液壓迷宮油箱顆粒污染物渦旋分離區(qū)結構優(yōu)化

姚 靜, 孔德才, 郭 琪, 李曼迪, 劉翔宇

(1.燕山大學 機械工程學院, 河北 秦皇島 066004;2.河北省重型機械流體動力傳輸與控制實驗室, 河北 秦皇島 066004)

引言

液壓元件與系統(tǒng)廣泛應用于工程機械、機器人和運載車輛等移動裝備中。隨著綠色制造體系的提出[1],液壓元件與系統(tǒng)的輕量化和小型化設計得到了迫切關注,其對節(jié)能減排和提高裝備整體性能具有重要意義。作為液壓系統(tǒng)中體積和重量占比較大的部件,液壓油箱極具輕量化和小型化潛力,且在設計過程中通常省略過濾器等強制分離裝置以減小油箱整體體積,這在很大程度上削弱了油箱在液壓系統(tǒng)中承擔的顆粒污染物去除的功能,從而加劇油液污染,使得微小顆?；烊胍簤合到y(tǒng)中的概率增大,破壞液壓元件運動副表面的油膜,直接導致配合表面的磨損,嚴重時還會出現(xiàn)卡死現(xiàn)象[2-3],對液壓元件的使用壽命和液壓系統(tǒng)的正常運行帶來極大的隱患[4-6]。根據(jù)實踐經(jīng)驗和試驗研究,在進行液壓設備的維護和測試時,由液壓油污染引起的液壓系統(tǒng)故障率高達70%～80%[7]。因此,在進行液壓油箱輕量化和小型化設計時,解決油箱中固體顆粒的高效分離去除問題十分關鍵。

為了更好地實現(xiàn)小型化液壓油箱中顆粒污染物的分離與去除,需要明確液壓油液中摻混顆粒的種類與大小。相關研究表明,液壓系統(tǒng)中的顆粒污染物主要包括砂礫、塵土、金屬和橡膠等顆粒[8]。由液壓系統(tǒng)污染物標準等級NAS1638可知,油液中直徑為5～100 μm的不溶性顆粒占比很大,其中最常見且危害較大的是直徑大于15 μm的固體不溶性顆粒[9]。因此,本研究重點分析液壓油箱中較大直徑顆粒的運動和分離情況。

目前許多學者都對液壓油箱小型化設計以及提高其除雜效率等問題展開了相關研究。李瓊等[10]分析了不同結構液壓油箱中顆粒的沉降特點,提出設置隔板和擴散器可提高顆粒的沉積效率;ROBERT A[11]提出一種旋風式小型化液壓油箱,在體積減小20倍的前提下利用旋流流場實現(xiàn)了油液中顆粒的高效分離;BELOV N等[12]提出的油箱能利用有限的油液體積更好地去除流體中的顆粒污染物;MUTTENTHALER L等[13]研究了液壓油箱中隔板的形狀和排布位置對固體顆粒沉積的影響。一些國際知名企業(yè)也對小型化液壓油箱進行了研究或產(chǎn)品設計,如賀德克公司W(wǎng)OHLERS A等[14]設計了一款小型化塑料異形油箱,驗證了其在除雜除氣和散熱等方面具有良好的性能;博世力士樂公司推出的CytroBox動力站[15],其內置油箱在體積減小75%的前提下通過延長油液在流道中的駐留時間,提高了顆粒等污染物的分離效率。此外,姚靜等[16]近年來致力于輕量化與小型化液壓油箱的設計與優(yōu)化研究,提出了一種基于功能模塊化設計理念的非金屬液壓迷宮油箱(MLR)構型,利用油箱自身壁面約束形成的渦旋流場來促進油液中顆粒的分離去除。根據(jù)目前的研究,MLR中的渦旋分離區(qū)可以有效促進油液中顆粒分離析出,但并未得到其在最佳除雜性能下對應的構型。

本研究在文獻[16]的基礎上建立MLR中渦旋分離區(qū)的三維模型,通過理論計算分析顆粒在渦旋分離區(qū)中的運動規(guī)律與分離條件,基于CFD技術和正交試驗法對其關鍵結構參數(shù)進行分析,得到優(yōu)選結構,并通過PIV試驗對優(yōu)選結構進行流場特性測量,驗證仿真分析和結構參數(shù)優(yōu)化的正確性,旨在為MLR設計分析與推廣應用奠定基礎。

1 渦旋分離區(qū)模型與結構參數(shù)

MLR剖面結構和功能區(qū)劃分情況如圖1所示,渦旋分離區(qū)主要承擔油液中顆粒分離與去除功能,其結構參數(shù)將直接決定吸油口處油液的污染度狀況。因此,研究渦旋分離區(qū)的結構優(yōu)化與流場狀態(tài)以提高顆粒污染物的分離性能。

圖1 MLR功能區(qū)劃分示意圖Fig.1 Diagram of MLR function area separation

為了簡化計算并保證邊界條件設置的合理性,本研究對渦旋分離區(qū)進行結構優(yōu)化時將二次分離區(qū)隔板前的部分也考慮在內,得到其三維結構與二維簡圖如圖2所示,關鍵結構參數(shù)如表1所示。

表1 渦旋分離區(qū)關鍵結構參數(shù)Tab.1 Key parameters of vortex separation zone mm

圖2 渦旋分離區(qū)三維模型及結構簡圖Fig.2 3D model and structure sketch of vortex separation zone

2 渦旋分離區(qū)中顆粒運動分析

2.1 顆粒聚集規(guī)律

液壓油中,顆粒污染物所占體積分數(shù)小于10%～12%,可看作稀疏相進行分析。因此,流場中顆粒的受力與運動使用拉格朗日法描述,并假設顆粒為球形,在運動中不考慮顆粒的自轉運動、顆粒與顆粒、顆粒與壁面之間的碰撞作用。同時,流場中的顆粒聚集體現(xiàn)為顆粒在流場中的匯聚?；诖?得到顆粒的運動方程與顆粒的聚集狀態(tài)分別為:

(1)

▽·up<0

(2)

式中,mp—— 顆粒質量

up—— 顆粒運動速度

FDrag—— 顆粒所受流體曳力

FB—— 顆粒所受浮力

G—— 顆粒所受重力

為突出流場特征對顆粒運動的影響,簡化的顆粒受力方程為:

(3)

(4)

(5)

式中,A—— 曳力相關顆粒屬性參數(shù)

B—— 體積力相關顆粒屬性參數(shù)

rp—— 顆粒半徑

μ—— 流體動力黏度

uf—— 流體運動速度

t—— 顆粒運動時間

mf—— 與顆粒等體積的流體質量

g—— 重力加速度

對上述方程,使用攝動法求解得到顆粒在流場中的運動速度[17],并結合不可壓縮流場連續(xù)性方程與顆粒屬性狀態(tài),得到:

(6)

因此,促進顆粒聚集或停留時的流場狀態(tài)為:

S2-Ω2>0

(7)

即顆粒在渦旋分離區(qū)中更易運動至流場中應變率張量S大而渦量Ω小的位置,并產(chǎn)生聚集現(xiàn)象。同時,根據(jù)渦結構識別方法中的Q準則定義方式[18]:

Q=Ω2-S2

(8)

表明顆粒的聚集流場狀態(tài)可能與Q準則定義的渦狀態(tài)有關,即顆粒更可能易于聚集在Q較小的位置。根據(jù)Q準則性質,當Q>0時表示渦的存在。因此,顆粒更可能易于聚集在以Q準則定義的渦結構外側。

2.2 顆粒分離條件

通過上述分析與研究,明確了顆粒在流場中的運動趨勢與所處位置流場特性的關系。進一步地,顆粒的運動狀態(tài)也和自身屬性有關,其中Stokes數(shù)對顆粒在渦旋流場中的運動起著不可忽視的作用,影響著其跟隨流體運動的趨勢。

Stokes數(shù)定義為顆粒慣性時間與流體特征時間的比值St,其值越大,說明顆粒慣性越大,進而顆粒跟隨流體運動的趨勢不明顯,計算表達式為:

(9)

式中,τp—— 顆粒慣性時間

τf—— 流體特征時間

υ—— 流體介質運動黏度

lf—— 流場特征尺寸

本研究中,根據(jù)工程實際假設液壓系統(tǒng)中直徑為500 μm的金屬顆粒(密度為7850 kg/m3),回油路中的油液速度為2 m/s,回油管內徑為20 mm,則計算得顆粒Stokes數(shù)為0.36。

根據(jù)相關研究可知,當Stokes數(shù)為0.1～1時,顆粒在渦旋流場中運動的位置逐漸遠離渦旋中心,即顆粒脫離流體運動軌跡的趨勢較強[19]。根據(jù)上述分析得到直徑為500 μm的金屬顆粒Stokes數(shù)為0.36,因此可證明渦旋分離區(qū)分離液壓油液中摻混的較大粒徑顆粒的可行性。

3 網(wǎng)格劃分與仿真參數(shù)設置

3.1 流體域模型與網(wǎng)格劃分

為了保留渦旋分離區(qū)的主要結構特征并簡化計算,在忽略局部細微結構后得到其流體域模型如圖3所示。渦旋分離區(qū)采用結構網(wǎng)格形式,搭載ANSYS ICEM CFD軟件實現(xiàn)了網(wǎng)格劃分,如圖4所示。為進行網(wǎng)格獨立性驗證,將渦旋分離區(qū)流體域網(wǎng)格分為粗、中、精3個尺寸等級并進行劃分,并在仿真過程監(jiān)測中截面上4個位置的平均速度。渦旋分離區(qū)網(wǎng)格狀態(tài)如表2所示,網(wǎng)格無關性驗證結果如圖5所示。

圖3 渦旋分離區(qū)流體域幾何模型Fig.3 Geometry model of flow field for vortex separation zone

圖4 渦旋分離區(qū)網(wǎng)格劃分示意圖Fig.4 Diagram of mesh status for vortex separation zone

圖5 渦旋分離區(qū)網(wǎng)格無關性驗證結果Fig.5 Mesh irrelevant results for vortex separation zone

在仿真計算中,當監(jiān)測值的計算結果隨網(wǎng)格數(shù)量增加而基本不發(fā)生變化時,可選擇結果相近且數(shù)量更少的網(wǎng)格來進行后續(xù)仿真,因此在后續(xù)研究中選擇大小為3 mm的網(wǎng)格進行仿真分析。

3.2 仿真參數(shù)設置

液壓油液的污染度等級一般通過NAS1638標準等級來表征,因此本研究選取該標準中給出的直徑為500 μm的金屬和橡膠球形顆粒分別模擬渦旋分離區(qū)中的金屬和非金屬顆粒污染物。根據(jù)MLR的工況狀態(tài),以40 ℃下的L-HM46液壓油作為流體介質,回油流量為40 L/min,對應回油速度為2 m/s。仿真計算中用到的材料的物理特性參數(shù)如表3所示。

表3 仿真中材料的物性參數(shù)設置Tab.3 Material physical parameters in simulation

對于邊界條件的選擇,在油-固兩相流仿真中,將自由液面邊界條件設置為Symmetry以模擬平穩(wěn)液面,將回油口邊界條件設置為速度入口(Velocity-inlet),將渦旋分離區(qū)出口邊界條件設置為壓力出口(Pressure-outlet),且壓力值為300 Pa。由于渦旋分離區(qū)內部油液流速較慢(Re≤915)且壁面約束較復雜,因此使用雷諾時均N-S(RANS)方程與SSTk-ω湍流模型描述流場特性。

4 渦旋分離區(qū)結構優(yōu)化設計

4.1 結構參數(shù)影響分析

為探究渦旋分離區(qū)結構參數(shù)對其內部流場特性和除雜效率的影響,揭示固體顆粒在流場中的運動與聚集沉積規(guī)律,本部分以3組不同結構參數(shù)組合的渦旋分離區(qū)模型為研究對象進行仿真分析,如表4所示。

表4 渦旋分離區(qū)3種結構參數(shù)組合Tab.4 Structure parameter combinations in vortex separation zone

為更清楚地對比不同結構參數(shù)組合下渦旋分離區(qū)內部流場的情況,對表4中3組不同結構的渦旋分離區(qū)分別選取Z方向的中截面S1和Y方向的回油管截面S2作為流場分析對象,并且提取S1平面X方向上3個不同位置P1,P2和P3的速度分布情況以評價流場中渦旋的分布位置和大小。其中,P1為內切類半球體直徑的1/4位置,P2為內切類半球體直徑的3/8位置,P3為內切類半球體直徑的1/2位置,如圖6所示?；诖?對表4中1#,2#和3#渦旋分離區(qū)進行仿真分析,得到流場速度分布情況如圖7～圖9所示,其中V表征的是流體合速度。

圖6 渦旋分離區(qū)流場仿真分析位置示意圖Fig.6 Position diagram of flow field analysis of vortex separation zone

圖7 1#渦旋除雜區(qū)流場速度分布情況Fig.7 Velocity distribution status of vortex separation zone in 1# group

圖8 2#渦旋除雜區(qū)流場速度分布情況Fig.8 Velocity distribution status of vortex separation zone in 2# group

圖9 3#渦旋除雜區(qū)流場速度分布情況Fig.9 Velocity distribution status of vortex separation zone in 3# group

通過提取S1平面上X方向的速度分量VX可更好地分析渦旋的分布范圍,當VX值發(fā)生正負變化時流體的速度方向發(fā)生改變,因此可認為VX=0的位置為渦旋流場的邊界,S2平面的速度分布說明渦旋分離區(qū)中的渦旋對稱分布于中截面兩側。

進一步提取圖6b所示的S1平面3個特征位置上的VX值進行對比分析,如圖10所示。觀察可知,位置P2和P3的速度變化趨勢基本一致,速度方向僅發(fā)生一次改變(由負變?yōu)檎?,如圖中轉折點所示;而位置P1的速度分布情況則不同,1#和2#中位置P1的速度方向由正變?yōu)樨?與位置P2和P3的速度變化趨勢相反,3#中P1位置的速度方向變化趨勢與位置P2和P3相同。結合上述速度分布云圖,可以得出3#中渦旋的分布范圍最大且存在一個較大的主渦旋,可更好地促進顆粒分離,其中1#,2#和3#結構參數(shù)組合的渦旋分離區(qū)對金屬顆粒的去除率分別為88.5%,94.2%和97.1%。

圖10 渦旋除雜區(qū)特征位置流場速度分析Fig.10 Characteristic flow field velocity analysis for vortex separation zone

4.2 基于正交試驗法的結構參數(shù)優(yōu)化

影響渦旋分離區(qū)流場特性和除雜性能的主要因素有內切類半球體邊長LV、內切類半球體深度HV、回油管插入長度LR和回油管高度HR。為得到最優(yōu)的除雜性能,對渦旋分離區(qū)結構參數(shù)進行正交試驗設計。正交試驗設計的直觀分析又稱極差分析,通過計算,將各因素、水平對試驗結果指標的影響大小進行綜合比較,判定不同因素對結果指標的影響程度大小,以確定最優(yōu)的水平組合。

選取上述4個關鍵結構參數(shù)作為正交試驗設計中的因素,在此基礎上分別取各結構參數(shù)的3個合理設計值建立4因素3水平正交表L9(34),如表5所示。在此基礎上,建立CFD仿真計算的正交試驗表,如表6所示。

表5 4因素3水平正交表Tab.5 Orthogonal table of three levels and four factors mm

表6 仿真計算正交試驗表Tab.6 Orthogonal test table of simulation

依據(jù)表6,得到因素及水平與金屬和非金屬顆粒除雜率的影響關系,如圖11所示,分析可知,在所研究的因素水平數(shù)值范圍內,隨著內切類半球體邊長LV的增大,金屬顆粒除雜率λm和非金屬顆粒除雜率λnon均提高; 內切半球體深度HV的改變對二者的影響均較小;隨著回油管插入長度LR的增大,非金屬顆粒除雜率λnon提升顯著;回油管高度HR的增大會造成金屬顆粒除雜率λm的降低和非金屬顆粒除雜率λnon的升高。

圖11 因素及水平與金屬和非金屬顆粒除雜率的影響關系Fig.11 Relationship between metal along with non-mental particle separation rate and level along with factor

4.3 優(yōu)化結果分析

根據(jù)MLR的設計理念,渦旋分離區(qū)首先要保證保證粒徑較大的金屬顆?？梢愿咝Х蛛x并去除,在此前提下盡可能提高非金屬顆粒的去除效率,基于此,確定渦旋分離區(qū)結構參數(shù)的最優(yōu)組合為:LV為250 mm;HV為125 mm;LR為125 mm;HR為13.5 mm。此外,由于表6所示正交試驗設計中未對該參數(shù)組合進行分析,因此需要對其進行額外的仿真分析以驗證優(yōu)選結構的優(yōu)越性,優(yōu)化后渦旋分離區(qū)的結構和內部流場特性如圖12所示。

圖12 優(yōu)化后渦旋分離區(qū)的結構與內部流場特性Fig.12 Flow characteristics of optimized vortex separation zone

由圖12b可知,優(yōu)化后的渦旋分離區(qū)在內切類半球體中存在著主渦旋和次渦旋,主渦旋的分布范圍大且位置貼近底部,靠近自由液面的上半部分流場流線較為平穩(wěn),可保證油液平穩(wěn)通流。進一步分析渦旋分離區(qū)中渦結構分布狀態(tài)以及金屬、非金屬顆粒的運動情況,如圖13所示,進一步地,根據(jù)Q準則[18]定義方式,當Q值大于0時,表明此處流場狀態(tài)的渦量值大于應變率張量值;而根據(jù)顆粒的沉積狀態(tài)可知,可知顆粒易聚集于Q較小的位置?；诖?在后續(xù)分析中以Q=0.01狀態(tài)為渦旋的邊界,觀察可知,金屬顆粒主要分布在靠近底部的聚集區(qū)1和3中,非金屬顆粒主要分布在聚集區(qū)1中,兩種顆粒均有少數(shù)分布在流道轉彎處的聚集區(qū)2中,且顆粒聚集區(qū)1,2,3均在渦的邊界之外,即流場中Q<0.01的位置。通過分析與計算可知,優(yōu)化前渦旋分離區(qū)中直徑為500 μm的金屬和非金屬顆粒的除雜率分別為84.4%和34.1%,優(yōu)化后金屬和非金屬顆粒的除雜率分別為98%和64.5%。

圖13 優(yōu)化后渦旋分離區(qū)中顆粒運動與分布情況Fig.13 Particle motion and distribution status of optimized vortex separation zone

5 流場可視化試驗研究

5.1 PIV試驗平臺

前文通過CFD仿真分析探究了渦旋分離區(qū)內部流場特性和顆粒運動規(guī)律,并基于仿真結果得到了渦旋分離區(qū)優(yōu)選結構,本部分采用PIV技術對仿真結果進行驗證與分析。PIV試驗平臺如圖14所示。根據(jù)廠家標定數(shù)據(jù),2D-PIV系統(tǒng)的測量誤差約為1%[19]。開源程序PIV lab用于對粒子的原始圖像進行后處理,且分析結果具有較高的準確性[20]。

圖14 PIV試驗平臺硬件組成Fig.14 Hardware composition of PIV test rig

5.2 試驗模型相似理論計算

在進行PIV測量前,首先基于流場相似理論計算試驗中渦旋分離區(qū)等效模型的結構參數(shù)與流場相關參數(shù)。考慮到在試驗中流體的黏性力起著主導作用,其他作用力的影響可以忽略,因此采用黏性力相似準則(雷諾相似準則)進行計算,相似的兩種流體具有相同的雷諾數(shù),即Re1=Re2。

試驗中由于原型件尺寸較大,不便于PIV測量,因此優(yōu)先考慮幾何相似,確定特征長度比例系數(shù)為2,即原型與模型在幾何尺寸上的長度比為2。此外,受黏度限制,使用液壓油或者水進行試驗時均會導致試驗臺搭建困難,從而影響拍攝效果,因此試驗中使用水和濃度為99.7%的甘油按1∶1.05的比例混合得到密度為1028.3 kg/m3,動力黏度為0.0258 Pa·s的低黏度試驗流體,并基于此進行PIV測量試驗。本試驗中,渦旋分離區(qū)原型流量工況為40 L/min,回油管內徑為21 mm;經(jīng)過相似理論計算后得到試驗模型流量為10.9 L/min,回油管內徑為10.5 mm。

5.3 試驗方案設計

根據(jù)PIV測量原理以及渦旋分離區(qū)結構特點,本試驗測量了2個平面的流場特性以此全面反映流場的三維特征。

如圖15為試驗中測量不同平面時的光路布置,測量S1平面時,激光從試驗模型上部射入將流域照亮,高速攝相機從正面拍攝流動圖像,如圖15a所示。測量S2平面時,需要將激光位置與相機位置進行互換,激光從試驗模型正面射入將流域照亮,高速攝相機從上方拍攝流動圖像,如圖15b所示。

圖15 試驗中測量不同平面時的光路布置Fig.15 Light road setting in experiments

5.4 試驗結果分析

使用PIV lab將拍攝所得的粒子圖像進行處理后分別得到S1和S2平面的速度矢量和流線圖,如圖16和圖17分別為兩測量平面的流場特性。

圖16 S1平面的試驗測試流場特性Fig.16 Flow characteristics of S1 plane in experiment result

圖17 S2平面的試驗測試流場特性Fig.17 Flow characteristics of S1 plane in experiment result

如圖16a為渦旋分離區(qū)S1面的速度分布,流體通過入口管后以直流的方式射入腔室內,在類半球體右側弧形壁面的作用下,速度方向發(fā)生改變,在腔室中形成一個明顯的大尺度主渦旋,其中心約在腔室的中心且靠近下壁面位置。圖16b為渦旋分離區(qū)S1面的流線狀況, 可以更直觀地看出流場中的主渦旋位置與范圍,在優(yōu)化后的渦旋分離區(qū)中,流場中的主渦旋作用基本存在于整個腔室內。

如圖17a為渦旋分離區(qū)S2面的速度分布,流體通過入口管后以直流的方式射入腔室內,在內切類半球體右側弧形壁面的作用下,速度方向發(fā)生改變,在腔室中形成2個對稱的主渦旋,即渦旋1和1′;在靠近入口管的兩側產(chǎn)生兩個對稱的小渦旋,即渦旋2和2′。圖17b為渦旋分離區(qū)S2面的流線,可直觀地看出渦旋在入口管兩側呈對稱分布趨勢。

將上述試驗結果與仿真分析得到的速度云圖和流線圖進行對比,結果如圖18所示。

圖18 試驗與仿真結果對比Fig.18 Comparison between experiment results and simulation results

分析圖18a和圖18b可知,仿真和試驗得到的渦旋分離區(qū)中的渦旋產(chǎn)生位置和范圍基本一致,具體表現(xiàn)為圖18所示渦旋中心與入口管的距離基本一致,即d1≈d2。在S1平面中,渦旋邊界存在的區(qū)域一致,即在入口管下方渦旋強度減弱,流場呈現(xiàn)斜向上的流動狀態(tài);對于S2平面,仿真和試驗得到的主渦旋分布位置與大小均具有較好的對稱性。

此外,由于試驗模型中自由液面高度以及部分邊界條件與仿真設置無法完全一致,因此試驗中渦旋的分布狀態(tài)與仿真結果之間存在一定的誤差。具體表現(xiàn)在渦旋中心的位置有一定的區(qū)別,以及渦旋的對稱性在流場中不同位置體現(xiàn)出一定的差異。

在上述分析的基礎上可認為渦旋分離區(qū)試驗中PIV測量結果與仿真分析結果基本一致,驗證了渦旋分離區(qū)流場特性和顆粒運動規(guī)律仿真分析的正確性,以及基于仿真結果進行結構優(yōu)化的準確性。

6 結論

本研究基于MLR構型,提取用于顆粒污染物去除的渦旋分離區(qū)模型,重點分析不同屬性的顆粒污染物在渦旋分離區(qū)中的運動規(guī)律,進行渦旋分離區(qū)結構參數(shù)優(yōu)化,得到如下結論:

(1) 通過拉格朗日方法分析了顆粒在流場中的聚集規(guī)律,表明顆粒在渦旋流場中易聚集在應變率張量大而渦量小的位置,聚集狀態(tài)可與渦識別方法Q準則相聯(lián)系;

(2) 基于CFD方法,對不同參數(shù)組合下渦旋分離區(qū)中直徑為500 μm顆粒的運動情況進行仿真分析,結果表明,結構參數(shù)對渦旋分離區(qū)除雜率具有較大的影響,且內切類半球體直徑和深度影響最為顯著;

(3) 通過仿真分析與正交實驗設計相結合的方法對渦旋分離區(qū)結構參數(shù)進行優(yōu)化,得到各參數(shù)對分離效率的影響規(guī)律,驗證了顆粒聚集在流場中渦量較小的位置,并得出優(yōu)化后的渦旋分離區(qū)對金屬和非金屬顆粒的除雜率分別提升了16%和89%;

(4) 使用PIV技術進行渦旋分離區(qū)流場可視化試驗,在考慮實驗邊界條件的誤差前提下,試驗結果驗證了仿真結果的正確性。

本研究為MLR中渦旋分離區(qū)結構優(yōu)化提供了方法指導和試驗支撐,對輕量化小型化液壓油箱設計以及流體傳動領域中流場可視化試驗研究具有一定的參考價值。