速度比與進口預旋耦合作用下波瓣混合器射流摻混機理分析

宋宇寬，雷志軍，張燕峰，盧新根

（1.中國科學院工程熱物理研究所，北京 100190；2.中國科學院大學工程科學學院，北京 100049）

0 引言

波瓣混合器是一種廣泛應用于渦扇發動機的被動摻混方式。自20世紀80年代以來，學者對波瓣射流摻混機理進行了較為系統地研究。Povinelli等和Blackmore等通過試驗和數值計算驗證了波瓣下游流場中大尺度流向渦的存在及其對氣流摻混的重要作用；Manning采用可視化測量技術觀測到波瓣后由于不穩定性產生的正交渦結構。流向渦和正交渦之間的相互作用加速流向渦的耗散和破碎，形成大量的小尺度湍流斑。通常認為，流向渦主導了大尺度的內、外涵對流，而湍流斑主導了小尺度的摻混。

除對摻混機理的研究外，研究人員也對幾何參數和進口氣流參數對波瓣混合器氣動性能的參數化影響進行研究，幾何參數包括波瓣瓣數、波瓣穿透率、中心錐參數等；而氣動參數主要是內、外涵進口的速度比和進口預旋角。對于速度比，Yamamoto等認為速度比為1.0時比1.25時氣流摻混稍慢，但不存在太大差別；單勇等的數值計算表明，隨著涵道比的增大，出口流體的徑向速度梯度減小，出口平均噪聲聲壓級降低36%左右；Mao等的數值研究發現，流向渦、正交渦和速度比3種因素在氣流摻混過程中起決定性作用，并且三者的影響并不相互獨立；Yu等發現速度比為2.0時，波瓣幾何外形和波峰和噴管壁面間的間隙誘導分別對內、外涵之間和外涵與大氣之間的摻混有重要影響，而速度比為0.4時二次流的強度受到削弱，流向渦僅在波峰附近形成，摻混效率不如速度比為2.0時的。雖然速度比對渦系發展的影響研究已經較為具體，但還存在一些機理問題沒有完全澄清，比如速度比的改變對波瓣下游氣流摻混發展的影響等。另外，進口預旋通常出現在發動機非設計工作狀態下或使用高負荷低壓渦輪葉片的發動機中。進口預旋卷吸大量有用的軸向工質，雖然會促進摻混，但也會引起額外的推力和總壓損失。雷志軍、蘇尚美等系統研究了低壓渦輪出口氣流角對波瓣摻混機理的影響，得到了氣流角大小、徑向分布等條件的變化對波瓣渦系發展及射流摻混的影響規律；柴猛等在機理研究的基礎上設計了一種折彎葉瓣的消旋波瓣混合器，有效提高了進口預旋工況下排氣系統的推力性能。但是文獻[14-17]等的研究均在速度比為1.3的工況下進行，未對不同速度比工況下預旋對波瓣渦系發展的影響進行詳細分析研究。

本文結合3維數值模擬和試驗，分析不同進口預旋和速度比工況下波瓣下游渦系發展、耗散過程的機理，并進一步評估其對射流摻混過程的綜合影響。

1 數值計算方法

1.1 計算模型與邊界條件

所用的波瓣混合器周向均布了15個葉瓣，具有20°的上擴角和25°的下擴角，波瓣長度為94 mm，高為47 mm。其表面尺寸如圖1所示。

圖1 波瓣混合器表面尺寸

數值計算所用的計算域和計算網格如圖2所示。選取包含1個葉瓣的24°扇型區域，幾何模型包含了波瓣混合器、中心錐和噴管。為了更好地模擬波瓣下游射流的發展過程和射流與大氣相互作用的過程，在噴管出口上游1（為波瓣尾緣處內涵截面水力直徑）的位置設置遠場的氣流進口，在徑向距離3處設置徑向遠場流場作為計算域的頂部邊界，計算域軸向出口在噴管出口下游5處，以便更好地模擬射流離開噴管后的發展過程。

圖2 計算域劃分和計算網格

鑒于波瓣幾何外形十分復雜，計算域的網格采用四面體非結構網格，在固壁附近采用15層棱柱網格加密，相鄰網格的膨脹比為1.2，總網格數量約為3000萬。在邊界條件方面，內、外涵工質均采用不可壓理想空氣，湍流度分別設置為5%和1%；內、外涵進口為速度進口邊界條件，計算域兩側邊界設置為周期性邊界條件，波瓣、中心錐和噴管的固壁面是絕熱無滑移的固體壁面，其余遠場邊界設置為開放大氣，壓力為101325 Pa，湍流度為5%。文獻[17]指出，SST模型能比較準確地模擬波瓣下游中小半徑范圍內的流場參數變化，比和模型的計算結果精度更高，因此本文采用SST模型來封閉雷諾平均的方程進行數值計算。

速度比定義為內、外涵氣體的軸向速度之比，本文研究的所有工況內涵氣流軸向速度均保持不變，速度比的變化通過改變外涵氣流速度實現；而進口預旋是指內涵進口氣流具有周向速度，所有工況外涵進口氣流始終保持軸向進氣條件。在0°、10°、20°和30°4種內涵進口預旋角下分別對速度比為0.8、2.0和3.0的共12個工況進行了詳細研究。

1.2 數據處理方法

為了定量描述速度比及進口預旋對渦系變化和氣流摻混的影響，便于比較各工況下的計算結果，采用文獻[18]中提出的一種無量綱總壓系數、流向渦系數和正交渦系數的數據處理方法，其可靠性得到了驗證，其表達式為

總壓系數

流向渦量

平面渦量

式中：下標0和s分別為總參數和靜參數，i為進口截面的參數，、和為柱坐標系中的軸向、徑向和周向方向；為氣流軸向速度；為氣流渦量。

流向渦量和平面渦量分別表征流向渦和正交渦的強度，本文所有的渦量均以/（為內涵進口截面的平均速度）為參考值進行了無量綱處理。

為了定量評價波瓣下游的射流摻混情況，定義摻混指數為

式中：為下游流場中測量面上任意測點的流場參數；、分別為進口截面、摻混均勻面相應參數的質量平均值。

本文采用總壓系數作為計算摻混指數的參數。摻混指數可以表征各截面的射流摻混程度，摻混指數越小，表示摻混越均勻。

1.3 數值方法驗證

為了驗證數值計算方法的準確性，對速度比為1.3的軸向進氣工況進行了模擬計算，并與文獻[16]中的試驗數據進行了對比。在0.36和0.72截面的波峰線上，軸向速度系數C（某點上的軸向速度與內涵進口速度之比）的數值計算和試驗結果對比如圖3所示。從圖中可見，數值計算結果和試驗值分布趨勢一致，且二者的數值具有較好的吻合度，在圖中所示的2個截面上，速度系數偏差大的位置正好對應了正交渦所在區域（圖中紅圈），這可能與試驗測量使用的7孔探針在波瓣尾跡這樣的高剪切層區域測量誤差較大有關。

圖3 軸向速度的計算與試驗結果

噴管出口截面流向渦、正交渦系數的計算和試驗結果如圖4所示。從圖中可見，數值計算結果準確捕捉到了流向渦和正交渦的位置和形狀以及噴管壁面的高平面渦量帶；而在試驗中，由于探針無法靠近噴管壁面，并沒有測試到壁面附面層的高渦量區。從以上分析可知，數值計算可以較好地模擬各截面的參數分布，并有效捕捉平面渦、流向渦等主要流動結構及發展過程。

圖4 噴管出口截面流向渦、正交渦系數的計算與試驗結果

2 結果分析

2.1 軸向進氣工況下速度比對波瓣后流場的影響

以軸向進氣的不同速度比工況為基準工況開展研究，對比分析速度比分別為0.8、2.0和3.0時對渦系發展及射流摻混過程的影響。

2.1.1 渦系結構分析

在速度比為0.8和2.0工況下波瓣混合點下游4個軸向截面的流向渦量、平面渦量和總壓系數分布如圖5～7所示。并輔助以截面流線分布，速度比為3.0的工況具有與速度比為2.0工況相似的渦系結構，受篇幅限制沒有給出。對于波瓣來說，其皺褶的波峰-波谷結構分別在內、外涵誘導出徑向向外和徑向向內的二次流，2個徑向反向的二次流在波瓣出口處相遇后，誘導出1對方向相反的流向渦帶（圖中0.07截面中紅、藍色高渦量帶）。對比不同速度比工況，在速度比為0.8工況下高速外涵氣體誘導出更強的徑向二次流，從而增強了初始流向渦強度，但流向渦在該工況的后續發展較為緩慢，直到在0.07與1.45截面之間才在波谷附近發展出明顯的渦核（S1和S2）。而在速度比為2.0和3.0的2個工況下，在0.07與0.36截面之間就已經發展出較為清晰的渦核（S3和S4），且渦核均位于波峰附近，徑向尺度遠大于速度比為0.8工況的。說明速度比的增大有利于加速流向渦的發展，且影響到流向渦核形成的位置。當速度比小于1.0時，波谷附近的外涵流體穿刺并擴散到內涵流體中，而波峰附近的低速內涵流體受高速外涵流體限制，不容易實現類似的穿刺和擴散（圖7中0.36和0.72截面外涵高總壓氣體的“鼻子”狀結構）。正好解釋了速度比小于1.0的工況內、外涵流體在波谷附近發展出流向渦核的原因，但同時外涵高速氣流約束了波谷附近流向渦的徑向發展，從而在一定程度上抑制了波峰外圍區域的摻混。對于速度比為2.0和3.0的工況，情況則恰恰相反：從圖7中的0.36～1.45截面可見，高速內涵氣體在流向渦核的卷吸下從波峰刺入外涵，并且向噴管壁面擴散，而在波谷處外涵氣體的擴散首先受到限制，這也是這2種工況流向渦形成于波峰位置附近的原因。外涵氣流限制作用的減弱導致流向渦核徑向尺度橫跨整個波高，流向渦耗散速度更快。最后，對比2.9截面的總壓系數分布，隨著速度比的增大，波峰附近殘留的未摻混內涵流體范圍越來越小，說明速度比的增大促進了波瓣下游的氣體摻混。由上面分析可知，流向渦是波瓣下游流體摻混的主導因素，且隨著速度比增大，增強的流向渦極大地加速了波瓣下游內、外涵的射流摻混。

圖5 軸向進氣工況下波瓣混合器下游的流向渦量

圖6 軸向進氣工況下波瓣混合器下游的正交渦量

圖7 軸向進氣工況下波瓣混合器下游的總壓系數

平面渦量大小是正交渦強弱的表征，從圖6中可見，速度比為0.8和2.0的2種工況下不同軸向截面處的平面渦量分布，由于內、外涵間速度差的存在，在0.07截面形成了沿著波瓣尾緣型線分布的正交渦帶（圖中紅色高渦量帶），在下游截面隨著正交渦與流向渦的相互作用下逐漸耗散。速度比對正交渦發展的影響還需要圍繞流向渦發展來討論。在速度比為0.8工況時，流向渦核形成于波谷附近，因此對正交渦的卷吸和擰斷也發生在這一區域（0.72截面中T1和T2），受此影響，在波谷附近的正交渦耗散也較快。在外涵約束作用下，流向渦沿徑向向外的擴散受限，使得波谷外圍的正交渦受流向渦影響較小，耗散速度較慢；而對于速度比大于1.0的工況，其流向渦發展較快，且徑向尺度橫跨整個波高，因此影響到整個波高范圍的正交渦的發展，尤其是極大地加速了波峰處的正交渦耗散（0.72截面中T3和T4）。橫向對比來看，速度比的增大加速了流向渦的發展，也加速了流向渦所主導的正交渦耗散，圖6中各工況相應截面上隨速度比增大而降低的殘余平面渦量就是最好的佐證。

2.1.2 對摻混過程影響的分析

3種不同速度比的軸向進氣工況下波谷子午面上湍動能分布如圖8所示。湍動能的大小表征射流摻混的強弱程度。子午面上的摻混區域大概分成3部分：正交渦所主導的NV區，內涵氣體離開中心錐后產生的回流區所主導MZ區，由流向渦以及流向渦和正交渦間的相互作用引起的強烈摻混區SV。流向渦是大尺度渦，主導著波瓣中氣體摻混過程的發展。對比3種工況，速度比為3.0時高湍動能SV區最早出現，并且擁有3種工況中最大范圍、最強湍動能的SV區。這是因為速度比越大流向渦的發展速率越快，流向渦對相互作用增強，提高了SV區的摻混強度；同時，流向渦的出現拉伸了正交渦，也加速了正交渦的破碎過程。從圖中可見，NV區的湍動能在SV區出現后開始逐漸減少。綜上所述，不斷增加的速度比增強了流向渦和正交渦的強度以及二者之間的相互作用，促進了流體之間的摻混。

圖8 軸向進氣工況下波谷子午面上湍動能分布

在軸向進氣條件下波瓣混合器下游各截面總壓摻混指數的軸向分布及其隨速度比的變化如圖9所示。總壓摻混指數越小，表示摻混程度越均勻，而其沿軸向的遞減速率可在一定程度上表征摻混速度的大小。從圖中可見，在波瓣出口截面，隨著速度比的增大，內、外涵的不均勻性不斷增強，故而其總壓摻混指數值也不斷增大；而在其下游截面，隨著速度比增大，總壓摻混指數的衰減速率顯著增大，在波瓣下游1.5截面附近，速度比為2.0和3.0的2種工況總壓摻混指數值都小于速度比為0.8工況的，進一步佐證了上文結論，即速度比增大有利于加速射流摻混。在噴管出口截面（=2.9）處，總壓摻混指數隨速度比增大而減小，說明速度比大的工況，在噴管出口截面摻混得更加均勻。

圖9 不同速度比下摻混指數軸向分布

2.2 進口預旋工況下速度比對波瓣后流場的影響

2.2.1 渦系結構分析

為了綜合分析速度比和進口預旋的耦合作用對波瓣下游流場渦系發展的影響，在所有工況下波瓣混合器下游0.07和0.36軸向截面的流向渦量和平面渦量的分布如圖10、11所示。根據參考文獻[15]，內涵預旋氣流進入波瓣后，在機匣附近的進口預旋受波瓣自身消旋作用影響，其周向氣流角急劇減小，但在波谷和中心錐之間的間隙中依然存在1股泄漏旋流，是影響預旋工況下渦系發展過程的主要因素之一。

圖10 不同進口預旋角和速度比工況下0.07Dh截面的流向渦量和平面渦量的分布

軸向進氣工況下，波瓣出口截面存在一對相向旋轉的流向渦帶LV（左支藍色順時針渦量區域）和RV（右支紅色逆時針渦量區域），如圖10（a）所示。在進口預旋條件下，波瓣表面滯止線遷移至壓力面一側，進而導致波瓣下游流向渦右支延伸到壓力面一側（圖10（a）中0.07截面中RV），并且RV隨著進口預旋角的增大進一步向壓力面延伸。該截面中最大渦量值及流向渦量帶范圍顯示，吸力面側流向渦量隨著進口預旋角和速度比的增大而增大，在出口截面形成尺度和強度更大的逆時針流向渦核B；而壓力面側的順時針渦量帶LV范圍隨進口預旋增強而減小，其渦核的形成時間也推遲。說明進口預旋有利于增強與其旋轉方向相同的流向渦，而對反向流向渦有一定的抑制作用。其原因如下：受到波瓣大曲率幾何的影響，泄漏旋流在繞行波谷的過程中極易在吸力面一側出現流動分離或低動量區，如圖10（b）中分離渦量帶T2就是分離泡或低動量區形成的自由剪切層，這一自由剪切層的旋轉方向與RV的旋轉方向相同，因此加強了RV和同側流向渦核B，隨著進口預旋角和速度比的增大流向渦核B的強度不斷增大，T1和T2在渦核B的卷吸下逐漸被擰斷。

圖11 不同進口預旋角和速度比工況0.36Dh截面的流向渦量和平面渦量的分布

在波瓣下游的發展過程中，內涵的旋流裹挾外涵的氣體發生周向運動，同時外涵氣體在二次流的作用下在波谷附近向斜下方穿刺進（圖11（b）中0.36截面中標示的箭頭）內涵，與內涵旋流相遇并發生了強烈摻混。相比軸向進氣條件下僅靠流向渦加速摻混，這種現象大大加速了波谷附近的摻混。通過對比所有工況下外涵周向運動的情況可見，單獨增大進口預旋角可以增大周向運動的強度，一定程度上也擴大了其影響范圍；單獨增大速度比減弱了外涵氣流的限制作用，擴大旋流的作用范圍，但對周向運動的強度并沒有太大影響；同時增大進口預旋角和速度比可以有效地增大周向運動地強度和作用范圍，進而影響渦系的發展。對比流向渦的云圖可見，在速度比為0.8工況下，改變進口預旋并不能明顯改變0.36截面流向渦帶的大小，始終保持與波高相近的尺度；在大速度比工況下，隨進口預旋角的增大，如圖11（a）所示的流向渦核B的強度和最大渦量值越來越大，而且圖11（b）中外涵流體周向運動的范圍也越來越大。這是由于當速度比較小時，受到高速外涵的徑向約束，流向渦特征尺度的發展受到制約，流向渦的耗散速度也受到限制，僅在小半徑處受到旋流的作用發生了拉伸；隨著速度比的增大，外涵流體的約束減弱，進口預旋導致的泄漏旋流開始迅速發展，加速了小半徑范圍內的流向渦耗散速度，同時繞流波谷增大了流向渦的強度。

在大速度比工況下，旋流一方面拉扯著作用范圍內的流向渦和平面渦量帶發生周向拉伸，另一方面推擠著作用范圍外的殘余渦量帶和流向渦核B沿徑向向外移動（這種現象可在流向渦的軸向分布中觀察到，但受篇幅所限并未給出），在泄漏旋流周向拉伸和徑向推擠共同作用下，右支的流向渦帶RV呈現出斷裂的趨勢，隨著進口預旋角和速度比的增大，RV逐漸在0.36截面完全斷裂成2部分RV1和RV2，甚至在大速度比大預旋角工況下，流向渦核B也被拉扯分裂為2個（B1和B2）。這種現象也說明，速度比的增大有利于擴大進口預旋的作用范圍，從而促進內、外涵氣體間的摻混。

2.2.2 對摻混過程影響的分析

在進口預旋工況下，泄漏旋流在漸縮中心錐作用下不斷加速，在中心錐下游形成回流區，在10°和30°進口預旋角下速度比為0.8和3.0時波谷子午面上的湍動能分布如圖12所示。在圖下方給出了放大的中心錐后區域的速度矢量，標注出回流區域的邊界和長度。

隨著速度比的增大，在流向渦主導的摻混區SV的形成越發靠近上游，說明流向渦相互作用引起的耗散過程提前發生，有利于加速射流摻混；同時，SV區的徑向位置也向外移動，這種現象與上文中速度比增大導致高速外涵氣體對流向渦發展的限制作用減小的結論相呼應。另外，在SV區下方存在正交渦主導摻混區NV，其徑向位置也隨著速度比的增大向外移動，除了受到流向渦的影響之外，還因為速度比的增大擴大了泄漏旋流的影響范圍，從而剪切層的位置也沿著徑向向外移動。對比計算域出口附近的湍動能分布可見，大速度比大預旋工況的湍動能更早地摻混均勻。

圖12 不同進口預旋角和速度比工況下波谷子午面湍動能分布

綜合對進口預旋和速度比2部分的分析，可以總結出進口預旋和速度比的耦合作用對波瓣下游流場的影響如下：進口預旋的存在使得內涵氣體裹挾外涵氣體發生周向運動，拉伸了流向渦和正交渦帶，同時也加強了與進口預旋同方向的流向渦；而速度比的增大減弱了外涵氣體對于內涵的限制作用，既促進了流向渦的發展以及流向渦和正交渦之間的相互作用，也擴大了進口預旋引起泄漏旋流的作用范圍，從而進一步促進了內、外涵氣流之間的摻混。

在速度比為0.8和3.0時不同預旋角下總壓摻混指數沿著軸向的分布如圖13所示。從圖13（a）中可見，在速度比為0.8時，不同預旋角工況下波瓣出口截面的摻混指數幾乎相等，各工況下的摻混指數降低曲線趨勢也基本接近，結合上文中對流向渦的分析，雖然在0.07截面流向渦核B隨著進口預旋角的增大而變強，但對內、外涵之間的摻混的影響并未產生明顯差異。這是因為速度比為0.8的工況摻混過程主要受外涵主導的流向渦影響，而預旋對外涵流體的影響并不算大，故此射流摻混的過程受旋流影響也較小。但預旋對射流摻混還是有影響的，隨著進口預旋角的增大，摻混指數降低的梯度也不斷增大，出口截面上總壓摻混指數值隨著預旋的增強而減小。意味著摻混過程隨預旋增強而加劇，出口截面摻混也越均勻。

圖13 不同速度比下摻混指數的軸向分布隨進口預旋角變化

在速度比為3.0的工況射流摻混過程主要受內涵影響下的大尺度流向渦主導，故而受預旋影響較大。在波瓣出口截面下游射流摻混指數值隨預旋的增強而減小，說明預旋角越大，波瓣出口下游就已經有較好的摻混均勻度。到1.5截面時，流向渦耗散殆盡，其主導的摻混基本完成，此時大預旋工況下的摻混指數較小，說明摻混得更加均勻。但在1.5截面下游，在預旋角小于10°的工況下，其殘余的流向渦繼續促進摻混，而在20°和30°工況下幾乎沒有殘余流向渦存在，但其誘導的中心錐下游回流區的發展使得其摻混均勻度反而不如低預旋工況下的，故而其在2.9截面時的總壓摻混指數更大。對比圖13（a）和（b）可知，在不同速度比工況下，射流摻混受預旋的影響也不一樣，在2.9截面的總壓摻混指數值，速度比為3.0的工況小于速度比為0.8的工況，且其整體總壓摻混指數減小梯度也大于小速度比工況下的，說明內涵進口預旋對大速度比工況的影響較大，且有利于加速射流摻混。

速度比的變化極大地影響波瓣混合器的摻混流場，從而影響波瓣噴管的總體性能，通過衡量總壓和推力2個性能參數，以及速度比和進口預旋之間的關系，可以定量了解速度比和進口預旋對波瓣噴管總體性能的影響。

總壓損失系數定義為波瓣噴管進口和出口截面平均總壓系數之差。總壓系數隨進口預旋角的分布曲線如圖14所示。從圖中可見，總壓損失與速度比和進口預旋角均呈正相關關系。小速度比工況下雖然總壓損失整體偏小，但是隨著進口預旋角從0°增大到30°，總壓損失系數增大了0.1；而在大速度比工況下總壓損失系數只增大了0.05。說明在小速度比工況下總壓損失受到進口預旋變化的影響更大。

圖14 總壓系數隨進口預旋角的分布

在不同速度比下噴管的推力損失系數隨預旋角的變化曲線如圖15所示。本文中研究的推力是靜態推力，定義為

式中：為噴管出口的推力；和分別為軸向速度和靜壓，下標exit和atm分別表示噴管出口和周圍大氣的相關參數；為以內涵進口平均速度和波瓣尾緣內涵水力直徑無量綱化之后的推力。

為便于比較不同速度比下的情況，以各速度比下的軸向進氣工況為參考狀態，定義推力損失系數為

式中：為進口預旋為0°時的無量綱推力。

推力損失系數直觀地表現了進口預旋角和速度比對波瓣噴管推力的綜合影響。從圖15中可見，速度比一定時推力損失系數隨預旋角的增大而增大，并且速度比越大推力損失的變化量越大。在速度比為0.8工況下進口預旋角從0°增大到30°推力損失為4.6%，而在速度比為3.0工況下推力損失高達17.5%。

圖15 推力損失系數隨進口預旋角變化

3 結論

（1）速度比通過影響外涵氣流對渦系徑向發展的限制作用來改變內、外涵氣流摻混的過程：在小速度比工況下，高速外涵氣流限制了在波谷附近形成的流向渦沿徑向向外的發展，在一定程度上減慢了摻混過程，而在大速度比下的情況正好相反；

（2）在進口預旋工況下，速度比的增大不僅有利于流向渦提前形成，還會增加波瓣與中心錐之間泄漏旋流的徑向裹挾范圍，二者都會增大渦系相互作用及作用范圍，加速了渦系的破碎和耗散過程，增強了射流摻混；

（3）隨著速度比的增大，流向渦和正交渦主導的摻混區都有沿徑向向外移動的趨勢，在小速度比工況下的摻混均勻程度不如大速度比工況下的；

（4）速度比和進口預旋角的增大增強了流向渦和正交渦系，有利于氣體摻混，但同時也會帶來一定的總壓和推力的損失：在小速度比工況下進口預旋角從0°增大到30°時總壓損失系數增大了0.1，推力損失4.6%，在大速度比工況下總壓損失系數增大了0.05，推力損失17.5%。為優化噴管的總體性能，需要綜合考慮促進摻混和推力損失與總壓損失增大二者之間的平衡關系。