液壓集成塊湍流模型修正及內(nèi)流特性分析

胡建軍 陳 進(jìn) 權(quán)凌霄 張 晉 孔祥東

1.燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，秦皇島，0660042.燕山大學(xué)先進(jìn)制造成形技術(shù)及裝備國(guó)家地方聯(lián)合工程研究中心，秦皇島，0660043.燕山大學(xué)建筑工程與力學(xué)學(xué)院，秦皇島，066004

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液壓集成塊湍流模型修正及內(nèi)流特性分析

胡建軍1,3陳 進(jìn)3權(quán)凌霄1,2張 晉1,2孔祥東1,2

1.燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，秦皇島，0660042.燕山大學(xué)先進(jìn)制造成形技術(shù)及裝備國(guó)家地方聯(lián)合工程研究中心，秦皇島，0660043.燕山大學(xué)建筑工程與力學(xué)學(xué)院，秦皇島，066004

基于粒子圖像測(cè)速技術(shù)(PIV)建立了帶有刀尖角容腔的直角轉(zhuǎn)彎流道流場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算模型，并進(jìn)行三維流場(chǎng)仿真。通過(guò)將數(shù)值計(jì)算得到的典型渦系結(jié)構(gòu)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，考察了工程上常用的7種湍流模型對(duì)帶有刀尖角容腔直角轉(zhuǎn)彎流場(chǎng)的預(yù)測(cè)性能。通過(guò)定義權(quán)重誤差K，篩選出S-A模型作為基礎(chǔ)湍流模型并對(duì)其進(jìn)行了參數(shù)修正。結(jié)果表明，當(dāng)S-A模型Cb1取值從默認(rèn)值0.1355修正為0.17時(shí)，出流方向正對(duì)刀尖角容腔模型權(quán)重誤差值上升25.0%，入流方向正對(duì)刀尖角容腔模型權(quán)重誤差值下降34.7%，修正后的S-A湍流模型對(duì)兩種直角轉(zhuǎn)彎流場(chǎng)的綜合預(yù)測(cè)精度有所提高。運(yùn)用篩選修正后的S-A湍流模型分析了4種典型直角轉(zhuǎn)彎流道的內(nèi)流特性，結(jié)果表明圓弧過(guò)渡直角轉(zhuǎn)彎流道相比于帶有刀尖角容腔的轉(zhuǎn)彎流道具有更小的壓力損失。

液壓集成塊；湍流模型；直角轉(zhuǎn)彎流道；內(nèi)流特性

0 引言

模塊化、可組配、開(kāi)放式和集成化是液壓控制系統(tǒng)的發(fā)展趨勢(shì)[1]。液壓集成塊作為液壓系統(tǒng)集成化安裝必不可少的零件已被廣泛應(yīng)用。液壓集成塊內(nèi)流道一般采用鉆、鏜等機(jī)械加工手段獲得，這導(dǎo)致集成塊內(nèi)帶有刀尖角容腔的直角轉(zhuǎn)彎流道大量出現(xiàn)。有研究表明，在流體動(dòng)力輸配過(guò)程中，每經(jīng)過(guò)一個(gè)液壓集成塊，其壓力損失最高可達(dá)1 MPa[1-3]，因此降低集成塊壓力損失對(duì)于液壓系統(tǒng)節(jié)能具有重要意義，而對(duì)直角轉(zhuǎn)彎型流道液流特性進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)是降低流體動(dòng)力傳輸過(guò)程中能量損失的重要前提。

近年來(lái)，計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)及粒子圖像測(cè)速技術(shù)(particle image velocimetry, PIV)得到較快發(fā)展，已有一些學(xué)者利用上述技術(shù)對(duì)集成塊內(nèi)部流道的液流特性展開(kāi)研究。田樹(shù)軍等[2-3]應(yīng)用CFD技術(shù)對(duì)液壓集成塊內(nèi)部典型流道流場(chǎng)進(jìn)行了系統(tǒng)的數(shù)值模擬研究，從液流特性的角度對(duì)液壓集成塊內(nèi)部流道進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。雷琪等[4]應(yīng)用CFD技術(shù)對(duì)液壓集成塊流道進(jìn)行研究，分析了不同流速下孔徑大小對(duì)壓力損失的影響。杜經(jīng)民等[5]利用CFD 方法對(duì)實(shí)際工況下液壓集成塊內(nèi)復(fù)雜流道進(jìn)行建模和仿真，分析了影響液壓集成塊壓力損失的主要因素及液壓集成塊內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)與液流流動(dòng)特性的關(guān)系。文獻(xiàn)[6-7]基于 FLUENT 軟件，分析了工藝孔、刀尖容腔對(duì)液流壓力損失的影響規(guī)律，探討了造成壓力損失的原因。蘇乃權(quán)等[8]仿真分析了液壓集成塊兩種不同孔道的流場(chǎng)以及增大閥口的開(kāi)度、縮短閥口到集成塊交叉孔道的距離后的流場(chǎng)。丁玨等[9]從三維不可壓縮雷諾時(shí)均Navier-Stokes方程出發(fā),對(duì)90°彎曲管道內(nèi)湍流流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了來(lái)流方向?qū)α鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)和流動(dòng)特性的影響。

湍流模型的選擇對(duì)于流動(dòng)數(shù)值模擬至關(guān)重要，以上仿真研究所采用的湍流模型各不相同。本文在對(duì)直角轉(zhuǎn)彎流道流場(chǎng)進(jìn)行PIV直接測(cè)量的基礎(chǔ)上[10]，建立對(duì)應(yīng)的數(shù)值計(jì)算模型，進(jìn)行三維流場(chǎng)仿真，分析了工程上常用的7種湍流模型對(duì)有刀尖角容腔直角轉(zhuǎn)彎流場(chǎng)的預(yù)測(cè)能力，篩選出合適的湍流模型并進(jìn)行了修正。運(yùn)用修正后的湍流模型對(duì)液壓集成塊中典型直角轉(zhuǎn)彎流道的內(nèi)流特性進(jìn)行了仿真模擬，分析了在不同速度工況下典型流道的總壓力損失變化規(guī)律。

1 有限元模型建立

1.1 幾何建模及網(wǎng)格劃分

在文獻(xiàn)[10]的基礎(chǔ)上，選取了兩種實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷臏y(cè)量結(jié)果用以檢驗(yàn)和修正湍流模型。實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭械都饨侨萸豢组L(zhǎng)度l=50%d(d為流道直徑)，閥塊參數(shù)定義和實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果如圖1所示。由實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，流體經(jīng)過(guò)直角轉(zhuǎn)彎時(shí)，在刀尖角容腔內(nèi)和出流段產(chǎn)生兩處旋渦，分別在圖中標(biāo)注為A渦和B渦，其形成機(jī)理詳見(jiàn)文獻(xiàn)[10]。后文將以A渦和B渦的渦核位置作為檢驗(yàn)和修正湍流模型的基準(zhǔn)。

(a)入流方向正對(duì)刀尖角實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

(b)出流方向正對(duì)刀尖角實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

(c)入流方向正對(duì)刀尖角PIV測(cè)量結(jié)果

(d)出流方向正對(duì)刀尖角PIV測(cè)量結(jié)果圖1 直角轉(zhuǎn)彎流道實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ图癙IV測(cè)量結(jié)果Fig.1 Experimental model and PIV results of right angle channel

采用GAMBIT軟件對(duì)兩種直角轉(zhuǎn)彎流道進(jìn)行建模與網(wǎng)格劃分，考慮流道幾何結(jié)構(gòu)不規(guī)則性，運(yùn)用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格對(duì)計(jì)算流域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。以進(jìn)口質(zhì)量流量為指標(biāo)考察計(jì)算結(jié)果對(duì)網(wǎng)格的依賴性，結(jié)果見(jiàn)圖2。通過(guò)觀察可知，當(dāng)主體網(wǎng)格數(shù)超過(guò)50萬(wàn)后，進(jìn)口質(zhì)量流量變化趨緩。同時(shí)，計(jì)算得到量綱一壁面距離Y+介于1～5之間，這與選用的湍流模型和壁面函數(shù)是匹配的?？紤]到計(jì)算精度和計(jì)算代價(jià)的平衡，后續(xù)計(jì)算模型的網(wǎng)格數(shù)均在50萬(wàn)左右。

圖2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢查Fig.2 Grid independence check

1.2 湍流模型、流體物性及邊界條件

本文通過(guò)商業(yè)軟件ANSYS Fluent12.0計(jì)算7種湍流模型下的直角轉(zhuǎn)彎流場(chǎng)，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，計(jì)算采用非耦合隱式方案進(jìn)行求解，通過(guò)有限體積法進(jìn)行空間離散，對(duì)控制方程中的源項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)應(yīng)用二階中心差分格式，對(duì)流項(xiàng)應(yīng)用二階迎風(fēng)格式。

為保證實(shí)驗(yàn)閥塊的流場(chǎng)特性與原型閥塊相同，實(shí)驗(yàn)閥塊的幾何及工作參數(shù)經(jīng)過(guò)雷諾相似計(jì)算確定[10]，數(shù)值計(jì)算邊界條件設(shè)定與實(shí)驗(yàn)閥塊保持一致，給定速度入口、壓力出口邊界條件，具體數(shù)值如表1所示。

表1 數(shù)值計(jì)算參數(shù)設(shè)置Tab.1 Parameter selection of numerical calculation model

2 模擬結(jié)果及分析

圖3將計(jì)算模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的A渦、B渦的渦核位置繪制到統(tǒng)一坐標(biāo)系中。結(jié)果表明，各種湍流模型計(jì)算的A渦、B渦的渦核位置與實(shí)驗(yàn)結(jié)果均存在差別。對(duì)于出流方向正對(duì)刀尖角容腔模型，S-A模型計(jì)算的A渦、B渦的渦核位置相比于其他湍流模型模擬更接近實(shí)驗(yàn)結(jié)果；對(duì)于入流方向正對(duì)刀尖角容腔模型，可實(shí)現(xiàn)的k-ε模型預(yù)測(cè)的A渦位置與實(shí)驗(yàn)最為接近，標(biāo)準(zhǔn)k-ω模型預(yù)測(cè)的B渦位置與實(shí)驗(yàn)最為接近，而S-A模型對(duì)A渦和B渦渦核位置的預(yù)測(cè)結(jié)果較差。

為了能定量比較各湍流模型對(duì)兩種模型中兩個(gè)渦核位置的綜合預(yù)測(cè)精度，本文定義了權(quán)重誤差函數(shù)K，表達(dá)式如下：

K=70%KA+30%KB

式中，KA為A渦渦核計(jì)算位置與實(shí)驗(yàn)測(cè)量位置的絕對(duì)距離；KB為B渦渦核計(jì)算位置與實(shí)驗(yàn)測(cè)量位置的絕對(duì)距離。

(a)入流方向正對(duì)刀尖角容腔A渦的渦核位置

(b)出流方向正對(duì)刀尖角容腔A渦的渦核位置

(c)入流方向正對(duì)刀尖角容腔B渦的渦核位置

(d)出流方向正對(duì)刀尖角容腔B渦的渦核位置圖3 A渦、B渦的渦核位置比較Fig.3 Comparison of vortex core positions between A and B vortices

考慮到A渦是帶刀尖角容腔直角轉(zhuǎn)彎流道的最主要流動(dòng)特征，因此取A渦的渦核位置預(yù)測(cè)精度權(quán)重為70%，B渦的渦核位置預(yù)測(cè)精度權(quán)重為30%。

表2計(jì)算了7種湍流模型下入流方向正對(duì)刀尖角容腔模型的權(quán)重誤差K。結(jié)果表明各湍流模型計(jì)算的權(quán)重誤差K差別不大，其中最優(yōu)的是二方程的可實(shí)現(xiàn)的k-ε模型，七方程的RSM模型預(yù)測(cè)結(jié)果也較好，S-A模型的預(yù)測(cè)結(jié)果較差。

表3計(jì)算了出流方向正對(duì)刀尖角容腔模型的權(quán)重誤差K。計(jì)算結(jié)果表明，各湍流模型計(jì)算的權(quán)重誤差K差別較大，S-A模型的預(yù)測(cè)結(jié)果最優(yōu)，其K值僅為1.76，二方程模型中SSTk-ω模型計(jì)算結(jié)果也較優(yōu)，七方程的RSM模型的預(yù)測(cè)結(jié)果誤差較大，而被認(rèn)為通用性最好的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的計(jì)算結(jié)果是最差的。

表2 入流方向正對(duì)刀尖角模擬誤差Tab.2 Simulation error of Inflow face the right angle cavity

表3 出流方向正對(duì)刀尖角模擬誤差

Tab.3 Simulation error of outflow face theright angle cavity

模型類型KAKBKS?A模型2．180．771．76RSM模型5．6811．767．50標(biāo)準(zhǔn)k?ω模型2．929．674．95SSTk?ω模型2．520．731．99可實(shí)現(xiàn)的k?ε模型5．9310．317．24RNGk?ε模型6．188．556．89標(biāo)準(zhǔn)k?ε模型6．6012．918．49

考慮到計(jì)算代價(jià)和計(jì)算精度的平衡，筆者認(rèn)為采用一方程S-A模型作為基礎(chǔ)湍流模型進(jìn)行修正是合適的。后文對(duì)S-A模型中的湍流輸運(yùn)參數(shù)進(jìn)行適當(dāng)修正，以期進(jìn)一步提高對(duì)直角轉(zhuǎn)彎型流道的流場(chǎng)預(yù)測(cè)精度。

3 S-A湍流模型修正

3.1 S-A模型簡(jiǎn)介

S-A湍流模型以其形式簡(jiǎn)單、數(shù)值穩(wěn)定性和收斂性好、計(jì)算精度不亞于高階模型等特征獲得了相當(dāng)成功的應(yīng)用[11]，其輸運(yùn)方程的表達(dá)式如下：

湍流黏性的生成項(xiàng)Gν以及耗散項(xiàng)Yν在輸運(yùn)過(guò)程中起主要作用，它們的差值反映了湍流的非平衡特性[12],而正確預(yù)估湍流黏性的生成和耗散的關(guān)系是改進(jìn)湍流模型的關(guān)鍵。

大量研究表明，傳統(tǒng)的S-A模型對(duì)分離流動(dòng)的流場(chǎng)細(xì)節(jié)預(yù)測(cè)能力較差，而流體在直角轉(zhuǎn)彎的過(guò)程中存在大范圍的流動(dòng)分離，此時(shí)的湍流恰好處于強(qiáng)非平衡狀態(tài)。研究表明，影響輸運(yùn)方程中的湍流黏性生成項(xiàng)Gν以及耗散項(xiàng)Yν的最重要參數(shù)為Cb1[13]，改變Cb1值可以較好地調(diào)整生成項(xiàng)和耗散項(xiàng)的關(guān)系,因此，本文將通過(guò)修正Cb1來(lái)改進(jìn)S-A湍流模型的流場(chǎng)預(yù)測(cè)性能。

3.2 S-A模型修正

圖4計(jì)算了7組Cb1參數(shù)對(duì)應(yīng)的權(quán)重誤差K。結(jié)果表明，對(duì)于入流方向正對(duì)刀尖角容腔模型，Cb1存在最優(yōu)值，當(dāng)取值為0.25時(shí)，權(quán)重誤差函數(shù)值最?。粚?duì)于出流方向正對(duì)刀尖角容腔模型，增大Cb1權(quán)重誤差值逐漸增大，預(yù)測(cè)效果變差，兩者之間存在此消彼長(zhǎng)的關(guān)系。綜合來(lái)看，當(dāng)Cb1取兩變化曲線的交點(diǎn)處的值(Cb1=0.17)時(shí)，S-A模型對(duì)出流、入流方向正對(duì)刀尖角容腔模型流場(chǎng)的綜合預(yù)測(cè)精度最好。

圖4 不同Cb1模擬結(jié)果權(quán)重誤差的擬合曲線Fig.4 Fitting curves of K under different Cb1

與S-A模型Cb1的原始設(shè)置值0.1355相比，采用修正值0.17后，對(duì)于入流方向正對(duì)刀尖角容腔模型，修正后A渦、B渦的渦核位置預(yù)測(cè)精度分別提高了3%和59%，權(quán)重誤差函數(shù)值K降低34.72%；對(duì)于出流方向正對(duì)刀尖角容腔模型，修正后A渦的渦核位置預(yù)測(cè)精度降低了15%，B渦的渦核位置預(yù)測(cè)精度提高了2.6%，權(quán)重誤差函數(shù)值K增加了25.0%。以上結(jié)果表明，修正時(shí)犧牲了一個(gè)旋渦位置的預(yù)測(cè)精度，但總體預(yù)測(cè)精度得到改善。

4 典型直角轉(zhuǎn)彎流道內(nèi)流特性分析

下文采用經(jīng)修正的S-A湍流模型，對(duì)液壓集成塊中三種典型的直角轉(zhuǎn)彎流道進(jìn)行流場(chǎng)仿真，探討不同速度下各典型流道壓力損失特性?？紤]到增材制造技術(shù)在工業(yè)應(yīng)用上的發(fā)展與普及，本部分將圓弧過(guò)渡直角轉(zhuǎn)彎流道模型(轉(zhuǎn)彎半徑為20 mm)也進(jìn)行了建模和仿真計(jì)算，并與上述三種進(jìn)行對(duì)比。

為準(zhǔn)確描述直角轉(zhuǎn)彎流道的流動(dòng)損失的情況，定義總壓損失系數(shù)

式中，Δp為進(jìn)口總壓與當(dāng)?shù)乜倝翰?Pa；ρ為液流密度,kg/m3；v為液流速度,m/s。

圖5為4種典型的直角轉(zhuǎn)彎流道(圓弧過(guò)渡型、雙側(cè)刀尖角型、出流正對(duì)刀尖角型、入流正對(duì)刀尖角型)在同一速度下流道中截面的流線分布和總壓損失系數(shù)分布云圖。通過(guò)流線分布比較可知，圓弧過(guò)渡型流道的流線平滑無(wú)明顯旋渦，高總壓損失區(qū)的范圍最小，預(yù)期具有最小的流動(dòng)損失；

(a)圓弧過(guò)渡直角轉(zhuǎn)彎流道

(b)雙側(cè)刀尖角直角轉(zhuǎn)彎流道

(c)出流正對(duì)刀尖角直角轉(zhuǎn)彎流道

(d)入流正對(duì)刀尖角直角轉(zhuǎn)彎流道圖5 速度流線總壓損失系數(shù)分布云圖Fig.5 Distribution contours of streamlines and total pressure loss coefficients

其余三種帶有刀尖角容腔的直角轉(zhuǎn)彎流道，在刀尖角內(nèi)均存在顯著旋渦，對(duì)應(yīng)著一個(gè)高總壓損失區(qū)，同時(shí)由于采用直角過(guò)渡，過(guò)彎后的二次流損失較為劇烈，表現(xiàn)為過(guò)彎后大范圍的高總壓損失區(qū)。

圖6基于進(jìn)出口總壓差，計(jì)算了上述4種典型直角轉(zhuǎn)彎流道在不同速度下的量綱一總壓損失系數(shù)的變化規(guī)律。結(jié)果表明，4種流道形式的總壓損失系數(shù)隨進(jìn)口速度增加呈逐漸下降的趨勢(shì)，但差值基本維持穩(wěn)定。其中，圓弧過(guò)渡型流道的總壓損失系數(shù)始終遠(yuǎn)小于其余三種帶有刀尖角容腔的轉(zhuǎn)彎流道，即具有最小的流動(dòng)損失。在計(jì)算工況范圍內(nèi)，與帶有刀尖角容腔的流道相比，圓弧過(guò)渡型流道的總壓損失系數(shù)有68%～72%的降低，流動(dòng)損失下降非常顯著。對(duì)于目前在液壓集成塊流道加工中常見(jiàn)的帶有刀尖角容腔流道，出流方向正對(duì)刀尖角型流道具有更小的流動(dòng)損失，這與文獻(xiàn)[10]關(guān)于帶有刀尖角容腔流道流動(dòng)損失機(jī)理分析的結(jié)論一致。雙側(cè)帶有刀尖角容腔的流道形式總壓損失系數(shù)最高，在液壓集成塊流道加工中應(yīng)盡量避免。

圖6 典型轉(zhuǎn)彎流道進(jìn)出口總壓損失系數(shù)變化曲線Fig.6 Variation curve of total pressure loss coefficient under different inlet velocity

5 結(jié)論

(1)通過(guò)定義權(quán)重誤差函數(shù)K來(lái)定量比較各湍流模型對(duì)不同模型中不同渦核位置的綜合預(yù)測(cè)測(cè)精度，綜合考慮預(yù)測(cè)精度和計(jì)算代價(jià)，選定S-A模型作為待修正的基礎(chǔ)湍流模型。

(2)計(jì)算表明當(dāng)Cb1取0.17時(shí)，S-A模型對(duì)出流正對(duì)刀尖角容腔模型權(quán)重誤差值上升25.0%，入流正對(duì)刀尖角容腔模型權(quán)重誤差值下降34.7%，修正后的S-A模型對(duì)帶有刀尖角容腔直角轉(zhuǎn)彎流場(chǎng)的綜合預(yù)測(cè)精度有所提高。

(3)圓弧過(guò)渡型直角轉(zhuǎn)彎流道相比于帶有刀尖角容腔的流道具有更小的總壓損失，在計(jì)算工況范圍內(nèi)，總壓損失系數(shù)有68%～72%的降低。

[1] 黃人豪. 基于MINISO緊湊型二通插裝閥的新一代模塊化、可配組和開(kāi)放式電-液組合式控制技術(shù)[J]. 液壓氣動(dòng)與密封,2012(1):78-81. HUANG Renhao.Based on MINISO Compact Two-way Cartridge Valves, a New Generation of Modular, with the Group and Open Electric-Hydraulic Control Technology Combined[J]. Hydraulic Pneumatic and Sealing,2012(1):78-81.

[2] 田樹(shù)軍, 張宏, 李利. 液壓集成塊管網(wǎng)動(dòng)態(tài)特性仿真[J]. 機(jī)床與液壓,2007,35(4):196-200. TIAN Shujun, ZHANG Hong, LI Li.Dynamic Characteristic Simulation of Pipeline Network in HMB[J]. Machine Tools and Hydraulic,2007,35(4):196-200.

[3] 張宏, 田樹(shù)軍, 劉萬(wàn)輝, 等. 基于CFD的液壓集成塊典型流道液阻仿真研究[J].中國(guó)機(jī)械工程,2007,18(18):2223-2226. ZHANG Hong, TIAN Shujun, LIU Wanhui, et al. Research on CFD-based Simulation of Typical Flow- resistance in HMB Pipeline[J]. China Mechanical Engineering,2007,18(18):2223-2226.

[4] 雷琪, 王自勤, 田豐果, 等. 液壓集成塊流道數(shù)值模擬分析[J]. 現(xiàn)代制造、工藝裝備,2016(1):19-22. LEI Qi, WANG Ziqin, TIAN Fengguo, et al. Numerical Simulation Analysis of Pipeline of Hydraulic Manifold Block[J]. Modern Manufacturing and Process Equipment,2016(1):19-22.

[5] 杜經(jīng)民, 蔡保全, 李寶仁. 某系統(tǒng)液壓集成塊流道液流特性分析[J]. 機(jī)床與液壓,2010,38(13):143-146 DU Jingmin, CAI Baoquan, LI Baoren. Analysis for Flowing Characteristics of Fluid Inside Hydraulic Manifold Block Channels of a Certain System[J]. Machine Tools and Hydraulic,2010,38(13):143-146.

[6] 謝國(guó)慶, 李運(yùn)初. 基于Fluent 的液壓集成塊典型流道流場(chǎng)仿真分析[J].液壓與氣動(dòng),2013(12):44-46. XIE Guoqing, LI Yunchu. Simulation and Analysis for Flow Field of Typical Channel inside Hydraulic Manifold Block Based on Fluent[J]. Hydraulic and Pneumatic,2013(12):44-46.

[7] 吳正坤, 趙毅紅, 呂宵宵, 等. 基于Fluent液壓集成塊內(nèi)部流場(chǎng)數(shù)據(jù)仿真[J]. 機(jī)械工程與自動(dòng)化,2014(6):76-80. WU Zhengkun, ZHAO Yihong, LYU Xiaoxiao, et al. Fluent-based Numerical Simulation of Internal Flow Field of Hydraulic Manifold[J]. Mechanical Engineering and Automation,2014(6):76-80.

[8] 蘇乃權(quán), 李石棟, 蔡業(yè)彬, 等. 基于 FLUENT 的集成塊流道的仿真分析[J]. 機(jī)床與液壓, 2017,45(4):92-109. SU Naiquan, LI Shidong, CAI Yebin, et al.Manifold Block Flow Simulation Analysis Based on Fluent[J]. Machine Tool and Hydraulics, 2017,45(4):92-109.

[9] 丁玨, 翁培奮. 90°彎管內(nèi)流動(dòng)的理論模型及流動(dòng)特性的數(shù)值研究[J]. 計(jì)算力學(xué)學(xué)報(bào), 2004,21(3):314-321. DING Jue, WENG Peifen. The Numerical Study of Theoretical Model and Flow Characteristics of 90°Bend Pipe[J]. Chinese Journal of Computational Mechanics,2004,21(3):314-321.

[10] 胡建軍, 孔祥東, 侯冠男, 等. 刀尖角容腔對(duì)直角轉(zhuǎn)彎流道液流特性影響的PIV實(shí)驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程,2015,26(7):943-948. HU Jianjun, KONG Xiangdong, HOU Guannan, et al. Experimental Investigation of Flow Characteristics of Right-angle Turn with Different Tool Included Angle Using 2D-PIV Technique[J]. China Mechanical Engineering,2015,26(7):943-948.

[11] SPALART P, ALLMARAS S. A One-equation Turbulence Model for Aerodynamic Flows[R]. Seattle, WA: Boeing Commercial Airplane Group,1992.

[12] MANSOUR N N, KIM J, MOIM P. Reynolds-stress and Dissipation-rate Budgets in a Turbulent Channel Flow [J]. Fluid Mech., 1988,194:15-44.

[13] 王丹華, 陸利蓬, 李秋實(shí). 基于湍流輸運(yùn)特性對(duì)S-A模型在壓氣機(jī)角區(qū)流動(dòng)模擬中的改進(jìn)研究[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2010,25(1):80-86. WANG Danhua, LU Lipeng, LI Qiushi. Improvement on S-A Model for Compressor Flow Based on Turbulence Transport Nature[J]. Journal of Aerospace Power,2010,25(1):80-86.

(編輯 袁興玲)

Turbulence Model Correction and Internal Flow Characteristics Analysis of Hydraulic Manifold Blocks

HU Jianjun1,3CHEN Jin3QUAN Lingxiao1,2ZHANG Jin1,2KONG Xiangdong1,2

1.School of Mechanical Engineering, Yanshan University, Qinhuangdao,Hebei,0660042.Engineering Research Center of Advanced Forging & Stamping Technology and Science Built byCentral Government and Local Government, Yanshan University, Qinhuangdao,Hebei,0660043.School of Civil Engineering and Mechanics, Yanshan University, Qinhuangdao,Hebei,066004

A corresponding numerical calculation model was established and the three-dimensional flow field simulation was carried out based on the particle image velocimetry (PIV) measurements of the flow fields of right-angle turn channels with cavities. The predictive ability of the 7 kinds of turbulence models commonly used in engineering were investigated by comparison the typical vortex structure of numerical results. By defining the weight error functionK, a S-A model was selected as the basic turbulence model and were modified. The results show that when the S-A model Cb1is modified from the default value 0.1355 to 0.17, the weight errors of the outflows facing to the right angle cavity model increase by 25.0%, and the weight errors of the inflows facing to the right angle cavity model decrease by 34.7%. In general, the predictive accuracy of modified S-A turbulence model is improved in forecasting the flow fields of two kinds right-angle turn channels with cavities. The internal flow characteristics of four typical right angle channels were analyzed by using the modified S-A turbulence model, the results show that the arc right angle flow passages have smaller pressure losses than that of the turning flow channels with cavities.

hydraulic manifold block； turbulence modle；right-angle turn channel；flow characteristics

2016-12-09

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51641508)；河北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(E2015203271)； 燕山大學(xué)青年教師自主研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(14LGA014)；燕山大學(xué)博士基金資助項(xiàng)目(B912)

TH137

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.14.012

胡建軍,男，1982年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士，建筑工程與力學(xué)學(xué)院副教授。主要研究方向?yàn)榱黧w傳動(dòng)與控制。E-mail:kewei729@163.com。陳 進(jìn)，男，1992年生。燕山大學(xué)建筑工程與力學(xué)學(xué)院碩士研究生。權(quán)凌霄，男，1976年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院副教授。張 晉，1984年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院講師?？紫闁|，男，1959年生。燕山大學(xué)，機(jī)械工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。