CD70型高壓旋塞閥結構強度及啟閉特性分析*

李景翠 明祥貴 李亮亮 易先中 賀育賢,4 宋順平 楊文川

(1. 長江大學機械工程學院 2. 中國石油集團工程技術研究院有限公司 3.中國石油集團渤海鉆探工程有限公司工程技術研究院 4.長江大學非常規油氣湖北省協同創新中心 5.川慶鉆探工程有限公司長慶鉆井總公司)

0 引 言

旋塞閥由于具有結構緊湊簡單、啟閉操作迅速快捷、密封性能好以及安裝方便等特點[1]，成為石油礦場固井和壓裂作業管匯中最理想的閥門元件。閥體與襯瓦之間為圓柱配合,并通過襯瓦外圓鑲入密封件密封。在工作過程中，由于其管道內的流體壓力始終處于變化狀態，對閥體極易造成破壞，需要對其結構強度及啟閉特性進行深入研究。

張智等[2]對油田現場旋塞閥失效現象(泵壓由24 MPa減至0，扭矩由3.5 kN減至0，懸重由1 504 kN突降至1 437 kN，泵沖由68 min-1沖增至120 min-1)，提出在旋塞內部臺階處做倒角處理，以減輕應力集中，同時對本體旋塞孔處做加厚處理，增大旋塞閥強度。陳浩等[3]通過現場案例和調研得出方鉆桿旋塞閥失效的主要3種形式，即本體強度失效、轉動失效和密封失效。陸俊杰等[4]基于微觀接觸力學，發現當管內流體壓力極限為10 MPa，螺釘擰緊圈數為0.05時，旋塞閥密封面疲勞壽命隨管內波動流體壓力幅值比的增加而增加，增速隨管內流體壓力幅值比的增加而放緩。奚泉等[5]通過對旋塞閥本體分析，發現應力集中是閥本體失效的一個主要因素，拉伸、內壓和扭轉載荷對閥本體強度影響依次減小。楊振寧等[6]根據成品油長輸管線閥門使用要求(最大工作壓力2 MPa，通徑200 mm，具有雙關斷和泄放功能等)，研制了強制密封雙關斷旋塞閥，并進行了試驗和實際應用。沈偉等[7]對核電用軟密封旋塞閥(設計壓力1.6 MPa)進行了模態分析，并驗證了該旋塞閥在正常工況、異常工況、緊急工況和事故工況下均滿足ASME設計規范要求。李如學等[8]通過試驗發現，采取水冷或油冷的回火冷卻方式，可提高頂驅旋塞閥閥體(4330V鋼)的低溫沖擊吸收功。

上述關于旋塞閥的研究多集中在50 MPa壓力以下，涉及高壓工況下，固井和壓裂作業管匯中旋塞閥的強度和流場特征研究還較少。為此，本文針對現行CD70型高壓旋塞閥，應用結構力學方法，分析了該閥體在103.5 MPa高壓下的工作受力分布情況，并采用CFD方法仿真計算了該閥門在不同開度下的流場特性。研究結果可為CD70型高壓旋塞閥的安全運行和操作控制提供參考。

1 旋塞閥有限元力學模型建立

旋塞閥通過旋塞旋轉90°，使旋塞上的通口與閥體上的通口相同或分開，實現閥門的開啟或關閉，主要由端蓋、密封圈、閥體、旋塞、旋塞帽和密封弧片等組成，裝配模型如圖1所示。考慮到產品實際的復雜性和有限元相關理論，在分析過程中對模型進行簡化[9-11]，并做如下計算。

1—端蓋；2—密封圈；3—閥體；4—旋塞；5—旋塞帽；6—密封弧片。

中間密封處內表面密封比壓q1：

(1)

進口處油壬密封的密封比壓q2：

(2)

下端面一個螺栓孔的預緊力F1：

σ0=(0.5～0.7)σs=630 MPa

(3)

F1=σ0A1=222 390 N

(4)

F2=5F1=1 111 950 N

(5)

工作拉力為：

(6)

則右端受壓力為：

(7)

式中：p為介質壓力，取103.5 MPa；b1為弧片的厚度，取10 mm；b2為油壬密封的厚度,取13.25 mm；m為與流體介質相關的系數，取1.4(氣體、高壓液體為1.4，水為1)；D1為孔徑,取69.8 mm；A1為公稱應力截面積,取353 mm2；σs為螺栓材料的屈服極限(與強度等級相關，強度等級取10.9)，查表得σs=900 MPa;S為右端面面積，取28 288 mm2。

2 閥體強度分析及旋轉角度與閥門開度研究

2.1 閥體強度分析

為研究閥體進出口相貫處應力與中間過渡圓角關系，基于模型將閥體受力分為5部分，分別對管道內表面施加工作壓力103.5 MPa，右端施加壓力14.0 MPa，下端面螺栓力施加1 111 950 N，旋塞和閥體部分施加密封比壓47.5 MPa，進口處油壬與閥體部分施加密封比壓41.2 MPa。左端采用固定約束，在對稱面施加對稱約束，底部采用徑向約束。閥體材料采用42CrMo調質處理，屈服強度930 MPa，彈性模量212 GPa，泊松比0.28，密度7 850 kg/m3。過渡圓角半徑取值在0～8 mm，得到過渡圓角半徑與總變形量和最大等效應力的關系曲線，如圖2所示。總變形量和等效應力云圖如圖3所示。

圖2 過渡圓角半徑與總變形量和最大等效應力的關系曲線Fig.2 Relation curve of transitional round angle radius with total deformation and maximum equivalent stress

從圖2可知，閥體總變形量隨著中間過渡圓角半徑的增加呈線性增加，最大值為0.109 5 mm，但仍處于小變形范圍。最大等效應力隨著過渡圓角半徑的增加先減小后增大，當過渡圓角半徑在5～7 mm時，最大等效應力相比于初始時減小最多，最大等效應力出現最小值，約為569 MPa。由圖3可知，最大總變形量均出現在閥體出口相貫處，最大等效應力均在閥體進口相貫的下部，最大等效應力為598 MPa，小于材料42CrMo的屈服強度930 MPa，仍然處于彈性變形階段。

圖3 總變形量和等效應力隨過渡圓角半徑變化云圖Fig.3 Variation of total deformation and equivalent stress with transitional round angle radius

2.2 旋轉角度與閥門開度研究

旋塞在關閉過程中，由于其過流的面積發生變化，導致閥體內流場也隨之發生變化，為此，需要研究旋塞閥開度與旋塞閥旋轉角度的關系[12]。本文以旋塞閥旋塞的中心為坐標原點，管道中心流道為y坐標軸，垂直于管道中心流道方向為x坐標軸，建立CD70型高壓旋塞閥流道全開和任意開度下結構示意圖，如圖4所示。其中R1為閥球半徑，R1=34.9 mm；R2為閥心流道半徑，R2=72.5 mm。通過分析計算，旋塞閥開度與閥的旋轉角度關系曲線如圖5所示。

由于旋塞閥開啟過程中過流面積S與全開時刻過流面積S0的比值即為開度。設旋轉角度為θ。

即有開度公式：

(8)

α1=arccos(R1/R2)=61.2°

(9)

α2=π-2α1=57.6°

(10)

由圖4可知，開度的求解可以轉換為BF與BA的比值。

圖4 不同開度旋塞流道示意圖Fig.4 Schematic diagram for flow channel of cock with different openings

其中，假設A′D′的直線方程為：

y=kx+a

(11)

斜率k的計算式為：

k=-tan(90°-θ)

(12)

A′坐標為A′(R2cos(α3+θ),R2sin(α3+θ))。

則直線A′D′的方程為：

y=-tan(90°-θ)x+R2sin(α3+θ)+
R2cos(α3+θ)tan(90°-θ)

(13)

根據上述公式，計算出各旋轉角度(5°、10°、15°、20°、25°、30°、35°、40°、45°、50°和55°)分別對應的開度值(92%、85%、78%、70%、63%、55%、48%、40%、30%、20%和7%)。

將以上數據整理后得到如圖5所示的曲線。

圖5 旋塞閥開度與閥旋轉角度的關系曲線Fig.5 Relation curve between cock valve opening and valve rotation angle

通過Matlab數值擬合，得到?69.8 mm旋塞閥開度λ的擬合公式：

λ=-0.000 3θ3+0.014 9θ2-
1.691θ+100.272 6

(14)

3 流場特性分析

在旋塞閥閥門關閉過程中，CD70型高壓旋塞閥隨著開度不同，閥內部流場存在著變化，為此，需要進行流場分析。分析中，取不可壓縮的常溫液態水為工作介質，旋轉角度依次取5°、15°、25°、35°、45°和55°。

3.1 計算模型與控制方程

考慮到該型旋塞閥工作過程中，通過旋塞的轉動實現閥門的啟閉，為減少計算量和縮短運算時間，采用二維平面導入分析，求解模型為標準k-ε方程模型。進口邊界條件采用速度進口(velocity inlet)，出口邊界條件采用自由流出(outflow)，壁面采用Wall 壁面，且無滑移設置。不考慮外界溫度對流體黏度的影響，忽略重力對流體流速的影響[13-14]。采用的控制方程[15]如下：

質量守恒方程(拉格朗日法有限體積分析)：

(15)

在慣性坐標系下，動量守恒方程為：

(16)

(17)

能量方程為：

(18)

式中：ρ為密度，kg/m3；t為時間，s；u為流體速度矢量，m/s；ui、uj為u在x、y方向上的分量；Fi為重力體積力和其他體積力，m/s；τij為應力張量，Pa；E為湍流耗散率，m2/s3；keff有效導熱系數；Jj’為組分的擴散通量；Sh為化學反應熱和其他體積熱源項，W/m3。

標準k-ε模型的湍動能k和耗散率ε方程形式為：

(19)

(20)

其中：

(21)

(22)

式中：σk、σε為湍流動能k和湍動耗散率ε的普朗特數，J；μt為湍動能黏度，Pa·s；Cε1、Cε2、Cε3、Cμ均為常量；Gk為速度產生的湍動能；Gb為浮力產生的湍動能，此處為0；YM為可壓流體的波動，此處為0；Sk、Sε為自定義項；在不可壓縮流體中，常數取值Cε1=1.44，Cε2=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3[16]。

3.2 不同開度下流場分析

當入口速度取15 m/s時，隨著旋轉角度的增加，閥門開度減小，得到壓力分布云圖，如圖6所示。速度云圖如圖7所示。關系曲線如圖8所示。

圖6 不同旋轉角度下的靜壓分布云圖(入口速度15 m/s)Fig.6 Static pressure distribution at different rotation angles (inlet velocity: 15 m/s)

圖7 不同旋轉角度下的速度云圖(入口速度15 m/s)Fig.7 Cloud chart for velocity at different rotation angles (inlet velocity: 15 m/s)

由圖6可知：閥前的壓力隨著旋轉角度的增加而增大，閥后的壓力隨著旋轉角度的增加而減小；關閉過程中，閥前形成的高壓區和閥后形成的低壓區，隨著旋轉角度的增大相應的范圍也增加，壓差和壓力損失也增加；閥體與中間旋塞接觸部分呈現出明顯的壓力梯度變化。

由圖7可知：隨著旋轉角度的增加，閥前的速度變化較小，但旋塞進口處速度升高；旋塞出口處形成的高流速區域隨著開度的減小而逐漸減小，但其最大速度明顯升高；旋塞閥在全開時，流體流動狀態比較穩定，沒有明顯的漩渦，當旋轉角度超過10°之后，該型旋塞閥閥腔內開始形成回流和漩渦，并且隨著關閉角度的增加，旋塞腔內出現方向相反的漩渦，并且越來越大。

由圖8可知，在旋塞閥關閉過程中，壓差、最大壓力和最大速度均隨著開度的減小而增加，特別是當旋塞閥開度小于20%之后，壓差、最大壓力和最大速度顯著增加，其中，最大速度從19.21 m/s升高至329.50 m/s，最大壓力從0.091 66 MPa

圖8 進口速度15 m/s時，開度與最大速度、最大壓力和進出口壓差的關系曲線Fig.8 Relation curve of opening with maximum velocity, maximum pressure, inlet and outlet pressure difference at inlet velocity of 15 m/s

增大至163 MPa，進出口壓差從0.012 MPa增大至81.28 MPa。

4 結論及建議

(1)CD70型旋塞閥的閥體過渡圓角半徑從0到8 mm的變化過程中，閥體最大變形量均在出口相貫處，且呈線性增加，最大值為0.109 5 mm。最大等效應力均在入口相貫處下部，最大應力為598.77 MPa，小于材料42CrMo的屈服強度930 MPa。當過渡圓角半徑為5～7 mm時，閥體最大等效應力出現最小值，約為569 MPa。因此，建議閥體密封相貫處過渡圓角半徑取5～7 mm為宜。

(2)當閥的開度小于20%時，閥前的高壓區和閥后的低壓區范圍增加，閥內開始出現劇烈的回流和漩渦現象，最大速度可達329.5 m/s，最大壓力163 MPa；該最大壓力已經超出了CD70型旋塞閥的額定設計壓力104 MPa，呈現不安全因素。

(3)建議旋塞閥的關斷過程要迅速，盡量縮短小開度的工作時間；在旋塞閥啟閉控制系統的設計和壓裂泵操縱規程的制定中，宜參考可能出現的瞬時渦流速度和最大內壓值進行防護性考慮。