新型无阻流板反推装置流场结构和影响参数研究

王占学，傅鹏哲，刘春阳

（西北工业大学动力与能源学院，西安 710072）

1 引言

传统的实现反推力的方法主要是机械式，包括抓斗式、叶栅式和折流板式[1-5]。这几类机械式结构存在短舱质量明显增加，机械运动部件增多，对密封性要求较高等缺点。为了突破传统技术的约束，国外众多研究机构有意识地吸收在流体力学领域所取得的技术成果，提出了流体反推力方法，即基于二次流喷射的流体反推力技术，其基本思想就是利用高压二次流以一定的角度向风扇涵道流中喷射，改变风扇涵道流流动方向，使气流偏转进入反推窗口，通过反推导向叶片，使偏转的气流逆向（向前）流动从而产生反推力。由于二次流是从高压核心流中引出，因此它不仅实现了风扇涵道流的偏转，而且还有效地减小了核心流的推力，使系统效率有所改善。与机械式反推技术相比，流体反推力技术大幅减轻了反推装置的质量，明显降低了作动机构的复杂性，并且对内流无干扰，反推效率明显提高。随着飞机对降低机械复杂性、降低质量、减小短舱阻力要求的不断提高，流体反推力控制技术将是未来大型运输机发展的主流方向[6,7]。

本文利用CFD技术，借鉴文献【8、9】给出的方法和几何构型，数值模拟了基于二次流喷射的无阻流板反推力装置的内部流场。通过对流场结构的详细分析，阐述了其产生反推力的机理，得到了反推性能参数（通过反推质量流量比表示）随二次流喷射压力、喷射位置、喷射角度及喷射缝等二次流气动几何参数的变化规律。

2 数值计算模型

2.1 几何构型

反推装置构型如图 1所示[8，9]，该模型是基于CFM56-2发动机的1/10缩比模型。图中曲线A-B代表风扇涵道下壁面，C-J'代表风扇涵道上壁面，E-J'代表机舱外表面，F'-G'-I'-H'-F'表示在外涵上壁面和机舱表面反推窗口的边界，而J'点代表整流罩的后缘位置。气流边界被限制在A－B、CF'、F'－G'、G'－E、H'－J'、J'－I'、I'－H'，而 G、I、K 以上的水平部分为远场边界。

图1 反退装置几何构型/cm

2.2 计算方法

略去质量力，不考虑化学反应，在直角坐标系下，理想气体的二维雷诺平均N-S方程为：

式中：U=（ρ，ρu，ρν，e）-1；E 为对流项通量；Eν、Fν为黏性通量。

采用Jameson等人发展的变步长4阶Runge-Kutta方法进行时间推进求解，对流项采用2阶迎风格式离散求解，黏性项采用中心差分格式。湍流模型选用经过RNG理论修正的k-ε模型。采用该数值离散格式和湍流模型的大膨胀比喷管流场计算和实验参数的对比参见文献【10、11】，可以看到，计算和实验数据相当吻合。

（1）计算边界

对于远场边界，以AE截面为参照，来流取5倍以上的AE长度；对于出口边界，以H'J'为参考，使下游J'D的长度大于0.5倍的H'J'；而对于风扇来流边界，以反推窗口尺寸为参考，使CF'的长度等于2倍的反推窗口长度。

（2）边界条件

风扇主流压力入口边界条件、二次射流压力入口边界条件、自由来流压力入口边界条件、压力出口边界条件、压力远场边界条件及壁面边界条件。计算模型中的每1边界条件的具体确定方法如图2所示。

图2 边界条件的确定

（3）计算网格

结构化H形网格，采用分区对接技术生成，在壁面附近加密，靠近壁面处y+值不大于3。

2.3 二次射流对反推力影响的评价标准

由于没有考虑反推导流叶片的影响，因此不能采用反推效率来评价不同参数组合时的反推效果。但有实验表明，在反推质量流量达到最大时，可获得最大的反推效率[8]，因此以风扇质量流量为基准，定义通过反推窗口偏转的气流质量流量比（CFR）和二次射流质量流量比（JFR）来判定二次射流对产生反推力的影响。需要指出的是，当大部分风扇气流被偏转时，通过反推窗口的气流质量流量是这部分风扇气流质量流量和二次射流质量流量的和，因此反推质量流量比可能大于100%。

3 数值计算结果和分析

3.1 计算条件

为了研究基于二次流喷射的涡扇发动机的反推控制机理，并详细分析影响反推力大小的因素，计算了不同二次流压比Pjet/Pa（二次流与风扇主流压力比）、不同二次流喷射位置Xjet、不同二次流喷射角度αjet（二次射流方向与逆风扇气流方向的夹角），以及不同二次流喷射缝宽度D对反推力的影响。其中，二次流压比为Pjet/Pa为 1.5、2.0、2.5、3.0、3.5、4.0、4.5、5.0、5.5、6.0、7.0；二次流喷射位置 Xjet为 25.4、44.45和 63.5 mm；二次流喷射角度αjet为15°、20°、30°、45°、60°、70°、80°、90°；二次流喷射缝宽度D为1.0668和0.508mm。

所有状态下的风扇涵道流、自由流和二次流均为空气，风扇涵道流和自由流参数保持不变。

3.2 二次流喷射压比的影响

不同的二次流压比对反推性能影响的数值模拟结果如图3所示。其中，Xjet=44.45mm、αjet=70°、D=1.0668 mm。从图 3（a）可以看出，虽然此时没有二次流喷射，但通过反推窗口向外偏转的涵道流仍可达到28.3%，这主要是因为涵道流压力明显高于自由流压力，这二者之间存在的压力差迫使一部分的风扇气流向反推窗口偏转。从图 3（b）～（f）可见，二次流压比增大，二次流量增加，压力和流量的增加都会使二次流产生的分离区扩大，偏转的风扇涵道流流量逐步增大，反推窗口后机舱外表面的分离区减小。当二次流质量流量比达到8.8%时，反推窗口饱和，也就是全部的风扇涵道流都通过反推窗口流出。此时，再增加二次流压比对反推窗口的质量流量几乎没有影响，因为这时反推窗口中的气流是所有风扇涵道流和二次流的总和，在反推窗口饱和后，反推窗口中质量流量的变化仅由二次流流量的变化引起。

图3 二次流压比对流场结构的影响

二次流压比对反推质量流量比的影响如图4所示。从图中可以看出，随着二次流压比增大，反推质量流量比增大，产生的反推力也相应增大。由Xjet=44.45 mm对应的曲线可以看出，在反推质量流量比大于100%后，再增加时，其变化不大，这与前面的流场分析相符，即存在最佳的二次流压比。

图4 二次流压比对反推质量流量比的影响

3.3 二次流喷射位置的影响

选取Xjet分别为25.4、44.45和63.5 mm3个二次流喷射位置，其他条件（如 αjet=70°、Pjet/Pa=3.5、D=1.0668mm）保持不变。

图5 二次流喷射位置对流场结构的影响

从流场数值模拟结果（如图5所示）可以看出，射流位置在靠近前端（25.4 mm）时，由于外涵道上壁面与二次射流位置的距离较近，因此在二次射流试图迫使风扇气流转移入反推窗口时，外涵道上壁面给偏转气流1个较大的阻力，使得在相同二次喷射流量下，偏转的风扇涵道流减少，若使大部分风扇涵道流发生偏转，所需的二次流流量会明显增大。二次流喷射位置靠近后端（63.5 mm）处时，由于二次射流位置偏后，二次流喷射产生的分离区位置偏后。另外，由于下游的外涵道上壁面的阻碍作用，分离区也较小，二者同时导致风扇涵道流偏转角度变小，最终的结果是在相同的二次流量下只能使较少部分的风扇涵道流发生偏转。当二次射流位置在反推窗口中心偏上游（44.45 mm）时，全部风扇涵道流都发生偏转，并通过反推窗口流出。

二次流喷射位置对反推质量流量比的影响如图6所示。从图中可以看出，二次射流位置在反推窗口中心偏上游时，反推质量流量比较大，反推力也会较大；射流位置前移或后移时，反推质量流量比均会减少，反推力也相应减少。

图6 二次流喷射位置对反推质量流量比的影响

3.4 二次流喷射角度的影响

为了研究二次流喷射角度αjet对反推性能的影响，计算了8个喷射角度的流场结构和反推性能。不同的二次流喷射角度时的流场结构如图7所示。从图中可以看出，随着二次流喷射角度的变化，反推质量流量比也是变化的。当二次流喷射角度较小或较大时，仅仅能够使部分涵道流发生偏转流过反推窗口。这是因为αjet太小或太大时，沿风扇逆流或顺流方向上的分量过大，二次流射入深度受到限制，二次射流对涵道流的偏转作用明显减小，对风扇涵道流的阻碍作用随之显著减小，最终导致偏转的风扇涵道流流量减少，反推力降低，因此，αjet有1个最佳范围，若同时考虑二次流压力的大小，会获得1个最佳喷射角。

图7 二次流喷射角度对流场结构的影响（D=1.0668 mm）

不同的二次流喷射角度下反推质量流量比和二次流流量的关系如图8所示。从图中可以看出，在20°≤αjet≤90°范围内，若达到相同的反推质量流量比，αjet越小，所需的二次流质量流量比越小。同样，随着αjet的减小，二次流质量流量临界值也减小，如图9所示。（二次流质量流量临界值的定义为，在反推质量流量比达到100%时所需的二次流质量）

图8 二次流喷射角度对反推质量流量比影响

图9 二次射流喷射角度对二次流流量临界值影响

3.5 二次流喷射缝宽度的影响

为了分析二次流喷射缝宽度对反推力大小的影响，选取了2个不同宽度的二次流喷射缝进行分析。在其他条件相同时，通过研究二次流质量流量比、反推质量流量比的变化来衡量射流缝宽度对反推力的影响。从表1可以看出，当喷射缝宽度小时，达到相同量级的二次流流量需要的二次流喷射压力明显增加，意味着要从涡扇发动机核心流中引出压力更高的气体，才能达到相同的二次流流量。

表1 不同喷射缝宽度时二次流压比和二次流流量比较

在不同的喷射缝宽度时反推质量流量和二次流流量的关系如图10所示。在相同的二次流流量时，不同喷射缝宽度时的反推质量流量比变化不大，即当D变化时，只要二次流质量流量保持不变，通过反推窗口的风扇涵道流流量变化很小，对反推力的影响也不大。

图10 不同喷射缝宽度下的反推质量流量和二次流质量流量比的关系

4 结论

（1）基于二次流喷射的无阻流板反推装置能够产生反推力，其大小与反推窗口中偏转的涵道流流量有关。影响涵道流偏转的主要参数是二次流压比Pjet/Pa、二次流喷射位置Xjet和二次流喷射角度 αjet。

（2）当其他条件相同时，随着Pjet/Pa增大，二次流质量流量比增大，反推窗口中偏转的涵道流流量增大，产生的反推力也会随之增大。Xjet处于反推窗口中心偏上游时，反推窗口中偏转的涵道流流量最大；Xjet向上游或是下游偏移时，反推窗口中偏转的涵道流流量减小。在20°≤ αjet≤90°范围内，随着αjet的增大，反推窗口中偏转的涵道流相应减少，当αjet≤20°时，产生的反推力很小。在相同的二次流流量，二次流喷射缝宽度变化对反推力的影响不大。

（3）本文计算没有包括反推导流叶片，仅仅是分析基于二次流喷射的无阻流反推技术的机理，下一步将进行包括反推导流叶片在内的基于二次流喷射的无阻流板反推技术研究，分析二次流的气动几何参数对反推效率的影响。

[1]Nobel T P.Experimental thrust reverserdesign with computational analysis[R].AIAA 94-0021.

[2]Ferreira S B.Study of the influence of aircraft geometry on the computed flow field during thrust reversers operation[R].AIAA 2006-3673.

[3]Hegen G H.Investigation of aircraft performance with deployed thrust reversersin DNW[R].AIAA 2005-3702.

[4]Trapp L G.Aircraft thrust reverser cascade configuration evaluation through CFD[R].AIAA 2003-0723，2003.

[5]Yao H.Numerical simulation on flow fields of the nature blockage thrust reverser[R].AIAA 2005-0631.

[6]Asbury S C.and Yetter J.A.Static performance of six innovative thrust reverser concepts for subsonic transport applications[R]. NASA TM-2000-210300.

[7]Hall S.Fluidic flow control in a natural blockage thrust reverser[R].AIAA 2006-3513.

[8]Marconi F.Computational fluid dynamics support of the development of a blockerless engine thrust reverser concept[R].AIAA 97-3151.

[9]Gilbert B.Innovative concept for cascade thrust reverser without blocker doors[R].AIAA 1997-0823.

[10]汪维娜，王占学.单膨胀斜面喷管几何参数对流场和性能的影响[J].航空动力学报，2006，21(2)：280-284.

[11]刘爱华，王占学.二次流喷射对喷管流场和性能的影响 [J].推进技术，2007，28(2)：144-147.