不同湍流模型下偏导射流伺服阀前置级流场特性仿真

引用本文

任玉凯, 延皓, 白龙, 张雨, 李长春. 不同湍流模型下偏导射流伺服阀前置级流场特性仿真[J]. 北京交通大学学报, 2018,42(3): 127-133.
REN Yukai, YAN Hao, BAI Long, ZHANG Yu, LI Changchun. Simulation on flow field characteristics of deflector jet servo valve pre-stage under different turbulence models[J]. JOURNAL OF BEIJING JIAOTONG UNIVERSITY, 2018,42(3): 127-133.
Doi:10.11860/j.issn.1673-0291.2018.03.017 复制到剪切板

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不同湍流模型下偏导射流伺服阀前置级流场特性仿真

任玉凯, 延皓, 白龙, 张雨, 李长春

北京交通大学机械与电子控制工程学院,北京 100044

通讯作者：延皓(1979—),男,山西晋城人,副教授,博士,博士生导师. email:hyan@bjtu.edu.cn.

第一作者:任玉凯(1989—),男,山西忻州人,博士生.研究方向为电液伺服阀与电液伺服控制技术.email:16116350@bjtu.edu.cn.

收稿日期: 2017-05-23

基金: 国家国际科技合作专项(2012DFG1490); 中央高校基本科研业务费(2015JBC022)

摘要

利用常用的k-ε湍流模型对偏导射流阀前置级流场进行数值模拟,探讨不同湍流模型对偏导射流伺服阀流场信息的影响.在相同初始条件下,对偏导射流阀前置级流场进行两相流二维数值计算,获得不同湍流模型下,压力、速度场信息及气穴分布特点.针对两接收腔压力仿真值比实测值要小的情况,主要是由于将流场边界层流动视为高雷诺数流动与实际情况不符造成,引入低雷诺数模型对边界层进行处理.在此模型的基础上继续深入研究单向流和两相流模型及不同背压和湍流强度对流场特性的影响.仿真结果表明:接收腔压力提高并与实测值相一致.采用两相流模型获得的结果更为真实,并且提高背压和增大湍流强度都会使两接收腔压力升高,对空化现象有一定的抑制作用.

关键词: 流体传动与控制; 湍流模型; 偏导射流伺服阀; 数值模拟; 边界层

中图分类号:TH137.52 文献标志码:A 文章编号:1673-0291(2018)03-0127-07

Simulation on flow field characteristics of deflector jet servo valve pre-stage under different turbulence models

REN Yukai, YAN Hao, BAI Long, ZHANG Yu, LI Changchun

School of Mechanical, Electronic and Control Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044,China

Fund:International Science & Technology Cooperation Program of China (2012DFG1490); Fundamental Research Funds for the Central Universities(2015JBC022)

Abstract

Commonk-ε turbulence models are used to simulate the pre-stage flow field of the deflector jet valve and the influence of different turbulence models on the flow field information of the deflected jet servo valve is discussed. Under the same initial conditions, it carries out the pressure, velocity field information and distribution characteristics of cavitation in different turbulence models, however, the simulation value of two receiving cavity pressure is smaller than the measured value. Mainly due to regard the boundary layer flow as high Reynolds number flow, which is inconsistent with the actual situation. Therefore, the low Reynolds number model is introduced to deal with the boundary layer. In addition, the effects of unidirectional and two-phase flow models and the different backpressure and turbulence intensities on the flow field are studied based on this model. The results show that the pressure of receiving cavity is increased and con-sistent with the true value. The two-phase flow model is more realistic, and both the backpressure and the turbulence intensity increase will cause the pressure in the two receiving cavities to increase, and the cavitation phenomenon will be restrained to a certain extent.

Keyword: fluid drive and control; turbulence model; deflector jet servo valve; numerical simulation; boundary layer

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偏导射流伺服阀以其抗污染能力强、动静态性能好、可靠性高等优点, 被广泛应用于各类飞行器、民用和军用飞机的操纵系统中^[1].偏导阀前置级内部流场流动情况复杂, 难以建立精确的数学模型进行理论分析, 且流道结构尺寸较小, 也较难通过实验获得流场内部压力和速度特性.目前随着CFD技术的逐步成熟和仿真软件(常用商业Fluent)的发展, 数值模拟已成为偏导阀流场特性研究的主要手段.文献[2]选用标准 $k-ε$ 湍流模型数值模拟了不同阀口结构下, 两接收腔恢复压力的变化.文献[3]在偏导阀三维数值计算时, 采用RNG $k-ε$ 湍流模型, 利用标准壁面函数对壁面边界进行处理, 通过监测左右两接收腔判定计算结果的收敛.文献[4]使用两相流三维模型研究偏导阀内气穴现象时, 同样采用了RNG $k-ε$ 湍流模型, 近壁处用标准壁面函数进行处理.文献[5]采用标准 $k-ε$ 湍流模型的模拟研究表明, 数值模拟的两控制腔压差值比实验值要小.上述研究中, 将前置级内部流场视为高雷诺数充分发展的湍流过程.在对近壁区处理时采用的是壁面函数法.

在进行数值模拟时, 不同的湍流模型会影响流场仿真结果的精确性.因此, 对前置级流场特性进行研究前, 确定出合适的湍流模型至关重要.首先, 用不同的湍流模型对流场进行数值模拟, 分析不同情况下压力场和速度场的分布规律.本文作者在对偏导阀壁面边界层处理时首次采用了低雷诺数模型, 分析了湍流强度、背压条件对偏导阀流场特性的影响, 探讨了偏导阀流场中的气穴现象.

1 偏导阀前置级工作原理

偏导阀前置级由偏转板和射流盘两部分构成, 如图1所示.偏转板与偏导阀的力反馈杆做为一体穿过固定在阀体上的射流盘, 偏转板上的V形结构和射流盘空腔组成了射流流场.取三维流场的中间截面进行二维数值模拟研究, 二维流场结构如图2所示.液压油从进口处喷出在射流口处形成一次射流, 油液流出下游偏转板V形槽出口时形成二次射流, 进入射流盘左右两接收腔.当偏转板处于射流盘中位时, 左右两接收腔内压力相等没有压力差, 阀芯保持静止, 当偏转板产生运动时, 两接收腔压力都发生变化且不相等, 形成压力差来推动功率级阀芯运动, 完成伺服阀压力和流量的输出^[6].

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	图1 偏导阀前置级工作原理Fig.1 Functional diagram of jet deflector prestage

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	图2 偏导阀前置级截面Fig.2 Sectional view of jet deflector prestage

2 偏导阀前置级流场数值计算

2.1 网格划分和边界条件设置

以某型号偏导射流伺服阀的几何结构参数和实验数据为参考开展相关分析.在探究伺服阀基础特性时, 考虑到运算量及三维模型整体建模精度与复杂性问题, 前期可将前置级流场简化为二维模型进行处理, 在CAD中建立几何模型导入到前处理软件Gambit中进行网格划分.模型整体采用结构化四边形网格, 在保证计算速度的同时提高计算精度.流场核心区域进行了网格局部细化, 边界层的网格也进行了处理.设置边界条件为压力边界, 在Fluent中设置进口压力为21 MPa, 根据实验中压力表测量值, 出口压力设为3.1 Mpa.流动介质为航空液压油, 油液密度为850 kg/m³, 动力黏度为0.010 6 Pa· s.监视左右两接收腔末端的压力值, 当各项残差值达到收敛精度且压力值稳定时, 可判定计算结果收敛.

2.2 湍流模型方程

根据流体沿流线的理想伯努利方程结合雷诺数定义式, 计算发现偏导阀前置级流场核心区的雷诺数为3 321.33, 属于典型的湍流运动^[7].一般选用高雷诺数的标准 $k - ε$ 模型和RNG $k-ε$ 湍流模型进行仿真.常用的标准 $k - ε$ 模型是在实验现象的基础上总结出的一个半经验公式, 该模型具有较高的稳定性和合理的计算精度, 应用较广.RNG $k - ε$ 模型是在标准 $k - ε$ 模型基础上改进而来, 考虑了湍流旋涡对计算结果的影响, 并提供了低雷诺数流动黏性的解析式, 提高了计算结果的可信度和精度.Realizable模型和RNG $k - ε$ 模型在处理强流线弯曲、漩涡和旋转较其他模型有更好的表现, 并且Realizable模型对流动分离和复杂二次流处理效果较好^[8].本文首先在标准 $k - ε$ 模型、RNG $k - ε$ 模型和Realizable模型基础上, 采用气液两相流混合模型对偏导阀前置级流场进行仿真分析.主要研究不同模型下, 偏导阀处于中位时前置级压力和速度场特性以及气穴的分布.

标准 $k - ε$ 模型的湍流动能k和耗散率 $ε$ 方程如下

$\begin{array}{l} ρ \frac{Dk}{Dt} = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [(μ + \frac{μ_{i}}{σ_{k}}) \frac{\partial k}{\partial x_{i}}] + G_{k} + G_{b} - ρε - Y_{M} (1) \\ \{\begin{array}{l} ρ \frac{Dε}{Dt} = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [(μ + \frac{μ_{i}}{σ_{k}}) \frac{\partial ε}{\partial x_{i}}] + \\ C_{1 ε} \frac{ε}{k} (G_{k} + C_{3 ε} G_{b}) - C_{2 ε} ρ \frac{ε^{2}}{k} \\ μ_{i} = ρ C_{μ} \frac{k^{2}}{ε} \end{array} (2) \end{array}$

式中: $G_{k}$ 表示由平均速度梯度引起的湍动能产生项; $G_{b}$ 是用于浮力影响引起的湍动能产生项; $Y_{M}$ 表示可压速湍流脉动膨胀对总的耗散率的影响; $μ_{i}$ 为湍流黏性系数; $C_{1 ε}$ , $C_{2 ε}$ , $C_{μ}$ 为默认常数; $σ_{k}$ 、 $σ_{ε}$ 为湍动能和耗散率的湍流普朗特数.

RNG $k-ε$ 模型的湍动能和耗散率方程与标准 $k - ε$ 模型有相似的形式

$\begin{array}{l} ρ \frac{Dk}{Dt} = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [(a_{k} μ_{eff}) \frac{\partial k}{\partial x_{i}}] + G_{k} + G_{b} - ρε - Y_{M} (3) \\ ρ \frac{Dε}{Dt} = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [(a_{ε} μ_{eff}) \frac{\partial ε}{\partial x_{i}}] + \\ C_{1 ε} \frac{ε}{k} (G_{k} + C_{3 ε} G_{b}) - C_{2 ε} ρ \frac{ε^{2}}{k} - R (4) \end{array}$

式中, $a_{k}$ 和 $a_{ε}$ 分别为湍动能 $k$ 和耗散率 $ε$ 的有效湍流普朗特数的倒数.

湍流黏性系数计算公式为

$d (\frac{ρ^{2} k}{\sqrt[]{εμ}}) = 1.72 \frac{\dot{v}}{\sqrt[]{{\dot{v}}^{3} - 1 - C_{v}}} d \dot{v} (5)$

式中: $\dot{v} = μ_{eff} / μ$ , $C_{v} \approx 100$ .RNG $k - ε$ 模型与标准 $k - ε$ 模型的主要区别在于式(4)右边的 $R$ 项.R

项主要表示对耗散率的影响.

$R = \frac{C_{μ} ρ η^{3} (1 - η / η_{0}) ε^{2}}{1 + β η^{3}} \frac{ε^{2}}{k} (6)$

式中: $η = Sk / ε$ , $η_{0} = 4.38$ , $β = 0.012$ .

Realizable模型可实现 $k-ε$ 模型的湍动能及其耗散率输运方程:

$\begin{array}{l} ρ \frac{Dk}{Dt} = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [(μ + \frac{μ_{i}}{σ_{k}}) \frac{\partial k}{\partial x_{i}}] + \\ G_{k} + G_{b} - ρε - Y_{M} (7) \\ ρ \frac{Dε}{Dt} = \frac{\partial}{\partial x_{i}} [(μ + \frac{μ_{i}}{σ_{i}}) \frac{\partial ε}{\partial x_{i}}] + ρ C_{1} Sε - \\ ρ C_{2} \frac{ε^{2}}{k + \sqrt[]{vε}} + C_{1 ε} \frac{ε}{k} C_{3 ε} G_{b} (8) \end{array}$

其中, $C_{1} = \max [0.43, \frac{η}{η + 5}]$ , Realizable可实现 $k-ε 模型与标准 k-ε$ 模型和RNG $k-ε$ 模型具有相同形式, 仅是模型的参数有变化.但在耗散率方程中, 耗散率产生项不包含湍动能产生项 $G_{k}$ 并且耗散率减少项中, 不具有奇异性.

2.3 仿真结果对比分析

不同模型下的压力云图、速度云图和气穴分布分别如图3~图5所示.可知, 不同模型下压力分布特点是相近的, 在V形槽出口左、右两侧对称出现明显的低压区, 并且不同模型下低压区面积不一样, 低压区附近可能会出现气穴现象.为了验证模型的准确性, 在仿真模型两接收腔末端取两点 $A 、 B,$ 如图3(a)所示(后续压力云图取点同此图), 获取两点压力平均值, 发现RNG $k-ε$ 模型和Realizable $k-ε$ 模型得到的压力值分别为5.15 Mpa和5.12 Mpa, 结果相近, 而标准 $k-ε$ 模型得到的压力值为5.64 Mpa, 且都比试验中用压力表测得的真实值6.2 Mpa要小, 说明高雷诺数模型在处理实际问题中存有不完善性.

由图4可知, 从压力入口喷出的油液速度向前增加, 在一次射流区域上形成一个最大速度的等速核心区.一次射流完成后, 油液在向前运动过程中受到V形槽斜面的作用, 部分油液产生回流, 在V形槽两侧出现漩涡.二次射流口流出的油液受到出口处圆角的作用, 在V形槽出口处两侧同样形成漩涡.

当流场中液压油在某区域压力低于空气分离压时, 开始溶解在油液中的空气就会游离出来, 产生大量气泡, 出现气穴现象^[9].本文采用混合气穴模型, 主要针对两相可以混合的流体, 通过空气体积分数反映气穴现象的严重程度.

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	图3 不同湍流模型下压力云图Fig.3 Pressure nephogram under different turbulence models

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	图4 不同湍流模型下速度云图Fig.4 Velocity nephogram under different turbulence models

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	图5 不同湍流模型下气穴分布Fig.5 Distribution of cavitation under different turbulence models

由图5空气体积分数可知, 在二次射流出口圆角处都有气体析出, RNG $k-ε$ 和Realizable模型下气体析出量较多, 并且在V形槽下端低压旋涡区域, RNG $k-ε$ 和Realizable模型出现了较为严重的气穴现象, 气穴分布区域形状有一定差异.气泡的产生区域主要集中在光滑物面圆角处和V形槽下端尖角附近, 主要是由二维边界层分离造成.

油液流经圆角处时边界层分离过程如图6所示, 从 $A 点流向 D$ 点的过程中, 边界层的油液因克服黏性阻力不断损失能量, 边界层厚度在逐渐增加, 油液到达 $B$ 点继续向前流动, 当遇到下游压力变大(即逆压梯度)时, 需将动能转化为压力能, 克服前方压力而运动, 当壁面法向速度梯度在某位置( $C$ 点)减小到零时, 部分油液速度变为零无法沿壁面继续流动从壁面脱离, 并出现倒流现象( $C'$ 点), 分离后的边界层在下游形成较大旋涡区, 也有可能又附回到下游某处物面上, 形成气泡发生气穴现象.

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	图6 边界层分离Fig.6 Boundary layer separation

尖角处发生边界层分离析出气体是由于附近的外流流速很大, 压强很小, 可以从速度和压力分布云图看出, 因而在下游存在很大的逆压梯度^[10], 在其作用下边界层在尖角处发生分离.

由此, 可判定在气液两相流仿真中, 由于RNG $k-ε$ 模型和Realizable模型都考虑了漩涡的影响并且仿真结果图5中在流道圆角和尖角处都出现了较为明显的空化现象, 气穴的分布特点仿真结果与理论分析更加相符.

在进行气液两相流数值模拟过程中, 壁面对湍流有明显的影响, 如果湍流边界层处理不当会对仿真结果产生影响.标准的 $k-ε$ 模型和RNG $k-ε$ 模型都是高雷诺数湍流模型, 只能用于求解湍流核心区充分发展的流动.在近壁处尤其很靠近壁面的区域(即黏性底层区域), 黏性力起主导作用减小了切向速度脉动, 壁面也阻挡了法向速度脉动, 在速度分布云图中可以看出贴近壁面的速度很低, 雷诺数会变的很低.因此, 高雷诺数的 $k-ε$ 模型在近壁区内将不再适用, 对于附壁的低雷诺数湍流需进行特殊处理.通常高雷诺数的湍流模型 $(Re > 10^{6})$ 都采用壁面函数法进行处理, 壁面函数是对近壁区的半经验描述, 用一组半经验公式(即壁面函数)将壁面上的物理量与湍流核心相应物理量联系起来.因此壁面函数法^[11]具有一定的局限性, 当流动分离过大或近壁区流动处于高压之下时, 该方法对流场的计算结果不理想.本文研究的偏导阀前置级流场, 湍流流动过程中雷诺数偏低并且存在近壁面效应(V形槽射流), 可能会出现不合理解.所以必须使用另一种处理方式即近壁模型, 本文采用低雷诺数的 $k-ε$ 模型.

在Fluent中激活低雷诺数模型, 进行压力和速度仿真.仿真结果见图7.

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	图7 低雷诺数两相流仿真结果Fig.7 Simulation results of low Reynolds number two-phase flow

低雷诺数模型^[12]通过对高雷诺数 $k-ε$ 模型的系数进行修正, 体现了不同流态下分子黏性的影响, 部分模型还引入附加源项, 使低雷诺数模型的数值计算可以从高雷诺数区一直进行到固体壁面区, 直接求解近壁区域.

低雷诺数模型下两接收腔末端压力有明显的提高, 达到6.17 Mpa与实际测得的压力值相近, 常用的 $k-ε$ 模型仿真获得的两接收腔压力值均小于6 Mpa, 但不同批次偏导阀在实验中测得的两接收腔压力值在6.2 Mpa左右.因此, 采用低雷诺数模型对流场边界层进行处理流场的压力信息与实际情况更相符.从压力云图7(a)中可知, 随着两接收腔压力的增大, 二次射流口处的低压区域面积在逐渐减小, 更难出现气穴现象.

3 影响偏导阀静态特性的主要参数

以上都是建立在气液两相流模型的研究, 如果不考虑流场中气体的影响, 采用理想化处理的单相流模型进行分析, 流场的压力和速度分布见图8.

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	图8 低雷诺数单向流仿真结果Fig.8 Simulation results of low Reynolds number unidirectional flow

将图8和图7低雷诺数下的单相流模型和多相流模型做对比, 可得压力变化较为明显尤其是两接收腔压力, 单向流结果接收腔压力下降到4.8 Mpa与实测压力值相差较大, 速度分布较为相似且一次射流核心区速度相近.因此, 采用单相流和两相流模型主要对压力场信息产生影响, 考虑气体影响的二相流模型仿真得到的两接收腔压力值与实测值相符.

湍流强度作为湍流流场出、入口条件设置中的重要参数^[13], 其大小的变化对流场的影响也是目前关心的重点.湍流强度小于1%为低湍流强度, 高于10%为高湍流强度.本文将入口和出口处的湍流强度分别同时取湍流强度为0.5%、5%和15%进行数值分析.从图9中压力云图可以看出, 随着湍流强度的增加, V形槽下端的低压区面积在减小, 空化现象会减弱, 并且两接收腔压力在逐渐增大.

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	图9 不同湍流强度条件下压力云图Fig.9 Pressure nephogram under different turbulence intensities

偏导射流伺服阀两出口处压力(背压)也是影响伺服阀静态性能的一个重要因素, 绝大多数仿真中将背压取为零进行处理, 但实际情况中背压是存在的.本文作者将进口压力设为21 Mpa, 出口压力分别取不同值时, 压力和速度云图见图10和图11.

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	图10 不同背压条件下压力云图Fig.10 Pressure nephogram under different back pressure conditions

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	图11 不同背压条件下速度云图Fig.11 Velocity nephogram under different back pressure conditions

如图10所示, 背压的变化主要会对两接收腔末端压力值产生影响, 随着背压的增大, 两接收腔压力逐渐增大.同时, V形槽下端的低压区面积在减小, 因此, 增大背压可提高两接收腔压力值, 同时会对流场的空化现象产生一定的抑制作用.

如图11所示, 随着背压的增加, 核心区流速逐渐减小, 相同入口压力条件下改变出油口处背压值, 两接收腔压力和核心区流速的具体仿真结果值见表1. 根据表1的数据绘制出不同背压下接收腔压力与核心区速度曲线, 如图12所示.

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	图12 不同背压下接收腔压力与核心区速度曲线图Fig.12 Diagram of receiving cavity pressure and core area speed under different back pressure conditions

表1 不同背压下接收腔末端压力与核心区流速值 Tab.1 Receiving cavity pressure and core region flow velocity under different back pressures

从图12中可以看出在入口压力一定时, 一次射流后核心区的流速和背压呈线性关系, 但两接收腔的压力值除了受到背压影响外, 还受到气穴分布等多种其他因素的影响, 没有与背压构成线性系统.

4 结论

1) 使用不同的 $k-ε$ 湍流模型对偏导射流伺服阀前置级流场进行数值模拟, 发现采用低雷诺数模型仿真获得的两接收腔压力更符合实际情况.

2) 理论分析了流场中空化产生的原因主要是由于边界层分离造成, 并且边界层流动为低雷诺数流动, 需采用低雷诺数模型进行处理.

3) 探讨了不同条件下偏导阀前置级流场信息的变化情况, 有助于偏导射流伺服阀流场进一步的理论研究.

The authors have declared that no competing interests exist.

参考文献

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YAN

Hao

, KANG

Shuo

, SONG

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, et al. Research on the calculation methods of fluid force at prestage of jet deflector servo valve based on the simulated discrete data[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2016, 52(12): 181-191. (in Chinese)

摘　要：基于偏转射流式伺服阀工作机理,提出关于其动态特性分析及前置级液动力计算检测的问题。建立关于力矩马达、射流盘前置级以及功率滑阀三部分的完整伺服阀动态模型,确定前置级液动力的近似公式,并对整阀特性进行频率分析,验证了数学模型的正确性;建立伺服阀前置级内部的二维流场模型,并基于流场仿真所获得的离散数据,给出两种可用于计算稳态液动力的方法,即动量定理法和压差法,通过计算某型伺服阀的液动力,验证上述两种方法能够相互印证;设计并实现了一种双自由度的液动力测试平台,实现了对液动力的间接测试。结果表明,采用动量定理法和压差法计算得到的液动力值,与其近似计算公式以及试验结果一致,证明了提出的液动力计算方法与测试系统均具有可行性,为此类伺服阀的改进与优化提供了技术支撑。

... 偏导射流伺服阀以其抗污染能力强、动静态性能好、可靠性高等优点,被广泛应用于各类飞行器、民用和军用飞机的操纵系统中^[1] ...

2016

0.0

刘增光, 杨国来, 岳大灵, 等. 偏转板射流阀压力特性数值模拟分析[J]. 液压与气动, 2016(2): 76-79.

LIU

Zengguang

, YANG

Guolai

, YUE

Daling

, et al. Numerical simulation of pressure characteristics of deflector jet valve[J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics, 2016 (2): 76-79. (in Chinese)

运用CFD软件对某型号偏转板射流阀内部不同阀口参数组合下的压力特性进行数值计算和分析,得出偏转板射流阀输出压力特性随不同阀口结构参数组合的变化规律.计算发现:供油压力为4 MPa时,λ1≈0.6,1.5≤λ2≤2,1≤λ3≤1.5组合下偏转板射流阀输出压力增益较大,输出压力特性曲线与偏转板位移成线性关系,研究结果可为偏转板射流伺服阀的工程设计和优化提供理论依据与参考.

... 文献[2]选用标准 k-ε湍流模型数值模拟了不同阀口结构下,两接收腔恢复压力的变化 ...

2016

0.0

蒋大伟, 许明理. 基于Fluent的偏转板射流伺服阀的前置级仿真[J]. 液压与气动, 2016(4): 48-53.

JIANG

Dawei

, XU

Mingli

. Simulation based on fluent forpre-stage of deflector jet servo valve[J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics, 2016 (4): 48-53. (in Chinese)

... 文献[3]在偏导阀三维数值计算时,采用RNG k-ε湍流模型,利用标准壁面函数对壁面边界进行处理,通过监测左右两接收腔判定计算结果的收敛 ...

2015

0.0

訚耀保, 张鹏, 岑斌. 偏转板射流伺服阀前置级流场分析[J]. 中国工程机械学报, 2015, 13(1): 1-7.

YIN

Yaobao

, ZHANG

Peng

, CEN

Bin

. Pre-stage flow field analysis on deflector jet servo valves[J]. Chinese Journal of Construction Machinery, 2015, 13(1): 1-7. (in Chinese)

... 文献[4]使用两相流三维模型研究偏导阀内气穴现象时,同样采用了RNG k-ε湍流模型,近壁处用标准壁面函数进行处理 ...

2011

0.0

... 文献[5]采用标准 k-ε湍流模型的模拟研究表明,数值模拟的两控制腔压差值比实验值要小 ...

2015

0.0

刘志会, 王少华, 曹伟, 等. 偏转板射流伺服阀的射流级优化设计方法[J]. 液压气动与密封, 2015, 35(9): 19-21.

LIU

Zhihui

, WANG

Shaohua

, CAO

Wei

, et al. Optimistic design method of the jet stage for deflector jet servo valve[J]. Hydraulics Pneumatics & Seals, 2015, 35(9): 19-21. (in Chinese)

偏转板射流伺服阀是射流伺服阀的一种,相对于传统的喷嘴挡板式电液伺服阀,偏转板射流伺服阀具有更好的抗污染性能和可靠性,已经在大型运输机、客机等领域用于替代喷嘴挡板式伺服阀.射流级是偏转版射流伺服阀的核心组件,其性能决定着偏转板射流伺服阀产品的内漏、滞环、动态相应等多种性能指标.为了提高偏转板射流伺服阀的射流级压力增益,该文首先对其射流场进行解析建模,以实现射流级压力增益的计算;然后,根据内漏指标要求、工艺能力限制等因素建立射流级的设计约束;最后,结合优化算法,建立偏转板射流伺服阀的射流级优化方法,实现射流级压力的优化设计,提高伺服阀产品的性能.

... 当偏转板处于射流盘中位时,左右两接收腔内压力相等没有压力差,阀芯保持静止,当偏转板产生运动时,两接收腔压力都发生变化且不相等,形成压力差来推动功率级阀芯运动,完成伺服阀压力和流量的输出^[6] ...

2016

0.0

王凤聚, 李长春, 延皓, 等. 偏导射流阀前置级流场计算与分析[J]. 液压与气动, 2016(8): 74-78.

WANG

Fengju

, LI

Changchun

, YAN

Hao

, et al. Calculation and analysis of flow field in the pre-stage of the deflector-jet valves[J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics, 2016(8): 74-78. (in Chinese)

... 33,属于典型的湍流运动^[7] ...

2007

0.0

... Realizable模型和RNG k-ε模型在处理强流线弯曲、漩涡和旋转较其他模型有更好的表现,并且Realizable模型对流动分离和复杂二次流处理效果较好^[8] ...

2013

0.0

曹俊章. 伺服阀前置级射流流场的气穴仿真与试验研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2013.

CAO

Junzhang

. Simulation and experimental research of cavitiation in the jet flow field in pilot stage of a hydraulic servo valve[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2013. (in Chinese)

前置级为喷嘴挡板结构的电液伺服阀，其射流流场具有尺寸小、流速快等特点。因此，射流流场常容易出现气穴现象，由此引起的振动和噪声直接关系到伺服阀的稳定特性和可靠性，进而影响整个液压控制系统的性能。所以为改善喷嘴挡板式电液伺服阀的工作性能，建立伺服阀前置级射流流场气穴的数学模型并研究气穴现象的发生规律是十分必要的。本文针对伺服阀前置级射流流场，利用气液混合模型的连续性方程、气液混合模型的动量方程、标准k方程和标准k等方程建立了射流流场气液混合流动的数学模型，在此基础上又加入Rayleigh-Plesset方程建立了射流流场中气穴的数学模型。利用PRO/E软件对射流流场进行了三维建模，用前处理软件GAMBIT对三维模型进行了网格划分及边界条件设置，用FLUENT软件对不同进口压力、不同出口压力、不同尺寸挡板和不同粘度油液的射流流场气穴现象进行了仿真研究，通过对三维模型不同截面的气体分布图、速度云分布图和流线图等仿真结果的分析，得到了不同条件下气穴现象的变化规律。搭建了射流流场气穴观测试验台，利用高速摄像机拍摄得到了不同尺寸挡板在不同进口压力、不同出口压力和不同温度下射流流场的照片，通过对射流流场照片的分析，得到了试验条件下气穴现象的变化规律，对仿真结果进行了验证。本文结合流体力学和气穴研究基本理论建立了射流流场的气穴数学模型；通过仿真和试验研究了伺服阀前置级射流流场气穴现象，给出了射流流场气穴现象产生的机理与变化规律，为进一步研究喷嘴挡板伺服阀中气穴现象与高频噪声关系提供了一定的理论依据。

... 当流场中液压油在某区域压力低于空气分离压时,开始溶解在油液中的空气就会游离出来,产生大量气泡,出现气穴现象^[9] ...

2012

0.0

张荻, 樊涛, 蓝吉兵, 等. 涡旋射流控制逆压梯度平板边界层分离的涡结构研究[J]. 西安交通大学学报, 2012, 46(1): 1-8.

ZHANG

, FAN

Tao

, LAN

Jibing

, et al. Study on the special vertical structure development during flow separation control by VGJs in boundary layer of flat plate with adverse pressure gradient[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2012, 46(1): 1-8. (in Chinese)

... 尖角处发生边界层分离析出气体是由于附近的外流流速很大,压强很小,可以从速度和压力分布云图看出,因而在下游存在很大的逆压梯度^[10],在其作用下边界层在尖角处发生分离 ...

2001

0.0

... 因此壁面函数法^[11]具有一定的局限性,当流动分离过大或近壁区流动处于高压之下时,该方法对流场的计算结果不理想 ...

2007

0.0

周欣, 杨爱明, 翁培奋. 低雷诺数下翼型粘性绕流主动流动控制的数值模拟[J]. 上海大学学报(自然科学版), 2007, 13(2): 193-196.

ZHOU

Xin

, YANG

Aiming

, WENG

Peifen

. Simulation of active flow control on viscous flow around airfoil under low Reynolds number[J]. Journal of Shanghai University(Natural Science), 2017, 13(2): 193-196. (in Chinese)

... 低雷诺数模型^[12]通过对高雷诺数 k-ε模型的系数进行修正,体现了不同流态下分子黏性的影响,部分模型还引入附加源项,使低雷诺数模型的数值计算可以从高雷诺数区一直进行到固体壁面区,直接求解近壁区域 ...

2007

0.0

胡隐樵, 陈晋北, 左洪超. 湍流强度定理和湍流发展的宏观机制[J]. 中国科学, 2007, 37(2): 272-281.

Yinqiao

, CHEN

Jinbei

, ZUO

Hongchao

. The turbulence intensity theorem and the macroscopic mechanism of turbulent development[J]. Science China Press, 2007, 37(2): 272-281. (in Chinese)

... 湍流强度作为湍流流场出、入口条件设置中的重要参数^[13],其大小的变化对流场的影响也是目前关心的重点 ...