旋塞式閥門流道流場計算與阻力特性研究

旋塞式閥門流道流場計算與阻力特性研究

一、閥道局部東南角門是該管道的一個重要部件。廣泛應用于工農(nóng)業(yè)生產(chǎn)和日常生活。由于閥門流道的內(nèi)部結(jié)構(gòu)復雜,當流體通過閥道時產(chǎn)生諸如旋渦、空化、水錘和死水區(qū)等水流現(xiàn)象。這些現(xiàn)象嚴重危害管道的工況,并是影響閥道局部水頭損失的主要因素。目前國內(nèi)外對風機和泵的流動特性研究較為重視,并取得了較大的成就;而對各類閥門,尤其是對旋塞式閥門流道流動特性的研究尚未引起重視,在設計中基本上還是依據(jù)常規(guī)設計方法和經(jīng)驗,只注重結(jié)構(gòu)型態(tài)而不注重考慮流阻損失,從而引起較大的能耗。在實際管道工程中,閥門閥道的局部水頭損失占管路水頭損失的比例是相當大的。本文就WCB型閥門流道的流場計算和阻力特性進行討論。二、壓力方程的計算閥門閥道的水流流動是三維的,由于其內(nèi)部輪廓線和流態(tài)復雜,為了使計算簡化,我們對閥道對稱面上二維情況下的閥道流場問題進行了研究。在恒定流條件下,控制方程采用二維直角坐標下的通用方程的形式??X(ρRUΦ)+??Y(ρRVΦ)=??X(RΓ?Φ?X)+??Y(RΓ?Φ?Y)+RSΦ(1)??X(ρRUΦ)+??Y(ρRVΦ)=??X(RΓ?Φ?X)+??Y(RΓ?Φ?Y)+RSΦ(1)這里,Φ是通用變量;Γ為廣義輸運系數(shù);SΦ是源項;R為孔隙率,其值在流體空間點上為1,在固體空間點上為0。紊流模型采用K-ε模式,對于流體其控制方程為連續(xù)性方程?U?X+?V?Y=0(2)?U?X+?V?Y=0(2)動量方程??X(UU)+??Y(UV)=??X[(ν+νt)?U?X]+??Y[(ν+νt)?U?Y]??Pρ?X(3)??X(UV)+??Y(VV)=??X[(ν+νt)?V?X]+??Y[(ν+νt)?V?Y]??Pρ?Y(4)??X(UU)+??Y(UV)=??X[(ν+νt)?U?X]+??Y[(ν+νt)?U?Y]-?Ρρ?X(3)??X(UV)+??Y(VV)=??X[(ν+νt)?V?X]+??Y[(ν+νt)?V?Y]-?Ρρ?Y(4)K方程??X(UK)+??Y(VK)=??X[(ν+νtσK)?K?X]+??Y[(ν+νtσK)?K?Y]+G?ε(5)??X(UΚ)+??Y(VΚ)=??X[(ν+νtσΚ)?Κ?X]+??Y[(ν+νtσΚ)?Κ?Y]+G-ε(5)ε方程??X(Uε)+??Y(Vε)=??X[(ν+νtσε)?ε?X]+??Y[(ν+νtσε)?ε?Y]+εK(C1G?C2ε)(6)??X(Uε)+??Y(Vε)=??X[(ν+νtσε)?ε?X]+??Y[(ν+νtσε)?ε?Y]+εΚ(C1G-C2ε)(6)其中:νt=CμK2ε,G=νt{2[(?U?X)2+(?V?Y)2]+(?U?Y+?V?X)2}νt=CμΚ2ε,G=νt{2[(?U?X)2+(?V?Y)2]+(?U?Y+?V?X)2};K-ε紊流模型參數(shù)為:Cμ=0.09,C1=1.43,C2=1.92,σK=1.0,σε=1.30。由于閥門的內(nèi)輪廓線復雜,采用CAD畫出實體的閥門,將實體鑲?cè)攵x區(qū)域并采用孔隙率定義流體空間,即在固體內(nèi)孔隙率為零,在含流體的閥道內(nèi)孔隙率為1。用孔隙率定義流體空間,其方法簡單、方便,適用于水平、垂直直線邊壁或塊體的邊壁;對于曲線邊壁易使邊界形成不光滑的階梯形壁面,使得計算精度降低。但是,對于復雜的閥門邊界,孔隙率法也不失為一種可采用的計算方法;為提高計算精度,可通過加密網(wǎng)格的方法來實現(xiàn)。計算域采用不均勻的交錯網(wǎng)格,閥道段最小網(wǎng)格間距為0.01~0.05D(D為管徑)。將壓強P、K,ε,置于控制體中心,U,V控制體與壓強控制體交錯布置,離散格式采用冪函數(shù)格式。求解過程采用Simple壓力校正法,由修正的壓力校正方程確定壓力場,并用采用欠松弛技術和迭代法求解離散方程組。收斂指標是將由于不滿足連續(xù)方程而產(chǎn)生的各節(jié)點的質(zhì)量源相加,并與總流量相比,如果比值小于1%,則迭代終止。在近壁區(qū),由于雷諾數(shù)較小,充分發(fā)展的標準紊流模型應用受到限制,為解決此問題,本文采用了壁面函數(shù)法。進口給定流速分布、進口紊動能K=0.04U2inin2、ε=0.164K1.5/(0.1D),出口給定壓力值,其它變量在主流方向的梯度為零。計算程序曾對閘后水躍進行了模擬,并得到了試驗的驗證。三、改型微閥口閥門圖1(a)是工程中常用的WCB型閥門。從結(jié)構(gòu)上看,這種閥道內(nèi)輪廓線基本上都是弧線連接,邊界似乎很合理。但實際上,在這種閥道的進口反弧、出口反弧段及閥口左上角均出現(xiàn)大小不等的旋渦,閥口實際過流面積小,水頭損失大。為改變這種情況,對圖1(a)型閥門進行了改型。圖1(b)和圖1(c)是改型后的閥門。在閥門的改型中,首先對圖1三種閥門型式的流場進行了數(shù)值計算。閥管管徑為1.0m,計算長度沿管軸向取10m,管道進口直管段為3m,出口直管段為2.4~2.5m,閥道段為4.5~4.6m;進口平均流速為3m/s,流速分布采用對數(shù)分布規(guī)律。壓強為相對于直管管道出口處的壓強。閥門開度為全開和半開兩種情況,以下給出全開情況下的計算圖表。四、閥口的流態(tài)分析圖2為型號1的流速分布圖。從流速分布圖上看,進口直管段流速分布較均勻,在閥道進口反弧底部存在小于0.5m/s的低速區(qū)和弱小旋渦,閥口實際過流斷面管徑僅有閥口的60%左右。因而,閥道進口收縮段和閥口的管徑過大。在閥口左上部和閥道出口的底部均產(chǎn)生了較大的旋渦,形成劇烈紊動的分離回流區(qū),這是水頭損失的主要原因;其次,閥道出口的流速主流集中在管的頂部,流速分布不均勻,流速梯度大,相應剪切應力大,這是水頭損失的另一原因。閥道最大流速出現(xiàn)在閥口凸體部位和出口頂部,在閥道出口處,主流區(qū)高度僅為管徑的1/2,其余為旋渦區(qū)。圖3是型號1閥門的流態(tài)顯示圖,從圖中可定性的看出,閥道的旋渦位置、范圍及主流區(qū)與計算的結(jié)果較為接近。為使閥道的邊界與水流的主流邊界相擬合和消除旋渦,將閥道進口反弧段底部抬高,頂部用斜線連接,逐漸將閥口管徑縮小到進口的72%,收縮段最小部位為進口的66%;為消除閥道出口的旋渦區(qū),將閥道的出口底部用斜線與管道連接,形成型號2型式。型號2閥門流道的流速分布圖見圖4。改型后,消除了閥道出口底部的旋渦,出口流速分布也較型號1的流速分布均勻些;閥口實際的過流的管徑比為95%,閥口左上角的旋渦有所減小。由于閥道進口收縮段管徑縮小,在通過相同的流量條件下,需要增大進口的壓力,從而使得局部流速增大,阻力系數(shù)也有所增大。為克服型號2閥門阻力系數(shù)大的缺點,在型號2的基礎上對閥道進口段進行了改進。閥道進口段管頂用兩弧線連接,管徑逐步縮小到閥口管徑。收縮段斷面面積比型號2略有增大,閥口斷面管徑仍為進口的72%。型號3閥門流道的流速分布圖見圖5,從流速分布圖上可看出,流速分布較型號1、2均勻,局部最大流速有所減小。圖6和圖7為型號1和型號3的紊動能等值線圖。從整體上看,型號1的紊動能值較型號3的大。特別在閥道出口的旋渦區(qū),型號1閥門的紊動能值較大;而在閥口的左上角的旋渦區(qū),型號3的紊動能值為0.106m2/s2,型號1的紊動能值為0.15m2/s2。由于型號3閥道的紊動強度減弱,其水頭損失相應減小。五、旋塞式截止閥的阻力系數(shù)從水力角度來講,閥道阻力的大小是衡量閥門優(yōu)劣的重要標志。型號1和型號3閥門流道壓強分布圖見圖8和圖9,根據(jù)壓力場計算的阻力系數(shù)見表1。經(jīng)過改型后,型號3閥門無論在體型和阻力系數(shù)上均優(yōu)于前兩種型號(半開條件下情況也是如此),特別是阻力系數(shù)較改型前降低了18.5%,并在合理的范圍內(nèi)(一般旋塞式截止閥的阻力系數(shù)在4.3~6.1左右),而且過流斷面比達到了最大。從結(jié)構(gòu)上講,由于閥口和閥道進出口段的縮小,可減小閥門的體積和重量以及降低閥門的啟閉力。六、降壓機型優(yōu)化采用K-ε紊流模型和有限體積法模擬閥門閥道