環形電極等離子體激勵控制透平葉頂間隙泄漏流動研究

摘要：為探究等離子體激勵對葉頂泄漏流動的影響，基于非對稱阻擋介質放電等離子體激勵的數值模型，提出了環形電極的阻擋介質放電等離子體激勵模型。將等離子體激勵產生的體積力耦合至雷諾平均Navier-Stokes （RANS）方程組的動量方程中，數值研究了3種等離子體激勵電壓（9、13、17 kV）和3種激勵頻率（8、10、12 kHz）的透平葉頂泄漏流動特征。結果表明：環形電極等離子體激勵顯著改變了葉頂間隙的壓力分布，在葉頂間隙內部和葉頂的兩側誘導形成大尺寸渦系結構，阻礙壓力側的主流進入葉頂間隙，有效抑制了動葉葉頂泄漏流動；在激勵頻率一定時，隨著激勵電壓的增加，葉頂泄漏流動引起的總壓損失減弱，但過高的激勵電壓會造成額外的誘導渦損失；激勵電壓保持不變，激勵頻率的增大對葉頂間隙的高壓區域無明顯影響，而葉頂兩側的誘導渦得到增強并擠壓相鄰的通道渦，葉柵通道120%軸向弦長處截面的總壓損失進一步降低，13 kV激勵電壓、12 kHz激勵頻率工況具有最低的總壓損失系數，相比無等離子體激勵降低了16.12%。研究闡明了等離子體激勵電壓與激勵頻率對透平葉頂區域流場以及葉柵氣動性能的影響規律。

關鍵詞：透平動葉；等離子體激勵；葉頂泄漏流；氣動性能

中圖分類號：TK474.7 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202406012 文章編號：0253-987X（2024）06-0128-11

Study on the Turbine Blade Tip Leakage Flow Control Using Ring-Type Plasma Actuation

ZHOU Zuohong， HUANG Ming， YAN Xin， LI Zhigang， LI Jun

（Institute of Turbomachinery， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract：To explore the effect of plasma actuation on tip leakage flow， ring-type dielectric barrier discharge plasma model is proposed based on unsymmetrical electrodes dielectric barrier discharge plasma model in this paper. Blade tip leakage flow characteristics on a gas turbine is numerically studied with three plasma actuation voltage （9， 13， 17 kV） and three actuation frequency （8， 10， 12 kHz） by implementing plasma actuation forces into the momentum equations of Reynolds-averaged Navier-Stokes equations. The results show that the pressure distribution has been changed in the tip clearance by ring-type plasma actuation. The mainstream of pressure side is obstructed by strong vortex structure which is generated by plasma actuation in tip clearance and both sides of the tip. The tip leakage flow is suppressed effectively. When the actuation frequency is constant， the total pressure loss caused by the tip leakage flow decreases with the increase of the actuation voltage， but excessively high actuation voltage will cause additional induced vortex loss. When the actuation voltage remains unchanged， the increase of the actuation frequency has little effect on the high pressure region of the tip clearance and the induced vortices on both sides of the tip are enhanced and the adjacent passage vortices are squeezed. The area-average total pressure loss on 120% axial chord passage section is further reduced. The actuation voltage of 13 kV and actuation frequency of 12 kHz has the lowest total pressure loss coefficient on 120% axial chord passage section， which is 16.12% lower than no plasma actuation. The influence law of plasma actuation voltage and actuation frequency on the tip flow characteristics and aerodynamic performance is clarified in this paper.

Keywords：turbine blade; plasma actuation; tip leakage flow; aerodynamic performance

為避免透平動葉與機匣的碰磨，同時保證離心拉伸和熱膨脹的余量，動葉與機匣間應始終具有間隙。但是，葉頂上下游以及壓力側與吸力側的壓差，導致主流進入葉頂間隙形成泄漏流與復雜渦系，造成氣動損失。為了減少動葉葉頂泄漏流及其損失，動葉葉頂間隙泄漏流動控制技術一直是透平機械的研究熱點和難點。

透平動葉凹槽狀葉頂具有優良的氣動性能，在葉頂結構設計中得到廣泛應用。Key等［1］測量了平葉頂和凹槽狀葉頂的氣動損失，發現凹槽狀葉頂的泄漏流流速較小，并具有較低的氣動損失。Saxena等［2］比較了凹槽狀葉頂的不同肩壁結構對其泄漏流動的影響，發現全肩壁凹槽狀葉頂能夠很好地降低泄漏量。Jung等［3-4］研究發現，凹槽狀葉頂壓力側尾緣和吸力側尾緣切除部分肩壁能夠降低氣動損失，并通過實驗研究了肩壁位置對葉頂泄漏損失和傳熱系數的影響。Lomakin等［5］指出，切除凹槽狀葉頂尾緣肩壁能夠削弱葉頂泄漏渦強度，從而降低氣動損失。Garg等［6］采用數值方法分析了多種小翼結構降低葉頂泄漏損失的作用，結果表明凹槽狀葉頂小翼能夠有效抑制葉頂泄漏渦，顯著降低總壓損失。Li等［7］在壓力側小翼結構中引入擋板，通過實驗與數值研究，發現擋板能夠有效阻礙葉頂泄漏流動，降低泄漏損失。付云峰等［8］數值研究了球底蜂窩組合葉頂結構對葉頂間隙流場的影響，結果表明蜂窩腔內形成旋渦改變間隙流場結構，球底蜂窩組合結構加強了該類旋渦，對泄漏流動具有更好的抑制效果。杜昆等［9］數值研究了多腔室凹槽葉頂對葉頂泄漏流的影響，結果表明葉頂肋條能夠截斷凹槽內的泄漏流，降低泄漏流量。許承天等［10］對比了不同肩壁傾斜方式對葉頂間隙流動的控制效果，發現兩側肩壁均傾斜的方式能顯著降低總壓損失。

已有動葉葉頂間隙泄漏損失控制的方法集中于葉頂結構方面，而阻擋介質放電（dielectric barrier discharge，DBD）等離子體激勵器在流動控制方面得到應用。Roth等［11-12］研究了大氣壓輝光放電等離子體對邊界層流動的影響，認為等離子體控制流動是通過粒子之間的動量傳遞實現的，然后針對等離子體激勵器的結構進行了優化。Enloe等［13］實驗研究了非對稱DBD等離子體的表面電勢與電荷分布，結果表明等離子體中的電流密度在暴露電極邊緣達到峰值。Takizawa等［14］采用高速相機和掃描相機對DBD等離子體進行光學觀察，發現輸入電壓的波形、幅值與環境壓力對等離子體放電結構具有顯著影響。Porter等［15］對比了層流和湍流條件下等離子體流動控制效果。王斌等［16］在傳統非對稱DBD結構的基礎上，設計了一種新型等離子體激勵器來控制NACA0015翼型表面的氣流分離點。Zhao等［17］采用粒子圖像測速技術測量分析了管狀等離子體激勵器的誘導流場。Van Ness等［18］通過在透平葉頂上布置等離子體激勵器來影響葉頂泄漏流動，結果表明等離子體產生的非定常擾動對葉頂泄漏渦和上通道渦具有顯著影響。與常用的非對稱DBD等離子體激勵器不同，Matsunuma等［19］在透平機匣內布置圓管狀電極或平板狀電極，通過在機匣和渦輪動葉葉片之間輸入交流電壓實現了等離子體激勵，實驗結果表明機匣內環形布置電極能有效抑制葉頂泄漏渦。Shyy等［20］將非對稱DBD等離子體產生的電場線性化，構建了唯象學模型并進行實驗驗證，結果表明兩者結果吻合良好。Suzen等［21］采用電場力模擬等離子體對流場的影響，通過求解泊松方程和拉普拉斯方程獲得體積力。Aram等［22］數值研究了DBD等離子體控制離心壓氣機葉片流動分離的效果。Yu等［23］對DBD等離子體電場模型進行優化，使數值計算結果與實驗數據更加接近。Wang等［24］在葉頂吸力側布置等離子體激勵器并使用克里金代理模型進行優化，闡釋了等離子體激勵控制泄漏流的物理機制。

目前，研究人員主要在動葉葉頂上安裝非對稱阻擋介質放電等離子體激勵器，實現葉頂間隙泄漏流控制。Matsunuma等［19］將等離子體激勵器安裝在靜止機匣中，形成一個環形電極DBD等離子體激勵器。這種激勵方式具有結構簡單，容易操作和避免沿面放電等優點，但目前還缺乏對于該等離子體激勵器模型的研究。因此，本文基于Shyy提出的DBD等離子體線性電場模型［20］，建立了環形電極DBD等離子體數值模型，基于Matsunuma等［25］的實驗模型，研究不同激勵條件下等離子體激勵對葉頂間隙流場的影響規律，探究有效降低泄漏損失的等離子體控制方法，為等離子體控制渦輪葉頂間隙泄漏流的工程應用提供理論依據。

1 計算模型和數值方法

1.1 計算模型

本文采用計算模型取自Matsunuma等的五葉片四通道線性葉柵實驗模型，計算邊界與實驗條件相同［25］。表1給出了實驗葉片主要幾何參數。

圖1（a）給出了等離子體激勵器及葉柵通道整體布局。等離子體激勵器布置在機匣壁面，輸入交流電壓時，葉頂間隙區域內氣體被擊穿，從而產生等離子體。為節約計算資源，選擇單通道模型并在流道兩側設置平移周期性邊界條件，進口設置為速度進口，出口設置為壓力出口。

葉頂間隙等離子體激勵結構示意如圖1（b）所示。環形電極作為埋藏電極安裝在靜止機匣內部，機匣表面覆蓋一層絕緣電介質，渦輪動葉作為暴露電極，接入交流電壓后在葉頂間隙處形成等離子體激勵。

采用ANSYS ICEM生成多塊結構化網格，圖2給出了葉柵通道數值計算網格以及實驗對應的數據測量截面1和截面2。為了提高網格質量，葉片壁面附近采用O型網格。為滿足湍流模型計算精度要求，對近壁面區域進行網格加密，近壁面第一層網格厚度為0.001 mm，保證近壁面y+lt;1.0，總網格數為440萬。

1.2 等離子體激勵模型

1.2.1 非對稱DBD等離子體激勵器數值模型

Shyy提出線性近似的方法［20］將非均勻電場簡化為規則電場。該模型假設電場只存在于三角形的等離子體區域內，最大電場強度位于坐標原點處，電場強度隨著與原點距離的增大而線性減小，當電壓小于擊穿電壓時就不再有等離子體生成。通過計算獲得了等離子體激勵產生的體積力分布，再將體積力作為源項添加進動量方程。

1.2.2 環形電極DBD等離子體激勵器數值模型

在環形電極DBD等離子體激勵器結構中，上下電極對稱布置，其中機匣內的環形電極覆蓋有絕緣介質，輸入高壓交流電后，上下兩極板間的空氣被擊穿，產生等離子體，這種放電形貌可以等效為單介質DBD放電結構。張芝濤［26］對單介質DBD放電結構進行實驗。結果表明，兩極板間空氣擊穿后產生的電子不能進入電介質層，而是在表面聚集，形成一層很強的均勻電荷沉積層，與之對應的電場力較大。另一層裸露電極上則無電荷聚集，與之對應的電場力較小。

基于Shyy等提出的非對稱DBD等離子體激勵器數值模型［20］，構建環形電極DBD等離子體激勵器數值模型，如圖3所示。電場強度方向由機匣壁面指向渦輪動葉葉片（接地電極），電介質表面電場強度最大，渦輪動葉表面電場強度最小，葉頂間隙內的電場強度沿葉高方向線性變化。將環形電極DBD等離子體激勵形成的體積力以動量源項形式耦合至雷諾平均Navier-Stokes（RANS）方程組中，其中動量方程為

式中：ρ為密度；p為壓強；ui為略去時均符號的雷諾時均速度分量；σij為應力張量分量；-ρu′iu′j為雷諾應力；Fi為定常平均等離子體激勵力在i方向的分量；i，j=x，y，z。

1.3 等離子體激勵模型驗證

1.3.1 非對稱DBD等離子體激勵模型數值驗證

以非對稱DBD等離子體激勵器為對象，通過與Shyy等的數據對比，分析激勵器誘導的速度場分布，驗證所建立數值模型的可行性。非對稱DBD等離子體主要參數如表2所示。

圖4給出了本文數值計算結果與Shyy等［20］數據的對比。圖中：y為垂直于來流方向高度；v為當地速度；v∞為來流速度。可以看出，等離子體激勵器下游的速度顯著增大，流向速度峰值在2.3附近，與實驗數據吻合良好，反映了等離子體激勵器對流動的影響，驗證了數值方法的準確性。

1.3.2 環形電極DBD等離子體激勵模型驗證

以Matsunuma等［25］實驗模型為研究對象，通過對比分析激勵器誘導的速度場分布，驗證環形電極DBD等離子體激勵模型的準確性。實驗采用的交流電壓為12 kV，交流頻率為10 kHz。圖5對比了施加等離子體激勵時，實驗與不同湍流模型下葉柵通道中間截面1的速度分布云圖，圖中vout為實驗段出口速度。可以看出，realizable k-ε湍流模型未能捕捉到端壁面的下通道渦，SST k-ω湍流模型與標準k-ω湍流模型均準確體現了下通道渦的影響，同時在葉頂區域的泄漏渦與實驗結果吻合較好，但標準k-ω湍流模型更好地展示了葉頂區域等離子體激勵誘導向上流動的流場形態。圖6給出了圖5中黑色虛線上沿葉高方向z的速度分布。標準k-ω湍流模型與SST k-ω湍流模型均能較好吻合實驗數據。考慮到標準k-ω湍流模型更符合葉頂流場形態，本文將采用標準k-ω湍流模型進行數值計算。可以看出，所發展的數值模型能準確模擬環形電極DBD等離子體激勵對葉頂流場的影響。

2 結果與討論

2.1 激勵電壓對葉頂泄漏流控制的影響

本小節在10 kHz激勵頻率下，對比分析了9、13、17 kV激勵電壓下等離子體激勵對葉頂泄漏流動的控制效果。

2.1.1 激勵電壓對葉頂泄漏損失的影響

為評估等離子體激勵對葉頂泄漏損失的降低效果，定義總壓損失系數

Cpt=pt，0-ptpt，0-p（2）

式中：pt，0為進口總壓；pt為當地總壓；p為當地靜壓。

不同激勵電壓下，葉柵通道120%Cax截面處的總壓損失系數分布云圖如圖7所示。可以看出：未施加等離子體激勵時，葉柵通道下游的泄漏渦與通道渦在葉頂區域形成較大的損失范圍；在低激勵電壓9 kV下，葉頂泄漏渦得到一定抑制，機匣壁面附近的高損失區域面積減少；高激勵電壓13 kV使得葉頂區域的高損失范圍明顯減小，表現出等離子體激勵對葉頂泄漏流動的有效控制；隨著激勵電壓進一步增大至17 kV，機匣壁面附近高損失區的強度和范圍未出現明顯變化，但葉高中部附近的總壓損失有所增大。

為進一步分析激勵電壓對流動損失的影響，圖8給出了葉柵通道120%Cax截面處，展向平均總壓損失系數pt沿葉高的分布。可以看出，由于等離子體激勵作用在葉頂間隙區域，因此流動控制效果主要存在于50%葉高以上的區域，其余區域的總壓損失系數在不同工況下無明顯差異。在等離子體激勵影響范圍內，不同激勵電壓對葉頂泄漏流動均具有一定的控制效果，且隨著激勵電壓的增加，流動控制效果加強，總壓損失系數降低也更明顯。需要指出的是，在17 kV激勵電壓作用下，70%葉高附近的總壓損失系數大于無等離子體激勵工況所對應的總壓損失系數。

不同激勵電壓下，葉柵通道120%Cax截面處的平均總壓系數如表3所示。可以看出，相較于無等離子體激勵，施加9 kV的激勵電壓將平均總壓損失系數降低了7.34%，施加13 kV的激勵電壓將平均總壓損失系數降低了15.72%，而施加17 kV激勵電壓時，平均總壓損失系數降低的幅度有所減小。綜上所述可知，在10 kHz激勵頻率下，不同激勵電壓均能有效降低葉柵通道下游的流動損失，13 kV激勵電壓工況下具有最佳的葉柵氣動性能。

2.1.2 激勵電壓對葉頂泄漏損失的影響機理

圖9給出了激勵電壓變化對葉頂截面靜壓系數與流場的影響。靜壓系數Cps定義為

Cps=p-p1pt，0-p1（3）

式中：p1為渦輪出口靜壓。

在較低激勵電壓9 kV下，葉頂前緣區域開始形成明顯的高壓區域，沿著葉頂中弧線的方向壓力逐漸減小，在葉頂中部與尾緣區域壓力側處靜壓仍大于間隙內的靜壓，未能對葉頂泄漏流動形成有效抑制；在更高的激勵電壓13 kV和17 kV下，白色線框標記的葉頂前緣附近出現強烈的流動分離，葉頂高壓區域能夠均勻覆蓋完整的葉頂間隙，壓力側的主流難以克服壓差形成間隙泄漏流動。此外，在等離子體激勵電壓較低時，葉頂壓力側與吸力側并未形成明顯的誘導流動，間隙兩側的靜壓系數分布較為均勻；在較高的激勵電壓下，葉頂間隙兩側形成強烈的誘導流動，造成明顯的靜壓波動；當激勵電壓進一步增加時，葉頂壓力側與吸力側的誘導渦范圍擴大，靜壓波動更加明顯，進一步導致了葉柵通道內更大的氣動損失，這也與圖7、圖8中17 kV激勵電壓作用下在葉柵下游70%葉高附近出現的較高總壓損失相符合。

圖10給出了不同激勵電壓下，85%～100%葉高處的渦量和總壓損失系數云圖以及葉頂間隙截面P1～P3速度分布，圖中葉頂間隙內的流動型態由白色虛線標出。渦量Ω定義如下

式中：vx、vy、vz分別為x、y、z方向的速度。

從圖10可以看出，未施加等離子體激勵時，壓力側主流進入葉頂間隙形成葉頂泄漏渦，泄漏渦卷吸機匣壁面附近的低動量流體并壓制相鄰的通道渦，逐漸在葉頂吸力側占據主導地位，最終在葉頂尾緣附近形成大范圍的高損失區域。在低激勵電壓9 kV作用下，葉頂壓力側與機匣吸力側邊界層厚度增加，對葉頂間隙內流體形成阻礙作用，葉頂泄漏流得到一定抑制，泄漏渦強度減弱，而與泄漏渦旋向相反的通道渦得到一定增強，隨著流動的發展，通道渦不斷增強并擠壓泄漏渦，最終葉頂尾緣附近的通道渦貼近機匣面，泄漏渦更加遠離壁面，葉頂高損失范圍有所減小。如圖9所示，高激勵電壓13 kV和17 kV下，葉頂前緣發生流動分離，葉頂間隙內形成大尺寸渦系結構，同時葉頂壓力側與吸力側形成的誘導渦也占據了主導地位。其中，吸力側誘導渦緊貼機匣壁面并壓制旋向相反的通道渦，而壓力側形成的尺寸較大的誘導渦，進一步阻礙主流侵入葉頂間隙。需要指出的是，盡管高激勵電壓下形成了大尺寸的誘導渦，葉頂尾緣截面處并未出現大范圍的高損失區域，可以認為誘導渦結構對葉柵通道氣動性能的影響并不顯著。此外，17 kV與13 kV激勵電壓對葉頂流場的控制效果類似，但過高的激勵電壓不僅需要更高的能量輸入，而且對泄漏流的控制效果沒有明顯提升，因此在一定的激勵頻率下，存在對應的最佳激勵電壓值。

不同激勵電壓下的等離子流動控制效果具有顯著差異。圖11總結了等離子體激勵電壓對葉頂間隙流動的影響。可以看出，隨著激勵電壓的增加，葉頂間隙的高壓覆蓋范圍擴大，同時進一步增強誘導渦強度，葉頂泄漏流與泄漏渦逐漸消失，葉頂間隙內部由等離子體激勵形成的間隙渦占主導地位。需要指出的是，葉柵通道渦的發展同樣受到激勵電壓的影響，低激勵電壓下泄漏渦被削弱，通道渦向機匣壁面發展并壓制泄漏渦，而高激勵電壓下泄漏渦消失，吸力側較強的誘導渦緊貼機匣壁面，對旋向相反的通道渦形成抑制作用。

2.2 激勵頻率對葉頂泄漏流控制的影響

本節基于激勵電壓為13 kV，研究了8、10、12 kHz不同激勵頻率對葉頂泄漏流控制的影響。

2.2.1 激勵頻率對葉頂泄漏損失的影響

圖12對比了不同激勵頻率下的總壓損失系數云圖。可以看出，在不同激勵頻率下，葉頂區域的高損失范圍并未出現明顯變化，說明在較低激勵頻率下，等離子體激勵仍能對葉頂泄漏流形成有效控制。低激勵頻率下的高損失區域呈現出完整的橢圓形狀，隨著激勵頻率的增加，葉頂兩側的誘導渦進一步增強，通道渦被抑制，最終葉柵通道下游由誘導渦引起的高損失區覆蓋更大面積，通道渦形成的損失區緊貼誘導渦且范圍逐漸減小。

圖13給出了葉柵通道120%Cax截面處，展向平均總壓損失系數沿葉高的分布。可以看出，75%葉高以下區域，不同激勵頻率的總壓損失系數 曲線接近重合，其余區域的總壓損失系數曲線沒有顯著變化。但是，在低激勵頻率（8 kHz）下，機匣壁面附近的總壓損失系數較高，表明低激勵頻率對葉頂泄漏流動的控制較弱。

表4對比了下游截面在不同激勵頻率下的平均總壓損失系數。可以看出，隨著激勵頻率的增加，葉柵通道下游的總壓損失系數逐漸降低。相較于無等離子體激勵工況，8 kHz工況的總壓損失系數降低了14.86%，10 kHz工況總壓損失系數降低了15.72%，12 kHz工況總壓損失系數降低了16.12%，但激勵頻率的增加對總壓損失的影響逐漸降低。

2.2.2 激勵頻率對葉頂泄漏損失的影響機理

激勵頻率的增加能夠有效降低葉柵通道的氣動損失，但降低的幅度變化并不明顯，表明激勵頻率的改變對葉頂泄漏流動并無顯著影響。

圖14對比了不同激勵頻率葉頂靜壓系數云圖與流線分布。可以發現，當激勵電壓一定時，激勵頻率的變化對葉頂間隙處的高壓覆蓋范圍沒有明顯影響，在較低激勵頻率下仍能有效抑制葉頂泄漏流動，而葉頂兩側由誘導渦引起的靜壓波動隨著激勵頻率的提高而增強。這表明激勵頻率主要影響葉頂吸力側與壓力側的誘導流動及由誘導流動形成的誘導渦，在低激勵頻率下葉頂兩側的誘導渦較弱，而隨著激勵頻率的增加，誘導渦也逐漸增強。

綜上所述可知，激勵頻率的變化對葉頂間隙內高壓區域的影響并不明顯，在一定的激勵電壓下，較低的激勵頻率仍能抑制葉頂泄漏流動。激勵頻率的增加使得葉頂兩側的誘導渦增強，旋向相反的通道渦得到抑制，并且通道渦形成的損失區域逐漸減小，高激勵頻率下的葉柵氣動性能進一步提高。

3 結 論

本文發展了環形電極DBD等離子體激勵器的數值分析模型，研究了等離子體激勵下透平動葉葉頂間隙的流動形態，分析了外加電源的激勵電壓與激勵頻率對等離子體激勵流動控制效果的影響規律。本文主要結論如下。

（1）環形電極DBD等離子體激勵器對葉頂泄漏流動的控制主要體現在兩個方面。在葉頂間隙內，等離子體激勵形成強大的渦系結構，旋渦尺寸能夠覆蓋機匣與葉頂之間的整個間隙，阻礙壓力側主流進入吸力側。同時，葉頂兩側出現朝向機匣壁面的誘導流動，在高激勵電壓下進一步形成緊貼機匣壁面的誘導渦，壓力側的誘導渦同樣會卷吸主流低動量流體，抑制泄漏流動，而吸力側的誘導渦也會對旋向相反的通道渦形成壓制。在等離子體激勵作用下，葉頂間隙內部與葉頂吸力側壓力側形成的渦系結構共同抑制了葉頂間隙泄漏流動，在一定的激勵電壓與激勵頻率下，等離子體激勵能夠有效控制葉頂間隙內部及葉頂周圍的流動。

（2）激勵頻率為10 kHz時，等離子體激勵的激勵電壓存在最佳值。增大激勵電壓能夠使得葉頂間隙形成均勻的高壓區域，間隙內的旋渦與葉頂兩側的誘導渦結構進一步增強，直至葉頂泄漏渦消失。激勵電壓為9 kV和13 kV時，葉柵通道下游截面的平均總壓損失系數相比于無激勵工況分別下降了14.45%和15.72%。但是，過高的激勵電壓形成的誘導渦則會一定程度上增加葉柵通道下游的總壓損失。

（3）激勵電壓13 kV時，所研究的激勵頻率的變化對葉頂間隙高壓區域的影響并不明顯，隨著激勵頻率的增加，葉頂兩側的靜壓波動變大，表明激勵頻率主要影響了誘導渦的強度。在葉柵通道下游截面上，激勵頻率越高，誘導渦對相鄰的通道渦壓制作用越強，總壓損失也就越低。

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（編輯 陶晴）