基于CFD的管匯閥門抗氣蝕數值模擬研究

尚照輝

（1.河南《創新科技》雜志社，河南 鄭州 450000；2.浙江大學建筑與工程學院，浙江 杭州 310058）

0 引言

海底管匯是把采油系統進行集成，形成集中的海底管匯切換控制系統，相當于海底油氣采集轉運控制中心［1］，是一種高價值深水水下生產系統，其主要系統和部件具有投資成本高，恢復、修理和更換故障設備復雜，費用高等顯著特點［2］。油氣采集轉運控制系統、管匯系統的關鍵部件為各式各樣的閥門，這些閥門分布在管匯系統各個子系統中，并通過控制不同子系統進行分工合作，在整個管匯系統中，閥門起到控制、分流、運輸等功能。閥門的結構可靠性和精準性是保證深水石油開采的兩大關鍵因素，因此，有必要對閥門部件進行可靠性分析、結構優化、數值模擬和性能分析，從而有效降低閥門使用風險，并提高閥門使用壽命。

郝露菡等［3］基于FTA 法對某增量式數字閥可靠性進行研究，指出閥門卡停現象會對機構會造成重大損傷，提高閥芯可靠性意義重大。張任良等［4］通過對氣-液界面親水微通道減阻特性的影響進行研究，指出在宏觀條件下，機構表面越光滑，流體流動阻力越小。王儲等［5］對消防水炮射流軌跡理論模型進行研究，建立了同時考慮截面積修正系數和角加速度修正系數的空氣阻力模型，對流體阻力的研究有一定的指導意義。陳海宏等［6］基于FLUENT 仿真模擬軟件，研究造成分流型管匯偏流的主要原因。謝云杰等［7］基于CFD數值模擬對匯管出口流量分配對下游孔板流量計計量影響進行研究，結果表明，CFD 數值模擬可以有效獲得孔板流量計內部的流場分布情況，并可根據具體的應用場合對孔板流量計進行標定。

綜上所述，由于管匯系統由大量閥門和管路組成，閥門是其效能的關鍵部件，因此，提高關鍵部件的可靠性十分重要。將可靠性設計融入閥門設計中，通過優化閥芯結構，采用先進的數值模擬方法計算，并與理論計算結果進行對比，從而不斷完善優化路徑，提高初始空化值。同時降低外部聲壓級，能有效改善閥門內部的流動特性，使內部流場變得均勻而穩定，從而有效抑制空化現象，提高閥門可靠性。

1 閥門結構優化設計

閥門可靠性分析是在收集試驗數據、分析失效機理和失效模式基礎上進行的。Burmeister等［8］將閥門失效的原因歸結為17種，主要失效形式有振動和噪聲、夾緊停滯、泄漏、閥門工作壓力波動、閥體破裂等。

在這些失效模式中，振動和噪聲是影響閥門可靠性的重要因素。閥門產生振動的原因有以下4個：①介質流動過程中產生振動，使管道固定底座和閥門發生劇烈振動，從而導致閥門發生相應振動；②由于閥體內腔線性設計不良，導致介質流動不穩定時發生振動；③當介質流與閥門相互作用引起振動時，閥門過度節流導致渦流；④彈簧剛度過大或不足等也會引起振動。

由于這些因素與閥門設計、制造、使用等密切相關，決定了閥門的固有可靠性，而其他階段只是盡可能地保持設計的固有可靠性。因此，為了提高閥門的可靠性，需從可靠性設計著手來優化設計，建立海底集管的故障樹結構，提高故障樹分析效率，識別集管系統中的風險點，優化關鍵部件，降低風險，提高系統使用壽命。

2 基于CFD的數值模擬分析

2.1 控制方程

流體流動受物理守恒定律支配。基本的守恒定律包括質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律。

質量守恒方程見式（1）。

動量守恒方程見式（2）。

能量守恒方程見式（3）。

球閥內部流場為不可壓縮的三維黏性流，流體介質為室溫20 ℃的水。基于不可壓的雷諾平均方程組求解，采用標準k-ε雙方程紊流模型構建封閉方程組。兩種模型均采用二階迎風格式離散，離散方程組的求解采用壓力耦合方程組的半隱式方法（SIMPLE算法）。

2.2 邊界條件

閥門數值模擬參數和工作參數見表1。模擬流道區域的入口位置為閥門公稱直徑的5 倍，出口位置為閥門公稱直徑的10 倍。采用結構與非結構網格有限體積法相結合的離散控制方程，自適應網格技術對模擬流場進行調整，使模擬流場精確網格總數大約為1.5×106個。

表1 閥門模擬參數

設定入口邊界條件為速度入口，給定管道入口速度為0.25～6.00 m/s，共有23種不同流量，其間隔等差值為0.25 m/s。設定出口邊界條件為壓力出口，其值為0.1 MPa。計算時忽略重力對流場的影響。球閥的啟閉屬軸旋轉結構，其開度為φ，取值為10°～90°，間隔值為10°。

2.3 結構模型

閥芯結構如圖1所示，有三種類型：①閥芯A為普通閥芯，具有圓柱形流道；②閥芯B 為過渡型閥芯，弧形導流面結構；③閥芯C 為改進型閥芯，梳齒導流槽結構。

圖1 三種不同結構的閥芯

閥門內部流道的截面如圖2 所示，分別為x-截面、y-截面和沿流道中心線的c-截面。以閥門內部流道的截面來對其流動特性進行分析，從而反映流體在閥門內部流道的流動狀態。

圖2 閥門內部流場的三維截面

3 閥門數值模擬分析

3.1 閥門內部流場分析

本研究選取流速為3 m/s、開度在10°之間、流道內部變化較為明顯的云圖進行分析。閥門內部流場的CFD 模擬結果如圖3 至圖5 所示，其中，A、B、C 為閥門類型，x、y、z為閥門截面，數字為開度φ值。

圖3 流速為3 m/s下閥門內部流道x-截面的流場云圖

圖4 流速為3 m/s下閥門內部流道y-截面的流場云圖

圖5 流速為3 m/s下閥門內部流道c-截面的流場云圖

從流場云圖中可以看出，在相同流速、不同開度工況下，A 型閥門中存在低壓回流區，并伴有大面積漩渦，表明流體的流動狀態變化比較劇烈，高、低壓過渡區不均勻。B 型閥門在小開度時存在高壓和低壓區，出現較大的漩渦區域，但隨著開度的增大，該現象逐漸減弱。C 型閥門基本上不存在漩渦區域，沒有明顯回流區，流線比較均勻，說明介質流動相對穩定。通過對比分析可知：結構優化后的閥芯的內壓力分布比較均勻，旋渦區域減小，甚至消失，流體在閥門內部的流動特性明顯改善。

3.2 閥芯內部流動特性分析

管道內紊流或閥門內部流體空化現象均會產生噪聲。通過測量液體動力流流經球閥產生的噪聲及球閥下游和管道外部噪聲級來預測空化現象。該方法中的重要參數有差壓比xF、特性壓差比xFz、修正特性壓差比xFzp1和外部聲壓級LpAe。其中，xFz可有效評估閥門由紊流狀態到空化狀態時的初始值，是確定閥門產生噪聲的關鍵參數，并以此確定閥門內部出現空化的狀態，流體壓差比xF和壓差（P1-P2）、進口壓力P1、出口壓力P2及飽和蒸汽壓力Pv，函數關系見式（4）到式（6）。

式（5）中進口壓力為6×105Pa，如果需要進口壓力，可根據式（6）對xFz值進行修正。

式中：N34為常數，其值表示流量系數（Kv或Cv）；Kv取值為1；Cv取值為1.17；Fd為閥門類型修正系數（無量綱）；FL為無附接管件控制閥的液體壓力恢復系數（無量綱）。

當xF、xFzp1和?p=(p1-p2)的數值確定后，可作為紊流狀態和空化狀態的判別條件。

紊流狀態為?p≤xFzp1(p1-pv)，即xF≤xFzp1。此時，外部聲壓級見式（7）。

空化狀態為?p>xFzp1(p1-pv)，即xFzp1

式中：Lpi為內部聲壓級；TLcav為空化條件下的傳播損失；TLturb是紊流條件的傳播損失。外聲壓級LpAe位于出口位置距離下游壁面1 m處的平面上。

在得到xF與LpAe的函數關系曲線后，采用確定xFz法能確定閥門空化現象和xFz初始空化值。該方法的理論計算值xFz與實際試驗值基本一致，便于在選型計算中確定閥門是否發生空化，即閥門中xFz的值較高的情況，能更有效地降低閥門空化氣蝕現象。

通過CFD 模擬結果，可以獲得xF和LpAe之間的關系如圖6 所示，C 面的二維顯示如圖7 所示。由圖可知，三種不同結構的閥芯，以xF為參數確定的LpAe曲線基本相同，xFz值基本上位于同一點。

圖6 Qm、xF和LpAe三者之間關系曲線

圖7 基于xF的外部聲壓級LpAe曲線

三種閥芯構型的數值模擬結果見表2。通過對比可以發現，在開度φ 為45°、閥門為初始空化（xFz值）時，優化后的C 型閥門的xFz值比較大，外部聲壓級LpAe明顯降低。C型閥芯的外部聲壓級LpAe值較A 型閥門有著顯著降低，降幅為27.69%。C 型閥芯的初始空化值xFz為0.36，比A 型閥芯有效提高了0.09，比B 型閥芯提高了0.03。結果表明，改進后的閥芯對降低氣蝕具有良好的改善效果。

表2 開度φ為45°時不同流速下xFz值及LpAe誤差

4 結論

通過海底管匯系統風險評估與數值模擬分析，結合氣蝕預測理論對其進行分析，得到以下結論。

①將先進設計手段和技術應用到閥門的設計當中的同時，可靠性設計的理念必須融入閥門的設計過程中，而閥門可靠性的提高應從優化設計開始。

②通過閥芯結構優化，采用CFD 數值模擬和理論計算結果進行對比，初始空化（xFz）值有所提高。

③外部聲壓級（LpAe）降低，閥門內部的流動特性得到有效改善，內部流場變得均勻而穩定，有效地抑制空化現象的產生，提高閥門的可靠性。

研究分析發現，壓差比方法對閥門氣蝕現象的評估非常有效，但存在一些缺陷，理論上不能敏銳地區分相同公稱直徑下不同閥芯結構的內部流動特性。因此，需要考慮流量（Qm）及流速（v）等其他因素，才能更好地反映閥門內部的流動特性。