套筒調節(jié)閥節(jié)流窗口型線參數(shù)化設計方法研究

王偉波，郝嬌山，周忠云，張麗芳，張建偉

(1.重慶川儀自動化股份有限公司技術中心調節(jié)閥研究所，重慶 400707；2.重慶川儀調節(jié)閥有限公司，重慶 400707)

0 前言

窗口型套筒調節(jié)閥作為工業(yè)系統(tǒng)中控制流量的關鍵元件，被廣泛應用于石油、化工、核電領域和液壓系統(tǒng)等進行流體控制。由于國內(nèi)調節(jié)閥技術起步較晚，對其等百分比流量特性曲線和線性流量特性曲線相應的節(jié)流窗口型線研究較少，且大部分企業(yè)沿用的依舊是20世紀90年代進口的國外技術，其選型規(guī)格少，流量系數(shù)選擇范圍窄，已不能適應現(xiàn)代多元化工藝過程。對于特殊的節(jié)流窗口往往需要大量時間并依靠經(jīng)驗進行設計，且設計精度較低。為彌補套筒調節(jié)閥節(jié)流套筒設計方法的不足，開展節(jié)流套筒窗口的參數(shù)化設計研究意義重大。

本文作者針對調節(jié)閥小開度調節(jié)平緩、大開度調節(jié)及時的工況需求，根據(jù)流體力學、流量特性、窗口型線幾何方程的相關理論，以可調比為50∶1的套筒調節(jié)閥為例，對其等百分比流量特性的窗口型線進行了參數(shù)化設計的理論推導和研究，并通過仿真和試驗進行驗證。

1 窗口型線設計的理論研究

節(jié)流套筒窗口型線影響著窗口型套筒調節(jié)閥的調節(jié)性能以及整個閥門管路系統(tǒng)運行的可靠性和穩(wěn)定性，其流量方程如式(1)所示:

(1)

(2)

式中：為調節(jié)閥入口面積，單位為cm；Δ為調節(jié)閥入口至最小節(jié)流處的壓差，單位為10Pa(100 kgf/cm)；為流體密度，單位為g/cm；為調節(jié)閥開度時的流阻系數(shù)；為重力加速度，單位為 cm/s；為流體流量，單位為 cm/s；為調節(jié)閥入口直徑，單位為cm；為調節(jié)閥最小節(jié)流處的當量直徑，單位為 cm；為調節(jié)閥開度時的最小流通面積，單位為 cm。

根據(jù)式(1)，調節(jié)閥開度時的流量系數(shù)被定義為v，如式(3)所示:

(3)

另外，在調節(jié)閥行業(yè)，流量系數(shù)為閥門的固有特性，是選型的重要參數(shù)之一，通常由v表示，根據(jù)GB/T 17213.9—2005中的規(guī)定，將v轉換為v，如式(4)所示：

v=1.156v

(4)

聯(lián)立式(2)(3)(4)可得，套筒調節(jié)閥%開度時的節(jié)流套筒流通面積如式(5)所示：

(5)

由于公式(1)的推導中未考慮實際流體流動過程中的能量損失，故在式(5)加入修正系數(shù)(具體值可根據(jù)設計的精度，通過仿真計算進行確定)對其進行修正，則節(jié)流套筒最終流通面積計算公式如式(6)所示：

(6)

同理,調節(jié)閥(+1)開度時的節(jié)流套筒流通面積如式(7)所示:

(7)

通過式(6)和式(7)可確定調節(jié)閥由開度到(+1)開度時節(jié)流套筒流通面積的變化量Δ：

(8)

建立等百分比流量特性的窗口型節(jié)流套筒的窗口模型，如圖1所示。其中，坐標(+1,+1)處對應的節(jié)流面積為+1，坐標(,)處對應的節(jié)流面積為。

圖1 節(jié)流窗口模型示意

則有：

Δ=(++1)(+1-)

(9)

當閥門前后壓差一定時，調節(jié)閥的等百分比流量特性方程如式(10)所示：

(10)

式中：和分別為調節(jié)閥開度和全開時的流量，單位為m/h；和分別為調節(jié)閥開度的行程和全開時的行程，單位為mm；為調節(jié)閥的可調比。

由此，在閥門進口面積、額定流量系數(shù)(即閥門100%開度時的流量系數(shù))、可調比和額定行程給定時，通過仿真確定各開度修正系數(shù)(為各開度修正系數(shù)的總稱)。聯(lián)立式(8)(9)(10)，可確定套筒調節(jié)閥節(jié)流窗口的型線坐標，進而可對它開展參數(shù)化設計。

2 修正系數(shù)確定及節(jié)流套筒模型建立

2.1 修正系數(shù)確定

文中套筒調節(jié)閥窗口型線設計公式中的修正系數(shù)通過仿真確定，假定各開度下的設計與理論誤差小于±10%時，兩閥門控制精度可滿足設計要求，則確定方法如圖2所示。其中，為、、、…、的總稱，與、、、…、依次對應。

圖2 確定修正系數(shù)的原理

當修正系數(shù)確定后，針對同一個口徑的套筒調節(jié)閥，流量系數(shù)在一定范圍內(nèi)變動時，具有一定的適用性，即在該范圍內(nèi)可實現(xiàn)節(jié)流套筒窗口型線的參數(shù)化設計。其中，的變動范圍需根據(jù)閥門各開度調節(jié)精度的需求進行確定。

2.2 節(jié)流套筒模型建立

以可調比為50∶1的DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥為例，進行節(jié)流套筒模型的建立。其中，DN80-(44)套筒調節(jié)閥主體模型如圖3所示。

圖3 DN80-Cv，max(44)套筒調節(jié)閥主體模型

DN80-(44)套筒調節(jié)閥額定行程為38 mm，考慮閥塞與閥座間的配合尺寸及對與可調比相關的最小流量系數(shù)對應的高度需求，結合圖1坐標關系，窗口型線的實際設計行程取35.03 mm，則與閥門開度對應的窗口行程(mm)=35.03-38×(1-%)。同理，DN200-(275)套筒調節(jié)閥額定行程為75 mm，取窗口型線的實際設計行程為70.03 mm，則與閥門開度對應的窗口行程(mm)=70.03-75×(1-%)。將兩閥門窗口對應的各開度行程和設計行程代入公式(10)，計算得到其各開度下的理論流量系數(shù)，如表1所示。

表1 理論流量系數(shù)

根據(jù)修正系數(shù)確定方法及參數(shù)化設計原理，最終所設計的兩閥門窗口型線如圖4所示，節(jié)流套筒三維半剖模型如圖5所示。

圖4 節(jié)流窗口型線

圖5 節(jié)流套筒三維半剖模型

3 流場仿真分析

分別對DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥5%、10%、20%、…、100%開度的三維模型進行仿真分析，驗證其節(jié)流套筒的窗口設計精度。

3.1 流場仿真理論

因RNG-湍流雙方程模型除了修正了湍流黏度，還考慮了流體流動中的旋轉情況以及時均應變率，提高了模擬精度。故此套筒調節(jié)閥穩(wěn)態(tài)流場計算中，基于連續(xù)性方程、動量方程和能量方程，采用該方程構成封閉方程組，其理論如式(11)、(12)所示。

(1)湍動能方程：

(11)

(2)湍流耗散率方程：

(12)

式中:為平均速度梯度引起的湍動能生成項。

其中：

3.2 流道模型建立

閥前管道長度取2倍管道公稱通徑，閥后管道長度取6倍管道公稱通徑。將與修正系數(shù)對應的套筒調節(jié)閥各節(jié)流開度三維模型另存為.x-t 格式，導入ANSYS Fluent軟件中，反向建模生成內(nèi)流道模型。另外,考慮閥塞、上套筒和閥蓋所組成的中腔對介質的流量系數(shù)影響很小，故對它進行適當簡化，其中兩閥門100%開度內(nèi)流道半模型如圖6所示。

圖6 內(nèi)流道半模型(100%開度)

3.3 網(wǎng)格劃分

套筒調節(jié)閥內(nèi)流道模型網(wǎng)格由ANSYS Meshing軟件劃分生成，采用四面體/混合網(wǎng)格的劃分方法，對流道節(jié)流窗口處及拐彎處進行局部加密，并以閥門出口流量及出口流體平均流速作為評判依據(jù)，對它進行網(wǎng)格無關性檢驗。以DN80-(44)套筒調節(jié)閥全開內(nèi)流道網(wǎng)格模型為例進行無關性檢驗說明，具體數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 流體域網(wǎng)格無關性檢驗數(shù)據(jù)(DN80-Cv，max(44))

由表2可知：網(wǎng)格數(shù)從602 365增大到801 290時，流量從10.422 kg/s變?yōu)?0.515 kg/s，增加0.89%，速度從2.397 m/s變?yōu)?.385 m/s，減小0.5%;網(wǎng)格數(shù)從801 290增大到1 025 362時，流量從10.515 kg/s變?yōu)?0.502 kg/s，減小0.12%，速度從2.385 m/s變?yōu)?.389 m/s，增大0.17%。相比較而言，當網(wǎng)格數(shù)達到801 290以上時，流量及速度的變化可以忽略不計。同時考慮模擬計算精度、時間成本和工作量，以網(wǎng)格數(shù)為801 290的流道網(wǎng)格模型作為DN80-(44)套筒調節(jié)閥全開時的最終流場仿真模型。

DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥100%開度的內(nèi)流道網(wǎng)格模型如圖7所示。

圖7 內(nèi)流道網(wǎng)格模型

3.4 參數(shù)設置及流場分析

(1)參數(shù)設置

根據(jù)GB/T 17213.9—2005中要求，開展套筒調節(jié)閥三維定常流動數(shù)值模擬。介質為液態(tài)常溫水；進口采用總壓入口200 kPa，出口采用靜壓出口100 kPa；壁面采用光滑、無滑移壁面邊界；收斂條件為連續(xù)性方程、動量方程以及湍流方程的最大殘差均小于1×10，能量方程的最大殘差小于1×10；以閥門入口參數(shù)作為初始條件，采用Standard Initialization；環(huán)境壓力設定為0，且考慮重力加速度對流體流動的影響；Number of Iterations設置為2 000。

(2)流場分析

以DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥80%開度橫截面的流場為例，進行流場分析說明，分別如圖8和圖9所示。

由圖8(a)可知:閥門入口至節(jié)流套筒前端及閥門出口段未形成較明顯的漩渦，流體流經(jīng)節(jié)流套筒窗口后，在閥塞的內(nèi)側及閥門底部左側形成較大漩渦，在節(jié)流窗口處，流速急劇增大，局部最大流速可達14.05 m/s。由圖8(b)可知：流場橫截面最大壓力為199.9 kPa，位于閥門進口至節(jié)流套筒之前的區(qū)域，流體流經(jīng)節(jié)流窗口后，壓力開始下降，在漩渦區(qū)域及閥門出口段的壓力約為100.8 kPa，在節(jié)流窗口處，局部最低壓力可達75.97 kPa。

圖8 DN80-Cv，max(44)套筒調節(jié)閥80%開度橫截面流場云圖

由圖9(a)可知：閥門入口至節(jié)流套筒前端及閥門出口段，未形成較明顯的漩渦，流體流經(jīng)節(jié)流套筒窗口后，在閥塞的內(nèi)側形成較大的漩渦，在節(jié)流窗口處，流速急劇增大，局部最大流速可達14.03 m/s。由圖9(b)可知：流場橫截面最大壓力為199.9 kPa，位于閥門進口至節(jié)流套筒之前的區(qū)域，流體流經(jīng)節(jié)流窗口后，壓力開始下降，在漩渦區(qū)域及閥門出口段的壓力約為105.2 kPa，在節(jié)流窗口處，局部最低壓力可達64.64 kPa。

圖9 DN200-Cv，max(275)套筒調節(jié)閥80%開度橫截面流場云圖

3.5 仿真流量系數(shù)計算

調節(jié)閥流量系數(shù)計算公式如式(13)所示:

(13)

式中：為被測體積流量，單位為m/h；Δ為閥門上游取壓口和下游取壓口的壓力差，單位為kPa；為流體密度，單位為kg/m；為15.5 ℃時的水密度，單位為kg/m;為數(shù)字常數(shù),取0.086 5。

將DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥各開度仿真流量及壓差代入式(13)，可得到相應的仿真流量系數(shù)。進行仿真流量系數(shù)與理論流量系數(shù)之間的相對誤差計算，結果如表3所示。

表3 仿真流量系數(shù)和理論流量系數(shù)相對誤差

由表3可知，理論與仿真相對誤差均在±10%以內(nèi)，兩調節(jié)閥的節(jié)流窗口精度滿足設計要求，即兩調節(jié)閥各開度下流量控制精度滿足設計要求。

4 流量試驗分析

根據(jù)所設計的DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥的節(jié)流套筒窗口型線，采用線切割進行其窗口加工，最終節(jié)流套筒實體模型如圖10所示。

圖10 節(jié)流套筒實體模型

4.1 試驗說明

依據(jù)GB/T 17213.9—2005，分別進行DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥的流通能力試驗。

流量試驗中，信號發(fā)生器的作用是提供4～20 mA的電流信號，當定位器接收到不同電流信號時，調節(jié)閥便可進行相應的行程調節(jié)，從而改變開度。千分表用來監(jiān)測行程的調節(jié)精度，保證行程和開度準確對應。閥門前后壓力穩(wěn)定時，采用壓力表讀取調節(jié)閥前后取壓口之間的壓力差，另外在控制室讀取調節(jié)閥流量。最終記錄閥門在5%、10%、20%、…、100%開度下的流量和壓差，每個開度進行3組試驗，每組試驗流量和壓差一一對應。試驗臺如圖11所示。

圖11 套筒調節(jié)閥流通能力試驗裝置

4.2 試驗流量系數(shù)計算

根據(jù)試驗測試數(shù)據(jù)，通過式(13)進行DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥各開度時的計算。每個開度最終值取3組試驗值的算術平均值，結果如表4所示。

表4 試驗流量系數(shù)

4.3 流量特性曲線分析

通過DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥的理論流量系數(shù)、仿真流量系數(shù)和試驗理流量系數(shù)相關數(shù)據(jù)，繪制相應的流量特性曲線，如圖12所示。

圖12 套筒調節(jié)閥流量特性曲線

由圖12可知：對可調比為50∶1的兩調節(jié)閥，理論流量特性曲線、仿真流量特性曲線和試驗流量特性曲線三者高度吻合。

4.4 誤差分析

DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥的試驗流量系數(shù)和仿真流量系數(shù)的相對誤差如表5所示。

表5 試驗流量系數(shù)和仿真流量系數(shù)相對誤差

由表5可知:對于DN80-(44)套筒調節(jié)閥，5%和10%開度時，試驗-仿真流量系數(shù)相對誤差均大于10%，20%～100%各開度，試驗-仿真流量系數(shù)相對誤差均小于10%；對于DN200-(275)調節(jié)閥，5%開度時，試驗-仿真流量系數(shù)相對誤差大于10%，10%～100%各開度，試驗-仿真流量系數(shù)相對誤差均小于10%。

另外，兩閥門各開度下的試驗-仿真流量系數(shù)相對誤差均為正誤差，即試驗流量系數(shù)均大于仿真流量系數(shù)。主要原因是試驗模型和仿真模型本身存在差異，為了防止閥芯與閥塞裝配時存在干涉問題，試驗模型設計有配合公差，因此兩者間不可避免地會存在環(huán)向間隙，且其大小由所設計的公差和加工精度決定。而仿真模型為理想模型，節(jié)流套筒和閥塞間沒有環(huán)向間隙。因此，試驗時兩閥門各開度下的流量實際由間隙處的流量和流經(jīng)節(jié)流套筒的流量兩部分組成，且開度越小，環(huán)向間隙對流量的補償越大，故兩臺閥門試驗流量系數(shù)均大于仿真流量系數(shù)，這也是導致兩閥門5%和10%開度相對誤差較大的原因。

5 結論

本文作者通過理論分析，對套筒調節(jié)閥等百分比流量特性的窗口型線參數(shù)化設計進行了研究，并以可調比為50∶1的DN80-(44)套筒調節(jié)閥和DN200-(275)套筒調節(jié)閥為例，進行了窗口型線設計，并采用仿真和試驗進行了分析驗證。得到以下結論：

(1)介質流經(jīng)兩閥門時，在其橫截面上，節(jié)流窗口處均形成最大流速和最低壓力，且在閥腔內(nèi)部均形成大量漩渦；

(2)兩調節(jié)閥的理論流量特性曲線、仿真流量特性曲線和試驗流量特性曲線三者高度吻合，驗證了套筒調節(jié)閥節(jié)流窗口型線參數(shù)化設計的可行性及合理性；

(3)兩調節(jié)閥5%和10%開度時，試驗流量系數(shù)和仿真流量系數(shù)相對誤差均較大，20%～100%各開度相對誤差均較小，即兩閥門在20%～100%之間進行調節(jié)時，流量控制精度較高；

(4)由于試驗模型的節(jié)流套筒與閥塞之間環(huán)向間隙的存在，兩臺調節(jié)閥試驗流量系數(shù)均大于仿真流量系數(shù)，且閥門開度越小，環(huán)向間隙對流量的補償越大；

(5)文中基于設計窗口進行了調節(jié)閥理論流量系數(shù)的計算與其參數(shù)化的設計研究，與調節(jié)閥行業(yè)中基于閥門額定行程計算的流量系數(shù)略有差異。為進一步支撐調節(jié)閥的高精度選型，下一步擬開展基于額定行程的套筒調節(jié)閥節(jié)流窗口參數(shù)化設計研究。