賴佑奎，馬海騰，劉一粟，歐陽華1，，*

1．上海交通大學 中英國際低碳學院，上海 200240

2．上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200240

近年來，為追求航空發(fā)動機更高的熱效率和推重比，高壓渦輪葉片的進口溫度不斷提升［1］，已遠超鎳基高溫合金等單晶葉片材料的熔點［2］。目前主要通過耐高溫材料［3］、熱障涂層［4］、高效冷卻技術來解決這一挑戰(zhàn)。其中，渦輪葉片的冷卻通常采用氣膜冷卻［5］、前緣旋流沖擊冷卻［3］、中弦?guī)Ю呱咝瓮ǖ馈⑽簿墡_流柱通道、劈縫冷卻等組合而成的復合冷卻結構［6］。為了獲得更高的冷卻效率，對渦輪葉片復合冷卻結構下的流動進行實驗研究和數(shù)值仿真具有重要意義。

在實驗方面，渦輪葉片的外部流場或簡單冷卻結構下的流場測量通常是基于光學技術，如粒子圖像測速（Particle Image Velocimetry，PIV）［7-8］、多普勒激光測速（Laser Doppler Velocimetry， LDV）［9］等。LDV 多應用于空間單點的速度測量［10］，PIV 用于平面速度的測量［11-12］。對于復合冷卻渦輪葉片，由于LDV 和PIV 結構間的相互遮擋而難以對內(nèi)部的三維流場進行完整的測量。而源于醫(yī)療領域的磁共振測速（Magnetic Resonance Velocimetry， MRV）技術為解決這一問題提供了新思路。

斯坦福大學的Elkins 等［13］、Iaccarino 和Elkins［14］通過PIV、LDV 對MRV 在渦輪葉片簡單冷卻結構流動測量中的準確性進行了驗證，并肯定了MRV 的測量效果。Benson 等［15］通過MRV闡明了前緣射流沖擊冷卻復雜流動的關鍵特征，同時識別了滯止區(qū)和再循環(huán)區(qū)。Saglam 等［16］的MRV 實驗數(shù)據(jù)表明，沖擊孔內(nèi)流動受通道橫流的影響，為數(shù)值模擬的驗證提供了良好的基礎。Elkins 等［17］利用MRV 測量了一個蛇形通道模型的平均質量流量，結果與超聲波流量計測量的誤差在7%以內(nèi)。Bruschewski［18］、Wüstenhagen［19］等對MRV 數(shù)據(jù)進行了空間可視化處理，得到了蛇形通道的三維流線，并通過MRV 數(shù)據(jù)驗證了不同的湍流模型。Baek 等［20］對一種蛇形通道進行了MRV 實驗和數(shù)值分析，詳細闡述了蛇形通道中的二次流和流動不均勻性。Yapa［21］對基于VKI 葉型的帶擾流柱和半劈縫的葉片內(nèi)外流摻混流動進行了MRV 測量，通過分析發(fā)現(xiàn)冷流產(chǎn)生的縱向渦在尾跡擴散中起主導作用。Siekman等［22］使用MRV 研究了一種帶擾流柱的尾緣結構，與CFD 結果對比發(fā)現(xiàn)，CFD 在第一排擾流柱的最大速度預測值較MRV 數(shù)據(jù)更大。還有很多學者用MRV 測量了帶肋三角形通道［23］、格子通道［24］的速度場。關于完整復合冷卻結構的研究較少，僅Williams 等［25］測量了基于NACA-0012翼型的帶有層板冷卻葉片的氣膜冷卻孔上的速度場。目前，醫(yī)用磁共振成像（MRI）已經(jīng)實現(xiàn)腦部、心臟位置血液的瞬態(tài)流動顯示［26-27］，但現(xiàn)階段MRV 技術在高壓渦輪葉片內(nèi)部三維的測量還限于穩(wěn)態(tài)流場。綜上所述，大多學者的研究局限于1、2 種簡單冷卻結構的測量，而接近真實葉片的復合冷卻的穩(wěn)態(tài)測量研究還很少。

數(shù)值模擬方面的相關研究很多，這里重點介紹尾緣擾流柱、半劈縫等結構下流動的相關研究。白琰［28］通過Realizablek-ε模型對梯形通道側向出流擾流柱陣列的流動進行了詳細的分析，并通過氣體實驗驗證了出口通道的質量流量。Bianchini 等［29］用SST（Shear Stress Transfer）模型模擬了錯排擾流柱對流動的影響，與PIV 結果吻合較好。吳偉龍等［30］通過k-ωSST模型討論了尾緣通道中不同大小的擾流柱在旋轉狀況下對葉片的內(nèi)部流動的影響，并通過實驗數(shù)據(jù)對比驗證了數(shù)值方法可靠性。孔星傲等［31］提出了直線式、曲線式2 種傾斜劈縫結構，并通過標準k-ε模型的數(shù)值模擬研究了內(nèi)部流場，得出傾斜劈縫可減小冷氣轉折角、抑制旋渦產(chǎn)生，使流動更加平緩，從而減小流阻。張麗等［32］對葉片尾緣擾流柱通道進行了計算，結果與流量分配實驗吻合較好，另外還發(fā)現(xiàn)擾流柱區(qū)的流動方向基本為弦向，但也存在著一定的徑向流動。綜上所述，簡單冷卻結構下的流動通?？墒褂肞IV 或LDV 進行驗證，但復合冷卻渦輪葉片的內(nèi)部流動通常只能使用CFD 進行研究或局部驗證。而MRV 為完整流場的實驗驗證提供了一種新途徑。

對于上述問題，本文針對具有復合冷卻結構的高壓渦輪葉片（美國GE 公司的E3發(fā)動機高壓渦輪葉片），開展基于MRV 技術的流動測量實驗，獲取渦輪葉片內(nèi)部的三維速度數(shù)據(jù)。同時，通過MRV 實驗數(shù)據(jù)對數(shù)值仿真結果進行校驗，并著重對尾緣的流動情況進行分析，研究全高擾流柱、半高擾流柱對尾緣出流的影響。

1 MRV 原理

MRV 即相位對比磁共振成像（PC-MRI），是利用射頻脈沖使氫質子發(fā)生核磁共振，進而得到磁共振圖像。其中，三維空間位置的速度信號主要是通過3 個方向的相位編碼實現(xiàn)，即利用氫質子在梯度磁場中的進動產(chǎn)生相位差［33-34］。

氫質子自旋角速度ω(r，t)的定義為

式中：r為位置，為時間t的函數(shù)，m；γ為氫質子的旋磁比，常取42.5 MHz/T；B0為主磁場場強，ΔB0為局部不均勻磁場的場強，T；G為附加的梯度磁場， T/m。

將式（1）在某時刻t0至下一時刻TE內(nèi)進行積分，得到

在某一時刻t0，施加一次雙極梯度磁場后，可得到相位Φ(1)，然后在下一時刻tE施加一次反向的雙極梯度磁場后得到相位Φ(2)。這時，位移未改變的質子相位差為0；而位移改變的質子相位差不為0，且該處質子的相位差為

定義編碼速度為

當ΔM1很小時，可將質子自旋的速度轉化為3 個方向上的真實速度

式中：vencX、vencY、vencZ分別為X、Y、Z方向的編碼速度，m/s；vX、vY、vZ分別為X、Y、Z方向的真實速度，m/s；ΔΦ為相位差，rad；ΔΦ/π 為實驗得到的磁共振圖像數(shù)據(jù)。

2 實驗設置

2.1 實驗系統(tǒng)與裝置

本次實驗在上海東軟醫(yī)療科技有限公司的磁共振研發(fā)實驗室完成。圖1 為實驗系統(tǒng)，主要包括東軟醫(yī)療1.5 T 核磁共振儀、測試段、供水系統(tǒng)、數(shù)字溫度計、浮子流量計等。圖2 為測試段，由非磁性材料制作，復合冷卻渦輪葉片模型是采用GE-E3葉型［35］，葉片弦長為187.7 mm，葉高213.2 mm，采用SLA 技術3D 打印而成（打印精度為0.1 mm）。其內(nèi)部冷卻結構如圖3 所示，包括前緣沖擊冷卻、氣膜孔、帶肋蛇形通道、尾緣帶全高、半高擾流柱通道、氣膜孔和半劈縫等結構［36］。

圖1 MRV 實驗系統(tǒng)［36］Fig.1 MRV experiment setup［36］

圖2 渦輪葉片模型和測試段Fig.2 Turbine blade model and test section

圖3 渦輪葉片內(nèi)部冷卻結構Fig.3 Internal cooling structures of turbine blade

2.2 實驗工況

根據(jù)美國航空航天局（NASA）試驗報告［35］中第11 個狀態(tài)點的試驗數(shù)據(jù)和幾何參數(shù)，計算第一級動葉的前緣和尾緣通道的冷氣質量流量和雷諾數(shù)。尾緣通道雷諾數(shù)范圍一般為1 000～60 000［6，37-40］，本次實驗為保證得到較好的測量效果，取較低的雷諾數(shù)（2 718）進行，同時采用含0.015 mol/L 的硫酸銅水溶液作為本次實驗工質。表1 列出了NASA 試驗工況與本次實驗工況對比。

表1 實驗工況Table 1 Test conditions

基于水力直徑的雷諾數(shù)定義為

式中：ρ、μ分別為密度、截面平均速度、動力學黏度；DH為截面水力直徑，DH=4A/C，A、C分別為通道截面積和濕周長。

2.3 實驗方法

測試段中心與主磁場線圈中心重合，并將接收信號的相控線圈包裹在測試段上，以得到更好的測量效果。考慮到溫度對雷諾數(shù)的影響較大（22～25 ℃時，每提升1 ℃，雷諾數(shù)增加約2.3%），為減小溫度變化對雷諾數(shù)的影響，將溫度控制在22 ℃左右。核磁共振儀的掃描參數(shù)如表2 所示［36］。在流動情況下掃描3 組，在不流動的情況下掃描一組。其中，為避免出現(xiàn)混疊［41］，編碼速度主要由CFD 結果的全局速度最大值進行初步確定。另外，通過對MRV 裝置進行靜態(tài)水模測試，得到的平均速度誤差在2.62 cm/s 以內(nèi)。

表2 MRV 測量參數(shù)［36］Table 2 MRV measurement parameters［36］

2.4 實驗數(shù)據(jù)處理

本次實驗得到的是穩(wěn)態(tài)流場數(shù)據(jù)，磁共振圖像數(shù)據(jù)（Dicom 文件格式）主要包括幅值圖和左右RL、前后AP、頭足FH 這3 個方向的相位圖。在對流動情況下的3 組數(shù)據(jù)取平均后，需將其轉換為3 個方向的坐標值及對應的速度值(X，Y，Z，vX，vY，vZ)。橫斷位的單切片層的坐標映射公式及速度轉換公式為

式中：XX、XY、XZ為繞X方向旋轉的余弦值；YX、YY、YZ為繞Y方向旋轉的余弦值；Δi、Δj分別為X、Y方向分辨率；SX、SY、SZ為掃描中心點離坐標系原點的距離；i，j分別為單層圖片的縱向和橫向的像素點坐標；v(i，j)為該像素點的速度，m/s；D(i，j)為該像素點的值。其中，余弦值XXYZ、YXYZ，距離SXYZ及分辨率Δi、Δj由東軟醫(yī)療提供。另外，冠狀位計算公式與之類似。

速度幅值V的計算公式為

渦量ωY的計算公式為

其中，質量流量?的計算公式為

不確定度σv的估計公式［17，34］為

式中：SNR 為信噪比，噪聲值為背景區(qū)域的平均幅值，信號值為感興趣區(qū)域的平均幅值。橫斷位和冠狀位數(shù)據(jù)的SNR 分別為33.3、20.1［36］。

3 數(shù)值仿真設置

3.1 計算域和邊界條件

基于商用軟件ANSYS CFX 的k-ωSST 湍流模型進行雷諾平均數(shù)值模擬（RANS）計算，采用高精度的對流格式。提取實驗葉片模型的內(nèi)部流道，作為渦輪葉片整體三維模型Case0 的計算域，具體如圖4 所示。設置水流進口流量m?為0.287 kg/s（前緣通道m(xù)?LE、蛇形通道m(xù)?MC、尾緣通道m(xù)?TE均已標出），前緣LE1～LE21 出口靜壓為102 140 Pa，蛇形通道MC1～MC3 出口靜壓為102 267 Pa，尾緣TE1～TE10 出口靜壓為102 290 Pa（由于本次實驗未測量出口測壓管水頭，為保證基于各個通道水力直徑的雷諾數(shù)與實驗一致，讓前緣通道Z/D=17、蛇形通道Z/D=18、尾緣Z/D=14 這3 個通道處的流量與用MRV 數(shù)據(jù)計算的流量值保持一致）。溫度為22 ℃，壁面均為絕熱無滑移壁面。進口湍流度為5%。穩(wěn)態(tài)計算的收斂標準為通量殘差的均方根值（RMS）小于10-4。流量進口和壓力出口位置已在圖4 中標出，虛線箭頭表示水流在前緣、蛇形通道、尾緣3 個通道中的流動方向，其中，擾流柱直徑D為6.3 mm。

圖4 Case0 計算域和邊界條件Fig.4 Computational domain and boundary conditionsof Case0

圖5 為Case0 計算域簡化后的尾緣計算域Case1，尾緣處邊界條件同Case0。簡化的原因是前緣和蛇形通道的壓力出口不利于后續(xù)CFD的工況設置（需保證尾緣通道的進口流量為0.058 kg/s），同時還能減小尾緣部分各工況的計算量。

圖5 Case1 計算域Fig.5 Computational domain of Case1

為討論全高、半高擾流柱對尾緣出流的影響，對4 組不同擾流柱配置進行了數(shù)值模擬研究，如圖6 所示。圖中，Case1 為基礎構型，作為對照組；Case2 僅有高擾流柱排；Case3 僅有半高擾流柱排；Case4 無擾流柱。

圖6 不同擾流柱結構設置Fig.6 Different pin fins settings

3.2 網(wǎng)格劃分

采用商業(yè)軟件ANSYS ICEM 對Case0 進行網(wǎng)格劃分，流體區(qū)域的主體部分采用四面體網(wǎng)格、近壁區(qū)域采用棱柱層網(wǎng)格，并對氣膜孔、沖擊孔、擾流肋、擾流柱、半劈縫處進行局部加密。近壁面區(qū)域設有10 層邊界層網(wǎng)格，首層網(wǎng)格高度為0.002 mm，網(wǎng)格增長率為1.2，保證y+＜1，前緣氣膜孔、尾緣半劈縫處的網(wǎng)格細節(jié)見圖7。

圖7 Case0 網(wǎng)格細節(jié)Fig.7 Mesh detail of Case0

為驗證網(wǎng)格獨立性，對Case0 的近壁面網(wǎng)格進行加密，得到網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為963 萬、1 298 萬、1 633 萬的3組網(wǎng)格。計算得到尾緣TE9處的質量流量，見圖8，當網(wǎng)格數(shù)量從1 298 萬升至1 633 萬后，尾緣TE9 處的流量差值＜0.5%。故采用網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為1 298 萬的網(wǎng)格進行計算，Case1（基礎構型）的網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為200 萬。

圖8 網(wǎng)格無關性驗證Fig.8 Gird-independence validation

4 結果分析與討論

4.1 全流域流動情況

根據(jù)式（12），計算得到冠狀位數(shù)據(jù)的不確定度σv為1.2 cm/s，約占入口速度的3.7%［34］。

圖9 為葉片內(nèi)部流場的速度分布。在前緣位置，水流經(jīng)過前緣通道到達沖擊孔處，隨著Z向距離增加，流速逐漸減小，并在葉頂Z/D=45～50處，幾乎發(fā)生停滯。而在沖擊孔處，流速顯著增加，并噴射到渦輪葉片前緣內(nèi)壁上，形成沖擊冷卻，之后經(jīng)過氣膜孔噴射到葉片外部。

圖9 MRV 與CFD（Case0）速度云圖對比Fig.9 Comparison of the velocity contour between MRV and CFD （Case0）

在蛇形通道處，水流經(jīng)過直通道后到達Z/D=45 處的180°拐角（Z/D=50 處的2 個氣膜孔有著全局最大的射流速度），先在拐角前進行了加速，然后出現(xiàn)了流動分離，水流直接沖擊到第2 個直通道壁面上，由于Z向的速度分量未消失，使得較高速度的水流一直貼著通道壁流動。在Z/D=10 處的180°拐角，流動現(xiàn)象與Z/D=45 處的比較類似，但分離區(qū)域的形狀不相似，主要由于拐角處流道的幾何形狀不同。流過Z/D=10 處拐角后，水流并未貼著第3 個直通道壁流出，可能是受到了V 形肋產(chǎn)生的二次流的擾動。

在尾緣處，水流以一定角度流入，并在尾緣入口形成了一個分離區(qū)域，后被Z/D=17，19 處的擾流柱分成了3 部分，靠近蛇形通道的部分貼著通道壁流到了葉頂處，中間部分則流到了半劈縫處，靠近氣膜孔的一部分幾乎全部從氣膜孔和Z/D=32 處的半劈縫流出。

圖9（a）、圖9（b）對比表明，CFD 結果與MRV 數(shù)據(jù)在前緣、蛇形通道、尾緣處的流場分布基本吻合，可在此基礎上開展尾緣部分的流動模擬，并進一步分析全高、半高擾流柱對尾緣出流的影響。

4.2 尾緣流動分析

圖10 為尾緣部分的幾何結構。中截面定義為圖10（a）中Y1=0 處的截面。其中，全高、半高錯排擾流柱的直徑D均為6.3 mm，沿X1方向分布的全高擾流柱高度分別為H1/D、H2/D、H3/D分別為1.16、0.89、0.6，半高擾流柱分別為0.58、0.45、0.3，X1、Z1方向的間距直徑比SX/D均為2.06，TE1～TE6 為直徑3.25 mm 的氣膜孔，TE7～TE9 處是高3.25 mm、寬20 mm 的半劈縫，TE10 處是直徑3 mm、射流角度為30°的氣膜孔。

圖11 給出了尾緣中截面的速度云圖，通過MRV 結果和Case1 結果的對比表明尾緣的整體流場較為吻合。氣膜孔TE1、TE3、TE5 處的流動情況較為相似，擾流柱的存在使得氣膜孔入口有較大的速度；在氣膜孔TE2、TE4、TE6 處，受擾流柱后低速區(qū)的影響，氣膜孔入口處的速度略低于其前一個氣膜孔；在半劈縫TE7 處（Z1/D=18.49）存在明顯的流動分離區(qū)域。

圖12 為尾緣中截面的渦量云圖。在氣膜孔TE1～TE6 處，無宏觀上的漩渦，一正一負的渦量是由壁面的黏性應力引起。而在半劈縫（Z1/D=18.0 處）的正渦量值明顯大于Z1/D=21.0 處的負渦量值，與Z1/D=25.0，30.0 處情況不太一樣，再結合圖13 可發(fā)現(xiàn)，Z1/D=18.0 處的渦量分布現(xiàn)象應該是由宏觀漩渦和黏性應力共同產(chǎn)生的。從定性的角度來說，MRV 數(shù)據(jù)與CFD 結果在尾緣中截面處的渦量分布趨勢吻合較好。

圖12 尾緣中截面（Y1/D=0）渦量分布Fig.12 Vorticity distribution of middle cross-section of TE （Y1/D=0）

圖13 半劈縫處流線分布（Z1/D=18.49）Fig.13 Streamline distribution at slot （Z1/D=18.49）

圖14 為MRV 數(shù)據(jù)與CFD 定量對比，MRV數(shù)據(jù)與Case1 在Y1/D=0，Z1/D=8.3 處的速度分布趨勢較為接近，但在擾流柱后的低速區(qū)即X1/D=0.5，4.0，5.5 處的分布存在較大差距。

圖14 Y1/D=0，Z1/D=8.3 處線速度分布Fig.14 Velocity distribution of line at Y1/D=0， and Z1/D=8.3

圖15 為Y1/D=1.39，Z1/D=5.49 處流線分布，在擾流柱后存在2 個反向的漩渦，表明此處發(fā)生了明顯的圓柱擾流現(xiàn)象?？膳袛喑龃颂幰徽回摰臏u量分布是漩渦引起的微團旋轉運動。

圖15 擾流柱處流線分布（X1/D=1.39，Z1/D=6.48）Fig.15 Streamline distribution at pin fin （X1/D=1.39，and Z1/D=6.48）

圖16 展示了半劈縫處的速度分布。在TE7、TE8 處，由于擾流柱的影響，存在2 個速度較高的區(qū)域，呈現(xiàn)出不均勻的分布。而在TE9 處，速度分布非常均勻，且CFD 的結果與MRV 數(shù)據(jù)較為吻合。從TE7～TE9 的變化趨勢上看，半劈縫截面的速度分布沿展向愈發(fā)均勻。

圖16 半劈縫處速度云圖（X1/D=7.06）Fig.16 Velocity contour of slots （X1/D=7.06）

圖17 給出了氣膜孔TE1～TE6、TE10 和半劈縫TE7～TE9 的質量流量。MRV 數(shù)據(jù)在氣膜孔TE1～TE6，半劈縫TE7、TE8 處的流量略小于CFD 結果，而在半劈縫TE9、氣膜孔TE10 處大于CFD 結果。尾緣整體出流趨勢較為一致：靠近葉根的氣膜孔的流量最大，沿展向逐漸減小；靠近葉根的半劈縫的流量最大，沿葉展向逐漸增大。通過MRV 數(shù)據(jù)計算得到的TE1～TE10 處的質量流量總和為55.44 g/s，比尾緣通道Z/D=14 處的質量流量小4.4%，局部出流位置存在較大的誤差。引起誤差主要原因是：MRV 數(shù)據(jù)圖片分辨率為0.5 mm×0.5 mm，而氣膜孔的直徑和半劈縫的高為3.25 mm，像素點較少，邊緣位置識別不清，使計算得到的流量存在一定誤差。

圖17 尾緣出流情況Fig.17 Outlet mass flow rate of TE

4.3 不同擾流柱配置對尾緣出流的影響

在通過MRV 實驗數(shù)據(jù)驗證CFD（Case1）結果的基礎上，用CFD 進一步研究全高、半高擾流柱排對尾緣展向流量分配的影響。

圖18 為Case1～Case4 在尾緣中截面上的流線和壓力分布。Case1、Case3 的對比顯示，全高擾流柱明顯影響了尾緣通道的流線分布，同時也增加了壓力梯度。通過Case1 和Case2 或Case3和Case4 的對比顯示，半高擾流柱對流線分布有一定影響，但對壓力分布的影響很小。

圖18 尾緣壓力和流線分布Fig.18 Pressure and streamline distribution of TE

根據(jù)圖19（a），在去掉半高擾流柱排后，氣膜孔TE1～TE6 處、半劈縫TE7 處的進出壓差減小、流量減少，而半劈縫TE8、TE9 處壓差增加、流量增加。從表3 可見，半高擾流柱排使氣膜孔TE1～TE6 流量增加約0.8%、半劈縫出流流量降低0.8%。

表3 尾緣不同擾流柱配置下的流量分配Table 3 Flow distribution in different pin fin setup on TE

圖19 尾緣出口質量流量和壓差Fig.19 Outlet flow and pressure difference of TE

圖19 （b）顯示，在去掉全高擾流柱排后，氣膜孔TE1～TE4 處、半劈縫TE8、TE9 處的進出壓差減小、流量減少；而半劈縫TE7 處壓差增加、流量明顯增加。根據(jù)表3，尾緣氣膜孔處的流量分配增加了約1.9%，半劈縫處減少1.9%，可見全高擾流柱的影響較半高擾流柱更為明顯。

在圖19 （c）中，Case1 基礎構型與Case4 無擾流柱相比：氣膜孔處的壓差更大，流量增加了約2.8%；而半劈縫處壓差幾乎相同，但流量減少2.8%；該流量剛好為全高、半高擾流柱單獨影響的總和。另外，無擾流柱情況下的氣膜孔和半劈縫處的壓差變化較為均勻、流量也更均勻。

5 結 論

采用磁共振測速（MRV）研究了帶有典型復合冷卻結構的高壓渦輪葉片（GE-E3渦輪葉片）的內(nèi)部流動，重點研究了葉片尾緣的流動情況，討論了全高、半高擾流柱排對尾緣展向流量分配的影響，得到如下主要結論：

1） MRV 成功地獲取了復合冷卻渦輪葉片內(nèi)部的三維流場，通過其速度分布、流線分布、渦量分布識別出了一些分離區(qū)域、旋渦結構，并得到了尾緣出口的流量分配特性數(shù)據(jù)。

2） MRV 實驗數(shù)據(jù)在尾緣通道進口與出口流量存在4.4%的誤差，主要由氣膜孔處邊緣處數(shù)據(jù)不準確所致。但從整體來看，MRV 數(shù)據(jù)的不確定度（1.2 cm/s）仍在可信范圍內(nèi)，可定量驗證CFD 結果的準確性和可靠性。

3） 尾緣呈現(xiàn)出氣膜孔出流量沿展向減小，而半劈縫出流量沿展向增大的出流趨勢。

4） 全高、半高擾流柱排對出流的影響主要是增大了流阻和出流的驅動壓差，使氣膜孔整體出流量增大2.8%，而半劈縫整體出流量減小2.8%。

以此為基礎，將進一步研究探索MRV 測量在有外部主流情況下的復合冷卻渦輪葉片的內(nèi)外流場。