劉興旺，康小兵

（蘭州理工大學(xué) 石油化工學(xué)院，蘭州 730050）

0 引言

隨著社會(huì)的發(fā)展，能源與環(huán)境問題被提到了新高度，推動(dòng)了電動(dòng)汽車的迅速發(fā)展［1］。為能更好地滿足人們的需求，在研發(fā)與設(shè)計(jì)電動(dòng)汽車時(shí)，配備一款高效穩(wěn)定的汽車空調(diào)系統(tǒng)是必不可 少的［2-3］。

汽車空調(diào)系統(tǒng)對渦旋壓縮機(jī)排出的高壓制冷劑氣體的含油率具有較高的要求［4］。如果高壓制冷劑氣體攜帶過高的含油率，將會(huì)在管壁上形成油膜，影響汽車空調(diào)系統(tǒng)的換熱效果導(dǎo)致制冷效率下降，甚至造成渦旋壓縮機(jī)回油量不足，引起動(dòng)靜渦旋盤的磨損、卡死等問題，從而降低渦旋壓縮機(jī)的使用壽命，因此有不少學(xué)者在電動(dòng)汽車渦旋壓縮機(jī)油氣分離器的優(yōu)化上做了研究［5-8］。

近年來隨著計(jì)算機(jī)流體力學(xué)（CFD）的迅猛發(fā)展，國內(nèi)外學(xué)者大都采用CFD 技術(shù)對旋風(fēng)分離器進(jìn)行研究與優(yōu)化［9-11］。油氣分離器作為渦旋壓縮機(jī)回收潤滑油的重要部件，具有結(jié)構(gòu)簡單，效率高，能耗低等優(yōu)點(diǎn)，其分離原理是油氣混合物在旋轉(zhuǎn)慣性作用下受力沿曲線運(yùn)動(dòng)而實(shí)現(xiàn)油氣 分離［12］。

本文以某公司電動(dòng)汽車渦旋壓縮機(jī)前殼中的油氣分離器為基礎(chǔ)模型，其主要由油氣分離器外筒與排氣管兩部分構(gòu)成。排氣管由上部的錐形管和下部的圓柱管所組成，內(nèi)嵌入油氣分離器外筒內(nèi)，在不改變其結(jié)構(gòu)尺寸的前提下，參照工程應(yīng)用分析，對不同轉(zhuǎn)速工況下的油氣分離器的進(jìn)口結(jié)構(gòu)進(jìn)行等面積改進(jìn)。受試驗(yàn)手段與分析難度大等問題的限制，現(xiàn)利用仿真的手段來進(jìn)行研究分析的目的。通過借助FLUENT15.0 軟件中RSM 模型對油氣分離器進(jìn)行三維仿真計(jì)算，分析渦旋壓縮機(jī)在不同轉(zhuǎn)速下，進(jìn)口結(jié)構(gòu)對油氣分離器分離性能的影響規(guī)律，從而為今后電動(dòng)汽車渦旋壓縮機(jī)油氣分離器模型的優(yōu)化與設(shè)計(jì)打下 基礎(chǔ)。

1 油氣分離器三維仿真模型的建立

1.1 基礎(chǔ)模型

本文研究的電動(dòng)汽車空調(diào)渦旋壓縮機(jī)的油氣分離器的進(jìn)口形狀為圓形。根據(jù)渦旋壓縮機(jī)的轉(zhuǎn)速范圍為1 000～10 000 r/min，其排量（壓縮機(jī)吸氣容積）為14 cm3/r，計(jì)算得出油氣分離器的進(jìn)口速度的范圍3.4～34 m/s。在電動(dòng)汽車空調(diào)系統(tǒng)中，受體積、重量等因素的影響，油氣分離器被裝置在渦旋壓縮機(jī)的前殼中，如圖1 所示。

圖1 電動(dòng)汽車渦旋壓縮機(jī)油氣分離器Fig.1 Oil-gas separator of scroll compressor for electric vehicle

制冷劑氣體與潤滑油的混合物經(jīng)過排氣腔，從前殼體的進(jìn)氣口處進(jìn)入油氣分離器中，受到離心慣性力的作用，讓油滴從油氣混合物中甩脫出來，碰到分離器的內(nèi)壁上，在自身重力及壓差的影響下，使匯集到分離器底部的潤滑油通過排油口回流至背壓腔，分離后的氣相制冷劑由分離器排氣管排出，從而進(jìn)入制冷系統(tǒng)。

1.2 三維模型及網(wǎng)格劃分

利用SolidWorks 軟件，建立不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)的油氣分離器三維幾何模型，總高度H=74 mm，其中排氣管直徑Dx=5.25 mm、筒體直徑D=15 mm，排氣管插入深度H1=31 mm、錐體高度H2=1.5 mm和排油口直徑D1=12 mm。上圓筒體與錐體的交界面的中心為原點(diǎn)，進(jìn)口結(jié)構(gòu)尺寸見表1。

表1 油氣分離器的進(jìn)口結(jié)構(gòu)尺寸Tab.1 Inlet structure dimensions of oil-gas separator

其混合氣體從進(jìn)口處切向進(jìn)入油氣分離器內(nèi)部，分離出的液相油滴將從底部流出，而經(jīng)過分離后的氣體將從頂部排氣管流出，如圖2 所示。

圖2 油氣分離器幾何模型Fig.2 Geometric model of oil-gas separator

接著采用高度智能化前處理器ICEM 軟件，對油氣分離器的三維幾何模型進(jìn)行計(jì)算域網(wǎng)格劃分，并對流線彎曲，旋轉(zhuǎn)快速變化的壁面及內(nèi)外旋渦交界處進(jìn)行網(wǎng)格加密，最終確定網(wǎng)格數(shù)為 764 632 萬，網(wǎng)格質(zhì)量在0.5 以上，圖3 示出劃分好的以六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格為主的模型。

圖3 油氣分離器網(wǎng)格劃分Fig.3 Grid division of oil-gas separator

1.3 邊界條件

在計(jì)算過程中油氣分離器內(nèi)的油氣質(zhì)量百分比為8%，將進(jìn)口設(shè)置為速度入口，進(jìn)口速度在渦旋壓縮機(jī)額定轉(zhuǎn)速3 000 r/min 工況下為10.2 m/s，出口設(shè)置為自由流出口。以R134a 作為連續(xù)相，密度為87.26 kg/m3，黏度為1.471×10-5Pa·s，用歐拉法描述，湍流模型采用雷諾應(yīng)力模型（RSM）；在進(jìn)入油氣分離器的液相油滴含量較少，密度為1 015 kg/m3，其濃度低于10%，則將油滴視為離散相，用拉格朗日法描述，采用DPM 模型進(jìn)行模擬計(jì)算，未考慮油滴對流體的作用，忽略了油滴之間的碰撞、破碎凝聚現(xiàn)象和油滴與壁面間的耦合 作用。

（1）氣相場的離散格式選用能加快收斂的SIMPLEC 算法，差分格式用QUICK 格式，壓力插值采用能解決高速旋流的PRESTO 格式，湍流的湍動(dòng)能和耗散率均設(shè)置為二階迎風(fēng)格式，兩相流模式采用考慮油滴與流體離散渦之間相互作用的隨機(jī)游走模型（DRW）。

（2）油滴相進(jìn)口射源采用面射流源，速度與氣相速度保持一致。忽略油滴之間的相互碰撞而導(dǎo)致的結(jié)合與破碎，將排氣管出口設(shè)為逃逸條件（escape），油氣分離器底部出口采用捕捉條件（trap）。

（3）壁面為無滑移邊界條件，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理。

2 模擬計(jì)算結(jié)果分析

2.1 速度分析

針對改進(jìn)后不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)的油氣分離器，通過控制變量的方法，在保持分離器長度、出口管徑、筒體直徑等幾何參數(shù)、溫度、壓力等其他參數(shù)不變的狀況下，分析油氣分離器分離特性的變化規(guī)律。本次仿真計(jì)算，選用電動(dòng)渦旋壓縮機(jī)額定轉(zhuǎn)速為3 000 r/min 的工況，對比觀測4 種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)分離器的內(nèi)部流動(dòng)規(guī)律。油氣分離器內(nèi)部流場屬于三維旋渦運(yùn)動(dòng)，其中切向速度與軸向速度是影響油氣分離器性能的主要因素，本文主要分析這兩種速度的分布規(guī)律來探究四種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)分離器的差異。

2.1.1 切向速度

圖4 所示為不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)的油氣分離器在Z=-5 mm 和Z=10 mm 不同截面處的切向速度分布云圖。從圖中可以得出，不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)的油氣分離器的切向速度都能表現(xiàn)出傳統(tǒng)的Rankine 組合渦特征，并且都具有良好的軸對稱性，突顯了油氣分離器內(nèi)強(qiáng)旋流的特點(diǎn)。通過研究不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)分離器的切向速度得出，不同高度處的油氣分離器的切向速度是變化的，且隨著軸向方向逐漸減小，主要是因?yàn)闅饬鞯男D(zhuǎn)強(qiáng)度減弱所造成。圓形進(jìn)口與矩形-3 進(jìn)口分離器的切向速度很接近，而矩形-1 和矩形-2 進(jìn)口分離器的最大切向速度沿徑向位置離器壁面較近，壁面附近處的切向速度也較大，這表明液相油滴所受到的離心力增加，氣液兩相流中的油滴更容易被從混合氣體中甩至分離器壁面，被壁面收集，有助于分離效率的提高。

2.1.2 軸向速度

圖5 為4 種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)油氣分離器在Z=-5 mm、Z=10 mm 截面處的軸向速度分布云圖。由圖可以看出，4 種分離器的最大軸向速度主要都分布在排氣管壁面的兩側(cè)，且矩形-1 進(jìn)口分離器的軸向速度分布云圖對稱性好，能有效改善聚集在器壁的油滴被重新卷揚(yáng)起來的情況。此外，油氣分離器中的軸向速度，沿軸向方向進(jìn)行變化的幅度較大。同時(shí)，外側(cè)下行渦的軸向速度受壁面效應(yīng)影響，從分離器外筒的內(nèi)壁面處開始由零逐漸增大，之后減小，速度變化較?。欢鴥?nèi)側(cè)上行渦的軸向速度隨半徑的減小先逐漸增大而后逐漸減小至低谷處最小值。

圖5 分離器在不同截面處的軸向速度云圖Fig.5 Axial velocity nephogram of the separator at different sections

相比圓形進(jìn)口分離器，矩形-3 與矩形-2 進(jìn)口分離器的軸向速度分布對稱性較差，容易造成氣流輸送上的“短路”，對油滴的分離很不利。矩形-2 與矩形-1 進(jìn)口分離器的下行渦軸向速度都增大，但矩形-1 進(jìn)口分離器的下行渦軸向速度增大明顯，上行渦的軸向速度減小，主要是在排氣管中受到的壁面摩擦力較大所造成。通過綜合分析比對幾種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)油氣分離器的流場，發(fā)現(xiàn)矩形-1 進(jìn)口分離器的內(nèi)部流場對稱性好，壁面附近處的切向速度、軸向速度增大明顯，促使其分離性能較優(yōu)。

2.2 壓降分析

本文以某樣機(jī)的油氣分離器為研究對象，進(jìn)口形狀為圓形，進(jìn)口面積與3 種矩形進(jìn)口面積相等，結(jié)合式ΔP=ξvin2ρ/2［9］，利用經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯? 種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)的油氣分離器壓降進(jìn)行計(jì)算，其計(jì)算公式和結(jié)果見表2，表中a，b 分別代表分離器的進(jìn)口寬度和高度；Dx為分離器的排氣管 直徑。

表2 壓損系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式Tab.2 Empirical formula of pressure loss coefficient

利用數(shù)值模擬方法研究5 組不同轉(zhuǎn)速下的壓降，其結(jié)果如圖6 所示。隨著渦旋壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速的提升，壓降呈現(xiàn)拋物狀上升。因?yàn)檗D(zhuǎn)速的增大導(dǎo)致進(jìn)口流速變大，加劇了氣流與器壁之間的摩擦損失及排氣管內(nèi)的動(dòng)能耗散。不同的壓降經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯τ蜌夥蛛x器的計(jì)算結(jié)果相差較大，并都隨著轉(zhuǎn)速的增大而增大，其中Coker 公式與數(shù)值模擬的結(jié)果比較接近，說明數(shù)值模擬對于油氣分離器的壓力損失計(jì)算具有一定的準(zhǔn)確性。

圖6 不同轉(zhuǎn)速下壓降模型和數(shù)值模擬結(jié)果對比Fig.6 Comparison of pressure drop model and numerical simulation results at different speeds

進(jìn)口結(jié)構(gòu)對油氣分離器的壓降影響很大，其中隨著轉(zhuǎn)速的變化壓降最小的為矩形-3 進(jìn)口分離器，而矩形-1 和矩形-2 進(jìn)口分離器相比圓形進(jìn)口分離器的壓降有所增大，其中矩形-1 進(jìn)口分離器的壓降增大明顯，但小于經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷挠?jì)算結(jié)果。其原因主要是進(jìn)口結(jié)構(gòu)變?yōu)閍:b=3.14:4 時(shí)，最大切向速度處的徑向位置距離壁面較近，在壁面附近的油滴濃度增大，從而造成氣流與壁面間的摩擦力增大，即壓降增加。對比3 種矩形進(jìn)口分離器發(fā)現(xiàn)，隨著高寬比值的增大，壓降也逐漸增大，但都滿足于工程應(yīng)用。

2.3 分離效率分析

分離效率是考量油氣分離器性能的關(guān)鍵指標(biāo)。本文利用DPM 模型計(jì)算了不同轉(zhuǎn)速工況下，4 種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)油氣分離器內(nèi)的不同粒徑油滴的分離效率，模擬數(shù)據(jù)見表3。

表3 4 種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)油氣分離器分離效率Tab.3 Separation efficiency of oil-gas separators with four different inlet structures

由表可知，在油滴粒徑較小時(shí)，油氣分離器受進(jìn)口結(jié)構(gòu)的影響較大，其中矩形-1 進(jìn)口分離器的分離效率最高，其次是矩形-2 進(jìn)口分離器。圓形進(jìn)口與矩形-3 進(jìn)口分離器的分離效率相對較差。以轉(zhuǎn)速3 000 r/min 為例，當(dāng)油滴粒徑大于 1 μm 時(shí)，圓形進(jìn)口分離器的分離效率為62.84%，矩形-1 進(jìn)口分離器的分離效率為74.97%，分離效率提升了19.30%；當(dāng)油滴粒徑大于2 μm 時(shí)，圓形進(jìn)口分離器的分離效率可以超過92.56%，矩形-1 進(jìn)口分離器的分離效率達(dá)到了95.83%，分離效率僅提升了3.53%；當(dāng)油滴粒徑大于3 μm 時(shí)，圓形進(jìn)口分離器的分離效率達(dá)到99.32%，而矩形-1 進(jìn)口分離器的分離效率達(dá)到99.36%，相比圓形進(jìn)口分離器的分離效率提升幅度很小。說明4 種油氣分離器在大流量下，對于2 μm 以上的油滴都具有很高的分離效率。

此外，4 種油氣分離器的分離效率對轉(zhuǎn)速的變化也很敏感，都隨轉(zhuǎn)速的升高而增大，而當(dāng)轉(zhuǎn)速到達(dá)3 000 r/min 時(shí)，油氣分離器已保持很高的分離效率了，繼續(xù)依靠提升轉(zhuǎn)速來提高油滴的分離效果已不再顯著，即可保證低能耗下的油氣分離擁有高效的分離性能。

2.4 油滴軌跡追蹤

為探究4 種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)分離器流場對油滴運(yùn)動(dòng)的影響，分析了3 種不同粒徑的油滴在轉(zhuǎn)速為3 000 r/min 時(shí)的運(yùn)動(dòng)軌跡，如圖7 所示。

圖7 分離器內(nèi)不同油滴粒徑運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.7 Trajectory of different oil droplet size in the separator

從圖可以看出，在其他因素一定時(shí)，不同油滴粒徑在分離器內(nèi)部的運(yùn)動(dòng)軌跡變化很大。當(dāng)油滴粒徑較小時(shí)，不但受到的離心力較小，還對氣流有較強(qiáng)的跟隨性，很容易被氣流攜帶，則油滴運(yùn)動(dòng)軌跡較長，使油滴不能有效沉積到壁面，從而致使油滴的逃逸量增大。當(dāng)油滴粒徑較大時(shí)質(zhì)量大，受到的離心力較大，則隨氣流運(yùn)動(dòng)的時(shí)間短，能較快的沉積到壁面而被捕集，因此有很好的分離 效果。

此外，同一粒徑油滴在不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)分離器內(nèi)部的運(yùn)動(dòng)軌跡是不相同的，油滴運(yùn)動(dòng)受進(jìn)口結(jié)構(gòu)的影響很明顯。在油滴粒徑為1 μm 時(shí)，4 種分離器都無法進(jìn)行完全分離，但矩形-1 和矩形-2進(jìn)口分離器的液相油滴逃逸量較低；當(dāng)油滴粒徑為2 μm 時(shí)，矩形-1 進(jìn)口分離器基本都可以實(shí)現(xiàn)完全分離，呈現(xiàn)出完整的螺旋下行運(yùn)動(dòng)。矩形-2進(jìn)口分離器的逃逸量較少，分離效果優(yōu)于矩形-3和圓形進(jìn)口分離器；而當(dāng)油滴粒徑為3 μm 時(shí)，圓形、矩形-1 和矩形-2 進(jìn)口分離器都實(shí)現(xiàn)了完全分離，而矩形-3 進(jìn)口分離器仍有逃逸量的產(chǎn)生。矩形-1 分離器在分離性能上比另外3 種進(jìn)口分離器具有較大的優(yōu)勢。由此發(fā)現(xiàn)，矩形進(jìn)口分離器的進(jìn)口寬度變窄，有助于提升分離性能。

3 結(jié)論

（1）矩形進(jìn)口分離器隨著高寬比的增大，壓降也逐漸增大。在滿足壓降經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ陀?jì)算條件下，矩形-1 進(jìn)口相比另外3 種進(jìn)口分離器流場對稱性好，有助于提升分離性能。

（2）升高轉(zhuǎn)速在一定程度上能提升油滴的分離效率。當(dāng)轉(zhuǎn)速處于3 000～5 000 r/min 時(shí)，矩形進(jìn)口變窄，既能保證低功耗，還能提升對小粒徑油滴的分離效率。

（3）油滴運(yùn)動(dòng)受進(jìn)口結(jié)構(gòu)的影響很大，矩形-1 進(jìn)口分離器性能具有較大優(yōu)勢。