多級降壓調(diào)節(jié)閥內(nèi)部流動特性數(shù)值模擬

方毅芳 項高翔 唐春娥 石月娟

(1. 機械工業(yè)儀器儀表綜合技術(shù)經(jīng)濟研究所, 北京 100055;2. 西北工業(yè)大學(xué) 力學(xué)與土木建筑學(xué)院, 西安 710129; 3. 吳忠儀表有限責任公司, 吳忠 751100)

目前,高壓調(diào)節(jié)閥在多個工業(yè)領(lǐng)域均得到了廣泛的應(yīng)用,在整個工業(yè)管路控制系統(tǒng)中起著關(guān)鍵的作用,是保證系統(tǒng)安全、經(jīng)濟運行的重要設(shè)備之一[1]。 隨著工業(yè)生產(chǎn)過程向大型化和精細化發(fā)展,對高壓調(diào)節(jié)閥也提出了更高的要求。 在高壓差下,普通調(diào)節(jié)閥很難同時滿足調(diào)節(jié)壓力和流量的需求,而且高速流體流經(jīng)閥門時可能出現(xiàn)閃蒸、空化、強振動和高噪聲等現(xiàn)象,嚴重影響調(diào)節(jié)閥的工作性能和安全使用壽命[2]。 因此,掌握高壓調(diào)節(jié)閥的內(nèi)部流動特性是調(diào)節(jié)閥高效應(yīng)用的前提。

多級降壓調(diào)節(jié)閥采用多級套筒式結(jié)構(gòu),在閥門結(jié)構(gòu)中,高壓流體每經(jīng)過一個節(jié)流截面均會產(chǎn)生一定的壓降,將單級閥門中的壓力突變轉(zhuǎn)化為壓力漸變,壓降被多級節(jié)流元件分攤,對于不可壓縮流體可以防止閃蒸和空化現(xiàn)象的出現(xiàn),還可以起到降噪和減振的作用[3]。

降壓調(diào)節(jié)閥內(nèi)部流動為典型的高速湍流,流體經(jīng)過節(jié)流元件時產(chǎn)生劇烈的壓力脈動,同時會誘發(fā)流體激振并產(chǎn)生高噪聲,針對降壓調(diào)節(jié)閥的流動特點,國內(nèi)外研究人員已經(jīng)開展了相關(guān)的研究。 Franzoni 等[4]以水為工作介質(zhì)采用多維計算流體動力學(xué)(CFD)方法分析了典型元件中的空化現(xiàn)象,討論了閥座形狀對汽蝕發(fā)生、壓力分布和流量系數(shù)的影響。 Bernad 和Susan-Resiga[5]采用CFD 方法對閥門內(nèi)部流動開展了數(shù)值模擬,先對單相流動(液體)進行了研究,定量描述了閥門內(nèi)部的漩渦流動,再采用全空化模型開展了兩相流動(空化)研究。 Zaryankin 等[6]給出了閥箱、擴散器閥座下游和后續(xù)蒸汽管線中的壓力脈動數(shù)據(jù),研究結(jié)果表明,脈動水平主要取決于蒸汽進口流路的幾何特征。 Shin[7]建立了壓力控制閥及其后連接管的數(shù)值模型,在此基礎(chǔ)上開展非穩(wěn)態(tài)數(shù)值計算,分析了閥門及管路內(nèi)部壓力、溫度和速度變化的瞬態(tài)流動特性。

項美根和孫曉霞[8]介紹了用多級降壓法消除電廠調(diào)節(jié)閥汽蝕的具體方法及現(xiàn)場使用情況,表明采用多級套筒可以明顯降低汽蝕發(fā)生的可能性,閥門全開時,采用1 級或2 級套筒即可避免空化的發(fā)生,閥門開度較小時,需要通過3 級或更多級的套筒消除汽蝕。 蔣玲[9]介紹了一種多級降壓高壓差結(jié)構(gòu)在放空環(huán)境下的應(yīng)用,通過多級降壓結(jié)構(gòu)設(shè)計可以達到嚴密關(guān)閉、切斷流體、降噪、降壓的效果。 顧成果[10]對比分析了不同套筒調(diào)節(jié)閥的特點。 王燕等[3]應(yīng)用Fluent 對各套筒結(jié)構(gòu)調(diào)節(jié)閥內(nèi)部流動進行了數(shù)值模擬計算,適當增大級間間隙或減小套筒上孔徑尺寸均有利于高壓差調(diào)節(jié)閥的消聲減振。 徐曉剛等[11]針對高溫高壓降調(diào)節(jié)閥建立了流場模型及噪聲計算模型,研究結(jié)果表明,高壓降調(diào)節(jié)閥內(nèi)采用多級消聲節(jié)流套筒可有效實現(xiàn)逐級降壓、限制流速和抑制噪聲的目的。 彭健和何世權(quán)[12]采用數(shù)值計算方法對閥門內(nèi)部的汽蝕現(xiàn)象進行了仿真研究,發(fā)現(xiàn)閥門處于小開度下容易產(chǎn)生汽蝕,汽蝕部位主要位于節(jié)流孔的閥芯與閥座處。 李樹勛等[13-14]針對多級套筒式降壓疏水閥開展了流激振動和流致噪聲的數(shù)值研究,研究數(shù)據(jù)表明,不同開度下閥門的振動特性主要由閥內(nèi)節(jié)流件結(jié)構(gòu)決定,受開度的影響較小,中等開度下閥門的振動最小,套筒內(nèi)節(jié)流區(qū)的流體壓力脈動最強,不同套筒結(jié)構(gòu)參數(shù)的調(diào)節(jié)閥噪聲頻譜均呈現(xiàn)明顯的寬頻特性。

總體來看,目前研究多集中于單級或雙級套筒降壓調(diào)節(jié)閥,對于不同開度下多級套筒結(jié)構(gòu)降壓調(diào)節(jié)閥內(nèi)部流動特性的研究較少。 本文在總結(jié)現(xiàn)有公開研究成果的基礎(chǔ)上,以多級降壓調(diào)節(jié)閥為研究對象,建立調(diào)節(jié)閥的三維計算模型并采用CFD 數(shù)值方法計算不同壓差及不同開度條件下閥門的內(nèi)部流動,分析不同壓差及不同開度下各級套筒及閥座的壓降及其對閥內(nèi)空化的影響,為降壓調(diào)節(jié)閥的合理設(shè)計提供理論依據(jù)和參考。

1 數(shù)值計算模型及方法

多級降壓調(diào)節(jié)閥由于其內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜,進出口壓差大,流體在閥內(nèi)的高速流動過程中容易產(chǎn)生劇烈的壓力脈動,進而導(dǎo)致閥體內(nèi)部流動出現(xiàn)空化現(xiàn)象。 常見的實驗設(shè)計[15-16]僅能測量閥門進、出口壓差和流量等統(tǒng)計參數(shù),對于閥門內(nèi)部流動的復(fù)雜過程難以定量地描述和研究。 因此,本文中數(shù)值計算的優(yōu)勢得以體現(xiàn):通過閥體建模及網(wǎng)格劃分,可計算獲得不同邊界條件下多級降壓調(diào)節(jié)閥內(nèi)部的流動特性及空化特征。

1.1 數(shù)值計算模型

1.1.1 湍流模型

隨著計算流體動力學(xué)的深入發(fā)展,當前的湍流計算模型主要分為以下4 種:直接數(shù)值模擬(DNS)、雷諾平均Navier-Stokes 方程(RANS)、大渦模擬(LES)和分離渦模擬(DES)。 湍流場中存在尺度差異較大的渦,且不同尺度的渦之間存在復(fù)雜的相互作用,因此,RANS 方法難以較好地模擬降壓閥內(nèi)部的復(fù)雜流動。 盡管DNS 及LES 方法可以很好地捕捉渦結(jié)構(gòu),但其計算量過大,計算時間消耗過長。 本文最終選取DES 方法中的改進延遲分離渦(IDDES)開展數(shù)值模擬,該模型在計算精度和效率上可以滿足工程需要。

在DES 方法中,邊界層采用非定常RANS 模型,分離區(qū)域采用LES 處理。 LES 區(qū)域通常與較大的非定常湍流尺度起主導(dǎo)作用的核心湍流區(qū)域相關(guān)聯(lián)。 在上述區(qū)域,DES 模型采用了類似于子網(wǎng)格模型的LES 方法。 而在近壁面區(qū)域,恢復(fù)了相應(yīng)的RANS 模型。

IDDES 方法[16-17]為延遲分離渦流模擬(DDES)與壁面模型LES 方法(WMLES)的耦合算法。 與DES 相似,對基準模型/湍流剪應(yīng)力輸運模型(BSL/SST)的k方程進行了修正,加入了局部網(wǎng)格間距的信息。 當來流條件湍流較強并且網(wǎng)格尺度能夠分辨邊界層主導(dǎo)的旋渦結(jié)構(gòu)時,模型將切換到RANS 和LES 混合模式,具體實現(xiàn)方法如下:

式中:IWMLES為壁面模型長度尺度;IRANS和ILES分別為RANS 和LES 的長度尺度;fe為提升函數(shù);fB為經(jīng)驗混合函數(shù),表達式為

式中:經(jīng)驗系數(shù)α=0.25 -dw/hmax,dw為當?shù)鼐W(wǎng)格到壁面的距離,hmax為當?shù)鼐W(wǎng)格在3 個空間方向上的最大尺寸。

經(jīng)驗函數(shù)fe用于避免RANS 與LES 交界區(qū)域Reynolds 應(yīng)力的過分衰減,解決對數(shù)層不匹配問題。 當RANS 和LES 交界面非常接近壁面時,Reynolds 應(yīng)力可以忽略。

式中:Ψ為特征函數(shù);參數(shù)ft和fl可以控制模型中RANS 模型部分的強度,其大小也由經(jīng)驗參數(shù)控制。 當在附面層內(nèi)時,通過選擇合適的參數(shù)保證ft或fl中的一個值接近于1,從而fe2和fe接近于0,使得RANS 和LES 可以在附面層附近相互平滑切換。

為了將DDES 模型和WMLES 模型的長度尺度進行混合,需要對DDES 模型的長度尺度進行修改,如下:

來流包含湍流成分時,IDDES與IWMLES接近,數(shù)值模擬可以分辨邊界層主導(dǎo)的湍流流動。

1.1.2 兩相流模型

兩相流模型中的Mixture 模型[18-19]是一個簡化的多相模型,該模型可以用來模擬不同速度運動的多相流,在較短的空間長度尺度上假設(shè)局部平衡,也可用來模擬具有很強耦合和相同運動速度的多相流,最后根據(jù)混合模型計算非牛頓黏度。

Mixture 模型可以通過求解混合物的動量、連續(xù)性和能量方程、第二相的體積分數(shù)方程和相對速度的代數(shù)表達式來模擬流體或顆粒相。

式中:g為重力加速度;αk為第k相的體積分數(shù);ρk為第k相的密度;n為相序號;F為體積力;μm為混合物黏性;vdr,k為次級相k的漂移速度。

1.1.3 空化模型

Shabil[20]推導(dǎo)了從液體到蒸汽凈質(zhì)量輸運的精確表達式。 蒸汽體積分數(shù)的方程式一般形式為

式中:ρ為混合物密度;ρl為液相密度。

式(11)可將蒸汽體積分數(shù)與每單位體積液體的氣泡數(shù)關(guān)聯(lián):

式中:R為質(zhì)量輸運率;Rb為氣泡半徑;Pv為飽和蒸汽壓;P為氣泡的壓力;n為氣泡數(shù)密度。

1.2 計算對象及邊界條件

本文計算對象為某多級降壓調(diào)節(jié)閥,如圖1所示。 其中,各級套筒及閥座由左側(cè)入口到右側(cè)出口級數(shù)依次定義為i(i=1,2,3,4),因為流經(jīng)各級套筒及閥座會對工質(zhì)產(chǎn)生一定壓降,所以將該級定義為第i降壓級。

圖1 多級降壓調(diào)節(jié)閥剖視圖Fig.1 Sectional view of multi-stage pressure drop valve

使用CAD 軟件提取出降壓調(diào)節(jié)閥的三維流體域模型,三維流體域計算模型如圖2 所示,其中最左側(cè)管道截面為閥門入口,邊界條件設(shè)置為壓力進口;最右側(cè)管道截面為閥門出口,邊界條件設(shè)置為壓力出口;閥體壁面邊界條件設(shè)置為壁面,內(nèi)部流體計算域邊界條件設(shè)置為流體。

圖2 多級降壓調(diào)節(jié)閥流體域模型Fig.2 Fluid domain model of multi-stage pressure drop valve

多級降壓調(diào)節(jié)閥的進出口壓力(表壓)及壓差如表1 所示。

表1 不同工況條件實驗組閥門的進出口壓力及壓差Table 1 Inlet and outlet pressures and pressure differe under different conditions

1.3 計算網(wǎng)格及計算方法

在建立多級降壓調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)模型的基礎(chǔ)上,對多級降壓調(diào)節(jié)閥進行了網(wǎng)格劃分,由于多級降壓調(diào)節(jié)閥中的進出口流道及套筒中間流道的尺寸和各級套筒小孔孔徑差異較大,且多級套筒結(jié)構(gòu)復(fù)雜,對多級降壓調(diào)節(jié)閥整體均采用四面體網(wǎng)格進行剖分,在保證網(wǎng)格質(zhì)量的同時可方便控制閥內(nèi)不同位置的網(wǎng)格疏密程度,最終確定數(shù)值計算所用網(wǎng)格數(shù)量為1 200 萬。 圖3 與圖4 分別給出了多級降壓調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)整體和局部的網(wǎng)格劃分情況。

圖3 多級降壓調(diào)節(jié)閥的整體網(wǎng)格劃分Fig.3 Integral meshing of multi-stage pressure drop valve

圖4 多級降壓調(diào)節(jié)閥的局部網(wǎng)格劃分Fig.4 Local meshing of part of multi-stage pressure drop valve

為分析多級降壓調(diào)節(jié)閥內(nèi)部的流動特性,確定了本文所采用的數(shù)值計算方法,如表2 所示。

表2 關(guān)鍵數(shù)值計算方法Table 2 Key numerical calculation methods

在數(shù)值模擬中,計算網(wǎng)格的尺寸和數(shù)量會影響數(shù)值計算結(jié)果的準確性。 網(wǎng)格數(shù)量較少時可能導(dǎo)致計算結(jié)果與精確解間存在較大的計算偏差,當網(wǎng)格數(shù)量不斷增加至某一數(shù)量后,數(shù)值計算結(jié)果逐漸趨于穩(wěn)定并相對可靠,但是所需計算資源也不斷增加。 為了確定合適的網(wǎng)格數(shù)量,選取網(wǎng)格數(shù)分別為732.6 萬、1 203 萬和1 758 萬進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,不同網(wǎng)格數(shù)量對應(yīng)的閥門質(zhì)量流量如表3 所示。 隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加,閥門流量逐漸趨于穩(wěn)定,圖5 給出了不同網(wǎng)格數(shù)量下閥門中心線上的壓力分布。 由圖5 可以看出,不同網(wǎng)格數(shù)量的計算結(jié)果間差異均較小,M3 與M2 計算結(jié)果的偏差很小,在保證精度偏差可接受的前提下,綜合考慮計算時間和效率等因素,最終選擇了包含1 200萬網(wǎng)格單元的方案,可以較好地捕捉閥門內(nèi)部的流動過程。

表3 網(wǎng)格類別Table 3 Mesh specifications

圖5 閥門中心線上壓力分布Fig.5 Pressure distribution at the median of valve

2 數(shù)值計算結(jié)果

2.1 調(diào)節(jié)閥內(nèi)部流場分布

在建立完整數(shù)值計算模型和數(shù)值計算方法的基礎(chǔ)上,通過數(shù)值模擬計算,圖6 和圖7 分別給出了實驗組1 工況下多級降壓調(diào)節(jié)閥處于半開時中間截面的壓力和速度分布。 當流體流經(jīng)各級套筒和閥座時,由于小孔的節(jié)流作用均出現(xiàn)了明顯的壓差,各級套筒及閥座結(jié)構(gòu)尺寸不同,進而導(dǎo)致各降壓級的壓降存在一定的差異。 本文中的工質(zhì)為不可壓流體,結(jié)合圖6 來看,在套筒的小孔處流體加速流動,流速遠大于閥門其他位置處的流動速度,流體通過小孔后又流入流通面積較大的空間,高速流體沖擊套筒壁面在套筒間存在劇烈的碰撞,形成復(fù)雜的湍流流動。 當流體沿第3 級套筒周向分布的小孔進入中間閥芯時,多股流體產(chǎn)生強烈地摻混和剪切,同時還需改變流動方向進入閥座,高速流體流過閥座也會出現(xiàn)類似的現(xiàn)象,多級降壓調(diào)節(jié)閥內(nèi)的流動特點導(dǎo)致在其內(nèi)部形成了大量的漩渦,其內(nèi)部的湍流脈動沖擊會誘發(fā)閥門的振動和噪聲。 閥門內(nèi)部的渦量分布如圖8 所示,Q為速度梯度張量的第二不變量,正值表示流場中渦量占主導(dǎo)的區(qū)域,負值表示應(yīng)變速率或黏性應(yīng)力占主導(dǎo)的區(qū)域。 可以看出,閥門進口段的漩渦較少,經(jīng)過各級套筒和閥座后的漩渦急劇增加,不同流體微團之間相互摻混使得流體能量得以耗散,閥座后形成的漩渦進一步逐漸發(fā)展至閥門下游出口段中。

圖6 閥門中間截面的壓力分布(實驗組1)Fig.6 Pressure distribution at the middle section of valve(case1)

圖7 閥門中間截面的速度分布(實驗組1)Fig.7 Velocity distribution at the middle section of valve(case1)

圖8 閥門內(nèi)部的渦量分布(Q =1)Fig.8 Vortex distribution inside valve(Q =1)

圖6 中,50%開度條件下第3 級套筒處的壓降接近6.0 MPa,小孔處的最高流速達到120 m/s,高壓差引發(fā)高速流動的情況下極易產(chǎn)生空化現(xiàn)象。圖9 為多級降壓調(diào)節(jié)閥中間截面的氣相分布。 第3 級套筒的小孔和閥座部分小孔處均出現(xiàn)了明顯的空化現(xiàn)象,且第3 級套筒下側(cè)小孔處氣體體積較大,表明該處的空化程度較強;閥座處的所有小孔幾乎均發(fā)生了空化,但每個小孔表面的氣相體積分數(shù)較小,整體而言,閥座比套筒更容易產(chǎn)生汽蝕,但空化程度較弱。

圖9 閥門中間截面的氣相分布(實驗組1)Fig.9 Vapor distribution at the middle section of valve(case1)

圖10 為實驗組1 工況下多級降壓調(diào)節(jié)閥進口質(zhì)量流量隨不同開度的變化。 在節(jié)流較大的小流量范圍內(nèi),閥門進口質(zhì)量流量幾乎呈線性增加,隨著開度的逐漸增加,質(zhì)量流量的增加趨勢逐漸減小。

圖10 閥門進口質(zhì)量流量隨開度的變化(實驗組1)Fig.10 Mass flow rate at valve inlet versus valve opening degree(case1)

2.2 不同壓差下調(diào)節(jié)閥流動特性分析

閥門在不同的進出口壓力條件下,多級降壓調(diào)節(jié)閥的流動特性會產(chǎn)生一定的變化。 對于不同開度的降壓調(diào)節(jié)閥模型,不同開度工況下工質(zhì)流經(jīng)各降壓級的壓降如圖11 所示。

圖11 不同開度下的壓降變化Fig.11 Variation of pressure drop under different opening degree

由圖11(a)可知,在開度為100%的工況條件下,工質(zhì)流經(jīng)各降壓級的壓降振蕩較低,且變化趨勢基本一致。 壓差越大,工質(zhì)流經(jīng)第1、2 和3 降壓級的壓降就越大。 對于實驗組2、3、4 來說,3種工況下的進口壓力不變但背壓降低,可以看出,隨著背壓降低,前3 個降壓級處的壓降反而升高,第4 降壓級的壓降隨之降低。

在閥門開度為75%的工況下,各降壓級的壓降曲線變化趨勢一致,均在第3 降壓級最高,第1降壓級次之,而第2 和4 降壓級較低。 在閥門75%開度下,對于實驗組2、3、4,第1、2 降壓級處的壓降重合,即此處壓降受到進口壓力影響較大,而幾乎不受到背壓的影響。

當開度繼續(xù)降低至50%時,由圖11(c)看出,所有工況在第2、4 降壓級處的壓降幾乎一致, 實驗組1 工況下閥門的進出口壓差較小,從而其在第1、3 降壓級的壓降相對其他工況較小。

當開度為25%時,由圖11(d)可以看出,所有工況在第1、2、4 降壓級處的壓降幾乎一致且都極低。 各工況在第3 降壓級處的壓降受到進出口壓差的支配,由圖12 可以看出,在該開度下,實驗組1工況下的工質(zhì)壓降主要在第3 降壓級處發(fā)生,同時根據(jù)壓降曲線可以推知其他工況中均類似。

圖12 實驗組1 的靜壓分布云圖(開度25%)Fig.12 Static pressure distribution of case 1(opening degree 25%)

2.3 不同開度下調(diào)節(jié)閥流動特性分析

不同開度下,多級降壓調(diào)節(jié)閥在各降壓級間的靜壓分布產(chǎn)生了較大差異。 圖12 和圖13 給出了不同開度下閥門中間截面處的壓力分布云圖。

如圖13(a)所示,當閥門開度為100%時,在第1 降壓級附近靜壓發(fā)生劇烈減小;而在第2 降壓級附近沒有明顯變化;在第3 降壓級附近,出現(xiàn)低壓區(qū)域,故壓降應(yīng)有所增大;在第4 降壓級附近,靜壓產(chǎn)生了少量下降。

當開度為75%時,如圖13(b)所示,第1 降壓級后段的靜壓相對圖13(a)中的對應(yīng)位置更高,因此該級壓降小于開度100% 的情況;由于第3降壓級的一排小孔被堵塞,工質(zhì)經(jīng)過該級的流通面積變小,根據(jù)連續(xù)方程可以得出:工質(zhì)在流經(jīng)第3 降壓級時加速,因此靜壓下降更加劇烈;從圖14中75% 開度的曲線可以看出,在第3 降壓級處75%開度的壓降大于100% 開度的壓降;由圖15可知,閥門在100% 開度條件下的高速區(qū)域在第1、2、3 降壓級中均有存在,而閥門在75%開度條件下的工質(zhì)僅在第3 降壓級附近有劇烈的加速。

圖13 不同開度下實驗組1 的靜壓分布云圖Fig.13 Static pressure distribution of case1 under different opening degree

圖14 不同開度下降壓級的壓降變化(實驗組1)Fig.14 Pressure drop variation of pressure-descending stages under different opening degree (case1)

圖15 實驗組1 的速度分布云圖Fig.15 Velocity distribution of case1

由圖13(c)和圖12 可以看出,隨著開度進一步降低,第1、2 降壓級附近的靜壓逐漸升高,而第3 降壓級出口段的靜壓劇烈下降,進而導(dǎo)致該級壓降隨之增大,觀察圖14 可得出相似結(jié)論。

對于本文研究的其他進出口壓力條件的工況,不同開度下降壓級的壓降變化有著類似的結(jié)論,如圖16 所示。

圖16 不同開度下降壓級的壓降變化(實驗組4)Fig.16 Pressure drop variation of pressure-descending Stages under different opening degree (case4)

對于第1、2 和3 級降壓閥套筒,本文截取了第1 ～3 級套筒圓柱狀小孔中心線上的沿程壓力和速度分布,如圖17 和圖18 所示。

從圖17 可以看出,各開度下的沿程速度呈現(xiàn)出階梯狀分布,工質(zhì)流經(jīng)一級套筒小孔前段附近時,速度產(chǎn)生陡峭的上升,而后平緩地流過該級小孔,并重復(fù)這一過程。 與大開度相比,閥門開度越小時,工質(zhì)流經(jīng)1 級和2 級套筒的速度增量相對越大,而流經(jīng)第3 級套筒速度增量相對越小。

對照圖17 的速度分布曲線,圖18 反映出相應(yīng)的沿程靜壓分布情況。 各開度下的沿程靜壓呈現(xiàn)出階梯狀分布,工質(zhì)流經(jīng)一級套筒孔隙前段附近時,由于對應(yīng)的速度增加,壓力產(chǎn)生陡峭的下降,而后平緩地流過該級小孔,同樣重復(fù)該過程。與大開度相比,開度越小時,工質(zhì)流經(jīng)1 級和2 級套筒的壓降相對越小,而流經(jīng)3 級套筒的壓降相對越大。

圖17 第1 ～3 級套筒沿流向中心線速度分布曲線Fig.17 Velocity distribution curves of the 1st ～3rd stage sleeve along the centerline flow direction

3 結(jié) 論

1) 流體流經(jīng)閥門內(nèi)節(jié)流元件時由于多股流體的強烈摻混和剪切,套筒和閥座下游存在大量的漩渦;各級套筒及閥座結(jié)構(gòu)尺寸不同,各降壓級的壓降存在一定的差異,第3 級套筒處的空化程度最大,閥座處更易發(fā)生空化。

2) 閥門在同一開度下,工質(zhì)沿各降壓級的壓降在不同壓差下的變化趨勢相同。

3) 隨著閥門開度的逐漸減小,最大壓降由第1 降壓級轉(zhuǎn)向第3 降壓級,在25%開度下閥門第3 降壓級的平均壓降達到8 MPa,且第1、2 降壓級的壓降受到進口壓力的主導(dǎo)作用逐漸減弱,第4降壓級受到背壓的支配作用也逐漸減弱。

4) 第3 降壓級的出口面積隨閥門開度的減小不斷下降,該降壓級處的壓降隨閥門開度的減小而增大,相同流量下該降壓級小孔中工質(zhì)的速度也增加。

本文根據(jù)多級降壓調(diào)節(jié)閥的流動特點建立了有效的數(shù)值計算方法,計算結(jié)果可以反映閥門內(nèi)部流動的變化規(guī)律,為降壓閥的合理設(shè)計提供理論依據(jù)和參考。