任明，劉存良，2，*，杜昆，2，張麗，2，朱惠人，2，張博倫

1.西北工業(yè)大學 動力與能源學院，西安 710072

2.西北工業(yè)大學 陜西省航空動力系統(tǒng)熱科學重點實驗室，西安 710072

現(xiàn)代先進燃氣渦輪發(fā)動機的燃燒室出口溫度通常超過1 500 K，高性能渦輪發(fā)動機的出口溫度甚至更高［1-2］，其早已遠遠超出發(fā)動機熱端部件材料的耐溫極限，而高壓渦輪中的第1級葉片前緣區(qū)域首當其沖。因此要對發(fā)動機熱端部件進行冷卻，以延長其運行的壽命及充分保障發(fā)動機的運行安全。目前常見的冷卻方法分為內部冷卻［3］和外部氣膜冷卻［4］。

外部氣膜冷卻技術的引入，進一步提高了渦輪葉片在發(fā)動機中的工作溫度上限。在早期氣膜冷卻中，由于圓柱形氣膜孔易于加工，已經廣泛運用于渦輪葉片中。但是后來的研究［5-7］表明，在大動量比下，圓柱形孔的射流動量過于集中，易在噴出后穿透主流，不能有效地貼附在壁面上；這個問題雖然在小動量比下有所改善，但由于圓柱形孔射流的展向覆蓋范圍有限，冷氣的有效利用率仍較低。隨著氣膜冷卻技術的發(fā)展和加工技術的成熟，異形孔逐漸受到學者的重視，目前應用較為成熟的擴張型異形孔有扇形孔［8］、前傾扇形孔（簸箕形孔）［9］、分叉孔［10］等。

相較于傳統(tǒng)的圓柱形孔，擴張型孔具有展向覆蓋范圍大，大吹風比下貼壁性好等優(yōu)點，氣膜有效度明顯優(yōu)于圓柱形孔。Furukawa和Ligrani［11］通過試驗在渦輪葉片表面分別研究了圓柱形氣膜孔和簸箕形孔，發(fā)現(xiàn)在各吹風比下帶復合角的簸箕形氣膜孔的平均氣膜有效度是最高的。文獻［12］采用紅外熱成像技術研究了不同吹風比下簸箕形孔的氣膜有效度，發(fā)現(xiàn)增大復合角度也有利于氣膜有效度的提高。Ye等［13-14］利用PSP技術，研究了前緣凹槽噴淋冷卻結構的氣膜有效度，通過對比分析發(fā)現(xiàn)，來流湍流度增加會降低該區(qū)域的氣膜有效度，前緣區(qū)域氣膜有效度隨二次流流量增加呈先升高后降低再升高，而密度比增加是有利于該區(qū)域氣膜有效度提升的。目前像簸箕形這類氣膜孔大多開設在葉身處，而在前緣大曲率位置處開設擴張型氣膜孔的研究不多。其中Elnady等［15］采用瞬態(tài)熱色液晶（Thermochromic Liquid Crystal， TLC）測 量 技術試驗研究了直葉片前緣光滑擴張孔的氣膜冷卻特性，結果表明，光滑擴張孔比標準圓柱孔具有更好的氣膜覆蓋效果，而且60°徑向孔傾角相較于90°徑向孔傾角更有利于氣膜的貼覆。Ye等［16］采用半圓柱模型模擬葉片前緣結構，研究了圓柱形孔和水滴形孔對前緣氣膜冷卻有效度的影響，結果表明常規(guī)圓柱形孔冷卻性能較差，而水滴形孔具有更高的氣膜冷卻性能和較廣的氣膜覆蓋范圍。

在實驗室條件下，學者大多數(shù)情況下會對葉片、葉柵形狀進行一定程度的簡化，以便于開展葉片上氣膜冷卻特性的研究，如扭葉片簡化為直葉片、環(huán)形葉柵簡化為平面葉柵、工作葉片采取靜態(tài)研究等。而Zeng等［17］則針對以上幾種簡化方式對葉片氣膜冷卻特性的影響程度進行詳細的研究分析，結果表明，前緣氣膜冷卻性能對主流滯止非常敏感，而將扭葉片簡化為直葉片的方式會導致前緣主流滯止線偏移，進而影響前緣葉高方向上氣膜孔出流偏轉和部分區(qū)域氣膜覆蓋效果不良。Li［18］和韓楓［19］等采用TLC測量技術試驗研究了吹風比和轉速變化對旋轉條件下彎扭動葉前緣氣膜有效度的影響，結果發(fā)現(xiàn)，轉速的變化會引起前緣氣動滯止線的移動，進而影響前緣區(qū)域的氣膜有效度分布。邢宇明等［20］對動葉前緣孔排布局進行了數(shù)值研究，發(fā)現(xiàn)在前緣偏吸力面?zhèn)入p排孔交錯布局時氣膜覆蓋均勻性最好，而偏壓力面?zhèn)炔捎秒p排孔密布的布局則效果更優(yōu)。以上研究發(fā)現(xiàn)，工作葉片前緣的氣膜冷卻性能受諸多因素影響。

為滿足前緣區(qū)域高熱負荷的冷卻需求，可增加該區(qū)域的冷氣流量分配，但是過大的流量則有可能會導致氣膜吹飛，從而降低冷氣的利用率。異形孔在一定程度上可以提高葉片前緣的氣膜有效度，但是采用異形孔后，也會對前緣孔排布局產生一定影響。因此，本文采用PSP測量技術［21-22］，試驗測量了對彎扭工作葉片前緣表面在大流量比條件下的氣膜有效度，分析了質量流量比和密度比2種參數(shù)對葉片前緣氣膜有效度分布的影響，并結合數(shù)值模擬手段針對圓柱形孔、前傾氣膜孔和圓錐形擴張氣膜孔［23］等結構以及孔排布局進行前緣氣膜冷卻性能的分析和改進。

1 試驗研究方法

1.1 試驗原理

渦輪葉片的絕熱氣膜有效度η定義為

式中：Tg表示主流溫度；Taw表示絕熱壁面溫度；Tc表示二次流溫度；cg表示試驗主流中的氧氣濃度；cw表示試驗近壁面處氣膜摻混后氣體的氧氣濃度；cc表示二次流氧氣濃度。

本文試驗采用的是壓力敏感漆（PSP）測量技術，在低速條件下對渦輪葉片外部氣膜有效度進行測量。二次流采用氮氣、二氧化碳以及混合氣體（85%氬氣+15%六氟化硫）模擬密度比。試驗原理和試驗步驟詳見文獻［24-25］。圖1為PSP標定試驗［26］獲得的校準曲線，其中：Ir、Ib表示參考條件下和背景條件下的待測表面的發(fā)光強度；I為標定試驗時獲得的光強；Po和Por分別表示試驗過程中待測表面的氧分壓和參考條件下的氧分壓。

圖1 PSP校準曲線［26］Fig.1 Calibration curves of PSP［26］

1.2 試驗系統(tǒng)

試驗系統(tǒng)見圖2，分為主流系統(tǒng)和二次流系統(tǒng)。主流由風機提供氣源，穩(wěn)壓腔內設有蜂窩整流器以獲得較為均勻的來流，而管路中的加熱器用于控制主流溫度以滿足試驗要求，湍流格柵用于調整主流的湍流度。其中二次流空氣采用另一風機來提供，而其他氣體則由各自串聯(lián)的氣罐進行供氣。二次流依據(jù)氣體類型分別采用3條管路對試驗葉片進行單獨供氣。

圖2 試驗風洞系統(tǒng)Fig.2 Experimental wind tunnel system

圖3為試驗段的示意圖。表1為葉柵通道的幾何參數(shù)。試驗葉片模型位于中間，兩側為陪襯葉片，均由光敏樹脂材料3D打印而成。試驗使用2個熒光照射燈作為PSP涂料的激發(fā)光源，采用2個CCD相機對涂有PSP涂料的葉片前緣表面進行拍攝獲得光照強度分布，最后經過拼接獲得該區(qū)域的氣膜有效度分布。

表1 葉柵通道參數(shù)Table 1 Blade cascade parameters

圖3 試驗段Fig.3 Experimental section

圖4為葉片靜壓試驗中，動葉中截面測壓孔的位置分布，編號1～11的測壓孔位于壓力面，而編號12～30的測壓孔位于吸力面。其中測壓孔均為直徑0.7 mm的圓孔。

圖4 葉片中截面測壓孔位置分布Fig.4 Static pressure holes positions of blade

圖5為前緣冷卻結構示意圖，編號1、編號5、編號6的孔排為帶復合角的前傾扇形孔，編號2～4為圓柱形孔。前緣內部冷卻通道由Ⅰ、Ⅱ2個供氣腔組成，冷卻氣流從葉片榫頭處先流入供氣腔Ⅱ，再經前緣沖擊孔流入供氣腔Ⅰ中，最后流出氣膜孔。

圖5 前緣冷卻結構示意圖Fig.5 Cooling structure arrangement of leading edge

圖6為前傾扇形孔的結構參數(shù)，而不同位置的氣膜孔的詳細結構參數(shù)見表2。圖6中x軸為葉片表面切線方向，正向與氣流流動方向一致；y軸表示垂直葉片表面的方向；z軸為葉高方向；d為氣膜孔徑；α為孔軸線與x軸水平夾角；θ為孔軸線與z軸的夾角；β為前傾扇形孔的展向擴張角度；γ為流向擴張角度。

表2 氣膜孔排參數(shù)Table 2 Parameters of film hole rows

圖6 前傾扇形孔的結構參數(shù)Fig.6 Structural parameters of laid-back-fan-shaped hole

1.3 參數(shù)定義

本試驗的主流進口雷諾數(shù)Re定義為

式中：ρg表示主流中的平均密度；Ug表示主流的平均速度；C表示工作葉片的中截面弦長；μg為主流的動力黏度系數(shù)。

主流湍流度Tu定義為

式中：v′表示脈動速度；vˉ表示時均速度。

測壓試驗中的葉片表面壓力系數(shù)Cp定義為

式中：p為葉片表面通過測壓孔測量獲得的靜壓；p*為葉柵入口總壓；pi則為葉柵入口靜壓。

二次流與主流的質量流量比MFR定義為

式中：mc1、mc2分別表示葉片前緣區(qū)域供氣腔Ⅰ、Ⅱ的質量流量；mg則表示單個葉柵通道的主流質量流量。

二次流與主流的密度比DR定義為

式中：ρc為二次流密度。

表3為試驗工況參數(shù)，在不同質量流量比和不同密度比條件下做9組工況下的試驗。

表3 試驗工況參數(shù)Table 3 Experimental test conditions

1.4 試驗測量的不確定度

本試驗中的測壓精度為±0.2%，測溫精度為±0.3 K，流量測量精度為±1%。PSP技術測量氣膜有效度不確定度分析詳見文獻［27］，表4為PSP技術測量氣膜有效度的不確定度。

表4 氣膜有效度的測量不確定度Table 4 Measurement uncertainty of film cooling effectiveness

2 數(shù)值研究方法

2.1 葉片模型和計算域邊界設置

葉片幾何模型和計算域如圖7所示，葉片內部通道為前緣沖擊結構，二次流冷氣自下往上進行供氣，進入Ⅱ腔，通過前緣沖擊孔到達Ⅰ腔，最后通過氣膜孔流出。計算域入口為速度邊界條件，出口為1個大氣壓力邊界條件。計算域兩側為平移周期，其余壁面均為絕熱條件。

圖7 動葉模型和計算域結構參數(shù)Fig.7 Schematic of blade and computation domain

圖8為原始圓柱形、擴大孔徑圓柱形孔、前傾氣膜孔、圓錐形擴張氣膜孔的幾何結構示意圖。本文采用了數(shù)值模擬方法，在葉片前緣孔排2、3、4處開展孔形對葉片前緣氣膜冷卻的影響研究，探究以下幾種孔形對前緣氣膜有效度的影響規(guī)律。

圖8 各孔形的幾何結構參數(shù)Fig.8 Schematic of film holes

2.2 計算方法與網格無關性驗證

圖9為葉片和前緣氣膜孔網格，如圖9所示，計算網格采用了多面體網格，而葉片網格第1層高度為0.005 mm，保證滿足y+＜1的要求。圖10為網格無關性驗證，圖10中，S/C表示葉片弧長與弦長之比，S/C=0表示葉片前緣駐點處，S/C＜0表示葉片壓力面區(qū)域，S/C＞0則表示葉片吸力面區(qū)域，本文中其他圖片均以此進行位置標識，之后便不再贅述。圖10中以徑向平均氣膜有效度ηˉ為評價指標，當網格數(shù)量增加至4.32×106以上時，計算結果并無太大變化，綜合考慮計算資源和計算結果精度要求，故選擇網格數(shù)量為4.32×106這套網格的參數(shù)進行數(shù)值模擬。

圖9 葉片和前緣氣膜孔網格Fig.9 Mesh of blade and film holes

圖10 網格無關性驗證Fig.10 Mesh independence verification

在氣膜冷卻的相關研究中，目前的RANS計算方法獲得的結果與試驗數(shù)據(jù)相比具有一定差距，從計算精度和成本上看仍是工程上常用的計算方法。文獻［28-29］對湍流模型的選取進行了詳細的對比研究，認為Realizablek-ε湍流模型和增強壁面函數(shù)處理的計算方法在趨勢變化和數(shù)值上與試驗數(shù)據(jù)良好吻合。

圖11為Realizablek-ε、SST（Shear Stress Transport）k-ω、Standardk-ω3種湍流模型計算結果與試驗結果的對比，結果發(fā)現(xiàn)湍流模型驗證的結果與前人的結論相同。說明采用該計算方法進行分析能夠獲得較為合理的結論。

圖11 計算結果與試驗結果對比Fig.11 Comparison of calculation results and experiment data

圖12為葉片中截面壓力系數(shù)的CFD周期模型計算結果和試驗測量數(shù)據(jù)對比。從結果上看，在尾緣區(qū)域還存在一定差距，但是對于本文研究重點，即葉片近前緣區(qū)域，數(shù)值模擬結果與試驗數(shù)據(jù)良好吻合，說明試驗通道能夠提供良好的周期性邊界條件。

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圖12 葉片中截面壓力分布Fig.12 Pressure distribution in midspan of blade

圖13為MFR=2.04%時，不同密度比條件下前緣區(qū)域徑向平均氣膜有效度的數(shù)值計算結果和試驗測量結果對比。整體上看，數(shù)值計算結果（CFD）與試驗結果（EXP）的變化規(guī)律基本一致。從圖13也可以發(fā)現(xiàn)，基于目前各向同性的RANS計算方法，來預測氣膜冷卻中的各向異性特征［30］，在定量比較上仍存在一定的差距。特別是在葉片前緣駐點附近高湍流區(qū)域的氣膜有效度的數(shù)值預測精度仍有待提高。但是數(shù)值模擬方法可以獲得全場物理信息，能夠在一定程度上反映氣膜冷卻研究中的流場結構和氣膜覆蓋效果規(guī)律性變化，有助于深入探索影響氣膜冷卻的主要因素并摸清其影響機理。

圖13 MFR=2.04%時不同密度比條件下前緣區(qū)域徑向平均氣膜有效度Fig.13 Span-wise averaged film cooling effectiveness in different DR with MFR=2.04%

3 結果與分析

3.1 前緣氣膜有效度的試驗結果

圖14為氣膜有效度試驗在DR=1.5時，流量比對葉片徑向平均氣膜有效度分布的影響。從圖14可以看出，S/C＜0.20的區(qū)域，流量比對展向平均氣膜有效度影響很小，而展向平均氣膜有效度在0.20＜S/C＜0.45區(qū)域范圍內隨著MFR的增加呈減小的趨勢。說明減小MFR，該區(qū)域氣膜有效度的提升較為可觀，當MFR從2.31%減小到1.65%時，對展向平均氣膜有效度的提高幅度在S/C=0.3處可達22.16%。

圖14 DR=1.5時不同流量比條件下的葉片徑向平均氣膜有效度分布Fig.14 Comparison of span-wise averaged film cooling effectiveness at DR=1.5 in different MFR

從圖14可以看出，在本文所研究的內容中，流量比的變化對于前緣駐點區(qū)域的氣膜有效度影響不明顯；MFR增加對壓力面區(qū)域的氣膜有效度的提升相對有限；而通過減小MFR的方法對吸力面區(qū)域的氣膜有效度的提升較為顯著。

圖15對比了試驗條件下流量比MFR=2.04%，密度比對前緣表面的氣膜有效度分布的影響。DR的增加會使得孔排1～3區(qū)域的氣膜有效度增加。由于該區(qū)域的氣膜孔軸線與葉片壁面夾角較大，DR增加導致射流的動量較小，而小動量的二次射流能夠使氣膜較好地貼附在壁面附近區(qū)域，從而增加了該區(qū)域的氣膜有效度。

圖15 MFR=2.04%時不同密度比下前緣氣膜有效度分布Fig.15 Film cooling effectiveness distribution of leading edge at MFR=2.04% in different DR

當DR=2.0時，氣膜孔射流出口動量最小，加上孔排1～3氣膜疊加效應，使得-0.24＜S/C＜-0.15區(qū)域（即孔排1的孔后區(qū)域）的氣膜覆蓋更為均勻，該區(qū)域整體的氣膜有效度也有所提升。然而，隨著密度比的增加，二次射流的動量也隨之降低。而低動量比射流雖然在孔出口附近能夠獲得較好的氣膜覆蓋效果，但同時也削弱了氣膜抑制主流摻混的能力，從而無法使氣膜覆蓋延伸得更遠，導致工作葉片的葉頂區(qū)域的氣膜覆蓋的范圍也有所減小。在前緣偏向吸力面?zhèn)鹊?.20＜S/C＜0.45區(qū)域內，當DR從1.0增加至1.5時，該區(qū)域的氣膜有效度明顯提高，當DR繼續(xù)增加至2.0時，對該區(qū)域帶來的氣膜有效度的增益則較小。

圖16為MFR=2.04%，3個密度比條件下對葉片展向平均氣膜有效度的試驗結果對比。整體上，DR的增加對工作葉片前緣表面的徑向平均氣膜有效度的影響是單調遞增的。對比可以發(fā)現(xiàn)DR的增加對前緣表面在-0.10＜S/C＜0區(qū)域和0.25＜S/C＜0.45區(qū)域展向平均氣膜有效度的增益是較為明顯的，說明布置在這2個區(qū)域氣膜孔排的氣膜有效度受密度比的影響較為敏感。密度比增加所帶來的徑向平均氣膜有效度提升可達30%以上。

圖16 不同密度比下前緣徑向平均氣膜有效度對比Fig.16 Comparison of span-wise averaged film cooling effectiveness in different DR

3.2 前緣不同孔形氣膜有效度的數(shù)值結果

根據(jù)前述試驗結果可以看出，前緣噴淋結構氣膜孔射流大部分穿透了主流并未在葉片表面形成良好的氣膜覆蓋效果，說明該區(qū)域的氣膜有效度尚有提升的空間，因此，為進一步提高冷氣利用率，對該區(qū)域氣膜孔的結構進行了改進研究。

圖17為MFR=2.04%條件下，原始圓柱形、擴大孔徑圓柱形孔、前傾氣膜孔、圓錐形擴張等4種孔形在不同密度比下的氣膜有效度分布，并且給出了孔排2、孔排4下游氣膜以及部分孔出口處的主、二次流濃度云圖。從圖17中可以看出，原始圓柱形孔在前緣區(qū)域的氣膜有效度較低，這是因為在二次射流動量過大的條件下，易穿透主流，導致部分氣膜無法很好地貼覆在葉片壁面附近。而當采用出口擴張型氣膜孔降低孔出口射流動量時，前緣區(qū)域的氣膜有效度得到了一定的提升。并且4種孔形的氣膜有效度隨著密度比增加是有一定提升的。

圖18為上述4種孔形的徑向平均氣膜有效度分布。其中C-1D表示原始圓柱形孔（即孔徑為1D）、C-2D表示擴大孔徑圓柱形孔（即孔徑為2D）、F-D表示前傾孔、C-F表示圓錐形擴張孔。

圖18 不同孔形的徑向平均氣膜有效度對比Fig.18 Comparison of span-wise averaged film cooling effectiveness in different film holes

整體上來看，徑向平均氣膜有效度是隨密度比增大而增加的。在所有孔形中，C-2D的氣膜有效度是最高的，在-0.10＜S/C＜0.20區(qū)域內，該孔形對氣膜有效度的提升效果最為明顯，相比于C-1D，提升幅度在200%以上。但是隨著密度比的增加，部分氣膜孔出現(xiàn)了主流相對嚴重的主流入侵現(xiàn)象。

F-D孔形相對于原始圓柱形孔的氣膜有效度有所提升，但是仍無法避免局部過冷卻和氣膜抬升現(xiàn)象。而對于C-F孔形，在孔排4處（即0.15＜S/C＜0.20區(qū)域），由于氣膜孔部分區(qū)域產生了主流入侵現(xiàn)象，導致該孔排處下游氣膜有效度偏低。而產生主流入侵的原因是：一方面，該處位于前緣駐點附近，壓力梯度較大，抑制了冷氣射流在孔擴張段沿徑向的流動延伸；另一方面，由于孔形方式和葉片曲率影響，氣膜孔擴張段前傾方向與主流流向相反，從而進一步削弱了射流在徑向方向的擴散，加之C-F孔形的擴張段存在后傾擴張，導致射流在孔出口處的法向動量較大，易穿透主流，從而無法很好地貼覆在壁面附近。

以上研究發(fā)現(xiàn)，在流量較大的情況下，通過擴大氣膜孔孔徑或者采用出口擴張的氣膜孔結構能夠有效地提升前緣氣膜有效度，這2種方法均是通過削弱射流出口動量來獲得較好的氣膜貼覆效果。但是也存在2個問題：第一，通過簡單地擴大氣膜孔徑的方法，會相應地增加前緣氣膜孔出流面積，而出流流量也隨之增加，同時對前緣結構強度也是一種削弱；第二，當采用出口擴張型氣膜孔時，需要考慮擴張程度和擴張方向不合理所導致的燃氣入侵情況。因此，在結構允許的情況下可以考慮直接采用擴大孔徑的方法獲得較優(yōu)的氣膜冷卻效果；若采用出口擴張孔，則可以通過控制出口擴張程度和擴張方向，以達到相應的結構強度和冷卻要求。

3.3 前緣復合角孔排布局的氣膜有效度

上述提到，葉片前緣氣膜孔在標準叉排布局情況下出現(xiàn)了氣膜局部過冷卻和抬升現(xiàn)象，阻礙了氣膜冷卻效率的進一步提高。上述現(xiàn)象在CF孔形下尤為明顯，因此接下來針對該孔形，開展了不同孔排布局對前緣氣膜冷卻效率分布的數(shù)值影響研究。

圖19為前緣3種孔排布局的氣膜有效度分布，其中p表示孔間距，p1表示相鄰孔排氣膜孔的徑向間距。當前緣帶復合角氣膜孔采用p1/p=1/2的標準叉排布局時，可以明顯看到下游孔間存在較大的氣膜冷卻“盲區(qū)”。同時，在孔排2區(qū)域處還產生了氣膜的局部過冷卻和上下游氣膜摻混現(xiàn)象，從而降低了冷氣利用率。而當p1/p減小至1/3或1/4時，避免了上述情況，有效改善了下游孔間區(qū)域的氣膜冷卻效果，氣膜覆蓋均勻性得到了提升，從而提升了冷氣的利用率。

圖19 前緣不同孔排布局的氣膜有效度分布Fig.19 Film cooling effectiveness distribution of leading edge in different hole arrangements

圖20為前緣3種孔排布局的徑向平均氣膜有效度分布。從圖20可以看出，采用非對稱的孔排布局不僅可以提高前緣孔間區(qū)域氣膜有效度，而且由于氣膜疊加效應，壓力面下游的氣膜有效度也獲得了明顯提升，整體提升了40%以上。

圖20 不同孔排布局的徑向平均氣膜有效度對比Fig.20 Comparison of span-wise averaged film cooling effectiveness in different hole arrangements

4 結 論

本文使用壓敏漆技術試驗研究了流量比和密度比對彎扭工作葉片前緣多排孔氣膜冷卻特性的影響。并且通過數(shù)值計算方法分析了大流量條件下4種孔形和孔排布局對前緣高負荷冷卻區(qū)域氣膜有效度的影響。總結分析得到如下結論：

1） 流量比變化對前緣區(qū)域的氣膜有效度影響較小，而且這是因為在本文大流量條件下，前緣噴淋氣膜孔射流動量過大，大部分射流穿透了主流，即使流量比降低至1.65%也無法有效改善氣膜吹飛的現(xiàn)象。而密度比的增加對該區(qū)域的氣膜有效度提升是比較明顯的，其帶來的提升效果能夠達到30%以上。相對于減少流量來說，密度比的增加更能有效降低氣膜孔出口的動量，從而提升氣膜在近壁面處的貼覆效果。

2） 針對前緣噴淋氣膜冷卻結構，通過擴大氣膜孔徑的方法或采用出口擴張型氣膜孔能有效降低二次射流的動量，并且在一定程度上增加了徑向氣膜覆蓋范圍，從而提高了前緣氣膜有效度。擴大前緣氣膜孔徑所帶來的提升效果是最佳的，能提升200%以上。在葉片曲率的影響，前緣區(qū)域采用出口擴張型氣膜孔時，其擴張方向會出現(xiàn)與主流流向方向相反的情況，此時會加劇主流入侵程度，因此可以通過調整單向擴張氣膜孔的孔軸向偏轉角度來避免此情況。

3） 由于前緣氣膜孔帶有復合角度，當氣膜孔排采用標準的叉排布局時，沿流向的相鄰孔排之間會產生局部過冷卻和氣膜抬升現(xiàn)象，導致了冷氣利用率的降低，從而限制了前緣氣膜有效度的提升。而當采用非對稱叉排布置時，則可以改善上述情況，從而提升了孔間和孔下游的氣膜有效度和覆蓋均勻性，對前緣氣膜有效度提升可達40%以上。