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Korean Journal of Air-Conditioning and Refrigeration Engineering

ISO Journal TitleKorean J. Air-Cond. Refrig. Eng.

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ISSN : 1229-6422 (Print)
ISSN : 2465-7611 (Online)

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Korean Journal of Air-Conditioning and Refrigeration Engineering

Korean J. Air-Cond. Refrig. Eng. Vol. 30, No. 12, p.576-585

ISSN (print) :

1229-6422

ISSN (online) :

2465-7611

Received : 4 September 2018Revised : 19 October 2018Accepted : 29 October 2018

DOI :

http://dx.doi.org/10.6110/KJACR.2018.30.12.576

전동식 스크롤 압축기의 축 방향 순응 기능 향상에 대한 연구

A Study on the Improvement of Axial Compliance Function for an Electric Scroll Compressor

최재웅 (Jae-Woong Choi) ¹ 임정택 (Jeong-Taek Lim) ¹ 김현진 (Hyun-Jin Kim) ²^†

인천대학교 대학원 기계공학과 대학원생 (Graduate Student, Graduate School of Mechanical Engineering, Incheon National University, Incheon, 22012, Korea)
인천대학교 기계공학과 교수 (Proffesor, Dept. of Mechanical Engineering, Incheon National University, Incheon, 22012, Korea)

^†Corresponding author, E-mail: kimhj@inu.ac.kr

License :

No part of this publication may be reproduced or distributed in any form or any means, or stored in a data base or retrieval system, without the prior permission of the publisher(www.sarek.or.kr).

Abstract

For an electric scroll compressor used for automobile air conditioning, a way of improving the axial compliance mechanism has been suggested, and an analytical study has been performed to demonstrate improved performance. For this improvement, a back pressure hole is suggested to be made, at the location such that it is to be exposed to central high pressure compression chambers, while limiting exposure time by partially covering the hole inlet with fixed scroll wrap tip. In this way, back pressure build-up time was significantly shortened, with no drawback in mass flow rate, compared to the conventional back pressure hole mechanism.

Key words

스크롤 압축기(Scroll compressor), 축 방향 순응(Axial compliance), 배압실(Back pressure chamber), 배압공(Back pressure hole)

기호설명

a,b,c：랩 형성 인자

A：단면적 [m²]

F：힘 [N]

g：중력 가속도 [m/s²]

L：손실 [kw]

$\dot{m}$ ：유량 [kg/s]

M：질량 [kg]

n：폴리트로픽 지수

P：압력 [Pa]

P_a：대기압 [Pa]

R：기체 상수 [J/(mol·K)]

t：시간 [s]

T：온도 [K]

U：속도 [m/s]

V：부피 [m3]

δ：축 방향 간극 [m]

λ：마찰 계수

μ：점성 계수 [μPa·s]

ρ：밀도 [kg/m³]

$φ$ ：폴리노미알 랩 형성 각도 [°]

하첨자

a：축 방향

bp：배압실

c：압축실

d：토출실, downstream

OS：선회 스크롤

r：반경 방향

s：흡입실

u：upstream

1. 서론

순수 전기차 및 하이브리드 차량의 시장 확대가 예상되는 가운데 이러한 친환경 차량의 에어컨용으로 가장 적합하다고 여겨지는 전동식 스크롤 압축기에 대한 기술 개발도 계속 진보해 오고 있다. 전동식 스크롤 압축기는 일반적으로 냉매를 압축하는 압축부, 압축기를 구동시키는 모터부 그리고 모터를 제어하는 인버터부로 크게 세 가지로 나뉘어진다(Fig. 1 참조). 그 중 압축부는 고정 스크롤과 선회 스크롤로 구성된다. 스크롤 압축기의 압축부 효율을 높여 주는 데는 고정 스크롤과 선회 스크롤 간의 틈새를 통해 일어나는 누설을 최소화해주는 것이 관건이다. 축 방향 간극에서 발생하는 누설을 최소화 해주기 위해 차량용 전동식 스크롤에서 최근 적용하는 축 방향 순응(axial compliance) 수단으로는 선회 스크롤 후방에 배압을 걸어 주는 배압실 방식이며, 반경 방향 누설간극을 최소화하기 위해서는 스윙 부시 방식이 주로 적용되고 있다.

Fig. 1. Schematic cross-sectional view of an electric scroll compressor for mobile air conditioning.

축 방향 순응을 위해 스크롤 후방에 배압을 걸어 줄 경우 선회 스크롤이 고정 스크롤 쪽으로 밀려 붙여지게 되며, 이때 선회 스크롤과 배압실 사이에 간극이 발생하는 것을 해결하기 위한 다양한 수단들이 사용되고 있다. 배압실과 선회 스크롤 후면 사이에 윤활성과 탄성이 있는 금속 박판(separating plate)의 탄성 변형을 이용하여 이 박판이 선회 스크롤 경판 후면에 항상 밀착되어 있도록 하거나, 선회 스크롤 경판 후면에 원형 그루브를 가공하고, 그 안에 탄성을 갖는 오링과 같은 밀봉 부재를 삽입하기도 한다.

배압실 압력(back pressure) 수준은 바람직하게는 배압실에서 발생하는 배압력(F_bp)의 크기가 압축실 내부의 축 방향 가스력(F_a)보다 적절한 수준으로 크게 형성되도록 해주어야 한다. 배압력이 축 방향 가스력보다 너무 클 경우 선회 스크롤과 고정 스크롤 사이 마찰손실이 커지게 되며, 배압력이 모자랄 경우 선회 스크롤이 전복(tilting) 되는 순간이 발생하게 된다. 배압실 압력(P_bp)수준은 배압실로 드나드는 냉매/오일의 유동량에 의해 결정된다. 배압실로 들어오는 유동 통로로는 고압(P_d)의 토출실 또는 유분리실로부터 감압 수단을 거쳐 냉매/오일이 배압실로 들어오는 통로, 중간압(P_c)상태의 압축실로부터 배압실로 냉매/오일이 들어오거나 또는 나가게 해주는 통로, 그리고 배압실에서 감압 수단을 통해 모터실이나 흡입실과 같은 저압부(P_s)로 냉매/오일이 나가게 해주는 유출 통로 등이 있다.

유분리실에서 토출 가스 내에 혼재되어 있는 오일과 냉매 가스가 분리된 후, 분리된 오일은 유분리실 하단에 모아졌다가 감압 노즐이 내장된 오일 리턴 통로를 통해 모터실로 되돌려지는데, 이때 이 오일 리턴 통로 중간에 배압실로 연통되는 곁가지 통로(P_d → P_bp)가 형성되게 하고, 또 한편으로는 선회 스크롤 경판부에 배압공을 뚫어 압축실과 배압실이 연통되도록 하는 통로(P_c ↔ P_bp)가 있는 배압 형성의 경우^(1-³⁾, 선회 스크롤 경판에 배압공을 형성하는 방식은 구조가 간단하고 가공이 용이하나 압축기 초기 구동이나 이상 상태 발생시 적정 배압으로 돌아오는데 걸리는 시간이 오래 걸린다는 단점이 있다.

다른 형태의 배압실 구성으로는 유분리실로부터의 오일을 그루브와 같은 좁고 긴 통로를 통과케 하여 감압시키는 수단 또는 볼-스프링 밸브와 같은 압력조절밸브와 결합하는 수단을 통해 바로 흡입압 환경의 흡입실로 돌아가게 하고, 압축실 중앙의 고압에 가까운 부위에 선회 스크롤 랩을 관통하는 배압공을 뚫어 고압부 냉매를 배압실로 받아들이고, 배압실 유출 통로로는 배압실에 돌출되어 있는 크랭크 축 헤드부에서 축 내부를 따라 형성된 중공홀을 통해 축 서브 베어링 간극을 거쳐 모터실로 나가게 하는 통로가 있다.^(4,⁵⁾ 이럴 경우 압축기 초기 구동이나 이상 상태 발생시, 선회 스크롤 순응이동 후 다시 적정 배압으로 돌아오는데 걸리는 시간이 짧으나 선회 스크롤 랩을 길이 방향으로 관통하는 긴 홀을 가공해야 한다는 단점이 있다.

Fig. 2는 선회 스크롤 경판에 배압공을 뚫은 경우와 선회 스크롤 랩을 관통하는 배압공을 뚫은 경우, 선회스크롤의 선회 운동에 따라 배압공이 고정 스크롤과의 조합을 통해 형성되는 압축실 내에서의 상대적인 위치 비교를 보여 준다. 선회 스크롤 경판에 배압공이 뚫린 경우, 선회 스크롤 선회 운동에 따라 배압공의 여닫힘이 발생하며, 선회 스크롤 랩을 관통하는 배압공의 경우에는 항상 닫혀 있다가, 선회 스크롤이 축 방향으로 밀려나 고정 스크롤로부터 떨어지게 되는 경우에만 열리게 된다.

Fig. 2. Back pressure hole opening and closing.

본 연구에서는 축 방향 순응 기구에 대한 개선안을 제시하고 개선한 축 방향 순응 기구에 대한 성능을 수치해석적 시뮬레이션을 통해 평가해 보고자 한다.

2. 성능해석 대상 모델

2.1 폴리노미얼 스크롤

수치해석적 성능해석 시뮬레이션에 사용된 전동식 스크롤 압축기의 스크롤은 폴리노미얼 스크롤로서 행정체적은 33 cc이고, 냉매는 R134a이다. 폴리노미얼 스크롤은 스크롤 랩 형상이 폴리노미얼 곡선에 기초하여 이루어지는 스크롤을 말한다. 폴리노미얼 곡선은 랩 두께 및 피치를 변화시킬 수 있어 소형화와 같은 효과적인 랩 설계를 할 수 있다. 폴리노미얼 스크롤의 기본이 되는 Fig. 3의 위치 반경 R_s, 생성원 반경 R_g는 식(1)과 같다.

Fig. 3. Polynomial curve.

(1)

R_{s} = a (φ^{2} - 2) + b φ + c R_{g} = \frac{\partial R_{s}}{\partial φ} = 2 a φ + b

2.2 축 방향 순응 기구(배압실)

축 방향 순응 기구인 배압실 구조에서 순응 기능 개선을 위해 배압공을 선회 스크롤 경판에 마련하되 통상적인 중간압 영역 위치가 아닌 고압 영역에 위치하도록 하고, 이 때 배압공이 선회 스크롤 선회 운동에 따라 이동하되 고정 스크롤 랩에 대부분이 가려지고 일부 구간에서만 압력실 공간에 노출될 수 있도록 해준다. Fig. 4는 이같이 설계된 배압공을 보여주는데, 점선으로 표현된 원은 배압공의 이동경로를 나타낸다. 배압공은 선회 스크롤과 같은 선회 반경을 가지고 공전하기 때문에 배압공이 고정 스크롤 랩에 의해 상당 구간 가려지도록 하기 위해서는 랩 안쪽 부분의 두께를 선회 반경의 두 배 수준에 가깝도록 설계해야 한다.

Fig. 4. Newly designed back pressure hole.

압축실의 고압 영역에서 배압실로 유입되는 유동은 중앙부 배압공을 통해 일어나고, 배압실로부터 흡입 압력 환경의 모터실로 유출되는 유동은 Fig. 1에서와 같이 축 내부의 홀을 지나 서브 베어링 간극을 통하는 누기 통로(bleeding passage)를 통해 일어나도록 한다. 배압실의 압력은 이 두 가지 유동의 유동량에 의해 결정되게 된다.

3. 성능 해석

3.1 압축실 압력 및 가스력 계산

어느 한 압력실로 들어오고 나가는 유동을 고려하여 식(2)와 같이 그 압력실의 질량을 시간에 따라 구할 수 있다.

(2)

M_{c} = M_{c} - \int_{0}^{t} (- {\dot{m}}_{R a d i a l, i n} - {\dot{m}}_{A x i a l, i n} + {\dot{m}}_{R a d i a l, o u t} + {\dot{m}}_{A x i a l, o u t}) d t

여기서 압력실로 들어오고 나가는 유동은 Fig. 5에서와 같이 스크롤 랩 선단과 상대 스크롤 경판 사이의 축 방향 간극을 통해 흐르는 누설(

\dot{m}

_Axial,in,

\dot{m}

_Axial,out)과 스크롤 랩 측면 간극을 통해 흐르는 누설(

\dot{m}

_Radial,in,

\dot{m}

_Radial,out)이 있다.

Fig. 5. Mass flows into and out of a compression chamber.

축 방향 간극 누설 및 반경 방향 간극 누설은 각각 식(3) 및 식(4)로 구할 수 있다.⁽⁶⁾

(3)

\frac{P - P_{a}}{ρ g} = λ_{a} \frac{L}{2 δ_{a}} \frac{U_{m}^{2}}{2 g}, λ_{a} = α (\frac{ρ 2 δ_{a} U_{m}}{μ})^{- β} (α = 3.61, β = 0.45)

(4)

\frac{P - P_{a}}{ρ g} = \int_{- ϕ_{0}}^{ϕ_{0}} λ_{r} \frac{R d ϕ}{4 m_{ϕ}} \frac{U_{ϕ}^{2}}{2 g}, U_{ϕ} = \frac{δ}{h} U_{m}, λ_{r} = α (\frac{ρ 4 m_{ϕ} U_{ϕ}}{μ})^{- β} (α = 3.61, β = 0.45)

반경방향 간극 누설 식(4)에서 R은 스크롤 랩의 곡률 반경이고, δ는 최소 측면 간극이며 u_m은 최소 간극에서의 평균 유속이다. h 및 u_φ는 랩 각도에 따라 변화하는 국지적인 값들로서 각각 랩간 측면 간극 및 간극 통로에서의 평균 유동 속도다. Φ₀는 최소 간극점에서부터 좁은 누설 경로가 유지되는 랩 각도로서 여기서는 10°로 설정하였다.

식(3) 및 식(4)에서 간극 속도 u_m을 구하여 간극 단면적 및 밀도를 곱해주면 각종 통로에서의 질량 유량을 구할 수 있다. 이들을 가지고 식(2)로부터 압축실의 질량을 구하면, 이로부터 밀도를 ρ_c = M_c/V_c로 구하고, 밀도와 엔트로피를 가지고 Refprop 7.0을 통해 식(5a), 식(5b)와 같이 압력과 온도를 구할 수 있다.

(5a),(5b)

P_{c} = P (ρ_{c}, s), T_{c} = T (ρ_{c}, s)

배압실 압력도 압축실 압력과 동일한 방법으로 압력과 온도를 구한다.

가스를 압축하는데 소요되는 동력 W_indi는

W_{i n d i} = - \int_{}^{} p d V

에서 각 압축실의 체적 변화에 따른 압력을 적용하여 구할 수 있다.

또한 각 압축실의 압력으로부터 선회 스크롤과 고정 스크롤 사이의 축 방향 가스력 F_a를 식(6)과 같이 구할 수 있다.

(6)

F_{C h a m b e r} = \sum_{}^{} A_{C h a m b e r} (P_{C h a m b e r} - P_{s}) F_{T i p} = \sum_{}^{} A_{T i p} (P_{T i p} - P_{s}) F_{a} = F_{C h a m b e r} + F_{T i p}

여기서, P_Chamber는 각 압축실의 압력, A_Chamber는 각 압축실의 면적이고, P_Tip은 랩 선단을 누르는 압력으로 랩 선단을 둘러싼 두 압축실의 평균값을 적용하였으며 A_Tip은 랩 선단의 면적을 나타낸다.

3.2 배압실 압력

배압실 압력도 압축실 압력 계산과 마찬가지로 배압실로 드나드는 질량 유량을 고려하여 밀도를 구하고 이로부터 Refprop 7.0을 통해 구할 수 있다. 배압실 밀도 및 압력은 각각 식(7) 및 식(8)과 같다.

(7)

ρ_{B P C} = \frac{M_{B P C} (0) - \int_{0}^{t} ({\dot{m}}_{B P H} - {\dot{m}}_{B l e e d i n g}) d t}{V_{B P H} (0) - S_{O S} δ}

(8)

P_{B P C} = P (ρ_{B P C}, s)

여기서 S_OS 및 δ는 각각 배압실에 접해 있는 선회 스크롤 경판 면적 및 축 방향 이동 거리이고,

\dot{m}

_BPH 및

\dot{m}

_Bleeding 은 각각 배압실 유입 및 유출 질량 유량으로 다음과 같다.

3.2.1 배압공 유동( $\dot{m}$ _BPH)

압축실에서 배압공을 통해 배압실로 들어가는 유동은 배압공이 고정 스크롤 랩에 의해 가려져 있는 경우와 배압공이 고정 스크롤 랩에 의해 가려지지 않고 압축실에 노출되어 있는 경우로 나누어 생각할 수 있다. 배압공이 고정 스크롤 랩에 의해 가려져 있는 경우는 Fig. 4와 Fig. 6(a), Fig. 6(b)에서와 같이 통로 높이는 축 방향 간극 δ와 같고 흐름 방향으로는 스크롤 랩 외주면에서 배압공까지의 다양한 거리(r_i-r_BPH)를 갖는 좁고 긴 2-D 채널 유동 형태가 된다. 축 방향 간극 δ는 0~0.1 mm까지 변화하며, 흐름 방향 거리는 긴 경우 10 mm 수준이다. 선회 스크롤 경판면과 고정 스크롤 랩 선단면과의 축 방향 간극(δ)은 흐름 방향 거리(r_i-r_BPH)에 비해 매우 작다. 이 2-D 유동장을 중심각이 10도인 n개의 작은 채널들로 이루어져 있다고 간주하면, Fig. 4에서 배압공이 t₁에 있는 경우에는Fig. 6(a)과 같이 n개의 채널들을 나타낼 수 있고 배압공이 t₂에 있는 경우에는 Fig. 6(b)와 같이 n개의 채널들을 나타낼 수 있다.

Fig. 6. Flow pattern from compression chamber to back pressure chamber through back pressure hole.

따라서 압축실에서 배압공을 통해 배압실로 들어가는 총유량을 구하기 위해

Δ P = f \frac{d r}{2 δ} \frac{ρ v^{2}}{2}

에

f = α (\frac{ρ v (2 δ)}{μ})^{- β}

와

\dot{m} = ρ v (2 π r δ)

를 대입하고 적분하여

\dot{m}

에 대해 정리하면 식(9)로 표현된다.

(9)

\dot{m} = \sum_{i = 1}^{n} \dot{m_{i}} = \frac{1}{36} \frac{Δ P 2 ρ (2 δ)^{3} (β - 1)}{α μ^{β} π^{β - 2} \sum_{i = 1}^{n} (\frac{1}{r_{B P H, i}^{1 - β}} - \frac{1}{r_{o u t, i}^{1 - β}})} (α = 3.61, β = 0.45)

이때 선회 스크롤의 선회 운동에 따라 고정 스크롤 랩 외주면에서 배압공까지의 유동 거리(r_i-r_BPH)가 달라지게 되고 통로의 축 방향 간극(δ)도 변할 수 있으므로, 이러한 유동량 계산은 크랭크 각도별로 수행해야 한다. 배압공이 고정 스크롤 랩에 의해 가려지지 않고 압축실에 노출되어 있는 경우 간단한 파이프 유동 형태가 된다.

3.2.2 누기 통로 유동( $\dot{m}$ _Bleeding)

배압실 압력을 적정 수준으로 유지하기 위해서는 배압실로 유입되는 통로뿐만 아니라 배압실로부터 외부로 유출되는 통로인 누기 통로(bleeding passage)가 마련되어야 한다. 본 설계에서는 Fig. 1과 같이 크랭크 축 내부의 중공홀을 지나 서브 베어링 간극을 통해 모터실로 유출되는 누기 통로를 사용한다. 배압실로부터 모터실로 유출되는 유동은 노즐 유동으로 간주하여 식(10)과 같이 표현할 수 있다. 유량계수 C_v는 CFD 해석을 통해 0.85를 적용하였다.

(10)

\dot{m} = C_{V} A P_{u} \sqrt{\frac{2 n}{(n - 1) R T_{u}}} \sqrt{(\frac{P_{d}}{P_{u}})^{\frac{2}{n}} - (\frac{P_{d}}{P_{u}})^{\frac{n + 1}{n}}}

3.3 선회 스크롤 순응 운동

선회 스크롤의 축 방향 순응 운동은 Fig. 7과 같이 선회 스크롤에 작용하는 축 방향 힘들을 고려하여 식(11)과 같이 나타낼 수 있다.

Fig. 7. Axial forces acting on a orbiting scroll.

(11)

M_{O S} \ddot{δ} + c \dot{δ} + k δ = F_{a} - F_{b p}

선회 스크롤 후단에서 지지하는 금속 박판(separating plate)의 스프링 상수는 k = 1,000 N/m가 되도록 설계하였으며, 탄성 감쇠 계수는 c = 1.0 Ns/m로 간주한다.

3.4 기계적 마찰 손실

선회 스크롤에 작용하는 반력들로 인한 마찰 손실로는 선회 스크롤과 고정 스크롤 사이의 축 방향 밀봉력에 의한 스러스트 손실 L_thr, 선회 스크롤과 고정 스크롤 랩 측면간 손실인 L_flank, 선회 스크롤 경판 후면과 판스프링과 사이의 접촉력에 의한 손실 L_sp, 선회 스크롤 자전방지 핀에서의 손실 L_pin, 선회 스크롤 허브 베어링 마찰 손실 L_dr, 크랭크 축 지지 베어링 손실인 L_mj 및 L_sj 등이 있다. 이러한 마찰 손실들은 각각 L_thr=r_sω μ_thrF_d, L_flank=r_sω μ_tF_s, L_sp=r_sω μ_spF_sp, L_dr=r_drω μ_drF_dr, L_pin=r_sω μ_pinF_pin, L_mj=r_mjω μ_mjF_mj, L_sj=r_sjω μ_sjF_sj과 같고, 전체적인 기계적 손실 L_mech은 이들의 합으로서 식(12)와 같다.

(12)

L_{m e c h} = L_{t h r} + L_{f l a n k} + L_{s p} + L_{p i n} + L_{d r} + L_{m j} + L_{s j}

각 손실 부위에서의 마찰 계수는 허브 베어링, 축지지 메인 베어링 및 서브 베어링에서는 볼 베어링을 사용하므로 마찰 계수 μ_dr, μ_mj, μ_sj를 0.0025로 하고,⁽⁹⁾ 다른 마찰 부위에서는 경계 윤활 조건으로 간주하여 마찰계수 μ_thr, μ_t, μ_sp, μ_pin를 0.055로 하였다.⁽⁶⁾

스크롤 압축기의 소요 동력은 가스압축 동력 W_indi에 기계적 손실 L_mech과 모터손실 L_motor를 합하여 식(13)과 같이 구한다.

(13)

W_{c} = W_{i n d i} + L_{m e c h} + L_{m o t o r}

여기서 모터 손실은 L_motor=(1- η_motor)W_c와 같고, η_motor는 0.9로 간주한다.

4. 계산 결과

4.1 프로그램 검증

먼저 일반적인 배압실 구조를 갖는 전동 스크롤 압축기에 대한 성능 해석을 수행하였고, 이를 압축기 성능 실험치와 비교해 보았다. 성능 실험에 사용된 스크롤 압축기의 배압실은 선회 스크롤 경판에 뚫린 배압공을 통해 중간압 환경의 압축실과 가스를 주고받을 수 있게 되어 있으며, 배압실 배기를 위해 크랭크 축 내부에 중공홀이 마련되어 있다. Fig. 8(a), Fig. 8(b)는 운전조건 흡입압력 3 bar 및 토출 압력 15 bar에서 운전속도 N = 4,000~8,000 rpm의 범위에서 변화시켜가며 압축기 소요동력 W_c와 냉동능력 Q_c에 대한 계산 결과를 실험값과 비교한 그림이다. W_c의 경우 4.18%, Q_c는 3.02%의 최대 오차를 보이는 등 계산과 실험이 대체로 잘 일치하는 결과를 보였다.

Fig. 8. Comparison of calculation results with experimental data.

4.2 배압실 압력 변화

Fig. 9는 기존 스크롤 압축기에서 사용하는 배압실 구조들(A, C)과 본 연구에서 새로이 제안하는 배압공을 가진 배압실(D)에서 배압이 형성되는 특성에 대한 계산 결과를 비교한 그림이다.

Fig. 9. Time traces of back pressure build-up for various back pressure chamber structures.

배압실 구조 A는 Fig. 2(a)와 같이 선회 스크롤 경판에 0.5 mm 직경을 갖는 배압공을 중간압을 갖는 압축실과 연통되도록 한 가장 일반적인 경우이고, 구조 B는 A의 경우에서 단지 배압공 직경을 1.6 mm로 크게 만든 경우이다. 배압실 구조 C는 Fig. 2(b)와 같이 배압공을 선회 스크롤 랩 선단에 랩의 길이 방향으로 관통하도록 뚫은 경우이며, 본 연구에서 제안하는 배압실 구조 D의 경우는 Fig. 3과 같이 배압공을 선회 스크롤 경판에 뚫되 고압 환경의 압축실에 연통되도록 하고 선회 스크롤의 선회 운동 한 주기의 상당 부분의 시간을 고정 스크롤 랩에 의해 닫혀져 있도록 해준 구조이다.

배압실 구조 A는 배압공이 항시 열려 있기 때문에 일단 배압이 정상 상태에 도달하게 되면 선회 스크롤이 고정 스크롤 쪽으로 밀착되어 고정되므로 더 이상 축 방향으로의 이동이 발생하지 않는 구조인 반면, 배압실 구조 C 및 D는 배압공이 고정 스크롤 경판이나 랩 선단에 의해 전적으로 또는 상당 시간 가려져 있는 구조이므로 배압실 압력 유지를 위해 압축실로부터의 냉매가스 유입을 허락하도록 선회 스크롤 자체가 후진해서 고정 스크롤과의 축 방향 이격을 일으켜 주어야 하는 구조이다. 통상적으로 축 방향 순응을 위해 선회 스크롤이 축 방향으로 움직일 수 있는 거리는 0.1 mm 수준이다.

압축기 기동에 따라 배압이 초기의 3.5 bar 수준에서 적정 배압 5.8 bar 수준으로 올라가는데 있어, 배압실 구조 A가 1.2초 정도로 가장 오래 걸리고, C는 배압 형성에 약 0.2초 정도 소요되며, D가 가장 신속한 대응을 보인다. 배압구조 A에서 배압공의 직경을 0.5 mm에서 1.6 mm로 배압구조 B는 C와 거의 같은 응답속도를 갖는다. B를 제외한 모든 경우 적정 배압에 도달하는 과정 초기에 과압 현상(over shooting)을 보이는데, 배압 구조 C의 경우는 이러한 과압 현상이 주기적으로 반복된다.

이는 Fig. 10에서 선회 스크롤의 축 방향 움직임이 B의 경우는 고정 스크롤과의 탈착 및 부착(detachment and attachment)을 계속하는 기간이 초기 0.15초의 동안만 지속되는 반면, C의 경우는 이러한 탈부착 운동의 기간이 0.5~1.0초 정도의 주기를 갖고 반복적으로 일어난다. D의 경우는 초기의 약 0.07초 동안의 전 이격거리(0.1 mm)를 움직이는 탈부착 이후에는 이격 거리 0.015 mm 수준의 소규모 탈부착이 지속적으로 일어난다.

Fig. 10. Axial movement of orbiting scroll during back pressure build-up procedure.

Fig. 11은 토출가스 질량 유량에 대한 시간 선도를 각 배압구조에 따라 보여준다. 초기에 배압이 형성되는 시간을 제외하고 안정화된 상태에서의 질량 유량을 보면, A와 D가 비슷하게 약 0.020 kg/s의 수준을 보이며, 배압공이 큰 B의 경우 0.018 kg/s 정도로 10% 정도 유량이 작고, 선회 스크롤이 주기적으로 큰 탈부착 운동을 하는 C의 경우 탈부착 운동을 하는 동안에는 유량이 크게 감소는 양상을 보인다. 이를 Table 1에 요약하였다. 가장 일반적인 배압구조인 A에서의 질량 유량을 100으로 할 때, 배압공 직경을 키운 B에서는 약 8.1%의 유량 감소를 보이며, 랩 선단에 배압공을 만들고 선회 스크롤의 탈부착을 통해 배압을 형성하는 C의 경우에는 유량이 10.3% 감소하였다. 본 연구에서 제안하는 D의 경우에는 0.3%의 미세한 유량 증가를 보였다.

Fig. 11. Discharge mass flow rate time traces for various back pressure chamber structures.

Table 1. Comparison of discharge mass flow rates

Case	(After back pressure stabilized) Discharge mass flow rates [%]
A	100
B	91.9
C	89.7
D	100.3

5. 결 론

차량 에어컨용 전동식 스크롤 압축기의 배압구조 개선에 대한 연구에서,

(1) 배압구조 변경이 배압 형성과 압축기 토출 유량에 미치는 영향을 해석적으로 살펴보았다.

(2) 일반적인 배압구조 방식(A) 대비 선회 스크롤 랩 선단에 배압공을 설치한 배압구조(C)의 경우 배압 형성에 걸리는 시간은 1.2초에서 0.2초로 단축되었으나 압축기 유량은 10.3% 감소하였다.

(3) 일반적인 배압구조 방식의 배압 형성 시간을 단축하기 위해 단지 배압공의 직경을 0.5 mm에서 1.6 mm로 늘린 배압구조(C)에서는 배압 형성 시간은 C의 경우와 비슷하게 단축되었지만 압축기 유량은 8.1% 감소하였다.

(4) 본 연구에서 제안한 배압구조 (D)에서는 배압공의 위치를 압축실의 고압 영역에 연통되도록 중앙부로 옮기고, 또한 배압공이 압축실에 노출되는 시간을 단축시키는 구조로 가져감으로써 배압 형성 시간은 0.1초로 단축되게 하며, 압축기 유량은 배압구조 A의 경우보다 오히려 미세하게 많은 수준을 얻을 수 있었다.

후 기

본 연구는 2018년도 인천대학교 학술연구조성비 지원에 의해 수행되었습니다.

References

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NTN corporation , 2003, Rolling bearing catalogue, NTN corporation

KJACRKorean Journal ofAir-Conditioning and Refrigeration Engineering

Korean Journal of Air-Conditioning and Refrigeration Engineering

ISO Journal TitleKorean J. Air-Cond. Refrig. Eng.

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A Study on the Improvement of Axial Compliance Function for an Electric Scroll Compressor

Abstract

Key words

기호설명

하첨자

1. 서론

Fig. 1. Schematic cross-sectional view of an electric scroll compressor for mobile air conditioning.

Fig. 2. Back pressure hole opening and closing.

2. 성능해석 대상 모델

2.1 폴리노미얼 스크롤

Fig. 3. Polynomial curve.

(1)

2.2 축 방향 순응 기구(배압실)

Fig. 4. Newly designed back pressure hole.

3. 성능 해석

3.1 압축실 압력 및 가스력 계산

(2)

Fig. 5. Mass flows into and out of a compression chamber.

(3)

(4)

(5a),(5b)

(6)

3.2 배압실 압력

(7)

(8)

3.2.1 배압공 유동( m ˙ BPH)

Fig. 6. Flow pattern from compression chamber to back pressure chamber through back pressure hole.

(9)

3.2.2 누기 통로 유동( m ˙ Bleeding)

(10)

3.3 선회 스크롤 순응 운동

Fig. 7. Axial forces acting on a orbiting scroll.

(11)

3.4 기계적 마찰 손실

(12)

(13)

4. 계산 결과

4.1 프로그램 검증

Fig. 8. Comparison of calculation results with experimental data.

4.2 배압실 압력 변화

Fig. 9. Time traces of back pressure build-up for various back pressure chamber structures.

Fig. 10. Axial movement of orbiting scroll during back pressure build-up procedure.

Fig. 11. Discharge mass flow rate time traces for various back pressure chamber structures.

Table 1. Comparison of discharge mass flow rates

5. 결 론

후 기

References

Article Information (continued)

Key words

KJACRKorean Journal of
Air-Conditioning and Refrigeration Engineering

3.2.1 배압공 유동( $\dot{m}$ _BPH)

3.2.2 누기 통로 유동( $\dot{m}$ _Bleeding)