符耀民，羅衛(wèi)東，2，賀迪華，趙飛虎

（1．貴州大學機械工程學院，貴州 貴陽 550025；2.貴州大學明德學院，貴州 貴陽 550025）

1 引言

分離接頭在航天器級間分離過程中起著快速斷開管路且在正常工作狀態(tài)下接通管路和傳遞介質(zhì)。由于插座分離過程需要在短時間內(nèi)完成且在分離結(jié)束后留在航天器上起著密封管路的作用，為滿足插座閥芯能在短時間內(nèi)關(guān)閉且降低其正常工作狀態(tài)下的穩(wěn)態(tài)阻力損失，因此對插座閥芯不同開度下的穩(wěn)態(tài)和關(guān)閉過程中的內(nèi)部流場進行數(shù)值模擬。

目前，運用動網(wǎng)格技術(shù)對閥類的研究已取得了顯著的成果。文獻[1]運用Fluent 動網(wǎng)格技術(shù)對電磁閥閥芯的開啟過程進行仿真研究，得到開啟過程中作用在閥芯上的軸向氣動力的變化規(guī)律；文獻[2]應(yīng)用Fluent 動網(wǎng)格技術(shù)分析了球閥不同啟閉規(guī)律、閥腔大小等因素對球閥流場動態(tài)特性的影響；文獻[3]采用動網(wǎng)格技術(shù)對彈簧式灌水器流場進行數(shù)值模擬，將計算值與試驗值進行對照分析，獲得水頭損失、上下游壓差力合流量之間的關(guān)系；文獻[4]應(yīng)用泵閥仿真軟件PumpLinx 的動網(wǎng)格技術(shù)對單向閥三維動態(tài)流場的穩(wěn)定性進行了仿真研究，得到了不同工作壓力、質(zhì)量流量條件下的單向閥動態(tài)穩(wěn)定特性。

上述對閥類的內(nèi)部動態(tài)流場均有一定的研究，但大多數(shù)模擬情況下閥芯的運動速度為一常值，并不能很好的描述實際運動過程。運用用戶自定義函數(shù)（UDF）對閥芯運動過程的內(nèi)部流場進行模擬，能夠很好的反應(yīng)實際運動過程。

2 物理模型

插座全開狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)，如圖1（a）所示。在閥芯頂端失去支撐和在復(fù)位彈簧的作用下閥芯向左移動，此時閥芯將通路截斷從而關(guān)閉插座。閥芯全開狀態(tài)下的ΔL=19.9181mm，建立閥芯不同開度下的幾何模型。閥芯全開狀態(tài)下插座流場的幾何模型，如圖1（b）所示。

圖1 插座結(jié)構(gòu)及其流域模型Fig.1 The Socket Structure and its Basin Model

插座閥芯在關(guān)閉過程中受到彈簧力、液動力和黏性阻力三者的共同作用，由于介質(zhì)的黏度較小，忽略黏性阻力，因此在插座的設(shè)計過程中彈簧力和液動力的計算就變得尤為重要。利用Hooke 定律可以確定彈簧力，而作用在閥芯上的液動力難以用解析法求得；運用Fluent 軟件對適當簡化的原始和改進閥芯的插座3D 模型進行數(shù)值模擬，得到關(guān)閉過程中作用在兩種閥芯上的液動力和內(nèi)部流場情況，同時計算了不同開口條件下的穩(wěn)態(tài)液動力和流阻情況，如圖2 所示。

圖2 兩種閥芯結(jié)構(gòu)Fig.2 Two Valve Core Structures

3 數(shù)值方法及邊界條件

3.1 控制方程

考慮由移動邊界?V 所包含的任意控制體內(nèi)積分形式的非定常不可壓黏性流體的體積守恒方程、質(zhì)量守恒方程和動量守恒方程[5-6]：

3.2 數(shù)值求解方法

3.3 動網(wǎng)格生成方法

考慮到插座閥芯關(guān)閉過程運動距離較長，又由于非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格具有對復(fù)雜邊界良好的適應(yīng)性且很容易通過細分或者重新生成網(wǎng)格的方法實現(xiàn)自適應(yīng)過程[7]；采用彈簧光順和局部網(wǎng)格重構(gòu)相結(jié)合的方法實現(xiàn)對動網(wǎng)格的更新。彈簧光順法是在網(wǎng)格彈性變形過程中，將連接節(jié)點的網(wǎng)格邊近似的看做一受力的彈簧，初始網(wǎng)格的分布為平衡狀態(tài)，邊界網(wǎng)格點的位移使其與之相連的連線上產(chǎn)生相應(yīng)的彈性應(yīng)力；此彈簧受力滿足Hooke 定律，即：

運用彈簧光順法可以模擬小變形時的流場網(wǎng)格節(jié)點位置，但當網(wǎng)格發(fā)生大變形時會導致網(wǎng)格質(zhì)量下降，或出現(xiàn)負體積而導致網(wǎng)格更新失敗，為確保計算過程中的網(wǎng)格質(zhì)量，需要結(jié)合局部網(wǎng)格重構(gòu)法對網(wǎng)格進行重新生成[8]。

3.4 計算邊界條件

選擇非穩(wěn)態(tài)求解器模型時，由于Realizable k-ε 湍流模型的仿真結(jié)果與實驗值結(jié)果吻合程度較好[9]，故采用Realizable k-ε 湍流模型、配合標準壁面函數(shù)對滑塊流域進行仿真計算；流體介質(zhì)選為MMH，密度為874.4kg/m3，動力粘度為7.75×10-4Pa·s，操作壓力為101.325×10-3Pa，設(shè)置入口速度為3.2148m/s，出口壓力為3.40MPa。對流項采用二階迎風格式，壓力項采用PRESTO! 格式，擴散項采用中心差分格式，壓力-速度耦合方程采用SIMPLE 算法。將閥芯設(shè)置為剛體，采用Fluent 中UDF 的預(yù)編譯宏DEFINE_CG_MOTION來定義其運動規(guī)律。UDF 函數(shù)中主要通過式（9）來控制閥芯運動，即：

相接觸插頭的質(zhì)量0.1574kg。

由于運動速度較大，考慮到每個計算步內(nèi)閥芯與壁面的距離和網(wǎng)格的更新速度，選擇時間步長Δt=6.4721×10-6s。

4 不同開度下的穩(wěn)態(tài)結(jié)果分析

閥芯的開度由ΔL 來控制，取ΔL 值為0.0266mm、0.3621mm、1.0295mm、1.6903mm、2.6688mm、4.8865mm、7.2928mm、16.5756mm和19.9181mm 進行穩(wěn)態(tài)結(jié)果分析。

4.1 不同開度下流阻情況

不同開度下兩種閥芯結(jié)構(gòu)的入口到出口壓降ΔP 以及出口平均流速u2，如表1、表2 所示。由式（10）即可計算出不同開口度下的阻力水頭損失hw。

表1 原始閥芯計算數(shù)據(jù)Tab.1 The Data of Calculation Results for the Original Valve Core

表2 改進閥芯計算數(shù)據(jù)Tab.2 The Data of Calculation Results for the Improved Valve Core

由黏性流體總流的伯努利方程可計算出hw，即：

式中：ΔP—入口到出口壓降；

u1—入口速度；

u2—出口速度；

ρ—MMH 密度；

g—重力加速度；

α1、α2—動能修正系數(shù)，一般近似取為1。

將上述不同開度下計算出的阻力水頭損失hw連成曲線，如圖3 所示。由圖可知，隨著閥芯開度ΔL 的減小，hw先經(jīng)過一段平緩增加過程，到達開度約為1.25mm 時，hw增加速度迅速提升，由此可知，開度越大對降低流阻損失越有利；相比兩種閥芯結(jié)構(gòu)，改進后的閥芯所在流域的阻力水頭損失總是略低于原始的閥芯所在流域的阻力水頭損失。

圖3 兩種閥芯結(jié)構(gòu)下的hw/ΔL 曲線Fig.3 Curves of hw/ΔL for Two Types of Valve Core

4.2 不同開度下穩(wěn)態(tài)液動力

穩(wěn)態(tài)液動力是指閥芯移動到平衡位置時，流體因動量改變而附加作用在閥芯上的力[10]。在不同固定閥芯開度ΔL 下，由Fluent 軟件中的表面積分功能，即可算出兩種閥芯結(jié)構(gòu)因動量變化而附加作用在閥芯上的力，如圖4 所示。圖4 中穩(wěn)態(tài)液動力為負值代表方向朝著y 軸的負方向，從圖中可知，兩種閥芯所受到的穩(wěn)態(tài)液動力均隨開度ΔL 的減小而增加，在閥芯開度為1.25mm左右，閥芯液動力出現(xiàn)突變的轉(zhuǎn)折點，并且隨著開度的進一步減小，穩(wěn)態(tài)液動力迅速增加；同時也可以看出，改進的閥芯所受到的穩(wěn)態(tài)液動力總是小于原始閥芯的穩(wěn)態(tài)液動力。

圖4 兩種閥芯結(jié)構(gòu)下的穩(wěn)態(tài)液動力F/ΔL 曲線Fig.4 The Steady-State Hydrodynamic Force Curves of F/ΔL for Two Types of Valve Core

5 插座關(guān)閉過程結(jié)果分析

5.1 網(wǎng)格的移動

插座閥芯運動過程中瞬時移動的計算網(wǎng)格，如圖5 所示。初始計算網(wǎng)格，如圖5（a）所示。閥芯運動到3.8833ms 時的計算網(wǎng)格，如圖5（b）所示。閥芯運動到5.1777ms 時的計算網(wǎng)格，如圖5（c）所示。閥芯運動到6.6663ms 時即將關(guān)閉的計算網(wǎng)格，如圖5（d）所示?？梢钥闯觯捎么朔椒軌蚝芎玫拿枋鲩y芯的運動。

圖5 不同時刻的計算網(wǎng)格Fig.5 Compute Mesh at Different Times

5.2 插座內(nèi)流場的壓力分布

兩種插座閥芯（左為原始閥芯，右為改進閥芯）運動過程中不同時刻的流場壓力分布圖，如圖6 所示。從圖中可以看出，不同時刻，插座內(nèi)流場的壓力分布有所變化，當閥芯開度相對較大時，兩種插座閥芯內(nèi)流場的壓力分布基本一致，均在喉部拐角處出現(xiàn)負壓區(qū)。當閥芯開度逐漸減小時，兩種插座閥芯的內(nèi)流場壓力分布區(qū)別也越來越明顯，尤其到閥芯即將關(guān)閉的過程，原始閥芯的插座內(nèi)流場壓力分布更不均勻，且在閥芯斜面與壁面之間形成一個封閉腔導致壓力急劇上升，嚴重阻礙閥芯的關(guān)閉；而改進的閥芯在其上開有5 個通孔，有效地改善了閥芯即將關(guān)閉過程中出現(xiàn)的上述現(xiàn)象。

圖6 不同時刻的壓力分布Fig.6 Pressure Distribution at Different Times

5.3 閥芯關(guān)閉過程中的瞬態(tài)液動力

瞬態(tài)液動力是閥芯在移動過程中（即開口大小發(fā)生變化時）插座內(nèi)液流因加速或減速而作用在閥芯上的力；這個力只與閥芯移動速度有關(guān)（即與閥芯開口度的變化率有關(guān)），而與閥芯的開口度本身無關(guān)[11]。根據(jù)閥芯在關(guān)閉過程中所受到的壓力與閥芯在不同開度靜止時的壓力差值，即可得到瞬態(tài)液動力。

兩種閥芯結(jié)構(gòu)在插座關(guān)閉過程中所受到的瞬態(tài)液動力曲線，如圖7 所示。從圖中可以看出，兩種閥芯結(jié)構(gòu)所受到的瞬態(tài)液動力大致趨勢基本一致，隨著閥芯的運動，所受到的瞬態(tài)液動力首先以平緩的趨勢增加；當運動接近6.50ms 左右時，閥芯所受到的液動力迅速增加，此過程是由于閥芯即將截斷液流從而液流形成對閥芯的反作用力。此外，從圖中還可以看出改進的閥芯在6.50ms 之前，其所受到的瞬態(tài)液動力與原始閥芯受到的瞬態(tài)液動力基本相近；而在6.50ms 之后，改進的閥芯所受到的瞬態(tài)液動力明顯要小于原始閥芯所受到的瞬態(tài)液動力。

圖7 兩種閥芯結(jié)構(gòu)下的瞬態(tài)液動力F/ΔL 曲線Fig.7 The Transient Hydrodynamic Force Curves of F/ΔL for Two Types of Valve Core

由上述分析再結(jié)合閥芯在插座內(nèi)流場運動過程中所受到的彈簧力、液動力和粘性阻力；由于上述分析只考慮彈簧力在運動過程中的作用，但在實際運動過程中會有液動力和黏性阻力的作用，從而使得插座關(guān)閉時間有所延長。閥芯在關(guān)閉過程中的運動方程可由下式來控制[12]，即：

式中：m—閥芯以及與閥芯頂端相接觸插頭的質(zhì)量；

Ft—彈簧作用在閥芯上的力；

Ff—黏性阻力；

Fp—流體對閥芯的液動力。

從上述分析可以推測，由于改進閥芯在插座關(guān)閉過程中所受到的液動力相對較小，而彈簧力相同且黏性阻力可以忽略，由式（11）可知，即改進后的閥芯加速度更大，即更容易在短時間內(nèi)關(guān)閉插座，從而防止泄露。

6 結(jié)論

采用Fluent 動網(wǎng)格技術(shù)與UDF 相結(jié)合的方法對兩種閥芯插座關(guān)閉過程中的內(nèi)部流場和瞬態(tài)液動力進行探討，同時對不同固定閥芯開度下的阻力水頭損失和穩(wěn)態(tài)液動力進行研究，可以得出如下結(jié)論：

（1）兩種閥芯的hw均隨閥芯開度ΔL 的減小而增加，當ΔL約為1.25mm 時，hw急劇上升，并且在此過程中改進閥芯的hw總是低于原始閥芯。

（2）兩種閥芯在不同固定開度ΔL 下的穩(wěn)態(tài)液動力均隨ΔL的減小而增加，當ΔL 約為1.25mm 時，穩(wěn)態(tài)液動力急劇上升，并且在此過程中的改進閥芯穩(wěn)態(tài)液動力總是低于原始閥芯。

（3）在閥芯關(guān)閉過程中，兩種閥芯的內(nèi)部壓力分布在開度ΔL 較大時基本一致，而開度ΔL 較小時改進閥芯的內(nèi)部壓力變化范圍更小且更平穩(wěn)。

（4）兩種閥芯在關(guān)閉過程中所受到的瞬態(tài)液動力在6.50ms之前基本相近，而在6.50ms 之后改進閥芯所受到的瞬態(tài)液動力明顯小于原始閥芯。

據(jù)上述結(jié)論可以推測，兩種閥芯在實際運動過程中，改進后的閥芯所受到阻力小，更容易在短時間內(nèi)關(guān)閉插座，從而有效地改善了閥芯延遲關(guān)閉的問題，進而減少介質(zhì)的泄露。