陳洪月，鄒先峰，李偉東，劉先陽(yáng)

（1.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，遼寧阜新 123000；2.華能煤炭技術(shù)研究有限公司，北京 100071）

0 引言

簧片閥作為一種結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、體積較小的輕質(zhì)閥片，廣泛應(yīng)用于各種制冷壓縮機(jī)中，其性能的優(yōu)劣直接決定制冷壓縮機(jī)的工作效率和可靠性［1-5］。針對(duì)簧片閥的試驗(yàn)研究，國(guó)內(nèi)外已取得諸多成果，例如：通過(guò)建立氦流體、簧片閥和升程限制器的數(shù)值計(jì)算模型，得到直流線性壓縮機(jī)吸氣過(guò)程中閥片的運(yùn)動(dòng)碰撞規(guī)律［6］?；跓o(wú)油線性壓縮機(jī)實(shí)驗(yàn)檢測(cè)平臺(tái)，得出影響線性壓縮機(jī)排氣效率的主要因素［7］?；贏DINA軟件中流固耦合單元，對(duì)吸氣閥片的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行分析，并通過(guò)優(yōu)化吸氣閥片的厚度提高了往復(fù)式壓縮機(jī)的制冷效率［8］。當(dāng)簧片閥在超高頻工況下進(jìn)行吸排氣時(shí)，通過(guò)提高簧片閥的剛度，使得活塞式壓縮機(jī)容積效率顯著提升［9］。通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)簧片閥的剛體模型和流固耦合模型進(jìn)行對(duì)比分析，得出流固耦合模型更適用于對(duì)簧片閥動(dòng)態(tài)特性的分析，而剛體模型則不能預(yù)測(cè)簧片閥在開啟過(guò)程中產(chǎn)生的顫振現(xiàn)象［10-11］。在此基礎(chǔ)上，CHOI等［12］通過(guò)數(shù)值模擬的方法，對(duì)簧片閥在不同預(yù)緊力下的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行分析；HWANG等［13］基于閥片和閥座間存在的微小間隙對(duì)閥片啟閉和壓縮機(jī)效率的影響進(jìn)行數(shù)值模擬；王蒙等［14-15］對(duì)制冷壓縮機(jī)的泄漏故障進(jìn)行數(shù)值模擬，為進(jìn)一步提升制冷壓縮機(jī)的工作效率提供新思路。通過(guò)對(duì)上述研究現(xiàn)狀歸納總結(jié)，發(fā)現(xiàn)很多學(xué)者將模型簡(jiǎn)化成單質(zhì)點(diǎn)力學(xué)結(jié)構(gòu)或選取某一等分結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象，這樣只能反映閥片的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，無(wú)法分析閥片的結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)于閥片動(dòng)態(tài)特性及制冷劑流動(dòng)特性的影響。制冷壓縮機(jī)在工作過(guò)程中，其內(nèi)部的制冷劑氣體載荷是導(dǎo)致吸氣閥片受到交變應(yīng)力產(chǎn)生疲勞破壞的主要原因。因此，本文基于流固耦合（FSI）模型，通過(guò)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）的方法，分別得出一個(gè)周期內(nèi)制冷壓縮機(jī)吸氣腔內(nèi)流場(chǎng)的動(dòng)態(tài)特性和吸氣閥片的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，并且通過(guò)對(duì)仿真模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，選取合適的閥片厚度。在此基礎(chǔ)上，通過(guò)對(duì)求解后吸氣閥片所受應(yīng)力分析，提出一種吸氣閥片結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方案，從而減小閥片在沖擊載荷作用下所受彎曲應(yīng)力值，提高閥片的使用壽命和制冷壓縮機(jī)的工作效率。

1 數(shù)值模型

在線性壓縮機(jī)的吸氣階段，活塞由上止點(diǎn)向下止點(diǎn)做簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)，此時(shí)活塞上端面與氣缸上端面間的工作腔容積不斷增加，氣缸內(nèi)高壓制冷劑氣體迅速膨脹，直至缸內(nèi)氣體壓力小于活塞腔內(nèi)氣體壓力，吸氣閥片開啟，制冷劑由活塞腔進(jìn)入氣缸內(nèi)，隨后活塞繼續(xù)運(yùn)動(dòng)到下止點(diǎn)，完成吸氣過(guò)程，如圖1所示。

圖1 線性壓縮機(jī)吸氣閥片工作原理Fig.1 Working principle of linear compressor suction valve plate

整個(gè)吸氣過(guò)程中，制冷劑的流動(dòng)與吸氣閥片的運(yùn)動(dòng)相互耦合，需要將二者數(shù)值模擬中的求解結(jié)果進(jìn)行耦合交換。因此，本文構(gòu)建了一個(gè)瞬態(tài)三維流固耦合（Transient 3D FSI）模型，通過(guò)ANSYS平臺(tái)中的Fluid Flow模塊和Transient Structural模塊，分別對(duì)流體域模型和結(jié)構(gòu)域模型進(jìn)行初始設(shè)置，并在System Coupling模塊中進(jìn)行流體域和結(jié)構(gòu)域的雙向數(shù)據(jù)傳遞。

1.1 流體域模型

線性壓縮機(jī)的流體域包括氣缸內(nèi)的容積可變區(qū)域以及活塞腔內(nèi)的氣體流道區(qū)域，由于流體計(jì)算過(guò)程復(fù)雜不易收斂且本文主要研究線性壓縮機(jī)吸氣閥片的運(yùn)動(dòng)特性，為使最終計(jì)算達(dá)到收斂，對(duì)流體域模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，忽略活塞內(nèi)部的復(fù)雜流道空腔。吸氣閥片的流體域模型如圖2所示。

圖2 吸氣閥片流體域模型Fig.2 Fluid domain model of suction valve plate

本文采用Fluid Flow中的Mesh模塊進(jìn)行網(wǎng)格劃分，綜合考慮仿真模擬的精度和計(jì)算量，選用四面體網(wǎng)格劃分方法、0.5 mm單元尺寸作為網(wǎng)格劃分的基本方法和基本尺寸，四面體網(wǎng)格可以在流體域模型倒角處劃分得較為細(xì)密，有利于仿真模擬的收斂；為了提高網(wǎng)格質(zhì)量，設(shè)置緩慢網(wǎng)格過(guò)度和良好的跨度中心角。

在Fluid Flow中，經(jīng)Mesh模塊完成網(wǎng)格劃分的流體域模型會(huì)自動(dòng)導(dǎo)入Setup中，進(jìn)行流體域的邊界條件設(shè)置。吸氣閥片的啟閉過(guò)程較為復(fù)雜，需要較高的求解精度，因此采用雙精度。在制冷劑流動(dòng)的過(guò)程中，吸氣閥片所受的氣體力大小不斷發(fā)生變化，應(yīng)考慮時(shí)間效應(yīng)，設(shè)置為瞬態(tài)計(jì)算。湍流模型選擇Realizable 模型、標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。為使仿真模擬結(jié)果更加接近實(shí)際，流體域中工作介質(zhì)選用線性壓縮機(jī)實(shí)際采用的r134a型制冷劑。在求解器的選擇上，選擇壓力基求解器中的Coupled耦合求解器。

在設(shè)置動(dòng)網(wǎng)格時(shí)，不需要使用動(dòng)態(tài)鋪層法（Layering）。設(shè)置光順法（Smoothing）時(shí)，采用擴(kuò)散光順法（Diffusion），其它參數(shù)保持默認(rèn)。設(shè)置局部網(wǎng)格重構(gòu)（Remeshing）時(shí)，對(duì)流體域內(nèi)部網(wǎng)格單元（Local Cell）進(jìn)行局部網(wǎng)格重構(gòu)，網(wǎng)格重構(gòu)需要設(shè)置的參數(shù)按照四面體網(wǎng)格尺寸參數(shù)進(jìn)行設(shè)置?；钊隙嗣姹欢x為做簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)的移動(dòng)邊界，考慮活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)對(duì)線性壓縮機(jī)吸氣過(guò)程的影響，采用用戶自定義函數(shù)（User Defined Function，簡(jiǎn)稱UDF）編譯活塞運(yùn)動(dòng)速度函數(shù)，即：

式中 vel[2]——活塞沿z軸正方向的運(yùn)動(dòng)速度；

A ——活塞運(yùn)動(dòng)一個(gè)周期的位移；

f ——線性壓縮機(jī)的工作頻率；

t ——時(shí)間。

利用編寫的UDF函數(shù)控制活塞上端面由初始位置TDC（上止點(diǎn)）運(yùn)動(dòng)至BDC（下止點(diǎn)），通過(guò)改變線性壓縮機(jī)的壓力比和工作頻率，使活塞的運(yùn)動(dòng)速度發(fā)生改變，實(shí)現(xiàn)不同工況下線性壓縮機(jī)吸氣過(guò)程的模擬。

1.2 結(jié)構(gòu)域模型

線性壓縮機(jī)的結(jié)構(gòu)域由吸氣閥片和活塞組成，圖3示出壓縮機(jī)吸氣閥片的結(jié)構(gòu)域模型與接觸條件設(shè)定?；钊隙嗣娴囊粋?cè)分布3個(gè)等間距的圓形進(jìn)氣口，閥片分為中心固定部分和邊緣密封部分。中心固定部分通過(guò)固定螺栓將吸氣閥片與活塞上端面固定，在設(shè)置接觸條件時(shí)將其設(shè)定為綁定接觸；邊緣密封部分通過(guò)閥片兩端的壓差進(jìn)行周期性的啟閉，控制制冷劑流體的通斷，因此將吸氣閥片與活塞上端面接觸的部分設(shè)定為無(wú)摩擦（Frictionless）接觸。吸氣閥片的材料選用彈簧鋼，活塞的材料選用結(jié)構(gòu)鋼，2種材料參數(shù)見表1。

圖3 吸氣閥片結(jié)構(gòu)域模型與邊界條件設(shè)定Fig.3 Structural domain model and boundary condition setting of suction valve plate

表1 材料參數(shù)Tab.1 Table of mate rial parameters

最后，對(duì)吸氣閥片采用四面體網(wǎng)格劃分方法并設(shè)置0.5 mm單元尺寸，同時(shí)將其全部表面設(shè)置為流固耦合面，用于數(shù)據(jù)交換。

1.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證和模型有效性分析

為了消除網(wǎng)格尺寸造成的誤差，選取5組網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，結(jié)果如圖4所示。以單個(gè)吸氣周期內(nèi)的質(zhì)量流量作為網(wǎng)格無(wú)關(guān)解對(duì)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性做出評(píng)判，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為396 158時(shí)氣缸內(nèi)質(zhì)量流量與網(wǎng)格數(shù)為558 578時(shí)的誤差小于1%，可認(rèn)為所劃分的網(wǎng)格已達(dá)到網(wǎng)格無(wú)關(guān)。綜合考慮計(jì)算效率和計(jì)算精度，選取網(wǎng)格數(shù)量為396 158的劃分方案作為數(shù)值模擬的網(wǎng)格劃分方法。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.4 Grid independence verification

另外，采用文獻(xiàn)［13］中所述參數(shù)結(jié)合本文建立的數(shù)值計(jì)算模型對(duì)閥片的啟閉過(guò)程進(jìn)行模擬，在同一工況下閥片的升程如圖5所示。從圖中可以看出數(shù)值模擬曲線與試驗(yàn)結(jié)果曲線的吻合度較高，模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的最大誤差在8%以內(nèi)，認(rèn)為所建立的數(shù)值計(jì)算模型是有效的。

圖5 模型有效性驗(yàn)證Fig.5 Validation of model validity

2 結(jié)果分析

2.1 不同壓力比下吸氣閥片運(yùn)動(dòng)特性分析

為研究不同壓力比下，線性壓縮機(jī)吸氣閥片的運(yùn)動(dòng)特性，保持線性壓縮機(jī)的吸氣壓力為0.1 MPa、工作頻率為60 Hz恒定，氣缸內(nèi)初始?jí)毫Ψ謩e設(shè)定為0.4，0.6，0.8 MPa，通過(guò)改變氣缸內(nèi)初始?jí)毫Γ瓿蓪?duì)不同壓力比下吸氣閥片運(yùn)動(dòng)特性的數(shù)值模擬。圖6示出吸氣閥片在不同壓力比下的位移曲線。取活塞上止點(diǎn)作為初始位置，當(dāng)活塞由上止點(diǎn)向下止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中，線性壓縮機(jī)完成膨脹、吸氣2個(gè)過(guò)程，這一過(guò)程中氣缸內(nèi)的壓力變化如圖7所示。

圖6 不同壓力比下吸氣閥片位移Fig.6 Displacement of suction valve plate at different pressure ratios

圖7 不同壓力比下氣缸內(nèi)壓力變化Fig.7 Pressure variation in cylinder at different pressure ratios

在制冷劑膨脹的過(guò)程中，由于氣缸內(nèi)壓力大于氣缸外壓力，此時(shí)吸氣閥片不會(huì)開啟，氣缸內(nèi)制冷劑的壓力隨著氣缸容積的增大而減小，膨脹過(guò)程結(jié)束時(shí)，氣缸內(nèi)外壓力基本相等。當(dāng)活塞繼續(xù)向下止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)時(shí)，吸氣閥片受到氣缸外制冷劑產(chǎn)生的氣體力作用而開啟。由圖6，7對(duì)比可知，氣缸內(nèi)的初始?jí)毫υ酱?，膨脹過(guò)程所經(jīng)歷的時(shí)間就越長(zhǎng)。膨脹過(guò)程結(jié)束后，氣缸內(nèi)制冷劑的壓力始終保持在0.1 MPa左右直到完成吸氣過(guò)程，此時(shí)，吸氣閥片受自身兩端壓差作用呈現(xiàn)周期性的啟閉規(guī)律。不同初值條件下，吸氣閥片在開啟過(guò)程中均存在4次明顯的波動(dòng)，且當(dāng)壓力比為8時(shí)，在膨脹過(guò)程中吸氣閥片也存在較小的顫振現(xiàn)象。

流入氣缸內(nèi)制冷劑質(zhì)量流量的大小直接反映了線性壓縮機(jī)的工作效率，圖8示出不同壓力比下氣缸內(nèi)質(zhì)量流量的變化曲線。膨脹過(guò)程開始時(shí)，吸氣閥片處于關(guān)閉狀態(tài)。當(dāng)膨脹過(guò)程結(jié)束，吸氣過(guò)程開始時(shí)，由于吸氣閥片在吸氣過(guò)程中產(chǎn)生顫振，制冷劑流入氣缸內(nèi)的質(zhì)量流量曲線也是波動(dòng)的，與吸氣閥片的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)相同。相較于低壓力比下的變化趨勢(shì)，高壓力比下氣缸內(nèi)的質(zhì)量流量的變化更加劇烈。當(dāng)吸氣過(guò)程結(jié)束、壓縮過(guò)程開始，通過(guò)對(duì)線性壓縮機(jī)氣缸內(nèi)質(zhì)量流量的監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)，由于吸氣閥片存在延遲關(guān)閉的現(xiàn)象，導(dǎo)致少量制冷劑由閥片與活塞間的間隙泄漏，造成壓力損失，減小工作效率。

圖8 不同壓力比下氣缸內(nèi)質(zhì)量流量變化Fig.8 Variation of mass flow rate in cylinder at different pressure ratios

圖9示出不同壓力比下線性壓縮機(jī)吸氣閥片所受最大應(yīng)力變化曲線，由于應(yīng)力集中點(diǎn)的位置是瞬變的，因此找出其位置對(duì)于優(yōu)化閥片形狀、提高閥片壽命具有重要意義。

圖9 不同壓力比下吸氣閥片所受最大應(yīng)力變化Fig.9 Variation of the maximum stress on suction valve plate at different pressure ratios

從圖9中可以看出，氣缸內(nèi)初始?jí)毫?.4，0.6 MPa時(shí)，吸氣閥片在開啟前受到的應(yīng)力很小，在開啟后受到突變的瞬時(shí)應(yīng)力較大，因此對(duì)于在壓力比為4，6時(shí)工作的吸氣閥片，找到其開啟后的最大應(yīng)力集中點(diǎn)，如圖10（a）（b）所示。對(duì)于氣缸內(nèi)初始?jí)毫?.8 MPa的吸氣閥片，由于氣缸內(nèi)壓力過(guò)大，導(dǎo)致吸氣閥片在制冷劑膨脹過(guò)程中產(chǎn)生顫振，受到瞬變應(yīng)力。因此對(duì)于在壓力比為8時(shí)工作的吸氣閥片，找到其開啟前顫振過(guò)程中的最大應(yīng)力集中點(diǎn)以及開啟后的最大應(yīng)力集中點(diǎn)，如圖10（c）所示。雖然在不同壓力比、不同時(shí)間下，吸氣閥片最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)的位置并不唯一，但是通過(guò)圖10可以看出，不同工況條件下的最大應(yīng)力點(diǎn)均出現(xiàn)在吸氣閥片根部。

圖10 不同壓力比下吸氣閥片所受應(yīng)力云圖Fig.10 Stress nephogram of suction valve plate under different pressure ratios

因此，對(duì)吸氣閥片的結(jié)構(gòu)優(yōu)化應(yīng)針對(duì)其根部所受應(yīng)力過(guò)大進(jìn)行設(shè)計(jì)。

2.2 不同頻率下吸氣閥片運(yùn)動(dòng)特性分析

為研究工作頻率對(duì)吸氣閥片運(yùn)動(dòng)特性的影響，保持吸氣壓力為0.1 MPa、氣缸內(nèi)初始?jí)毫?.8 MPa恒定，將線性壓縮機(jī)的工作頻率分別調(diào)整為40，50，60 Hz，通過(guò)改變線性壓縮機(jī)的工作頻率，探究吸氣閥片在不同頻率下的運(yùn)動(dòng)特性及所受應(yīng)力變化，吸氣閥片在不同工作頻率下的位移曲線如圖11所示。

圖11 不同頻率下吸氣閥片位移Fig.11 Displacement of suction valve plate at different frequencies

吸氣閥片在制冷劑膨脹階段依然會(huì)出現(xiàn)微小顫振，當(dāng)膨脹階段結(jié)束時(shí)，吸氣閥片開啟，完成吸氣過(guò)程。隨著工作頻率升高，制冷劑膨脹速度加快，如圖12所示，吸氣閥片開啟時(shí)間逐漸提前，最大開啟量增大。同時(shí)，整個(gè)膨脹、吸氣階段完成的時(shí)間逐漸變短，并且從圖11中可以看出吸氣閥片的時(shí)間截面變小，這意味著吸氣過(guò)程中的壓力損失增大，應(yīng)考慮選取合適剛度的閥片降低吸氣過(guò)程中的壓力損失。

圖12 不同頻率下氣缸內(nèi)壓力變化Fig.12 Pressure variation in cylinder at different frequencies

不同頻率下氣缸內(nèi)質(zhì)量流量變化曲線如圖13所示，隨著工作頻率逐漸升高，氣缸內(nèi)質(zhì)量流量曲線波動(dòng)變化加劇，這與吸氣閥片在開啟過(guò)程中產(chǎn)生顫振現(xiàn)象有關(guān)。由于吸氣階段結(jié)束時(shí)吸氣閥片并未及時(shí)落回活塞上端面，且閥片延遲關(guān)閉量隨頻率的上升而增大，因此在吸氣階段結(jié)束、壓縮過(guò)程開始時(shí)，經(jīng)閥片與活塞間間隙泄漏的制冷劑量與閥片延遲關(guān)閉量呈正相關(guān)，即隨著工作頻率增大，冷劑泄漏量增加，壓力損失增大。

圖13 不同頻率下氣缸內(nèi)質(zhì)量流量變化Fig.13 Variation of mass flow rate in cylinder at different frequencies

不同頻率下線性壓縮機(jī)吸氣閥片所受最大應(yīng)力變化曲線如圖14所示，高壓比下吸氣閥片在整個(gè)工作過(guò)程中均受到較大應(yīng)力，且隨著頻率升高，應(yīng)力最大值增高、波動(dòng)范圍增大。

圖14 不同頻率下吸氣閥片所受最大應(yīng)力變化Fig.14 Variation of the maximum stress on suction valve plate at different frequencies

對(duì)于3組不同頻率條件下工作的吸氣閥片，找到其不同工作條件下的最大應(yīng)力集中點(diǎn)，與不同壓力比工況下吸氣閥片最大應(yīng)力集中點(diǎn)出現(xiàn)的位置相同，均出現(xiàn)在閥片根部。綜合不同工況、不同參數(shù)下吸氣閥片由于氣壓損失過(guò)大降低效率，以及在工作過(guò)程中受到較大應(yīng)力等情況，接下來(lái)優(yōu)化方向應(yīng)先考慮選取合適的閥片厚度并對(duì)應(yīng)力集中位置進(jìn)行優(yōu)化，從而達(dá)到減小氣壓損失、增加閥片壽命、提高線性壓縮機(jī)工作效率等目標(biāo)。

2.3 不同厚度下吸氣閥片運(yùn)動(dòng)特性分析

保持吸氣壓力為0.1 MPa，壓力比為8，工作頻率為60 Hz，通過(guò)改變吸氣閥片厚度來(lái)改變閥片剛度，探究不同厚度對(duì)吸氣閥片運(yùn)動(dòng)特性的影響。從圖15，16中可以看出，吸氣閥片的最大升程與膨脹過(guò)程中氣缸內(nèi)制冷劑的壓降大小有關(guān)。膨脹過(guò)程中壓降越大，膨脹過(guò)程結(jié)束后氣缸內(nèi)制冷劑氣體壓力越低，吸氣閥片開啟的最大位移就越大。而閥片厚度決定了閥片的開啟時(shí)間，隨著厚度增加，吸氣閥片的開啟時(shí)間略微滯后。吸氣閥片開啟后，閥片兩端在波動(dòng)的壓差作用下出現(xiàn)多次啟閉，啟閉幅度的大小隨著閥片厚度的增加而增大。吸氣閥片厚度為0.25 mm時(shí)，在吸氣過(guò)程中閥片出現(xiàn)了多次微小顫振，整個(gè)吸氣閥片在不斷的顫振中完成吸氣過(guò)程；而吸氣閥片厚度為0.35 mm時(shí)，在整個(gè)吸氣過(guò)程中出現(xiàn)了3次較大的顫振，幾乎沒有微小顫振，但隨著閥片厚度增加，線性壓縮機(jī)在工作過(guò)程中需要克服閥片啟閉產(chǎn)生的阻力也隨之增大，且延遲關(guān)閉的現(xiàn)象也更加嚴(yán)重。

圖15 不同厚度下吸氣閥片位移Fig.15 Displacement of suction valve plate at different thicknesses

圖16 不同厚度下氣缸內(nèi)壓力變化Fig.16 Pressure variation in cylinder at different thicknesses

增大閥片厚度對(duì)氣缸內(nèi)質(zhì)量流量變化的影響并不明顯，如圖17所示，減小閥片厚度可以略微改善制冷劑泄漏情況。圖18示出不同厚度下吸氣閥片所受最大應(yīng)力變化曲線，由于其應(yīng)力集中點(diǎn)常出現(xiàn)在閥片根部，所以不同厚度下吸氣閥片的開啟量越大，其根部所受的彎曲應(yīng)力就越大。綜合考慮氣缸內(nèi)制冷劑泄漏量大小和吸氣過(guò)程中的壓力損失，采用0.3 mm厚度的吸氣閥片可以提升線性壓縮機(jī)在吸氣過(guò)程中的工作效率。

圖17 不同厚度下氣缸內(nèi)質(zhì)量流量變化Fig.17 Variation of mass flow rate in cylinder at different thicknesses

圖18 不同厚度下吸氣閥片所受最大應(yīng)力變化Fig.18 Variation of the maximum stress on suction valve plate at different thicknesses

2.4 吸氣閥片線型優(yōu)化

對(duì)于厚度為0.3 mm的吸氣閥片在工作過(guò)程中受到較大彎曲應(yīng)力現(xiàn)象，通過(guò)對(duì)最大應(yīng)力集中點(diǎn)附近的閥片線型進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化，消除應(yīng)力集中現(xiàn)象；并且保證在單位時(shí)間內(nèi)質(zhì)量流量不變的前提下，增大閥片開啟時(shí)的通流面積以減小閥片的最大開啟量，從而減小閥片在開啟過(guò)程中所受的最大應(yīng)力及產(chǎn)生的壓力損失，優(yōu)化后的吸氣閥片結(jié)構(gòu)如圖19所示。其中，為保證吸氣閥氣密性，保持閥片整體形狀不變，在容易受到較大應(yīng)力的閥片根部，構(gòu)建R3型圓弧曲線，并通過(guò)半徑為2.76 mm的圓弧以及3.92 mm的切線分別與其兩側(cè)相連。利用“弧線-直線-弧線”結(jié)構(gòu)，相比較于單圓弧型結(jié)構(gòu)，可以有效阻止應(yīng)力沿圓弧傳遞，從而減小閥片所受的最大應(yīng)力；同時(shí)，將閥片根部的圓弧曲線適當(dāng)向外擴(kuò)張，既可以減小根部固定約束處所受的應(yīng)力，又可以增大閥片的開啟面積。

圖19 優(yōu)化后的吸氣閥片F(xiàn)ig.19 Optimized suction valve plate

圖20，21分別示出優(yōu)化后R3型圓弧曲線吸氣閥片與單圓弧吸氣閥片開啟量、質(zhì)量流量大小的比較。優(yōu)化后吸氣閥片的開啟量顯著減小，但吸氣過(guò)程中質(zhì)量流量大小并未發(fā)生明顯變化，并且在吸氣階段結(jié)束后，制冷劑的泄漏量由1.72 mg減少至0.599 mg。這是因?yàn)橄噍^于單圓弧吸氣閥片，R3型圓弧曲線吸氣閥片在開啟過(guò)程中有效通流面積更大，制冷劑可以更加均勻地進(jìn)入吸氣腔內(nèi)，從而減小吸氣過(guò)程中的壓力損失，如圖22所示。

圖20 優(yōu)化前、后吸氣閥片位移對(duì)比Fig.20 Comparison of displacement on suction valve plate before and after optimization

圖21 優(yōu)化前、后氣缸內(nèi)質(zhì)量流量變化對(duì)比Fig.21 Comparison of mass flow rate changes in cylinder before and after optimization

圖22 制冷劑流經(jīng)閥片表面時(shí)速度分布云圖Fig.22 The velocity distribution nephogram of refrigerant flowing through the valve plate surface

由于閥片最大開啟量減小，閥片發(fā)生顫振時(shí)的振幅減小，拍擊活塞端面時(shí)速度減小、所受應(yīng)力減小，如圖23所示。最大應(yīng)力相比優(yōu)化前減小了215.46 MPa，且整個(gè)吸氣過(guò)程中閥片所受應(yīng)力較為均勻，極大改善了原有吸氣閥片存在應(yīng)力突變的現(xiàn)象。

圖23 優(yōu)化前、后吸氣閥片所受最大應(yīng)力變化對(duì)比Fig.23 Comparison of the maximum stress changes on suction valve plate before and after optimization

根據(jù)文獻(xiàn)［16-17］可知，修正后的彈簧鋼S-N曲線表達(dá)式為：

式中 N ——循環(huán)次數(shù)；

S ——應(yīng)力幅，MPa。

在交變載荷作用下，一個(gè)載荷循環(huán)周期的應(yīng)力平均值Sm、應(yīng)力幅Sa和等效交變應(yīng)力幅Se表達(dá)式如下：

式中 Su——強(qiáng)度極限，MPa，Su=1 900 MPa。

根據(jù)上式計(jì)算可以得出，優(yōu)化后吸氣閥片的最小疲勞壽命由5.75×1011次循環(huán)增加到1.86×1016次，幾乎達(dá)到了無(wú)限次循環(huán)。

另外，由于制冷劑的泄漏量減少，線性壓縮機(jī)在工作過(guò)程中的質(zhì)量流量增加。線性壓縮機(jī)容積效率的計(jì)算公式如下：

式中 m ——系統(tǒng)的質(zhì)量流量；

ρsuc——線性壓縮機(jī)入口氣體密度；

Ap——活塞面積；

f ——線性壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)頻率；

xs——活塞行程。

通過(guò)式（6）可知，線性壓縮機(jī)的容積效率與質(zhì)量流量的大小呈正相關(guān)，即隨著工作過(guò)程中質(zhì)量流量的增加，線性壓縮機(jī)的容積效率增大。

3 結(jié)論

（1）基于雙向流固耦合模型，建立線性壓縮機(jī)吸氣閥片數(shù)值模型，并通過(guò)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的方法，得出一個(gè)工作周期內(nèi)線性壓縮機(jī)吸氣腔內(nèi)流場(chǎng)的動(dòng)態(tài)特性和吸氣閥片的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

（2）通過(guò)對(duì)不同工況下的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)吸氣閥片在高壓比、高頻率的工作條件下均會(huì)出現(xiàn)多次啟閉的現(xiàn)象。在這一過(guò)程中閥片產(chǎn)生顫振并受到較大的應(yīng)力，從而造成壓力損失。

（3）對(duì)3組不同厚度的吸氣閥片在高壓比、高頻率工況下的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行分析，綜合考慮氣缸內(nèi)制冷劑泄漏量大小和吸氣過(guò)程中的壓力損失，最后選用0.3 mm厚度的吸氣閥片可以提升線性壓縮機(jī)在吸氣過(guò)程中的工作效率。

（4）仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)，閥片所受應(yīng)力集中的部位主要出現(xiàn)在閥片根部在開啟過(guò)程中所產(chǎn)生的較大彎曲變形處。通過(guò)構(gòu)建“弧線-直線-弧線”結(jié)構(gòu)阻止應(yīng)力沿圓弧傳遞，使得閥片所受最大應(yīng)力減小了215.46 MPa，最小疲勞壽命由5.75×1011次循環(huán)增加到1.86×1016次，同時(shí)制冷劑的泄漏量由1.72 mg降低至0.599 mg，提升閥片使用壽命的同時(shí)改善了制冷劑泄漏現(xiàn)象。