胡建軍， 張鐸， 張香蘭, 孔祥東

(1. 燕山大學機械工程學院， 秦皇島 066004; 2. 燕山大學建筑工程與力學學院， 秦皇島 066004)

渦輪葉頂間隙的存在使得流體工質(zhì)在葉片壓力面和吸力面壓差驅(qū)動下產(chǎn)生葉尖泄漏流(Tip Leakage Flow, TLF)，這對整個葉柵通道的流場特性和流動損失均產(chǎn)生了重要影響[1-2]。根據(jù)是否需要外界能量輸入，葉尖泄漏控制可分成主動控制和被動控制2種。

在葉尖泄漏主動控制技術(shù)方面，van Ness[3]和李鋼[4]等利用離子體放電控制泄漏流，改善了總壓損失和流動阻塞；何育軍等[5]提出了一種雙閉環(huán)主動快速控制系統(tǒng)，研制出一種能主動控制葉頂間隙高度變化的作動裝置；牛茂升[6]對采用葉頂主動噴氣控制葉柵通道內(nèi)流場特性進行了研究，比較了不同噴氣參數(shù)對泄漏流的抑制效果；徐逸鈞等[7]搭建了一套可控熱變形機匣模型試驗證臺，研究了變工況下機匣的變形量及其對葉尖泄漏的抑制作用。目前，主動控制雖然已經(jīng)展示出了很好的控制效果，但由于執(zhí)行機構(gòu)復(fù)雜、可靠性低、需要額外能量等缺點，還停留在基礎(chǔ)研究階段。

被動控制一般通過對葉尖或機匣進行幾何改型來實現(xiàn)，例如在葉尖加裝葉冠[8-10]、改變?nèi)~尖形狀[11-13]或?qū)C閘進行造型[14-16]等。雖然一些被動控制方法已經(jīng)得到了工程應(yīng)用，但在變工況時被動泄漏抑制的效果還不是很理想；另外，葉尖幾何改型對間隙變化非常敏感[13]，間隙增大后泄漏抑制效果急劇惡化。

被動式氣動封嚴是另外一類有應(yīng)用前景的葉尖泄漏控制方法。與葉尖幾何改型控制方法相比，氣動封嚴方法不受轉(zhuǎn)、靜部件剮蹭的機械限制，對轉(zhuǎn)、靜之間的間隙也不敏感。1995年，Auxier[17]提出根據(jù)葉片表面壓力分布特點，自發(fā)生成一股氣流用于葉尖泄漏控制的想法，其主要原理是利用逆向自發(fā)射流(Spontaneous Tip Injection,STI)阻滯泄漏流動，從而達到減小泄漏量的目的。2007年，維也納科技大學的Hamik和Willinger[18]根據(jù)該原理提出一種具體的開孔方案，并對性能潛力進行了分析。2013年起，胡建軍等[19-20]通過實驗和數(shù)值模擬手段分析了三維葉柵模型下自發(fā)射流與葉尖泄漏流相互作用特性及其泄漏抑制效果。

為了獲得更優(yōu)的葉尖泄漏抑制效果，本文提出將被動式氣動封嚴與葉尖幾何改型相結(jié)合用于抑制葉尖泄漏及其損失。然而，葉尖幾何改型方案眾多，本文選取了自發(fā)射流與葉頂凹槽耦合以體現(xiàn)代表性。根據(jù)自發(fā)射流出口與葉頂凹槽的相對位置不同，構(gòu)建了3種典型耦合方案，對比了不同耦合方案的泄漏抑制效果。通過分析不同方案的間隙泄漏特性和流場分布，篩選出了耦合特性良好的方案，并探討了葉頂凹槽耦合自發(fā)射流的泄漏抑制機理。

1 試驗?zāi)Ｐ图皽y量結(jié)果分析

試驗?zāi)Ｐ鸵訢urham平面葉柵為原型[21]，如圖1(a)所示。由于本文主要考察自發(fā)射流與葉頂凹槽耦合對葉尖泄漏的抑制效果，因此沿著葉頂泄漏流動方向從三維模型上剖切出一段，形成一個準二維模型用于初步考察不同耦合方案的泄漏抑制效果，暫不考慮葉柵通道內(nèi)三維流動的影響。通過在葉片前緣附近截取一段軸向弦長10 mm且?guī)в?個自發(fā)射流孔道的部分得到準二維的試驗及數(shù)值模型，如圖1(b)、(c)所示。

圖1 葉頂凹槽耦合自發(fā)射流的數(shù)值模型和試驗?zāi)Ｐ虵ig.1 Numerical and experimental model of tip groove coupled with STI

試驗?zāi)Ｐ突谙嗨圃磉M行了設(shè)計，如圖1(b)所示，而數(shù)值模型與試驗?zāi)Ｐ捅３滞耆恢?，如圖1(c)所示。由于待測試驗?zāi)Ｐ蛢?nèi)流動不存在自由液面，故不考慮表面張力的作用。重力與壓縮性對流場的影響也可忽略，故不考慮韋伯相似、弗勞德相似及馬赫相似。而在試驗?zāi)Ｐ椭?，黏性力、壓力和慣性力起主導(dǎo)作用，故本試驗?zāi)Ｐ驮跐M足幾何相似條件下，其動力學相似的決定準則數(shù)取雷諾數(shù)，表達式如下：

(1)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；υ為流速，m/s；L為特征長度，m；μ為動力黏滯系數(shù)，Pa·s；Re為雷諾數(shù)；下標p和m分別代表原型和試驗?zāi)Ｐ汀?/p>

基于間隙內(nèi)流動相似，最終確定了試驗?zāi)Ｐ腿~頂間隙尺寸相對于原始模型放大10倍，葉頂間隙高度達到10 mm，模型整體外廓尺寸為300 mm×40 mm×30 mm。其中，厚度方向30 mm中，腔內(nèi)厚度為10 mm，其余為有機玻璃壁厚。試驗工質(zhì)由空氣替換為水。

采用粒子圖像測速(Particle Image Velocimetry, PIV)技術(shù)對試驗?zāi)Ｐ偷牧鲌鲞M行測量，除了可以揭示耦合方案的間隙流場特征，還可以用于驗證數(shù)值模型正確性。搭建了葉頂凹槽耦合自發(fā)射流流場測量試驗臺，如圖2所示。試驗系統(tǒng)主要由離心式水泵(QDX3-20-0.55)、變頻調(diào)速器(DELIXI 0.75 kW,0～50 Hz,±0.01 Hz)、示蹤粒子水箱(聚苯乙烯球作為示蹤粒子，平均直徑20 μm)、待測試驗塊、2D-PIV流場測量系統(tǒng)、NI數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、連接軟管及閥門等組成。

圖2 試驗系統(tǒng)Fig.2 Experimental system

該2D-PIV流場測量系統(tǒng)詳見文獻[20]，系統(tǒng)的測量誤差約為1%。試驗中，通過變頻調(diào)速器調(diào)節(jié)水泵轉(zhuǎn)速來改變試驗?zāi)Ｐ偷娜肟诹髁浚鶕?jù)試驗?zāi)Ｐ蛢?nèi)主要測量區(qū)域的流速，結(jié)合文獻[22]的試驗方法，可以確定試驗中雙脈沖的跨幀時間。

本文除了對圖1(b)所示試驗?zāi)Ｐ烷_展了流場測量外，還測量了2種基本型葉尖結(jié)構(gòu)的間隙及其下游流場，分別為純自發(fā)射流模型(見圖3(a))和純?nèi)~頂凹槽模型(見圖3(b))，用于開展對比研究，以期揭示2種被動抑制方法的耦合機理。

圖3(a)為純自發(fā)射流模型及其測量結(jié)果。觀察可知，葉尖射流出口處確實產(chǎn)生了自發(fā)射流，該股射流逆著泄漏流方向流出，通過摻混作用耗散泄漏流動能。同時，在自發(fā)射流的擠占作用下，間隙內(nèi)流線上拱，流道斷面收縮，預(yù)期可對泄漏流產(chǎn)生一定抑制作用。

圖3(b)為純?nèi)~頂凹槽模型及其測量結(jié)果。觀察可知，凹槽內(nèi)流體在非對稱流體剪切作用下形成凹槽渦(Groove Vortex, GV)，該旋渦在與凹槽內(nèi)壁面的摩擦過程中會不斷損失動能，而損失的動能又只能不斷地由新進入的泄漏流進行補充，這就變相地消耗了泄漏流的動能，導(dǎo)致泄漏流減速，預(yù)期可以對泄漏流產(chǎn)生一定抑制作用。此外，凹槽渦的存在也導(dǎo)致了間隙流線上拱，擠占了泄漏流通道，預(yù)期能對泄漏抑制有所貢獻。

圖3 3種葉尖模型及其流場測量結(jié)果Fig.3 Three models of turbine tip and their flowfield measurement results

圖3(c)為自發(fā)射流耦合葉頂凹槽模型及其測量結(jié)果。在這種耦合方案下，原本存在于凹槽中的單個大尺度凹槽渦遭到破壞，被自發(fā)射流分割為左右2個小旋渦，而且2個旋渦的強度顯著不同。其原因在于左旋渦旋向與射流方向相逆，兩者抵消，導(dǎo)致旋渦強度較弱；右旋渦旋向與射流方向一致，旋轉(zhuǎn)得到強化，因此強度較強。此外可以料想，自發(fā)射流在穿出凹槽的過程中，動能也會部分地被耗散，因此該耦合方案是否能取得比單一控制方法更優(yōu)的抑制效果，如何耦合才能獲得最優(yōu)的泄漏抑制效果，尚需進一步計算確定。

2 數(shù)值模型及其正確性驗證

本節(jié)以凹槽-中間自發(fā)射流模型為例，闡述建模過程和正確性驗證方法。采用ICEM CFD 軟件進行幾何建模和分塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，如圖4所示。考慮到流場的對稱性，只對試驗?zāi)Ｐ偷亩种贿M行建模，中截面設(shè)定為對稱面。為提高計算精度，分別對近壁面、葉頂間隙和自發(fā)射流流道網(wǎng)格進行了加密。

以模型總?cè)肟谫|(zhì)量流量為指標對數(shù)值模型進行網(wǎng)格無關(guān)性檢查，結(jié)果如圖5所示。結(jié)果表明，當網(wǎng)格數(shù)量超過90萬時，入口質(zhì)量流量變化明顯趨緩，質(zhì)量流量的變化率已經(jīng)小于0.3%?？紤]到計算精度和計算代價的平衡，最終選取計算網(wǎng)格數(shù)為90萬。無量綱壁面距離y+為10～40，壁面函數(shù)選擇non-equilibrium wall function。

圖4 數(shù)值模型的網(wǎng)格劃分Fig.4 Grid partition of numerical model

圖5 網(wǎng)格獨立性檢查Fig.5 Grid independence check

采用商業(yè)程序ANSYS FLUENT 14.0數(shù)值求解雷諾時均Navier-Stokes方程，采用二階迎風格式離散對流項，中心差分格式離散擴散項，采用基于Simple算法的數(shù)值求解方法和分離式求解器。計算中邊界條件設(shè)定與試驗保持一致，工質(zhì)為水，進出口分別設(shè)置為Pressure inlet和Pressure outlet，中截面設(shè)置為Symmetry，其他壁面設(shè)定為wall。計算過程中，除能量方程殘差下降6個數(shù)量級外，其他方程殘差下降5個數(shù)量級視作收斂。

為了確定數(shù)值計算的湍流模型，分別采用4種湍流模型(一方程的S-A模型、兩方程的k-ε-Standard模型、k-ω-Standard模型和七方程的Reynolds Stress Model模型)對流場進行試算，并與試驗結(jié)果進行對比，如圖6所示。計算結(jié)果表明，k-ε-Standard模型最為準確地預(yù)測了流場特性，其渦系結(jié)構(gòu)、旋渦位置、速度大小與試驗測量結(jié)果最為接近。故最終選用k-ε-Standard模型作為數(shù)值計算的湍流模型。

圖6 試驗結(jié)果與數(shù)值結(jié)果比較Fig.6 Comparison between experimental and numerical results

3 計算結(jié)果分析與討論

PIV測量結(jié)果的分析表明，葉頂凹槽與中間射流的耦合較為不利。為了對比不同耦合方案的泄漏抑制效果，篩選出更優(yōu)的耦合方案，本節(jié)運用數(shù)值手段對2種單一控制方法和3種耦合方案的流場特性進行研究，以期獲得其抑制效果產(chǎn)生差異的原因。

本節(jié)構(gòu)造了3種典型的葉頂凹槽與自發(fā)射流耦合模型(見圖7)，分別為：自發(fā)射流出口在壓力面?zhèn)?見圖7(a))、自發(fā)射流出口在凹槽內(nèi)(見圖7(b))及自發(fā)射流出口在吸力面?zhèn)?見圖7(c))。3個模型的葉頂間隙高度固定，均為10 mm?？紤]到加工的便利性，自發(fā)射流內(nèi)部通道的斷面為4 mm×10 mm矩形。葉頂凹槽的深度均為4 mm，凹槽肋的寬度根據(jù)自發(fā)射流出口位置的不同略有調(diào)整，最薄的出現(xiàn)在凹槽中間射流情形，兩側(cè)肋厚均為3 mm。

圖7 葉頂凹槽與自發(fā)射流耦合的3種典型方案Fig.7 Three typical schemes of tip groove coupled with STI

3.1 不同方案泄漏抑制效果對比

以單一被動抑制葉型(純自發(fā)射流與純?nèi)~頂凹槽)為基準，比較了5種方案的泄漏抑制效果，如圖8所示。其中橫坐標為壓比，定義為入口總壓/出口靜壓，縱坐標為葉頂間隙泄漏質(zhì)量流量，取葉頂間隙出口質(zhì)量流量，即包含了葉頂間隙進口流量和自發(fā)射流流量。

圖8的計算結(jié)果表明，在所研究的壓比范圍內(nèi)，凹槽壓力邊自發(fā)射流與凹槽吸力邊自發(fā)射流對泄漏流的抑制均好于純?nèi)~頂凹槽模型，2種耦合方案相對于純?nèi)~頂凹槽的抑制效果分別提升了17.51%和24.92%，而凹槽中間自發(fā)射流葉型的泄漏抑制效果反而不如純?nèi)~頂凹槽模型。

與純自發(fā)射流模型相比，只有凹槽吸力邊自發(fā)射流葉型對泄漏流的抑制好于自發(fā)射流模型，泄漏量減少了5.61%。其他耦合方案的泄漏抑制效果均較自發(fā)射流模型差，表明不良耦合方案的泄漏抑制效果甚至不如單一抑制方法，即需要對耦合方案進行對比篩選。此外，耦合方案的泄漏抑制效果不如自發(fā)射流，也可能與本文模型的間隙高度較大有關(guān)。文獻[13,19]的研究均表明，不同抑制方法對間隙高度變化的敏感度不同，葉頂凹槽對間隙變化較為敏感。本文通過相似計算將葉頂間隙從真實工況的0.5～1 mm放大到10 mm，在這樣大的葉頂間隙下，凹槽的抑制效應(yīng)大大削弱。同時，本文計算表明，自發(fā)射流方法的間隙高度敏感度較小。

3.2 單一抑制方法泄漏抑制機理分析

圖9為純自發(fā)射流和純?nèi)~頂凹槽模型葉頂間隙內(nèi)的流場分布。與圖3(a)、(b)中的PIV測量結(jié)果相比，數(shù)值計算能夠捕捉一些關(guān)鍵的流場細節(jié)，如自發(fā)射流模型間隙入口的分離泡(Separation Bubble, SB)、凹槽渦導(dǎo)致的間隙內(nèi)流線上拱現(xiàn)象等，再次驗證了所建數(shù)值模型的正確性，而且由于葉尖射流的存在，使得間隙進口分離泡范圍有明顯擴大。

圖9 自發(fā)射流與葉頂凹槽模型的葉頂間隙流場分布Fig.9 Tip clearance flowfield distribution of STI and tip groove model

PIV受到技術(shù)手段的限制(界面反光問題)，無法獲得近壁區(qū)的流場細節(jié)，數(shù)值計算結(jié)果則提供了有益的補充。觀察純自發(fā)射流模型的計算結(jié)果可知，在自發(fā)射流的上沖作用下，間隙進口的分離泡變得非常顯著。同時，由于自發(fā)射流本身具備一定的出流動能，泄漏流不能將其完全壓制在葉尖表面，因此自發(fā)射流下游出現(xiàn)大范圍的分離渦(Separation Vortex,SV)。2種效應(yīng)共同導(dǎo)致泄漏流線被壓縮，泄漏通道被擠占，因此產(chǎn)生了一定的泄漏抑制效果。

觀察純?nèi)~頂凹槽模型的計算結(jié)果可知，凹槽的引入本質(zhì)是擴大流體動能的耗散，進而達到抑制泄漏流的目的。凹槽內(nèi)流體在上掠流體(泄漏流)的非對稱剪切作用和凹槽壁面的約束作用下必然形成流體旋渦，這帶來兩方面效應(yīng)：①流體旋渦通過與壁面的摩擦和內(nèi)摩擦，不斷將流體動能耗散為熱能，同時又不斷從泄漏主流吸收能量維持這個旋渦，變相削弱了泄漏流動；②渦旋在凹槽內(nèi)回流的過程中，受到壓力邊肋條的導(dǎo)向作用，向上沖擊，壓縮泄漏流線，擠占泄漏通道，表現(xiàn)出“膨脹渦”的特征，也可對泄漏流動產(chǎn)生抑制作用。

3.3 耦合方案的泄漏抑制機理分析

本節(jié)從流場分析角度探究3種耦合方案的泄漏抑制機理，揭示3種耦合方案在泄漏抑制效果上存在差別的原因。圖10為進行比較的3種耦合方案，即凹槽壓力邊自發(fā)射流、凹槽吸力邊自發(fā)射流及凹槽中間自發(fā)射流，分別命名為方案A、B、C。

觀察圖10(a)、(b)可知，方案A和方案B分別會產(chǎn)生2次有效的泄漏抑制過程，即自發(fā)射流的反吹阻滯和凹槽的旋渦耗散，其區(qū)別僅在于先后順序不同。這2種耦合方案相對于純?nèi)~頂凹槽模型的抑制能力均有所提升。其中，方案B的泄漏抑制效果優(yōu)于方案A，其原因在于當自發(fā)射流出口位于吸力邊時，自發(fā)射流進出口壓差變大(接近壓力面和吸力面壓差)，因而可以獲得高動量的葉尖射流，反吹阻滯效應(yīng)有所增強，因而抑制效果更好。同時，由于葉頂凹槽的存在，在其下游區(qū)制造了一個動力陰影區(qū)，即為負壓區(qū)，該效應(yīng)進一步放大了自發(fā)射流進出口壓差，強化了射流作用，加之凹槽渦本身的流體動能耗散作用，因此該耦合方案的泄漏抑制效果最好。

圖10 3種耦合方案的間隙流場分布Fig.10 Flowfield of clearance for three coupled schemes

圖8的計算結(jié)果表明，方案A的泄漏抑制效果不如純自發(fā)射流模型。其原因在于當射流出口位于壓力邊時，自發(fā)射流的驅(qū)動力較小，因此無法獲得高動量的反吹氣流。同時，由于自發(fā)射流阻隔了凹槽渦和泄漏主流的直接接觸，導(dǎo)致凹槽渦耗散的能量只能從自發(fā)射流中汲取，而不能耗散泄漏主流的動能，因此方案A的泄漏抑制效果較差。結(jié)果表明，耦合方案要獲得好的泄漏抑制效果，需將2種被動抑制方法進行合理匹配。

圖8的計算表明，方案C的泄漏抑制效果是最差的，甚至不如單一方法的泄漏抑制效果。觀察圖10(c)可知，當自發(fā)射流出口位于凹槽中部時，自發(fā)射流破壞了凹槽內(nèi)旋渦，將原凹槽內(nèi)的單個大尺度旋渦分割成若干小尺度旋渦。因為旋向的關(guān)系，射流上游形成2個旋向相反、強度較小的旋渦，射流下游形成一個強度較大的旋渦，這與試驗測量的結(jié)果是一致的，再次驗證了數(shù)值計算的正確性。自發(fā)射流上游的小尺度旋渦對泄漏主流動能耗散作用大為減弱，而下游高強度旋渦又無法直接跟泄漏接觸，再者自發(fā)射流在破壞凹槽渦的同時，消耗了一部分動能，反吹阻滯效應(yīng)被削弱。綜合以上3方面效應(yīng)，方案C的泄漏抑制能力被大大削弱。計算表明，相對于純?nèi)~頂凹槽模型，凹槽中間射流葉型的泄漏抑制效果反而降低了4.79%。

3.4 耦合方案的間隙出口流速分布規(guī)律

不管是單一抑制方法還是耦合方案的泄漏抑制效果，最終都體現(xiàn)在間隙出口的流量變化上。因此，本節(jié)對比研究了5種模型的間隙出口流速分布，取間隙出口截面與流場中心對稱面的交線為出口截面線(如圖11左上角所示)，將截面線上的數(shù)據(jù)點繪制曲線，如圖11所示。橫坐標定義為無量綱距離θ，為數(shù)據(jù)點距離葉頂?shù)拇怪本嚯x與間隙高度之比；縱坐標定義為無量綱流速ω，為數(shù)據(jù)點流速與間隙平均流速之比，通過圖11可反映不同葉型間隙出口速度沿垂直方向變化情況。

觀察圖11可知，曲線大致可分為2種類型：第1類為凹槽中間自發(fā)射流模型和純?nèi)~頂凹槽模型，其速度分布曲線變化特征為沿葉高方向，速度先單調(diào)上升，然后增速逐漸放緩，最后在機匣近壁區(qū)減速。圖8的計算結(jié)果表明，這類葉型屬于泄漏抑制效果較差的葉型。第2類為自發(fā)射流模型、凹槽壓力邊自發(fā)射流葉型和凹槽吸力邊自發(fā)射流葉型，它們的速度分布特征為沿葉高方向，在近葉頂區(qū)域先有一個減速過程，然后才是增速過程、增速趨緩過程及近壁減速過程。圖8的計算結(jié)果表明，恰好是葉頂附近有減速區(qū)的葉型是對泄漏抑制較好的葉型，且減速區(qū)延續(xù)越長，對泄漏的抑制能力越強，如凹槽吸力邊自發(fā)射流葉型。以上研究表明，不同方案的泄漏抑制效果確實與不同方案下的葉頂間隙出口速度分布特征相關(guān)聯(lián)。

圖11 葉頂間隙出口流速分布Fig.11 Velocity distribution of tip clearance outlet

4 結(jié) 論

本文利用試驗和數(shù)值模擬的手段對準二維模型下的葉頂凹槽與自發(fā)射流耦合抑制葉尖泄漏的性能和間隙流場特性進行了研究，探討了葉頂凹槽與自發(fā)射流之間的耦合機理，主要結(jié)論如下：

1) 自發(fā)射流逆泄漏流反吹帶來的阻滯效應(yīng)，加之自發(fā)射流與分離泡的相互作用導(dǎo)致射流下游出現(xiàn)大范圍的流動分離，對泄漏通道有明顯擠占效應(yīng)，這是自發(fā)射流的泄漏抑制機理。

2) 凹槽渦不斷從泄漏主流吸能，耗散了泄漏流的動能，同時受到壓力邊肋條的導(dǎo)向作用，向上沖擊表現(xiàn)出“膨脹渦”的特征，進一步擠占泄漏通道，這是葉頂凹槽的泄漏抑制機理。

3) 當自發(fā)射流出口位于凹槽內(nèi)時，凹槽渦被分解成2個非對稱旋渦，流體動能耗散能力變?nèi)?；自發(fā)射流在沖破凹槽渦的同時，消耗了自身動能，喪失了一定的泄漏抑制能力，因此該耦合方案的泄漏抑制效果不佳，為不良耦合。結(jié)果表明，耦合方案要獲得好的泄漏抑制效果，一是方案要匹配，二是結(jié)構(gòu)參數(shù)需優(yōu)化。

4) 當自發(fā)射流出口位于凹槽吸力邊時，有利于獲得更大的進出口壓差，增強射流效應(yīng)，再者由于葉頂凹槽的存在，在其下游區(qū)制造了一個動力陰影區(qū)，即為負壓區(qū)，該效應(yīng)有利于進一步放大射流進出口壓差，加之凹槽渦本身的動能耗散效應(yīng)，使得該方案的泄漏抑制效果最好。

5) 當自發(fā)射流出口位于凹槽壓力邊時，一方面射流驅(qū)動力較小，反吹阻滯效應(yīng)不強；再者自發(fā)射流阻隔了凹槽渦和泄漏主流的直接接觸，導(dǎo)致凹槽渦不能有效耗散泄漏流動能，因此該耦合方案泄漏抑制效果不佳，其效果介于上述2種方案之間。