| 0 引言
天然氣采氣管線中雜質含量高、流速高，沖蝕磨損在其系統和設備中非常常見，是威肋、安全的主要因素。由于壓力調節閥幾何模型復雜，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節閥安全運行標準的制訂和完善提供理論依據。
國內魏丹等數值模擬了新型壓力調節閥不同開度下的流場，結果表明:壓力調節閥通過閥芯動作控制壓力，節流、減壓能力好，安全可靠性高;易思樹等探究了壓力調節閥失效的事故原因，發現介質在零件配合間隙形成的狹縫和閥門小開度條件下產生的高流速是導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測方法，建立并驗證了底板沖蝕磨損的預測模型;殷雁民考察了Mokveld調節閥的控制特性，發現可以通過改變閥門安裝的方向，減弱沖蝕作用。
國外對壓力調節閥沖蝕特性的研究多從結構優化入手。OUGF等認為壓力調節閥壁厚損失的主要原因是空腐蝕，采用三維模型用CFD方法分析閥內流場是準確可行的;ZUBKOV N P等[0]采用數值模擬的方法改進閥門內部結構和材料，減弱了沖蝕強度。
綜上所述，國內外有關壓力調節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節閥為研究對象，基于現場流速、流量等基礎參數，采用數值模擬方法分析壓力調節閥流體域的流速和沖蝕特性并結合壁厚測量實驗驗證計算結果，得到閥門內部表面損失隨時間的變化結果，可為閥門安全運行和維修、搶修措施的制定提供理論依據。
1 現場實驗
1. 1 結構與材料
壓力調節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運動，通過調節閥體頂部節流槽和閥芯的相對距離控制流量，如圖1 (c)所示�？梢�，氣體流經閥門時入口變徑管為第一級節流，閥體底部的籠套為二級節流，閥體頂部通
過閥芯運動實現第三級節流。
圖1 壓力調節閥幾何模型
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，國內外尚未見直接測量閥芯的裝置和設備，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 工況數據和實驗安排
調壓閥工況來自2010-2016年西南某氣田3臺在不同區域運行的控制閥，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，發現當閥門為總開度30%時，運行時間為總時間的5%;當閥門為總開度70%時，運行時間為總時間的25 %;當閥門為總開度100%時，運行時間為總時間的70%。在工況調研時，閥前后壓力取自6年內的平均壓力。其中，R，的測量數據主要用
于調整沖蝕速率模型中的關鍵參數，RZ,R:的測量數據主要用作模型范圍考察。在調節閥前入口處通過粉塵取樣器獲取粉塵，發現其中磁鐵礦占大多數。
表1 現場工況參數
2 數值模擬
根據調節主要材料物性，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置交界的面為interface。其余面均設置為Wall 。
(1)連續相模型。連續相模型如式(1}和式(2)所示。
式中，ρ為氣相密度;μ為氣相速度矢量;μ'μ’為雷諾應力，m2/s 2 ;g為重力加速度，9 . 8 m / s2 ; μ為氣體粘度;P為節點壓力。
(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，無因次;mF為顆粒流過計算域的質量，kg。
(3)沖蝕速率模型。沖蝕速率模型選用一種由Tulsa大學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，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，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X為2.27Y為一3.84，Z為3.147，M為0.360 9，N為2.532。
3 結果與分析
3. 1 開度一流速分布
圖3為R1，在開度30% ，70%，100%時閥內流速。開度30%時流量2. 6 x 106 m3 /d，閥入口短節 處流速12. 8 m / s，籠套、閥芯處流速45 m/s，閥后短節處流速為33.5 m/s;開度70%時流量3. 2 x 106 m3 /d入口短節處流速為14. 5 m/s，籠套、閥芯處流速為49.2 m/s，閥后短節處流速為37.0 m/s;開度100 %時流量3. 8 x 106m3/d，閥入口短節處流速為17.5 m/s，籠套、閥芯處流速為43. 0 m/s，閥后短節處流速為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，閥后短節處流速高于閥前短節處。
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，當其他影響因素如硬度、圓度系數、撞擊角度函數等參數相同時，沖蝕速率之比可由μ2.73之比代替，再根據運行的時間(開度30%時間占5%，開度70%時間占25 %，開度100%時間占70 %)分配壁厚損失的權重，相關結果如表2所示。
表2 R1中不同開度對沖蝕速率的貢獻權重
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而來，對于閥前短節、閥后短節、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，撞擊角度變化會導致撞擊角度函數超出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，提出一種優化方案。該方案如圖4所示，即通過實驗數據和模擬數據對比，以最小二乘法為基礎，線性回歸得到撞擊角度函數中的X，Y，Z，M，N等參數，新的撞擊角度函數即可量化粉塵粒徑較小時的撞擊作用。
圖4 優化方案示意
優化后撞擊角度函數f(α)減小為原來的3. 5 x10-4倍。最終f（α)中的參數確定為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
圖5 （a)和圖5 （b）為閥前和閥后短節處磨損位置和磨損速率計算結果。由圖可見入口處變徑管的壁厚損失大但受磨損區域相對較小，出口處沖蝕速率相對較小，但受磨損區域相對較大。這是因為閥前短節處結構簡單，入口處節流作用弱，而閥后短節是突擴形狀，是閥芯處流速的延續，而且，除了突擴作用外，調壓后壓力降低導致流體密度降低、單位體積內流量增大，進而使流速升高。
圖5 閥前后短節處磨損訓一算結果
同時發現，隨開度增加沖蝕速率呈增大趨勢，對于入口處閥前短節，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，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處閥芯磨損訓一算結果
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，無論是閥前短節還是閥后短節，Tusla模型計算誤差大并高于100 %。而通過3. 3節圖(4)所示的優化方案，優化后模型誤差約為12%結果與實驗結果較為相近。
表3 R1,R2,R3，中不同開度對沖蝕速率的貢獻權重
由于籠套、閥芯處無法直接測量，籠套、閥芯處的計算結果如圖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)根據閥門運行時間結合流速分布獲得了不同開度下對沖蝕磨損貢獻的權重，發現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，優化了原模型中撞擊角度函數f（α），當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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