徑向偏移對球閥液固兩相流場及流通特性的影響

馬藝，張生昌，馬中強，鄧鴻英，張志鴻（. 浙江工業(yè)大學(xué) 化工機械設(shè)計研究所，浙江 杭州，3004；2. 過程裝備及其再制造教育部工程研究中心，浙江 杭州，3004）

徑向偏移對球閥液固兩相流場及流通特性的影響

馬藝1， 2，張生昌1， 2，馬中強1，鄧鴻英1， 2，張志鴻1
（1. 浙江工業(yè)大學(xué) 化工機械設(shè)計研究所，浙江 杭州，310014；2. 過程裝備及其再制造教育部工程研究中心，浙江 杭州，310014）

基于球閥基本動力學(xué)分析，利用 CFD數(shù)值模擬手段對往復(fù)式液固混輸泵的咽喉部件，即排出球閥開展研究，分析閥球徑向偏移對高濃度兩相流場的影響，預(yù)測球閥內(nèi)部體積分數(shù)和壓力場分布狀態(tài)，并進一步考察在各開啟高度和固相質(zhì)量分數(shù)下，球閥所受作用力和流通能力隨偏移距離的變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：球閥偏移相反側(cè)存在嚴重的二次渦流，固相顆粒呈駝峰狀分布；閥球所受作用力隨徑向偏移的變化趨勢與進出口壓降較為相似，各影響因素對其徑向分力的顯著程度由大到小順序為：開啟高度，閥球偏移距離，固相質(zhì)量分數(shù)；當固相質(zhì)量分數(shù)由20%增至80%時，球閥的流量系數(shù)變化范圍為0.38～0.70，液固兩相流通能力隨閥球徑向偏移略有波動。

球閥；兩相流；濃度場；液動力；流量系數(shù)

液壓驅(qū)動往復(fù)泵具有結(jié)構(gòu)簡單、流量均勻、耐磨損等特點，在輸送高濃度、高黏度復(fù)雜介質(zhì)時具有突出優(yōu)勢，是國內(nèi)外產(chǎn)品附加值較高的高新技術(shù)泵類之一［1-3］。在輸送高濃度液固兩相流時，往復(fù)泵液力端將其加壓至排出球閥底部［4］，推開閥球，閥球迅速升起，從而實現(xiàn)排出過程，因此，在高濃度工況下排出球閥的啟閉過程及內(nèi)部流動狀態(tài)直接決定著往復(fù)泵的運行效率和可靠性。目前，排出閥的研究工作主要集中于純液相或低濃度液固兩相工況［5-7］，且將閥球/閥芯近似為沿軸線升降運動，閥腔內(nèi)部流場呈軸對稱分布［8-10］。但是在實際工作時，受變工況、漩渦流動及滯后作用等影響，排出閥閥球附面受力易出現(xiàn)波動［11］，其運動可能偏離軸線方向，而目前這種徑向偏移對排出閥性能的影響規(guī)律尚不明晰，尤其是在兩相流動下其變化趨勢更為復(fù)雜。因此，本文作者針對不同徑向偏移時液固排出球閥內(nèi)部兩相流動狀態(tài)進行模擬研究，以球閥基本運動方程為理論基礎(chǔ)，分析球閥所受作用力、流量系數(shù)的影響因素及變化規(guī)律，為后續(xù)球閥動態(tài)特性及滯后過程的研究奠定理論依據(jù)。

1　球閥基本動力學(xué)微分方程

球閥基本工作原理如圖1所示。為便于研究，假設(shè)如下：1） 閥腔內(nèi)部流體為均一連續(xù)不可壓流體，各點物性參數(shù)相同；2） 忽略流體在閥腔內(nèi)部的摩擦阻力；3） 忽略閥球自身的旋轉(zhuǎn)運動。

圖1　球閥工作示意圖Fig. 1　Schematic diagram of ball valve’s working process

1.1閥球沿軸向運動

當閥球沿軸線做單自由度運動，無徑向偏移時，如圖1（a）所示。圖1（a）中：d為閥球直徑；α為閥座半錐角；p1為閥口壓力；p2為閥球中后部壓力；v1為閥口速度；v2為流經(jīng)閥隙流速。

當排出閥工作時，閥球受到重力G、上部彈簧力Fs及周圍流體的綜合作用。

1） 彈簧彈力Fs。其表達式為

式中：R0為彈簧預(yù)緊力；Ks為彈簧彈性系數(shù)；h為閥球開啟高度。

2） 流體對閥球的作用力Ff。該作用力由閥球表面軸徑向壓力差產(chǎn)生的作用力Fp、流體動量變化所產(chǎn)生的反作用力（即液動力Ff1）等所致。

其中后者又由穩(wěn)態(tài)液動力 Fw和瞬態(tài)液動力 Fu2部分組成，其計算式可由動量定理計算，即

式中：ρm為混合密度，，其中φ為固相體積分數(shù)， ρs為固相密度， ρl為液相密度；Q為兩相流體積流量； v2z為閥隙流速的軸向分量； v1z為閥口流速的軸向分量；L為特征長度；t為時間。

所以流體對閥球的作用力Ff可表示為

式中：A1為閥球下部受壓面積；pfx為閥口靜壓力；A2為閥球中上部受壓面積。

由此建立球閥的動力學(xué)微分方程為

即

式中：M 為閥球和彈簧的當量質(zhì)量；Kf為運動阻尼系數(shù)。

1.2閥球沿徑向運動

當閥口來流或者閥座上部渦流對閥球造成徑向輕微的擾動時，閥球出現(xiàn)徑向偏移，如圖1（b）所示。圖1（b）中：s為偏移距離；β為對應(yīng)彈簧傾斜角；v2和v2′分別為閥隙兩側(cè)出口速度。

就閥球徑向運動而言，彈簧彈力Fs隨之產(chǎn)生徑向分量Fsr，即

但閥隙區(qū)域形狀的不規(guī)則化使閥隙靜壓力和液動力的求解較為困難，同時，受偏移作用的影響，在非軸對稱場下兩相流分布狀態(tài)發(fā)生變化，將閥球前后壓力近似處理為某一定值的方法不再適用。因此，有必要采用數(shù)值模擬的方法首先對球閥內(nèi)部固相分布和壓力場隨徑向偏移的變化規(guī)律進行研究，并進一步確定球閥所受作用力及流量系數(shù)的變化特性。

2　計算模型及初始條件

出口球閥的主要設(shè)計工況為：六缸液壓往復(fù)泵、流量為100 m3/h、輸送高濃度水煤漿。其中水煤漿的基本物性條件為固相質(zhì)量分數(shù)w為60%（對應(yīng)體積分數(shù)為51.5%）、顆粒粒徑dp=50 μm、混合黏度μ=1.8 Pa·s。

建立球閥的三維軸對稱模型，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。以球閥入口截面為z=0基準截面，閥座上、下頂角軸向高度分別為 z1=30 mm和 z2=20 mm。利用Gambit軟件對球閥內(nèi)部流道進行網(wǎng)格劃分，并驗證了網(wǎng)格無關(guān)性，最終采用網(wǎng)格數(shù)為385 317的三維模型進行模擬計算。

考慮到閥座上部渦流及兩相流動工況，采用雷諾模型［12-13］和雙流體模型［14-15］研究球閥內(nèi)部液固流場，通過有限體積法［16］和SIMPLE算法求解離散方程，殘差標準均取為10-5，選取不同閥球開啟高度（h=5，9，13，17 mm）、相對徑向偏移距離（s/h=0，0.2，0.4，0.6，0.8）進行仿真。

表1　球閥基本結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of ball valve

3　計算結(jié)果及討論

3.1模擬結(jié)果準確性驗證

采用雷諾模型及相關(guān)模擬方法，以插裝式背壓閥為對象進行仿真計算，并與邵森寅［17］所得的試驗結(jié)果進行比較，如圖2所示。由圖2可知：模擬所得結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合相對較好，在流量為60 m3/h時誤差達最大值。因此，通過試驗數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果的比較，本文采用的湍流模型及數(shù)值解法較適用于球閥流場的數(shù)值模擬。

圖2　模擬方法準確性驗證Fig. 2　Accuracy verification of simulated method

3.2球閥內(nèi)部兩相流動特征

顆粒的速度變化和體積分數(shù)場反映了球閥工作過程中液固兩相的流動狀態(tài)，選取兩典型橫剖面—窄閥隙出口z=30 mm和閥球最大直徑所在截面z=z（dmax），研究閥腔內(nèi)固相顆粒的流動規(guī)律，分析不同閥球開啟高度h下固相最大無量綱速度vmax/vi（即最大速度與入口速度之比）隨閥球徑向偏移的變化曲線，如圖 3所示。

由圖3可見：對于截面z=30 mm，當流量一定時，各開度下截面最大流速均隨閥球偏移距離增加而增大，尤其在s/h為0.8時達到了無偏移時的2.25倍以上。但當h≤9 mm時，最大流速近似呈線性變化，而當h＞9 mm時，變化趨勢逐漸減緩。這是由于偏離側(cè)流道的內(nèi)壁面效應(yīng)不斷增強，部分流體轉(zhuǎn)而由流通面積逐漸擴大的相反側(cè)流出。

對于截面 z=z（dmax），流通面積和流量均為定值，經(jīng)分析得s/h＞0時，各閥球開啟高度下截面平均流速基本一致，且最大流速數(shù)值僅為閥隙出口的0.18～0.40倍，但受到窄閥隙射流及流動慣性的影響，截面最大流速隨偏移距離的變化梯度均大于窄閥隙出口截面。

以截面 z=z（dmax）為基準，進一步分析球閥半開和全開狀態(tài)（h=9 mm和h=17 mm）下球閥內(nèi)部徑向固相體積分數(shù)的變化規(guī)律，如圖4所示。由圖4可以看到：當s/h=0時，2種閥球開啟高度下固相顆粒均傾向于緊貼閥球壁面繞流而行，體積分數(shù)隨徑向位置r增加而減小，在閥腔內(nèi)壁降至最小值。隨著徑向偏移距離的增加，閥球兩側(cè)的體積分數(shù)分布差異更加明顯，以全開狀態(tài)h=17 mm為例，偏離側(cè)體積分數(shù)分布逐漸平緩，接近平推流流態(tài)，固相顆粒較為富集，相反側(cè)則變化為較明顯的“駝峰”狀分布。

圖3　各閥球開啟高度截面最大速度隨閥球徑向偏移的變化Fig. 3　Changes of maximum velocities in cross sections with ball’s radial displacement under different value’s opening heights

3.3球閥內(nèi)部壓力場分布規(guī)律

開啟壓力是閥球升起的直接誘導(dǎo)力［18］。球閥半開和全開時閥腔縱剖面壓力隨閥球徑向偏移的分布狀態(tài)如圖5所示。

由圖5可知：當s/h=0時，流體運動軌跡呈軸對稱分布，靜壓力遞減區(qū)域主要集中于窄閥隙20 mm≤z≤30 mm區(qū)域，閥座上部特別是閥球后部靜壓力p2變化可忽略。

隨著徑向偏移距離逐漸增大，偏離側(cè)流道內(nèi)壓力梯度更明顯，相反側(cè)則相對平緩。閥腔內(nèi)部壓力波動范圍延伸至閥球后部，閥球上頂點處壓力低于1.0 MPa，易引起出口附近回流現(xiàn)象產(chǎn)生。且閥座上部30 mm＜z≤50 mm二次流加劇，部分兩相流可能積聚于旋渦區(qū)內(nèi)，造成顆粒沉積及閥座磨損。因此，在徑向壓差和環(huán)向渦流的作用下，閥球偏離側(cè)被擠壓的流體對閥球產(chǎn)生斜向上的推動力。

圖4　各閥球開啟高度固相體積分數(shù)隨徑向偏移的分布Fig. 4　Distributions of solid volume fraction with ball’s radial displacement under different value’s opening heights

圖6所示為球閥壓降隨徑向偏移的變化規(guī)律。由圖6可知：當球閥全開（h=17 mm）時，流體流動阻力減弱，進出口壓降隨偏移距離的增加而減?。划? mm≤h≤13 mm時，球閥壓降均在s/h=0.2處達到一極值點，但在閥球開啟高度較小時壓降遞減后突躍，數(shù)值達到了全開時的13倍以上。由球閥內(nèi)部兩相流動特征可知：當閥球開啟高度較大時，部分流體運動軌跡遷移轉(zhuǎn)向，緩解了窄閥隙壁面邊界層對流動的阻礙作用，但在閥球開啟高度較小且偏離距離較大時，涌入偏離側(cè)的高濃度液固兩相易發(fā)生擁堵卡塞，閥隙效應(yīng)顯著。

3.4閥球所受作用力Ff

閥球的總作用力關(guān)系著隔膜泵排出系統(tǒng)的可靠性和穩(wěn)定性［19］，不僅會影響閥球的升程位移瞬時變化，且可能誘發(fā)閥球的振動。按方向可將其分為軸向分力和徑向分力，當閥球出現(xiàn)徑向偏移時徑向分力的影響不容忽略。

圖5　球閥縱剖面靜壓力分布云圖Fig. 5　Contours of static pressure in longitudinal section of ball valve

圖6　各閥球開啟高度球閥壓降隨徑向偏移的變化Fig. 6　Changes of pressure drop with ball’s radial displacement under different value’s opening heights

定義θ為總作用力與水平方向夾角，通過對閥球壁面壓力進行積分得各閥球開啟高度下閥球受力隨徑向偏移的變化規(guī)律，見圖7。

圖7　各閥球開啟高度總作用力隨徑向偏移的變化Fig. 7　Changes of total force with ball’s radial displacement under different value’s opening heights

固定閥球徑向偏移量，閥球開啟高度越大，作用力F和夾角θ越小，閥球徑向分力所占比例越大，其中在h=17 mm時占到了總作用力的25.5%。固定球閥開度，作用力數(shù)值與進出口壓降隨徑向偏移的變化規(guī)律基本相同，夾角則隨徑向偏移量增加而單調(diào)遞減。當開度h=5 mm、閥球偏移量s/h為0.8時，閥球總作用力和徑向分力分別為全開h=17 mm時的23.5倍和8.8倍，因此，徑向偏移對閥球所受作用力的影響較對壓降更明顯，并且偏移過程中軸、徑向分力不斷重新動態(tài)分配，球閥的啟閉及滯后時間大大延長。

由式（2）可知：在出口流量Q和閥座半錐角α一定的情況下，液動力主要受到不同h時的固相質(zhì)量分數(shù)w（或體積分數(shù)φ）的影響。因此，分析不同固相質(zhì)量分數(shù)下球閥半開和全開時閥球作用力隨徑向偏移的變化規(guī)律，見圖8。

由圖8可以看出：在2種開度下，當固相質(zhì)量分數(shù)由20%增至80%時作用力數(shù)值變化較均勻，梯度略有增大，波動幅度分別達 11.1%和 30.3%，即高濃度下閥球徑向偏移對作用力的影響較為顯著。并且不同徑向偏移量時閥球作用力角度均呈線性變化，隨固相質(zhì)量分數(shù)的提高而增大。

采用下式對閥球偏移距離s、閥球開啟高度h、固相質(zhì)量分數(shù)w與軸、徑向作用分力Fz和Fr的關(guān)系進行回歸，即

圖8　不同固相質(zhì)量分數(shù)下總作用力隨徑向偏移的變化Fig. 8　Changes of total force with ball’s radial displacement under different solid mass fractions

經(jīng)比較可得各影響因素的顯著程度。

軸向作用力顯著程序由大到小順序為閥球開啟高度h、固相質(zhì)量分數(shù)w和閥球偏移距離s。

徑向作用力顯著程序由大到小順序為閥球開啟高度h、閥球偏移距離s和固相質(zhì)量分數(shù)w。

3.5球閥流量系數(shù)

流量系數(shù)Cd是衡量球閥流通能力的關(guān)鍵指標［20］，其表達式為

式中：Afx為閥口流通面積。

圖9所示為球閥流量系數(shù)的變化曲線。當液固兩相流經(jīng)閥口時，由于流體與壁面及流體與固體顆粒間的作用增強，閥口液阻增大，流通能力大幅減弱。由圖9可以看出：當固相質(zhì)量分數(shù)為60%時，球閥的流量系數(shù)變化范圍為0.4～0.5，受壓力波動的影響，流量系數(shù)隨閥球偏移的變化與壓降呈相反趨勢，在 h= 5 mm，s/h=0.8時流量系數(shù)降至最小，流通能力較弱，固相顆粒有可能卡在窄閥隙內(nèi)，但隨著閥球開啟高度的增加，流量系數(shù)基本呈增加趨勢。

圖9　各閥球開啟高度下球閥流量系數(shù)隨徑向偏移的變化Fig. 9　Changes of flow coefficient with ball’s radial displacement under different value’s opening heights

圖 10所示為在不同固相質(zhì)量分數(shù)下球閥半開和全開時流量系數(shù)隨徑向偏移的變化規(guī)律。固定閥球徑向偏移量，2種閥球開啟高度下流量系數(shù)隨固相質(zhì)量分數(shù)均呈單調(diào)遞減的趨勢，數(shù)值由0.70變化至0.38。在4種固相質(zhì)量分數(shù)下，閥球徑向偏移距離越大， h= 9 mm時的流量系數(shù)在偏移距離為0.2～0.4時達到極小值，而 h=17 mm時的流量系數(shù)越大，閥門流通能力增強。

圖10　不同固相質(zhì)量分數(shù)下流量系數(shù)隨徑向偏移的變化Fig. 10 Changes of flow coefficient with ball’s radial displacement under different solid mass fractions

5　結(jié)論

1） 球閥非軸對稱流場內(nèi)偏移側(cè)射流速度達到了無偏移閥隙速度的2.25倍以上，偏移相反側(cè)二次流嚴重，固相顆粒貼壁流現(xiàn)象減弱。

2） 閥球所受作用力與進出口壓降隨閥球徑向偏移的變化規(guī)律較為相似，當固相質(zhì)量分數(shù)為60%、閥球h≤13 mm時作用力均存在一極小值點，當閥球開啟高度h=17 mm時，呈單調(diào)遞減趨勢；不同閥球開啟高度下閥球徑向偏移對徑向作用力的影響較之固相質(zhì)量分數(shù)更為顯著，會造成閥球升降程運動曲線存在瞬時較大波動。

3） 固相質(zhì)量分數(shù)由20%增至80%時，球閥的流量系數(shù)變化范圍為0.38～0.70，全開狀態(tài)下增大閥球徑向偏移距離能一定程度上增強球閥的流通能力，有利于往復(fù)泵內(nèi)液固兩相流的順利排出。

［1］ WIECHMANN F， BüCHEN K G. Piston diaphragm pumps for handling sludge and sediment［J］. World Pumps， 2006， 476（5）： 36，38-40， 42.

［2］ 全國化工設(shè)備設(shè)計技術(shù)中心站機泵技術(shù)委員會. 工業(yè)泵選用手冊［M］. 2版. 北京： 化學(xué)工業(yè)出版社， 2011： 170-173. Pump Technology Committee of National Technology Center of Process Equipment. Industrial pump selection manual［M］. 2nd ed. Beijing： Chemistry Industry Press， 2011： 170-173.

［3］ ALVES M V C， BARBOSA J R， PRATA A T， et al. Fluid flow in a screw pump oil supply system for reciprocating compressors［J］. International Journal of Refrigeration， 2011， 34（1）： 74-83.

［4］ KAJIWARA S. Effect of the check ball and inlet position on hydraulic L-shaped check ball behavior［J］. Journal of Fluids and Structures， 2014， 48（7）： 497-506.

［5］ VALDéS J R， RODRíGUEZ J M， MONGE R， et al. Numerical simulation and experimental validation of the cavitating flow through a ball check valve［J］. Energy Conversion and Management， 2014， 78（1）： 776-786.

［6］ ROGULA J. The influence of seat fatigue test on the leakage in ball valve［C］//XIIIth International Scientific and Engineering Conference on Hermetic Sealing， Vibration Reliability and Ecological Safety of Pump and Compressor Machinery. Sumy，Ukraine： Curran Associates， Inc， 2011： 91-97.

［7］ CHERN M， WANG C， MA C. Performance test and flow visualization of ball valve［J］. Experimental Thermal and Fluid Science， 2007， 31（6）： 505-512.

［8］ YE Yi， YIN Chenbo， LI Xingdong， et al. Effects of groove shape of notch on the flow characteristics of spool valve［J］. Energy Conversion and Management， 2014， 86（10）： 1091-1101.

［9］ ZHU Hongjun， PAN Qian， ZHANG Wenli， et al. CFD simulations of flow erosion and flow-induced deformation of needle valve： effects of operation， structure and fluid parameters［J］. Nuclear Engineering and Design， 2014， 273（1）：396-411.

［10］ DEMPSTER W， ELMAYYAH W. Two phase discharge flow prediction in safety valves［J］. International Journal of Pressure Vessels and Piping， 2013， 110（10）： 61-65.

［11］ YONEZAWA K， OGAWA R， OGI K， et al. Flow-induced vibration of a steam control valve［J］. Journal of Fluids and Structures， 2012， 35（11）： 76-88.

［12］ AL-SHARIF S F， COTTON M A， CRAFT T J. Reynolds stress transport models in unsteady and non-equilibrium turbulent flows［J］. International Journal of Heat and Fluid Flow， 2010，31（3）： 401-408.

［13］ LUO Kun， WU Fan， YANG Shiliang， et al. High-fidelity simulation of the 3-D full-loop gas-solid flow characteristics in the circulating fluidized bed［J］. Chemical Engineering Science，2015， 123（2）： 22-38.

［14］ SAIDI M S， RISMANIANA M， MONJEZI M， et al. Comparison between Lagrangian and Eulerian approaches in predicting motion of micron-sized particles in laminar flows［J］. Atmospheric Environment， 2014， 89（6）： 199-206.

［15］ SAHOO P， SAHOO A. Hydrodynamic studies on fluidization of red mud： CFD simulation［J］. Advanced Powder Technology，2014， 25（6）： 1699-1708.

［16］ JEONG W， SEONG J. Comparison of effects on technical variances of computational fluid dynamics （CFD） software based on finite element and finite volume methods［J］. International Journal of Mechanical Sciences， 2014， 78（1）： 19-26.

［17］ 邵森寅. 插裝式順序閥及背壓單向閥動態(tài)特性的研究［D］. 杭州：浙江大學(xué)機械與能源工程學(xué)院， 2008： 66-69. SHAO Senyin. Research on dynamic characteristics of cartridged sequence valve&cartridged check valve［D］. Hangzhou： Zhejiang University. School of Mechanical and Energy Engineering， 2008： 66-69.

［18］ SONG X， PARK Y， PARK J. Blowdown prediction of a conventional pressure relief valve with a simplified dynamic model［J］. Mathematical and Computer Modelling， 2013， 57（1/2）：279-288.

［19］ 吳金波， 陳飛， 徐禮林. 斜進口流道滑閥穩(wěn)態(tài)液動力的仿真與分析［J］. 華中科技大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2011， 39（11）：109-111. WU Jinbo， CHEN Fei， XU Lilin. Steady-state flow force simulation and analysis of oblique-inlet spool valves［J］. Journal of Huazhong University of Science & Technology（Natural Science Edition）， 2011， 39（11）： 109-111.

［20］ 朱萬勝， 張作龍， 李繼志. 鉆井液提升閥流量系數(shù)的測定［J］.中國石油大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2010， 34（2）： 125-129. ZHU Wansheng， ZHANG Zuolong， LI Jizhi. Measurement of flow coefficient of poppet valve for drilling fluid［J］. Journal of China University of Petroleum （Edition of Natural Sciences），2010， 34（2）： 125-129.

（編輯 劉錦偉）

Influence of radial displacement on liquid-solid two-phase flow field and characteristics in ball valve

MA Yi1， 2， ZHANG Shengchang1， 2， MA Zhongqiang1， DENG Hongying1， 2， ZHANG Zhihong1

（1. Institute of Process Equipment and Control Engineering， Zhejiang University of Technology， Hangzhou 310014， China；2. Engineering Research Center of Process Equipment and Remanufacturing，Ministry of Education， Hangzhou 310014， China）

Based on the dynamics analysis of ball’s motion， the discharge ball valve was studied as the key component of liquid-solid reciprocating pump by CFD numerical simulation. The impacts of ball’s radial displacement on two-phase flow inside the ball valve were analyzed， and the distributions of volume fraction and pressure field were predicted. Therefore， the changes of flow forces and characteristics with ball’s radial displacement were obtained at different valve’s opening heights and solid mass fractions. The results show that the secondary vortex is aggravated and the solid particles show hump-like distribution partially in the opposite side of ball’s radial displacement. The changes of forces on the ball with radial displacement are similar to those of pressure drop inside the valve， and in the order of significant effect on the radial component of forces， the factors are opening height， radial displacement， solid mass fraction successively. On the other hand， the flow coefficients range from 0.38 to 0.70 as the solid mass fractions grow from 20% to 80%， and the flow capacity has slight fluctuations with ball’s radial displacement.

ball valve； two-phase flow； concentration field； flow dynamic force； flow coefficient

TV732.7

A

1672-7207（2016）04-1158-08

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.011

2015-04-17；

2015-05-30

國家自然科學(xué)基金資助項目（51406183）；浙江省自然科學(xué)基金資助項目（LY12E05023）；浙江省教育廳科研項目資助（Y201329551）（Project （51406183） supported by the National Natural Science Foundation of China； Project（LY12E05023） supported by the Natural Science Foundation of Zhejiang Province； Project （Y201329551） supported by the Educational Commission of Zhejiang Province）

馬藝，博士，講師，從事多相流泵閥理論及技術(shù)開發(fā)研究；E-mail：myant@zjut.edu.cn