0 引　言

燃气轮机广泛应用于电站、船舶动力、海上石油平台等行业，在交付时，将燃气轮机封装于箱装体内以起到隔音隔热作用，工作时的燃气轮机压气机、燃烧室、涡轮等结构外机匣表面温度高达500 ℃，如果箱装体内部没有有效的冷却措施，致使箱装体内部处于高温环境，势必造成燃气轮机各控制元器件（如热电阻、控制电缆、振动传感器等）出现故障。

目前箱装体冷却主要有2种方式^{[1 − 2]}，一种为采用冷却风机强制冷却送风，另一种为利用燃气轮机高速排烟形成的负压，将室外空气吸入内部。某型燃气轮机，采用上述引射冷却方式，如图1所示^[3]，高温烟气从排气蜗壳出口喷出后形成负压区，冷却空气进入箱装体内部，与主流高温烟气进行混合后进入排气系统。

何基弘等^[4]针对某型燃气轮机排气引射装置的结构特点，基于多目标优化遗传算法NSGA-II对设计参数进行优化，优化后的排气引射装置能显著提升燃气轮机箱装体的引射率，满足排气引射量的设计要求。史振等^[5]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%。孙起超^[6]提出了将突片结构运用到排气引射装置上的想法，并采用数值模拟方法对突片的几布置位置以及安装方式进行了研究。CHEN等^[7]对旋流角度和喷嘴面积对装有扩压器的引射器性能的影响进行了数值模拟，研究发现，旋流角使出口的不均匀度增加，有旋流角时喷管进出口面积比越大，其引射能力越强。MAQSOOD等^[8]通过试验研究了装有吸入式扩压器的椭圆形截面弯管式引射器，结果发现，在管道弯度很大的情况下，采用吸入式扩压器能显著提高其引射能力。

某型燃气轮机在使用过程中，出现箱装体引射空气不足致使箱装体内部温度过高的问题。为满足箱装体内冷却需要，技术文件要求在额定工况下，引射空气量需大于8.5 kg/s，排气系统阻力在5000 Pa以内。针对该燃气轮机排气引射装置的结构特点，本文开展了箱装体引射系统及排气系统数值计算及试验研究。

1 燃气轮机排气引射及排气系统组成

燃气轮机排气系统图如图2所示。

为保证燃气轮机的输出效率，燃气轮机排气系统需满足不大于5000 Pa的阻力要求，其中排气系统阻力包括喷管段阻力及排气管阻力损失。

如图2所示，为计算排气管阻力及喷管段阻力损失，将燃气轮机排气出口设为Y1截面、喷管段进口设为Y2截面、喷管段喷口出口设为Y3截面。

$\Delta {P_2} = {P_{Y1}} - {P_{Y2}}，$

(1)

$ \Delta {P_1} = {P_{Y2}} - {P_{Y3}}。$

(2)

式中：ΔP₂、P_Y1、P_Y2、ΔP₁、P_Y2、P_Y3分别为排气管阻力损失、Y₁截面平均总压、Y₂截面平均总压、喷管段阻力损失、Y₂截面平均总压、Y₃截面平均总压，单位均为Pa。

2 排气引射及排气系统数值计算 2.1 建模及计算方法

为进行燃气轮机排气引射冷却空气量及排气系统阻力的准确仿真计算，按照燃气轮机本体、箱装体、排气管、喷管段等实际尺寸建立模型。

该模型较为复杂，采用ICEM软件进行四面体混合网格划分，对排气蜗壳出口处、排气管道入口及出口处进行加密处理。通过给定不同的网格尺寸获得6种网格，6种网格数量分别为81万、153万、271万、358万、470万和596万。

数值模拟选取Ansys Fluent商用软件作为计算方式，选用k−ε湍流模型，将介质设定为可压缩的粘性气体，忽略质量力。计算模型边界设置引射入口为压力入口，设定总压为101325 Pa；喷管段出口为压力出口，设为大气压力，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，流量为85 kg/s，温度为773 K。引气入口为常温常压空气，采用压力入口。湍流模型采用Realizable k−ε模型，空气设置为理想气体，求解器使用SIMPLE算法，差分方程精度均为二阶。

通过6种网格模型计算，喷管段出口总压表压及相对误差，如表1所示。当网格数量达到470万后，与前一种模型的相对误差已小于1%，满足网格无关性，则将470万的网格模式作为最终网格模型，网格模型如图3所示。

为提升箱装体排气引射空气量、满足排气系统阻力要求，本文通过缩小排气蜗壳喷口、变化气蜗壳出口与排气管对中情况、变化喷管段结构3个方面进行了相关研究。

2.2 缩小排气蜗壳喷口仿真计算

为增大箱装体排气引射空气冷却量，在原排气蜗壳出口的基础上进行缩小，来计算箱装体排气引射空气量及排气系统的阻力。排气蜗壳喷口计算分为5组，排气蜗壳出口直径分别为1330（原尺寸）、1280、1250、1220、1180 mm。通过数值计算，5种模型的气流速度场结果如图4所示，空气引射空气量及排气管压力损失计算结果如表2所示。可见燃气轮机在额定工况下，随着排气蜗壳出口面积的减少，箱装体引射空气量增加，排气蜗壳出口（P_Y1处）排烟压力会增大，同时排气管压力损失ΔP₂会增大。由于箱装体排气引射空气量的增大及排烟总压的增大，共同导致了Y₂处总压大幅增大。

2.3 变化排气蜗壳出口与排气管对中情况仿真计算

排气蜗壳出口与排气管进口，中心线偏差为对中度。该排气系统原始状态下排气管进口与排气蜗壳出口存在95 mm的对中度偏差，为验证对中度变化对排气引射系统产生的影响，建立了刚好对中（0 mm）和对中偏差115 mm的模型进行模拟。通过数值计算，3种模型的气流速度场结果如图5所示，空气引射空气量及排气管压力损失计算结果如表3进口所示。通过计算结果，可知排气蜗壳出口与排气管对中度的变化对箱装体排气引射空气量及排气系统阻力影响较小。

2.4 变化喷管段结构仿真计算

根据现有喷管段的状态，进行原状态（喷口直径为800 mm）、喷口旋转45°、喷口直径扩大为860 mm，共计3个模型进行数值模拟计算。

通过数值计算，3种模型的气流速度场结果如图6所示，空气引射空气量及排气管压力损失计算结果如表4所示。

可知，喷口旋转45°对速度场几乎无影响，其引射能力略有减弱；喷口直径从800 mm扩大到860 mm后，出口压力损失ΔP₁大大降低，引射空气量从5.30 kg/s提升到8.16 kg/s。

3 试验验证

为验证箱装体排气引射空气量及排气系统阻力，搭建了试验台，在燃气轮机排气系统各截面布置相应的探针。燃气轮机排气出口Y₁截面，布置1支总压探针；喷管段进口（Y₂截面），均匀布置4支总压温度多点复合探针，排气管壁面布置4个静压测点；喷管段喷口出口Y₃截面，每个喷口布置1支总压温度多点复合探针。

3.1 缩小排气蜗壳喷口试验

在原排气蜗壳出口的基础上进行缩小试验，排气蜗壳出口直径分别为1330（原尺寸）、1280、1250、1220、1180 mm共5种模型，并利用式(1)、式(2)进行不同喷口下的排气阻力计算，试验数据如表5所示。

数值计算及试验测试的引射空气流量如图7所示；排气管及喷管段阻力如图8所示。根据试验结果，可见随着燃气轮机排气出口直径减小，冷却空气流量逐渐增加，排气蜗壳出口排气总压逐渐升高、排气管及喷管段阻力损失逐渐增大。对于5种模型，引射空气流量试验值与数值计算值基本一致；ΔP₂、ΔP₁在变化趋势上，试验值与数值计算值趋势一致。

3.2 变化排气蜗壳出口与排气管对中情况试验

根据上述2.3节，排气蜗壳出口与排气管进口对中情况包含3种试验方案，如图9所示，分别为0、−95（原状态）、−115 mm，已验证对中度对引射及排系统阻力的影响。

每次试验前后，整体调节燃气轮机排气管路及喷管段以实现不同对中情况。试验前进行外观和安装、形位、重要尺寸、保障条件等检查，并利用式(1)、式(2)进行不同对中度的排气阻力计算，试验数据如表6所示。

3种不同对中值模型，数值计算及试验测试的引射空气流量如图10所示；排气管及喷管段阻力如图11所示。

根据试验结果，可见对中情况对进气和排气系统影响不明显，引射空气流量系数和排气阻力阻力损失基本没有变化。

对于3种对中度模型其引射空气流量试验值与数值计算值基本一致；ΔP₂、ΔP₁在变化趋势上，试验值与数值计算值趋势基本一致，其排气阻力的数值上差异可能是由于对中度偏移导致在排气蜗壳出口处局部空间小网格分配不够所导致的。

3.3 变化喷管段结构试验

根据现有喷管段的状态，进行原状态（喷口直径为800 mm）、喷口旋转45°、喷口直径扩大为860 mm，共计3个模型进行试验测试，并利用式(1)、式(2)进行不同对中度的排气阻力计算，试验数据如表7所示。

3种不同喷管段结构模型，数值计算及试验测试的引射空气流量如图12所示；排气管及喷管段阻力如图13所示。

根据试验结果，调整喷管段安装角度对排气系统和喷管段阻力损失影响不大，引射空气流量和排气阻力阻力损失基本没有变化；增大喷管段出口直径，由于排气阻力降低、流速增大，该措施可提高引射空气流量、降低排气阻力阻力损失，但该措施在使用过程，需考虑排气系统出口温度的要求。对于3种模型，引射空气流量试验值与数值计算值基本一致；ΔP₂、ΔP₁在变化趋势上，试验值与数值计算值趋势基本一致。

4 结　语

通过缩小排气蜗壳喷口、变化排气蜗壳出口与排气管对中情况、变化喷管段结构3个方面的数值计算及试验验证得到以下结果：

1）随着燃气轮机排气出口直径减小，冷却空气流量逐渐增加，排气蜗壳出口排气总压逐渐升高、排气管及喷管段阻力损失逐渐增大。喷口直径缩小为1250 mm时，可满足引射空气量大于8.5 kg/s、排气系统阻力在5000 Pa以内的要求。

2）排气蜗壳与排气管对中分别为0 mm、−95 mm（原状态）、−115 mm试验时，引射空气量分别为5.3、5.28、5.17 kg/s，排气管阻力损失ΔP₂分别为2362 、2303、2256 Pa，因此排气蜗壳与排气管对中度，对引射和排气系统影响不明显，引射空气流量和排气系统阻力失基本没有变化。

3）调整喷管段安装角度及原安装状态，引射空气流量分别为5.28、4.9 kg/s，排气管阻力损失ΔP₂分别为2 303、2 407 Pa，因此调整喷管段安装角度引射空气量和排气系统阻力损失基本没有变化；增大喷管段出口直径从800 mm到860 mm，由于排气阻力降低、流速增大，引射空气流量从5.28 kg/s提升到8.16 kg/s、排气管阻力损失ΔP₂从2303 Pa降低到1178 Pa可有效降低排气阻力损失。但该措施在使用过程，需考虑排气系统出口温度的要求。