燃气轮机作为一种重要的热功转换设备,具有结构紧凑,热效率高等特点。排气扩压器作为燃气轮机的核心部件之一,可以将动力涡轮出口燃气的部分动能经过减速扩压过程转化为排气扩压器出口的静压(一般为环境压力),进而降低动力涡轮出口背压,提升动力涡轮的膨胀比,增加动力涡轮的功率输出

。Farokhi的研究结果表明,排气扩压器的静压恢复系数每增加0.1,燃气轮机整机的功率输出可提升0.8%

。如今,诸如燃烧室、涡轮等部件已具有相当高的效率,进一步提升这些部件效率的成本和难度均较大,而排气扩压器气动性能的提升仍有相当大的余地。在这种背景下,探究提升排气扩压器气动性能的方法具有重要的意义。

燃气轮机在实际运行过程中,涡轮旋转效应和叶顶间隙泄漏流及动叶尾迹流均会对排气扩压器入口及内部流场产生显著影响

。文献[4-6]分别实验和数值研究了进口旋流对燃气轮机排气扩压器气动性能的影响,结果表明适当的进气预旋有利于改善排气扩压器外壳体壁面的流动分离,进而提升其静压恢复能力,但进气偏转角大于20°后,排气扩压器的气动性能会显著下降。Hirschmann等实验测量了排气扩压器进口总压分布对排气扩压器气动性能的影响,研究表明合适的进口总压分布有利于提升排气扩压器的静压恢复性能

。Volkmer等采用上游壳体壁面的间隙射流和下游轮毂壁面的科恩达射流来抑制排气扩压器内的流动分离,取得了良好的效果

。Schaefer等验证了进口阻塞则通过影响排气扩压器内部的二次流结构影响有效通流面积,进而影响排气扩压器的气动性能

。文献[10-11]分别实验和数值调查了动力涡轮尾迹流对排气扩压器气动性能的影响,结果表明尾流和二次流的混合效应是造成环形扩压器内分离流重新附着的原因。Mihailowitsch等针对不同强度的叶尖泄漏流导致的涡轮级和排气扩压器之间的气动干涉进行了研究,结果表明间隙泄漏流有利于吹除排气扩压器壁面的低动能流体,抑制壳体壁面的流动分离,提升排气扩压器的性能

。Bauer等数值研究了燃气轮机排气扩压器在设计负荷、部分负荷和超负荷运行工况下的内流流场型态和压力恢复性能,研究指出进口旋流和总压分布对排气扩压器气动性能具有显著影响

。

排气扩压器的结构对其气动性能有着重要的影响,钟兢军等通过数值方法研究了入口收缩段对燃气轮机排气系统内部流场和气动性能的影响

。文献[15-17]采用多目标优化设计方法设计了排气结构型线,数值结果表明优化设计方案相比于原始设计降低了排气结构的总压损失系数,提高了静压恢复系数。黄恩德等采用非轴对称设计方法优化了排气扩压器壳体,优化设计型线抑制了排气扩压器内流动分离,提高了扩压器的气动性能

。Brown等综合开展了进口流动条件和几何结构的参数变化对排气扩压器性能影响的敏感性研究,指出进口马赫数分布和支撑板附近环形壁面的扩张角对排气扩压器性能有更显着的影响

。

支撑板作为排气扩压器内的核心结构,一方面可以减弱排气扩压器出口的旋流,另一方面则可加强排气扩压器外壳体的稳定性和作为冷却气和润滑油的通道,但支撑板的存在也会导致排气扩压器内的流动状态更加复杂,进而对排气扩压器的气动性能产生影响。文献[21-22]基于24个导向叶片和6个支撑板结构的PGT10燃气轮机排气扩压器,实验和数值研究了支撑板对排气扩压器流场型态和气动性能的影响,结果表明支撑板的存在会显著增大排气扩压器内的流动损失。董雨轩等探究了支撑板的型线和径向倾斜设计方法以及支撑板布局方式对排气扩压器气动性能的影响

。Vassiliev等对GT26燃气轮机排气扩压器的支撑板在压气机流量增大工况下进行了气动优化,优化后的支撑板使得排气扩压器排气损失减少并增加了发动机的整机性能

。Siorek等实验测量了支撑板交错安装角度对排气扩压器气动性能的影响,研究表明支撑板交错安装对靠近轮毂壁面附近的流场影响更为显著,对壳体壁面附近的流场影响较小

。

不可大口喝猛水。而应把一口水含在嘴里，分几次徐徐咽下。另外患有心脏功能衰竭、急性肾炎、肾功能衰竭者不宜喝水过多。

图11给出了不同进气预旋下,3种结构排气扩压器的动压系数随进气预旋的变化情况。动压系数体现了排气扩压器内可转化为出口静压的流体动能的大小。如图所示,在进气预旋为0.35和0.48时,结构B支撑板对应的排气扩压器的动压系数显著低于原始结构,结构C支撑板对应的排气扩压器的动压系数与原始结构没有明显差异。在进气预旋为0.64和0.89时,相比于原始结构,结构B和结构C支撑板均显著提升了排气扩压器的动压系数。在相同的进气条件下,动压系数取决于排气扩压器出口动压,即出口流动状态。不同形状的支撑板会导致排气扩压器内不同的流动状态,进而形成不同的出口流动结构。

尽管有较多关于排气扩压器气动性能探究的文献,但在这些研究中,排气扩压器多采用常规的直列对称支撑板。在高进气预旋下,这种典型支撑板会由于前缘附近进气攻角增大而导致排气扩压器气动性能降低。基于PGT10燃气轮机排气扩压器典型支撑板结构,本文提出并设计了带有弯度的直列支撑板(结构B)和弯扭支撑板(结构C)2种新构型支撑板。在验证数值方法可靠的基础上,对比研究了4种进气预旋下3种不同构型支撑对排气扩压器气动性能的影响,指出了弯扭支撑板(结构C)能够有效提高高进气预旋下排气扩压器的气动性能。

Analysis of Spatial Distribution Characteristics of A-Class Tourist Attractions in Xinjiang__________________________________Nueraila·Yisipili,TIAN Xiaoxia 12

1 排气扩压器模型

图9给出了进气预旋为0.89时,排气扩压器内

=-1 m/s的分离流等值面示意图,在排气扩压器内部,主要存在进气预旋导致的尾迹流分离区和支撑板与轮毂间的角区分离。对比3种形状支撑板产生的分离泡可以发现,结构B和结构C支撑板显著减弱了支撑板和轮毂之间的角区分离泡,且对尾迹分离流也有一定的削弱作用(如图9红圈所示)。这会使得排气扩压器内分离流导致的阻塞效应减弱,增大排气扩压器内的有效通流面积,进而改善流动结构,减少流动损失。

图13给出了进气预旋为0.89时,支撑板附近的三维流线图和排气扩压器出口截面的速度云图。图中绿色流线和红色流线分别为支撑板两侧的流线,蓝色流线则是靠近轮毂壁面附近的流线。

在排气扩压器模型进气部分安装有15个沿周向均匀分布的进气导叶(IGV),进行实验测量时可更换不同偏转角

的进气导叶,进气导叶后方的流场可用于模拟真实燃气轮机中动力涡轮出口即排气扩压器入口的尾迹流和旋流。测量截面(1-1)作为排气扩压器的参考入口截面。排气扩压器内安装有5个沿周向均匀分布的支撑板,支撑板采用常规的NACA叶型。

策略：滑轮组的绕线方法不同，拉力的方向不同，达到的省力程度也不同，绳子股数越多越省力。根据题意判断出由几段绳子承担物重，按照“奇动偶定”的原则就可以确定绳子的起头。

在排气扩压器外壳体壁面及参考入口截面(1-1)和出口截面(2-2)布置有压力探头测点。图1中截面

-0对应排气扩压器参考入口截面1-1,

-1截面为近轮毂壁面,

-2截面为90%支撑板叶高截面。表1给出了排气扩压器的主要几何结构参数。

2 数值方法和验证

采用ANSYS-FLUENT18.0数值求解三维Reynolds-Averaged Navier-Stokes(RANS)方程,研究了不同进气预旋下排气扩压器的流场结构和气动性能。表2给出了数值方法。图2给出了计算域的网格示意图及网格无关性验证结果。数值计算调用了壁面函数,壁面网格进行加密处理,保证壁面附近的

值小于1。当计算收敛残差小于10

且1 000个计算步内监测压力波动小于0.1%时认为计算收敛。网格无关性验证结果表明,当网格数达到约560万时,监测点压力基本不再变化,选用560万网格数进行数值计算,经过不同湍流模型的比较后选用Realizable

-

湍流模型。数值计算的边界条件与实验测量边界条件相同,实验测量结果来自于课题组搭建的排气扩压器气动性能测试实验平台,图3给出了排气扩压器气动性能实验件和测量系统。

图4分别给出了进气导叶无偏转和进气导叶偏转30°时,参考入口截面上的速度沿径向变化和排气扩压器壳体壁面上静压沿轴向变化的实验值(EXP)与计算值(CFD)。如图所示,在进气导叶无偏转时,数值计算可以很好地预测参考入口截面上的速度场及排气扩压器壳体壁面上的压力场,在进气导叶偏转30°时,数值计算基本捕捉到了速度场和压力场的变化趋势,但预测精度有所降低。这是因为当进气导叶偏转30°时,支撑板前缘的进气攻角较大,支撑板附近(图4蓝色圆圈)会形成严重的流动分离现象,排气扩压器内的流动更加复杂,导致数值计算的预测精度有所降低。

静压恢复系数定义为

(1)

表3则给出了实验测量与数值计算得到的排扩压器的静压恢复系数,数值计算得到的静压恢复系数值略低于实验测量值。结合前文对速度场和压力场的预测精度分析,可以认为数值计算结果是可靠的,选用的

-

湍流模型能够预测排气扩压器内的流场形态和气动性能。

3 支撑板构型

图5给出了3种不同形状的支撑板结构示意图,其中:结构A为原始结构,是一种常用的典型支撑板结构;结构B支撑板的叶型中线具有一定的弯度(m)。结构A和结构B均为直列支撑板。结构A采用了NACA0015叶型曲线;结构B采用了NACA9315叶型曲线,其叶型型线前缘的构造角

约为30°。结构C支撑板在轮毂壁面的型线与结构B相同,在外壳体壁面的型线则与结构A相同,型线由内轮毂至外壳体平滑渐变,形成三维弯扭构型支撑板。支撑板前缘线垂直于内轮毂壁面,在轮毂壁面型线的前缘点和尾缘点分别和外壳体壁面型线的前缘点和尾缘点重合。3种支撑板具有相同的最大厚度和轴向弦长。

通过改变排气扩压器模型中进气导叶的偏转角

(如图1所示),可以在支撑板上游排气扩压器参考入口截面

-0上获得不同的进气预旋,

-0截面上的进气预旋定义为

(2)

式中:

为切向分速度;

为轴向分速度。

微电网建设有就近发电就近用的特点，如何有效的储存电能成了重点。在微电网中最有效的储能方式为蓄电池储能。众所周知电能难以大量长时间储存，在此微电网系统中电源为分布式光伏发电系统，白天阳光充足，电量可以满足用户要求，而夜晚要使用储存电能，蓄电池的蓄电能力直接影响用户的正常用电，因此对蓄电池提出了严格的要求:储存能量大；充电接受能力好、速度快；适用温度范围宽。本系统电能存储采用锂离子电池。

4 结果分析与讨论

静压恢复系数与排气扩压器进出口动压差及总压差的关系如下式所示

八只节足，交替前行，在坚硬的岩石地面上，不断发出金石相击声，火星四溅。听着那声音越来越近，青辰的心脏几乎蹦出来，暗骂老天亡我：自己藏身的巨石，就处在蜘蛛精的前路！

(3)

当排气扩压器结构发生变化时,排气扩压器内的总压损失也会发生变化,但总压损失系数的增加或减少并不是影响静压恢复系数变化的唯一因素。因为排气扩压器内掺混流动的增加可能导致排气扩压器出口流动更加均匀,且阻塞效应降低,进而导致排气扩压器的动能损失减少。为了更好地解释影响排气扩压器静压恢复性能的主要因素,定义总压损失系数

t

和动压系数

(4)

(5)

在形成共意的过程中，各个属性粉丝群体的意见领袖便在冲突关系中凸显出来，随着冲突关系的日趋激烈，他们的权威性便进一步树立起来，成为其他粉丝竞相追随的对象，粉丝群体的凝聚力便由此提升。

结合式(3)～式(5),可以得到

、

、

t

之间的关系为

=

-

t

(6)

4.1 总压损失

图6给出了在不同进气预旋下3种排气扩压器的总压损失系数,图7和图8则给出了在进气预旋分别为0.35和0.89时,

-1和

-2截面上的流线及速度云图。

t

反映了排气扩压器内压力损失的大小,

反映出可以转化为排气扩压器出口静压的流体动能的大小,即在不考虑总压损失的理想情况下,排气扩压器静压恢复系数可以达到的最大值。

观察图7和图8可以发现,进气预旋为0.35时,在靠近轮毂附近,流体流过支撑板时,受科恩达效应的影响,流体能较好地附着在支撑板表面,没有显著的流动分离现象发生。由于排气扩压器外壳体是扩张型壁面,流体在排气扩压器内为减速扩压流动,流体在外壳体附近的流动分离更加剧烈。进气预旋为0.89时,支撑板前缘的进气攻角增大,科恩达效应不再明显,流体在

-1面和

-2截面均发生了范围更大的流动分离。这也是排气扩压器的总压损失系数随进气预旋的增加而增加的主要原因。

如图7所示,与原始典型支撑板(结构A)相比,在

-2截面上,结构B支撑板由于前缘具有一定的弯度,支撑板附近的分离点更靠后(图7(b)红色箭头),但同时结构B支撑板在轴向方向的投影宽度

更大,导致了支撑板对流体的阻塞效应更强,进而导致了流体在支撑板附近分离区域的影响范围更大。结构C支撑板虽然避免了在外壳体附近造成更大的流动分离范围,但其尾迹流在靠近轮毂附近与主流有更明显的干涉(图7(c)红圈)。最终,在进气预旋为0.35时,3种不同形状支撑板对排气扩压器总压损失系数没有产生明显的影响。图8则表明,进气预旋为0.89时,与结构A支撑板相比,结构B和结构C支撑板在轮毂附近的流动分离有所减弱(图8红圈),这得益于2种结构支撑板前缘弯度减弱了来流攻角。这使得结构B和结构C支撑板显著降低了排气扩压器内的总压损失系数。同时,在

-2截面,与进气预旋为0.35时不同,结构B支撑板一侧的流动分离点(图8红色箭头)不再明显滞后于结构A。3种结构支撑板一侧均在

-2截面发生了剧烈的流动分离。

图1给出了PGT10排气扩压器模型的实验件几何示意图。排气扩压器模型轴向总长度550 mm,轮毂直径

为87 mm,排气扩压器入口外径

为150 mm,出口外径

为261 mm。

图10给出了进气预旋为0.89时,排气扩压器出口截面上总压损失系数沿径向分布的曲线。如图所示,不同结构支撑板对排气扩压器出口靠近外壳体附近的总压分布影响较小,对靠近轮毂附近的总压分布影响较大;相比于结构A支撑板,结构B和结构C支撑板均不同程度的减小了排气扩压器出口截面上靠近轮毂壁面的总压损失。结合前文分析可知,这是因为结构B和结构C支撑板显著减弱了支撑板和轮毂之间的角区分离,进而降低了流动损失。

4.2 动压系数

1936年8月，发表晚年愤懑最烈的《答徐懋庸并关于抗日统一战线问题》；9月作《死》《女吊》；1936年10月19日，走完了交织着孤独与合众、启蒙与反思、沉寂与奋起、呐喊与彷徨、反顾与前行的一生。

图12给出了进气预旋为0.35时,靠近壳体附近支撑板两侧的三维流线图及出口截面速度云图。如图所示,排气扩压器出口截面上的低速区域主要是支撑板附近的分离尾迹流导致的。对比3种支撑板形成的分离流结构可以发现,结构B支撑板附近的分离流直接影响到了出口截面,结构A和结构C附近的分离流范围小于结构B附近的分离流。这使得结构A和结构C支撑板对应的出口截面上的低速区域更小,速度大小分布相对均匀,也就导致动压损失更小,动压系数更大。

当然，有学者提出《江苏高院会议纪要》与《民间借贷若干规定》第24条的规定冲突，但本文认为，民间借贷司法解释规定的为让与担保合同，两者不同。让与担保，是指债务人或者第三人为担保债务人的债务，将担保标的物的所有权等权利移转于担保权人，而使担保权人在不超过担保之目的范围内，于债务清偿后，担保标的物应返还于债务人或者第三人，债务不履行时，担保权人得就该标的物优先受偿的非典型性担保物权[11]。也有学者提出了后让与担保概念[12]，此非讨论重点，只需明确让与担保与以房抵债是不同的概念即可。

如图13所示,支撑板两侧的流线在支撑板尾缘附近相互掺混,形成卷积涡(图13位置

),且该涡有向轮毂壁面迁移的趋势。对比3种支撑板靠近轮毂附近的流线(图13位置

)可以发现,在大进气预旋条件下,结构A支撑板由于前缘没有弯度,靠近轮毂壁面附近的流体分离更加剧烈,且有被卷积涡向上卷起的趋势。结构B和结构C支撑板则不存在这种现象,这最终导致结构B和结构C支撑板对应的出口截面上的速度云图分布相近,但与结构A支撑板对应出口截面上的速度云图分布差异较大。结构A支撑板对应出口截面上的低速区延伸到靠近轮毂附近,且影响范围更大,这意味着出口流场分布更加不均匀,流动损失会更大,动压系数更小。图12和图13很好解释了图11中反映的3种不同结构支撑板在不同进气预旋下的动压系数变化规律。

确定导墙基坑开挖线，并报监理验收合格后进行基坑开挖，施工严格按设计要求控制轴线、标高以及坡度，导墙沟槽机械开挖至离设计高程差0.2 m时，采用人工清理至设计高程。施工平台边坡采用编织袋装砂砾护坡，以保持施工平台边坡稳定。

4.3 静压恢复性能

静压恢复系数是评价排气扩压器静压恢复能力的核心指标,图14给出了不同进气预旋下排气扩压器的静压恢复系数。

如图14所示,随着进气预旋的增加,排气扩压器的静压恢复系数会急剧下降。这一方面是因为排气扩压器的总压损失会随着进气预旋的增加而增加,另一方面则是动压系数会随着进气预旋的增大而减小。与原始结构(结构A)支撑板相比,在进气预旋分别为0.35和0.48时,结构B支撑板对应排气扩压器的静压恢复系数显著降低,结构C支撑板对应排气扩压器的静压恢复系数则与结构A支撑板没有明显差异。在进气预旋为0.64和0.89时,结构B和结构C支撑板对应的静压恢复系数均高于结构A支撑板。结合式(6)、图6和图11可知,这是因为在进气预旋为0.35和0.48时,3种结构支撑板对应的总压损失系数没有明显差异,但结构B支撑板由于降低了排气扩压器的动压系数,最终导致静压恢复系数降低。在进气预旋增大为0.64和0.89时,结构B和结构C支撑板靠近轮毂附近的流动分离更小,导致总压损失下降明显,且出口流动结构有所改善,动压系数上升,最终导致静压恢复系数有所增加。

图15给出了壁面静压曲线位置。图16给出了进气预旋为0.35时,壁面上6个周向位置的静压恢复系数沿轴向的变化,图中L和T分别表示支撑板的前缘和尾缘。

如图16所示,壁面静压在支撑板前缘附近会达到一个峰值。这是因为在支撑板前缘附近会形成一个气流滞止区域,部分流体动压会转化为静压。观察图16可以发现,-12°位置上的曲线形成的静压恢复系数峰值最大。这是因为存在进气旋流时,气流对支撑板前缘靠近来流方向一侧的冲击更强,在该侧的滞止效应也更强,对另一侧的冲击则弱一些。静压恢复系数在支撑板附近会迅速下降,在支撑板尾缘附近达到最低值。这一方面是因为支撑板的存在导致排气扩压器内的通流面积减小,流体加速,静压转化为动压;另一方面则是由于支撑板附近的流动分离导致总压损失增加,进而导致静压下降。流体在流过支撑板尾缘后,静压恢复系数开始上升,对比3种结构支撑板对应的静压恢复系数上升曲线可以发现,整体而言,结构A和结构C支撑板尾缘后的静压恢复能力更强,这与图14体现的静压恢复系数规律一致。

图17给出了进气预旋为0.89时壁面上6个周向位置上的静压恢复系数沿轴向的变化。对比图16可以发现,进气预旋增大后在支撑板附近的静压下降更显著。由前文分析可知,这是由于进气预旋增加导致支撑板附近流动分离加剧导致的。在流体流过支撑板尾缘后,静压恢复系数缓慢上升,且在靠近出口附近,静压恢复速度有所增加。对比3种结构支撑板尾缘附近的静压分布可以发现,与结构A支撑板相比,整体而言,在结构B和结构C支撑板尾缘附近的静压更高(如图17红色箭头所示),但结构A支撑板附近壁面静压的周向差异更小,分布更加均匀。

“两线合一”的划定是一个集自然、社会与经济的符合生态系统，本文以生态控制的视角，将城市开发边界与生态安全关联起来，结合以往城市“两线合一”的划定经验，将其分类研究，探索“两线合一”的划线模式，并以北京城市副中心的“两线合一”划定为例，提出“守住底线，总量控制，留有余地”的生态控制型城市开发边界与生态红线“两线合一”的划线方法。

图18给出了进气预旋为0.89时排气扩压器出口截面上静压恢复系数沿径向的变化。如图所示,当径向高度比大于60%后,排气扩压器出口静压恢复系数在靠近外壳体附近有显著增加的趋势。这是因为在靠近外壳体附近存在大量低动能流体,流体速度相对更低,静压相对更高。对比3种结构支撑板可以发现,结构B与结构C支撑板对应排气扩压器的静压恢复系数分布曲线相近,但远大于结构A支撑板对应排气扩压器的静压恢复系数分布。这与图14反映的静压恢复系数大小规律一致。

本次调查主要采用路线调查与典型调查相结合的方法。路线调查主要在保护区不同植被型、不同海拔梯度、不同生境类别选择适宜的路线进行调查，如海拔千米以上的有大吴地至桂和、桂和至马家坪、罗地至青石坑、马家坪至建魁岭的小路，海拔千米以下的有下车至龙龟、龙龟至坪水、青婆渡-林斜等林间小道；典型调查选择了太平僚、大斜、桂和、池家山等原生性风水林。此外对23个珍稀植物监测点样方内所有植物种类、区域内房前屋后绿化盆栽植物以及一些特殊生境等进行调查。在此基础上查阅相关文献资料，把近年发现的新种、在保护区的新分布、新记录种整理录入。

5 结 论

为提升燃气轮机排气扩压器在不同进气预旋工况下的气动性能,本文基于传统的排气扩压器支撑板结构,提出并设计了带有弯度的直列支撑板(结构B)和弯扭支撑板(结构C)两种新构型支撑板。对比分析了在4种进气预旋条件下3种支撑板结构对排气扩压器的流场型态和气动性能的影响,得出如下结论。

(1)在不同进气旋流条件下,结构B和结构C支撑板均不同程度降低了排气扩压器的总压损失系数。进气预旋为0.35时,在靠近壳体附近,结构B支撑板附近分离点更靠后,但阻塞宽度增加导致分离范围增大;结构C支撑板避免了在外壳体附近造成更大的流动分离范围,但支撑板的尾迹流与主流有更明显的干涉。这最终使得结构B和结构C支撑板虽略微降低了排气扩压器的总压损失系数,但影响有限。进气预旋大于0.35后,随着进气预旋的增加,结构B和结构C支撑板显著减弱了轮毂附近的角区分离,使得排气扩压器的总压损失系数显著下降。

(2)在不同进气旋流条件下,结构B和结构C支撑板对排气扩压器的动压系数产生了不同影响。进气预旋为0.35时,由于结构B支撑板一侧的分离流更靠近出口,对出口流动结构影响更大,导致动压系数显著低于结构A和结构C支撑板。在进气预旋大于0.64后,结构B和结构C支撑板由于减弱了靠近轮毂附近的分离流,改善了出口流动结构,进而增大了排气扩压器的动压系数。

(3)结构C支撑板有效地提高了高进气预旋下排气扩压器的气动性能进而拓宽了排气扩压器的高效工作范围。相比于典型结构A,结构B支撑板虽然在进气预旋为0.64和0.89时增大了排气扩压器的静压恢复系数;在进气预旋为0.35和0.48时,由于动压损失增大,静压恢复系数有所降低。结构C支撑板在进气预旋为0.35和0.48时没有对排气扩压器的静压恢复系数产生明显影响;在进气预旋为0.64和0.89时,显著提升了排气扩压器的静压恢复系数,静压恢复系数在两种进气预旋下分别相对提升约16%和23%。

(4)在进行支撑板设计时,靠近轮毂壁面的型线前缘构造角应尽可能接近动力涡轮排气气体的旋流角,靠近外壳体壁面的型线应采用传统对称型线。这种弯扭构型支撑板一方面可以提升排气扩压器在设计工况下的气动性能,在变工况运行条件下亦可拓宽排气扩压器的高效工作范围。

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