張偉政，龐益祥，趙鵬博，張俊濤

（蘭州理工大學(xué) 石油化工學(xué)院，蘭州 730050）

0 引言

閥門作為管路流體輸送系統(tǒng)中的重要控制部件，在化工、機(jī)械、石油、航空航天等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用，三偏心蝶閥以其密封性能好、適用范圍廣、壽命長等特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用［1-4］。特別是在大口徑方面、三偏心蝶閥能夠達(dá)到零泄漏，與其他閥門相比優(yōu)勢明顯。許多國內(nèi)外學(xué)者針對大口徑、高溫、高壓三偏心金屬硬密封蝶閥展開了廣泛研究，但是針對大口徑三偏心金屬硬密封蝶閥的蝶板和閥桿的應(yīng)力變形及共振特性分析的研究較少。韓志杰等［5］運(yùn)用CFD對三偏心蝶閥的流場進(jìn)行模擬研究及優(yōu)化，降低了流阻系數(shù)，進(jìn)一步提高了閥門流通性能。LISOWAKI等［6］運(yùn)用CFD方法對控制閥的流場進(jìn)行模擬分析。何慶中等［7-8］運(yùn)用CFX數(shù)值模擬方法對大口徑蝶閥內(nèi)部流場特性進(jìn)行模擬，并進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。李樹勛等［9］利用熱流固耦合的方法對蝶閥進(jìn)行了共振預(yù)測研究。張偉政等［10］針對蝶閥流固耦合特性及共振特性進(jìn)行了研究，得出了閥門位于30%開度和50%開度時(shí)，蝶板和閥桿容易發(fā)生共振的結(jié)論。沈春穎等［11］進(jìn)行了平面直升閘門流固耦合振動(dòng)同步測試模型試驗(yàn)研究。李樹勛等［12］利用數(shù)值模擬方法，針對蒸汽疏水閥節(jié)流振動(dòng)的問題進(jìn)行研究，找到了流激共振發(fā)生的原因。劉麗等［13］對某大型化工廠管道的振動(dòng)問題進(jìn)行了分析，并提出了減振措施。SHIPMAN等［14-15］采用數(shù)值模擬方法，對穩(wěn)壓閥和氫氣進(jìn)氣閥的壓力進(jìn)行頻域分析，從而發(fā)現(xiàn)閥門異常振動(dòng)的原因。孔祥帥等［16］利用數(shù)值模擬分析與實(shí)驗(yàn)測試相結(jié)合的方法找到了防止三偏心蝶閥蝶板與卡門渦街的脫落發(fā)生共振的方法。這些研究都是針對口徑較小的閥，且只研究了閥門產(chǎn)生共振的原因，并沒有針對蝶板和閥桿在不同開度下的共振特性進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。

本文采用有限元法對三偏心金屬硬密封蝶閥結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過數(shù)值模擬方法對蝶板和閥桿的應(yīng)力、變形及共振情況進(jìn)行分析，并與結(jié)構(gòu)優(yōu)化前蝶板和閥桿的應(yīng)力、變形情況進(jìn)行對比，從而證明優(yōu)化設(shè)計(jì)的可行性。

1 結(jié)構(gòu)改進(jìn)及參數(shù)確定

針對大口徑三偏心金屬硬密封蝶閥在30%和50%開度容易發(fā)生共振，在75%開度應(yīng)力和變形過大的問題進(jìn)行分析，得出可能是由于蝶板背部的彎曲度太大，導(dǎo)致邊緣厚度相較中間位置厚度薄，自身的強(qiáng)度不夠所引起的。提出通過改變蝶板背部的彎曲角度的方法，把蝶板背部彎曲角度由15°改為10°，使蝶板背部曲線彎曲的更為平緩，以此來改變蝶板邊緣位置的厚度，增加自身的強(qiáng)度，從而實(shí)現(xiàn)降低蝶板所受到的應(yīng)力和變形，同時(shí)使結(jié)構(gòu)的振動(dòng)模態(tài)也發(fā)生相應(yīng)的改變，達(dá)到在30%和50%開度下避免發(fā)生共振的目的。

1.1 幾何模型

DN1500蝶閥的蝶板背部角度改變前后對比如圖1所示，在閥前閥后增加管道，閥前5DN，閥后10DN，三偏心金屬硬密封蝶閥三維模型如圖2所示。

圖1 蝶板背部角度改變前后對比Fig.1 Comparison before and after the change of the back Angle of the butterfly plate

圖2 三偏心金屬硬密封蝶閥三維模型Fig.2 Triple eccentric metal hard seal butterfly valve

1.2 參數(shù)及邊界條件的確定

三偏心金屬硬密封蝶閥參數(shù)見表1。

表1 三偏心金屬硬密封蝶閥基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of triple eccentric metal hard seal butterfly valve

模擬穩(wěn)態(tài)流場時(shí)選擇無滑移邊界條件定義流道及閥內(nèi)件壁面，殘差曲線精度為10-4。根據(jù)三偏心蝶閥正常使用時(shí)工況，設(shè)定進(jìn)口壓力2 MPa，出口壓力1.6 MPa，壓降為0.4 MPa，介質(zhì)為液態(tài)水。瞬態(tài)流場模擬時(shí)，設(shè)置時(shí)間步長為0.000 5 s，計(jì)算總時(shí)長為1 s。

1.3 網(wǎng)格劃分

運(yùn)用ANSYS Workbench抽取流道后，導(dǎo)入ANSYS ICEM中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用混合網(wǎng)格的方法來劃分網(wǎng)格，中間閥門部分采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，兩端管道部分采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。網(wǎng)格劃分情況如圖3所示。

圖3 三偏心金屬硬密封蝶閥內(nèi)流道網(wǎng)格劃分Fig.3 Internal flow channel meshing of triple eccentric metal hard seal butterfly valve

對劃分好的大口徑三偏心金屬硬密封蝶閥流道網(wǎng)格模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，以50% 開度為例，網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證見表2。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Tab.2 Grid independence verification

由表2可知，當(dāng)網(wǎng)格質(zhì)量為177萬時(shí)，隨著網(wǎng)格數(shù)的增大，進(jìn)口質(zhì)量流量幾乎沒有變化，說明再增加網(wǎng)格對計(jì)算結(jié)果已基本沒有影響，所以采用177萬的網(wǎng)格數(shù)來計(jì)算。

2 數(shù)值模擬理論

2.1 控制方程

本文所用到的流體力學(xué)控制方程有質(zhì)量守恒方程、能量守恒方程和動(dòng)量守恒方程。

式中 p ——微元體上的靜壓力，Pa；

τij——微元體上的應(yīng)力張量；

gi—— i方向的重力，N；

Fi—— i方向的外部體積力，N/m3。

2.2 湍流模型

為了保證計(jì)算的穩(wěn)定、快速收斂，湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。根據(jù)質(zhì)量守恒和動(dòng)量守恒，不可壓縮流體的湍流動(dòng)能k及湍流動(dòng)能耗散率ε的輸運(yùn)方程［17-20］為：

式中 μ ——渦黏性系數(shù)；

pk——湍流動(dòng)能生成項(xiàng)。

k-ε模型中經(jīng)驗(yàn)常數(shù)分別取值為：C1=1.44，C2=1.92，Cμ=0.99，σk=0.0，ε=1.3。

3 數(shù)值模擬分析結(jié)果

3.1 優(yōu)化前后流場特性對比分析

對改進(jìn)后的三偏心金屬硬密封蝶閥，選取30%、50%和75%開度來進(jìn)行流場模擬分析，邊界條件不變，通過對比優(yōu)化前后其內(nèi)部流場特性來研究優(yōu)化效果。

3.1.1 優(yōu)化前后壓力場結(jié)果對比分析

優(yōu)化前后蝶閥在30%、50%和75%開度下的壓力分布對比如圖4所示。由圖4可知，當(dāng)閥門處于30%開度時(shí)，優(yōu)化后的閥門比優(yōu)化前的閥門蝶板上端部分壓力梯度變化更加明顯；當(dāng)閥門處于50%開度時(shí)，優(yōu)化后閥門比優(yōu)化前的閥門閥后壓力梯度變化??；當(dāng)閥門處于75%開度時(shí)，優(yōu)化后的閥門在蝶板的上端一側(cè)位置未出現(xiàn)明顯的壓 差，大大減小了此處所受到壓力波動(dòng)的影響。

圖4 優(yōu)化前、后不同開度下對稱面上壓力分布對比云圖Fig.4 Comparison of pressure distribution on symmetrical surface with different opening before and after optimization

3.1.2 優(yōu)化前后速度場結(jié)果對比分析

優(yōu)化前后蝶閥在30%，50%和75%開度下速度分布對比如圖5所示。

圖5 優(yōu)化前、后不同開度下對稱面上速度分布對比云圖Fig.5 Comparison of velocity distribution on symmetry surface with different opening before and after optimization

由圖5可知，當(dāng)閥門處于30%開度時(shí)，優(yōu)化后的閥門較優(yōu)化前的閥門閥后速度梯度更平滑且在蝶板上端處最大流速區(qū)域較少，流速較低；當(dāng)閥門處于50%開度時(shí)，優(yōu)化后的閥門比優(yōu)化前的閥門閥后最大流速區(qū)域相對較少，但是其最大流速相比優(yōu)化前最大流速較高；當(dāng)閥門處于75%開度時(shí)，優(yōu)化后的閥門比優(yōu)化前的閥門閥后流動(dòng)能更快的趨于穩(wěn)定，并且其最大流速相比優(yōu)化前的最大流速較高。

3.2 優(yōu)化前后流固耦合特性對比分析

針對三偏心金屬硬密封蝶閥在75%開度時(shí)會出現(xiàn)應(yīng)力和變形過大的問題，因此對改進(jìn)后的三偏心金屬硬密封蝶閥也選取75%開度進(jìn)行其流固耦合特性分析，通過對比優(yōu)化前后三偏心金屬硬密封蝶閥閥內(nèi)的應(yīng)力和變形來研究其優(yōu)化效果。

3.2.1 優(yōu)化前后變形結(jié)果對比分析

對比分析優(yōu)化前后閥門在不同開度時(shí)的變形情況，以75%開度為例，優(yōu)化前后變形對比如圖6所示。同時(shí)為了能夠清晰地了解閥門在優(yōu)化后蝶板和閥桿在不同開度下的變形情況，繪制了優(yōu)化前后不同開度下軸向最大變形對比曲線如圖7所示。

圖6 優(yōu)化前、后75%開度下蝶板和閥桿的變形對比云圖Fig.6 Deformation comparison cloud diagram of disc and stem with 75% opening before and after optimization

圖7 優(yōu)化前、后不同開度下軸向最大變形對比曲線Fig.7 Comparison curves of maximum axial deformation with different opening before and after optimization

由圖6可知，優(yōu)化前、后蝶板和閥桿的軸向最大變形的區(qū)域是一樣的，但優(yōu)化后的蝶板和閥桿的軸向最大變形還大了0.235 5 mm，造成這樣的原因可能是優(yōu)化后蝶板周圍的流動(dòng)狀態(tài)發(fā)生相應(yīng)的改變而引起的，通過75%開度下優(yōu)化前后的速度對比云圖可知，優(yōu)化后的蝶板前端流速是大于優(yōu)化前的，因此優(yōu)化后蝶板前端所受到的壓強(qiáng)較大，相應(yīng)此時(shí)軸向最大變形與優(yōu)化前相比也較大。

由圖7可知，隨著閥門開度的逐漸增大，優(yōu)化后蝶板和閥桿的軸向最大變形在5%，75%和100%開度時(shí)是大于優(yōu)化前蝶板和閥桿的軸向最大變形；在15%開度時(shí)蝶板和閥桿的軸向最大變形是小于優(yōu)化前蝶板和閥桿的軸向最大變形。從整體上能夠明顯看出來，優(yōu)化前和優(yōu)化后的整體趨勢是一樣的，都是隨著閥門開度的逐漸增大，蝶板和閥桿的軸向最大變形逐漸增大，并在75%開度時(shí)達(dá)到最大，然后開始逐漸減小。

3.2.2 優(yōu)化前后等效應(yīng)力結(jié)果對比分析

對比分析優(yōu)化前后閥門在不同開度時(shí)的等效應(yīng)力情況，以75%開度為例，優(yōu)化前后等效應(yīng)力對比云圖如圖8所示。為了能夠清晰觀察，繪制了優(yōu)化前、后不同開度下最大等效應(yīng)力對比曲線圖，如圖9所示。

圖8 優(yōu)化前、后75%開度蝶板和閥桿的等效應(yīng)力對比云圖Fig.8 Comparable cloud diagram of equivalent stress of disc and stem at 75% opening before and after optimization

由圖8可知，優(yōu)化前、后最大等效應(yīng)力都是位于蝶板上端閥桿處，但優(yōu)化后的最大等效應(yīng)力與優(yōu)化前相比降低了253.65 MPa，優(yōu)化效果明顯。說明改變蝶板背部彎曲角度對于最大等效應(yīng)力的優(yōu)化是可行的。

由圖9可知，在5%開度時(shí)優(yōu)化后蝶板和閥桿的最大等效應(yīng)力大于優(yōu)化前的最大等效應(yīng)力，在其他開度下均小于優(yōu)化前蝶板和閥桿的最大等效應(yīng)力。從整體上看，優(yōu)化前后的趨勢都是先逐漸增大，在75%開度下等效應(yīng)力達(dá)到最大。通過對比可以看出，優(yōu)化前、后蝶板和閥桿的最大等效應(yīng)力幅度變化較大，優(yōu)化效果比較明顯。

圖9 優(yōu)化前、后不同開度下最大等效應(yīng)力對比曲線Fig.9 Comparison curve of maximum equivalent stress at different opening before and after optimization

3.3 優(yōu)化前后共振特性對比分析

優(yōu)化前蝶閥會在30%和50%開度下發(fā)生共振，因此對于優(yōu)化后同樣選取30%和50%開度來進(jìn)行模態(tài)分析、諧響應(yīng)分析，研究優(yōu)化后的振動(dòng)狀況。

3.3.1 優(yōu)化前后模態(tài)頻率結(jié)果對比分析

對比分析優(yōu)化前后閥門在不同開度下蝶板和閥桿的模態(tài)頻率和模態(tài)陣型圖，著重分析了閥門在30%和50%開度時(shí)的模態(tài)頻率和前兩階模態(tài)陣型圖，其優(yōu)化前后前兩階模態(tài)陣型對比如圖10所示。

圖10 優(yōu)化前、后30%和50%開度前兩階模態(tài)陣型對比Fig.10 Comparison of the first two modes with 30% and 50% opening before and after optimization

由圖10可知，30%開度時(shí)和50%開度時(shí)優(yōu)化前、后的前兩階模態(tài)陣型圖最大變形量和最小變形量區(qū)域基本一致，且優(yōu)化后閥門前兩階振型最大變形量和最小變形量均小于優(yōu)化前閥門前兩階振型最大和最小變形量，但相差不大。

為了能夠更直觀分析其模態(tài)頻率的變化規(guī)律，繪制優(yōu)化前后不同開度下前六階模態(tài)頻率對比曲線，如圖11所示。

圖11 優(yōu)化前、后不同開度下前六階模態(tài)頻率對比Fig.11 Comparison of the first six modes with different opening before and after optimization

由圖11可知，同一開度下，優(yōu)化前后閥門的前六階模態(tài)頻率都隨著階數(shù)的增大而增大；不同開度下，優(yōu)化前的閥門各階模態(tài)頻率是隨著閥門開度的增大幾乎不變，而優(yōu)化后隨著閥門開度的逐漸增大，其三階模態(tài)頻率先增大逐漸減小并趨于穩(wěn)定，并在15%開度時(shí)達(dá)到最大，而其他階模態(tài)頻率幾乎不變。優(yōu)化后的閥門前六階模態(tài)頻率整體上小于優(yōu)化前的閥門前六階模態(tài)頻率。

3.3.2 優(yōu)化前后共振結(jié)果對比分析

對比優(yōu)化前后閥門在不同開度下脫落渦頻率，并把不同開度下的脫落渦頻率與模態(tài)頻率數(shù)據(jù)繪制成曲線，如圖12所示。

圖12 優(yōu)化前、后不同開度下蝶板和閥桿的脫落渦頻率計(jì)算值與模態(tài)頻率模擬值對比曲線Fig.12 Comparison of calculated values of shedding vortex frequency and simulated values of modal frequency of valve plate and stem with different opening before and after optimization

由圖12可知，優(yōu)化前在30%開度和50%開度時(shí)，蝶板和閥桿容易發(fā)生共振，而優(yōu)化后，雖然有所改善，但是兩者頻率仍然很接近，因此可能還會發(fā)生共振，但通過對比發(fā)現(xiàn)，其振動(dòng)幅值減小。

3.3.3 優(yōu)化前后諧響應(yīng)結(jié)果對比分析

利用ANSYS軟件模態(tài)疊加法對優(yōu)化后的閥門在30%和50%開度下進(jìn)行諧響應(yīng)分析，通過對比優(yōu)化前后的諧響應(yīng)分析圖來分析具體的共振狀況和優(yōu)化效果，其優(yōu)化前后在30%和50%開度下蝶板和閥桿的位移響應(yīng)-頻率曲線對比如圖13所示。

由圖13可知，當(dāng)閥門處于30%開度時(shí)，優(yōu)化前后的閥門在18 Hz左右出現(xiàn)波峰，其分別對應(yīng)優(yōu)化前后一、二階固有頻率分布，此時(shí)響應(yīng)幅值最大，結(jié)構(gòu)會發(fā)生共振，但優(yōu)化前的振幅最大為0.16 mm，而優(yōu)化后的振幅最大為0.02 mm，優(yōu)化效果明顯；當(dāng)閥門處于50%開度時(shí)，優(yōu)化前后的閥門在43 Hz左右出現(xiàn)波峰，其分別對應(yīng)三、四階和四、五階固有頻率分布，此時(shí)響應(yīng)幅值最大，結(jié)構(gòu)會發(fā)生共振，優(yōu)化前的振幅最大為0.2 mm，而優(yōu)化后的振幅最大為0.04 mm，優(yōu)化效果明顯。

圖13 優(yōu)化前、后30%和50%開度位移響應(yīng)-頻率曲線對比Fig.13 Comparison of 30% and 50% opening displacement response-frequency curves before and after optimization

4 結(jié)論

（1）改變蝶板背部的彎曲角度可以使閥內(nèi)流體的流動(dòng)狀態(tài)更快趨于穩(wěn)定。

（2）優(yōu)化后蝶板和閥桿應(yīng)力與之前相比明顯減小，優(yōu)化后的最大等效應(yīng)力與優(yōu)化前相比降低了253.65MPa，優(yōu)化效果明顯，證明了優(yōu)化方法的可行性。

（3）30%開度時(shí)，優(yōu)化前振幅最大為0.16 mm，而優(yōu)化后的振幅最大為0.02 mm；50%開度時(shí)，優(yōu)化前的振幅最大為0.2 mm，而優(yōu)化后的振幅最大為0.04 mm。共振幅值明顯減小，大大降低了發(fā)生共振時(shí)對于結(jié)構(gòu)的危害性。