楊國(guó)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(jī)系統(tǒng)企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室）

0 引言

車(chē)用空壓機(jī)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。空壓機(jī)的蝸殼是用來(lái)收集氣體，將氣體動(dòng)能轉(zhuǎn)化為壓能，并引向終端的重要部件。蝸殼對(duì)于整個(gè)空壓機(jī)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(chǎng)以及舌部對(duì)于空壓機(jī)性能的影響是非常有必要的。但是由于空壓機(jī)內(nèi)蝸殼氣體流動(dòng)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(jì)[1-3]，蝸殼內(nèi)部流場(chǎng)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(duì)蝸殼的某一點(diǎn)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(duì)蝸殼性能的影響，并從流場(chǎng)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(jì)提供指導(dǎo)。

1 物理模型和計(jì)算方法

研究對(duì)象為某離心空壓機(jī)，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速120000rpm，葉輪外徑61mm，該空壓機(jī)采用無(wú)葉平行壁板擴(kuò)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(gè)葉輪的網(wǎng)格。無(wú)葉擴(kuò)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(gè)流體域網(wǎng)格，如圖1(b)所示，為減小網(wǎng)格數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證（圖2），當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量增加到135萬(wàn)時(shí)，效率基本不再變化，并結(jié)合計(jì)算的時(shí)效性，最終確定計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)量為135萬(wàn)。

圖1 網(wǎng)格情況Fig.1 Grid situation

圖2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.2 Grid independence verification

流場(chǎng)計(jì)算采用商用CFD 軟件CFX，在CFX 中控制方程采用了時(shí)均三維N-S方程，紊流模型使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。計(jì)算中給定了整個(gè)級(jí)的進(jìn)、出口條件，將葉輪進(jìn)口延長(zhǎng)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(wú)滑移及絕熱壁面邊界條件。

2 初始蝸殼方案流場(chǎng)分析

傳統(tǒng)的蝸殼設(shè)計(jì)理論假定氣流沿整個(gè)無(wú)葉擴(kuò)壓器圓周均勻流出，即通過(guò)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(dòng)量矩不變?cè)砜傻玫轿仛そ孛嫔蠚饬魉俣妊貜较蚍植家?guī)律，然后通過(guò)截面的流量求得截面大小和蝸殼外壁的直徑，采用圓形對(duì)稱(chēng)截面蝸殼，初始設(shè)計(jì)模型如圖3(b)所示，提取φ=270°截面處流線，可以看出由于過(guò)流通道突然擴(kuò)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(yùn)動(dòng)到低壓區(qū)域，形成一對(duì)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(kuò)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(huì)導(dǎo)致蝸殼性能的下降。對(duì)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(kuò)散段的擴(kuò)散角θ，本文主要從這幾個(gè)方面對(duì)蝸殼進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

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

3 蝸殼氣動(dòng)方案優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 蝸殼截面形狀對(duì)性能的影響

除了圓形對(duì)稱(chēng)截面，蝸殼常用的截面形式還有圓形不對(duì)稱(chēng)截面、梨形截面和梯形截面等，本節(jié)研究了后三者對(duì)蝸殼性能的影響，計(jì)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(duì)稱(chēng)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(duì)稱(chēng)截面，性能上圓形不對(duì)稱(chēng)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(dòng)，但與圓形對(duì)稱(chēng)截面蝸殼不同，三種蝸殼截面內(nèi)只存在一個(gè)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(duì)稱(chēng)、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(dòng)形成；單旋渦的渦強(qiáng)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(duì)稱(chēng)蝸殼內(nèi)氣體流動(dòng)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?kù)o壓達(dá)到較大值；氣體在蝸殼內(nèi)經(jīng)過(guò)減速擴(kuò)壓，出口管路壓力值達(dá)到最大。沿蝸殼壁面，圓形不對(duì)稱(chēng)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(duì)稱(chēng)蝸殼的靜壓變化相對(duì)也較平緩，說(shuō)明在蝸殼內(nèi)部采用不對(duì)稱(chēng)蝸殼氣流分布更加均勻，流動(dòng)性能更優(yōu)。綜合考慮，空壓機(jī)蝸殼設(shè)計(jì)選取圓形不對(duì)稱(chēng)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(duì)性能的影響

采用一維方法來(lái)設(shè)計(jì)蝸殼型線的主要設(shè)計(jì)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(dòng)量矩守恒定律，即cu·r=常數(shù)，這與蝸殼內(nèi)部的實(shí)際氣體流動(dòng)狀況存在較大的差別。實(shí)際上，蝸殼進(jìn)口流場(chǎng)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(duì)流動(dòng)結(jié)構(gòu)的影響，使得蝸殼內(nèi)部的流場(chǎng)極為復(fù)雜，因此，研究蝸殼截面面積大小對(duì)整機(jī)性能影響是非常重要的。以不對(duì)稱(chēng)蝸殼為對(duì)象，在設(shè)計(jì)值附近選擇不同截面積共6 種方案來(lái)研究蝸殼截面面積對(duì)性能的影響，圖8為6個(gè)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(wú)葉蝸殼在不同截面面積下的計(jì)算結(jié)果，可以看出，整機(jī)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(shí)，整機(jī)的性能隨面積變化劇烈，而過(guò)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(jī)的性能都較優(yōu)，偏離較遠(yuǎn)時(shí)性能較差，蝸殼截面面積對(duì)整機(jī)的性能有顯著影響。

圖9 蝸殼截面面積對(duì)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(shí)，由于面積的過(guò)度擴(kuò)張，氣流徑向進(jìn)入蝸殼內(nèi)，使得擴(kuò)壓器內(nèi)的流動(dòng)極其不均勻，局部出現(xiàn)低速回流區(qū)；同時(shí)，較大的蝸殼截面面積讓蝸殼壁面對(duì)氣流的約束減弱，渦量較大，蝸殼室中心形成了單個(gè)大旋渦，造成整機(jī)的性能變差。隨著蝸殼截面面積變小，擴(kuò)壓器內(nèi)的流動(dòng)逐漸變得均勻，蝸殼壁面對(duì)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(guò)小時(shí)，蝸殼隔舌間隙過(guò)小，氣流撞擊蝸舌，使得擴(kuò)壓管路內(nèi)形成大面積低速區(qū)，造成整機(jī)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(guò)四種方案的比較可以看出，由于過(guò)大和過(guò)小的蝸殼截面面積使得蝸殼內(nèi)流動(dòng)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(qiáng)，蝸殼出口處的靜壓也大，綜合比較，方案5 的整機(jī)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(guò)四種方案的比較可以看出，整個(gè)蝸殼從進(jìn)口到出口溫度逐漸增加，這是因?yàn)閺娜~輪出來(lái)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(huì)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(shuō)明蝸殼內(nèi)部損失越大，效率也就越低。綜合來(lái)看，方案5 在葉輪進(jìn)口低溫區(qū)域大，說(shuō)明“轉(zhuǎn)-靜”部件動(dòng)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(diǎn)，方案5 整個(gè)擴(kuò)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(kuò)壓管擴(kuò)張角對(duì)性能的影響

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

以無(wú)葉蝸殼方案5 為研究對(duì)象，分別研究了5°、6.4°、7.8°和9.2°四種不同擴(kuò)張角方案，圖13為不同擴(kuò)張角的計(jì)算結(jié)果，可以看出，擴(kuò)張角的大小對(duì)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(kuò)張角能夠增大出口處的靜壓比，但總壓比會(huì)下降；隨著擴(kuò)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(qiáng)的同時(shí)總壓損失也增強(qiáng)。綜合比較，選擇效率最高的方案2為最佳方案。

圖13 擴(kuò)張角對(duì)性能影響Fig.13 Effect of expansion angle on performance

圖14 擴(kuò)張角對(duì)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(kuò)張角小，擴(kuò)壓管中沒(méi)有明顯的低速區(qū)域，沒(méi)有分流損失，動(dòng)壓損失小。從圖16的壓力云圖也可以看出這兩個(gè)方案擴(kuò)散段的壓力較均勻，且壓力梯度小。隨著擴(kuò)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(kuò)張角方案流線分布Fig.15 Streamline distribution of different expansion angle schemes

圖16 不同擴(kuò)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(kuò)張角方案的溫度分布云圖，對(duì)比方案1和方案2，較小的擴(kuò)張角，擴(kuò)散段會(huì)對(duì)氣流約束變強(qiáng)，增加摩擦損失，根據(jù)前面分析這樣會(huì)導(dǎo)致蝸殼擴(kuò)散段溫度的升高，所以方案1 在擴(kuò)散段有一高溫區(qū)域，所以綜合來(lái)看，方案2性能最佳。

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

通過(guò)以上優(yōu)化，最終方案在設(shè)計(jì)點(diǎn)仿真級(jí)效率為78.76%，較原機(jī)仿真效率的77.8%提高了0.96%，氣動(dòng)性能改善明顯。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的有效性，將空壓機(jī)實(shí)測(cè)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，搭建空壓機(jī)空氣性能測(cè)試臺(tái)，對(duì)優(yōu)化前后的空壓機(jī)進(jìn)行性能測(cè)試，測(cè)試原理如圖18所示，限定空壓機(jī)的轉(zhuǎn)速，通過(guò)調(diào)節(jié)閥門(mén)來(lái)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(jī)性能曲線，圖20 是原機(jī)與優(yōu)化后方案的測(cè)試結(jié)果。測(cè)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(jī)好，在設(shè)計(jì)點(diǎn)級(jí)效率提高0.95%，與仿真結(jié)果基本一致，說(shuō)明了仿真方法和優(yōu)化方法的正確性。

圖18 空壓機(jī)測(cè)試臺(tái)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(jī)性能曲線Fig.20 Air compressor performance curve

5 結(jié)論

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

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

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

4）搭建空壓機(jī)空氣性能試驗(yàn)臺(tái)，測(cè)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(jì)方案好，在設(shè)計(jì)點(diǎn)附近測(cè)試效率較原機(jī)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(jì)提供指導(dǎo)。