張立楠，李宏磊，岳國強，張路陽，鄭 群

(1.沈陽發(fā)動機研究所，沈陽 110015；2.哈爾濱工程大學，哈爾濱 150001)

0 概述

隨著船用渦輪增壓器的不斷發(fā)展，渦輪部件朝著大膨脹比、跨音速渦輪的方向發(fā)展，與其匹配的進/排氣蝸殼和其相互間的作用也逐步受到關(guān)注[1]。盡管相比于渦輪，進/排氣蝸殼不會直接影響渦輪增壓器的性能，但其結(jié)構(gòu)會間接影響渦輪的運行狀態(tài)，從而對整體性能造成影響[2-3]。減小進/排氣蝸殼內(nèi)部的流動損失，優(yōu)化進/排氣蝸殼與渦輪間的流動，是提高渦輪性能的重要手段[4]。

文獻[5]中針對進氣蝸殼進行改進，使等熵效率提高2.36%。文獻[6]中采用蜂窩整流罩來改善進氣蝸殼流動，使各項參數(shù)均優(yōu)于傳統(tǒng)方案。文獻[7]中分析了兩種幾何形狀的蝸殼在3種工況下的內(nèi)部流場，表明相比于蝸殼截面形狀，整流罩設計與其周向變化對于其性能影響更為明顯。文獻[8]中基于三維N-S方程對軸向?qū)ΨQ和非對稱蝸殼內(nèi)氣體流動進行數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明在出口氣流流速等特征上對稱與非對稱蝸殼基本一致，非對稱蝸殼在出口氣流周向均勻性方面要明顯好于對稱蝸殼。

而在排氣蝸殼方面，文獻[9-10]中對蝸殼內(nèi)部的分離與渦流進行了分類。排氣蝸殼處于軸向進氣的狀態(tài)時，其內(nèi)部在環(huán)形擴壓器部分形成的漩渦隨著蝸殼內(nèi)部氣流的流向逐步向蝸殼內(nèi)穩(wěn)壓段發(fā)展并相遇，由于排氣蝸殼為對稱結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部漩渦關(guān)于蝸殼子午面對稱，即在蝸殼穩(wěn)壓段部分存在一個旋向相反的渦對。文獻[11-12]中研究發(fā)現(xiàn)，在排氣蝸殼入口處的總壓分布對環(huán)型擴壓器內(nèi)部的流動結(jié)構(gòu)與渦流的形成有顯著影響。文獻[13]中對煙斗式、蝸殼式、箱型式3種排氣蝸殼進行性能研究，重點分析改變幾何參數(shù)時蝸殼內(nèi)部總壓損失及蝸殼出口位置氣流速度均勻性的改變。文獻[14]中研究發(fā)現(xiàn)強度較大的渦流都產(chǎn)生于排氣蝸殼的上半部分，基于此設計了一種內(nèi)部加導流葉片的排氣蝸殼，可有效降低內(nèi)部的渦流強度。文獻[15]中對擴壓器的幾何參數(shù)進行了研究并對比分析了兩種不同軸向長度的擴壓器性能，結(jié)果發(fā)現(xiàn)較大的軸向長度使內(nèi)廓角在軸向上變化較為平緩，促使氣流在軸向膨脹也較為平緩，從而降低了軸向的逆向壓力梯度，使得具有較大軸向長度的擴壓器有更高的靜壓恢復系數(shù)。

綜上所述，渦輪增壓器進/排氣蝸殼的損失將直接影響渦輪的氣動性能，進/排氣蝸殼的優(yōu)化對增壓器性能的提升有重要影響。而今對于渦輪增壓器進氣蝸殼的研究主要集中在殼體及整流罩結(jié)構(gòu)優(yōu)化，排氣蝸殼則對內(nèi)部流動機理進行探究，并對環(huán)形擴壓器部分進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，然而進/排氣蝸殼是渦輪的配套部件，對其進行單獨三維CFD模擬并不能體現(xiàn)其真實流場。因此本文中針對某型渦輪增壓器展開研究，以其內(nèi)部流動機理為基礎(chǔ)，探究進/排氣蝸殼的優(yōu)化方案，并對渦輪級進行整體數(shù)值計算，探究渦輪與進/排氣蝸殼的相互作用機理，以期提高渦輪增壓器的整機效率，為渦輪增壓器的工程應用提供一定參考。

1 計算模型與方法

1.1 研究對象

渦輪增壓器分為機械增壓器與廢氣渦輪增壓器，以廢氣渦輪增壓器中的渦輪部件及與其配套的進/排氣蝸殼為研究對象，渦輪增壓器的整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1 渦輪增壓器模型

表1 蝸殼主要參數(shù)

進氣蝸殼和排氣蝸殼的幾何模型如圖2和圖3所示。為便于描述，圖2和圖3中的參數(shù)均采用無量綱參數(shù)，具體數(shù)值如表2所示。相對長度LRx、相對高度HRx、相對寬度BRx、進氣蝸殼相對進口直徑DRin、進氣蝸殼相對出口直徑DRout、排氣蝸殼相對進口直徑DR分別表示如下：

表2 進/排氣蝸殼參數(shù)

圖2 進氣蝸殼模型與參數(shù)

圖3 排氣蝸殼模型與參數(shù)

LRx=Lx/Din1

(1)

HRx=Hx/Din1

(2)

BRx=Bx/Din1

(3)

DRin=Din1/Din1

(4)

DRout=(Dout1-d1)/Din1

(5)

DR=(Din2-d2)/Din1

(6)

式中，下標x取1和2，x取1時表示進氣蝸殼參數(shù)，x取2時表示排氣蝸殼參數(shù)；Lx為進/排氣蝸殼的長度；Hx為進/排氣蝸殼的高度；Bx為進/排氣蝸殼的寬度；Din1為進氣蝸殼進口直徑；Dout1為進氣蝸殼出口外徑；d1為進氣蝸殼出口內(nèi)徑；Din2為排氣蝸殼進口外徑；d2為排氣殼進口內(nèi)徑。

渦輪級以某型船用渦輪增壓器中渦輪部件葉型為原型。

1.2 計算網(wǎng)格與邊界條件

分別對進氣蝸殼、排氣蝸殼及進/排氣蝸殼和渦輪組合進行三維CFD模擬。

進氣蝸殼網(wǎng)格如圖4(a)所示，分為穩(wěn)壓段、整流罩、過渡段三部分；圖4(b)則為排氣蝸殼網(wǎng)格，也分為穩(wěn)壓段、環(huán)形擴壓器、過渡段三段；圖4(c)為渦輪級網(wǎng)格；圖4(d)為進/排氣蝸殼與渦輪的組合網(wǎng)格。

圖4 模型網(wǎng)格圖

進/排氣蝸殼及整機的邊界條件如表3所示。

表3 邊界條件

1.3 數(shù)值模擬驗證

為保證計算網(wǎng)格的無關(guān)性，進行網(wǎng)格敏感性驗證，如圖5所示。從圖中可以看出進氣蝸殼、排氣蝸殼與渦輪級的網(wǎng)格數(shù)分別在220萬個、420萬個與300萬個時其質(zhì)量流量與總-靜效率基本處于水平，因此進氣蝸殼、排氣蝸殼與渦輪級的網(wǎng)格數(shù)分別取220萬個、420萬個與300萬個。

圖5 進氣蝸殼、排氣蝸殼及渦輪級網(wǎng)格無關(guān)性驗證

為驗證數(shù)值模擬的可靠性與準確度，以文獻[16]中的VTR400改型Ⅱ排氣蝸殼為研究對象，將本文中的數(shù)值模擬計算方法與試驗結(jié)果進行對比，其總壓損失系數(shù)及靜壓恢復系數(shù)的對比如表4所示。

由表4可知，試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合，總壓損失系數(shù)誤差為2.34%，靜壓恢復系數(shù)為3.15%。由此可以說明本文中的數(shù)值模擬方法是可靠的。

表4 排氣蝸殼參數(shù)試驗值與數(shù)值模擬結(jié)果比較

2 進/排氣蝸殼優(yōu)化方案

2.1 進氣蝸殼優(yōu)化

進氣蝸殼優(yōu)化主要集中在整流罩部分，主要是為減少進氣蝸殼內(nèi)部的總壓損失，并在此基礎(chǔ)上提高進氣蝸殼出口的均勻系數(shù)，為渦輪提供更為均勻的來流。在此對進氣蝸殼提出兩種優(yōu)化方案，如圖6所示。具體是將整流罩型線由半圓改為雙扭線，然后在雙扭線的基礎(chǔ)上，以中心高度為半徑采用圓弧線，各方案參數(shù)如表5所示。

圖6 整流罩型線

表5 進氣蝸殼優(yōu)化方案

2.2 排氣蝸殼優(yōu)化

排氣蝸殼的優(yōu)化主要集中在環(huán)形擴壓器部分，其中內(nèi)廓角、外廓角、擴壓比與最大軸向長度均會影響排氣蝸殼的性能。由于項目尺寸要求，該排氣蝸殼的最大軸向長度固定，這種情況下只能對其內(nèi)廓角、外廓角與擴壓比進行改動。而本文中采用的排氣蝸殼氣體產(chǎn)生的流動分離主要發(fā)生在外廓線部分，因此對其外廓角進行改動。不均勻改動排氣蝸殼的外廓角，從而改變其環(huán)形擴壓器的擴壓比，將擴壓器下半部分外廓角減小1.5°，上部減小0.9°，中間部分則根據(jù)上下改動進行掃掠得出。改動如圖7所示，具體參數(shù)如表6所示。

圖7 外廓線優(yōu)化示意圖

表6 排氣蝸殼優(yōu)化方案

2.3 評價指標

進氣蝸殼的評價指標采用總壓損失系數(shù)與出口均勻系數(shù)，排氣蝸殼采用總壓損失系數(shù)與靜壓恢復系數(shù)，而對于整機聯(lián)合模擬則采用總靜效率進行評價?？倝簱p失系數(shù)ηT-S、靜壓恢復系數(shù)Cpr、均勻系數(shù)χ、總靜效率Cpl分別如式(7)～式(10)所示。

(7)

(8)

(9)

(10)

3 結(jié)果分析

3.1 進氣蝸殼流場分析

圖8為進氣蝸殼子午面的總壓系數(shù)云圖與整流罩的局部流線圖。從圖中可以看出，原型中整流罩下部有明顯的低壓區(qū)，而在雙扭線與圓弧線整流罩下部區(qū)域流動有明顯改善，消除了低壓區(qū)的存在，除整流罩附近的損失外，其壓力損失主要由蝸殼穩(wěn)壓段與出口過渡段部分的壁面沿程損失組成。

圖8 進氣蝸殼子午面總壓系數(shù)云圖與局部流線圖

圖8整流罩下部流線圖中可以看出整流罩附近的流動。氣流擊打整流罩的位置都在一點，原型氣流分離后向下流動了較長的距離，造成了較大的壓力損失；而兩種優(yōu)化方案在下部的流動都較為平緩，但雙扭線方案中氣流在下部流出蝸殼時產(chǎn)生了較大的轉(zhuǎn)折，會對蝸殼出口的均勻系數(shù)造成較大的影響，圓弧線則流動良好。

圖9為進氣蝸殼出口的總壓系數(shù)云圖。從圖中可以看出，與原型相比，雙扭線在出口下半部分出現(xiàn)了明顯的高壓區(qū)域，而圓弧線則相比于其他兩種更為均勻。下面定量地對原型及兩種優(yōu)化方案進行說明。

圖9 出口總壓系數(shù)云圖

為更好地對進氣蝸殼分析，將進氣蝸殼分成10個截面，其中截面2為進氣蝸殼外殼型線由直線轉(zhuǎn)為圓弧線的過渡截面，截面10為去掉過渡段的出口截面，截面2至截面10為等角度劃分，如圖10所示。進氣蝸殼總壓損失系數(shù)隨截面位置變化的曲線，如圖11所示。從圖中可以看出，兩種方案均可很好地降低蝸殼內(nèi)部的總壓損失。其中在出口截面10處，雙扭線方案的總壓損失系數(shù)較原型降低了7%左右，圓弧線方案降低了8%左右。

圖10 進氣蝸殼截面圖

圖11 總壓損失系數(shù)隨截面變化曲線圖

對比蝸殼出口的均勻系數(shù)與蝸殼出口總壓系數(shù)，如表7所示。蝸殼出口總壓系數(shù)對渦輪性能也會產(chǎn)生影響，出口總壓系數(shù)更高則可以為渦輪提供品質(zhì)更高的進口來流。

表7 進氣蝸殼參數(shù)對比

從表7中可以看出，雙扭線方案的均勻系數(shù)較原型有所降低，而圓弧線方案則有所提升，并且出口總壓系數(shù)也是圓弧線方案較高。

綜上所述，不論是總壓損失系數(shù)、均勻系數(shù)和出口總壓系數(shù)，圓弧線均比原型和雙扭線兩種方案更好，并且在結(jié)構(gòu)方面圓弧線也較為簡單，因此在后續(xù)整機數(shù)值模擬計算中，進氣蝸殼采用圓弧線進氣蝸殼。

3.2 排氣蝸殼流場分析

為便于后續(xù)描述與展示其內(nèi)部三維流動，將排氣蝸殼進口分為4個區(qū)域，分別為A1、A2、B1、B2，并展示了排氣蝸殼內(nèi)部的三維流線圖，如圖12所示。從圖中可以看出，蝸殼內(nèi)部流動較為復雜。

圖12 排氣蝸殼進口分區(qū)和排氣蝸殼三維流線圖

圖13展示了4個進口區(qū)域的流線。從圖中可以看出，遠離排氣蝸殼出口的A1與A2區(qū)域，氣流在排氣蝸殼環(huán)形擴壓器中與蝸殼下半部分壁面的作用形成強烈的旋流，并向上游發(fā)展流向蝸殼出口，且有少部分氣流在蝸殼下部互相摻混干擾。其中在A1與A2區(qū)域中可以明顯地觀測到紅色流線，此部分流線為蝸殼漩渦運動的渦核?？拷隹诘腂1與B2區(qū)域內(nèi)，遠離子午面的氣流經(jīng)擴壓器直接進入蝸殼，并與上半部分左右壁面接觸形成旋流，且此部分氣流還會受A1與A2區(qū)域氣流帶來的干擾。B1與B2區(qū)域中，靠近子午面的區(qū)域氣流并未與壁面發(fā)生接觸，經(jīng)蝸殼直接向出口排出，可以在流線圖中觀測到這部分氣流并未產(chǎn)生漩渦運動。從圖中還可看出兩側(cè)氣流基本上按照相似的曲線在排氣蝸殼流動并匯聚，在出口形成大致軸對稱的漩渦結(jié)構(gòu)。與原型相比，優(yōu)化后兩側(cè)漩渦大致沿著蝸殼子午面對稱，并且流線較原型更為規(guī)律。

圖13 不同分區(qū)速度流線圖

圖14為排氣蝸殼子午面環(huán)形擴壓器部分局部流線圖。從圖中可以看出，在原型蝸殼中環(huán)形擴壓器上下兩部分都出現(xiàn)漩渦結(jié)構(gòu)，尤其是蝸殼底部形成了大量的漩渦結(jié)構(gòu)，而優(yōu)化后漩渦逐步變小，并由原型產(chǎn)生4個渦系結(jié)構(gòu)變?yōu)榱?個，擴壓器外廓線部分的漩渦運動明顯削弱，環(huán)形擴壓器上半部分的漩渦結(jié)構(gòu)也明顯削弱，由此可以說明優(yōu)化方案是有效的。

圖14 子午面局部速度流線圖

為詳細展示蝸殼上半部分流動情況，對蝸殼進行了截面處理，圖15展示了3個截面的流線圖。從圖中可以看出，與原型不同，優(yōu)化后排氣蝸殼內(nèi)流動是以子午面對稱的渦對形式向蝸殼出口處發(fā)展的。原型截面3處渦還并沒有完全形成，而截面2與截面1漩渦逐漸呈現(xiàn)從形成到穩(wěn)定的過程。渦的產(chǎn)生和氣流間的相互摻混為排氣蝸殼帶來了較大的流動損失。與原型不同的是，優(yōu)化后在截面2處渦對已經(jīng)基本成型，并且渦對基本相對于蝸殼的子午面對稱，由此說明優(yōu)化后的蝸殼內(nèi)部氣流間相互摻混的程度比原型低。

圖15 蝸殼截面流線圖

圖16為排氣蝸殼子午面的局部總壓系數(shù)云圖。從圖中可以看出，與原型相比，優(yōu)化方案子午面總壓系數(shù)云圖中低壓區(qū)明顯減少，特別是蝸殼上半部分，說明優(yōu)化對于氣流在蝸殼上半部分產(chǎn)生的相互摻混具有明顯的抑制作用，而在蝸殼下半部分，由于漩渦運動的削弱，消除了低壓區(qū)的產(chǎn)生。

圖16 排氣蝸殼截面總壓系數(shù)云圖

表8展示了排氣蝸殼總壓損失系數(shù)、靜壓恢復系數(shù)與進口靜壓系數(shù)。從表中可以看出優(yōu)化方案的各性能參數(shù)均要優(yōu)于原型，其中總壓損失系數(shù)降低了約17%，靜壓恢復系數(shù)提高了約19%。蝸殼進口靜壓的大小將決定渦輪做功能力的強弱，進口靜壓越小，渦輪做功能力越強[17]，優(yōu)化的進口靜壓系數(shù)比原型小約0.041 89。

表8 排氣蝸殼參數(shù)對比

綜上所述，對排氣蝸殼環(huán)型擴壓器外廓線進行不均勻改動對蝸殼氣動性能的提升非常有效，且對上游渦輪的工作情況產(chǎn)生影響。

3.3 整體流場分析

根據(jù)前文所述，選取圓弧型進氣蝸殼、不均勻優(yōu)化排氣蝸殼和渦輪組合并與原型進行對比。為了便于后續(xù)描述，定義4個方案分別為原方案、方案1、方案2與方案3，如表9所示。

表9 不同方案對比

在此對不同方案內(nèi)部流場進行分析比較。由于原方案與方案2采用原型進氣蝸殼，方案1與方案3采用圓弧型進氣蝸殼，在此僅對原方案與方案1進氣蝸殼出口總壓系數(shù)云圖進行對比，如圖17所示。從圖中可以看出，與原型蝸殼相比，圓弧型蝸殼在出口面上部出現(xiàn)局部高壓區(qū)，而出口面中下部的總壓分布更為均勻，從而可以為渦輪提供更為均勻的進口條件，故使方案1中渦輪的氣動性能較原方案有所提升。

圖17 不同方案進氣蝸殼出口總壓系數(shù)云圖

由于原方案與方案1采用原型排氣蝸殼，方案2與方案3采用優(yōu)化排氣蝸殼，在此僅對原方案與方案2排氣蝸殼進口靜壓系數(shù)云圖進行對比，如圖18所示。從圖中可以看出，相較于原型，優(yōu)化方案在中下部可以為動葉出口提供更為均勻、更低的出口背壓，從而使渦輪具有更強的做功能力。

圖18 不同方案排氣蝸殼進口靜壓系數(shù)云圖

圖19分別給出了不同方案下10%、50%、90%葉高的相對馬赫數(shù)云圖。從圖中可以看出，進氣蝸殼對渦輪葉片在10%葉高的相對馬赫數(shù)影響比較大，而在50%與90%葉高其相對馬赫數(shù)并沒有發(fā)生明顯改變，圓弧型進氣蝸殼在10%葉高時其進口馬赫數(shù)較原型有明顯提高，這可以改善渦輪10%的流動情況。原方案與方案2中排氣蝸殼對于渦輪馬赫數(shù)的影響主要發(fā)生在90%葉高，10%與50%葉高并沒有明顯變化，而90%葉高動葉出口馬赫數(shù)在局部區(qū)域上較原型有所提高。

圖19 不同方案渦輪不同葉高馬赫數(shù)云圖

分析不同方案渦輪馬赫數(shù)后，對不同方案渦輪葉片進行定量分析。進氣蝸殼對渦輪的影響主要發(fā)生在靜葉前緣，氣流在進氣蝸殼內(nèi)流動后，到達渦輪靜葉時氣流與軸向發(fā)生了一定角度的偏離，從而對渦輪性能造成一定影響。圖20展示了原方案與方案1中渦輪在10%、50%、90%葉高的表面靜壓載荷分布，因為方案2與方案3其靜葉表面靜壓分布分別和原方案與方案1相同，故僅對原方案與方案1進行展示，以方便對比。從圖中可以看出，在靜葉10%、50%、90%葉高，其截面靜壓系數(shù)分布在軸向相對弦長0.2處到靜葉尾緣分布基本一致，進氣蝸殼對于渦輪產(chǎn)生的影響主要發(fā)生在渦輪10%葉高靜葉前緣處，與原型相比，優(yōu)化的負攻角更大。而在50%與90%葉高處，其載荷分布基本沒有變化。

圖20 靜葉的表面靜壓分布

相較于靜葉，動葉受上游靜葉與下游排氣蝸殼的雙重影響，4種不同方案的動葉表面靜壓分布均會不同。排氣蝸殼對渦輪的影響主要發(fā)生在動葉尾緣，氣流從渦輪流入排氣蝸殼，進一步膨脹回收其余速動能，這種改變反過來會影響渦輪出口處的壓力分布，從而影響整個渦輪的氣動性能。

圖21展示了不同方案的動葉表面靜壓分布。從圖中可以看出，動葉10%、50%、90%葉高其靜壓系數(shù)在動葉前緣到軸向相對弦長0.8處分布基本一致，并且在10%與50%葉高動葉進口處均會產(chǎn)生一個壓升區(qū)域，這是靜葉尾緣激波造成的影響。而在90%葉高前緣處會產(chǎn)生較大的負攻角，這是由于氣流經(jīng)靜葉尾緣流出時氣流偏轉(zhuǎn)角過大。排氣蝸殼對動葉的影響主要發(fā)生在動葉尾緣部分，并且在10%葉高處排氣蝸殼對動葉尾緣處的靜壓分布影響并不大，而在50%與90%葉高處可以明顯發(fā)現(xiàn)，方案2與方案3尾緣的靜壓低于其他方案，這是由于排氣蝸殼在動葉出口處提供了更低的背壓，從而使渦輪產(chǎn)生更大的做功能力。

圖21 4個方案動葉的表面靜壓分布

圖22為4個不同方案的總靜效率柱狀圖。從圖中可以看出，原方案處于最低點，其總靜效率值為85.24%；方案1中其總靜效率達到85.44%，較原方案提高了0.20%；方案2中總靜效率達到86.11%，較原方案提高了0.87%，而在方案3中其總靜效率為86.43%，較原方案提高1.19%。

圖22 不同方案的總靜效率柱狀圖

為更進一步描述進/排氣蝸殼對渦輪部件性能的提升，列出了不同方案下渦輪進口總壓系數(shù)與出口靜壓系數(shù)，如表10所示。原方案與方案2使用原型進氣蝸殼，方案1與方案3使用圓弧型進氣蝸殼。由表10可知，采用圓弧型進氣蝸殼后總壓系數(shù)提高了0.018 8，進口總壓的提升可以有效提高渦輪性能。同時渦輪出口靜壓越低，氣流在渦輪中膨脹做功的能力就越強，其中方案1與方案2中采用同樣的進氣蝸殼和不同的排氣蝸殼，從表中可以看出，方案2的出口靜壓系數(shù)較方案1降低 0.029 6，而方案3中進/排氣蝸殼均采用優(yōu)化方案，其出口靜壓系數(shù)得到進一步的降低。由此可見，對于進/排氣蝸殼的優(yōu)化不僅使自身的氣動性能有所提高，還能反過來作用于渦輪，使渦輪的氣動性能隨之提升。

表10 不同方案渦輪進出口參數(shù)對比

4 結(jié)論

(1)雙扭線與圓弧線優(yōu)化均能降低蝸殼內(nèi)的總壓損失。與原型相比，雙扭線方案的總壓損失系數(shù)降低了7%左右，圓弧線降低了8%左右。與雙扭線方案相比，圓弧線方案可以使蝸殼出口具有更好的均勻系數(shù)，為渦輪提供更均勻的來流條件，并且圓弧型在提供更高的出口總壓的同時，結(jié)構(gòu)也更為簡單。

(2)對環(huán)形擴壓器進行不均勻優(yōu)化，即按不同數(shù)值改變其擴壓比，可以有效減弱蝸殼內(nèi)部漩渦運動，尤其是環(huán)形擴壓器下半段。相較于原型，優(yōu)化后總壓損失系數(shù)降低了約17%，靜壓恢復系數(shù)提高了約19%，進口靜壓系數(shù)比原型小約0.041 89，提高了渦輪的做功能力。

(3)進氣蝸殼主要對渦輪級靜葉10%葉高與來流攻角產(chǎn)生影響，排氣蝸殼主要對渦輪動葉尾緣靜壓載荷分布產(chǎn)生影響。與原型進/排氣蝸殼對比，僅更換進氣蝸殼可以使總靜效率提高0.20%；而僅更換排氣蝸殼可使總靜效率提高0.87%；進/排氣蝸殼都更換后可使總靜效率提高1.19%。