2. 北京石油化工学院 机械工程学院, 北京 102617
2. School of Mechnical Engineering, Beijing Institute of Petrochemical Technology, Beijing 102617, China
迷宫式调节阀的研发解决了传统单座调节阀在高压差工况时,阀内流体高速流动引起的汽蚀、冲刷、振动、噪声等一系列问题,适用于锅炉给水高压泵再循环[1]、汽轮机减温减压旁路[2]、高温高压蒸汽放空[3]、工艺气体放空等高压差的恶劣工况。
迷宫流道是迷宫式调节阀实现逐级减压的关键结构,虽然迷宫流道在迷宫气封[4]和农业滴灌[5]领域应用较早,但其在阀门中的研究和应用起步较晚。高压蒸汽工况下迷宫流道级数的计算方法是迷宫式蒸汽调节阀结构设计的关键和难点。在迷宫式调节阀研究领域,美国CCI公司在行业内占有领先地位,国内重庆川仪调节阀、北京航天石化装备、无锡亚迪流体等企业都借鉴国外产品积极研发迷宫阀,取得了较大的进展。学术界也针对迷宫式调节阀展开了相关研究。文献[6-8]给出了不同工况下的级数计算公式,但按该公式算得的级数与实际值的误差较大,有待进一步修正与改进;Kwon等[2]等借助计算流体力学和有限元分析方法设计了用于电站的迷宫式蒸汽旁路调节阀;王若愚等[9]通过数值模拟方法证实,在相同级数和相同蒸汽工况下,扩张系数越大,迷宫流道内的流速越大,流通能力越强,但扩张系数过大容易使流道出口出现强涡流,从而对流道造成严重的冲蚀破坏;Wang等[1]以水为介质验证了串并联型流道能更好地控制流速和减小阀门尺寸。
目前的研究主要针对以水为介质的迷宫流道,得到的级数计算公式适用于不可压缩流体,而对于蒸汽工况下迷宫式调节阀级数的计算误差较大,需要考虑实际蒸汽的性质进一步开展蒸汽工况下迷宫流道级数计算方法的研究。本文基于蒸汽在迷宫流道内的等焓节流过程,推导出蒸汽工况下迷宫流道的级数计算公式,并确定了级数计算公式中的关键参数;采用数值模拟方法分析了扩张系数和串并联结构对迷宫流道级数计算和内部流动的影响,以期为蒸汽工况下迷宫流道结构设计过程中的级数计算提供参考。
1 迷宫流道的结构特点和设计依据 1.1 关键结构参数典型的迷宫式角型调节阀如图 1所示,可压缩流体通常从阀底进入,经过迷宫套筒节流后从阀侧流出。迷宫套筒由多张迷宫盘片经真空扩散焊叠加而成,每张迷宫盘片上刻有数根由直角拐弯组成的流道,从而将流体分散成多股细流,以降低流体质量和能量的量级。迷宫流道结构按照是否有分支分为串联型流道和串并联型流道(图 2),曲折的直角拐弯将一次大的压降分成多次小的压降,达到了逐级平稳减压和控制介质流速的目的。
GB/T 17213.2—2017[10]规定:为适应可压缩流体的膨胀,迷宫流道截面积应随流向增加且控制在式(1)所示的范围内。
$ {(1.12)^n} \times {A_{\rm{i}}} \le {A_{\rm{o}}} \le {(1.23)^n} \times {A_{\rm{i}}} $ | (1) |
式中:Ai为单流路的入口面积,m2;Ao为单流路的出口面积,包括相关的多流路总面积,m2;n为一条流路中直角转弯的数量(即级数),若出现更多分路,只取一条流路。
如图 3所示的单根迷宫流道级数n为12级,流道深度为常数,入口宽度为W,流道宽度按等比数列的形式沿流向逐级扩张。编号1处的宽度W1=W×r,编号n处的宽度Wn=W×rn,其中r为扩张系数,按照式(1)的规定,1.12≤r≤1.23。
对于节流阀内件的设计,Miller等[11]提出了节流件出口动能限制准则,即各工况条件下的出口动能和等值水速不能超过表 1中的值(也即图 4中发生振动、噪声的临界值),这是目前迷宫流道设计的一条安全标准[7-9]。出口动能KE的计算如式(2)所示
$ {K_{\rm{E}}} = {10^{ - 3}}\rho {u^2}/2 $ | (2) |
式中:KE为出口动能,kPa;ρ为介质密度,kg/m3;u为介质流速,m/s。
高压蒸汽在调节阀内流动很快,来不及与外界进行热交换,所以可视其为一个绝热节流过程[12]。传统的单座调节阀主要依靠阀芯与阀座的间隙进行节流(图 4(a))。如图 4(c)所示,在缩流断面(vena contracta, vc)处压力突然降低,速度随之突然增大,且超过了发生振动和噪声的临界值,流过缩流断面后压力恢复至出口压力。如图 4(e)所示,由于压力突然降低,理想的等熵节流过程(即调节阀入口熵si不变)实际变成了不可逆的熵增加过程,而理想的出口和缩流断面及实际的出口状态点都在干度线x=1以下,所以等熵节流容易导致蒸汽凝结,当湿蒸汽中的水滴以最小截面处的速度uvc高速流动时,阀体和阀内件会受到严重冲蚀。
迷宫式调节阀主要通过迷宫套筒实现逐级减压(图 4(b)、(d)),压力逐渐降低后流速将得到有效控制。如图 4(f)所示,由于存在阻力损失,理想的等焓节流过程(即调节阀入口处焓值hi不变)实际变成了焓值降低的过程,而理想和实际的出口状态点都在干度线x=1以上,说明节流过程不易出现蒸汽凝结,从而使冲蚀减小、阀门寿命延长。因此在蒸汽工况下,迷宫流道的设计应控制流速,使节流过程尽量接近等焓过程。
2 迷宫流道的级数计算方法 2.1 计算公式推导任何介质的稳定流动过程的入口和出口截面间都要满足能量守恒方程[13]
$ q = {\left( {h + \frac{{{u^2}}}{2} + gz} \right)_2} - {\left( {h + \frac{{{u^2}}}{2} + gz} \right)_1} + {w_{\rm{s}}} $ | (3) |
式中:q为系统与外界交换的热量,吸热为正,放热为负,J/kg;h为焓值,J/kg;u为单根流道内的介质速度,m/s;g为重力加速度,m/s2;z为流道截面相对于参考平面的高度,m;ws为系统与外界交换的机械功,J/kg;下标1、2分别代表迷宫流道的入口和出口,后文同。
由于迷宫流道内部没有做功元件,能量无法转换成机械功,故ws=0;流道深度不变,故z=0;绝热节流过程中系统与外界通过传热交换的热量很少,所以可以忽略;而由流动产生的阻力损失hf最终以热的形式耗散,故q=hf。所以式(3)可以简化为式(4)
$ {h_{\rm{f}}} = {\left( {h + \frac{{{u^2}}}{2}} \right)_2} - {\left( {h + \frac{{{u^2}}}{2}} \right)_1} $ | (4) |
当不计阻力损失hf,认为流道入口和出口的速度相等时,式(4)可简化为式(5),即迷宫流道入口和出口的焓值相等,而图 4(f)中调节阀入口和出口的焓值相等,即式(5)与图 4(f)中理想的等焓节流过程相对应,可用于迷宫流道的级数计算。
$ {\mathit{h}_{\rm{1}}}{\rm{ = }}{\mathit{h}_{\rm{2}}} $ | (5) |
与传统的调节阀类似,迷宫阀通过阀杆的上下移动来改变阀门的开度(图 1),所以阀杆位置决定了该层盘片上的迷宫流道内是否有介质通过。单根迷宫流道内的流动遵循质量守恒定律,对于可压缩流体,用流道入口和出口的截面积及平均流速表达的流量方程如式(6)所示,由式(6)推导出的级数计算公式如式(7)所示
$ {q_{\rm{m}}} = {\rho _1}{u_1}DW = {\rho _2}{u_2}DW{r^n} $ | (6) |
$ n = {\log _r}\left( {\frac{{{\rho _1}}}{{{\rho _2}}}\frac{{{u_1}}}{{{u_2}}}} \right) $ | (7) |
式中:qm为单根迷宫流道内的质量流量,kg/s;ρ1、ρ2分别为流道入口和出口的介质密度,kg/m3;u1、u2分别为流道入口和出口的介质速度,m/s;D为流道深度,m;W为流道入口宽度,m;r为扩张系数;n为级数。因此,只要选定迷宫流道的扩张系数r并确定流道入口和出口的介质密度和速度,就可以采用式(7)进行级数计算。
对于理想气体,因其节流前后的温度不变[12],根据理想气体状态方程式(8),式(7)中的密度比ρ1/ρ2可用压力比p1/p2来代替,则理想气体工况下的级数可按式(9)计算。
$ \frac{p}{\rho } = RT $ | (8) |
$ n = {\log _r}\left( {\frac{{{p_1}}}{{{p_2}}}\frac{{{u_1}}}{{{u_2}}}} \right) $ | (9) |
式中:T为温度,℃;R为气体常数,J/(kg ·℃)。
2.2 参数确定蒸汽的密度是压力和温度的函数,式(7)中的入口密度ρ1可根据IAPW S- IF97标准[14],由入口蒸汽的压力和温度确定,出口密度ρ2由等焓关系式(5)得到。节流过程不出现蒸汽凝结,属于连续、单相流(如表 1),出口动能KE≤480kPa,根据KE的定义式可求得理论出口速度u2。过高的流速会导致气动噪声,常用马赫数Ma来判别噪声程度,其定义如式(10)所示[15]
$ Ma = \frac{u}{c} $ | (10) |
$ c = \sqrt {\frac{{kp}}{\rho }} = \sqrt {kRT} $ | (11) |
式中:c为当地声速(对于蒸汽,可由入口蒸汽的压力和温度[14]得到;对于理想气体,可由式(11)计算),m/s;k为比热比(或绝热系数)。当Ma<0.33时,噪声小至可以忽略,迷宫式调节阀作为典型的低噪声阀门,可将介质速度u限制到管线的速度,一般为0.3Ma[16],故假设迷宫流道的入口速度u1=0.3Mam/s。据此,可确定级数计算公式(7)中的全部参数。
利用式(7)计算r=1.12时给定蒸汽工况下所需级数,并与实际级数进行对比,结果如表 2所示,编号为3的数据来自北京航天石化装备工程公司用于神华宁煤自备电厂的LCV A- 1510S型超高压蒸汽紧急泄放控制阀。计算级数与实际级数的对比表明,按式(7)算得的级数与实际值接近。
在相同工况下,扩张系数不同,计算得到的级数也不同。利用表 2中编号3的工况参数并分别取不同的r值,按照式(7)计算对应的级数n,得到3种不同结构的迷宫流道参数如表 3所示。
采用与LCV A- 1510S型迷宫阀单根流道相同的入口宽度W和流道深度D,根据表 3建立不同结构的流道几何模型,并划分高质量结构网格如图 5所示。
选择CFX求解器中基于IAPW S- IF97数据库的可压缩蒸汽模型[17],边界条件设置为:入口压力12.089MPa,温度525℃,出口压力0.689MPa。湍流模型选择RNG k-ε模型[15, 18],开启能量方程求解温度场信息[19]。采用数值模拟方法分析3种不同结构迷宫流道的内部流动差异,为级数计算公式中扩张系数的选择提供参考。
3.2 扩张系数对级数计算和内部流动的影响3种结构中间截面的压力分布如图 6所示,其中入口压力最高,出口压力最低,每间隔一个拐角处都有压力等值线分布,从而产生压力梯度,实现了逐级降压。
3种结构中间截面的马赫数和流线分布如图 7所示,流动分为Ma较大的主流区和Ma较小的漩涡区。主流区Ma基本相同,约为0.89;入口Ma≈0.3,但出口拐角处Ma突然增大,Ma>1,且扩张系数越大,Ma越大。
3种结构中间截面的温度分布如图 8所示,温度沿流动方向逐渐降低,与Ma的分布恰好相反,Ma较大的主流区温度较低,而漩涡区温度较高;出口拐角处Ma最大,温度也最低,出现“节流冷效应”;且扩张系数越大,出口温度越低,越容易发生蒸汽凝结。
3种结构的压降曲线如图 9(a)所示,压力逐级降低与图 4(d)所示的压力变化程度相对应;3种结构均能达到压降要求,且扩张系数越大,压降曲线越陡。原因是扩张系数越大,迷宫流道结构突变越明显,直角转弯处产生的压力梯度就越大,则降压能力越强。因此,相同工况下,扩张系数越大,需要的级数越少。3种结构的速度变化如图 9(b)所示,蒸汽平均流速沿流动方向均逐渐增大,且扩张系数越大,平均流速越大。理论上,相同质量流量下,扩张系数越大,流道越宽、流通面积越大,故速度越小;但实际上扩张系数越大则流通能力越强,相同压差条件下的流量也越多,这与王若愚等[9]的研究结论一致。同时,由于迷宫流道的宽度逐级扩张,扩张系数越大,迷宫流道的结构突变就越明显,漩涡区的面积也越大(图 7(b)、(c)),因涡流占道作用使实际流通面积并没有增加太多,所以流速反而更大。因此在相同工况下,扩张系数越小、级数越多,越有利于速度的控制。
不同结构的过热度曲线如图 9(c)所示,与式(7)和图 9(a)、(b)的对应关系是:相同工况下,扩张系数越小,则按式(7)算得的级数越大、压降曲线越平缓(图 9(a))、平均流速越小(图 9(b))、过热度越大(图 9(c)),故越不易出现蒸汽凝结,节流过程也就越安全。因此,应综合考虑阀门的流通能力,选择较小的扩张系数和较大的级数来实现蒸汽的安全节流。
3.3 串并联结构对级数计算和内部流动的影响在流道宽度为入口宽度的两倍时分流,分流后流道仍以相同的扩张系数扩张,串并联结构的出口面积计算过程如式(12)~(15)所示
$ {\mathit{W}_\mathit{i}}{\rm{ = 2}}\mathit{W} $ | (12) |
$ {W^\prime } = \frac{{{W_i}r}}{2} = Wr $ | (13) |
$ {W_n} = {W^\prime }{r^{n - i - 1}} = W{r^{n - i}} $ | (14) |
$ {A_n} = 2D{W_n} = DW{r^n} $ | (15) |
式中:Wi为第i级迷宫流道的宽度,m;W为流道的入口宽度,m;W′为并联段新的入口宽度,m;Wn为并联段出口宽度,m;An为两条并联支路的出口总面积,m2。将式(15)所示的出口总面积代入式(6)的右侧,同样可以推导出式(7),因此式(7)对串联流道和在流道宽度为入口宽度两倍时分流的串并联流道均适用。
尽管结构1的16级迷宫流道已能满足压降需要,但出口处KE=568kPa>480kPa,出口处Ma=1.7(图 10(a))。为了降低KE和Ma的值,将级数增加至18级(图 10(b)),Ma=1.5,测算得KE=525kPa>480kPa。可见增加级数对降低KE和Ma的效果都不明显,而继续增加级数会导致迷宫流道变长,阀门尺寸变大,显然不经济。
借鉴Wang等[1]的研究采用串并联结构,在流道宽度为入口宽度两倍时分流(图 10(c)),出口Ma明显减小,且出口动能KE=390kPa<480kPa,满足表 1的规定。因此,可采用串并联结构的迷宫流道进行流量的均分,进而降低流速。
4 结论(1) 通过分析蒸汽在迷宫流道内的等焓节流过程,推导出了蒸汽工况下迷宫流道级数的理论计算公式,按该公式计算的级数与实际值接近。
(2) 相同工况下,扩张系数越小,按公式算得所需级数越多,实际压降曲线越平稳,从而流速越容易控制,蒸汽过热度也越高,节流过程就越安全。
(3) 推导出的级数计算公式对串联和串并联型结构的迷宫流道均适用,而串并联结构能有效降低出口动能和马赫数,可为迷宫流道的结构设计提供理论参考。
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