水滴迷宮式調節閥空化特性計算與結構改進

廖伯權，何慶中，王 佳，彭 濤，陳雪峰，李科宏

（1.四川輕化工大學 機械工程學院，四川宜賓 644000；2.華夏閥門有限公司，四川自貢 643000）

0 引言

迷宮式調節閥作為鍋爐過程控制裝備中的一種重要元件，具有降壓性能好，控速能力強，運行穩定等優點，能很好地適應高溫高壓的惡劣工況，在超（超）臨界火電機組中得到廣泛應用［1］。調節閥節流效應與文丘里管類似，當液體介質流經節流口時，劇烈的壓降易使介質壓力P 降至飽和蒸汽壓Pv以下，產生空化現象，并形成大量氣泡。汽泡潰滅產生的爆裂能量直接作用在閥芯上，導致閥芯表面金屬層脫落，形成氣蝕，同時還伴隨著周期性的振動、噪聲等現象，直接危害閥門和下游管道的正常運行［2］。迷宮碟片是其中的核心降壓部件，實現和控制著調節閥的絕大部分壓降功能。多項研究結果表明［3-4］，閥內空化現象主要發生在碟片流道內。

目前，在高參數調節閥研究領域，空化現象研究主要集中在多相流介質［5］、閥內渦流與壓力脈動［6-7］、閥芯材料［8］和管配系統［9］等方面，對閥門核心降壓部件及流道結構研究較少。基于此，李樹勛等［10］分析了超（超）臨界調節閥因空化引起的嚴重汽蝕問題，計算結果表明增加套筒級數可使閥內最低壓力上升2.5 MPa，含氣量減少81.8%。Wang 等［11］基于CFD 方法對高壓調節閥直角分流式迷宮流道進行了數值模擬，認為串聯和并聯流道共同作用可避免閥內空化現象的發生。Han 等［12］分析了3 種不同液壓錐閥內部的氣蝕現象和流動力特性，證明增加閥芯錐角會導致閥內發生更嚴重的空化現象。Jin 等［13］對煤液化用高壓調節閥進行流場特性研究，仿真得到的閥內空化區域和氣蝕位置與實際破壞形態相吻合，證明了數值模擬的可靠性。

本文針對超（超）臨界工況和特定閥門開度，模擬了調節閥內的空化流動特性，重點研究了迷宮碟片結構改進前后對碟片流道空化現象的影響。

1 計算模型與邊界條件

1.1 計算模型

以圖1 所示水滴迷宮式調節閥（簡稱調節閥）為研究對象，它由閥體、閥座、閥瓣、碟片壓套、迷宮碟片組件等組成，箭頭為介質流向。其中，迷宮碟片組件由10 個帶有水滴式凸臺的碟片堆疊而成。

圖2 為1/2 碟片流體區域示意，每個碟片被分為8 條 θ 角大小的獨立流道，每條流道由四排逐級減小的水滴凸臺（簡稱“水滴”）陣列組成，各排水滴在圓周上位于相鄰排水滴中心處，水滴高度均為10 mm。同級水滴間形成有多條流動路徑（簡稱“流路”），但各排流路數不同，1，3 排有6 條流路，2，4 排有5 條流路。各同級水滴間最窄處為流路節流口，節流口是控制流體壓力的關鍵部位。

圖2 碟片流道結構Fig.2 Flow passage structure of disc

1.2 網格劃分與邊界條件

為避免閥內渦流對流場分析的影響，在閥門進出口分別加十倍管徑長度的直管［14］。選取空化現象最嚴重的20%開度三維模型［9］，導入前處理模塊并抽取流體區域。由于碟片上水滴較多、流道復雜，在Mesh 中采用適應性較強的四面體網格對流體區域進行非結構網格劃分，并對水滴流道區域網格加密處理，其網格模型如圖3 所示。設置進口壓力為16.9 MPa，出口壓力為0.9 MPa，壁面條件為無滑移壁面。湍流邊界條件為：湍流強度10%，水力直徑8 mm。

圖3 網格模型Fig.3 Grid model

2 控制方程及數值模型

2.1 控制方程

選用Mixture 模型來模擬閥內的空化（汽液兩相流）現象。通過求解混合相連續性方程、動量方程、離散相（此處為汽相）體積輸運方程來預測空化現象［15］。各控制方程如下。

（1）混合相連續性方程

式中將液相和氣相的混合物視為連續性介質，定義混合物密度ρ=ρvαv+ρl（1-αv），其中ρv和ρl分別表示氣相和液相的密度；αv，αl（αl=1-αv） 分別表示氣相和液相的體積分數；→V為混合相速度矢量。

（2）動量方程

2.2 湍流模型

標準k-ε模型是通過引入湍動能k 和耗散率ε的兩方程渦黏性模型，在一定程度上考慮了流場內湍流發展的傳遞性，具有計算量小，穩定好等優點。同時，模型能較好的適用超（超）臨界工況下充分發展的閥內高雷諾數復雜湍流流動［16］。

湍動能k 和耗散率 ε如下：

式中 ρ——流體密度；

t——時間；

μ ——分子黏性；

μt——湍流黏度；

σk，σε——k，ε的湍流普朗特數；

Gk——由速度梯度而引起的湍動能；

Gb——由浮力而引起的湍動能；

YM—— 可壓縮流中壓力脈動對總耗散率的影響；

C1，C2，C1ε，Cμ——常數。

2.3 空化模型

Schnerr-Sauer 空化模型是用于計算氣液兩相間相變轉換的模型，考慮了從液相到氣相的質量傳遞。由Schnerr 等［17］定義的空化蒸發相與冷凝相如下。

當PV＞P 時：

式中 RB——氣泡半徑；

P，PV—— 氣泡周圍壓力和介質飽和蒸 汽壓。

3 計算結果

由于碟片流道的對稱性，每個流道的流動特性具有良好的一致性。故以下只取碟片平面（即XZ 平面）單個流道做具體展示。為進一步分析閥內流場特性和空化現象，沿介質主要流路取多個樣點得到穩態下流場參數。如圖4（a）所示，樣點路徑由9 條線段組成，每段取30 個樣點。

3.1 原結構分析

由圖4（a）（b）可以看出，隨著介質進入一級流路，流通面積減小，介質流速增大，在節流口附近出現低壓甚至負壓。第4 級水滴時流速達到237 m/s，且負壓最為明顯，達到24.9 MPa，已遠遠低于該溫度下介質飽和蒸氣壓。流經節流口后，流道擴張，壓力恢復。由于介質在進入下一級流路前對水滴的撞擊，消耗了大量動能，在兩級水滴間出現高壓區和速度緩沖區。其中，第一、二排水滴時最為明顯。隨著降壓級數增加，介質壓力與速度在流道內表現為反復的升降現象。

根據伯努利原理［18］，節流口處壓力與速度的變化值應較其他區域更大，即水滴兩側（節流口）是最易發生空化的區域。圖4（c）也表明，各級水滴兩側均有空化現象出現。越靠近流道出口介質汽化越嚴重，最后一級水滴流道幾乎全部為汽體，最大汽相體積分數為1。雖然水滴結構減壓能力強，但大面積的空化現象會影響閥門的正常運行。故需對原有水滴結構進行優化并改善空化性能。

圖4 原結構流道云圖Fig.4 Nephogram of the flow channel of the original structure

3.2 圍堰結構對空化影響

借鑒圍堰在水利工程領域的應用［19-26］，在原水滴流道設環形圍堰。由圖4 可知，高速流和空化區域主要集中在流道出口附近，故將圍堰設在出口處，期望達到緩和壓降、消耗介質能量最終實現抑制空化現象的目的。考慮到圍堰的可加工性，圍堰截面形狀為矩形和圓形，高度為水滴高度一半。不同圍堰碟片如圖5 所示。

圖5 不同圍堰結構碟片Fig.5 Discs with different cofferdam structures

各樣點平均壓力曲線如圖6 所示。由圖可以看出，改進結構介質壓力曲線整體略高于原結構。由于介質流經節流口前，流通面積逐漸縮小，3 種結構在A-B、C-D、E-F、G-H 段內介質壓力均呈下降趨勢，在H 點出現最低壓力；經節流口后，流路持續擴張，在B-C、D-E、F-G、H-I 區間內介質壓力逐漸回升。I-J 段為出口附近無水滴區域流路，此區間內原結構介質壓力趨于穩定；由于圍堰的節流效應，改進結構出現壓力驟降。原結構最大壓降為19.95 MPa，最低負壓為13.42 MPa；對于改進結構，由于介質在出口處對圍堰的撞擊，在圍堰內側形成部分回流和渦流，使流道內各處壓力較無圍堰時更高。圓形圍堰各級最大壓降為15.88 MPa，最低負壓為7.2 MPa，較原結構均有所降低。矩形圍堰各級壓降較其他結構均更小，最大為9.48 MPa，僅為原結構的47.5%；各級最低壓力為2.42 MPa，較原結構升高了15.84MPa，且遠遠高于該溫度下介質飽和蒸氣壓。說明增加圍堰有利于控制閥內壓降，且矩形圍堰的控制效果要優于圓形圍堰。

圖6 各樣點平均壓力曲線Fig.6 Average pressure curve at various points

各樣點速度曲線如圖7 所示。由圖可以看出，原結構速度曲線位于最上層，圓形圍堰次之，矩形圍堰最低，且介質速度均趨于平緩。3 種結構介質速度在A-B、C-D、E-F、G-H 段內均呈上升趨勢，在B-C、D-E、F-G、H-I 段內迅速降低，且最大速度隨降壓級數的增加持續上升，第四級水滴時（即GI 段）變化最明顯。由于圍堰的存在，改進結構在I-J 段也出現小幅速度波動。原結構最大流速為237 m/s，遠超出閥門工作要求。結構改進后，流道下層介質在出口處對圍堰產生撞擊，轉向后與上層介質交匯碰撞。這一過程消耗了大量動能，使得介質速度得以降低。圓形與矩形圍堰最大速度分別為189，145 m/s，相對于原結構分別降低了20.3%，38.8%。在圍堰出口處，介質經過圓形圍堰形成扇形射流，使出口流速較其他兩種結構更低，達到44.7 m/s。因此，增加圍堰可減小流道出口處介質動能，有效減輕高速介質對水滴流路和閥體的沖蝕。相對于圓形圍堰，矩形圍堰的整體控速性能更佳，但出口流速偏高。

圖7 各樣點速度曲線Fig.7 Speed curve at various points

氣相體積分數曲線如圖8 所示。由圖4（c）可知，原結構空化區域均出現在節流口附近，即圖8 樣點區域65-85，120-145，180-225。且降壓級數越多，空化區域越大，在三級和四級水滴附近，最大氣相體積分數均為1。與原結構相比，圓形圍堰流道內空化區域有所收縮，空化相對嚴重的位置向流道出口處轉移，減小了水滴流路被汽蝕破壞的可能性。矩形圍堰的空化區域相對于其他兩種結構有大幅縮減，僅樣點190 附近出現小面積空化現象，其最大氣相體積分數為0.18，相對于原結構降低了82%。因此，相對于其他兩種結構，矩形圍堰有更好的抑制空化能力。

圖8 氣相體積分數曲線Fig.8 Gas volume fraction curve

3.3 圍堰尺寸對空化影響

基于上述研究結果，以下研究矩形圍堰高度對碟片流道空化特性的影響，圍堰高度h 為3，5，7 mm（簡稱h3，h5，h7）的汽相體積分數分布云圖，如圖9 所示。

圖9 不同圍堰高度氣相體積分數云圖Fig.9 Nephogram of gas phase volume fraction at different cofferdam heights

由圖可以看出，由于h3時圍堰高度過低，對介質形成阻力的區域較小，圍堰內側不能形成足夠的回流來消耗后續介質能量，導致節流口處介質壓力低于該溫度下飽和蒸氣壓，出現大面積空化區域。h5時流道內壓降更緩和，空化區域大面積減小，只出現在水滴兩側和圍堰附近很少一部分區域，最大氣相體積分數為0.96，說明增加圍堰高度有利于抑制流道內空化的產生。h7時空化區域集中在圍堰附近，最大氣相體積分數為0.57，較h5降低了40.6%，且流道內不再有空化現象產生。由此表明，雖然過高的圍堰可能影響閥門流量，但可使空化現象減弱并向圍堰處轉移，避免流路遭汽蝕破壞。

如圖9（b）所示，在最后一級流路節流口和流道出口附近分別設監測點1、監測點2，對比圍堰高度對流道內瞬態空化特性的影響。圖10 示出前50 ms 兩監測點氣相體積分數曲線。如圖10（a）中在最后一級流路節流口，前15 ms 內氣相體積急劇上升，隨后流場穩定，h3，h5氣泡體積占比維持在0.95，0.47。相反，h7氣泡體積則由最大的0.68 快速衰減至0，表明在該區域發生著劇烈的氣泡潰滅現象。如圖10（b）中圍堰上方前6 ms 內氣泡體積急劇增加，h7最高達到0.75，流場穩定后維持在0.45 左右；相對而言，h3，h5氣泡體積增長緩慢且占比較低。因此，較高的圍堰尺寸會使水滴兩側形成大量氣泡并迅速潰滅，在短時間內形成不穩定流場，不利于閥門的啟閉操作。

圖10 監測點瞬態空化特性Fig.10 Transient cavitation characteristics of monitoring points

4 結論

（1）對水滴迷宮式調節閥流場空化特性進行分析，結果表明水滴迷宮式碟片減壓效果明顯，但碟片流道內最低負壓達24.9 MPa，同時出現大面積空化現象，最大流速達到237 m/s，遠遠超出閥門工況要求。水滴結構變化和節流口的存在是流道內產生劇烈空化現象的主要原因。

（2）增加圍堰結構有利于抑制空化現象的產生，同時可控制閥內壓降和高速流現象，且矩形圍堰抑制效果要優于圓形圍堰。與原結構相比，矩形圍堰結構最大壓降減少52.5%，最大流速降低38.8%，最大氣相體積分數為0.18，且空化區域幾乎消失。

（3）增加圍堰高度可抑制流道空化現象并使空化位置向圍堰出口處轉移。隨著圍堰高度增加，氣相體積分數在節流口處由0.95 下降至0，在圍堰上方由0.15 上升至0.45。但過高的圍堰不僅會影響閥門正常流量和啟閉特性，還會加速圍堰結構破壞，影響調節閥使用性能。