0 引　言

燃气轮机广泛应用于船舶动力、发电等行业，在交付过程，一般封装于箱装体内，作为一个集成装置提供给用户。

工作时，燃气轮机燃烧室、涡轮机匣表面温度达到500 ℃，热量通过对流、辐射传热，将热量传送到箱装体内。如果箱装体内部处于高温环境，没有及时得到有效冷却，会致使油门、各电磁阀、热电阻等测量、控制元器件故障。

箱装体内部目前主要有2种冷却方式^{[1 − 2]}，一种为利用冷却风机进行强制送风来冷却，另外一种方式为利用引射引风冷却，即利用燃气轮机的高速排烟在箱装体内形成负压，将冷却空气引入箱装体内部，燃气轮机功率越高、引射空气量越大，该方式简单、不消耗能源，被广泛应用^[1]。

燃气轮机采用上述引射冷却方式，排烟高温气体从排气蜗壳喷出，喷口区域形成负区，冷却空气从引射管路进入箱装体内部，与高温气体进行混合^[3]，引射原理如图1所示^[4]。

燃气轮机在实际交付使用中，由于排气管道阻力、引射管道阻力较大，出现了箱装体冷却空气不足、超温报警故障，长时间的高温甚至导致各控制元器件出现故障。

针对箱装体引射不足的问题，史振等^[1]针对某型船用排气引射装置为原型进行了数值计算，发现引射系数小于 10%，并提出了最佳的排气管组合安装方式。但该方式工程量大、费用高，周期较长。

为降低燃机箱体内部温度，保护线缆等设备，卞修涛等^[5]提出排气结构几何参数的优化能使箱体内冷却气流量提高42.3%，使流场平均温度降低8.5 K。

针对箱装体超温情况，本文提出改变燃气轮机排气蜗壳出口面积来增加引射空气量，并相应地进行数值仿真计算及试验分析研究。

1 箱装体引射数值计算 1.1 燃气轮机箱装体装置结构分析及建模

为进行燃气轮机陆地试验台箱装体引射冷却空气量仿真，按照陆地试验台实际尺寸对引射管路、箱体、燃气轮机本体、排气管路建立模型，模型结构如图2所示。

本模型采用非结构网格划分，为达到较高的计算效率和计算精度，对引射入口、排气蜗壳进口、排气管出口等区域进行加密处理。本文使用Ansys ICEM CFD作为网格划分工具，网格达到60万级，计算域网格质量均在0.3以上，网格如图3所示。

燃气轮机在完成涡轮做功后，烟气进入排气蜗壳，在排气蜗壳出口喷射形成射流，由于射流产生负压，冷却空气从引射管路进入箱装体，引射空气与烟气混合，从排气管排除。

在考虑引射空气流量时，需考虑引射空气传热情况，依据国家标准燃气轮机箱装体通用技术要求^[6]，对燃气轮机额定功率进行传热计算。

沿燃气轮机轴向长度表面换热计算公式：

$ {q}_{11}={a}_{f1}\left({T}_{E}-{T}_{C}\right){{A}^{1}}_{E}+{a}_{f2}\left({T}_{E}-{T}_{C}\right){{A}^{2}}_{E}，$

(1)

$ {a}_{f1}=3.26{\left({T}_{E}-{T}_{C}\right)}^{1/4} \text{，}{\mathrm{W}}/({\mathrm{m}}^{2}\cdot ^\circ {\mathrm{C}})，$

(2)

$ {a}_{f2}=2.56{\left({T}_{E}-{T}_{C}\right)}^{1/4} \text{，}{\mathrm{W}}/({\mathrm{m}}^{2}\cdot ^\circ {\mathrm{C}})，$

(3)

$ {q}_{21}=C\left[(\frac{{T}_{E}}{100}{)}^{4}-(\frac{{T}_{C}}{100}{)}^{4}\right]({{A}^{1}}_{E}+{{A}^{2}}_{E})，$

(4)

$ Q={q}_{11}+{q}_{21}。$

(5)

式中：$ {q}_{11} $为对流换热量，W；$ {q}_{21} $为辐射换热量，W；$ {a}_{f1} $、$ {a}_{f2} $分别为水平、垂直对流换热系数；C为辐射系数，取5.67 W/(m²·K⁴)；$ {T}_{{E}} $为沿燃气轮机本体各表面温度，K；$ {T}_{{C}} $为燃气轮机箱装体内允许空气的极限温度，K；$ {{A}^{1}}_{{E}} $为燃气轮机传热的水平壁面积，m²；$ {{A}^{2}}_{{E}} $为燃气轮机传热的垂直壁面积，m²；$ Q $为燃气轮机总散热量，W。

箱体冷却空气出口温度设计限值为120 ℃，根据燃气轮机压气机、燃烧室、涡轮表面尺寸及额定功率下温度（环境温度23℃），额定功率下各换热量计算如表1所示。

1.2 计算方法

在对燃气轮机箱装体装置进行数值模拟时，将介质设定为可压缩的粘性气体，忽略质量力。选取Ansys Fluent商用软件作为计算方式选用κ-ε湍流模型，在保证网格质量及设定正确的边界条件下，计算精度可满足工程计算要求。

计算模型边界设置引射入口为压力入口，设定总压为101 325 Pa；排气管出口为压力出口，为大气压力湍流度设为5%，排气蜗壳进口为质量流量进口，固壁边界条件均设为绝热及速度无滑移边界。数值结果认定当收敛残差达到10⁻³时，即可认为计算达到收敛。

1.3 计算结果

分别以35%、50%、80%、100%额定功率中计算冷却空气引射量（Mass flow rate），即通过引射管路进口表面的质量流量$ \displaystyle\int \rho \nu \cdot {\rm{d}}A= \sum _{i=1}^{n}{\rho }_{i}{\nu }_{i}\cdot{A}_{i} $。表1中，根据额定功率的表面传热量，作为热流边界条件，计算典型截面空气温度，流场图及截面温度场如图4和图5所示。

各工况下，空气引射量的计算与试验测量结果如表2和图6所示。

涡轮截面空气平均温度为344.8 K，该位置为箱装体出口温度测点布置处，额定功率下，该处空气温度为74℃，相差2.2℃，表面传热计算与试验基本一致。

可知，在以试验值作为基准，空气引射量的最大偏差为2.9%。因此，该计算模型与试验实际情况基本一致。

2 排气蜗壳喷口缩小模型引射数值计算

根据燃气轮机箱装体引射原理可知，燃气轮机的排烟，通过烟气的流动来引射空气，为提高箱装体空气引射量，可尝试通过提高烟气的流速（动能）来增大引射空气量，即在缩小原排气管出口尺寸的情况下，进行计算引射空气量的变化。

原喷口尺寸为直径为1330 mm，对喷口进行适度的缩小至直径为1280 mm、1250 mm。通过上述模型，进行数值计算，3种模型的空气引射量，如表3所示。

按照上述热流量进行额定功率的传热计算，通过对直径1330 mm、1280 mm、1250 mm的喷口进行计算，得到压气机截面、燃烧室截面、涡轮截面平均温度，如图7所示。

由表3及图7可知，随着排气蜗壳出口直径的减少，箱装体空气引射流量会增大，同时箱装体内部的压气机截面、燃烧室截面、涡轮截面空气的平均温度均下降。直径为1250 mm喷口较原喷口（1330 mm），引射量从14.35 kg/s提升至18.5 kg/s，涡轮截面空气平均温度从71 ℃降低至61 ℃。

3 排气蜗壳喷口缩小试验

根据上述计算及分析，通过缩小排气蜗壳出口面积，可增大燃气轮机箱装体的引射冷却空气流量，为增大箱装体空气引射量解决箱装体冷却空气超温问题，进行了缩小排气蜗壳喷口的引射试验，同时进一步验证缩小排气蜗壳出口面积对引射冷却空气量的实际影响。

根据排气蜗壳出口特征，制作了直径为1 280 mm、1 250 mm的2种规格排气蜗壳缩口段，并安装于排气蜗壳出口。在每次验证试验前，进行排气蜗壳出口截面法兰更换，以验证直径为1 280 mm、1 250 mm的喷口引射量。同时试验过程，对燃气轮机燃油流量、排气阻力、功率等热工参数进行测量，已获得排气蜗壳出口面积缩小后燃气轮机热效率的变化。

试验过程，在35%、50%、80%、100%额定功率下稳定运行，计算得到各工况对应的引射空气量，试验值如表4所示。

在进口空气温度23 ℃，额定功率下，直径为1330 mm、1 280 mm、1 250 mm的喷口试验过程涡轮截面空气温度（箱装体出口空气温度）测量值、不同喷口下的燃气轮机热效率值如表5所示。

可知，额定功率试验时直径为1330 mm、1280 mm、1250 mm的模式下，冷却空气引射流量分别为13.9 kg/s、15.2 kg/s、17.0 kg/s，与数值计算结果基本一致（见表3），验证了计算正确性的同时，随着排气蜗壳出口截面积的缩小，引射空气流量逐渐增大。额定功率下，直径为1280 mm、1250 mm的喷口，较直径为1330 mm的喷口引射空气流量分别提高了9.4%、22.3%，箱装体出口空气温度分别降低了7 ℃、14 ℃；但随着排气蜗壳出口面积的减小，燃气轮机热效率也随之降低（见表5），直径为1280 mm、1250 mm的喷口较直径为1330 mm的喷口下降了0.25%、0.5%。

4 结　语

从燃气轮机冷却空气引射原理出发，通过箱装体引射空气数值计算及试验得出以下结论：

1）对燃气轮机试验台建立数值计算模型，35%、50%、80%、100%等典型工况，引射空气计算值与试验值基本一致，说明模型的准确性。

2）利用验证后的计算模型，计算排气蜗壳出口面积缩小后的引射空气量，计算得出直径为1280 mm、1250 mm的喷口，较原喷口（1330 mm），在额定功率下，引射量从14.35 kg/s分别提升至16.6 kg/s、18.5 kg/s。

3）制作了2种规格排气蜗壳缩口段，并安装于排气蜗壳出口进行试验；试验表明额定功率下，直径为1 280 mm、1 250 mm的喷口，较直径为1 330 mm的喷口引射空气流量分别提高了9.4%、22.3%，箱装体出口空气温度分别降低了7℃、14℃。

4）通过缩小排气蜗壳出口面积可提高燃气轮机引射冷却空气量，但燃气轮机热效率会降低，工程实际使用时，须综合考虑。