数值研究长径比的影响在动压Oil-Air分离器的性能

文摘

为了研究航空发动机动态压力oil-air分离器的分离特性,本文采用PBM和CFD双流体模型的耦合方法研究影响因素如缸直径、筒长度,和其他因素对分离器的性能。流场结构、速度、气体体积分布、分离效率、气体和持液量率的分离器在不同操作条件下进行了分析。结合分析结果缸直径和缸长度、长径比的影响规律分离效率是总结的。最大化的最佳长径比分离器的分离性能得到在这个研究中,它提供了一个参考分离器的设计和改进。结果表明,随着气缸的直径增加,分离效率先增加,然后降低。当d_9月= 16毫米d_9月= 18毫米,分离器效率达到最大,约为93%。与油缸长度的增加,分离效率先增加,达到最大的时候l₂= 90毫米慢慢减少。当分离器筒太长或太短,会导致分离性能降低。有一个最佳的比例。有一个最佳的比例,分离器的分离性能是最好的,当长宽比在5和6之间。

1。介绍

在高温、高压和高速操作环境,发动机需要一个高性能的润滑系统,以确保它的安全平稳运行。由于发动机的总体要求体积小和轻,各种组件的设计要求的润滑油系统变得更加严格。经过多年的努力,已经取得了很大的进步在发动机润滑系统的研究中,但它通常是有限的一般理论描述润滑系统或特定的失效分析,并实验研究通常限于总体性能测试某个部分的润滑系统。缺乏研究换热、摩擦,阻力部件,等等。一个人不能建立自己的组件的设计模型。

在引擎的操作、清洁和低温润滑油是转移到发动机的旋转部分,从而减少摩擦和摩擦所产生的热量。空气会进入润滑系统由于内外的压力差。的作用下高速旋转部件,润滑油与空气混合成为润滑油乳化,运送到回油系统的回油泵,这将增加管道阻力,减少石油散热器的性能,并影响的润滑条件相反的表面,从而严重影响发动机的安全。因此,油气分离设备中需要回油子系统。由于其结构简单、轻量级结构的优势,动态压力油分离器已广泛应用于小型发动机(1]。但其流场更加复杂,涉及各向异性三维旋转流,还有大量的当地二次流,如中央回流,当地的循环流动,局部短路流和其他流现象。同时,由于石油和天然气的两相混合物的存在,流场也有一个复杂的两相界面的变化。所有这些因素增加的难度分离器设计和优化过程。有局限性的研究动态压力在航空领域油气分离器。近年来,对动压的油气分离的研究主要集中在气液圆柱气旋(GLCC),讨论了流动特性和力学行为的分隔符。

在实验研究方面,戈麦斯et al。2)测试中的subvelocity字段分隔符的分布以及turbulence-related数量的变化在不同位置的分隔符。Hreiz [3,4)的旋转特性进行了深入的实验管式气液分离器的内部流场,讨论了影响进口形状的流场和工作性能,并证明了矩形锥形入口可以有效改善分离的性能。萧(5]讨论了入口形式对分离器的流场,发现进气形式的变化直接影响分离器的内部流态,从而影响分离器的分离效率。风扇等。6)利用PIV测量分离器的内部流场。通过对比轴向速度、径向速度和分离效率,他们讨论了不同进气角度对分离器的影响。

随着计算机技术的迅速发展,数值模拟方法已被广泛应用于研究的分隔符。米格尔Reyes-Gutierrez [7,8]分析了单相和两相分离器流场,讨论了流和结构参数对分离性能的影响。结果表明,分离效率大大影响分离器气体核心的行为。安装一个环形膜装置可以有效地改善GLCC的分离效率。Saidi et al。9,10)使用LES模型和拉格朗日粒子跟踪方法研究流场和分离器的分离效率,并进一步讨论了锥角对分离性能的影响和液滴停留时间。孟et al。11)使用RNGκ-ε模型和DPM模型计算流场和旋风分离器的油滴轨迹,研究了速度分布、压力分布,旋风分离器的分离效率。Guizani et al。12模拟流场分布和压降分布分离器通过RSM模型,分析了转子速度对压降的影响。结果表明,增加的速度将增加速度逆流区,降低了分离性能。杨et al。13)建立了气泡运动轨迹方程从理论的角度,研究了泡沫分离器的力学行为。此外,陆et al。14)使用DPM模型来研究在旋风分离器和油滴的运动计算出油滴粒径分布使用半经验的公式。结果表明,油滴飞溅现象的分离器的下降会导致分离性能下降。Guizani et al。15]的速度场分布模拟分离器通过结合RSM模型和DPM模型,和仿真结果更好的反映了流场分布规律。范et al。16]用RSM进口角的影响讨论单相分离器流场,提出了流场的分布的差异在不同的情况和分离器结构的改进设计。王等人。17)也用RSM模拟中的气旋字段分隔符,获得了压降和流场的速度分布规则分隔符,基本上和仿真结果与实验结果一致。在此基础上,朱et al。18]研究了分离器的底部的出口形式采用RSM,讨论了影响不同的出口形式的流场分布,并认为一个切向出口更有利于提高分离效率。Ghasemi et al。19)进行了分隔符使用欧拉模型的数值模拟,讨论了结构入口宽度等因素的影响,进口角,入口高度,气缸直径,和出口管直径对分离效率,提出了一种结构优化方案。李等人。20.]使用PBM模型进行数值模拟流场的搅拌器和五个不同滴破坏模型的仿真结果相比对液滴破坏过程。Siadaty和黄等。21,22拉格朗日方法]使用进行全面研究的影响气流气旋的性能和结构。分析结果表明,温度越高,较弱的回旋流,流压降和颗粒分离效率明显降低。同时,增加气隙宽度和减少排气导向叶片的角度可以提高分离效率。李等人。23]了轴流式旋风分离器的内径150毫米为研究对象,研究材料在其进气湿度的影响粒度分布,总体效率、分类效率,减少颗粒大小。发现入口速度和粒子湿度恒定时,由于粒子的聚合,随着颗粒浓度的增加,收集和分类的效率显著提高。悦et al。24)利用实验和数值模拟来解释上的流动状态和流动行为纺丝液膜(USLF)气液柱气旋。根据实验中,四个流模式测定:回旋流,流搅拌流、环状流,丝带。他们还建立了流型图。杨et al。25)还结合实验和数值分析研究气液分离特性的圆柱形气旋。结果表明,分离器与强大的回旋流可能无法达到更好的分离效果。最后,基于液滴的力量和旋转动力学,建立了液滴迁移模型,准确地预测液滴的分离性能。基于航空发动机润滑油系统试验台,张(26)利用量纲分析的方法建立数学模型,用于预测一个动态压力的分离效率和阻力oil-air分离器适合工程。多元非线性拟合误差的分析和实验数据表明,建立了分离效率和阻力模型准确预测的分离和阻力性能动态压力oil-air分离器在一定范围内。

一般来说,大多数以前的研究主要是集中在水力旋流器分隔符在石油化工和生物工程等工业领域。然而,由于小进气道流和安装空间有限等因素,航空发动机旋流分离器的结构尺寸有很大的不同。这将导致不同的分离器的流场和流场结构的影响也将改变。因此,水力旋流器的研究成果难以直接应用于航空航天领域。在谈到航空发动机特殊分隔符,虽然数值模拟可以清楚地表达分离器内部的流动情况,最新提出的物理模型研究仍然是不完美的。因此,为了研究航空发动机动态压力oil-air分离器的性能,本文采用PBM和CFD的方法耦合双流体模型。首先,验证了方法的准确性通过与实验结果比较,然后气缸直径,缸长度,和其他因素进行了研究。对分离器的性能影响,流场结构,速度,气体体积分布、分离效率、气液分离器在不同工作条件下的内容进行了分析。最后,获得的两个影响因素结合起来,在本文的范围之内。一个最佳长径比,优化分离器的分离性能的设计和改进提供了一个参考分隔符。

2。数值模型

2.1。湍流模型的选择和验证

动态压力油气分离器内部两相强气流磁场,所以研究应该首先确定湍流模型。然后,两相流模型可以确定之前开展相关研究工作。然而,由于作者没有任何单独的实验数据的动荡,学者在文献[27气液)进行了实验和数值研究旋风分离器和获得的实验数据。因此,在文献[实验数据后27选择比较和分析三种湍流模型,湍流模型被选中。

基于物理建模提供的旋风分离器在文献[27),本文使用不同的湍流模型来计算其内部单相流场计算和比较了横向速度与文献中的实验数据。相比之下,选择最合适的湍流模型。文学的物理模型如图1。此外,由于长度限制,本文中描述的三种湍流模型没有。三个模型的详细信息,请参阅文献[28]。

无因次轴向速度分布在不同的部分如图2。U_av代表了轴向速度,r是中心的位置从任何位置,然后呢R分离器的半径。从图可以看出,不同的湍流模型的计算结果是不同的。在第一节,坐标轴的左边的区域,可实现的三种湍流模型的计算值与实验值吻合较好;右边的区域计算坐标轴的可实现的模型。轴向速度计算值更接近实验值,最小的错误。同样,在第二节,可实现的可实现的计算结果模型也是最接近实验值。图3显示的是无量纲的切向速度分布在每个部分,和u_t代表了切向速度。在第一节中,可实现的切向速度值三种湍流模型计算的所有礼物center-symmetric分布,并可实现的切向速度值计算的可实现的可实现的模型更接近实验值最小的错误。在第二节,也可以看到,可实现模型的计算结果更接近实验值,RNG紧随其后模型和标准湍流模型最大的错误。总之,变现模型有更好的预测影响气液分离器旋风流场,可以更准确地获得轴向和切向速度分布在不同的章节。获得的结果与文献[27]。结果是相同的,它提供了一个保证流场分布和研究其分离机制。

2.2。两相流模型

为了计算分离器中的两相流状态下,两相流模型确定后选择合适的湍流模型在前一节中。本文采用CFD方法耦合和PBM双液模型研究分离器的性能的变化在不同的工作条件。因此,本节主要验证的准确性两相流模型结合实验数据。Euler-Euler的双流体模型可以综合考虑颗粒的湍流运输阶段,颗粒相(气相)和连续相(液相)可以合理治疗。与欧拉方法相比,Euler-Euler模型假定气泡离散阶段quasifluid,具有较低的计算能力。PBM模型考虑气泡聚合和破碎行为的影响气泡大小分布,能够预测气液分离的流场分布,已广泛用于气液分离的研究。因此,本文结合CFD和PBM两相流模型进行数值模拟内部流场的动态压力油气分离器,确保计算结果的准确性。

2.2.1。双流体方程

摘要Euler-Euler方法用于解决和分析它的旋转流场,和两个阶段作为连续液体来解决它的运动方程。在计算过程中,泡沫被认为是均匀球体,有石油和天然气之间的相互渗透阶段,填满整个分离器空间和忽视了彼此之间的质量和能量转移。

连续性方程如下:

的公式,α_我和代表了液体和气体体积分数;ρ_我和代表了液体和气体密度,公斤/米³;u_我和代表了液体和气体速度,m / s。

动量方程如下:

的公式,j代表jth阶段流体类型;u代表每个阶段的速度米/秒;代表了压力,Pa;代表的有效粘性系数jth阶段,Pa·s;代表两个阶段之间的相互作用力,N。

2.2.2。组织平衡方程

为了计算两相流态分离器,本文选择群体平衡模型(PBM模型)计算。PBM模型认为泡沫聚合和断裂行为的影响气泡大小分布,可以更好地预测气液分离流场的分布,它已广泛应用于气液分离问题的研究。其具体表现形式公式所示(3): 在哪里我代表了i的泡沫, 的分布函数的体积V泡沫在单位时间和单位空间;的移动速度我th的泡沫;和代表的数量造成的泡沫生成泡沫聚合和分裂;和代表的数量泡沫灭绝造成的泡沫聚合和打破。(1)形成泡沫造成的破损的数量如下: 的公式,p代表的数量subbubbles生成的泡沫破坏;代表了泡沫断裂频率与体积 ,米³/ s;表示的概率密度函数subbubbles形成的破坏与体积的泡沫∼V; 代表了气泡的分布函数与体积 。(2)泡沫破裂造成灭绝的数量如下: 的公式,代表了泡沫的破碎频率与体积 ,米³/ s。(3)泡沫引起的聚合形成的数量如下: 的公式, 表示频率的体积的泡沫和融合,米³/ s; 代表了气泡的分布函数与体积 。(4)灭绝的数量造成的泡沫聚合如下: 的公式, 代表了体积在泡沫的体积和融合,米³/ s。此外,泡沫破裂和聚合模型提出了文献[29日,30.)用于解决方程(4)∼(7),它将不会重复。

2.3。啮合

根据文献[31日),相应的动态物理模型建立了油气分离器的压力,如图4。其具体结构参数定义和大小如表所示1。

物理模型图4网状,分离器的入口和出口面临网状和改进。结果如图所示5。为了清楚地表明分离器内的流场,横截面Y₃在50毫米的轴向方向。

为了验证网格的独立性,本文使用七个网格数来计算分离器的流场,得到法律的影响不同的网格数字分离器的分离效率。结果如图所示6。从图可以看出6当网格的数量大于550000年,分离效率和压力分布计算在每一个流量基本保持不变。具体的计算形式的分离器效率方程所示(10)∼(12)。因此,为了节省资源,尽可能地缩短计算时间,用于所有后续的网格计算是550000左右。

2.4。边界条件和解决方案

结束的分离器入口管作为速度入口,气体和液体媒体作为大气压力网点和设置,如图5。的密度和粘度润滑油用于模拟972.2公斤/米³分别和0.036134 Pa·s。入口速度为1.27米/秒,和相应的流量是6 L / min。空气物性参数是不变的物理性质在恒定的温度下,和oil-air比率是1。此时,在入口雷诺数为8357。湍流强度我,湍流动能k,湍流耗散也为计算,计算方程(8)和(9)。分别为0.052,0.007和0.03。 在哪里D_H代表了入口水力直径,m;u代表了入口速度米/秒;ρ代表了密度,公斤/米³;和μ代表了动态粘度,Pa·s。 在哪里u代表了入口速度米/秒;l代表了湍流特征尺寸,m;和C_μ代表经验常数,0.09。

在计算中,墙面采用中性边界条件。因为靠近壁面区域的影响粘性效应,流体速度低,湍流扩散较弱,湍流输运方程不是完全有效的。因此,标准的壁函数是用来解决墙附近的流场。同时,泡沫0.001毫米到1毫米的范围分为10类的大小来确定计算条件的数值模拟31日]。

2.5。模型验证

为了评估计算结果的准确性得到解决PBM模型不稳定的状态,计算分离效率比较与实验值在文献[31日]。数值模拟使用相同的工作条件和结构参数的实验,比较结果如图7。可以看出,对于不同的分隔符,分离效率的变化趋势来衡量每个流量的数值计算和实验是一致的,每个工作条件下,平均相对误差小于15%。因此,相信PBM模型可用于计算气液旋风分离问题。

3所示。结果与讨论

在学习的过程中燃油空穴对分离性能的影响,这是特别重要的对分离器的性能进行评估。气液的旋风分离器,其性能往往是衡量两个参数:气体抢劫率和持液量率。持液量率代表石油截留气体出口。气抢劫率代表气体夹带的出油口(4]。因此,一个好的分离器不仅要有一个合理的流场结构,但也有较低的气体和持液量率。持液量率是由方程(10),气体抢劫率方程所示(11)。 在哪里问_l1代表了润滑油的体积流率在空气出口,L /分钟;问_l代表了润滑油的体积流率在进口,L / min。 在哪里代表了空气的体积流率与出油口,L /分钟;代表了空气的体积流率在分离器的入口,L / min。虽然K₂可以反映分离器的分离性能,它不是直观的,所以分离器的分离效率的定义,如方程所示(12)。 在那里,η代表了分离器的分离效率。

3.1。分离器的流场分析

为了详细分析分离器的流场结构,飞机拦截在其中心位置,和其内部流图所示8。从图可以看出8分离器的流场结构可分为两个区域:向下外气旋区域附近的墙和向上的内心风暴地区中心(也称为回流)。内旋风的径向尺寸表明泡沫期间的分离位置操作,这将直接影响到分离器的分离性能。同时,可以看出中央回流区有一个轻微的左右振荡相对于轴。通过局部放大,可以看出有很多局限性,二次流现象在一个小型动态类型油气分离器的压力。

是循环流动的顶部分离器。两相流体扩散沿墙分隔符的入口处导致流体直接向上流动的一部分。它到达的顶部分离器和反弹。它沿着分离器的中心流动,从而形成循环流动。B是气体出口附近的短路流。大多数在进口沿着流体切向运动对分离器的底部在同一时间。分离润滑油沿着墙和气体收敛在中部地区,形成气体核心柱。在压力下,气体接近空气出口,向相反的方向发展,轴向的润滑油,所以气体核心列卷的一部分流体从空气入口到出口,形成短路流在排气口附近。(C)是一个循环流动分离器的底部,形成一个双涡结构(D)。这个区域会随着流量的增加,这是由于切向气体出口结构中使用oil-air分离器研究downward-flowing流体撞击墙底部的圆柱和反弹向上,形成了一个当地的循环流动。(C)和(D)相反的方向旋转。 On one hand, the gas near the wall of the cylinder is brought into the air core column to enhance the separation effect. On the other hand, some of the gas in the air core column is rolled to the bottom of the cylinder to reduce the separation performance.

3.2。气缸直径对分离器性能的影响

图9显示流场结构的结构分布分离器在不同缸直径。从图可以看出,气缸的直径直接影响流场的结构。当d_9月= 10毫米,顶部循环流,一个出口管短路流,底部循环流分离器内。

循环流是一个旋涡结构,底部所示(一个)。与气缸的直径的增加,涡流的中部地区缸沿轴向逐渐扩大,和影响扩大(看到的比较B, C, D)。底部循环流从一个旋涡结构分为双涡结构(见E和F)。分离效果增强。后者双涡结构由涡挤压在中部地区和重组成一个单一的旋涡结构(见G和H),和范围逐渐减小。

此外,当气缸的直径增加时,顶部循环流也受到影响,从高端下移分离器(见我),最后分裂成两个顶点(参见L)。在这种影响下,大量的气体将积累的顶部分离器,分离性能的恶化。总之,从流场结构,当d_9月∈(14 - 16)毫米,更有利于气液分离。

图10显示的轴向速度分布Y₃部分的分离器在不同缸直径。从图可以看出10 (),虽然气缸的直径不同,中心区域的轴向速度是最大的,与径向向外逐渐降低;在长城附近,轴向速度逐渐增加,然后随径向位置的增加而减小。比较数据10 ()和10 (b)可以看出,径向空心列范围逐渐扩大由于缸直径的影响。此外,分离润滑油在壁面区和向下流动。从图可以清楚地看到,随着圆柱体直径减小,壁面区域的润滑油流动更快,但中心区域的媒介是空气的情况下,法律是不同的。当气缸直径增加从10毫米到15毫米,气体轴向速度变大。如果缸直径继续增加,气体轴向速度逐渐减小,表明,其他参数保持不变的条件下,有一定的缸直径优化分离器的分离性能。

图11显示的切向速度分布Y₃部分的分离器在不同缸直径。从图可以看出,每个气缸直径下的切向速度分布在倒置的“S”形,以相反的方向两边的中心。由于壁边界层的影响,先增加然后减少径向方向。最大值,切向速度在墙上是零。放大图的右侧11并结合表2,它可以清楚地看到,切向速度的最大值增加,然后随气缸直径的增加而减小。当d_9月= 16毫米,峰值;切向速度越大,分离性能就越好。因此,从这个角度来看,d_9月= 16毫米更有利于气液分离。

为了更直观地描述气缸的直径的影响分离器的性能,一个云图分离器的气体体积分布,如图12。从图可以看出,气缸的直径有很大影响分离器的气体分布。一个明显的“S”形气体核心柱形成内部,只有少量的气体积累,但底部循环流是一个旋涡结构。涡的影响带来了大量的气体的气体核心列进去,导致气体体积分数的出口分离器太高,所以分离器的分离性能降低。

随着气缸的直径增加,气体积累的顶部分离器现象变得越来越严重。当d_9月= 14毫米,d_9月= 16毫米,润滑区域(看到)开始出现在顶部气聚集区缸壁。气体是阻止移动气缸壁,排气管附近的含油量靠近这个区域非常低(见B),和气体可以顺利流在轴向方向,从排气管排放提高分离效果。因此,结合流场结构的分析,可以认为,内置的天然气出口管能有效排出气体的顶部分离器,从而提高分离器的分离效果。此外,当气缸的直径增加时,空心柱逐渐演变的“S”型的“M”型,而当d_9月= 14毫米,d_9月= 16毫米,空心柱的形状是更好的比“S”和“M”类型。过渡阶段的类型,循环流是一个双涡结构,底部和出油口的气体含量较低。价值的气体体积分布云图,d_9月= 16毫米更有利于气体分离。从上面的分析,可以看出,当分离器筒的直径变化从10毫米至20毫米,分离器的出油口附近的气体浓度增加,然后变得越来越小。结合上述情况,可以看出,最好的长宽比是目前条件下由操作条件参数,使分离器最佳的分离性能。

图13显示了持液量的分离效率和分配率分布的分离器在不同缸直径。随着气缸的直径增加,分离效率增加。当d_9月= 16毫米d_9月= 18毫米,分离器的分离效率是等价的,它的值是最大的,约占93%;同时,总有分离器内液体夹带现象在不同缸直径;持液量率是最低的分离效率最大化,表明有一个最佳的比例,使分离器最佳的分离性能;在研究条件下在这一节中,分离器筒的长度是90毫米,宽高比是现在5和5.6之间。

3.3。油缸长度对分离器性能的影响

通过前面的分析,发现有最好的长宽比分离器的分离性能最好的。为了进一步验证这一结论,本节的重点是缸的长度对分离器的性能,和7个油缸长度选择研究,60毫米,70毫米,80毫米,90毫米,100毫米,110毫米和120毫米。当改变气缸的长度,保持入口之间的距离,空气出口,和缸体的顶部不变,保持出油口之间的距离和气缸的底部不变。

图14显示流场的结构和分布的分离器在不同缸长度。从这幅图中可以看出,不同缸长度差异原因分离器内流场的结构。当l₂= 60毫米,顶部循环流(a),短路流的气体出口(B)和底部循环流(C)和底部循环流是一个旋涡结构。通过前面的分析,可以得出结论,分离性能不强。与油缸的长度的增加,循环流底部区域拉伸(看到的比较C, D, E)和单一涡旋结构分为双涡结构(见F和G)。与此同时,分离效果增强。与气缸直径的影响,油缸长度的增加,双涡结构底部的油缸不合并但逐渐分离,最后形成了分布形式的H和I循环流缸的底部附近逐渐压缩,临近缸的底部(见G的比较,K, L,我)。在这种情况下,分离效果应该进一步评估结合气体体积分布。此外,圆柱的涡在中部地区逐渐扩大沿轴向方向,及其影响范围扩大,m .总之,所示的流场结构l₂≥90毫米优越的l₂≤80毫米。

图15显示了分离器Y的横截面速度分布₃在不同缸长度。从图(15日)可以看出,轴向速度分布的整体形状与一个“W”的形状是一致的。当l₂≤80毫米,中心区域是平面的轴向速度和径向宽度比较大。随着圆筒的长度的增加,径向宽度在中央区域变得越来越小,和最大轴向速度也变得越来越小。同时,通过分析轴向速度的右边的墙,可以看出小缸的分离器有一个更大的向下的轴向速度和分离器的气体的停留时间变得更短。在这个时候,分离性能并不擅长这一点。当l₂≥100毫米,轴向速度和分离性能需要进一步研究。图15 (b)显示了Y的切向速度分布₃部分的分离器在不同缸长度。各缸长度的切向速度分布在倒置的“S”形,以相反的方向两边的中心。由于墙的边界层的影响,先增加然后减少径向方向。从切向速度的绝对值来看,什么时候l₂= 60毫米,Y₃横截面切向速度是最大的,分离效果更强。随着油缸长度增加,切向速度降低和分离效果减弱,但这并不表明,分离器的分离效果是最好的时候l₂= 60毫米。与此同时,由于缸体的呼吸急促,气体的停留时间短,和分离气体流量与主要石油出口流量,从而减少了分离性能。

图16是一个云图分离器的气体体积分布在不同缸长度。从图可以看出,油缸的长度没有影响气体分离器体积分布结构。大量的气体积累在中心区域形成一个明显的气体核心列顶部的气体浓度最高;当圆柱体的最小长度l₂= 60毫米,内部流程还不够稳定。循环流底部的缸是一个旋涡结构和靠近中心位置,导致一个“M”形分布的气体核心柱,使气体在中心区域附近的石油出口管,导致更高的石油出口管附近的气体浓度和分离性能降低。随着圆筒的长度增加,当l₂= 90毫米,底部的循环流圆柱体的变化从一个旋涡结构双涡结构,从而提高分离性能,分离器的底部的气体浓度减少,和底部循环流受压缩,和空心柱的面积扩大,逐渐延伸到缸的底部,从而减少了分离性能。此外,出口管顶部附近的气体分布结构保持不变。

图17显示了分离器的分离效率和分配的分离器在不同缸长度。随着圆筒的长度增加,分离效率先增加,达到最大的时候l₂= 90毫米,然后降低但仍相对稳定;当油缸长度是90毫米和110毫米之间,gas-liquid-holding率的气体出口保持低水平。如果分离器筒太长或太短,分离性能会降低。在研究条件下在这一节中,分离器筒的直径为16毫米。当分离效率最大和gas-liquid-holding率很小(l₂= 90毫米),高宽比是5.6。结合上面的分析,可以认为分隔符显示最佳的性能当长度直径的比例是5和6之间。

3.4。气缸长径比的影响在分离器的性能

结合分析气缸直径和缸长度的影响分离器的流场和性能,表3显示了结构参数的最优值的分离器的分离效率。其中,“↗”意味着这个参数的变化趋势正确的参数越来越多,“↘”意味着趋势是减少,和“-”极端点;每个结构参数的最优值点从表中清晰可见;本文的范围内,有一个最佳的比例;即,当分离器的长宽比在5和6之间,分离器的分离性能最好。

4所示。结论

(1)当气缸的直径增加时,分离效率增加,当d_9月= 16毫米d_9月= 18毫米,分离器的分离效率最大,约为93%;里面有液体夹带分离器在不同缸直径,和持液量的气体分离效率最大时是最低的。(2)随着圆筒的长度增加,分离效率先增加,达到最大的时候l₂= 90毫米,然后减少。当油缸长度是90毫米和110毫米之间,持液量的气体的气体出口保持低水平。如果分离器筒太长或太短,分离性能会降低。(3)有一个最佳长径比,分离器的分离性能是最好的,当长径比之间的分隔符是5和6。

数据可用性

期间产生的所有数据或分析本研究包含在这篇文章。

的利益冲突

作者宣称他们没有金融和个人与他人关系或组织不当会影响他们的工作。

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