【word】 安全阀超压泄放瞬态动力学数值模拟研究

【word】 安全阀超压泄放瞬态动力学数值模拟研究 安全阀超压泄放瞬态动力学数值模拟研究 30FLUIDMACHINERYVo1.40,No.2,2012 文章编号:1005—0329(2012)02—0030—06 安全阀超压泄放瞬态动力学数值模拟研究 郭崇志,朱寿林 (华南理工大学,广东广州510640) 摘要:安全阀作为工业承压系统的重要安全部件,其作用在于保障生产系统超压安全,减少爆炸性事故的发生,所以 对安全阀超压泄放瞬态动力学机理研究显得尤为重要.本文结合ANSYSCFX动网格技术和CEL编译语言创建了安全 阀瞬态动力学方程,将开启部件的位移与动网格关联,采用数值模拟的方法初步分析了安全阀开启瞬态动力学问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 ,分 析和讨论了开启瞬态流场的变化,以及相关瞬态参数在典型路径上的变化与瞬态开启过程的关系.研究 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 明应用AN- SYSCFX动网格技术研究安全阀泄放机理是可行的. 关键词:安全阀;数值模拟;动力学;动网格;泄放机理 中图分类号:TK730文献标识码:Adoi:10.3969/j.issn.1005—0329.2012.02.007 TransientDynamicsNumericalSimulationResearchforSafetyValve OverpressureDischargeProcess GU0Chong-zhi,ZHUShou-lin (SouthChinaUniversityofTechnology,Guangzhou510640,China) Abstract:Industrialsafetyvalveisanimportantsafetysystemcomponent,whichaimsatpreventingthesystemfromoverpres— sureandreducingfurtherrisk.Therefore,.itisworthofworktostudysafetyvalveoverpressuredischargedynamicsmechanism. ThepaperisbasedonANSYSCFXDynamicMeshtechniquesandCELlanguagetoestablishasafetyvMvedynamicequationcon— cemingwiththedisplacementoftheva1vedisc.Ithasapreliminaryaccesstosolvethetransientopeningdynamicproblemof safetyvMve.Therelationshipbetweentransientparameterchangeattachedtospecialpathandopeningprocessisacquired.Itis shownbyresearchthatANSYSCFXDynamicMeshtechniquesisfeasible,itcanbewellappliedtostudythesafetyvalvedis— chargemechanism. Keywords:safetyvalve;numericalsimulation;dynamics;dynamicmesh;dischargemechanism 1前言 安全阀作为工业承压系统的重要安全部件, 其作用在于保障生产系统不发生超压运行事故, 然而在使用过程中亦会出现各种各样的故障J. 国内外学者对安全阀的研究主要包括实验测试, 数值模拟及安全阀工作机理等方面.美国学者 Sallet采用了流量实验,流场显形,流场测量等方 法来探讨安全阀的工作机理,取得了一定的进 展;Avtarsingh对弹簧式加载安全阀动力学和 稳定性进行研究,得到一个二阶微分方程和一个 表达可压缩流体的一阶微分方程,解析计算时略 收稿日期:2011—03—25修稿日期:2011—11—2l 去了阻尼影响,并将加载函数设为简单的两段式 随时间变化的压力加载函数;国内陈殿京采用 k—s和realizablek一82种湍流模型对安全阀开 启后的稳态流场进行了研究H;骆辉采用数值模 拟与试验对比相结合的方式J,研究了安全阀在 特定开启高度稳态流场及结构参数变化对稳态升 力系数的影响;梁寒雨采用动网格技术研究了安 全阀开启过程阀口瞬态流场的数值求解方法, 取得了良好效果.x.G,Song等使用CFD动网格 技术对恒压作用下安全阀的流场参数进行了研 究.本文以文献[8]提出的技术为基础,结合 近年来的研究引,对安全阀开启的瞬态过程流 2012年第40卷第2期流体机械31 一 固耦合机理进行探讨.用ANSYSCFX动网格 技术对瞬态开启过程进行数值求解,得到阀口附 近流场参数的瞬态变化结果,有助于了解开启过 程的动力学过程及其机理. 2计算模型 与传统的CFD软件FLUENT相比,ANSYS CFX不具备网格再生(Remeshing)功能,但能使 已有的网格节点做一定的移动,到达用户定义的 位置,完成相应的区域计算.对安全阀开启部 件的动力学分析采用动网格技术,可以通过数值 模拟了解开启过程流场的参数变化规律.为便于 叙述,首先定义如下参数:tStep为时间步长;mDisc 为开启部件质量;velDisc,dDisc分别表示开启部件 在开启方向的瞬时速度和位移;Fflow为流体作用 力;Fspring作用在开启部件上的弹簧力;Fset为 作用在开启部件上的初始力.动力学计算模型如 图l所示. 图1动力学计算模型 如图1,对于正处于瞬态开启中的阀芯运动 部件,其受力可以用牛顿第二定理描述为:’ mDisc(velDisc)=明D一Fset—FspringU (1) 将开启部件位移与动网格关联,可以定义t= Old,New分别表示开启部件参数所在的前后时 刻,则开启部件加速度,速度,位移等均可按照物 理意义表达,则有速度变化率(加速度): — d(velD— isc)一— velDiscNew-— velDiscOldr,, dt—tStep. . 位移的变化率: elDiscNe:—dD— is— cN— ew— - d— D— is— cOld(3) t3tep 由式(1)一(3)联立求解,得出位移表达式: dDi=[删一+( mDisc×dDiscOld\1 +——— JJ,J tS—tep— /(kspring+y(4) 将动网格技术与开启部件的位移变化相关 联,可以解决由于安全阀开启部件的瞬时运动而 导致的计算流域瞬态变化问题. 3数值模拟过程 3.1网格划分 借助CFX中的流体薄片(Slice)技术建模,即 沿着厚度z方向拉伸一个单元厚度得到2D薄 片,设置对称面,使垂直该面的分量为零,建立计 算域.然后导人ICEMCFD中,用四面体生成并 控制网格尺寸,对开启部件附近和人口区域网格 加密.经过网格计算后,对网格进行平滑度设 置,并查看网格质量.最终离散化模型如图2所 示. 图2网格划分 3.2物理参数设置及边界条件 ANSYSCFX除提供Inlet,Outlet,Wall,Sym- metry等边界条件外,还提供特殊的Opening边 界.对瞬态流场分析不能设置无效边界组合,也 不能使用对初始条件敏感的边界组合,而边界 条件的设置对收敛性和准确性有非常大的影响. 作为初步研究,设定工作介质为常温空气 (25~C),暂忽略可能由高速气体动力学状态方程 导致的密度和比热容计算的变化,不考虑重力的 影响.采用稳健的边界条件,人El边界设定为压 力人口(总压,湍流强度Intensity=5%),出口边 界采用开放式出口,即允许流体流出或流入计算 域,零梯度湍流特性.壁面边界有两种,入口阀道 相对静止,无滑移,所以采用无滑移绝热壁面边 2012年第40卷第2期流体机械33 (m/s) (C)t=7ms 图5安全阀瞬态开启各时刻速度云图 图5(a)表达了开启高度近似为零时,流体从 人口进入阀道时,在开启部件的密封面接触区域 出现微小泄漏(预泄),产生一定的速度变化.图 5(b)则为进入开启瞬态阶段的流体,处于某个开 高位置时出现超压泄放的速度分布.图5(c), (d)则表示最大开高下,流体进入稳定排放后,阀 口内,外流场速度的分布情况.从图5(d)中标注 的9点(阀口和调节圈)附近的速度来看,该区域 速度矢量图中表明速度存在明显的不连续,其速 度发生了显着变化.图5(d)说明了稳定排放阶 段的流场特性,即开高基本稳定,流动参数变化不 大. 结合压力场和速度场的情况看,尤其从图4 (b),(d)可观察到,阀口内部瞬态全压相对于外 部(大气压)更高,因此从图5(b)一(d)给出的速 度分布,可以观察到在瞬态开启和稳定排放阶段, 外流场具有较大速度,这说明内部全压中动压占 的比例很高,造成外流场的流动以减压,气体膨胀 形成的高速冲击流为主.在开启中的密封面附近 的内外流场之间压力能发生剧烈转换,即上游静 压转化为下游动压,造成流速急剧增长,减压过程 伴随气体体积激增,形成剧烈的膨胀冲击流动. 瞬态开启阶段,外流场的影响范围局限于阀口,反 冲盘附近区域,进入稳态排放阶段后,随着流体进 入远场,高速冲击流的范围进一步扩大的同时伴 随着流速降低并稳定,背压会大致趋于稳定. 4.3开启流场参数变化曲线 通过设置MonitorPoint可以监测安全阀开启 瞬态的流场具体位置上场量变化.图6示出4个 监控点A,B,C,D,其中A为阀口中心轴线与密封 面交点;B,C,D点位于监测平面上,其中B位于 阀道人口中心轴线与此面的交点,C点为此面上 距离管道壁面1/2半径处,D为近壁面点. 图6场量监控点位置示意 图7示出监控点在瞬态开启和排放阶段的压 力随时间变化散点连线. 从图中可见,A点和B点在瞬态开启中的压 力变化差别不大.,而近壁面D点与A,B点相比压 力更低(注意,D点的压力可以近似表达入口流道 的静压),这说明开启后期和排放阶段,A,B点所 在的阀道内部静压出现降一升一降过程,说明入 口段内部流体的流速经历了高一低一高速的短暂 波动过程. 甲一f一下r翮蹦鼹_Ili?网n要墓薯鼹翮I翮明鼹髓I FLUIDMACHINERYVo1.40,No.2,2012 O.86 皇 o.76 ooo,o15( t(s) 图7A,D压力变化曲线 f(s) 图8速度监控曲线 图8中给出瞬态开启阶段的速度监测曲线也 印证了这一点.图9示出人口截面上湍流速度分 布,可以看出湍流范围较宽,速度前缘基本是平 头 x(m) 图9排放阶段入口截面速度分布 4.4瞬态开启流动机理. 为便于对安全阀开启流动机理进行分析说 明,在开启后变化中的流道上定义了某瞬时的路 径MN,图10,11分别示出这个时刻此路径上瞬 态压力云图和速度矢量,据此导出流场数据曲线, 见图l2,13. 图11速度矢量 从图中可见,开启瞬时,沿着指定路径,阀口 处压力和速度都发生了剧烈变化,出现了主流与 壁面脱离的现象,速度明显不连续,流场参数在 经过阀口和密封面结合处时也发生剧变,其流动 以密封面外侧为界,形成内,外流场两种形态.并 且由于调节圈上部凹槽的存在,喷射流明显被折 向上方,并沿着反冲盘壁面形成的流道减压,膨 胀,流动,为反冲盘提供巨大的上行推力,这解释 了反冲盘作为辅助开启元件的功用.在F区域, 由于流道面积突然变大,静压增高导致回流出现, 结合前面的压力场云图可知漩涡区与开启部件位 移(即开高)大小有关,开高越大,漩涡区越大,反 之越小. 图12,13分别示出MN路径上压力和速度变 化曲线,发现开启瞬时,沿着MN,压力场从阀口 轴线上的全压基本等于静压的状态,向外演变成 全压恒高于静压的状态,且流体通过MN时,在流 体主流区域和密封面流道内侧之间(内部流场), 静压不断下降,动压(总压与静压之差)越来越 大,这说明流速越来越高;而在密封面流道内 (0.02m为流道外侧点),流速下降和静压力增高 (与亚音速缩口流动的速度增加伴随静压力下降 特性相反),而在随后的扩口流中,则出现了流速 增加和静压力下降(与亚音速扩口流的流速下降 2012年第40卷第2期流体机械35 伴随静压增加的特性相反).这说明流体以密封 面外侧为流动缩颈位置,在此位置之前流体呈现 超音速收缩流动,在此之后流体呈现超音速扩大 流动,流动参数之间出现了类似于超音速喷管流 动的特性.而在此范围之外的内部(大致为0, 17mm范围)和外部(大致在反冲盘出口附近)流 场中,静压和速度的关系不服从超音速喷管理论, 而与亚音速流动的关系相似. 10 13 × O0.015 x(m) 图12阀口MN路径压力比较 l200 600 0 0O.Ol50.030 x(m) 图13速度变化 计算表明当地音速c350m/s,采用马赫数 对路径MN上的流体运动速度观察分析,从图13 中不难发现内流场从MN起点大致到达1/2半径 处基本达到音速,Ma大致0.5—1;从半径1/2处 起始,流速急剧加大,到达阀口内侧(16,l$mm 处)Ma高达3左右,而后通过密封面流道至阀口 外侧区间时,速度下降伴随着静压力升高(属于 内部流场),随后进入外流场(扩口流动),此时速 度增大伴随着静压力下降,其Ma在2以上. 需要指出的是,这里给出的是等温常密度下 的分析结果,与安全阀内部真实介质物性还有偏 差…J.但在密封面流道内部和外侧依然符合已 知的超音速喷管流动的物理规律. 5结语 本文根据安全阀开启的瞬态动力学方程,将 开启部件的动力学参数与动网格技术相关联,编 译出动网格驱动语言,选择了适合本文研究的湍 流模型,实现了安全阀的超压泄放瞬态动力学数 值模拟.结果显示安全阀超压泄放过程中以密封 面流道外侧为界,组成了以收缩流动为主的内流 场和以扩张为主的外流场,流场参数之间变化 (即内外流场在阀口附近的流动特性)符合超音 速可压缩流体流动的特性.阀口外侧的向上折返 冲击射流为反冲盘结构提供巨大的上行推力现象 合理地解释了反冲效应的形成机理.本文的研究 思路和方法为进一步研究创建了基础. 参考文献 [1]GB/T12241—2005安全阀,般要求[s]. 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(下转第14页) 14FLUIDMACHINERYVo1.40,No.2,2012 表3风机入口安装进口集流器(曲率半径R=80mm) 下的效率补偿计算 流量Q风机入口空气压力损失Ap (m./h)流速C2(m/s)(Pa)(%)(%) 4ooO8.851.881.847.7 35oo7.741.441.145.3 3O0o6.631.050.840.2 25005.530.730.633.4 表4风机入口接短管下的效率补偿计算 流量Q风机入口空气压力损失ApOt (m/h)流速C2(m/s)(Pa)(%)(%) 4O008.8544.6479.345.9 35oo7.7434.1440.843.5 30006.6325.0525.239.8 250o5.5317.4314.233.2 将以上补偿计算所得到的风机效率值采用曲 线拟合方法绘制出风机流量一效率曲线,并将风 管试验装置试验结果绘制在同一张图中,如图8 所示,从图中可以看出,通过对风室试验装置试验 结果进行补偿计算后,两者的风机效率误差已大 大减小了. 250032504000 Qfm/h) 图8风管试验的”流量一效率曲线”与风室试验 修正后的的”流量一效率曲线”对比 4结语 综上所述,本文采用理论分析与CFD数值模 拟相结合对比实际性能试验结果的方法,研究和 探讨了进气风室试验装置与进气风管试验装置测 试结果产生误差的机理与修正方法.针对风机入 口处安装不同附件情况下,采用工程计算与数值 模拟分析结果均证明,对进气风室试验装置来说, 风机人口处安装不同的附件对风机试验结果会产 生较大的影响,在风机进口安装进口集流器能使 流场分布更加稳定均匀,气流组织更加合理.同 时,通过采用效率补偿计算可对风室试验装置的 试验结果进行合理修正,较好地解决了采用进气 风管装置与进气风室装置进行风机性能测试时所 产生的试验误差修正问题. 参考文献 李宜庆.通风机[M].北京:机械工业出版社,1981. 国家质量技术监督局.GB/T1236—2000,工业通风 机用标准化风道进行性能试验[s].北京:中国标准 出版社,2001. 国家质量技术监督局.GB1236—85,通风机空气动 力性能试验方法[S].北京:中国标准出版社,1985. 方安平,叶卫平.Origin8.0实用指南[M].北京:机 械工业出版社,2009. 肖信.Origin8.0实用教程[M].北京:中国电力出 版社,2009. 张远君,王平,韩振兴,等.流体力学大全[M].北 京:北京航空航天大学出版社,1991. 韩占忠.Fluent流体工程仿真计算实例与分析[M]. 北京:北京理工大学出版社,2009. 余萍,郭国谊,周育辉,等.Pro/ENGINEER中文野火 版3.0实用教程[M].哈尔滨:哈尔滨工程大学出 版社,2009. 作者简介:李强(1986一),男,硕士,主要从事制冷及低温工 程和暖通空调的研究,通讯地址:200093上海市杨浦区军工路 516号上海理工大学能源与动力工程学院. (上接第35页) [15]ANSYSCFX11.0,ANSYSCFXReferenceGuide lZ1.ANSYS.Inc. [16]CFX边界条件设置讲解, 一 99027716433.html『E13/OL]. f17]ANSYSCFX11.0,ANSYSCFXPreUser’sGuide lZf.ANSYS,Inc. [18]冯?卡门.超声速空气动力学原理与应用[M].北 京:科学出版社,1959. 作者简介:郭崇志(1956一),男,博士,副教授,主要研究方向 为过程装备测控及其传感器技术,通讯地址:510640广东广州市 天河区五山路华南理工大学29号楼323B. 1:1j11JI二