邱彬，付經(jīng)倫

燃氣輪機排氣擴壓器研究現(xiàn)狀

邱彬1,3,4,5，付經(jīng)倫1,2,3,4,5*

（1．中國科學院工程熱物理研究所先進燃氣輪機實驗室，北京市 海淀區(qū) 100190；2．中國科學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．中國科學院大學，北京市 海淀區(qū) 100049；4．中國科學院先進能源動力重點實驗室，北京市 海淀區(qū) 100190；5．中國科學院輕型動力創(chuàng)新研究院，北京市 海淀區(qū) 100190）

燃氣輪機是關系國家安全和國民經(jīng)濟發(fā)展的核心裝備，排氣擴壓器氣動性能對燃氣輪機整機效率有重要影響。排氣擴壓器與上游流場的相互作用及其復雜的幾何結構，導致了擴壓器內(nèi)流場易分離、多損失的流動特征。為探明擴壓器的流動特征及其與透平的耦合機理，綜述了國內(nèi)外擴壓器氣動性能和優(yōu)化設計的研究現(xiàn)狀，討論了擴壓器設計與優(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壓器的相互作用以及將參數(shù)化等方法引入擴壓器優(yōu)化設計問題以提高工作效率。

燃氣輪機；排氣擴壓器；性能研究

0 引言

重型燃氣輪機是一種功率密度大、啟動速度快、噪音低頻分量低、清潔先進的動力裝置[1]，是關系國家安全和國民經(jīng)濟發(fā)展的核心裝備，是一個國家科技和工業(yè)整體實力的重要標志之一。

高溫氣流在透平中膨脹做功后進入排氣擴壓器，排氣擴壓器用于引導氣流同時回收末級透平的余速動能。現(xiàn)代燃氣輪機排氣余速動能占整個透平功的10%[2]。針對某H級燃氣輪機，經(jīng)熱力計算，透平排氣損失降低1000Pa使燃機整機循環(huán)效率增加0.14，輸出功率增加1.4MW?？梢?，排氣擴壓器性能對整機效率和輸出功率的影響不容小覷。

為了提高排氣擴壓器氣動性能，需要清楚認識其內(nèi)部的流動機理，明確擴壓器研究和設計的發(fā)展方向。本文通過對燃氣輪機排氣擴壓器發(fā)展歷程、研究現(xiàn)狀進行梳理和分析，為擴壓器的進一步研究提供參考依據(jù)。

1 燃氣輪機擴壓器發(fā)展歷程

重型燃氣擴壓器有徑向和軸向2種形式[3]，其主要排氣結構和參數(shù)如表1所示。三大燃氣輪機自F級燃氣輪機逐漸改為冷端輸出軸向排氣，排氣擴壓器直接與余熱鍋爐進氣導管相聯(lián)，排氣溫度和排氣量逐漸提高，軸向尺寸變化不大。

表1 世界主要重型燃氣輪機排氣結構及排氣參數(shù)

以三菱F級燃氣輪機為例，如圖1(a)[4]所示，排氣擴壓通道是由內(nèi)、外錐體形成的一個流通面積逐漸擴大的流道，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級燃氣輪機的排氣通道沿軸向分為2段，前排氣通道內(nèi)布置6個周向等距的支撐件，后排氣通道布置2個中心支撐件，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級燃氣輪機前后段排氣通道內(nèi)采用相似的支撐結構，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型燃氣輪機示意圖

GE公司首臺E級燃機采用熱端輸出徑向排氣的方式，透平后接環(huán)形擴壓器和轉折90°的蝸殼。環(huán)形擴壓器內(nèi)徑不變，外環(huán)型線為具有擴張角的直線，擴壓器內(nèi)外錐體間有支撐結構，出口布置多個導流板[6]。F級燃機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。

西門子燃機擴壓器的設計一脈相承，從E級到J級都是采用環(huán)形擴壓器與錐形擴壓器組合的軸向排氣方式，如圖2所示。環(huán)形擴壓器內(nèi)有周向排布的支撐件，2000E排氣支撐件6個， 4000F支撐件減少為5個，支撐件軸向弦長增大。環(huán)形擴壓段后連接錐形擴壓段，錐形擴壓段無內(nèi)錐體。

圖2 西門子各級燃氣輪機

2 擴壓器氣動性能

2.1 擴壓器氣動性能衡量

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

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

2.2 幾何結構對擴壓器性能的影響

擴壓器內(nèi)外錐體的擴張角、軸向長度、支撐套的外部輪廓結構等[8-9]幾何參數(shù)決定著擴壓器的通流結構。許多學者進行了大量的實驗和數(shù)值研究，對比分析這些幾何參數(shù)對擴壓通道氣動性能的影響。

2.2.1 不考慮支撐時的影響分析

不考慮支撐時，排氣擴壓器的基本形式類似擴張噴管，這種結構形式廣泛應用于各種情況，被深入研究。相同進口面積和擴張角時，隨著軸向長度增加，擴壓器出口面積增大，靜壓恢復增加[10]。王廣[11]采用擴散度把擴張角、軸向長度2個參數(shù)統(tǒng)一考慮，擴散度的定義為

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

2.2.2 考慮支撐時的影響分析

擴壓器內(nèi)支撐件的存在明顯增加擴壓通道內(nèi)流動的復雜性。Stefano等[9,12]通過實驗對比有、無支撐的流動，發(fā)現(xiàn)無支撐擴壓器靜壓恢復接近理想狀態(tài)，加入支撐后靜壓恢復有所下降，這是因為支撐會產(chǎn)生尾跡，導致端壁附近發(fā)生流動分離。Prakash等[13]得到相同的結論，但同時發(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 帶有不同支撐結構擴壓器靜壓恢復

支撐與軸向、徑向的傾角以及支撐的軸向位置都會影響擴壓器內(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行了數(shù)值研究，發(fā)現(xiàn)支撐型線形狀相同時，帶有徑向傾斜支撐的擴壓器比徑向垂直支撐的擴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]對支撐與擴壓器外錐體相對位置進行研究，該擴壓器由環(huán)形擴壓段和錐形擴壓段組成，環(huán)形擴壓段的外環(huán)端壁型線為2段多項式曲線，如圖4[16]所示，圖中為軸向位置，為進口直徑。研究結果見圖5，圖中表示總壓損失系數(shù)，可以看出，2段曲線交點位于支撐最大厚度處，靜壓恢復提高22%，總壓損失降低了約43%；同時減小擴壓器初始擴張角，可延緩流動分離，改善擴壓器性能和出口流動的均勻性。

圖4 原始擴壓器和2種改進環(huán)形擴壓器示意圖

圖5 3種擴壓器的靜壓恢復

2.3 上游來流條件對擴壓器性能的影響

機組實際運行中，透平和擴壓器流場之間存在一定的相互作用。隨著燃機發(fā)展，流量更大，排氣溫度更高，結構相對更加緊湊，各組件之間氣動影響愈加強烈，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壓器內(nèi)的流場和氣動性能[18-19]。

2.3.1 葉頂泄漏流對擴壓器內(nèi)的流場和氣動性能的影響

葉頂泄漏流強度與邊界層穩(wěn)定之間有直接關聯(lián)[20]，但末級透平葉頂泄漏流對擴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，葉尖泄漏損失增大，透平輸出功率減?。划斎~頂間隙大于2.5%弦長時，葉尖泄漏損失不再增長。擴壓器進口機匣附近環(huán)形壁面射流強度隨間隙的增大而增大。當葉頂間隙增大時，擴壓器壓力恢復只有微小增加，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，對擴壓器性能不利；但更多高能氣體進入擴壓器，有利于提升擴壓器性能。當葉頂間隙相對于葉高值從0%增大至0.5%時，高能氣流帶來有利影響占主導，擴壓器性能逐漸提升；葉頂間隙相對值在0.5%～1.5%范圍內(nèi)時，氣流角引起的不利影響占主導，擴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壓器性能的提升并不足以補償透平中的損失。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；在設計和過載工況下，透平增加的損失被擴壓器減少的損失補償，所有間隙結構下靜葉進口到擴壓器出口的系統(tǒng)效率都得以提高；設計工況時小間隙結構最大限度提高效率，過載時中等間隙結構較理想。Babu等[26]發(fā)現(xiàn)當擴壓器在環(huán)形擴壓段內(nèi)出現(xiàn)分離(因擴張角較大)時，葉尖泄漏流動的增益才明顯。

Farokhi[25]給出透平功率、擴壓器壓力恢復系數(shù)和葉頂泄漏流之間的無量綱數(shù)學關系為

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，氣動參數(shù)沿徑向不均勻。文獻[27]通過實驗和數(shù)值計算研究了擴壓器入口壓力分布的影響，發(fā)現(xiàn)非均勻壓力分布使擴壓器獲得更好的擴壓性能。Hirschmann等[28]通過研究發(fā)現(xiàn)，葉尖處壓力較大將導致機匣處發(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；進口總壓徑向分布3%的微小變化將使擴壓器內(nèi)具有完全不同的流動結構。David等[29]通過非定常計算發(fā)現(xiàn)，葉片尾流和葉柵通道內(nèi)二次流共同作用下環(huán)形擴壓器中流體會重新附著。David 等[30]認為周向非均勻的進氣條件對擴壓器性能有很大影響，指出動葉出口和擴壓器進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

通常認為透平出口湍流度提高有利于改善擴壓器性能。Opilat等[31]通過模型實驗發(fā)現(xiàn)來流湍流度提高可以增大擴壓器靜壓恢復能力。Stevens等[32]對自然發(fā)展狀態(tài)和高湍流強度2種進口狀態(tài)進行對比，指出擴壓器入口湍流強度增大對流動穩(wěn)定性和壓力恢復的增益可達20%，而總壓損失僅略有增加。Desideri等[33]和Vassiliev等[34]研究證實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，縮短擴壓器長度。

2.3.4 旋流角的影響

上游透平將導致擴壓器入口流動方向發(fā)生改變，與流動速度相比，速度方向對下游擴壓的影響更為明顯。Vassiliev等[34]的研究顯示，擴壓器進口旋流角對擴壓器壓力恢復能力的影響程度明顯強于進口馬赫數(shù)的影響，進口旋流一般有利于提高擴壓器性能。Kumar等[17]指出進口旋流可提高擴壓器靜壓恢復，擴壓器軸向長度越短，旋流的影響越明顯。Song等[35]的無支板擴壓器實驗表明，壓力恢復隨旋流增加而增加，并在旋流角是14°時達到峰值，之后迅速下降。Opilat等[31]研究認為5°～10°的旋流角對壓力恢復有積極的影響，在-5°旋流角時，壓力恢復值最低。徐倩楠等[36]基于改進的流線曲率法發(fā)展了一種環(huán)形擴壓器性能預測方法，發(fā)現(xiàn)旋流角在0°～17°時，壓力恢復隨旋流角增大而增大；在17°～25°時，性能下降。徐自榮等[37]對負旋流角進行研究，發(fā)現(xiàn)旋流角從0°變化至-32°，總壓損失下降4%，在-20°時下降迅速；靜壓恢復系數(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，壓力恢復系數(shù)達到最大。

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

擴壓器內(nèi)支撐的存在會改變旋流方向，進而改變進口旋流對擴壓器性能的影響規(guī)律，同時不同來流條件下最優(yōu)的支撐型面結構也不同。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致邊界層在輪轂處加厚，支撐下游誘發(fā)流動分離，使擴壓器性能下降。Flelge等[40]指出旋流角高于10°時，圓柱型支撐比對稱異型支撐的擴壓器性能更好。Pierrasch等[41]同樣發(fā)現(xiàn)在±45°到±22°范圍的旋流角下，無支撐的擴壓器比有支撐的擴壓器具有更高的壓力恢復能力；旋流角大于18°時，旋流角對無支撐擴壓器性能無影響；大于23°時，圓柱和異形支撐擴壓器壓力恢復均下降，隨著旋流角的增加，異形支撐擴壓器的損失比圓柱形支撐擴壓器增加得快。研究表明：出口旋流數(shù)與支撐剖面形狀有較強的相關性；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

燃機運行中，透平與排氣擴壓器內(nèi)流場會隨著工況變化而改變。Sultanian等[42]在3種負載工況下進行了實驗和數(shù)值模擬研究，結果顯示：全速中載和全速滿載工況下擴壓器進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壓器出口段的損失較全速空載時略大；在全速滿載工況時，整個擴壓器內(nèi)的損失最小，靜壓恢復最高。Mimic等[43]首次建立擴壓器壓力恢復與末級轉子整體參數(shù)，即載荷系數(shù)、流量系數(shù)和折合轉速之間的關系，發(fā)現(xiàn)載荷系數(shù)、折合轉速的增加，流量系數(shù)的減少有利于提高擴壓器的壓力恢復能力。

3 擴壓器改進和優(yōu)化設計

為了提高性能，以往研究人員對擴壓器子午通道參數(shù)和支撐外輪廓進行改進。Schaefer等[44]在總壓進口條件下對擴壓器子午面形狀和支撐參數(shù)進行改進，分別如圖6、7所示。圖6中LE是支撐前緣標志點，TE是支撐后緣標志點。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，增大壓力恢復能力。在工況3中對支撐進行改進，使支撐下游流動軸向速度更大，使得壓力恢復進一步提高。

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

圖6 擴壓通道子午線對比

圖7 原始支撐和優(yōu)化后的支撐對比

圖8 改進設計前后擴壓器壓力分布圖

隨算法和仿真軟件的發(fā)展，各種優(yōu)化算法被應用到擴壓器設計中。Cerantola等[46]采用5個自由變量定義內(nèi)錐體輪廓，2個變量定義外錐體輪廓，采用遺傳算法對這7個參數(shù)進行優(yōu)化，利用FLUENT對優(yōu)化結果進行驗證。優(yōu)化結果如圖9所示，圖中為進口半徑，o為進口直徑，為軸向位置，最優(yōu)的擴壓器長度為外錐體直徑的0.74倍，中心輪轂為擴張角約14°的拋物面。由此可見，聚攏式外錐體結構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壓器傾斜壁面，利用控制點改變端壁型線。采用三次正交試驗對控制點進行優(yōu)化，優(yōu)化后損失系數(shù)下降10.69%，靜壓恢復系數(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

有學者嘗試對透平和擴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壓器子午通道幾何參數(shù)進行優(yōu)化，選擇末級透平的效率作為優(yōu)化目標函數(shù)，結果表明：優(yōu)化后壓力恢復能力明顯提高，流動損失顯著減少，但透平葉片出口損失基本沒有變化；進一步優(yōu)化擴壓器后，葉片出口損失增加，表明擴壓器和透平末級密切相關。林智榮等[49]采用iSIGHT優(yōu)化軟件對某燃機末級透平葉片葉型和擴壓器外形進行聯(lián)合優(yōu)化。優(yōu)化變量為靜、動葉葉根、葉頂相對扭轉角shstrhrt，擴壓器外錐體3段直線的擴張角123。優(yōu)化目標為二者的等熵效率和擴壓器長度。CFD計算結果表明：優(yōu)化后的末級透平和擴壓器的氣動效率提高2.8%，擴壓器長度縮短30.1%。

4 結論與展望

重型燃機排氣溫度在500～660 ℃，排氣擴壓器殼體因受熱發(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，從而導致排氣擴壓器損壞。而排氣擴壓器殼體溫度分布與擴壓通道內(nèi)的流動密切相關，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，對排氣擴壓器的流動、傳熱進行綜合分析。

1）針對擴壓器內(nèi)流動的研究有以下特點：現(xiàn)有對擴壓器影響因素的研究多是針對單個因素開展的，且關注點主要在上游流場對下游擴壓器流場的影響；多個影響因素對擴壓器氣動傳熱性能的綜合影響，擴壓器內(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，以及透平末級和擴壓器之間流體的相互作用的機理有待于深入研究。

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

3）在擴壓器的優(yōu)化設計問題中利用參數(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，因其計算量與設計變量數(shù)目呈現(xiàn)弱相關性，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)流非定常計算可成為下一步研究的重點。

總之，為了設計出高性能、結構緊湊和可靠的擴壓器，必須把透平和擴壓器作為一個整體，從流動傳熱和強度等多學科角度系統(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

國家自然科學基金項目(51776201)。

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

(責任編輯 辛培裕)