周威 潘李奎 肖芳斌

（深圳麥克維爾空調(diào)有限公司 深圳 518111）

空調(diào)用高效旋流油分離器仿真優(yōu)化與實驗

周威 潘李奎 肖芳斌

（深圳麥克維爾空調(diào)有限公司 深圳 518111）

為了提高空調(diào)系統(tǒng)中旋流油分離器的分離效率、降低壓力損失，本文對其結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計，通過流體仿真研究了油分離器內(nèi)部各參數(shù)對分離效率和壓力損失的影響，得到最佳的參數(shù)尺寸比例，并據(jù)此制作了一款新型油分離器，安裝在空調(diào)系統(tǒng)中進(jìn)行實驗測試。實驗結(jié)果表明：新型油分離器在回油工況（最低制冷劑流速）下分離效率由95.5%提高到99.0%，名義制冷工況下分離效率由97.3%提高到99.6%；名義制冷工況下壓力損失由55.2 kPa降低至23.1 kPa；同時獲得了油滴顆粒的分布函數(shù)。

分離性能；流體仿真；旋流分離器

空調(diào)油分離器一般分為濾網(wǎng)式、填料式、離心式（旋流式）和洗滌式。無論采用何種形式的油分離器，需要以分離效率和壓力損失來評價。分離效率不高，導(dǎo)致潤滑油循環(huán)量上升，當(dāng)循環(huán)量為3%和5%時，蒸發(fā)器制冷量的衰減約為5%和10%［1］。一般情況下，系統(tǒng)中帶油率每提高1%，循環(huán)性能系數(shù)COP衰減約2.5%［2-4］。分離效率不高引發(fā)壓縮機(jī)缺油甚至可能導(dǎo)致抱軸、燒毀等惡性現(xiàn)象［5］。油分離器的壓力損失會導(dǎo)致排氣壓力上升，壓比加大，COP下降［6］。

目前國內(nèi)外對空調(diào)油分離器的研究多集中在過濾式油分離器上，如左世海等［7］研究過濾式油分離器的過濾結(jié)構(gòu)及濾芯布置，申浩等［8］研究過濾式油分離器過濾網(wǎng)目數(shù)對分離效率的影響。在旋流油分離器方面，李進(jìn)楊［9］研究螺旋式旋流油分離器的工作原理和應(yīng)用方案，呂家明等［10］通過流體仿真減小了氣液分離器的容積，羅毅等［11］通過流體仿真認(rèn)為進(jìn)氣管、筒體直徑和進(jìn)氣碰撞結(jié)構(gòu)對油分離器性能影響較大?？照{(diào)油分離器入口處油滴顆粒直徑分布、內(nèi)部流場規(guī)律研究和常規(guī)油分離器結(jié)構(gòu)具體尺寸比例優(yōu)化涉及的較少。

本文以空調(diào)旋流油分離器為研究對象，采用CFD方法對其內(nèi)部流場進(jìn)行模擬，并根據(jù)內(nèi)部流場規(guī)律提出一種新型油分離器結(jié)構(gòu)及幾何尺寸關(guān)系，通過實驗驗證其性能。并利用實驗數(shù)據(jù)校核入口油滴顆粒直徑分布函數(shù)參數(shù)β。

1 油分離器優(yōu)化設(shè)計

1.1 旋流油分離器原理

常規(guī)旋流油分離器結(jié)構(gòu)大多如圖1所示，包括氣態(tài)制冷劑出口管、油氣混合物入口管、回油管、筒體、內(nèi)筒體等。

當(dāng)油氣混合物進(jìn)入分離器后，受油分離器壁面約束，由直線運動轉(zhuǎn)為圓周運動，旋轉(zhuǎn)氣體絕大部分沿軸向下做螺旋運動，即外漩渦。這時密度大的被甩向分離器壁面，通過與壁面的一次次碰撞，動量損失完，并隨著氣體的外漩渦落入排油口被分離出來。

外漩渦使得周邊氣體壓力升高，在筒體中心形成低壓區(qū)，當(dāng)氣體到達(dá)筒體下部某一位置時，向中心集中，以相同的旋轉(zhuǎn)方向向上做螺旋運動，即內(nèi)漩渦。部分未被分離的油也和氣體一起排出去。

圖1 常規(guī)油分離器結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of conventional oil separator

1.2 常規(guī)油分離器結(jié)構(gòu)

如圖1所示，常規(guī)油分離器結(jié)構(gòu)是“矮胖”型，分離器內(nèi)油氣混合物速度小。當(dāng)油氣混合物入口流速低于5 m／s或顆粒直徑小于1×10-5m時，分離效率不高，不利于壓縮機(jī)的長期穩(wěn)定運行。

常規(guī)油分離器入口通過擋板來加速和保證運動軌跡。由于氣體與擋板碰撞，損失較大。當(dāng)油氣混合物流速大于18 m／s時，油分離器的壓力損失達(dá)到60 kPa以上，使空調(diào)COP明顯下降。

1.3 油分離器的優(yōu)化設(shè)計

為了提高油分離器分離效率，降低壓力損失，設(shè)計如圖2所示的油分離器結(jié)構(gòu)。

1）在入口管2處采用異徑接頭加速，替代擋板加速，消除碰撞擋板的壓力損失；取消入口管深入到筒體內(nèi)部分，避免伸入段影響混合物運動軌跡。

2）減小筒體直徑，增加混合物的流速；筒體長度加大，使油氣混合物能夠充分進(jìn)行螺旋運動，油氣能充分分離。

3）在油分離器下半部分增加錐部6，對進(jìn)入到油分離器底部的油分離器再次加速，提高小顆粒的分離效率，尤其是低流速下的情況。

2 仿真計算

為了對圖2的結(jié)構(gòu)的油分離器的參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，對其進(jìn)行理論分析和流體仿真計算。早在1978年，柳綺年等［12］對分離器內(nèi)部的三維流場分布進(jìn)行測量。近些年來，越來越多的人利用流體仿真手段來研究氣液／氣固分離［13-14］。

圖2 新型油分離器Fig.2 The structure of new oil separator

2.1 計算模型

由于油分離器內(nèi)流動非常復(fù)雜，各向異性比較明顯，制冷劑連續(xù)相多采用的是雷諾應(yīng)力湍流模型。但是工程實踐中，采用RNG k-ε湍流模型也能滿足精度要求。油滴顆粒相選用DPM模型。求解方法是油滴跟隨氣體運動，根據(jù)受力平衡求解油滴的運動軌跡。

RNG k-ε湍流模型湍動能和耗散率方程［15］為：

式中：Gk為由平均速度提梯度引起的湍動能；Gb為由浮力影響引起的湍動能；YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的影響；αε、αk分別為湍動能和耗散率的有效普朗特數(shù)的倒數(shù)。

采用隨機(jī)軌道的模型對油分離器內(nèi)部的離散相顆粒進(jìn)行追蹤，在拉格朗日坐標(biāo)系下，顆粒在氣流中的受力方程［15］為：

式中：u為流體的相速度，m／s；up為顆粒速度，m／s；FD為拽力，N；CD為拽力系數(shù)；μ為流體的動力黏度，Pa·s；ρ為流體密度；ρp為顆粒密度，kg／m3。

2.2 邊界條件

采用velocity-inlet為入口邊界條件，outflow為出口邊界條件。腔體內(nèi)部wall的DPM類型選擇為trap格式。湍流強(qiáng)度和水力直徑湍流邊界。壓力速度耦合方程采用SIMLPEC方程，離散格式采用QUICK格式。

采用單螺桿壓縮機(jī)HSS4223，壓縮機(jī)名義排量為722 m3／h，制冷劑為R407C，排氣壓力為2140 kPa，排氣溫度為80℃，制冷劑密度為80 kg／m3，黏度為1.91 ×10-5Pa·s。潤滑油為RL68H，密度為912 kg／m3。

2.2.1 制冷劑速度

計算排氣口體積流量Vd，即油分離器入口體積流量，從而得到入口速度：

式中：Vs為吸氣口理論體積流量，也是壓縮機(jī)理論排氣量，m3／h；η為容積效率；vs為吸氣比容，m3／kg；vd為排氣比容，m3／kg。

根據(jù)空調(diào)的不同的負(fù)荷，計算油分離器入口速度，其中最小流速為 3.2 m／s，名義制冷流速為9 m／s。湍流強(qiáng)度為10%，水力直徑為0.09 m。

2.2.2 油循環(huán)量

計算油循環(huán)量的公式：

式中：C為流量系數(shù)一般為0.8～0.9；A為回油管面積，m2；ρp為潤滑油密度，kg／m3；ps為吸氣壓力，kPa；pd為排氣壓力，kPa。

2.2.3 油滴顆粒分布

李紅旗等［16］根據(jù)小波動理論和相似原理得到油滴的分布函數(shù)和最大直徑的計算式：

式中；φ（d）為油滴顆粒直徑為d的概率；dmax為最大液滴直徑，m；β為分布函數(shù)參數(shù)，由實驗確定；ε為噴口處液膜厚度，m；Δp為油分離器壓力損失，kPa；σ為液體的表面張力，N／m；ρ為氣態(tài)制冷劑密度，kg／m3。

當(dāng)油從排氣管噴入油分離器，并與壁面碰撞時，油滴顆粒部分會被吸附、碰撞、反射，并且考慮到油滴顆粒與油膜厚度、表面張力和黏度有關(guān)，本文采用第二種分布函數(shù)法來描述油滴顆粒粒徑分布。計算分布函數(shù)參數(shù)β時，需要根據(jù)實驗數(shù)據(jù)和經(jīng)驗來調(diào)整。

為了簡化計算，選擇粒徑分別為1×10-6～1× 10-5m每隔1×10-6m取一個值，2×10-5m、3× 10-5m和1×10-4m的油滴顆粒進(jìn)行計算。

2.3 網(wǎng)格設(shè)置

將設(shè)計好的三維導(dǎo)入到模型處理軟件DM中進(jìn)行合理的切面，再導(dǎo)入到網(wǎng)格處理軟件Meshing中劃分網(wǎng)格。與入口段相連接的腔體為四面體網(wǎng)格，其他部分為五面體或六面體網(wǎng)格。網(wǎng)格數(shù)量為65萬，網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 油分離器網(wǎng)格Fig.3 The mesh of oil separator

為了驗證網(wǎng)格數(shù)量與計算結(jié)果之間無關(guān)聯(lián)性，選取名義工況下油分離器壓力損失和顆粒直徑為3 ×10-6m油滴顆粒分離效率進(jìn)行網(wǎng)格獨立性驗證。計算結(jié)果見表1所示，隨著網(wǎng)格數(shù)量增加，分離效率和壓力損失誤差偏離很小，認(rèn)為滿足網(wǎng)格獨立性要求。

表1 網(wǎng)格獨立性驗證Tab.1 Grid independent validation

2.4 計算結(jié)果

將計算好的邊界條件輸入到求解器，初始化并求解。在已知入口管直徑 di、出口管直徑 do情況下，通過參數(shù)化設(shè)計比較不同油分離器筒體直徑D、內(nèi)筒體直徑de、筒體長度H、錐體長度Hc以及錐體角度下最優(yōu)分離效率和壓力損失，得到最優(yōu)結(jié)果如表2所示。

根據(jù)表2得到的規(guī)律，設(shè)計新型油分離器結(jié)構(gòu)，其制冷劑運行軌跡如圖4所示。從圖可以看出，制冷劑流線比較流暢規(guī)則且布滿整個油分離器空間，說明壓力損失較小，分離時間充分。

表2 油分離器最佳尺寸比例Tab.2 Optim um size ratio of oil separator

圖4 制冷劑運行軌跡Fig.4 The stream line of refrigerant

2.4.1 壓力損失和速度分布

制冷劑速度為9.0 m／s時，速度和壓力分布如圖5所示。經(jīng)過錐體的加速，最大速度達(dá)21.2 m／s。計算壓力損失為18.6 kPa。

圖5 速度和壓力云圖Fig.5 The contours of velocity and pressure

2.4.2 油滴軌跡與停留時間

制冷劑速度為3.2 m／s時，不同直徑的油滴運行軌跡如圖6所示。由于直徑越大，油滴越容易被分離。所以隨著直徑的變大，油滴會越來越早被分離出來，油滴與制冷劑的分離時間從粒徑為1×10-6m的8.02 s降低到1×10-4m的0.31 s。

圖6 不同粒徑油滴顆粒軌跡與停留時間（s）Fig.6 The path line and residence time of different diameter oil-particle（s）

2.4.3 分離效率

通過Fluent中的顆粒跟蹤，可以獲得總追蹤顆粒數(shù)目、捕捉到的顆粒數(shù)目和逃逸的顆粒數(shù)目。不同粒徑的分離效率見表3和表4所示?？偟姆蛛x效率=∑單個粒徑分離效率×分布函數(shù)的比例。計算得到 3.2 m／s和9 m／s的分離效率分別是98.97%和99.68%。

表3 不同粒徑油滴的分離效率（入口速度3.2 m／s）Tab.3 The separation efficiency of different diameter oil-particle（inlet velocity：3.2 m／s）

表4 不同粒徑油滴的分離效率（入口速度9.0 m／s）Tab.4 The separation efficiency of different diameter oil-particle（inlet velocity：9.0 m／s）

3 實驗結(jié)果與分析

為了對優(yōu)化的油分離器進(jìn)行實驗驗證，將油分離器安裝在空調(diào)系統(tǒng)上并進(jìn)行測試。圖7所示為空調(diào)系統(tǒng)示意圖，從壓縮機(jī)出來的油氣混合物經(jīng)過油分離器進(jìn)行分離，分離出來的潤滑油經(jīng)過回油管道回到壓縮機(jī)吸氣口，制冷劑氣體繼續(xù)循環(huán)。

3.1 實驗方法和步驟

在名義制冷工況風(fēng)冷側(cè)干球溫度35℃，出水水溫7℃［17］及含油量測試工況干球溫度44℃，出水溫度4℃工況下（25%負(fù)荷）測試油分離器的分離效率和壓力損失。

3.1.1 分離效率測試方法

根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB／T 5773—2004附錄A的含油量測試方法［18］，涂虬等［19］分離效率的測試方法，并結(jié)合實驗室數(shù)據(jù)，得到測試步驟如下：

圖7 空調(diào)裝置示意圖Fig.7 Schematic diagram of air-conditioning

1）把三個取樣容器抽真空，并持續(xù)10 min，之后稱重取平均值，記為g1。

2）空調(diào)系統(tǒng)穩(wěn)定運行1 h后，每隔15 min將取樣容器與制冷劑管道（儲液器與電子膨脹閥之間）相連，抽取油氣混合物樣品，將三個取樣容器稱重取平均值，記為g2。

3）將容器口的密封蓋擰開一個小口，讓氣態(tài)制冷劑緩慢放出來，同時需要確保無油被帶出來。放完后，稱重取平均值，記為g3。

4）油分離器效率為［1-（g3-g1-ρgV1）／（g3-g2）］，其中ρg為稱重時大氣壓和環(huán)境溫度下的制冷劑密度，g／L，V1為取樣容器容積，L。

3.1.2 壓力測試方法

在油分離器入口和出口處增加壓力取點。記錄穩(wěn)定運行2 h后的數(shù)據(jù)，其中壓力損失Δp為入口壓力p1與出口壓力p2之差。

3.2 分離效率實驗結(jié)果

3.2.1 分離效率測試結(jié)果

本次實驗制冷劑充注量為120 kg，潤滑油充注量為17 L。測試油分離器分離效率數(shù)據(jù)見表5。

表5 不同狀態(tài)下取樣容器的稱重數(shù)據(jù)Tab.5 Testing data of the sam pled container under different conditions

圖8 不同工況下常規(guī)和新型油分離器的分離效率Fig.8 The separation efficiency of convectional and new oil separator on different load

由表5可知，常規(guī)油分離器分離效率在名義制冷和回油工況下分別為95.5%和97.3%，新油分離器則分別提高至99.0%和99.6%，分別提高了3.5%和2.3%。

由圖8可知，新型油分離器分離效率在兩個工況下均要高于常規(guī)油分離器，且回油工況下，提升更加明顯。

3.2.2 油滴顆粒分布函數(shù)的確定

噴口處液膜厚度ε取0.002 m，實測壓力損失為23.1 Pa，潤滑油表面張力σ為0.02 N／m。計算得dmax為1.33×10-4m。

通過假設(shè)不同的β值，來獲得不同粒徑油滴顆粒的分布概率，分離效率計算公式如下：

式中：η為總分離效率；η（d）為直徑為d的分離效率，其值為Fluent中直徑為d的油滴顆粒捕捉數(shù)目／追蹤數(shù)目。

其中β∈［0.4～0.5］的分離效率如圖9所示。根據(jù)測試數(shù)據(jù)，名義工況分離效率為99.6%，實驗值與計算值的偏差見表6所示，β為0.45最接近，因此本空調(diào)系統(tǒng)β取值0.45。得到其顆粒分布函數(shù)曲線見圖10。同樣可以計算出3.2 m／s情況下 β為0.275，dmax為2.25×10-4m。

表6 實驗與仿真結(jié)果比較Tab.6 Comparison between experimental and CFD simulation

圖9 不同β值下的分離效率Fig.9 The separation efficiency with different β value

3.3 壓力損失實驗結(jié)果

工況穩(wěn)定后開機(jī)，系統(tǒng)運行穩(wěn)定1 h后，記錄35 min內(nèi)油分離器入口和出口壓力平均值。得到實驗結(jié)果如表7所示。由表7可知，常規(guī)油分離器壓力損失在名義制冷和回油工況下分別為55.2 kPa和7.4 kPa，新油分離器則分別降低至23.1 kPa和4.2 kPa，分別降低了58.2%和43.2%。

圖10 油滴顆粒分布函數(shù)曲線（dmax=1.33×10-4m，β=0.45）Fig.10 The distribution function curve of oil-particle

表7 不同負(fù)荷下常規(guī)和新型油分離器壓力損失Tab.7 The pressure loss of convectional and new oil separator on different load

圖11所示為不同工況下常規(guī)和新型油分離器的壓力損失計算值與實驗值對比。從圖中可知，計算值與實驗值符合較好，誤差在20%以內(nèi)，且實驗值均大于計算值。隨著速度增大，誤差在增大。計算值與實驗值誤差產(chǎn)生原因是由于筒體壁面設(shè)置為trap類型，而實際運動過程中會有油滴碰撞筒體內(nèi)壁產(chǎn)生壓力損失，且速度越大，碰撞越劇烈，壓力損失也更大。

圖11 不同工況下常規(guī)和新型油分離器的壓力損失Fig.11 Pressure-loss com parison between convectional and new oil separator on different load

4 結(jié)論

本文對空調(diào)旋流油分離器進(jìn)行內(nèi)部流場仿真，獲得油滴顆粒分布函數(shù)β值確定方法，通過參數(shù)化設(shè)計獲得最佳油分離器尺寸比例，并通過實驗驗證優(yōu)化結(jié)果，得出以下結(jié)論：

1）通過實驗獲得本空調(diào)系統(tǒng)名義工況油分離器入口油滴顆粒最大直徑和顆粒直徑的分布函數(shù)。

2）通過流體仿真得到油分離器內(nèi)部流場，獲得最佳的尺寸比例名稱，如筒體直徑D為3.7di，筒體長度H為9.7di，內(nèi)筒體直徑de為1.9di等，其中di為油分離器入口管管徑。

3）根據(jù)流體仿真獲得內(nèi)部流體規(guī)律設(shè)計出的新型高效旋流油分離器，并將油分離器安裝在空調(diào)系統(tǒng)上測試，新型油分離器在回油工況（最低制冷劑流速）下分離效率由95.5%提高至99.0%，名義制冷工況下由97.3%提高至99.6%，名義制冷工況下壓力損失由55.2 kPa降低至23.1 kPa。

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About the corresponding author

Pan Likui，male，director of R＆D center，Shenzhen McQuay Air Conditioning Co.，Ltd.，+86 13480801100，E-mail：pan.likui ＠m(xù)cquay.com.cn.Research fields：high energy efficiency airconditioner system.

Simulation Optim ization and Experiment on High-efficiency Cyclone Oil Separator for Air-conditioner

Zhou Wei Pan Likui Xiao Fangbin
（Shenzhen McQuay Air Conditioning Co.，Ltd.，Shenzhen，518111，China）

In order to improve the separation efficiency and decrease the pressure loss，the cyclone oil separators used in air conditioner system were designed with optimization.Based on the fluid simulation，the influences of different parameters on the separation efficiency and pressure loss of oil separator were researched，from which the optimum size ratios were obtained.The performances of the oil separator designed according to the optimum size ratio were tested in an air conditioning system.The experimental results show that in oil-return condition（lowest refrigerant velocity）the separation efficiency of new oil separator is increased from 95.5%to 99.0%，while in rated cooling capacity condition，the separation efficiency is increased from 97.3%to 99.6%，and the pressure loss is decreased from 55.2 kPa to 23.1 kPa.The distribution function of oil-particle is also obtained from experiment results.

eparation performance；CFD；cyclone oil separator

TB657.9；TP391.9

：A

0253-4339（2016）06-0035-08

10.3969／j.issn.0253-4339.2016.06.035

簡介

潘李奎，男，研發(fā)中心主任，深圳麥克維爾空調(diào)有限公司，13480801100，E-mail：pan.likui＠m(xù)cquay.com.cn。研究方向：高效空調(diào)系統(tǒng)。

2016年3月2日