电动汽车涡旋压缩机内油气分离器的研究

刘兴旺，康小兵

（兰州理工大学 石油化工学院，兰州 730050）

0 引言

随着社会的发展，能源与环境问题被提到了新高度，推动了电动汽车的迅速发展［1］。为能更好地满足人们的需求，在研发与设计电动汽车时，配备一款高效稳定的汽车空调系统是必不可 少的［2-3］。

汽车空调系统对涡旋压缩机排出的高压制冷剂气体的含油率具有较高的要求［4］。如果高压制冷剂气体携带过高的含油率，将会在管壁上形成油膜，影响汽车空调系统的换热效果导致制冷效率下降，甚至造成涡旋压缩机回油量不足，引起动静涡旋盘的磨损、卡死等问题，从而降低涡旋压缩机的使用寿命，因此有不少学者在电动汽车涡旋压缩机油气分离器的优化上做了研究［5-8］。

近年来随着计算机流体力学（CFD）的迅猛发展，国内外学者大都采用CFD 技术对旋风分离器进行研究与优化［9-11］。油气分离器作为涡旋压缩机回收润滑油的重要部件，具有结构简单，效率高，能耗低等优点，其分离原理是油气混合物在旋转惯性作用下受力沿曲线运动而实现油气 分离［12］。

本文以某公司电动汽车涡旋压缩机前壳中的油气分离器为基础模型，其主要由油气分离器外筒与排气管两部分构成。排气管由上部的锥形管和下部的圆柱管所组成，内嵌入油气分离器外筒内，在不改变其结构尺寸的前提下，参照工程应用分析，对不同转速工况下的油气分离器的进口结构进行等面积改进。受试验手段与分析难度大等问题的限制，现利用仿真的手段来进行研究分析的目的。通过借助FLUENT15.0 软件中RSM 模型对油气分离器进行三维仿真计算，分析涡旋压缩机在不同转速下，进口结构对油气分离器分离性能的影响规律，从而为今后电动汽车涡旋压缩机油气分离器模型的优化与设计打下 基础。

1 油气分离器三维仿真模型的建立

1.1 基础模型

本文研究的电动汽车空调涡旋压缩机的油气分离器的进口形状为圆形。根据涡旋压缩机的转速范围为1 000～10 000 r/min，其排量（压缩机吸气容积）为14 cm3/r，计算得出油气分离器的进口速度的范围3.4～34 m/s。在电动汽车空调系统中，受体积、重量等因素的影响，油气分离器被装置在涡旋压缩机的前壳中，如图1 所示。

图1 电动汽车涡旋压缩机油气分离器Fig.1 Oil-gas separator of scroll compressor for electric vehicle

制冷剂气体与润滑油的混合物经过排气腔，从前壳体的进气口处进入油气分离器中，受到离心惯性力的作用，让油滴从油气混合物中甩脱出来，碰到分离器的内壁上，在自身重力及压差的影响下，使汇集到分离器底部的润滑油通过排油口回流至背压腔，分离后的气相制冷剂由分离器排气管排出，从而进入制冷系统。

1.2 三维模型及网格划分

利用SolidWorks 软件，建立不同进口结构的油气分离器三维几何模型，总高度H=74 mm，其中排气管直径Dx=5.25 mm、筒体直径D=15 mm，排气管插入深度H1=31 mm、锥体高度H2=1.5 mm和排油口直径D1=12 mm。上圆筒体与锥体的交界面的中心为原点，进口结构尺寸见表1。

表1 油气分离器的进口结构尺寸Tab.1 Inlet structure dimensions of oil-gas separator

其混合气体从进口处切向进入油气分离器内部，分离出的液相油滴将从底部流出，而经过分离后的气体将从顶部排气管流出，如图2 所示。

图2 油气分离器几何模型Fig.2 Geometric model of oil-gas separator

接着采用高度智能化前处理器ICEM 软件，对油气分离器的三维几何模型进行计算域网格划分，并对流线弯曲，旋转快速变化的壁面及内外旋涡交界处进行网格加密，最终确定网格数为 764 632 万，网格质量在0.5 以上，图3 示出划分好的以六面体结构化网格为主的模型。

图3 油气分离器网格划分Fig.3 Grid division of oil-gas separator

1.3 边界条件

在计算过程中油气分离器内的油气质量百分比为8%，将进口设置为速度入口，进口速度在涡旋压缩机额定转速3 000 r/min 工况下为10.2 m/s，出口设置为自由流出口。以R134a 作为连续相，密度为87.26 kg/m3，黏度为1.471×10-5Pa·s，用欧拉法描述，湍流模型采用雷诺应力模型（RSM）；在进入油气分离器的液相油滴含量较少，密度为1 015 kg/m3，其浓度低于10%，则将油滴视为离散相，用拉格朗日法描述，采用DPM 模型进行模拟计算，未考虑油滴对流体的作用，忽略了油滴之间的碰撞、破碎凝聚现象和油滴与壁面间的耦合 作用。

（1）气相场的离散格式选用能加快收敛的SIMPLEC 算法，差分格式用QUICK 格式，压力插值采用能解决高速旋流的PRESTO 格式，湍流的湍动能和耗散率均设置为二阶迎风格式，两相流模式采用考虑油滴与流体离散涡之间相互作用的随机游走模型（DRW）。

（2）油滴相进口射源采用面射流源，速度与气相速度保持一致。忽略油滴之间的相互碰撞而导致的结合与破碎，将排气管出口设为逃逸条件（escape），油气分离器底部出口采用捕捉条件（trap）。

（3）壁面为无滑移边界条件，采用标准壁面函数处理。

2 模拟计算结果分析

2.1 速度分析

针对改进后不同进口结构的油气分离器，通过控制变量的方法，在保持分离器长度、出口管径、筒体直径等几何参数、温度、压力等其他参数不变的状况下，分析油气分离器分离特性的变化规律。本次仿真计算，选用电动涡旋压缩机额定转速为3 000 r/min 的工况，对比观测4 种不同进口结构分离器的内部流动规律。油气分离器内部流场属于三维旋涡运动，其中切向速度与轴向速度是影响油气分离器性能的主要因素，本文主要分析这两种速度的分布规律来探究四种不同进口结构分离器的差异。

2.1.1 切向速度

图4 所示为不同进口结构的油气分离器在Z=-5 mm 和Z=10 mm 不同截面处的切向速度分布云图。从图中可以得出，不同进口结构的油气分离器的切向速度都能表现出传统的Rankine 组合涡特征，并且都具有良好的轴对称性，突显了油气分离器内强旋流的特点。通过研究不同进口结构分离器的切向速度得出，不同高度处的油气分离器的切向速度是变化的，且随着轴向方向逐渐减小，主要是因为气流的旋转强度减弱所造成。圆形进口与矩形-3 进口分离器的切向速度很接近，而矩形-1 和矩形-2 进口分离器的最大切向速度沿径向位置离器壁面较近，壁面附近处的切向速度也较大，这表明液相油滴所受到的离心力增加，气液两相流中的油滴更容易被从混合气体中甩至分离器壁面，被壁面收集，有助于分离效率的提高。

2.1.2 轴向速度

图5 为4 种不同进口结构油气分离器在Z=-5 mm、Z=10 mm 截面处的轴向速度分布云图。由图可以看出，4 种分离器的最大轴向速度主要都分布在排气管壁面的两侧，且矩形-1 进口分离器的轴向速度分布云图对称性好，能有效改善聚集在器壁的油滴被重新卷扬起来的情况。此外，油气分离器中的轴向速度，沿轴向方向进行变化的幅度较大。同时，外侧下行涡的轴向速度受壁面效应影响，从分离器外筒的内壁面处开始由零逐渐增大，之后减小，速度变化较小；而内侧上行涡的轴向速度随半径的减小先逐渐增大而后逐渐减小至低谷处最小值。

图5 分离器在不同截面处的轴向速度云图Fig.5 Axial velocity nephogram of the separator at different sections

相比圆形进口分离器，矩形-3 与矩形-2 进口分离器的轴向速度分布对称性较差，容易造成气流输送上的“短路”，对油滴的分离很不利。矩形-2 与矩形-1 进口分离器的下行涡轴向速度都增大，但矩形-1 进口分离器的下行涡轴向速度增大明显，上行涡的轴向速度减小，主要是在排气管中受到的壁面摩擦力较大所造成。通过综合分析比对几种不同进口结构油气分离器的流场，发现矩形-1 进口分离器的内部流场对称性好，壁面附近处的切向速度、轴向速度增大明显，促使其分离性能较优。

2.2 压降分析

本文以某样机的油气分离器为研究对象，进口形状为圆形，进口面积与3 种矩形进口面积相等，结合式ΔP=ξvin2ρ/2［9］，利用经验模型对4 种不同进口结构的油气分离器压降进行计算，其计算公式和结果见表2，表中a，b 分别代表分离器的进口宽度和高度；Dx为分离器的排气管 直径。

表2 压损系数的经验公式Tab.2 Empirical formula of pressure loss coefficient

利用数值模拟方法研究5 组不同转速下的压降，其结果如图6 所示。随着涡旋压缩机转速的提升，压降呈现抛物状上升。因为转速的增大导致进口流速变大，加剧了气流与器壁之间的摩擦损失及排气管内的动能耗散。不同的压降经验模型对油气分离器的计算结果相差较大，并都随着转速的增大而增大，其中Coker 公式与数值模拟的结果比较接近，说明数值模拟对于油气分离器的压力损失计算具有一定的准确性。

图6 不同转速下压降模型和数值模拟结果对比Fig.6 Comparison of pressure drop model and numerical simulation results at different speeds

进口结构对油气分离器的压降影响很大，其中随着转速的变化压降最小的为矩形-3 进口分离器，而矩形-1 和矩形-2 进口分离器相比圆形进口分离器的压降有所增大，其中矩形-1 进口分离器的压降增大明显，但小于经验模型的计算结果。其原因主要是进口结构变为a:b=3.14:4 时，最大切向速度处的径向位置距离壁面较近，在壁面附近的油滴浓度增大，从而造成气流与壁面间的摩擦力增大，即压降增加。对比3 种矩形进口分离器发现，随着高宽比值的增大，压降也逐渐增大，但都满足于工程应用。

2.3 分离效率分析

分离效率是考量油气分离器性能的关键指标。本文利用DPM 模型计算了不同转速工况下，4 种不同进口结构油气分离器内的不同粒径油滴的分离效率，模拟数据见表3。

表3 4 种不同进口结构油气分离器分离效率Tab.3 Separation efficiency of oil-gas separators with four different inlet structures

由表可知，在油滴粒径较小时，油气分离器受进口结构的影响较大，其中矩形-1 进口分离器的分离效率最高，其次是矩形-2 进口分离器。圆形进口与矩形-3 进口分离器的分离效率相对较差。以转速3 000 r/min 为例，当油滴粒径大于 1 μm 时，圆形进口分离器的分离效率为62.84%，矩形-1 进口分离器的分离效率为74.97%，分离效率提升了19.30%；当油滴粒径大于2 μm 时，圆形进口分离器的分离效率可以超过92.56%，矩形-1 进口分离器的分离效率达到了95.83%，分离效率仅提升了3.53%；当油滴粒径大于3 μm 时，圆形进口分离器的分离效率达到99.32%，而矩形-1 进口分离器的分离效率达到99.36%，相比圆形进口分离器的分离效率提升幅度很小。说明4 种油气分离器在大流量下，对于2 μm 以上的油滴都具有很高的分离效率。

此外，4 种油气分离器的分离效率对转速的变化也很敏感，都随转速的升高而增大，而当转速到达3 000 r/min 时，油气分离器已保持很高的分离效率了，继续依靠提升转速来提高油滴的分离效果已不再显著，即可保证低能耗下的油气分离拥有高效的分离性能。

2.4 油滴轨迹追踪

为探究4 种不同进口结构分离器流场对油滴运动的影响，分析了3 种不同粒径的油滴在转速为3 000 r/min 时的运动轨迹，如图7 所示。

图7 分离器内不同油滴粒径运动轨迹Fig.7 Trajectory of different oil droplet size in the separator

从图可以看出，在其他因素一定时，不同油滴粒径在分离器内部的运动轨迹变化很大。当油滴粒径较小时，不但受到的离心力较小，还对气流有较强的跟随性，很容易被气流携带，则油滴运动轨迹较长，使油滴不能有效沉积到壁面，从而致使油滴的逃逸量增大。当油滴粒径较大时质量大，受到的离心力较大，则随气流运动的时间短，能较快的沉积到壁面而被捕集，因此有很好的分离 效果。

此外，同一粒径油滴在不同进口结构分离器内部的运动轨迹是不相同的，油滴运动受进口结构的影响很明显。在油滴粒径为1 μm 时，4 种分离器都无法进行完全分离，但矩形-1 和矩形-2进口分离器的液相油滴逃逸量较低；当油滴粒径为2 μm 时，矩形-1 进口分离器基本都可以实现完全分离，呈现出完整的螺旋下行运动。矩形-2进口分离器的逃逸量较少，分离效果优于矩形-3和圆形进口分离器；而当油滴粒径为3 μm 时，圆形、矩形-1 和矩形-2 进口分离器都实现了完全分离，而矩形-3 进口分离器仍有逃逸量的产生。矩形-1 分离器在分离性能上比另外3 种进口分离器具有较大的优势。由此发现，矩形进口分离器的进口宽度变窄，有助于提升分离性能。

3 结论

（1）矩形进口分离器随着高宽比的增大，压降也逐渐增大。在满足压降经验模型计算条件下，矩形-1 进口相比另外3 种进口分离器流场对称性好，有助于提升分离性能。

（2）升高转速在一定程度上能提升油滴的分离效率。当转速处于3 000～5 000 r/min 时，矩形进口变窄，既能保证低功耗，还能提升对小粒径油滴的分离效率。

（3）油滴运动受进口结构的影响很大，矩形-1 进口分离器性能具有较大优势。