雙級高壓渦輪氣動性能試驗狀態模化方法

馬廣健，韋文濤，陳 云，陳 強，王 雷

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽 110015）

0 引言

高壓渦輪是航空發動機的核心部件之一，為降低設計風險，通常需要對渦輪氣動方案進行部件性能試驗研究[1-3]。按照試驗狀態進口氣流參數的差別，可分為高溫高壓試驗和中低溫模擬態試驗2 類。高溫高壓試驗條件更加接近渦輪的實際工作狀態，但需要單獨設計高溫高壓氣體發生裝置，試驗的軟硬件和測試成本均較高[4]。中低溫模擬態試驗是指采用相似理論，將渦輪工作狀態換算至試驗室環境下更容易實現的進口溫度（400～700K）的模擬狀態。該方法顯著降低了部件性能試驗對溫度場和壓力場的要求，也是目前進行渦輪性能試驗驗證的主要方法[5-7]。

目前采用較多的模擬態渦輪氣動性能試驗方式主要是單一工質即中低溫模擬態的有冷氣和無冷氣試驗。其中，衛剛等[8]開展了某低壓氣冷渦輪的氣動方案設計、3 維流場仿真及模擬態性能試驗和整機試車研究[8]，PARK 等[9]和Grigorii等[10]針對某燃氣輪機和航空發動機空氣起動機渦輪進行了仿真與性能試驗研究，以上研究均證明了數值仿真技術與模擬態部件性能試驗的可靠性和準確性；劉志剛等[11]在雙轉子試驗臺上開展了全尺寸1+1/2 無導葉對轉渦輪有冷氣部件性能試驗，結果顯示在典型截面氣動參數沿徑向分布的試驗測試數據與仿真數據具有良好的一致性；陳強等[12]詳細研究了單級高壓氣冷渦輪在模擬態試驗條件下冷氣流量及噴射位置對渦輪性能的影響，通過對試驗件冷氣流路的精細設計及冷氣流量的精準調節，表明有冷氣模擬態試驗能夠較好地還原實際工作狀態下冷氣對渦輪性能的影響。

對于無冷氣模擬態試驗，相當于對原始渦輪模型進行簡化，由于不考慮冷卻流路設計，試驗件及相關配套硬件的結構復雜程度以及試驗難度顯著降低[13]，但同樣也會因為忽略了冷氣的影響，需要結合理論分析和數值仿真對試驗數據進行修正，說明無冷氣試驗獲得的結果能夠反映出氣冷渦輪在實際工作狀態下的氣動性能。邸亞超等[14]以GE 公司E3 雙級高壓渦輪無冷氣模型為研究對象，采用數值模擬方法分析了4 種低溫模擬態模化方法的流場相似性，其流場相似評價標準為出口氣流角和馬赫數，認為在采用空氣工質的低溫模擬態無冷氣試驗中，確保等熵速比相等能夠獲得相似性更好的出口馬赫數和氣流角，但缺少對反力度和載荷系數等其他關鍵性能參數的相似性研究，及對氣冷渦輪的無冷氣試驗模化相似性的討論。

本文以某大冷氣量雙級高壓渦輪為研究對象，以空氣工質中低溫模擬態渦輪氣動性能試驗為研究背景，利用數值仿真技術，分別針對有冷氣和無冷氣試驗狀態，分析不同模化方法下渦輪關鍵相似準則數和氣動參數相對設計狀態的差異，并提出一種具有工程指導意義的氣冷渦輪模擬態試驗狀態模化方法。

1 試驗狀態相似模化基本方法

根據相似理論，以渦輪第1 級動葉進口溫為基準，考慮工質物性影響，換算得到試驗狀態下渦輪基本相似準則數，換算時保證換算轉速與設計狀態相似[15]。換算轉速定義為

式中：n為物理轉速；R為工質氣體常數；k為比熱比；T為總溫，下標41為渦輪第1級動葉進口。

研究雙級高壓渦輪在設計狀態和相似模化狀態下的流場參數差異中，主要對設計狀態及不同試驗模化狀態下雙級高壓渦輪換算功率、各級反力度、載荷系數、膨脹比、各排葉片出口馬赫數、氣流角、等熵速比以及葉片表面等熵馬赫數分布差異進行分析，高壓渦輪雷諾數在自模區范圍內，故忽略雷諾數影響，試驗狀態渦輪的模型比為1，故幾何相似。其中，等熵速比u/Cas定義為

式中：u為渦輪切向速度；Cas為渦輪等熵速度；r為渦輪特征半徑；P*為總壓；P為靜壓；下標i為渦輪的第i級，當渦輪為單級時i=1；下標4 為渦輪第1 級導葉進口；下標42為渦輪出口。

等熵速比的具體推導過程可參考文獻[16-17]，根據定義，若以等熵速比相等作為相似模化準則，可根據設計狀態性能參數得到試驗狀態總靜壓膨脹比。

對于有冷氣試驗狀態模化的具體方法如下：

（1）采用渦輪第1級動葉進口總溫T41作為計算模化狀態換算轉速時的溫度。

（2）根據渦輪試驗狀態下空氣工質進口溫度，通過式（3）計算得到試驗狀態下渦輪第1 級動葉進口溫度T*41-test

式中：Wcool和T*cool分別為第1 級動葉前流入主流道的冷氣流量和冷氣溫度。

（3）利用渦輪設計狀態下燃氣工質的比熱比k和氣體常數R，及計算得到的T*41-test，通過式（1）獲得渦輪試驗狀態設計點物理轉速。

（4）通過分析渦輪部件試驗的主要目的，選擇適當的有冷氣模化方法。

（5）基于試驗臺架常用的試驗條件，利用3 維數值仿真工具，通過調整進口總壓或出口靜壓，計算得到試驗模化狀態下的渦輪性能試驗參數。

對于無冷氣試驗狀態模化的具體方法如下：

（1）使用渦輪設計狀態下第1 級動葉進口總溫作為計算模化狀態換算轉速時的溫度。

（2）以試驗狀態渦輪進口溫度作為相似準則數計算的基準溫度，通過式（1）計算得到渦輪試驗狀態下設計點物理轉速。

（3）以試驗臺架相關參數可行性為前提，利用3維數值仿真工具，通過選擇性調整各排葉片幾何參數，及進口總壓或出口靜壓，獲得不同無冷氣試驗模化狀態下的渦輪幾何模型和性能參數。

對于多級氣冷渦輪，在實際工作情況下各路冷氣流量和溫度均不同，當進行有冷氣模擬態渦輪性能試驗時，受控制調節能力和試驗供氣條件限制，難以精確控制每一路冷氣的溫度。從降低試驗復雜程度的角度考慮，通常不會要求各處冷氣與主流的溫比和設計狀態一致，而是保證冷氣與主流的流量比與設計狀態一致，從而降低試驗難度的同時，確保試驗參數基本可靠。

2 仿真方法與計算狀態

2.1 仿真方法

本文采用3 維流場仿真技術開展研究工作，幾何模型為某雙級高壓氣冷渦輪，利用NUMECA-FINE/Turbo 軟件包進行網格劃分與流場求解，工質為自定義物性燃氣和空氣，湍流模型選用S-A 模型，進行定常流場仿真，冷氣參數采用源項法給定。雙級高壓渦輪網格模型如圖1所示。

圖1 雙級高壓渦輪網格模型

2.2 計算狀態

本文分析的狀態分別為設計狀態、有冷氣模化狀態及無冷氣模化狀態3類。

設計狀態（DP）即渦輪在發動機設計點工作時的狀態，氣動邊界條件及各位置冷氣參數按照渦輪實際設計參數給定。

本文研究的有冷氣模化狀態有3 種，分別為CT、CV 和CM 狀態，各相似模化狀態如下。CT 狀態：與DP 狀態的總壓膨脹比相同；CV 狀態：與DP 狀態的等熵速比相同；CM狀態：與DP狀態的出口馬赫數相同。

以上3 種有冷氣模化狀態的幾何模型與DP 狀態相同，確保了嚴格的幾何相似。為使仿真氣動邊界條件盡量反映實際試驗臺架能力，模化狀態下各位置冷氣總溫均設置為300 K，進行相似換算時以第1 級動葉進口總溫412 K為基準。

本文研究的無冷氣模化狀態有4 種，分別為NT、NP、NM 及NV 狀態，渦輪進口總溫均按照430 K 計算，以下為各狀態相似模化標準。NT狀態：保持有冷氣渦輪幾何模型不變，通過調整出口靜壓，使渦輪總膨脹比與DP 狀態一致；NP 狀態：調整雙級高壓渦輪第2 級葉片數和出口靜壓，使無冷氣模擬態的膨脹比分配與DP 狀態一致；NM 狀態：調整各排葉片數和出口靜壓，使無冷氣模擬態的各排葉片出口馬赫數與DP 狀態一致；NV 狀態：保持有冷氣渦輪幾何模型不變，通過調整出口靜壓，使無冷氣模擬態的等熵速比與DP狀態一致。

2.3 網格無關性校驗

為保證本文所用數值仿真方法的準確性，對研究對象模型進行網格無關性校驗。校驗所用狀態為DP狀態，校驗網格分為徑向網格層數和周向單層網格節點數2個維度，通過對2個維度取不同變量進行組合，得到無關性校驗矩陣網格總節點數，見表1。

表1 無關性校驗矩陣網格總節點數

在相同邊界條件下，以渦輪膨脹比、相對換算功率、相對換算流量、出口氣流角及馬赫數作為無關性校驗指標，對校驗矩陣中的狀態進行計算分析。取渦輪50%葉高處環切面單層流片進行不同網格節點數無關性校驗，其曲線如圖2所示。從圖中可見，當周向單層網格節點數達到4.2 萬時，相關校驗參數不再發生明顯變化。

圖2 周向網格無關性校驗曲線

保持周向單層網格數為4.2 萬時，通過設置不同的徑向網格層數，獲得的徑向網格無關性校驗曲線（如圖3 所示）。從圖中可見，當徑向網格層數達到89 層時，各校驗參數不再發生明顯變化。

圖3 徑向網格無關性校驗曲線

基于以上分析，本文仿真模型采用周向單層網格節點數為4.2萬、徑向網格層數為89 層的設置方式進行仿真。

另外，通過對校驗矩陣全部狀態進行仿真，并對仿真結果進行相關性分析[18]，得到2 個網格維度與校驗指標的相關性數據，見表2。從表中可見，除出口氣流角外，各校驗指標與徑向網格層數之間均為強相關，即相關性系數絕對值不小于0.8，而周向單層網格節點數僅與出口氣流角相關性較強，說明在相同量級網格數量下，徑向網格層數是影響網格無關性的主要因素。

表2 不同校驗維度與校驗指標的相關系數絕對值

3 模化狀態流場相似性分析

3.1 冷氣溫比對模化狀態流場相似性影響

在不同冷氣溫度設置條件下的有冷氣模擬態部分仿真數據對比見表3，已經進行無量綱處理。CT狀態為各處冷氣與主流溫比為同一取值的狀態，也是本文進行有冷氣模化時采用的冷氣溫比處理方法，CT2為各處冷氣與主流溫比與設計狀態一致的狀態，從表3 中可見，二者的主要相似準則數和性能參數差異極小，相似程度不低于0.993，且各排氣流角偏差不大于0.1°，認為簡化冷氣溫比后的試驗模化狀態數據與未簡化溫比的狀態基本一致，可采用簡化溫比模型開展試驗狀態模化分析。在實際試驗工作中，也可利用仿真數據研究選取合適的冷氣溫比，在保證試驗數據可靠性的前提下降低對冷氣溫比的要求。

表3 不同冷氣溫度下有冷氣模擬態主要仿真結果相似度對比

3.2 有冷氣模化狀態的流場相似性

不同有冷氣模化狀態基本性能參數見表4，從表中可見，相比DP 狀態，在3 種模化方式下，在CV 狀態下的總壓膨脹比偏差最大；由于燃氣與空氣工質物性的差異，有冷氣模化狀態下渦輪換算流量偏差均為1.2%；在CM 狀態下的換算功率偏差最小，在CV 狀態下的次之，而與DP 狀態總膨脹比相同的CT 狀態下，其換算功率偏差最大。

表4 設計狀態與3種有冷氣模化狀態基本性能參數

在有冷氣模化狀態下，當保證換算轉速相同時，換算流量因工質物性的不同產生一定偏差，而換算功率則隨著膨脹比的增大略有增大，在CM 狀態下的換算功率與在DP狀態下的最為接近，而在CT狀態下的偏差最大。

在DP狀態與各有冷氣模化狀態下渦輪各級動葉出口馬赫數對比如圖4 所示。從圖中可見，盡管模化狀態采用的工質物性和冷氣溫比相比DP狀態有所差異，但有冷氣模化狀態各級動葉出口截面上的參數水平和流場細節仍然保持了與DP狀態較高的相似性。

圖4 設計狀態與3種有冷氣模化狀態下各級動葉出口馬赫數對比

在DP 狀態與各有冷氣模化狀態下50%葉高截面相對馬赫數對比如圖5所示。通過此圖可得到與圖4 相同的結論，從云圖初步判斷出，在CV 狀態下第2 級動葉流道內馬赫數略高于在其余狀態下的，而在CT狀態下的則略低。

圖5 設計狀態與3種有冷氣模化狀態下50%葉高截面相對馬赫數對比

在DP狀態與各有冷氣模化狀態下各排葉片50%葉高處的表面等熵馬赫數對比如圖6 所示。通過分析各有冷氣模化狀態葉片表面載荷變化特點，得出在不同模化狀態下前3 排葉片表面等熵馬赫數分布與在DP 狀態下的一致性良好，但第2 級動葉表面等熵馬赫數分布隨總壓膨脹比變化明顯，表現為在CM 狀態下與DP狀態下的一致性最好，而在CV狀態下的偏高，在CT 狀態下的偏低。結合圖4、5 中的流場細節，發現當雙級高壓渦輪膨脹比小范圍變化時，第2 級動葉氣動負荷變化最為明顯，這與多級渦輪的工作特點是一致的。

圖6 設計狀態與3種有冷氣模化狀態下各排葉片50%葉高處的表面等熵馬赫數對比

各排葉片出口相對氣流角和馬赫數沿徑向分布對比分別如圖7、8 所示。由于各有冷氣模化狀態均未改變渦輪幾何模型，渦輪模型的幾何相似性保持較好，在相同或相似的邊界條件和冷氣流量比下，各排葉片氣流角分布具有良好的一致性，最大偏差不超過0.2°。在設計狀態和模化狀態下第1級導向葉片出口氣流角產生差異的原因主要是工質物性的差異引起的換算流量變化。

圖7 設計狀態與3種有冷氣模化狀態下各排葉片出口相對氣流角沿徑向分布對比

圖8 設計狀態與3種有冷氣模化狀態下各排葉片出口相對馬赫數沿徑向分布對比

在設計狀態和有冷氣模化狀態下馬赫數沿徑向分布基本一致，其中第2 級動葉出口相對馬赫數隨著總膨脹比增大而增大，在CM 狀態下各排出口相對馬赫數分布與在DP狀態下的一致性最好。

綜合表4 中數據及圖4～8 顯示的流場特征，初步判斷在各有冷氣模化狀態下的流場相似性總體良好，但從CT 狀態的馬赫數分布也可見，在進行以空氣為工質的渦輪有冷氣模擬態試驗時，采用總壓膨脹比相等的方式進行試驗狀態模化可能不合適。下面基于表征渦輪級關鍵性能的無量綱參數，進一步分析不同有冷氣模化方法的區別。

雙級高壓渦輪在設計狀態與3 種有冷氣模化狀態下各級總壓膨脹比沿徑向分布對比如圖9 所示。從圖中可見，第1 級渦輪的膨脹比在不同模化狀態下基本一致，且略大于在設計狀態下的，第2 級渦輪的膨脹比則隨著渦輪總膨脹比增大而增大。

圖9 設計狀態與3種有冷氣模化狀態下各級總壓膨脹比沿徑向分布對比

設計狀態與3 種有冷氣模化狀態下各級反力度（歸一化）對比分布（如圖10 所示）也呈類似規律，即在不同模化狀態下第1 級反力度分布幾乎相同，且均略大于DP狀態下的，第2級反力度隨不同模化狀態下總膨脹比的增大而逐漸增大，且均大于DP狀態下的。

圖10 設計狀態與3種有冷氣模化狀態下各級反力度沿徑向分布對比

在設計狀態與模化狀態下渦輪各級載荷系數沿徑向分布對比如圖11 所示。在CV 狀態下的載荷系數與在DP 狀態下的相似性最好，在其他各狀態下第1 級載荷系數分布具有良好的一致性，第2 級載荷系數隨著總膨脹比增加而增大，但均不大于設計狀態下的，根據換算功率與比熱比的關系，得知當總壓膨脹比不變時，換算功率與比熱比呈負相關，在中低溫空氣工質作功能力低于實際發動機中的高溫高壓燃氣，因此在模化狀態下的渦輪載荷系數低于在DP狀態下的，當模化狀態下的總壓膨脹比逐漸增大時，各級載荷系數也隨之增大；另一方面，受工質物性影響，在模化狀態下渦輪第1 級膨脹比略大于DP 狀態下的，增大了第1 級渦輪的功率輸出比例。二者對模化狀態下渦輪級載荷系數的影響相互抵消（圖11）。

圖11 設計狀態與3種有冷氣模化狀態下各級載荷系數沿徑向分布對比

基于本節仿真結果得到以下結論：對于雙級氣冷渦輪，不同的有冷氣模化方法在保證相似準則數與設計狀態一致性方面各有側重，但相差微小；有冷氣模化狀態下保證總壓膨脹比與設計狀態相同并不是確保流動相似的必要條件；在實際試驗過程中，在保證相同換算轉速的情況下，只需小幅調整渦輪膨脹比即可分別獲得以上幾種有冷氣模化狀態的試驗性能參數。

3.3 無冷氣模化狀態的流場相似性分析

4 種無冷氣模化狀態的葉片數調整量見表5。其中NT和NV狀態僅通過膨脹比調整實現。

表5 無冷氣模化狀態葉片數調整量

4 種無冷氣模化狀態下的主要性能參數見表6。在無冷氣條件下渦輪模型的流通能力顯著增強，其中葉片數未作調整的NT和NP狀態換算流量相比DP狀態偏差為2.9%，而葉片數有所增加的NP 和NM 狀態換算流量相比DP狀態分別增大1.2%和1.6%。

表6 涉及狀態與4種無冷氣模化狀態的主要性能參數

同樣保證各模化狀態換算轉速與DP狀態相同的情況下，NV狀態換算功率相比DP狀態偏差最小僅為0.6%，NM狀態次之，NT和NP狀態偏差最大接近8%。

在DP 狀態和4 種無冷氣模化狀態下的各級動葉出口和50%葉高截面的馬赫數對比分別如圖12、13所示。從圖中可見與前面的有冷氣模化狀態不同，不同無冷氣模化方法得到的流場特征差異顯著，與DP狀態相比，保證總壓膨脹比相等的NT 狀態和NP 狀態的流場相似性均較差。

圖12 設計狀態與4種無冷氣模化狀態下動葉出口馬赫數分布

在NM 和NV 狀態下動葉出口截面流場比在DP 狀態下保持了良好的相似性，但在NM 狀態下改變了葉片數，無法確保嚴格的幾何相似。而與原始渦輪模型嚴格幾何相似、保證等熵速比相等的NV狀態下，各級動葉出口及50%葉高處的葉柵通道流場與DP狀態下相比則具很高的流動相似性。

在無冷氣模化狀態下50%葉高處各排葉片表面等熵馬赫數分布及與DP 狀態對比如圖14 所示。圖14對圖12、13的流動現象進行了定量分析，展示了模化狀態下的更多流動細節。可見在各無冷氣模化狀態下，在NV 狀態下的葉片表面等熵馬赫數分布與在DP狀態下的相似性最好，在NM 狀態下的次之，在NP狀態下的最差，其中相似性的差異主要表現在第2 級渦輪動葉。

圖14 設計狀態與4種無冷氣模化狀態下50%葉高處各排葉片表面等熵馬赫數對比

在4 種無冷氣模化狀態下各排葉片出口相對馬赫數和相對氣流角沿徑向分布對比如圖15、16 所示。從圖中可見，在NM 狀態下各排出口馬赫數與在DP狀態下的一致性最好，在NV 狀態下除第1 級導葉外的其余3 排葉片出口馬赫數與在DP 狀態下的一致性也較好，在NP狀態下的則偏差較大。

圖15 設計狀態與4種無冷氣模化狀態下各排葉片出口相對馬赫數沿徑向分布對比

圖16 設計狀態與4種無冷氣模化狀態下各排葉片出口相對氣流角沿徑向分布對比

在無冷氣模化狀態下各排葉片出口馬赫數分布規律相比在DP狀態下的差異則與氣流角不同。由于在NT 和NV 狀態下保持了嚴格的幾何相似，因此其各排葉片出口氣流角與在DP 狀態下的一致性較好，而在NP 和NM 狀態下則由于葉片數的變化使幾何不嚴格相似，導致氣流角的相似性發生變化，說明幾何模型是否相似是影響氣流角相似性的重要因素之一。

綜合以上仿真結果分析可知，采用不同無冷氣模化方法得到的馬赫數和氣流角相似性差異顯著，且對于表征流動相似的關鍵參數馬赫數，當采用無冷氣模擬態試驗的方式驗證氣冷渦輪性能時，總壓膨脹比與設計狀態相等，同樣不能保證試驗狀態流動相似。

下面參照有冷氣模化方式的分析方法，對無冷氣模化狀態渦輪級性能參數進行分析。

在DP 狀態與4 種無冷氣模化狀態下的總壓膨脹比沿徑向分布對比如圖17 所示。從圖中可見，在NP狀態下各級膨脹比分配與在DP 狀態下的基本一致，符合該模化方法的要求。在DP 狀態與4 種無冷氣模化狀態下的各級反力度沿徑向分布對比如圖18 所示。從圖中可見，在NT 和NV 2種模化狀態下的幾何模型與DP狀態下的相同，在這2種狀態下第1級渦輪膨脹比和反力度基本一致，差別僅表現在第2 級渦輪。相比DP狀態，在無冷氣狀態下，在NT和NV狀態下相當于增大了第1 級渦輪出口后的排氣面積，導致載荷分配向第1 級渦輪傾斜，而在NM 狀態下由于葉片數的增多，減小了渦輪的流通面積，一定程度上減小了取消冷氣帶來流通能力的影響。

圖17 設計狀態與4種無冷氣模化狀態下總壓膨脹比沿徑向分布對比

圖18 設計狀態與4種無冷氣模化狀態下各級反力度沿徑向分布對比

在DP狀態與各無冷氣模化狀態下的渦輪各級載荷系數沿徑向分布對比如圖19 所示。從圖中可見，在各無冷氣模化狀態下的第1 級渦輪載荷系數相比在DP 狀態下的偏差均較小，而第2 級渦輪在各無冷氣模化狀態下的載荷系數區分度較為明顯，其中在NV和NM狀態下與DP狀態下的一致性最好，而在NT狀態下的偏差最大。

圖19 設計狀態與4種無冷氣模化狀態下渦輪各級載荷系數沿徑向分布對比

基于本節仿真結果分析得到以下結論：對于氣冷渦輪的無冷氣試驗狀態模化方法，采用基于不同相似準則數的無冷氣模化方式能獲得特定相似準則數或性能參數與設計點一致的無冷氣模化模型；驗證了“總壓膨脹比與設計狀態相等并不是保證試驗狀態流動相似的必要條件”；采用不同無冷氣模化方法得到的相似準則數和氣動性能參數各有側重，難以尋求一種能夠滿足全部相似準則數和氣動性能參數的模化方式。

4 相似準則數量化對比

基于以上仿真數據，對7 種模化狀態下主要相似準則數和渦輪級性能參數相比在DP狀態下的偏差進行分析。各參數偏差結果對比如圖20～24 所示。其中馬赫數、膨脹比、載荷系數、反力度以及等熵速比的偏差為相對值，而出口氣流角偏差為絕對值。從幾何相似的角度可見，CT、CM、CV 3 種有冷氣模化狀態和NT、NV 2 種無冷氣模化狀態均與設計狀態模型保持嚴格幾何相似。因此，在這幾種狀態下各排葉片出口氣流角相比設計狀態偏差均小于1°，但其余關鍵相似準則數和渦輪級性能參數的相似程度則各不相同，即在以空氣為工質的中低溫模擬態試驗中，總壓膨脹比相等并不能保證流動相似。

圖20 各模化狀態各級總壓膨脹比相比設計狀態偏差

圖21 各模化狀態各級反力度相比設計狀態偏差

圖22 各模化狀態各級載荷系數相比設計狀態偏差

圖23 各模化狀態各排葉片出口相對馬赫數相比設計狀態偏差

圖24 各模化狀態各排葉片出口相對氣流角相比設計狀態偏差

從流動相似的角度分析，以馬赫數的相似性為評價準則，可知在CM 狀態下流動相似性最好，其相比設計狀態下的最大偏差約為1%，在CM 狀態下相對設計狀態下的膨脹比、反力度、載荷系數和相對馬赫數參數偏差在所有模化方式中最為均衡，表現出較高的流場相似性；而在CV 狀態下在第2 級動葉的馬赫數偏差略大于在CM 狀態下的，但能獲得相似性更好的載荷系數。

在無冷氣模化方法下各參數相對在DP狀態下的偏差均較大，但在保持幾何相似的情況下，在NV 狀態下反力度的相似性優于其余6 種模化方法，且在載荷系數、馬赫數和氣流角的偏差也達到滿意水平，說明無冷氣模化方法能較好地反映出渦輪設計狀態的流場特征。

5 結論

（1）對氣冷渦輪進行有冷氣狀態模化時，適當增大膨脹比，當保證渦輪出口馬赫數與設計狀態一致時，可獲得與設計狀態流場具有良好相似性的有冷氣試驗模化狀態；

（2）在對氣冷渦輪進行無冷氣狀態模化時，保持渦輪幾何模型不變，并保證在模化狀態與設計狀態下的等熵速比相同，能夠獲得相似性良好的換算功率、各級反力度、氣流角及葉片表面載荷分布，同時馬赫數和載荷系數偏差也處于較低水平；

（3）無論采用哪種方式模化氣冷渦輪的試驗狀態，總壓膨脹比相等不宜作為保證流場相似的必要條件。