一種新型調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)介紹及流場分析

張旭陽，張鯤羽,2，李一興

（1.上海船舶設(shè)備研究所，上海 200031 2.上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，上海 200240）

0 引 言

調(diào)節(jié)閥是汽輪機通流結(jié)構(gòu)中的重要組成部分。在汽輪機運行過程中，調(diào)節(jié)閥通過閥頭的提升與下降，控制著汽輪機的蒸汽流量，進而對汽輪機的轉(zhuǎn)速及做功能力進行控制。由于調(diào)節(jié)閥內(nèi)部結(jié)構(gòu)流動狀態(tài)復(fù)雜，會造成一定的壓力損失。而工作蒸汽在進入通流結(jié)構(gòu)前必須經(jīng)過調(diào)節(jié)閥，因此調(diào)節(jié)閥的經(jīng)濟性直接影響整個汽輪機的經(jīng)濟性。韓中合等[1]在研究中提出調(diào)節(jié)閥壓力損失每增加1%將導(dǎo)致汽輪機效率下降0.4%。

經(jīng)過調(diào)節(jié)閥的流體將產(chǎn)生復(fù)雜而且強烈的旋轉(zhuǎn)流動。壓力損失是由于調(diào)節(jié)閥喉部產(chǎn)生的節(jié)流損失、閥頭表面的邊界層分離、閥座下方的“空穴”區(qū)及腎型渦的綜合作用產(chǎn)生的，上述影響使得調(diào)節(jié)閥下游區(qū)域充滿了強烈的旋渦，形成較大的壓力損失[2]。

鄭國等[3]對300MW汽輪發(fā)電機組空心閥頭結(jié)構(gòu)進行計算分析，其研究結(jié)果表明閥殼內(nèi)壁中存在的裂紋、凹坑以及調(diào)節(jié)閥內(nèi)部不光順的流道設(shè)計使得調(diào)節(jié)閥后氣流產(chǎn)生了強烈的不穩(wěn)定性，通過優(yōu)化閥殼內(nèi)型腔線使得調(diào)節(jié)閥內(nèi)流動更為光順，機組的安全經(jīng)濟性得到了一定的提高。舒相挺[4]等在研究中發(fā)現(xiàn)，調(diào)節(jié)閥在較小開度時閥門內(nèi)部的流動紊亂程度較高，流體流動導(dǎo)致的調(diào)節(jié)閥內(nèi)部振動可能使得調(diào)節(jié)閥內(nèi)部產(chǎn)生較為強烈的共振現(xiàn)象，使得調(diào)節(jié)閥的安全性與經(jīng)濟性受到較大的威脅。楊宗鑫等[5]針對球形閥頭調(diào)節(jié)閥在一定開度下流動損失較大的問題，提出了一種新型濾網(wǎng)設(shè)計，小開度下濾網(wǎng)后流場結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性與通流特性使得調(diào)節(jié)閥的全壓損失系數(shù)降低，閥門通流性能顯著改善。李明強[6]則通過優(yōu)化汽輪機的配汽方式進行優(yōu)化改造，在各工況下各閥均處于較大開度的狀態(tài)下閥門的節(jié)流損失大幅降低，達到提高機組在部分負荷運行經(jīng)濟性的目的。相曉偉[7]在針對實心閥頭的結(jié)構(gòu)優(yōu)化中提出在閥腔內(nèi)增加導(dǎo)流筋結(jié)構(gòu)以消除閥頭下方的空穴區(qū)，減少調(diào)節(jié)閥內(nèi)部回流，但是該結(jié)構(gòu)的增加并未使得流動情況得到有效改善。肖鑫等[8]對帶有空心閥頭的調(diào)節(jié)閥的擴壓角、空心閥頭型線及偏心度進行設(shè)計優(yōu)化，并通過計算得到最佳的擴壓角、空心閥頭外形輪廓及偏心距，使得閥腔內(nèi)的壓力損失達到最小。周劉中[9]則嘗試對閥籠窗口進行異性加工，使得調(diào)節(jié)閥在較小流量下能夠保持較大的調(diào)節(jié)靈敏度，增加系統(tǒng)平穩(wěn)性，閥內(nèi)流動狀態(tài)得到改善。李一興[10]等通過對錐形實心閥頭和空心閥頭的結(jié)構(gòu)分析，提出了帶有導(dǎo)流錐的空心閥頭結(jié)構(gòu)，使得汽輪機調(diào)節(jié)閥在較小開度下的流動狀態(tài)得到改善。

本文以某型汽輪機的空心閥頭作為研究對象，對其流動結(jié)構(gòu)進行分析，并根據(jù)分析結(jié)果提出了一種余弦閥頭結(jié)構(gòu)。研究結(jié)果表明，采用余弦閥頭后，調(diào)節(jié)閥內(nèi)的渦結(jié)構(gòu)發(fā)生了明顯變化，渦強度發(fā)生了明顯的下降，調(diào)節(jié)閥的全壓損失也隨之下降。

1 模型與網(wǎng)格介紹

某汽輪機調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)采用軸向進汽(x軸)、徑向出氣(y軸)，如圖 1所示。流體從入口面進入環(huán)形的閥腔后通過閥頭與閥座之間的喉部區(qū)域進入閥座內(nèi)的流出通道并最終流出閥門。通過提升閥頭，增大閥頭與閥座之間喉部區(qū)域的面積能夠調(diào)整調(diào)節(jié)閥通過的流量。

圖1中給出了調(diào)節(jié)閥內(nèi)部的流線及調(diào)節(jié)閥入口面與出口面的位置。其中入口設(shè)置為質(zhì)量流量入口，出口設(shè)置為壓力出口，閥桿、閥頭、閥座及閥腔內(nèi)表面均設(shè)置為無滑移絕熱壁面。各出入口邊界條件如表 1所示。

表1 邊界條件

圖1 計算模型及邊界條件

圖2 混合網(wǎng)格

采用CFD軟件進行數(shù)值計算，采用定常雷諾時均方程（RANS）求解。湍流模型為Shear Stress Transport（SST）。守恒方程中的平流項和湍流輸運方程均采用軟件中的二階差分格式。計算殘差收斂在10-6左右。

計算網(wǎng)格劃分為混合網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，在壁面附近的邊界層區(qū)域設(shè)置為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的y+＜1，遞增率為1.1，邊界層網(wǎng)格共30層。中間流道遠離壁面的地方均采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。圖 2中給出了調(diào)節(jié)閥所使用的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。

參照歷史文獻[11-12]，采用上述計算方法是準確可靠的。

對網(wǎng)格進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，使用入口位置總壓作為考核參數(shù)。通過同步改變各條邊上的網(wǎng)格數(shù)量改變網(wǎng)格總數(shù)，共繪制5套網(wǎng)格，形成的網(wǎng)格無關(guān)性曲線如圖 3所示，各套網(wǎng)格數(shù)量如表2所示。

表2 網(wǎng)格數(shù)量

表3 高湍動能區(qū)最高值（單位：m2/s2）

從圖3中能夠觀察到，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達到810萬后，網(wǎng)格數(shù)量對于計算結(jié)果基本不再有影響。因此后續(xù)計算中均選用G3網(wǎng)格作為后續(xù)計算使用分析使用的網(wǎng)格。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性曲線

2 空心閥頭流動狀態(tài)分析

圖4中給出了空心閥頭調(diào)節(jié)閥的速度云圖及流線圖分布，圖中的Y軸及Z軸與圖 1中坐標軸位置相對應(yīng)。從圖4中能夠觀察到，流體通過喉部之后主要沿著z/Z=0.4～0.6之間的區(qū)域緊貼著閥座壁面流入下游。在z/Z=0.55，y/Y=0.7的閥頭表面出現(xiàn)了明顯的流動分離結(jié)構(gòu)。該流動分離結(jié)構(gòu)對應(yīng)著閥頭型線的結(jié)束位置，流道在該位置的面積突擴。該位置的面積突擴后造成的后臺階流動效應(yīng)是該位置產(chǎn)生邊界層分離的主要原因。邊界層分離使得z/Z=0.3～0.5，y/Y=0～0.5范圍內(nèi)產(chǎn)生了巨大的腎型渦結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)在速度云圖上表現(xiàn)為巨大的低速流動區(qū)。

圖4 空心閥頭速度云圖及流線圖

圖5展示了空心閥頭調(diào)節(jié)閥的湍動能及流線分布，圖中的Y軸及Z軸與圖 1中坐標軸位置相對應(yīng)。從圖5中能夠觀察到圖中共有兩類高湍動能區(qū)及鞍點位置。兩類高湍動能區(qū)分別為喉部位置(HR1TKE；z/Z=0.2，0.8；y/Y=0.7)(HR∶ High Region)及腎型渦區(qū)域(HR2TKE；z/Z=0.3～0.4,0.6～0.7；y/Y=0.3～0.7)位置。上述兩類高湍動能區(qū)的湍動能最高值及位置如圖5所示。鞍點在圖中為z/Z=0.05，y/Y=0.7。

圖5 空心閥頭湍動能云圖及流線圖

結(jié)合圖 4中的流動分析結(jié)果能夠發(fā)現(xiàn)，鞍點為腎型渦的結(jié)束位置，流體在鞍點位置分為向上回卷的流體及向下流動的流體兩部分。鞍點下游的流動趨勢趨于穩(wěn)定。

流動紊亂區(qū)的長度為調(diào)節(jié)閥座喉口直徑的2倍，上述流動紊亂導(dǎo)致的高湍動能區(qū)使得調(diào)節(jié)閥的流動損失大大增加，使得調(diào)節(jié)閥的通流效率下降。

3 余弦閥頭結(jié)構(gòu)及流動分析

通過流動狀態(tài)分析，發(fā)現(xiàn)調(diào)節(jié)閥后流動紊亂區(qū)最早產(chǎn)生于閥頭邊界層的分離，流動表現(xiàn)為腎型渦的產(chǎn)生以及閥后高湍動能區(qū)的出現(xiàn)。而閥頭邊界層的分離在位置上與閥頭型線凹陷及閥門流道面積的突擴位置相對應(yīng)。因此推測，如果能夠消除該位置的閥頭型線凹陷并使得閥門流道能夠更加光順，可以使得調(diào)節(jié)閥的流動狀態(tài)更為光順。

結(jié)合上述猜想，提出使用三角函數(shù)中的余弦函數(shù)作為閥頭型線。并稱其為余弦閥頭結(jié)構(gòu)。采用的余弦方程如公式(1)所示。

式中的A表征了閥頭的長度，如圖 6中所示，A值越大表示閥頭長度越大。B表征了閥頭的半徑，能夠通過閥座面積改變該數(shù)值的大小以適配到合適的調(diào)節(jié)閥半徑，根據(jù)閥座的直徑選取的各閥B值均為100。

圖6展示了采用上述余弦公式構(gòu)建的閥頭型線，圖中Y軸與Z軸與圖 1中坐標軸位置相對應(yīng)。Z=0位置繪制的點劃線為中心對稱線，改線右側(cè)的閥頭型線形狀與左側(cè)的閥頭型線相同。

圖6 余弦閥頭型線

從圖6中觀察到，余弦閥頭能夠為流體提供了更加光順的流道，采用該閥頭后有效規(guī)避流道面積的突變。隨著A的進一步增大，閥頭尺寸發(fā)生了明顯的上升。

圖7中給出了A=150余弦閥頭的速度云圖及流線圖，圖中的Y軸及Z軸與圖 1中坐標軸位置相對應(yīng)。余弦閥頭與前文中空心閥頭的流動喉部面積保持一致，網(wǎng)格繪制方法、網(wǎng)格密度及邊界條件也與空心閥頭保持一致。

圖7 A=150余弦閥頭速度云圖及流線圖

從圖7中能夠觀察到流體通過閥頭與閥座之間的喉口位置之后，沿著閥頭與閥座之間圍成的漸擴流道均勻發(fā)展。閥座位置在z/Z=0.5，y/Y=0～0.5區(qū)域之間形成了一個流動低速區(qū)，但是未形成分離泡或邊界層分離結(jié)構(gòu)，閥頭表面也沒有形成分離結(jié)構(gòu)。

圖8中給出了A=150余弦閥頭的湍動能云圖及流線圖。圖中的Y軸及Z軸與圖 1中坐標軸位置相對應(yīng)。

圖8 A=150余弦閥頭湍動能云圖及流線圖

從圖8中能夠觀察到，余弦閥頭調(diào)節(jié)閥流動結(jié)構(gòu)中存在兩類高湍動能區(qū)。分別為喉部位置(HR1TKE；z/Z=0.2，0.8；y/Y=0.9)及余弦閥頭末端的下游(HR2TKE；z/Z=0.5；y/Y=0.2)。閥頭末端下游的高湍動能區(qū)為沿著余弦閥頭流至該位置的流體匯聚形成的，在流線圖上無法觀察到明顯的漩渦結(jié)構(gòu)。喉口位置高湍動能區(qū)的下降則是由于閥座型線的改型使得該位置流道面積突縮的現(xiàn)象得到了改善。

上述兩類高湍動能區(qū)的強度相比空心閥頭的高湍動能區(qū)的數(shù)值發(fā)生了明顯的下降，且由于腎型渦的消失使得原有的高湍動能區(qū)類型也發(fā)生了減少，各湍動能高區(qū)的最高值如表 3所示。高湍動能區(qū)的消失及強度的減小表明，A=150余弦閥頭相比空心閥頭流動更為光順，通過調(diào)節(jié)閥后產(chǎn)生的流動損失更小。

4 不同A值的閥頭結(jié)構(gòu)流場分析及優(yōu)選

圖9展現(xiàn)了A=50，A=100及A=150三個余弦閥頭的湍動能云圖，圖中的Y軸及Z軸與圖 1中坐標軸位置相對應(yīng)，圖中各余弦閥頭的流動喉部面積保持一致，網(wǎng)格繪制方法、網(wǎng)格密度及邊界條件也均保持一致。

圖9 A=50,100,150余弦閥頭湍動能云圖

圖9能夠觀察到隨著A值的不斷增加，HR1（喉口位置）的強度與面積基本相同，而HR2（余弦閥頭末端的下游）的強度則發(fā)生了較為明顯的變化。不同余弦閥頭HR2位置隨著A值的增加逐漸向下移動。其強度也隨著A值的增大發(fā)生了減小。該高湍動能區(qū)最高值的下降是由于閥頭位置角度的減小所導(dǎo)致的。隨著A值的增大，沿著閥頭向下流動的流體在閥頭末端位置相撞時候的角度發(fā)生了明顯的減小。

采用全壓損失系數(shù)表征各調(diào)節(jié)閥的經(jīng)濟性，全壓損失系數(shù)的定義如下：

式中：P1t為進口總壓，P2為出口靜壓；ρ1為進口汽流密度；V1為進口汽流速度。

全壓損失系數(shù)含義為調(diào)節(jié)閥造成的出口動能及靜壓的損失，表征了調(diào)節(jié)閥造成工作介質(zhì)總壓損失的能力，全壓損失系數(shù)越大則代表調(diào)節(jié)閥的總壓損失越大，調(diào)節(jié)閥的經(jīng)濟性能越差。

圖10中給出了不同調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)在各個閥門開度下的全壓損失系數(shù)，橫坐標為閥門行程，表征了調(diào)節(jié)閥閥頭與閥座之間的通流面積?？v坐標為全壓損失系數(shù)?？梢钥闯觯饔嘞议y頭的全壓損失系數(shù)明顯小于空心閥頭。隨著A值的增加，調(diào)節(jié)閥的全壓損失系數(shù)展現(xiàn)出較為明顯的下降。當(dāng)A值增加至200后，A值的進一步上升對于全壓損失系數(shù)的影響較小。隨著閥門開度的上升，各閥門的全壓損失系數(shù)均明顯下降，但是各個閥全壓損失系數(shù)的排序保持不變。在小開度下，采用余弦閥頭減小全壓損失系數(shù)的效果更為明顯，而在大開度下采用余弦閥頭仍然能夠減小全壓損失。

圖10 余弦閥頭及空心閥頭的靜壓損失系數(shù)

綜合考慮通流效率及工程設(shè)計實用性，選用尺寸較小的Y=100余弦閥頭替換空心閥頭是較為合適的選擇。

5 結(jié)論

本文對某型汽輪機調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)進行數(shù)值模擬及分析，并針對分析結(jié)果提出了余弦閥頭結(jié)構(gòu)。

1)目前機組采用空心閥頭的調(diào)節(jié)閥存在閥頭邊界層分離結(jié)構(gòu)和閥頭處的腎渦結(jié)構(gòu)等問題。閥門流道面積的突然增加所導(dǎo)致的后臺階流動現(xiàn)象，使得調(diào)節(jié)閥后產(chǎn)生了巨大的湍動能區(qū)，從而調(diào)節(jié)閥具有較大的全壓損失。

2)針對空心閥頭結(jié)構(gòu)的不足，提出一種余弦閥頭結(jié)構(gòu)，對比分析了余弦閥頭與空心閥頭的流動狀態(tài)。余弦閥頭有效地消除了閥頭分離及腎型渦的產(chǎn)生，使得調(diào)節(jié)閥全壓損失大大下降。

3)對余弦閥頭進行參數(shù)化，各參數(shù)化后得到的余弦閥頭，A值越大的閥頭流道全壓損失系數(shù)越小。但是A值越大的閥頭也將使得調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)長度變得更長，并給調(diào)節(jié)閥頭的強度設(shè)計帶來風(fēng)險。綜合考慮通流效率及工程設(shè)計實用性，選用尺寸相近的Y=100余弦閥頭替換空心閥頭是最為合適的選擇。