電動渦旋壓縮機(jī)油氣分離器升氣管結(jié)構(gòu)類型對分離性能的影響

劉興旺 李迎福

（蘭州理工大學(xué)石油化工學(xué)院）

隨著電動汽車的蓬勃發(fā)展，電動汽車空調(diào)用渦旋壓縮機(jī)的研發(fā)成為研究焦點(diǎn)［1，2］。電動汽車空調(diào)用渦旋壓縮機(jī)正常運(yùn)轉(zhuǎn)需要其內(nèi)部油循環(huán)保持穩(wěn)定，所以需要高性能的油氣分離器將油滴從制冷劑氣體中分離，重新回流潤滑壓縮機(jī)。 若分離器分離效率過低，將導(dǎo)致大量潤滑油進(jìn)入空調(diào)系統(tǒng)并附著在蒸發(fā)器內(nèi)壁，造成蒸發(fā)器傳熱系數(shù)降低，影響換熱，使制冷系統(tǒng)的整體性能下降。 同時，分離器效率過低還會造成潤滑油無法回流壓縮機(jī)，導(dǎo)致壓縮機(jī)運(yùn)動副缺油，從而出現(xiàn)干燒故障。 所以，油氣分離對于渦旋壓縮機(jī)的正常運(yùn)行意義重大［3］。 油氣分離器內(nèi)部不含有相對運(yùn)動部件，整體結(jié)構(gòu)尺寸小，但其內(nèi)部流場湍流形式多樣復(fù)雜，各結(jié)構(gòu)之間相互協(xié)調(diào)制約影響。 其中，升氣管對分離性能有著極大的影響，諸多學(xué)者對分離器升氣管進(jìn)行了大量研究，得到了升氣管結(jié)構(gòu)因素對分離器分離效率和壓降的影響機(jī)理。

近年來，隨著工業(yè)的發(fā)展，傳統(tǒng)的旋風(fēng)分離器已難以滿足相關(guān)領(lǐng)域日益苛刻的要求，因此研究學(xué)者積極從事分離器性能改進(jìn)方面的基礎(chǔ)研究，這些工作基本上可以分成兩方面。 一方面是改進(jìn)旋風(fēng)分離器的配置和幾何尺寸，孫國剛和時銘顯進(jìn)行了一系列基本結(jié)構(gòu)尺寸原始優(yōu)化工作［4］；Hsiao T C 等也在前人的基礎(chǔ)上優(yōu)化了升氣管長度和筒體幾何尺寸［5］；Su Y X 等對筒體進(jìn)行了改造，研究了方形旋風(fēng)分離器的流場和分離特性［6］；Kepa A 進(jìn)行了大尺寸工業(yè)級旋風(fēng)分離器的尺寸優(yōu)化研究［7］。另一方面，研究學(xué)者們通過在旋風(fēng)分離器中加入額外部件來進(jìn)行相關(guān)研究，如Chmielniak T 和Bryczkowski A 設(shè)計(jì)了一種加入動態(tài)轉(zhuǎn)子的軸流順流式旋風(fēng)分離器，并進(jìn)行了試驗(yàn)和理論研究，得出了相應(yīng)的分離效率和壓降［8］。但是由于電動渦旋壓縮機(jī)油氣分離器屬于微型分離器，無法加裝額外部件，因此只能通過優(yōu)化基本結(jié)構(gòu)來改善分離器的分離性能。 升氣管是分離器實(shí)現(xiàn)油氣分離的主要區(qū)域，且升氣管的結(jié)構(gòu)對油氣分離器效率的影響很大，在此筆者分別對錐筒型、直筒型和錐型升氣管油氣分離器建立三維模型，探究升氣管結(jié)構(gòu)類型對分離器分離性能的影響規(guī)律。

1 計(jì)算模型和條件設(shè)置

1.1 三維模型

采用Solidworks 建立油氣分離器內(nèi)部流場域的三維模型，如圖1 所示。

圖1 油氣分離器內(nèi)部流場域的三維模型

油氣分離器基本結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：

排氣內(nèi)徑Dx4.8 mm

插入深度L 16.8 mm

筒體內(nèi)徑D 12 mm

筒體高度H 73 mm

筒體直徑D115 mm

排油口直徑D210 mm

進(jìn)氣口內(nèi)徑d 4 mm

分離器上筒高度H130 mm

分離器升氣管類型及其結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 分離器升氣管類型及其結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 網(wǎng)格劃分

通過ICEM 軟件對建立的油氣分離器內(nèi)部流場域三維模型進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分（圖2）。 考慮到速度和壓力在徑向位置變化比較劇烈，對徑向進(jìn)行網(wǎng)格加密。在壁面采用壁面函數(shù)，通過y+（邊界層厚度的描述參數(shù)）計(jì)算得到第1 層網(wǎng)格尺寸為0.02 mm。設(shè)置流體流動方向與網(wǎng)格垂直，以保證具有較高的計(jì)算精度。

圖2 油氣分離器內(nèi)部流場域三維模型網(wǎng)格劃分

1.3 數(shù)值模擬條件設(shè)置

RSM 模型基于各向異性假設(shè)，考慮了旋轉(zhuǎn)流動和漩渦變化的影響，有較強(qiáng)的模擬螺旋復(fù)雜湍流的能力，且計(jì)算精度高，故筆者選用RSM 模型進(jìn)行數(shù)值模擬。 由于進(jìn)入油氣分離器的液相油滴濃度低于10%，故將油滴視為離散相，用拉格朗日法進(jìn)行描述，并采用DPM 模型模擬計(jì)算。

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

油滴相進(jìn)口射源采用面射流源，速度與氣相進(jìn)口速度保持一致。 不考慮油滴之間的相互碰撞而造成的結(jié)合與破碎，將排氣管出口設(shè)置為逃逸條件（escape），油氣分離器的底部出口為捕捉條件（trap）。

壁面在無滑移邊界條件下，按標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理。

1.4 邊界條件設(shè)置

連續(xù)相介質(zhì)為R134a，密度為87.26 kg/m3，流體粘度為14.71 μPa·s；離散相為潤滑油PAG-56，密度為1 015 kg/m3，粒徑為1 μm。 分離器入口設(shè)置為速度入口，入口速度在壓縮機(jī)額定轉(zhuǎn)速3 000 r/min 下為10.2 m/s，出口條件為自由出口，壁面均設(shè)置為無滑移邊界條件，近壁面處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

2 數(shù)值模擬與結(jié)果分析

2.1 靜壓模擬結(jié)果分析

x=0 截面處靜壓力云圖如圖3 所示。 由圖3可以看出，5 組模型內(nèi)部靜壓分布對稱，呈現(xiàn)出明顯的分層現(xiàn)象。 排氣管口附近油氣分離器壓力變化最為劇烈， 最易產(chǎn)生二次流從而影響分離效率。 圖3d 中，排氣管口低壓核心區(qū)最大，且低壓核心不對稱，說明該區(qū)域的流場相對而言更不穩(wěn)定，更易產(chǎn)生二次流，不利于排氣管內(nèi)部的油氣分離，容易造成返混；升氣管內(nèi)的低壓核心出現(xiàn)了一定程度的彎曲和擺動，使得外層漩渦在分離器排油口附近向上反轉(zhuǎn)時產(chǎn)生局部偏心環(huán)流，把一部分已經(jīng)分離的油滴重新卷起。 如果旋轉(zhuǎn)中心搖擺不定， 低壓核心底部也會在分離器底部來回游走，卷起大量油滴，造成返混。 若低壓核心擺動幅度過大，碰到壁面，也會卷起油滴。 更有甚者， 低壓核心會延伸到分離器排氣口錐體部分，將其中的液滴攪起，更不利于油氣分離。從圖3 中可以看出， 錐筒型和錐型在一定程度上減弱了升氣管低壓核心的彎曲和擺動， 更有利于油氣分離。

圖3 x=0 截面處靜壓力云圖

2.2 切向速度模擬結(jié)果分析

x=0 截面處切向速度云圖如圖4 所示。 油氣混合物在油氣分離器內(nèi)部做螺旋運(yùn)動時受到離心力的作用， 而切向速度是離心力最主要的來源。由圖4 可以看出，5 組模型的切向速度分布與靜壓分布類似。 由圖4 所示的切向速度云圖可以明顯觀測到內(nèi)部漩渦旋轉(zhuǎn)中心的情況，其中直筒型和錐筒2 型、錐筒3 型升氣管油氣分離器內(nèi)部旋轉(zhuǎn)中心出現(xiàn)不同程度的彎曲，旋轉(zhuǎn)中心偏離分離器的幾何中心且伴隨左右擺動，表明這3 種類型的分離器內(nèi)部升氣管分離區(qū)流場比較紊亂，容易產(chǎn)生返混流，不利于油氣分離。 錐筒1 型與錐型升氣管分離器內(nèi)部旋轉(zhuǎn)中心未出現(xiàn)明顯彎曲，表明其內(nèi)部流場穩(wěn)定，紊流較少，因此這兩種分離器的流場情況需結(jié)合切向速度曲線做進(jìn)一步分析。

圖4 x=0 截面處切向速度云圖

圖5 為z=38 mm 截面處排氣管內(nèi)部切向速度沿徑向位置的分布曲線。 油氣混合物在油氣分離器內(nèi)部做圓周運(yùn)動時受到離心力的作用，而切向速度是離心力最主要的來源。 隨著油氣混合物在分離器內(nèi)高速旋轉(zhuǎn)，油滴由于密度較大，在切向速度的作用下，受到較大的離心力從而被甩至壁面，沉降至分離器底部，以達(dá)到油氣分離的目的。由圖5 可以看出，5 組模型升氣管內(nèi)部切向速度曲線對稱較好，切向速度隨自由渦半徑的增大而增大，到達(dá)峰值后，切向速度隨強(qiáng)制渦半徑的增大而減小，整體呈M 形分布，符合“蘭金渦”的特點(diǎn)。 相對于其他幾組模型，錐型升氣管內(nèi)部平均切向速度最高，所以錐型升氣管油氣分離器內(nèi)的油滴受到的離心力更大，更易分離。

圖5 z=38 mm 截面處排氣管內(nèi)部切向速度沿徑向位置的分布曲線

2.3 軸向速度模擬結(jié)果分析

圖6 為z=38 mm 截面處軸向速度沿徑向位置的分布曲線。 從圖6 中可以看出，在軸向速度曲線兩側(cè)的低谷區(qū)出現(xiàn)了一定范圍的負(fù)速度，表明分離器內(nèi)部存在滯流或者二次流，降低了分離效率。 根據(jù)油氣分離器內(nèi)的氣體流動，可將分離器內(nèi)的氣體分為上行渦和下行渦。 在理想狀態(tài)下，上行渦和下行渦之間有一個所有軸向速度都為零的點(diǎn)所形成的面，即零速包絡(luò)面。5 組模型都只有一層零速包絡(luò)面，說明5 種油氣分離器內(nèi)的紊流較小。 其中，錐型升氣管油氣分離器的零速包絡(luò)面半徑最小，說明排氣管下部錐型升氣管分離器的外旋流范圍更大，外旋流是油氣分離的主要區(qū)域，所以錐型更有利于油氣分離。 直筒型升氣管油氣分離器的零速包絡(luò)面半徑最大，說明排氣管下部直筒型升氣管分離器的外旋流范圍最小，不利于油氣分離。3 種錐筒型升氣管油氣分離器排氣管外旋流范圍介于錐型和直筒型之間。

圖6 z=38 mm 截面處軸向速度沿徑向位置的分布曲線

2.4 變轉(zhuǎn)速條件下的分離效率

對5 組模型進(jìn)行不同轉(zhuǎn)速下油氣分離器分離效率的模擬分析，結(jié)果如圖7 所示。 由圖7 可以看出，在各轉(zhuǎn)速下，錐型升氣管油氣分離器的分離效率都是最高的。 同時，適當(dāng)改變轉(zhuǎn)速可以提高油氣分離器的分離效率，但是分離效率的增長幅度逐漸放緩。 當(dāng)轉(zhuǎn)速超過6 000 r/min 時，油氣分離器分離效率出現(xiàn)了下降的趨勢，這是因?yàn)檗D(zhuǎn)速的提高使得渦旋壓縮機(jī)排氣量增大、入口速度增大，導(dǎo)致分離器內(nèi)切向速度增大，且由于油氣分離器的結(jié)構(gòu)尺寸較小， 當(dāng)轉(zhuǎn)速超過6 000 r/min時，流量過大，湍動程度增大，導(dǎo)致被甩至壁面的油滴被重新?lián)P起， 并返回氣相從而形成返混現(xiàn)象；同時，上行渦軸向速度過高，徑向速度增大，使得油滴停留時間變短，分離器底部的油重新被卷揚(yáng)夾帶出去，造成分離器分離效率下降。綜上所述，適當(dāng)提高轉(zhuǎn)速會使油氣分離器分離效率提高，有益于渦旋壓縮機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)。 但是當(dāng)超過一定轉(zhuǎn)速時， 雖然分離器仍具有較高的分離效率，但不能再通過提高轉(zhuǎn)速來提高分離效率。 而且壓縮機(jī)以過高轉(zhuǎn)速運(yùn)轉(zhuǎn)時，能耗高，經(jīng)濟(jì)性不佳。

圖7 不同轉(zhuǎn)速下的油氣分離器分離效率

3 結(jié)論

3.1 油氣分離器升氣管是上行渦和下行渦轉(zhuǎn)換的區(qū)域，可以通過對升氣管結(jié)構(gòu)的改變來提高油氣分離器的分離效率。

3.2 在5 組不同結(jié)構(gòu)的升氣管油氣分離器中，錐型升氣管分離器的分離效率最高。

3.3 適當(dāng)改變轉(zhuǎn)速可以提高油氣分離器的分離效率， 但過高或過低的轉(zhuǎn)速都不利于油滴分離，當(dāng)超過一定轉(zhuǎn)速時，雖然分離器仍處于較高的分離效率水平，但不能再通過提高轉(zhuǎn)速來提高分離效率。