吳中野，方祥軍,*，劉思永，馬廣健

1. 北京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京 100083 2. 中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽 110015

對(duì)轉(zhuǎn)渦輪是提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比的有效技術(shù)途徑之一。20世紀(jì)后半葉，美國綜合高性能渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)計(jì)劃(IHPTET)[1]和后續(xù)的先進(jìn)可承受通用渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)計(jì)劃(VAATE)[2]始終將對(duì)轉(zhuǎn)渦輪列為關(guān)鍵性技術(shù)進(jìn)行研究。在這些計(jì)劃要求的推動(dòng)下，美國P&W公司成功研制出了第4代發(fā)動(dòng)機(jī)F119，其采用了1+1對(duì)轉(zhuǎn)渦輪氣動(dòng)布局，該發(fā)動(dòng)機(jī)推重比達(dá)到了10量級(jí)[3-4]，而GE公司研制的YF120發(fā)動(dòng)機(jī)，其更是采用了1+1/2無導(dǎo)葉對(duì)轉(zhuǎn)渦輪氣動(dòng)布局[5-8]。俄羅斯Sotsenko[9]教授在直升機(jī)燃?xì)鉁u輪研究中，也指出無導(dǎo)葉對(duì)轉(zhuǎn)渦輪技術(shù)能夠使得渦輪進(jìn)口溫度提高約60 K，這直接有益于發(fā)動(dòng)機(jī)推重比的提高。

在國內(nèi)，對(duì)轉(zhuǎn)渦輪技術(shù)也取得了大量的理論研究成果。從整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)要求的高度出發(fā)，中國科學(xué)院工程熱物理研究所蔡睿賢[10-11]基于壓氣機(jī)(含風(fēng)扇)負(fù)荷、轉(zhuǎn)速以及壓比匹配的實(shí)用可能，提出了適合于對(duì)轉(zhuǎn)渦輪的發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)，并指出目前對(duì)轉(zhuǎn)渦輪常用的特殊葉柵不是超高負(fù)荷大氣流轉(zhuǎn)折角葉柵，而是氣流轉(zhuǎn)折角較小、葉型較平，且接近平行于額線的葉柵。劉思永等[12-16]指出采用超跨聲、大負(fù)荷、低稠度、無導(dǎo)葉的對(duì)轉(zhuǎn)渦輪方案對(duì)于提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比是一個(gè)重大的技術(shù)措施。對(duì)轉(zhuǎn)渦輪在設(shè)計(jì)自由度減少后，高低壓渦輪轉(zhuǎn)子氣動(dòng)參數(shù)間相互制約。該課題組還提出了一種基于S1流面而非柱面或錐面的葉片造型方法，并建立了國內(nèi)首臺(tái)連續(xù)式超跨聲對(duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)臺(tái)。季路成等[17-19]也指出1+1/2級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)渦輪所面臨的挑戰(zhàn)是前所未有的。1+1/2級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)渦輪在取消了低壓渦輪進(jìn)口導(dǎo)葉情況下，為保證低壓渦輪輸出功率要求，高壓渦輪面臨著高出口馬赫數(shù)問題，其數(shù)值達(dá)到了1.6以上，這給高壓渦輪葉型設(shè)計(jì)帶來難度。針對(duì)高壓渦輪葉型設(shè)計(jì)困難問題，季路成等[20]進(jìn)行了超聲葉柵設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究，其設(shè)計(jì)葉柵采用基元流道收擴(kuò)造型，研究表明高出口馬赫數(shù)渦輪葉柵是可行的。在無導(dǎo)葉對(duì)轉(zhuǎn)渦輪氣動(dòng)設(shè)計(jì)方面，鄒正平等[21]指出流量系數(shù)小，高壓動(dòng)葉出口氣流角大以及高壓動(dòng)葉進(jìn)出口軸向速比大是設(shè)計(jì)滿足大出功比、高效率對(duì)轉(zhuǎn)渦輪的關(guān)鍵細(xì)節(jié)。

試驗(yàn)研究是渦輪設(shè)計(jì)與優(yōu)化過程中必不可少的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。試驗(yàn)研究能夠驗(yàn)證與檢驗(yàn)渦輪設(shè)計(jì)，并指導(dǎo)渦輪設(shè)計(jì)優(yōu)化。在國內(nèi)有關(guān)對(duì)轉(zhuǎn)渦輪的試驗(yàn)研究工作鮮有公開文獻(xiàn)發(fā)表。本文基于北京航空航天大學(xué)連續(xù)式供氣的超跨聲對(duì)轉(zhuǎn)模型渦輪試驗(yàn)臺(tái)[14]，對(duì)1+1/2級(jí)超跨聲?；瘜?duì)轉(zhuǎn)渦輪氣動(dòng)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。?；囼?yàn)?zāi)軌蝻@著地降低試驗(yàn)成本，縮短試驗(yàn)周期。本試驗(yàn)主要分為2個(gè)階段，第一階段為單轉(zhuǎn)子高壓渦輪試驗(yàn)，第二階段為高低壓渦輪雙轉(zhuǎn)子試驗(yàn)。試驗(yàn)主要研究高低壓渦輪膨脹比與功分配、高低壓渦輪相互影響以及高低壓渦輪特性，以便為整機(jī)匹配提供試驗(yàn)數(shù)據(jù)支持。

1 超跨聲對(duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)臺(tái)

北京航空航天大學(xué)超跨聲對(duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)臺(tái)是一個(gè)連續(xù)式供氣并加熱供氣驅(qū)動(dòng)模化渦輪試驗(yàn)件的試驗(yàn)臺(tái)。該超跨聲對(duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)臺(tái)組成系統(tǒng)如圖1所示。此試驗(yàn)臺(tái)能夠連續(xù)式提供0～3.5 kg/s的壓縮空氣，氣源供氣壓力可達(dá)0.7 MPa(絕對(duì)壓力)，經(jīng)過加溫系統(tǒng)后氣流溫度可達(dá)473 K，出口排氣壓力為0.11 MPa，試驗(yàn)件轉(zhuǎn)速最高為40 000 r/min，試驗(yàn)件最大外徑為200 mm，兩臺(tái)電渦流測(cè)功器吸收功率最高為400×2 kW，該技術(shù)指標(biāo)滿足本次試驗(yàn)要求。

試驗(yàn)過程中，加溫壓縮空氣調(diào)試到試驗(yàn)狀態(tài)所需的溫度、壓力和流量后，由進(jìn)氣調(diào)節(jié)閥徑向流入進(jìn)氣蝸殼，然后軸向依次流入高、低壓渦輪試驗(yàn)件，推動(dòng)渦輪轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)做功，溫度和壓力降低，經(jīng)排氣蝸殼，徑向流入排氣管道。試驗(yàn)渦輪流量采用進(jìn)口孔板流量計(jì)測(cè)量，測(cè)量誤差小于0.3%。高低壓渦輪轉(zhuǎn)子分別連接齒輪箱減速器和電渦流測(cè)功器。渦輪發(fā)出的功由電渦流測(cè)功器吸收，并由循環(huán)冷卻水將熱量帶走，測(cè)功器扭矩測(cè)量誤差小于0.1%。

2 ?；瘜?duì)轉(zhuǎn)渦輪

2.1 ?；瘜?duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)方法

渦輪的運(yùn)行狀態(tài)由兩個(gè)參數(shù)完全確定，膨脹比和折合轉(zhuǎn)速。在高低壓渦輪雙軸試驗(yàn)中，由于高壓渦輪出口和低壓渦輪進(jìn)口間軸向距離過小，無法安裝測(cè)試桿頭直接測(cè)量其截面總溫與總壓參數(shù)。因此，無法直接確定高、低壓渦輪的膨脹比和折合轉(zhuǎn)速，即高、低壓渦輪的運(yùn)行狀態(tài)無法直接確定。

根據(jù)本課題組進(jìn)行的高低壓1+3/2級(jí)[22]對(duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)可知，低壓渦輪的存在對(duì)高壓渦輪特性影響極小。因此，低壓渦輪進(jìn)口總壓的確定可以利用第一階段單轉(zhuǎn)子高壓渦輪試驗(yàn)獲取的壓力特性，通過測(cè)量高壓渦輪出口外徑靜壓與高壓渦輪進(jìn)口總壓，然后利用特性關(guān)系式反推算出高壓渦輪出口總壓,具體表達(dá)式為

(1)

低壓渦輪進(jìn)口總溫的確定，則是根據(jù)第一階段單轉(zhuǎn)子高壓渦輪試驗(yàn)獲取的高壓渦輪效率特性以及反推算出的低壓渦輪進(jìn)口總壓，利用渦輪效率公式計(jì)算出低壓渦輪進(jìn)口總溫。最終，高、低壓渦輪運(yùn)行狀態(tài)便可確定。

由?；瘜?duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)方法可知，本次1+1/2級(jí)超跨聲對(duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)包含2個(gè)階段，第1階段單轉(zhuǎn)子高壓渦輪試驗(yàn)，第2階段高低壓渦輪雙軸試驗(yàn)。因此，本課題組設(shè)計(jì)加工3部分渦輪試驗(yàn)件，高壓渦輪試驗(yàn)件，排氣機(jī)匣以及低壓渦輪試驗(yàn)件。在進(jìn)行單轉(zhuǎn)子高壓渦輪試驗(yàn)時(shí)，高壓渦輪試驗(yàn)件與排氣機(jī)匣裝配進(jìn)行試驗(yàn)，而進(jìn)行高低壓渦輪雙轉(zhuǎn)子試驗(yàn)時(shí)，去掉排氣機(jī)匣，安裝低壓渦輪試驗(yàn)件以完成試驗(yàn)。

2.2 單轉(zhuǎn)子高壓渦輪測(cè)試截面探針布置方式

單轉(zhuǎn)子高壓渦輪(High Pressure Turbine, HPT)的子午流道和各測(cè)試截面位置如圖2所示，其中S代表渦輪進(jìn)口導(dǎo)葉，R代表渦輪動(dòng)葉，Z為葉片數(shù)。有關(guān)各測(cè)試截面和測(cè)試探針的布置如表1所示。2截面布置4點(diǎn)外徑靜壓，作用是利用測(cè)量的外徑靜壓以及2′截面測(cè)量的氣流總壓，繪制渦輪壓力特性曲線。然后在第2階段高低壓雙軸渦輪試驗(yàn)中利用此特性曲線確定低壓渦輪進(jìn)口總壓。其中壓力、溫度測(cè)點(diǎn)經(jīng)校核后，在研究范圍內(nèi)，壓力測(cè)量誤差小于0.2%，溫度測(cè)量誤差小于±1 ℃。

探針測(cè)點(diǎn)徑向按等環(huán)面方式布置，探針周向分布如圖3和圖4所示，測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)處理采用算數(shù)平均方法。渦輪進(jìn)口氣流為軸向進(jìn)氣，氣流方向基本上不受渦輪狀態(tài)變化的影響，進(jìn)口馬赫數(shù)較低(Ma<0.25)，進(jìn)口氣流參數(shù)相對(duì)均勻，渦輪進(jìn)口雷諾數(shù)處于自模區(qū)。總壓與靜壓測(cè)點(diǎn)布置于同一軸向位置以便計(jì)算截面馬赫數(shù)分布。1截面布置內(nèi)外徑靜壓各4點(diǎn)，以便獲取靜壓的徑向分布，靜壓孔軸向位置為間隙中間，靜壓孔周向分布如圖4所示。出口截面總壓、總溫、方向探針設(shè)計(jì)成可旋轉(zhuǎn)形式并帶刻度盤，以適應(yīng)出口氣流角周向變化。方向探針用于測(cè)量截面氣流出口方向。

Table1ArrangementofprobeattestsectionofHPTwithoneshaft

截面位置探針類型測(cè)點(diǎn)數(shù)渦輪進(jìn)口0′總溫4支×3點(diǎn)0靜壓內(nèi)外徑各4點(diǎn)0總壓4支×3點(diǎn)高壓導(dǎo)葉出口1靜壓內(nèi)外徑各4點(diǎn)渦輪出口2靜壓外徑4點(diǎn)2′方向1支×1點(diǎn)2′總壓3支×3點(diǎn)2′靜壓內(nèi)外徑各4點(diǎn)2″總溫4支×3點(diǎn)

2.3 雙轉(zhuǎn)子高低壓渦輪測(cè)試截面探針布置方式

由于雙轉(zhuǎn)子高低壓渦輪試驗(yàn)是在單轉(zhuǎn)子高壓渦輪試驗(yàn)完成后，去掉排氣機(jī)匣，安裝低壓渦輪(Low Pressure Turbine,LPT)試驗(yàn)件進(jìn)行的。因此，雙轉(zhuǎn)子高低壓渦輪試驗(yàn)件中高壓渦輪測(cè)試截面探針布置方案與單轉(zhuǎn)子高壓渦輪一致。低壓渦輪出口測(cè)試截面探針的布置方案如表2所示。雙轉(zhuǎn)子渦輪的流道和各測(cè)試截面位置如圖5所示。3截面總壓、內(nèi)外徑靜壓、方向以及3′截面總溫探針周向布置與圖3一致，探針測(cè)點(diǎn)徑向也按等環(huán)面方式布置。

表2雙轉(zhuǎn)子低壓渦輪出口測(cè)試截面探針布置

Table2ArrangementofprobeatoutlettestsectionofLPTwithtwoshafts

截面位置探針類型測(cè)點(diǎn)數(shù)渦輪出口3總壓3支×4點(diǎn)3方向1支×9點(diǎn)3靜壓內(nèi)外徑各4點(diǎn)3′總溫4支×4點(diǎn)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

?；叩蛪簻u輪設(shè)計(jì)點(diǎn)參數(shù)根據(jù)相似準(zhǔn)則以及原型渦輪設(shè)計(jì)點(diǎn)參數(shù)，通過式(2)和式(3)給出的折合轉(zhuǎn)速以及折合流量計(jì)算公式推導(dǎo)得到，如表3所示。表中相對(duì)葉頂間隙為葉頂間隙與葉片高度之比，文中提到的相對(duì)折合值，即為試驗(yàn)狀態(tài)與設(shè)計(jì)狀態(tài)之比。

表3 模型渦輪設(shè)計(jì)點(diǎn)參數(shù)Table 3 Parameters of model turbine at design point

(2)

(3)

式中：n為渦輪運(yùn)行轉(zhuǎn)速；G為渦輪流通流量；M為原型渦輪尺寸與縮型后對(duì)應(yīng)尺寸之比(縮型比)，本試驗(yàn)渦輪縮型比為4.2；k為氣體工質(zhì)比熱比；R為氣體工質(zhì)通用氣體常數(shù)；g為當(dāng)?shù)刂亓铀俣?；T為工質(zhì)溫度；P為工質(zhì)壓力；下標(biāo)“模型”指試驗(yàn)渦輪；下標(biāo)“原型”指原型設(shè)計(jì)渦輪；下標(biāo)“0”代表渦輪進(jìn)口截面；上標(biāo)“*”代表滯止參數(shù)；

3.1 單轉(zhuǎn)子高壓渦輪試驗(yàn)結(jié)果

相對(duì)折合轉(zhuǎn)速為1.0的情況下，單轉(zhuǎn)子超跨聲高壓渦輪相對(duì)折合流量特性如圖6所示。從圖6中可以看出，在設(shè)計(jì)膨脹比為3.58的工況下，渦輪相對(duì)折合流量為0.9，其比設(shè)計(jì)值1.0低了10%。由渦輪折合流量公式可知，影響渦輪折合流量的參數(shù)為導(dǎo)向器總壓恢復(fù)系數(shù)、導(dǎo)向器出口環(huán)形面積、導(dǎo)向器出口密流函數(shù)以及導(dǎo)向器出口氣流角4個(gè)參數(shù)。本文通過數(shù)值軟件對(duì)設(shè)計(jì)與加工葉型對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，加工導(dǎo)向器出口幾何角高于設(shè)計(jì)值約3.3%，出口氣流角高約為3%，這將導(dǎo)致渦輪折合流量下降近10%，這是渦輪相對(duì)折合流量嚴(yán)重下降的根本原因。出口幾何角偏差較大的原因是小尺寸模化渦輪試驗(yàn)件采用3D打印加工技術(shù)所致?？梢姡诩庸u輪試驗(yàn)件過程中，嚴(yán)格控制導(dǎo)向器出口幾何角是保證渦輪流通流量的重要措施。此外，圖6試驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合曲線也表明，超跨聲高壓渦輪相對(duì)折合流量特性在研究的膨脹比范圍內(nèi)幾乎不隨著渦輪膨脹比變化。原因是高壓渦輪動(dòng)葉采用收擴(kuò)葉型設(shè)計(jì)，在膨脹比為2.2下，渦輪動(dòng)葉喉道便已達(dá)到聲速。這可以通過試驗(yàn)獲得的導(dǎo)向器進(jìn)出口靜壓比在不同膨脹比下表現(xiàn)為常值得出。因此，下游擾動(dòng)無法傳遞到渦輪上游，從而渦輪相對(duì)折合流量特性表現(xiàn)為常值狀態(tài)。

相對(duì)折合轉(zhuǎn)速為1.0的情況下，單轉(zhuǎn)子超跨聲高壓渦輪效率特性如圖7所示。在設(shè)計(jì)膨脹比為3.58處，渦輪總對(duì)總效率為0.81，其值比設(shè)計(jì)值低4%。分析其直接原因是高壓渦輪動(dòng)葉出口絕對(duì)氣流角(渦輪出口氣流角定義為軸向，與高壓渦輪旋向相同為正)以及出口絕對(duì)馬赫數(shù)低于設(shè)計(jì)狀態(tài)(見圖8)造成的。由葉輪機(jī)歐拉方程可知，動(dòng)葉出口絕對(duì)氣流角偏低將使得渦輪輸出功降低，進(jìn)而使得渦輪效率下降。其根本原因是加工使得導(dǎo)向器出口幾何角偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)，渦輪流道內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)與設(shè)計(jì)狀態(tài)不相匹配，流動(dòng)損失增加。圖7也表明，超跨聲高壓渦輪效率特性隨著膨脹比變化較大。膨脹比從2.2變化到設(shè)計(jì)膨脹比3.58附近時(shí)，渦輪效率變化達(dá)到了近15%。分析其原因可能是渦輪膨脹比偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)使得渦輪流道內(nèi)激波強(qiáng)度顯著增大，損失顯著增加。從圖8(a)可以看出，超跨聲高壓渦輪出口絕對(duì)氣流角絕對(duì)值隨著膨脹比的增大是先增大后減小，大約在設(shè)計(jì)膨脹比附近達(dá)到最大值。此變化趨勢(shì)表明，在高壓渦輪偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)下，低壓渦輪進(jìn)口均會(huì)處于負(fù)攻角狀態(tài)。因此，建議低壓渦輪進(jìn)口采用一定負(fù)攻角設(shè)計(jì)，以降低攻角損失。圖8(b)指出，隨著膨脹比增大，超跨聲高壓渦輪出口絕對(duì)馬赫數(shù)幾乎線性增大，在設(shè)計(jì)膨脹比附近出口絕對(duì)馬赫約為0.5。

3.2 雙轉(zhuǎn)子高低壓渦輪試驗(yàn)結(jié)果

高、低壓渦輪相對(duì)折合轉(zhuǎn)速為1.0、渦輪總膨脹比為6.08時(shí)，渦輪總效率為0.816，高壓渦輪效率為0.81，低壓渦輪效率為0.84，整級(jí)渦輪效率特性如圖9所示。從圖9中可以看出，在渦輪總膨脹比從4.8變化到6.2時(shí)，低壓渦輪效率變化相對(duì)較大，而高壓渦輪效率幾乎保持不變，這體現(xiàn)出超跨聲對(duì)轉(zhuǎn)渦輪特性，即高壓渦輪動(dòng)葉喉道已達(dá)聲速而擾動(dòng)無法傳遞到渦輪上游，膨脹比變化的影響主要是下游低壓渦輪。此外，下游低壓渦輪進(jìn)口為無導(dǎo)向器設(shè)計(jì)，高壓渦輪出口氣流狀態(tài)對(duì)低壓渦輪影響較大。

高低壓渦輪相對(duì)折合轉(zhuǎn)速為1.0的情況下，高低壓渦輪膨脹比分配如圖10所示。從圖10中可以看出，當(dāng)渦輪總膨脹比為設(shè)計(jì)值6.08時(shí)，高壓渦輪膨脹比為4.17，低壓渦輪膨脹比為1.46。其值相較于設(shè)計(jì)膨脹比分配，高壓渦輪膨脹比增大，低壓渦輪膨脹比降低。分析其原因，從圖11可以看出，在渦輪總膨脹比達(dá)到設(shè)計(jì)狀態(tài)時(shí)，低壓渦輪的相對(duì)折合流量為1.01，而設(shè)計(jì)相對(duì)折合流量約為1.04，比設(shè)計(jì)狀態(tài)低約3%。此外，從圖6看出，高壓渦輪的相對(duì)折合流量為0.9，比設(shè)計(jì)狀態(tài)低約10%。此相對(duì)折合流量分配表明高、低壓渦輪喉道面積比相較于設(shè)計(jì)狀態(tài)偏低。即低壓渦輪喉道開度增大，從而導(dǎo)致了高壓渦輪膨脹比增大，低壓渦輪膨脹比降低。其直觀理解可以想象低壓渦輪作為一個(gè)閥門，其開度增大，導(dǎo)致高壓渦輪膨脹比增大?？梢姡?、低壓渦輪喉道面積比在渦輪膨脹比分配中起到重要作用。此外，圖11也表明低壓渦輪在設(shè)計(jì)膨脹比下并沒有達(dá)到堵塞狀態(tài)，具備一定儲(chǔ)備功能力。

高、低壓渦輪處于設(shè)計(jì)折合轉(zhuǎn)速1.0下，低壓渦輪出口絕對(duì)氣流角以及出口絕對(duì)馬赫數(shù)分布如圖13所示。從圖中可以看出，低壓渦輪出口絕對(duì)氣流角以及出口絕對(duì)馬赫數(shù)低于設(shè)計(jì)狀態(tài)。原因是在渦輪總膨脹比為設(shè)計(jì)狀態(tài)時(shí)，低壓渦輪膨脹比低于設(shè)計(jì)值。因此，低壓渦輪出口絕對(duì)氣流角和出口絕對(duì)馬赫數(shù)會(huì)低于設(shè)計(jì)狀態(tài)。此外，低壓渦輪出口絕對(duì)氣流角隨著膨脹比幾乎線性增大。大約在總設(shè)計(jì)膨脹比下，低壓渦輪出口絕對(duì)氣流角約為-10°左右，出口絕對(duì)馬赫數(shù)約為0.33。

4 結(jié) 論

本文采用試驗(yàn)方法，對(duì)設(shè)計(jì)的1+1/2級(jí)超跨聲對(duì)轉(zhuǎn)渦輪的氣動(dòng)性能進(jìn)行了研究與分析。本試驗(yàn)主要分為兩個(gè)階段，單轉(zhuǎn)子高壓渦輪試驗(yàn)以及高低壓渦輪雙軸試驗(yàn)。通過本次試驗(yàn)，得到了如下主要結(jié)論：

1) 在無導(dǎo)葉對(duì)轉(zhuǎn)渦輪試驗(yàn)中，由于高低壓渦輪間軸向間隙過小無法直接測(cè)量其截面氣動(dòng)參數(shù)，本文提出并實(shí)現(xiàn)了無導(dǎo)葉對(duì)轉(zhuǎn)渦輪高低壓渦輪分步試驗(yàn)方法，用高壓渦輪試驗(yàn)特性獲取低壓渦輪進(jìn)口氣動(dòng)參數(shù)分布，從而可以確定低壓渦輪運(yùn)行狀態(tài)。

2) 在低壓渦輪進(jìn)口無導(dǎo)向器的情況下，設(shè)計(jì)少一個(gè)自由度，增加了設(shè)計(jì)難度，要想獲得好的渦輪性能，必須通過試驗(yàn)研究，反復(fù)修正設(shè)計(jì)。無導(dǎo)葉對(duì)轉(zhuǎn)渦輪設(shè)計(jì)中重要的參數(shù)為高壓渦輪出口氣流角的評(píng)估。高壓渦輪出口氣流角對(duì)低壓渦輪運(yùn)行性能影響顯著，應(yīng)在設(shè)計(jì)階段，根據(jù)渦輪葉柵試驗(yàn)反復(fù)迭代修正，以便取得準(zhǔn)確的低壓渦輪進(jìn)口氣流狀態(tài)。

3) 高低壓渦輪膨脹比的分配，應(yīng)嚴(yán)格在設(shè)計(jì)階段控制高低壓渦輪的相對(duì)折合流量，即控制高低壓渦輪喉道面積比。高、低壓渦輪喉道面積比在渦輪膨脹比分配中起到重要作用。

4) 高低壓無導(dǎo)葉對(duì)轉(zhuǎn)渦輪設(shè)計(jì)中，若使渦輪處于高效率狀態(tài)，高低壓渦輪的相對(duì)折合轉(zhuǎn)速將有一個(gè)最佳匹配狀態(tài)，此最佳匹配應(yīng)通過試驗(yàn)得出。