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李贝贝， 张雨佳， 刘秀梅， 彭佳佳， 赵 巧
(1.中国矿业大学 机电工程学院， 江苏 徐州 221116；
2.中国矿业大学 大学生创新训练中心， 江苏 徐州 221116)
调节阀作为煤直接液化工程管线中的关键控制部件，运行工况严苛、内部流体流速较高、高压差、高固体含量等工况特点[1-2]严重制约煤直接液化调节阀的安全、稳定、长周期运行。由于国产煤液化调节阀服役寿命较短，目前大多数煤液化调节阀仍依赖进口[3-4]。因此，为保证煤液化生产过程的安全运行，开展调节阀流场湍流特性研究，提高煤液化调节阀的运行稳定性，为煤液化调节阀湍流流动规律研究和薄弱结构优化设计提供参考。
PIV是近年发展起来的流场测量技术，可以实现流场瞬态速度的准确测量[5-6]。激光照亮带有示踪粒子的流场并通过图像采集模块记录流场中示踪粒子的瞬态运动，分析得到待测量流体的速度和方向[7]。SEO J等[8]应用2DPIV进行KVLCC多切面2D速度场测量并对速度场、湍流特征等进行了分析。WANG Y等[9]采用粒子图像测速技术测得了不同转速下五种叶离心叶轮旋转流道内瞬时速度场、时均速度场等，研究了不同流量对旋涡特征的影响。MENDEZ等[10]基于多分辨率分析和标准适当正交分解，并将其应用在时间分辨PIV的测量中。OTAKEGUCHI等[11]利用PIV测量技术对风道中气固两相湍流边界层内沙粒和流体的运动速度进行了测量，研究发现气流和壁面法向速度之间的动量交换可能受到沙粒的抑制，而多相流中气相的气流速度则受到空气和沙粒之间动量交换的影响。NINO Y等[12]利用高速摄影技术测量开放式槽道流中近壁面区域颗粒与湍流相互作用机理，研究发现，在光滑壁面流动中，由于壁面附近存在准流向涡流，黏性底层内的颗粒趋于在低速条纹中聚集。上述研究表明，粒子图像测速技术可准确反应流场中粒子的运动轨迹及速度信息，使流场可视化研究更加完善。
关于流场不稳定性评价，大量研究人员进行了许多卓有成效的研究。DOU H S等[13]基于能量梯度理论，揭示了影响流体流动稳定性的重要因素及湍流转捩的产生机制。ZHANG R K等[14]利用数值仿真技术开展了水轮机尾水管流体流动状态模拟，研究表明，水轮机尾水管内部流动的不稳定是由于入口轴向回流导致。张滨炜等[15]建立了双吸式离心通风机三维模型，并利用数值仿真方法获得了不同工况下全流场流动参数，探究了能量梯度函数K的分布特征，发现流动不稳定的关键位置位于离心通风机的出口处。孔祥东等[16]提出了3种节流槽阀口结构模型，利用实验和仿真相结合的方法对阀内流场进行对比分析，结果表明，圆头渐扩形结构具有较好的流量控制线性度。YUAN等[17]通过对涡量输运方程的分析，讨论了锥阀中空化与涡量的相关性，发现空化增长过程中涡量的抑制作用，有助于加深对空化-涡相互作用的认识。周凌九等[18]采用计算流体力学和LES湍流模型，对混流式转轮在各种稳定工况下的流场进行数值模拟。
本研究首先搭建流场可视化实验平台，基于PIV技术探究调节阀流体中湍流场变化规律；
其次，采用RNG湍流模型和不可压缩Navier-Strokes方程，开展调节阀内部流场特性数值仿真研究；
最后，基于能量梯度理论探究煤液化调节阀内部流动稳定性，寻找调节阀的薄弱部位，提高调节阀服役寿命。
1.1 实验平台
实验装置主要由液压系统和PIV测量系统两部分组成，其中PIV主要由激光器、辅助光学镜头组、高速相机、同步器和示踪粒子等组成，如图1所示。液压系统主要包括液压泵站、风冷却器、蓄能器、溢流阀、流量计、压力表、实验阀和背压阀等， 液压实验平台如图2所示。
图1 PIV测试系统图
图2 液压系统实验台原理图
实验过程中，首先在液压油中添加适量的空心玻璃微珠示踪粒子，保证示踪粒子的密度和布撒均匀性；
其次，搭建光学系统，激光器发出的激光通过由球面透镜和平凹柱面透镜组成的片光源镜头组，形成光片照亮流场，调节片光源镜头组所在位置使得激光片光源垂直于透明调节阀实验段中流体的展向；
然后，利用高速相机获取含有示踪粒子的不同时刻的瞬时图像；
最后，通过PIV后处理计算得出粒子在流场中各点的速度矢量。PIV后处理时采用窗口变形多重网格迭代算法，并且采用4个通道进行计算，最大查询窗口设置为128×128像素，最大查询窗口需要满足1/4原则，最小查询窗口设置为16×16像素，窗口重叠率设为50%。本研究实验使用高功率绿光半导体激光器型号为LSR532H-2W，高速相机型号为Phantom VEO-710L，最大帧率可达680000帧/秒。PIV实验示踪粒子为空心玻璃微珠，密度约为0.8 g/cm3，粒径范围分布为15～30 μm，流场介质为46号耐磨液压油。
1.2 数值仿真模型
调节阀流道结构简化模型如图3所示。调节阀上游流道和下游扩张段等形状规则的区域采用结构化网格进行网格划分，收缩段至喉部进行局部加密，既可保证求解精度又可以保证效率。为了在保证计算精度的同时尽可能的降低计算量，网格无关性验证如表1所示。进口压力4 MPa、出口压力为1.5 MPa工况下，当网格数从9.8万增至10.9万时，油液最大速度由94.33 m/s提高至94.42 m/s， 增长率仅为0.095%。
图3 调节阀流道简化模型
表1 网格无关性验证
考虑到节约计算资源，本研究最终采用网格数为10.9万。
湍流现象是高度复杂的现象，不同的工程问题中湍流情况各不相同，为探究调节阀内湍流流场变化，需要选择适合本研究调节阀流场的湍流模型。雷诺数Re作为判断流体流态的评价指标可以用来对调节阀内流体流动状态进行评价，其计算公式为：
(1)
式中，χ—— 水力半径
μ—— 黏度系数
根据式(1)可以计算得到调节阀阀口的临界雷诺数为Re约为20～100[19]。表2为不同进口压力工况下的PIV流场实验中调节阀阀口的雷诺数，各工况下均大于临界值，所以调节阀内流场为湍流状态。
表2 不同进口压力对应阀口雷诺数
采用k-εRealizable湍流模型，其优势在于其更接近紊流的物理性质，适用于高逆压梯度的边界层流和流体分离，该湍流模型可表示为：
Gb-ρoε-YM+Sk
(2)
(3)
式中，k，ε—— 湍动能和耗散率的普朗特数
Gk，Gb—— 由平均速度梯度和浮力影响产生的湍动能
Sε，Sk—— 自定义源项
2.1 速度场分析
图4为采用PIV获得的典型工况下调节阀内部流场速度矢量图，箭头颜色代表该位置的速度值大小。从图中可以看出：流场上游流道、阀芯头部顶端和阀座壁面附近为油液低速流动区域，其余为高速流动区域。油液通过节流孔后会产生冲击射流，射流在阀芯头的下游中部汇合，并在整个下游形成一个整体的喷射。经过节流口后随着通流面积的增加，平均速度随之逐渐降低。矢量箭头在高速主流区速度方向一致，在阀芯头部顶端位置以及阀座壁面附近存在部分速度矢量与主流区速度方向相反，说明流场中部分油液流动方向发生转变，即存在介质回流。
图4 调节阀流场速度矢量图
对目标流场区域Ω内的数据A(x,y)求空间平均，以此值代表区域平均流场参数值：
(4)
图5 合速度及分速度沿轴向的空间分布
2.2 脉动速度均方根分布
湍流由大量大小不一的旋涡组成，随着时间的推移会发生无规律的运动，极容易造成流体之间不稳定的混合。根据PIV粒子测速技术测得的实验流场中瞬时速度，进一步可推导出脉动速度均方根，脉动速度均方根与时均流速之比为湍流强度，因此脉动速度均方根是衡量湍流强度的重要指标之一。利用轴向脉动速度和径向脉动速度的均方根分布，可以反映出在流场不同位置处对应的速度脉动的剧烈程度， 计算公式如下：
(5)
(6)
(7)
式中，vx，vy，vz——x，y，z方向的速度分量
vxrms—— 轴向(x方向)脉动速度均方根
vyrms—— 轴向(y方向)脉动速度均方根
vzrms—— 轴向(z方向)脉动速度均方根
图6为不同进口压力下上游流道至阀芯头部顶端附近仿真计算得到的脉动速度均方根分布曲线。在轴向方向上，压力为1.2 MPa时，图6a轴向脉动速度均方根vxrms在节流口上游达到最大值，轴向速度在流向空间平均波动较大。随着进口压力的增大，流向脉动速度均方根值整体升高，流场极不稳定，产生大量的能量耗散。在径向方向上，图6b中同一进口压力工况下径向脉动速度均方根vyrms整体表现为先上升后下降的趋势，不同进口压力下vyrms最大值均小于对应的vxrms，说明轴向的速度脉动占速度波动的主要成分，对流场的影响较大，是调节阀内能量耗散的主要原因。
图6 脉动速度均方根在不同进口压力下分布曲线
图7为进口压力1.8 MPa时的阀芯头部下游(调节阀喉部)中心线(28 mm≤x≤ 34 mm)上轴向脉动速度均方根分布曲线，纵坐标为脉动速度均方根值。当x=28 mm时,其位置位于阀芯头部顶端回流区内，此时vxrms和vyrms的值较小，速度波动情况较小，说明阀芯头部回流区内的湍流强度较小。随着x轴坐标的增加，vxrms和vyrms的值逐渐升高，并且在x=29.73 mm时两者达到峰值，此时速度的波动最大，即速度的变化率较大，说明调节阀流场中高速流与低速流的剪切作用引起的速度梯度是造成速度脉动的直接因素。随着x轴坐标的继续增大，速度值的增长逐渐变缓，即速度梯度逐渐减小，vxrms及vyrms的值表现为下降趋势。
图7 进口压力1.8 MPa时阀芯下游中心轴线上的脉动速度均方根分布
图8为选取调节阀流场喉部x=35 mm位置上4个不同进口压力下轴向和径向脉动速度均方根分布。可以看出，轴向脉动速度均方根vxrms的值始终高于径向脉动速度均方根vyrms，说明此位置处轴向速度带来的波动始终大于径向速度的波动，即轴向速度是影响流场湍流强度的主要因素。结合图4速度分布矢量图可知，轴向脉动速度均方根vxrms在高速主流区与低速流体交界位置附近达到峰值，高速流与低速流充分混合，流体受到强剪切作用，速度变化率较大，致使速度波动较大。从图8b还可以看出，1.2 MPa 和1.4 MPa低进口压力工况下径向脉动速度均方根vyrms变化较小，说明低进口压力工况径向速度的变化很小，轴向速度是高速区的主要成分。随着压力增大至1.6 MPa，速度均方根峰值显现，径向速度存在速度梯度，结合轴向和径向速度均方根峰值出现位置，可以得出高速流与低速流的强剪切作用是导致速度波动以及能量耗散的主要原因。
图8 径向截线x=35 mm上脉动速度均方根随进口压力的变化
图9 平均脉动速度均方根随进口压力的变化
2.3 湍动能分布
湍动能的产生、传递和耗散是调节阀内湍流流场研究的重要方面，对减少能量损耗具有指导意义。湍流动能k是反应湍流脉动强度的主要物理量，其公式定义如下：
(8)
由于本研究是二维PIV实验，故假定各方向上的脉动速度相等，由此得出z向脉动速度为：
(9)
将式(9)代入式(8)进一步简化可得湍动能表达式：
(10)
提取进口压力1.8 MPa下阀芯头部顶端下游中心线上湍动能分布曲线，如图10所示。曲线起始位置及阀芯头部回流区内湍流动能的值较低，湍流强度较低。随着轴向距离的增加，高速主流汇聚，流经高速主流区域与低速流体的交界处附近，速度变化率较大，产生较大的速度梯度，湍动能值随之升高，说明湍动能受到速度变化率的影响较大。速度梯度越大的区域湍动能值越高，在轴向位置x=29.73 mm处达到最大值。随着x轴坐标的继续增加，流体速度较大但速度变化率减小，速度的波动减小，湍动能值呈下降趋势。
图10 进口压力1.8 MPa阀芯中心轴线湍动能分布
不同进口压力工况下径向位置x=35 mm处湍流动能的变化情况，如图11所示，结合图8该处不同进口压力下脉动速度均方根的变化情况，轴向速度脉动与径向速度脉动的分布均呈现先增大后减小的变化趋势，且轴向脉动速度均方根的值始终高于径向脉动速度均方根，说明x=35 mm处轴向速度带来的波动始终大于径向速度的波动，即轴向速度是影响流场湍流强度的主要因素，即轴向速度的脉动是产生较大湍流强度的主要原因。直线x=35 mm上的湍流动能初始值较小，脉动速度均方根值较低，湍流脉动强度较低。随着y轴坐标的增加，速度梯度逐渐增大，脉动速度均方根增大，湍动能值明显上升，这主要是因为湍动能受到速度的变化率影响较大。最后，湍动能值不断下降，主要是受到黏性阻力作用，流速不断下降且速度变化率逐渐减小，脉动速度均方根下降，湍流脉动强度降低。
图11 径向截线x=35 mm上湍动能随进口压力的变化
图12为湍流动能均值随进口压力的变化情况，横坐标表示PIV拍摄面内全场平均湍动能，纵坐标为油液进口压力。从图中可知，PIV拍摄面内的湍动能均值随着入口压力的增大而增加，这主要是因为当调节阀的出口压力固定时，入口压力增大，进口和出口的压力差增大，调节阀内油液的流量增加，油液介质受到的惯性力增大导致流速增加，速度波动也随之增大，流场紊动状态加剧， 湍流强度及湍动能随之增加。随着进口压力由1.2 MPa增加至1.8 MPa时， 湍动能呈现逐渐增大的变化趋势。在入口压力为1.2～1.6 MPa时，湍动能增长较快，随着入口压力进一步增加至1.8 MPa，湍动能增长速度变缓。
图12 全场平均湍流动能随进口压力的变化
2.4 流场稳定性分析
流场内能量分布的位置不同会直接导致流场分布的差异，所以对调节阀内的能量分布进行研究能够探索出流场失稳的原因。窦华书等[20]根据牛顿力学与N-S方程建立了一种新的关于流场稳定性和湍流转捩的理论，指出流体的不稳定性依赖于由干扰所产生的能量ΔE和由黏滞摩擦力造成的流动损耗ΔH的相对大小。流体微元粒子在经过一定的周期振动后，能够累积足够大小的获得和损失的能量，将粒子得到的能量与损耗的能量的比值定义为能量梯度函数的比值。同雷诺数判定流动状态时存在临界值一样，这个比值也有一个临界点，即在低于临界点时，液体仍能维持其原有的流态；
高于临界点时，流动发生不稳定现象。因此，对任一流动，半周期内的流动稳定性准则为[21]：
(11)
式中，F—— 液体粒子在一个半循环中所产生的能量与损失能量的比率
H—— 流体在流线方向上的能量损耗
A，ωd—— 扰动的幅值、频率
u—— 主流向速度
s—— 流线方向
n—— 流线展向方向
E—— 单位体积流体动能
Ke是一个无因次的参量，表示粒子在展向上所获得的能量与流向所消耗的能量之比，将能量梯度函数定义为：
(12)
根据Ke值即可确定流动是否发生失稳以及失稳特性。此外，Ke值最大处最先失稳。
能量梯度理论目前被应用于分析流场内不同位置处的能量分布，能够为流场内的流动失稳问题提供根源上的机理解释。调节阀内部的失稳流动会致使大量损耗，从而影响调节阀的运行稳定性。在层流中，首先出现不稳定的位置可以用能量梯度方法进行预测。对于本研究工况中的调节阀流场来说，阀口雷诺数远大于临界雷诺数，是处于完全发展的湍流状态，属于已经发生失稳的流动，可以用能量梯度方法判断流场稳定性，找出流场中不稳定的区域以及确定影响流场稳定性的因素，Ke值愈大，说明紊动程度愈高，流动越不稳定。基于能量梯度理论研究了调节阀流场的稳定性，典型工况下的流场Ke值云图及流线图，如图13所示，可以发现，上游流道中部分位置Ke值较大，说明上游流道会发生失稳，调节阀流场中节流口附近位置及阀芯头部和阀座壁面处的回流漩涡附近的Ke值很小，喉部及下游流场中Ke值分布呈现颜色稍浅、能量更高的浅色长条色带。根据能量梯度理论可知，图中浅色长条色带将最先发生流动失稳；
介质回流旋涡区不是影响流场的流动稳定性的首要因素。由上文的讨论可知：脉动速度均方根和湍动能在阀芯头部回流区内的值较小，验证了此处位置不易发生失稳，湍流强度较小。
图13 调节阀内流场能量梯度及流线分布
不同进口压力下的空化云图及能量梯度函数Ke值云图分布，如图14所示。空化区域主要分布在阀芯和阀座两处位置并具有贴壁特征，呈纺锤形向下游流道发育。随着进口压力的增大，空化云团面积都随之增加。结合空化云图分析可知，气相体积分数大的区域对应的能量梯度函数值也比较高，高Ke值区域同样从节流口处开始产生，且分布在阀芯头部和阀座壁面附近。随着进口压力的增大，Ke值增大，流场失稳的区域增大。综合分析，调节阀内部流场不稳定的位置主要分布在节流口下方阀芯和阀座壁面位置附近以及高速主流核心区外的剪切层内。
图14 不同进口压力下的空化云图及能量梯度云图
图15 不同进口压力下截线x=35 mm上能量梯度及速度的变化
调节阀流道内流动状态是影响其服役寿命和系统工作稳定性的关键因素。本研究采用数值模拟和PIV粒子图像测速技术相结合的方法研究了调节阀内的脉动流场，对表征调节阀湍流特性的脉动速度均方根、湍流动能等统计量进行了量化分析，采用能量梯度理论研究了调节阀内部流动的稳定性问题，对失稳位置及失稳机理进行了分析，结论如下：
(1) 搭建基于PIV测量技术的调节阀内部流场特性实验系统，以脉动速度均方根和湍流动能作为评价指标。结果表明：脉动速度均方根的分布与湍流动能的分布具有相似性，轴向的速度脉动占速度波动主要成分，是造成能量耗散主要因素；
(2) 探究了调节阀内速度场变化特征，研究表明：轴向分速度在流场中占主导地位，径向分速度有助于促进高速主流与低速流体充分掺混；
高速流与低速流的剪切作用促使调节阀流场中产生两个明显的高涡量区域；
(3) 利用能量梯度理论对调节阀流场稳定性进行评价，随着进口压力的增大，在节流口后脱离壁面发生流动分离现象，流场内的Ke值逐渐增大，说明流场中能量损失逐渐增加，所以需要针对调节阀内的失稳区域对阀体进行结构优化，抑制流动分离，减少能量损失。
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