收稿日期： 2022-12-29； 修回日期： 2023-03-13； 網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間： 2024-05-23

網(wǎng)絡(luò)出版地址： https：//link.cnki.net/urlid/32.1814.TH.20240522.1041.016

基金項(xiàng)目： 江蘇省政策引導(dǎo)類計(jì)劃項(xiàng)目（BZ2020078）；江蘇省六大人才高峰項(xiàng)目（TD-JNHB-002）

第一作者簡(jiǎn)介： 張嘯（1998—），男，江蘇揚(yáng)州人，碩士研究生（15152707404@163.com），主要從事閥門結(jié)構(gòu)可靠性研究.

通信作者簡(jiǎn)介： 楊嵩（1986—），男，河南信陽(yáng)人，講師（yangsong@ujs.edu.cn），主要從事流體機(jī)械內(nèi)部流動(dòng)機(jī)理研究.

摘要： 為了研究高旁閥內(nèi)部流場(chǎng)和結(jié)構(gòu)可靠性受調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔倒角深度和角度的影響，開(kāi)展了高旁閥內(nèi)部流場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算和單向熱-流-固耦合分析.通過(guò)分析倒角前閥門內(nèi)的流場(chǎng)得出以下結(jié)論：節(jié)流后蒸汽會(huì)形成激波和一系列激波串并消失于二級(jí)節(jié)流筒底蓋板處，環(huán)形調(diào)節(jié)套筒密封面處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，密封面內(nèi)外較大的壓差是造成密封面發(fā)生形變的主要原因.以降低調(diào)節(jié)套筒密封面形變量為目標(biāo)，研究了調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔倒角的角度和深度對(duì)流場(chǎng)和密封面形變量的影響，結(jié)果表明：在研究選取的全范圍內(nèi)，倒角角度和深度的增加均能降低調(diào)節(jié)套筒密封面處的壓差和形變量，當(dāng)?shù)菇墙嵌葹?2.5°時(shí)，調(diào)節(jié)套筒兩側(cè)的形變量降幅分別為17.06%和15.72%，研究結(jié)果可為進(jìn)一步優(yōu)化閥門流動(dòng)特性，降低閥門結(jié)構(gòu)形變量提供依據(jù).

關(guān)鍵詞： 高旁閥;數(shù)值模擬;熱-流-固耦合;結(jié)構(gòu)形變

中圖分類號(hào)： TH311" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A "文章編號(hào)： 1674-8530（2024）06-0583-08

DOI：10.3969/j.issn.1674-8530.22.0314

張嘯，劉棟，楊嵩，等.調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔倒角對(duì)高旁閥流場(chǎng)及結(jié)構(gòu)的影響［J］.排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2024，42（6）：583-590.

ZHANG Xiao， LIU Dong， YANG Song， et al. Effect of regulating sleeve orifice chamfering on flow field and structure of high-pressure bypass valve［J］.Journal of drainage and irrigation machinery engineering（JDIME），2024，42（6）：583-590.（in Chinese）

Effect of regulating sleeve orifice chamfering on flow field

and structure of high-pressure bypass valve

ZHANG Xiao1， LIU Dong1， YANG Song1*， ZHANG Tianze1， BAO Nanyu2

（1. School of Energy and Power Engineering， Jiangsu University， Zhenjiang， Jiangsu 212013， China； 2. Suzhou Valve Doctor Fluid Control Technology Co.， Ltd.， Suzhou， Jiangsu 215000， China）

Abstract： In order to investigate the influence of chamfering depth and angle of the regulating sleeve throttling hole on the internal flow field and structural reliability of a high-pressure bypass valve， numerical calculations and one-way thermos-fluid-solid coupling analysis of the internal flow field of the valve were conducted. The results show that after throttling， steam will form shock waves and a series of shock wave trains that disappear at the bottom cover of the secondary throttling sleeve. In addition， the large pressure difference on both sides of the sealing surface of the annular regulating sleeve is the main cause of the sealing surface deformation. Secondly， aiming to reduce the deformation of the regulating sleeve sealing surface， the influence of the chamfering angle and depth of the throttling hole on the flow field and sealing surface deformation was investigated. The results show that chamfering can significantly reduce the pressure difference and deformation of the sealing surface on both sides of the regulating sleeve. When the chamfering angle is 72.5°， the reduction of shape variable on both sides of the regulating sleeve is 17.06% and 15.72%， respectively. This research results provide a basis for optimizing valve flow characteristics and reducing valve deformation.

Key words： high-pressure bypass valve；numerical simulation；thermo-fluid-solid coupling；structural deformation

高旁閥廣泛應(yīng)用于電力、船舶、輪機(jī)等領(lǐng)域的高壓旁路系統(tǒng)中［1］，屬于蒸汽減壓閥，其作用是通過(guò)閥內(nèi)節(jié)流裝置降低過(guò)熱區(qū)單相水蒸氣的壓力，因此閥門處于高溫高壓的工作環(huán)境，內(nèi)部零件承受了較大熱應(yīng)力，密封面容易產(chǎn)生形變，導(dǎo)致泄漏.

鄭海［2］利用數(shù)值模擬研究了電廠高旁閥內(nèi)部流場(chǎng)，發(fā)現(xiàn)運(yùn)行時(shí)靠近進(jìn)口側(cè)調(diào)節(jié)套筒所承受壓力明顯高于另一側(cè).王偉波等［3］研究了套筒式調(diào)節(jié)閥的流量與壓力特性，發(fā)現(xiàn)調(diào)節(jié)套筒可以保證在流量足夠的前提下增大壓降比.金亮［4］對(duì)高壓蒸汽減壓閥進(jìn)行穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)閥門流道的壓力變化主要發(fā)生在雙層籠罩和節(jié)流孔板附近.HAO等［5］通過(guò)試驗(yàn)研究了節(jié)流孔板倒角對(duì)尾流流場(chǎng)的影響，發(fā)現(xiàn)節(jié)流孔前后局部流場(chǎng)壓力分布變化較顯著.于洪仕等［6］對(duì)節(jié)流孔板倒角角度進(jìn)行了定量試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)倒角為30°～60°時(shí)，相比標(biāo)準(zhǔn)孔板，倒角后的節(jié)流性能僅達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)孔板的50%，倒角超過(guò)60°，倒角角度對(duì)孔板的節(jié)流性能影響不顯著.蔣永兵等［7］、張希恒等［8］對(duì)雙層套筒減壓閥采用不同大小開(kāi)孔套筒后的流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)孔徑對(duì)閥門整個(gè)內(nèi)流場(chǎng)影響較大，孔徑大小與閥內(nèi)流量特性呈線性關(guān)系.

在閥門結(jié)構(gòu)應(yīng)力研究方面，王心如等［9］采用流固耦合方法計(jì)算了先導(dǎo)式比例方向閥的形變量，發(fā)現(xiàn)壓差是造成閥門內(nèi)部結(jié)構(gòu)形變的重要原因.張傳濤等［10］對(duì)高壓孔板式節(jié)流閥進(jìn)行熱-流-固耦合分析，發(fā)現(xiàn)最大應(yīng)力發(fā)生在閥板節(jié)流孔附近，采用帶倒角的節(jié)流孔可以有效降低最大應(yīng)力.冷冰等［11］研究發(fā)現(xiàn)調(diào)節(jié)套筒密封面存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，加大該處的倒角可以緩解此現(xiàn)象.

文中在保證閥門節(jié)流性能的前提下，通過(guò)改變調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔的倒角角度及深度，對(duì)閥門流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并通過(guò)熱-流-固耦合研究倒角參數(shù)對(duì)調(diào)節(jié)套筒密封面形變量的影響規(guī)律.

1" 高旁閥流場(chǎng)仿真及流固耦合計(jì)算

1.1" 高旁閥流場(chǎng)數(shù)值仿真

1.1.1" 閥內(nèi)流體域建模及網(wǎng)格劃分

選取某型號(hào)高旁閥為研究對(duì)象，采用了開(kāi)孔式調(diào)節(jié)套筒，使用SolidWorks完成了三維建模，如圖1所示，調(diào)節(jié)套筒開(kāi)設(shè)軸向錯(cuò)開(kāi)的通孔，孔徑除最底端的一列為8 mm，其余均為10 mm.以套筒中心線（即圖中虛線）分割流道對(duì)稱面，定義靠近入口側(cè)為A側(cè)，另一側(cè)為B側(cè).

對(duì)閥門內(nèi)部的流體計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用六面體及四面體自適應(yīng)網(wǎng)格，并對(duì)調(diào)節(jié)套筒及二級(jí)節(jié)流筒處的網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密處理.網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證如表1所示，表中N為網(wǎng)格單元數(shù)量，pout為出口壓力，Q為出口流量，采用出口流量及出口壓力作為驗(yàn)證標(biāo)準(zhǔn)，網(wǎng)格數(shù)量增加到第4組時(shí)，出口壓力及流量趨于穩(wěn)定且偏差在1%以內(nèi)，最終確定數(shù)值模擬計(jì)算域的網(wǎng)格單元數(shù)量為4 152 046.

1.1.2" 流場(chǎng)CFD計(jì)算模型建立

閥門流場(chǎng)介質(zhì)遵循質(zhì)量、動(dòng)量以及能量的多個(gè)守恒．采用穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬方法［3］，其連續(xù)性方程表示為

ρuixi=0，（1）

式中：ui為流速; ρ為介質(zhì)密度;i為方向下標(biāo).

動(dòng)量方程為

ρuiujxi=－ρxj－τijxi+ρgj，（2）

τij=－μ（ujxi+uixj）+23δijμukxk， （3）

式中：g為重力加速度;τij為黏性應(yīng)力張量;μ為動(dòng)力黏度;δ為狄拉克算符;i，j，k為方向下標(biāo).

能量方程為

ρcvuiTxi=cpμPr2Tx2i－τijujxi－puixj，（4）

式中：p為壓力;Pr為普朗特?cái)?shù)；T為流體溫度；cv和cp為定容熱容和定壓熱容.

流場(chǎng)介質(zhì)為可壓縮的高溫高壓過(guò)熱蒸汽，選用真實(shí)氣體Aungier-Redlich-Kwong模型，523.4 ℃過(guò)熱蒸汽物性參數(shù)：密度為23.24 kg/m3，比熱容為 2 176.50 J/（kg·K），導(dǎo)熱系數(shù)為 7.10×10-2 W/（m·K），動(dòng)力黏度為 2.97×10-5 kg/（m·s）．入口壓力（表壓）為7.950 MPa，采用密度基求解器，用隱式方法求解；離散化中，網(wǎng)格梯度 Least Squares Cell-Based，對(duì)流項(xiàng)二階迎風(fēng)格式，湍動(dòng)能項(xiàng)二階迎風(fēng)格式，湍流耗散率項(xiàng)二階迎風(fēng)格式.求解控制參數(shù)均采用默認(rèn)設(shè)置，收斂條件為各項(xiàng)殘差達(dá)到10-4，且進(jìn)出口流量相差不超過(guò)1%，最終計(jì)算所得出口流量為75.06 kg/s，與該閥門在機(jī)組同工況運(yùn)行時(shí)測(cè)得出口流量（72.32 kg/s）誤差為3.80%，即模擬精度滿足文中需求，湍流模型采用基于雷諾時(shí)均（RANS）方法的ｋ-ε模型求解.具體邊界條件設(shè)置如表2所示.表中Tin為進(jìn)口溫度，Tout為出口溫度，pin為進(jìn)口壓力，pout為出口壓力.

1.1.3" 流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果與分析

圖2為閥內(nèi)流場(chǎng)渦量ω及速度v分布圖，如圖2a所示，調(diào)節(jié)套筒前的蒸汽速度較低，渦核多集中于閥門球形腔體的頂部及底部.這是由于球形腔體頂部及底部不存在節(jié)流孔，蒸汽流過(guò)調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔，經(jīng)絕熱節(jié)流、定焓膨脹后速度突躍上升，從調(diào)節(jié)套筒四周匯聚的蒸汽被狹窄喉道再次節(jié)流，速度繼續(xù)上升，流向閥門下游.由于下方流道較喉道區(qū)域開(kāi)闊，從喉道流出的高速蒸汽與近壁面附近蒸汽的流速相差較大，近壁面附近的蒸汽與中心區(qū)域的蒸汽產(chǎn)生流動(dòng)分離，形成較大速度梯度，并沿壁面形成環(huán)狀渦流.除此之外，喉道與二級(jí)節(jié)流筒中間的區(qū)域、二級(jí)節(jié)流筒底部均形成了環(huán)狀渦流.如圖2b所示，高溫高壓蒸汽經(jīng)調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔絕熱節(jié)流后速度迅速上升，在喉道導(dǎo)流作用下匯聚，節(jié)流后的蒸汽在流經(jīng)閥門喉部后進(jìn)入擴(kuò)張流道，由于蒸汽的可壓縮性，喉道處蒸汽受到壓縮，密度突躍上升，形成一道弓形激波［12］.在附面層的影響下，激波與附面層的相互作用改變了從喉道至二級(jí)節(jié)流筒底部的流場(chǎng)狀態(tài)，且由于下游二級(jí)節(jié)流筒的干擾，正激波與附面層相交區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)分叉，氣流在流動(dòng)中呈現(xiàn)減速-加速-再減速的流態(tài)，形成激波串.流場(chǎng)中馬赫數(shù)最大處位于第一道激波波面頂部，數(shù)值為2.08，此處激波的波面邊界較流場(chǎng)其余處明顯.由于激波間的疊加和擾動(dòng)，除第一道激波為弓形激波外，激波串中其他激波呈現(xiàn)“X”形結(jié)構(gòu)，直到二級(jí)節(jié)流筒底板阻隔該方向上的流動(dòng)，蒸汽流速下降，激波串消失，蒸汽沿二級(jí)節(jié)流筒周向流出.

1.2" 單向熱-流-固耦合計(jì)算

1.2.1" 熱-流-固耦合求解方法

閥門結(jié)構(gòu)與流場(chǎng)的交界面在溫度、壓力等多個(gè)物理場(chǎng)存在守恒關(guān)系，王心如等［9］研究表明閥門形變量較小，對(duì)流場(chǎng)的影響可以忽略不計(jì)，僅研究流場(chǎng)熱應(yīng)力和流體表面壓力對(duì)結(jié)構(gòu)的影響［13］，應(yīng)用ANSYS Workbench將載荷加載至閥門固體域進(jìn)行單向流-固-熱耦合仿真計(jì)算［14］.

1.2.2" 材料屬性及網(wǎng)格劃分

調(diào)節(jié)套筒和閥座采用12CrMoV合金結(jié)構(gòu)鋼，閥桿及活塞采用7Cr7Mo3V2Si，材料力學(xué)性能見(jiàn)表3，表中E為楊氏模量，ν為泊松比，K為各向同性熱導(dǎo)率，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，最大面尺寸設(shè)置為8 mm，網(wǎng)格單元總數(shù)為994 278.

1.2.3" 載荷施加及約束設(shè)置

將數(shù)值模擬得到的蒸汽壓力及溫度載荷施加在閥門內(nèi)壁，根據(jù)閥門各零部件的裝配約束關(guān)系及閥門的安裝方式，對(duì)閥門入口面、出口面、閥蓋上表面施加固定約束.

1.2.4" 結(jié)果與分析

根據(jù) GB/T 13927—2016 規(guī)定，在試驗(yàn)過(guò)程中，為避免承壓邊界出現(xiàn)滲漏，通常把承壓邊界（調(diào)節(jié)套筒環(huán)形密封面）的形變控制在0.001DN的范圍內(nèi).根據(jù)該要求，文中研究的調(diào)節(jié)套筒環(huán)形密封面最大允許變形量為0.021 mm.圖3為固體域的形變量，圖中De為閥門形變量.

研究結(jié)果表明，調(diào)節(jié)套筒密封面形變量大于與其相鄰部位，A側(cè)調(diào)節(jié)套筒密封面形變量約為0.020 mm，接近最大許用形變量；B側(cè)約為0.011 mm，遠(yuǎn)小于最大許用形變量，A側(cè)調(diào)節(jié)套筒密封面由于不對(duì)稱的蒸汽壓差，其形變量明顯大于B側(cè).閥門整體最大形變量位于二級(jí)節(jié)流筒底板，約為0.063 mm，遠(yuǎn)小于該處的最大許用形變量0.185 mm.蒸汽對(duì)于二級(jí)節(jié)流筒底板的沖擊是其發(fā)生形變的主要原因.

根據(jù)張傳濤等［9］的研究，對(duì)調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔進(jìn)行適當(dāng)?shù)牡菇强梢愿淖児?jié)流孔前后局部流場(chǎng)的壓力分布.文中調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔前后局部流場(chǎng)與芯密封面接觸，優(yōu)化閥門結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中及形變情況可通過(guò)改變調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔倒角，降低調(diào)節(jié)套筒密封面內(nèi)外兩側(cè)的壓差.

高旁閥結(jié)構(gòu)應(yīng)力主要來(lái)源于通流蒸汽不均勻的熱載荷及流體壓力［15］，且熱應(yīng)力為耦合應(yīng)力中的主要組成部分［16］，調(diào)節(jié)套筒局部等效應(yīng)力分布如圖4所示，調(diào)節(jié)套筒密封面及節(jié)流孔均出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象.σau為調(diào)節(jié)套筒A側(cè)密封面上凹槽處等效應(yīng)力，σad為調(diào)節(jié)套筒A側(cè)密封面下凹槽處等效應(yīng)力，σbu為調(diào)節(jié)套筒B側(cè)密封面上凹槽處等效應(yīng)力，σbd為調(diào)節(jié)套筒B側(cè)密封面下凹槽處等效應(yīng)力.如圖4所示，計(jì)算結(jié)果表明σau為39.573 MPa，σad為39.344 MPa，σbu為35.117 MPa，σbd為32.526 MPa.調(diào)節(jié)套筒密封面處應(yīng)力較大，主要原因是密封面內(nèi)外蒸汽的壓差較大，調(diào)節(jié)套筒與閥座在蒸汽壓力作用下的相互擠壓，造成了密封面上下凹槽局部應(yīng)力集中.

2" 調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔倒角對(duì)流場(chǎng)及結(jié)構(gòu)的影響

2.1" 節(jié)流孔幾何參數(shù)

文中研究的節(jié)流孔如圖5所示，選取節(jié)流孔的倒角寬度和角度作為優(yōu)化對(duì)象，對(duì)調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔的內(nèi)側(cè)進(jìn)行倒角，深度L選取1.0～1.9 mm，于洪仕等［6］研究表明，節(jié)流孔倒角角度超過(guò)60.0°后對(duì)節(jié)流件節(jié)流性能影響較小，故角度θ選取60.0°～80.0°開(kāi)展數(shù)值計(jì)算.

2.2" 倒角角度對(duì)流場(chǎng)及調(diào)節(jié)套筒密封面形變影響

2.2.1" 倒角角度對(duì)壓力分布的影響

圖6為倒角前后閥門內(nèi)的蒸汽壓力分布.

與倒角前的流場(chǎng)相比，壓力極值及其發(fā)生的位置均有改變，二級(jí)節(jié)流筒底部壓力最大值的位置由底板拱形上方15 mm處下降至底板拱形上方5 mm處，底板兩側(cè)至底板中心壓力均有所降低.倒角也改變了調(diào)節(jié)套筒密封面兩側(cè)的壓力.pia，poa分別為A側(cè)調(diào)節(jié)套筒內(nèi)外面的壓力，pib，pob分別為B側(cè)調(diào)節(jié)套筒內(nèi)外面的壓力，Δp1為A側(cè)調(diào)節(jié)套筒密封面底部?jī)?nèi)外壓差，Δp2為B側(cè)調(diào)節(jié)套筒密封面內(nèi)外壓差，計(jì)算結(jié)果表明poa為7.991 MPa，pob為7.510 MPa.調(diào)節(jié)套筒局部壓力分布如圖6b所示，A側(cè)調(diào)節(jié)套筒密封面內(nèi)側(cè)局部壓力上升，降低了套筒密封面內(nèi)外的壓差.如圖6a所示，二級(jí)節(jié)流筒外壓力變化不大，二級(jí)節(jié)流筒外層底部節(jié)流孔出口壓力均約為0.560 MPa，即倒角的存在對(duì)閥門節(jié)流性能的影響較小，調(diào)節(jié)套筒密封面內(nèi)外的壓差降低，有助于減小密封面的形變量.下文將定量分析倒角角度對(duì)調(diào)節(jié)套筒密封面底部?jī)?nèi)外壓差的影響.

表4為不同倒角角度下調(diào)節(jié)套筒A，B側(cè)的壓力以及套筒兩側(cè)密封面內(nèi)外壓差的計(jì)算結(jié)果.隨著角度的增大，Δp1，Δp2呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)，相比于原結(jié)構(gòu)，倒角角度為60.0°時(shí)，Δp1，Δp2的降幅為2.76%和4.40%；當(dāng)?shù)菇墙嵌冗_(dá)到80.0°時(shí)，Δp1的降幅達(dá)到最大值9.94%，Δp2的降幅也達(dá)到最大值10.36%；當(dāng)角度在60.0°～67.5°，Δp1，Δp2降低較平緩，角度每增加2.5°時(shí)，密封面兩側(cè)的壓差平均下降率分別為0.85%和0.57%；倒角角度在67.5°～72.5°，Δp1，Δp2的下降率均達(dá)到最高，每2.5°的壓差平均下降率分別為1.56%和1.51%；72.5°～80.0°的倒角角度內(nèi)，Δp1，Δp2的下降率最低，分別為0.63%和0.54%，即當(dāng)?shù)菇墙嵌仍?7.5°～72.5°，增加倒角角度對(duì)于降低兩側(cè)壓差的效果最明顯.

2.2.2" 倒角角度對(duì)密封面形變量的影響

通過(guò)熱-流-固耦合計(jì)算，得到了A，B側(cè)調(diào)節(jié)套筒密封面的形變量，如表5所示，表中De1為A側(cè)的形變量，De2為B側(cè)的形變量.倒角的存在使得兩側(cè)密封面形變量均有不同程度降低，兩側(cè)形變量大小隨著角度的增大而減小.倒角角度為60.0°時(shí)，兩側(cè)密封面形變量降低11.21%和11.14%，當(dāng)?shù)菇墙嵌葹?0.0°時(shí)，密封面形變量降低幅度達(dá)最大值，其中A側(cè)形變量降低18.24%，B側(cè)降低16.89%.

根據(jù)表5數(shù)據(jù)，繪制調(diào)節(jié)套筒密封面形變量隨倒角角度變化趨勢(shì)圖，如圖7所示，倒角后調(diào)節(jié)套筒密封面形變量的大小隨角度的變化趨勢(shì)與壓差計(jì)算結(jié)果一致，倒角角度在60.0°～67.5°，角度每增加2.5°，De1，De2的平均下降率為1.07%和0.74%;倒角角度在67.5°～72.5°，De1，De2的下降率均達(dá)到最高，角度每增加2.5°，De1和De2平均下降率分別為1.74%和1.50%，即在此區(qū)間內(nèi)加大倒角角度對(duì)于降低兩側(cè)形變量效果較明顯；角度為72.5°時(shí)，De1和De2形變量降幅分別為17.06%和15.72%；角度在72.5°～80.0°，每增加2.5°的形變量平均下降率最低，De1和De2下降率分別為0.47%和0.46%.

倒角角度的選取需要同時(shí)考慮對(duì)密封面凹槽應(yīng)力大小的影響.圖8為A，B側(cè)密封面凹槽上下端的等效應(yīng)力變化圖.

由圖8可以看出，隨著角度的增大，σau和σbu呈單調(diào)下降趨勢(shì)，且下降快慢的區(qū)間與壓差計(jì)算結(jié)果相同，而σad和σbd則隨著倒角角度的增大而增大，這是由于增大倒角角度后，節(jié)流孔后局部壓力增大，影響了密封面與閥座連接區(qū)域的流場(chǎng)，增強(qiáng)了閥座對(duì)調(diào)節(jié)套筒密封面的擠壓，加重應(yīng)力集中現(xiàn)象.在72.5°～80.0°，繼續(xù)增大倒角角度對(duì)減小形變量的效果弱于67.5°～72.5°，而繼續(xù)增大倒角角度將增大密封面凹槽下方的應(yīng)力，故文中認(rèn)為最佳的倒角角度應(yīng)為72.5°.

2.3" 倒角深度對(duì)流場(chǎng)影響的計(jì)算及分析

2.3.1" 倒角深度對(duì)流場(chǎng)壓力分布的影響

倒角角度保持不變，倒角深度設(shè)置1.0～1.9 mm.倒角深度對(duì)密封面壓力特性影響的計(jì)算結(jié)果如表6所示， 隨著倒角深度的增加，Δp1，Δp2的數(shù)值均呈下降趨勢(shì)，倒角深度為1.9 mm時(shí)，Δp1，Δp2的降低率最大，相對(duì)于未倒角結(jié)構(gòu)分別降低了10.68%和12.74%;當(dāng)?shù)菇巧疃仍?.0～1.6 mm，A，B側(cè)密封面壓差下降較為明顯，深度每增加0.1 mm壓差下降率分別為1.26%和1.36%；當(dāng)深度超過(guò)1.6 mm，增加倒角深度對(duì)壓差的降低效果不明顯.

2.3.2" 倒角深度對(duì)密封面形變量的影響

通過(guò)熱-流-固耦合計(jì)算，得到A，B側(cè)調(diào)節(jié)套筒密封面的形變量，如表7所示.密封面形變程度與該處承受壓差成正比.調(diào)節(jié)套筒密封面兩側(cè)形變量均隨倒角深度的增加而減小，倒角深度為1.0 mm時(shí)，密封面形變量降低幅度最小，分別為11.21%和11.14%；倒角深度為1.9 mm時(shí)，A側(cè)形變量降低21.93%，B側(cè)降低18.60%.

根據(jù)表7所示的數(shù)據(jù)，繪制調(diào)節(jié)套筒密封面形變量隨倒角深度變化趨勢(shì)圖，如圖9所示.當(dāng)?shù)菇巧疃葹?.0～1.6 mm，兩側(cè)形變量與未倒角模型相比均大幅減小，倒角深度每增加0.1 mm形變量平均下降率最高，分別達(dá)到1.76%和1.20%；倒角深度為1.6 mm時(shí)，A，B側(cè)調(diào)節(jié)套筒密封面的形變量的降幅分別為20.60%和17.52%；深度超過(guò)1.6 mm后，增加倒角深度對(duì)于形變量的減小效果不明顯，倒角深度每增加0.1 mm形變量平均下降率僅為0.56%和0.44%.

倒角深度的選取需要同時(shí)考慮深度對(duì)密封面凹槽應(yīng)力大小的影響，圖10為A，B側(cè)密封面凹槽上下端的等效應(yīng)力變化圖.隨著倒角深度的增加，σau和σbu呈單調(diào)下降趨勢(shì)，且下降快慢的區(qū)間與壓差及形變量計(jì)算結(jié)果相同，而σad和σbd則隨著倒角深度的增加而單調(diào)增大，當(dāng)?shù)菇巧疃葹?.9 mm時(shí)，σad和σbd均達(dá)到最大值，相比于原結(jié)構(gòu)，應(yīng)力增幅分別為19.96%和17.61%.由于1.6 mm后增加倒角深度對(duì)于減小形變量的效果已經(jīng)不顯著，而繼續(xù)增加倒角深度將增大σad和σbd，因此，當(dāng)?shù)菇墙嵌葹?0.0°時(shí)，倒角深度應(yīng)取1.6 mm.

3" 結(jié)" 論

文中對(duì)高旁閥內(nèi)部流場(chǎng)的數(shù)值模擬及結(jié)構(gòu)熱-流-固耦合分析，探究了調(diào)節(jié)套筒節(jié)流孔倒角對(duì)流場(chǎng)和結(jié)構(gòu)形變的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論：

1） 流場(chǎng)內(nèi)調(diào)節(jié)套筒密封面兩側(cè)壓差較大，節(jié)流后的蒸汽流經(jīng)喉道形成激波及激波串，并消失于二級(jí)節(jié)流筒底蓋板附近，調(diào)節(jié)套筒密封面形變量接近最大許用形變量.

2） 節(jié)流孔倒角的存在對(duì)于調(diào)節(jié)套筒密封面兩側(cè)壓差及形變量影響顯著，當(dāng)?shù)菇墙嵌葹?2.5°時(shí)，調(diào)節(jié)套筒兩側(cè)的形變量降幅分別為17.06%和15.72%.

3） 增加倒角深度對(duì)于降低形變量大小效果顯著，倒角深度為1.6 mm時(shí)，調(diào)節(jié)套筒兩側(cè)的形變量降幅分別為20.60%和17.52%.

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（責(zé)任編輯" 朱漪云）