液压驱动可调节式水下节流阀阀芯结构设计

2021-05-08范海涛朱麟杰

中国海洋平台 2021年2期

程锐，范海涛，朱麟杰，许洋，文欢

(美钻能源科技(上海)有限公司，上海 200941)

0 引言

20世纪90年代初期以来国内石油需求增长强劲，消费量和进口量猛增，国民经济的高速增长使我国的石油需求量急剧上升，然而石油生产增长乏力，国内石油供需矛盾日益突出。近年来，我国海洋石油探明储量呈现快速增长势头。但受国外技术垄断，早期海洋石油大部分是与国外石油公司合资开发的，所产原油需与外国公司分成，因此每年我国实际获得的原油产量只有几百万吨。迄今，我国海洋石油在国内原油生产中也只能算作替补。

液压驱动可调节式水下节流阀(见图1)是水下生产系统深海油气开发装备的重要组成部分。根据中国南海某油田工况，依托1 500 m水下智能井口和采油树项目，着重介绍节流阀阀芯的结构设计。

图1 液压驱动可调节式水下节流阀

1 水下节流阀阀芯功能介绍

液压驱动可调节式水下节流阀(额定工作压力为10 000 psi(1 psi=6.895 kPa)，额定工作温度为-29～121 ℃，出口温度达-46 ℃，通径为4-1/16英寸(1英寸=0.025 4 m)，材料等级为HH-NL，产品规范等级为PSL3G，性能等级为PR2，设计水深为1 500 m)是安装于水下采油树下游的调节生产流道流量的关键设备[1-2]。流道通路依次为流道入口、滑套过流孔、阀芯环空过流通道、流道出口。其中，液压式驱动器通过液压驱动机构驱动阀杆转动(亦可通过CLASS Ⅳ插口)，由遥控无人潜水器(Remotely Operated Vehicle，ROV)扭力工具驱动)[3]，具体为通过驱动器液压缸(1对)中心轴与阀杆之间的齿轮啮合，使得阀杆转动(或ROV扭力工具直接转动阀杆)。阀杆通过螺纹连接至阀芯(见图2)柱塞组件，从而将转动变为直线运动，带动阀芯柱塞组件上下移动，打开或遮蔽阀芯滑套组件的滑套过流孔，调节过流孔过流面积，最终实现流量的调节。

图2 阀芯结构示例

2 水下节流阀流量与流量系数

在理想状态下，流道流量方程[4]为

(1)

式中：Q为体积流量；A为过流面面积；ξ为流阻；ρ为流体密度；ΔP为流道入口与出口的压差。流量系数C′为

(2)

关于流量系数的定义，符号CV与KV(AV)所涉及定义有所不同：

CV为用5～15 ℃的水，保持阀门两端压差为1 psi，阀门全开状态下每分钟流过的水量，单位为gal(美)/min(1 gal(美)=0.003 78 m3)；

KV为用5～40 ℃的水，保持阀门两端压差为100 kPa，阀门全开状态下每小时流过的水量，单位为m3/h；

AV为用5～40 ℃的水，保持阀门两端压差为1 kPa，阀门全开状态下每秒流过的水量，单位为m3/s。

考虑到量纲、密度、结构等因素的影响，且为便于运算，流量系数方程可改写为

(3)

(4)

根据定义，取G=1，为便于运算，式(4)可改写为

(5)

(6)

(7)

根据单位变换KV=0.865CV，即CV=1.156KV[5]。在本设计中，水下节流阀的流量系数CV=38.1 gal(美)/min。

3 阀芯滑套过流孔设计

3.1 流量系数与过流面积的关系

由式(1)可知，在节流阀进出口通径一致的情况下，若阀芯结构一定，流阻基本稳定，则过流面积越大，流量系数也越大，节流阀可调节范围越宽。

为了在确定的可调节范围内体积流量具有良好的线性可调节性，要求阀芯柱塞组件位移与阀芯滑套组件过流面积A(L)存在线性关系

A(L)=KA(L-L1)+A1,(L1≤L≤L2)

(8)

式中：KA为柱塞组件调节滑套过流面积的线性斜率，mm/mm2；L1为柱塞组件调节滑套过流面积的线性起点位移，mm；L2为柱塞组件调节滑套过流面积的线性终点位移，mm；A1=A(L1)为柱塞组件调节滑套过流面积的线性起点的过流面积。式(2)可改写为

(9)

综合式(8)和式(9)，柱塞组件位移、阀芯开度KL(KL=L/Lmax，其中Lmax为柱塞组件调节滑套过流面积的最大位移)、流量系数在L1≤L≤L2存在良好的线性可调节性关系。根据式(4)，在该区域内表现为对体积流量的良好线性可调节性。

3.2 柱塞位移与过流面积的关系

滑套圆形过流孔相对于其他形状的过流孔更耐冲损和腐蚀，本设计亦采用圆孔设计。对于任意正面投影为圆孔的过流孔，在阀芯与阀套相对运动过程中，计算正对相对面积的变化。

假设单孔(见图3)半径为R，滑套的相对位移为a，对应的圆形角为θ，则在该位移下的过流面积为

图3 单孔过流面积示例

(10)

(11)

令B=2θ-sinθ，则根据泰勒展开，可得

(12)

根据式(8)和式(11)，取3项近似，则

(13)

图4 多孔过流面积示例

对于系列孔，按节流开阀顺序排列，依次排列的孔径为Rt，每排同孔径过流孔数量为Nt，每排孔的上下间距为bt(可正可负)，共计n排，总移动距离为

L′=b0+2R1+b1+2R2+b2+…+

2Rn+bn

(14)

由于起止段不影响节流面积，在计算中不予考虑。在不考虑起始位置和终止运动位置后，总移动距离为

L=2R1+b1+2R2+b2+…+

bn-1+2Rn

(15)

令R0=0、b0=0、bn=0，在第k(1≤k≤n)排孔位置处，位移Lk为

(16)

在第k排孔位置的过流面积为

(17)

第m(1≤m≤n)排孔的单孔位移为

(18)

在式(17)和式(18)中，第m排孔过流面积对应的圆心角为

(19)

3.3 过流孔面积与排布

通径进出口过流面积AF为

(20)

式中：DF为水下节流阀通径，mm。在本设计中DF=103 mm，AF=8 332 mm2。在全开状态下，为确保水下节流阀有尽可能小的功率损耗(降低流阻)，滑套过流孔的总面积A(Ln)不宜过小，应尽可能趋近通径进出口过流面积AF；同时，考虑到柱塞位移、滑套的强度、耐腐蚀、阀体体积、经济性，A(Ln)又不宜过大，在设计时需充分考虑这类因素的影响。

本设计采用3排过流孔，且要求在经过第2排过流孔的过程中，面积变化尽可能为线性。为优化设计，采用3组同结构阀芯不同过流孔进行比较分析，具体要求如下：

(1) 每组阀芯过流孔孔径相同；

(2) 3排过流孔交叉排布；

(3) 柱塞过流孔过流面积调节位移尽可能小(传动螺纹圈数与螺纹节距之积尽可能小)；

(4) 阀芯过流孔所在柱面内侧与阀通径等径；

(5) 3组阀芯除过流孔外，结构完全相同；

(6) 采用Excel编程30等分位移描点计算。

3.3.1 方案(1)

确保过流孔面积和通径过流面积相等，且确保柱塞节流位移L3尽可能小。

方案(1)采用3排过流孔，每排12个孔，则过流孔孔径R1=R2=R3=8.6 mm，间距b1=b2=-6.4 mm，数量N1=N2=N3=12。

总位移：L3=2R1+b1+2R2+b2+2R3=38.8 mm。

根据式(17)～式(19)，获得柱塞位移(0≤L≤L3=38.8 mm)与过流孔过流面积的拟合曲线如图5所示。

图5 方案(1)柱塞位移与滑套过流孔过流面积关系拟合曲线

易于发现，在中段，由于过流孔偏于密集，又需确保孔间间距，避免冲损和腐蚀破坏，两侧过流孔与中心过流孔交叉不够，仍然出现明显的柱塞位移与过流面积非线性突变。

3.3.2 方案(2)

在方案(1)的基础上，过流孔孔径不变，减少过流孔数目，使过流孔充分相交，降低方案(1)中柱塞位移与过流面积非线性突变。

方案(2)采用3排过流孔，每排6个孔，则过流孔孔径R1=R2=R3=8.6 mm，间距b1=b2=-8.6 mm，数量N1=N2=N3=6。

总位移：L3=2R1+b1+2R2+b2+2R3=34.4 mm。

根据式(17)～式(19)，获得阀芯位移(0≤L≤L3=34.4 mm)与过流孔过流面积的拟合曲线如图6所示。

图6 方案(2)柱塞位移与滑套过流孔过流面积关系拟合曲线

3.3.3 方案(3)

综合方案(1)和方案(2)可知，为确保阀芯柱塞位移中段与过流孔过流面积的线性关系，应尽可能确保中心孔与两侧孔充分交叉：若要求尽可能减小柱塞位移，则排布的过流孔尺寸应尽可能小；若要求尽可能保证总过流面积和线性关系，则柱塞位移应适当增大。

方案(3)采用3排过流孔，每排4个孔，则过流孔孔径R1=R2=R3=14.9 mm，间距b1=b2=-14.9 mm，数量N1=N2=N3=4。

总位移：L3=2R1+b1+2R2+b2+2R3=59.6 mm。

根据式(17)～式(19)，获得阀芯位移(0≤L≤L3=59.6 mm)与过流孔过流面积的拟合曲线如图7所示。

图7 方案(3)柱塞位移与滑套过流孔过流面积关系拟合曲线

4 阀芯环空过流通道

环空过流通道间隙(见图2，阀芯环空过流通道)宽度为

(20)

式中：S为环空间隙宽度，4 mm≤S≤44 mm；A(Ln)为过流孔全开的过流面积，mm2；Ln为过流孔过流面可调位移；Ds为滑套外径，mm。

在本设计中，滑套外径Ds=133.5 mm。对于方案(1)，A(L3)=8 365 mm2，L3=38.8 mm，则S=29.9 mm；对于方案(2)，A(L3)=4 182 mm2，L3=34.4 mm，则S=16.8 mm；对于方案(3)，A(L3)=8 370 mm2，L3=59.6 mm，则S=19.4 mm。

为综合分析这3种方案，取S=30 mm，降低环空流阻对这3种方案的影响因素。在对比分析中，仅改变阀芯过流孔集(过流孔在滑套上的均布数量和孔径大小)。

5 节流阀全开状态下的流动特性

5.1 结构对比输入技术参数

采用常温水为分析介质，入口流量Q=33 m3/h，环境水深压力PH=ρsgh=15 MPa(ρs=1.03 g/cm3为海水密度，g=9.81 m/s2为当地重力加速度，h=1 500 m为设计水深)，冲损颗粒物为砂砾，砂砾粒度Φ=1 mm，质量流量QΦ=0.1 kg/s。

滑套采用Incoloy A286，阀体和柱塞采用4130材质。

5.2 出口压力为标准大气压力下的3种方案流动特性对比

出口压力为标准大气压力下的3种方案的平均静压如图8～图13所示，流动特性如表1所示。

图8 方案(1)进出口平均静压Ⅰ

图9 方案(1)全域最大/平均/最小平均静压Ⅰ

图10 方案(2)进出口平均静压Ⅰ

图11 方案(2)全域最大/平均/最小平均静压Ⅰ

图12 方案(3)进出口平均静压Ⅰ

图13 方案(3)全域最大/平均/最小平均静压Ⅰ

表1 出口压力为标准大气压力下流动特性对比分析 Pa

在标准大气压力下，经对比发现：

对于方案(1)和方案(3)：在同结构阀芯(仅过流孔径和数量不同)下，在同流量和过流孔过流面积下，进出口平均静压压差在整个过程中总体一致，说明进出口总体流阻相近；全域最大/平均/最小平均静压在方案(3)中较方案(1)中有一定幅度的减小，说明大过流孔径可以削弱该压力，使流动更平稳。

对于方案(1)和方案(2)：在同结构阀芯(仅过流数量不同)下，方案(2)过流孔过流面积仅为方案(1)的一半，在同流量下，进出口平均静压压差明显增大，接近40%～50%，说明进出口流阻由于过流面积的减小显著增大，这也导致全域静压总体增大。

5.3 出口压力为环境水深的3种方案流动特性对比

出口压力为环境水深下的3种方案的流动特性如图14～图25和表2所示。

图14 方案(1)进出口平均静压Ⅱ

图15 方案(1)全域最大/平均/最小平均静压Ⅱ

图16 方案(1)平均湍流耗散

图17 方案(1)平均湍流强度

图18 方案(2)进出口平均静压Ⅱ

图19 方案(2)全域最大/平均/最小平均静压Ⅱ

图20 方案(2)平均湍流耗散

图21 方案(2)平均湍流强度

图22 方案(3)进出口平均静压Ⅱ

图23 方案(3)全域最大/平均/最小平均静压Ⅱ

图24 方案(3)平均湍流耗散

图25 方案(3)平均湍流强度

表2 出口压力为环境水深下流动特性对比分析

在1 500 m水深的静水压力下，经对比发现：

对于方案(1)和方案(3)：在同结构阀芯(仅过流孔径和数量不同)、同流量和过流孔过流面积下，进出口平均静压压差在整个过程中总体一致，说明进出口总体流阻相近；方案(3)全域最大/平均/最小平均静压与方案(1)基本相近，且全域最小平均静压为负值，这说明出现阻塞流，进口平均静压再增大也不会改变流量，全域最大静压已经接近额定设计压力69.0 MPa，平均静压约48.0 MPa。

在此条件下，方案(2)进出口平均静压和全域平均静压与方案(1)基本相同，即使其过流面积减小了一半，流量也完全相同，这应证了方案(2)也出现了阻塞流，流量达到最大。但是显然，方案(2)的平均湍流耗散和平均湍流强度在稳定后明显高出方案(1)和方案(3)，内耗严重。