燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器研究現(xiàn)狀

邱彬，付經(jīng)倫

燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器研究現(xiàn)狀

邱彬1,3,4,5，付經(jīng)倫1,2,3,4,5*

（1．中國科學(xué)院工程熱物理研究所先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)室，北京市 海淀區(qū) 100190；2．中國科學(xué)院工程熱物理研究所南京未來能源系統(tǒng)研究院，江蘇省 南京市 211135；3．中國科學(xué)院大學(xué)，北京市 海淀區(qū) 100049；4．中國科學(xué)院先進(jìn)能源動力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京市 海淀區(qū) 100190；5．中國科學(xué)院輕型動力創(chuàng)新研究院，北京市 海淀區(qū) 100190）

燃?xì)廨啓C(jī)是關(guān)系國家安全和國民經(jīng)濟(jì)發(fā)展的核心裝備，排氣擴(kuò)壓器氣動性能對燃?xì)廨啓C(jī)整機(jī)效率有重要影響。排氣擴(kuò)壓器與上游流場的相互作用及其復(fù)雜的幾何結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致了擴(kuò)壓器內(nèi)流場易分離、多損失的流動特征。為探明擴(kuò)壓器的流動特征及其與透平的耦合機(jī)理，綜述了國內(nèi)外擴(kuò)壓器氣動性能和優(yōu)化設(shè)計(jì)的研究現(xiàn)狀，討論了擴(kuò)壓器設(shè)計(jì)與優(yōu)化方面未來的研究方向，未來的研究需要充分考慮透平和擴(kuò)壓器的相互作用以及將參數(shù)化等方法引入擴(kuò)壓器優(yōu)化設(shè)計(jì)問題以提高工作效率。

燃?xì)廨啓C(jī)；排氣擴(kuò)壓器；性能研究

0 引言

重型燃?xì)廨啓C(jī)是一種功率密度大、啟動速度快、噪音低頻分量低、清潔先進(jìn)的動力裝置[1]，是關(guān)系國家安全和國民經(jīng)濟(jì)發(fā)展的核心裝備，是一個(gè)國家科技和工業(yè)整體實(shí)力的重要標(biāo)志之一。

高溫氣流在透平中膨脹做功后進(jìn)入排氣擴(kuò)壓器，排氣擴(kuò)壓器用于引導(dǎo)氣流同時(shí)回收末級透平的余速動能?，F(xiàn)代燃?xì)廨啓C(jī)排氣余速動能占整個(gè)透平功的10%[2]。針對某H級燃?xì)廨啓C(jī)，經(jīng)熱力計(jì)算，透平排氣損失降低1000Pa使燃機(jī)整機(jī)循環(huán)效率增加0.14，輸出功率增加1.4MW?？梢?，排氣擴(kuò)壓器性能對整機(jī)效率和輸出功率的影響不容小覷。

為了提高排氣擴(kuò)壓器氣動性能，需要清楚認(rèn)識其內(nèi)部的流動機(jī)理，明確擴(kuò)壓器研究和設(shè)計(jì)的發(fā)展方向。本文通過對燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器發(fā)展歷程、研究現(xiàn)狀進(jìn)行梳理和分析，為擴(kuò)壓器的進(jìn)一步研究提供參考依據(jù)。

1 燃?xì)廨啓C(jī)擴(kuò)壓器發(fā)展歷程

重型燃?xì)鈹U(kuò)壓器有徑向和軸向2種形式[3]，其主要排氣結(jié)構(gòu)和參數(shù)如表1所示。三大燃?xì)廨啓C(jī)自F級燃?xì)廨啓C(jī)逐漸改為冷端輸出軸向排氣，排氣擴(kuò)壓器直接與余熱鍋爐進(jìn)氣導(dǎo)管相聯(lián)，排氣溫度和排氣量逐漸提高，軸向尺寸變化不大。

表1 世界主要重型燃?xì)廨啓C(jī)排氣結(jié)構(gòu)及排氣參數(shù)

以三菱F級燃?xì)廨啓C(jī)為例，如圖1(a)[4]所示，排氣擴(kuò)壓通道是由內(nèi)、外錐體形成的一個(gè)流通面積逐漸擴(kuò)大的流道，通過降低流速，形成盡量低的背壓和排氣損失。其中，內(nèi)錐體用于保護(hù)軸承箱，外錐體用于防止排氣缸體過熱。內(nèi)外錐體間通過支撐件支撐，支撐件可為管道系統(tǒng)和儀器儀表提供通道，支撐件外有支撐套，冷卻空氣通過支撐套冷卻支撐件。三菱F級燃?xì)廨啓C(jī)的排氣通道沿軸向分為2段，前排氣通道內(nèi)布置6個(gè)周向等距的支撐件，后排氣通道布置2個(gè)中心支撐件，如圖1(b)所示。前排氣通道段內(nèi)錐體半徑不變，外錐體半徑沿軸向增大；后排氣通道段內(nèi)錐體半徑沿軸向減小，外錐體半徑不變，前后段外錐體由膨脹節(jié)連接以抵消前后段熱膨脹差異。J級燃?xì)廨啓C(jī)前后段排氣通道內(nèi)采用相似的支撐結(jié)構(gòu)，排氣通道內(nèi)錐體直徑不變，外錐體為錐形，如 圖1(c)[5]所示。

圖1 M701J型燃?xì)廨啓C(jī)示意圖

GE公司首臺E級燃機(jī)采用熱端輸出徑向排氣的方式，透平后接環(huán)形擴(kuò)壓器和轉(zhuǎn)折90°的蝸殼。環(huán)形擴(kuò)壓器內(nèi)徑不變，外環(huán)型線為具有擴(kuò)張角的直線，擴(kuò)壓器內(nèi)外錐體間有支撐結(jié)構(gòu)，出口布置多個(gè)導(dǎo)流板[6]。F級燃機(jī)改為冷端輸出軸向排氣形式，內(nèi)錐體為等徑圓柱，外錐體為半徑逐漸增大的錐形。

西門子燃機(jī)擴(kuò)壓器的設(shè)計(jì)一脈相承，從E級到J級都是采用環(huán)形擴(kuò)壓器與錐形擴(kuò)壓器組合的軸向排氣方式，如圖2所示。環(huán)形擴(kuò)壓器內(nèi)有周向排布的支撐件，2000E排氣支撐件6個(gè)， 4000F支撐件減少為5個(gè)，支撐件軸向弦長增大。環(huán)形擴(kuò)壓段后連接錐形擴(kuò)壓段，錐形擴(kuò)壓段無內(nèi)錐體。

圖2 西門子各級燃?xì)廨啓C(jī)

2 擴(kuò)壓器氣動性能

2.1 擴(kuò)壓器氣動性能衡量

擴(kuò)壓器氣動性能通常采用總壓損失系數(shù)tpl和靜壓恢復(fù)系數(shù)pr[7]來衡量，tpl和pr定義如下：

tpl越大表示擴(kuò)壓器內(nèi)的流動損失越大，pr越大表示擴(kuò)壓器擴(kuò)壓能力越好，擴(kuò)壓器幾何結(jié)構(gòu)和上游流場是影響擴(kuò)壓器氣動性能的主要因素。

2.2 幾何結(jié)構(gòu)對擴(kuò)壓器性能的影響

擴(kuò)壓器內(nèi)外錐體的擴(kuò)張角、軸向長度、支撐套的外部輪廓結(jié)構(gòu)等[8-9]幾何參數(shù)決定著擴(kuò)壓器的通流結(jié)構(gòu)。許多學(xué)者進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究，對比分析這些幾何參數(shù)對擴(kuò)壓通道氣動性能的影響。

2.2.1 不考慮支撐時(shí)的影響分析

不考慮支撐時(shí)，排氣擴(kuò)壓器的基本形式類似擴(kuò)張噴管，這種結(jié)構(gòu)形式廣泛應(yīng)用于各種情況，被深入研究。相同進(jìn)口面積和擴(kuò)張角時(shí)，隨著軸向長度增加，擴(kuò)壓器出口面積增大，靜壓恢復(fù)增加[10]。王廣[11]采用擴(kuò)散度把擴(kuò)張角、軸向長度2個(gè)參數(shù)統(tǒng)一考慮，擴(kuò)散度的定義為

式中：￠為擴(kuò)壓器軸向長度0與擴(kuò)壓器入口環(huán)面外徑0的比值；為擴(kuò)壓器外錐面2條與中軸線共面的母線的夾角。在相同擴(kuò)散度時(shí)，當(dāng)擴(kuò)壓器內(nèi)未出現(xiàn)流動分離時(shí)，靜壓恢復(fù)系數(shù)相同；當(dāng)擴(kuò)壓器內(nèi)出現(xiàn)流動分離后，軸向長度越大，擴(kuò)張角越小，流動分離程度越小，靜壓恢復(fù)系數(shù)越大。

2.2.2 考慮支撐時(shí)的影響分析

擴(kuò)壓器內(nèi)支撐件的存在明顯增加擴(kuò)壓通道內(nèi)流動的復(fù)雜性。Stefano等[9,12]通過實(shí)驗(yàn)對比有、無支撐的流動，發(fā)現(xiàn)無支撐擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)接近理想狀態(tài)，加入支撐后靜壓恢復(fù)有所下降，這是因?yàn)橹螘a(chǎn)生尾跡，導(dǎo)致端壁附近發(fā)生流動分離。Prakash等[13]得到相同的結(jié)論，但同時(shí)發(fā)現(xiàn)氣流壓力在支撐前緣附近降低，在后緣及近下游位置處則快速提高，如圖3所示。支撐套的輪廓形狀僅對支撐前緣至1.5倍弦長下游范圍內(nèi)的壓力產(chǎn)生不同的影響，其中錐形較基線型的影響較小。Fric等[14]發(fā)現(xiàn)錐形支撐套輪廓對尾跡渦脫落和聲波響應(yīng)有解耦作用，能有效地抑止支撐尾跡渦脫落。

圖3 帶有不同支撐結(jié)構(gòu)擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)

支撐與軸向、徑向的傾角以及支撐的軸向位置都會影響擴(kuò)壓器內(nèi)的流動。董雨軒等[15]對支撐的徑向傾斜角度和輪廓型線進(jìn)行了數(shù)值研究，發(fā)現(xiàn)支撐型線形狀相同時(shí)，帶有徑向傾斜支撐的擴(kuò)壓器比徑向垂直支撐的擴(kuò)壓器通流面積變化更加平緩，總壓損失系數(shù)下降7%～20%。Pradeep等[16]對支撐與擴(kuò)壓器外錐體相對位置進(jìn)行研究，該擴(kuò)壓器由環(huán)形擴(kuò)壓段和錐形擴(kuò)壓段組成，環(huán)形擴(kuò)壓段的外環(huán)端壁型線為2段多項(xiàng)式曲線，如圖4[16]所示，圖中為軸向位置，為進(jìn)口直徑。研究結(jié)果見圖5，圖中表示總壓損失系數(shù)，可以看出，2段曲線交點(diǎn)位于支撐最大厚度處，靜壓恢復(fù)提高22%，總壓損失降低了約43%；同時(shí)減小擴(kuò)壓器初始擴(kuò)張角，可延緩流動分離，改善擴(kuò)壓器性能和出口流動的均勻性。

圖4 原始擴(kuò)壓器和2種改進(jìn)環(huán)形擴(kuò)壓器示意圖

圖5 3種擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)

2.3 上游來流條件對擴(kuò)壓器性能的影響

機(jī)組實(shí)際運(yùn)行中，透平和擴(kuò)壓器流場之間存在一定的相互作用。隨著燃機(jī)發(fā)展，流量更大，排氣溫度更高，結(jié)構(gòu)相對更加緊湊，各組件之間氣動影響愈加強(qiáng)烈，排氣段內(nèi)仍可檢測到上游葉片尾跡流場[17]。上游透平葉頂泄漏流、透平出口的非均勻壓力分布、湍流度、旋流角等因素會影響擴(kuò)壓器內(nèi)的流場和氣動性能[18-19]。

2.3.1 葉頂泄漏流對擴(kuò)壓器內(nèi)的流場和氣動性能的影響

葉頂泄漏流強(qiáng)度與邊界層穩(wěn)定之間有直接關(guān)聯(lián)[20]，但末級透平葉頂泄漏流對擴(kuò)壓器的影響目前尚有爭論。Willinger等[21]研究了末級透平葉頂間隙與排氣擴(kuò)壓器之間的氣動相互作用，指出葉頂間隙從0增大到1.5%弦長時(shí)，葉尖泄漏損失增大，透平輸出功率減??；當(dāng)葉頂間隙大于2.5%弦長時(shí)，葉尖泄漏損失不再增長。擴(kuò)壓器進(jìn)口機(jī)匣附近環(huán)形壁面射流強(qiáng)度隨間隙的增大而增大。當(dāng)葉頂間隙增大時(shí)，擴(kuò)壓器壓力恢復(fù)只有微小增加，對葉頂間隙依賴性較弱。吳飛等[22]通過數(shù)值方法研究發(fā)現(xiàn)，隨著透平動葉頂部間隙增大，動葉頂部氣流角增大，對擴(kuò)壓器性能不利；但更多高能氣體進(jìn)入擴(kuò)壓器，有利于提升擴(kuò)壓器性能。當(dāng)葉頂間隙相對于葉高值從0%增大至0.5%時(shí)，高能氣流帶來有利影響占主導(dǎo)，擴(kuò)壓器性能逐漸提升；葉頂間隙相對值在0.5%～1.5%范圍內(nèi)時(shí)，氣流角引起的不利影響占主導(dǎo)，擴(kuò)壓器性能隨葉頂間隙增大逐漸下降；最優(yōu)間隙值約為0.6%。Zimmermann等[23]和Farokhi[24]指出，增大葉頂間隙產(chǎn)生的葉頂高能射流對擴(kuò)壓器性能的提升并不足以補(bǔ)償透平中的損失。Mihailowitsch等[25]通過研究發(fā)現(xiàn)，在部分工況下，動葉出口旋流使支板處發(fā)生分離，增大葉頂間隙會增大分離；在設(shè)計(jì)和過載工況下，透平增加的損失被擴(kuò)壓器減少的損失補(bǔ)償，所有間隙結(jié)構(gòu)下靜葉進(jìn)口到擴(kuò)壓器出口的系統(tǒng)效率都得以提高；設(shè)計(jì)工況時(shí)小間隙結(jié)構(gòu)最大限度提高效率，過載時(shí)中等間隙結(jié)構(gòu)較理想。Babu等[26]發(fā)現(xiàn)當(dāng)擴(kuò)壓器在環(huán)形擴(kuò)壓段內(nèi)出現(xiàn)分離(因擴(kuò)張角較大)時(shí)，葉尖泄漏流動的增益才明顯。

Farokhi[25]給出透平功率、擴(kuò)壓器壓力恢復(fù)系數(shù)和葉頂泄漏流之間的無量綱數(shù)學(xué)關(guān)系為

2.3.2 透平出口的非均勻壓力分布的影響

氣流從末級透平流出時(shí)，氣動參數(shù)沿徑向不均勻。文獻(xiàn)[27]通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算研究了擴(kuò)壓器入口壓力分布的影響，發(fā)現(xiàn)非均勻壓力分布使擴(kuò)壓器獲得更好的擴(kuò)壓性能。Hirschmann等[28]通過研究發(fā)現(xiàn)，葉尖處壓力較大將導(dǎo)致機(jī)匣處發(fā)生流動分離，葉根處壓力較大會引起輪轂處發(fā)生流動分離；進(jìn)口總壓徑向分布3%的微小變化將使擴(kuò)壓器內(nèi)具有完全不同的流動結(jié)構(gòu)。David等[29]通過非定常計(jì)算發(fā)現(xiàn)，葉片尾流和葉柵通道內(nèi)二次流共同作用下環(huán)形擴(kuò)壓器中流體會重新附著。David 等[30]認(rèn)為周向非均勻的進(jìn)氣條件對擴(kuò)壓器性能有很大影響，指出動葉出口和擴(kuò)壓器進(jìn)口之間的最佳軸向距離為動葉弦長的0.431倍。

2.3.3 湍流度的影響

通常認(rèn)為透平出口湍流度提高有利于改善擴(kuò)壓器性能。Opilat等[31]通過模型實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)來流湍流度提高可以增大擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)能力。Stevens等[32]對自然發(fā)展?fàn)顟B(tài)和高湍流強(qiáng)度2種進(jìn)口狀態(tài)進(jìn)行對比，指出擴(kuò)壓器入口湍流強(qiáng)度增大對流動穩(wěn)定性和壓力恢復(fù)的增益可達(dá)20%，而總壓損失僅略有增加。Desideri等[33]和Vassiliev等[34]研究證實(shí)了透平出口湍流有利于抑止流動分離發(fā)生，減少流動分離區(qū)面積，從而獲得更高的壓力恢復(fù)，縮短擴(kuò)壓器長度。

2.3.4 旋流角的影響

上游透平將導(dǎo)致擴(kuò)壓器入口流動方向發(fā)生改變，與流動速度相比，速度方向?qū)ο掠螖U(kuò)壓的影響更為明顯。Vassiliev等[34]的研究顯示，擴(kuò)壓器進(jìn)口旋流角對擴(kuò)壓器壓力恢復(fù)能力的影響程度明顯強(qiáng)于進(jìn)口馬赫數(shù)的影響，進(jìn)口旋流一般有利于提高擴(kuò)壓器性能。Kumar等[17]指出進(jìn)口旋流可提高擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)，擴(kuò)壓器軸向長度越短，旋流的影響越明顯。Song等[35]的無支板擴(kuò)壓器實(shí)驗(yàn)表明，壓力恢復(fù)隨旋流增加而增加，并在旋流角是14°時(shí)達(dá)到峰值，之后迅速下降。Opilat等[31]研究認(rèn)為5°～10°的旋流角對壓力恢復(fù)有積極的影響，在-5°旋流角時(shí)，壓力恢復(fù)值最低。徐倩楠等[36]基于改進(jìn)的流線曲率法發(fā)展了一種環(huán)形擴(kuò)壓器性能預(yù)測方法，發(fā)現(xiàn)旋流角在0°～17°時(shí)，壓力恢復(fù)隨旋流角增大而增大；在17°～25°時(shí)，性能下降。徐自榮等[37]對負(fù)旋流角進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)旋流角從0°變化至-32°，總壓損失下降4%，在-20°時(shí)下降迅速；靜壓恢復(fù)系數(shù)隨著旋流角增大呈現(xiàn)先上升后降低的變化趨勢，旋流角在-16°時(shí)，壓力恢復(fù)系數(shù)達(dá)到最大。

旋流角的影響與擴(kuò)壓器結(jié)構(gòu)相關(guān)，對于不同結(jié)構(gòu)的擴(kuò)壓器，旋流角對擴(kuò)壓器性能影響不同。Feldcamp等[38]通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在旋流的影響下，支撐形狀與性能有較強(qiáng)的相關(guān)性，支撐數(shù)量僅為次要相關(guān)。無旋流時(shí)，支撐對總壓損失影響較小，增大旋流支撐與性能的相關(guān)性增大。Olaf等[39]在不同旋流角度下，對不同擴(kuò)張角和支撐的擴(kuò)壓器進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)擴(kuò)張角為15°的環(huán)形擴(kuò)壓器內(nèi)不存在流動分離，旋流角對擴(kuò)壓性能影響不大；但旋流角對擴(kuò)張角為20°的環(huán)形擴(kuò)壓器影響明顯，擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)隨旋流角增大而減小。

擴(kuò)壓器內(nèi)支撐的存在會改變旋流方向，進(jìn)而改變進(jìn)口旋流對擴(kuò)壓器性能的影響規(guī)律，同時(shí)不同來流條件下最優(yōu)的支撐型面結(jié)構(gòu)也不同。例如，Stefano等[9,12]通過研究發(fā)現(xiàn)，支撐產(chǎn)生的尾跡和末級透平出口旋流之間的相互作用導(dǎo)致邊界層在輪轂處加厚，支撐下游誘發(fā)流動分離，使擴(kuò)壓器性能下降。Flelge等[40]指出旋流角高于10°時(shí)，圓柱型支撐比對稱異型支撐的擴(kuò)壓器性能更好。Pierrasch等[41]同樣發(fā)現(xiàn)在±45°到±22°范圍的旋流角下，無支撐的擴(kuò)壓器比有支撐的擴(kuò)壓器具有更高的壓力恢復(fù)能力；旋流角大于18°時(shí)，旋流角對無支撐擴(kuò)壓器性能無影響；大于23°時(shí)，圓柱和異形支撐擴(kuò)壓器壓力恢復(fù)均下降，隨著旋流角的增加，異形支撐擴(kuò)壓器的損失比圓柱形支撐擴(kuò)壓器增加得快。研究表明：出口旋流數(shù)與支撐剖面形狀有較強(qiáng)的相關(guān)性；中等程度的旋流對支撐的影響是相對良性的；更大的旋流會導(dǎo)致流體與支撐分離，并增加總壓損失。

2.3.5 不同工況的影響

燃機(jī)運(yùn)行中，透平與排氣擴(kuò)壓器內(nèi)流場會隨著工況變化而改變。Sultanian等[42]在3種負(fù)載工況下進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，結(jié)果顯示：全速中載和全速滿載工況下擴(kuò)壓器進(jìn)口到支撐末端段的損失比全速空載下?lián)p失明顯減?。恢文┒说綌U(kuò)壓器出口段的損失較全速空載時(shí)略大；在全速滿載工況時(shí)，整個(gè)擴(kuò)壓器內(nèi)的損失最小，靜壓恢復(fù)最高。Mimic等[43]首次建立擴(kuò)壓器壓力恢復(fù)與末級轉(zhuǎn)子整體參數(shù)，即載荷系數(shù)、流量系數(shù)和折合轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)載荷系數(shù)、折合轉(zhuǎn)速的增加，流量系數(shù)的減少有利于提高擴(kuò)壓器的壓力恢復(fù)能力。

3 擴(kuò)壓器改進(jìn)和優(yōu)化設(shè)計(jì)

為了提高性能，以往研究人員對擴(kuò)壓器子午通道參數(shù)和支撐外輪廓進(jìn)行改進(jìn)。Schaefer等[44]在總壓進(jìn)口條件下對擴(kuò)壓器子午面形狀和支撐參數(shù)進(jìn)行改進(jìn)，分別如圖6、7所示。圖6中LE是支撐前緣標(biāo)志點(diǎn)，TE是支撐后緣標(biāo)志點(diǎn)。工況2和工況3通道面積的變化梯度較緩TE下游通道內(nèi)流動相對較快，將減少邊界層厚度和流動分離，增大壓力恢復(fù)能力。在工況3中對支撐進(jìn)行改進(jìn)，使支撐下游流動軸向速度更大，使得壓力恢復(fù)進(jìn)一步提高。

Vassiliev等[45]為適應(yīng)更大的流量和功率輸出，對GT26排氣擴(kuò)壓器進(jìn)行改進(jìn)。結(jié)果如圖8所示，可以看出，新的支撐形狀明顯降低負(fù)入口氣流角工況下的流動損失。

圖6 擴(kuò)壓通道子午線對比

圖7 原始支撐和優(yōu)化后的支撐對比

圖8 改進(jìn)設(shè)計(jì)前后擴(kuò)壓器壓力分布圖

隨算法和仿真軟件的發(fā)展，各種優(yōu)化算法被應(yīng)用到擴(kuò)壓器設(shè)計(jì)中。Cerantola等[46]采用5個(gè)自由變量定義內(nèi)錐體輪廓，2個(gè)變量定義外錐體輪廓，采用遺傳算法對這7個(gè)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，利用FLUENT對優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。優(yōu)化結(jié)果如圖9所示，圖中為進(jìn)口半徑，o為進(jìn)口直徑，為軸向位置，最優(yōu)的擴(kuò)壓器長度為外錐體直徑的0.74倍，中心輪轂為擴(kuò)張角約14°的拋物面。由此可見，聚攏式外錐體結(jié)構(gòu)可獲得更均勻的速度分布和更低的總壓損失。

王鎮(zhèn)宇等[47]用三次貝塞爾曲線描述擴(kuò)壓器傾斜壁面，利用控制點(diǎn)改變端壁型線。采用三次正交試驗(yàn)對控制點(diǎn)進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化后損失系數(shù)下降10.69%，靜壓恢復(fù)系數(shù)提高1.96%，優(yōu)化后的型線及流場如圖10所示。

圖9 優(yōu)化后的擴(kuò)壓器壓力分布圖

圖10 優(yōu)化模型和初始模型流線圖的對比

有學(xué)者嘗試對透平和擴(kuò)壓器子午輪廓一體優(yōu)化。Christian等[48]采用遺傳算法對葉片出口角和擴(kuò)壓器子午通道幾何參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，選擇末級透平的效率作為優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)，結(jié)果表明：優(yōu)化后壓力恢復(fù)能力明顯提高，流動損失顯著減少，但透平葉片出口損失基本沒有變化；進(jìn)一步優(yōu)化擴(kuò)壓器后，葉片出口損失增加，表明擴(kuò)壓器和透平末級密切相關(guān)。林智榮等[49]采用iSIGHT優(yōu)化軟件對某燃機(jī)末級透平葉片葉型和擴(kuò)壓器外形進(jìn)行聯(lián)合優(yōu)化。優(yōu)化變量為靜、動葉葉根、葉頂相對扭轉(zhuǎn)角shstrhrt，擴(kuò)壓器外錐體3段直線的擴(kuò)張角123。優(yōu)化目標(biāo)為二者的等熵效率和擴(kuò)壓器長度。CFD計(jì)算結(jié)果表明：優(yōu)化后的末級透平和擴(kuò)壓器的氣動效率提高2.8%，擴(kuò)壓器長度縮短30.1%。

4 結(jié)論與展望

重型燃機(jī)排氣溫度在500～660 ℃，排氣擴(kuò)壓器殼體因受熱發(fā)生變形，會產(chǎn)生局部溫度過高、最大變形量超出允許值等情況，從而導(dǎo)致排氣擴(kuò)壓器損壞。而排氣擴(kuò)壓器殼體溫度分布與擴(kuò)壓通道內(nèi)的流動密切相關(guān)，目前的研究多將二者分開研究，建議未來采用多場耦合的方法，對排氣擴(kuò)壓器的流動、傳熱進(jìn)行綜合分析。

1）針對擴(kuò)壓器內(nèi)流動的研究有以下特點(diǎn)：現(xiàn)有對擴(kuò)壓器影響因素的研究多是針對單個(gè)因素開展的，且關(guān)注點(diǎn)主要在上游流場對下游擴(kuò)壓器流場的影響；多個(gè)影響因素對擴(kuò)壓器氣動傳熱性能的綜合影響，擴(kuò)壓器內(nèi)部流場改變對上游透平葉片排的氣動性能和流場分布的影響，以及透平末級和擴(kuò)壓器之間流體的相互作用的機(jī)理有待于深入研究。

2）在以往的分析中大部分都是基于定常的結(jié)果開展的，而實(shí)際的流動是非定常的。隨著數(shù)值計(jì)算和測量技術(shù)的發(fā)展，需考慮透平與擴(kuò)壓器耦合流場的非定常效應(yīng)，研究二者流場內(nèi)的二次流、渦旋等隨時(shí)間的發(fā)展效應(yīng)。

3）在擴(kuò)壓器的優(yōu)化設(shè)計(jì)問題中利用參數(shù)化方法和優(yōu)化算法可以明顯提高工作效率。其中，梯度類方法中的伴隨優(yōu)化方法，因其計(jì)算量與設(shè)計(jì)變量數(shù)目呈現(xiàn)弱相關(guān)性，可以高效地求解優(yōu)化所需的梯度信息。將伴隨方法引入內(nèi)流非定常計(jì)算可成為下一步研究的重點(diǎn)。

總之，為了設(shè)計(jì)出高性能、結(jié)構(gòu)緊湊和可靠的擴(kuò)壓器，必須把透平和擴(kuò)壓器作為一個(gè)整體，從流動傳熱和強(qiáng)度等多學(xué)科角度系統(tǒng)考慮。

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Research Status of Gas Turbine Exhaust Diffuser

QIU Bin1,3,4,5, FU Jinglun1,2,3,4,5*

(1. Advanced Gas Turbine Laboratory, Institute of Engineering Thermophysics, Chinese Academy of Sciences, Haidian District, Beijing 100190, China; 2. Nanjing Institute of Future Energy System, Institute of Engineering Thermophysics, Chinese Academy of Sciences, Nanjing 211135, Jiangsu Province, China; 3. University of Chinese Academy of Sciences, Haidian District, Beijing 100049, China; 4. Key Laboratory of Advanced Energy and Power, Institute of Engineering Thermophysics, Chinese Academy of Sciences, Haidian District, Beijing 100190, China;5. Innovation Academy for Light-duty Gas Turbine, Chinese Academy of Sciences, Haidian District, Beijing 100190, China)

Gas turbine is the important equipment used in security and economic field of the country. The aerodynamic performance of exhaust diffuser has an important influence on the thermodynamic efficiency of gas turbine. The flow interaction between the exhaust diffuser and the upstream turbine and the complex geometrical configurations leads to the strong vortex pattern and high flow losses in the diffuser which reduces the performance of the upstream turbine and exhaust diffuser. In order to investigate the flow characteristics of diffusers and the coupling mechanism between the diffuser and the turbine, the research status of aerodynamic performance and optimal design of diffusers at home and abroad was reviewed. The prospect of research on the design and optimization of the diffuser was discussed. The interaction between the turbine and the diffuser should be fully considered in future research. Parameterization and other methods were introduced into the optimal design of the diffuser to improve the working efficiency.

gas turbine; exhaust diffuser; performance research

2021-04-25。

10.12096/j.2096-4528.pgt.21032

TK 05

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51776201)。

Project Supported by National Natural Science Foundation of China (51776201).

(責(zé)任編輯 辛培裕)