1 引言

波瓣混合器能够在短轴向距离内实现两股流体充分混合^[1]，在航空发动机混合排气系统中多用来加速内外涵气体的掺混，与普通环形混合喷管相比，波瓣式混合喷管气体掺混更加均匀，内涵高能量气体得以充分利用，同时也降低了排气温度、速度，因此，波瓣式混合喷管具有提高输出推力^[2]、降低排气噪声^[3]、减小红外辐射^[4]等优点，在中小涵道比涡轮风扇发动机中具有广泛的应用前景。早期关于波瓣的研究^{[5, 6]}（E³计划）侧重于波瓣几何参数以及气动参数对波瓣喷管整体性能的影响，主要研究了波瓣数目、扩张角、内外涵速比、温比等参数对排气系统性能的影响，并从工程优化设计的角度提出了一系列设计准则，但对波瓣加速射流掺混机理的研究不够深入。此后，学者们对波瓣混合器加速射流掺混机理、下游涡系发展规律进行了大量细致试验及数值研究，Paterson^[7]利用LDV详细测量了波瓣下游流场，发现了压力驱动的大尺度二次流（流向涡）并指出该二次流主导着射流的热量以及动量传输过程。Skebe等^[8]说明了流向涡的无粘性质并提出了波瓣混合器出口处流向环量的计算公式。Hu等^[9]指出波瓣尾缘脱落的周向涡与流向涡的相互作用，形成大量小尺度湍流斑，加速了两股流体的掺混。Elliott等^[10]概述了波瓣混合器增强射流掺混的三个主要因素，即波瓣混合器尾缘三维褶皱结构导致的内外涵接触面积增加、大尺度流向涡以及尾缘处由于K-H不稳定性诱发的正交涡。此后学者们针对波瓣几何对上述三个因素的影响展开了大量的研究^[11~14]。

上述的研究主要关注于轴向进气时波瓣混合器的掺混机理，但对于高负荷低压涡轮，其出口气流角度较大甚至会达到20°以上，额外加设导流叶片会显著增加发动机排气系统的重量，减小发动机的推重比。为了满足未来先进发动机对推重比的要求，需要直面低压涡轮出口气流角度对波瓣混合器的影响。波瓣混合器的总体性能以及掺混机理会受到进口周向预旋气流角的影响，关于进口预旋工况下波瓣混合器的研究还很少。Kozlowski和Larkin^[5]首次研究了进口预旋对波瓣混合器排气系统的影响，并指出进口预旋会大幅度降低波瓣混合排气系统的输出推力，但其研究仅限于25°和36°两种进口预旋角，且没有涉及进口预旋对波瓣射流掺混机理的影响。Lei等^[15~17]研究了进口预旋对非切凹扇以及切凹扇波瓣混合器涡系发展及掺混机理的影响，指出进口预旋一方面能够增加下游涡系的强度、加速下游射流的掺混；另一方面也会导致波瓣下游中心锥尾迹处产生回流区，并且在高进口预旋时波瓣吸力面会出现流动分离，回流区与流动分离都将带来不可忽视的总压损失，并且回流区的存在还会影响输出推力。为了减小流动分离损失以及回流区影响，Lei等^[18]进一步研究了低压涡轮出口导叶与波瓣一体化结构在进口预旋工况下的性能，指出一体化结构可以消除进口预旋的负面影响，并能够利用进口预旋加速射流掺混。

国内外关于进口预旋工况下波瓣的研究主要关注于波瓣混合器的掺混机理以及波瓣上游结构装置的改变对波瓣混合器的影响，对于改变波瓣自身几何结构以抑制进口预旋负面影响等方面的研究尚不多见。本文提出一种新型气动布局的消旋波瓣混合器，其设计理念为：波瓣叶瓣采用折弯结构以适应进口预旋，波瓣出口气流保留适当周向角度加速掺混。针对新型波瓣混合器结构，使用数值研究方法，对比分析了不同进口预旋条件下新型消旋波瓣与基准直波瓣在性能、涡系结构以及掺混机理等方面的差异。

2 新型消旋波瓣的设计方法

图 1给出了本文所使用的基准直波瓣混合器以及新型消旋波瓣混合器几何参数示意，两种波瓣混合器瓣数均为15，即一个叶瓣周期的扇区角度为24°，波瓣内涵入口处外径为137mm，波瓣长度为94mm，高为47mm，上扩角20°，下扩角25°，波瓣内涵曲面尾缘处波峰连接半径R=13mm，波谷连接半径r=9.5mm，波瓣厚度为1.5mm。

新型波瓣混合器的设计融入了叶片造型理念：在保持波瓣整体形式、波峰及波谷几何结构不变的情况下，将波瓣侧壁设计为类导流叶片形式的折转叶瓣。具体设计方法：选取适当截面截取基准直波瓣内涵侧壁获得型线，如图 2（a）中的细黑短划线，计算型线到中弧线的距离分布情况，得到侧壁的准位置分布。将基准直波瓣直线型中弧线修正为抛物线形式，如图 2（a）中的细蓝线，定义波瓣几何进、出口角为中弧线前、尾缘点切线方向与轴向的夹角。在图 2（a）所示坐标系中，根据设计给出的几何进、出口角即可确定抛物线型中弧线方程为

$ \left( \text{tan}\beta -\text{tan}\alpha \right){{x}^{2}}+\left( 2\text{tan}\alpha \right)x-2y=0 $

(1)

式中$\alpha $，$\beta $分别为几何进、出口角。以该抛物线中弧线为基准，沿中弧线布置与基准直波瓣型面相同的侧壁厚度分布，从而得到消旋波瓣的内涵侧壁单元型线，如图 2（a）中的粗蓝线所示，将不同位置的二维单元型线以积叠点为基准沿积叠线进行积叠，即可获得最终三维新型消旋波瓣混合器。

本文设计新型消旋波瓣所选取的三个截面示意如图 1中的红虚线所示，该截面均为与水平面5°夹角的平面，第一截面与波瓣尾缘截面形成的交线距离波谷28mm，各截平面间隔为8mm。新型消旋波瓣混合器三个截面几何进口角度分别为11°，20°，20°，几何出口角度均为0°。为保证波瓣出口截面形状与基准直波瓣一致，消旋波瓣采用尾缘径向积叠的方法进行积叠，图 2（b）和2（c）分别给出了基准直波瓣以及新型波瓣混合器三维模型，图中红线即为新型波瓣尾缘的径向积叠线。

3 数值计算方法 3.1 计算模型与边界条件

图 3给出了本文数值模拟所使用的计算域，并标注了边界条件设置。以包含波瓣混合器一个波谷叶瓣的24°扇区为计算域，其中包括波瓣混合器、中心锥和外涵喷管。为模拟喷管射流裹挟外层大气，在流场外围加设了3${{D}_{\text{h}}}$（${{D}_{\text{h}}}$为波瓣尾缘处内涵截面水力直径）的径向远场流场。为保证捕捉到波瓣下游射流发展的全过程，计算域出口截面选择为喷管出口截面下游5${{D}_{\text{h}}}$处。鉴于波瓣混合器几何结构的复杂性，对整个计算域使用ANSYS ICEM划分四面体非结构化网格，对所有的固体壁面采用15层棱柱网格加密，相邻网格膨胀比为1.2，附面层内近固壁第一层网格的Y⁺ < 1，经网格无关性研究，确定计算网格数量为3000万。波瓣混合器内外涵流体均设为不可压空气，波瓣内外涵进口边界条件设置为速度进口条件，波瓣进口处内外涵速比设为1.3，波瓣内涵进口截面处速度为40m/s。文中仅研究内涵气体进口周向预旋的影响，外涵气体均无周向速度，内外涵进口气流湍流度分别设为5%和1%；喷管外部进口、外场流场径向边界以及计算域出口截面均设定为开放大气条件，设置压力为大气压101325Pa、湍流度为1%。计算域两侧面边界为周期性边界，所有的固体壁面均设定为绝热、无滑移固壁。使用ANSYS CFX求解器对三维坐标系下雷诺平均N-S方程进行求解，前期研究表明^[16]，SST湍流模型能够捕捉到波瓣流场细微结构足以满足研究精度要求，本文也使用SST湍流模型。

3.2 数值方法验证

为了验证数值计算方法的准确性，图 4对比了轴向进气工况时基准直波瓣下游流场的数值计算结果与试验结果，包含喷管出口截面流向涡以及周向涡云图。图中可以看出，数值计算得到的流向涡核在位置和大小方面都与试验结果吻合较好；数值计算也准确地预测了正交涡环分布，与试验结果无明显差别。说明本文采用的数值计算方法在喷管出口截面依然保持着较高的计算准确度，另外数值计算还准确地模拟了外涵混合喷管内部的流动，与试验结果吻合度较好。

4 结果分析

本文对比分析了多种进口预旋工况下基准直波瓣（Baseline）与新型消旋波瓣（De-swirling）特征气动参数的差异，并以20°进口预旋工况为例，从消旋波瓣气动布局方面对该差异进行了分析，探讨了两波瓣下游涡系发展以及射流掺混的差异。

4.1 两波瓣总压损失性能分析

波瓣混合器的总压损失是评价波瓣混合器性能的一个重要指标，定义波瓣总压损失为波瓣进口截面与波瓣尾缘截面总压系数差值。图 5给出了两种波瓣总压损失系数随进口预旋的变化，随着进口预旋角的增大，基准直波瓣的总压损失逐渐增加，在进口预旋超过20°后，总压损失开始急剧增大。新型消旋波瓣混合器总压损失则随着进口预旋的增加表现出先减小后增大的趋势，在10°左右进口预旋时总压损失最小。轴向进气工况时，消旋波瓣总压损失大于基准直波瓣，进口预旋超过5°后，消旋波瓣总压损失小于基准直波瓣，且随着进口预旋角的增大，两波瓣总压损失差值也越大。这说明新型消旋波瓣混合器在高进口预旋工况下的总压性能优于基准直波瓣，并且进口预旋角度越大，新型消旋波瓣的总压性能优势越明显。

波瓣混合器的总压损失为内外涵气体流动损失，包括附面层损失以及流动分离带来的损失，新型消旋波瓣在高进口预旋时总压损失小于基准直波瓣，下文将探讨进口预旋工况下新型消旋波瓣结构对内外涵气流的影响。首先分析内涵进口预旋对两波瓣的影响，以20°进口预旋为例，图 6给出了20°进口预旋时两种波瓣混合器内涵表面静压分布图以及表面极限流线图，并标注了波瓣波峰线CT，波谷线TT，滞止线ST，吸力面SS，压力面PS。在进口预旋的作用下，两种波瓣均在各自迎风面形成明显的压力面PS，而在背风面形成吸力面SS，并形成明显的滞止线ST。图中可以看出，基准直波瓣形成的滞止线$S{{T}_{1}}$偏离波谷线$T{{T}_{1}}$，偏向预旋来流方向，而消旋波瓣所形成的滞止线$S{{T}_{2}}$与波谷线$T{{T}_{2}}$基本重合，这是由于消旋波瓣采用折弯叶瓣尾缘积叠造型方式，导致其波谷线$T{{T}_{2}}$偏向预旋来流方向，进口预旋工况时波谷线$T{{T}_{2}}$可对准来流，形成与波谷线$T{{T}_{2}}$基本重合的滞止线$S{{T}_{2}}$。基准直波瓣偏离波谷的侧壁处对准来流，因此形成的滞止线与波谷线有所偏移。在20°进口预旋时，基准直波瓣内涵流体越过滞止线以及波谷流向吸力面侧壁，流线的曲率变化较大，导致吸力面形成大面积低压区$LP{{Z}_{1}}$，而消旋波瓣波谷线与滞止线基本重合，气体越过滞止线后直接流向吸力面侧壁，流线的曲率相对较小，吸力面流动状态得以改善，如图中所示消旋波瓣吸力面低压区$LP{{Z}_{2}}$面积明显小于基准直波瓣低压区$LP{{Z}_{1}}$面积。另外基准直波瓣低压区范围较大，甚至延伸至波瓣尾缘波谷处，先前的研究表明，高进口预旋时波瓣尾缘波谷处极易发生流动分离，进而带来剧烈的流动损失^[15]。新型消旋波瓣混合器采用的折弯叶瓣结构，减小了高进口预旋时吸力面低压区面积，改善了波瓣吸力面流动状态，抑制了高进口预旋时波谷处发生分离的可能，进而减小了高进口预旋工况下波瓣的总压损失。消旋波瓣采用尾缘积叠造型方式，其波谷线$T{{T}_{2}}$偏向压力面，导致吸力面侧壁面积略有增加，以致吸力面曲面几何变化相对平缓，这一方面减小了消旋波瓣在高进口预旋时的流动损失，为上文分析提供支持，另一方面也导致消旋波瓣对气体的整流作用不足，为下文关于波瓣尾缘截面周向气流角的分析提供依据。

消旋波瓣的折弯结构也改变了外涵流道形状，外涵流体的流动状态随之改变。本文研究的所有工况中外涵进口气流均无周向气流角度，图 7给出了内涵20°进口预旋时两种波瓣混合器外涵表面静压分布图以及表面极限流线图。对比两图压力分布可知，两种波瓣外表面静压分布形式差别不大，且压力变化较为平缓，另外对比两波瓣极限流线，消旋波瓣结构的改变影响了极限流线走向，但两波瓣均无明显流动分离，故两波瓣外涵流体损失主要为附面层损失。消旋波瓣进、出口截面形状与基准直波瓣一致，并且流道形状平滑，故两波瓣附面层损失相差不大，即两波瓣外涵流体流动损失相差不大。总体来说外涵气流无进口预旋时，新型消旋波瓣并没有显著改变外涵流体性能参数。综合内外涵流动分析，说明在进口预旋工况下影响消旋波瓣混合器损失性能的主要因素为内涵流体与波瓣的相互作用。基于文献[18]的研究，内涵进口预旋对外涵的影响不大，下文将不再分析外涵气体对流场的影响。

4.2 两波瓣出口截面气流参数分析

消旋波瓣的设计理念为保留波瓣出口截面中径处适当的周向气流角以加速内外涵的掺混，图 8给出了10°，20°，30°进口预旋条件下两种波瓣尾缘截面质量平均周向气流角的径向分布，并标注了波谷、波峰径向位置。可以看出在0.86 < $R/{{D}_{\text{h}}}$ < 1.3半径内，消旋波瓣的周向气流角度一直大于基准直波瓣，而在$R/{{D}_{\text{h}}}$ > 1.4内两波瓣周向角度相差不大。0.86 < $R/{{D}_{\text{h}}}$ < 0.93内周向气流角度接近内涵初始进口预旋角度，这是由于两波瓣叶瓣对波谷与中心锥间隙处气体无整流作用，在该半径范围内均保留了较大的周向气流角。与基准直波瓣相比，消旋波瓣增大了0.86 < $R/{{D}_{\text{h}}}$ < 0.93内泄漏流周向气流角度，且其增幅随着进口预旋角的增大而增大，但该增幅在30°进口预旋时也不超过0.5°。在0.93 < $R/{{D}_{\text{h}}}$ < 1.0内，两波瓣叶瓣轴向弦长逐渐加长，对内涵气体的整流作用逐渐增强，故出口气流角逐渐减小。消旋波瓣对气体的整流作用弱于基准直波瓣，故该半径范围内消旋波瓣保留的周向气流角度大于基准直波瓣。在各种进口预旋工况下，消旋波瓣均保留了中径（1.0 < $R/{{D}_{\text{h}}}$ < 1.2）处5°左右周向气流角，说明消旋波瓣很好地贯彻了保留波瓣出口截面预旋角加速射流掺混的设计理念。

流向环量表征了计算路径包围的区域内流向涡的总体强度，波瓣的流向环量是推动内外涵流体掺混的动力。图 9给出了两种波瓣顺时针（CW）、逆时针（CCW）环量随进口预旋的变化，环量的计算路径均选为波瓣出口截面包围半个波峰的闭合环路，由图可知，随着进口预旋角度的增大，两波瓣逆时针环量均逐渐增大，而顺时针环量则呈现先减小后增大的趋势，在25°左右进口预旋时达到最小值。在进口预旋小于20°时，消旋波瓣顺、逆时针环量大于基准直波瓣，进口预旋大于20°时，消旋波瓣顺、逆时针环量小于基准直波瓣。但在各种预旋工况下，两波瓣的顺时针环量以及逆时针环量相差不大，这说明新型消旋波瓣并没有显著增大波瓣出口截面的初始流向环量。

4.3 两波瓣涡系发展及掺混过程分析

新型消旋波瓣混合器改变了波瓣出口截面气动参数，下游流场的涡系发展随之改变。波瓣下游流场中流向涡系、周向涡系及其相互作用主导了下游高低总压流体的掺混，图 10给出了20°进口预旋时两种波瓣下游不同轴截面上的流向涡系数云图、周向涡系数云图以及总压系数云图。图 10（a）为流向涡系数云图以及各截面二次流流线，从图中可以看出，两种波瓣均在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.07截面波峰附近形成大尺度流向涡对SV1，SV2，吸力面波谷附近形成逆时针旋转的波谷涡VV，且该波谷涡强度及尺度均不弱于SV1。随着涡系向下游发展，涡系强度在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.36截面达到最大值而后开始减弱，两波瓣逆时针涡系SV1、VV在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.36截面可见明显涡核结构，而顺时针涡系SV2在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.36截面涡核结构不明显，在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.72截面才可见明显涡核结构，说明两波瓣逆时针涡系发展速度比顺时针涡系快。流向涡对SV1，SV2在$X/{{D}_{\text{h}}}$=2.9截面尚保留部分残余涡量，而波谷涡VV受到周向旋转气流的作用，在$X/{{D}_{\text{h}}}$=1.45截面已基本完全溃散，说明周向旋转气流确实加速了涡系的溃散。对比基准直波瓣与消旋波瓣云图，两种波瓣初始涡系（$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.07截面）强度差异不大，而在下游$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.36~0.29截面，消旋波瓣顺时针流向涡SV2强度明显不如基准直波瓣；同时，消旋波瓣逆时针流向涡SV1在$X/{{D}_{\text{h}}}$=1.45上游强度与基准波瓣相差不大，在$X/{{D}_{\text{h}}}$=2.9截面弱于基准直波瓣，这说明消旋波瓣虽然没有增强SV1和SV2的初始强度，但加速了流向涡SV1，SV2的耗散，从而有利于加速射流掺混。两种波瓣波谷涡VV初始值以及下游趋势相差不大，说明与基准直波瓣相比，消旋波瓣没有加快波谷涡的发展、耗散。

周向涡的大小表征了正交涡强弱，图 10（b）给出了20°进口预旋时两种波瓣下游不同轴截面上的周向涡系数云图分布。图中可以看出，两波瓣均在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.07截面形成与波瓣出口截面形状相似的周向涡环，且两种波瓣涡环颜色以及范围相差不大，说明消旋波瓣没有改变初始周向涡的尺度及强度。随着周向涡环向下游的发展，两波瓣左周向涡波峰以及侧壁部分在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.36截面开始扭曲变形，形成D & E（扭曲拉伸）涡系结构；在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.72截面涡环断裂，形成PF（断裂）涡系结构。右周向涡在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.72截面开始扭曲变形D & E，至$X/{{D}_{\text{h}}}$=1.45截面涡环断裂形成PF结构。结合前文流向涡的发展过程可知，周向涡D & E，PF涡系结构的形成与流向涡核SV，波谷涡核VV的形成紧密相关。消旋波瓣在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.72截面D & E的扭曲程度不如基准直波瓣，这也符合前文关于两波瓣SV2涡量大小的分析。对比两波瓣$X/{{D}_{\text{h}}}$=1.45截面波峰位置周向涡结构，可见消旋波瓣波峰处周向涡的破碎程度大于基准直波瓣，这是由于消旋波瓣中径处周向气流的拉伸作用强于基准直波瓣；另外，消旋波瓣在$X/{{D}_{\text{h}}}$=2.9截面中径处周向涡已完全溃散，而基准直波瓣尚残余部分涡量，说明消旋中径处的周向旋流确实加速了周向涡的溃散。

图 10（c）给出了20°进口预旋时两波瓣下游不同轴向截面的总压云图，总压云图直观地显示了内外涵射流掺混情况。两种波瓣内涵流体均在波峰附近逐渐汇聚形成伞状高总压区，并持续到下游$X/{{D}_{\text{h}}}$=2.9截面依然保持伞状。而中径处伞柄状高压区在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.36截面便开始出现明显缺口GP，至$X/{{D}_{\text{h}}}$=1.45截面伞柄状高压区已消失，说明中径处的掺混速度大于波峰附近掺混速度。对比两种波瓣总压云图，两种波瓣在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.07，0.36截面的总压云图分布差别不大，而在$X/{{D}_{\text{h}}}$=0.72截面，消旋波瓣伞柄状高压区向预旋方向周向偏移程度大于基准直波瓣，而伞状高压区周向偏移程度差异不大，这导致消旋波瓣伞柄状高压区的扭曲变形更加剧烈，在$X/{{D}_{\text{h}}}$=2.9截面消旋波瓣中径处总压更加均匀，说明消旋波瓣确实加速了中径处气流的掺混。另外消旋波瓣$X/{{D}_{\text{h}}}$=1.45截面波峰处伞状高总压区发生明显倾斜，涡核低总压区LP逐渐减小，至$X/{{D}_{\text{h}}}$=2.9截面LP已完全消失，而基准直波瓣在$X/{{D}_{\text{h}}}$=2.9截面尚保留该低总压区LP，说明消旋波瓣也加速了波峰处流体的掺混。

图 11给出了20°进口预旋时两种波瓣尾缘下游截面顺时针（CW）、逆时针（CCW）流向环量系数沿流程的变化。两波瓣的初始流向环量（$X/{{D}_{\text{h}}}$=0截面）相差不大，实际上由于消旋波瓣波谷处泄漏旋流的强度稍大于基准直波瓣，波瓣尾缘截面初始顺、逆时针环量均稍大于基准直波瓣。随着流动向下游的发展，两波瓣流向环量均表现出先增加后减小的趋势，消旋波瓣顺逆时针环量最大值均小于基准直波瓣，并且消旋波瓣环量增加速率小于基准直波瓣，环量减小速率大于基准直波瓣。这说明新型消旋波瓣下游涡系尚未完全发展便已开始耗散，即新型消旋波瓣一定程度上增强了涡系之间的相互作用、加速了涡系的耗散，有利于加速射流掺混。

图 12为两种波瓣在20°进口预旋时波峰子午面无量纲湍动能云图。高湍动能区域表示流体大尺度涡系结构间相互作用并破碎形成的小尺度湍流结构。实际上，大尺度的流向涡结构只是加速了内外涵之间的对流，而小尺度湍流结构才是加速两股气流掺混的直接原因。波瓣出口截面中径处内涵气流具有较大的周向气流角度，而外涵气流周向角度不大，因此，中径处内涵周向旋转气流将拉扯吸力面附近外涵流体、刺入压力面附近外涵气流，此内外涵流体的相互作用将破坏大尺度涡系结构而产生大量小尺度湍流结构，该小尺度湍流结构将加速内外涵气流的掺混，从图中可以看出，两波瓣下游中径处均有大面积绿色高湍动能区域。新型消旋波瓣混合器中径处周向气流角度大于基准直波瓣，中径处内涵流体对外涵流体的拉扯、刺入作用更加剧烈，对比两图红圈所示区域可知，消旋波瓣开始剧烈掺混的位置更加靠近上游，且在整个外涵掺混喷管内部充满着大面积高湍动能区，这说明消旋波瓣确实有效地利用了波瓣出口截面中径位置较大周向角度的内涵气流，加速了内外涵射流的掺混。

4.4 两波瓣式喷管性能分析

波瓣混合器主导了波瓣式喷管的总体性能，显然波瓣混合器任何形状的改变都会引起波瓣下游流场的变化，波瓣式喷管的性能也随之改变。总压损失是衡量波瓣式喷管的重要指标，定义波瓣式喷管总压损失为波瓣进口截面与喷管出口截面总压系数差值。波瓣式喷管的总压损失一方面来自波瓣混合器的损失，另一方面来自波瓣下游流场损失，下游流场损失主要为中心锥下游回流区带来的总压损失。回流区是由波谷附近泄漏旋流与中心锥尾迹相互作用引起的，并且泄漏旋流强度越强，回流区越大，总压损失也越大^[15]。新型消旋波瓣虽然增加了泄漏旋流的强度，但是在30°进口预旋时，其增加的气流角度也只是0.3°左右，并不会显著增加回流区长度而引起过多的损失。图 13为波瓣式喷管总压损失随进口预旋的变化图，随着进口预旋角的增大，两种波瓣总压损失均逐渐增大。对比两波瓣损失差异，在进口预旋小于10°时，消旋波瓣的损失与基准直波瓣基本相当，而在进口预旋角度大于10°以后，消旋波瓣的总压损失小于基准直波瓣，且随着进口预旋角的增大，两波瓣总压损失差值增大。说明在高进口预旋工况下，消旋波瓣式混合喷管总压性能优于基准直波瓣。

输出推力是衡量波瓣混合器以及波瓣式喷管的性能最直观的参数。本文中输出推力的计算是基于喷管出口截面，图 14给出了两种波瓣推力系数随进口预旋角的变化。随着进口预旋角度的增大，两种波瓣推力系数均逐渐减小，但两波瓣之间的推力数值差异并不大。对比两波瓣推力系数差异可以看出，在进口预旋小于25°时，消旋波瓣推力系数小于基准直波瓣，而在进口预旋超过30°时，消旋波瓣推力系数大于基准直波瓣。在预旋角度小于25°时，虽然消旋波瓣的波瓣损失以及喷管损失均小于基准直波瓣，但是消旋波瓣的折弯叶瓣导致其对内涵气流的整流能力降低，进而导致波瓣中径处气流周向角度大于基准直波瓣，该中径处周向旋流并没有带来可观的总压损失，但却导致消旋波瓣中径处气流的轴向速度小于基准直波瓣，因此，消旋波瓣的输出推力略小于基准直波瓣。在高进口预旋时，前文已分析得出基准直波瓣的流动损失大于消旋波瓣，虽然基准直波瓣中径处气流角度小于消旋波瓣，但由该角度差异引起的推力增益不足以抵消流动损失带来的推力下降，故进口预旋大于30°时，消旋波瓣推力系数大于基准直波瓣。这再次说明消旋波瓣混合器在高进口预旋时性能优于基准直波瓣。

5 结论

通过本文研究，得到以下结论：

（1）新型消旋波瓣重构了内涵叶瓣吸力面、压力面压力分布，抑制了高进口预旋条件下波谷附近可能发生的三维流动分离，改善了内涵通道流动状态，减小了波瓣损失以及喷管损失。在进口预旋超过10°时，新型消旋波瓣总压损失以及消旋波瓣式喷管总压损失均小于基准直波瓣，进口预旋超过30°后，消旋波瓣推力系数大于基准直波瓣。

（2）新型消旋波瓣没有增加波瓣出口截面初始流向涡强度，但在进口预旋工况下，波瓣出口截面内涵气流保留了较大的周向角度，波瓣下游涡系的耗散速率以及射流掺混速率得到增加，内涵周向旋流也是加速射流掺混的一个因素。

（3）波瓣混合器总压损失与波瓣对内涵气流的整流大小及整流过程中的损失紧密相关。波瓣出口截面保留较大的周向气流角度，加速了下游的射流掺混，但也减小了射流的轴向速度，从而降低了波瓣式喷管的输出推力。下一步工作将深入研究消旋波瓣几何进、出口角的影响。