燃气轮机因其清洁、高效的特点成为当前生产电力、机械和推进动力的主要途径之一^[1-4]。随着技术的发展，透平进口的温度和压力得到极大提高，以获得更高的热效率和输出功率，但过高的温度会产生较大热负荷，加剧高压涡轮动叶叶顶烧蚀的风险，同时压力升高也会加剧叶顶间隙内的泄漏流动，引起较大的气动损失，研究表明，叶顶泄漏损失占涡轮级效率损失的约1/3^[5]。因此研究合适的叶顶构型和有效的冷却方式对降低叶顶泄漏损失和热负荷、提高燃气轮机性能具有重要意义。

由于冷却困难，目前燃气轮机的前三级动叶已经不再使用围带叶顶，平叶顶和凹槽状叶顶的设计使用更为广泛，在低速流动工况下，凹槽状叶顶因具有良好的泄漏性能而得到许多学者的青睐，但凹槽状叶顶内部复杂的泄漏流动形态也引起其局部高热负荷现象。Park等^[6]通过试验测量对凹槽状叶顶传热性能进行了研究，发现由于叶顶泄漏流的重新附着，叶顶表面的高传热系数区通常出现在前缘附近，而在叶顶尾缘位置，叶顶凹槽内漩涡的影响减小，传热系数降低。Senel等^[7]指出，确定合适的肩壁宽度对获得更好的气热性能至关重要，减小凹槽肩壁宽度可能会导致叶顶凹槽的压力侧和吸力侧表面形成高传热系数区。Lee等^[8]研究了肩壁高度对叶顶传热系数的影响，结果表明，增加凹槽深度可以有效降低叶顶传热系数。Camci等^[9]利用部分肩壁的设计改进了凹槽状叶顶结构，发现部分吸力侧肩壁的设计可以有效地减弱叶顶内漩涡的强度，从而降低叶顶传热系数。

以往的文献大多表明，肋条结构叶顶可以有效降低凹槽状叶顶的热负荷和气动损失。关于横向肋条，Du等^[10]针对横向肋条凹槽状叶顶进行了数值研究，发现肋条有助于获得更好的气动热性能，其中，多腔叶顶的热负荷相对于平叶顶有所降低。姜世杰等^[11]采用数值计算的方法研究发现，凹槽前缘设置全肋条、尾缘设置半肋条与吸力侧连接的叶顶结构具有最佳的气热性能。关于流向肋条，Tong等^[12]对几种叶顶结构进行了深入的传热和泄漏流动研究，包括平叶顶、凹槽状叶顶和两种形状的顺流肋，发现带顺流肋的叶顶换热性能最好，绝热效率最高，压力损失最小。EL-Ghandour等^[13]在叶顶中弧线位置布置约1/3弧长的流向肋条，形成了一种新型叶顶结构，计算结果表明，与平叶顶相比，叶片出口总压损失降低了8%，总压损失小于凹槽状叶顶。高杰等^[14]在深入了解变工况下叶顶泄漏流场的基础上，通过在叶顶凹槽内布置面向泄漏流方向的肋条，实现了比凹槽状叶顶更好的间隙泄漏控制。

还有学者将横向肋和流向肋结合，Park等^[15]将十字肋应用于低速涡轮叶栅，研究其对叶顶的影响，发现多腔叶顶的热负荷相对平叶顶有所降低。Du等^[16]研究了交错肋及肩壁长度、厚度变化对肋条凹槽叶顶气热性能的影响，发现交错肋和深的吸力侧前缘肩壁厚度形成叶顶结构气热性能最优，相比凹槽状叶顶，传热系数降低了31.41%。

凹槽状叶顶区域广泛使用气膜冷却的方式降低叶顶热负荷，减小烧蚀风险，许多学者对其相关参数进行了研究。Wilhelm等^[17]采用实验方法对动叶叶顶气膜冷却进行了研究，发现在吹风比大于0.93%时，旋流流入的气膜冷却效率增加了11%，而对于轴流流入，冷气喷射的进一步增加不会转化为气膜冷却效率的增加。杜昆等^[18]应用数值模拟方法研究了GE-E³第一级动叶叶顶模型气膜孔孔径、位置、吹风比等参数对叶顶传热冷却性能的影响，发现沿中弧线布置气膜孔的冷却布局下，吹风比为1.0时冷却效果最佳，中弧线冷却布局和吹风比为1.0时气膜孔孔径越大越好，其中前缘和尾缘气膜孔冷气覆盖面积增大明显，冷却效率较高。Jeong等^[19]认为凹槽状叶顶的传热和冷却特性在很大程度上取决于凹槽的具体形状：叶顶和近叶顶区域的冷气射流有效地降低了叶顶热负荷，但叶顶压力侧区域的热负荷增加。Zhou等^[20]以凹槽状叶顶为数值研究对象，发现冷气射流从吸力侧肩壁上方流出叶顶间隙，因此叶顶尾缘附近的传热受叶顶冷气射流的影响较小。郭嘉杰等^[21]采用数值计算的方法研究了椭圆孔的动叶凹槽状叶顶流动传热特性，发现低吹风比下无偏角椭圆孔的平均气膜冷却有效度优于圆形孔，全吹风比下正偏角椭圆孔的气膜冷却有效度优于圆形孔。Zhang等^[22]利用实验和计算的方法研究了锥形孔和圆柱孔的叶顶性能，发现低冷气质量流率下锥形孔具有更优的气膜冷却性能，但锥形孔的节距平均气动损失系数高于圆柱孔。Huang等^[23]采用实验和计算的方法研究了3种气膜孔布置位置模型，发现在压力侧空腔涡分离线处布置气膜孔可提高冷气有效覆盖面积。

随着涡轮进口参数的不断提高，冷却叶顶结构成为一种趋势，同时由于冷却布局与叶顶构型相互影响，两者需耦合设计。许承天等^[24]研究了切除部分吸力侧肩壁的凹槽状叶顶气热及冷却性能，发现切除10%吸力侧肩壁的近压力侧气膜冷却结构具有最佳的气热性能。Lin等^[25]研究了3种复杂叶顶构型下的气膜冷却性能，发现在相同吹风比、叶顶间隙高度和密度比的情况下，压力侧肩壁中上弦区域根部向内偏移形成的叶顶结构具有最好的冷却性能，平均气膜冷却效率达到0.22。Bi等^[26]研究了横向肋条结构对叶顶气热性能的影响，发现增加肋条数量可以提高冷气覆盖效果，三肋条凹槽叶顶结构的叶顶平均传热系数较原始凹槽叶顶结构下降19.55%，并指出优化肋条结构对于改善叶顶气热性能的巨大潜力。

综上所述，虽然有许多学者将叶顶构型和气膜冷却布局耦合研究，但关于肋条凹槽状叶顶和圆柱气膜孔的耦合研究仍旧不足，因此，本文在前人研究基础上改进了凹槽状叶顶的气膜冷却布局，同时耦合流向微肋条，降低了叶顶的传热系数，提升了冷却性能。

GE-E³涡轮第一级共有46个静叶和76个动叶，具体参数如表1所示。为了节省计算资源，采用单通道模型，计算域两侧设为周期性边界，静叶域和动叶域之间的交界面采用混合平面法。为避免回流，动叶出口段延长1.8倍的轴向弦长，计算域如图1所示。

前人研究表明，中弧线气膜孔布局中前缘和尾缘的气膜孔冷气覆盖率较高，且孔径越大越好^[18,24]，同时在近压力侧空腔涡分离线处布置气膜孔冷却效果更好。基于这2点，在叶顶凹槽中弧线上5%弧长处布置一个孔径为2 mm的气膜孔，在85%弧长处布置一个孔径为1.5 mm的气膜孔，在近压力侧30%和40%弧长处分别布置一个孔径为0.5 mm的气膜孔，形成原始结构，即case 1。后续研究发现case 1在中弦区域的近吸力侧冷气较为稀薄，为了进一步加强该区域的冷却，仿照近压力侧气膜孔在近吸力侧40%和50%弧长处又分别添加了一个孔径0.5 mm的气膜孔，即case 2。中弦长部分4个小气膜孔整体向前缘移动10%和20%中弧线弧长的距离，形成case 3—4布局。case 2—4布局分别添加一个30%弧长，半肩壁厚度的中弧线微肋，形成了case 5—7的叶顶结构。添加近吸力侧气膜孔时，前缘气膜孔孔径有所减小，从而保持冷气出口面积不变，在控制冷气质量流率不变的条件下保持吹风比为0.98不变，结构如图2所示。本文中所提到的前缘、中弦和尾缘区域大致按30%、40%和30%的叶顶中弧线弧长进行划分，但为了方便描述，将处于中间位置的4个小气膜孔称为中弦气膜孔，另外，叶顶气流向尾缘气膜孔方向的流动也被称为向尾缘方向流动。

case 1叶顶中弦区域的冷气覆盖率较差，出于引导该区域冷气流动的目的，仅在中弦气膜孔后方设置一个30%中弧线弧长的微肋结构。case 5—7的微肋位置分别为40%~70%弧长处、30%~60%弧长处和20%~50%弧长处，且微肋两端采用直径为微肋厚度的半圆形边界降低对流动的阻碍，如图2(h)所示。尽管文献[11,13]采用等肩壁厚度的肋条宽度进行叶顶气热性能的研究，但与肩壁情况相似，肋条上表面存在高传热系数区域，同时大多在凹槽底部流动的冷气也无法有效保护肋条。因而文中采取表面积减少的半肩壁厚度的微肋条以期降低高热负荷现象，进而研究微肋条对叶顶冷气流动的引导作用和对泄漏流动的影响。但考虑到肋条宽度同样会对流动造成影响，因此可在未来做进一步深入研究。

吹风比定义为

式中：ρ_c和v_c分别为冷气密度和流速；ρ_m和v_m分别为主流密度和流速。

受网格离散的影响，不同密度的网格在同一流场性能上会有所差异，当网格密度达到一定值后，流场性能在数值上趋于收敛，此时可认为消除了网格离散化的影响，同时也确定了最优的网格数量节省了计算资源。

气膜冷却有效度定义为

式中：Taw为绝热壁面温度；Tc为冷气温度；Tm为主流温度。

使用case 1叶顶结构进行网格无关性验证，使用商用流体软件ANSYS CFX数值求解三维雷诺时均N-S方程获取流场信息，网格采用ICEM CFD生成的结构化网格。表2给出了边界条件，表3给出了case 1结构在3种不同网格数量下的叶顶平均气膜冷却有效度η¯。由表3可知，700万和900万数量的网格预测的气膜冷却有效度相对误差小于1.2%，可认为达到网格无关性要求，因此，后续模型的网格采用700万数量级。

图3给出了case 1动叶网格划分节点示意图。为提高网格质量，叶片及凹槽周围O型剖分，近壁面第一层网格高度设置为0.001 mm，保证壁面y⁺<1.0。网格的最小正交角为28°。

采用Kwak等^[27]在得州农工大学叶栅试验台上获得的叶顶传热数据作为对照。该实验使用的几何模型为GE-E³第一级动叶型线放大3倍形成的平叶顶直叶栅，叶高122 mm，轴向弦长86.1 mm，叶顶间隙为1.5%叶高，测量段包含5个叶片，以中间叶片作为研究对象。实验边界条件为：主流进口给定总压p₀=126.9 kPa，总温T₀=297 K，进口气流角32°，湍流强度9.7%，出口给定静压p₁=102.7 kPa，壁面为无滑移条件，给定恒定壁面温度340 K。数值计算模型和边界条件与实验保持一致，同时将计算域进口和出口分别延伸1.2倍和1.8倍轴向弦长以加快收敛，网格采用ANSYS ICEM 创建流体域的结构化网格，并在壁面附近使用O型剖分以提高网格质量，壁面附近的第一层网格高度满足标准k-ω，SST k-ω湍流模型计算结果的y⁺<1.0 和标准k-ω，RNG k-ω湍流模型计算结果的y⁺位于30~40。

传热系数可定义为

式中：T₁和T₂代表2个相近的壁面温度；q₁和q₂分别代表2个温度下的壁面热通量^[28]，本文给定壁温为496.4 K，取另一壁温为506.4 K。

图4为4种湍流模型的叶顶传热系数云图与实验数据的对比，结果发现，标准k-ω湍流模型对叶顶传热系数分布的预测更为准确，因此后续采用该湍流模型进行叶顶传热冷却性能的计算。

图5给出了case 1结构的叶顶三维流线图，可知，叶顶区域的泄漏流动主要存在4个涡系：凹槽区域的吸力侧角涡、压力侧角涡和刮削涡，主流通道近吸力侧的泄漏涡，另外还有流动较为平滑的叶顶泄漏流(图中红色直线箭头)。吸力侧角涡由主流越过叶顶前缘肩壁进入凹槽腔内，在向吸力侧和下游流动过程中受到吸力侧肩壁的阻碍翻卷形成，由于压力侧和吸力侧的压差以及过叶顶流的影响，吸力侧角涡很快离开叶顶区域，大约在30%轴向弦长处完全离开叶顶。平滑叶顶泄漏流在中弦大部分区域呈“V”型流动，即越过肩壁后重新附着在凹槽底部，然后再次越过肩壁，而在叶顶尾缘区域，平滑叶顶泄漏流几乎平直流动。受刮削涡影响，压力侧前缘的泄漏流被压制在压力侧角区，呈顺时针流动，且随着向下游发展，规模逐渐扩大，在接近尾缘区域、刮削涡离开叶顶后几乎主导整个凹槽内流动。叶顶和机匣的相互运动引起了刮削涡，呈逆时针流动，正是由于刮削涡的压制造成了平滑叶顶泄漏流的“V”型流动，由于叶片弯度的存在，刮削涡大约在70%轴向弦长处离开叶顶，之后，凹槽涡系由压力侧角涡主导。泄漏涡是泄漏流越过吸力侧肩壁，与主流相互作用下形成的，沿着吸力侧向尾缘不断发展，规模在流向和径向上不断扩大。前缘冷气(图中蓝色流线)主要分为2个流向，一部分随压力侧角涡在凹槽内向尾缘流动，一部分随吸力侧角涡流动。在尾缘部分，凹槽腔内由尾缘气膜孔冷气主导流动。case 2—4的泄漏流动形态与case 1大体相同。

图6给出了case 5和case 7结构的叶顶泄漏流线图，可以看到，在叶顶中弧线添加流向微肋后，涡系种类和数量并没有发生变化，仍是由吸力侧角涡、压力侧角涡、刮削涡和泄漏涡组成。但与无微肋结构相比，主要有3点不同：1）受微肋影响，刮削涡提前离开叶顶，在50%轴向弦长左右离开叶顶，微肋越靠前，刮削涡越靠近吸力侧；2）受刮削涡提前离开影响，压力侧角涡提前扩张，但规模被局限在微肋压力侧，同时微肋也阻碍了压力侧角涡在尾缘部分离开叶顶的趋势，有部分压力侧角涡继续沿凹槽流向下游；3）吸力侧角涡在微肋吸力侧由于少了刮削涡的压制，规模扩大。

图7给出了case 1—7结构的叶顶极限流线图，可知，无微肋叶顶的再附线完整，基本不受中弦长区域小孔径气膜孔的影响。近压力侧小孔径气膜孔都位于压力侧角涡分离线上，符合设计要求，由于压力侧角涡离开叶顶，部分泄漏流与尾缘冷气流线相互作用，在尾缘气膜孔上游形成一个漩涡。添加微肋后，各个叶顶冷却布局的再附线都遭到破坏，与刮削涡提前离开叶顶区域相对应。与之相反的是，叶顶的分离线没有遭到破坏且向吸力侧有所偏移，这与压力侧角涡规模有所扩大有关。尾缘气膜孔上游的漩涡消失，推测与压力侧角涡推迟离开叶顶区域有关。

图8给出了case 1—7结构的泄漏流率柱状图。由图8可知，与case 1相比，case 2、3、5、6的泄漏量增大，其中case 2与case 5泄漏流率相同，同时case 3与case 6泄漏流率相同，说明这2处的微肋不能起到降低泄漏量的作用，但叶顶泄漏流率相较case1的增加并不明显，从30%和40%弧长处开始沿中弧线向尾缘方向添加微肋，即case 5和case 6最高只增加了0.6%的泄漏流率。而case 4与case 1持平，添加微肋后的case 7泄漏流率降低了0.9%，表明在叶顶前缘中弧线添加微肋有助于降低泄漏。综合叶顶肩壁类似密封齿减速扩压的效果来看，由于中弦和尾缘区域叶厚相对较小，叶顶区域狭长，因此添加微肋(相当于多加一个密封齿)会削弱密封效果，造成泄漏量增加，因此如果要通过添加微肋控制泄漏时，应注意叶顶厚度的影响。

总压损失系数定义为

式中：m₁为动叶进口质量流率；m_c为冷气进口质量流率；P_total,1为动叶进口面积平均总压；P_total,c为冷气进口面积平均总压；P_total,l为当地总压；ρ为整个动叶域体积平均密度；V为整个动叶域体积平均流速。

图9为动叶尾缘下游10 mm处流道截面的面积平均总压损失系数柱状图。根据气膜冷却布局，将case 2和case 5合称为back STR，同理，将case 3和case 6合称为middle STR，case 4和case 7合称为front STR。由图9可知，仅改良气膜冷却布局(即将前缘大孔径气膜孔部分冷气转移到叶顶中弦区域的近吸力侧)并不能降低出口的总压损失，其中，case 2和case 3的总压损失大于case 1，而case 4的总压损失与case 1持平，表明在本文所采用边界条件和模型的前提下，中弦的气膜孔冷气越多，总压损失越大。而在各冷却布局添加中弧线微肋后，总压损失均有较大幅度下降，其中，case 5相较case 2下降了0.8%，case 6较case 3、case 7较case 4均下降了0.5%。与case 1相比，各微肋冷却布局的总压损失均有下降，从case 5至case 7，降低程度逐渐增大，其中case7的总压损失下降最多，相对下降了0.5%。以上数据表明，添加中弧线微肋能够有效降低流道出口的总压损失，且微肋越靠近前缘，效果越明显。

为了探究流道出口总压损失分布和引发原因，给出了总压损失系数沿叶高分布图，如图10所示。图中Y为轴向坐标，H为叶高。为了便于观察，将7条线分为2组，case 1—4为第1组，case5—7为第2组，第2组加上case 1线条作为对比。由图10可知，叶顶区域结构的改变仅能影响泄漏涡和上通道涡区域。仅是改良气膜冷却布局对总压损失系数沿叶高分布趋势影响不大，但case 2结构的泄漏涡区域和上通道涡区域的总压损失系数都有不同程度的增大，因此case 2的面积平均总压损失系数有较大程度增加，而case 3和case 4的线条几乎与case 1重合，因此在图中相差不大。在添加中弧线微肋后，各结构的总压损失系数沿叶高分布趋势有了较为明显的区别且变化主要集中在上通道涡区域，微肋越是靠近前缘，上通道涡区域的总压损失系数减小越多，其中case 7尤为明显，由此可见流道出口总压损失的减小主要来自上通道涡区域的贡献。

图11给出了7种叶顶结构的传热系数云图，可以看到，凹槽内的高传热系数区可划分为3块，分别是前缘和中弦区域沿中弧线分布的蝌蚪型高传热系数斑块(A、B)和尾缘区域的零散分布的高传热系数斑块(C)。观察case 1—4可知，在中弦长区域添加近吸力侧气膜孔对A和C的传热影响不大，而对于B则在一定程度上有利于缓解该区域的高传热系数现象，但随着中弦区域的气膜孔整体向前缘移动，B的高传热系数斑块逐渐连成一体并变得狭长，且在规模上向前缘和尾缘扩张。观察case 5—7可知，添加中弧线微肋结构对A、B、C三个区域的高传热系数斑块均有影响，其中主要影响B和C两个区域。中弧线微肋破坏了B区域斑块，高传热系数斑块多存在于微肋压力侧的小范围内，同时在微肋吸力侧出现了类似泄漏流再附着引起的小范围高传热系数带。由于添加微肋后叶顶的刮削涡和压力侧角涡都受到限制，在微肋尾缘至叶顶尾缘气膜孔之间的传热系数有明显下降。而在尾缘气膜孔的下游凹槽区域(C)，温度下降后的压力侧角涡与冷气占据凹槽，过叶顶流较少侵入凹槽，传热系数也有明显下降，其中case 5最为明显。

图12给出了7种叶顶结构的叶顶面积平均传热系数和case 5—7叶顶除微肋外区域的面积平均传热系数。由图可知，与case 1相比，在中弦区域添加近吸力侧气膜孔可以降低叶顶传热水平，但中弦长区域的气膜孔向前缘移动时效果变差。添加微肋的叶顶结构传热系数都有明显下降，尤其是case 5，相较case 1下降了8%。综合对比case 2—4以及case 5—7可以看出，不管是气膜孔还是微肋，向前缘移动都会对叶顶传热造成不利影响。如果把微肋当成可消耗的结构或者仅在此区域用贵重耐热金属制造，那么叶顶需要考虑烧蚀的区域将不包含微肋结构，由图12可知，剔除出微肋后，叶顶平均传热系数进一步下降，其中case 5下降最多，相较case 1下降了16%，但3种叶顶的趋势与包含微肋的叶顶结构相似，仍是结构向前缘移动，叶顶传热系数上升。

图13给出了7种叶顶结构的气膜冷却有效度云图，根据有效度大小的分布，叶顶可大致划分为3个区域：前缘附近、中弦长大部分、尾缘凹槽。观察case 2—4可知，在叶顶中弦长近吸力侧添加气膜孔可有效提高该区域的气膜冷却有效度，但当4个小孔径气膜孔整体向前缘移动时，叶顶尾缘气膜孔上游区域的有效度急剧减小，甚至接近0，即该区域不再有冷气存在。case 4由于有一个气膜孔接近前缘，其前缘附近的有效度有明显提高，而case 2—4的尾缘凹槽区域气膜冷却有效度无明显变化。观察case 5—7可知，微肋结构的添加在中弦长区域可提高有效度，但随着微肋结构向前缘移动，叶顶流动结构变得复杂，冷气组织混乱，因而出现中弦长区域有效度下降的现象，尤其case 7结构。综合case4来看，case 7结构的有效度下降有2方面原因：1）4个小气膜孔整体移向前缘，流向中弦区域的冷气量减少；2）泄漏流阻碍冷气流向中弦区域。而泄漏流的阻碍作用推测有以下原因：①刮削涡和吸力侧角涡受微肋影响提前离开凹槽，冷气随其离开；②平滑叶顶泄漏流在微肋吸力侧形成漩涡，阻碍冷气的流动。由于在微肋影响下部分压力侧角涡流向尾缘凹槽，该处的冷气被排挤流出凹槽，因而出现尾缘凹槽有效度下降的现象。

图14给出了7种叶顶结构沿轴向的节距平均气膜冷却有效度分布，4种无微肋叶顶分为一组，每种微肋叶顶与对应的无微肋叶顶分别为一组。图中，Z为轴向坐标，C_ax为轴向弦长。由图(a)可知，受添加近吸力侧气膜孔时前缘冷气减少影响，在20%轴向弦长之前，case2—4的有效度均低于case1；case 2增强了60%~80%轴向弦长区域的有效度，case 4增强了20%~40%轴向弦长区域的有效度；80%~100%区域的凹槽尾缘区域几乎无变化。由图14(b)、(c)、(d)可知，在无微肋叶顶的70%~80%轴向弦长区域，有效度均较低，而微肋叶顶均提高了该区域的有效度，相比较而言，case 6较无微肋叶顶在尾缘处有效度降低，case 7较无微肋叶顶在尾缘处和20%~40%弦长处的有效度均有降低，而case 5较无微肋叶顶基本没有冷却有效度下降的区域，表明在叶顶40%~70%弧长的中弦区域添加微肋结构有利于提高冷却效果。

图15给出了叶顶面积平均气膜冷却有效度和有效度的均匀度Uc(均匀度用类似均方差的方法定义，如式(5)所示，因此值越小越好)。

气膜冷却有效度均匀度定义为

由图15可知，从面积平均气膜冷却有效度来看，case 1、case 2、case 5叶顶结构的效果较好，达到了0.43；从有效度均匀度的角度来看，case 5、case 6的效果较好，在0.26左右。综合来看，case 5具有较高的冷却效果且冷却较为均匀。

基于叶顶前缘、尾缘大孔径气膜孔和中弦长近压力侧小孔径气膜孔的冷却布局，设计了3种改进的冷却布局，并添加微肋形成了3种微肋叶顶冷却布局，得到以下结论：

1）与case 1叶顶结构相比，在前缘中弧线添加微肋可以有效降低叶顶泄漏流率以及流道出口截面上的总压损失，其中泄漏流率下降了0.9%，总压损失下降了0.5%，表明在叶厚相对较大处添加微肋可以增强叶顶结构类似密封齿的减速扩压作用。

2）与case 1叶顶结构相比，无微肋叶顶结构(case 2—4)的传热系数没有明显下降，而添加微肋后叶顶(case 5—7)的传热情况得到明显改善，case 5下降了8%，若不考虑微肋，则下降16%。

3）case 1叶顶结构本身的气膜冷却有效度已经处于较高的水平，与之相比，无微肋叶顶结构都能保持较高的气膜冷却有效度，但添加微肋后，除case 5外的叶顶结构或因气膜孔移动造成的不利影响，或因微肋引起的冷气流动不易组织，气膜冷却有效度都有较大的下降，而case 5的叶顶结构不仅具有较高的气膜冷却有效度，还具有良好的均匀度，表明该结构中的微肋能够有效组织冷气，因此冷却效果最好。