劉厚根 張 攀

中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，長(zhǎng)沙，410083

0 引言

發(fā)動(dòng)機(jī)增壓技術(shù)可以提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能、減少?gòu)U氣排放。羅茨機(jī)械增壓器直接由發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸以固定傳動(dòng)比驅(qū)動(dòng)，相較于廢氣渦輪增壓器，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、瞬態(tài)響應(yīng)快、工作性能穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，在汽車(chē)發(fā)動(dòng)機(jī)上得到廣泛應(yīng)用，成為現(xiàn)代汽車(chē)發(fā)動(dòng)機(jī)增壓技術(shù)的重點(diǎn)研究方向之一[1-2]。奧迪3.0 L TFSI發(fā)動(dòng)機(jī)、捷豹3.0 L V6發(fā)動(dòng)機(jī)、奇瑞瑞虎1.6S搭載的SQR481FG發(fā)動(dòng)機(jī)等均配置了羅茨機(jī)械增壓器。

目前，羅茨機(jī)械增壓器因其獨(dú)特的增壓優(yōu)勢(shì)在國(guó)外已有大量的研究和應(yīng)用，且產(chǎn)品質(zhì)量可靠，但出于技術(shù)保密而對(duì)外界封鎖。相對(duì)而言，國(guó)內(nèi)對(duì)羅茨機(jī)械增壓器研究的深度和廣度較國(guó)外都有很大差距。在羅茨機(jī)械增壓器性能研究方面，劉厚根等[3]建立了羅茨增壓器內(nèi)泄漏模型，并試驗(yàn)驗(yàn)證了該模型的正確性。朱曉東[4]基于LabVIEW平臺(tái)對(duì)1.0 L小排量機(jī)械增壓器氣流脈動(dòng)的影響因素進(jìn)行了虛擬試驗(yàn)，得到氣流脈動(dòng)規(guī)律。王曉軍[5]試驗(yàn)研究了三葉轉(zhuǎn)子羅茨機(jī)械增壓器壓比和流量脈動(dòng)規(guī)律。劉文強(qiáng)等[6]對(duì)羅茨機(jī)械增壓器主要噪聲產(chǎn)生的機(jī)理及相應(yīng)的控制策略進(jìn)行了探討。陳文波[7]對(duì)羅茨機(jī)械增壓器的氣體泄漏、消耗功率等性能進(jìn)行了理論計(jì)算。國(guó)內(nèi)對(duì)羅茨機(jī)械增壓器的研究多以理論分析、仿真分析和單一性能試驗(yàn)為主，缺少自主開(kāi)發(fā)的羅茨機(jī)械增壓器以及全面的性能試驗(yàn)研究。羅茨機(jī)械增壓器的實(shí)際工作性能受到多種因素的影響，只有通過(guò)試驗(yàn)研究才能對(duì)理論加以驗(yàn)證和補(bǔ)充，從而促進(jìn)我國(guó)機(jī)械增壓器技術(shù)的發(fā)展。

本文基于自主研發(fā)的機(jī)械增壓器性能測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)，對(duì)筆者研制的具有扭葉轉(zhuǎn)子、異形進(jìn)排氣口的ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器樣機(jī)的流量特性、泄漏損失、功率損失和噪聲特性進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1 性能試驗(yàn)方案與研究方法

1.1 ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器樣機(jī)

本試驗(yàn)的研究對(duì)象ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器結(jié)構(gòu)如圖1所示，其主要特征參數(shù)見(jiàn)表1。ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器主要由殼體、前蓋、兩個(gè)型線(xiàn)相同旋向相反的160°扭轉(zhuǎn)角四葉轉(zhuǎn)子、正時(shí)齒輪和驅(qū)動(dòng)帶輪等組成。一般根據(jù)羅茨機(jī)械增壓器在發(fā)動(dòng)機(jī)上的布置位置選定兩轉(zhuǎn)子中的一個(gè)與驅(qū)動(dòng)帶輪連接，由發(fā)動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)。兩個(gè)轉(zhuǎn)子平行安裝在殼體內(nèi)，分別與一個(gè)齒輪同軸固連，由正時(shí)齒輪確保“嚙合”，轉(zhuǎn)子間并不接觸，保持一定的間隙。在機(jī)械增壓器殼體尾端開(kāi)設(shè)進(jìn)氣口，側(cè)面開(kāi)設(shè)排氣口。羅茨機(jī)械增壓器的流動(dòng)特性主要受進(jìn)排氣口形狀、轉(zhuǎn)子葉數(shù)、轉(zhuǎn)子型線(xiàn)和轉(zhuǎn)子扭轉(zhuǎn)角的影響。傳統(tǒng)的羅茨機(jī)械增壓器一般進(jìn)排氣口形狀簡(jiǎn)單，轉(zhuǎn)子為三葉的直葉或小扭轉(zhuǎn)角轉(zhuǎn)子(一般在60°左右)。本試驗(yàn)研究的ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器(下文簡(jiǎn)稱(chēng)“機(jī)械增壓器”)進(jìn)排氣口依據(jù)CFD分析進(jìn)行了合理的優(yōu)化，采用新型四葉漸開(kāi)線(xiàn)160°扭葉轉(zhuǎn)子。優(yōu)化后的異形進(jìn)氣口可降低進(jìn)氣口空氣流速，減小進(jìn)氣損失。四葉160°扭轉(zhuǎn)角轉(zhuǎn)子可減小氣流脈動(dòng)，降低空氣的軸向流動(dòng)速率，縮短空氣在增壓器內(nèi)的滯留時(shí)間。這些設(shè)計(jì)可以很好地改善容積效率以及熱效率。

圖1 ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of ZNR 2.4 Roots supercharger

名稱(chēng)數(shù)值增壓器轉(zhuǎn)子齒頂圓直徑(mm)85.75增壓器轉(zhuǎn)子長(zhǎng)度(mm)144增壓器轉(zhuǎn)子扭轉(zhuǎn)角(°)160增壓器轉(zhuǎn)子節(jié)圓螺旋角(°)29.5增壓器進(jìn)氣口直徑(mm)60增壓器出氣口直徑(mm)50增壓器中心軸距(mm)58轉(zhuǎn)子嚙合間隙(mm)0.3～0.5

1.2 試驗(yàn)系統(tǒng)

圖2 試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)原理圖Fig.2 Test system structure schematic

本文機(jī)械增壓器性能試驗(yàn)系統(tǒng)是基于SAE J1723-1995-08[8]搭建而成的。試驗(yàn)系統(tǒng)原理如圖2所示，主要由變頻調(diào)速電機(jī)、空氣濾清器、進(jìn)排氣溫度傳感器、進(jìn)排氣壓強(qiáng)傳感器、扭矩轉(zhuǎn)速傳感器、節(jié)流閥、流量計(jì)、消聲器和管道等構(gòu)成。機(jī)械增壓器由變頻電機(jī)通過(guò)多楔帶直接驅(qū)動(dòng)，通過(guò)調(diào)節(jié)變頻器電機(jī)轉(zhuǎn)速來(lái)改變機(jī)械增壓器的轉(zhuǎn)速。在排氣口安裝一個(gè)背壓調(diào)節(jié)閥來(lái)控制排氣壓力，使機(jī)械增壓器達(dá)到不同的增壓比。在排氣管道末端加裝消聲器，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)及其排氣系統(tǒng)的阻抗消聲作用。電機(jī)與機(jī)械增壓器之間串聯(lián)扭矩轉(zhuǎn)速傳感器，可以直接讀取和記錄增壓器的轉(zhuǎn)速、扭矩和軸功率數(shù)據(jù)。增壓器進(jìn)排氣口設(shè)置有壓力傳感器和溫度傳感器，讀取進(jìn)排氣溫度和進(jìn)排氣壓力。圖3是搭建的試驗(yàn)臺(tái)實(shí)物圖。

所用測(cè)試儀器測(cè)量精度如下：壓力測(cè)量精度±0.2%；溫度測(cè)量精度±0.5℃；空氣流量測(cè)量精度±0.5%；增壓器出口壓力最大測(cè)量誤差±1 kPa，流量最大測(cè)量誤差±0.5%。噪聲測(cè)量采用CRY2120U實(shí)時(shí)聲壓分析儀，測(cè)量范圍為25～130 dB。

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)通過(guò)調(diào)節(jié)增壓器轉(zhuǎn)速、排氣壓力等參數(shù)，對(duì)機(jī)械增壓器特性進(jìn)行研究。選取了3 000，3 500，4 000，4 500，5 000，5 500，6 000 r/min 7個(gè)轉(zhuǎn)速分別測(cè)試。測(cè)試環(huán)境大氣壓pe=101.325 Pa，環(huán)境溫度Te=305 K。在測(cè)試時(shí)，先調(diào)節(jié)變頻電機(jī)的轉(zhuǎn)速，使機(jī)械增壓器轉(zhuǎn)速固定在某一指定值，調(diào)節(jié)背壓調(diào)節(jié)器的開(kāi)度使增壓比為1.0。保持該增壓比直到排氣溫度穩(wěn)定不變。監(jiān)測(cè)并記錄各工況下的增壓器各個(gè)性能參數(shù)。然后逐漸減小背壓調(diào)節(jié)器開(kāi)度使機(jī)械增壓器增壓比逐步增大并且分別穩(wěn)定在1.20、1.25、1.30、1.40、1.45、1.50、1.60、1.70。在每個(gè)壓比處測(cè)量性能參數(shù)。

由于目前國(guó)內(nèi)尚未建立羅茨機(jī)械增壓器噪聲測(cè)量的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，而羅茨機(jī)械增壓器在原理上與羅茨風(fēng)機(jī)相同，在結(jié)構(gòu)上與羅茨風(fēng)機(jī)接近,因此為了噪聲研究的客觀(guān)性，本次試驗(yàn)研究噪聲測(cè)量參照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 2888—2008[9]中對(duì)測(cè)量方法和測(cè)量環(huán)境的要求。圖4所示為噪聲測(cè)點(diǎn)分布，機(jī)械增壓器安裝在試驗(yàn)臺(tái)上，距離地面高度1 m。測(cè)點(diǎn)C1、C2、C3距離增壓器表面1 m，分布在圖示3個(gè)方向上。測(cè)量場(chǎng)地選擇在停車(chē)坪，周?chē)?0 m內(nèi)除地面以外基本無(wú)其他反射條件。試驗(yàn)開(kāi)始前和結(jié)束后，分別測(cè)量背景噪聲。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 機(jī)械增壓器流量特性分析

本次試驗(yàn)未對(duì)機(jī)械增壓器做強(qiáng)制冷卻，其內(nèi)壓縮功接近于等熵絕熱壓縮[10]，因此可應(yīng)用絕熱效率ηθ來(lái)評(píng)價(jià)機(jī)械增壓器的效率，計(jì)算式為[11]

(1)

ε=po/pi

(2)

式中,ε為增壓比；k為絕熱指數(shù)，k=1.4;pi、po分別為機(jī)械增壓器進(jìn)排氣口絕對(duì)壓力，kPa；Ti、To分別為進(jìn)排氣口溫度，K。

機(jī)械增壓器流量由排氣口的渦街流量計(jì)測(cè)得，實(shí)際流量Qs是將排氣流量Qo換算到進(jìn)氣狀態(tài)下的數(shù)值，即

Qs=εQoTi/To

(3)

圖5為依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制的機(jī)械增壓器質(zhì)量流量特性圖。圖中虛線(xiàn)為轉(zhuǎn)速曲線(xiàn)，粗實(shí)線(xiàn)為等效率曲線(xiàn)。由圖5可以看出，機(jī)械增壓器在轉(zhuǎn)速3 000～6 000 r/min、壓比1.2～1.4的范圍內(nèi)，絕熱效率在0.6以上，最高絕熱效率大于0.65，而最高壓比可達(dá)1.7。機(jī)械增壓器處于大流量高轉(zhuǎn)速時(shí)，絕熱效率變低。轉(zhuǎn)速曲線(xiàn)豎直分布，呈現(xiàn)出很明顯的線(xiàn)性增壓效果，與理論結(jié)果吻合很好。

圖5 ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器質(zhì)量流量特性Fig.5 Mass flow characteristics of ZNR2.4 Roots supercharger

為了便于分析,引入溫升比τ，定義為

τ=To/Ti

(4)

式(1)可寫(xiě)為

(5)

可以看出壓比恒定的情況下，溫升比增大將會(huì)導(dǎo)致絕熱效率降低。由于試驗(yàn)環(huán)境進(jìn)氣溫度基本穩(wěn)定，因此導(dǎo)致絕熱效率降低的主要原因是機(jī)械增壓器排氣溫度的升高。圖6為本次研究的羅茨機(jī)械增壓器工作示意圖，羅茨機(jī)械增壓器是一種容積式泵，對(duì)氣體沒(méi)有內(nèi)壓縮，通過(guò)轉(zhuǎn)子將氣體從進(jìn)氣口不斷推到排氣口實(shí)現(xiàn)增壓。圖中陰影部分控制體內(nèi)氣壓與入口氣壓都是pi，區(qū)域Ⅰ為控制體和排氣口剛開(kāi)始連通，此時(shí)排氣口高壓氣體會(huì)回流進(jìn)氣壓較低的控制體內(nèi)，這種回流沖擊會(huì)產(chǎn)生一定的熱量，導(dǎo)致回流沖擊損失。區(qū)域Ⅱ和Ⅲ由于轉(zhuǎn)子-轉(zhuǎn)子間隙、轉(zhuǎn)子-殼體間隙的存在，會(huì)導(dǎo)致高壓氣體向低壓側(cè)泄漏，泄漏氣流與轉(zhuǎn)子或殼體壁面摩擦產(chǎn)生熱量，導(dǎo)致泄漏損失。吸氣和排氣過(guò)程中也不可避免地會(huì)產(chǎn)生氣體與固體結(jié)構(gòu)之間的摩擦，產(chǎn)生進(jìn)排氣損失。此外，高速運(yùn)轉(zhuǎn)的增壓器軸承、齒輪等零件產(chǎn)生的熱量也會(huì)傳遞給壓縮氣體，產(chǎn)生加熱損失。上述損失消耗的功轉(zhuǎn)化為熱量，其中相當(dāng)一部分熱量被氣體吸收，且隨著轉(zhuǎn)速的增加，這些損失也會(huì)相應(yīng)增加。因此，羅茨機(jī)械增壓器在發(fā)動(dòng)機(jī)上應(yīng)用時(shí)并非轉(zhuǎn)速越高越好，而是需要綜合權(quán)衡，在合適的轉(zhuǎn)速區(qū)域與發(fā)動(dòng)機(jī)匹配。

圖6 羅茨機(jī)械增壓器工作原理示意圖Fig.6 Schematic diagram of the Roots supercharger working principle

2.2 機(jī)械增壓器容積效率分析

羅茨機(jī)械增壓器工作過(guò)程中會(huì)同時(shí)存在內(nèi)泄漏損失和外泄漏損失。內(nèi)泄漏損失是在進(jìn)排氣壓差的作用下，排氣腔的部分氣體通過(guò)轉(zhuǎn)子間隙回流到進(jìn)氣腔；而外泄漏損失是在增壓器機(jī)殼內(nèi)外壓差的作用下，氣體通過(guò)軸端間隙從增壓器的排氣腔往外面泄漏。如圖7所示，為了減小內(nèi)泄漏，本次試驗(yàn)所使用的羅茨機(jī)械增壓器采用了轉(zhuǎn)子表面噴涂聚四氟乙烯的設(shè)計(jì)，在機(jī)械增壓器工作工程中，轉(zhuǎn)子表面富有彈性且具有自潤(rùn)滑特性的涂層會(huì)隨溫度、壓力等工況變化來(lái)減小轉(zhuǎn)子與轉(zhuǎn)子、轉(zhuǎn)子與殼體的間隙，對(duì)內(nèi)泄漏起到很好的降低效果。轉(zhuǎn)子軸端采取唇形密封圈和密封墊片施行接觸型軸端密封，外泄漏損失相對(duì)很小，可忽略不計(jì)[11]。因此機(jī)械增壓器泄漏損失主要是內(nèi)泄漏損失，可以使用容積效率ηV表征其內(nèi)泄漏情況。

(a)無(wú)表面涂層 (b)有表面涂層圖7 表面噴涂聚四氟乙烯的轉(zhuǎn)子Fig.7 The rotor with surface coating of polytetra fluoro ethylene

依據(jù)性能試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)，得到機(jī)械增壓器的容積效率曲線(xiàn)，如圖8所示。由圖8可以看出，機(jī)械增壓器處于特定轉(zhuǎn)速時(shí)，容積效率總體上隨著壓比的增大不斷減小。轉(zhuǎn)速越高，容積效率曲線(xiàn)越平緩，在4 500 r/min以上的高轉(zhuǎn)速下，壓比對(duì)容積效率的影響較弱；機(jī)械增壓器處于特定壓比時(shí)，容積效率隨著轉(zhuǎn)速的提高而提高，并且增幅隨著壓比的增大逐步增大。綜合考慮轉(zhuǎn)速與壓比，容積效率在55%～90%的范圍內(nèi)變化，當(dāng)轉(zhuǎn)速大于4 000 r/min時(shí)，在試驗(yàn)所測(cè)的壓比范圍內(nèi)，容積效率高于70%。

圖8 ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器容積效率曲線(xiàn)Fig.8 Volumetric efficiency curve of ZNR2.4 Roots supercharger

機(jī)械增壓器容積效率受壓比變化影響比轉(zhuǎn)速變化影響大。主要原因?yàn)椋簷C(jī)械增壓器轉(zhuǎn)子配合間隙相對(duì)穩(wěn)定，通過(guò)轉(zhuǎn)子間隙的氣體泄漏量受進(jìn)氣與排氣側(cè)的壓差影響，隨著壓比增大，進(jìn)氣與排氣側(cè)的壓差增大，轉(zhuǎn)子間隙泄漏量增大，導(dǎo)致容積效率減??；轉(zhuǎn)速的變化則對(duì)泄漏量無(wú)顯著影響，但轉(zhuǎn)速變化會(huì)產(chǎn)生流量變化，從而導(dǎo)致容積效率變化。試驗(yàn)結(jié)果表明該機(jī)械增壓器在工作轉(zhuǎn)速區(qū)間容積效率表現(xiàn)良好。

2.3 機(jī)械增壓器軸功率消耗分析

圖9所示是根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制的機(jī)械增壓器軸功率曲線(xiàn)。依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可得，在特定轉(zhuǎn)速下，軸功率隨壓比增大而增大，并且隨著轉(zhuǎn)速的提高，軸功率增幅有微小增加。理論上這些曲線(xiàn)應(yīng)該增幅不變，出現(xiàn)這種情況的原因是隨著壓比增大，回流沖擊損失加劇，熱損失功率Nr增大。Nsh-n關(guān)系曲線(xiàn)近似為直線(xiàn)，可見(jiàn)，當(dāng)壓比定值時(shí)，軸功率線(xiàn)性變化，即機(jī)械效率近似為定值。在轉(zhuǎn)速6 000 r/min、壓比1.7時(shí)最大軸功率約為0.7 kW,得到的羅茨機(jī)械增壓器功率消耗并沒(méi)有文獻(xiàn)[7]所指出的高功耗。

圖9 ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器軸功率曲線(xiàn)Fig.9 Shaft power curve of ZNR2.4 Roots supercharger

2.4 機(jī)械增壓器噪聲分析

機(jī)械增壓器的噪聲是衡量其環(huán)保性能的一項(xiàng)重要指標(biāo)，為了研究該機(jī)械增壓器的綜合性能，根據(jù)1.3節(jié)所述的噪聲測(cè)量方法，對(duì)每一個(gè)工況下C1、C2、C3三個(gè)測(cè)量點(diǎn)的A聲級(jí)測(cè)量值按下式進(jìn)行平均處理：

(6)

式中，La、L1、L2、L3分別為平均A聲級(jí)和C1、C2、C3三個(gè)測(cè)量點(diǎn)的A聲級(jí)，dB(A)。

由于背景噪聲比增壓器噪聲低且差值大于10 dB(A)，因此平均A聲級(jí)不做修正。圖10為試驗(yàn)測(cè)量的羅茨機(jī)械增壓器噪聲平均A聲級(jí)隨壓比和轉(zhuǎn)速變化曲線(xiàn)。由圖10可以看出，羅茨機(jī)械增壓器噪聲有以下特點(diǎn)：轉(zhuǎn)速不變時(shí)，聲壓級(jí)與壓比成非線(xiàn)性關(guān)系；壓比1～1.3范圍內(nèi)，聲壓級(jí)隨壓比增大而減小；壓比1.3～1.6范圍內(nèi)，聲壓級(jí)隨壓比增大而增大；壓比1.6～1.7范圍內(nèi)，聲壓級(jí)趨于穩(wěn)定。壓比不變時(shí)聲壓級(jí)隨轉(zhuǎn)速升高而增大，并且呈現(xiàn)出增幅變大的現(xiàn)象。

圖10 ZNR2.4羅茨機(jī)械增壓器噪聲曲線(xiàn)Fig.10 Noise curve of ZNR2.4 Roots supercharger

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析，機(jī)械增壓器的噪聲主要來(lái)自于空氣動(dòng)力噪聲和機(jī)械噪聲兩個(gè)方面。隨著機(jī)械增壓器轉(zhuǎn)速升高，機(jī)械增壓器零部件振動(dòng)加劇，機(jī)械噪聲隨之增大。這一部分噪聲主要受軸承、轉(zhuǎn)子、正時(shí)齒輪等制造工藝和裝配工藝的限制，在現(xiàn)有的條件下很難進(jìn)一步降低。如圖6所示，排氣口處會(huì)產(chǎn)生回流沖擊，而隨著壓比增大、轉(zhuǎn)速提高，回流沖擊勢(shì)必更為劇烈，同時(shí)不連續(xù)的壓縮過(guò)程也會(huì)產(chǎn)生氣流脈動(dòng)，在增壓器排氣口共同導(dǎo)致復(fù)雜的渦流，引發(fā)噪聲[12]。壓比增大加大了增壓器內(nèi)泄漏量，排氣口高壓氣體回流，與進(jìn)氣口的低壓氣體相遇瞬間膨脹，產(chǎn)生噪聲。分析圖10可知，在不同壓比下聲壓級(jí)隨轉(zhuǎn)速的變化趨勢(shì)非常接近，而同一轉(zhuǎn)速下，更高的壓比會(huì)明顯地增大噪聲，這說(shuō)明在空氣動(dòng)力噪聲和機(jī)械噪聲兩個(gè)方面，空氣動(dòng)力噪聲是增壓器的主要噪聲來(lái)源。本研究所用機(jī)械增壓器使用了大扭轉(zhuǎn)角轉(zhuǎn)子，氣流脈動(dòng)已達(dá)到較低水平，因此可通過(guò)增加預(yù)排氣設(shè)計(jì)來(lái)降低回流沖擊、優(yōu)化轉(zhuǎn)子間隙來(lái)減小內(nèi)泄露等措施進(jìn)一步降低氣動(dòng)噪聲。此外，當(dāng)增壓器安裝在整車(chē)上之后，由于進(jìn)氣口連接空氣濾清器(具有阻性消聲器的作用)，排氣口與發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣口相連通，噪聲還會(huì)有大幅減小。

3 結(jié)論

(1)增壓器在3 000 r/min時(shí)就進(jìn)入高效率區(qū)，因此在低速時(shí)就能迸發(fā)出最優(yōu)增壓效果，但轉(zhuǎn)速超過(guò)6 000 r/min后各個(gè)壓比下熱效率均下降。

(2)羅茨機(jī)械增壓器中高轉(zhuǎn)速(4 000～6 000 r/min)時(shí)容積效率可達(dá)75%以上，適當(dāng)提高機(jī)械增壓器轉(zhuǎn)速可提高增壓器容積效率，但無(wú)助于減小增壓器的內(nèi)泄漏量。

(3)羅茨機(jī)械增壓器運(yùn)行時(shí)所消耗的功率最高僅0.7 kW，而其中大部分功率用于空氣增壓，因此羅茨機(jī)械增壓器客觀(guān)上對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)功率的消耗十分有限。

(4)轉(zhuǎn)速和壓比均會(huì)影響噪聲聲壓，由轉(zhuǎn)速上升和壓比增大引起的氣動(dòng)噪聲成為噪聲的主要增長(zhǎng)成分，最高噪聲為95 dB(A)。