預(yù)冷組合發(fā)動機中波瓣混流器對氫氣/空氣摻混性能影響

吳弈臻，馬 元，黃樂萍，馬文友，王 祎

(西安航天動力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

從地面水平起飛、單級入軌的高超聲速飛行器是21世紀航空航天領(lǐng)域的科技高地，某預(yù)冷組合發(fā)動機中通過液氫冷卻來流空氣，可以提高發(fā)動機吸氣模態(tài)下的推力、拓寬工作速域達0～5.5

Ma

，達到跨速領(lǐng)域空領(lǐng)域飛行的目的。這種發(fā)動機采用氫氣作為燃料，相比于其他典型氣體燃料，具有熱值高、著火范圍寬、點火能低、火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤斓忍匦?，過高的燃速和過低的密度可能會導(dǎo)致燃燒室早燃、爆燃、回火等問題，預(yù)冷組合發(fā)動機中氫氣和空氣的高效摻混和燃燒技術(shù)是現(xiàn)階段的主要難題之一。

波瓣混流器是一種典型的氣氣混合增強裝置，波瓣混流器的優(yōu)點和廣泛前景，使得其在航空發(fā)動機加力燃燒室、渦扇發(fā)動機排氣、車載燃氣輪機排氣和ATR發(fā)動機燃燒室等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。利用波瓣混流器產(chǎn)生的大尺度渦結(jié)構(gòu)，能夠加強內(nèi)外涵道兩股狀態(tài)參數(shù)不同的流體之間的摻混，有著增大發(fā)動機推力、提高燃燒效率、抑制氣流噪聲、減小紅外輻射等作用。

Frost于1966年首次將波瓣混流器應(yīng)用在了發(fā)動機排氣系統(tǒng)上，之后前人對其的混合機理開展了大量研究，Belovich等概述總結(jié)了影響波瓣混流器摻混的3個主要因素為：波瓣的幾何形狀導(dǎo)致的內(nèi)外涵接觸面積增加、下游的大尺度流向渦以及開爾文-亥姆霍茲(K-H)不穩(wěn)定性引起的正交渦。

關(guān)于波瓣混流器不同結(jié)構(gòu)的摻混及燃燒特性研究也在開展，陳幸等人的研究表明，調(diào)整張角、瓣寬比及波瓣尾緣形狀可以顯著改善摻混及燃燒特性，反應(yīng)流的流向渦大于非反應(yīng)流，且主要的總壓損失來自于燃燒反應(yīng)。劉友宏等人研究了有無中心錐對圓排波瓣噴管的摻混流場影響，有中心錐的情況下熱混合效率大于沒有中心錐?；舫Ｇ嗪蛣⒂押甑妊芯苛瞬ò陻?shù)對熱混合效率、總壓恢復(fù)系數(shù)的影響，熱混合效率隨波瓣數(shù)的增加而減小。丁玉林等對波瓣尾緣進行了鋸齒修型，發(fā)現(xiàn)熱混合效率隨著修形量的增大而增大，總壓損失隨著修型量的增大而降低。柴猛提出了一種消旋波瓣混流器(其中的各種渦見圖1)，在進口預(yù)旋的工況下能提高混合效率，降低總壓損失。黃樂萍等研究了波瓣混流器后V型火焰穩(wěn)定器布局方式對富燃燃氣和空氣的摻混、燃燒特性的影響，發(fā)現(xiàn)適當(dāng)?shù)牟季址绞侥芴岣呷紵省?/p>

圖1 波瓣混合器中的各種渦Fig.1 Various vortices in lobed mixer

目前波瓣混流器不同結(jié)構(gòu)的研究已取得了諸多進展，但大多是空氣和物性差別不大的燃氣進行摻混。本文基于某預(yù)冷組合發(fā)動機燃燒室波瓣混流器的幾種不同修型結(jié)構(gòu)，針對內(nèi)涵氫氣和外涵空氣的冷流摻混進行數(shù)值模擬，獲得了流向渦、正交渦的沿程變化規(guī)律，并以總壓恢復(fù)系數(shù)和熱混合效率為指標(biāo)，對不同導(dǎo)流和鋸齒尾緣結(jié)構(gòu)作用下波瓣混流器的摻混性能進行了對比分析，為氫氣和空氣的高效摻混燃燒、預(yù)冷組合發(fā)動機燃燒室提供一種較優(yōu)的設(shè)計方法。

1 數(shù)值計算方法

1.1 波瓣混流器及修型結(jié)構(gòu)

本文研究波瓣混流器的幾種修型方案如圖2所示，分別采取無導(dǎo)流、無鋸齒的原始結(jié)構(gòu)、燃燒室前置梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)、圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)，以及無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)下三角形、梯形、圓形的鋸齒尾緣結(jié)構(gòu)。燃燒室直徑為

D

，原始結(jié)構(gòu)的波瓣混流器的尺寸統(tǒng)一，如圖3所示，波瓣數(shù)目

n

=12、內(nèi)擴張角

α

=20°、外擴張角

α

=10°、斜切角

β

=40°、波瓣長度

L

=0.6

D

、波瓣高度

H

=0.4

D

。

圖2 導(dǎo)流結(jié)構(gòu)及鋸齒尾緣結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic of guide structure and sawtooth trailing edge

圖3 波瓣混流器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic of lobe mixer

1.2 邊界條件

進口邊界為質(zhì)量流進口，給定進口的質(zhì)量流量、來流總溫及各組分摩爾分數(shù)，其中外涵道工質(zhì)為空氣，內(nèi)涵道工質(zhì)為氫氣，出口邊界為壓力出口，給定出口壓力，壁面邊界條件采用無滑移絕熱壁面，具體參數(shù)如表1所示。

表1 入口邊界條件Tab.1 Inlet boundary conditions

1.3 數(shù)值仿真模型

雷諾平均法通過求解時均化的雷諾方程，計算難度小，在工程上得到了廣泛應(yīng)用。根據(jù)不同的模型假設(shè)，雷諾方程分為標(biāo)準

k

-

ε

模型、RNG

k

-

ε

模型和Realizable

k

-

ε

3種，其中Realizable

k

-

ε

更加適用于圓柱等旋流流動計算。Cooper等和Hu等使用PIV技術(shù)對某波瓣混流器下游流場進行了測量，并與不同的湍流模型數(shù)值仿真結(jié)果進行對比。陳幸也分別就不同的湍流模型與Hu的實驗數(shù)據(jù)進行對比，發(fā)現(xiàn)Realizable

k

-

ε

模型得到的流向渦數(shù)據(jù)與試驗更為接近。綜上，本研究湍流模型選用Realizable

k

-

ε

模型進行數(shù)值模擬。

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

計算域如圖4所示，橫坐標(biāo)通過

X/L

無量綱化，波瓣出口位置為坐標(biāo)原點

X/L

=0，計算域網(wǎng)格劃分為兩部分，波瓣混流器部分使用Mesh軟件劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，燃燒室部分使用Pointwise軟件劃分全六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并分別對波瓣及燃燒室壁面網(wǎng)格進行局部加密。兩個計算域之間的連接面設(shè)置為Interface以保證計算域的數(shù)據(jù)傳遞。

圖4 計算域網(wǎng)格示意圖Fig.4 Schematic of computing domain mesh

對原始結(jié)構(gòu)的波瓣混流器進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，取波瓣出口軸向沿程不同距離截面上的平均總壓作為驗證壓力，圖5所示為不同網(wǎng)格數(shù)對應(yīng)的總壓變化，橫坐標(biāo)

X

表示波瓣出口軸向沿程不同距離。由圖可知3.64×10以下的網(wǎng)格數(shù)量計算時壓力有著較大的差別，3.64×10以上時，總壓隨著網(wǎng)格數(shù)的增加增長緩慢，網(wǎng)格數(shù)每增加1倍，總壓增大約0.2%。因此綜合考慮精準度與計算能力，選擇7.42×10的網(wǎng)格數(shù)為標(biāo)準計算網(wǎng)格。

圖5 流向沿程的總壓變化Fig.5 Variation of total pressure with downstream distance

2 流場影響分析

不同的導(dǎo)流結(jié)構(gòu)及鋸齒尾緣會導(dǎo)致流場的速度分布及渦結(jié)構(gòu)分布的變化，進而影響氫氣和空氣的摻混性能，其中導(dǎo)流結(jié)構(gòu)影響顯著，鋸齒尾緣修型影響不明顯。因此從流場速度分布、無量綱正交渦和流向渦強度分布3個方面，對導(dǎo)流結(jié)構(gòu)對氫氣和空氣的摻混影響進行分析；從總壓恢復(fù)系數(shù)和熱混合效率兩個方面，對導(dǎo)流及無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)下鋸齒尾緣修型結(jié)構(gòu)影響進行分析。

2.1 對流場速度的影響

截取燃燒室的對稱處截面和波瓣出口軸向沿程不同位置的截面來研究流場的特征。圖6所示為原始結(jié)構(gòu)和兩種不同燃燒室前置導(dǎo)流結(jié)構(gòu)下的燃燒室軸向?qū)Υ私孛娴乃俣仍茍D及流線分布。從流線分布可以看出，導(dǎo)流結(jié)構(gòu)會導(dǎo)致內(nèi)涵范圍出現(xiàn)回流區(qū)，主要集中在波瓣內(nèi)涵道及出口附近，回流區(qū)特征尺寸取決于導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的頭部平面面積，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)頭部平面面積較梯形大，回流區(qū)范圍也相應(yīng)較大。從速度云圖可以看出，隨著流動的發(fā)展，速度場的均勻性不斷提高。

圖6 對稱截面速度等值線圖及流線分布Fig.6 Velocity contour and streamline distribution of symmetrical plane

圖7所示為波瓣出口流向不同位置截面處的軸向速度云圖，從圖中可以看出，導(dǎo)流結(jié)構(gòu)使得內(nèi)外涵流體的流動的速度差增大。在

X/L

=0.01的初始階段波瓣尾緣處，內(nèi)涵氣體的軸向速度根據(jù)回流區(qū)大小不同，原始結(jié)構(gòu)在中心處軸向速度為46 m/s，波峰處為158 m/s；梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)在中心處軸向速度為-67 m/s，波峰處為210 m/s；圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)在中心處軸向速度為-72 m/s，波峰處為300 m/s。3種結(jié)構(gòu)外涵氣體的軸向速度相同，約為130 m/s，內(nèi)外涵的軸向速度差分別約為28～84 m/s、80～197 m/s、170～202 m/s，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的內(nèi)外涵軸向速度差在波谷處約為原始的2.4倍，波峰處為6倍。導(dǎo)流結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的回流區(qū)會擠壓內(nèi)涵道氣體的流動范圍，使其在波谷中心范圍的軸向流動速度降低，波峰的軸向流動速度增大，進而增大內(nèi)外涵的軸向速度差，且隨著流動發(fā)展，回流區(qū)會擠壓外涵高速區(qū)向壁面發(fā)展，無回流區(qū)的速度場更加均勻。

圖7 流向不同位置的軸向速度等值線圖Fig.7 Axial velocity contour of flow to different planes

由上述分析可知，燃燒室前置的導(dǎo)流結(jié)構(gòu)會導(dǎo)致波瓣混流器內(nèi)涵出現(xiàn)回流區(qū)，回流區(qū)會擠壓內(nèi)涵流場導(dǎo)致速度變化，增大內(nèi)外涵道流體在波峰波谷處摻混流動的軸向速度差，導(dǎo)致速度場的不均勻性提高。下面將從渦量的變化角度分析導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的影響。

2.2 對渦量的影響

波瓣混流器內(nèi)外涵道流體在波瓣出口截面處，產(chǎn)生的互為逆轉(zhuǎn)方向卷繞的橫向速度，發(fā)展為流向渦。根據(jù)渦量的定義，定義

x

方向截面上的無量綱流向渦為

(1)

波瓣內(nèi)外涵道流體的速度差異導(dǎo)致的黏性剪切力，使得流體流動向前或向后卷繞，產(chǎn)生正交渦，定義

x

方向截面上的無量綱正交渦為

(2)

式中：

u

、

v

、

w

分別為速度在

x

、

y

、

z

軸方向上的分量；

u

為外涵空氣的入口速度。圖8所示為波瓣出口流向不同位置上的無量綱流向渦強度云圖，從圖中可以看出，流向渦在波瓣內(nèi)外涵交界面除波谷波峰外產(chǎn)生，初始截面

X/L

=0.01處，原始結(jié)構(gòu)的波瓣混流器的最大流向渦強度和范圍均超過有導(dǎo)流結(jié)構(gòu)。隨著流動發(fā)展，原始結(jié)構(gòu)的流向渦范圍在原位置逐漸擴大互相擠壓，有導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的流向渦范圍逐漸向波谷方向發(fā)展。對比圖7速度云圖可以發(fā)現(xiàn)，軸向速度較高和較低的區(qū)域，流向渦較難發(fā)展，導(dǎo)致流向渦的影響范圍較小。

圖8 流向不同位置的無量綱流向渦強度等值線圖Fig.8 Non-dimensional streamwise vorticity contour of flow to different planes

圖9所示為波瓣出口流向不同位置上的平均無量綱流向渦絕對值強度曲線，可以看出，增加導(dǎo)流結(jié)構(gòu)會降低平均流向渦強度。在初始位置，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的波瓣混流器平均流向渦絕對值強度約為梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的0.73倍，原始結(jié)構(gòu)的0.51倍；隨著流動發(fā)展，3個結(jié)構(gòu)的流向渦強度迅速衰減，之后逐漸趨于平緩。導(dǎo)流結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的回流區(qū)范圍越大，平均流向渦強度越小，原因是回流區(qū)會導(dǎo)致內(nèi)外涵摻混的軸向速度差增大，進而減小內(nèi)外涵流體互相卷繞的橫向速度，從而降低流向渦的平均強度。

圖9 流向沿程的平均無量綱流向渦絕對值強度Fig.9 Variation of average non-dimensional absolute streamwise vorticities with downstream distance

圖10所示為波瓣出口流向不同位置上的無量綱正交渦強度云圖，從圖中可以看出，在初始截面

X/L

=0.01處，受回流區(qū)影響，圓形和梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的波瓣混流器的正交渦范圍均大于無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的原始結(jié)構(gòu)，原始結(jié)構(gòu)的正交渦范圍較小且集中在波谷處，梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)較均勻，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)集中在波峰，波谷因回流區(qū)也存在正交渦。隨著流動發(fā)展，壁面因剪切層作用正交渦強度逐漸增大，原始結(jié)構(gòu)的正交渦開始逐漸與壁面耦合。對比圖7速度云圖可以發(fā)現(xiàn)，軸向速度差越大區(qū)域，正交渦強度越大。

圖10 流向沿程不同位置的無量綱正交渦強度等值線圖Fig.10 Non-dimensional normal vorticity contour of flow to different planes

圖11所示為波瓣出口流向不同位置上的平均無量綱正交渦強度曲線，可以看出，增加導(dǎo)流結(jié)構(gòu)會增大平均流正交渦強度。在初始位置，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的波瓣混流器的平均正交渦強度約為梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的1.30倍，無導(dǎo)流原始結(jié)構(gòu)的1.63倍；隨著流動發(fā)展，正交渦強度迅速降低，之后逐漸平緩，在

X/L

=2位置之后原始結(jié)構(gòu)的正交渦強度反超了梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)。導(dǎo)流結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的回流區(qū)范圍越大，平均正交渦強度越大，原因是回流區(qū)流體向后卷繞回流會增大正交渦，且受回流區(qū)影響內(nèi)涵波峰區(qū)域流體速度增大，進而增大黏性剪切力，進一步加劇流體前后的卷繞，從而增大正交渦的平均強度。

圖11 流向沿程的平均無量綱正交渦強度Fig.11 Variation of average non-dimensional normal vorticities with downstream distance

由上述的渦量和速度分析可以得知，燃燒室前置導(dǎo)流結(jié)構(gòu)對氫氣和空氣的摻混影響主要體現(xiàn)在會使得波瓣混流器內(nèi)涵范圍出現(xiàn)回流區(qū)，其中圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的回流區(qū)范圍大于梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)?；亓鲄^(qū)出現(xiàn)會增大內(nèi)外涵道的流體軸向速度差，軸向速度差的增加會改變內(nèi)外涵流體橫向和向后卷繞的速度。回流區(qū)范圍越大，軸向速度差越大，流向渦強度越小，正交渦強度越大。波瓣混流器的摻混過程是由流向渦和正交渦共同控制的，為研究修型結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的回流區(qū)最終對摻混性能的影響，接下來從總壓恢復(fù)系數(shù)、熱混合效率進行研究分析。

3 性能影響分析

通過熱混合效率和總壓恢復(fù)系數(shù)來衡量導(dǎo)流結(jié)構(gòu)和鋸齒尾緣修型波瓣混流器的摻混性能。熱混合效率是使用溫度來衡量兩股流體混合均勻程度的參數(shù)，F(xiàn)rost最早提出的熱混合效率公式為

(3)

(4)

郭楠在式(3)的基礎(chǔ)上引入方差的概念，化簡后得到新的熱混合效率公式為

(5)

在本研究中采用變比熱計算，由于氫氣的比熱約為14 300 J/(kg·K)，空氣約為1 030 J/(kg·K)，式(3)～式(5)的定比熱相等假設(shè)不成立。采用了一種適用于全部工質(zhì)的熱混合效率公式，即

(6)

混合溫度

T

采用實際比熱計算，公式為

(7)

式中：

Cp

為外涵道空氣的定壓比熱容；

Cp

為內(nèi)涵道氫氣定壓比熱容。圖12為本研究工況下原始結(jié)構(gòu)的波瓣混流器的熱混合效率分別使用文獻公式[式(4)～式(5)]和修正公式[式(6)～式(7)]的計算結(jié)果，可以看出，由于氫氣的比熱為空氣的14倍左右，采用文獻公式計算得到的

T

忽略了比熱的影響，結(jié)果遠高于實際值，在本研究工況下直接導(dǎo)致熱混合效率為負值，修正公式考慮了比熱假設(shè)，可以較好地描述氫氣和空氣的摻混情況。

圖12 熱混合效率公式對比Fig.12 Comparison of thermal mixing efficiency formulas

圖13為不同導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的波瓣混流器出口流向沿程不同位置上的熱混合效率，由圖13(a)所示，在初始位置

X/L

=0處，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的熱混合效率為4.6%，梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)為3.5%，原始結(jié)構(gòu)為1.6%，回流區(qū)范圍越大，混合效率越高，原因是回流區(qū)會加劇流動摻混；隨著流動發(fā)展，由于回流區(qū)減小了流向渦強度，增大了正交渦強度，在二者的共同作用下，很快原始結(jié)構(gòu)的波瓣混流器的熱混合效率大于有梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)，與圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)持平。在

X/L

=2的位置之后，原始結(jié)構(gòu)的熱混合效率開始大于圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)、梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)并一直保持。在

X/L

=7位置3種不同結(jié)構(gòu)的熱混合效率為92.3%、85.2%、86.4%。由圖13(b)所示，鋸齒尾緣修型對熱混合效率的影響程度較小，在

X/L

=1之前與原始結(jié)構(gòu)熱混合效率保持一致，之后一直偏低。隨著流動發(fā)展，梯形結(jié)構(gòu)的熱混合效率最終與原始結(jié)構(gòu)保持一致為92.3%，三角形和圓形鋸齒略低于原始結(jié)構(gòu)，分別為91.1%和89.5%，3種修型結(jié)構(gòu)中三角形鋸齒的影響最明顯。

圖13 流向沿程的熱混合效率Fig.13 Variation of thermal mixing efficiency with downstream distance

圖14為不同導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的波瓣混流器出口流向沿程不同位置上的總壓恢復(fù)系數(shù)。如圖14(a)所示，在初始位置

X/L

=0處，導(dǎo)流結(jié)構(gòu)引起的回流區(qū)增加了流動損失，原始結(jié)構(gòu)的總壓恢復(fù)系數(shù)大于梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)、圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)，回流區(qū)范圍越大，總壓恢復(fù)系數(shù)越低，差值約為0.1%。隨著流動發(fā)展，內(nèi)外涵流體摻混增強，在

X/L

=1位置附近，原始結(jié)構(gòu)的波瓣混流器的總壓恢復(fù)系數(shù)開始低于有導(dǎo)流結(jié)構(gòu)。在

X/L

=2位置附近，梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的波瓣混流器的總壓恢復(fù)系數(shù)開始低于圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)。隨著流動充分發(fā)展，最后總壓恢復(fù)系數(shù)的關(guān)系是“圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的波瓣混流器>梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)>原始結(jié)構(gòu)”，差值約為0.2%，與初始位置關(guān)系恰好相反，原始結(jié)構(gòu)總壓恢復(fù)系數(shù)下降了1.44%，梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)下降1.14%，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)下降0.91%，導(dǎo)流結(jié)構(gòu)引起的回流區(qū)使得內(nèi)外涵摻混減弱，總壓下降減少。如圖14(b)所示，鋸齒尾緣修型的總壓恢復(fù)系數(shù)在

X/L

=1位置之前與原始結(jié)構(gòu)持平，隨著流動發(fā)展開始略高，充分發(fā)展后比無修型結(jié)構(gòu)略低。其中梯形及圓形鋸齒尾緣相比原始結(jié)構(gòu)對總壓恢復(fù)系數(shù)的影響較弱，三角形鋸齒尾緣的影響最大，在

X/L

=3位置時相差約為1%。總壓恢復(fù)系數(shù)的變化符合熱混合效率規(guī)律，熱混合效率增加越多，總壓恢復(fù)系數(shù)下降越多。

圖14 流向沿程的總壓恢復(fù)系數(shù)Fig.14 Variation of total pressure recovery coefficient with downstream distance

4 結(jié)論

本文研究了預(yù)冷發(fā)動機燃燒室波瓣混流器的不同修型結(jié)構(gòu)對波瓣混流器中氫氣和空氣摻混性能的影響，通過流場速度分布、無量綱渦強度、熱混合效率和總壓恢復(fù)系數(shù)等方面的分析，在本文的研究工況下，得到了如下結(jié)論：

1)導(dǎo)流結(jié)構(gòu)會導(dǎo)致流場的初始位置出現(xiàn)回流區(qū)，回流區(qū)范圍與導(dǎo)流結(jié)構(gòu)頭部的平面面積的特征尺寸相當(dāng)，平面面積越大，回流區(qū)范圍越大，內(nèi)外涵道氣體的軸向速度差越大，在波谷處圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的軸向速度差約為原始結(jié)構(gòu)的2.4倍，波峰處約6倍。

2)回流區(qū)引起的內(nèi)外涵道速度差增大，會減少流向渦強度，增強正交渦強度，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)流向渦強度約為原始的0.51倍，正交渦強度約為1.63倍，進而影響摻混性能。

3)相比無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的原始波瓣混流器，增加圓形導(dǎo)流的修型結(jié)構(gòu)后，在流動發(fā)展的初始階段，熱混合效率在流向渦和正交渦的共同作用下比無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)增加約3%；充分發(fā)展后，圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的熱混合效率比無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)低約5.9%，總壓恢復(fù)系數(shù)高約0.2%。梯形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)由于頭部平面面積比圓形小，引起的回流區(qū)范圍較小，渦強度與總壓恢復(fù)系數(shù)介于無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)和圓形導(dǎo)流結(jié)構(gòu)之間，熱混合效率基本全程低于其他兩種結(jié)構(gòu)。

4)鋸齒尾緣修型結(jié)構(gòu)相比原始結(jié)構(gòu)，熱混合效率較低，其中三角形鋸齒的影響程度較其他結(jié)構(gòu)最明顯，充分發(fā)展后低約2.8%。