胡艷凱， 何備林

(1.陜西國防工業(yè)職業(yè)技術(shù)學院機械工程學院， 西安710300;2.西安理工大學機械與精密儀器工程學院， 西安710048)

引言

截止閥作為最重要的截斷類閥門之一，在航空航天領域發(fā)揮著重要作用[1]。得益于科學技術(shù)的發(fā)展，學者們采用實驗和計算流體力學等方法對各型截止閥的開度因素進行了大量的模擬研究，成果豐碩。例如：羅向龍等[2]針對某型空氣源熱泵開展了研究，得出了在相同的充灌量下除濕量和單位輸入功率除濕量隨電磁閥開度變化的曲線。王志華等[3]對R134a空氣源熱泵熱水器樣機進行了實驗測試，在最佳充灌量下研究了膨脹閥開度對系統(tǒng)性能的影響，結(jié)果表明增大膨脹閥的開度可以提高系統(tǒng)的COP。楊永忠等[4]基于響應曲面法研究柴油機性能，結(jié)果表明隨著EGR閥開度的增大，柴油機動力性下降，經(jīng)濟性惡化；當VNT與EGR耦合時，在最大轉(zhuǎn)矩工況下和EGR閥關閉及開度較小時，隨著VNT噴嘴環(huán)開度的減小，轉(zhuǎn)矩呈現(xiàn)增大的趨勢。李智等[5]采用數(shù)值模擬方法研究粒子在有風閥的通風管道中的沉積規(guī)律，分析風閥開度對不同粒徑粒子沉積效果的影響，結(jié)果表明風閥開度越小，粒子在風管中的沉積量越大。Qian J Y等[6]對PCGV穩(wěn)態(tài)閥芯位移進行了實驗和仿真比較研究，分析了彈簧剛度對流量特性和開閉響應時間的影響，并提出了彈簧選擇的修正方程，研究有利于PCGVS或類似彈簧閥門的進一步設計工作。文獻[7-15]在不同的應用領域，針對各種型號的電子膨脹閥的開度進行多因素分析，揭示了眾多流場規(guī)律。

但是對適用于高粘度流體的截止閥開度的研究卻并未見公開報道，所以本文基于計算流體力學的動網(wǎng)格技術(shù)對高粘度流體截止閥的動態(tài)關閉過程進行模擬分析，對截止閥的設計和應用具有重要的指導意義。

1 截止閥開度初步設計

高粘度流體閥門研究的目的是解決普通閥門不適用于高粘度液體的問題。一方面：由于高粘度流體本身粘度非常高，其粘性引起的摩擦阻力遠大于普通流體，而市面上的閥門結(jié)構(gòu)都比較復雜，流道對流體流動造成非常大的形狀阻力，但結(jié)構(gòu)簡單的被動單向閥又要求流體損失動能克服密封裝置做功才能打開閥口，這個過程給本就不易流動的高粘度流體帶來額外的流動阻力，造成不必要的水頭損失；另一方面：市面上的閥門基本都是根據(jù)常用國標尺寸系列或市場熱銷類型為標準來生產(chǎn)的，所以很難采購到非標的能夠應用于本研究項目的合適截止閥。

考慮到上述原因，根據(jù)閥門設計手冊和閥門設計使用經(jīng)驗，高粘度流體閥門設計采用常閉式截止閥的閥門形式，選擇推拉式電磁鐵來作為驅(qū)動器。

為了減小高粘度流體的過流阻力，閥門設計為主動開啟式，以盡量減小流體在閥門處的水頭損失；閥門設計著眼于能實現(xiàn)對管道的快速通斷控制而不需要調(diào)節(jié)流速流量，并且結(jié)構(gòu)足夠簡單，且過流阻力小，以及維修保養(yǎng)簡單等特點，因此選用截止閥為最優(yōu)方案。結(jié)構(gòu)簡單帶來的另外一個優(yōu)點就是加工難度低，制造周期短。

由于高粘度流體流動阻力大，所以將閥芯初步設計為球形，其圓輪廓有利于較小流束的阻力。文獻[16]提出：當截止閥小開度工作時，流經(jīng)閥門內(nèi)壁與閥桿間的速度通常高達數(shù)十米每秒，導致閥門密封面或閥桿遭到損壞。同時，為獲得較小的過流阻力，需盡可能設計較大的閥門完全開度，使流束在密封線附近有充足的過流空間。綜合考慮后，將最大開度初步設計為5 mm。

截止閥結(jié)構(gòu)如圖1 所示，圖中1為HCNE型推拉式電磁鐵，2為復位彈簧，3為限位卡扣，4為螺釘，5為閥蓋，6為閥座，7為閥芯，8為動密封壓蓋，9為O型密封圈，10為密封圈壓環(huán)，11為閥芯氟膠密封圈，其內(nèi)流場腔體基本尺寸見表1。

圖1 截止閥結(jié)構(gòu)圖

表1 截止閥內(nèi)流場腔體基本尺寸

2 動網(wǎng)格設置

2.1 動網(wǎng)格理論

有限元網(wǎng)格模型是將虛擬物理模型進行有機的細化，分成有限個微小單位元，每個單位元通過共邊或者共點的方式相互連接，構(gòu)成整體模型。這些單位元既可以是二維的面單元，也可以是三維的體單元。求解方式是在邊界條件已知的條件下，邊界處單位元可通過插值運算的方式求解出其他未知節(jié)點的運動參量，然后傳遞給共邊或共節(jié)點的相鄰單位元，依次類推可以得到由有限個運動參量已知的空間點組成的整個流場的運動場情況。但是當某個模型的某個部位為運動的，單位元就會變形，當單位元拓撲率足夠大時，通過插值計算得出的運動參量精度就會非常差，導致模型分析結(jié)果可信度低。動網(wǎng)格技術(shù)由此應運而生，用戶通過該技術(shù)可合理設置網(wǎng)格拓撲率以指定網(wǎng)格運動范圍。當模型運動時，如果網(wǎng)格變形超出這個范圍，那么這個局部網(wǎng)格就會重新被強制調(diào)整，有可能是進行局部光滑處理，也有可能是局部增加或較少，抑或是局部重新劃分。經(jīng)過調(diào)整后的網(wǎng)格會重新獲得很高的質(zhì)量，可計算出足夠高精度的運動參量值。

有限元中動網(wǎng)格技術(shù)的具體實施是通過合理指定模型的運動件和指定運動方式相配合來完成的。指定運動方式可以通過Fluent軟件自帶的邊界函數(shù)和調(diào)用外部自定義程序(UDF)相結(jié)合來實現(xiàn)；由于Fluent軟件自帶的邊界函數(shù)操作不便，函數(shù)類型有限，所以本文采用調(diào)用外部自定義程序的方式來控制運動件的運動方式。

由于Fluent軟件計算原則嚴格遵循連續(xù)性方程，所以模擬計算的動網(wǎng)格不可以運動到5 mm，否則會出現(xiàn)動網(wǎng)格和靜網(wǎng)格的直接接觸，造成邊界類型出現(xiàn)邏輯錯誤，導致網(wǎng)格重構(gòu)失敗。故設置模擬最小開度為0.01 mm，即閥芯從完全打開的位置向密封圈移動4.9 mm。

2.2 閥芯運動程序設計

由于Fluent軟件的底層程序由C語言構(gòu)成，所以對于外部自定義程序也需要使用C語言來進行編程。UDF程序的主要部分命令流如下所示：

DEFINE_CG_MOTION(valve, dt, vel, omega, time, dtime)%調(diào)用宏命令

{

real NV_VEC (A);%指定閥芯動網(wǎng)格面

FILE *f_frc;

{

if(loc_prev>=4.9)%循環(huán)語句判斷條件

v_prev= -1;%指定速度值

else

return;

}

loc_prev=loc_prev+v_prev*dtime;%閥芯路徑更新

vel[2] =v_prev;%閥芯速度賦值

}

3 截止閥關閉過程模擬分析

3.1 時間步長敏感性分析

對于瞬態(tài)分析而言，時間步長的設置是一個矛盾體，即時間步長與計算步數(shù)成反比。設置足夠小的時間步長有利于反映流場中非常細微-快速的變化，但同時使計算時間呈正比增加，導致效率成倍下降；反之，設置較大的時間步長，就有可能忽略了微小的流場渦旋作用，使流場的模擬準確度大打折扣，導致計算結(jié)果精度下降。因此，對時間步長敏感性的檢驗分析變得非常必要。

參考相關文獻設置經(jīng)驗，本節(jié)分別設置時間步長為0.01 s、0.001 s、0.0001 s、0.000 01 s和0.000 001 s，控制其他變量不變來進行模擬對比分析。不同時間步長的截止閥壓降如圖2 所示。

圖2 不同時間步長的截止閥壓降

從圖2 可知，迭代時間步長從0.01 s減小到0.0001 s時，壓降折線的斜率比較大，波動比較明顯；當時間步長小于1e-5后，壓降變化平緩。其原因是：當時間步長比較大時，液體從進口流入層流遇到形狀阻礙后，由于局部單位元迭代計算的細分量不夠小，造成計算值描述的湍流還未經(jīng)充分發(fā)展就被傳遞給下游的單位元，導致模擬計算失真。流層之間的湍動不夠強烈，局部流層混亂程度小使機械能損失小，導制截止閥在這種步長下的壓降小。但隨著時間步長的減小，迭代計算捕捉到更小尺度的漩渦和局部二次流，此時模擬對于湍流的描述相對前者而言有一定程度改善，造成壓降增大；當時間步長足夠細小的時候，迭代計算能夠?qū)⒔^大部分的湍流都捕捉到；隨著時間步長繼續(xù)減小，剩下的還沒有被描述的局部漩渦也越來越少；同時，過小的漩渦對整體流場的影響可以忽略不計，所以此時壓降變化并不明顯。

另一方面，在模擬計算時，隨著時間步長的減小，整個模擬計算時間和計算機的物理計算內(nèi)存占用率都成倍增加。所以考慮到對計算精度和計算效率的綜合影響，本文選取時間步長為0.000 01 s。

3.2 模擬分析邊界條件設置

高粘度流體屬于微可壓流體，故采用壓力求解器，并激活瞬態(tài)分析模式；模型設置為RNG k-e；設置流體粘度為6 Pa·s，密度為1160 kg/m3；

為避免恒定流量進口邊界條件掩蓋了流量變化的反映，選擇入口條件為pressure-inlet，其中大小設置為500 000 Pa，標量設置Turbuluent Intensity為0.05、Hydraulic Diameter為0.01 m；出口壓力設置為30 000 Pa，標量同進口。

在define中導入UDF程序，并激活動網(wǎng)格中smoothing、layering和remeshing，設置spring constant favtor為0.4，minimum length scale為0.2 mm，maximum length scale為1 mm，maximum cell skewness為0.7；動網(wǎng)格域設置為閥芯面，type設置為rigid body，在meshing options里設置cell height為0；設置時間步長為0.000 01 s，每50步記錄一次參數(shù)。

3.3 截止閥開度模擬分析

為充分了解截止閥在關閉過程中，閥芯不同高度對閥門流量以及過流性能的影響，定義閥芯以1 m/s的速度勻速關閉進行模擬，每間隔0.5 mm輸出一個瞬態(tài)相對壓強圖。閥門不同開度下的模擬壓強如圖3 所示。

圖3 閥門不同開度下的模擬壓強圖

從圖3 可知，隨著閥門開度的降低，瞬態(tài)模擬壓強圖的極值呈現(xiàn)近似指數(shù)式地增長。正是由于極差非常大，所以出圖時沒有將左側(cè)的刻度標尺進行統(tǒng)一規(guī)劃。圖3 (a)至圖3 (d)的壓場分布比較規(guī)則，壓強由進口沿流線向出口遞減，橫向梯度均勻，沒有出現(xiàn)局部渦流，說明該閥門開度沒有對高粘度流體的過流狀態(tài)造成大的影響。圖3 (e)至圖3 (j)中均出現(xiàn)空白區(qū)域，即壓力場中出現(xiàn)沿流線方向相反的壓強梯度，從圖中閥芯的左上角可以看出很高的局部壓強，甚至高于進口壓強，達到了刻度標尺上限之上的高度，且能看見越來越明顯的不規(guī)則漩渦。

為進一步說明閥芯上方區(qū)域的湍動情況，下面給出內(nèi)流場速度矢量圖，如圖4 所示。

圖4 內(nèi)流場速度矢量圖

從圖4 (a)～圖4 (d)可知，閥芯位置在1.5 mm和0.5 mm時，閥芯側(cè)方的速度都出現(xiàn)了明顯的逆流線方向矢量，且后者更加明顯；同時，逆流矢量長度大于周圍順流線速度矢量；閥芯位置在0.5 mm時局部湍動速度，大于閥芯位置為1.5 mm時的速度，該變化趨勢與壓強的變化趨勢(圖3 )一致，由此說明閥芯兩側(cè)的局部湍動異常劇烈。

產(chǎn)生上述結(jié)果的原因是過流面積大幅減小，進口的壓強累積到閥口處產(chǎn)生局部射流，引起局部壓場重新分布，即形狀阻力導致邊界層分離引發(fā)強烈的局部湍流。文獻[17]也出現(xiàn)了與本文類似的現(xiàn)象：閥芯出口側(cè)和閥體出口段下游位置出現(xiàn)了低壓區(qū)域，閥芯開啟后形成的流動間隙是壓降產(chǎn)生的主要原因。閥芯在閥桿的帶動下運動，在結(jié)構(gòu)力學上類似于懸臂梁結(jié)構(gòu)，局部湍動會引發(fā)閥芯的喘振，這也是造成噪聲和氣蝕的重要原因之一，同時也造成懸臂梁結(jié)構(gòu)左右受力不均勻，長期工作的情況下非常不利于閥桿上方的動密封，并嚴重影響閥芯的壽命和密封效果。

局部高強度湍動發(fā)生在閥芯上方，而高速射流發(fā)生在密封線附近，這個現(xiàn)象非常符合流體動力學原理，即：湍動的發(fā)生是由于剪切壓降引起的，而跟該區(qū)域流速大小無關。

閥芯運動到4.9 mm位置時，截止閥內(nèi)部流場的瞬態(tài)波動壓強高達2.12 MPa(圖3 (j))。這個瞬態(tài)高壓會對閥芯和閥體施加一個沖擊力，嚴重時會損壞系統(tǒng)結(jié)構(gòu)造成經(jīng)濟損失和員工人身安全傷害，所以建議在工程中高速高壓的工況下，將截止閥與安全閥或泄壓閥配合使用，以削弱流體瞬態(tài)沖擊的影響來保證系統(tǒng)安全性。

瞬態(tài)模擬輸出的閥芯運動面相對閥門進口邊界的阻力系數(shù)曲線如圖5 所示。

圖5 瞬態(tài)模擬阻力系數(shù)曲線

從圖5 可知，從瞬態(tài)流動時間0.0025 s起，阻力系數(shù)開始出現(xiàn)脈動現(xiàn)象，且越來越劇烈，說明流場出現(xiàn)明顯的湍流波動，說明這幾種開度對高粘度流體的過流造成很大的影響，且隨著開度的降低，阻礙作用越明顯。

進口段中間壓強明顯比進口邊界和閥內(nèi)腔體都高一個色級(圖3 (i))，說明此時已經(jīng)產(chǎn)生“水錘”作用；由于閥門開度很低，由進口流入的高粘度液體流到閥芯處時受到嚴重阻礙而無法順利向下游繼續(xù)流動，但因慣性作用流體并不能立即停止下來，源源不斷的來流就會向前撞擊和擠壓，給閥門的阻礙結(jié)構(gòu)一個液動錘擊力；這個力并沒有被閥門吸收，因此動能聚集成壓能后只能向其他壓強較低的方向傾泄，即反流向方向；壓能形成一股壓力波沿反流向方向傳遞，圖3 (i)中正好處于這個反流向傳遞狀態(tài)，圖5 中也反映出了這一變化，即圖中的最大波峰。由于圖3 (i)中捕捉的是閥門0.5 mm開度的時刻，對應瞬態(tài)流動的0.0045 s；而圖5 中最大波峰出現(xiàn)在瞬態(tài)流動時間的0.006 s處，出現(xiàn)時間差的原因有二：(1)由于流體慣性引起的壓能聚集在0.0045 s之前已經(jīng)開始，同相的反向壓力波傳遞早在異相的閥結(jié)構(gòu)發(fā)生泊松耦合變化之前就已發(fā)生；(2)流體液動壓力引起閥門固體結(jié)構(gòu)行程流固耦合作用的過程也需要傳遞時間，并不是絕對地同時發(fā)生，ANSYS軟件的迭代計算方式在本質(zhì)上很好地體現(xiàn)了這一微小時間差。

圖6 密封圈截面質(zhì)量流量率圖

密封圈處截面的質(zhì)量流量率監(jiān)控圖如圖6 所示。

從圖6 可知，閥門開度剛開始下降時，對高粘度流體的質(zhì)量流量率基本沒有影響，但是當開度下降到三分之二附近的位置后，閥門的質(zhì)量流量出現(xiàn)非常明顯的上升，這與圖3 反映的變化趨勢高度一致。

出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是由于閥芯在關閉過程中，其輪廓下降到密封吼線以下時使密封線處的有效過流面積減小，但是進口處壓強保持恒定，所以閥芯處的壓能聚集使減小的有效過流面積內(nèi)的過流速度明顯提高，導致質(zhì)量流量率上升。

閥門不同開度下的壓強圖如圖7 所示。

圖7 閥門不同開度下的壓降圖

從圖7 可知，在0到0.0015 s的時間步內(nèi)，壓降曲線比較平緩，增長幅度很?。坏?.0015 s以后，每段0.005 s間隔內(nèi)的曲線斜率都比前段的斜率要高，說明流阻從0.0015 s以后開始越來越大。

綜上所述，截止閥的最大開度優(yōu)化為3.5 mm時更加合適。一方面，3.5 mm的開度對于高粘度流體的過流基本不造成阻礙作用，并保留一定的安全余量；另一方面，減小閥門最大開度就是減小驅(qū)動件電磁鐵的最大行程。最大開度為3.5 mm時，在保證足夠驅(qū)動力的前提下可大幅減小電磁鐵的尺寸和耗用功率，科學合理地降低了制造成本，并能獲得更小巧的外形尺寸。

3.4 閥芯形狀優(yōu)化設計分析

通過模擬分析發(fā)現(xiàn)閥芯在趨于關閉時，閥芯上方出現(xiàn)了非常強烈的湍流，影響截止閥的工作穩(wěn)定性。通過在球形閥芯外輪廓左右設置兩個監(jiān)測點，提取動壓強，并繪制變化曲線，如圖8 所示。

圖8 閥芯左右側(cè)監(jiān)測點的動壓曲線

從圖8 可知，隨著流場時間的增加，左右兩點的動壓差距急劇擴大，極差可達40 MPa。這會給閥芯一個很大的橫向壓力使閥芯偏離豎直方向而跑偏，引起截止閥關閉效果不佳等問題。

故對閥芯的形狀進行優(yōu)化設計以改善這種局部湍流狀況，閥芯形狀優(yōu)化前后對比如圖9 所示。

圖9 閥芯優(yōu)化前后對比圖

為了削弱圓柱繞流的形狀阻力影響，將閥芯上部設計成流線型肋板的形式，使原來產(chǎn)生局部對稱湍流的空間被閥芯實體代替，同時，將截止閥的最大開度設計為3.5 mm，由此得到優(yōu)化后的閥芯形狀如圖9 (b)所示。其他條件不變，對優(yōu)化后的閥芯進行模擬，每0.5 mm輸出一次壓強，如圖1 0所示。

圖1 0閥芯優(yōu)化后不同開度模擬壓強圖

從圖1 0可知，優(yōu)化后的閥芯上方?jīng)]有出現(xiàn)局部湍流，說明閥芯優(yōu)化效果顯著。但是圖1 0(f)中的壓強明顯低于圖1 0(e)和圖1 0(g)，說明水錘作用依然發(fā)生。

圖1 1閥芯優(yōu)化后瞬態(tài)模擬阻力系數(shù)曲線

閥芯優(yōu)化后瞬態(tài)模擬阻力系數(shù)曲線如圖1 1所示。

從圖1 1可知，優(yōu)化后的閥芯在關閉后期出現(xiàn)壓力脈動現(xiàn)象，但數(shù)值等級得到了大幅減小。雖然閥芯附近的局部湍流問題得到改善且閥芯升力系數(shù)大幅減小，但脈動壓力影響仍然存在，所以后續(xù)還需要繼續(xù)從流固耦合的角度進行進一步的研究。

4 結(jié)論

(1)通過設置不同的時間步長分別模擬分析了瞬態(tài)流場，以壓降的穩(wěn)定性為判斷依據(jù)得出最佳的時間步長。

(2)通過模擬分析揭示了由截止閥關閉引發(fā)的水錘效應暫態(tài)失穩(wěn)現(xiàn)象，說明過流液產(chǎn)生的交變液動沖擊力不利于截止閥的的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

(3)以流阻為判斷依據(jù)，通過分析閥芯運動過程中的壓降和流量等流場參量的變化，得到了截止閥芯最大開度的最佳值。

(4)通過在截止閥芯上方增加流線形筋的方式來削弱局部湍流的影響，并通過模擬得出優(yōu)化后的閥芯能有效地改善內(nèi)流場的湍流強度。