惠 偉， 劉應(yīng)征， 王少飛

（上海交通大學(xué) 動(dòng)力機(jī)械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240）

由于結(jié)構(gòu)簡單、操作方便，蝶閥作為流動(dòng)控制與調(diào)節(jié)的設(shè)備在動(dòng)力工程、城市供水、化工和船舶等工業(yè)場合應(yīng)用廣泛［1－3］.然而，在調(diào)節(jié)蝶閥閥門角度以實(shí)施流動(dòng)控制時(shí)，蝶閥閥板下游常常出現(xiàn)較大流動(dòng)分離，容易誘發(fā)噪聲輻射和結(jié)構(gòu)振動(dòng)等不利現(xiàn)象.布置在長直管內(nèi)部的蝶閥流動(dòng)分離現(xiàn)象已經(jīng)得到了非常廣泛的重視和研究［4－7］.然而，在某些特殊場合，由于空間布置限制等原因［3］，蝶閥常常需要和彎管就近配合使用，這使得蝶閥和彎管復(fù)合系統(tǒng)內(nèi)部的流動(dòng)現(xiàn)象更加復(fù)雜［8－9］.因此，對蝶閥彎管系統(tǒng)內(nèi)部的復(fù)雜流動(dòng)現(xiàn)象進(jìn)行系統(tǒng)研究是很有必要的.

筆者采用計(jì)算流體力學(xué)CFD手段對某蝶閥閥體后雙彎管道系統(tǒng)中所存在的復(fù)雜流動(dòng)現(xiàn)象進(jìn)行了系統(tǒng)的數(shù)值模擬和分析，重點(diǎn)對比分析了進(jìn)口雷諾數(shù)和閥門角度對閥門下游流場的影響.

1 扭矩測量實(shí)驗(yàn)

筆者所選的蝶閥閥體后雙彎管道模型是對某電廠汽輪機(jī)系統(tǒng)中低壓缸間抽汽管道進(jìn)行的一定幾何相似縮比模型，如圖1所示.圖1中管道橫截面直徑d＝100 mm，閥門角度定義為來流與閥板迎流面夾角（銳角）θ，其范圍為0°～75°.

圖1 數(shù)值計(jì)算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of the CFD model

為優(yōu)選合理的湍流模型并驗(yàn)證數(shù)值模擬扭矩計(jì)算結(jié)果，筆者建立了閥板扭矩測量實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，如圖2所示.測量時(shí)，通過變頻儀調(diào)節(jié)電機(jī)轉(zhuǎn)速以改變高壓風(fēng)機(jī)的吸氣壓力，達(dá)到調(diào)節(jié)系統(tǒng)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量的目的，同時(shí)通過靜態(tài)扭矩傳感器測量不同工況的閥板扭矩值.進(jìn)口空氣質(zhì)量流量的具體獲得方法如下：通過噴嘴流量計(jì)和微測壓計(jì)測得進(jìn)口處與當(dāng)?shù)卮髿鈮簤翰?，并通過溫濕度計(jì)測量實(shí)驗(yàn)當(dāng)?shù)禺?dāng)時(shí)的室溫和濕度，氣壓計(jì)讀出當(dāng)?shù)卮髿鈮?，在此基礎(chǔ)上查閱相關(guān)文獻(xiàn)［10－11］，計(jì)算得出模型進(jìn)口空氣質(zhì)量流量.實(shí)驗(yàn)時(shí)閥門角度范圍為－75°～75°，扭矩測量范圍為－0.52～0.47 N·m，進(jìn)口空氣質(zhì)量流量范圍為0.02～0.472 kg/s.

圖2 實(shí)驗(yàn)測量系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the experimental setup

2 湍流模型選擇

基于相關(guān)文獻(xiàn)［4－5］，選擇閥門角度為45°時(shí)的最大進(jìn)口雷諾數(shù)工況進(jìn)行湍流模型的比較和選擇，此時(shí)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量為0.381 kg/s，相應(yīng)Re為2.39×105.

采用商用計(jì)算流體力學(xué)軟件Ansys CFX 14.0實(shí)現(xiàn)流場穩(wěn)態(tài)計(jì)算.基于幾何模型結(jié)構(gòu)的對稱性，并結(jié)合相關(guān)比較分析及參考文獻(xiàn)［6］，實(shí)際計(jì)算區(qū)域僅取原始模型的一半，以避免計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量過多帶來的諸多不利.采用穩(wěn)態(tài)時(shí)均和對稱算法可解決具有一定非穩(wěn)態(tài)效應(yīng)的流動(dòng)問題，同時(shí)滿足實(shí)際工程應(yīng)用中對時(shí)均量的要求.采用ICEM CFD 14.0實(shí)施混合網(wǎng)格劃分，其劃分策略見圖3，并使近壁面網(wǎng)格滿足y＋＜2.選取 RNG k－ε（scalable wall function壁面函數(shù)）、standard k－ε（automatic near－wall treatment壁面函數(shù)）及SST（automatic near－wall treatment壁面函數(shù)）3種湍流模型［7－8，11］進(jìn)行比較選優(yōu).

圖3 網(wǎng)格劃分Fig.3 Grid generation strategy

流動(dòng)控制方程組由可壓縮流動(dòng)雷諾方程、理想氣體狀態(tài)方程和各湍流模型方程組成［12］.空氣介質(zhì)按理想氣體處理，參考壓力為97 856 Pa，并考慮黏性耗散效應(yīng).離散方程采用有界高精度對流格式求解，并通過Rhie和Chow算法計(jì)算空氣質(zhì)量流量，以保證壓力和速度耦合.在299 K和5%湍流度下，給定進(jìn)口總壓為590.01 Pa，給定出口空氣質(zhì)量流量為qm＝0.190 kg/s，且速度和溫度分布滿足局部單向化假設(shè)；閥板面用丙烯黑色顏料作涂黑處理，故設(shè)置為無滑移絕熱邊界條件；因?qū)嶒?yàn)管道材料（即有機(jī)玻璃）導(dǎo)熱系數(shù)較小，故管道壁面設(shè)置為無滑移絕熱邊界條件；對稱面（圖1中平行紙面方向所取的中截面）設(shè)置為對稱邊界條件.分別在閥板迎、背流面及兩彎管內(nèi)側(cè)附近各選定一個(gè)速度監(jiān)控點(diǎn)，殘差標(biāo)準(zhǔn)設(shè)為10－5，且網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證指標(biāo)選擇為閥板扭矩值是否隨網(wǎng)格數(shù)增加而變化.此處扭矩表示流體對指定二維區(qū)域（這里指閥板面）作用力相對特定軸（這里指穿過閥板中心且垂直紙面的軸線）產(chǎn)生的力矩；對壁面邊界條件而言，作用力為氣體壓力和黏性切應(yīng)力之和在所選面上的積分［11］；具體計(jì)算過程通過軟件中相關(guān)函數(shù)實(shí)現(xiàn).

通過比較各湍流模型的扭矩計(jì)算結(jié)果，在同等數(shù)量的網(wǎng)格下，SST湍流模型更能獲得與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果相符的扭矩值，此時(shí)網(wǎng)格總數(shù)量為809萬.出于篇幅考慮，具體比較過程省略.

3 結(jié)果與分析

3.1 進(jìn)口雷諾數(shù)的影響

基于實(shí)驗(yàn)測量獲得的閥門角度為45°下不同進(jìn)口空氣質(zhì)量流量及其扭矩值，本節(jié)通過數(shù)值模擬的方法研究進(jìn)口雷諾數(shù)變化對流場的影響，并將計(jì)算所得扭矩值與實(shí)驗(yàn)測量扭矩值進(jìn)行對比驗(yàn)證.網(wǎng)格劃分、邊界條件等與第2節(jié)類似，結(jié)果見表1.

表1 閥門角度為45°時(shí)不同進(jìn)口雷諾數(shù)下扭矩計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的對比Tab.1 Comparison of torque value between calculated and experimental results at different inlet Reynolds numbers and an inclination angle of 45° N·m

由表1可知，數(shù)值計(jì)算獲得的扭矩值與實(shí)驗(yàn)測量值基本相符，從而在一定程度上驗(yàn)證了本文計(jì)算的準(zhǔn)確性，且扭矩值隨進(jìn)口雷諾數(shù)增大而增大.

圖4給出了閥門角度為45°時(shí)不同進(jìn)口雷諾數(shù)下中截面閥板周圍速度矢量圖.由圖4可知，隨進(jìn)口雷諾數(shù)的增大，中截面閥板周圍速度矢量圖基本一致，閥門角度對流場的影響是定量而非定性的；通過其他參數(shù)分析也可得到相同結(jié)論，限于篇幅不再闡述.經(jīng)實(shí)際測量可得，隨著進(jìn)口雷諾數(shù)的增大，迎流面前駐點(diǎn)p位置幾乎不變，但背流面一、二次分離區(qū)（L1和L2）不斷減小.前駐點(diǎn)x軸的坐標(biāo)為－0.21d（以垂直來流方向?yàn)閤軸，規(guī)定x軸與閥板和管道中心線交點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，圖4中向右為正、向左為負(fù)），且一次分離區(qū)再附點(diǎn)坐標(biāo)從－0.11d變?yōu)椋?.16d.定義閥板背流面因來流攻角造成的前端分離現(xiàn)象為一次分離區(qū)（L1），而閥板背流面與管道間通流截面擴(kuò)張引起逆壓梯度而造成的流動(dòng)分離為二次分離區(qū)（L2）.

圖4 閥門角度為45°時(shí)不同進(jìn)口雷諾數(shù)下中截面閥板周圍速度矢量圖Fig.4 Mid－plane velocity vector around valve at different inlet Reynolds numbers and an inclination angle of 45°

3.2 閥門角度的影響

基于閥門角度為45°時(shí)的最大進(jìn)口雷諾數(shù)，將其應(yīng)用于其他閥門角度（0°、15°和30°）工況，并通過數(shù)值模擬方法研究閥門角度變化對流場的影響.網(wǎng)格劃分等與第2節(jié)相似.

3.2.1 中截面及各剖面速度矢量圖

為研究閥板周圍復(fù)雜的三維流動(dòng)，首先研究中截面及相關(guān)剖面的速度矢量圖.所選4個(gè)剖面（沿來流方向依次命名為Slice－1到Slice－4）位置如圖5所示，對應(yīng)圖5中A－A、B－B、C－C 和D－D 視圖.不同閥門角度下各剖面的速度矢量圖見圖6.

圖5 不同閥門角度下中截面速度矢量圖及流動(dòng)分離分析Fig.5 Mid－plane velocity vector and flow separation analysis at different inclination angles

當(dāng)閥門角度為0°時(shí)，均勻來流經(jīng)過閥板與管道間時(shí)，由于通流截面擴(kuò)張緩慢，逆壓梯度較小，因而沒有發(fā)生明顯的流動(dòng)分離.從Slice－1可知，該剖面中心線上速度矢量呈現(xiàn)“上部向下，中部向上和下部向下”的趨勢；其上、下部均向下是管道內(nèi)外側(cè)壓力作用下流體質(zhì)點(diǎn)向心運(yùn)動(dòng)的表現(xiàn)，而中部向上則是閥板右側(cè)通流截面擴(kuò)張段對流動(dòng)向管道外側(cè)引導(dǎo)的表現(xiàn)；中心線向上運(yùn)動(dòng)的流體質(zhì)點(diǎn)兩旁是流團(tuán)向中心的運(yùn)動(dòng)，這是閥板與管道間通流截面擴(kuò)張段對流體質(zhì)點(diǎn)向中央的引導(dǎo)和通過閥板后通流截面增加引起流體質(zhì)點(diǎn)橫向流動(dòng)的表現(xiàn)，亦是閥板對流動(dòng)阻擋作用的必然結(jié)果.隨著流體質(zhì)點(diǎn)繼續(xù)向后流動(dòng)，Slice－2和Slice－3上中心線速度矢量均向上，這是流體質(zhì)點(diǎn)離心運(yùn)動(dòng)的結(jié)果，因?yàn)榇颂帍较驂毫μ荻炔蛔阋蕴峁┝黧w質(zhì)點(diǎn)向心運(yùn)動(dòng)所需的向心力，而Slice－4中流動(dòng)則包含了彎管內(nèi)側(cè)流動(dòng)分離且分離區(qū)不斷擴(kuò)大的因素.在Slice－2到Slice－4剖面中心線周圍存在橫向速度分量（左側(cè)向左而右側(cè)向右），這是閥板對流動(dòng)阻擋作用影響減弱、中心線上發(fā)生離心的流體質(zhì)點(diǎn)與周圍流體質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)剪切的結(jié)果.另外，Slice－2到Slice－4剖面圖可見一對渦團(tuán)（左側(cè)逆時(shí)針、右側(cè)順時(shí)針），這是彎管中流體質(zhì)點(diǎn)二次流的表現(xiàn).

當(dāng)閥門角度為15°時(shí)，Slice－1剖面中心線上觀察不到向上的速度矢量，這是因?yàn)殚y板迎流面與管道間通流截面擴(kuò)張較小且二者通流截面最小值（喉部）處靠近閥板后緣，從而造成閥板對流體質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)引導(dǎo)作用不明顯導(dǎo)致的；相比之下，閥板左側(cè)通流截面擴(kuò)張較大且喉部距離后緣較遠(yuǎn)，因而閥板背流面對流體質(zhì)點(diǎn)向管道內(nèi)側(cè)的流動(dòng)引導(dǎo)較為明顯；基于以上兩點(diǎn)以及流體在彎管內(nèi)外側(cè)壓力的共同作用下，Slice－1剖面中心線上的速度矢量均向下.另外，在Slice－1剖面中存在2對旋向相反的渦團(tuán)，其中一對渦團(tuán)（左側(cè)順時(shí)針，右側(cè)逆時(shí)針）是閥板對流體質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)阻擋引起的，這與文獻(xiàn)［7］中的結(jié)論一致；而另一對渦團(tuán)（左側(cè)逆時(shí)針，右側(cè)順時(shí)針）則是彎管內(nèi)側(cè)與閥板迎流面間流體質(zhì)點(diǎn)二次流所導(dǎo)致的.隨著流體質(zhì)點(diǎn)繼續(xù)向后流動(dòng)，Slice－2到Slice－4中心線速度矢量均向上，這與閥門角度為0°時(shí)的情況相同.同時(shí)從Slice－2到Slice－3可以看出，閥板流動(dòng)阻擋作用形成的渦團(tuán)在二次流渦團(tuán)的流動(dòng)剪切下逐漸削弱，且后者影響范圍逐漸擴(kuò)大，并在Slice－3上達(dá)到最大值；這說明此時(shí)閥板對流體質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)阻擋作用越來越弱，而流體質(zhì)點(diǎn)二次流越來越強(qiáng).Slice－4中心線向上的速度矢量則包含彎管內(nèi)側(cè)附近流體質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)分離的因素.

當(dāng)閥門角度為30°時(shí)，從中截面速度矢量圖可知，閥板背流面與管道外側(cè)間的流體質(zhì)點(diǎn)因閥板引導(dǎo)作用而使得速度矢量向右向上，而迎流面與管道內(nèi)側(cè)間的流體質(zhì)點(diǎn)也因同樣原因使得速度矢量向右向上，因而Slice－1的中心線速度矢量均向下.同時(shí)Slice－1中，因閥板對流動(dòng)的阻擋作用，兩旁形成了一對渦團(tuán)（左側(cè)順時(shí)針，右側(cè)逆時(shí)針），在后續(xù)各剖面圖中均存在.在Slice－2中，閥板背流面與管道外側(cè)間流團(tuán)的離心作用及閥板兩側(cè)流團(tuán)的相互碰撞導(dǎo)致中心線上部流體速度矢量向上，下部流體速度矢量向下；而具有向上速度矢量的流體質(zhì)點(diǎn)與閥板阻擋流動(dòng)形成的那對渦團(tuán)中心側(cè)流體質(zhì)點(diǎn)的流向相反，由于流動(dòng)剪切作用，在后者靠近中心線側(cè)又形成了一對渦團(tuán)；且由于離心作用及流動(dòng)剪切碰撞，該渦團(tuán)不斷上移，這從Slice－2到Slice－4剖面中也可以看出.在Slice－3剖面中心線下部具有向上的速度分量，這是由于彎管內(nèi)側(cè)流體質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)分離作用，因而這股流團(tuán)與因流動(dòng)碰撞形成具有向下速度分量的流體質(zhì)點(diǎn)發(fā)生再次碰撞而形成一對渦團(tuán)（左側(cè)順時(shí)針，右側(cè)逆時(shí)針），這些發(fā)生分離的流體質(zhì)點(diǎn)在Slice－4下方亦表現(xiàn)為向上的速度矢量.

圖6 不同閥門角度下各剖面的速度矢量圖Fig.6 Velocity vector in different slices at different inclination angles

當(dāng)閥門角度為45°時(shí)，由于與閥門角度為30°時(shí)相同的原因，Slice－1的中心線速度矢量均向下.但由于此時(shí)來流攻角較大，更易產(chǎn)生逆壓梯度，因而從中截面矢量圖可以看出，閥板背流面前段存在一個(gè)明顯的分離區(qū)；同時(shí)可以看到，閥板尾流區(qū)存在一條較為明顯的流動(dòng)分界線，以及管道內(nèi)側(cè)高速流體對外側(cè)與其接近的左側(cè)低速流體的卷吸混合現(xiàn)象，這是因?yàn)閮蓚?cè)速度大小差別較大，右側(cè)流團(tuán)表現(xiàn)出射流現(xiàn)象，該作用一直延續(xù)到Slice－4.同時(shí)各剖面中還存在一對閥板阻擋流動(dòng)的流動(dòng)渦團(tuán)（左側(cè)順時(shí)針，右側(cè)逆時(shí)針）.在Slice－2到Slice－4中，除阻擋流動(dòng)的渦團(tuán)外，還存在一對二次流渦團(tuán)（左側(cè)逆時(shí)針，右側(cè)順時(shí)針），并在Slice－3中影響范圍達(dá)到最大.同時(shí)，由于彎管內(nèi)側(cè)對通過閥板迎流面與管道內(nèi)側(cè)間流體良好的流動(dòng)引導(dǎo)作用，因而其他閥門角度下由于流動(dòng)分離引起的Slice－3和Slice－4中彎管內(nèi)側(cè)向上的速度矢量，在該角度下消失.由此可見，4種閥門角度下中截面及各剖面速度矢量圖差別較大，因而閥門角度對流場影響較大，其中蘊(yùn)含著流動(dòng)分離、彎管二次流以及流動(dòng)剪切碰撞等復(fù)雜流動(dòng)現(xiàn)象.

3.2.2 駐點(diǎn)和流動(dòng)分離分析

從圖5可以看出，當(dāng)閥門角度為0°時(shí)前駐點(diǎn)幾乎在閥板前緣點(diǎn)，隨著閥門角度變大，閥板前駐點(diǎn)p逐漸向閥板中心移動(dòng)，x軸坐標(biāo)分別為0、－0.14d、－0.17d和－0.21d.

對閥板背流面而言，一次分離區(qū)（L1）隨閥門角度的增大而增大，這是因?yàn)殡S來流攻角的增大，前緣逆壓梯度增大，因而更易發(fā)生分離.另外，由于閥板背流面與管道外側(cè)間通流截面擴(kuò)張加重，更易產(chǎn)生逆壓梯度，因而二次分離區(qū)更易出現(xiàn).在前3種角度下，一、二次分離區(qū)不是很明顯；當(dāng)閥門角度從30°變?yōu)?5°時(shí)，一、二次分離區(qū)將顯著變大.

當(dāng)閥門角度為0°時(shí)，閥板右側(cè)通流截面的擴(kuò)張以及彎管內(nèi)外壓差導(dǎo)致逆壓梯度的出現(xiàn)，因而在擴(kuò)張段靠近尾部區(qū)域出現(xiàn)了較為明顯的流動(dòng)分離區(qū)（L3）.閥門角度為15°時(shí)的情況與0°時(shí)相似，但分離區(qū)（L3）減小，這主要是閥板右側(cè)通流截面擴(kuò)張減緩的表現(xiàn)；當(dāng)閥門角度為30°和45°時(shí)，由于閥板右側(cè)通流截面不存在擴(kuò)張段，以及管道內(nèi)外壓差作用減弱，沒有出現(xiàn)流動(dòng)分離現(xiàn)象.

另外，由于閥板后緣的幾何形狀（扇形圓?。瑑蓚?cè)流體質(zhì)點(diǎn)會(huì)因通流截面的突然擴(kuò)大而發(fā)生分離，表現(xiàn)為出現(xiàn)一對反向渦團(tuán)（L4和L5）.但閥門角度為0°時(shí)，右側(cè)閥板通流截面擴(kuò)張段的流動(dòng)分離渦團(tuán)（L5）與后緣產(chǎn)生的分離渦團(tuán)相混合，共同表現(xiàn)為L3.而閥門角度為45°時(shí)背流面第二分離區(qū)的存在抑制了左側(cè)渦團(tuán)的產(chǎn)生，并影響到右側(cè)渦團(tuán)的大小，因而L4和L5均很小.可見，由于閥板復(fù)雜的幾何型線、彎管的存在以及閥門角度的不同，閥板后緣流動(dòng)分離狀況較為復(fù)雜.

由此可知，隨閥門角度的增大，迎流面前駐點(diǎn)逐漸向中心移動(dòng)，一、二次分離區(qū)更易產(chǎn)生，且當(dāng)閥門角度從30°變?yōu)?5°時(shí)，一、二次分離區(qū)將顯著變大.

3.2.3 中截面云圖

圖7給出了不同閥門角度下中截面速度和壓力云圖.從圖7可知，模型最大速度隨閥門角度的增大而增大.當(dāng)閥門角度為0°時(shí)，由于閥板兩側(cè)與管道內(nèi)外側(cè)間喉部面積較大以及閥門流線型閥板，因而前緣周圍區(qū)域速度整體低于彎管內(nèi)側(cè)附近區(qū)域，且由于流體質(zhì)點(diǎn)向心運(yùn)動(dòng)，彎管內(nèi)側(cè)附近區(qū)域存在整個(gè)模型的最大速度.當(dāng)閥門角度為15°時(shí)，閥板前緣由于流動(dòng)分離造成分離區(qū)外速度較高，且其作用強(qiáng)于管道內(nèi)側(cè)流體質(zhì)點(diǎn)向心運(yùn)動(dòng)引起的速度增加，因而最大速度轉(zhuǎn)移至閥板前緣附近區(qū)域.同理，當(dāng)閥門角度為30°時(shí)，最大速度也分布在該區(qū)域，但此角度下由于通流截面變化與閥門角度為15°時(shí)不同，因而速度出現(xiàn)閥板右側(cè)遞增而左側(cè)分離區(qū)外遞減的趨勢.當(dāng)閥門角度為45°時(shí)，由于閥板與管道內(nèi)側(cè)間喉部通流截面較小，且喉部流出的高速流體在管道內(nèi)側(cè)進(jìn)一步加速，因而最大速度轉(zhuǎn)移回彎管內(nèi)側(cè)附近；此時(shí)閥板背流面形成較大范圍低速區(qū)域，這是此處流動(dòng)分離低速區(qū)的表現(xiàn).

圖7 不同閥門角度下中截面速度和壓力云圖Fig.7 Mid－plane velocity and pressure contour at different inclination angles

從圖7還可以看出，模型最低壓力隨閥門角度的增大而降低，閥板與管道間通流面積與壓力是正相關(guān)的.當(dāng)閥門角度為0°時(shí)，閥板左側(cè)通流區(qū)域壓力高于右側(cè)通流區(qū)域，這是左側(cè)區(qū)域與彎管外側(cè)高壓區(qū)接近，而右側(cè)區(qū)域與彎管內(nèi)側(cè)低壓區(qū)接近的結(jié)果；彎管從外向內(nèi)的壓力梯度提供了流體質(zhì)點(diǎn)向心作用所需的壓差，最低壓力出現(xiàn)在管道內(nèi)側(cè).當(dāng)閥門角度為15°時(shí)，模型最低壓力在閥板前緣入口附近，即速度最大處.當(dāng)閥門角度為30°時(shí)，由于閥板與管道間通流截面的變化，壓力與速度出現(xiàn)相反的變化趨勢，且最低壓力也出現(xiàn)在閥板前緣附近.當(dāng)閥門角度為45°時(shí)，由于最大速度轉(zhuǎn)移至彎管內(nèi)側(cè)附近區(qū)域，因而最低壓力出現(xiàn)在該處；同時(shí)背流面由于存在較大范圍的流動(dòng)分離，因而形成大范圍低壓區(qū)，且模型最低壓力為閥門角度30°工況下的2.3倍.

圖8給出了不同閥門角度下中截面湍動(dòng)能云圖.從圖8可以看出，隨著閥門角度的增大，湍動(dòng)能不斷增大.當(dāng)閥門角度為0°時(shí)，閥板尾流區(qū)和彎管內(nèi)側(cè)分離區(qū)湍動(dòng)能值較大，且最大值出現(xiàn)在彎管內(nèi)側(cè)分離區(qū).這是因?yàn)榇藭r(shí)閥板前緣導(dǎo)流作用較好而后緣較差，造成后緣流動(dòng)分離較大，因而湍動(dòng)能較大，但此湍動(dòng)能仍小于彎管內(nèi)側(cè)的分離造成的湍動(dòng)能.當(dāng)閥門角度為15°時(shí)，由于具有一定攻角的來流造成前緣流動(dòng)分離，而后緣由于偏向管道內(nèi)側(cè)對流動(dòng)有一定引導(dǎo)作用，因而尾流區(qū)湍動(dòng)能減??；同時(shí)，后緣的引導(dǎo)作用又減小了管道內(nèi)側(cè)的流動(dòng)分離區(qū)，因而最大湍動(dòng)能出現(xiàn)在閥板前緣周圍.當(dāng)閥門角度為30°時(shí)，閥板前緣與尾流區(qū)存在較大湍動(dòng)能，且最大湍動(dòng)能位于背流面前緣，這是來流大攻角導(dǎo)致較大流動(dòng)分離的表現(xiàn).當(dāng)閥門角度為45°時(shí)，閥板背流面后存在更大范圍的高湍動(dòng)能區(qū)，且最大湍動(dòng)能值存在于靠近管道內(nèi)側(cè)的尾流區(qū)，其值為閥門角度30°時(shí)的4.3倍，這可以通過閥板后緣尾流分離、閥板迎流面與管道喉部出口高低速流團(tuán)形成射流的卷吸混合作用以及彎管對流體向內(nèi)側(cè)的引導(dǎo)作用等解釋.

圖8 不同閥門角度下中截面湍動(dòng)能云圖Fig.8 Mid－plane turbulent kinetic energy contour at different inclination angles

可見隨閥門角度的增大，模型最大速度和湍動(dòng)能將增加，而最低壓力降低，且各參數(shù)分布將發(fā)生顯著變化，閥門角度對流場影響較大.當(dāng)閥門角度從30°變?yōu)?5°時(shí)，模型最低壓力和最大湍動(dòng)能急劇變化，45°時(shí)的最低壓力和最大湍動(dòng)能分別為30°時(shí)的2.3倍和4.3倍.

3.2.4 扭矩和進(jìn)出口壓差

表2給出了各閥門角度下閥板扭矩和進(jìn)出口壓差.從表2可知，隨著閥門角度的增大，閥板扭矩和進(jìn)出口壓差將增大.當(dāng)閥門角度為0°時(shí)，由于迎、背流面壓力較為對稱，因而扭矩較小，閥板前緣攻角最小，對流動(dòng)阻擋作用不大，因而進(jìn)出口壓差也較小.當(dāng)閥門角度為15°時(shí)，閥板兩側(cè)通流截面收縮和擴(kuò)張的不同導(dǎo)致了兩側(cè)壓力分布的不同，因而扭矩增大；同時(shí)閥門后緣表現(xiàn)出對流動(dòng)向彎管內(nèi)側(cè)一定程度的引導(dǎo)，但前緣流動(dòng)攻角的增大導(dǎo)致較大的流動(dòng)阻力，因而進(jìn)出口壓差增大.同理，當(dāng)閥門角度為30°時(shí)進(jìn)出口壓差和扭矩逐漸增大.當(dāng)閥門角度為45°時(shí)，閥板背流面發(fā)生了嚴(yán)重的流動(dòng)分離，形成了大范圍低壓區(qū)，引起閥板兩側(cè)壓力分布嚴(yán)重不均，因而閥板扭矩也急劇增大.同時(shí)流動(dòng)分離產(chǎn)生了渦團(tuán)并造成能量損失，因而進(jìn)出口壓差急劇增大.閥門角度為45°時(shí)的閥板扭矩和進(jìn)出口壓差分別為閥門角度30°工況時(shí)的2.5倍和3.6倍.

表2 各閥門角度下閥板扭矩和進(jìn)出口壓差Tab.2 Torque values and inlet/outlet pressure loss at different inclination angles

由此可知，隨著閥門角度的增大，模型進(jìn)出口壓損增大，故而其對流動(dòng)阻擋作用增大.

4 結(jié) 論

（1）SST湍流模型能夠獲得與實(shí)驗(yàn)測量值最相符的扭矩計(jì)算結(jié)果.

（2）進(jìn)口雷諾數(shù)對流場的影響是定量而非定性的.隨進(jìn)口雷諾數(shù)的增大，扭矩值具有增大趨勢，閥板迎流面前駐點(diǎn)位置保持不變（x軸坐標(biāo)為－0.21d），背流面一、二次流動(dòng)分離區(qū)不斷減小，一次分離區(qū)再附點(diǎn)x軸坐標(biāo)從－0.11d逐漸變?yōu)椋?.16d.

（3）閥門角度對流場的影響是定性的，可通過流動(dòng)分離、彎管二次流以及流動(dòng)剪切碰撞等理論進(jìn)行解釋.在所選的4種閥門角度中，閥門角度越大，閥門對流動(dòng)的阻擋作用越大，閥板前駐點(diǎn)逐漸向閥板中心移動(dòng)，x軸坐標(biāo)分別為0、－0.14d、－0.17d和－0.21d.背流面更易產(chǎn)生一、二次分離區(qū).

（4）當(dāng)閥門角度從30°變?yōu)?5°時(shí)，相關(guān)參數(shù)將發(fā)生急劇變化，閥板扭矩、進(jìn)出口壓差、最大湍動(dòng)能和最低壓力分別增加1.5倍、2.6倍、3.3倍和1.3倍，同時(shí)將發(fā)生較為顯著的一、二次流動(dòng)分離現(xiàn)象.

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