基于CFX的高鐵軸承試驗臺粉塵箱氣固雙相流分析

劉永剛，鄭景陽，李倫

（河南科技大學 機電工程學院，河南 洛陽 471003）

隨著我國高速鐵路的發(fā)展，對高鐵軸承性能的要求也不斷提高，高速列車中，軸承是保證其運行穩(wěn)定性和安全性的核心部件之一。目前，我國高鐵軸承在研發(fā)實力、生產水平、試驗條件等方面與國際著名軸承企業(yè)存在著較大的差距，國產高鐵軸承的滾子及內外圈表面易出現(xiàn)磨損和剝落［1］。為了滿足列車更高速、更安全、更環(huán)保的性能要求，軸承必須具備精良的設計、制造、試驗檢測水平，故需要進一步提高軸承試驗技術［2］。

高鐵軸承防粉塵密封試驗臺是對高鐵軸承進行試驗和測試的重要設備。文獻［3］研究了速度300 km／h以上時高鐵軸承疲勞強度試驗臺的設計和風扇的運行方式。文獻［4］通過優(yōu)化高鐵軸承試驗臺主軸的結構，對陪試軸承的位置進行了優(yōu)化確立。由于試驗臺粉塵箱內部顆粒的旋轉、黏性和粉塵箱壁面的影響，粉塵箱內流場非常復雜。同時存在著湍流、層流以及可能出現(xiàn)的分離流尾流和射流等流動現(xiàn)象，而粉塵箱內充滿氣固兩相混合物，故應考慮氣固兩相間的相互作用，研究難度較大［5］。文獻［6］利用FLUENT軟件對粉塵箱內不同尺寸塵粒和流場速度、方向進行數值模擬分析，確立粉塵箱內不同尺寸塵粒的運行軌跡和流場速度變化規(guī)律，為確立風扇的數量和空間布局提供了理論依據。文獻［7］利用CFX建立了粉塵箱的有限元模型，得出了一種較理想的風扇布局方案，但沒有進一步分析風扇數量和轉向對流場和粉塵分布的影響規(guī)律。由于CFX軟件采用的全隱式耦合算法在旋轉機械方面有較大優(yōu)勢［8-9］，因此，采用基于CFX軟件的SST模型研究風扇攪動對箱內流場的速度變化和塵粒運行軌跡的影響較為合適。

為了滿足高鐵軸承350～500 km／h的速度試驗條件，通過建立內循環(huán)形式的試驗臺粉塵箱，研究了粉塵箱內部風扇轉動情況對流場速度變化規(guī)律和塵粒運行軌跡的影響，分析了粉塵箱內流場和塵粒分布的變化規(guī)律，通過最終的分析對比，確定了最接近高鐵軸承工作環(huán)境的粉塵箱內風扇轉動形式。

1 建模與仿真

1.1 模型建立

試驗臺結構如圖1所示。箱體主要部件由被測軸承、密封圈、徑向推桿、軸向頂桿和軸承支架等組成。被測軸承外圈直徑約350 mm，在建立幾何模型時統(tǒng)一簡化為直徑350 mm的圓柱；設計試驗臺箱體為直徑750 mm、長750 mm的圓柱；傳動軸簡化為直徑150 mm、長200 mm的圓柱；軸承端面所處的平面 Z＝-400 mm［6］。

圖1 高鐵軸承試驗臺結構示意圖Fig.1 Structure diagram of high-speed railway bearing test bench

首先選用垂直于軸承端面的90°扇葉，風扇在粉塵箱內的排布如圖2所示。設定箱體嚴格密封，內流場是空氣和固體粉塵的連續(xù)耦合相，相間無物質傳遞，且粉塵顆粒屬性為二氧化硅，氣固雙相流具有相同的溫度場。粉塵顆粒位于粉塵箱內，在分析中分為2部分：一部分作為氣固耦合相，以一定的體積分數影響內流場；另一部分極少數的特定粉塵顆粒作為粒子跟蹤對象研究其運動軌跡的流線圖，不影響內流場分布［10］。

圖2 風扇排布圖Fig.2 Configuration diagram of fans

利用前處理軟件ICEM中Robust方法生成四面體非結構體網格，網格模型如圖3所示。固定域部分生成約300 000個網格，旋轉域部分生成約150 000個網格。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

1.2 邊界條件

對邊界條件和初始條件進行設定：

1）設定不同域的網格連接為普通interface網格連接，連接格式是GGI網格連接方式，旋轉域用于interface連接3個面依次是fan-top，fan-outer和fan-bot，固定域用于interface連接3個面依次是 tank-top，tank-outer和 tank-bot，分別與對應的旋轉域連接。

2）固定域其他面皆定義為旋轉自由滑移（free slip）的wall，旋轉域其他面皆定義為固定無滑移（no slip）的 wall。

3）材料庫中設定固相粉塵顆粒是標準形狀顆粒，密度均勻，其粒徑均勻分布在30～150μm之間，平均粒徑為70μm；箱體內粉塵顆粒所占體積分數為2%。

4）為了仿真模擬的準確求解和收斂性，設定求解格式為指定混合因子，混合因子為0.75。

5）為了使求解控制器有充足的迭代時間，設定求解器最大求解迭代步為500步。

6）設定求解器的時間控制為物理時間控制，其時間間隔為2 s。

7）設定仿真分析的殘差值為10-4，設定最大逝去時間為100 s。

8）其他設置項選擇軟件默認狀態(tài)。

1.3 仿真試驗步驟

首先，對試驗臺的結構進行合理簡化，通過外形仿真分析驗證模型的可行性及合理性，為后續(xù)分析提供基礎；然后，對風扇的相關重要因素進行分析，研究對風扇產生影響的參數；最后，從流場矢量分布、顆粒運動軌跡和速度云圖3個方面深入分析風扇轉向對攪動循環(huán)產生的影響。

2 結果與分析

2.1 風扇同向旋轉

設定風扇同向旋轉，粉塵箱內流速及顆粒運動軌跡如圖4所示。

圖4 同向轉動時，流速圖和粉塵軌跡圖Fig.4 Diagrams of flow velocity and dust trajectory during rotation in same direction

由圖4a可知，當4臺風扇同向轉動時，風扇端面上流體質點受力的方向基本保持一致。由于風扇間形成的有旋流動相互影響，軸承端面形成強迫對流，粉塵顆粒以擾動流的形式運動，并有渦量較小的渦旋產生，方向跟隨風扇轉動方向，渦旋的內流場速度小，外流場速度大。此時軸承端面的粉塵顆粒以紊流的流態(tài)存在，包括回流、反流、尾流等形式，也有因垂直碰撞壁面形成的滯止流，滯止流以暫態(tài)流的形式存在，粉塵相對軸承端面的運動形式是滑移、撞擊及撞擊后的滑移。

由圖4b～圖4d可知，在粉塵箱內壁面和軸承外圈之間，每臺風扇形成的有旋流緊接著進入相鄰風扇的旋轉域做有旋流動，形成一個完整連續(xù)的旋渦域，渦面整體規(guī)律有序，旋轉方向與風扇的轉向相同。此時粉塵顆粒做有旋流動，以環(huán)流形式存在，相對軸承外圈面的運動形式是繞軸向旋轉的滑移。

此外，由于風扇彼此間的擾動流碰撞，僅在風扇的近場流有一定的流速，且以渦旋形式存在，沒有明顯的規(guī)律可尋。此時粉塵顆粒以紊流、擾流的形式存在，并且有粉塵到達軸承端面，粉塵流相對軸承端面的運動形式基本為撞擊，因撞擊的角度不同，撞擊后大部分粉塵相對軸承端面滑移，也有部分顆粒因垂直碰撞形成暫態(tài)的滯止流。當粉塵顆粒的流態(tài)以渦流形式存在時，其內流場速度小，外流場速度大，粉塵箱內壁面上粉塵的運動速度大，被測軸承外圈粉塵流速小。同時軸承外圈流速較小也是由于此處的擾動流造成的，粉塵顆粒因受到不同方向的力導致合力衰減。由此可以得出，在此風扇轉動模式下的粉塵顆粒與粉塵箱內壁面及被測軸承大部分處于滑移摩擦狀態(tài)，摩擦方向基本是繞軸向的旋轉，因此粉塵箱內壁面和被測軸承受到磨蝕磨損，且粉塵箱內壁面處的流速較大，風扇所做的功大部分作用在粉塵箱內壁面上。

此風扇轉動模式存在以下問題：1）雖能較好地模擬高鐵軸承在運行過程中繞軸向旋轉的粉塵顆粒的污染，但高鐵軸承所處的實際環(huán)境比較復雜，不僅僅受到有序的旋轉粉塵顆粒污染，實況中的粉塵顆粒運動是無序的亂流，旋轉只是其中一種，此風扇轉動模式不能有效地反映被測軸承受到來自不同方向的粉塵顆粒碰撞、滑移。2）粉塵箱內壁面磨蝕比較嚴重，對其防護層、密封圈等的耐磨性提出了更高的要求，增加了試驗成本，被測軸承沒有形成實際狀況中的點蝕。3）箱體內運動的粉塵顆粒由于慣性相對較大，在向心力的作用下運動在壁面固定的軌道上，且顆粒越大越靠近壁面，很難碰撞軸承，直至磨損變小，隨著慣性減小才可能運動至軸承附近，因此內置一定粒徑的粉塵粒子失去了意義。

2.2 相鄰兩臺風扇同轉向，另兩臺風扇反轉向

設定任意相鄰兩臺風扇同轉向，另兩臺反轉向。粉塵箱內流速及顆粒運動軌跡如圖5所示。

圖5 同向+反向時，流速圖和粉塵軌跡圖Fig.5 Diagrams of flow velocity and dust trajectory during rotation in same and reserve direction

由圖5a可知，在風扇端面上，流體質點受力方向依然分散且合力較小，流場的整體流速較小。由圖5b～圖5d可知，在粉塵箱內壁面和軸承外圈之間，擾動流和強迫對流形成的渦流數量減少，渦旋破碎和雙胞渦流現(xiàn)象消失。此時軸承外圈面的粉塵流向紊亂，流態(tài)以回流、反流和暫態(tài)的滯止流為主，粉塵顆粒相對軸承外圈面的運動形式以繞軸向的旋轉滑移為主，同時還有撞擊和撞擊后的滑移。在軸承端面上，2組不同轉向的風扇形成強對流，并無渦旋產生，對向流被迫相互擠壓，在風扇間的中線形成相同方向并離開軸承端面。軸承端面粉塵顆粒的流態(tài)主要以強迫對流形式存在，也有暫態(tài)的滯止流，此時粉塵相對軸承端面的運動形式是滑移、撞擊和撞擊后的滑移。此風扇轉動方式下軸承周圍的粉塵運動也比較接近實況，但當改變風扇的傾角來改善流場軸向流速時，軸承外圈面的軸向粉塵流速上下側分布不均。在圖5b中，下側風扇吹出的流體經過軸承后側繞到上側風扇回流，回流后的粉塵流體又回到下側風扇，如此反復循環(huán)形成環(huán)流，在軸承外圈的垂直面形成旋轉攪動，不是理想的效果。在被測軸承的表面，2組風扇形成的軸向速度相反，直接吹出的軸向速度要大于回流的軸向速度，造成軸承一側的粉塵流速大于另一側，粉塵運動分布不均。由圖5c可知，以風扇所處的平面為分界面，試驗臺箱體內左側空間的整體流速大于右側。此風扇轉動方式下風扇作用于軸承上的有效功較低，同時造成能源浪費。

2.3 相鄰風扇轉向相反

設定相鄰兩臺風扇依次轉速相反，粉塵箱內流速及顆粒運動軌跡如圖6所示。

圖6 反向轉動時，流速圖和粉塵軌跡圖Fig.6 Diagrams of flow velocity and dust trajectory during rotation in reserve direction

由圖6a可知，相鄰風扇轉向相反時，在風扇端面上，由于流體質點受力方向分散且合力變小，與圖5a相比，整體流場的粉塵顆粒的流速相對較小。在粉塵箱內壁面和軸承外圈之間，由于受風扇不同方向有旋流的影響，形成強迫對流，粉塵顆粒以擾動流的形式運動，形成若干渦度明顯的渦流，方向跟隨距離最近的風扇轉向，同時也有部分渦流因靠近壁面造成渦流分離，沒有形成完整的渦流，也有因2個渦流相距過近形成的雙胞渦流，方向跟隨胞心較大的渦流，渦旋的內流場流速小，外流場流速大。軸承外圈面的粉塵運動相對紊亂，以紊流形式存在，有回流、反流、尾流等，也有因垂直碰撞壁面形成暫態(tài)的滯止流，相對軸承外圈面的運動形式以繞軸向的旋轉滑移為主，同時還有不同流向的粉塵撞擊，視撞擊角度不同，然后滑移或者暫停。在軸承端面上的粉塵顆粒還保持著相當的流速和一定的運動規(guī)律：從左側風扇中心點發(fā)出一簇束流在其他3臺風扇的旋轉作用下，分別向這3臺風扇發(fā)散，形成分離流，在軸承端面的邊緣形成強迫對流，開始相互干擾形成有渦流；軸承端面的粉塵顆粒的流態(tài)以束流、分離流的形式存在，也有暫態(tài)的滯止流，此時粉塵相對與軸承端面的運動形式是滑移、撞擊和撞擊后的滑移，粉塵分布更接近實況。

由圖6b和圖6d可知，由于相鄰風扇的轉向相反，造成渦流激烈碰撞，改變了流體質點原來的方向；風扇左右分別產生強迫對流，形成粗糙的對稱渦旋，方向跟隨距離最近的風扇；兩風扇之間也因擾動流形成方向相反的對稱渦旋，方向分別跟隨距離最近的風扇，渦旋內流場速度小，外流場速度大。此時粉塵顆粒以擾流和渦旋流為主，也有部分顆粒因直接碰撞形成暫態(tài)的滯止流。不僅有部分粉塵到達軸承端面，也有有旋流動的粉塵到達軸承外圈面，粉塵流相對軸承端面的運動形式多是撞擊、撞擊后的滑移，視撞擊的角度不同，撞擊后粉塵有不同的滑移速度。

對比圖5b和圖6b可知，隨著顆粒運動速度的減弱，顆粒的運動流線明顯變少，圖6b所示的流線雖有徑向流動的軌跡但流速很小。由圖6c可知，這種風扇轉動模式下被測軸承主要受來自顆?；颇Σ梁团鲎?，但滑移的方向有所改變。由圖6d可知，箱體壁面上距離風扇最近的4個點受到一簇粉塵流撞擊，隨后向周圍均勻擴散，撞擊速度部分轉化為平行于壁面的速度，壁面上粉塵顆粒流速由小變大，再依次向周圍擴散減小，但流速相對風扇同向轉動模式較小且方向有所改變。此時粉塵相對軸承端面的運動形式是滑移、撞擊和撞擊后的滑移，粉塵分布更接近實況?；谝陨戏治隹梢缘贸觯捍藭r粉塵在軸承徑向上的速度比較符合高鐵軸承的實際工況條件，每臺風扇形成的有旋流緊接著進入相鄰風扇的旋轉域做有旋流動，整體形成了實際繞軸向旋轉的狀態(tài)，渦面整體規(guī)律有序，對比文獻［9］中的方案3，該方案整體速度比3臺風扇時更大，更接近實際工況條件。

3 結論

1）風扇的轉向決定了試驗臺繞軸向旋轉流體之間擾動流和渦流，以及內流場粉塵顆粒的流態(tài)和相對運動形式。

2）與高鐵軸承實際工況最為符合的粉塵箱內風扇轉動模式是相鄰風扇轉向相反。