無阻流板式葉柵反推性能試驗(yàn)研究

史經(jīng)緯，王占學(xué)，張曉博，劉增文

（西北工業(yè)大學(xué) 動力與能源學(xué)院，陜西 西安 710072）

0 引 言

隨著大型飛機(jī)運(yùn)輸能力需求的不斷提高，用于大型飛機(jī)可靠、高效的大涵道比渦扇發(fā)動機(jī)反推技術(shù)成為急需解決的關(guān)鍵技術(shù)之一。目前，機(jī)械式反推仍是實(shí)現(xiàn)反推的主要途徑，包括抓斗式、折流板式和葉柵式等形式［1－6］。由于機(jī)械式反推裝置存在質(zhì)量重、運(yùn)動部件多、機(jī)構(gòu)復(fù)雜、密封性要求高等缺點(diǎn)［7－9］，近年來國外眾多研究機(jī)構(gòu)逐漸將研究重點(diǎn)轉(zhuǎn)向質(zhì)量輕、結(jié)構(gòu)簡單的流動控制式反推技術(shù)。吸取流動控制領(lǐng)域的技術(shù)成果，提出基于二次流噴射控制的反推技術(shù)，即無阻流板式葉柵反推［10］。利用高壓二次氣流在特定位置，以一定的角度噴射入外涵道，以改變涵道中氣流方向，使其進(jìn)入反推窗口的葉柵通道，偏轉(zhuǎn)的氣流逆向（向前）噴出從而產(chǎn)生反向推力。該技術(shù)降低了機(jī)械復(fù)雜性、減輕了裝置的重量對于大型飛機(jī)具有廣闊的應(yīng)用前景。

無阻流板式葉柵反推概念始于20世紀(jì)90年代，Gilbert B等人驗(yàn)證了無阻流板式葉柵反推概念的可實(shí)施性［11］，Marconi F等人采用數(shù)值模擬的手段完成了無阻流板式葉柵反推的部分氣動幾何參數(shù)的影響研究［12］，NASA Langley研究中心 Asbury S C等人提出六種新概念反推技術(shù)，將無阻流板式葉柵反推作為一種重要研究內(nèi)容，并完成了部分工況下反推的測力試驗(yàn)。鑒于流體反推力技術(shù)研究的重要性及國內(nèi)相關(guān)技術(shù)的研究較少且尚不完備［14－16］，本研究從基礎(chǔ)機(jī)理驗(yàn)證試驗(yàn)的角度出發(fā)，以無阻流板式葉柵反推裝置為研究對象，對基于二次流噴射控制推力反向的技術(shù)進(jìn)行了研究，詳細(xì)地分析了風(fēng)扇出口壓比、二次流壓比、二次流噴射位置及噴射角度等氣動參數(shù)的變化對反推性能的影響。

1 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)方法

1.1 無阻流板式葉柵反推結(jié)構(gòu)

本研究中無阻流板式葉柵反推結(jié)構(gòu)見圖1，該模型通道基于某型發(fā)動機(jī)外涵道模型，為1∶10縮比模型。其中二次射流孔位于底板，射孔寬度為0.72mm，射孔位置分別為：38.77mm、58.77mm、78.77mm、98.77mm、118.77mm，為研究不同射流角度對反推性能的影響，射流角度分為30°、45°、60°、90°。三排等厚度葉柵形成四通道反推窗口，寬度為36.15mm。外涵通道喉部位置位于x＝170.6mm處，喉部高度21.78mm。涵道出口高度28.24mm，氣流經(jīng)此排入大氣。

圖1 無阻流板式葉柵反推裝置的幾何結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Geometry of lockerless cascade thrust reverser

1.2 試驗(yàn)設(shè)備及原理

本試驗(yàn)在跨／超聲速葉柵試驗(yàn)器上完成，試驗(yàn)臺架示意圖如圖2，試驗(yàn)氣流在反推裝置中的流動情況見圖3。主、次流分別由低、高壓氣源提供，進(jìn)行冷態(tài)地面試驗(yàn)。試驗(yàn)件主流管路包括閘閥、調(diào)節(jié)閥、噴管流量測量計（量程為0.6～2.6kg／s），次流流路包括閘閥、主調(diào)節(jié)閥、精細(xì)調(diào)節(jié)閥（為保證次流調(diào)節(jié)精度）、噴管流量計（量程為0.06～0.24kg／s）以及穩(wěn)壓箱。在試驗(yàn)前首先采用標(biāo)準(zhǔn)亞聲速噴管流量計對主、次流噴管流量計進(jìn)行了校驗(yàn)，各流量計測量精度優(yōu)于1%。壓力測量采用PSI電子掃描測壓閥測量，各測量通道總不確定度小于0.3%（不同量程），溫度測量采用Pt100電阻溫度計，總測量不確定度為0.79%。

圖2 雙流路試驗(yàn)臺架Fig.2 Dual－flow simulation system

圖3 試驗(yàn)氣流在反推裝置中的流動情況Fig.3 Flow－distribution of experimental blockerless cascade reverser mode

主、次流流量分別由對應(yīng)噴管流量計測得，對于出口流量，采用探針測量校準(zhǔn)方式獲得探針－流量校準(zhǔn)曲線，通過測量壓力反算出口流量，運(yùn)用流量平衡算出反推葉柵窗口出口氣流量。

1.3 試驗(yàn)工況

本試驗(yàn)主要目的是研究不同幾何、氣動參數(shù)對無阻流板式葉柵反推性能的影響，分別針對不同風(fēng)扇出口壓比FPR（風(fēng)扇出口總壓與周圍大氣壓力之比）、二次流壓比SPR（二次流總壓與周圍大氣壓力之比）、二次流噴射位置Xj、二次流噴射角度θ（二次流噴射方向與逆風(fēng)扇氣流方向的夾角）等因素進(jìn)行了試驗(yàn)，并研究了參數(shù)之間的關(guān)聯(lián)關(guān)系，試驗(yàn)中所研究各參數(shù)的取值如下：

風(fēng)扇進(jìn)口壓比FPR：1.3、1.4、1.5、1.6、1.7；

二次流壓比SPR：1.0、2.0、4.0、6.0；

噴射位置Xj：38.77mm、58.77mm、78.77mm、98.77mm、118.77mm；

噴射角度θ：30°、45°、60°、90°。

試驗(yàn)完成了上述各狀態(tài)下主次流、出口流量測量以及各工況下對應(yīng)的反推性能的分析。

1.4 參數(shù)計算

無阻流板式葉柵反推效率：

其中Frev為反向推力、Ffan為風(fēng)扇外涵道推力。由于所搭建葉柵試驗(yàn)臺架無測力天平，本文采用反推流量比CFR（流經(jīng)反推窗口的流量與風(fēng)扇總流量之比）來表征反推效率，即：

并以二次流與風(fēng)扇主流流量之比SFR作為衡量采用次流控制主流偏轉(zhuǎn)技術(shù)的指標(biāo)：

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 風(fēng)扇出口壓比（FPR）對反推性能的影響

研究了二次流噴射角度θ為30°、二次流噴射位置Xj＝38.77mm時，不同二次流噴射壓比（SPR）下，風(fēng)扇出口壓比對反推效率的影響率。其中：

二次流噴射壓比（SPR）：2.0、4.0、6.0；

風(fēng)扇出口壓比（FPR）：1.3、1.4、1.5、1.6、1.7。

圖4給出了反推流量比（CFR）及二次流與風(fēng)扇主流流量之比（SFR）隨風(fēng)扇出口壓比的變化規(guī)律。隨著風(fēng)扇出口壓比（FPR）的提高，二次流出口背壓不斷上升，導(dǎo)致二次流與風(fēng)扇主流流量之比（SFR）減小，特別是在二次流壓比較大（SPR＝6.0）的情況下，SFR的減小更明顯，如圖4（a）。在不同二次流噴射壓比（SPR）下，反推流量比（CFR）隨著風(fēng)扇出口壓比（FPR）的變化規(guī)律相反，如圖4（b）。SPR較低時（SPR＝2），隨著FPR的增加CFR增大；在較大的SPR時（SPR＝4、6），CFR隨著FPR的增加而減小，但減小的趨勢隨FPR的增大而趨于緩慢。其原因如下，反推葉柵窗口氣流包含兩部分：二次流及風(fēng)扇涵道流。在低的二次流噴射壓比時，風(fēng)扇主流占主要部分，隨著風(fēng)扇壓比的增大，風(fēng)扇涵道氣流量增大，導(dǎo)致CFR增大；而在較高的二次流噴射壓比時，二次流流量占反推窗口流量比重較大，隨風(fēng)扇出口壓比增大，二次流噴射背壓增大，相對二次流流量減小，使得反推流量比（CFR）減小。

圖4 風(fēng)扇出口壓比對反推性能的影響Fig.4 Thrust reverser performance with different FPR

2.2 二次流壓比（SPR）對反推性能的影響

研究了二次流射流角度θ為45°、二次流噴射位置Xj＝38.77mm，不同風(fēng)扇出口壓比（FPR）下，二次流壓比（SPR）對反推效率的影響，本組試驗(yàn)各參數(shù)如下：

風(fēng)扇出口壓比（FPR）：1.3、1.5、1.7。

二次流噴射壓比（SPR）：1.0、2.0、4.0、6.0。

圖5給出了對應(yīng)工況下反推流量比（CFR）及次、主流量比（SFR）的變化規(guī)律，可以看出SPR、CFR隨著二次流壓比（SPR）增加而增大。在風(fēng)扇出口壓比為1.3時，二次流壓比對SFR、CFR影響均較為劇烈，隨著SPR的增大，SFR、CFR迅速增加。從增長速率上來看，CFR增長速率相對較大，一方面由于隨著SPR的增大，二次流噴射深度加大，使得二次流噴孔后形成的回流區(qū)范圍擴(kuò)大，即更大程度上阻塞了風(fēng)扇涵道流道，使得更多的風(fēng)扇主流氣體通過反推葉柵窗口流出；另一方面，隨二次流壓比增大，相對二次流氣流量增加，在回流區(qū)的堵塞情況下，一部分二次氣流也進(jìn)入反推窗口，進(jìn)而使得CFR出現(xiàn)大于1的狀況。圖中還比較清楚地反映了不同風(fēng)扇出口壓比下，CFR隨在二次流壓比的變化程度的不同，在二次流壓比小于某個值（SPR＜2.5）時，風(fēng)扇出口壓比越小，反推效果越不明顯，但當(dāng)二次流壓比超過此數(shù)值時，隨著二次流壓比的增大，大的風(fēng)扇出口壓比的反推效果反而變化較緩慢。

另外，考慮基于二次流噴射控制的反推需從核心機(jī)引入高壓氣流，因此存在引氣量的限制，必然存在一個限制SFR的閥值，該閥值的確定取決于下一步的引氣量對發(fā)動機(jī)總體性能的研究。

圖5 二次流壓比對反推性能的影響Fig.5 Thrust reverser performance with different SPR

2.3 射流位置（Xj）對反推性能的影響

噴射孔的位置是無阻流板式葉柵反推的一個重要幾何參數(shù)，本節(jié)，研究了相同二次流壓比（SPR）、一組風(fēng)扇壓比（FPR）下，不同二次流噴射位置對反推效率的影響，其具體氣動、幾何參數(shù)如下：

二次流噴射壓比（SPR）：2.0、4.0；

風(fēng)扇出口壓比（FPR）：1.3、1.5、1.7；

二次流噴射角度（θ）：30°、45°、60°；

二次流噴射位置：38.77mm、58.77mm、78.77mm、98.77mm、118.77mm，下文用N1～N5分別來代替。

圖6～圖8給出了CFR、SFR隨二次流噴射位置的變化規(guī)律，從圖中可以看出，在相同的二次流射流壓比、風(fēng)扇出口壓比及噴射角度下，存在某一噴射位置，使得流經(jīng)反推葉柵窗口質(zhì)量流量比（CFR）最大，即最佳噴射位置，位于第二、三噴射位置之間（58.77mm≤Xj≤77.87mm）。并且可以得出，不同的噴射角度、二次流壓比及風(fēng)扇出口壓比時的最佳位置有所不同。

圖6 噴射位置對反推性能的影響（θ＝30°）Fig.6 Thrust reverser performance with different injection positions（θ＝30°）

圖7 噴射位置對反推性能的影響（θ＝45°）Fig.7 Thrust reverser performance with different injection positions（θ＝45°）

圖8 噴射位置對反推性能的影響（θ＝60°）Fig.8 Thrust reverser performance with different injection positions（θ＝60°）

二次流噴射位置從前向后移動的過程中，次、主流量比SFR變化較小，主要由于風(fēng)扇涵道流道面積變化緩慢，在FPR、SPR等為定值時，風(fēng)扇涵道中靜壓變化不明顯（作為二次噴射的背壓），因此對二次流量也就無較大影響。CFR在2、3號噴射孔附近存在最大值，隨著噴射位置的的后移反推效果減弱，并且逐漸趨于平穩(wěn)，也就是說當(dāng)噴射位置超過4號位置時，已經(jīng)對流動控制不存在明顯的影響。

2.4 射流角度（θ）對反推性能的影響

采用二次流噴射控制主流時，噴射角度是影響射入深度以及回流區(qū)大小的重要因素，本小節(jié)主要分析固定位置噴射孔（2號）、二次流壓比（SPR）下，不同風(fēng)扇出口壓比（FPR）、，噴射角度（θ）對反推性能的影響，其中主要參數(shù)如下：

二次流噴射位置（Xj）：58.77mm；

二次流噴射壓比（SPR）：2.0；

風(fēng)扇出口壓比（FPR）：1.3、1.5、1.7；

二次流噴射角度（θ）：30°、45°、60°、90°。

圖9給出了本組試驗(yàn)工況下的CFR與SFR隨噴射角度的變化。從圖中可以看出，在2號位置、次流壓比SPR＝2、不同的風(fēng)扇出口壓比FPR下，存在最佳的二次流噴射角度使得反推窗口流量與風(fēng)扇主流之比CFR達(dá)到最大值，該角度為60°。噴射角度較大或較小時，二次流在風(fēng)扇順風(fēng)或逆風(fēng)方向存在較大的動量分量，使得二次流射入深度受到限制，即形成較小的回流區(qū)，對風(fēng)扇主流的偏轉(zhuǎn)作用減小，導(dǎo)致反推流量減小，風(fēng)扇反推效果減弱。

圖9 噴射角度對反推性能的影響Fig.9 Thrust reverser performance with different injection angels

3 結(jié) 論

本文試驗(yàn)研究了基于二次流噴射控制的無阻流板式葉柵反推的氣動參數(shù)及噴射幾何參數(shù)對反推性能的影響，通過在不同試驗(yàn)工況下對反推流量以及噴射流量的測量，可以得出：

（1）風(fēng)扇出口壓比（FPR）、二次流噴射壓比（SPR）與反推效率的關(guān)聯(lián)關(guān)系復(fù)雜。二次流壓比小于某值時，隨著風(fēng)扇出口壓比增加，反推流量比（CFR）增大；而二次流壓比超過此值時，隨風(fēng)扇出口壓比的增加CFR減小。

（2）在FPR較小的工況下，SPR越大，對反推效果影響越明顯，但是由于二次流從發(fā)動機(jī)高壓部件引氣，因此必然存在二次流流量限制，該限制的確定仍需進(jìn)一步研究。

（3）在不同的SPR、FPR、噴射角度θ下，最佳噴射位置有所不同，但是可以確定最佳位置位于第二、三噴射孔之間，即58.77mm≤Xj≤77.87mm。

（4）本文中給出的試驗(yàn)工況下，得出最佳噴射角度θ＝60°，較大、較小的噴射角均會使得反推效果減弱。

［1］靳寶林，邢偉紅，劉殿春.飛機(jī)／發(fā)動機(jī)推進(jìn)系統(tǒng)反推裝置［J］.航空發(fā)動機(jī)，2004，30（3）：48－52.（JIN B L，XING W H，LIU D C.Thrust reverserrs of aircraft／engine propulsion system ［J］.Aeroengine，2004，30（3）：48－52.）

［2］YETTER J A.Why do airlines want and use thrust reverserrs［R］.NASA TM－109158.

［3］HEGEN G H，KOOI J W.Investigation of aircraft performance with deployed thrust reverserr in DNW［R］.AIAA 2005－3702.

［4］ROMINE B M Jr.Performance investigation of a fan thrust reverserr for a high by－pass turbofan engine［R］.AIAA 84－1178.

［5］YAO H，RAGHUNATHAN S，COOPER R K，et al.Numerical simulation on flow fields of the nature blockage thrust reverserr［R］.AIAA 2005－631

［6］TRAPP L G，OLIVEIRA G L.Aircraft thrust reverserr cascade configuration evaluation through CFD［R］.AIAA 2003－0723，2003.

［7］HEGEN G H，KOOI J W.Investigation of aircraft performance with deployed thrust reverserrs in DNW［R］.AIAA 2005－3702.

［8］HALL S，COOPER R，RAGHUNATHAN S.Fluidic flow control in a natural blockage thrust reverserr［R］.AIAA 2006－3513.

［9］DONALD A D，ROGER W L.Experimental performance of cascade thrust reversers at forward velocity［R］.NASA TM X－2665，1973.

［10］LORD W K，MACMARTIN D G，TILLMAN T G.Flow control opportunities in gas turbine engine［R］.AIAA 2000－2234.

［11］GILBERT B，MARCONI F，KAKHORAN I.Innovatibe concept for cascade thrust reverserr without blocker door［R］.AIAA 1997－0823.

［12］MARCONI F，GILBERT B，TINDELL R.Computational fluid dynamics support of the development of a blockerless engine thrust reverserr concept［R］.AIAA 97－3151.

［13］ASBURY S C，YETTER J A.Static performance of six innovative thrust reverserr concepts for subsonic transport applications［R］.NASA TM－2000－210300.

［14］王占學(xué)，傅鵬哲，劉春陽.新型無阻流板反推裝置流場結(jié)構(gòu)和影響參數(shù)研究［J］.航空發(fā)動機(jī)，2010，36（2）：155－158.（WANG Z X，F(xiàn)U P Z.LIU C Y.Investigation of flow field structure and effect parameter of new type blockerless thrust reverserr［J］.Aeroengine，2010，36（2）：155－158.）

［15］劉春陽.大渦扇發(fā)動機(jī)反推流場數(shù)值模擬與分析［D］.西安：西北工業(yè)大學(xué)動力與能源學(xué)院，2011.（LIU C Y.Numerical simulation research and analysis on flow field in thrust reverser condition for large turbofan engine［D］.Xi′an：Northwestern Polytechnical University，2011.）

［16］劉春陽，王占學(xué)，傅鵬哲.大涵道比渦扇發(fā)動機(jī)射流控制反推模型數(shù)值模擬［J］.航空動力學(xué)報，2010，25（8）：1811－1817.（LIU C Y，WANG Z X，F(xiàn)U P Z.Numerical simulation on thrust reverserr based on secondary flow for high－bypass－ratio turbofan engine［J］.JournalofAerospace Power，2010，25（8）：1811－1817.）