吳金勇

（上海漢鐘精機股份有限公司，上海 201501）

1 引言

噴油螺桿壓縮機中為降低機組壓縮空氣中的有害油霧和維系油路循環(huán)系統(tǒng)使用的潤滑油，須利用油氣分離器把潤滑油有效地從氣體中分離出來。目前廣泛采用的油氣分離器結(jié)構(gòu)大體為碰撞式、旋風(fēng)分離式及碰撞旋風(fēng)分離組合式3種形式。周華，夏南等人采用數(shù)值模擬方法對前者碰撞式油氣分離器內(nèi)部結(jié)構(gòu)進行分析并優(yōu)化設(shè)計，得到了分離效果更好的結(jié)構(gòu)模型；丁晟，鐘崴等采用類似方法對后2種旋風(fēng)分離及碰撞旋風(fēng)分離式油氣分離器進行內(nèi)部流場分析，得到了以旋風(fēng)分離式為代表的油氣分離器分離效率的影響因素。目前進氣入口管節(jié)截面形狀及油細分離后出氣口相對位置對旋風(fēng)分離式油氣分離的影響研究較少。本文旨在通過Flow Simulation對旋分離式油氣分離器內(nèi)的氣液兩相流流場進行數(shù)值模擬，研究進氣口管節(jié)截面形狀及出氣口相對位置對油氣分離的分離效果影響，為立式旋分式油氣分離器的優(yōu)化設(shè)計提供理論依據(jù)。

氣液兩相流的數(shù)值模擬包括氣相場和氣液間的相互干擾計算。相間干擾即氣液兩相間的動量、能量、質(zhì)量的交換過程。常見算法可以分為歐拉歐拉型算法和歐拉拉格朗日算法兩種類型[1]。DPM（Discrete Phase Model，離散相模型）模型采用歐拉拉格朗日算法進行計算，即采用描述流體物理量的歐拉算法對氣相流場進行計算，采用描述流體質(zhì)點的物理量拉格朗日算法對液滴的運動進行跟蹤計算。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 立式旋分式油氣分離器的幾何模型設(shè)定及工作原理

油氣分離器具體設(shè)計技術(shù)指標如表1所示。

立式旋分式油氣分離器工作原理：在螺桿壓縮機啟動后，油氣混合物在作用力下以一定的速度切向進入油氣分離器內(nèi)，油滴在離心力的作用下，被甩到了桶身內(nèi)壁，而后被壁面捕捉，在自身重力的作用下落到油氣分離器的底部繼續(xù)維系系統(tǒng)油路循環(huán)動作；處于氣相的壓縮空氣和未被分離的少量微米級的懸浮油滴則在內(nèi)筒外環(huán)間繼續(xù)作旋轉(zhuǎn)流動，當繞過內(nèi)筒底部后，隨后流向油細分離器（以下簡稱油分），進入濾芯的油微粒在慣性碰撞和過濾層攔截的作用下，在超細玻璃纖維材料上聚結(jié)成為大直徑油滴，最后凝結(jié)的油滴在壓差作用下通過二次回油管流向機體，潔凈的壓縮空氣則從法蘭蓋出氣口排出。

2.2 控制方程

為簡化計算，對油氣分離器內(nèi)部主要流場分析，處于氣相的壓縮空氣，采用理想氣體狀態(tài)方程；處于液相油滴，所受外力主要為流體曳力（粘性阻力）、采用控制方程連續(xù)方程、動量守恒方程。

2.3 連續(xù)方程

式中 ρ——氣相流體密度

Sm——液滴蒸發(fā)進入氣相的質(zhì)量

不考慮油滴的蒸發(fā)，因此Sm這一項為0。

2.4 動量方程

F——離散相粒子對氣流的作用力

1.天下才人俱以一傲字敗，天下庸人俱以一惰字??；2.不能不趁三十以前立志猛進也；3.集思廣益本非易事，要當內(nèi)持定見，外廣延納；4.莫問收獲，但問耕耘；5.天下事當于大處著眼，小處下手；6.先靜之再思之，五六分把握即做之；7.凡全付精神專注一事，終身必有所成；8.智慧愈苦而愈明。

DPM模型中氣相與離散相（油滴）之間的動量交換項F為

式中 nap——油滴的質(zhì)量流量

FD——為氣流阻力

FQ——為其他作用力

其中FD的表達式如下

表1 設(shè)計參數(shù)數(shù)表

式中 μ——氣體分子粘性系數(shù)

CD——曳力粘性系數(shù)

Re——油滴的相對雷諾數(shù)

u——氣相流體的瞬時速度

up——油滴的瞬時速度

ρp——油滴的密度

dp——油滴的直徑

其中Re的表達式如下

瞬態(tài)油滴動量方程如下

在一定的離散時間步長內(nèi)對動量方程逐步積分，就可以得到每個點處油滴沿軌跡的速度值。對軌跡本身的計算可通過如下積分方程得到

積分時，流體相速度u取油滴所在位置的速度。

2.5 能量方程

式中 Sh——油滴對流熱傳遞和熱輻射傳遞向氣流的熱量

3 數(shù)值計算

3.1 油氣分離器模型網(wǎng)格劃分

采用全局網(wǎng)格與局部網(wǎng)格相結(jié)合的方式對油氣分離器內(nèi)部流場進行離散化處理。其中，在進氣入口及油分出口區(qū)域，由于幾何形狀對流體速度流場影響較大，采取局部細化網(wǎng)格中進行劃分，其余區(qū)域則采用Flow Simulation自動全局網(wǎng)格拾取，共計生成262062個網(wǎng)格，接觸固體的流體網(wǎng)格數(shù)量為106351個，經(jīng)細化的網(wǎng)格可基本滿足油氣分離器內(nèi)部各流場基本運算，如圖1所示。

3.2 湍流模型

油氣分離器內(nèi)氣相場采用Flow Simulation中k-ε方程模型為基礎(chǔ)，通過設(shè)置合理湍流動能k和耗散ε參數(shù)得到近似工況下的湍流模型。相關(guān)文獻資料表明，k-ε模型滿足對于沖擊射流[2]和旋轉(zhuǎn)流[3]等流體流動類型算法要求，由于油氣分離器內(nèi)的流場含旋轉(zhuǎn)流，自由流（射流和混合層），邊界層流動等，因此，湍流模型選擇k-ε模型來模擬。

圖1 油氣分離器網(wǎng)格劃分

3.3 邊界條件

（1）在油分的入口處采用給定質(zhì)量流量及熱動力近似壓力及溫度參數(shù)（或給定容積流量）邊界條件，在出口處采用給定環(huán)境壓力（靜壓）及溫度出口邊界條件，邊界層選湍流為邊界條件。

（2）對油分，采用自定義工程數(shù)據(jù)庫中多孔介質(zhì)模型，根據(jù)所使用的油分實際壓降與流量關(guān)系，長度及面積數(shù)據(jù)，校準粘度等導(dǎo)入數(shù)據(jù)庫中，得到油分多孔介質(zhì)參數(shù)以滿足計算要求。油分凝結(jié)原理及壓降與流量關(guān)系分別如圖2、3所示。

（3）在油滴求解計算時，假設(shè)如下：不考慮油滴的蒸發(fā)過程；射入的油滴粒子之間是相互獨立的、均勻的球形；忽略油滴在流動過程中相互碰撞導(dǎo)致的油滴破碎和結(jié)合。并對1 μm、5 μm、10 μm、15 μm、20 μm不同大小粒子進行流場分析，約束條件為最大跡線長度4 m，壁面為油氣桶內(nèi)壁及內(nèi)筒外壁捕捉。

4 油氣分離規(guī)律的研究

4.1 入口截面形狀對流場分布規(guī)律的影響

圖2 油分凝結(jié)原理[4]

油氣分離器的入口截面形狀不同，直接影響著流體的流線、速度分布規(guī)律。為此，建立針對2種22種不同工藝處理的進氣口管節(jié)模型進行流場研究：一種為初始設(shè)計方案的實體模型，即φ89.9 mm×5 mm圓形無縫鋼管與桶身切向方向焊接而成，如圖4；另一種為改進后的進氣管模型，進氣口前端同樣采用φ89.9 mm×5 mm無縫鋼管，但在進氣口末端采用壓扁處理工藝，呈腰形孔狀（模型腰形孔外截面按105.5 mm×70 mm），壓扁后入口面積與原圓管截面積大體相等，同樣與桶身切向方向焊接而成，如圖5。2種結(jié)構(gòu)模型的進氣口基準面速度流場及粗分離φ485不同高度速度流場對比如圖6～7、圖8～11所示。

圖3 油分壓降與流量關(guān)系[4]

圖4 初始方案圓形管節(jié)進氣口及計算域

由圖6、7可知，2種進氣管節(jié)模型，流體在切向方向進入油氣分離器后，都有較強的旋流效果，可使油滴產(chǎn)生較大的離心力，容易附著在油氣分離器外桶內(nèi)壁上，從而分離效率相對較高。不同的是從速度等高線流場看，初始設(shè)計的圓形管節(jié)進入油氣分離器的流體，產(chǎn)生的截面速度梯度流場效果不如改進后的腰形孔產(chǎn)生的截面速度梯度流場均勻，流體旋分一周后靠近入口處圓形管節(jié)的擾流面積也大于腰形管節(jié)；由圖8、9可知，橫坐標為不同高度的φ485粗分離中心計算域取值線的圓弧長度，縱坐標為對應(yīng)點位置的速度流場值，由兩模型進氣口位置相對中心角度可知，42.3～74.5°為圓形管節(jié)進氣管內(nèi)壁與桶身內(nèi)壁剛接觸的角度，對應(yīng)的橫坐標圓弧長度0.179～0.315 m。48～76.3°為腰型管節(jié)進氣管內(nèi)壁與桶身內(nèi)壁剛接觸的角度，對應(yīng)的橫坐標圓弧長度0.203～0.322 m，兩模型在系列1、系列2取值線的速度流場中，進氣口處圓形管節(jié)速度曲線圖存在交叉值，腰形管節(jié)則無，表明腰形管節(jié)縱向速度梯度流場更平滑；由圖10、11可知，圓形管節(jié)Y方向系列1、系列3取值線上同時存在Y方向的正負值，腰形管節(jié)則無，Y方向分速度均為負值表明流體均為向下沉降的趨勢，且腰形管節(jié)相同取值點Y方向向下分速度值小于圓形管節(jié)，表明沉降時間更長，表現(xiàn)為有利于粗分離一面。顯然，利用Flow Simulation軟件進行仿真，其內(nèi)部速度流場更直觀可見，為進一步驗證入口截面形狀對油氣分離效率的影響提供一定理論依據(jù)。

圖5 壓扁處理腰形管節(jié)進氣口及計算域

圖6 圓形管節(jié)進氣口基準面流場分布

圖7 腰形管節(jié)進氣口基準面流場分布

圖8 圓形管節(jié)計算域速度流場曲線圖

圖9 腰形管節(jié)計算域速度流場曲線圖

圖10 圓形管節(jié)Y方向分速度流場曲線圖

圖11 腰形管節(jié)Y方向分速度流場曲線圖

4.2 出口相對中心位置對流場分布規(guī)律的影響

對于外進內(nèi)出的內(nèi)置油分，為利于將凝結(jié)后沉降在油分底部的油導(dǎo)出至油分外，一般回流至吸氣狀態(tài)的機體中，常常將回油管置于油分中心或近似中心位置。在大功率段機組設(shè)計中，由于最小壓力維持閥為法蘭式結(jié)構(gòu)，而為利于回油管的安裝要求，常常將油氣分離器的油分出口位置處于偏心位置。然而，出氣口位置也直接影響著流體的流線、速度分布規(guī)律。同理，建立兩種不同位置的出氣口位置模型進行流場研究：一種為初始常用設(shè)計方案的實體模型，即法蘭蓋回油管安裝孔居中布置，出氣口處于偏心位置，如圖12；另一種為改進后的實體模型，出氣口位置居中，回油管位于偏心位置，并在法蘭蓋上回油管固定接頭安裝孔加工時，設(shè)定傾斜一定角度，如圖13（為簡化模型網(wǎng)格，2種模型法蘭蓋最小壓力維持閥安裝孔及氣路控制孔未繪制）。2種結(jié)構(gòu)模型的前視基準面速度流場及流動跡線對比如圖14～15所示。

圖12 初始方案出氣口偏心布置

圖13 改進后出氣口居中布置

由圖14、15可知，2種出氣管位置模型，從進入油分前的速度等高、等值線流場及流動跡線看，初始方案模型經(jīng)粗分離后進入油分前的流體，產(chǎn)生的速度流場效果不如改進后的出氣口居中布置的速度梯度流場均勻，前者油分的局部負荷直接影響著油分的使用壽命；同時，表現(xiàn)出出氣口位置對粗分離速度流場有著一定影響，正常流體進入進氣口后，由于膨脹流體速度降低，大油滴由于重力作用而沉降，其他油滴在向心力的作用下與油氣桶內(nèi)壁碰撞而聚集后因重力而沉降，若速度過大將導(dǎo)致表面聚集的油漆再次進入流場中，初始出氣口偏心布置的流體流速在靠近內(nèi)壁表現(xiàn)為大于流速8 m/s，而改進后出氣口居中布置的流體流速在靠近內(nèi)壁為2.2～3.5 m/s，與經(jīng)驗的最佳碰撞速度3m/s 左右較吻合；顯然，利用Flow Simulation軟件進行仿真，其內(nèi)部速度流場更及流體流動跡線更直觀可見，為進一步驗證出口相對中心位置對油氣分離的效率提供一定理論依據(jù)。

4.3 入口截面形狀及出口相對中心位置對油滴分布規(guī)律的影響

油氣混合物中，液相油滴通常處在1～50 μm，少部分微滴可小至與氣相分子具有相同的的數(shù)量級，僅為0.01 μm。當油氣混合物進入分離器，由于突然膨脹，導(dǎo)致氣流速度下降，較大油滴受重力作用落入筒體下部；較小油滴及油霧沿折流板切向旋轉(zhuǎn)，離心力作用把較重油滴甩向器壁，油滴經(jīng)聚結(jié)后重力作用沿壁下流[5]。對油氣分離器不同直徑的油滴粒子進行運動軌跡模擬。圖16～20分別為1 μm、5 μm、10 μm、15 μm、20 μm在不同入口截面形狀及出口相對中心位置模型中的油滴運動跡線。

圖14 初始方案出氣口偏心布置前視基準面速度流場及流動跡線

圖15 改進后出氣口居中布置前視基準面速度流場及流動跡線

圖16 圓形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)偏心出氣、1 μm直徑油滴粒子運動跡線（Flow Simulation 粒子分析模塊跡線長度統(tǒng)計表數(shù)據(jù)：1 μm 直徑油滴粒子，粒子樣本數(shù)量200 個，理想狀態(tài)下圓形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到76 個，腰形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到79 個，腰形管節(jié)偏心出氣口壁面捕捉到78 個）

從圖16～20可以看出，1 μm、5 μm、10 μm、15 μm、20 μm不同直徑的油滴在油氣分離器內(nèi)被捕捉分離的跡線長度明顯不同，直徑越大的粒子更有易于捕捉分離；從圖16～18可以看出，同一小直徑油滴粒子在不同入口截面形狀及出口相對中心位置的模型中，其跡線長度存在差異，據(jù)Flow Simulation粒子分析模塊跡線長度統(tǒng)計表數(shù)據(jù)分析表明（表2）：管節(jié)為腰形入口截面形狀的油氣分離器粗分離效率高于管節(jié)為圓形入口截面；出氣口居中布置的油氣分離器粗分離效率高于出氣口偏心布置。顯然，利用Flow Simulation軟件進行粒子分析仿真，可以更為直觀的看出入口截面形狀及出口相對中心位置對油滴分離效率的影響，為進一步驗證進氣口管節(jié)壓扁工藝處理產(chǎn)生的腰形截面形狀及優(yōu)化后的法蘭蓋出口居中布置對提高油氣分離效率提供有力理論依據(jù)。

圖17 圓形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)偏心出氣、5 μm直徑油滴粒子運動跡線（Flow Simulation 粒子分析模塊跡線長度統(tǒng)計表數(shù)據(jù)：5 μm 直徑油滴粒子，粒子樣本數(shù)量200 個，理想狀態(tài)下圓形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到103 個，腰形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到110 個，腰形管節(jié)偏心出氣口壁面捕捉到101 個）

圖18 圓形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)偏心出氣、10 μm直徑油滴粒子運動跡線（Flow Simulation 粒子分析模塊跡線長度統(tǒng)計表數(shù)據(jù)：10 μm 直徑油滴粒子，粒子樣本數(shù)量200 個，理想狀態(tài)下圓形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到184 個，腰形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到188 個，腰形管節(jié)偏心出氣口壁面捕捉到188 個）

圖19 圓形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)偏心出氣、15 μm直徑油滴粒子運動跡線（Flow Simulation 粒子分析模塊跡線長度統(tǒng)計表數(shù)據(jù)：15 μm 直徑油滴粒子，粒子樣本數(shù)量200 個，理想狀態(tài)下圓形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到200 個，腰形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到200 個，腰形管節(jié)偏心出氣口壁面捕捉到200 個）

圖20 圓形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)居中出氣、腰形管節(jié)偏心出氣、20 μm直徑油滴粒子運動跡線（Flow Simulation 粒子分析模塊跡線長度統(tǒng)計表數(shù)據(jù)：20 μm 直徑油滴粒子，粒子樣本數(shù)量200 個，理想狀態(tài)下圓形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到200 個，腰形管節(jié)居中出氣口壁面捕捉到200 個，腰形管節(jié)偏心出氣口壁面捕捉到200 個）

表2 不同直徑油滴粒子在不同油氣分離器模型流場內(nèi)的捕捉分離效率

5 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬的方法，對油氣分離器進氣口截面形狀及出氣口相對中心位置不同模型進行研究，通過內(nèi)部流場模擬及粒子分析，得出以下結(jié)論：

（1）在相同工況參數(shù)條件下，入口截面形狀影響著流體的流線、速度分布規(guī)律；進氣口圓形管節(jié)在壓扁工藝處理后產(chǎn)生的腰形截面形狀后，其速度梯度流場更加均勻，流體在粗分離計算域內(nèi)，分速度Y方向（即垂直方向）均為負值，且絕對值小于未經(jīng)壓扁的圓形管節(jié)，表明沉降時間更長，表現(xiàn)為有利于粗分離一面。

（2）在相同工況參數(shù)條件下，出口相對中心位置影響著流體的流線、速度分布規(guī)律；出口在中心位置的流體在進入桶身后，靠近桶身內(nèi)壁的流速為2.2～3.5 m/s，與經(jīng)驗的最佳碰撞速度3 m/s左右較吻合，且運動跡線在油分前后流線表現(xiàn)出均勻分布，利于粗分離及二次細分離。

（3）通過油滴粒子分析計算結(jié)果，得到1～20 μm不同直徑油滴粒子在不同油氣分離器模型流場內(nèi)的捕捉分離效率，發(fā)現(xiàn)直徑越大的粒子更有易于捕捉分離，經(jīng)壓扁處理后的腰形管節(jié)及出氣口居中布置的粗分離效率最高。

（4）得到了優(yōu)化的油氣分離器模型，即對圓形管節(jié)進氣口進行適當?shù)膲罕馓幚淼玫窖稳肟诮孛嫘螤罹唧w壓扁工藝尺寸視油氣分離器粗分離處理量及入口壓力而定；同時法蘭蓋出氣口居中布置，此時需對回油管接頭安裝孔傾斜一定角度加工，以傾斜插入油分底部的回油管接近油分底部中心位置為宜。