楊國蟒 胡余生 陳 彬 宣衛(wèi)豪 肖 勇

（1.珠海格力電器股份有限公司；2.廣東省高速節(jié)能電機系統(tǒng)企業(yè)重點實驗室）

0 引言

車用空壓機是將環(huán)境大氣提升至一定壓力，并輸送給終端的一種設(shè)備?？諌簷C的蝸殼是用來收集氣體，將氣體動能轉(zhuǎn)化為壓能，并引向終端的重要部件。蝸殼對于整個空壓機效率以及穩(wěn)定工作范圍都有很大的影響，深入了解蝸殼內(nèi)部流場以及舌部對于空壓機性能的影響是非常有必要的。但是由于空壓機內(nèi)蝸殼氣體流動相當(dāng)復(fù)雜，目前相關(guān)的研究并不多，現(xiàn)有的文獻(xiàn)主要分為蝸殼結(jié)構(gòu)的理論設(shè)計[1-3]，蝸殼內(nèi)部流場的分析[4-10]和“轉(zhuǎn)-靜”相互干擾的研究[11-13]。但是，這些研究都是針對蝸殼的某一點進(jìn)行的，不夠全面，本文在這些研究的基礎(chǔ)上，用數(shù)值分析系統(tǒng)地研究了蝸殼不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對蝸殼性能的影響，并從流場的角度總結(jié)了影響蝸殼性能的一般規(guī)律，為后續(xù)的蝸殼設(shè)計提供指導(dǎo)。

1 物理模型和計算方法

研究對象為某離心空壓機，設(shè)計轉(zhuǎn)速120000rpm，葉輪外徑61mm，該空壓機采用無葉平行壁板擴壓器。采用TurboGrid 劃分葉輪網(wǎng)格，如圖1(a)所示，然后旋轉(zhuǎn)復(fù)制生成整個葉輪的網(wǎng)格。無葉擴壓器采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，蝸殼結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，采用適應(yīng)性較好的四面體網(wǎng)格，最后進(jìn)行網(wǎng)格裝配，形成整個流體域網(wǎng)格，如圖1(b)所示，為減小網(wǎng)格數(shù)對計算結(jié)果的影響進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證（圖2），當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量增加到135萬時，效率基本不再變化，并結(jié)合計算的時效性，最終確定計算域網(wǎng)格數(shù)量為135萬。

圖1 網(wǎng)格情況Fig.1 Grid situation

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.2 Grid independence verification

流場計算采用商用CFD 軟件CFX，在CFX 中控制方程采用了時均三維N-S方程，紊流模型使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。計算中給定了整個級的進(jìn)、出口條件，將葉輪進(jìn)口延長段處設(shè)置為總壓進(jìn)口條件，壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，溫度設(shè)置為總溫，值為300K，在蝸殼出口管道處設(shè)置為流量出口邊界，轉(zhuǎn)-靜交界面設(shè)置為Frozen Rotor，固體壁面設(shè)置為不可滲透、無滑移及絕熱壁面邊界條件。

2 初始蝸殼方案流場分析

傳統(tǒng)的蝸殼設(shè)計理論假定氣流沿整個無葉擴壓器圓周均勻流出，即通過蝸殼各截面上的流量從截面到蝸殼起始面之間所形成的方位角φ成正比：

由動量矩不變原理可得到蝸殼截面上氣流速度沿徑向分布規(guī)律，然后通過截面的流量求得截面大小和蝸殼外壁的直徑，采用圓形對稱截面蝸殼，初始設(shè)計模型如圖3(b)所示，提取φ=270°截面處流線，可以看出由于過流通道突然擴張，氣體徑向流入蝸殼，受到蝸殼壁面約束速度降低，氣體沿蝸殼壁面均勻分流，在蝸殼截面中心兩側(cè)形成低壓區(qū)，氣體在壓力梯度的作用下，不斷的從高壓區(qū)域運動到低壓區(qū)域，形成一對旋轉(zhuǎn)方向相反的旋渦結(jié)構(gòu)。從圖3(d)壓力云圖可以看出，擴散段進(jìn)口處的壓力梯度大，壓力分布不均勻，在蝸舌附近，靜壓變化不是很平緩，這些都會導(dǎo)致蝸殼性能的下降。對蝸殼性能影響比較大的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要是蝸殼截面形狀、蝸殼截面面積和擴散段的擴散角θ，本文主要從這幾個方面對蝸殼進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。

圖3 初始蝸殼方案及流場Fig.3 Initial volute scheme and flow field

3 蝸殼氣動方案優(yōu)化設(shè)計

3.1 蝸殼截面形狀對性能的影響

除了圓形對稱截面，蝸殼常用的截面形式還有圓形不對稱截面、梨形截面和梯形截面等，本節(jié)研究了后三者對蝸殼性能的影響，計算中采用的蝸殼截面面積沿周向角的變化規(guī)律基本相同，圖4為不同截面形狀的蝸殼三維模型。

圖4 不同截面形狀蝸殼Fig.4 Volutes with different cross-sectional shapes

由圖5可知，圓形不對稱截面蝸殼的效率與壓比在四種截面形狀的蝸殼中最高，其效率比圓形截面的效率高0.39%，而梨形和梯形性能都不如圓形不對稱截面，性能上圓形不對稱截面的蝸殼最優(yōu)。

圖6 為三種蝸殼在φ=270°周向角截面處的流線分布圖，從圖中可看出，三種蝸殼內(nèi)都存在明顯的旋渦流動，但與圓形對稱截面蝸殼不同，三種蝸殼截面內(nèi)只存在一個旋渦結(jié)構(gòu)。

圖6 周向角為270o截面流線分布Fig.6 Sectional streamline distribution at 270°circumferential angle

蝸殼內(nèi)部不同的旋渦結(jié)構(gòu)主要受到蝸殼進(jìn)口徑向速度和蝸殼截面形狀的影響。在圓形不對稱、梨形、梯形蝸殼中，氣流切向壁面流入蝸殼，隨著蝸殼周向角的增大，蝸殼徑向速度增加，當(dāng)下游徑向速度更大的氣體流入蝸殼，包裹住蝸殼內(nèi)部已存在的氣體，單旋渦結(jié)構(gòu)自動形成；單旋渦的渦強度一般低于雙旋渦，但梨形和梯形蝸殼內(nèi)，靠近外壁面下部存在明顯的低速區(qū)，蝸殼內(nèi)損失反而比圓形截面蝸殼大，所以，圓形不對稱蝸殼內(nèi)氣體流動情況最好。

從圖7 中靜壓分布可以可看出，沿蝸殼徑向方向，靜壓隨著徑向距離的增大而增大，并在蝸殼外壁面處靜壓達(dá)到較大值；氣體在蝸殼內(nèi)經(jīng)過減速擴壓，出口管路壓力值達(dá)到最大。沿蝸殼壁面，圓形不對稱蝸殼的靜壓梯度變化最小，靜壓分布最均勻，在蝸舌附近，圓形不對稱蝸殼的靜壓變化相對也較平緩，說明在蝸殼內(nèi)部采用不對稱蝸殼氣流分布更加均勻，流動性能更優(yōu)。綜合考慮，空壓機蝸殼設(shè)計選取圓形不對稱蝸殼。

圖7 不同蝸殼截面形狀靜壓分布Fig.7 Static pressure distribution of different volute cross-sectional shapes

3.2 蝸殼截面面積對性能的影響

采用一維方法來設(shè)計蝸殼型線的主要設(shè)計依據(jù)之一是蝸殼橫截面上與截面垂直的分速度cu沿徑向的分布符合動量矩守恒定律，即cu·r=常數(shù)，這與蝸殼內(nèi)部的實際氣體流動狀況存在較大的差別。實際上，蝸殼進(jìn)口流場在軸向和周向都是不均勻的，加之流體與蝸殼壁面之間的摩擦、壓力梯度與離心力不平衡所造成的二次流及曲率對流動結(jié)構(gòu)的影響，使得蝸殼內(nèi)部的流場極為復(fù)雜，因此，研究蝸殼截面面積大小對整機性能影響是非常重要的。以不對稱蝸殼為對象，在設(shè)計值附近選擇不同截面積共6 種方案來研究蝸殼截面面積對性能的影響，圖8為6個方案蝸殼截面面積變化情況。

圖8 不同方案截面面積隨周向角變化Fig.8 The cross-sectional area of different schemes varies with the circumferential angle

圖9為無葉蝸殼在不同截面面積下的計算結(jié)果，可以看出，整機的效率和壓比隨著蝸殼截面面積減小而先增大后減小。蝸殼截面面積較小時，整機的性能隨面積變化劇烈，而過大的蝸殼截面面積性能也較差，方案5 的壓比與效率在幾種方案中最高。蝸殼截面面積與方案5 相近，整機的性能都較優(yōu)，偏離較遠(yuǎn)時性能較差，蝸殼截面面積對整機的性能有顯著影響。

圖9 蝸殼截面面積對性能影響Fig.9 Effect of volute cross-sectional area on performance

從圖10蝸殼不同截面面積方案的流線分布中可以看出：方案2中，蝸殼截面面積較大時，由于面積的過度擴張，氣流徑向進(jìn)入蝸殼內(nèi)，使得擴壓器內(nèi)的流動極其不均勻，局部出現(xiàn)低速回流區(qū)；同時，較大的蝸殼截面面積讓蝸殼壁面對氣流的約束減弱，渦量較大，蝸殼室中心形成了單個大旋渦，造成整機的性能變差。隨著蝸殼截面面積變小，擴壓器內(nèi)的流動逐漸變得均勻，蝸殼壁面對氣體約束增加，氣流旋轉(zhuǎn)減弱，但方案4 出口管路出現(xiàn)了雙旋渦結(jié)構(gòu)，蝸殼截面面積稍小的方案5中，單旋渦結(jié)構(gòu)損失較雙旋渦小，所以性能優(yōu)于方案4。當(dāng)蝸殼截面面積過小時，蝸殼隔舌間隙過小，氣流撞擊蝸舌，使得擴壓管路內(nèi)形成大面積低速區(qū)，造成整機性能急劇下降。

圖11 為蝸殼不同截面面積方案的靜壓分布云圖，通過四種方案的比較可以看出，由于過大和過小的蝸殼截面面積使得蝸殼內(nèi)流動混亂，所以壓力分布不均勻且壓力損失嚴(yán)重；而方案4和方案5的靜壓分布較為均勻，但方案5的蝸殼靜壓恢復(fù)能力比方案4強，蝸殼出口處的靜壓也大，綜合比較，方案5 的整機性能比其余方案更優(yōu)。

圖11 不同截面面積方案壓力分布Fig.11 Pressure distribution of different cross-sectional area schemes

圖12 為蝸殼不同截面積方案的溫度分布云圖，通過四種方案的比較可以看出，整個蝸殼從進(jìn)口到出口溫度逐漸增加，這是因為從葉輪出來的氣流具有很高的速度，且在蝸殼內(nèi)部存在著分離損失、沖擊損失和二次流損失，這些損失會轉(zhuǎn)化為熱量，從而導(dǎo)致氣流在蝸殼內(nèi)部的溫度升高。溫度越高說明蝸殼內(nèi)部損失越大，效率也就越低。綜合來看，方案5 在葉輪進(jìn)口低溫區(qū)域大，說明“轉(zhuǎn)-靜”部件動靜干涉較小，壓能轉(zhuǎn)化效率較高，從出口也可以反映這一點，方案5 整個擴散段高溫區(qū)域和溫度梯度較小，所以性能較優(yōu)。

圖12 不同截面面積方案溫度分布Fig.12 Temperature distribution of different crosssectional area schemes

3.3 擴壓管擴張角對性能的影響

擴壓管呈擴散狀，能夠降低蝸殼出口的氣體速度，使氣體一部分動能轉(zhuǎn)變?yōu)閴毫δ?，減少蝸殼處的流動損失。本節(jié)研究擴壓管擴張角對性能的影響，擴壓管的進(jìn)口可以看做是蝸殼φ=360°截面，出口為圓管，擴張角。

以無葉蝸殼方案5 為研究對象，分別研究了5°、6.4°、7.8°和9.2°四種不同擴張角方案，圖13為不同擴張角的計算結(jié)果，可以看出，擴張角的大小對性能有一定的影響，其中方案2的效率最高。結(jié)合圖14可以得到，增大擴張角能夠增大出口處的靜壓比，但總壓比會下降；隨著擴張角的變大，靜壓恢復(fù)系數(shù)逐漸變大，而總壓損失系數(shù)也相應(yīng)變大，靜壓恢復(fù)能力增強的同時總壓損失也增強。綜合比較，選擇效率最高的方案2為最佳方案。

圖13 擴張角對性能影響Fig.13 Effect of expansion angle on performance

圖14 擴張角對靜壓恢復(fù)和總壓損失影響Fig.14 Influence of expansion angle on static pressure recovery and total pressure loss

由圖15 可以看出，由于方案1 和方案2 的擴張角小，擴壓管中沒有明顯的低速區(qū)域，沒有分流損失，動壓損失小。從圖16的壓力云圖也可以看出這兩個方案擴散段的壓力較均勻，且壓力梯度小。隨著擴張角變大，括壓度變大，方案3 和方案4 中出現(xiàn)了明顯的低速區(qū)，產(chǎn)生了分離損失，性能下降。

圖15 不同擴張角方案流線分布Fig.15 Streamline distribution of different expansion angle schemes

圖16 不同擴張角方案壓力分布Fig.16 Pressure distribution of different expansion angle schemes

圖17 為蝸殼不同擴張角方案的溫度分布云圖，對比方案1和方案2，較小的擴張角，擴散段會對氣流約束變強，增加摩擦損失，根據(jù)前面分析這樣會導(dǎo)致蝸殼擴散段溫度的升高，所以方案1 在擴散段有一高溫區(qū)域，所以綜合來看，方案2性能最佳。

圖17 不同擴張角方案溫度分布Fig.17 Temperature distribution of different expansion angle schemes

通過以上優(yōu)化，最終方案在設(shè)計點仿真級效率為78.76%，較原機仿真效率的77.8%提高了0.96%，氣動性能改善明顯。

4 試驗驗證

為驗證計算結(jié)果的有效性，將空壓機實測結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對比，搭建空壓機空氣性能測試臺，對優(yōu)化前后的空壓機進(jìn)行性能測試，測試原理如圖18所示，限定空壓機的轉(zhuǎn)速，通過調(diào)節(jié)閥門來控制流量，流量值盡量與仿真邊界所用流量相同，電腦采集溫度、壓力、功率等參數(shù)，如圖19 所示，最后繪制空壓機性能曲線，圖20 是原機與優(yōu)化后方案的測試結(jié)果。測試結(jié)果表明，優(yōu)化后的蝸殼在全流量范圍內(nèi)壓比和效率都比原機好，在設(shè)計點級效率提高0.95%，與仿真結(jié)果基本一致，說明了仿真方法和優(yōu)化方法的正確性。

圖18 空壓機測試臺原理圖Fig.18 Schematic diagram of air compressor test bench

圖19 數(shù)據(jù)采集界面Fig.19 Data collection interface

圖20 空壓機性能曲線Fig.20 Air compressor performance curve

5 結(jié)論

1）圓形不對稱蝸殼流道內(nèi)為單旋渦結(jié)構(gòu)，流動損失小，并且蝸殼的靜壓變化相對也較平緩，分布較為均勻，流動性能更優(yōu)；采用圓形不對稱截面蝸殼在裝配結(jié)構(gòu)和流動性能上優(yōu)于另外三種，因此，進(jìn)行車用離心空壓機蝸殼設(shè)計選取圓形不對稱蝸殼。

2）蝸殼截面面積對性能的影響明顯，過大的蝸殼截面面積使得擴壓器內(nèi)局部出現(xiàn)低速回流區(qū)，同時，蝸殼壁面對氣流的約束減弱，渦量較大，性能較差；當(dāng)蝸殼截面積過小時，蝸殼隔舌間隙過小，氣流撞擊隔舌，使得擴壓管路內(nèi)形成大面積低速區(qū)，造成整機性能急劇下降。最后確定截面Aφ=360°面積為496m2。

3）較小的擴壓角會使得擴壓管對氣體約束增強，增加摩擦損失，而較大的擴張角會加大括壓度，造成擴壓管內(nèi)分離損失；隨著擴壓角變大，蝸殼的靜壓恢復(fù)能力增強，但相應(yīng)的總壓損失會增加，最后確定擴散角為6.4°時級效率最優(yōu)。

4）搭建空壓機空氣性能試驗臺，測試結(jié)果表明，優(yōu)化后的蝸殼在全流量范圍內(nèi)壓比和效率都比初始設(shè)計方案好，在設(shè)計點附近測試效率較原機提高0.95%，與仿真結(jié)果具有較好的一致性，該優(yōu)化方法可以給后續(xù)蝸殼的設(shè)計提供指導(dǎo)。