主給水調(diào)節(jié)閥節(jié)流窗口周向設(shè)計(jì)及其對(duì)流動(dòng)特性的影響

吳嘉懿，岳 陽(yáng)，李軍業(yè)，金志江，錢錦遠(yuǎn)

（1.浙江大學(xué)化工機(jī)械研究所，浙江 杭州 310027；2.中核蘇閥科技實(shí)業(yè)股份有限公司,江蘇 蘇州 215129）

隨著世界能源需求逐年穩(wěn)步增長(zhǎng)和全球環(huán)境持續(xù)惡化，以核電為代表的清潔能源愈發(fā)引起普遍關(guān)注［1-2］?！吨袊?guó)能源中長(zhǎng)期（2030、2050）發(fā)展戰(zhàn)略研究》指出［3］，積極發(fā)展核電是我國(guó)能源長(zhǎng)期重大戰(zhàn)略選擇。

在核電站中，一回路內(nèi)的載熱工質(zhì)不斷將反應(yīng)堆產(chǎn)生的熱量傳入蒸汽發(fā)生器，二回路內(nèi)的給水在蒸汽發(fā)生器中持續(xù)吸收熱量而蒸發(fā)，并最終推動(dòng)汽輪機(jī)發(fā)電［4-6］。安裝于二回路的主給水調(diào)節(jié)閥是控制給水流量、維持蒸汽發(fā)生器水位高度平穩(wěn)的關(guān)鍵設(shè)備，其流動(dòng)特性影響著核電站的運(yùn)行安全與效率［7-8］。

近些年來(lái)，在“以國(guó)代進(jìn)”的背景下，我國(guó)相關(guān)閥門生產(chǎn)企業(yè)和研究院所針對(duì)主給水調(diào)節(jié)閥開(kāi)展了技術(shù)攻關(guān)。宋輝［9］根據(jù)壓水堆核島機(jī)械設(shè)備的設(shè)計(jì)和建造規(guī)則總結(jié)了主給水調(diào)節(jié)閥的4個(gè)設(shè)計(jì)要點(diǎn)：1）大推力執(zhí)行機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)驗(yàn)證；2）節(jié)流窗口的優(yōu)化設(shè)計(jì)及試驗(yàn)；3）閥門控制精度的把控；4）閥門抗震鑒定試驗(yàn)。Qian等［10］通過(guò)構(gòu)建無(wú)量綱系數(shù)來(lái)描述節(jié)流窗口形狀，繼而展開(kāi)全面的數(shù)值計(jì)算，獲得了基于節(jié)流窗口形狀系數(shù)的主給水調(diào)節(jié)閥流量特性函數(shù)。沈國(guó)強(qiáng)等［11］對(duì)一款主給水調(diào)節(jié)閥進(jìn)行了抗震分析，發(fā)現(xiàn)支架立板厚度和支架高度對(duì)閥門整體結(jié)構(gòu)頻率的影響最為明顯。同時(shí)，Wu等［12］分析了一款主給水調(diào)節(jié)閥在不同載荷組合作用下的模態(tài)和結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)地震載荷會(huì)使其最大位移約增大3倍。

核電廠相關(guān)技術(shù)人員也根據(jù)實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，對(duì)主給水調(diào)節(jié)閥的設(shè)計(jì)和制造提出了指導(dǎo)意見(jiàn)。例如，針對(duì)主給水調(diào)節(jié)閥在手動(dòng)操作狀態(tài)下出現(xiàn)超調(diào)和滯后現(xiàn)象，并引發(fā)流量波動(dòng)的問(wèn)題，周廣靈［13］指出閥門的閥位指示桿與閥門支架緊貼導(dǎo)致閥桿摩擦力過(guò)大是問(wèn)題的根源。

針對(duì)閥門及類閥設(shè)備的研究，也為主給水調(diào)節(jié)閥的設(shè)計(jì)提供了參考。崔寶玲等［14］分析了閥芯結(jié)構(gòu)對(duì)節(jié)流截止閥流阻特性的影響，發(fā)現(xiàn)弧形閥芯可使閥門流量隨開(kāi)度的變化更為均勻，更有利于閥門流量的調(diào)節(jié)。張曉東等［15］通過(guò)仿真發(fā)現(xiàn)，在一種類閥的新型內(nèi)防噴器中，沖蝕磨損部位主要發(fā)生在閥座流道邊緣，并提出減少?zèng)_蝕磨損的閥座最優(yōu)錐角為25°。Chern等［16］、于靜梅等［17］分別探討了節(jié)流孔結(jié)構(gòu)對(duì)套筒閥流量特性和節(jié)流特性的影響，前者發(fā)現(xiàn)僅改變內(nèi)套筒上的節(jié)流孔尺寸及排布即可使閥門流量特性自線性改變?yōu)槎A多項(xiàng)式形式，后者發(fā)現(xiàn)具有迷宮彎折型節(jié)流孔排布的套筒表現(xiàn)出最優(yōu)的降壓與降速能力。Pan等［18-19］通過(guò)AMESim、ADAMS、UG與MATLAB的協(xié)同仿真來(lái)輔助主給水調(diào)節(jié)閥及主蒸汽調(diào)節(jié)閥執(zhí)行結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，并提出了確定對(duì)應(yīng)于最優(yōu)動(dòng)作性能的最大壓力的無(wú)量綱目標(biāo)函數(shù)。

雖然目前對(duì)主給水調(diào)節(jié)閥尤其是對(duì)基于流通能力的節(jié)流窗口的設(shè)計(jì)已有一定的研究，但是對(duì)節(jié)流窗口設(shè)計(jì)對(duì)閥門流動(dòng)特性的影響的研究還不夠深入，未能從保持閥門流通能力不變而改善其流動(dòng)特性的角度對(duì)主給水調(diào)節(jié)閥進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。因此，本文基于數(shù)值模擬方法探討了節(jié)流窗口周向設(shè)計(jì)對(duì)主給水調(diào)節(jié)閥流動(dòng)特性的影響。提出了無(wú)量綱的節(jié)流窗口周向布置不平衡度，并討論其對(duì)閥芯不平衡力矩和閥門流量系數(shù)的影響，以期為主給水調(diào)節(jié)閥及其他類似閥門的設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供一定的參考。

1 研究方法

1.1 節(jié)流窗口周向設(shè)計(jì)方法

主給水調(diào)節(jié)閥的結(jié)構(gòu)如圖1所示。其主要由閥桿、閥蓋、墊片、閥芯、套筒、閥體等零部件組成。閥體通徑為DN200。套筒周向與閥芯緊密接觸，其上開(kāi)設(shè)有節(jié)流窗口。在主給水調(diào)節(jié)閥工作過(guò)程中，閥芯在閥桿的推動(dòng)下沿軸向運(yùn)動(dòng)，從而改變節(jié)流窗口或節(jié)流孔的開(kāi)放面積，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)流量調(diào)節(jié)功能。

主給水調(diào)節(jié)閥套筒的展開(kāi)圖如圖2所示。其上開(kāi)設(shè)的節(jié)流窗口呈上大下小的漏斗形。套筒關(guān)于閥門縱剖面（對(duì)應(yīng)于圖1坐標(biāo)系O-XYZ中的XOY面和圖2中的Y軸）對(duì)稱。其中：XOZ面與套筒底面重合，原點(diǎn)O設(shè)置在套筒底面中心，Y軸平行于閥桿指向閥門正上方；在套筒一側(cè)自閥門出口方向至閥門入口方向的節(jié)流窗口的序號(hào)l分別為1，2，3；tl和bl分別為節(jié)流窗口頂部邊長(zhǎng)和底部邊長(zhǎng)；wc為相鄰兩節(jié)流窗口之間的最小間隔?；诔Ｒ?jiàn)的節(jié)流窗口周向平衡布置方式（即套筒上各節(jié)流窗口截面形狀相同，如圖2（a）所示），本文提出通過(guò)調(diào)整各節(jié)流窗口頂部邊長(zhǎng)，將節(jié)流窗口在套筒周向進(jìn)行非平衡布置（即套筒上各節(jié)流窗口截面形狀不相同，如圖2（b）所示）。

圖2 主給水調(diào)節(jié)閥套筒的展開(kāi)圖Fig.2 Expanded view of MFWRV sleeve

在節(jié)流窗口周向非平衡布置的套筒中，各節(jié)流窗口頂部邊長(zhǎng)為：

式中：tl′為非平衡布置后各節(jié)流窗口頂部邊長(zhǎng)；tavg=（t1+t2+t3）/3，為節(jié)流窗口頂部邊長(zhǎng)平均值；δ為節(jié)流窗口周向布置不平衡度，在本文中取δ∈［-0.5，0.5］。

1.2 數(shù)值模擬方法及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

以140°C的高溫水作為主給水調(diào)節(jié)閥流通介質(zhì)，其密度為 926.1 kg/m3，動(dòng)力黏度為 0.000 201 Pa·s。閥門入口壓力為7.5 MPa，出口壓力為7.2 MPa，不考慮壁面與水之間的滑移?；谕ㄓ们蠼馄鰽NSYS Fluent 17.2，采用數(shù)值模擬方法，結(jié)合雷諾平均N-S（RANS）方程與Realizable k—ε湍流模型來(lái)描述閥內(nèi)流體的流動(dòng)。RANS方程如公式（2）和公式（3）所示，Realizable k—ε湍流模型如公式（4）至公式（11）所示。

式中：u為流體的速度，m/s；ρ為流體的密度，kg/m3；p為流體的壓力，Pa；μ為流體的動(dòng)力黏度，Pa·s；τij為流體的雷諾應(yīng)力，MPa；μt為流體的湍流黏性，kg/（m·s）；k為流體的湍動(dòng)能，m2/s2；δij為克羅內(nèi)克符號(hào)；ε為流體的湍流耗散率，m2/s3；Cμ為與平均應(yīng)變、旋轉(zhuǎn)速率、系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)角速度、湍動(dòng)能和湍流耗散率相關(guān)的系數(shù)；C2為常數(shù)；σk、σε分別為k和ε的湍流普朗特?cái)?shù)；ν為流體的運(yùn)動(dòng)黏度，m2/s。

采用六面體網(wǎng)格對(duì)流域進(jìn)行離散化，如圖3所示。離散時(shí)，額外考慮了閥門上、下游管路內(nèi)的流域以減小邊界條件對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。全流域在X、Y、Z方向上的尺寸分別為1 394，345和200 mm。在數(shù)值模擬過(guò)程中，離散方程依照Simple算法進(jìn)行計(jì)算，節(jié)點(diǎn)間的插值計(jì)算遵循First Order Upwimd格式，近壁面附近流場(chǎng)采用Standard Wall Function求解。本文以流量系數(shù)Cν為判據(jù)，對(duì)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證。Cν用于衡量閥門的流通能力，根據(jù)GB/T 30832—2014，其定義如下：

圖3 流域的離散模型Fig.3 Discrete model of flow region

式中：Q為給水體積流量；Δp為閥前后壓差；ρ0為15°C水的密度，ρ0=998.95 kg/m3。

基于GCI（grid convergence index method，網(wǎng)格收斂指數(shù)）方法［20］，采用3套數(shù)量差異顯著的網(wǎng)格對(duì)δ=0、L/Lmax=100%的流域離散模型進(jìn)行計(jì)算。其中，L/Lmax為閥門開(kāi)度，L為閥芯行程，Lmax為閥芯最大行程。網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果如表1所示。其中：d為GCI法的顯性階數(shù)；ea為第1套網(wǎng)格與第2套網(wǎng)格所對(duì)應(yīng)的Cν之間的近似相對(duì)誤差；G2為基于第2套網(wǎng)格的收斂指標(biāo)。因此，采用第2套網(wǎng)格時(shí)，計(jì)算的數(shù)值不確定度為3.63%，這在工程應(yīng)用中是可以接受的。因此，采用第2套網(wǎng)格所對(duì)應(yīng)的離散策略進(jìn)行仿真計(jì)算。

表1 流域離散模型網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果（δ=0,L/Lmax=100%）Table 1 Verification results of grid independence of watershed discrete model(δ=0,L/Lmax=100%)

此外，進(jìn)行通徑為DN550的主給水調(diào)節(jié)閥的流量實(shí)驗(yàn)，以對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。主給水調(diào)節(jié)閥流量實(shí)驗(yàn)的裝置如圖4所示。其主要由水泵、水箱、緩沖罐、截止閥、測(cè)試閥、流量計(jì)、壓力計(jì)、循環(huán)管路、管長(zhǎng)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)等部件組成。流量仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖5所示。其中，E為仿真結(jié)果相對(duì)于實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差。由圖5可知：最大相對(duì)誤差出現(xiàn)在L/Lmax=30%時(shí)，其值為-26.45%；當(dāng)L/Lmax≠ 20%～40%時(shí)，E＜20%。總體的平均相對(duì)誤差為11.82%。因此，可以認(rèn)為所做的數(shù)值模擬是準(zhǔn)確可靠的。

圖4 主給水調(diào)節(jié)閥流量實(shí)驗(yàn)的裝置Fig.4 Device for MFWRV flow test

圖5 主給水調(diào)節(jié)閥流量仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Fig.5 Comparison between simulation results and experimental results of MFWRV flow

2 結(jié)果與討論

2.1 閥內(nèi)流場(chǎng)特性

主給水調(diào)節(jié)閥閥內(nèi)流場(chǎng)的速度云圖和流線圖如圖6所示，壓力云圖如圖7所示。高溫水自入口流入主給水調(diào)節(jié)閥后，先經(jīng)入口流道向下進(jìn)入閥門下腔，然后向上進(jìn)入閥門中腔；在閥門中腔，高溫水分離為6股水流，分別經(jīng)6個(gè)節(jié)流窗口進(jìn)入閥門環(huán)形腔；在閥門環(huán)形腔與出口流道連接處6股水流匯合，并經(jīng)出口流道流出主給水調(diào)節(jié)閥。

圖6 主給水調(diào)節(jié)閥閥內(nèi)流場(chǎng)的速度云圖和流線圖Fig.6 Velocity nephogram and streamline diagram of flow field in MFWRV

由圖6（a）可知，閥門中腔存在著一個(gè)顯著的低速渦旋。這個(gè)渦旋的出現(xiàn)源于高溫水在從閥門下腔到靠近閥門入口的2個(gè)節(jié)流窗口（即圖2中序號(hào)為3的節(jié)流窗口）的流動(dòng)過(guò)程中發(fā)生的近180°的轉(zhuǎn)向。

由圖6（a）還可知，3個(gè)節(jié)流窗口均為高速流動(dòng)區(qū)，這是因?yàn)楣?jié)流窗口是閥內(nèi)流道流通面積最小的。同時(shí)還可以發(fā)現(xiàn)，自面向閥門出口的節(jié)流窗口（即圖2中序號(hào)為1的節(jié)流窗口）至面向閥門入口的節(jié)流窗口（即圖2中序號(hào)為3的節(jié)流窗口），其高速流動(dòng)區(qū)逐漸減小，這是因?yàn)楣?jié)流窗口后環(huán)形流道的存在使得流體在從6個(gè)節(jié)流窗口經(jīng)環(huán)形流道到出口流道的流動(dòng)過(guò)程中所受阻力不同。流體從靠近閥門出口的節(jié)流窗口（即圖2中序號(hào)為1的節(jié)流窗口）流向出口流道時(shí)，在環(huán)形流道中轉(zhuǎn)向幅度最小，流道流阻最小，因此高速區(qū)最大。而流體從靠近閥門出口的節(jié)流窗口（即圖2中序號(hào)為3的節(jié)流窗口）流向出口流道時(shí)，在環(huán)形流道中轉(zhuǎn)向幅度最大，流道流阻最大，因此高速區(qū)最小。

由圖7（b）可知，閥芯底面壓力呈現(xiàn)不均勻分布，即靠近閥門出口處的壓力明顯高于靠近閥門入口處的壓力。這種不均勻的壓力分布會(huì)對(duì)閥芯產(chǎn)生不平衡力矩，使閥芯產(chǎn)生傾覆趨勢(shì)并增大閥芯與套筒之間的摩擦力。因此，由不均勻的壓力分布引起的不平衡力矩會(huì)加劇閥芯與套筒之間的磨損，并可能引發(fā)主給水調(diào)節(jié)閥閥芯動(dòng)作卡滯，縮短閥芯和套筒的工作壽命。

2.2 閥芯不平衡力矩

主給水調(diào)節(jié)閥關(guān)于XOY平面對(duì)稱，故閥芯底面不均勻的壓力分布不會(huì)引發(fā)相對(duì)于X軸的不平衡力矩。而閥芯底面垂直于Y軸，不均勻的壓力分布也不會(huì)引發(fā)相對(duì)于Y軸的不平衡力矩。因此，閥芯底面不均勻的壓力分布僅會(huì)引起相對(duì)于Z軸的不平衡力矩。

閥芯不平衡力矩M的計(jì)算公式如下：

式中：pm為第m個(gè)節(jié)點(diǎn)的壓力；Dzm為第m個(gè)節(jié)點(diǎn)到Z軸的距離；n為節(jié)點(diǎn)數(shù)。

節(jié)流窗口周向布置不平衡度對(duì)閥芯不平衡力矩的影響如圖8所示。其中，EM為各δ所對(duì)應(yīng)的M值相對(duì)于δ=0時(shí)的相對(duì)誤差。由圖可知：隨著δ從-0.5逐漸增大至0.5，M先增大后減??；δ＞0時(shí)的M值均小于δ=0時(shí)，δ＜0時(shí)的M值大于δ=0時(shí)；當(dāng)δ=-0.2或δ=-0.3時(shí)，M達(dá)到最大值，此時(shí)EM=4.27%；當(dāng)δ=0.5時(shí)，M達(dá)到最小值，此時(shí)EM=-22.10%。這說(shuō)明，通過(guò)調(diào)整節(jié)流窗口周向布置方式可以有效改變閥芯底面的壓力分布，從而改變閥芯不平衡力矩。

圖8 節(jié)流窗口周向布置不平衡度對(duì)閥芯不平衡力的影響Fig.8 Influence of unbalance degree of circumferential arrangement of throttling window on unbalance force of valve core

當(dāng)δ=0，0.5時(shí)，不同閥門開(kāi)度下閥芯不平衡力矩的變化如圖9所示。由圖可知：隨著L/Lmax增大，δ=0時(shí)M逐漸增大，δ=0.5時(shí)M先在小范圍內(nèi)波動(dòng)，后快速增大；M的最大值均出現(xiàn)在L/Lmax=100%時(shí)，即閥門最大開(kāi)度時(shí)；當(dāng)δ=0時(shí)，M的最小值出現(xiàn)在L/Lmax=10%時(shí)；當(dāng)δ=0.5時(shí)，M的最小值出現(xiàn)在L/Lmax=40%時(shí)；當(dāng)L/Lmax=10%～30%時(shí)，δ=0時(shí)的M值小于δ=0.5時(shí)，但M值均接近于0 N·m，兩者的差距較小；當(dāng)L/Lmax=40%～100%時(shí)，δ=0時(shí)的M值大于δ=0.5時(shí)?？梢?jiàn)，當(dāng)L/Lmax＜40%時(shí)，δ=0與δ=0.5所對(duì)應(yīng)的M值基本一致，此時(shí)調(diào)整節(jié)流窗口周向布置方式對(duì)閥芯不平衡力矩的影響較小；而當(dāng)L/Lmax＞40%時(shí)，δ從0增大到0.5，則M值顯著減小，此時(shí)可以通過(guò)調(diào)整節(jié)流窗口周向布置方式來(lái)有效改變閥芯不平衡力矩。

圖9 不同閥門開(kāi)度下閥芯不平衡力矩的變化Fig.9 Variation of unbalance torque imposed on valve core under different valve opening

2.3 閥門流量系數(shù)

節(jié)流窗口周向布置不平衡度對(duì)100%閥門開(kāi)度時(shí)流量系數(shù)的影響如表2所示。其中，ECν為各δ所對(duì)應(yīng)的Cν值相對(duì)于δ=0時(shí)的相對(duì)誤差。由表可知：隨著δ從-0.5逐漸增大至0.5，Cν先增大后減?。划?dāng)δ=-0.2時(shí)，Cν達(dá)到最大值，此時(shí)ECν=0.39%；當(dāng)δ=0.5時(shí)，Cν達(dá)到最小值，此時(shí)ECν=-2.74%?？傮w來(lái)說(shuō)，δ對(duì)Cν的影響并不顯著。這是因?yàn)?，?dāng)δ變化時(shí)，套筒的6個(gè)節(jié)流窗口的流通總面積并不變。結(jié)合圖8可知，通過(guò)將δ從0增大至0.5，可以在保持閥門流通能力基本不變的情況，顯著減小閥芯不平衡力矩。

表2 節(jié)流窗口周向布置不平衡度對(duì)100%閥門開(kāi)度時(shí)流量系數(shù)的影響Table 2 Influence of unbalanced degree of circumferential arrangement of throttling window on flow coefficient at valve opening of 100%

當(dāng)δ=0，0.5時(shí)，不同閥門開(kāi)度下流量系數(shù)的變化如圖10所示。由圖可知：當(dāng)δ=0，0.5時(shí)，Cν均隨著L/Lmax的增大而增大。這是因?yàn)椋S著L/Lmax的增大，節(jié)流窗口逐漸打開(kāi)，其流通面積逐漸增大，閥門流阻逐漸減小。同時(shí)，當(dāng)L/Lmax=10%～70%時(shí)，Cν值幾乎相同。僅當(dāng)L/Lmax=80%～100%時(shí)，兩者略有差別，且隨著L/Lmax的增大，兩者的差別逐漸增大。

圖10 不同閥門開(kāi)度下流量系數(shù)的變化Fig.10 Variation of flow coefficient under different valve opening

3 結(jié)論

基于常見(jiàn)的節(jié)流窗口周向平衡布置的套筒，通過(guò)調(diào)整各節(jié)流窗口頂部邊長(zhǎng)，將節(jié)流窗口在套筒周向進(jìn)行非平衡布置，并提出了節(jié)流窗口周向布置不平衡度δ，進(jìn)而通過(guò)數(shù)值模擬方法定量探討了節(jié)流窗口周向布置方式對(duì)主給水調(diào)節(jié)閥流動(dòng)特性的影響。數(shù)值模擬方法的有效性通過(guò)主給水調(diào)節(jié)閥流量實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。

通過(guò)分析得出如下主要結(jié)論：閥芯底部不均勻的壓力分布會(huì)對(duì)閥芯產(chǎn)生不平衡力矩，使閥芯產(chǎn)生傾覆趨勢(shì)并增大閥芯與套筒之間的摩擦力，進(jìn)而加劇閥芯與套筒之間的磨損，可能引發(fā)主給水調(diào)節(jié)閥閥芯動(dòng)作卡滯，并使閥芯和套筒的工作壽命縮短；當(dāng)閥門開(kāi)度小于40%時(shí)，調(diào)整節(jié)流窗口周向布置方式對(duì)閥芯不平衡力矩的影響較??；當(dāng)閥門開(kāi)度大于40%時(shí)，通過(guò)調(diào)整節(jié)流窗口周向布置方式可以有效改變閥芯不平衡力矩；在相同條件下，通過(guò)將節(jié)流窗口周向布置不平衡度從0增大至0.5，可使最大閥芯不平衡力矩減小22.10%，而閥門流量系數(shù)僅減小2.74%。