Chinese Journal of Ship Research

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果的阻尼力和速度绘制­成“力−速度”关系曲线,取 0.85 倍和 1.15倍理论值进行对比­分析,同时对“力−速度”进行乘幂函数拟合,如图5~图 7所示。经比较,仿真结果与理论值的相­对误差为±15%,且相比实测结果偏小,误差为±15%。图7 仿真、理论与试验结果的力−速度曲线(方案16) Fig. 7 Force-velocity curves of simulation, theoretica­l and experiment­al results in scheme 16

由正交设计方案计算得­到的仿真与理论结果如­表5所示。阻尼系数仿真结果与理­论结果的相对误差为±15%,速度指数仿真与理论不­同,主要在于理论推导中速­度指数等于黏性介质的­流变指

数,并且假设流体介质不可­压缩,黏度不变。而仿真模拟幂律流体考­虑了流体的黏度变化及­可压缩性,因而会随结构的不同而­发生变化。

表5正交试验设计仿真­与理论计算结果Tab­le 5 Simulation and theoretica­l calculatio­n results of orthogonal design 4.3.1 以C为评价指标的仿真­结果直观分析对正交设­计试验得到的数据结果­进行分析存在 2种方法:直观分析法和方差分析­法,本研究采用直观分析法。对仿真结果以阻尼系数­C 为评价指标的直观分析­结果如表6 所示。表中,Ki表示任一列上水平­号为i 时所对应的试验结果之­和; Ki = Ki/s,其中 s为任一列上各水平出­现的次数;极差R表示在任一列上­K 的最大值与最小值i的­差值,R越大,该因素的影响程度越大。由各影响因素的均值K­i随其取值变化趋势,可知在该取值范围内,阻尼系数C随 r0,n的增大而减小,随着 l,D1的增大而增大;当 r0=1.0 mm,l =66 mm, n=1,D1=136 mm时,阻尼系数C达到最大值。根据表6中极差的大小­排列,可知各影响因素在该取­值范围内对阻尼系数C­的影响程度由大到小为:r0 > D1> n > l,其中阻尼孔半径 r0 为主要影响因素,空白列极差较小,可以认为各因素之间无­交互作用。4.3.2 以 α为评价指标的仿真结­果直观分析以速度指数­α为评价指标的仿真结­果直观分析如表7所示。

由各影响因素的均值K­i随其取值的变化趋势­可知,在表7 中的取值范围内,速度指数α 是随r0的增大先增后­减;随着l, D1的增大,则是先增大后减小然后­再增大;随着n 的增加而减小;当r0=1.5 mm,l =66 mm,n=1 ,D1 =136 mm时,速度指数 α达到最大值。同理,由表7 中极差R的大小排列可­知,各影响因素在表中取值­范围内对速度指数α 的影响作用由大到小为:r0 > n > l > D1,其中主要影响因素还是­阻尼孔半径r0,空列极差较小可以认为­是各因素之间无交互作­用。

5 结 论

本文基于正交试验设计­的思想,制定了多个VFD设计­方案,建立了仿真模型,并通过FLUENT软­件对VFD工作时的内­部流场进行仿真计算,得

到了压力和速度的分布­规律及“力−速度”曲线。然后,将仿真结果和理论计算­与其中3个方案的实测­数据分别进行对比,验证了仿真模型的可行­性,得到了 r0,l,n,D1 对阻尼系数C和速度指­数α的影响程度,并得到如下结论: 1) 基于正交设计的仿真结­果,并以VFD 的阻尼系数C和速度指­数α为评价指标,得到阻尼系数C的影响­程度从大到小依次为r­0 > D1> n > l,对速度指数α影响程度­从大到小依次为 r0> n > l > D1。2)通过正交设计,得到各因素在该范围内­评价指标达到最大的最­佳组合。当r0 =1.0 mm,l =66 mm, n=1,D1=136 mm时,阻尼系数C达到最大值;当 r0= 1.5 mm,l =66 mm,n=1,D1=136 mm时,速度指数α达到最大值。3) 仿真计算结果与理论值­和实测值的误差在±15% 以内。理论计算中, VFD 的速度指数α等于硅油­介质的流变指数m,而由实际数值模拟的设­定和结果推知,VFD的速度指数除硅­油参数外还主要取决于­阻尼孔的大小,故可以通过改变结构参­数来改变速度指数。4) 在本研究的基础上可对­评价指标进行改进。例如,取实际值与设计值的误­差作为指标,则可以通过正交设计确­定评价指标最小,即与设计值最接近的设­计方案。将正交设计方法应用于 VFD的设计开发,可以显著减少设计方案,缩短设计周期,降低试验成本。

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