超高溫氣體調節閥熱流固耦合數值分析

杜大喜，胡慶斌，王 軍

（1.北京航天石化技術裝備工程有限公司，北京 100176；2.國家能源集團鄂爾多斯煤制油分公司，鄂爾多斯 017200）

0 引言

超高溫氣體調節閥廣泛應用在風洞試驗、金屬冶煉、煤化工、石油化工等領域的流體介質控制工況中[1-9]，特別是在可能含固含雜質的高速氣流中，閥門的選型及結構設計對閥門壽命和下游設備的使用性能具有重要影響。PRYADKO等[10-11]在20世紀70年代開始對冶煉用超高溫閥門的長壽命和冷卻性能進行了研究，指出閥門的耐用性主要取決于密封面附近的材料溫度梯度，并在80年代采用半導體和集成電路進行了傳熱模擬分析。WEIDENMUELLER等[12]指出了現代閘閥在熱風爐上的良好應用；ANON等[13-14]研制了陶瓷材料熱風閥，并分析了水冷結構的影響；SEEGER等[15]設計了空氣冷卻熱風閥；MARCHENKO等[16-17]進行了熱風閥混凝土襯里材料研究并取得良好效果；BITYURIN等[18]對比了空氣冷卻和水冷卻的優劣，認為空冷結構效果更好。

國內早期劉兆宏[2]對熱風閥閥門水冷圈破損問題進行了分析和改進，胡獻余[3]也對熱風閥閘板壽命短問題進行了研究。趙麗等[19]對熱風閥水冷卻、耐火襯里、密封和閥板結構進行了研究。常麗君等[20-22]對熱風閥閥體冷卻腔結構、閥板熱疲勞失效等進行了分析，最終提高了閥板及閥門整體使用壽命。俞樹榮等[23]對不同冷卻水流量下特定矩形槽閥座的換熱性能進行了理論分析和試驗研究，確定了最佳換熱性能時冷卻水流量與槽道尺寸的關系。楊榮水等[24]介紹了超超高溫氣動角式截止閥的工作原理、結構特點及其產品性能，分析了閥體、閥蓋及閥桿導套的冷卻系統結構及其工作過程。

采用數值計算法進行熱流固多物理場耦合，可對閥門的流體流場、溫度場、應力場等多種參數進行模擬分析，從而得到優化的結構[25-26]。張希恒等[27]利用數值模擬分析了水冷式熱風閥閥桿在高溫高壓空氣沖擊下的應力分析情況。王鵬等[1]對風洞用高參數熱風閥進行了多物理場耦合數值分析，評估了閥內空氣流速、閥座表面溫度、閥體應力等結果。劉建瑞等[28]對高溫高壓核電閘閥閥體進行了熱流固耦合計算，分析了閥內流動狀態對溫度分布以及應力分布的影響。劉杰[29]利用有限元分析驗證了高爐熱風閥設計的合理性，并據此進行了優化設計。王勇等[30]采用熱流固耦合對不同的葉片進行了強度校核分析。

綜上，國內外學者對超高溫氣體調節閥研究已經比較深入，理論和仿真方法較為成熟。然而傳統超高溫氣體調節閥一般為蝶閥或閘閥，可調比范圍小，特別是在小開度情況下密封面磨損較為嚴重，無法滿足長壽命的生產需求。本文設計了一種夾套式水冷結構的凸輪撓曲調節閥，并根據設計條件采用熱流固耦合對閥內流場、閥體溫度、閥體應力進行了校核分析。同時評估了高溫空氣介質溫度突變對閥體的冷熱沖擊影響，以及冷卻水量對閥體溫度分布的影響。

1 閥門結構設計及仿真設置

1.1 閥門結構設計

某超高溫風量調節系統中，超高溫空氣需經過調節閥的節流控制實現流量大小的調節。當超高溫空氣流經閥體時，使閥體承受著高溫差帶來的熱應力不均作用，若設計不當會導致閥體變形、閥門卡澀、介質泄漏等問題，嚴重影響著該風量調節系統的長期穩定運行。如圖1所示，超高溫用夾套式凸輪撓曲調節閥由閥體、閥座組件、閥芯組件、閥桿組件、整流器和執行機構組成。如圖2所示，閥體內裝有一個C型球面閥芯，且球面閥芯中心線與轉軸中心線偏心，執行機構通過閥桿將扭矩傳遞至閥芯，閥芯組件呈凸輪狀旋轉，實現閥門的調節和密封。這種閥門結構與球閥、蝶閥相比，閥芯閥座僅在關斷時接觸，摩擦少、內件使用壽命長，不用擔心閥座處異物卡澀；相比于直動式套筒式/單座式調節閥或平板開孔式閘閥/滑閥僅有30：1到50：1的可調比，閥門可調比可達100：1，調節精度高；閥門固有流量特性近似線性，流量調節平穩。

圖1 超高溫凸輪撓曲調節閥結構示意Fig.1 Schematic structural diagram of ultra-high temperature eccentric cam deflection regulating valve

圖2 凸輪撓曲調節閥工作原理示意Fig.2 Schematic diagram of eccentric cam deflection regulating valve

該閥門采用夾套式水冷結構進行降溫，能量以熱對流及熱傳導的形式依次通過高溫空氣、閥體、冷卻水、夾套向外轉移。由于閥體內空氣流場分布的差異，閥體各部位換熱程度不同，從而引起溫差熱應力，因而閥體的校核分析是流動、傳熱及應力等物理場耦合的結果。

1.2 仿真設置

數值分析中準確計算流動狀態及合理處理邊界層傳熱是關鍵。根據ANSYS計算模型可將該閥門劃分為高溫空氣、閥體、冷卻水、夾套、環境大氣5個區域。其中，高溫空氣和冷卻水為流體計算區域，單獨計算流場及溫度分布。換熱計算中，高溫空氣與閥體內壁接觸，閥體外壁與冷卻水內側接觸，冷卻水外側與夾套內壁接觸，夾套外壁與環境大氣接觸。為了便于計算，夾套外壁與環境大氣加載第3類邊界條件，即給定對流換熱系數及環境溫度。具體來說，采用ANSYS的Fluid Flow、Steady-State Thermal、Static Structural等 3個模塊的耦合：Fluid Flow計算流體流速及溫度分布；Steady-State Thermal模塊將所有壁面溫度從Fluid Flow耦合導出并生成體溫度分布；Static Structural模塊從Steady-State Thermal模塊導入體溫度分布，并進行應力應變校核分析。

高溫空氣入口溫度分為450，1 000，1 320 K 3種工況，本文主要以1 320 K為例；入口質量流量30 kg/s，出口壓力700 kPaA。冷卻水入口溫度303 K，入口壓力3.5 MPaA，出口壓力可調，文中出口壓力以3.0 MPaA為例。夾套外壁自然對流換熱系數取16.3 W/（m2·K），環境溫度取303 K。閥體及夾套材料為316 H，閥座材料為Inconel 718，材料屬性見表1。

表1 材料屬性Tab.1 Material properties

由于該系統工況比較復雜，既要考慮突然由450 K中溫工況轉為1 000 K高溫工況來流的溫度沖擊，也需要考慮突然由1 320 K高溫工況轉為450 K中溫工況來流的溫度沖擊。另外，考慮到高溫工況管道熱膨脹以及管道安裝過程中形成的初始應力等因素，給定了沿管道軸向的拉/壓應力。應力計算中靜載荷邊界條件見表2。

表2 靜載荷邊界條件Tab.2 Static load boundary conditions

采用基于壓力的求解器，穩態計算方法，求解方法為PISO，差分格式均為二階迎風格式，標準k-ε模型，標準壁面函數。介質為標準庫空氣介質，邊界條件為質量入口/壓力出口，流場區域網格數約為265萬，固體區域網格數約為91萬。

2 計算結果分析

2.1 介質溫度分析

采用入口受-25 kN軸向壓力、出口固支的邊界條件進行了仿真分析。流體介質速度分布如圖3（a）所示，由于閥座處出現縮徑，流速有所增加，閥體內高溫空氣平均流速接近550 m/s，局部流速超過600 m/s。此處需要通過提高閥座材料性能或改進結構的方式重點提升閥座強度。閥體與夾套間冷卻水平均速度基本在50 m/s以內。流體介質溫度分布如圖3（b）所示，高溫空氣的流場中心溫度可以認為基本不變，邊緣溫度在1 000 K左右，設定高溫空氣入口平均溫度為1 320 K，計算得到高溫空氣出口平均溫度為1 305 K，溫度降在1.5%以內。閥體溫度分布如圖3（c）所示，閥體內壁平均溫度為351～371 K，閥體外壁平均溫度為306～308 K。閥座內壁平均溫度為726～746 K，閥座外壁平均溫度為329～344 K。因此，需要提高閥座的散熱性能，進一步降低溫度。閥體應力分布如圖3（d）所示，總體最大應力在閥座內壁，其中閥體內壁局部最大應力在100 MPa左右；閥座內壁多數在90～130 MPa之間，少數區域達到200 MPa以上，但仍在材料的屈服強度之內。通過以上結果對比可知，無論是溫度還是應力場，閥座區域是最苛刻的，需要進行重點校核并加以特殊優化設計。不可忽略地，圖3（c）和（d）中出現的局部溫度或應力過高的情況，這是因為閥體結構設計中出現銳邊和流道流線斷續等不規則結構，從而導致換熱計算中邊界層破壞并出現奇異點。后續可以通過優化倒角和流道流線特性，進一步改善流場溫度分布和閥體應力分布。

圖3 流場、溫度場及應力分布情況（入口軸向力-25 kN，出口固支，介質溫度1 320 K）Fig.3 Flow field，temperature field and stress distribution（inlet axial force F=-25 kN，outlet fixed support，air temperature T=1 320 K）

2.2 軸向力的影響

入口面不受軸向力、軸向拉力25 kN、軸向拉力-25 kN等3種邊界條件的仿真結果如圖4所示，通過分別對比分析可知由于閥體剛度較高，軸向力引起的最大應力變化在1 MPa以內，相比之下溫度引起的熱應力在90～160 MPa之間，因此，條件中25 kN軸向力的影響可以忽略。

圖4 不同軸向載荷下閥體的應力分布云圖（介質溫度1 320 K）Fig.4 Stress distribution nephogram of valve body at different axial load（air temperature T=1 320 K）

2.3 溫度沖擊分析

溫度突變對閥體的影響，一是高溫空氣溫度突升帶來的熱沖擊，初始溫度為450 K，當計算達到穩定狀態時，閥體內壁施加1 000 K的瞬間溫度載荷。二是高溫空氣溫度突降帶來的冷沖擊，初始溫度為1 320 K，當計算達到穩定狀態時，閥體內壁施加450 K的瞬間溫度載荷。

2.3.1 熱沖擊的影響

如圖5所示，當高溫空氣溫度由450 K瞬間升至1 000 K時，閥體內壁平均溫度由321 K上升至355 K左右、閥座內壁平均溫度由324 K上升至370 K左右，同時最大應力由140 MPa上升至160 MPa，但仍在應力許可范圍內。

圖5 熱沖擊的影響Fig.5 Effect of thermal shock on valve

2.3.2 冷沖擊的影響

如圖6所示，當高溫空氣溫度由1 320 K瞬間降至450 K時，閥體內壁局部最高溫度由665 K下降至590 K左右、閥座內壁局部最高溫度由763 K下降至690 K左右，同時最大應力由180 MPa下降至150 MPa，應力情況有所改善。

圖6 冷沖擊的影響Fig.6 Effect of cold shock on valve

2.4 冷卻水流量的影響

為了分析冷卻水流量對冷卻效果的影響，設定冷卻水入口壓力3.5 MPaA不變，調整出口壓力在0.1～3.5 MPaA范圍內變化，且不因受熱發生閃蒸氣化。

經初步分析，1 320 K工況下冷卻水出口壓力在3.0 MPa A下基本滿足使用需求，冷卻水流量小于5×104kg/h。此時，閥座外壁與冷卻水接觸，該壁面平均溫度均在473 K（200 ℃）以下，473 K時水的飽和蒸氣壓為1.55 MPaA，閥體冷卻水實際壓力約為3.0～3.5 MPaA，因此基本不會出現氣化并產生阻塞流從而影響換熱效率。冷卻水出口平均溫度在305～314 K之間。由于夾套與冷卻水接觸，因此閥體夾套外壁平均溫度應不超過314 K。

此外，根據經驗公式[23]，采用簡化圓柱結構對承受高溫沖擊的閥座結構進行了冷卻水流量估算。閥座內壁、閥座外壁平均溫度隨冷卻水量的變化情況分別如圖7所示。與仿真結果相符，冷卻水供水5×104kg/h以上時即可保證閥座內壁溫度在800 K以下。閥座內壁平均溫度均在743～783 K，閥座外壁平均溫度在397～473 K之間。

圖7 冷卻水量對閥體平均溫度的影響Fig.7 Effect of cooling water volume on average temperature of valve body

3 結論

（1）流場與溫度場計算表明，閥體夾套外壁溫度不超過314 K（41 ℃），閥座外壁平均溫度473 K（200 ℃），能夠達到設計要求。

（2）高溫空氣溫度變化引起的熱應力占主導作用，閥門進出口兩側的軸向靜載荷對閥門應力影響可以忽略。

（3）高溫空氣的溫度突增導致的熱沖擊會引起閥體熱應力和溫度增加，高溫空氣的溫度突降導致的冷沖擊會引起閥體熱應力和溫度降低，二者的影響程度并不是很明顯。

（4）冷卻水供水5×104kg/h以上時即可保證閥體及各部件滿足強度設計需求，同時閥體內壁溫度基本不會出現氣化并產生阻塞流從而影響換熱效率。

（5）閥體總體的應力與應變均不大，但由于結構突變在局部點有較高的應力值。不可忽略地，圖C和D中出現的局部溫度或應力過高的情況，這是因為閥體結構設計中出現銳邊和流道流線斷續等不規則結構，從而導致換熱計算中邊界層破壞并出現奇異點。后續可以通過優化倒角和流道流線特性，進一步改善流場溫度分布和閥體應力分布。