| 0 引言
天然氣采氣管線中雜質(zhì)含量高、流速高，沖蝕磨損在其系統(tǒng)和設(shè)備中非常常見，是威肋、安全的主要因素。由于壓力調(diào)節(jié)閥幾何模型復(fù)雜，所處工況多變，因此確定磨損位置，獲得金屬損失量，可為采氣管線壓力調(diào)節(jié)閥安全運行標準的制訂和完善提供理論依據(jù)。
國內(nèi)魏丹等數(shù)值模擬了新型壓力調(diào)節(jié)閥不同開度下的流場，結(jié)果表明:壓力調(diào)節(jié)閥通過閥芯動作控制壓力，節(jié)流、減壓能力好，安全可靠性高;易思樹等探究了壓力調(diào)節(jié)閥失效的事故原因，發(fā)現(xiàn)介質(zhì)在零件配合間隙形成的狹縫和閥門小開度條件下產(chǎn)生的高流速是導(dǎo)致沖蝕加劇的主要原因;唐越通過CFX模擬，提出了閥門底板沖蝕預(yù)測方法，建立并驗證了底板沖蝕磨損的預(yù)測模型;殷雁民考察了Mokveld調(diào)節(jié)閥的控制特性，發(fā)現(xiàn)可以通過改變閥門安裝的方向，減弱沖蝕作用。
國外對壓力調(diào)節(jié)閥沖蝕特性的研究多從結(jié)構(gòu)優(yōu)化入手。OUGF等認為壓力調(diào)節(jié)閥壁厚損失的主要原因是空腐蝕，采用三維模型用CFD方法分析閥內(nèi)流場是準確可行的;ZUBKOV N P等[0]采用數(shù)值模擬的方法改進閥門內(nèi)部結(jié)構(gòu)和材料，減弱了沖蝕強度。
綜上所述，國內(nèi)外有關(guān)壓力調(diào)節(jié)閥的研究鮮有涉及閥門不同工況下壁厚減薄的研究。因此，以采氣管線典型壓力調(diào)節(jié)閥為研究對象，基于現(xiàn)場流速、流量等基礎(chǔ)參數(shù)，采用數(shù)值模擬方法分析壓力調(diào)節(jié)閥流體域的流速和沖蝕特性并結(jié)合壁厚測量實驗驗證計算結(jié)果，得到閥門內(nèi)部表面損失隨時間的變化結(jié)果，可為閥門安全運行和維修、搶修措施的制定提供理論依據(jù)。
1 現(xiàn)場實驗
1. 1 結(jié)構(gòu)與材料
壓力調(diào)節(jié)閥流體域及流體流動軌跡如圖1 (a)所示，管道中的氣體攜帶粉塵在進入閥門前先遇到變徑管再進入閥體底部。在閥體底部裝置有節(jié)流用籠套，而在閥體頂部與底部之間裝置有閥芯，如圖1 (b)所示。彈簧帶動閥芯在閥體內(nèi)運動，通過調(diào)節(jié)閥體頂部節(jié)流槽和閥芯的相對距離控制流量，如圖1 (c)所示�？梢姡瑲怏w流經(jīng)閥門時入口變徑管為第一級節(jié)流，閥體底部的籠套為二級節(jié)流，閥體頂部通
過閥芯運動實現(xiàn)第三級節(jié)流。
圖1 壓力調(diào)節(jié)閥幾何模型
閥芯硬度600 HB，彈性模量256 GPa ;變徑管硬度510 HB，彈性模量286 GPa;閥體硬度460 HB，彈性模量560 GPa。
1.2 壁厚測量
測量位置如圖2所示，測量區(qū)域主要在閥前變徑管、籠套、閥芯處。在閥入口異徑管8 cm處順時針方向測量，每次測量11個點。目前，國內(nèi)外尚未見直接測量閥芯的裝置和設(shè)備，因此，閥芯還無法測量。采用HS160超聲波涂層測厚儀測量壁厚，測量范圍0. 75 ~300 mm，其具有可以穿透金屬表面聚乙烯以及環(huán)氧底漆涂層的功能，測量誤差為0.2 mm。
圖2 閥前變徑管、籠套、閥芯處測量位置
1.3 工況數(shù)據(jù)和實驗安排
調(diào)壓閥工況來自2010-2016年西南某氣田3臺在不同區(qū)域運行的控制閥，以R,,Rz,R3表示，如表1所示。整理了這3臺控制閥近年來的工況以及運行狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)閥門為總開度30%時，運行時間為總時間的5%;當(dāng)閥門為總開度70%時，運行時間為總時間的25 %;當(dāng)閥門為總開度100%時，運行時間為總時間的70%。在工況調(diào)研時，閥前后壓力取自6年內(nèi)的平均壓力。其中，R，的測量數(shù)據(jù)主要用
于調(diào)整沖蝕速率模型中的關(guān)鍵參數(shù)，RZ,R:的測量數(shù)據(jù)主要用作模型范圍考察。在調(diào)節(jié)閥前入口處通過粉塵取樣器獲取粉塵，發(fā)現(xiàn)其中磁鐵礦占大多數(shù)。
表1 現(xiàn)場工況參數(shù)
2 數(shù)值模擬
根據(jù)調(diào)節(jié)主要材料物性，采用入口壓力為3. 1~4. 1 MPa，出口壓力為2. 5 ~ 3. 5 MPa。在籠套和閥體下部接觸處、閥芯和閥體上部接觸處設(shè)置交界的面為interface。其余面均設(shè)置為Wall 。
(1)連續(xù)相模型。連續(xù)相模型如式(1}和式(2)所示。
式中，ρ為氣相密度;μ為氣相速度矢量;μ'μ’為雷諾應(yīng)力，m2/s 2 ;g為重力加速度，9 . 8 m / s2 ; μ為氣體粘度;P為節(jié)點壓力。
(2)離散相模型。離散相模型如式(3)所示:
 
式中，mp為顆粒質(zhì)量，kg ; vp為顆粒速度，m/s;為ρp顆粒密度，kg/m3;dp為顆粒直徑，m;FD為曳力，N;FB為浮力，N;FP為壓力梯度力，N;MCD。為曳力系數(shù)，無因次;mF為顆粒流過計算域的質(zhì)量，kg。
(3)沖蝕速率模型。沖蝕速率模型選用一種由Tulsa大學(xué)Edwards通過實驗獲得的沖蝕速率模型，如式(4):
式中，α為顆粒撞擊角，°;B為顆粒撞擊表面的布氏硬度因子，無因次；μ為顆粒在氣流中的速度，m/s;Em為磨損量，mm;f（α）為撞擊角度函數(shù)，由顆粒不同撞擊角下的平板沖蝕實驗而來，無因次;Fs為顆粒圓度系數(shù)，無因次;P304為閥門組件材料的密度和硬度;t為在該工況下的運行時間，s。系數(shù)X為2.27Y為一3.84，Z為3.147，M為0.360 9，N為2.532。
3 結(jié)果與分析
3. 1 開度一流速分布
圖3為R1，在開度30% ，70%，100%時閥內(nèi)流速。開度30%時流量2. 6 x 106 m3 /d，閥入口短節(jié) 處流速12. 8 m / s，籠套、閥芯處流速45 m/s，閥后短節(jié)處流速為33.5 m/s;開度70%時流量3. 2 x 106 m3 /d入口短節(jié)處流速為14. 5 m/s，籠套、閥芯處流速為49.2 m/s，閥后短節(jié)處流速為37.0 m/s;開度100 %時流量3. 8 x 106m3/d，閥入口短節(jié)處流速為17.5 m/s，籠套、閥芯處流速為43. 0 m/s，閥后短節(jié)處流速為40.0 m/s。
圖3 流速分布
可見，隨開度增大，流量、流速也增加，此時，閥后短節(jié)處流速高于閥前短節(jié)處。
3.2 開度一沖蝕速率
由于流速:在顆粒沖擊作用中起決定性作用，當(dāng)其他影響因素如硬度、圓度系數(shù)、撞擊角度函數(shù)等參數(shù)相同時，沖蝕速率之比可由μ2.73之比代替，再根據(jù)運行的時間(開度30%時間占5%，開度70%時間占25 %，開度100%時間占70 %)分配壁厚損失的權(quán)重，相關(guān)結(jié)果如表2所示。
表2 R1中不同開度對沖蝕速率的貢獻權(quán)重
將每一種部件的壁厚損失劃分為開度100% ,70% ,30%三個層次，各部件總的壁厚損失可由這三個層次加權(quán)而來，對于閥前短節(jié)、閥后短節(jié)、籠套處的壁厚損失可由式(5) , (6) , (7)來表示。其中Emz為總壁厚損失，ELZ開度為不同開度下的壁厚損失。
3. 3 模型修正
由于顆粒粒徑小于80μm，其運動軌跡受氣體流動干擾大，撞擊角度變化會導(dǎo)致撞擊角度函數(shù)超出Tusla模型所描述的范圍。因此，需要針對原模型中撞擊角度函數(shù)，提出一種優(yōu)化方案。該方案如圖4所示，即通過實驗數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)對比，以最小二乘法為基礎(chǔ)，線性回歸得到撞擊角度函數(shù)中的X，Y，Z，M，N等參數(shù)，新的撞擊角度函數(shù)即可量化粉塵粒徑較小時的撞擊作用。
圖4 優(yōu)化方案示意
優(yōu)化后撞擊角度函數(shù)f(α)減小為原來的3. 5 x10-4倍。最終f（α)中的參數(shù)確定為X為0. 53 x10-4，Y為一0.9 x10-4，Z為0.75 x10-4，M為0. 1 x10一4，N為0. 63 x 10-4。
3.4 開度一沖蝕特性
3. 4. 1閥前后短節(jié)
圖5 （a)和圖5 （b）為閥前和閥后短節(jié)處磨損位置和磨損速率計算結(jié)果。由圖可見入口處變徑管的壁厚損失大但受磨損區(qū)域相對較小，出口處沖蝕速率相對較小，但受磨損區(qū)域相對較大。這是因為閥前短節(jié)處結(jié)構(gòu)簡單，入口處節(jié)流作用弱，而閥后短節(jié)是突擴形狀，是閥芯處流速的延續(xù)，而且，除了突擴作用外，調(diào)壓后壓力降低導(dǎo)致流體密度降低、單位體積內(nèi)流量增大，進而使流速升高。
圖5 閥前后短節(jié)處磨損訓(xùn)一算結(jié)果
同時發(fā)現(xiàn)，隨開度增加沖蝕速率呈增大趨勢，對于入口處閥前短節(jié)，開度30%時沖蝕速率約為10-9mm/s，開度70%時沖蝕速率約為10-9 mm/s，開度100%時沖蝕速率約為10-8 mm/s;對于出口處閥前短節(jié)，開度30%時沖蝕速率約為10-10。mm/s，開度70%時沖蝕速率約為10-9 mm/s，開度100%時沖蝕速率約為10-8 mm/s。
3.4.2 籠套
圖6為籠套磨損位置和磨損速率計算結(jié)果，迎流方向垂直于紙面進入，由圖可見:開度30%時，籠套表面局部流量小，顆粒速度高，迎流面上粉塵濃度高，磨損嚴重，磨損速率約在10-8 mm/s;開度70%時，局部流量略微減小，顆粒速度低，磨損相對較輕，磨損速率約在10-9 mm/s;開度100%時，局部流量最小，顆粒速度最低，磨損速率在10-9 mm/s以下。
圖6 R1處籠套磨損計算結(jié)果
3. 4. 3 閥芯
圖7為閥芯迎流面處的磨損速率，開度30%時，閥芯和閥體頂部間距小導(dǎo)致閥體頂部流量大，顆粒速度高，粉塵濃度也高，磨損嚴重，磨損速率約在10-7 mm/s;開度70%時，閥芯和閥體頂部間距增大局部流量略微減小，顆粒速度降低，磨損較輕，磨損速率約在10-8 mm/s;開度100%時，局部流量最小，顆粒速度最低，磨損速率在10-8 mm/s以下。
圖7 R1處閥芯磨損訓(xùn)一算結(jié)果
3.5開度一壁厚損失
表3為R1， R2 ， R3閥模型按式(4)~式(7)的計算值與實驗值對比，無論是閥前短節(jié)還是閥后短節(jié)，Tusla模型計算誤差大并高于100 %。而通過3. 3節(jié)圖(4)所示的優(yōu)化方案，優(yōu)化后模型誤差約為12%結(jié)果與實驗結(jié)果較為相近。
表3 R1,R2,R3，中不同開度對沖蝕速率的貢獻權(quán)重
由于籠套、閥芯處無法直接測量，籠套、閥芯處的計算結(jié)果如圖8、圖9，可見籠套處磨損速率與閥芯處相似，約為10-7~10-8 mm/s，高于閥前、后變徑管處一個數(shù)量級。這主要因為籠套、閥芯常做流量控制用，流量大、流道面積小、顆粒流速大、磨損相對嚴重。
圖9 R1,R2,R3,閥芯壁厚損失計算值
4 結(jié)語
(1)在閥門不同開度下，籠套、閥芯處流速最高，磨損最嚴重。
(2)根據(jù)閥門運行時間結(jié)合流速分布獲得了不同開度下對沖蝕磨損貢獻的權(quán)重，發(fā)現(xiàn)不同開度時各組件處的沖蝕速率并不相同。
(3)提出了沖蝕速率模型的修正方法，優(yōu)化了原模型中撞擊角度函數(shù)f（α），當(dāng)X為0.53 x10-4，Y為一0.9 x10-4，Z為0.75 x10-4，M為0. 1 x 10 -4，N為0. 63 x 10 -4時，模型精度較高。
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