流场仿真

流场仿真（共8篇）

流场仿真 篇1

摘要：为解决电解加工深小孔中电解液难以进入加工区和电解产物难以排出的问题,构建了内喷式旋转超声电解复合加工装置,进行了电解加工、旋转电解加工和旋转超声电解复合加工小孔的对比试验。试验结果表明,阴极旋转能明显提高孔的圆度,旋转超声电解复合加工具有最大的平均加工电流,所加工孔的直径、深度都为三者中最大,表明其材料去除率是最大的。在此基础上,利用有限元ANSYS CFX软件,建立了气液两相流三维气穴模型,分析了阴极旋转和阴极高频振动对电解加工流场、电场的影响。仿真结果表明:阴极旋转使得气泡在阴极表面聚集,不利于气泡的排出,阴极振动加速了电解液的运动,有利于气泡的排出,因此具有最大的材料去除率。

关键词：旋转超声电解复合加工,小孔,有限元仿真,流场

0 引言

目前,国内外对小孔尚未有明确的定义,通常将直径范围在0.5~3.0mm的孔统称为小孔。现阶段小孔加工,特别是难加工材料的小孔加工,一直处于技术瓶颈[1]。激光、电火花等特种加工方法虽然能够实现小孔加工,但加工后表面留有再铸层,影响零件性能和使用寿命。电解加工的零件表面无应力、无再铸层影响,但对于管型小孔电解加工,因电解液压力过高,使得阴极振动,影响加工效果,且电解液难以进入加工区,采用高电流密度电解加工,势必使得加工尺寸和加工精度可控性差。因此,国内外开展了超声加工与电解加工的复合工艺研究,并取得一定的实用性进展。Ruszaj等[2]将工具阴极的超声振动引入到电解加工当中,大大提高了加工表面质量。Hewidy等[3]研究了低频振动的电解加工,结果表明:应用低频振动改变加工间隙内的物理状态,是提高加工精度和加工表面质量的有效手段之一。Bhat-tacharyya等[4]开发了微型工具振动系统用于微细电解加工,研究了振动频率、振幅、电解液浓度对小孔加工精度、材料去除率的影响。南京航天航空大学在超声电解复合加工技术领域开展了基础性研究,利用自行研制的变幅杆和不同截面的微细阴极工具进行了一系列超声电解复合微细加工基础试验,初步证实了这种复合技术的可行性和优点[5,6,7,8,9]。因而,针对以上小孔电解加工所存在的不足,结合超声振动有利于电解液的更新、电解产物的排除以及破坏钝化膜的特点,本文构建了内喷式旋转超声电解复合加工装置,并运用有限元ANSYS CFX软件分析了阴极旋转和阴极高频振动下加工间隙内的流场、电场变化情况。

1 试验装置

1.1 旋转超声电解复合加工装置

现阶段,小孔和深小孔的电解加工中,电解液不能充分进入加工区,使得加工不能正常进行,加工产物不能及时排出,极大地影响了加工速度和加工质量,电解液采用内喷方式可以解决电解液进入加工区的问题,而阴极超声高频振动能有效地排出加工产物[2,3,4,6,10],因此本文设计了实现电解液内喷的超声电解复合加工装置。该装置主要包括机械本体、旋转振动系统、电解液系统和控制系统等。其中,内喷式旋转超声振动系统是该装置设计的关键技术。其结构示意图见图1,换能器和变幅杆是旋转振动系统的核心部件,其结构直接影响到旋转振动系统的旋转速度和回转精度,而内喷式旋转超声电解复合加工中,换能器和变幅杆都处于高频振动中,因而,各部件之间的连接直接影响到超声振动系统的正常工作。

1.工件2.变幅杆3.轴承4.调心螺母5.旋转内腔6.电刷组件7.后端盖8.不锈钢导液管9.带轮10.外腔11.压电陶瓷12.电极片13.旋转基座14.前端盖15.阴极16.ER11夹具

超声振动系统工作原理如图1所示,不锈钢导液管一端连接旋转接头,另一端连接换能器,从而将电解液经旋转接头、不锈钢导液管、换能器、变幅杆、工具阴极进入到加工区,实现内喷,旋转内腔、旋转基座在变幅杆法兰处通过螺钉锁紧连接,形成旋转主轴。主轴的带轮与直流电机上的带轮连接,实现主轴旋转,其旋转精度可以通过调心螺母实现回转精度的调节,工具阴极采用高精度ER11螺母和弹性夹头夹持。超声电源和电解电源为不同类型的电源,相互不影响,因而,超声电源与电解电源通过电刷滑环组件连接在压电陶瓷的两个电极片上和变幅杆上,旋转振动系统与系统支架在连接处采用绝缘橡胶隔离,这样保证了旋转振动系统与机械本体、支架绝缘。所设计的超声振动系统体积小,质量轻,旋转阻尼小,其超声波频率为20±1kHz,振幅为40~80μm,转速为0~3000r/min连续可调,回转精度不大于0.02mm。

1.2 对比试验

本文分别进行了电解加工(ECM)、旋转电解加工(RECM )、旋转超声电解复合加工(RUECM)的对比试验,其试验材料及电解液参数如表1所示。分别对工件进行了2min、4min、6min和8min的加工试验。试验加工参数如下:加工电压12V,初始端面间隙0.4mm,进给速度0.6mm/min;电解液压力0.5 MPa;旋转速度1200r/min;振幅50μm。对加工过程中的电流进行采集,图2为加工8min时所采集的电流数据,其中,旋转超声电解复合加工过程中,加工电流值最大。表2分别为三种加工方法在不同加工时间段的加工孔入口直径和孔深度。从表2 可以看出,旋转超声电解复合加工在各时段入口直径和加工深度均为最大。试验过程中,仅有旋转超声电解复合加工过程中出现火花,其原因可能是在加工过程中阴极与孔中心的突起部分接触所致。图3为三种加工方法所加工的小孔在8倍体视显微镜下的放大图,从图中可以明显看出,电解加工出的孔的圆度极差,而阴极旋转提高了孔的圆度,阴极的高频振动使得加工电流增大,工件阳极溶解速度增大,表现为孔的直径和加工深度增大。

2 流场电场耦合分析

电解加工过程中,流场、电场相互影响,它们的参数分布又直接影响到电化学溶解速度场,并由此影响电解加工间隙的分布[11]。文献[12-14]电解加工流场研究中,流场分析应用于加工间隙的流场流线分布以及阴极的设计,未考虑阴极运动对流场的影响,本文基于气穴模型,建立了气液两相流模型,定性地分析了阴极旋转和阴极高频振动对流场、电场的影响。

2.1 阴极振动端面间隙分析

工具阴极做高频超声振动,如图4所示,其高频振动的位移方程为[15]

式中,Z为振动位移;a为振幅;ω 为超声圆周频率;f为振动频率;t为时间;φ为初相位。

工具在任意时刻的振动速度和加速度分别为

在电解加工中,阴极以恒定的速度vf向工件进给。在超声电解复合加工过程中,任意时刻工具的瞬时速度v(t)为

由式(4)可知,工具阴极的端面速度分别在cos(ωt+φ)=±1时取得最大值和最小值,分别为vmax=vf+aω,vmin=vf-aω。由此分析可知,速度正负交替变化比较大,从而产生压力交替变化,有利于电解液的更新和电解产物的排出。

在超声电解复合加工中,设初始端面加工间隙为Δ0,则任意时刻的端面加工间隙Δ(t)为

其中,va为工件溶解速度,依据法拉第定律[7]

式中,U为阴阳极之间的电压;δE为电解加工的阴阳极电极电位值总和;η为电流效率;κ 为电解液导电率;w为体积电化当量。

由式(5)、式(6)可知,端面间隙处于时刻变化当中,端面间隙随着振动一直处于大间隙—小间隙—大间隙周期更替当中。加工过程不会出现电解加工中的平衡状态。

2.2 流体仿真模型

电解加工过程中,阴极析出氢气,阳极发生电化学溶解,有时还有氧气、氯气或二氧化氮气体析出,因此,加工间隙内流场实际为气、液、固三相流。为了考察阴极旋转和阴极振动对流场参数以及气体体积分布的影响,同时考虑电解产物所占的体积比较小,将加工间隙内流场简化为气、液两相流。CFX流场分析中采用气穴模型,将电解液定义为纯电解液和水蒸汽所组成的混合物,定性分析阴极旋转、阴极超声高频振动对流场的影响,其中,电解液定义为连续流体,气体定义为离散流体,气穴模型中饱和压力为3574Pa。为提高网格质量,缩短计算时间,取1/4 流体模型进行分析,几何模型尺寸如图5所示,三维模型如图6所示,所选用的湍流模型为RNGk?ε模型,并作如下假设[12]:

(1)关于两相成分。 气泡在液相中分布均匀,各项同性,气相、液相为不可压缩;两相间无质量转换,气相状态变化服从理想气体状态方程,在同一截面上气相和液相的流速、温度、压力等参数分别相等,在分析过程中,不考虑氢气的生成速率,统一按照不溶于水的气体处理。

(2)关于平衡加工状态。加工的平衡状态下电解液与阴阳极间的交换热也处于平衡状态。旋转超声复合加工过程中,忽略阴极运动状态对电解液热能的影响,工具阴极和工件阳极尺寸比较小,忽略电解液、阴极和工件之间的热传递,各项参数不再是时间的函数而是位置的函数。

(3)仿真中不考虑重力、浮力的影响。电解液与水蒸气的混合物满足以下方程:

式中,αe为纯电解液体积分数;αg为水蒸气体积分数;ρm为混合电解液密度;ρe为纯电解液密度;ρg为饱和蒸气密度;μm为混合电解液动力黏度;μe为纯电解液动力黏度;μg为水蒸气动力黏度。

仿真过程是等温过程,认为电解液、水蒸气的动力黏度为一常数。

(4)加工过程中,忽略除气泡外的其他电解产物对电解液电导率的影响,不考虑电极极化、双电层等因素,阴极、阳极均为等势面,而统一将电压设为U1、U2,忽略边界效应,认为极间电场为近似的稳恒电场[13,14],则模型内电势分布满足三维Laplace方程:

式中,φ为电势;x、y、z为模型内点的坐标。

流场仿真采用欧拉-欧拉多相流模型来求解,其混合电解液采用以下方程来描述[16,17,18]。

(1)混合模型连续性方程:

式中,vm为电解液的平均速度;为由于气穴现象导致的电解液和水蒸气之间的转化质量。

(2)混合模型的动量方程:

式中,F为体积力;p为电解液压力。

(3)气相体积分数方程:

2.3 边界条件设置

有限元模型包括流体域和两个实体域。流体域主要施加流体入口、出口等边界条件,而工具模型、工件模型为实体模型,主要用于施加阴极旋转、振动、加工电压等边界条件。流体域和实体域增加Electromagnetic Model模型,并设置电压边界条件。各模型之间存在重合面,需对这些面进行域交界面设置。阴极旋转的方向采用右手法则来判定,阴极振动采用动网格技术[19],壁面的运动方程为式(1),为了简化模型,设相位角为零,其他材料参数及边界条件如表3所示[20]。

2.4 流体仿真结果分析

根据试验结果,分别进行了阴极转速和振幅分别为0、0(条件1),1200r/min、0(条件2)和0、50μm(条件3)的流场电场仿真。 仿真结果如图7~图9 所示。电解加工过程中,电解液电导率与气泡体积分数的关系为[21]

式中,κ(x,y,z)为流场内点(x,y,z)的电导率;κ0为初始电导率;β(x,y,z)为流场内点(x,y,z)的气体体积分数;n为气体体积分数对电导率的影响指数,通常取n =1.5[11]。

但CFX后处理中不具备对每个节点位置提取仿真结果的信息处理函数,只能对每个节点的气体体积分数以CSV格式文件(类似于Excel文件)输出,仿真结果以气体体积分数为研究对象,利用式(12)来表达电解液电导率的变化情况。

图7为孔截面气体体积分数分布云图,从图中可以看出,阴极旋转不仅没能加速电解液内气泡的排出,反而使气泡在阴极表面聚集,结合式(12)可以得出气泡聚集使电解液电导率下降,加工速度降低,而阴极高频振动迫使电解液随阴极上下波动,加速了气泡的排出,使得电解液内气泡含量大大减少,提高了阳极溶解速度。在加工间隙点(0.8mm,0mm,0mm)沿Z轴的正方向取一垂直线,与阴极端面相交于点(0.8mm,0mm,0.2mm),提取该直线上气体体积分数,如图8所示。从图8可以看出,气泡随阴极旋转、高频振动离开工件表面,使得在端面间隙内的气泡含量增多。图9为阴极处于平衡位置时孔截面电流密度分布云图。阴极旋转使得孔壁面的电流密度减小,而阴极振动使得孔壁面电流密度增大,结合气体体积分数的分布云图和试验结果,得出以下结论:阴极旋转使得气泡在孔底部聚集,使得电解液电导率下降,加工电流值变小,阳极溶解速度变小,而阴极振动有利于电解液排出,使得电解液内气泡含量减小,电解液电导率增大,加工电流值增大,阳极溶解速度增大,因此,在相同加工参数条件下,旋转电解复合加工的小孔入口直径要大于旋转电解加工的小孔的入口直径。

3 结语

本文针对小孔电解加工所存在的问题,构建了内喷式旋转超声电解复合加工装置,对内喷式旋转超声电解复合加工原理进行了介绍。在此基础上,开展了电解加工、旋转电解加工和旋转超声电解复合加工对比试验。试验结果表明,三种加工方法中,旋转超声电解复合加工具有最大的平均加工电流,所加工的孔的入口直径、深度也是最大的,故可以推断,三种加工方法中,旋转超声电解复合加工具有最大的材料去除率。为分析旋转超声电解复合加工的加工机理,建立了气液两相流气穴模型,分别进行了阴极静止、阴极旋转和阴极高频振动的流场、电场仿真。仿真结果表明,阴极旋转和阴极高频振动都有利于气泡离开阳极表面,但阴极旋转使得气泡在阴极表面附近聚集,电解液电导率下降、加工电流值变小、阳极溶解速度变小,而阴极振动有利于电解液排出,使得电解液内气泡含量减小、电解液电导率增大、加工电流值增大、阳极溶解速度增大,因而,旋转超声电解复合加工具有更高的材料去除率。

流场仿真 篇2

本文采用时间相关法求解了三维完全NS方程.在算法中,对于对流项采用了修正的Osher-Chakravarthy的TVD格式,对于粘性项采用中心差分格式.在计算中采用了Baldwin-Lomax湍流模型.通过数值仿真得到了攻角为5°时钝头锥柱体高超声速绕流与横向喷流干扰流场的数值解,并将对称面上迎风壁面处压力分布计算值与实验值进行了比较.计算中还采用了多重网格方法,大大加快了收敛速度.

作 者：李桦 王承尧  作者单位：国防科技大学航天与材料工程学院,湖南长沙,410073 刊 名：兵工学报  ISTIC EI PKU英文刊名：ACTA ARMAMENTARII 年，卷(期)：2002 23(3) 分类号：V211.4 关键词：高超声速流动   横向喷流   多重网格  

★ 钝头飞行器高超声速侧向喷流干扰流场特性研究

★ 高超声速验证飞行器助推分离段流场数值研究

★ 基于Van Leer+AUSM混合格式超声速流场的并行数值算法研究

★ 用高阶高精度WENO格式求解二维激波附面层干扰流场

★ 跨声速轴流风扇转子流场三维粘性数值分析

★ 大间隙涡轮叶栅流场结构的研究

★ 含侧向支柱冲压增程弹用进气道复杂流场数值模拟

★ 井间地震粘弹性波场特征的数值模拟研究

★ 采用弯扭导向器改型涡轮级提高发动机性能的三维粘性流场的数值研究

流场仿真 篇3

虚拟设计是近年来兴起的一种新兴设计方案和技术[1]。随着计算机软、硬件技术的快速发展,虚拟现实技术中的虚拟造型装备技术为产品研制提供了一种全新的设计方法和实现途径,在进行产品虚拟设计时,设计人员主要采用三维虚拟设计软件如UG、SolidWorks、ANSYS等为机械产品的创意和设计提供了虚拟的三维环境[2]。设计人员借助虚拟环境对机械产品进行虚拟加工和评价,进而避免设计缺陷,有效地缩短产品的开发周期,同时降低产品的开发成本和制造成本[3]。

随着科学技术的日新月异推动了线香机的快速进步和发展。传统的线香机的成品加工装置,采用人工操作或者半自动方式进行生产,生产效率低,劳动强度高,这样耗费了大量的人力和财力,不能满足市场需求。而新型线香机是一种全自动化的生产装置,具有运动平稳、扭矩大、结构紧凑与生产成本低等优点,具有广泛的应用前景。

随着工业装备技术的迅速发展,对新型线香机设备精度要求不断提高,其中密封结构是一项重要因素,尤其是动密封结构直接影响回转机械的润滑、泄露问题[4]。

间隙密封在间隙中有一层薄的油膜,对运动副起到润滑作用,从而降低摩擦力,提高动态性能。但是,密封结构不能保证泄露,特别是环形间隙,泄露量与间隙量成三次方的关系,因此密封间隙结构必然带来泄露量的增加[5,6,7,8]。若间隙过大,泄露量增大;若间隙过小,缸筒内表面容易磨损,所以控制密封间隙非常重要[9,10,11,12]。

本研究以新型线香机的设计为研究对象,通过仿真软件Fluent对缸筒活塞装置构建缸筒与活塞之间的间隙密封的流场模型,对不同的密封间隙宽度形式的内部流场进行仿真分析研究,为新型线香机的设计工艺优化提供参考。

1 数学模型

1.1 新型线香机三维模型

新型线香机主要有包括减速器、螺杆、光杆、导向轮、螺杆、缸筒、活塞和压香桶盖等组成,结构简图如图1所示。新型线香机主要采用螺旋传动机构和缸筒活塞机构。

在生产过程中,全自动微型线香机装置代替了人工操作,其体积小,重量轻,提高生产效率,降低生产成本,安全环保便于携带和搬运,并且能够做到制香机内零香料残留。其中缸筒活塞装置是新型线香机的重要组成部分,决定制香机械设备的生产质量和制香效率。

本研究以缸筒活塞装置为研究对象,分析缸筒与活塞之间的间隙密封,而在缸筒活塞装置中缸筒与活塞之间是轴向往复运动。为了保证缸筒与活塞之间的密封介质流通通道的宽度相同,笔者忽略重力作用和安装误差,简化为理想的同心结构。在工作过程中,间隙充满的液压油会形成环形流场,将缸筒和活塞隔开,使两接触面在运动过程中不发生碰撞。合理研究密封间隙结构的尺寸、操作工况等参数对密封性能的影响,并验证在制香过程中是否满足设计的基本要求。

1—导向轮;2—螺母;3—支架;4—压板;5—螺杆;6—光杆;7—轴承;8—带内螺纹孔的带轮;9—料筒;10—活塞;11—缸筒;12—模具;13—出香嘴;14—螺栓;15—制香座;16—带轮;17—皮带;18—机架;19—减速器;20—伺服电机

本研究建立缸筒活塞相对静止状态下,缸筒和活塞之间的间隙密封结构的数学模型,利用Fluent仿真软件对缸筒与活塞之间的间隙宽度h为0.1 mm、0.2 mm、0.3 mm、0.4 mm、0.5 mm、0.6 mm,对间隙密封内流体进行模拟仿真和对比分析。

1.2 流动状态

对于特殊形状的流道,其流态判别下的临界雷诺数如表1所示[13]。

缸筒活塞装置在工作中采用L-HM46抗磨液压油,为获得所建立模型的最大雷诺数,取粘度更小的L-HM46抗磨液压油为计算对象,介质密度为860 kg/m3,μ=0.039 56 N·s/m2,D=0.1 m,d=0.098,计算得Re=43.48 v。通常利用环形断面雷诺数公式来判定轴套式间隙密封内流体的流动状态:

式中:ρ—介质的密度,kg/m3;d—介质动力粘度,n·s/m2;D—外圆柱面直径,m;d—内圆柱面直径,m;v—流场中介质的流动的平均速度,m/s。

根据流体力学理论,对于环形缝隙流动,当间隙很小时,流动速度通常较小,远小于临界速度,由表1可知,模型的雷诺数远小于上表中的下限值,因此判断出间隙密封内流体属于层流流动,即模型为流层模型。

1.3 控制方程

本研究在仿真分析过程中认为自然界的一切流体都要遵循质量守恒定律、动量守恒定律、能量守恒,流体的流动是稳态过程,且活塞的运动过程相对比较缓慢,因而忽略温度场和能量方程的影响,这样得到CFD仿真的基本控制方程为:

(1)质量守恒方程:

式中:ρ—密度;t—时间;u,v,w—速度矢量在x、y和z方向的分量。

(2)Navier-Stokes运动方程:

式中:ρ—流体微元体上的压力;t—时间;τxx,τxy,τxz—粘性应力在x,y,z 3个方向的分量;Fx,Fy,Fz—体积力。

1.4 流场模型及边界条件

在分析过程中,本研究首先建立缸筒密封结构中使用间隙密封形式的几何模型,然后通过计算流体动力学Fluent软件来求解,但由于实际模型较复杂,需简化间隙密封的几何模型,忽略缸筒中与间隙密封作用无关的结构,将缸筒和活塞的密封间隙简化为两个薄壁圆环围成的密封间隙,简化后的几何模型如图2所示。

缸筒活塞装置的活塞直径为100 mm,活塞轴向长度为60 mm,缸筒与活塞之间的宽度间隙h分别取0.1 mm、0.2 mm、0.3 mm、0.4 mm、0.5 mm、0.6 mm。挤压压力由无极电机功率和扭矩决定,分别取0.3 MPa、0.35 MPa、0.4 MPa、0.45 MPa、0.5 MPa。由于简化之后的几何结构比较简单,所以直接在Fluent前处理软件GAMBIT中对缸筒活塞装置进行网格,然后生成三维网格模型,得到简化后的网格。

2 间隙流场的仿真分析

在满足工艺要求、生产安全的前提下,往复密封结构中的密封件应使泄漏量最低。动密封与配合运动表面之间的摩擦受润滑薄膜控制,泄漏量的大小受薄膜的厚度以及压力分布影响。耦合的零件之间的配合间隙对泄漏量的大小起决定作用,然而运动表面之间必须留有一定间隙才能产生相对运动,否则摩擦过大或者过小,将影响密封件的使用寿命和整个设备的使用寿命。根据工作经验,合理的密封间隙才能使缸体内壁和活塞之间有较好的相对运动。

在缸筒活塞装置的活塞和缸筒相对静止时,评价密封性能的好坏主要依靠泄漏量。由于操作密封间隙和挤压压力的不同会引起密封间隙内部流体介质的压力场不同,从而影响缸筒活塞装置运动过程中泄露量的大小。当密封气隙为0.1 mm、0.2 mm时,操作压力从0.3 MPa变化到0.45 MPa时,密封间隙内部的压力场变化规律如图3所示。

由图3可以看出,压力在密封间隙内部随着流动方向呈梯度变化,在间隙入口处压力最大,逐渐到出口处降低为零,且随着操作压力和密封间隙的增大,泄露量也逐步增大,泄漏量随压力变化曲线如图4所示。

根据不同间隙宽度下的泄漏量与入口压力的线性拟合关系式的斜率,可以得到随着间隙宽度的增大,密封间隙泄漏量随间隙宽度的变化规律如图5所示。

从图5可以看出,在相同的间隙宽度条件下,泄漏量随着入口压力的增大而线性增大。当入口压力相等时,泄漏量随间隙宽度的增大,增长的速度越来越快。

根据新型线香机的设计要求,其制香过程应使制香成品的相对密度较大,则缸筒活塞装置在满足材料的安全许用应力的情况下,尽可能使活塞具有较大的压力,并且泄流量应小于0.25 kg·s-1。

密封间隙应用在缸筒活塞装置的活塞与缸筒之间的密封时,间隙宽度应控制在0.3 mm以下。此时泄流量近似于水平直线,而缸筒活塞能获得较大的压力,制造更优质的香料产品,更有利于调节不同种类香料的要求,满足生产的多样化需求。

3 结束语

本研究通过建立缸筒活塞装置的数学模型,利用Fluent软件对缸筒活塞装置进行密封间隙和入口压力对密封间隙内的泄流量仿真研究,得出如下结论:

(1)当间隙宽度小于0.3 mm时,泄漏量随间隙宽度和入口压力的变化几乎没有增长。但泄漏量随着间隙宽度的增大而增大,且增长的速度越来越快。即缸筒活塞装置的活塞与缸套之间的密封间隙宽度应控制在0.3 mm以下,能满足新型线香机的设计要求。

(2)泄漏量是评价间隙密封密封性能最重要的参数,可以适当的减小密封间隙来减小泄露量,从而达到新型线香机的密封性能的要求。

离心泵叶轮的三维流场仿真与分析 篇4

随着离心泵叶轮叶片由传统的等截面直叶片发展到现在变截面扭曲叶片, 几何形状越来越复杂, 其研发、制造和设计的难度亦在逐步增大[1]。传统的离心泵叶轮的计算和设计方法主要采用模型试验法和经验公式, 使得整体叶轮的研发周期太长且成本较高, 现已不能满足发展需要[2]。本文借助于计算机技术的快速发展和计算流体力学及流体动力性能预测技术的成熟, 通过对离心泵的内部流场进行数值模拟, 分析叶片工况下的三维流场情况。

1 离心泵过流部件三维造型及网格划分

在对离心泵进行流场计算前, 首先要借助于前处理软件对离心泵进行几何造型并划分网格。由于GAMBIT不是专门的CAD造型软件, 运用Pro/E对离心泵的进口、叶轮和蜗壳进行造型, 得到的三维CAD实体模型见图1、图2。

为了简化网格的数量, 保证划分的质量, 针对各部件的特征对入口采用结构化网格划分方法, 叶片流道和蜗壳采用非结构化的三角四面体网格划分方法[3]。由于离心泵叶轮为扭曲变截面的曲面, 为能更好地分析流道处的流动情况, 在对叶轮流道部分划分网格时, 网格节点的密度分布沿叶片流线方向减小, 运用GAMBIT软件划分好的网格如图3、图4所示。

通过上述对离心泵过流部件进行网格划分, 将网格导入FLUENT中进行流场分析。定义离心泵内的流动介质为水, 在离心泵工作状态下, 由于转速相对较低可认为水是不可压缩液体[4]。由于叶轮部分是相对于蜗壳和入口转动的, 所以二者之间要设置为过流面, 其次将离心泵内的外围边界面设置为壁面边界, 定义叶轮过流部分为旋转区域。

2 计算输出结果

将设置好的文件进行保存后, 设置计算迭代步骤和计算收敛精度, 其收敛曲线图见图5。

3 结果分析

为得出叶片工况下的三维流场情况, 检验离心泵的整体性能, 对分析的结果进行后处理分析。

3.1 离心泵静压分布情况分析

通过输出离心泵叶轮、流道和蜗壳部分的静压分布图如图6~图7, 查看在工作状态下离心泵的内部压力分布是否均匀, 进一步检验逆向造型后的叶轮质量。其整体压力分布情况如图6 所示。可以看出优化后的离心泵在额定转速下的压力分布比较均匀。

如图7 所示, 叶片上的分布压力成梯度由叶片根部到尾部展开, 压力分布也很均匀, 说明该叶片的型面及厚度分布比较合理。通过静压结果分析可见叶片表面更能符合离心泵内部流动情况, 具备良好的工作性能。

3.2 离心泵速度矢量分布情况分析

图8 为离心泵某断面处的速度矢量分布图, 从图中可以明显看出叶片流道和蜗壳流道中的速度分布情况。蜗舌部位有明显的冲击现象, 蜗舌角度大小直接影响冲击的大小, 这也是离心泵发生振动的主要原因[5]。

图9 为叶片速度分布图, 其叶片的速度方向性较好, 这和压力分布情况相对符合, 能充分达到离心泵流动特性的要求。

3.3 离心泵湍流情况分析

图10 为离心泵内部湍流情况分布图, 从图中可以明显看出在叶片根部和蜗舌处有明显的冲击现象, 其次在叶片流道出口处也有湍流出现, 这是由于叶轮在旋转时产生的流动现象。在流道出口处如果湍流比较严重将会产生“空化”现象, 内部液体出现回流或是漩涡, 使得离心泵动力损失较大[6]。所以尽量减小其湍流现象的产生也是离心泵今后发展的重点。

4 结论

本文以离心泵叶片为研究对象, 以其水动力性能为主用研究目标, 运用流场模拟软件对离心泵进行全三维的数值模拟, 研究过程中充分运用数字化软件平台, 运用流场数值模拟检验了离心泵的整体动力性能和三维流动特性, 减少了因大量实验带来的经济和时间浪费。大大提高来产品的开发速度和产品的可靠性, 对叶片类零件的设计及校验有着重要借鉴意义。

参考文献

[1]张佩芳, 袁寿其, 黄良勇.低比转速离心泵研究现状与发展趋势[J].水泵技术, 2004, 15 (3) :1-9.

[2]邹涛, 陈刚.离心泵内部三维复杂流场的数值研究[D].西安:西安理工大学, 2007.

[3]张佩芳, 袁寿其, 黄良勇.低比转速离心泵研究现状与发展趋势[J].水泵技术, 2004, 16 (5) :5-25.

[4]阎超.计算流体力学方法及应用[M].北京:北京航空航天大学出版社, 2006:235-244.

[5]黄思, 桑迪科.多级离心泵三维流场数值模拟及性能预测[J].机械科学与技术, 2010, 16 (4) :2-6.

流场仿真 篇5

整体叶盘是航空发动机中的新型关键部件, 其型面扭曲复杂、叶栅通道狭窄、采用镍基高温合金、钛合金等难加工材料, 加工品质要求高, 因此其制造一直是航空发动机中的难点所在, 提高叶盘制造技术水平, 对我国的航空工业有着十分重要的意义。

由于电解加工具有的工具不损耗、不受金属材料力学性能限制、加工效率高、成本低等突出优点, 使电解加工成为叶盘制造的主要方法。国内外针对电解加工技术开展了大量的研究工作并取得了许多成果, 如利用有限元法设计了电化学工具电极并建立了钝性电解液的间隙模型[1,2,3];提出了新的电解加工间隙检测方法[4];探讨了流场因素对电解加工工具电极设计的影响[5,6];开展了电解加工运动路径研究等[7]。由于叶盘电解加工过程中, 高速高压的电解液从微小的加工间隙中流过, 其流动方式、均匀性等均会对加工结果产生很大影响, 同时其复杂性也增加了电解加工过程控制的难度。因此必须针对叶盘电解加工中电解液流场问题开展深入研究, 掌握流场变化规律, 才能充分发挥电解加工的优势, 提高电解加工的稳定性和加工品质。

现以发动机整体叶盘电解加工为对象, 利用自行研制的叶盘电解加工机床, 开展电解加工的流场仿真及试验研究, 建立叶盘曲面电解加工的流场模型, 利用有限元方法对流场模型进行仿真计算, 并通过试验验证了流动方式的可行性。

1 电解液的流动方式

与传统的叶片电解加工类似, 在叶盘电解加工过程中, 电解液通常采用从叶身进气 (或排气) 边流入, 从排气 (或进气) 边流出的侧流式流动方法, 如图1所示。

侧流式加工使电解液在缓变的通道中平行流动, 速度、压力变化缓慢, 均匀性较好。但也存在明显问题, 这种流动方式在加工间隙中是一种被动分流类型, 即当电解液以较高的流速进入流道时, 电解液被毛坯强迫分成两股液流, 大部分电解液会直接撞击在毛坯的进气 (或排气) 边, 使加工区入口端流场非常紊乱, 影响叶型的加工精度和表面品质, 有时甚至会引起短路。同时由于电解液的分流是被动分流, 叶盆、叶背形状差异导致的间隙不均、毛坯误差引起的初始间隙差、加工过程产生的间隙变化都将引起叶身两侧流量的变化。随着电解加工的进行, 阳极溶解产生的间隙变化更加影响电解液的分流, 使得每次加工时的电解液流动均不一致, 影响了加工的重复性, 而在整体叶盘中数十个叶片的一致性要求往往很高, 故传统的侧流方式会影响整体叶盘叶型电解加工的重复精度。

为了解决上述问题, 设计了新的电解液流动方式, 如图2所示, 两股电解液分别从叶盆、叶背薄片阴极背面流入, 绕过阴极靠近叶根的顶端后流经加工区, 最后在毛坯叶尖处交汇流出。该电解液流动方式需在工装夹具上设置两个电解液入口, 一个电解液出口。该电解液流动方式主动将叶盆、叶背加工区流道分开, 通过调节电解液进出口的压力, 可实现叶盆、叶背加工区流量的主动控制, 既避免了电解液直接撞击毛坯而产生的杂乱流场, 又解决了分流不均的缺陷, 有助于提高流场的可控性和均匀性。同时, 该电解液流动方式使电解液具有较好的可达性, 有利于电解加工中气泡及电解产物的排出, 减小了流道突变对叶片加工精度的影响, 有助于提高零件的加工精度。因此该电解液流动方式更加适合整体叶盘叶型电解加工的需求。

2 建模与仿真

2.1 数学模型

电解加工过程中, 一般可忽略电解产物对电解液的影响, 加工间隙中流过的介质可简化为气、液两相流。为了不失研究问题的本质又简化问题, 对该两相流问题做必要的假设:

1) 气泡在液相中不可压缩, 分布均匀, 故间隙内的介质可认为是二维不可压缩粘性流体;气相状态变化服从理想气体状态方程;相间无质量转换;沿流动方向的每个横截面上的各相参数皆相同。

2) 加工处于平衡状态时, 各项参数都只是位置而非时间的函数。阳极腐蚀速度与阴极送进速度相等, 加工间隙已达平衡间隙, 电解液与阴、阳极已处于热平衡状态。

根据新的电解液流动形式, 设计相应的进出液布局和工装夹具内部流道, 可以得到加工区域中从进液到出液的全程流道三维模型, 如图3所示。

由于上述三维模型十分复杂, 网格划分及计算难度较大, 同时在三维模型的每个水平截面上, 其流场状态较为一致, 因此采用二维水平截面截取该三维模型, 得到流道的二维模型, 其中某一截面的流道二维模型如图4所示。

采用有限元方法对该二维模型进行有限元划分, 并设置边界条件, 由于电解液需要带着电解产物、气泡及热量, 平衡加工间隙中的电导率, 其压力和流速不能过低, 因此将初始压力值设置为1.0MPa, 背压设置为0.1MPa, 入口处初始速度设置为10m/s。网格划分后的流场模型如图5所示。

2.2 计算结果

利用有限元分析软件对图5所示模型进行计算, 得到加工初始阶段流道二维平面速度场仿真结果, 如图6和图7所示。从图中可以看出由于工具阴极和工件之间的间隙较窄, 所以电解液流过时的速度很快, 在加工间隙中的流速一般均大于10m/s, 表明该流动方式能够较好的带走电解沉淀物、气泡和热量, 有助于加工间隙中电解液状态的稳定。

从局部流速放大图 (图7) 可以看出, 电解液在进入加工间隙过程中, 流速逐渐变大, 而在离开加工间隙后, 流速明显变慢, 符合加工需要。同时无论是加工叶盆还是叶背, 贴近加工表面的电解液流速较快, 有助于快速带走加工表面产生的电解产物, 均匀电解液电导率。

在加工初始阶段, 由于毛坯和工具电极型面不吻合, 因此加工间隙不均匀, 型面各位置的加工间隙差异较大。由于毛坯不同部位的溶解程度不同, 加工间隙小的地方溶解速度快, 加工间隙大的地方速度慢, 随着加工的进行, 毛坯的形状逐渐接近于工具电极的型面, 各部位的加工间隙逐渐趋于一致。当加工过程进入平衡状态时, 加工间隙的大小不再改变, 同时加工间隙也最为均匀, 此时可以实现工件型面的精确成型。针对平衡状态时的流场特点, 本文也开展了有限元仿真计算, 计算结果如图8、9所示。

从图8、9中可以看出, 当加工过程进入平衡状态后, 叶片型面厚度较薄, 工具电极背面的通道变宽, 流速较低。而工具和工件之间的加工间隙十分均匀, 同时间隙也很小, 因此电解液在加工间隙中的流速较电解液进口的流速大得多, 一般均大于15m/s, 这有利于快速的带走电解产物、气泡和热量, 保持间隙中电解液电导率的一致性, 提高加工过程的稳定性和加工精度;同时由于加工间隙大小均匀, 电解液流动也十分稳定, 流速在加工间隙不同区域的大小基本一致, 这样可以保证间隙中不同区域的溶解更加均衡, 从而进一步有助于提高加工精度。

3 试验与分析

为了验证流场的可行性, 进行了叶盘电解加工试验。利用自行研制的整体叶盘电解加工机床如图10所示, 采用双面进给的电解加工方式以及上文提到的电解液流动方法。加工对象为扇段毛坯, 其上有已预加工好的叶栅通道, 材料为高温合金;阴极工具为自行设计的薄型工具电极, 材料为不锈钢 (1Cr18Ni9Ti) ;电解液为15%的硝酸钠溶液;电解液进口压力为1.0MPa, 间隙出口处背压采用0.1MPa。

图11为加工出的叶盘扇段试件, 其中局部单个叶片的放大图如图12所示。从图中可见, 叶片型面呈现空间扭曲的形状, 叶片厚度很薄, 且通道较为狭窄, 采用上述电解液流动方式, 可以实现空间扭曲叶盘型面的电解加工, 加工过程较为稳定, 没有出现短路等意外情况, 且叶身表面无明显流纹, 说明电解液流场较为均匀, 该双向进液的流动方式设计合理, 可以用于整体叶盘叶型的电解加工。

4 结论

1) 电解液的流场是影响电解加工的精度和表面品质的核心环节, 合理的电解液流场可以有效提高加工稳定性和加工品质。

2) 针对叶盘型面的电解加工, 传统的侧流式可控性较差, 容易出现短路等意外情况。

3) 双向进液流动方式可以控制流经叶盆、叶背加工区域的电解液流速和压力, 有助于提高加工过程的稳定性, 实现叶盘型面的稳定加工。本文建立该方式的数学模型, 开展了加工初始阶段和平衡状态的流场速度分布仿真计算, 并安排了电解加工试验, 通过试验和数学模型相比较, 证明了该流动方式的可行性。

参考文献

[1]ZHU D, WANG K, YANG J M.Design of electrode profile in electrochemical manufacturing process[J].Annals of CIRP, 2003, 52 (1) :169-172.

[2]Zhu D, Rajurkar K P.Modeling and verification of interelectrode gap in electrochemical machining with passivating electrolyte[J].ASME, 1999 (10) :589, 596.

[3]Rajurkar K P, Zhu D, MeGeough J A, et al.New Development in ECM[J].Annals of CIRP, 1999, 48 (2) :567-579.

[4]陆永华, 赵东标, 云乃彰, 等.基于六维力电解加工间隙在线检测试验研究[J].机械工程学报, 2006, 42 (7) :126-131.

[5]Wang L, Zhu D.Shape evolution and prediction of three dimensional workpieces in electrochemical machining[J].Trans.Nonferrous Met.Soc.China.2005, 15 (special 3) :241-246.

[6]孙春华, 朱荻, 李志永, 等.考虑流场特性的发动机叶片电解加工阴极设计及数值仿真[J].东南大学学报, 2004, 34 (5) :613-617.

流场仿真 篇6

随着社会的发展, 人类对建筑室内环境的要求越来越高。虽然通过空调设备等人工控制手段, 可使室内环境达到绝对舒适的标准, 但能源和污染问题越来越受到社会的重视。合理利用自然通风, 不仅节省不可再生能源, 改善室内热环境, 而且能提供新鲜、清洁的自然空气, 让人感受舒适的居住环境。

自然通风技术很早以前就开始利用, 这种应用是基于人类建筑经验与直观感受的。受建筑结构、位置、方向, 各种开口大小等多种因素的综合影响, 一般很难预测实际的通风效果。近代, 建筑通风可以通过理论研究、风洞实验研究等手段, 但是, 随着研究的不断深化和问题本身的复杂化, 像一些大的建筑的通风问题, 由于搭造实验环境的资源有限, 不可能为每个建筑进行一次实验, 因此实验研究同样也遇到了困难。而随着计算机技术出现的数值模拟方法, 通过计算流体力学 (CFD) 的手段去模拟建筑通风实际工况, 可为建筑通风设计提供指导性的意义。而格子Boltzmann方法 (LBM) 就属于这样一种数值模拟方法。

格子Boltzmann方法 (LBM) 是近年出现并迅速发展的一种新的数值仿真方法。与一般的CFD方法不同, LBM不是从宏观方程出发, 它是把描述流体粒子团分布变化规律的Boltzmann方程在时间和空间进行离散, 使用粒子密度分布函数进行演化, 可由粒子密度分布函数直接计算流体的宏观密度和速度。通过多尺度展开技术可以得到流体的宏观密度、动量和能量控制方程。格子Boltzmann方法的每个网格节点上分布函数的演化只与相邻格子有关, 非常适合进行流场分块并行计算, 程序实施简单, 且满足计算精度的要求, 又具有高效的计算效率。

2 国内外研究现状

2.1 建筑流场一般CFD仿真研究现状

目前, 建筑流场模拟主要是传统的计算流体力学中的数值方法, 而传统的计算流体力学中的数值方法大多是以非线性微分方程为出发点, 采用有限差分、有限体积, 有限元或有限谱等离散方法, 对微分方程进行离散, 得到代数方程组或常微分方程系统, 然后再用标准的数值方法求解。

赵彬, 李先庭, 彦启森介绍了目前国际上对室内空气流动进行数值模拟时采用的风口模型方法, 并提出了应用于房间空气流动数值模拟的风口模型新思路[1];朱吉吉比较了现应用最广泛的两方程模型中高雷诺数模型与低雷诺数模型的模拟性能。提出了用CFD模拟室内气流时的误差原因及改进方向[2];王汉青系统分析了等温、非等温和考虑剪切力与浮升力综合作用的高大空间模拟数学模型, 并研究了高大空间大涡模拟在室内气流仿真应用中的一些基题, 如边界条件、空间离散格式和时间推进格式、时间步长选择等问题[3];孙进旭研究了建立了一套同时在固体-流体区域整体求解连续性方程、动量方程和能量方程的数值模拟方法[4];闵剑青采用了雷诺平均的N-S方程和

湍流模型, 数值模拟了在温度梯度和浓度梯度作用下的房间空气对流结构[5];陈水福孙炳楠等人运用一种扩展的紊流封闭模型, 导得了稳态流动风的统一形式的控制微分方程。采用控制容积法对微分方程作了离散, SIMPLEC压力校正迭代算法实现了非线性离散化方程的求解[6];李义科, 武文斐, 符永正采用数值模拟的方法对不同建筑物高度, 在不同风速作用下流场、压力场进行了数值计算, 求解出迎风面不同高度、不同宽度和侧风面不同长度下风压与风压系数分布规律和数据[7]。

2.2 国内外格子Boltzmann方法和其在建筑流场仿真中的研究

格子Boltzmann方法 (LBM) 从20世纪80年代中期提出以来发展迅速, 很快渗透到流体力学的多个领域。对于许多物理问题建立了相应的格子模型, 其中包括多孔介质、多相流、湍流、反应扩散等等。Benzi[8]、Qian[9]、Chen[10]等在LBM的发展上写了三篇综述性文章, 对LBM的应用作了介绍。应当指出的是, LB方法是一种崭新的计算方法, 许多问题还没有解决, 特别是对于一些挑战性领域, 如多相流的各相间的分离处理、完善的湍流场模拟等方面都在探讨阶段。

传统的计算流体力学中的数值方法虽然比较直观, 但仍存在许多不足。例如在这类方法中人们往往着重分析从连续微分方程, 到离散代数方程的截断误差, 而忽略了离散过程中某些物理量的守恒性。而格子Boltzmann方法, 流体的宏观运动是由大量流体分子微观运动的统计平均结果, 单个分子的运动细节并不影响宏观运动特性, 因此, 我们可以构造一种人工微观模型, 使其在保持真实流体的基本特征的前提下, 结构尽可能简单, 粒子运动的细节尽可能简化, 且其宏观统计特性符合客观运动规律, 这样我们就可以借助这种人工微观模型模拟真实的流体流动。

国内外用格子Boltzmann方法在建筑流场模拟方面的应用还不是很多, 并且主要用具建筑外部的流场模拟。刑华伟, 邓先, 张亚君采用基于BGK方程的三维15点格子Boltzmann模型, 对建筑物周围流场进行了数值方针, 对其流畅的划分进行分析, 并对不同雷诺数下建筑物周围的流场进行了数值模拟计算[11];杨丽明, 王晓墨采用格子波尔兹曼方法, 应用三维格子波尔兹曼模型对不同雷诺数和不同宽高比的建筑物周围流场进行了模拟计算, 结果证明随着雷诺数的增加出现了回流区, 且雷诺数和宽高比越大, 回流区的面积越大[12];B.Crouse, M.Krafczyk, S.Kuhner, 等人采用了D3Q19格子Boltzmann模型, 对一个工厂的厂房内外部流场, 进行了三维模拟, 但未涉及建筑内部的热流问题[13]。

3 结论

流场仿真 篇7

随着电子设备硬件技术的发展, 机载电子设备朝着小型化、高集成度的方向发展, 其散热问题越来越受到关注。对于系统而言, 单个半导体元件的温度升高10 ℃, 系统的可靠性降低50%[1]。电子设备的运行故障55%以上是由温度超过规定值而引起的[2]。机载电子设备风冷散热的冷却效果与流场有密切关系, 必须合理设计流道并分配气流, 才能达到有效控制元器件温度的目的。本文基于Flo EFD软件对某电子设备进行了流场仿真分析, 优化了风道设计, 减少了电子设备流动阻力, 提高散热效率;同时进行了流量分配仿真设计, 提高了电子设备内部冷却空气分布的均匀性, 为后续电子设备流场设计工作提供指导。

1 某机载电子设备结构及问题描述

某机载电子设备结构如图1 所示, 采用强迫对流风冷散热。冷风通过冷风入口进入集风器, 在集风器内通过流量分配口进入电子设备内部与电子模块进行热交换后从电子设备前部散热孔流出。集风器的设计直接影响到电子设备内流场分布与供风效率, 流量分配口的设计影响到风量是否能均匀分配到各个电子模块, 以确保电子模块内芯片温度控制在要求范围内。

2 初始结构与流场仿真分析

2.1 初始结构模型

某机载电子设备集风器和流量分配口的初始结构设计如图2 所示, 集风器内腔为一矩形空间, 6 个流量分配口形状为43.5 mm×7 mm的矩形。

2.2 初始结构的流场仿真分析

1) 仿真模型建立。电子设备由机箱、集风器、电子模块、母板、电连接器、电子芯片等组成。使用Catia软件建立电子设备模型进行流场仿真时, 为减少网格节约计算资源, 电子设备必须进行简化, 省去连接各模块与母板值之间的电连接器及连接线缆;将电子模块内器件全部省略, 电子模块建立为一个实体, 外形尺寸必须与真实模块相同, 电子设备散热孔全部保留。简化时必须保证冷风流道完整真实, 简化掉与流道无关的复杂模型结构。

2) 设定初始条件与边界条件。为减少计算量仿真时的计算区域为电子设备外形尺寸区域, 设置分析类型为内部流动, 流动介质为25 ℃空气, 各部分材料及粗糙度根据实际情况设定。在冷风入口处设置边界条件为供风流量33g/s, 在散热孔处设定边界条件为环境压力;在冷风入口处设置静压监控;在流量分配口建立6 个封盖, 并在组件控制中将其虚化, 监控各流量分配口流量。

3) 划分网格并计算。通过定义模型的最小壁面厚度和最小间隔尺寸, 局部细化需要重点关注的细部特征, 生成自适应网格从而获得相对精确结果。在模块间细小风道、流量分配口、散热孔处设置局部网格, 进行网格细化。根据计算能力实际情况, 最后划分总单元数量为7 177 900, 迭代392 次后结果收敛。

2.3 初始结构的仿真结果分析

1) 流场仿真结果。从图3 集风器内迹线和流场分布可以看出, 空气在冷风入口下方两侧形成了两个大的涡流。通过流场迹线动态分析可以看出形成涡流的主要原因是冷风入口与流量分配口成垂直分布。导致冷风进入集风器后首先撞击集风器底部再反弹回顶部形成了涡流, 冷风无法流畅进入流量分配口。仿真结果表明, 额定风量33 g/s的情况下其压差达为601 Pa, 流阻较大。

2) 流量仿真结果。通过在6 个流量分配口设置流量监控得到各流量分配口的流量如表1 所示, 位于中间的流量分配口3、4 流量分别为8.54 g/s和8.56 g/s。两侧流量分配口流量较小, 其主要原因是冷风入口在流量分配口3、4 上方。位于中间的流量分配口3、4 处静压大于两侧, 且流量分配口面积相等最终导致流量分配的不均匀。

3改进后结构及流场仿真分析

3.1改进后结构模型

通过对上述初始结构仿真结果的分析, 在集风器内设计导流板, 将流量分配口设计为非均匀开口, 使其流通面积不同以增加局部阻力, 如图4所示。

3.2 改进结构的流场仿真分析

改进结构后的流场仿真分析与前述仿真分析方法及设置相同, 此处不再赘述。

3.3 改进后结构的仿真结果分析

1) 流场仿真结果。从图5 集风器增加导流板后的迹线和流场分布可以看出, 有导流板的情况下空气流动顺畅, 未形成大的涡流。通过流场迹线动态分析可以看出未形成涡流的原因是冷风进入集风器后在导流板的导流作用下冷风顺利进入流量分配口。仿真结果表明, 额定风量33 g/s的情况下其压差为190 Pa, 满足一般电子设备流阻要求。

2) 流量仿真结果。通过Flo EFD设计链表改变流量分配口几何模型尺寸, 迭代计算不同尺寸的流量分配口下的通过流量, 得到最终风量均匀分配设计方案, 结果如表2 所示。从仿真结果可以看出, 位于中间的流量分配口3、4 尺寸较小, 两侧逐渐增大。这是由于冷风入口位于集风器中间, 通过减少位于中间的流量分配口3、4 通风面积, 增加局部流动阻力, 减少其通过流量, 达到调节流量的作用, 使得流量均匀分配。

4 结语

本文利用Flo EFD软件对某机载电子设备初始结构进行了流场仿真分析, 根据仿真结果提出了结构改进方案, 优化了电子设备流场分布, 有效降低了设备流阻, 同时提高了流量分配的均匀性。通过对改进前后的流场分布进行比较可以看出, 基于Flo EFD的电子设备流场仿真技术可以对电子设备内空气的流动进行有效的数值模拟, 为电子设备优化设计提供有效的仿真数据, 大大缩短电子设备的研发周期, 降低研发成本。

摘要：机载电子设备风冷散热的冷却效果与流场有密切关系, 必须合理设计流道并分配气流。文中利用FloEFD软件对某机载电子设备改进前后的结构进行了流场仿真分析, 优化了电子设备流场分布, 有效降低了设备流阻, 同时提高了流量分配的均匀性。结果表明, 基于FloEFD的电子设备流场仿真技术可以有效缩短研发周期, 很大程度上提高了电子设备设计水平。

关键词：机载电子设备,流场仿真,流量分配,散热

参考文献

[1]NELSON L A, SEKHON K S, FRITZ J E.Direct heat pipe cooling of semiconductor devices[C]//Proceedings of the 3th International Heat Pipe Conference, 1978:373-376.

流场仿真 篇8

目前, 电液伺服系统已经在航空航天、国防和现代化生产等领域得到了越来越广泛的应用。伺服阀是电液伺服系统的关键元件, 其性能的优劣对电液伺服系统的可靠运行具有重要的影响。而其中液压阀的气穴的产生会引起伺服阀产生大的噪声, 并导致其性能下降, 甚至部件表面遭到破坏[1]。

研究人员对液压滑阀和锥阀中气穴现象进行了广泛的研究。Martin等人[2]研究了滑阀中气穴现象与阀口开度、雷诺数和溶解气体含量的关系;Washio等人[3]研究了液压锥阀中气穴现象的形成过程和产生机理;Gao等人[4]研究了锥阀阀口附近的气穴现象和装置的几何形状、水流条件之间的关系。

Lu等人[5]对带有U型槽的滑阀阀口流场中的气穴现象进行了研究。对于射流场中的气穴现象;Sun等人[6]研究了水射流气蚀试验中气穴和喷嘴到表面的距离、喷嘴直径、水流压力等因素之间的关系;Lim等人[7]研究了冲击速度、接触表面积、两表面间的挤压流速度与气穴现象的关系;Zhang等人[8]也对伺服阀前置级流场进行了仿真计算并解释了流场中气穴的产生原因。

上述研究从仿真计算和试验观察两方面初步得到了不同结构液压阀流场中气穴现象的机理和抑制办法, 但伺服阀尤其是前置级喷嘴挡板流场中的气穴现象还有待于深入研究。

本研究对伺服阀前置级流场气穴现象进行仿真及试验研究, 运用有限元仿真方法分析不同喷嘴入口压力条件下流场的分布特性及气穴现象, 并通过高速摄像机对喷嘴挡板之间的流场分布进行观测和记录。

1 伺服阀结构及工作原理

一种力反馈式两级电液伺服阀结构如图1所示。双喷嘴挡板伺服阀的组成主要包括:力矩马达、液压放大环节和反馈机构。其中, 力矩马达是一种将电气控制信号转换成机械运动的装置, 通常由永久磁铁、上 (下) 导磁体、衔铁、弹簧管和线圈组成, 其主要作用是将输入电信号转换成电磁力矩, 在该力矩的作用下, 衔铁会发生偏转。液压放大环节分为前置放大级和功率放大级。前置放大级由喷嘴、节流孔、挡板等组成, 能够利用挡板的角位移使喷嘴两腔产生压力差, 当挡板发生位移时, 与其间隙较小一侧的喷嘴腔压力升高而另一侧的压力降低;功率放大级由四通滑阀构成。反馈杆为主要的反馈机构。

1—永久磁铁;2—下导磁体;3—衔铁;4—上导磁体;5—线圈;6—弹簧管;7—挡板;8—喷嘴;9—反馈杆;10—滑阀;11—固定节流孔

伺服阀的具体工作过程如下:

当力矩马达控制线圈无控制电流时, 线圈中无控制磁通产生, 由于其结构对称性, 无电磁力矩输出, 衔铁处于上、下导磁体的中间位置, 挡板也位于中位, 此时两喷嘴腔的压力相等。

当输入控制电流时, 即i1>i2时, 力矩马达产生电磁力矩使衔铁顺时针偏转, 进而挡板会向左运动。此时左侧喷嘴与挡板间隙减小, 液流阻力变大, 喷嘴腔的压力升高;而右侧喷嘴与挡板间隙增大, 液流阻力变小, 喷嘴腔的压力降低。此时左侧喷嘴腔压力大于右侧, 滑阀阀芯也由于两侧压力差而向右移动。同时, 阀芯又会对反馈杆端部产生作用, 使反馈杆和弹簧管产生反方向力矩。当反馈杆、弹簧管以及喷射射流产生的反力矩和力矩马达电磁力矩相平衡时, 衔铁挡板组件便处在平衡位置。

当施加电流方向相反, 即i1

伺服阀前置级射流流场中的速度和压力分布影响主阀芯两端的压力差和位移, 当前置级的回油压力接近于大气压时, 流场中压力可能会降低到低于液压油的空气分离压甚至饱和蒸汽压力, 导致流场中产生气穴现象。

在喷嘴和挡板之间流场中气穴的出现会引起噪音和对伺服阀的破坏, 因此, 研究气穴现象对于提高伺服阀的性能是十分必要的。

2 流场和气穴仿真

本研究在标准k-ε模型基础上, 利用Singhal等人[9]提出的混合气穴模型, 对伺服阀前置级喷嘴挡板之间流场进行三维有限元仿真分析。

2.1 求解区域

为了涵盖喷嘴周围所有的气穴发生位置, 沿挡板轴向取长度2.5 mm的区域 (喷嘴中心线上下各1.25mm) 作为伺服阀喷嘴挡板间流场的求解区域, 其几何结构如图2所示。

挡板表面垂直于喷嘴孔口的轴线。网格划分采用系统网格划分模式, 既可以细化挡板和喷嘴周围的网格又可以减少计算时间;挡板表面作为源表面用固定格式大小功能创建一个线性增长网格, 增长速率为1.2, 最小的网格边界为0.035 mm, 最大的网格边界为0.12 mm, 共划分出四面体网格413 511个, 节点78 401个。边界条件为进口流速和出口压力, 壁面为无滑移壁面条件。在实际条件下和试验中, 位于喷嘴上、下的两个出口压力是不一样的。因此, 本研究根据试验中喷嘴挡板流场的回油阻力, 设置其中一个出口压力数值为0.05 MPa, 另一个出口压力数值为0.007 MPa。

2.2 控制方程

为计算在不同进口流速条件下的气穴现象, 应在仿真计算中求解下列方程。其中, 两相混合的流动方程可以从N-S方程得到。混合模型的质量和动量连续性方程可表示如下:

连续性方程:

动量方程:

将气液两相混合物总体看做一个单一相, 得到混合物湍流动量方程和耗散速率方程。

湍流动量方程可以表示为:

湍流耗散方程可以表示为:

通过运用标准k-ε方程, 可以计算出混合物的湍流粘度为:

式中:C1ε, C2ε, Cμ, σk, σε—标准k-ε模型参数, 取:C1ε=1.44, C2ε=1.92, Cμ=0.09, σk=1, σε=1.3;G—湍流动能项。

气体质量分数由气体输运方程确定:

式中:fv—蒸汽的质量分数;Rev, Rc—气体产生率和气体凝结率。

对于整个气穴模型, 可以表示成:

当p

当p>psat时:

式中:fg—不可压缩气体分数, 考虑到空气仅可以在足够多情况下溶于水, 取不可压缩气体分数为标准数值1.5×10-5;Ce, Cc—蒸发率系数和凝结率系数, 分别取值Ce=0.02, Cc=0.01[10]。

通常情况下:

考虑到湍流压力脉动的影响, 则有:

式中:psat—饱和蒸汽压, Pa;pt—湍流附加压力, Pa, ptρk。

3 流场和气穴观测试验

为观测出流场分布和在液压伺服阀前置级流场中气穴现象, 本研究制作了喷嘴挡板结构的观测样体, 包括:一个挡板、两个喷嘴、壳体、一个前端盖和一个后端盖, 喷嘴挡板部件如图3 (a) 所示。

为便于观察流场中的流动现象, 前端盖子用透明材料制成, 喷嘴内径0.5 mm, 挡板直径1.042 mm, 表面平整并垂直于喷嘴轴线, 喷嘴和挡板的间隙是0.1 mm, 喷嘴连接两根进口管路并由液压泵供油, 壳体连接出口管路返回到油箱。试验原理图和试验装置分别如图3 (b~c) 所示。

为观察流动现象, 在试验装置前方0.5 m处放置一台高速摄像机 (型号为PHANTOM V12.1, York Tech Company) , 并且连接计算机直接显现记录影像。摄像机动态范围为12-bits, 分辨率为1 280×800。独立可控曝光时间间隔为4μs。本研究在试验装置另一侧安装紫外线光照射装置, 照射光线从喷嘴挡板装配体后方射入, 使摄像机得到更清晰的影像。当影像被采集时, 照射光强度可以达到3 000 W/m2, 并且可以控制光线稳定时间。

液压油为MIL-H-5606液压油, 密度850 kg/m3, 黏度0.008 5 Pa·s。液压油通过液压泵被送到试验部分, 在试验中, 通过改变进口压力来改变流动条件, 喷嘴的进口流速范围为12.6 m/s到50 m/s。喷嘴出口的流量通过安装在系统回流管路中的流量计来测量, 喷嘴的进口流速可以根据测量的流量算出, 但通过流量计测量进口流量并算出进口流速会产生微小的误差。在每次运行时, 需调整喷嘴供油压力, 在达到需要的流动条件并稳定后, 再以视频和照片的形式记录流动现象, 并把结果采集到计算机中。

4 结果分析

建立3D几何模型, 划分网格并设定边界条件后, 笔者对不同流动条件下喷嘴挡板之间的流场分布进行了仿真分析, 并利用前述试验装置对不同流动条件下喷嘴挡板之间流场分布进行了试验观测, 最终得到了3种流动条件下流场分布仿真及试验观测结果, 分别如图4~6所示。

为避免两个喷嘴之间流动的干扰, 便于观测和分析气穴现象的发生, 笔者只研究单个喷嘴工作时流场的分布及流场中气穴现象。

在低雷诺数Re=630时 (喷嘴进口流速12.6 m/s) , 仿真计算结果和试验观测结果的比较如图4所示。其中, 试验中观测得到的流场分布图如图4 (a) 所示;仿真计算所得的喷嘴挡板中心平面内 (图2中在Z=1.25 mm处选取喷嘴中心线截面) 气体体积分数分布图如图4 (b) 所示。

从仿真流场来看, 流体从喷嘴流出沿着挡板弯曲的表面移动流向另一侧的喷嘴, 在几乎到达流动尽头时, 由于关闭的喷嘴阻碍了流通, 产生了局部的回流。无论在试验观测结果中还是在仿真计算结果中, 在挡板弯曲表面和平整表面的接合处产生了一小块区域的气穴。仿真结果表明, 在最低流速时气穴开始产生的位置是在挡板的尖端。在这个速度下, 由于气穴刚刚开始生成, 体积很小, 被观测到的流场中气穴现象并不明显。

当雷诺数增加到Re=1 475时 (喷嘴进口流速29.5 m/s) , 仿真计算结果和试验观测结果的比较如图5所示。其中, 试验中观测得到的流场分布图如图5 (a) 所示;仿真计算所得的Z=1.25 mm平面内气体体积分数分布图如图5 (b) 所示。从仿真流场来看, 由于流速提高, 流体撞击挡板后形成射流, 沿着挡板表面分离并在壳体壁面和挡板弯曲壁面间高速流动, 气穴最初形成位置在喷嘴挡板之间和挡板尖端弯曲表面周围区域, 气穴从这一区域逐渐扩散, 在挡板尖端弯曲表面附近区域形成附体气穴。从试验观测结果中也可以清晰地观察到这一附体气穴现象。

当雷诺数增大到Re=2 500 (喷嘴进口流速50 m/s) 时, 试验观测结果和仿真计算结果如图6所示。此时, 不论从试验观测结果还是从仿真计算结果都可观察到流场中出现云状气穴, 气穴最初形成于挡板前端边缘, 然后逐渐扩散至挡板弯曲表面周围区域, 最后沿着射流方向在壳体壁面和挡板弯曲表面间逐渐消散。而且当流场中流速增大到一定程度时, 流体分离形成射流后, 在壳体壁面与挡板弯曲壁面之间的尾流部分也产生了气穴。因此, 在伺服阀前置级流场中气穴形成的位置和气穴特征与喷嘴挡板结构和流体流速有关。

5 结束语

针对液压阀中的气穴现象会引起液压阀的噪音、性能恶化, 甚至导致液压阀失效等问题, 对伺服阀前置级喷嘴和挡板之间流场中的气穴现象进行了研究。本研究介绍了试验装置, 并验证了伺服阀前置级流场中气穴形成的位置和变化。结果表明, 在低雷诺数, 例如Re=630, 流体在挡板周围运动并且气穴开始形成于挡板前端边缘。雷诺数的增加使流动从挡板表面分离, 流场中开始出现明显的附体气穴。对于更高雷诺数的流动, 流体在喷嘴挡板之间形成射流并冲击到腔体壁面。沿着射流方向, 可以观察到云状的气穴或者气泡消散。

3种流动条件下流场结构和气穴分布的数值计算结果与试验观察结果基本一致, 由此可证明本研究所提供的伺服阀前置级流场气穴仿真模型和数值计算方法是可靠的。

参考文献

[1]DULAR M, BACHERT B, STOFFEL B, et al.Relationshipbetween cavitation structures and cavitation damage[J].Wear, 2004, 257 (11) :1176-1184.

[2]MARTIN C S, MEDLARZ H, WIGGERT D C, et al.Cavita-tion inception in spool valves[J].Journal of Fluids Engineering, 1981, 103 (4) :564-575.

[3]WASHIO S, KIKUI S, TAKAHASHI S.Nucleation and sub-sequent cavitation in a hydraulic oil poppet valve[J].Proceedings of The Institution of Mechanical Engineers, Part C:Journal of Mechanical Engineering Science, 2010, 224 (4) :947-958.

[4]GAO H, LIN W, TSUKIJI T.Investigation of cavitation nearthe orifice of hydraulic valves[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part G:Journal of Aerospace Engineering, 2006, 220 (4) :253-265.

[5]LU L, ZOU J, FU X.The acoustics of cavitation in spoolvalve with U-notches[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part G:Journal of Aerospace Engineering, 2012, 226 (5) :540-549.

[6]SUN Z, KANG X Q, WANG X H.Experimental system ofcavitation erosion with water-jet[J].Materials&design, 2005, 26 (1) :59-63.

[7]LIM W L, CHEW Y T, LOW H T, et al.Cavitation phenom-ena in mechanical heart valves:the role of squeeze flow ve-locity and contact area on cavitation initiation between twoimpinging rods[J].Journal of biomechanics, 2003, 36 (9) :1269-1280.

[8]ZHANG L, LUO J, YUAN R B, et al.The CFD analysis oftwin flapper-nozzle valve in pure water hydraulic[J].Procedia Engineering, 2012, 31:220-227.

[9]SINGHAL A K, ATHAVALE M M, LI H, et al.Mathematical basis and validation of the full cavitation model[J].Journal of Fluids Engineering, 2002, 124 (3) :617-624.