流体特性范文（精选8篇）
流体特性 第1篇
电磁驱动器作为常见的电-机械转换装置, 是许多自动化设备的必备部件。其吸力、响应时间以及其尺寸和重量都对自动化设备的性能起至关重要的影响, 故很有必要对其加以研究改造。目前随着制造技术的不断发展, 以新型功能材料为基础的电磁装置的研制开发, 使吸力更大, 尺寸更小的电磁驱动器的出现和应用成为现实。
磁流体又称为磁性液体, 是一种由直径为纳米量级的磁性固体颗粒、基载液以及表面活性剂三者混合而成的一种稳定的胶体溶液。由于其即具有液体的流动性, 又具有固体磁性材料的特性, 已经广泛应用于密封、减震、声音调节等领域[1]。
本文将磁流体添加于电磁驱动器的工作间隙中, 以增大电磁驱动器电磁吸力或者减少线圈匝数进而减小装置尺寸。由于磁流体拥有行对于空气更大的磁导率[2], 故加入磁流体的电磁驱动器的磁路效率会提高, 进而增加了输出力。相对而言, 同样输出力的加入磁流体的电磁驱动器相对于传统电磁驱动器拥有更少的线圈匝数 (电流相同) , 故能达到减小装置尺寸的目的。
1 结构及工作原理
加入磁流体的电磁驱动器结构如图所示, 主要由线圈、衔铁以及轭铁组成。线圈通电后, 在衔铁和轭铁以及之间的工作间隙中形成磁路[3]轭铁与衔铁之间产生吸力, 驱动衔铁动作。由于磁流体的磁导率大于空气磁导率, 因而在工作间隙中加入磁流体后, 电磁驱动器磁路的磁效率大大增加, 进而提高了吸力。
2 电磁驱动器的数学模型
运用麦克斯韦吸力公式[4]计算电磁力为:
式中:u0为工作间隙介质磁导率, S为工作间隙横截面积, Φ为工作间隙磁通。
由定义得:
式中:N为线圈匝数, I为工作直流电流, R为磁路的总磁阻。
采用磁路分割法[5], 由电磁驱动器结构得出, 总磁阻可分为三部分:轭铁及起始位置衔铁磁阻和R1, 随着衔铁移动衔铁磁阻增加值R2以及工作间隙的磁阻R3, 即:
由磁阻定义得:
式中:l2为衔铁位移, l3为工作间隙长度, u2衔铁导磁率, u3为工作间隙导磁率, 则有:l2=x, l3=g0-x, s2=s3=s, u3=u。
联立式 (1) — (4) 得:
由此式可得电磁力与介质磁导率的关系图以及在相对磁导率为1、5、10、15、20时, 电磁力随衔铁位移的变化图。
由图2、图3可得知随着工作间隙中介质的相对磁导率的增加, 电磁力也随之近似线性增加, 且在衔铁在运动过程中, 电磁力增加更加平稳, 机械冲击更小。
4 动力学分析
4.1 动力学模型
在衔铁与轭铁之间的工作间隙中加入磁流体后, 衔铁会在运动过程中受到磁流体的反作用力FN以及Fu粘滞阻力。而在未加入磁流体电磁驱动器中, 由于空气的密度极小, 因而这一力可忽略不计。因此未加入磁流体的电磁驱动器和加入磁流体的电磁驱动器的衔铁动力学方程[6]分别为:
式中, Fc为负载, Fm为轭铁与衔铁的摩擦力, FN为磁流体对衔铁的压力, FU为粘滞阻力。
4.2 流体力学
由粘滞阻力公式[7]得:
利用能量守恒定律[8]建立如下方程:
即FN在时间t内所做的功等于所有流体的动能, 由图4可得, 在时间t为时所有流体的动能可分为A1区域流体的动能W1、A2区域流体的动能W2以及流出A2区域流体的动能W3, 故:
容易得出:
式中, λ为涡流能量损失弥补系数, ρ为磁流体密度, m4为A2区域磁流体质量, S4为A2区域横截面积。
联立式 (9) ——— (13) 得:
4.3 动力学方程
联立 (5) 、 (6) 得出未加入磁流体时的动力学方程:
联立 (7) 、 (8) 、 (14) 得加入磁流体后的动力学方程:
由上述微分方程可得未加入磁流体和加入磁流体后, 衔铁位移x随时间t的变化图:
由图6可得知当工作间隙中加入磁流体后, 电磁驱动器的工作时间会大大增加。
5 结论
流体特性 第2篇
纳米流体的热导率一直是实验研究的焦点。由于纳米粒子的特殊性，纳米流体的热导率受到粒子种类、形状、粒径、浓度、基液和稳定方式等因素的影响。已有的纳米流体热导率数学模型，均基于粒径、粒子形状、布朗运动和界面层等因素而建立。目前，关于表面活性剂对纳米流体热导率的影响的文献比较少。下面是常用纳米流体热导率数学模型的总结和含表面活性剂的纳米流体的热导率的实验研究，为后续的研究者提供参考。
Yang 等研究了不同种类的表面活性剂对纳米颗粒界面层厚度的影响，提出了包含表面活性剂影响的热导率模型，其中当颗粒表面为单分子层吸附时，界面层厚度为分子链长度;当颗粒表面为双电层吸附时，界面层厚度为分子链长度的两倍。虽然在低浓度纳米流体中，计算值与实验值比较一致，但多个变量的存在，使得表面活性剂对纳米流体热导率的影响还需深入研究。
Li Xinfang 等研究的表面活性剂 SDBS 的浓度对溶液热导率的影响，表明 SDBS 对纯水和水基铜纳米流体热导率的影响基本一致。随着SDBS 浓度的增加，溶液的热导率先增加后减小，分界点浓度为 0.03%。Zhou 等的研究结果与 Li Xinfang 一致，溶液热导率最高点对应的 SDBS 的浓度为 0.03%。
Wusiman 等研究了表面活性剂SDBS和SDS对水基多壁碳纳米管流体的热导率的影响。研究表明，在只添加表面活性剂的溶液中，溶液的热导率降低。与纯水相比，在碳纳米管和表面活性剂共存的溶液中，仅添加0.25%SDBS的0.5%CNTs纳米流明 SDS 对纳米流体热导率影响不大，且在低浓度时，溶液热导率最低。分析认为实验结果相反的原因可能是纳米流体的制备方法，稳定性及纳米粒子属性等存在差异。
影响纳米流体热导率的因素非常多，因此研究某种因素对纳米流体热导率的影响对建立模型及实际应用有重大意义。以上文献分别从表面活性剂种类和浓度方面对溶液热导率的影响进行了实验研究，但由于众多因素的存在，实验结果存在分歧。因此，需要更多的表面活性剂对纳米流体热导率影响的实验，为建立更加合适的数学模型做基础。
3.2 表面活性剂对纳米流体的黏度的影响
黏度是流体运输中的另一重要参数，研究纳米流体黏度的变化规律对其在实际的能量运输中的应用非常重要。已发表文献从纳米粒子体积分数、大小、形状及基液属性和温度等方面对流体黏度的影响进行了实验研究，建立的模型。而表面活性剂对纳米流体黏度的影响研究的较少。
Zhou 等研究了表面活性剂及浓度对溶液黏度的影响。PVP 溶液的黏度随着其浓度的增加而增加;SDS 和 SDBS 对溶液黏度的影响趋势一致，质量分数低于 0.05%时，黏度随其浓度的增加而增加，质量分数高于 0.05%时，黏度先减小再增加;溶液黏度随 CTAB 浓度的增加先降低再升高。分析认为分子链的长短及多少是影响流体黏度的因素。高浓度的表面活性剂会形成胶团影响溶液的黏度。
Yang 等研究了表面活性剂 SDBS 和 OP-10的浓度对氨水溶液动力黏度的影响。结果表明，存在最佳的浓度值，使得溶液动力黏度最低。当大于该值时，溶液的动力黏度随表面活性剂浓度的增加而增加。并建立了单层吸附和双电层吸附形式下的动力黏度模型。结果表明，表面活性剂的浓度及类别是影响纳米流体黏度的重要因素。
Li 等研究了表面活性剂 SDBS 对Cu-H2O 纳米流体黏度的影响，表明 SDBS 的浓度影响纳米流体的表观黏度，随着其浓度的增加，纳米流体的黏度轻微的增加。Ghadimi 等关于 SDS对 TiO2纳米流体的黏度的影响有相似的趋势。
以上研究表明，表面活性剂会增加溶液的黏度。随着浓度的增加，不同种类的表面活性剂对纳米流体的黏度影响不一致。关于添加表面活性剂的流体的黏度模型，还需要更多的实验研究。
4 结 语
纳米流体作为一种新型的换热工质，已经成为关注的焦点。本文主要总结和分析了表面活性剂对纳米流体稳定性影响的相关实验研究，及其对纳米颗粒的作用机制。然后总结了纳米流体中热导率和黏度计算的相关模型，及表面活性剂对流体热物性影响的实验。研究结果表明，表面活性剂的种类和浓度对纳米流体的稳定性存在着重要影响。存在最佳的表面活性剂浓度使得纳米流体的稳定性最佳。众多不确定因素，如制备方法，流体稳定性，颗粒属性等，使得有关表面活性剂对纳米流体的稳定性和热物性的实验结果存在分歧，热导率和黏度的理论模型难以确定。因此，对于表面活性剂对水基纳米流体特性的影响，提出以下的建议。
(1)混合表面活性剂对纳米流体的稳定性影响较好，但关于混合的表面活性剂对纳米流体的热导率和黏度的影响没有相关实验研究。因此，可以从混合的表面活性剂的组合及其比例两方面进一步研究含表面活性剂的纳米流体的稳定性和热物性。
(2)运用分子动力模拟等方法，进一步研究表面活性剂对纳米流体稳定性影响的微观机制。
(3)表面活性剂影响纳米流体的稳定性、热导率及黏度。但流体的稳定性和热导率及黏度之间的是否存在一定的关系，是需要解决的问题。
流体特性 第3篇
高速是我国铁路发展的主要方向。为了适应高速牵引电机轴承的高速、重载等使用要求,轴承必须具有优异的密封、振动、温升、承载力等性能指标,才能使工作寿命延长[1]。
磁流体是由纳米级尺寸的磁性固体颗粒经由界面活性剂均匀地分散在液体介质中而形成的一种磁性胶体溶液[2]。这种新型的功能性液体在具备流体特性的同时,也拥有和磁性材料相类似的特性。在外加磁场作用下,其流变性与空间形态能够被控制。磁流体轴承就是利用磁流体的这些特殊性能而发展起来的一种新型轴承。
早在20世纪60年代,已有学者开展磁流体润滑滑动轴承的理论研究。文献[3]开创性地对非均匀磁场作用下的磁流体润滑轴承进行了研究,得到了外加磁场在转动轴上作用的磁悬浮力会使轴承的承载能力提高的结论。文献[4]对磁流体在短轴承中的应用进行了理论研究,研究表明,在一定磁场强度范围内,磁流体的应用令润滑膜的承载能力大大增加,同时轴承的稳定性和刚度也得以提高。文献[5]对耦合应力作用下的磁流体轴承承载能力进行了计算,计算结果显示,端泄会在极大程度上降低润滑膜承载力,高转速则利于全油膜润滑的建立。文献[6]对磁流体轴承的设计以及应用进行了系统概括,并展示了近年来磁流体设计方面的成果。种种研究表明磁流体轴承相对于传统轴承有着更多的优点。
磁流体轴承以磁流体为润滑介质,在外加磁场的影响下,依靠磁流体的自密封能力,可以防止泄漏以及外界污染物进入轴承间隙,故具有良好的密封性;由于磁流体润滑能够提供平稳的低摩擦润滑,且具有良好的可控性,因而振动小;采用磁流体润滑的摩擦因数小,所以发热少;由于存在磁场,使得在高速高温情况下拥有更高的承载力。鉴于以上优点,磁流体轴承非常适合用作高速铁路机车牵引电机轴承。
本文建立了磁流体轴承的三维仿真模型,运用Fluent软件对磁流体轴承润滑区特性进行仿真计算,着重分析润滑区的承载性能以及热效应问题。为了讨论轴承承载力以及温升情况与轴颈偏心变化的关系,分别建立了不同偏心率情况下的磁流体轴承模型,单独改变轴颈偏心量,通过仿真分析其对轴承承载力及温升的影响。
1 磁流体轴承的应用优势和原理
1.1 对比普通轴承的应用优势
牵引电机轴承是保证铁路机车安全运行的重要部件之一。对于高速铁路机车牵引电机来说,其转速较高、启动快、运行久,因而对轴承的稳定性有更高的要求[7]。
目前,滚珠轴承应用最为广泛,其在精密程度方面具有一定的优势,但在高速以及高温等特殊工况下工作会产生许多问题。例如,高速情况下会使润滑脂飞溅,磨损加剧,产生振动与噪声;高温情况下润滑油脂破坏会致使轴承寿命缩减等。相比较而言,空气轴承依靠空气不磨损接触件的特性,使得轴承寿命大大延长。但是,空气轴承的刚性不如机械轴承,且对生产制造工艺有很高的要求,并需要无水、无油、无尘的空气。相比于滚珠与空气轴承,普通油膜润滑滑动轴承依靠其较大的黏度而具有更好的抗振能力及承载能力。但是,普通油膜润滑滑动轴承为了实现润滑和散热,需要配置大功率的供油系统来不断注入润滑油,这使系统成本增加的同时也带来了维护和保养的不便。
磁流体轴承是20世纪60年代配合核动力技术而发展起来的新型轴承,是以加入了磁性固体颗粒的载液(即磁流体)作为润滑介质进行润滑的轴承。与传统轴承相比,这种轴承具有一系列特性:①在外加磁场的影响下,依靠磁性固体颗粒表面特殊液态膜的保护而具有更稳定的润滑状态,从而防止端泄以及外界污染物进入轴承间隙,起到自润滑密封的作用;②由于加入到摩擦副中的磁性固体颗粒大小只有5~10nm,远小于表面粗糙度而一般不会引起磨损,故磁流体润滑能够提供平稳的低摩擦润滑,振动小;③磁流体润滑具有较小的摩擦因数,因而发热少;④能工作于高速高温情况,且由于磁场的存在,轴承承载能力强于同等轴承;⑤在强磁场、低偏心情况下,甚至能做到零泄漏,减少润滑液端泄的同时简化了系统[8,9,10]。
1.2 磁流体轴承的原理
磁流体轴承正常工作所需要的外加磁场一般采用永磁体或直流励磁来激发。前者可以产生磁力线形状规则的稳定磁场,而后者则可以通过改变励磁电流来改变磁场强度,从而进一步改进磁流体的分布。两种磁场激发方式各有优劣。本文主要研究直流励磁磁流体轴承,其结构如图1所示。
2 模型处理
本文根据高速铁路机车牵引电机的结构,建立了转轴以3000r/min运行的,考虑偏心的磁流体轴承的三维模型。考虑到轴承周围环境对轴承热效应和热分布的影响,加入了整段安装轴的模型。填充轴承间隙的磁流体材料选用纳米四氧化三铁(Fe3O4)。 磁流体润滑膜的厚度为0.05mm。所建立的三维模型如图2所示。
在三维建摸的基础上,完成了对整个模型的网格划分。网格划分主要考虑以下两方面的影响:一方面,要保证网格的密度,特别是关键区域的网格,以确保计算的精度;另一方面,对于外部环境区域里对关键特性分析影响不大的部分需进行网格数目的降低,以提高仿真计算的速度。根据以上两条原则,对磁流体润滑膜处的剖分采用等分形式并进行加密。轴套及安装轴承的该段轴采用渐进网格的形式。其中,对于轴套的剖分,采用沿径向由外到内网格逐渐变细,而对于安装轴承的该段轴则采用沿径向由外到内网格逐渐变粗。网格剖分结果如图3所示。
3 边界条件的施加
3.1 热边界条件
工程中传热现象从物理本质上区分时,通常有三种基本形式,即热传导、对流换热及辐射换热。热传导是指热量由高温物体传向低温物体或者由同一物体的高温部分传向低温部分的能量交换过程,可以在固体、液体以及气体中发生,是固体传热最主要的方式;对流换热是指在用流体的宏观流动将所含热能从物体中一处迁移到另一处的过程中,流动的流体与其所经固体表面之间所发生的热交换过程,一般可分为自然对流和强迫对流两种方式;辐射换热则是指高温物体以电磁波形式传递热量的过程[11]。本文所研究的电机采用强制对流的冷却方式,辐射换热可以忽略不计;由于磁流体润滑属于流体动压润滑状态,以对流散热为主要方式,传导散热通常可以不予考虑。
在本文计算中,将轴承安装位置的该段轴设置为对流换热边界条件,由于轴的温度变化相对并不明显,故将其他与轴承相距较远的几段轴设置为恒温边界条件,将轴的外表面和磁流体润滑膜的内表面,轴套的内表面和磁流体润滑膜的外表面设置为流固耦合面,并将前者设置为旋转壁面,转速与轴颈转速相同,为3000r/min,后者设定为固定壁面边界条件。
开启能量方程,由于是黏性流动,故在能量方程中考虑黏性生成热(viscous heating)。
3.2 空化边界条件
滑动轴承内的空穴现象,主要是因为溶解在润滑液内的空气由于外界压力变低,其体积膨胀析出而造成[12,13]。当考虑润滑膜的空化效应时,压力达到一定值后润滑膜中就可能会有气泡出现,此时轴承间隙处的流动是一种多相流,需要考虑气相和液相之间的相互耦合作用,因此需要引入多相流模型。本文选用Mixture多相流模型以及Zwart-Gerber-Belamri空化模型。
4 不考虑空化的润滑膜压力和温升分析
在上述网格划分以及边界条件设置的基础上,不开启空化模型,从主轴壁面开始初始化,使用Fluent进行迭代求解直至收敛,可得到磁流体润滑膜的压力以及温度云图,以偏心率ε=0.5时的工况为例的压力和温度云图如图4、图5所示。图6为轴承内理论润滑膜压力分布。
由图4可知,润滑膜压力分布有两个非常明显的压力集中区,一个呈现正压,一个呈现负压,在最小润滑膜厚度区被明显地分隔开来。由于轴的偏心和顺时针转动,在A区域产生了收敛楔形,从而产生了磁流体润滑膜的正压力。在收敛区,随着间隙的减小,压力逐渐增大达到正压峰值后减小,通过最小油膜厚度处后进入发散区(B区域),此时由于润滑膜速度迅速增大,很快形成了一个真空区域,达到负压峰值,之后逐渐恢复到正压,趋于平稳。这与图6所示的轴承内理论润滑膜压力分布规律一致。磁流体润滑膜中间位置沿周向压力分布曲线如图7所示(此处起点位置与图6不同,故角度不作对应)。正压区域最大压力为2 224 565Pa,负压区最大压力为2 033 140Pa,在正压力和负压力的共同作用下,产生承载力来支撑轴颈,并平衡外载荷。由Fluent计算水膜合力大小为2169.2N。
图5所示为转速3000r/min时的三维温度场分布云图。由图可知,发散区(C区域)的最高温度为98.3℃,离开此区域,润滑膜温度开始逐渐降低。可以看到,发散区的温度普遍偏高,且同收敛区的温差约为20℃。润滑膜温度沿轴向从中间向两端逐渐降低,温度分布在36~80℃范围内。可知,磁流体润滑膜处的热量在轴向方向上,沿轴向两端散热情况良好。
5 加入空化模型的润滑膜压力和温升分析
由于发散区负压的存在,当压力达到一定值,润滑膜中就可能会有气泡出现,引起气穴现象。这将导致润滑膜在负压区迅速破裂并进一步对压力分布产生影响。因此在计算时加入空化模型是很有必要的。
本文选用Mixture多相流模型以及Zwart-Gerber-Belamri空化模型进行了仿真计算。初始设置时将磁流体相体积分数设为100%,空气相体积分数设为0,最终通过仿真得到最后的空气体积分数。图8~图12为不同偏心率ε下的磁流体润滑膜压力分布云图。
对比图4与图8c可以看出,没有采用空化模型时,润滑膜在发散阶段的最小压力达-2.03MPa,这与实际情况完全不符,而采用空化模型的计算结果更符合实际。
在仿真实验中得知,加入空化模型后,在收敛区内,随着间隙的减小,压力升高,在最小间隙前某一角度,压力达到最大值,之后压力有所下降。当经过最小间隙进入发散区后,随着间隙变大,由于油膜破裂,没有产生负压,而只有很小的正压,并且压力基本保持不变,其值为7550Pa。随着偏心率的增大,正压区域内的压力峰值随之增大,高压区范围越来越小。这是由于润滑膜产生楔形的直接原因是轴颈的偏心,偏心距的增大会使得磁流体润滑膜的楔形效应增强,从而提高了磁流体润滑膜的承载力。润滑膜最大压力与偏心率之间的规律曲线如图13所示。
从偏心率0.5工况下的磁流体润滑膜气相体积分布的仿真可知,在收敛区内,几乎全部润滑面上都有完整的磁流体膜。当经过最小间隙进入到发散区后,随着间隙的变大,在某一角度油膜开始破裂。并且油膜气化比例随着间隙的变大而增大。磁流体润滑膜气相体积分数如图14所示。
图15为加入空化模型后,偏心率0.5工况下的磁流体润滑膜温度分布云图。与图5 对比可知,考虑空化后,润滑膜的最高温度由98.3℃下降到了76.6 ℃,高温区仍然出现在发散区范围内,但所占面积有所减小。整体来看,散热情况较图5更为良好。
6 结论
(1)对比了磁流体轴承相对于其他轴承的应用优势,分析了其用作高速铁路机车牵引电机轴承的理论可行性。
(2)提出了一种磁流体轴承结构,建立了其三维模型并进行了网格剖分,应用CFD方法对模型进行了仿真分析,得到了轴承润滑膜温度和压力的分布规律,验证了模型的合理性。
(3)考虑了滑动轴承内的空穴效应,为了找到磁流体润滑膜承载性能和轴颈偏心之间的关系,建立了不同偏心率的润滑膜模型,通过仿真,分析了不同偏心率下磁流体润滑膜作用力的变化规律。
摘要：磁流体轴承具有转速高、密封性好、承载力强等优点,符合高速铁路中的应用需求。提出一种磁流体轴承结构,并运用CFD方法对轴承润滑区的承载性能以及热效应问题进行了仿真计算,在此基础上进一步分析了偏心率对轴承承载力及温升的影响规律,为之后磁流体轴承的进一步设计提供帮助。
流体特性 第4篇
1 商用CFD软件-Fluent简介
计算流体动力学(CFD)数值模拟方法是近年来应用于传热研究的一种新的研究方法,它通过数值方法求解流动和传递的微分方程组而获得流场和温度场,并通过计算机图像显示,解决了工程上具有复杂几何区域内的流动问题。Fluent作为CFD软件包的一种,具有丰富的物理模型、先进的数值计算方法和强大的前后处理器功能,并提供有用户自定义函数(UDF),可以方便研究人员改进和完善所采用的计算模型,缩短设计周期,减少试验的数目,降低产品开发成本。本文模拟使用Fluent软件。
2 建立模型
2.1 物理模型
本模型中的板翅式换热器锯齿形翅片有不规则的、交错的板翅。翅板中不断变化的边界层大大提高了换热器的换热系数,并且每个翅板的尾部区域都会出现紊流混合。
换热器的几何形状如图1所示,尺寸单位为mm,在该几何模型的底部和顶部都有对称的边界条件。利用该模型模拟给定质量流量的液氨流过指定板翅式换热器时的压降和传热特性。
2.2 数学模型
板翅式换热器动态特性的复杂性在于其通道间有翅片导热存在,为了建立板翅式换热器的动态数学模型,首先假设:通道中的流体为均匀流动;忽略流体和板片的纵向导热;忽略翅片的动态导热过程;通道平行排列。
假设第i层通道的几何结构如图2所示,沿流动方向x,间隔为Δx的流体微元体中的能量平衡式为:
式中:
同理:
将式(2)、(3)代入式(1)中,并把时间项和对流项离散化,整理后得到:
同样,隔板侧能量平衡式为:
i=1和i=M+1侧隔板为换热器的两块侧板,其方程应根据不同边界条件写出,由绝热边界条件的控制方程,将式(5)离散化并整理得:
式(1)和式(5)组成了板翅式换热器的动态换热控制方程,对它的求解可以获得任意的板翅式换热器的动态和静态性能数据。
3 模拟计算
3.1 网格划分及边界条件设置
由于模型较为简便,因此采取六面体结构进行网格的划分,并充分考虑模拟结果准确的基础之上,提高运行的速度,此模型对固体和流体分别进行划分,划分之前进行相关的网格独立性测算,标准按照在工程允许的偏差范围内数值解已几乎不再发生变化时认为达到要求,经结果分析优化显示,在该模型中采用二维六节点三角形单元,定义单元线密度为0.5,划分网格共产生2354个节点时能够满足计算的精度要求,如图3。
本文模拟固体采用常用的材料铝,液体为液氨,计算采用紊流模型,压力和速度耦合采用SMPLE算法。高压液氨温度为240K,翅板温度为340K。质量流量为303.14kg/s,水力直径3.51mm,粘度0.000152(kg/m·s)。
入口和出口设置相同的边界条件,均为周期性边界,周期性质量流量为1.385kg/s。翅片底部和隔板两者在实际情况中是一个整体,模拟时不加以区分,设为恒壁温,温度值为340K。液体、固体交界面设置为wall中的耦合换热,也就是说couple模型两侧边设置为对称边界。并设定收敛条件为连续性方程残差到0.001、动量方程的残差值到0.001及能量方程的残差值为10-6。
3.2 数值模拟结果与分析
以上述物理模型及假设的边界条件为例,利用Fluent模拟给定质量流量的液氨流过指定板翅式换热器时的压降和传热特性。在流体雷诺数为7000时,Fluent分别模拟出板翅式换热器进出口温度分布云图、压力分布云图、速度大小分布区、速度矢量分布图,分别如图4-7所示。
由图4-7中可以看出,翅片中温度在高度方向上,逐渐向中间降低,并且以中线为轴,近似对称;在流向上,液氨的温度是渐渐降低的,并且在封条顶部与翅片之间的区域内,它的温度大小有着明显的波动。理论上来说,翅片长度远大于其厚度,因此可看成沿厚度的一维导热,忽略长度方向温度变动,流体被加热的热量来自于两个方面,一个为隔板传热,另一个为翅片导热,且流体与翅片间亦发生对流换热过程,也就是说翅片两端温度近似与隔板温度相同,由于对流换热的存在,使得在流向上,温度得以降低,翅片中部温度近似与液氨。因此理论与模拟结果近似一致。
从压力分布可以清晰看出,在流向上,压力变化呈不规则的变化,但是可以近似趋于不断减小的趋势;取某一截面来看压力值大小不一致,但流体外侧压力值均大于内侧压力值;几个特殊位置,比如图中封条附近压力值明显要小,且出口侧封条附近区域面积较大,在封条顶端与翅片间隔区域的压力值变化比较大。
在速度分布图中,封条两侧的速度值明显大于周边,且内侧流体的流速基本高于外侧流体的流速,封条液氨入口侧的低速区域范围大小比出口侧小的多。可看出出口侧靠近封条处流动状况不佳,换热强度较低,以致影响整体的换热性能。同一翅片表面各处的流速中,速度的峰值位于封条顶端与翅片间隔区域,且在液氨出口侧顶端部位产生了较大范围的流体滞留现象,换热效果极不理想。液氨出口速度截面上的速度值与入口侧是截然不同的,在出口侧速度的大小与位置密切相关,而在入口侧,它的速度值的选取是经过厂家设定的。
总之在流道下端多个液氨翅片附近出现流体流速较低的现象,充分表明此位置换热效果不理想,将影响整体的换热性能,流动不强烈,液固对流换热不强烈,应加强对此位置的设计和改进将极大影响板翅式换热器整体换热效果。
4 结论
在流体与固体进行换热的过程中,其主要因素为交界面的流动和传热效果是否理想,文章中模拟结果显示,在封条、隔板及翅片内外壁面这几个地方是换热效果较为低的区域,原因可能因为空气渗入导致接触热阻的产生。因此在这些区域加强流动的湍流程度,可大大提高换热效果。
本文在总结前人经验的基础之上,保证换热器外形尺寸的前提下,重点从文中提出的几个效果不好的区域,提出几点优化措施。
进一步优化板翅式换热器表面凸起,按一定规则排列,以期达到改变液氨流动状态的目的,排列的顺序应通过进一步的测算达到充分搅动流体的目的,消除停滞状态,在增大接触面积的同时,也可以增强湍流的程度,强化换热。
在封条附近流体进出口、隔板以及翅片内外壁面、翅片间隙等处,这些地方由于构造问题会产生漩涡,漩涡内流体的主要特性就是速度低,速度是影响换热效果的重要因素,为消除这一状况,采取倒角形态,使该处设计为圆角等形态,直角变为弧,减少流体脱离壁面,从而加强与壁面的换热。
参考文献
[1]杨世铭,陶文铨.传热学[M].北京:高等教育出版社,2006.
[2]朱平,骆剑锋.板翅式换热器在空分设备中的应用情况[J].杭氧科技,2008(4):1-5.
[3]曲乐,贾林祥.锯齿与打孔翅片表面性能数值模拟[J].低温工程,2008,161(1):50-56.
[4]董其伍,王丹,刘敏珊,等.板翅式换热器数值模拟研究[J].化工设备与管道,2008,45(2):25-34.
流体特性 第5篇
关键词：喷射点胶,微电子封装,点胶阀,CFD
气压驱动喷射点胶装置采用顶针撞击喷胶方式,该装置主要由压缩空气进排气回路、胶液回路和系统加热模块等部分组成[1,2]如图1 所示。其通常配30 ml和300 ml固体胶罐,胶罐中加热熔化后的胶水在气压活塞作用下源源不断地注入到喷嘴内腔。喷射点胶时压缩空气推动顶针向喷嘴口运动,直到高速撞击喷嘴内侧,胶水在顶针的挤压下快速向喷嘴口汇聚,随着密闭内腔胶水液压不断增大,胶水最终克服喷嘴口阻力喷射而出[3]。随后电磁阀快速切换进排气回路,顶针往回运动,胶水迅速补充到密闭内腔。如此循环往复运动,胶水就持续不断地从喷嘴口喷射出来。喷射点胶是非常复杂的流体动力学运动过程,顶针挤压胶液在喷嘴内腔中做杂乱无章地紊流运动。由于气体压力、流体粘度以及密闭内腔体积的变化,因此无法通过建立解析数学表达式来准确描述这个过程[4,5,6]。本文采用CFD仿真软件来模拟顶针撞击喷嘴瞬间胶液动力学特性,分析胶水喷射速度,同时仿真模拟顶针碰撞过程中密闭内腔体积的变化对流体动力学特性的影响,从而完成整个喷射点胶过程的数值模拟分析[7]。
1 喷射点胶流体动力学分析
喷射点胶过程中胶液在密闭内腔做复杂的动力学运动,顶针推动胶液向各个方向做无规则地快速运动。但是胶液在密闭内腔流动时必须遵循质量守恒、动量守恒及能量守恒三大定律,就质量守恒定律而言其主要描述在单位时间内流进和流出微单元的流体质量相等
式中,( u,v,w) 分别是速度沿3 个方向( x,y,z) 的矢量分量。
由于顶针是线性加速运动过程,胶液在顶针挤压下的流动过程是连续一致的,此外胶液流动时所涉及到的场全部都是可微分的,例如压力、速度、密度和温度等。通过质量、动量和能量守恒基本原理可导出纳维- 斯托克斯( N - S) 方程,因此胶液的流体动力学特性可用数学微分方程来描述
式中,( u,v,w) 分别是速度沿3 个方向( x,y,z) 的矢量分量; ( fx,fy,fz) 分别是微单元所受的外力; ρ 是胶液流体密度。
假设流动过程是不可压缩的,则可不考虑能量方程而直接求解,显然( N - S) 方程是非线性的偏微分方程组,解析解的求解非常困难,通常只有在一些特定条件下才可求得结果,大多数情况下无法以解析法求取位置参数值和3 个方向( x,y,z) 的速度矢量及P压力值。且顶针挤压胶液时密闭内腔体积在不断变化,因此微分方程的解析解更不可能求得。CFD软件利用有限单元体积法去离散微分方程组,以数值计算去求解微分方程组,通过迭代计算最终求出所有未知参数的数值解[8]。
2 数值分析模型建立与验证
气动阀驱动喷射点胶装置中顶针与喷嘴碰撞结构二维仿真模型如图2 所示,每个喷射周期中顶针有两个运动阶段: 碰撞阶段和分离阶段。在闭合阶段,顶针与喷嘴紧密贴合,并在结合处形成接触线,顶针撞击喷嘴后停止运动,喷口出胶速度达到最大; 在分离阶段,顶针向远离喷嘴口方向运动,在碰撞到限位块后停止运动,顶针回撤过程中产生局部瞬间真空,胶水迅速补充到该区域并为下一个碰撞出胶过程做准备,在这个运动过程中喷口停止出胶。为划分规则形状网格和提高分析结果精确性,必须对碰撞结构进行设计简化,在CFD中创建几何模型并划分网格。由于流体密闭内腔区域的体积是动态变化的,因此采用CFD软件的ALE分析模块来模拟分析顶针碰撞过程中流体动力学特性。
3 CFD模拟结果及分析
喷射点胶仿真模型中胶水的具体参数设置和边界条件是: 流体分析介质采用的是清洗胶,胶水的动力粘度值是6 500 CP,胶水加热后的温度为175 ℃,胶水的密度是0. 8 × 103kg·m- 3,胶水注入密闭内腔压力是0. 3 Mpa,喷嘴口气压值是0. 1 Mpa,计算允许残值10- 5,顶针的撞击速度可通过顶针运动学方程求得。
3. 1 顶针行程对流体动力学特性的影响
为研究分析顶针行程是如何影响胶水动力学特性,使用CFD软件模拟不同顶针行程对应的喷口胶水喷射速度矢量分布。本文中分别模拟行程为0. 5 mm、1. 0 mm和1. 5 mm时胶水动力学特性的不同表现。模拟过程中模型所有内外载荷设置保持一致,基本参数设置是: ( 1) 顶针与喷嘴接触线大小均为1. 5 mm,如图2中所示; ( 2) 作用在顶针顶帽上的气压设定值为0. 5 Mpa; ( 3 ) 胶水注入压力始终保持在0. 3 Mpa;( 4) 所有模拟都使用相同的顶针和喷嘴结构。
根据CFD模拟结果创建顶针在不同行程时喷嘴口对应最大喷射速度、密闭内腔胶液压力值,如表1 所示。显然顶针行程越大,其运行时间越长,撞击喷嘴时的速度就越大,喷嘴口胶液喷射速度就越高。但模拟结果所表明密闭内腔胶液压力值对应顶针行程的关系却截然不同,在1. 0 mm时内压最大,相反行程最大时内压处于最小。
表中,Vmax为胶液喷嘴出口最大速度; Pin为密闭内腔液压力。
3. 2 顶针接触线对流体动力学特性的影响
实践已证明顶针贴合喷嘴而形成的接触线,如图2 所示,也是影响胶水动力学特性的重要因数。为在理论上分析出接触线与喷射速度之间的关系,通过使用CFD软件,模拟分析2. 6 mm、1. 5 mm和1. 0 mm这3 种不同顶针对应的喷口胶水喷射速度和密闭内腔胶液压力值。模拟过程中模型所有内外载荷设置保持一致,基本参数设置是: ( 1) 3 种模拟分析场景下,顶针行程均是1. 5 mm; ( 2) 作用在顶针顶帽上的气压设定值为0. 5 Mpa; ( 3) 胶水注入压力始终保持在0. 3 Mpa;( 4) 所有模拟分析均使用相同的喷嘴。
根据CFD模拟结果创建顶针在不同规格下喷嘴口对应最大喷射速度、密闭内腔胶液压力值,如表2 所示。由于顶针撞击喷嘴时的速度只与行程有关,因此各模拟场景下撞击速度相同,显然顶针外形尺寸越大,其与喷嘴形成的接触线越大,喷嘴口胶液喷射速度就越高,密闭内腔胶液压力也就越大。反之亦然,顶针外形越小对应的接触线越小,喷射速度就越低,密闭内腔胶液压力也就越小。
表中,Vmax为胶液喷嘴出口最大速度; Pin为密闭内腔胶液压力。
3. 3 喷嘴张角对流体动力学特性的影响
参考模型结构图2 所示,当顶针外形结构一定时,喷嘴内锥孔张角越小,密闭内腔容积就越大。由于模型具有相同的边界条件和载荷设置,因此挤压到密闭内腔中胶液总量保持一致。随着胶液不断挤压,密闭内腔胶液压力急剧上升,内压推动胶水克服喷嘴阻力最终从喷口喷射出来。在密闭内腔中,胶液压力与内腔截面积成反比关系,也就是说截面积越大,内压值就越小。显然较高的胶液内压有助于胶水克服喷嘴阻力,根据理想流体伯努利方程所描述,胶水出口速度u2主要是由顶针撞击速度u1决定。无论喷嘴张角如何设计,顶针撞击速度只与行程和气压有关,而与顶针外形尺寸无关。伯努利方程中z轴高度差( z1- z2) 是顶针接触线到喷嘴口距离,喷嘴张角为120° 时这个距离值最小,因此在这种情况下喷射速度最小,同时由于张角开口较大,胶水在挤压时更容易向阻力小的区域逃逸,使得进入密闭内腔的胶水量减少,不利于内腔压力的建立进而降低胶水喷射速度
4 结束语
本文以气压驱动喷射点胶系统为研究对象,建立简化的二维数值分析模型,使用CFD软件模拟分析顶针碰撞式点胶结构的流体动态特性。模拟结果进一步证明了顶针行程是影响胶水喷射速度的主要因素。顶针行程越大,胶水喷射速度就越高,因此在相同的点胶频率和基材线速度条件下,胶点直径会更大,为了喷射小直径胶点,顶针行程就必须控制在合理范围内。
模拟结果还表明影响胶水喷射速度的另一个重要因素是接触线,接触线越细小,胶水喷射速度越低,反之则越大。模拟结果还表明,无论顶针结构如何变化,只要接触线大小和位置一定,则胶水喷射速度就保持不变。分析了喷嘴张角与胶水喷射速度之间的关系,喷嘴张角越大,胶水喷射速度会越小,反之则越大。与之对应的是顶针锥角,顶针与喷嘴的接触线位置是由这两个角度共同决定的,锥角越大,接触线位置会上移,接触线会更长,胶水喷射速度就越大。反之锥角越小,接触线位置则下移,胶水喷射速度就会变小。因此设计高性能的喷射点胶结构需要综合考虑以上所有主要影响因素。
参考文献
[1]关晓丹,梁万雷.微电子封装技术及发展趋势综述[J].北华航天工业学院学报,2013,23(1):34-37.
[2]况延香,马莒生.迈向新世纪的微电子封装技术[J].电子工艺技术,2000,21(1):1-6.
[3]陈奎宇,邓圭玲,韩玮.喷射布胶胶液累积体积及其平均流速数值模拟[J].半导体技术,2007,32(3):267-270.
[4]Alee J Babiarz.Jetting small dots of high viscosity fluids for packaging[C].London:Applications SMTA Pan Pacific Conference,2006.
[5]陈奎宁,邓圭玲.驱动系统参数对胶液喷射分配的影响[J].计算机仿真,2007(11):289-292,307.
[6]许鑫.流体喷射点胶过程仿真与实验研究[D].广州:广东工业大学,2014.
[7]谢龙汉,赵新宇.ANSYS CFD流体分析及仿真[M].北京:电子工业出版社,2012.
流体特性 第6篇
1 TiO2-H2O纳米流体的制备
纳米流体的制备是获得均匀稳定的纳米流体的关键。由于纳米粒子的粒径很小,具有巨大的比表面积和表面能,在制备、后处理和应用过程中极易发生团聚,以致严重影响纳米粒子在水中的分散。实验中采用的TiO2为重庆钛白粉厂提供的锐钛型纳米级粉体,水为去离子水。制备TiO2-H2O纳米流体前,为检测TiO2粉末出厂后是否受环境的影响而团聚,利用透射电子显微镜TEM(荷兰PHILIPS,型号:TECRAI20)测试其粒径大小,结果如图1所示。结果表明,粒子的分散性很好,没有发生团聚,其平均粒径为20nm。
用10万级电子天平称取一定量的TiO2粉体,加入到4种不同体积的去离子水中,再加入分散剂,并将混合液的pH值调到10左右,然后经超声波充分振荡,配制成体积比V(TiO2)∶V(H2O)分别为0.125%、0.25%、0.5%、1%的4种TiO2-H2O纳米流体。图2给出了1%的TiO2-H2O纳米流体的TEM图像。从图2可以看出,TiO2纳米粒子均匀地分布于水中,粒径比干粉纳米TiO2的大,约为60nm,但无明显的团聚现象。
2 TiO2-H2O纳米流体的粘度测量
2.1 测量仪器
测量粘度的仪器采用NXE-1B型锥板粘度计,并选配可测量小粘度的A转子系统。NXE-1B是带有微电脑的锥板式旋转粘度计,可用于精密测量各种牛顿型液体的粘度或非牛顿型液体的表观粘度[7,8],自动将粘度、剪切速率、剪切应力、样品编号等数据打印下来。试样温度可通过循环恒温浴槽HS-4(B)精确控制,其温度波动范围为±0.1℃。粘度计的主要技术指标为:(1)样品用量0.7mL;(2)测量范围0.5~1000mPas(cP);(3)转子转速0.3~60r/min (共8档);(4)剪切速率D=7.5n(s-1)(n表示转速);(5)测量精度±2%(F.S);(6)重现性±0.5%(F.S)。测量样品为0.125%、0.25%、0.5%、1%的4种TiO2-H2O纳米流体。
2.2 测量步骤和注意事项
在测量样品的粘度之前,先测量已知粘度的去离子水,其测量值与文献值的最大相对误差仅为1.12%,说明该粘度计能保证测量精度。然后在不同温度下测量各种体积浓度的TiO2-H2O纳米流体的粘度,考察温度和纳米体积粒子浓度对粘度的影响。为了明确TiO2-H2O纳米流体是牛顿型流体还是非牛顿型流体,还需分析不同剪切速率下的粘度值。
测量粘度必须在循环恒温浴槽水温平衡、试样杯温度稳定的状态下进行,要特别注意粘度计同轴度允许误差的调整、锥板与测量杯底面间歇的调整以及仪器的水平平衡调整,并且样品中绝对不能有气泡。测量时将样品放到测量杯中心,不要太分散,当转子锥体压盖液体时,液体可沿锥体均匀散开,不易裹入气体。
3 测量结果与分析
3.1 粘度随纳米粒子体积浓度的变化
图3为不同温度下TiO2-H2O纳米流体粘度随体积浓度变化的曲线,其中体积浓度为0时表示去离子水中没有添加纳米粒子。
浓度是影响纳米流体粘度的主要因素。各种体积浓度的纳米流体粘度均大于去离子水的粘度,而且在相同温度下,随着体积浓度的增加, TiO2-H2O纳米流体的粘度也增加;并且体积浓度越高,粘度呈加速上升的趋势。例如在20℃时,0.125%的纳米流体粘度比去离子水粘度增加了15%,0.25%时增加25%,0.5%时增加43%,当体积浓度为1%时猛增了141%。这说明当体积浓度提高到一定程度后,纳米粒子之间以及纳米粒子与水分子之间的内摩擦力迅速增大,宏观表现为粘度的增加,造成流动阻力升高。
3.2 粘度随纳米流体温度的变化
同常规流体一样,TiO2-H2O纳米流体粘度随温度的变化也非常显著。测量了去离子水以及4种纳米流体在不同温度下的动力粘度,如图4所示(注意,0℃时各样品均不会结冰,因为都有一定的过冷度)。不同体积浓度的TiO2-H2O纳米流体粘度都表现为一致的温度变化趋势,粘度与温度呈反比关系。并且温度越低,粘-温曲线族越发散,表明不同体积浓度纳米流体间的粘度差异加大。体积浓度越高的纳米流体,其粘度随温度变化的曲线越陡。
纳米流体的粘度对温度的变化极敏感,如与25℃的测量值相比,20℃的粘度至少提高了11.6%,0℃时则提高了86%。因此,在每次测量前应提前打开循环恒温浴槽的制冷系统,待试样杯中的温度稳定后再进行测量,以便准确测量不同温度下的粘度。
3.3 不同剪切速率时的流变特性
根据剪切应力与剪切速率的关系是否遵守牛顿定律可以判断纳米流体是牛顿型流体还是非牛顿型流体。牛顿型流体的粘度不随剪切速率的变化而变化,其剪切应力与剪切速率呈正比,即:
τ=η D
式中:τ为剪切应力(Pa),η为动力粘度(mPas,常用cP表示),D为剪切速率(s-1)
对于牛顿型流体,单用粘度就足以表示其流变特性。而对于非牛顿型流体,剪切应力与剪切速率间无正比关系,比值τ/D不是常数,而是剪切速率的函数,此时用ηa表示τ/D,称为表观粘度。
根据胶体的流变学理论[9,10],浓度越高的纳米流体,其流变行为越偏离牛顿型流体,若0.5%和1%的纳米流体为牛顿型流体,则更低浓度的就没有必要进行验证,一定也为牛顿型流体。因此,仅对这2种浓度较高的TiO2-H2O纳米流体进行了测量,并绘出了流变曲线,见图5。
显然,在2种体积浓度和2种温度下(0℃和5℃)τ-D的关系均为直线,且均通过坐标原点,即表示被测流体为牛顿型流体,并且在任意小的外力作用下,纳米流体就能发生流动。此外,从τ-D直线关系可见,直线的斜率越大,TiO2-H2O纳米流体的粘度就越大。
4 结论
(1)在去离子水中添加纳米级TiO2会增加悬浮液的粘度,随着体积浓度的增加,粘度的增加越来越显著,会严重增大流体的阻力。(2)TiO2-H2O纳米流体的粘度随温度的降低而升高。体积浓度越高的纳米流体,其粘度随温度的变化曲线越陡;温度越低,粘-温曲线族越发散。(3)本实验所制备的体积浓度为1%及以下的TiO2-H2O纳米流体均表现为牛顿型流体的流变特性,其粘度不随剪切应力的变化而变化。至于其临界浓度值(牛顿型流体转变为非牛顿型流体的纳米粒子临界体积份额)则有待后续工作去完成。(4)纳米流体的高粘度表明:用于管内流动换热时会增加系统阻力;用作蓄冷材料时,由于一般采用盘管外蓄冰或冰球蓄冰,蓄冷材料在蓄冰槽或冰球内作自然对流运动,无需消耗额外动力。因此,高粘度对蓄冷系统无消极影响,相反,粘度的增加越有利于纳米粒子的悬浮稳定[11]。
参考文献
[1]Xuan Y M,Li Q.Heat transfer enhancement of nanofluids[J].Int J Heat Fluid Flow,2000,21(1):58264
[2]Lee S,Choi S US,Li S,et al.Measuring thermal conduc-tivity of fluids containing oxide nanoparticles[J].J Heat Transfer,1999,121:2802289
[3]刘玉东,童明伟,何钦波.相变蓄冷纳米复合材料的熔解热研究[J].材料导报,2005,19(8):111
[4]李春辉,王补宣,彭晓峰.混合悬浮液中纳米颗粒对核化形态的影响[J].工程热物理学报,2004,25(3):47
[5]孙纯武,黄忠,董兴杰,等.降低蓄冰装置水结冰过冷度的试验研究[J].暖通空调,1999,29(6):5
[6]刘玉东,童明伟,何钦波.相变蓄冷纳米复合流体成核过冷度及释冷的实验研究[J].材料导报,2005,19(专辑Ⅵ):206
[7]金晓燕,程齐俭,黄绍光.锥板粘度计测定痰液粘滞度的方法学研究[J].上海第二医科大学学报,2000,20(1):85
[8]李强,宣益民,姜军.航天用传热强化工质导热系数和粘度的实验研究[J].宇航学报,2002,23(6):73
[9]高濂,孙静,刘阳桥.纳米粉体的分散及表面改性[M].北京:化学工业出版社,2003
[10]沈钟,赵振国,王果庭.胶体与表面化学[M].第三版.北京:化学工业出版社,2004
流体特性 第7篇
超临界流体是指温度和压力处于临界以上的流体,其所具备的理化性质介于液体和气体之间。温度和压力高于临界而接近临界点的状态称为超临界状态。CO2超临界流体(SCF - CO2)是指CO2载体在压力为7.3 MPa,温度为31 ℃下的一种特殊的状态,是目前常见的一种超临界流体,属国际公认的绿色技术[1,2]。
采用SCF - CO2电沉积方法可制备出性能优异的纳米晶粒沉积层,受到了高度关注。表面活性剂在电沉积过程中起着重要的作用,乳化液的相行为具有非常高的压力依赖性,CO2的体积分数对乳化液的分散行为及电化学性质有重要的影响;SCF - CO2的溶解度与温度密切相关,临界点以上的溶解度受温度的影响非常显著;与传统的电沉积技术制备的纳米镀层相比,SCF - CO2电沉积纳米层微观表面更加平滑、致密,具有非常好的抗磨性能;采用SCF - CO2所形成的乳化液抑制了沉积层针孔的产生,最终可获得超临界电沉积的优化参数[3,4,5,6,7,8,9,10]。目前,有关SCF - CO2电沉积过程中乳化液电阻与温度、压力之间的数学模型研究尚在探索之中。
本工作主要利用MATLAB软件,建立优化数学模型,数值模拟与讨论不同工作压力和温度对SCF - CO2电镀体系乳化液电阻的影响,并借助EViews软件对所建模型进行验证,结果显示出2种软件有较好的一致性,为这项技术在电镀工程中的应用提供了科学依据。
1 SCF - CO2电镀模型的建立及求解
1.1 实施条件及优点
金属盐(硫酸镍和氯化镍)一般不溶于SCF - CO2,加入合适的表面活性剂可使其水基电解液和SCF - CO2形成均匀的具有传导性的乳化液,而且工作压力和温度适中,可为SCF - CO2在电沉积中的研究与应用提供必要的条件和技术支持。SCF - CO2电镀装置见图1[11],电镀镍工艺见表1。其中表面活性剂为非离子表面活性剂类,CAS号为60828 - 78 - 6。
1.CO2气体钢瓶 2.截止阀 3.高压泵 4.压力表 5.电镀电源 6.控制单元 7.背压表 8.CO2余量测量仪 9.回收装置 10.磁力搅拌器 11.恒温装置 12.沉积单元 13.温控表
在SCF - CO2电镀过程中,表面活性剂、镍电解液与CO2构成SCF - CO2电镀镍三元体系,形成导电乳化液是超临界电镀反应的关键。试验装置中,高压泵和温控表提供SCF - CO2所需的压力和温度;磁力搅拌器提供形成超临界乳化液所需的外部条件,沉积单元根据需要,在电镀结束后通过回收CO2,实现绿色循环使用。与传统的电沉积相比,SCF - CO2电沉积法具有如下优点:
(1)体系乳化液具有极佳的整平能力和微观分散能力,可有效地改善沉积层的厚度均匀性;
(2)流体具有良好的混溶性,可使沉积过程产生的氢气迅速溶入到SCF - CO2中,有效地抑制沉积层表面针孔的产生;
(3)流体具有极好的传递性能,有利于离子传质,实现高速电沉积,缩短工作时间。
1.2 数据处理
在电沉积过程中,金属的析出量与所通入的电流大小成正比,同时还受电流效率的影响。根据欧姆定理,电压恒定时,影响阴极表面电流大小的因素主要是电阻。当电流通过SCF - CO2体系乳化液到达阴极表面时,影响电流大小的因素就是乳化液的电阻。在超临界条件下,溶解度x与温度t和压力P的关系可用式(1)[5]表示:
undefined
式中 P*饱和蒸气压
乳化液的电阻值与压力、温度密切相关,故建立乳化液电阻与压力、温度之间的关系式是数值分析的关键[8]。三者关系见表2。
回归方程常数项=因变量均值-引入变量均值与对应回归系数乘积[12]。根据最小二乘法原理,对表2数据在MATLAB命令窗口中调用stepwise函数,可得到回归关系式(2):
y=40.524 4+23.347 5xundefined+2.808 5xundefined-16.224 9x1x2 (2)
1.3 模型建立
根据上述关系式以及工艺条件,建立的最优化数学模型如下:
undefined
模型中ymin是因变量y的最小值。
1.4 数值求解
在MATLAB命令窗口中调用fmincon函数,经过6次叠代得出最优解x1=16.012 8,x2=44.968 5,目标函数最优值y=23.214 9,即在压力为16.012 8 MPa,温度为44.968 5 ℃时,电阻的最小值为23.214 9 Ω。
2 结果与讨论
2.1 模拟状况
借助MATLAB软件对表2数据进行处理,得出的乳化液电阻随压力和温度的变化规律见图2,图3。对图2,图3进行稳态收敛分析可知,整个过程中的最佳压力和温度分别为16 MPa,45 ℃,相应的最小电阻值为23 Ω。此时,镍电解液、SCF - CO2和表面活性剂所形成的乳化液的电阻分散状态最佳,镍镀层的表面均一性和致密度高、晶粒尺寸小(见图4);镀层的平均硬度为695.1 HV,比普通电镀层提高约30%。由此可见,所建优化模型是合理有效的。
2.2 影响程度
压力、温度对乳化液电阻的影响程度是不一样的,且不同的水平下不同,通过方差分析可以得出两者对电阻的影响程度。在超临界条件下,主要考虑压力、温度因素对乳化液电阻的影响,采用多因子方差分析原理,运用anova2函数进行双因子方差分析[12],得到的回归方程检测结果见表3。
表3 anovaa中显著性分别为0.000 4 MPa,0.126 2 ℃,均小于0.15,故接受原假设<0.15为显著,可认为温度和压力对乳化液电阻的影响均是显著的。对表3 anovab中前2组数值进行加权平均,然后运用anova2函数分别得到0.066 8 MPa,0.170 3 ℃。可见,压力值接受原假设,而温度值拒绝。可以认为,同等条件下压力对乳化液电阻的影响更为显著,而温度则稍小。
2.3 模型验证
在EViews软件中,运用最小二乘估计法对所得回归关系式进行验证,得到的回归方程估计结果见表4。
因变量:y 样本数: 16 因变量个数: 6
估计命令:lsys xundefinedxundefinedx1x2
估计方程:y=C(1)+C(2)xundefined+C(3)xundefined+C(4)x1x2
回归方程:y=40.524 369 75 + 23.347 479xundefined+2.808 739 497xundefined-16.225 126 06x1x2
由表4可知,所得回归方程:
y=40.524 369 75+23.347 479xundefined+2.808 739 497xundefined-16.225 126 06x1x2
由上可见,2个软件结果基本一致,表明所建模型是合理可行的。
3 结 论
(1)压力为16.012 8 MPa,温度为44.968 5 ℃时,电阻的最小值为23.214 9 Ω,即体系的最佳压力值和温度值分别为16 MPa,45 ℃,相应的最小电阻值为23 Ω。这与优化模型结果较接近。
(2)在最佳条件下,体系乳化液的电阻分散状态最佳,镀层的平均硬度为695.1 HV,比普通电镀层提高约30%。
(3)温度和压力对体系电阻均有显著的影响,但在同等条件下,压力的影响更为显著。
(4)MATLAB软件所得结果与EViews软件所得回归方程基本一致,说明借助MATLAB软件对SCF - CO2电镀镍溶液特性进行数值分析是一种行之有效的方法。有关超临界电镀传质过程、沉积层均匀性的实际模拟仿真还有待进一步研究。
参考文献
[1]韩布兴.超临界流体科学与技术[M].北京:中国石化出版社,2005:2~6.
[2]TsaiW L,Hsu P C,Hwu Y,et al.Bu ild ing on bubb les inm etal electrodeposition[J].Nature,2002,6 885(417):139~141.
[3]Hong K M,K im M S,Lee Y C,et al.The characteristics ofn ickel-electrop lated on copper substrate in CO2supercriticalF lu id[J].M etastab le NanocrystM ater,2005,23:247~250.
[4]Yosh idaH,SoneM,M izush im a A,et al.App lication of emu l-sion of dense carbon d ioxide in electrop lating solution w ithnon ion ic surfactants for n ickel electrop lating[J].Surf CoatTechn,2003,173:285~292.
[5]K im J R,K im H K,Kyong J B.Solub ilities of naphth-alenein supercritical flu ids[J].Korean Chem Soc,1988,32:311~316.
[6]W akabayash iH,Sato N,Sone M,et al.Nano-grain struc-ture of n ickel film s prepared by emu lsion p lating using densecarbon d ioxide[J].Surf CoatTechn,2005,190:200~205.
[7]Guerra R M,M arin M L,Sanchez A,et al.E ffect of pres-sure,temperature and tim e on supercritical flu id extractionof c itrate and benzoate p lastic isers from poly(vinyl chloride)[J].Supercrit F lu id,2002,22:111~118.
[8]K im M S,K im J Y,K im C K,et al.Study on the effect oftemperature and pressure on n ickel electrop lating character-istics in supercritical CO2[J].Chemosphere,2005,58:459~465.
[9]Md Z R,Sone M,Eguch iM,et al.W ear properties of n ickelcoating film p lated from emu lsion w ith dense carbon d ioxide[J].Surf Coat Techn,2006,201:606~611.
[10]K im Y H,Bae C W,K im D W,et al.The surface improve-m ent by supercritical nano p lating[J].M ater Sc i Eng A,2009,33(9):913~921.
[11]雷卫宁,李仁兴,于赟,等.超临界流体微细电铸成型工艺及其装置:中国,101092716[P].2007-12-26.
流体特性 第8篇
关键词：动压特性,JFO空化理论,方向性孔
0 引言
近年来出现的新型端面密封结构激光加工多孔端面机械密封 (LST-MS) , 是在普通机械密封的端面上加工出微米级的小坑孔, 与普通端面机械密封相比, 此类新型端面密封结构在降低端面摩擦磨损与端面温升、提高承载能力、延长密封使用寿命等方面具有显著的作用[1]。
为此, 国内外学者主要针对微孔端面密封在几何参数[2,3]、孔形结构[4,5]、排布方式[6,7]、方向性[8,9]等方面开展了较系统的理论研究, 但对毫米级孔的密封性能研究一直没有涉及到, 且研究者发现:尽管微孔端面密封具有良好的动压特性, 但在高压或低速启动时, 微孔端面密封不能形成明显的动压开启力, 以保证密封端面顺利打开, 从而易造成端面的接触摩擦、磨损, 甚至导致密封在开启阶段就失效。目前关于多孔端面液体润滑密封性能的研究都是基于Reynold空化边界条件, 该空化边界条件不能够准确地计算出端面密封性能参数。
为改善多孔密封端面的动压特性和准确求解密封性能参数, 本研究基于质量守恒的JFO空化边界条件, 对毫米级不同形状方向性孔的流体动压特性进行对比研究。
1 模型的建立
1.1 几何模型
LST-MS拥有一对相对旋转的密封环, 两密封环端面光滑且相互平行, 本研究在静环的密封端面上采用激光加工出不同端面形状方向性孔, 结构图如图1所示。
hp孔的深度;h0密封间隙;r孔半径;a, b椭圆孔的长、短半轴;a1, b1菱形孔的长、短半轴;ri, ro密封环的内、外径;β孔倾斜角;Scircle圆孔面积;Sellipse椭圆孔面积;Sdiamond菱形孔面积
为了研究孔的方向性对动压效应的影响, 本研究定义方向因子γ=a/b=a1/b1和孔倾斜角β, 且方向因子γ和倾斜角β共同表征了孔的方向性。
密封端面的液膜厚度为:
1.2 数学模型
假设密封端面间压力沿膜厚方向恒定不变;密封流体为牛顿型流体, 其粘度保持不变;基于上述假设条件, 根据质量守恒的JFO空化理论可知, 二维层流稳态不可压缩流体动力润滑Reynolds方程可写成[10,11,12]:
式中:ρc液体密度;ρ端面间任意一点的液膜密度;Φ液体所占的体积分数, Φ=ρ/ρc;r端面半径;p端面间压力;h端面间膜厚;ω角速度;μ密封介质粘度。
为正确求解上述方程, 本研究给上述方程式 (2) 添加了适当的边界条件和互补条件。
(1) 径向边界条件:
(2) 周期性边界条件:
(3) JFO空化互补条件:
为求解端面间流体膜压分布时, 取一个周期作为“孔栏”计算区域进行网格划分, 网格划分图如图2所示。
整个孔栏区域压力分布p可以通过每一点压力积分得到, 而根据差分原理, 变量p在节点Oi, j的压力值的1阶导数可由中心差分公式求得:
根据式 (6) 对式 (2) 进行离散, 得离散方程组为:
其中:
然后联合边界条件式 (3, 4) 和空化互补条件式 (5) , 用超松弛迭代法求解该线性方程组, 从而可获得一个孔栏区域上的压力分布, 最后通过下式就可以求出开启力:
2 计算结果与讨论
为了便于分析, 本研究针对以上大孔端面形状, 选取以下结构参数和工况参数作为计算参数。
(1) 几何参数:密封环内半径ri=34.6 mm;外半径ro=40 mm;圆孔半径r=1 mm;面积Scircle=Sellipse=Sdiamond;方向因子γ=a/b=a1/b1=3;孔深hp=5μm;周期数N=36。
(2) 工况参数:密封内压pi=pa=0.1 MPa;外压po=0.1 MPa;粘度μ=1.005e-3 Pas;转速n=600 r/min;空化压力pc=0.002 34 MPa。
在下文分析某参数对密封性能参数影响时, 除特别说明外, 其他工况参数和几何参数保持不变。
2.1 压力分布
不同端面形状 (菱形、椭圆形、圆形) 孔的压力分布图如图3所示, 从图3可以看出, 椭圆形孔的压力峰值最大, 为0.37 MPa左右;菱形孔的压力峰值次之, 为0.36 MPa左右;而圆孔的压力峰值最小, 为0.32 MPa左右。这是因为流体在椭圆孔内沿周向方向流过的行程最长, 由于流体的粘性剪切作用, 从而使流体在孔末端压力堆积的最高, 故压力峰值就最大。而流体在圆孔内沿周向流过的行程最短, 故压力峰值就最小。
2.2 转速n对动压特性的影响
不同端面形状 (菱形、椭圆形、圆形) 和倾斜角 (β=0°、45°、90°、135°) 孔在不同转速n下, 动压特性的变化规律如图4所示。随着n的增大, 圆形孔、β=0°及β=90°菱形孔和椭圆形孔的开启力都是先增大后减小, 且在n=900 r/min左右开启力取最大值, β=45°及β=135°菱形孔和椭圆形孔的开启力都是先减小后增大, 且在n=600 r/min左右开启力取最小值, 这是由于孔的方向性对流体的导向作用。在同一转速n下, β=90°椭圆孔的开启力最大, β=45°菱形孔的开启力最小。综上可知, 在不同转速n下, β=90°椭圆孔的动压特性最好, β=45°菱形孔的动压特性最差。
2.3 倾斜角β对动压特性的影响
不同端面形状 (菱形、椭圆形、圆形) 孔在不同孔倾角β下对动压特性的影响如图5所示。随着β逐渐增大, 菱形孔和椭圆形孔的开启力都是先减小后增大, 再减小再增大, 且在β=60°取最小值, 在β=90°取最大值。这主要是由于压力在β=90°孔末端堆积的最多, 而圆形孔由于没有方向性, 故开启力为一定值。在同一β下, 当70°<β<100°时, 椭圆孔的开启力最大, 圆孔的开启力最小, 而在其他β下, 圆孔的开启力最大, 菱形孔的开启力最小。综上可以看出, β=90°的椭圆孔的动压特性最好, 而β=60°左右的菱形孔的动压特性最差。
2.4 不同方向因子γ对动压特性的影响
在倾斜角β=0°和β=45°时, 不同端面形状 (椭圆形、菱形) 孔的方向因子γ变化时对动压特性的影响如图6所示。随着γ逐渐增大, 倾斜角β=0°椭圆形孔和菱形孔的开启力逐渐减小, 倾斜角β=45°椭圆形孔和菱形孔的开启力先增大后减小, 这是因为随着γ的增大, 压力在倾斜角β=0°椭圆形孔和菱形孔的末端堆积的量逐渐减小, 故开启力就逐渐减小。而在γ<1时, 随着γ的增大, 压力在倾斜角β=45°椭圆形孔和菱形孔的末端堆积的量逐渐增大, 故开启力就增大, 而在γ>1时, 随着γ的增大, 压力在倾斜角β=45°椭圆形孔和菱形孔的末端堆积的量逐渐减小, 故开启力就减小。在同一γ下, 倾斜角β=0°的椭圆孔的开启力最大, 而倾斜角β=45°的菱形孔的开启力最小。故综上可知, γ越小且β=0°的椭圆孔的动压特性最佳, 而γ越大且β=45°的菱形孔的动压特性最差。
3 结束语
本研究主要基于JFO空化模型, 对毫米级不同形状方向性孔 (圆形、椭圆形、菱形) 的流体动压特性进行了对比研究, 研究结果表明:
(1) 孔的形状和方向性对动压特性都有一定的影响, 其中方向性的影响最为显著。
(2) 在不同转速n、倾斜角β、方向因子γ下, 在n=900 r/min时, γ越小、β=0°椭圆孔的动压特性最佳;而在n=600 r/min时, γ越大、β=45°菱形孔的动压特性最差。
(3) 本研究是在内外压差相等 (即只考虑动压效应) 的情况下, 对不同形状方向性孔的流体动压效应进行对比研究。
由以上结论可知, 研究者只要选择合理的端面形状和方向性孔, 且保证其在最佳的结构参数和工况参数下工作, 就可以获得最佳的动压特性, 从而保证密封端面在低速下快速开启, 避免了端面摩擦磨损现象的发生。
参考文献
[1]王志高, 宋鹏云, 任伟.端面微孔机械密封研究进展[J].机械, 2006, 33 (9) :9-12.
[2]ETSION I, BURSTEIN L.A model for mechanical sealswith regular micro-surface structure[J].Tribology Trans actions, 1996, 39 (3) :677-683.
[3]秦浩, 彭旭东, 白少先, 等.激光加工多孔气体端面密封的静压性能研究[J].摩擦学学报, 2009, 29 (3) :205-209.
[4]彭旭东, 杜东波, 李纪云.不同型面微孔对激光加工多孔端面机械密封性能的影响[J].摩擦学学报, 2006, 26 (4) :367-371.
[5]YU Hai-wu, WANG Xiao-lei, ZHOU Fei.Geometric shapeeffects of surface texture on the generation of hydrodynamicpressure between confromal contacting surfaces[J].Tribol ogy Letters, 2010, 37 (2) :123-130.
[6]KLIGERMAN Y, ETSION I.Analysis of the hydrodynamiceffects in a surface textured circumferential gas seals[J].Tribology Transactions, 2001, 44 (3) :472-478.
[7]赵中, 彭旭东, 盛颂恩, 等.多孔扇形分布端面机械密封性能的数值分析[J].化工学报, 2009, 60 (4) :965-971.
[8]BAI Shao-xian, PENG Xu-dong, LI Ye-feng.A hydrody namic laser surface-textured gas mechanical face seal[J].Tribology Letters, 2010, 38 (3) :187-194.
[9]于海武, 袁思欢, 王晓雷, 等.微凹坑形状对试件表面摩擦特性的影响[J].华南理工大学学报:自然科学版, 2011, 39 (1) :106-110.
[10]袁家坤, 张力, 曹建波.基于流体工程仿真计算的水轮机设计[J].机电技术, 2011 (6) :47-48.
[11]张峰, 肖凯, 刘伟强.热流体装置的层板构型技术及其发展综述[J].轻工机械, 2012, 30 (1) :109-212.
