基于Fluent的壓電高速開關閥動態流場分析

宋　敏　朱建公

(西南科技大學制造過程測試技術教育部重點實驗室　四川綿陽　621010)

高速開關閥作為一種新型結構閥與傳統的電液伺服閥相比具有體積小、控制精度高、控制靈活度強、成本低廉、抗污染能力強等優點,可以替代制造成本高、污染敏感度強的液壓伺服閥,特別適用于煤礦、冶金、鍛壓以及工程等污染環境特別嚴重的機械設備中。壓電高速開關錐閥是近幾年發展起來的一種新型高速開關閥,響應速度快,結構簡單,壓電驅動器所需安裝空間小,可直接由計算機進行控制[1]，但目前對壓電高速開關閥內部流場的動態研究工作較少,因此研究壓電高速開關閥的內部動態流場對高速開關閥閥芯結構的優化具有現實意義和理論價值。

文獻[2]對低速液壓錐閥的內部流場進行了動態數值化模擬和可視化分析, 文獻[3]對插裝型液壓控制錐閥流場進行了三維可視化數值模擬與仿真研究,文獻[4]對水基超磁致高速開關閥流場進行了靜態分析,文獻[5]利用Fluent對靜態電磁錐閥的內部流場進行了三維仿真與分析。上述研究為液壓錐閥結構的優化提供了重要參考,但是對于高速開關錐閥內部流場的動態分析暫未見文獻報道。

渦流的形成會造成壓力的損失，影響流量的穩定性，產生氣蝕和噪音[6]。張迪嘉等在研究插裝型液壓錐閥氣穴形成的因素時得到：當液壓油流經閥口時,通流面積減小,流速急劇增加,使閥口兩端產生壓力差,當閥口節流處壓力低于當時溫度下的液壓油飽和蒸氣壓時,閥口內部流體呈現氣液兩相,即氣穴現象[7]。因此流道中的負壓區和進出口壓差都易引發氣穴現象。文中采用profile文件和Fluent中的動網格來控制高速開關閥閥芯的高速往復運動，得到了壓電高速開關閥的內部動態流場，通過對比相同開口度下動態壓電高速開關閥與靜態錐閥的壓力云圖、流線圖,觀察動態高速開關閥的負壓區與渦流區的分布情況,尋找改進方法,提出了一種帶尾錐結構的高速開關閥，并與原結構的高速開關閥進行動態流場對比,以期為壓電高速開關錐閥閥芯結構的優化提供參考。

1　壓電高速開關閥結構與原理

圖1是壓電高速開關錐閥的結構圖。壓電高速開關閥的打開過程：當壓電高速開關閥獲得PWM控制的低電平電壓信號后,壓電驅動器斷電,壓電驅動器恢復到原長,閥芯在彈簧力的作用下向上移動,此時進口A與出口B連通,油液連通,開關閥打開；壓電高速開關閥的關閉過程：當壓電高速開關閥獲得PWM控制的高電平電壓信號后,壓電驅動器產生逆壓電效應,輸出相應位移,克服彈簧壓力,推動閥芯快速向下移動,此時A與B斷開,油液斷開,開關閥關閉。壓電高速開關閥就是在PWM信號的控制下通過壓電驅動器的得電和失電來控制高速開關閥連續高頻率的通斷。

圖1　壓電高速開關錐閥結構圖Fig.1　Structure diagram of a piezoelectric high-speed switch cone valve

2　Fluent分析模型及網格的劃分

2.1　幾何建模

由于閥體內部流域是三維對稱流動的,因此只需選取流域的一半做為研究對象,以此提高計算效率。文章中的錐閥屬于進口節流錐閥,錐閥的直徑φ18 mm，半錐角45°，應用UG建立了錐閥的流道模型，如圖2所示，左邊是進口，下邊為出口。

圖2　錐閥內部流域的幾何模型Fig.2　The geometric model of the inner basin of the cone valve

2.2　網格劃分

網格劃分的精度和質量不僅影響著計算的精度同時還影響著計算的效率以及后期動網格計算的出錯率,質量好的網格需要具有適當的網格疏密度,既能保證計算精度又能提高計算效率。根據模型的結構特點及動網格計算的需求,本研究采用的是非結構化網格。通過多次劃分、調整網格,最終網格的劃分情況如圖3所示。

圖3　網格劃分Fig.3　Grid partition

網格節點數為75 676個，網格單元總數為410 477個,通過質量檢測,該網格的最小正交質量為0.255 844,最大縱橫比例為15.135 3,網格質量較好,適合用于計算。

3　基本方程

3.1　k-ε模型方程

由于壓電高速開關錐閥尺寸小,流速快,閥芯攪動頻率大,內部流場接近于完全湍流,因此研究時選用標準k-ε模型,忽略分子之間的黏性,且假定液體不可壓縮。標準的k-ε模型方程[5]如下：

湍動動能k方程：

(1)

湍動能耗散率ε方程：

(2)

(3)

式中μ1為層流黏性系數；μt為湍流黏性系數；Gk為層流速度梯度而產生的湍流動能；Gb為浮力產生的湍動能；C1ε,C2ε,C3ε,σk,σε為經驗常數；Gμ為湍流常數。在Fluent中模型常量一般取值為C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09，σk=1.0，σε=1.3。

3.2　動網格條件下的流場控制方程

本研究涉及到網格的運動，網格在運動過程中其內部控制體也將產生變化，一般采用積分的形式來表示諸守恒方程[2]：

(4)

式中φ為通用變量，代表u,v,p的求解變量；Γ為廣義擴散系數，代表μeff,μ+μt/σk，μ+μt/σε；Sφ為φ的源項；?V為控制體積V的邊界。

4　邊界條件與參數的設定

4.1　流域參數

入口條件：速度入口8 m/s；出口條件：壓力出口，設置為大氣0.1 MPa；液壓油：流體密度為860 kg/m3；動力黏度0.025 N·s/m2，油液為不可壓縮。

4.2　動網格設定

選用彈性光順法和局部重構法對流域進行動網格設定，閥芯的錐面及底面設置為剛體，頂面設置為靜止面，閥芯非錐面的壁面設置為可變形面。導入已編寫好的閥芯速度的profile文件用以控制被設置為剛體面的移動速度。profile文件中存有5個周期的閥芯啟閉速度數據，用以計算高速開關閥5個啟閉周期的流體運動狀態，得到了高速開關閥啟閉時流體運動的穩定狀態。

高速開關閥的一個周期的時間為0.003 1 s，Fluent計算所選用的時間步長為0.000 02 s，總步數為775步。

5　Fluent計算結果分析

5.1　相同開口度下動態高速開關錐閥與靜態錐閥流場的比較分析

通過Fluent計算得到了在相同參數設置條件下開口度同為0.5,1,2 mm時的動態高速開關錐閥及靜態錐閥的速度流線圖和壓力云圖(圖4)，同時做了如下分析。

流場對比分析：觀察流場中產生渦流的大小和位置對解決開關閥的氣蝕、腐蝕、噪聲等問題有很大的幫助。通過觀察圖4，對比3組圖片中的流線圖可以看出：閥芯在高速運動的動態流場情況下開口處左右兩邊的渦流由大變小的幅度十分明顯，且渦流逐漸由開口處向閥出口處消散，當開口達到2 mm時，右邊的渦流基本消散，而靜態錐閥開口處的左右兩邊更易產生渦流，且產生的渦流面積較大，隨著開口度的增加靜態錐閥的渦流面積雖有所減小但減小幅度不大，當開口度達到2 mm時，仍可以看到左右兩邊存在很清晰的渦流，說明閥芯在高速運動時所產生的氣蝕、腐蝕、噪聲等問題更小。

壓力對比分析：通過對比3組不同開口度的同一平面壓力云圖，可看出動態高速開關錐閥的壓力云圖負壓區較小，僅出現在閥座附近的極小區域，壓力變化平緩，而靜態錐閥的負壓區出現在閥座附近的一大片區域，壓力變化非常劇烈，容易形成氣穴，產生噪音，耗散大量的能量。

5.2　相同開口度下動態高速開關有無尾錐錐閥的流場比較分析

圖5中的帶有尾錐的高速開關錐閥，入射角為69°，半徑2 mm，帶尾錐的動態高速開關閥的參數設定與不帶尾錐的高速開關閥參數設定完全相同。

圖4　動態高速開關錐閥和靜態錐閥的流場比較Fig.4　Comparison of the flow field between the dynamic high-speed switch cone valve and the static cone valve

流場對比分析：通過對比分析圖5的速度流線圖，可看出在相同開口度下，帶有尾錐的高速開關閥開口處的渦流得到消除，但卻在尾錐底部形成了兩個較大的渦流，在閥芯的底部容易產生氣穴，引起震動和噪聲。

壓力對比分析：通過對3組圖中的壓力云圖看出在開口度為0.5 mm時帶尾錐的高速開關閥開口處的負壓區更小，隨著開口度的增加帶尾錐的高速開關錐閥壓力變化更加平穩，能量耗散更小。

6　結論

文章對比分析了動態壓電高速開關錐閥與靜態錐閥的內部流場狀態，同時提出了一種帶有尾錐的新型閥芯結構并對比分析了有無尾錐情況下的動態高速開關錐閥的內部流場。

(1) 通過對比相同開口度下動態高速開關錐閥與靜態錐閥的流線圖和壓力云圖得到：靜態錐閥在左右兩側所形成的渦流面積遠大于動態的高速開關錐閥，且隨開口度的增加渦旋減小的幅度也遠小于動態高速開關錐閥，同時靜態錐閥在開口處的負壓區遠大于動態高速開關錐閥，極易產生空化現象，發生氣蝕，引起噪音。

(2) 在相同開口度下，帶有尾錐的動態高速開關錐閥流場開口處的渦旋得以消除，但同時在閥芯的底部卻形成了兩個大小相近方向相反的渦旋，對比分析壓力云圖時可以看出帶尾錐的高速開關閥壓力損失更小，這表明高速開關錐閥設計尾錐可以起到在開口處消除渦旋、降低壓力損失的目的，但同時也會引起閥芯底部形成渦旋，可以根據所需進一步進行改進。

本研究可為高速開關閥內部閥芯結構的優化提供參考。

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