化幅度較風扇和中壓壓氣機也更大。

2.2 轉子轉速變化分析

圖8~圖10為低壓軸斷裂后，各轉子物理轉速變化的示意圖。由圖分析可知，低壓軸斷裂后，由于低壓渦輪失去負載，軸功無法輸出，因此低壓渦輪轉速迅速升高；風扇和中壓壓氣機由于失去功率輸入，因此轉速迅速下降。而高壓軸在轉動慣量的作用下仍在短暫時間內基本保持原有轉速不變。在地面起飛狀態下，低壓軸斷裂后約28 ms后低壓渦輪達到其破裂轉速；在巡航狀態下，低壓軸斷裂后約43 ms后低壓渦輪即達到其破裂轉速。相比之下，雖然巡航狀態下正常工作時低壓軸轉速高于地面起飛狀態，但巡航狀態下從低壓軸斷裂到輪盤破裂的間隔時間更長，風扇和渦輪盤的轉速上升速率更低。在渦輪盤破裂之前，并未出現壓氣機喘振或輪盤超溫現象，因此預防在低壓軸斷裂后低壓渦輪超轉是主被動安全設計中需要著重考慮的問題。

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖50

圖8 低壓軸斷裂風扇物理轉速變化 Fig.8 Physical speed of fan with low?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖51

圖9 低壓軸斷裂低壓渦輪物理轉速變化 Fig.9 Physical speed of low?pressure turbine with low?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖52

圖10 低壓軸斷裂高壓軸物理轉速變化 Fig.10 Physical speed of high?pressure shaft with low?pressure shaft fracture

同理，在高壓軸斷裂后，低壓轉子轉速基本保持不變而高壓渦輪轉速上升，高壓壓氣機轉速下降，如圖11~圖13所示。由于風扇的質量較大，轉動慣量也大，維持轉速的能力較強，因此高壓軸斷裂后高壓壓氣機轉速的降低幅度大于低壓軸斷裂后風扇轉速的降低幅度。除此之外，還可以得知，中壓壓氣機發生喘振時高壓渦輪尚未達到其破裂轉速，由于喘振會消耗大量能量，因此可以預判渦輪盤在喘振發生之后通常也不會達到破裂轉速，不容易造成高能碎片非包容的危害性后果。因此，低壓軸斷裂可能造成的后果可能會比高壓軸斷裂造成的后果更為嚴重和不可接受。

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖53

圖11 高壓軸斷裂高壓壓氣機物理轉速變化 Fig.11 Physical speed of high?pressure compressor with high?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖54

圖12 高壓軸斷裂高壓渦輪物理轉速變化 Fig.12 Physical speed of high?pressure turbine with high?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖55

圖13 高壓軸斷裂低壓軸物理轉速變化 Fig.13 Physical speed of low?pressure shaft with high?pressure shaft fracture

2.3 燃燒室出口溫度分析

圖14和圖15分別是低壓軸斷裂和高壓軸斷裂后，燃燒室出口氣流溫度變化示意圖。在短時間內供油量不變的條件下，燃燒室油氣比和燃燒室出口溫度都會呈上升趨勢。總體來看，在渦輪軸斷裂后的短時間內，高壓渦輪進口溫度上升最高只有55 K左右，考慮到轉子還有一定的熱容，因此可以認為軸斷裂后的短時間內一般溫度上升不會超過材料的耐溫極限，轉子在達到破裂轉速之前渦輪仍具備做工能力，依舊能夠被繼續加速。

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖56

圖14 低壓軸斷裂燃燒室出口溫度變化 Fig.14 Temperature at the combustion chamber outlet with low?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真的圖57

圖15 高壓軸斷裂燃燒室出口溫度變化 Fig.15 Temperature at the combustion chamber outlet with high?pressure shaft fracture

2.4 和小涵道比混排渦扇發動機高壓軸斷裂對比

文獻[ 14]模擬了小涵道比混排渦扇發動機高壓軸斷裂后的氣路響應，本文模擬的大涵道比分排渦扇發動機高壓軸斷裂后的氣路響應情況與之有所不同，對比如表1所示。

表1 不同種類發動機高壓軸斷裂結果對比Table 1 Comparison of different engines with high?pressure shaft fracture

大涵道比分排渦扇發動機和小涵道比混排渦扇發動機的常用工作條件和自身結構特點均有所不同，因此兩種不同類型的發動機在高壓軸斷裂后呈現出不同的過渡過程響應，下面進行具體分析。

大涵道比分排渦扇發動機高壓軸斷裂后，其轉速的下降相比于小涵道比混排渦扇發動機較為緩慢，具有更好的維持做功的能力；同時大涵道比分排渦扇發動機渦輪前溫度的上升幅度較小，渦輪導向器堵塞情況也較為輕微；此外，較大外涵的分流作用與可調放氣活門的放氣作用都對高壓壓氣機防喘振產生一定作用，因此大涵道比民用發動機在高壓軸斷裂后并未引起小涵道比軍用發動機出現的高壓壓氣機喘振現象，而是中壓壓氣機背壓升高導致逆壓梯度增大占據主導造成了中壓壓氣機喘振的后果。

在小涵道比混排渦扇發動機地面起飛狀態，高壓軸斷裂后不超過0.12 s的時間內，渦輪前溫度就超過其最高限制溫度，但大涵道比分排渦扇發動機高壓軸斷裂后短時間內基本不會出現超溫現象，主要原因是大涵道比分排渦扇發動機風扇的做功能力受高壓軸斷裂的影響較小，在高壓軸斷裂后仍能維持較強做功能力，導致風扇的空氣流量下降程度小于小涵道比混排渦扇發動機，在燃油流量不變的情況下，燃燒室溫升自然較小；同時大涵道比分排渦扇發動機模型的燃油流量、油氣比和燃燒室出口溫度本身較小涵道比混排渦扇發動機模型的更低，且從渦輪軸斷裂后到發生首個危害事件的時間較短，所以在壓氣機喘振、渦輪轉子超轉等繼發性危險事件發生前，渦輪前溫度上升幅度沒有小涵道比混排渦扇發動機快。

3 結論

本文建立了大涵道比分排渦扇發動機低壓軸斷裂和高壓軸斷裂條件下過渡態共同工作方程，分別分析了低壓軸斷裂和高壓軸斷裂后整機氣路參數的瞬態響應，結果表明：不同種類的發動機、不同的軸斷裂形式、不同的工作狀態均會對軸斷裂條件下發動機性能響應產生影響。基于本文的仿真算例，可以得到如下結論：

1）對于大涵道比分排渦扇發動機，在巡航和地面起飛狀態下高壓渦輪軸斷裂時最先發生的危險均是中壓壓氣機喘振，低壓渦輪軸斷裂時最先發生的危險均是低壓渦輪達到其破裂轉速，因此低壓軸斷裂所帶來的危害大于高壓軸斷裂所帶來的危害，在主被動安全設計中應謹防低壓軸斷裂后渦輪超轉所帶來的危害事故。

2）低壓軸斷裂時，低壓轉子喘振裕度增加，高壓轉子喘振裕度減小，但一般不會引發高壓壓氣機喘振。高壓軸斷裂時，高壓轉子喘振裕度增加，低壓轉子喘振裕度減小。

3）大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂后，在壓氣機喘振、渦輪轉子超轉等繼發性危險事件發生前，一般不會造成渦輪前溫度超溫的危險。

4）由于轉子轉動慣量等差別，大涵道比分排渦扇發動機高壓軸斷裂后最先發生的繼發性危害事件為中壓壓氣機喘振，這與小涵道比混排渦扇發動機高壓軸斷裂后的響應有所不同。

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Transition performance simulation of turbine shaft fracture in high bypass ratio turbofan engine with split flow

DING ShuitingWANG JiajunLIU Chuankai

（Research Institute of Aero?Engine，Beijing University of Aeronautics and Astronautics，Beijing 100191，China）

Abstract: To deal with the dynamic performance of biaxial high bypass ratio turbofan engine with split flow in shaft fracture event and find out the first hazardous event after shaft fracture，the common working equation and performance model of high bypass ratio turbofan engine with split flow capable of simulating the dynamic response of airflow parameters in millisecond time scale were established based on the simulation platform independently developed.The dynamic response of airflow parameters was simulated in the order of milliseconds in the model.The transient response law and mechanism of gas path parameters of a civil turbofan engine with high bypass ratio under high and low?pressure shaft fracture in the take?off state and the cruise state were calculated and analyzed by using the model，which provided a basis for the design of passive safety.The results showed that the first hazardous events that occur within a few tens of milliseconds after the shaft fracture of the high and low?pressure shafts were the surge of the medium?pressure compressor and the over?rotation of the turbine rotor；at the same time，the temperature rose in front of the turbine.

Keywords: zero?dimensional simulation； performance model； shaft fracture； dynamic simulation； passive safety

引用本文：丁水汀，王家俊，劉傳凱.大涵道比分排渦扇發動機渦輪軸斷裂過渡態性能仿真［J］.航空動力學報，2022，37（3）：564?572. (DING Shuiting，WANG Jiajun，LIU Chuankai.Transition performance simulation of turbine shaft fracture in high bypass ratio turbofan engine with split flow［J］.Journal of Aerospace Power，2022，37（3）：564?572.)

作者簡介：丁水汀（1967-），男，教授、博士生導師，博士，主要從事航空發動機復雜系統安全性與適航研究。

基金信息：國家自然科學基金（61890923）

中圖分類號： V228.3

文章編號：1000-8055（2022）03-0564-09

文獻標識碼： A

收稿日期：2021-04-05

出版日期：2022-03-28

網刊發布日期：2022-04-01

本文編輯：陳越

文章來源：航空動力學報

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