水滴迷宫式调节阀空化特性计算与结构改进

廖伯权，何庆中，王 佳，彭 涛，陈雪峰，李科宏

（1.四川轻化工大学 机械工程学院，四川宜宾 644000；2.华夏阀门有限公司，四川自贡 643000）

0 引言

迷宫式调节阀作为锅炉过程控制装备中的一种重要元件，具有降压性能好，控速能力强，运行稳定等优点，能很好地适应高温高压的恶劣工况，在超（超）临界火电机组中得到广泛应用［1］。调节阀节流效应与文丘里管类似，当液体介质流经节流口时，剧烈的压降易使介质压力P 降至饱和蒸汽压Pv以下，产生空化现象，并形成大量气泡。汽泡溃灭产生的爆裂能量直接作用在阀芯上，导致阀芯表面金属层脱落，形成气蚀，同时还伴随着周期性的振动、噪声等现象，直接危害阀门和下游管道的正常运行［2］。迷宫碟片是其中的核心降压部件，实现和控制着调节阀的绝大部分压降功能。多项研究结果表明［3-4］，阀内空化现象主要发生在碟片流道内。

目前，在高参数调节阀研究领域，空化现象研究主要集中在多相流介质［5］、阀内涡流与压力脉动［6-7］、阀芯材料［8］和管配系统［9］等方面，对阀门核心降压部件及流道结构研究较少。基于此，李树勋等［10］分析了超（超）临界调节阀因空化引起的严重汽蚀问题，计算结果表明增加套筒级数可使阀内最低压力上升2.5 MPa，含气量减少81.8%。Wang 等［11］基于CFD 方法对高压调节阀直角分流式迷宫流道进行了数值模拟，认为串联和并联流道共同作用可避免阀内空化现象的发生。Han 等［12］分析了3 种不同液压锥阀内部的气蚀现象和流动力特性，证明增加阀芯锥角会导致阀内发生更严重的空化现象。Jin 等［13］对煤液化用高压调节阀进行流场特性研究，仿真得到的阀内空化区域和气蚀位置与实际破坏形态相吻合，证明了数值模拟的可靠性。

本文针对超（超）临界工况和特定阀门开度，模拟了调节阀内的空化流动特性，重点研究了迷宫碟片结构改进前后对碟片流道空化现象的影响。

1 计算模型与边界条件

1.1 计算模型

以图1 所示水滴迷宫式调节阀（简称调节阀）为研究对象，它由阀体、阀座、阀瓣、碟片压套、迷宫碟片组件等组成，箭头为介质流向。其中，迷宫碟片组件由10 个带有水滴式凸台的碟片堆叠而成。

图2 为1/2 碟片流体区域示意，每个碟片被分为8 条 θ 角大小的独立流道，每条流道由四排逐级减小的水滴凸台（简称“水滴”）阵列组成，各排水滴在圆周上位于相邻排水滴中心处，水滴高度均为10 mm。同级水滴间形成有多条流动路径（简称“流路”），但各排流路数不同，1，3 排有6 条流路，2，4 排有5 条流路。各同级水滴间最窄处为流路节流口，节流口是控制流体压力的关键部位。

图2 碟片流道结构Fig.2 Flow passage structure of disc

1.2 网格划分与边界条件

为避免阀内涡流对流场分析的影响，在阀门进出口分别加十倍管径长度的直管［14］。选取空化现象最严重的20%开度三维模型［9］，导入前处理模块并抽取流体区域。由于碟片上水滴较多、流道复杂，在Mesh 中采用适应性较强的四面体网格对流体区域进行非结构网格划分，并对水滴流道区域网格加密处理，其网格模型如图3 所示。设置进口压力为16.9 MPa，出口压力为0.9 MPa，壁面条件为无滑移壁面。湍流边界条件为：湍流强度10%，水力直径8 mm。

图3 网格模型Fig.3 Grid model

2 控制方程及数值模型

2.1 控制方程

选用Mixture 模型来模拟阀内的空化（汽液两相流）现象。通过求解混合相连续性方程、动量方程、离散相（此处为汽相）体积输运方程来预测空化现象［15］。各控制方程如下。

（1）混合相连续性方程

式中将液相和气相的混合物视为连续性介质，定义混合物密度ρ=ρvαv+ρl（1-αv），其中ρv和ρl分别表示气相和液相的密度；αv，αl（αl=1-αv） 分别表示气相和液相的体积分数；→V为混合相速度矢量。

（2）动量方程

2.2 湍流模型

标准k-ε模型是通过引入湍动能k 和耗散率ε的两方程涡黏性模型，在一定程度上考虑了流场内湍流发展的传递性，具有计算量小，稳定好等优点。同时，模型能较好的适用超（超）临界工况下充分发展的阀内高雷诺数复杂湍流流动［16］。

湍动能k 和耗散率 ε如下：

式中 ρ——流体密度；

t——时间；

μ ——分子黏性；

μt——湍流黏度；

σk，σε——k，ε的湍流普朗特数；

Gk——由速度梯度而引起的湍动能；

Gb——由浮力而引起的湍动能；

YM—— 可压缩流中压力脉动对总耗散率的影响；

C1，C2，C1ε，Cμ——常数。

2.3 空化模型

Schnerr-Sauer 空化模型是用于计算气液两相间相变转换的模型，考虑了从液相到气相的质量传递。由Schnerr 等［17］定义的空化蒸发相与冷凝相如下。

当PV＞P 时：

式中 RB——气泡半径；

P，PV—— 气泡周围压力和介质饱和蒸 汽压。

3 计算结果

由于碟片流道的对称性，每个流道的流动特性具有良好的一致性。故以下只取碟片平面（即XZ 平面）单个流道做具体展示。为进一步分析阀内流场特性和空化现象，沿介质主要流路取多个样点得到稳态下流场参数。如图4（a）所示，样点路径由9 条线段组成，每段取30 个样点。

3.1 原结构分析

由图4（a）（b）可以看出，随着介质进入一级流路，流通面积减小，介质流速增大，在节流口附近出现低压甚至负压。第4 级水滴时流速达到237 m/s，且负压最为明显，达到24.9 MPa，已远远低于该温度下介质饱和蒸气压。流经节流口后，流道扩张，压力恢复。由于介质在进入下一级流路前对水滴的撞击，消耗了大量动能，在两级水滴间出现高压区和速度缓冲区。其中，第一、二排水滴时最为明显。随着降压级数增加，介质压力与速度在流道内表现为反复的升降现象。

根据伯努利原理［18］，节流口处压力与速度的变化值应较其他区域更大，即水滴两侧（节流口）是最易发生空化的区域。图4（c）也表明，各级水滴两侧均有空化现象出现。越靠近流道出口介质汽化越严重，最后一级水滴流道几乎全部为汽体，最大汽相体积分数为1。虽然水滴结构减压能力强，但大面积的空化现象会影响阀门的正常运行。故需对原有水滴结构进行优化并改善空化性能。

图4 原结构流道云图Fig.4 Nephogram of the flow channel of the original structure

3.2 围堰结构对空化影响

借鉴围堰在水利工程领域的应用［19-26］，在原水滴流道设环形围堰。由图4 可知，高速流和空化区域主要集中在流道出口附近，故将围堰设在出口处，期望达到缓和压降、消耗介质能量最终实现抑制空化现象的目的。考虑到围堰的可加工性，围堰截面形状为矩形和圆形，高度为水滴高度一半。不同围堰碟片如图5 所示。

图5 不同围堰结构碟片Fig.5 Discs with different cofferdam structures

各样点平均压力曲线如图6 所示。由图可以看出，改进结构介质压力曲线整体略高于原结构。由于介质流经节流口前，流通面积逐渐缩小，3 种结构在A-B、C-D、E-F、G-H 段内介质压力均呈下降趋势，在H 点出现最低压力；经节流口后，流路持续扩张，在B-C、D-E、F-G、H-I 区间内介质压力逐渐回升。I-J 段为出口附近无水滴区域流路，此区间内原结构介质压力趋于稳定；由于围堰的节流效应，改进结构出现压力骤降。原结构最大压降为19.95 MPa，最低负压为13.42 MPa；对于改进结构，由于介质在出口处对围堰的撞击，在围堰内侧形成部分回流和涡流，使流道内各处压力较无围堰时更高。圆形围堰各级最大压降为15.88 MPa，最低负压为7.2 MPa，较原结构均有所降低。矩形围堰各级压降较其他结构均更小，最大为9.48 MPa，仅为原结构的47.5%；各级最低压力为2.42 MPa，较原结构升高了15.84MPa，且远远高于该温度下介质饱和蒸气压。说明增加围堰有利于控制阀内压降，且矩形围堰的控制效果要优于圆形围堰。

图6 各样点平均压力曲线Fig.6 Average pressure curve at various points

各样点速度曲线如图7 所示。由图可以看出，原结构速度曲线位于最上层，圆形围堰次之，矩形围堰最低，且介质速度均趋于平缓。3 种结构介质速度在A-B、C-D、E-F、G-H 段内均呈上升趋势，在B-C、D-E、F-G、H-I 段内迅速降低，且最大速度随降压级数的增加持续上升，第四级水滴时（即GI 段）变化最明显。由于围堰的存在，改进结构在I-J 段也出现小幅速度波动。原结构最大流速为237 m/s，远超出阀门工作要求。结构改进后，流道下层介质在出口处对围堰产生撞击，转向后与上层介质交汇碰撞。这一过程消耗了大量动能，使得介质速度得以降低。圆形与矩形围堰最大速度分别为189，145 m/s，相对于原结构分别降低了20.3%，38.8%。在围堰出口处，介质经过圆形围堰形成扇形射流，使出口流速较其他两种结构更低，达到44.7 m/s。因此，增加围堰可减小流道出口处介质动能，有效减轻高速介质对水滴流路和阀体的冲蚀。相对于圆形围堰，矩形围堰的整体控速性能更佳，但出口流速偏高。

图7 各样点速度曲线Fig.7 Speed curve at various points

气相体积分数曲线如图8 所示。由图4（c）可知，原结构空化区域均出现在节流口附近，即图8 样点区域65-85，120-145，180-225。且降压级数越多，空化区域越大，在三级和四级水滴附近，最大气相体积分数均为1。与原结构相比，圆形围堰流道内空化区域有所收缩，空化相对严重的位置向流道出口处转移，减小了水滴流路被汽蚀破坏的可能性。矩形围堰的空化区域相对于其他两种结构有大幅缩减，仅样点190 附近出现小面积空化现象，其最大气相体积分数为0.18，相对于原结构降低了82%。因此，相对于其他两种结构，矩形围堰有更好的抑制空化能力。

图8 气相体积分数曲线Fig.8 Gas volume fraction curve

3.3 围堰尺寸对空化影响

基于上述研究结果，以下研究矩形围堰高度对碟片流道空化特性的影响，围堰高度h 为3，5，7 mm（简称h3，h5，h7）的汽相体积分数分布云图，如图9 所示。

图9 不同围堰高度气相体积分数云图Fig.9 Nephogram of gas phase volume fraction at different cofferdam heights

由图可以看出，由于h3时围堰高度过低，对介质形成阻力的区域较小，围堰内侧不能形成足够的回流来消耗后续介质能量，导致节流口处介质压力低于该温度下饱和蒸气压，出现大面积空化区域。h5时流道内压降更缓和，空化区域大面积减小，只出现在水滴两侧和围堰附近很少一部分区域，最大气相体积分数为0.96，说明增加围堰高度有利于抑制流道内空化的产生。h7时空化区域集中在围堰附近，最大气相体积分数为0.57，较h5降低了40.6%，且流道内不再有空化现象产生。由此表明，虽然过高的围堰可能影响阀门流量，但可使空化现象减弱并向围堰处转移，避免流路遭汽蚀破坏。

如图9（b）所示，在最后一级流路节流口和流道出口附近分别设监测点1、监测点2，对比围堰高度对流道内瞬态空化特性的影响。图10 示出前50 ms 两监测点气相体积分数曲线。如图10（a）中在最后一级流路节流口，前15 ms 内气相体积急剧上升，随后流场稳定，h3，h5气泡体积占比维持在0.95，0.47。相反，h7气泡体积则由最大的0.68 快速衰减至0，表明在该区域发生着剧烈的气泡溃灭现象。如图10（b）中围堰上方前6 ms 内气泡体积急剧增加，h7最高达到0.75，流场稳定后维持在0.45 左右；相对而言，h3，h5气泡体积增长缓慢且占比较低。因此，较高的围堰尺寸会使水滴两侧形成大量气泡并迅速溃灭，在短时间内形成不稳定流场，不利于阀门的启闭操作。

图10 监测点瞬态空化特性Fig.10 Transient cavitation characteristics of monitoring points

4 结论

（1）对水滴迷宫式调节阀流场空化特性进行分析，结果表明水滴迷宫式碟片减压效果明显，但碟片流道内最低负压达24.9 MPa，同时出现大面积空化现象，最大流速达到237 m/s，远远超出阀门工况要求。水滴结构变化和节流口的存在是流道内产生剧烈空化现象的主要原因。

（2）增加围堰结构有利于抑制空化现象的产生，同时可控制阀内压降和高速流现象，且矩形围堰抑制效果要优于圆形围堰。与原结构相比，矩形围堰结构最大压降减少52.5%，最大流速降低38.8%，最大气相体积分数为0.18，且空化区域几乎消失。

（3）增加围堰高度可抑制流道空化现象并使空化位置向围堰出口处转移。随着围堰高度增加，气相体积分数在节流口处由0.95 下降至0，在围堰上方由0.15 上升至0.45。但过高的围堰不仅会影响阀门正常流量和启闭特性，还会加速围堰结构破坏，影响调节阀使用性能。