蔣永兵，侯聰偉，郝嬌山，王偉波，于龍杰，錢錦遠(yuǎn)，金志江*

(1. 重慶川儀調(diào)節(jié)閥有限公司，重慶 400707；2.浙江大學(xué)化工機(jī)械研究所，浙江 杭州 310027)

控制閥(又稱調(diào)節(jié)閥)作為一種流動控制元件，具有調(diào)節(jié)流體介質(zhì)壓力、流量及控制流體介質(zhì)流動方向等功能.控制閥根據(jù)其內(nèi)部結(jié)構(gòu)，可以分為柱塞式、套筒式、迷宮式及V型球式控制閥.其中，套筒式控制閥(簡稱套筒閥)又分為節(jié)流窗口型和多孔型.多孔套筒又被稱為籠式套筒或者多孔籠罩.雙層套筒閥是在單層多孔套筒閥結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，增加了1層多孔套筒.作為1種常見的套筒閥，其對于改善控制閥流通能力、抑制空化有著良好的效果.套筒作為多孔套筒控制閥中節(jié)流元件，其壓降效果與套筒開孔孔徑有直接關(guān)系，因此套筒開孔孔徑會嚴(yán)重影響多孔套筒閥的壓降、流動及流量特性.

國內(nèi)外不少學(xué)者針對套筒閥做了大量研究.套筒結(jié)構(gòu)對于改善控制閥內(nèi)部流場有著良好效果，尤其是針對壓降特性及空化.JIN等[1]為了減少套筒控制閥內(nèi)部空化，研究了平底、橢圓形、圓錐臺和圓柱體4種閥芯形狀對控制閥內(nèi)部流場空化現(xiàn)象的影響，發(fā)現(xiàn)平底閥芯、圓錐臺閥芯對空化強(qiáng)度具有較好的控制效果.蔡標(biāo)華等[2]研究了3種閥口形狀對節(jié)流閥流量特性和調(diào)控特性的影響，發(fā)現(xiàn)閥口形狀對流量系數(shù)影響很大，且在小開度下，閥門內(nèi)部流動更復(fù)雜.于靜梅等[3]研究套筒結(jié)構(gòu)對汽輪機(jī)高壓旁路閥節(jié)流特性影響，發(fā)現(xiàn)迷宮彎折型套筒結(jié)構(gòu)對閥內(nèi)氣流壓降、降速影響最大.XU等[4]通過研究流量、流通面積和流動阻力系數(shù)之間的關(guān)系，并對流量阻力系數(shù)進(jìn)行修正，進(jìn)而設(shè)計了二層減壓多孔套筒閥節(jié)流孔，提高了閥門流量調(diào)節(jié)能力，降低了氣穴侵蝕和閃蒸.JIANG等[5]通過優(yōu)化預(yù)充壓力、閥尺寸參數(shù)，減小了籠式節(jié)流閥節(jié)流效應(yīng)的影響，降低了由于節(jié)流效應(yīng)導(dǎo)致的水合物形成的風(fēng)險.YAGHOUBI等[6]研究了套筒層數(shù)對套筒控制閥內(nèi)的汽蝕抑制效果，發(fā)現(xiàn)套筒數(shù)量不宜超過3層.

此外，許多學(xué)者還對套筒閥進(jìn)行仿真模擬研究，并通過試驗結(jié)果驗證了CFD的可靠性.WINDEMUTH等[7]通過試驗和數(shù)值模擬方法研究定標(biāo)汽輪機(jī)控制閥內(nèi)的非定常流場和流體-結(jié)構(gòu)相互作用，討論不同壓力比下流動穩(wěn)定性的演變，提高了控制閥性能.LIU等[8]通過試驗和數(shù)值模擬的手段對不同開度、流速下的套筒閥旋流計的流量特性以及節(jié)流效果進(jìn)行了對比，證明了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性.陳富強(qiáng)等[9]基于k-ε湍流模型對過熱蒸汽套筒式減壓閥進(jìn)行了數(shù)值仿真模擬研究，并通過多種試驗手段證明了數(shù)值模擬結(jié)果.

針對雙層套筒閥，目前缺少內(nèi)外套筒小孔孔徑組合對控制閥壓降流動特性及流通性能影響的相關(guān)文獻(xiàn)報道.文中對雙層套筒閥建立可壓縮過熱蒸汽穩(wěn)態(tài)數(shù)值模型.在全開工況下，對不同內(nèi)外層套筒開孔孔徑組合的數(shù)值模型模擬結(jié)果進(jìn)行比較.發(fā)現(xiàn)內(nèi)外層套筒不同孔徑對于每層套筒的壓降有明顯影響.當(dāng)雙層套筒閥需要小幅度提升流量系數(shù)時，可以增大外層套筒開孔孔徑；當(dāng)雙層套筒閥需要大幅度提升流量系數(shù)時，可以對內(nèi)外層套筒開孔孔徑同時等比例增大.研究成果對于套筒閥內(nèi)多孔套筒的孔徑設(shè)計具有一定的指導(dǎo)意義.

1 計算模型與控制方程

1.1 控制方程

閥門中的流體介質(zhì)遵循質(zhì)量守恒、動量守恒以及能量守恒.文中采用穩(wěn)態(tài)模擬方法，其連續(xù)性方程表示為

(1)

式中:u為流體流速；ρ為流體密度；下標(biāo)i為流動方向.

動量方程表示為

(2)

(3)

式中:g為重力加速度；p為流體壓力；τij為黏性應(yīng)力張量；μ為動力黏度.

能量方程表示為

(4)

式中:Pr為普朗特數(shù)；T為流體溫度；cV和cp為比定容熱容和比定壓熱容.

介質(zhì)為可壓縮的高溫高壓蒸汽，在模擬中可視為理想氣體，因此需要聯(lián)合求解質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒方程.

1.2 幾何模型

文中采用的DN65單層套筒閥結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示.圖中將套筒頂部與閥體頂部平齊，套筒底部放置在閥體中心臺階處，套筒上部臺階部分與閥體上部臺階部分貼合設(shè)計.套筒結(jié)構(gòu)尺寸示意圖如圖2所示，圖中a為內(nèi)層套筒孔徑與原單層模型孔徑的比值，b為外層套筒孔徑與內(nèi)層套筒孔徑的比值.

圖1 單層套筒閥結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 套筒結(jié)構(gòu)尺寸示意圖

小孔孔徑為3.5 mm，每層孔環(huán)向均布6個，相鄰2層孔相互錯開30°，軸向間距3 mm，一共設(shè)置12層孔.閥塞高度40 mm，其直徑與套筒內(nèi)徑相同，為75 mm.同時為減少數(shù)值計算中的回流，閥前添加2倍閥公稱通徑長度的管路，閥后添加6倍閥公稱通徑長度的管路[10].由于介質(zhì)為高溫蒸汽，要求流經(jīng)控制閥時下進(jìn)上出，在原有單層套筒基礎(chǔ)上設(shè)計雙層套筒(見圖2b).套筒開孔孔徑設(shè)計原則為內(nèi)層套筒開孔孔徑不大于外層套筒開孔孔徑.因此，以原套筒開孔孔徑(3.5 mm)為基礎(chǔ)，內(nèi)外層套筒開孔孔徑進(jìn)行不同比例放大組合，得到不同雙層套筒開孔孔徑組合與控制閥流量系數(shù)Cv之間的變化關(guān)系.

表1為雙層套筒閥不同內(nèi)外套筒孔徑組合，表中A1—D1為每個內(nèi)外層套筒孔徑組合的編號，一共10組.當(dāng)內(nèi)層套筒孔徑不變時(a=1)，只放大外層套筒孔徑，得到A1，A2，A3和 A4；當(dāng)內(nèi)層套筒孔徑與外層套筒孔徑相同時(b=1)，同時放大內(nèi)外層套筒孔徑，得到A1，B1，C1和D1.

表1 雙層套筒閥不同內(nèi)外套筒孔徑組合

1.3 網(wǎng)格劃分

采用十二面體對控制閥流道模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分.本研究不關(guān)注靠近壁面處流場的分布情況，因此不增加邊界層網(wǎng)格.文中的模型網(wǎng)格逆正交質(zhì)量為0.798，滿足控制閥數(shù)值計算要求.以最大單元面網(wǎng)格尺寸Mmax為自變量，觀察出口流量變化，完成網(wǎng)格獨(dú)立性驗證，如表2所示，表中N為網(wǎng)格數(shù)，N1為面數(shù)，N2為節(jié)點(diǎn)數(shù)，Qout為出口流量.

表2 網(wǎng)格獨(dú)立性驗證

由表2可知，當(dāng)最大尺寸小于等于3.0 mm后，出口流量基本不變，因此將面最大尺寸設(shè)置為3.0 mm，用來劃分流道網(wǎng)格，如圖3所示.十二面體網(wǎng)格在小孔通道處進(jìn)行了自動加密，在某些尖角部分分布合理.整個模型的網(wǎng)格數(shù)量相對四面體網(wǎng)格明顯下降.

圖3 流道模型網(wǎng)格示意圖

1.4 邊界條件

380 ℃過熱蒸汽物性參數(shù)：密度為43.92 kg/m3，比熱為3 521.34 J/(kg·K)，導(dǎo)熱系數(shù)為6.92×10-2W/(m·K)，動力黏度為2.36×10-5kg/(m·s).入口壓力(表壓)和出口壓力(表壓)分別為10.75和2.50 MPa，其他壁面設(shè)置為無滑移壁面.將介質(zhì)密度設(shè)置為理想氣體，采用密度基求解器及穩(wěn)態(tài)求解.求解方法的設(shè)置采用默認(rèn)設(shè)置，包括：隱式方法求解；離散化中，網(wǎng)格梯度Least Squares Cell-Based，流項二階迎風(fēng)格式，湍動能項一階迎風(fēng)格式，湍流耗散率項一階迎風(fēng)格式.求解控制參數(shù)均采用默認(rèn)設(shè)置，迭代步數(shù)設(shè)置為10 000.湍流模型采用基于雷諾時均(RANS)方法的k-ε模型求解.

2 計算與分析

2.1 數(shù)值結(jié)果驗證

相關(guān)學(xué)者的研究成果可間接驗證文中數(shù)值模擬方法的可靠性.QIAN等[11]通過數(shù)值模擬以及試驗方法對多孔套筒式高參數(shù)減壓閥進(jìn)行流量特性研究.其研究的減壓閥結(jié)構(gòu)與文中雙層套筒閥結(jié)構(gòu)及工況相似，口徑為80 mm，介質(zhì)為410 ℃過熱蒸汽，入口壓力為5.80 MPa，出口壓力為1.00 MPa.仿真分析設(shè)置方面，介質(zhì)密度選用理想可壓縮氣體模型，采用密度基求解器，并基于k-ε湍流模型求解減壓閥內(nèi)部流動.通過搭建試驗裝置管路測試得到小開度下減壓閥的流量系數(shù)，數(shù)值模擬與試驗結(jié)果基本趨勢一致，最大誤差為12 %.這一結(jié)果也間接證明了文中基于相同數(shù)值模擬方法所得到結(jié)果的可靠性.

2.2 套筒開孔孔徑對壓降特性的影響分析

在研究控制閥流場特性時，首先判斷流場是否達(dá)到阻塞流狀態(tài).當(dāng)過熱蒸汽通過控制閥時，流道截面積發(fā)生變化.根據(jù)伯努利方程，截面積越小流速越大，靜壓越低.伯努利方程當(dāng)縮流口已經(jīng)達(dá)到臨界流速時不再適用.此時情況恰恰相反，根據(jù)氣體動力學(xué)的原理，閥后截面積越大，流速越快，氣體膨脹.此時閥前后壓差變化不會使流量改變，出現(xiàn)可壓縮流體阻塞流.蒸汽不涉及閃蒸和空化問題，但高壓差控制閥中普遍存在阻塞流現(xiàn)象，會對流量系數(shù)有一定的影響.因此，在設(shè)計控制閥結(jié)構(gòu)時，要盡量避免發(fā)生阻塞流.對于可壓縮流體，阻塞流壓差計算式為

(5)

式中：p1為入口壓力；XT為臨界壓差比；K為氣體絕熱指數(shù)，K=1.32.

該控制閥為單座閥，單層套筒型閥芯，流動方向為流開，因此對應(yīng)的XT為0.75.計算可得Δpcr為7.60 MPa，該工況前后壓差為8.25 MPa，理論上單層套筒會發(fā)生阻塞流，因此需要采用雙層套筒來避免阻塞流發(fā)生.

圖4為A1模型2層套筒內(nèi)外壁面壓力分布云圖.從圖中可以看出，套筒壁面除小孔外的部分由內(nèi)到外依次減小，每層壁面小孔處的壓力均小于附近壁面壓力.每層套筒前后最大壓差為4.29 MPa，小于該工況下的阻塞流壓差，因此該結(jié)構(gòu)不會發(fā)生阻塞流.

圖4 A1模型2層套筒內(nèi)外壁面壓力分布云圖

圖5為不同內(nèi)外層孔徑模型壓力變化.圖5a中，內(nèi)層套筒壓降隨著外層套筒孔徑增大而增大，外層套筒則相反.這是由于外層套筒開孔孔徑不斷增大時，對應(yīng)流通截面積也不斷增大，流阻減小.當(dāng)內(nèi)外層套筒開孔孔徑相同時，內(nèi)層套筒壓降只有外層套筒壓降的79.5%.隨著外層孔徑與內(nèi)層孔徑的比值不斷提高，內(nèi)層套筒壓降遠(yuǎn)超外層套筒.外層套筒孔徑增大到一定水平時，壓降效果基本消失.圖5b中，由于內(nèi)外層套筒開孔孔徑保持一致，流通截面積和流阻相同，因此2層套筒壓降基本保持不變.

圖5 不同內(nèi)外層孔徑模型壓力變化

2.3 套筒開孔孔徑對流動特性的影響分析

套筒間隙處是控制閥內(nèi)流體流速變化最劇烈的區(qū)域之一.圖6a為外層套筒開孔孔徑增大時，套筒間隙流體流速沿Y軸的變化規(guī)律.該區(qū)域為正對控制閥入口的方向、雙層套筒間隙最中間位置.隨著外層孔徑增大，控制閥流速明顯上升，且流速提升的幅度有所上升，但并未達(dá)到超聲速狀態(tài)(Ma>1).每個曲線的波峰所對應(yīng)的位置正對套筒小孔，波谷所對應(yīng)的位置正對套筒上下層小孔間隔處.一條曲線上每個波峰高度相近，意味著流體自下而上流經(jīng)套筒小孔時的流速相差不大.其他方位間隙的流體流速變化規(guī)律與圖6a類似.而當(dāng)內(nèi)外層套筒孔徑等比例放大時，每層套筒的壓降基本沒有發(fā)生變化，套筒間隙處流速變化規(guī)律也幾乎不變.在套筒控制閥內(nèi)，套筒徑向上流體流速變化同樣劇烈.圖6b為內(nèi)外層套筒開孔孔徑等比例增大時，套筒最底層小孔內(nèi)流體流速沿X軸變化.如圖2中虛線b所示，該區(qū)域從正對控制閥入口方向的第一層小孔中心到正對控制閥出口方向的直線.隨著放大比例增大，整體流速變化不大，但在套筒間隙處流體流速波動明顯下降，且流速較大.內(nèi)層套筒內(nèi)部流場流速最低點(diǎn)出現(xiàn)在中心軸線靠近入口的一側(cè)，且隨著放大比例的增大，流速最低點(diǎn)向入口方向移動，且最低流速不斷降低，可達(dá)11.4 m/s.該分布規(guī)律顯示了閥塞底部不平衡壓力與流速分布，造成閥塞底部受力不均，對套筒發(fā)生擠壓，影響套筒和閥塞的壽命.當(dāng)套筒外層孔徑與內(nèi)層孔徑比值增大時，也呈現(xiàn)相同的規(guī)律.總體上，出口側(cè)流體流速比入口側(cè)的流速高.

圖6 套筒不同位置處流速變化情況

2.4 套筒孔徑對流量系數(shù)的影響分析

表3為每個組合的質(zhì)量流量Qm、額定Cv以及現(xiàn)有額定Cv與原單層套筒式模型額定流量系數(shù)之間的比值r.單層套筒閥額定Cv為21.7.由表3可知，相同孔徑的套筒由1層變成2層時，其額定Cv只下降了6.5%.當(dāng)組合為1∶1.2時，其額定Cv剛好與原模型相等.從表中還可以得出內(nèi)層套筒孔徑變化和外層套筒孔徑變化對于額定Cv的影響.表4中比較內(nèi)層套筒孔徑變化與外層套筒孔徑變化對于額定Cv的影響.與A1的額定Cv作比較，單純增加外層套筒開孔孔徑(A2，A3，A4)，Cv提升比例γ只從4.4%增加到10.3%，提升幅度有限；在增加外層套筒孔徑的基礎(chǔ)上，再同比例提升內(nèi)層套筒孔徑(B1，C1，D1)，Cv提升比例迅速從13.3%增加到68.5%，提升幅度明顯.

兩者比較之下發(fā)現(xiàn)：隨著孔徑的增大，內(nèi)徑+外徑對Cv提升比例跟外徑對Cv提升比例之比從302.3%增加到665.0%，內(nèi)層套筒孔徑對Cv的影響要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于外層套筒孔徑對Cv的影響.因此，在保證外層套筒開孔孔徑不小于內(nèi)層套筒開孔孔徑的前提下，當(dāng)雙層套筒閥需要小幅度提升Cv時，可以先考慮改變外層套筒開孔孔徑；當(dāng)雙層套筒閥需要大幅度提升Cv時，可以考慮內(nèi)外層套筒同時等比例改變孔徑大小.

表3 不同內(nèi)外套筒孔徑組合雙層套筒閥Qm，Cv和r

表4 內(nèi)外層套筒開孔孔徑對額定Cv影響的比較

3 結(jié) 論

1) 只增大外層套筒開孔孔徑時，內(nèi)層套筒壓降迅速增大，外層套筒壓降反之減少；內(nèi)外層套筒開孔孔徑等比例放大時，每層套筒壓降幾乎沒有變化.

2) 只增大外層套筒孔徑時，套筒間隙處流體流速不斷增大，且幅度提高，正對小孔處流體流速較高.內(nèi)外層套筒孔徑等比例放大時，內(nèi)層套筒內(nèi)部流場最低流速位置向入口移動，套筒間隙處流速變化波動減小.

3) 當(dāng)雙層套筒閥需要小幅度提升流量系數(shù)時，只增大外層套筒孔徑；當(dāng)雙層套筒閥需要大幅度提升流量系數(shù)時，對內(nèi)外層套筒孔徑同時等比例增大.