基于CFX的調節(jié)閥空化數(shù)值模擬及結構優(yōu)化

李連翠， 王周杰， 張 含， 龔勝泉， 劉春玲

(上海發(fā)電設備成套設計研究院有限責任公司，上海 200240)

調節(jié)閥是過程工業(yè)(如電力、能源和石油化工等行業(yè))裝備中必不可少的一種調節(jié)流量和壓力的設備，且隨著過程工業(yè)向高參數(shù)、大型化、高要求方向發(fā)展，與之配套的調節(jié)閥也向高參數(shù)、大型化、高可靠性等方向發(fā)展。核電站系統(tǒng)中的調節(jié)閥亦是如此，高壓差、高流速工況下閥門容易發(fā)生空化，從而對閥門的關鍵部件造成損傷，最終導致閥門密封失效或者調節(jié)功能失真，同時還會產生很大的噪聲和振動，甚至嚴重影響與閥門相連接的管道的使用壽命。因此，調節(jié)閥抗空化設計一直是核電站閥門國產化進程中的難點[1]。

學者及工程技術人員常用工程經驗、試驗或者數(shù)值模擬的方法來研究調節(jié)閥內部空化原理及危害，并對閥門進行了相應的改進[2-9]，以提高調節(jié)閥的抗空化能力，進而提高閥門的調節(jié)精度和使用壽命。在多數(shù)工況下，閥門內部空化很難完全避免。目前大部分的防空化研究成果能夠有效地減少空化的總量，但不一定能夠避免或者減輕空化對閥門關鍵部位(如密封面和套筒調節(jié)閥窗口等)的空化損傷。

筆者以某核電站調節(jié)閥為研究對象，采用CFX軟件對該閥門結構優(yōu)化前后的空化情況進行數(shù)值研究，重點對比分析了結構優(yōu)化前后空化位置轉移的情況以及閥門關鍵部位的空化率變化情況。

1 空化原理

液體流經閥門等節(jié)流元件時，由于流道節(jié)流作用，流體介質速度增大的同時靜壓降低。當靜壓低于介質的飽和蒸汽壓pv時，介質開始汽化，形成空泡；靜壓回升至pv后，空泡發(fā)生潰滅，這就是空化現(xiàn)象?？栈粌H損壞閥門本體，還會產生噪聲，引起設備振動。在高參數(shù)閥門的實際工程應用中，最常見的防空化方法就是多級降壓，利用多級節(jié)流降壓元件來逐級降低壓力，使介質靜壓盡可能地高于飽和蒸汽壓pv，從而徹底消除或減弱空化現(xiàn)象(見圖1，其中p1、p2為閥前和閥后壓力，v1、v2為閥前和閥后水的速度)[1]。國內外常見的閥內多級節(jié)流元件包括多級套筒結構、多級閥芯結構和迷宮式結構3種[9]。

圖1 單級、多級降壓示意圖

2 計算模型建立

2.1 控制方程

2.1.1 流體控制方程

流體的流動過程遵循相應的控制方程，即連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。數(shù)值模擬建立在以上流體力學基本控制方程的基礎上，使用CFX 軟件求解流場內的離散解。為了方便采用同一程序對各控制方程進行求解，以上控制方程可用如下的通用形式表示：

(1)

式中：t為時間；ρ為流體密度；φ為通用變量；u為速度或溫度等；Γφ為廣義擴散系數(shù)；S為廣義源項。

2.1.2 空化模型

根據(jù)混合規(guī)則，水和水蒸氣的混合密度公式為：

(2)

式中：φ為蒸汽體積分數(shù)，可由連續(xù)性方程式(3)求解；ρm為混合密度；ρg為水蒸氣密度；ρl為水的密度。

(3)

式中：V為混合流體的速度矢量；Γ為擴散系數(shù)；參數(shù)M可以由Rayleigh-Plesset空化模型(方程式(4))求解得到。

sgn(pv-p)

(4)

2.2 幾何模型與網(wǎng)格劃分

針對核電站中某型號調節(jié)閥最高運行參數(shù)工況的空化進行模擬研究，并進行了結構優(yōu)化前后的對照分析。為計算方便、節(jié)省計算時間，在不影響計算結果的前提下，對從3D模型中抽取的流道合理簡化以適應數(shù)值模擬；為增加計算的穩(wěn)定性，在幾何模型的進出口分別增加適當長度的直管段；考慮到抽取流道結構的不規(guī)則性，閥體流道腔內都采用四面體網(wǎng)格；為了保證計算的網(wǎng)格無關性和計算精度，在套筒開孔、閥座開孔和密封面等局部尺寸較小或者尺寸變化劇烈的地方進行網(wǎng)格加密處理。從表1可以看出，與網(wǎng)格數(shù)850萬的算例相比，當網(wǎng)格數(shù)為1 606萬時，閥門流道內空化率相差0.42%(<1%)，可以認為網(wǎng)格數(shù)為850萬時已經實現(xiàn)網(wǎng)格無關性求解，最小網(wǎng)格尺寸為0.5 mm。進出口延長管道結構簡單，所以被劃分成六面體的結構化網(wǎng)格，2種類型的網(wǎng)格通過Interface進行連接，這樣既能保證網(wǎng)格質量，又能有效降低網(wǎng)格數(shù)，提升計算速度。最終確定網(wǎng)格數(shù)為850萬。

表1 網(wǎng)格無關性計算結果

2.3 基本假設與邊界條件

閥門進出口直徑均為282 mm。閥門最高運行參數(shù)工況如下：進口絕對壓力為8.82 MPa，出口絕對壓力為0.21 MPa，入口介質質量流量為444.44 kg/s，介質溫度為121 ℃，此溫度下水的飽和蒸汽壓為0.204 85 MPa。根據(jù)閥門內部結構和流動特點可知，進口處的雷諾數(shù)最小。把閥門進口直徑、介質物性參數(shù)和流量參數(shù)代入雷諾數(shù)計算公式，計算得到最小雷諾數(shù)Remin=8.6×106，因此閥門流道內部介質流動皆為湍流。

計算中采用的空化模型為Rayleigh-Plesset空化模型。為了能夠以較小的計算代價保證較高的計算精度，湍流模型采用k-ε湍流模型[10]，可使得介質的空化流方程組封閉。為了考慮焓和湍動能對流場的影響，本文中的算例選用Total Energy模型作為換熱模型。網(wǎng)格、交界面以及邊界條件見圖2。

圖2 網(wǎng)格、交界面以及邊界條件

IAPWS-Library數(shù)據(jù)庫包含了動力黏度、導熱系數(shù)和表面張力等比較完整的參數(shù)計算公式和選擇依據(jù)。根據(jù)IAPWS-Library數(shù)據(jù)庫可準確獲得該狀態(tài)下水或水蒸氣的物性參數(shù)，使得調節(jié)閥內水蒸氣流動的CFD計算更加準確。筆者采用的CFX商用軟件集成了IAPWS-Library數(shù)據(jù)庫，介質水的所有空化模擬參數(shù)均直接從該數(shù)據(jù)庫選取，可靠省時[11]。

3 數(shù)值計算結果與分析

選取2個典型截面來分析閥門的流場或空化情況(見圖3)。因為套筒開口并不是嚴格的軸對稱結構，所以該處的閥體對稱面稱為中軸面；閥芯密封線所在的橫截面稱為截面1。

圖3 截面位置示意圖

3.1 原始設計閥門結構的空化流動分析

調節(jié)閥內部流場如圖4所示。由圖4(a)可知，進口端的高壓介質流經套筒節(jié)流孔后，壓力急速降低，之后隨著介質速度的降低，壓力有所升高。而在流經閥座小孔后，壓力再次明顯降低，即壓力較低的區(qū)域主要集中在閥門節(jié)流套筒出口及閥體腔的下半部。水在流經這2個區(qū)域時壓力低于其飽和蒸汽壓pv，因此空化區(qū)域也主要集中在這2個區(qū)域，局部空化的水蒸氣體積分數(shù)達到99%以上(見圖4(b))。通過對計算結果處理后可知，整個閥門流道內的水蒸氣總體積分數(shù)達到18.87%?？栈瘜﹂y門的損傷主要發(fā)生在上述2個區(qū)域。如圖4(c)和圖4(d)所示，閥芯密封線附近出現(xiàn)了比較嚴重的空化現(xiàn)象(局部空化的水蒸氣體積分數(shù)達到95%以上)，這會加速閥門密封面的損傷，降低閥門的密封性能及縮短閥門的使用壽命。

(a)中軸面壓力分布

3.2 結構優(yōu)化及分析

當閥門出口壓力與介質飽和蒸汽壓pv非常接近時，在介質快速流動過程中，閥門內部的空化現(xiàn)象很難避免。目前對閥門關鍵部位的防空化作用研究相對較少，筆者針對某核電站調節(jié)閥內不可避免的空化問題進行模擬分析和結構優(yōu)化，提出了雙層閥座結構，改變了空化發(fā)生的位置，有效降低閥芯密封線附近和套筒開口部位的空化率，把發(fā)生空化的區(qū)域從關鍵零部件部位轉移到非關鍵零部件部位或者減弱關鍵零部件部位的空化程度，從而有效地保護關鍵部件，使其免受或減弱空化損傷。

本文所研究閥門的出口壓力與水的飽和蒸汽壓pv非常接近，閥門內部空化現(xiàn)象很難避免?；谝陨蠑?shù)值計算和理論分析，筆者在籠式閥座外側增加1層籠罩(見圖5)，2層籠罩底部通過焊接固定相對位置(見圖6)，通過多級降壓原理可以降低閥門流道內的空化率；把籠罩加在籠式閥座外側，還可使套筒出口位置的壓力有所升高，從而降低閥芯密封線位置的空化率。

圖5 優(yōu)化前后的閥座結構對比

圖6 優(yōu)化后的結構與原有結構之間的連接關系示意圖

籠罩與籠式閥座的開孔率及其環(huán)向分布規(guī)律均相同，且都遠大于套筒開孔率。在研究過程中分別計算了籠式閥座小孔與籠罩小孔正對布置(記為Case1)和錯位布置(記為Case2)2種情況流道內水蒸氣總體積分數(shù)分布(見圖7和圖8)。

進一步分析3種模型在流道內不同位置的水蒸氣體積分數(shù)(見表2)。與原始模型相比：Case1和Case2流道內水蒸氣總體積分數(shù)分別減小了38.31%和1.8%；Case1和Case2中軸面水蒸氣體積分數(shù)分別減小了46.05%和11.62%；Case1和Case2截面1水蒸氣體積分數(shù)分別減小了15.75%和28.43%。

表2 不同模型在不同位置的水蒸氣體積分數(shù)

相較于原始模型，優(yōu)化后閥門空化程度明顯改善，然而Case2流道內水蒸氣總體積分數(shù)比Case1流道內水蒸氣總體積分數(shù)高36.51%，Case2閥芯密封線所在橫截面(即截面1)處的空化率卻比Case1相同位置的空化率低12.68%。這相當于部分空化量從關鍵的閥芯密封線附近向籠罩閥座處轉移(見圖4、圖7和圖8)，這是由于Case2的籠罩小孔與籠式閥座小孔錯位布置，與Case1相比相當于多了一級降壓結構。在總壓降不變的情況下，Case2在籠式閥座部位的壓降更大，閥芯密封線位置壓力相對較高，因而空化率較低。

(a)中軸面水蒸氣體積分數(shù)分布

(a)中軸面水蒸氣體積分數(shù)分布

由于優(yōu)化后閥門內部空化率明顯降低，即使閥門的壓降級數(shù)有所增加，閥門在實際工況下的流通能力卻有所增強(見表3)。

表3 不同模型閥門在實際工況下的流通能力

4 結 論

(1)空化區(qū)域主要集中在閥門節(jié)流套筒出口及閥體腔的下半部，閥門節(jié)流套筒出口位置的空化對閥芯密封面的損傷較大。

(2)對閥門原始模型與2種優(yōu)化模型(籠式閥座小孔與籠罩小孔正對布置(Case1)和錯位布置(Case2))的仿真計算表明，相較于原始模型，優(yōu)化后閥門空化程度明顯改善。

(3)雖然籠式閥座小孔與籠罩小孔正對布置結構的閥門的整體抗空化能力最好，但是小孔錯位布置的結構對閥芯密封線的保護作用最好。