自由活塞發(fā)動機(jī)電動壓氣機(jī)優(yōu)化及熵產(chǎn)分析

陳雪康，施 新，胡晨星

(北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081)

當(dāng)前，為了實(shí)現(xiàn)碳達(dá)峰和碳中和的目標(biāo)[1]，嚴(yán)格的排放法規(guī)相繼頒布[2]．傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)所帶來的尾氣污染及化石能源短缺等問題亟待解決．自由活塞發(fā)動機(jī)(free-piston engine generator，F(xiàn)PEG)是一種新型的動力裝置[3]，它將內(nèi)燃機(jī)與發(fā)電機(jī)耦合[4]，縮短了能量傳遞鏈，具有結(jié)構(gòu)緊湊、摩擦損失小和能量轉(zhuǎn)換效率高等優(yōu)勢，應(yīng)用前景良好[5]．

采用增壓技術(shù)，可有效提高FPEG 的功率[6]，而FPEG 在實(shí)際運(yùn)行時，匹配的增壓器未必達(dá)到最優(yōu)的性能[7]，尤其是在設(shè)計工況點(diǎn)，F(xiàn)PEG 將長時間運(yùn)行在此處，此時提高系統(tǒng)能量利用率的收益巨大[8]，因而需要對增壓器進(jìn)行氣動優(yōu)化設(shè)計[9]，其中轉(zhuǎn)子和擴(kuò)壓器的參數(shù)優(yōu)化是關(guān)鍵[10]．李慶闊等[11]對某離心壓氣機(jī)擴(kuò)壓器進(jìn)行了氣動優(yōu)化表明，優(yōu)化后的擴(kuò)壓器峰值效率提高了10%，穩(wěn)定裕度提高了4.79%．同樣針對擴(kuò)壓器，王志恒等[12]設(shè)計了3 種不同安裝角和葉片型線的有葉擴(kuò)壓器，發(fā)現(xiàn)采用低稠度機(jī)翼形擴(kuò)壓器時，擴(kuò)壓器內(nèi)更容易產(chǎn)生大尺度分離渦．李銀各等[13]優(yōu)化了向心式壓氣機(jī)葉型中弧線形狀和厚度分布，采用了優(yōu)化后葉型的壓氣機(jī)變工況特性達(dá)到了預(yù)期的結(jié)果．上述研究工作表明，在壓氣機(jī)部件優(yōu)化設(shè)計中，揭示其內(nèi)部流動特性，尤其是壓氣機(jī)內(nèi)部不可逆損失分析成為關(guān)鍵．

實(shí)際上，定量評估葉輪機(jī)械內(nèi)流場演化規(guī)律一直是離心壓氣機(jī)領(lǐng)域研究的主題[14-15]，同時為了實(shí)現(xiàn)增壓器與FPEG 的良好匹配，揭示設(shè)計參數(shù)對增壓器內(nèi)部能量損失的影響機(jī)理，從而指導(dǎo)其優(yōu)化[16]，而建立高預(yù)測精度的損失模型是關(guān)鍵[17]，針對此，有學(xué)者利用熵產(chǎn)分析[18-19]來量化流場任意位置處的不可逆流動損失．王威等[20]將熵產(chǎn)理論應(yīng)用到了葉柵的型線優(yōu)化中，揭示了葉柵稠度、葉型厚度等參數(shù)對葉柵性能及流動損失的影響規(guī)律．基于熵產(chǎn)率的概念，李志遠(yuǎn)[21]提出了兩個損失模型，并采用RAE2822 翼型、NASA Rotor37 等算例進(jìn)行了驗證表明，所預(yù)測的損失變化情況是準(zhǔn)確的．運(yùn)用李志遠(yuǎn)提出的損失模型，路倩等[22]研究了葉頂間隙對低速壓氣機(jī)內(nèi)部流動損失的演變規(guī)律，發(fā)現(xiàn)存在最佳間隙使得流動損失最?。C上，對于壓氣機(jī)內(nèi)部流場的研究，熵產(chǎn)分析法是有力的手段．

筆者以一臺點(diǎn)燃式二沖程兩缸FPEG 試驗樣機(jī)所匹配的電動壓氣機(jī)為研究對象，采用遺傳算法對壓氣機(jī)葉輪進(jìn)行了氣動優(yōu)化，研究了優(yōu)化前、后壓氣機(jī)內(nèi)部流場特性，基于熵產(chǎn)分析方法，揭示了其不可逆損失的影響權(quán)重，并對比了優(yōu)化前、后的熵產(chǎn)和渦度分布．上述工作揭示了壓氣機(jī)流場中不同耗散機(jī)制的不可逆因素對能量損失的影響機(jī)理，為壓氣機(jī)氣動優(yōu)化設(shè)計提供指導(dǎo)．

1 研究對象和方法

1.1 研究對象

點(diǎn)燃式二沖程兩缸FPEG 試驗樣機(jī)與其匹配的電動壓氣機(jī)如圖1 所示，兩個自由活塞發(fā)動機(jī)置于直線電機(jī)兩側(cè)，直線電機(jī)動子與發(fā)動機(jī)活塞相連．啟動時，直線電機(jī)充當(dāng)電動機(jī)拖動動子壓縮缸內(nèi)氣體，待缸內(nèi)成功點(diǎn)火穩(wěn)定運(yùn)行后，直線電機(jī)充當(dāng)發(fā)電機(jī)將動子運(yùn)動動能轉(zhuǎn)化為電能輸出．

圖1 FPEG物理樣機(jī)試驗臺Fig.1 FPEG physical prototype test stand

FPEG 物理樣機(jī)的具體參數(shù)如表1 所示．該物理樣機(jī)采用外部增壓進(jìn)氣，換氣方式為氣口-氣口式回流對稱掃氣．FPEG 樣機(jī)增壓方案為電動增壓方式，一臺電動增壓器與多模塊FPEG 相匹配．FPEG 在標(biāo)定運(yùn)行頻率下與電動壓氣機(jī)的匹配參數(shù)是：進(jìn)氣壓比為1.97，折合流量為78 g/s．

表1 FPEG物理樣機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Technical parameters of the FPEG physical prototype

電動壓氣機(jī)和FPEG 的匹配如圖2 所示．可以看出，F(xiàn)PEG 在標(biāo)定運(yùn)行頻率工作時，雖然壓氣機(jī)有較好的喘振和阻塞裕度，但流通特性線并沒有穿過壓氣機(jī)高效區(qū)，設(shè)計點(diǎn)工況效率為70%左右，壓氣機(jī)性能仍有提升的空間．

圖2 電動壓氣機(jī)和FPEG的匹配Fig. 2 Map of matching results for electric compressor and FPEG

1.2 數(shù)值方法

根據(jù)壓氣機(jī)三維模型在Numeca 軟件中建立數(shù)值仿真模型，其計算域如圖3 所示．流域進(jìn)/出口延長段長度與試驗臺上測點(diǎn)與壓氣機(jī)進(jìn)/出口面距離保持一致，避免進(jìn)/出口邊界條件對數(shù)值計算的影響．各部件的網(wǎng)格數(shù)目如表2 所示，壓殼和無葉擴(kuò)壓器中網(wǎng)格數(shù)目分別為4.8×105和7.8×105．為了提高網(wǎng)格質(zhì)量尤其是曲率變化劇烈的區(qū)域，壓殼網(wǎng)格a 采用了蝶形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)．全通道葉輪網(wǎng)格數(shù)目為46×105，葉輪網(wǎng)格b 采用了HHCHH 型網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，可以在葉片周圍區(qū)域形成更好的包絡(luò)．網(wǎng)格模型全部采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，第一層網(wǎng)格平均寬度為0.005 mm．各部件平均y＋值保持在1 左右．

表2 壓氣機(jī)各部件網(wǎng)格數(shù)目以及平均y＋值Tab.2 Grid number and averaged y＋ in each component of the compressor

圖3 壓氣機(jī)計算域及網(wǎng)格細(xì)節(jié)Fig.3 Computational domains and mesh details of compressor

采用定常雷諾時均N-S 方程進(jìn)行數(shù)值計算，連續(xù)可壓縮的理想空氣作為工質(zhì)．在壓氣機(jī)進(jìn)口設(shè)置質(zhì)量流量平均的總壓和靜溫，出口設(shè)置質(zhì)量流量平均的靜壓．轉(zhuǎn)靜交界面設(shè)置采用轉(zhuǎn)子凍結(jié)法，流體域壁面采用無滑移、光滑絕熱壁面．分別采用以單元為中心控制體法和歐拉法來對計算域在空間和時間兩個方面進(jìn)行離散．殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)定為10-6，迭代步數(shù)為2 000 步．

1.3 計算模型和方法驗證

圖4 對比了6 種網(wǎng)格數(shù)目總對總的壓比和效率(進(jìn)/出口氣體參數(shù)均采用滯止?fàn)顟B(tài)參數(shù)進(jìn)行計算)．可以看出，在42×105網(wǎng)格之后，隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加，壓比和效率的變化趨于穩(wěn)定．在70×105網(wǎng)格左右時，壓比和效率變化率分別小于0.12%和0.37%，此時可以認(rèn)為隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加，壓氣機(jī)性能參數(shù)不會再發(fā)生變化，即驗證了網(wǎng)格無關(guān)性．綜合考慮網(wǎng)格無關(guān)性及計算資源，選取總網(wǎng)格數(shù)目為72×105來進(jìn)行后續(xù)的研究．

圖4 網(wǎng)格數(shù)目無關(guān)性驗證Fig.4 Irrelevance verification of grid number

兩方程SST k-ω 模型結(jié)合了k-ε 和k-ω 模型在空氣動力流的優(yōu)勢，在葉輪機(jī)械應(yīng)用中得到了廣泛驗證[23]，選用SST k-ω 湍流模型．圖5 為3 條轉(zhuǎn)速線下SST k-ω 模型的仿真數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)的對比．在絕大部分工況下仿真值與試驗值擬合良好，在深度阻塞區(qū)兩者略有差異．這主要是因為在深度阻塞區(qū)壓氣機(jī)工作不穩(wěn)定，影響了數(shù)據(jù)結(jié)果的準(zhǔn)確性．

圖5 計算模型驗證Fig.5 Validation of turbulence model

2 壓氣機(jī)氣動優(yōu)化設(shè)計

首先對原壓氣機(jī)進(jìn)行三元流場分析，圖6 為在設(shè)計工況下原壓氣機(jī)子午流面靜壓分布以及馬赫數(shù)分布．用當(dāng)?shù)仂o壓與進(jìn)口靜壓的比值來定義靜壓系數(shù)．從圖6a 可以看出，在進(jìn)口段，氣流紊亂、靜壓分布不均勻，存在逆壓力梯度區(qū)．從主葉片壓力面靜壓云圖可以看出，主葉片前緣處，氣流由輪轂流向輪緣，并在輪緣處流速加快．隨著氣流向后發(fā)展碰到分流葉片前緣，通道形狀發(fā)生改變，在壓差作用下氣流由主葉片吸力面流向分流葉片壓力面．在分流葉片前緣靠近輪緣處出現(xiàn)了小范圍的回流區(qū)，影響氣流在之后通道內(nèi)的發(fā)展．可以調(diào)整分流葉片前緣所處位置、前緣形狀、進(jìn)口攻角以及掠型等參數(shù)來減小此處氣流紊亂程度．在葉輪出口，氣流進(jìn)入擴(kuò)壓器漸縮段，此處流速加快，壓力梯度小范圍波動，氣流進(jìn)入到擴(kuò)壓器段后壓力梯度又逐漸變得穩(wěn)定，這表明擴(kuò)壓器段參數(shù)符合要求．

圖6 原壓氣機(jī)三元流場Fig.6 Ternary flow field contour of original compressor

從圖6b 可以看出，在葉輪輪緣處存在較大范圍的負(fù)速度區(qū)，此處橫向速度梯度和壓力梯度增加，二次流加劇，這意味著產(chǎn)生了流動分離，這是葉頂間隙尺寸不合適導(dǎo)致的．隨著氣流向后發(fā)展，負(fù)速度區(qū)逐漸擴(kuò)大，脫流損失增加，從而影響壓氣機(jī)性能．氣流進(jìn)入擴(kuò)壓器漸縮段，馬赫數(shù)陡然上升，但最高馬赫數(shù)不超過0.7．

Numeca 軟件中的MINAMO 優(yōu)化算法為遺傳優(yōu)化算法，采用該方法對原壓氣機(jī)進(jìn)行全三維多目標(biāo)優(yōu)化，圖7 為壓氣機(jī)氣動優(yōu)化流程．將原始葉輪三維參數(shù)導(dǎo)入到Design3D 中進(jìn)行參數(shù)化擬合，對擬合后的葉輪及子午流道采用參數(shù)化控制，輪緣、輪轂線采用“l(fā)ine-Bezier-line”多段組合線的形式．利用Database模塊建立數(shù)據(jù)庫樣本．?dāng)?shù)據(jù)庫中，該葉輪有73 個參數(shù)，設(shè)置4 個自由參數(shù)，分別為端壁線(輪緣、輪轂線)、主葉片骨線和葉片出口周向傾斜角．樣本數(shù)量設(shè)置為45．保證FPEG 進(jìn)氣壓比需求的同時有著較高的效率，因此，設(shè)置優(yōu)化目標(biāo)在壓比不低于1.97 的情況下，效率盡可能地接近0.85，設(shè)置全局優(yōu)化迭代數(shù)為30，得到優(yōu)化后的壓氣機(jī)幾何參數(shù)如表3 所示．

表3 電動壓氣機(jī)具體幾何參數(shù)Tab.3 Specific geometrical parameters for electric compressor

圖7 葉輪三維優(yōu)化流程Fig. 7 Flow chart for impeller 3D optimization

圖8 為優(yōu)化后的壓氣機(jī)設(shè)計工況轉(zhuǎn)速下總對總壓比和流量的試驗值與仿真值的對比．各工況下穩(wěn)態(tài)仿真值與試驗值擬合良好，變化趨勢一致，兩者最大差值小于2%．圖8 也包括了壓氣機(jī)的瞬態(tài)特性，壓比和流量在很小的范圍內(nèi)變化，從局部放大圖可以看出，壓比變化了0.27%，流量變化了0.69%，運(yùn)行范圍比穩(wěn)態(tài)條件更接近試驗值．

圖8 壓氣機(jī)優(yōu)化后設(shè)計點(diǎn)工況試驗值與仿真值對比Fig.8 Test and simulation values of the optimized compressor at design point operating conditions

圖9 為壓氣機(jī)在優(yōu)化前、后設(shè)計點(diǎn)工況的特性曲線對比．FPEG 流通特性線穿過高效區(qū)，優(yōu)化后壓氣機(jī)設(shè)計點(diǎn)等熵效率達(dá)到了76%，比優(yōu)化前提高了6%，高效區(qū)的范圍擴(kuò)大，最高效率點(diǎn)向大流量、高速方向略有偏移．優(yōu)化后流量范圍為25～130 g/s，拓寬了91%，優(yōu)化前壓氣機(jī)在大流量區(qū)域出現(xiàn)了明顯的性能下降現(xiàn)象，優(yōu)化后得到了改善，總對總壓比和等熵效率的下降梯度得以減緩．

圖9 壓氣機(jī)優(yōu)化前、后設(shè)計點(diǎn)工況特性曲線Fig.9 Operating characteristic before and after optimization under design condition of compressor

圖10 為優(yōu)化后壓氣機(jī)的子午流面的靜壓分布．在葉輪進(jìn)口附近靜壓變化更加均勻，靜壓等高線近似垂直于流向方向，說明在輪轂到輪緣方向上，主流會均勻地分布在葉輪通道內(nèi)，不會偏向輪轂或是輪緣．對比原機(jī)型的相同部位，原機(jī)型受到輪緣附近負(fù)速度區(qū)的影響，靠近輪緣處的靜壓升高要快于輪轂附近的靜壓升，這會導(dǎo)致主流會被壓向輪轂．優(yōu)化后此處輪轂線參數(shù)發(fā)生改變，通道截面積略有增加，氣流流動更加均勻．

圖10 優(yōu)化后壓氣機(jī)子午流面靜壓分布Fig.10 Distribution of static pressure on the meridional surface of the optimized compressor

3 壓氣機(jī)流動損失分析

用熵產(chǎn)來表征壓氣機(jī)內(nèi)不可逆因素引起的耗散效應(yīng)，其值可作為不可逆性程度的量度．熵產(chǎn) Sgen包括湍流耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn) Sgen,tur、黏性耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn)Sgen,vis和傳熱耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn) Sgen,temp[24]．3 種耗散效應(yīng)導(dǎo)致的熵產(chǎn)定義為式(1)～(3)[25]．

式中：μ和λ分別為動力黏度和空氣導(dǎo)熱系數(shù)；T 和? T 分別為流場的平均溫度和溫度梯度；ξ為修正系數(shù)，根據(jù)Knock 等[25]的研究，在遠(yuǎn)離壁面的情況下此值可以取100 及以上，筆者取值為100；u 和 u ′分別為平均速度和脈動速度；i 和j 為1、2 和3，分別表示物理量在X、Y 和Z 三個方向上的單位分量．

圖11 為在設(shè)計點(diǎn)工況下原壓氣機(jī)和優(yōu)化后壓氣機(jī)各部件(包括葉輪、擴(kuò)壓器和壓殼內(nèi)部)的熵產(chǎn)情況．由于兩個壓氣機(jī)的幾何參數(shù)略有差異，利用壓氣機(jī)的進(jìn)口參數(shù)和幾何參數(shù)，得到歸一化的熵產(chǎn)系數(shù)，其定義為式(4)．此外，氣流在壓氣機(jī)各部件中的靜壓升系數(shù)也以散點(diǎn)的形式給出．

圖11 優(yōu)化前、后壓氣機(jī)各部件的熵產(chǎn)分布Fig.11 Distribution of entropy generation in each component of the compressor before and after optimization

式中：Sgen,coe為熵產(chǎn)系數(shù)；Tin為壓氣機(jī)進(jìn)口質(zhì)量流量平均的靜溫；為質(zhì)量流量；cv 為葉輪出口線速度．

總體來看，葉輪和擴(kuò)壓器中3 種熵產(chǎn)的比例為6∶3∶1．在壓殼中，流動空間拓寬，氣流各分子之間、與壁面之間的碰撞概率降低，其傳熱和黏性耗散所導(dǎo)致的熵產(chǎn)占總熵產(chǎn)的比例大幅降低，其中具體表現(xiàn)為氣流的動能損失和沿程損失．

優(yōu)化后葉輪中的總熵產(chǎn)減少了30.1%，各不可逆因素導(dǎo)致的熵產(chǎn)在總熵產(chǎn)中所占的比例與原機(jī)型葉輪幾乎是一致的，其中湍流耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn)減少了33.7%，傳熱耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn)減少了30.7%，黏性耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn)減少了13.2%．其原因是在優(yōu)化后的葉輪中，主流區(qū)氣流流動更加均勻，湍流耗散減少，氣流分子之間的碰撞摩擦減少，繼而傳熱耗散減少．這是優(yōu)化后葉輪效率提高的原因．因此，在優(yōu)化壓氣機(jī)中首要減少湍流耗散導(dǎo)致的流動損失．

在擴(kuò)壓器部件中，優(yōu)化后的總熵產(chǎn)只減少了1.1%．優(yōu)化后的擴(kuò)壓器參數(shù)與原機(jī)型擴(kuò)壓器幾乎一致，由于無葉擴(kuò)壓器結(jié)構(gòu)簡單，其造型優(yōu)化對其不可逆損失的影響比較微?。畨簹ぶ校瑑?yōu)化后的總熵產(chǎn)減少了25.9%，跟葉輪情況類似，各不可逆因素導(dǎo)致的熵產(chǎn)在總熵產(chǎn)中所占的比例與原壓氣機(jī)幾乎是一致，其中湍流耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn)減少了26.8%，這是因為優(yōu)化前、后壓氣機(jī)的總壓比相同，優(yōu)化后的葉輪出口氣流靜壓要比原機(jī)高，意味著其具有更低的動壓，氣流速度降低，在壓殼中的沿程損失降低，由湍流耗散引起的不可逆損失隨之降低．

在葉輪和壓殼中，優(yōu)化后的靜壓升系數(shù)相比原機(jī)型分別升高了30.7%和22.5%，兩數(shù)值近乎與這兩部件中總熵產(chǎn)的減少率一致．也就是說，減少壓氣機(jī)中的不可逆流動損失有助于提高靜壓升，壓氣機(jī)出口氣流動能降低，在后續(xù)管路中的沿程損失也會降低．

在葉輪通道截面連續(xù)截取6 個截面，其上繪制出渦度分布如圖12 所示．其中：葉輪8 個通道被標(biāo)出；渦度正值代表渦旋方向為逆時針，反之為順時針．在原壓氣機(jī)中，正向渦團(tuán)集中在流向通道的中心，隨著氣流發(fā)展，渦團(tuán)向著輪緣和葉片吸力面?zhèn)瓤拷?，這種渦團(tuán)主要由葉頂間隙泄漏流組成．

圖12 葉輪通道內(nèi)渦度分布Fig.12 Distribution of vorticity in the impeller passage

葉頂間隙泄漏流和撞擊輪轂后抬升的部分氣流摻混形成幅值、范圍較大的渦團(tuán)，隨著主流在通道內(nèi)流動擠壓正向渦團(tuán)．正向渦團(tuán)向著輪緣方向發(fā)展，經(jīng)過葉頂間隙流動到鄰近通道內(nèi)，在葉片的壓力面?zhèn)扰c鄰近通道內(nèi)的部分氣流匯聚形成反向的渦團(tuán)與此通道內(nèi)的主流一起擠壓該通道內(nèi)的正向渦團(tuán)．渦團(tuán)形成規(guī)律在葉輪周向上如此循環(huán)往復(fù)．優(yōu)化后的壓氣機(jī)內(nèi)渦團(tuán)的幅值和范圍有所減小，應(yīng)該是間隙泄漏流減少所致．在每個葉輪通道內(nèi)，分流葉片壓力面?zhèn)鹊臏u團(tuán)幅值要大于吸力面?zhèn)鹊模霈F(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可能有：(1)分流葉片壓力面?zhèn)韧ǖ纼?nèi)的流量要大于吸力面?zhèn)韧ǖ纼?nèi)的，這是由于分流葉片兩側(cè)通道進(jìn)口面形狀不一致；(2)葉型作用使正向渦團(tuán)更容易在主葉片吸力面?zhèn)榷逊e．總體來看，葉輪通道中的渦度在周向上的周期性規(guī)律非常明顯，這說明蝸舌對于葉輪內(nèi)的氣流流動的干預(yù)程度較?。?/p>

在6 個葉輪通道截面上，繪制出熵產(chǎn)分布云圖．圖13 為湍流耗散熵產(chǎn)分布．湍流耗散主要發(fā)生在輪緣附近，在葉片的壓力面?zhèn)却嬖谥咄牧骱纳^(qū)域．結(jié)合圖12 來看，這里不斷匯聚著來自間隙泄漏的反向渦團(tuán)．隨著氣流在葉輪通道內(nèi)發(fā)展，不斷有間隙泄漏流與主流摻混，在葉輪出口處高湍流耗散區(qū)域擴(kuò)展至幾乎整個通道范圍內(nèi)，在此處導(dǎo)致了大量的流動損失．優(yōu)化后葉輪中各湍流耗散的范圍和幅值都有所縮小，在葉片的壓力面?zhèn)热匀淮嬖谥咄牧骱纳^(qū)域，在主葉片壓力面?zhèn)鹊耐牧骱纳⑾啾葍?yōu)化前，幅值和范圍大幅度減小，這說明在分流葉片吸力面?zhèn)鹊耐ǖ纼?nèi)受到間隙泄漏流的影響較?。词乖谌~輪出口，高湍流耗散區(qū)域也只是局限于輪緣附近．

圖13 葉輪通道中湍流耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn)分布Fig.13 Distribution of entropy production due to turbulent dissipation in the impeller passage

圖14 為傳熱耗散熵產(chǎn)分布．在葉輪通道中存在由輪轂到輪緣高的傳熱耗散區(qū)域，這在分流葉片壓力面?zhèn)韧ǖ纼?nèi)更為明顯．結(jié)合圖12 的渦度分析，這一區(qū)域為輪緣附近渦團(tuán)和主流接觸的區(qū)域，此處氣流相互摻混摩擦加?。~頂間隙處的高傳熱耗散區(qū)域是正向渦團(tuán)與輪緣壁面摩擦導(dǎo)致的，葉片壓力面?zhèn)鹊母邆鳠岷纳^(qū)域是反向渦團(tuán)與葉片壁面摩擦導(dǎo)致的．優(yōu)化后的壓氣機(jī)中，高傳熱耗散區(qū)域主要集中在葉頂間隙處，相比優(yōu)化前其幅值和范圍大幅度減?。? 號通道內(nèi)傳熱耗散熵產(chǎn)幅值要比其他通道內(nèi)的幅值略高，這可能是受到蝸舌的影響．圖15 為黏性耗散熵產(chǎn)分布．原機(jī)型黏性耗散分布幅值和范圍均高于優(yōu)化后機(jī)型，但兩者黏性耗散區(qū)域發(fā)展規(guī)律一致，高黏性耗散區(qū)域主要集中在輪緣和葉片壓力面?zhèn)缺诿娓浇Y(jié)合高湍流耗散熵產(chǎn)在此處的分布規(guī)律，可以認(rèn)為在保證葉輪運(yùn)轉(zhuǎn)時葉尖產(chǎn)生的最大微小變形不與輪緣干涉的情況下，適當(dāng)減小葉頂間隙高度可以減少此處不可逆損失．

圖14 葉輪通道中傳熱耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn)分布Fig.14 Distribution of entropy production due to heat transfer in the impeller passage

圖15 葉輪通道中黏性耗散導(dǎo)致的熵產(chǎn)分布Fig.15 Distribution of entropy production due to viscous dissipation in the impeller passage

在壓殼流道的設(shè)計過程中，蝸舌形狀對流動特性至關(guān)重要．圖16 為兩壓氣機(jī)的流線分布．原壓氣機(jī)的蝸舌為楔形，圓角半徑為2.8 mm，而優(yōu)化后壓氣機(jī)的蝸舌直接采用面與面相貫處理．可以看出，在蝸舌附近，原壓氣機(jī)中的氣流紊亂程度要高于優(yōu)化后的壓氣機(jī)．蝸舌主要影響兩股氣流，一股為從擴(kuò)壓器流出，在離心力作用下撞擊蝸舌的部分氣流，這種紊亂情況會一直持續(xù)到壓殼的下游通道(周向角度在250°至300°范圍內(nèi))，隨著氣流在壓殼通道內(nèi)繼續(xù)流動紊亂程度逐漸削弱；另一股為自壓殼0-0 截面流出的氣流，與蝸舌附近通道剛從擴(kuò)壓器流出的氣流摻混，其紊亂情況一直持續(xù)到壓殼的出口段，若壓氣機(jī)出口段長度過短，這種不均勻的渦流可能會影響FPEG 的進(jìn)氣，進(jìn)而導(dǎo)致FPEG 性能惡化．若出口段過長則沿程損失必然會增加，需要根據(jù)FPEG 實(shí)際裝配情況權(quán)衡壓氣機(jī)出口管路尺寸．

圖16 壓殼中流線以及渦度分布Fig.16 Distributions of streamlines and vorticity in the volute

在壓殼的出口段均勻截取4 個平面，其上繪制出氣流渦度分布，觀察方向為氣流流動方向．從渦度分布可以看出，在原機(jī)型中，受到蝸舌影響的兩股氣流在通道中心和壁面附近形成幅值和范圍較大的兩股渦團(tuán)，隨著氣流繼續(xù)發(fā)展，原中心處的正向渦團(tuán)被反向渦團(tuán)擠壓至邊緣，并逐漸消散；原壁面處的渦團(tuán)沿著通道壁面逆時針運(yùn)動，并逐漸消散．在優(yōu)化后的壓氣機(jī)中，有成型的渦團(tuán)但幅值遠(yuǎn)小于原壓氣機(jī)中的，蝸舌對兩股氣流的負(fù)面影響被大幅度地削弱．與原壓氣機(jī)中渦團(tuán)的發(fā)展規(guī)律相似，成型的渦旋沿著通道壁面逆時針運(yùn)動，并逐漸消散．

4 結(jié) 論

基于熵產(chǎn)分析研究了原壓氣機(jī)內(nèi)部流道中的不可逆流動損失，討論了損失的來源及部位．采用遺傳算法對原壓氣機(jī)葉輪參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，并研究了優(yōu)化前、后壓氣機(jī)內(nèi)的熵產(chǎn)和渦度分布．所取得的主要結(jié)論如下：

(1) 在壓氣機(jī)優(yōu)化設(shè)計中減少葉輪中湍流耗散的流動損失為首要目標(biāo)；在優(yōu)化后葉輪中，湍流耗散和傳熱耗散減少了約30%，流動損失減少，主流區(qū)氣流流動更加均勻，使壓氣機(jī)等熵效率提高了6%．

(2) 壓氣機(jī)的不可逆損失主要集中在輪緣間隙和葉片壓力面，損失來源為間隙泄漏流與部分主流摻混形成的反向渦團(tuán)，反向渦團(tuán)與葉片壓力面?zhèn)炔粩嗄Σ?，且擠壓主流，造成湍流耗散在通道中心發(fā)展．

(3) 減少壓氣機(jī)中不可逆流動損失有助于提高靜壓升；在葉輪和壓殼中，優(yōu)化后的靜壓升系數(shù)相比原機(jī)型分別升高了30.7%和22.5%，兩數(shù)值近乎與這兩部件中總熵產(chǎn)的減少率一致．

(4) 在壓殼流道設(shè)計過程中，蝸舌形狀對流動特性至關(guān)重要；蝸舌的負(fù)面影響會導(dǎo)致下游壓氣機(jī)出口段內(nèi)出現(xiàn)幅值、范圍較大的渦團(tuán)；需要選擇合適的壓氣機(jī)出口段長度，使其避免出口氣流渦旋影響FPEG進(jìn)氣的同時有著較小的沿程損失．