抽水蓄能電站壓水氣系統(tǒng)壓水工況中閥門低溫問題的數(shù)值模擬研究

舒崚峰，何中偉，郭立祺，陳順義，趙俊龍，李成軍

（1.中國電建集團(tuán)華東勘測設(shè)計研究院有限公司，杭州311122；2.天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津300350；3.中山大學(xué)中法核工程與技術(shù)學(xué)院，廣東珠海519082）

0 引言

抽水蓄能發(fā)電技術(shù)，是目前最成熟的儲能發(fā)電技術(shù)之一［1］。抽水蓄能電站的主要功能是在電源和負(fù)載兩種狀態(tài)間轉(zhuǎn)換，從而平衡電網(wǎng)運(yùn)行的峰谷特性，維護(hù)電網(wǎng)安全的穩(wěn)定運(yùn)行［2，3］?？赡媸剿啓C(jī)是抽蓄電站主要設(shè)備，能在水泵和水輪機(jī)兩種工況下運(yùn)行。壓水氣系統(tǒng)是機(jī)組實現(xiàn)調(diào)相運(yùn)行的必備系統(tǒng)，該系統(tǒng)將壓縮空氣注入轉(zhuǎn)輪室，使轉(zhuǎn)輪在空氣中旋轉(zhuǎn)，以減小啟動力矩［4］。近幾年，抽水蓄能電站運(yùn)行過程中暴露出不少問題，其中之一就是壓水氣系統(tǒng)排氣工況的管路設(shè)備過冷現(xiàn)象。

壓水氣系統(tǒng)排氣工況的管道過冷現(xiàn)象，其本質(zhì)是管路內(nèi)部所輸運(yùn)的壓縮氣體因膨脹而大幅降溫。根據(jù)理想氣體可逆絕熱過程方程，即使在不考慮能量損失的可逆狀態(tài)下，釋放壓縮氣體而產(chǎn)生的氣體體積膨脹（V2＞V1），也必然導(dǎo)致氣體溫度的降低（T2＜T1）。對壓水氣系統(tǒng)而言，根據(jù)可壓縮氣體連續(xù)性方程ρ1v1A1=ρ2v2A2，由于剛性管路限制了氣體體積的增大幅度（A2/A1為定值），氣體膨脹密度降低的過程（ρ2＜ρ1）主要體現(xiàn)為管路中氣流速度的增加（v2＞v1）。因此，在電站現(xiàn)場可觀察到排氣過程越劇烈、壓水氣系統(tǒng)管路設(shè)備表面溫度越低的現(xiàn)象。

在原理上，壓水氣系統(tǒng)的排氣過程完全由氣體自主膨脹主導(dǎo)，因此不可避免出現(xiàn)低溫問題；但是若系統(tǒng)局部發(fā)生氣體的劇烈膨脹，產(chǎn)生的極端低溫仍是系統(tǒng)安全的重要隱患。壓水氣系統(tǒng)是由壓縮空氣儲氣罐、閥門和串并聯(lián)管網(wǎng)組成的系統(tǒng)。其中，由于大部分閥門處長度較短、內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，因此氣體流經(jīng)閥門前后的流場分布差異較大，尤其是氣流速度的快速增大，會導(dǎo)致局部溫度劇烈降低，造成降溫區(qū)設(shè)備的冷脆性加強(qiáng)，對配合間隙抵抗熱脹冷縮的能力構(gòu)成較大挑戰(zhàn)，是系統(tǒng)的重要安全隱患。使用傳統(tǒng)方法研究壓水氣系統(tǒng)的低溫問題，通常是求解基于一維管路模型假設(shè)的可壓縮氣體熱力學(xué)關(guān)聯(lián)式和工程經(jīng)驗方程，獲得壓水氣系統(tǒng)排氣壓水工況時壓縮空氣的溫度變化范圍。然而，由于一維模擬忽略了管路與閥門等設(shè)備的具體結(jié)構(gòu)，模擬結(jié)果無法體現(xiàn)可壓縮氣體局部膨脹過冷現(xiàn)象的發(fā)生位置與變化機(jī)理，因此亟需開展三維數(shù)值模擬研究。目前，針對壓水氣系統(tǒng)排氣壓水工況氣體膨脹、氣流過冷等問題的三維模擬和實驗研究，尚鮮見于文獻(xiàn)報道。但考慮到該問題的物理本質(zhì)為壓縮氣體的快速釋放過程，因此在其他領(lǐng)域，例如缸內(nèi)直噴、天然氣射流［5］和超聲速射流［6，7］等，仍有有不少同類型問題的三維模擬研究成果和方法可供參考。例如郭斌團(tuán)隊在研究低溫射流問題時，使用數(shù)值模擬方法獲得了各工況下的溫度場和流場［8］；吳春濤在研究汽輪機(jī)通流部分的熱經(jīng)濟(jì)性時，使用SA 模型進(jìn)行數(shù)值分析得出了漏氣量隨封阻間隙變化計算曲線［9］；吳玉新團(tuán)隊在研究噴嘴氣相流場時使用SA模型進(jìn)行數(shù)值模擬，得出了噴嘴結(jié)構(gòu)對氣相流場的影響［10］。因此，本文參考文獻(xiàn)中的研究經(jīng)驗，采用SA 模型對壓水氣系統(tǒng)進(jìn)行全通道非穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬，針對壓水氣系統(tǒng)壓水工況中閥門的過冷現(xiàn)象進(jìn)行研究，詳細(xì)分析了閥門處局部過冷現(xiàn)象的發(fā)生位置、過冷程度和發(fā)生機(jī)理。

1 數(shù)值模型

1.1 湍流模型

本文使用雷諾平均方法（Reynolds Averaging Navier-Stokes，RANS）簡化N-S方程求解，方程（1）是其基本形式［11］。

式中：t為時間；ρ為密度；u為速度；p為壓力；帶撇的上標(biāo)代表脈動量。

式中：代表湍流運(yùn)動黏性系數(shù)；Gν是黏性生成項；Yν是黏性耗散項。

1.2 熱力學(xué)模型

可壓縮氣體放氣涉及氣體熱力學(xué)變化。本文使用可壓縮理想空氣模型，氣體密度方程為：

式中：w為相對分子質(zhì)量（空氣為28.96）；R=8.314 J/（mol·K）為氣體常數(shù)。

氣體的熱力學(xué)變化和能量輸運(yùn)過程，由能量方程進(jìn)行計算，見式（4）。本文采用總能形式的能量方程，并根據(jù)模擬對象的特點(diǎn)忽略黏性耗散項和熱源項。

式中：htot為總焓；λ為導(dǎo)熱系數(shù)。

2 模擬方案

排氣壓水工況，是指儲氣罐向轉(zhuǎn)輪室內(nèi)充氣，使轉(zhuǎn)輪脫離水體的工作過程。本文通過三維數(shù)值模擬方法，重點(diǎn)研究和分析壓水氣系統(tǒng)釋放壓縮空氣過程中，在關(guān)鍵閥門處產(chǎn)生的過冷低溫問題。研究對象為福建永泰抽水蓄能電站的壓水氣系統(tǒng)，其系統(tǒng)如圖1所示，其中主供氣管及閥門規(guī)格為DN80，補(bǔ)氣管規(guī)格為DN50，系統(tǒng)設(shè)計壓力為10.0 MPa。

模擬所用流域建模如圖2所示。模型保留了主供氣管上的直通式截止閥、節(jié)流孔板和對夾式直通止回閥的結(jié)構(gòu)，用以準(zhǔn)確模擬閥門在壓水工況中出現(xiàn)的超低溫現(xiàn)象；球閥則因排氣壓水工況時保持全開，閥門孔徑與管路內(nèi)徑相同，因而簡化為普通管路結(jié)構(gòu)，不作為本文的研究對象，僅在圖1和圖2中標(biāo)出位置。

圖1 壓水儲氣罐管路連接處低溫問題發(fā)生位置示意圖Fig.1 The location of low temperature problem in the pipeline of air supply system

圖2 排氣壓水工況模擬全通道模型Fig.2 The simulation model of air supply system

考慮到中高壓氣罐排氣管路中的氣體流動一般為聲速雍塞流［15］，文獻(xiàn)通常使用針對氣動問題優(yōu)化的SA 湍流模型［16］模擬類似問題。本文亦采用SA 模型，使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對壓水氣系統(tǒng)進(jìn)行全通道數(shù)值模擬，如圖3所示。模擬過程和邊界條件設(shè)置均采用實際設(shè)計參數(shù)，模擬所用關(guān)鍵參數(shù)及設(shè)置見表1。

表1 參數(shù)設(shè)置表Tab.1 The list of simulation parameters

圖3 排氣壓水工況全通道網(wǎng)格劃分Fig.3 The simulation mesh of air supply system

3 模擬可靠性分析

由于目前缺乏抽水蓄能電站壓水氣系統(tǒng)管內(nèi)流場的運(yùn)行數(shù)據(jù)，本文采用與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對比的方式驗證本文模擬方案的合理性。文獻(xiàn)［17］的研究內(nèi)容與本文相近，均為壓力容器的排氣過程，雖然具體對象不同，但物理本質(zhì)基本一致，數(shù)值模擬獲得滿足網(wǎng)格無關(guān)性的合理數(shù)據(jù)所需的網(wǎng)格尺寸分辨率基本一致。因此，通過校驗文獻(xiàn)［17］的數(shù)據(jù)，本文可同時完成湍流模型選擇和網(wǎng)格無關(guān)性的間接驗證。

根據(jù)文獻(xiàn)［17］所述氣罐幾何尺寸和排氣條件（見圖4），本文分別使用節(jié)點(diǎn)數(shù)量50 萬、100 萬、200 萬和400 萬的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬，模擬結(jié)果與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對比如圖5所示。結(jié)果顯示，在剩余壓力大于350 kPa、氣流處于壅塞狀態(tài)時，本文數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)保持一致，但在壓力小于350 kPa、氣體降為亞聲速流動時，數(shù)據(jù)偏差較大。這是由于實驗裝置非絕熱［8］，壅塞流動接近絕熱過程，亞聲速流動氣體熱交換較多為多變過程，而文獻(xiàn)未給出實驗裝置準(zhǔn)確的傳熱系數(shù)，因而本文模擬結(jié)果與文獻(xiàn)中低壓放氣過程的數(shù)據(jù)偏差較大。但考慮到壓水氣系統(tǒng)的絕對壓力遠(yuǎn)高于圖5所示的壓力范圍，因此仍可認(rèn)為本文模擬方案適用于包括壓水氣系統(tǒng)在內(nèi)的高壓排氣過程模擬。

圖4 文獻(xiàn)［17］模型及網(wǎng)格Fig.4 The simulation model in Ref.［17］

另外，圖5 中網(wǎng)格數(shù)量不同時的模擬結(jié)果基本一致，說明50 萬節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的空間分辨率，即可滿足容積13.07 L 氣罐壅塞流態(tài)排氣過程模擬的網(wǎng)格無關(guān)性要求，此時網(wǎng)格的空間分辨率為：邊界層首層網(wǎng)格高度0.01 mm，高速區(qū)網(wǎng)格平均寬度4 mm、低速區(qū)網(wǎng)格平均寬度20 mm。按照相同分辨率和網(wǎng)格拓?fù)浞绞?，對壓水氣系統(tǒng)進(jìn)行空間離散，得到滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格應(yīng)包含為605萬節(jié)點(diǎn)。

圖5 方案驗證模擬結(jié)果與文獻(xiàn)［17］數(shù)據(jù)對比Fig.5 The data comparison between Ref.［17］and present work

4 模擬結(jié)果與分析

4.1 截止閥

圖2所示系統(tǒng)在氣罐出口處，設(shè)置直通式截止閥，主要作用是利用其良好的氣密性和關(guān)閉力矩小于開啟力矩的安全性截斷氣罐與管路系統(tǒng)的聯(lián)通，控制氣罐排氣。然而直通式截止閥內(nèi)部的過流截面變化較為復(fù)雜，在排氣壓水工況的實機(jī)測試中存在過冷現(xiàn)象。本文通過提取該截止閥前后不同位置的溫度，對比分析截止閥工作時的溫度變化特性。圖6顯示了各溫度監(jiān)測點(diǎn)的位置及名稱。測點(diǎn)序號與圖6中箭頭方向一致。

圖6 直通式截止閥部分測點(diǎn)示意圖Fig.6 The map of the monitor points in the globe valve

模擬結(jié)果圖7 至圖9 顯示，壓水氣系統(tǒng)排氣壓水工況中直通式截止閥具有以下特點(diǎn)：①流動方面，圖7顯示截止閥入口流場分布較為規(guī)則，出口流場不均勻性明顯，高速氣流主要集中在出口的頂部。②圖8 顯示截止閥上腔空間相對較大，為氣流的快速膨脹提供了條件，膨脹形成的高速漩渦占據(jù)閥腔，引發(fā)下游氣體的流量偏轉(zhuǎn)。③降溫方面，圖9 顯示截止閥入口和出口的徑向溫度分布，與圖7速度和壓力分布的變化相對應(yīng)，氣流膨脹速度高處的溫度和壓力較低，膨脹速度較低處的溫度和壓力則相對較高，說明截止閥中的低溫程度與氣體局部膨脹度呈正相關(guān)。④熱力學(xué)方面，圖9 顯示截止閥前后壁面的平均溫度相差約5 ℃，壁面的平均降溫速率約為1.5 ℃/s（t=0～30 s）和0.83 ℃/s（t=30～60 s），說明隨時間發(fā)展，截止閥處氣體的熱力學(xué)變化由絕熱過程逐漸發(fā)展為非絕熱過程。

圖7 不同時刻直通式截止閥前后徑向測點(diǎn)的速度和壓力分布變化Fig.7 Velocity and pressure distribution at radial monitors at different time

圖8 不同時刻管路入口段軸截面的流線分布Fig.8 Velocity distribution of different monitors along pipeline inlet axis

圖9 直通式截止閥前后氣流溫度分布與壁面溫度發(fā)展的對比Fig.9 Comparison of air temperature distribution and wall temperature development in the stop valve

根據(jù)上述模擬結(jié)果與分析，直通式截止閥作為非調(diào)節(jié)功能的通流元件，其內(nèi)部流道的轉(zhuǎn)折導(dǎo)致可壓縮氣體通過時產(chǎn)生較強(qiáng)烈的局部膨脹，引發(fā)氣體較強(qiáng)降溫、膨脹氣團(tuán)降低閥腔通流性能、流動損失增大等一系列問題，因此不適宜布置在壓水氣系統(tǒng)的管路中。建議使用過流截面變化較小的直流式截止閥代替。

4.2 節(jié)流閥

圖2所示系統(tǒng)在管路中部設(shè)置孔板節(jié)流閥，主要作用是方便現(xiàn)場通過改變孔徑來調(diào)整與標(biāo)定管路流量。雖然孔板節(jié)流閥結(jié)構(gòu)簡單，但在實際應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)閥體和下游管路存在嚴(yán)重過冷現(xiàn)象。本文通過提取該節(jié)流閥前后不同位置的溫度，對比分析節(jié)流閥工作時的溫度變化特性。圖10 顯示了各溫度監(jiān)測點(diǎn)的位置及名稱。測點(diǎn)序號與圖10中箭頭方向一致，測點(diǎn)所在徑線距節(jié)流閥孔距離50 mm。模擬結(jié)果圖10至圖14顯示，壓水氣系統(tǒng)排氣壓水工況中孔板節(jié)流閥具有以下特點(diǎn)：

圖10 節(jié)流閥測點(diǎn)布置示意圖Fig.10 The map of the monitors of the throttle valves

（1）流動方面，小孔射流的局部膨脹導(dǎo)致氣流過加速形成超聲速射流。圖11顯示，管路軸線附近速度大幅度躍升并超過350 m/s，氣流處于超聲速狀態(tài)。這是由于節(jié)流閥將管路分隔為前后兩個腔室，上游高壓腔內(nèi)空氣通過節(jié)流孔，向下游低壓腔噴射形成射流。通常情況下，可壓縮氣體等徑管路流動的速度極值是工質(zhì)自身的聲速，當(dāng)可壓縮管路流動達(dá)到聲速后，即使再增加管路壓差，工質(zhì)流速也不會繼續(xù)增加，這種狀態(tài)被稱為“壅塞狀態(tài)”。但是，節(jié)流閥孔軸線附近射流的壓力高于下游管路壓力，且由于節(jié)流閥孔至下游管路的直徑突增，射入的高壓高密度空氣會迅速膨脹而獲得加速，從而跨過“雍塞”狀態(tài)而形成超聲速射流。

圖11 主路節(jié)流閥測點(diǎn)參數(shù)隨時間的變化曲線Fig.11 Parameter development at monitors in the throttle valve

（2）降溫方面，射流膨脹帶來的超聲速加速過程會劇烈消耗射流內(nèi)能而大幅降低射流溫度。圖12（a）顯示，在射流建立之初的t=0.1 s時刻，閥后50 mm 的射流溫度就達(dá)到了-30 ℃，并隨著排氣過程的進(jìn)行而進(jìn)一步發(fā)展降低，t=60 s 時已達(dá)到-100 ℃。

（3）射流自身溫度很低，且遠(yuǎn)低于近壁面附近氣流溫度。近壁面處的1號和10號測點(diǎn)在t=0～60 s范圍內(nèi)測量所得最低溫度約為-50 ℃，遠(yuǎn)高于管路中心處4～7 號測點(diǎn)的-100 ℃。圖12（b）則是1 號測點(diǎn)（近壁面）與5 號測點(diǎn)（射流內(nèi)）所測溫度差值ΔTH隨時間發(fā)展的曲線。由圖可知，排氣過程開始時射流與內(nèi)壁面附近氣體間的溫差ΔTH最大約78 ℃；隨著管路壓力降低和射流速度下降，ΔTH也持續(xù)下降，t=60 s 時刻降低至45 ℃。ΔTH的下降速率分兩個階段，t=0～40 s 時溫差下降速率為0.65～0.7 ℃/s，t=40～60 s時溫差下降速率為0.35～0.45 ℃/s。對比圖11（a）可知t=40 s 時射流速度在330～340 m/s 之間，說明ΔTH曲線的拐點(diǎn)可能與射流跨聲速狀態(tài)的變化有關(guān)。

圖12 主路節(jié)流閥出口溫度分布變化Fig.12 Variation of outlet temperature distribution in throttle valve

（4）節(jié)流閥附近管路的降溫過程與過冷射流關(guān)聯(lián)度較低，而由管路氣體整體的降溫過程主導(dǎo)。圖12（c）則顯示了節(jié)流閥前后管路內(nèi)壁面平均溫差的變化情況。由于射流與近壁面氣流之間存在巨大的溫差ΔTH，射流自身的低溫?zé)o法直接影響節(jié)流閥附近的管壁溫度，因此節(jié)流閥前后的管壁溫差較小，始終保持約4 ℃的恒定值。但同時，管內(nèi)氣流溫度的持續(xù)降低和ΔTH的持續(xù)減小，節(jié)流閥處管壁溫度最終也隨之降低至約-50 ℃，降溫速率約為1.4 ℃/s（t＜30 s）和1.0 ℃/s（t＞30 s），這對節(jié)流閥的耐冷特性和相關(guān)配合間隙抵抗熱脹冷縮的能力，構(gòu)成挑戰(zhàn)。

（5）節(jié)流閥下游管路的降溫過程與過冷射流關(guān)聯(lián)度較高，與低溫射流接觸而受到直接影響。圖13為節(jié)流閥流線圖，展示了射流對節(jié)流閥下游臨近位置三通管路的影響。主管路低速區(qū)旋渦延伸到了三通支路接口處，形成向支路上游延伸的回流旋渦，可導(dǎo)致主路參數(shù)向支路上游的輸運(yùn)。而圖14則顯示在這一回流過程的作用下，節(jié)流閥下游主路溫度與三通支路溫度的變化情況。三通支路靠近交匯點(diǎn)一端的溫度與主路壁面附近氣流的溫度始終保持一致，而與射流核心區(qū)的溫度具有顯著區(qū)別，且支路低溫區(qū)形態(tài)具有典型的流動輸運(yùn)特征，說明此處降溫與來自主路的回流直接相關(guān)。當(dāng)節(jié)流閥與三通管路安裝距離較近時，必然會引起管路交匯點(diǎn)的劇烈降溫現(xiàn)象。

圖13 主路節(jié)流閥后流線發(fā)展變化圖Fig.13 Streamline development of the compressible air flow through the throttle valve

圖14 主路節(jié)流閥后溫度發(fā)展變化云圖Fig.14 The development of temperature contours behind the throttle valve

根據(jù)上述模擬結(jié)果與分析，孔板節(jié)流閥作為調(diào)節(jié)流量的關(guān)鍵元件，雖然結(jié)構(gòu)簡單可靠性高，但其內(nèi)部存在強(qiáng)烈的可壓縮氣體射流膨脹，引發(fā)氣體劇烈降溫、射流對下游管路的降溫作用范圍較大，因此不宜直接布置在壓水氣系統(tǒng)的管路中，并建議開發(fā)使用多孔介質(zhì)填充的滲流型閥門實現(xiàn)節(jié)流功能，避免氣流在閥門出口處劇烈膨脹形成高速低溫流動，以代替孔板節(jié)流閥調(diào)定系統(tǒng)流量。此外，若在壓水氣系統(tǒng)中采用孔板節(jié)流閥，則應(yīng)注意增大孔板節(jié)流閥與下游設(shè)備的安裝距離，避免過冷氣流對下游設(shè)備造成直接影響，根據(jù)模擬結(jié)果推薦的間隔距離為10D。

4.3 止回閥工作溫度特性

圖2所示系統(tǒng)在節(jié)流閥下游設(shè)置對夾式直通止回閥，主要作用是控制氣流單向流動，以及阻斷尾水管存水向氣路逆流。雖然對夾式直通止回閥結(jié)構(gòu)緊湊，方便安裝，但在實際應(yīng)用中仍發(fā)現(xiàn)閥體和附近管路存在嚴(yán)重的過冷現(xiàn)象。本文通過提取該止回閥前后不同位置的溫度，對比分析止回閥工作時的溫度變化特性。圖15 顯示了各溫度監(jiān)測點(diǎn)的位置及名稱。測點(diǎn)的數(shù)字序號與圖15 中箭頭方向一致，1 號測點(diǎn)距止回閥出口80 mm，測點(diǎn)間距42 mm。

模擬結(jié)果圖15 至圖20 顯示，壓水氣系統(tǒng)壓水工況中止回閥具有以下特點(diǎn)：

圖15 止回閥測點(diǎn)布置示意圖Fig.15 The map of the monitors of the check valve

（1）流動方面，根據(jù)圖16的壓力云圖，可知止回閥后方仍存在劇烈的氣流膨脹過程。氣流經(jīng)過止回閥閥瓣時的鈍體繞流，在止回閥后方形成長度約為0.5～1.0 閥瓣直徑、表壓接近0 MPa的低壓空間。該低壓區(qū)為氣流通過止回閥后的加速膨脹提供了條件。圖17的速度云圖顯示，氣流通過低壓區(qū)后速度急劇升高并超過聲速，并圍繞低壓區(qū)形成了清晰的激波截面。

圖16 止回閥后壓力發(fā)展變化云圖Fig.16 The development of pressure contours behind the check valve

圖17 止回閥后速度發(fā)展變化云圖Fig.17 The development of velocity contours behind the check valve

（2）降溫方面，圖18顯示止回閥后形成的超聲速流場會產(chǎn)生劇烈的溫度變化，止回閥瓣后方低壓區(qū)的溫度極低，t=0～20內(nèi)圍繞-40 ℃振蕩，直至周圍環(huán)境亦降至同等水平后才會同步下降。

圖18 止回閥出口軸線溫度曲線Fig.18 Temperature development of different monitors along check valve outlet axis

（3）對周圍管路的影響方面，圖19 顯示管路壁面平均降溫速率約為1.2 ℃/s，止回閥前后管路壁面溫差相差不大僅約3 ℃，與閥后劇烈降溫現(xiàn)象不一致。根據(jù)圖20，可以發(fā)現(xiàn)止回閥后流場與節(jié)流閥后區(qū)域情況相似，低溫尾流并未與管路壁面直接接觸，因此未對止回閥周圍的管路溫度造成直接影響。

圖19 止回閥前后內(nèi)壁面溫度曲線Fig.19 The difference of wall temperature development between check valve inlet and outlet

圖20 主路止回閥后溫度發(fā)展變化云圖Fig.20 The development of temperature contours at the check valve

根據(jù)上述模擬結(jié)果與分析，對夾式直通止回閥作為保障氣路安全運(yùn)行的關(guān)鍵元件，其閥瓣作為鈍體在管路中誘導(dǎo)出的閥后低壓區(qū)，會引發(fā)可壓縮氣體的劇烈膨脹，進(jìn)而出現(xiàn)局部超聲速流動、氣流大幅降溫和強(qiáng)烈的熱力學(xué)參數(shù)震蕩。因此，不適宜在壓水氣系統(tǒng)管路中設(shè)置閥瓣與管路軸線垂直的對夾式直通止回閥。建議改用閥芯為流線紡錘形的靜音止回閥，或閥瓣與管路軸線平行的直流式止回閥，以避免對夾式直通止回閥存在的局部超聲速膨脹和氣流過冷問題。

5 結(jié)論

本文使用SA 模型，對壓水氣系統(tǒng)排氣壓水工況下閥門處的狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬。結(jié)果顯示，壓水氣系統(tǒng)排氣壓水工況中閥門過冷現(xiàn)象的本質(zhì)，是可壓縮氣體在閥門內(nèi)部劇烈膨脹，導(dǎo)致局部氣流超聲速加速而產(chǎn)生的氣流溫度過低?？蓧嚎s氣體局部膨脹與閥門結(jié)構(gòu)直接相關(guān)，根據(jù)模擬結(jié)果中主要閥門的降溫幅度和相應(yīng)的氣體膨脹過程分析，本文對壓水氣系統(tǒng)閥門的選型和優(yōu)化設(shè)計問題，所得結(jié)論和建議如下。

（1）氣罐出口的截止閥非流量調(diào)節(jié)閥，選型應(yīng)注意其全開狀態(tài)對流場的影響。直通式截止閥過流截面變化較大，可壓縮氣體通過時可發(fā)生劇烈的局部膨脹，引發(fā)氣體較強(qiáng)降溫、膨脹氣團(tuán)阻塞閥腔、流動損失增大等一系列問題，因此不適宜布置在壓水氣系統(tǒng)的管路中。建議使用過流截面變化較小的直流式截止閥代替。

（2）管路中的孔板節(jié)流閥用于設(shè)定排氣流量，但由于閥門孔徑與下游管路截面積差別較大，可壓縮氣體通過閥孔后會劇烈膨脹，形成超聲速過冷射流，對下游較大范圍的管路系統(tǒng)具有明顯的降溫作用，因此不適宜直接布置在壓水氣系統(tǒng)的管路中。建議開發(fā)使用多孔介質(zhì)填充的滲流型閥門實現(xiàn)節(jié)流功能，可消除閥門有效過流截面與下游管路截面的差異，進(jìn)而避免消除超聲速過冷射流的發(fā)生。若在壓水氣系統(tǒng)中采用孔板節(jié)流閥，則應(yīng)增大孔板節(jié)流閥與下游設(shè)備的安裝距離，避免過冷氣流對下游設(shè)備造成直接影響，根據(jù)模擬結(jié)果推薦的間隔距離為10D。

（3）管路中的止回閥非流量調(diào)節(jié)閥，僅用于防止逆流現(xiàn)象，選型應(yīng)注意其全開狀態(tài)對流場的影響。對夾式直通止回閥的閥瓣垂直于管路軸線，全開時閥瓣后方低壓區(qū)會引發(fā)可壓縮氣體的劇烈膨脹，進(jìn)而出現(xiàn)局部超聲速流動、氣流大幅降溫和強(qiáng)烈的熱力學(xué)參數(shù)震蕩。建議系統(tǒng)中宜采用靜音止回閥或直流式止回閥，以避免對夾式直通止回閥存在的局部超聲速膨脹和氣流過冷問題。□