套筒開孔對(duì)雙層套筒閥流動(dòng)特性的影響

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(dòng)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(dòng)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(jiǎn)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(jiàn)的套筒閥，其對(duì)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(huì)嚴(yán)重影響多孔套筒閥的壓降、流動(dòng)及流量特性.

國(guó)內(nèi)外不少學(xué)者針對(duì)套筒閥做了大量研究.套筒結(jié)構(gòu)對(duì)于改善控制閥內(nèi)部流場(chǎng)有著良好效果，尤其是針對(duì)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(tái)和圓柱體4種閥芯形狀對(duì)控制閥內(nèi)部流場(chǎng)空化現(xiàn)象的影響，發(fā)現(xiàn)平底閥芯、圓錐臺(tái)閥芯對(duì)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(duì)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(duì)流量系數(shù)影響很大，且在小開度下，閥門內(nèi)部流動(dòng)更復(fù)雜.于靜梅等[3]研究套筒結(jié)構(gòu)對(duì)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(duì)閥內(nèi)氣流壓降、降速影響最大.XU等[4]通過(guò)研究流量、流通面積和流動(dòng)阻力系數(shù)之間的關(guān)系，并對(duì)流量阻力系數(shù)進(jìn)行修正，進(jìn)而設(shè)計(jì)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(guò)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(xiǎn).YAGHOUBI等[6]研究了套筒層數(shù)對(duì)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(guò)3層.

此外，許多學(xué)者還對(duì)套筒閥進(jìn)行仿真模擬研究，并通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了CFD的可靠性.WINDEMUTH等[7]通過(guò)試驗(yàn)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(chǎng)和流體-結(jié)構(gòu)相互作用，討論不同壓力比下流動(dòng)穩(wěn)定性的演變，提高了控制閥性能.LIU等[8]通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值模擬的手段對(duì)不同開度、流速下的套筒閥旋流計(jì)的流量特性以及節(jié)流效果進(jìn)行了對(duì)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(duì)過(guò)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(guò)多種試驗(yàn)手段證明了數(shù)值模擬結(jié)果.

針對(duì)雙層套筒閥，目前缺少內(nèi)外套筒小孔孔徑組合對(duì)控制閥壓降流動(dòng)特性及流通性能影響的相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道.文中對(duì)雙層套筒閥建立可壓縮過(guò)熱蒸汽穩(wěn)態(tài)數(shù)值模型.在全開工況下，對(duì)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(duì)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(shí)，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(shí)，可以對(duì)內(nèi)外層套筒開孔孔徑同時(shí)等比例增大.研究成果對(duì)于套筒閥內(nèi)多孔套筒的孔徑設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義.

1 計(jì)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(dòng)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(dòng)方向.

動(dòng)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(dòng)力黏度.

能量方程表示為

(4)

式中:Pr為普朗特?cái)?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(dòng)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(tái)階處，套筒上部臺(tái)階部分與閥體上部臺(tái)階部分貼合設(shè)計(jì).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(gè)，相鄰2層孔相互錯(cuò)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(shí)為減少數(shù)值計(jì)算中的回流，閥前添加2倍閥公稱通徑長(zhǎng)度的管路，閥后添加6倍閥公稱通徑長(zhǎng)度的管路[10].由于介質(zhì)為高溫蒸汽，要求流經(jīng)控制閥時(shí)下進(jìn)上出，在原有單層套筒基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)雙層套筒(見(jiàn)圖2b).套筒開孔孔徑設(shè)計(jì)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(gè)內(nèi)外層套筒孔徑組合的編號(hào)，一共10組.當(dāng)內(nèi)層套筒孔徑不變時(shí)(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(shí)(b=1)，同時(shí)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(duì)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(chǎng)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(jì)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(yàn)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(yàn)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(lái)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(dòng)加密，在某些尖角部分分布合理.整個(gè)模型的網(wǎng)格數(shù)量相對(duì)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(guò)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(dòng)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(wú)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(xiàng)二階迎風(fēng)格式，湍動(dòng)能項(xiàng)一階迎風(fēng)格式，湍流耗散率項(xiàng)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(shí)均(RANS)方法的k-ε模型求解.

2 計(jì)算與分析

2.1 數(shù)值結(jié)果驗(yàn)證

相關(guān)學(xué)者的研究成果可間接驗(yàn)證文中數(shù)值模擬方法的可靠性.QIAN等[11]通過(guò)數(shù)值模擬以及試驗(yàn)方法對(duì)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(guò)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(dòng).通過(guò)搭建試驗(yàn)裝置管路測(cè)試得到小開度下減壓閥的流量系數(shù)，數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果基本趨勢(shì)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(duì)壓降特性的影響分析

在研究控制閥流場(chǎng)特性時(shí)，首先判斷流場(chǎng)是否達(dá)到阻塞流狀態(tài).當(dāng)過(guò)熱蒸汽通過(guò)控制閥時(shí)，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(shí)不再適用.此時(shí)情況恰恰相反，根據(jù)氣體動(dòng)力學(xué)的原理，閥后截面積越大，流速越快，氣體膨脹.此時(shí)閥前后壓差變化不會(huì)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(wèn)題，但高壓差控制閥中普遍存在阻塞流現(xiàn)象，會(huì)對(duì)流量系數(shù)有一定的影響.因此，在設(shè)計(jì)控制閥結(jié)構(gòu)時(shí)，要盡量避免發(fā)生阻塞流.對(duì)于可壓縮流體，阻塞流壓差計(jì)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(dòng)方向?yàn)榱鏖_，因此對(duì)應(yīng)的XT為0.75.計(jì)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(huì)發(fā)生阻塞流，因此需要采用雙層套筒來(lái)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(huì)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(shí)，對(duì)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(shí)，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(shí)，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(duì)流動(dòng)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(shí)，套筒間隙流體流速沿Y軸的變化規(guī)律.該區(qū)域?yàn)檎龑?duì)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(gè)曲線的波峰所對(duì)應(yīng)的位置正對(duì)套筒小孔，波谷所對(duì)應(yīng)的位置正對(duì)套筒上下層小孔間隔處.一條曲線上每個(gè)波峰高度相近，意味著流體自下而上流經(jīng)套筒小孔時(shí)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(shí)，每層套筒的壓降基本沒(méi)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(shí)，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(duì)控制閥入口方向的第一層小孔中心到正對(duì)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(dòng)明顯下降，且流速較大.內(nèi)層套筒內(nèi)部流場(chǎng)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(dòng)，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(duì)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(shí)，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(duì)流量系數(shù)的影響分析

表3為每個(gè)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(shí)，其額定Cv只下降了6.5%.當(dāng)組合為1∶1.2時(shí)，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(duì)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(duì)于額定Cv的影響.與A1的額定Cv作比較，單純?cè)黾油鈱犹淄查_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?gòu)?3.3%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(duì)Cv提升比例跟外徑對(duì)Cv提升比例之比從302.3%增加到665.0%，內(nèi)層套筒孔徑對(duì)Cv的影響要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于外層套筒孔徑對(duì)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(shí)，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(shí)，可以考慮內(nèi)外層套筒同時(shí)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(duì)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(shí)，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(shí)，每層套筒壓降幾乎沒(méi)有變化.

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

3) 當(dāng)雙層套筒閥需要小幅度提升流量系數(shù)時(shí)，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(shí)，對(duì)內(nèi)外層套筒孔徑同時(shí)等比例增大.