瞬態過程中閘閥的流場溫場及形變分析

王　冰，郭　赟,*，辛素芳，任春明，彭　倩，畢樹茂

瞬態過程中閘閥的流場溫場及形變分析

王冰1，郭赟1,*，辛素芳2，任春明2，彭倩2，畢樹茂2

（1. 中國科學技術大學，核科學與技術學院，安徽 合肥 230000；2. 中國核動力研究設計院，四川 成都 610041）

閘閥是反應堆一回路系統的重要部件，瞬態過程中流體溫場的變化會影響閥體的溫場變化，進而影響閥門的密封情況。本文使用計算流體動力學方法對包含部分管路系統的閘閥進行瞬態三維流固耦合分析。通過對閘閥內流體的流場和溫場的模擬計算，獲得了瞬態過程中閘閥閥體溫場的變化以及由于溫場變化導致的熱變形和熱應力；在此基礎上對不同邊界條件和不同閥門結構進行了計算分析和評價，其結果可供閘閥設計參考。

閘閥；熱應力；計算流體動力學

閘閥作為反應堆一回路中的重要設備，在某些瞬態過程中會經受溫度和流量的迅速變化，從而產生額外的熱應力。這會影響閘閥的密封性，因此需要對瞬態過程中閘閥內的三維流場和溫場進行分析，確定瞬態過程中閘閥內溫場的變化，以及由于溫場變化導致的閥體變形情況。

國內的科研工作者對這類閥門的安全性和密封性等開展了相關的研究。秦武[1]等對核閥的使用現狀及其主要特點進行了介紹，并指出了國內閥門現存的不足。熊冬慶等[2]對核電廠主蒸汽隔離閥的研制難點進行了分析。王湘江等[3]針對我國現有核閥不足，提出了一種新型諧波螺旋式閥門設計。趙英博等[4]對高溫鍛鋼閘閥的溫度場和應力場進行了分析。目前對閘閥的分析主要是穩態分析，隨著研發要求的提高，閘閥在一些瞬態過程中的溫場和形變的變化也需要在設計中明確，這就需要開展相應的瞬態分析。

采用數值方法，可以獲得閘閥內部的流動和傳熱細節，以及閥體的應力場和形變場。本文采用CFD計算軟件ANSYS Fluent 18，對包含部分管路系統的閘閥進行流動和傳熱的穩態和瞬態分析，得到了流場和溫場，并在此基礎上分析閘閥主體密封結構的形變程度。基于本文提出的方法，對閘閥在不同邊界條件，以及不同幾何結構條件下的計算結果進行了深入分析。

1　物理模型

1.1　湍流模型

標準模型是CFD中模擬湍流時均流動特性的最常用模型。標準模型可以在較少的計算資源下獲得相對準確的結果，故可以對大尺度的工程問題進行數值模擬，被廣泛應用于工程流動分析中。

標準模型允許求解兩個獨立的輸運方程來確定湍流長度和時間尺度，關于和的守恒方程如下：

閘閥的上部腔室流速較慢，所以用湍流模型描述是不準確的，在研究的初期也考慮過使用分區模型來計算。使用分區模型存在兩個問題，一是無法準確確定層流和湍流的分界位置，二是使用分區模型收斂性較差，無法達到收斂標準。湍流模型可能會增強換熱，但是對于本研究來說增強換熱是相對保守的，閘閥上部腔室也采用湍流模型是可以接受的。

由于閥體結構的復雜性，譬如在進入閥體后的連續突擴突縮流動以及通過閥板和閥體之間進入閥體上腔室內的狹縫流動，以及在瞬態過程中來流速度的變化，均會使得流動極為復雜，所以在一定的網格下使用時均模型時，無法得到普適的壁面函數，所以對于近壁區域需要做出一定的妥協，使用尺度化的壁面函數來求解邊界層。近壁區域中的網格分辨率可以用*來表征，*是距壁面的無量綱距離。對于尺度化的壁面函數方法，*建議在11.225和300之間，在具體算例中已經通過優化網格使得盡量不觸及這一區間的上下限。

1.2　邊界條件和求解方法

研究對象為高溫高壓閘閥，閘閥的幾何結構如圖1（b）所示，一回路管道直徑為300 mm，閘閥內部流道直徑為250 mm，所以在進入閘閥前需要由漸縮管連接，支管直徑為100 mm。閘閥的寬度為400 mm，高度為1 000 mm，閘閥上腔室寬度為300 mm。

計算區域如圖1（a）所示，進出口邊界為速度入口和壓力出口。閘閥由閥體和內部流體區域組成。閥體的內壁面和流道的邊界都被定義為無滑移的壁面。所有流道的熱邊界定義為絕熱，閘閥的外表面也定義為絕熱條件，以計算熱應力的變化程度。閥體和內部流體之間的交界面定義為耦合壁面以進行溫度數據的交換。

通過使用用戶定義函數的功能（UDF），入口溫度和速度被定義為與時間相關的函數。系統壓力為15 MPa，平均溫度為579 K。由于溫度變化范圍不大，因此根據壓力將粘性，密度和熱導率等物理量近似設置為常數。

圖1　計算區域及邊界示意圖

采用有限體積法離散控制方程，差分格式選擇二階迎風，使用典型的SIMPLE算法進行求解。收斂標準為連續性殘差小于1.0×10-5。對于瞬態計算的時間步長設置，在入口1的速度迅速變化的3 s內時間步長設置為0.002 s，其余為0.02 s。在每個時間步長內可以在不超過100次迭代下達到收斂標準。

計算環境為32核AMD處理器，128GB內存，Window10操作系統，完成一個典型瞬態算例約需1周時間。

1.3　網格及其獨立性驗證

使用軟件UG NX 12.0進行幾何建模。如圖 2 所示，除了上腔室外，大部分流道采用結構六面體網格劃分，閘閥閥體和上腔室采用非結構化四面體網格劃分。邊界層的網格被加密以滿足*的要求。圖3顯示了*的分布，99%的壁面網格*達到了要求。因此，*最小值限制的影響基本上可以忽略不計，所以近壁網格是合理的。

為了驗證網格獨立性，選取網格數目分別為120萬（粗糙網格），260萬（基準網格），和400萬（加密網格）的三套網格進行網格獨立性驗證。當流體流入閘閥的內部時流道突然擴張，下腔室內產生回流，此時流場相當復雜，所以選擇閥體中心橫截面的水平中心線（垂直于流動方向）的速度分布進行比較。圖4所示為三套網格的計算結果中所選參考線的速度分布。根據比較結果，基準網格（260萬）可以滿足計算要求。

圖2　閘閥網格示意圖

圖3　壁面分布

圖4　參考線的速度分布比較

2　結果和討論

2.1　閘閥內流場的穩態分析

閘閥內的流場是研究的重點，穩態分析結果作為瞬態分析的初始條件，得到閘閥內準確的穩態流場結果至關重要。閥體內部的流體區域可以視為突擴和突縮的組合，并且變化距離非常短，類似于不平滑變化的噴嘴結構。

2.1.1流場分析

圖5顯示了主流和截面的流場云圖。沿主流方向中部在未進入閥體前為普通的管內流動，當流體流入閥體后，在截面的左右兩側觀察到兩個流向渦，在截面下方也可以觀察到流向渦。可以理解為在進入突擴后，流體撞擊對面的壁面，從而逆流形成渦流。這種現象可以在參考文獻[5]中得到證實。閘閥的上腔室內以及閥板運動的區域內的流動都非常緩慢，流速均小于0.1 m/s，但值得注意的是在通往上部腔室的狹縫處的流速還比較大。綜上所述，定性來看本文的計算是合理正確的。

圖5　閘閥XY截面和YZ截面流場

2.1.2二次流流場分析

由于渦流和二次流對溫場或熱量的傳遞有很大的影響，所以下面對閥門內的二次流進行分析。

雷諾應力模型是目前最好的時均模型，它能夠充分反映雷諾應力的各向異性，因此可以更準確地捕捉二次流流場。圖6（a）所示為標準模型的計算結果，圖6（b）為雷諾應力模型的計算結果，兩者的中心區域均有一個大渦流，壁面邊界附近有許多小渦流。相較于標準模型，雷諾應力模型對于靠近壁面的渦流捕捉更細致。總體來說二次流的流動相似，所以使用標準模型的計算可以反映該系統中流動的典型特征，并且相比RSM模型大大節約了計算量，這一點在后續瞬態計算中有重要意義。

圖6　閘閥內二次流流場

2.2　閘閥內流場溫場的瞬態分析

本節對瞬態過程中閘閥內的流場和溫場變化進行了分析，瞬態計算得到的不同時刻的溫度分布是分析閘閥熱應力和形變的基礎。穩態時主管道內的流速為0.7 m/s，入口溫度為591.5 K。在瞬態過程中，主管道的流速在10～13 s內迅速線性增大至3.6 m/s，隨后在13～40 s內減小至3.2 m/s并不再變化；主管道內流體的溫度在10～50 s內線性下降了55 K，隨后在50～80 s上升至546.5 K，在80 s后保持為546.5 K。而支管僅在0～40 s注入熱流體，支管流速為3.5 m/s，流體溫度為591.5 K。瞬態過程中流量的增加和溫度的降低會對閘閥產生冷卻作用，閘閥內的溫度會降低，并使閘閥的溫度分布更加不均勻，和產生附加的熱應力和形變。

在瞬態過程中，閘閥內的流場同穩態基本相似。隨著主管道流速的增加，二次流流場整體強度顯著增強，由厘米量級增加到了米量級，這會增強同閥體的換熱，同時也使得更多流體進入閥體上腔室，同上部閥體進行換熱。

閘閥受到主流的冷卻溫度逐漸下降，圖7所示為150 s時閘閥截面的溫度分布。

圖7　150 s時閘閥內的溫度分布

圖8所示為監測點和監測線的選取。監測線選取為閥蓋與閥體的分界面左側截面的水平線，監測點選取為參考線上距離內壁面10 mm的位置。圖9（a）所示為監測線在0 s，50 s，100～150 s時的溫度分布。從圖中可以看出，在外壁面絕熱條件下，短時間內流體對閘閥的冷卻作用只影響到了靠近閘閥內壁面的區域，而接近外壁面的區域溫度變化較小。圖9（b）所示為瞬態過程中監測點的溫度變化。監測點的溫度在20～80 s內下降較快，隨后溫度下降的速率逐漸減緩。150 s時監測點的溫度為562.42 K，相較于穩態溫度下降了29.08 K。

圖8　閘閥內監測線和監測點的選取

圖9　監測線和監測點溫度變化

圖10所示為瞬態過程中閘閥最低溫度和平均溫度的變化。在瞬態過程中，閘閥的最低溫度迅速下降，隨后略微上升并趨于穩定，閘閥的最低溫度為540.32 K，相應的最大溫差為51.18 K；閘閥的平均溫度緩慢下降，在150 s時，閘閥的平均溫度為581.02 K，平均溫度下降了10.48 K。

圖10　閘閥的最低溫度和平均溫度變化

2.3　閘閥內的熱應力和形變分析

閘閥的材料為304不銹鋼，由于溫度變化范圍不大，所以不銹鋼的物性近似設置為平均溫度時的常數，物性參數如表1所示。如圖1（b）所示閘閥的兩端給定固定約束，參考溫度設定為591.5 K。穩態計算時閘閥內為均勻的溫度場，所以穩態時閘閥內的熱應力和形變均為0。以下熱應力和形變分析的結果均為瞬態過程中相對于穩態時的溫度變化引起的熱應力和形變。在熱應力和形變分析中，選取瞬態計算中每間隔十秒的數據進行分析。

表1　不銹鋼物性參數

圖11（a）所示為150 s時閘閥截面的熱應力分布。閘閥內部直接與流體換熱的壁面處熱應力較大。在瞬態過程中閘閥產生的附加熱應力最大達到了246.46 MPa，位于上腔室與閘閥內部流道的連接處附近的壁面。圖11（a）所示為150 s時閘閥截面的形變分布。閘閥的中上部形變較大。形變最大達到了0.242 mm，位于閘閥的閥蓋，在閘閥的中部也產生了一處形變較大的區域，越接近閘閥的閥蓋處形變越大。

圖12所示為閘閥內的最大熱應力和最大形變隨時間變化。閘閥內的最大熱應力在前70 s內迅速增大，隨后逐漸趨于一個定值；在150 s時，閘閥內的最大熱應力達到了246.46 MPa。閘閥內的最大形變隨時間逐漸增大，但是增加的速率逐漸減緩，在150 s時，閘閥內的最大形變達到了0.242 mm。

圖11　150 s時閘閥內的熱應力和形變分布

圖12　閘閥內的最大熱應力和最大形變變化

2.4　閘閥幾何結構影響分析

基于上述計算結果，對主閘閥和流道的結構提出了改善結構，將連接上腔室和閘閥內部流道的狹縫由160 mm縮小為100 mm。物理模型和其他邊界條件的設定均與2.2節相同。

圖13所示為改善后的閘閥和原型在瞬態過程中的平均溫度變化規律。縮小連接上腔室和閘閥內部流道的狹縫可以減弱上腔室的流動和換熱，所以平均溫度的下降更加緩慢。150 s時，原型的溫度下降了10.47 K，而改變結構后的閘閥的溫度下降了9.45 K，閘閥的溫度變化減小了9.7%。

圖13　閘閥平均溫度隨時間變化

2.5　閘閥外表面邊界條件的影響分析

在瞬態計算中閘閥外表面的熱邊界條件近似設定為了絕熱，在本節中將閘閥外表面的邊界條件設定為自然對流邊界條件，換熱系數近似設定為10 W/（m2·K）。物理模型和其他邊界條件的設定均與2.2節相同。

圖14所示為150 s時閘閥內的溫度分布，閘閥的閥蓋處溫度最低，閘板中心溫度最高。

圖15（a）所示為監測線的溫度分布變化，與絕熱的邊界條件類似，流體對閘閥的冷卻作用只影響到了閘閥接近內壁面的區域。圖15（b）所示為監測點的溫度變化，監測點的溫度在150 s時下降了24.12 K，相較于絕熱邊界條件溫度下降減少了4.96 K。

圖14　150 s時閘閥內的溫度分布

圖15　監測線和監測點溫度變化

圖16所示為閘閥的平均溫度變化，在自然對流邊界條件時閘閥的平均溫度在150 s內下降了9.71 K，而絕熱邊界條件時下降了10.48 K。總的來說，雖然絕熱邊界條件和自然對流邊界條件計算結果的溫度分布差異較大，但是在瞬態過程中溫度分布的變化規律是相似的，所以形變也是類似的。

圖16　閘閥的平均溫度變化

圖17所示為150 s時閥體的熱應力和形變的分布，參考溫度選取為318.35 ℃。與絕熱邊界條件相比較，取自然對流邊界條件時閘閥的最大熱應力出現在閘閥兩端的尖角處，最大熱應力達到了826.81 MPa。閘閥的形變分布較為相似，閘閥的中部形變較大，越接近閥蓋處形變越大，最大形變達到了0.641 mm。

圖17　150 s時閘閥內的熱應力和形變分布

圖17　150 s時閘閥內的熱應力和形變分布（續）

3　結論

本文對包含部分管路系統的閘閥進行了三維瞬態流固耦合分析，同時對瞬態過程中閘閥的熱應力和形變分布進行了分析，得到了瞬態過程中流場、溫場、應力場和形變場的詳細變化規律。

通過分析，得到如下結論：

（1）標準模型結合尺度化壁面函數可以較好地分析閘閥內的流場和二次流動；

（2）改變流體同閥體的換熱可以改變溫度變化幅度從而影響形變，所以要想改變閥體的形變量需要從改變流動與換熱進行考量；

（3）閘閥自然對流散失的熱量相較于流體帶走熱量非常小。閘閥外表面的熱邊界條件對瞬態過程中的溫度變化規律影響較小，需要注意的是改變換熱邊界條件后應力極值的位置可能會出現變化。

本工作得到了中國核動力研究設計院國家重點實驗室開放基金（HT-JDYYB24-07- 2017001）的支持。

［1］ 秦武，李志鵬，靳衛華，等．核閥的使用現狀和發展［J］．通用機械，2008（01）：41-47．

［2］ 熊冬慶，賀振宇，李世欣，等．核電廠主蒸汽隔離閥研制難點分析［J］．核動力工程，2018，39（03）：138-142．

［3］ 王湘江，李必文，蔣果君．諧波傳動式核動力裝置用閘閥的設計［J］．核科學與工程，2003（04）：375-379．

［4］ 趙英博，張強升，陳天敏．高溫鍛鋼閘閥的溫度場計算和熱固耦合分析［J］．發電技術，2019，40（02）：181-186．

［5］ Stalio E，Piller M．Direct numerical simulation of heat transfer in converging–diverging wavy channels［J］. Journal of heat transfer，2007，129（7）：769-777

Flow and Temperature Fields, and Deformation Analysis of the Gate Valve in the Transient Condition

WANG Bing1，GUO Yun1,*，XIN Sufang2，REN Chunming2，PENG Qian2，BI Shumao2

（1.University of Science and Technology of China，School of Nuclear Science and Technology，Hefei of Anhui Prov. 230000，China；2. Nuclear Power Institute of China，Chengdu of Sichuan Prov. 610041，China）

The gate valve is an important part of the reactor primary loop. The variation of fluid temperature during the transient process will cause rapid changes in the temperature filed of the gate valve and affect the sealing of the gate valve. In this paper, the computational fluid dynamic method and fluid-structure coupling method are used to analyze the flow field and temperature field of the gate valve including the primary pipe system during the transient process. Through numerical simulation, the evolution laws of temperature in the gate valve during the transient process as well as the thermal deformation and thermal stress are obtained in details. The results can be referenced in the safety analysis of the gate valve.

Gate valve; Thermal stress; Computational fluid dynamics

TL48

A

0258-0918（2022）02-0381-09

2021-01-20

中國核動力研究設計院國家重點實驗室開放基金項目（HT-JDYYB24-07-2017001）

王 冰(1996—)，男，河南人，碩士研究生，碩士，現從事核反應堆熱工方面研究

郭 赟，E-mail：guoyun79@ustc.edu.cn