0 引言

天然气采气管线中杂质含量高、流速高，冲蚀磨损在其系统和设备中非常常见，是威肋、安全的主要因素。由于压力调节阀几何模型复杂，所处工况多变，因此确定磨损位置，获得金属损失量，可为采气管线压力调节阀安全运行标准的制订和完善提供理论依据。
国内魏丹等数值模拟了新型压力调节阀不同开度下的流场，结果表明:压力调节阀通过阀芯动作控制压力，节流、减压能力好，安全可靠性高;易思树等探究了压力调节阀失效的事故原因，发现介质在零件配合间隙形成的狭缝和阀门小开度条件下产生的高流速是导致冲蚀加剧的主要原因;唐越通过CFX模拟，提出了阀门底板冲蚀预测方法，建立并验证了底板冲蚀磨损的预测模型;殷雁民考察了Mokveld调节阀的控制特性，发现可以通过改变阀门安装的方向，减弱冲蚀作用。
国外对压力调节阀冲蚀特性的研究多从结构优化入手。OUGF等认为压力调节阀壁厚损失的主要原因是空腐蚀，采用三维模型用CFD方法分析阀内流场是准确可行的;ZUBKOV N P等[0]采用数值模拟的方法改进阀门内部结构和材料，减弱了冲蚀强度。
综上所述，国内外有关压力调节阀的研究鲜有涉及阀门不同工况下壁厚减薄的研究。因此，以采气管线典型压力调节阀为研究对象，基于现场流速、流量等基础参数，采用数值模拟方法分析压力调节阀流体域的流速和冲蚀特性并结合壁厚测量实验验证计算结果，得到阀门内部表面损失随时间的变化结果，可为阀门安全运行和维修、抢修措施的制定提供理论依据。
1 现场实验
1. 1 结构与材料
压力调节阀流体域及流体流动轨迹如图1 (a)所示，管道中的气体携带粉尘在进入阀门前先遇到变径管再进入阀体底部。在阀体底部装置有节流用笼套，而在阀体顶部与底部之间装置有阀芯，如图1 (b)所示。弹簧带动阀芯在阀体内运动，通过调节阀体顶部节流槽和阀芯的相对距离控制流量，如图1 (c)所示。可见，气体流经阀门时入口变径管为第一级节流，阀体底部的笼套为二级节流，阀体顶部通
过阀芯运动实现第三级节流。

图1 压力调节阀几何模型

阀芯硬度600 HB，弹性模量256 GPa ;变径管硬度510 HB，弹性模量286 GPa;阀体硬度460 HB，弹性模量560 GPa。
1.2 壁厚测量
测量位置如图2所示，测量区域主要在阀前变径管、笼套、阀芯处。在阀入口异径管8 cm处顺时针方向测量，每次测量11个点。目前，国内外尚未见直接测量阀芯的装置和设备，因此，阀芯还无法测量。采用HS160超声波涂层测厚仪测量壁厚，测量范围0. 75 ~300 mm，其具有可以穿透金属表面聚乙烯以及环氧底漆涂层的功能，测量误差为0.2 mm。

图2 阀前变径管、笼套、阀芯处测量位置

1.3 工况数据和实验安排
调压阀工况来自2010-2016年西南某气田3台在不同区域运行的控制阀，以R,,Rz,R3表示，如表1所示。整理了这3台控制阀近年来的工况以及运行状态，发现当阀门为总开度30%时，运行时间为总时间的5%;当阀门为总开度70%时，运行时间为总时间的25 %;当阀门为总开度100%时，运行时间为总时间的70%。在工况调研时，阀前后压力取自6年内的平均压力。其中，R，的测量数据主要用
于调整冲蚀速率模型中的关键参数，RZ,R:的测量数据主要用作模型范围考察。在调节阀前入口处通过粉尘取样器获取粉尘，发现其中磁铁矿占大多数。

表1 现场工况参数

2 数值模拟
根据调节主要材料物性，采用入口压力为3. 1~4. 1 MPa，出口压力为2. 5 ~ 3. 5 MPa。在笼套和阀体下部接触处、阀芯和阀体上部接触处设置交界的面为interface。其余面均设置为Wall。
(1)连续相模型。连续相模型如式(1}和式(2)所示。

式中，ρ为气相密度;μ为气相速度矢量;μ'μ’为雷诺应力，m2/s2;g为重力加速度，9 . 8 m / s2; μ为气体粘度;P为节点压力。
(2)离散相模型。离散相模型如式(3)所示:

式中，mp为颗粒质量，kg ; vp为颗粒速度，m/s;为ρp颗粒密度，kg/m3;dp为颗粒直径，m;FD为曳力，N;FB为浮力，N;FP为压力梯度力，N;MCD。为曳力系数，无因次;mF为颗粒流过计算域的质量，kg。
(3)冲蚀速率模型。冲蚀速率模型选用一种由Tulsa大学Edwards通过实验获得的冲蚀速率模型，如式(4):

式中，α为颗粒撞击角，°;B为颗粒撞击表面的布氏硬度因子，无因次；μ为颗粒在气流中的速度，m/s;Em为磨损量，mm;f（α）为撞击角度函数，由颗粒不同撞击角下的平板冲蚀实验而来，无因次;Fs为颗粒圆度系数，无因次;P304为阀门组件材料的密度和硬度;t为在该工况下的运行时间，s。系数X为2.27Y为一3.84，Z为3.147，M为0.360 9，N为2.532。
3 结果与分析
3. 1 开度一流速分布
图3为R1，在开度30% ，70%，100%时阀内流速。开度30%时流量2. 6 x 106 m3/d，阀入口短节处流速12. 8 m / s，笼套、阀芯处流速45 m/s，阀后短节处流速为33.5 m/s;开度70%时流量3. 2 x 106m3/d入口短节处流速为14. 5 m/s，笼套、阀芯处流速为49.2 m/s，阀后短节处流速为37.0 m/s;开度100 %时流量3. 8 x 106m3/d，阀入口短节处流速为17.5 m/s，笼套、阀芯处流速为43. 0 m/s，阀后短节处流速为40.0 m/s。

图3 流速分布

可见，随开度增大，流量、流速也增加，此时，阀后短节处流速高于阀前短节处。
3.2 开度一冲蚀速率
由于流速:在颗粒冲击作用中起决定性作用，当其他影响因素如硬度、圆度系数、撞击角度函数等参数相同时，冲蚀速率之比可由μ2.73之比代替，再根据运行的时间(开度30%时间占5%，开度70%时间占25 %，开度100%时间占70 %)分配壁厚损失的权重，相关结果如表2所示。

表2 R1中不同开度对冲蚀速率的贡献权重

将每一种部件的壁厚损失划分为开度100% ,70% ,30%三个层次，各部件总的壁厚损失可由这三个层次加权而来，对于阀前短节、阀后短节、笼套处的壁厚损失可由式(5) , (6) , (7)来表示。其中Emz为总壁厚损失，ELZ开度为不同开度下的壁厚损失。

3. 3 模型修正
由于颗粒粒径小于80μm，其运动轨迹受气体流动干扰大，撞击角度变化会导致撞击角度函数超出Tusla模型所描述的范围。因此，需要针对原模型中撞击角度函数，提出一种优化方案。该方案如图4所示，即通过实验数据和模拟数据对比，以最小二乘法为基础，线性回归得到撞击角度函数中的X，Y，Z，M，N等参数，新的撞击角度函数即可量化粉尘粒径较小时的撞击作用。

图4 优化方案示意

优化后撞击角度函数f(α)减小为原来的3. 5 x10-4倍。最终f（α)中的参数确定为X为0. 53 x10-4，Y为一0.9 x10-4，Z为0.75 x10-4，M为0. 1 x10一4，N为0. 63 x 10-4。
3.4 开度一冲蚀特性
3. 4. 1阀前后短节
图5 （a)和图5 （b）为阀前和阀后短节处磨损位置和磨损速率计算结果。由图可见入口处变径管的壁厚损失大但受磨损区域相对较小，出口处冲蚀速率相对较小，但受磨损区域相对较大。这是因为阀前短节处结构简单，入口处节流作用弱，而阀后短节是突扩形状，是阀芯处流速的延续，而且，除了突扩作用外，调压后压力降低导致流体密度降低、单位体积内流量增大，进而使流速升高。

图5 阀前后短节处磨损训一算结果

同时发现，随开度增加冲蚀速率呈增大趋势，对于入口处阀前短节，开度30%时冲蚀速率约为10-9mm/s，开度70%时冲蚀速率约为10-9mm/s，开度100%时冲蚀速率约为10-8mm/s;对于出口处阀前短节，开度30%时冲蚀速率约为10-10。mm/s，开度70%时冲蚀速率约为10-9mm/s，开度100%时冲蚀速率约为10-8mm/s。
3.4.2 笼套
图6为笼套磨损位置和磨损速率计算结果，迎流方向垂直于纸面进入，由图可见:开度30%时，笼套表面局部流量小，颗粒速度高，迎流面上粉尘浓度高，磨损严重，磨损速率约在10-8mm/s;开度70%时，局部流量略微减小，颗粒速度低，磨损相对较轻，磨损速率约在10-9mm/s;开度100%时，局部流量最小，颗粒速度最低，磨损速率在10-9mm/s以下。

图6 R1处笼套磨损计算结果

3. 4. 3 阀芯
图7为阀芯迎流面处的磨损速率，开度30%时，阀芯和阀体顶部间距小导致阀体顶部流量大，颗粒速度高，粉尘浓度也高，磨损严重，磨损速率约在10-7mm/s;开度70%时，阀芯和阀体顶部间距增大局部流量略微减小，颗粒速度降低，磨损较轻，磨损速率约在10-8mm/s;开度100%时，局部流量最小，颗粒速度最低，磨损速率在10-8mm/s以下。

图7 R1处阀芯磨损训一算结果

3.5开度一壁厚损失
表3为R1， R2 ， R3阀模型按式(4)~式(7)的计算值与实验值对比，无论是阀前短节还是阀后短节，Tusla模型计算误差大并高于100 %。而通过3. 3节图(4)所示的优化方案，优化后模型误差约为12%结果与实验结果较为相近。
表3 R1,R2,R3，中不同开度对冲蚀速率的贡献权重

由于笼套、阀芯处无法直接测量，笼套、阀芯处的计算结果如图8、图9，可见笼套处磨损速率与阀芯处相似，约为10-7~10-8mm/s，高于阀前、后变径管处一个数量级。这主要因为笼套、阀芯常做流量控制用，流量大、流道面积小、颗粒流速大、磨损相对严重。

图9 R1,R2,R3,阀芯壁厚损失计算值

4 结语
(1)在阀门不同开度下，笼套、阀芯处流速最高，磨损最严重。
(2)根据阀门运行时间结合流速分布获得了不同开度下对冲蚀磨损贡献的权重，发现不同开度时各组件处的冲蚀速率并不相同。
(3)提出了冲蚀速率模型的修正方法，优化了原模型中撞击角度函数f（α），当X为0.53 x10-4，Y为一0.9 x10-4，Z为0.75 x10-4，M为0. 1 x 10-4，N为0. 63 x 10-4时，模型精度较高。