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调节蝶阀流动特性的数值模拟及分析

    管道系统中,蝶阀应用越来越广,其重要性正在不断的增加,因此世界上有很多学者对蝶阀的流动特性进行了研究。例如:Kerl等曾对蝶阀的试验结果进行了分析(1)Sarpkara从理论上研究了蝶阀的流动特性(2)KimuraandTana2ka从理论上研究了蝶阀的压力损失特性(3)

    计算流体力学(CFD)是以计算机作为模拟手段,运用一定的计算技术寻求流体力学各种复杂问题的离散化数值解,其研究方法包括理论分析、实验研究和数值模拟。随着计算机技术的飞速发展,数值模拟技术越来越多的应用在主流的科学研究和工业界产品设计分析中。这方面也有很多研究论文。HuangandKim使用三维数值模拟技术分析了在蝶阀内部的不可压缩的流体的流动状况(4)并给出了分析后的速度场图和应力分布图。LinandSchohl分析了CFD在蝶阀领域的应用(5)ChernandWang运用CFD软件STAR-CDTM分析了在球阀中流动的流体并模拟得出了球阀的相关系数(6)

    本文的主要内容是运用专业软件ANSYSCFX10.0来分析一个蝶阀的流动模型,该模型可以精确的显示流动状态,并估算压力损失、流量系数、水力扭矩系数和空化系数,这通常是调节阀优化设计的第一步。

    1 流动特性参数

    1.1 流量系数CV

    流量系数CV表示在阀门打开一定的角度时阀门的压力损失和单位流量的关系。实际应用中,当阀门的Cv/d2值大于20时,必须考虑流体流动时与管道的摩擦对压力损失的影响。根据经验和估算,绝大多数的水阀门(包括本文分析的阀门)的Cv/d2值大于20。因此考虑了摩擦影响的压力损失计算公式为:

    所以,实际的CV计算公式为:


    式中ΔPISA———理论压力损失,Pa

    ΔPnet———实际压力损失,Pa

    Q———单位流量,g/m

    Sg———流体的比重(水的比重为1)

    f———摩擦系数

    d———阀门直径,m

    1.2 水力扭矩系数CT

    水力扭矩T(α)表示在阀门打开一定角度α时流体从阀门经过作用在阀门轴上的扭矩大小。水力扭矩系数CT是一个与阀门大小无关的系数。CT,T(α),压力损失ΔPnet和阀门直径之间的关
系:

    1.3 空化系数σ

    当流体通过控制阀节流后,如果流体的静压降低到低于该液体的饱和蒸汽压时,容易出现空化现象。空化产生的气泡容易造成流体的微小喷射,并对阀门表面形成冲击,引发严重危害。空化还会导致阀芯和阀座面损坏,对阀体造成损坏,带来噪声和振动问题。空化系数σ2为:


 

    预测空化时,需要考虑三个因素:阀门入口压力P1、阀门出口压力P2和液体饱和蒸汽压力Pv。阀门两端的压降越高,PV越是接近P2,空化危害越大。因为阀门出口压力P2并不是一个稳定的值,因此采用式(5)来表示空化系数:

    2 CFD模型

    2.1 几何模型介绍

    阀门模型原型尺寸为直径1.8m,铸造生产,内部表面机加工处理。为了获得较好的结果,蝶阀的CFD模型与实物的比例是1:1,内表面粗糙度初步定为0.5mm。整个模型的阀盘就像一个“铁饼”,阀盘中间厚度最大为360mm,边缘厚度最小为20mm。为了提供一个完整的流动分析模型,阀门的上游必须连接长度为L1的管道,下游必须连接长度为L2的管道。

    该模型中流动介质为不可压缩的粘性流体———水,水流在入口处的速度是3m/s,出口处压力为0。通过粗略的计算,须分析的流体的雷诺兹数肯定大于105,根据已有的研究(7)此雷诺兹数的影响很小,可以忽略。

    2.2 数值方法

    几何模型显示流动是典型的湍流,对此采用的分析方法是雷诺兹时均N-S方程法(RANS)。该方程的数学公式表示为:

    式中u———流体的平均速度,m/s

    ij———下标,区分雷诺兹时均模型单元的三个方向上的分量,ij=1~3
     ———雷诺兹应力

    2.3 湍流模型

    实际上,RANS公式是对之前的Navier-Stokes公式加入了一个时均变量修正后得到的。然而,RANS方程不能直接求解,必须增加包含时均变量的未知量才能求解,这些未知量在实际流动中的表现被认为是流动中增加的应力。这些称之为雷诺兹应力的变量是很难直接测定的,需要增加已知量的方程如边界条件方程来模拟并求解。

    为了求解雷诺兹应力问题,研究人员建立了很多湍流模型。其中最常用到的有两种模型,分别是k-ε模型和k-ω模型。在比较了阀门开启度为55°的情况下两种模型的流动状态后,本文的分析模型选择了k-ε模型。这是因为k-ω模型要求复杂的非线性阻力作用,而k-ε模型不包含这个要求,因此k-ε模型显得比较准确和具有较好的收敛性(8)

    表1显示了k-ε模型和k-ω模型的详细特点。

    2.4 管道长度

    根据Huang和Kim(1996)的研究结果,阀门上游的管道长度L1最少是两倍管道直径长,阀门下游的管道长度L2最少是8倍的管道直径长。图1表示在管道不同长度nd(n=2~8)下流体的流动速度矢量状况。由图1显示,距离阀门较远的上游和下游流体的流动呈现很好的稳定状态;相反,离阀门较近的上游和下游流体流动的状态是紊乱的。这种现象也证实分析模型中连接阀门上游和下游的管道长度必须足够长。

    为了提高模拟的精确度,最初的管道长度L1设定为8倍的阀门直径长度,而L2是10.2倍的阀门直径长度。由图1中可知,这样做的好处是在出口附近几乎没有漩涡回流现象。同时,在设定管道长度的阀门流体上游和下游中平均速率的误差小于0.01%,这说明增加的管道长度完全满足模拟的要求。

    2.5 水力扭矩计算

    作为计算流体力学CFD的一种流体分析软件,CFX使用有限体积法和有限差分法来求解流体控制方程。在实际的数值求解中,必须将控制方程离散化才能满足计算机的需要,将分析模型转化为计算机可以计算求解的网格,然后在每个单元上施加离散化偏微分控制方程并求解,根据得到的数据可绘制流动分布图。在本文的研究中,围绕“Z”轴转动的蝶阀阀盘在流体经过阀体时会产生压力扭矩(9)

    式中i———阀盘和阀杆的节点数

    z———阀盘围绕转动的轴线

    2.6 网格

    除了上述因素,还有一个重要的影响模拟精确度的因素是网格的质量。理论上,划分的网格越细,单元数越多,在复杂区域网格的质量就越好,这样算出来的结果精确度越高。但同时,计算机花费的计算时间也越长。

    在CFX使用手册的指导下,比较了3种同一模型但以不同网格规格划分的模拟情况,最终本文的模型选择了948721个单元数和231054个节点数。表2显示了详细的网格划分数量及其比较。

    3 结果与讨论

    图2显示的是在开启度为20°时阀门内壁的速度流线和压力分布。

    图3显示了在4个不同开启度情况下阀门的中截面的速度分布。

    从图中可以看出,当阀门的开启度增加时,阀门内漩涡的数量和范围都在减少,水流流动的更加平稳。图4显示了压力损失与最大损失的比值和扭矩与最大扭矩的比值的变化趋势。

    从图可知,若流入的速度不变,而开口面积在增加,压力损失和扭矩都在逐渐减小;在开启度小于20°时,随角度的增加压力损失和扭矩迅速的减小;而在20°以上时,随角度的增加两者呈现缓慢减小直至为0的趋势。

    图5比较了流量系数CV的经验值和模拟值。当阀门的开启度增加时,阀门的流量系数CV随之从0变化到3.7×105。实际上根据式(2),CV与压力损失成反比,所以CV的变化趋势与图4表现的趋势刚好相反。尽管如此,必须注意当阀门的开启度小于20°时,由于CV的绝对数值较小,导致CFX模拟的值和经验值之间的误差比例高达49.27958%。

    图6比较了水力扭矩系数CT的经验值和模拟值。

     由图6可知,模拟值与经验值非常吻合。在开启度小于60°时,CT随角度增加而缓慢增加。水力扭矩系数的最大值发生在开启度为70°~80°之间。当开启度大于80°时,阀门的CT值迅速跌落,最小值近乎为0。

    图7显示了不同角度下空化系数的变化曲线。因为两个系数互相关联,其变化趋势是很相似的。从图7可见在开启角度小于40°时容易出现空化现象。

    4 结论

    (1)通过上述分析,可以看出CFX模拟的结果呈现出与经验值非常吻合的趋势。但是在一些特殊的位置尤其是开启度小于20°时,模拟值和经验值并不是很吻合。这可能是k-ε湍流模型本身的缺陷导致的。如果要修正或者避免这种模型本身的缺陷,建议采用另外一种对壁面边界层处理更好的湍流模型分析,比如k-ω湍流模型和SST湍流模型。

    (2)当阀门开启度接近完全关闭时,阀门附近出现强烈漩涡,CFX模拟对此非常敏感,模拟的结果与经验值相比有可能变化非常大。所以当出现分析这种情况时,模拟分析的结果必须和实测值比较后使用。

    (3)通常情况下,使用ANSYSCFX10.0模拟分析的结果与经验值是很吻合的。但是,我们必须认识到,所有的CFD模拟结果都不可能100%可信尤其是开启角度小的时候。因此在工业中直接应用计算机模拟之前必须先做必要的深入调查,然后根据实际情况决定是否进行计算机数值模拟。

    感谢:本论文的研究得到了韩国MOCIE(MinistryofCommerce,IndustryandEnergy)组织的地区科技创新项目研究基金的大力支持,特此致谢该组织以及给予帮助的其他人。

    参考文献

    (1)DanbonF,SolliecC。AerodynamicTorqueofaButter2flyValve2InfluenceofanElbowontheTime2MeanandInstantaneousAerodynamicTorque(J)。ASMEJ。ofFluidEng。,2000,122:3372344。
    (2)SarpkaraT,Torqueandcavitationcharacteristicsofbutterflyvalve(J)。ASMEJournalofAppliedMechan2ics,1961:5112518。
    (3)KimuraT,TanakaT。Hydrodynamiccharacteristicsofabutterflyvalve2Predictionofpressurelosscharacteristic(J)。ISATransactions1995,34:3192326。
    (4)HuangCD,KimRH。Three2dimensionalanalysisofpartiallyopenbutterflyvalveflows(J)。TransactionsoftheASME,1996,118:5622568。
    (5)LinF,SchohlGA。CFDpredictionandvalidationofbutterflyvalvehydrodynamicforce(A)。WorldWaterCongress(C)。2004。
    (6)ChernMJ,WangCC。Controlofvolumetricflow2RateofballvalveusingV2port(J)。JournalofFluidEngi2neering,2004,126:4712481。
    (7)OgawaK,KimuraT。Hydrodynamiccharacteristicsofabutterflyvalve2predictionoftorquecharacteristic(J)。
ISATransactions,1995,34:3272333。
    (8)JohnWiley,SonsLtd。AnalysisoftheK2EpsilonTur2bulenceModel(ResearchinAppliedMathematics),1994。
    (9)KerlTJ,LeeJ,WellfordLC。Transientfluid-struc2tureinteractioninacontrolvalve(J)。JournalofFluidEngineering,1996,119:3542359。