張 宇，何 超，袁少波

中國核動力研究設計院，四川 成都 610213

引言

調節(jié)閥是一種用于調節(jié)管道回路壓力、流量的典型水力設備[1-2]，廣泛應用于核電站常規(guī)島。在常規(guī)島內的氫冷器換熱回路中，水流通過氫冷器管束與周圍的氫氣進行熱交換，以保證將氫氣溫度控制在規(guī)定范圍內。隨著季節(jié)或發(fā)電功率的變化，通過氫冷器的水流流量是不同的，例如，在夏季時，氫冷器內的換熱量較大，此時需要更大的回路流量。因此，調節(jié)閥需要人為地或自動地改變其開度，以滿足各種流量需求。

在開度調節(jié)過程中，由于閥門的過水面積持續(xù)變化，導致穩(wěn)定的流動狀態(tài)被破壞，勢必造成閥門內部的壓力波動。由此引發(fā)的水力噪聲會對環(huán)境舒適性以及設備的安全性帶來不利影響[3]。因此，有必要較為全面地探究氫冷器回路調節(jié)閥在開閉過程中的流場及噪聲特性。隨著計算機硬件及并行化技術的發(fā)展，計算流體力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）方法已能較為高效準確地預測復雜流場[4]。崔銘超等[5]為最大限度降低閥芯的振動幅度，通過Fluent 對直角形截止閥的內部流場進行數(shù)值計算，進而對截止閥的內部流道形貌進行了優(yōu)化，最終提高了閥桿的特定方向剛度。徐文濤等[6]使用Fluent 中的寬頻噪聲模型對大通徑氣動截止閥的動態(tài)流動特性進行了模擬，并依托計算結果對原有設備進行改進，使平均聲功率級降低約10%。RYU 等[7]通過CFD 方法獲得某節(jié)流閥在快速開啟過程中的內部非定常流場，并通過Lighthill 聲類比方法對內部氣動噪聲進行了分析。孫卓等[8]借助CFD 方法和LMS Virtual.Lab 聲學分析程序對環(huán)控系統(tǒng)回路中的蝶形氣動閥開展了聯(lián)合仿真，結果表明蝶形閥開度和來流速度對噪聲聲壓級有較大影響，應避免使蝶形閥長期小開度運行。SEMRAU 等[9]對空化閥內的聲共振現(xiàn)象進行了實驗和數(shù)值研究，他們以測試對象的CFD方法模擬結果對尖銳噪聲產(chǎn)生的根本原因進行了探究。徐號鐘等[10]結合Fluent 和Actran 軟件，采取CFD 和CAA 混合計算方法，對某截止閥及其改進型號進行了數(shù)值模擬，總結提取了小孔消聲裝置的作用機理。

從以上文獻中可以看出，應用合適的CFD 和聲學方法捕捉閥門（包括截止閥、氣動閥和空化閥等）內部流場及噪聲特點的做法已較為廣泛。而目前對于核能管道中的調節(jié)閥研究較少，涉及瞬態(tài)工況的更為少見。

本文運用Fluent[11]對氫冷器回路調節(jié)閥在關閉開啟這一完整過程中的流場展開三維非定常模擬研究，同時借助FW-H 聲學類比模型對上述運動過程的水力噪聲進行評估，最后，對幾種特定開度下的流場及噪聲特性進行了分析。

1 數(shù)值方法

采取標準k-ε 二方程湍流模型進行數(shù)值模擬，對壓力-速度耦合方程的求解采用半隱格式（SIMPLE）[12-13]，空間梯度離散格式為基于單元的最小二乘法，壓力項采用二階離散格式，湍流項采用二階迎風離散格式以提高精度。時間推進步長取0.001 s，每個時間步內迭代計算20 次以保證結果收斂。

1.1 流體控制方程

不可壓縮的流場流動特性可通過求解連續(xù)性方程和動量守恒方程（N-S 方程）得到。連續(xù)性方程（質量守恒定律）的微分形式為[14]

在不可壓縮流動中，流體密度不隨時間變化，式（1）即可退化成關于微團速度的散度方程。微分形式的N-S 方程為[14]

1.2 標準k-ε 湍流模型

相較于其他雷諾平均湍流模型，標準k-ε 湍流模型已被證明能更好地模擬管道內流流動，且被廣泛應用于工業(yè)流動計算，其計算開銷較為適中[15-17]。該模型的控制方程為

上述參數(shù)取值詳見文獻[18]。

對于管內流動，一般根據(jù)基于管道直徑的雷諾數(shù)Re判斷其是否為湍流狀態(tài)，Re的定義為

式中：Re雷諾數(shù)，無因次；

1.3 聲學類比模型

采取FW-H 聲學類比模型對瞬態(tài)流場的時變壓力進行處理得到噪聲特性，該模型本質上是一種各向異性的波動方程[19-20]。該模型的標量形式為

式（9）右側第一項表示由湍流引起的四極子聲源項，第二項表示由物面脈動壓力引起的偶極子聲源項，第三項表示由物面加速度引起的單極子聲源項。因此，當閥門處于靜止時，可忽略單極子聲源項，此時只需考慮湍流和脈動壓力造成的聲源項。而對于開度變化的閥門而言，這3 類聲源項均不可忽略。

2 模型及驗證

2.1 幾何及網(wǎng)格

文中所用調節(jié)閥為某核電站常規(guī)島內的真實模型。在獲得調節(jié)閥各個部件的三維模型后，通過裝配、布爾操作及流場域抽取等操作得到100%開度狀態(tài)下的調節(jié)閥流體幾何模型。如圖1 所示，調節(jié)閥模型邊界主要包含入口、出口、閥體和閥芯等。其中，閥芯是唯一可動的部件，閥芯的上升或下降會改變閥門內部的過水面積。

圖1 調節(jié)閥模型示意圖Fig.1 Schema of regulating valve model

該調節(jié)閥的出入口直徑D=259 mm，閥門沿流向的長度為L=727 mm，閥芯從100%開度到0 開度之間的總行程A=67.8 mm。為保證流體流經(jīng)調節(jié)閥后充分發(fā)展，將閥門出口往后延長20L，將閥門入口往前延長8L。

網(wǎng)格劃分工具為ICEM CFD，由于調節(jié)閥表面造型較為復雜，使用分塊結構化網(wǎng)格劃分功能難以保證網(wǎng)格質量，故在調節(jié)閥內采取全四面體非結構網(wǎng)格剖分，閥門內部的剖面網(wǎng)格如圖2 所示。在閥門兩側的管道中采用O-Block 分塊方法進行結構網(wǎng)格剖分。兩側管道和調節(jié)閥通過Interface 進行數(shù)據(jù)插值傳遞，閥門與兩側管道的表面網(wǎng)格見圖3。為準確模擬流體的壓力沿程損失，布置第一層網(wǎng)格高度為0.5 mm，壁面網(wǎng)格的法向增長率為1.2，圖4顯示了管道橫截面上網(wǎng)格分布情況。

圖2 調節(jié)閥剖面網(wǎng)格Fig.2 Profile mesh of regulating valve

圖3 調節(jié)閥與管道的表面網(wǎng)格Fig.3 Surface mesh of regulating valve and pipeline

圖4 管道橫截面網(wǎng)格Fig.4 Cross profile mesh of pipeline

經(jīng)多次試算及網(wǎng)格無關性驗證后，確定最終的模型網(wǎng)格信息見表1。由于管道部分采取的是全六面體網(wǎng)格填充，因此，其網(wǎng)格數(shù)量少于調節(jié)閥，用于后續(xù)計算的網(wǎng)格總數(shù)為365 552。其中，管道最低正交質量為0.74，最大網(wǎng)格扭曲率為0.26；調節(jié)閥最低正交質量為0.40，最大網(wǎng)格扭曲率為0.55，最大長寬比為882。因此，文中網(wǎng)格可以滿足計算要求。

表1 網(wǎng)格信息Tab.1 Mesh information

2.2 動網(wǎng)格

在嚴格意義上，閥門開度從100% 到0 再到100%被視為一個完整運動周期。但對于使用傳統(tǒng)動網(wǎng)格技術的數(shù)值模擬，0 開度無法實現(xiàn)。這是因為當閥門開度為0 時，閥芯與閥體會完全接觸，此時閥門上下游完全分離，內部流場的拓撲結構發(fā)生改變。在閥芯和閥體之間原本存在的網(wǎng)格不會消失而是被無限壓縮，此時求解器會因網(wǎng)格畸變而終止計算?？山邮艿奶幚矸椒ㄊ牵跀?shù)值模擬中以一小開度值作為閥門運動的下限。再者，從實際監(jiān)測值來看，核電廠中的該調節(jié)閥開度一般不會低于5%，冬季最低開度基本處于7%～12%，因此，本文規(guī)定以10%開度作為閥門的運動下限。

調節(jié)閥開度通過閥芯的垂直運動實現(xiàn)，閥芯的位移遵循正余弦變化規(guī)律，閥芯從100%開度下降至10%開度這一過程被視為半個周期，到達10%開度后繼續(xù)恢復至100%開度則完成一個完整周期的運動。周期為4 s，圖5 展示了閥芯在一個周期內的位移與速度變化。

圖5 閥芯位移與速度時程曲線Fig.5 Time history curves of spool displacement and velocity

網(wǎng)格中的閥芯邊界運動由DEFINE_GRID_MOTION 宏實現(xiàn)，該宏主要用于對網(wǎng)格節(jié)點進行控制[21]?？紤]到文中計算格式為瞬態(tài)，需要對該網(wǎng)格節(jié)點運動宏進行并行化處理，嵌入到Fluent 中的閥芯邊界運動宏見附錄。

在部件運動后，流場網(wǎng)格形狀將發(fā)生變化，若不對網(wǎng)格進行調整，則可能造成網(wǎng)格質量降低甚至產(chǎn)生負體積網(wǎng)格以致計算崩潰。文中調節(jié)閥內部的網(wǎng)格通過“網(wǎng)格重構”和“彈簧光順”方法共同實現(xiàn)位置更新[22]。顧名思義，“網(wǎng)格重構”即重新劃分網(wǎng)格，當網(wǎng)格量增多時該方法較為耗時。而“彈簧光順”的原理是將網(wǎng)格節(jié)點用虛擬的彈簧連接，初始狀態(tài)下各網(wǎng)格節(jié)點構成的系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)。當邊界上的網(wǎng)格節(jié)點發(fā)生運動后，將產(chǎn)生一個與連接到該邊界節(jié)點所有彈簧變形成正比的力，由于系統(tǒng)需要維持平衡狀態(tài)，這個力就被傳播到流場內部的其他網(wǎng)格節(jié)點，最后通過計算節(jié)點之間的靜力平衡方程即可獲得更新后的網(wǎng)格節(jié)點位置?！皬椈晒忭槨钡臄?shù)學迭代公式為

彈性常數(shù)kij的定義為

式中：

xi，xj網(wǎng)格節(jié)點i和j的位置矢量。

特別在與閥芯緊密連接的其他壁面邊界上，需使用“網(wǎng)格重構”方法進行面網(wǎng)格更新，否則，在閥芯運動過程中會出現(xiàn)局部面網(wǎng)格質量迅速降低的現(xiàn)象，嚴重影響計算精度。

3 方法驗證

選取10%、30%、50%、70%和100%開度下的調節(jié)閥模型作為驗證對象。由文中方法計算得到上述各開度下的調節(jié)閥相對流量，并與閥門流量特征曲線進行對比，以驗證數(shù)值計算方法的可靠性。圖6展示了數(shù)值計算與出廠流量特性曲線的關系，可見數(shù)值計算結果與出廠結果的差距很小，表明本文數(shù)值方法可被用于后續(xù)計算。

圖6 流量特性對比Fig.6 Comparison of flow flux feature

4 結果和討論

取常溫（20°C）下的水作為流體介質，其密度ρ=998 kg/m3，黏度μ=0.001 Pa·s，參考壓力為101 325 Pa。取來流雷諾數(shù)Re=8.3×105，由式（5）可知，管道入口對應的內流流速V=3.2 m/s，管道入口的湍流邊界條件由湍流強度和水力直徑確定，由式（8）可知，入口湍流強度為3%，水力直徑等效為調節(jié)閥出入口直徑D。表2 統(tǒng)計了管道出入口的邊界類型及初始條件。

表2 邊界初始條件Tab.2 Boundary initial conditions

噪聲監(jiān)測點的設置見圖7，監(jiān)測點1、2 分別位于閥芯與下游管道銜接處的左、右側，這兩處監(jiān)測點靠近閥芯運動軌跡，因此，其壓力及速度場會產(chǎn)生明顯的瞬態(tài)變化，能較為清晰地體現(xiàn)噪聲特性。

圖7 水力噪聲監(jiān)測點Fig.7 Hydraulic noise monitoring points

4.1 調節(jié)閥瞬態(tài)流場

圖8 展示了在0.1，1.0，2.0，3.0 和4.0 s 時調節(jié)閥計算域剖面上的靜壓分布?？梢钥吹?，在調節(jié)閥與管道的銜接處沒有出現(xiàn)明顯的壓力間斷，說明Interface 起到了很好的數(shù)據(jù)插值傳遞效果。隨著閥芯的下降，調節(jié)閥內的壓力逐漸增大，當閥芯下至最低處（對應10%開度）時，調節(jié)閥內大部分區(qū)域達到壓力峰值。從圖8 可見，在10%開度下（2.0 s），閥芯外圍區(qū)域的壓力還未達到峰值，存在一定的延時現(xiàn)象。

另外，圖8 中1.0 s 和3.0 s 對應調節(jié)閥開度均為50%，只不過1.0 s 的狀態(tài)處于關閉過程，而3.0 s處于開啟過程。從圖中可見，在50%開度下的壓力分布基本一致，在3.0 s 時閥芯出口部位的局部壓力略有增高?？傮w而言，在閥芯的關閉開啟過程中，調節(jié)閥內部壓力分布的對稱性較好。

圖8 不同時刻剖面壓力分布Fig.8 Profile pressure distribution at different time

圖9 展示了在0.1，1.0，2.0，3.0 和4.0 s 時調節(jié)閥計算域剖面上的速度分布。從時間歷程來看，體現(xiàn)的速度場周期性較差，1.0 s 和3.0 s 對應的流體速度分布較為不同，在調節(jié)閥與下游閥門連接處顯得尤為明顯。1.0 s 時調節(jié)閥下游的大流速流體主要集中在管道上部，而3.0 s 時的大流速流體出現(xiàn)在管道下部。從圖9 還可以看到，最大速度主要分布在調節(jié)閥內部的拐角處，此處出現(xiàn)較強的流動分離，會導致該處形成局部低壓區(qū)，進而引起該處流速增大。當開度最低時，閥芯通道內的流速迅速增大，符合基本認識。

圖9 不同時刻剖面速度分布Fig.9 Profile velocity distribution at different time

圖10 顯示了監(jiān)測點1、2 處的靜壓時程變化，可以看到，監(jiān)測點1 在整個閥芯運動過程中的壓力具有良好的對稱性，其最大靜壓約為1.5 MPa，在2.0 s 時取得，這與圖8 中的壓力分布云圖一致。而監(jiān)測點2 在整個計算周期內的壓力分布較為混亂，不具備對稱性，不過在開度較小的狀態(tài)下其壓力值仍較高。監(jiān)測點2 處的壓力波動體現(xiàn)出調節(jié)閥與下游管道連接處的流動狀態(tài)受開度影響較大。

圖10 監(jiān)測點的靜壓時程曲線Fig.10 Time history curves of pressure at monitoring points

4.2 瞬態(tài)噪聲特性

在得到閥門移動和靜止壁面的瞬態(tài)壓力脈動值后，通過傅里葉變換即可得到四極子、偶極子和單極子噪聲源。圖11 給出了監(jiān)測點1、2 的聲壓級頻率響應曲線。從該頻率響應曲線可知，由閥芯運動造成的水力噪聲沒有明顯的主頻，可以理解成一種寬頻噪聲，且聲壓級隨頻率的增加而緩慢降低。

圖11 監(jiān)測點的聲壓級頻率響應曲線Fig.11 Frequency response curves of sound pressure level at monitoring points

監(jiān)測點1 以50 Hz 為中心的聲壓級為118.3 dB，以200 Hz 為中心的聲壓級為114.6 dB，以300 Hz 為中心的聲壓級為113.1 dB。監(jiān)測點2 以50 Hz 為中心的聲壓級為105.3 dB，以200 Hz 為中心的聲壓級為109.7 dB，以300 Hz 為中心的聲壓級為102.7 d-B。總體而言，監(jiān)測點2 處的聲壓級比監(jiān)測點1 低約8%。

4.3 典型開度下的噪聲特性

本節(jié)對調節(jié)閥在100%、50%和10%3 種開度下開展了流動噪聲特性對比，如圖12～圖14 所示。

圖12 100%開度下的聲壓級頻率響應曲線Fig.12 Frequency response curves of sound pressure level at 100%opening

圖13 50%開度下的聲壓級頻率響應曲線Fig.13 Frequency response curves of sound pressure level at 50%opening

圖14 10%開度下的聲壓級頻率響應曲線Fig.14 Frequency response curves of sound pressure level at 10%opening

在這3 種典型開度下，水力噪聲類型均為寬頻噪聲，且監(jiān)測點2 處的聲壓級均小于監(jiān)測點1。隨著調節(jié)閥開度的降低，監(jiān)測點1、2 處的聲壓級逐漸升高，這是由于開度降低后，流體通過閥芯的過水面積減小，促使流體流經(jīng)閥芯后產(chǎn)生更劇烈的回流、局部渦流等情況。另外可見，在100%開度下，監(jiān)測點1、2 處的聲壓級有較大的重疊區(qū)域，隨著調節(jié)閥開度的降低，重疊區(qū)域逐漸縮小，即兩處監(jiān)測點的聲壓級差距逐漸增加。

5 結論

（1）k-ε 湍流模型對于帶閥門的管道內流具有良好的預測精度。

（4）當調節(jié)閥處于小開度狀態(tài)時，閥門整體噪聲較高，且閥門內外的噪聲水平差距較大。

附錄

嵌入到Fluent 中的閥芯邊界運動宏