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为了解决原来仅依靠设计经验进行产品设计的传统开发模式，本文结合某压缩机设计开发的实际过程，采用商用有限元分析软件WORKBENCH建立该压缩机结构的有限元分析模型。首先，对该压缩机在两种水压和正常工况下外缸和剪切环的强度进行了计算分析。其次，对支撑整个压缩机的支架强度进行了计算分析，并就支架的支撑角度和厚度对其最大等效应力的影响进行了计算分析，基于此选取合理的支架支撑角度和厚度。本文研究结论可为设计开发人员提供重要的设计依据，缩短了开发周期，并降低了设计费用。
一、压缩机几何模型及简化由于本文压缩机结构比较复杂，完全按照实物建立有限元模型实际上是不必要的，有时甚至是不可能的。因此在进行有限元网格划分前常常将零部件上的一些细节特征进行压缩处理。本文在建立压缩机有限元模型时，先对压缩机实体做必要的简化。对主要承载件如支架、剪切环等均保留其原结构形状以反映其力学特性，对非承载结构如定位孔、端盖及内外缸上的杂乱特征线等进行了一定程度的简化，同时对支架的板件进行了抽壳处理，图1为压缩机原始结构，图2为其简化后的结构图，可直接划分网格进行有限元分析。
二、水压试验及正常工况强度计算
1.计算模型
对于水压计算，首先在外缸和端盖的进排气口处加装口盖形成封闭结构，然后对简化后的几何模型划分有限元网格，如图3所示。压缩机外缸及端盖材料均为ASTM A350 LF2不锈钢，其材料属性如表1所示。
实际结构通过螺栓将支座固定，模型中将螺栓孔连接处设为固定边界。水压分布及边界条件如图4所示。机壳所有内表面分别施加15 MPa和20 MPa的均布水压，计算这两种工况下压力及自身重力载荷作用于结构上引起的位移和应力情况。
温度压力分布及边界条件如图5所示。计算正常工况下温度、压力及自身重力载荷作用于压缩机完整结构上引起的位移和应力情况。计算时建立热-结构耦合分析，依次完成稳态传热分析及结构静力学分析。
对于正常工况计算，施加正常工况下每级出口压力和温度条件，每级出口压力和温度及其分布如表2所示。
2.计算结果
当水压为15MPa时，外缸总体应力及变形分布云图如图6所示。可见，外缸的最大等效应力为219MPa，最小为0.015MPa，外缸的最大变形为0.79mm，其中最大变形 X方向分量为-0.48mm， Y方向分量为0 .524mm， Z方向分量为-0.344mm。
此时，进气侧剪切环应力及变形分布云图如图7所示。可见，进气侧剪切环的最大等效应力为200MPa，最小为5 .3MPa，进气侧剪切环的最大变形为0.9mm，最小变形为0.3mm，其中最大变形 X方向分量为-0 .5mm， Y方向分量为-0.11mm， Z方向分量为-0.725mm。从结果来看，剪切环贴合端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形总体沿 YZ平面与重力矢量呈大致45°方向逐渐减小，沿径向亦有减小的趋势，变形集中在总体坐标系X方向和Z方向，即轴线方向和重力方向，这是内腔水压和重力联合作用的结果。
排气侧剪切环应力及变形分布云图如图8所示。可见，排气侧剪切环的最大等效应力为186MPa，最小为7.5MPa，排气侧剪切环的最大变形为2.08mm，最小变形为0.8mm，其中最大变形X方向分量为0.016mm，Y方向分量为0.39mm， Z方向分量为-2.04mm。从结果来看，剪切环贴合端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形总体沿YZ平面与重力矢量呈大致45°方向逐渐减小，变形集中在总体坐标系Z方向，即重力方向，变形分布主要受重力作用影响，内腔水压作用影响较小。
当水压为20MPa时，外缸总体应力及变形分布云图如图9所示。可见，外缸的最大等效应力为269MPa，最小为0.08MPa，外缸的最大变形为1.02mm，其中最大变形 X方向分量为-0.62mm，Y方向分量为0.69mm，Z方向分量为-0.43mm。
此时，进气侧剪切环应力及变形分布云图如图10所示。可见，进气侧剪切环的最大等效应力为264MPa，最小为6.8MPa，进气侧剪切环的最大变形为1.22mm，最小变形为0.4mm，其中最大变形X方向分量为-0.63mm， Y方向分量为-0.31mm， Z方向分量为-1mm。从结果来看，剪切环贴合端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形总体沿 YZ平面与重力矢量呈大致45°方向逐渐减小，并沿径向亦有减小的趋势，变形集中在总体坐标系X方向和Z方向，即轴线方向和重力方向，这是内腔水压和重力联合作用的结果。
排气侧剪切环应力及变形分布云图如图11所示。可见，排气侧剪切环的最大等效应力为247MPa，最小为6.7MPa，排气侧剪切环的最大变形为2.98mm，最小变形为1.4mm，其中最大变形 X方向分量为0.05mm，Y方向分量为0.5mm， Z方向分量为-2.94mm。从结果来看，剪切环贴合端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形总体沿 YZ平面与重力矢量呈大致45°方向逐渐减小，变形集中在总体坐标系Z方向，即重力方向，变形分布主要受重力作用影响，内腔水压作用影响较小。
正常工况时，外缸应力及变形分布云图如图12所示。可见，外缸的最大等效应力为56.6MPa，最小为0.1MPa，外缸的最大变形为1.04mm。
此时，进气侧剪切环应力及变形分布云图如图13所示。可见，进气侧剪切环的最大等效应力为27.34MPa，最小为3.96MPa，进气侧剪切环的最大变形为0.79mm，最小变形为0.3mm。从结果来看，剪切环靠近端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形沿重力方向逐渐减小，变形主要集中在总体坐标系X方向，即沿轴线方向。
排气侧剪切环应力及变形分布云图如图14所示。可见，排气侧剪切环的最大等效应力为21MPa，最小为4.6MPa，排气侧剪切环的最大变形为0.97mm，最小变形为0.46mm。从结果来看，剪切环除局部几何特征处产生应力集中，主体部分分布较为均匀，贴合端盖处应力较大，其余部分应力较小。剪切环变形沿重力方向逐渐减小，变形主要集中在总体坐标系Z方向，即沿重力方向。
三、支架强度计算
根据提供的正常工况下每级出口压力条件，在原始结构基础上改变支架支撑角度及支架钣金厚度，计算压力及自身重力载荷作用于改变后的压缩机结构上引起的支架最大等效应力的变化规律。
在原有支撑角度的基础上，每变化2个度数计算一个结果，板厚采用原结构的板厚。计算结果表明，支座支撑在原始状态附近最大等效应力最小，不管张开角度增大或者减小，支座支撑最大等效应力均呈现非线性增大的趋势，如图15所示。在原有支撑钣金厚度的基础上，每增加10mm计算一个结果，支座支撑角度采用原有的支撑角度。计算结果表明，支撑钣金的厚度越大，支座支撑最大等效应力越小，并随钣金厚度增加呈线性变化，如图16所示。
四、结语
（1）水压试验数值模拟，15MPa水压工况下机壳最大等效应力为219MPa，未达到ASTM A350 LF2不锈钢屈服强度；20MPa水压工况下机壳最大等效应力为270MPa，超过ASTM A350 LF2不锈钢屈服强度。
（2）正常工况数值模拟，机壳最大等效应力为210.5MPa，未达到ASTM A350 LF2不锈钢屈服强度，设计合理。
（3）支架最大等效应力随支座支撑的张开角度呈抛物线形状变化，并且，当前的设计角度下支座最大等效应力最小，设计合理。支架钣金的厚度越大，支座最大等效应力越小，并随钣金厚度增加呈线性变化。
一、压缩机几何模型及简化由于本文压缩机结构比较复杂，完全按照实物建立有限元模型实际上是不必要的，有时甚至是不可能的。因此在进行有限元网格划分前常常将零部件上的一些细节特征进行压缩处理。本文在建立压缩机有限元模型时，先对压缩机实体做必要的简化。对主要承载件如支架、剪切环等均保留其原结构形状以反映其力学特性，对非承载结构如定位孔、端盖及内外缸上的杂乱特征线等进行了一定程度的简化，同时对支架的板件进行了抽壳处理，图1为压缩机原始结构，图2为其简化后的结构图，可直接划分网格进行有限元分析。
二、水压试验及正常工况强度计算
1.计算模型
对于水压计算，首先在外缸和端盖的进排气口处加装口盖形成封闭结构，然后对简化后的几何模型划分有限元网格，如图3所示。压缩机外缸及端盖材料均为ASTM A350 LF2不锈钢，其材料属性如表1所示。
实际结构通过螺栓将支座固定，模型中将螺栓孔连接处设为固定边界。水压分布及边界条件如图4所示。机壳所有内表面分别施加15 MPa和20 MPa的均布水压，计算这两种工况下压力及自身重力载荷作用于结构上引起的位移和应力情况。
温度压力分布及边界条件如图5所示。计算正常工况下温度、压力及自身重力载荷作用于压缩机完整结构上引起的位移和应力情况。计算时建立热-结构耦合分析，依次完成稳态传热分析及结构静力学分析。
对于正常工况计算，施加正常工况下每级出口压力和温度条件，每级出口压力和温度及其分布如表2所示。
2.计算结果
当水压为15MPa时，外缸总体应力及变形分布云图如图6所示。可见，外缸的最大等效应力为219MPa，最小为0.015MPa，外缸的最大变形为0.79mm，其中最大变形 X方向分量为-0.48mm， Y方向分量为0 .524mm， Z方向分量为-0.344mm。
此时，进气侧剪切环应力及变形分布云图如图7所示。可见，进气侧剪切环的最大等效应力为200MPa，最小为5 .3MPa，进气侧剪切环的最大变形为0.9mm，最小变形为0.3mm，其中最大变形 X方向分量为-0 .5mm， Y方向分量为-0.11mm， Z方向分量为-0.725mm。从结果来看，剪切环贴合端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形总体沿 YZ平面与重力矢量呈大致45°方向逐渐减小，沿径向亦有减小的趋势，变形集中在总体坐标系X方向和Z方向，即轴线方向和重力方向，这是内腔水压和重力联合作用的结果。
排气侧剪切环应力及变形分布云图如图8所示。可见，排气侧剪切环的最大等效应力为186MPa，最小为7.5MPa，排气侧剪切环的最大变形为2.08mm，最小变形为0.8mm，其中最大变形X方向分量为0.016mm，Y方向分量为0.39mm， Z方向分量为-2.04mm。从结果来看，剪切环贴合端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形总体沿YZ平面与重力矢量呈大致45°方向逐渐减小，变形集中在总体坐标系Z方向，即重力方向，变形分布主要受重力作用影响，内腔水压作用影响较小。
当水压为20MPa时，外缸总体应力及变形分布云图如图9所示。可见，外缸的最大等效应力为269MPa，最小为0.08MPa，外缸的最大变形为1.02mm，其中最大变形 X方向分量为-0.62mm，Y方向分量为0.69mm，Z方向分量为-0.43mm。
此时，进气侧剪切环应力及变形分布云图如图10所示。可见，进气侧剪切环的最大等效应力为264MPa，最小为6.8MPa，进气侧剪切环的最大变形为1.22mm，最小变形为0.4mm，其中最大变形X方向分量为-0.63mm， Y方向分量为-0.31mm， Z方向分量为-1mm。从结果来看，剪切环贴合端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形总体沿 YZ平面与重力矢量呈大致45°方向逐渐减小，并沿径向亦有减小的趋势，变形集中在总体坐标系X方向和Z方向，即轴线方向和重力方向，这是内腔水压和重力联合作用的结果。
排气侧剪切环应力及变形分布云图如图11所示。可见，排气侧剪切环的最大等效应力为247MPa，最小为6.7MPa，排气侧剪切环的最大变形为2.98mm，最小变形为1.4mm，其中最大变形 X方向分量为0.05mm，Y方向分量为0.5mm， Z方向分量为-2.94mm。从结果来看，剪切环贴合端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形总体沿 YZ平面与重力矢量呈大致45°方向逐渐减小，变形集中在总体坐标系Z方向，即重力方向，变形分布主要受重力作用影响，内腔水压作用影响较小。
正常工况时，外缸应力及变形分布云图如图12所示。可见，外缸的最大等效应力为56.6MPa，最小为0.1MPa，外缸的最大变形为1.04mm。
此时，进气侧剪切环应力及变形分布云图如图13所示。可见，进气侧剪切环的最大等效应力为27.34MPa，最小为3.96MPa，进气侧剪切环的最大变形为0.79mm，最小变形为0.3mm。从结果来看，剪切环靠近端盖处应力较大，远离端盖处应力较小，最大应力出现在与端盖啮合的过渡边缘处。剪切环变形沿重力方向逐渐减小，变形主要集中在总体坐标系X方向，即沿轴线方向。
排气侧剪切环应力及变形分布云图如图14所示。可见，排气侧剪切环的最大等效应力为21MPa，最小为4.6MPa，排气侧剪切环的最大变形为0.97mm，最小变形为0.46mm。从结果来看，剪切环除局部几何特征处产生应力集中，主体部分分布较为均匀，贴合端盖处应力较大，其余部分应力较小。剪切环变形沿重力方向逐渐减小，变形主要集中在总体坐标系Z方向，即沿重力方向。
三、支架强度计算
根据提供的正常工况下每级出口压力条件，在原始结构基础上改变支架支撑角度及支架钣金厚度，计算压力及自身重力载荷作用于改变后的压缩机结构上引起的支架最大等效应力的变化规律。
在原有支撑角度的基础上，每变化2个度数计算一个结果，板厚采用原结构的板厚。计算结果表明，支座支撑在原始状态附近最大等效应力最小，不管张开角度增大或者减小，支座支撑最大等效应力均呈现非线性增大的趋势，如图15所示。在原有支撑钣金厚度的基础上，每增加10mm计算一个结果，支座支撑角度采用原有的支撑角度。计算结果表明，支撑钣金的厚度越大，支座支撑最大等效应力越小，并随钣金厚度增加呈线性变化，如图16所示。
四、结语
（1）水压试验数值模拟，15MPa水压工况下机壳最大等效应力为219MPa，未达到ASTM A350 LF2不锈钢屈服强度；20MPa水压工况下机壳最大等效应力为270MPa，超过ASTM A350 LF2不锈钢屈服强度。
（2）正常工况数值模拟，机壳最大等效应力为210.5MPa，未达到ASTM A350 LF2不锈钢屈服强度，设计合理。
（3）支架最大等效应力随支座支撑的张开角度呈抛物线形状变化，并且，当前的设计角度下支座最大等效应力最小，设计合理。支架钣金的厚度越大，支座最大等效应力越小，并随钣金厚度增加呈线性变化。