精密离心机风阻力矩的研究

精密离心机风阻力矩的研究

精密离心分离是一种设备，通过定向心加速度对惯性导行系统的加速度进行了调整。加速度计的精度直接决定了系统的导航精度。因此，提高和确保离心机的加速度精度具有重要的研究价值。离心机加速度误差主要源于负载的工作半径误差和主轴的回转角速度误差,研究表明,离心机转盘上负载和配重等钝体表面的空气边界层分离脱落、转盘与机箱内空气的剧烈作用会导致转盘风阻力矩存在明显波动,这是造成主轴角速度波动的重要原因.本文利用CFD方法对精密离心机流场进行数值计算,基于流场计算结果对负载外型进行整流优化,以降低风阻波动.1精密推进机械压力的数值分析图1为本文研究的精度为10-6级的精密离心机,由转盘、主轴、负载与配重组成,转盘放置在机箱内.离心机内部流场直径为2566mm,转盘直径为2200mm,负载尺寸为200mm×220mm×155mm.负载用于安装需要标定的加速度计,配重用于转盘的动、静平衡.离心机的空气流场是包含方形钝体绕流、大曲率流动的旋转流场,基于时间平均的RNGk-ε模型与基于空间平均的LES模型都是适用于该流场的湍流模型.但是考虑到离心机转盘直径在2m以上,而负载特征尺寸仅为0.2m,在离心机正常工况下,使用LES模型对计算资源要求很高,因此本文选取RNGk-ε湍流模型结合增强型近壁面处理(近壁面网格节点y+<5)进行仿真.机箱内壁与转盘表面均采用无滑移壁面条件,空气密度为1.225kg·m-3,黏度为1.7894×10-5Pa·s.转盘风阻力矩数值计算过程是,首先进行定常计算,然后以定常计算结果为初场进行非定常计算,非定常计算时采用滑移网格方法.计算结果表明,对于精度为10-5级的精密离心机在转速为300r/min时,非定常计算所得平均风阻力矩(64.02Nm)比定常计算所得平均风阻力矩(45.74Nm)大30%左右,本文认为这是由于定常计算中不能正确模拟钝体附近的边界层分离、漩涡脱落等现象,定常计算所得的钝体压差阻力是偏小的.非定常计算采用SIMPLE算法,时间步长设为负载表面漩涡脱落周期的1/100.这要求在计算前首先需要根据负载的特征尺度、转盘转速、空气的随流比、方柱绕流的St数等估算出漩涡脱落周期,已有的方柱绕流计算结果表明该时间步长足以描述方柱漩涡的脱落运动.图2给出了基于前文所述数值模拟方法计算所得的方柱在圆形空气流场中绕流场中心旋转运动时的漩涡脱落情况.离心机机箱关于流场中心轴对称,因此SRF(单参考系)方法与MRF(多参考系)方法均可用于定常分析.但SRF方法将机箱壁附近的流场速度初始化为较高的周向速度,而由无滑移壁面条件可知机箱壁附近的流场速度较低,因此使用SRF方法可能导致计算不稳定和迭代时间较长.为此,本文采用图3所示的MRF方法,将机箱内的流场分为旋转域与静止域两个部分.流场计算基于ANSYSWorkbench平台下的Fluent进行,机箱内壁、负载等近壁面网格第1层节点高度取为0.1mm,计算结果显示转盘表面与机箱内壁的边界层网格尺寸满足y+<5.本文采用图4所示的结构化网格,对流项采用QUICK格式离散,压力项采用Presto格式离散.计算表明,对旋转流场的压力项采用Presto格式能比Standard格式得到精度更高的计算结果.数值模拟中将机箱上与大气连通的缝隙设为压力出口,出口压力为标准大气压;由于机箱内空气流场最大马赫数为0.1左右,因此仿真中认为机箱内部流场为不可压缩流动.由于精度为10-6级离心机尚未组装并投入使用,因此本文对已有的精度为10-5级离心机进行实验测试并用以验证数值仿真方法的可行性,基于该方法的进一步仿真结果将用于精度为10-6级离心机的设计参考.仿真计算过程中对风阻力矩进行监测,将每一时间步的风阻力矩值写入文本文件中,之后通过MATLAB程序读取该文本文件,对所有时间步下的风阻力矩值做加权平均即可获得风阻力矩均值.仿真与测试得到的转盘风阻力矩均值如图5所示,可以看出两者吻合很好,证明本文采用的数值建模方法可行.图6给出了迭代过程中夹具部分的风阻力矩历史曲线(300r/min),可以很明显地观察到风阻波动.图7给出了离心机机箱内配重所在平面的空气速度场云图.计算结果表明,在配重、负载等凸起钝体附近,局部空气速度较大.尤其是负载、配重的迎风面与背风面上压差较大,压差风阻是转盘风阻力矩的主要来源.对于钝体绕流,适当地改变钝体外形,将钝体表面的边界层分离点延后,可有效降低钝体的压差阻力,并削弱边界层分离现象.2在数值矩阵中，负载风阻力优化2.1表面脱落下来的涡流结构本节对数值风洞中柱形负载的风阻进行计算和优化,方柱表面分离点固定,易于进行数值模拟.图8中,负载为220mm×260mm×150mm的方柱,方柱下游尾流区长度为3980mm,足以描述方柱表面脱落下来的漩涡结构;方柱距离左、右边界各为690mm,能够消除左、右两侧的洞壁干扰.方柱表面采用无滑移壁面边界条件,计算域边界采用自由滑移壁面条件.计算域采用六面体结构化网格离散,结合增强型近壁面处理法对近壁面区域网格进行处理.计算得到方柱阻力系数的时程曲线如图9示.对风阻的时间历程数据处理如下:式中:CD为风阻系数,ρ为流体密度,u为流体流动速度,A为迎风面面积,N为非定常计算时间步数.通过数据计算和处理,得到方柱绕流平均风阻为4.546N,脉动风阻为0.1022N.2.2变截面作为分散充填的平均风阻和脉动风阻考虑到离心机机箱空间狭小,只能在负载迎风面与背风面进行整流,设计了图10所示6种形状的整流罩,并计算不同整流罩的平均风阻和脉动风阻,结果如表1所示.从表1可以看出,负载整流后平均风阻和脉动风阻均有一定程度减小.整流结构(a)的平均风阻和脉动风阻有较大减小,但斜坡角度对整流效果有一定影响;整流结构(b)的整流效果优于整流结构(a),说明通过变截面处理也能够有效减小风阻;整流结构(c)也能够有效减小平均风阻和脉动风阻;而整流结构(e)整流效果又优于斜坡变截面整流方案,说明倒圆角对整流有一定影响.在所有整流方案中,整流结构(f)的平均风阻和脉动风阻最小,整流效果最佳.2.3变截面形状的风阻对方柱迎风面和背风面通过添加斜坡的整流效果较好,但斜面倾角θ为未知量,如图11所示.在此,通过一组单因素灵敏度分析,确定倾角θ与平均风阻以及脉动风阻F′D的关系,如表2所示.由表2可知:随着斜面倾角减小,平均风阻以及脉动风阻F′D均有降低趋势.尽管倾角减小会增大迎风面和背风面面积,由流体黏性导致的摩擦风阻会相应增大,但是对于本文关心的雷诺数下的钝体绕流,摩擦风阻远小于压差风阻,即摩擦风阻可以忽略不计.对斜坡作变截面处理也能有效减小平均风阻和脉动风阻.对不同截面形状下风阻进行计算.取斜坡倾角为45°,改变截面形状,变截面模型如图12所示,对不同L/D值下平均风阻进行计算,得到不同截面形状下负载风阻,如表3所示.由表3可知:当L/D值从0到1逐渐增大时,风阻力矩先逐渐变小,然后迅速增大.当L/D值在0.3~0.5时,平均风阻最小,此时脉动风阻也较小.对方柱迎风面和背风面添加圆柱形整流外型(图13),也能有效减小平均风阻和脉动风阻.计算不同R值下负载平均风阻和脉动风阻,结果如表4所示.由表4可知,R值增大时平均风阻和脉动风阻先有减小趋势,然后增大.当R=75~130mm时,平均风阻和脉动风阻均较小.当R继续增大时,平均风阻基本保持不变.在实际工程应用时很难确定平均风阻和脉动风阻值最小时的R/D值,可以直接取R=D.3平均风阻稳定性参考数值风洞风阻优化方案,结合离心机实际尺寸及工况,设计了5种整流方案,如图14所示.计算得到几种方案的平均风阻力矩和脉动风阻力矩,如表5所示.由表5可知,在5种方案中,方案5的整流效果最好,能使风阻力矩大幅降低,并能将风阻波动降低为整流前的25%左右.因此通过整流,能够有效地降低因为