戚曉寧

海洋石油工程股份有限公司，天津 300451

一般油氣田的設(shè)計(jì)壽命為20～30年，閥門(mén)一旦出現(xiàn)事故，又無(wú)法回收維修，這將直接影響到后期油氣田生產(chǎn)的安全。本文針對(duì)工程實(shí)例，首先對(duì)出現(xiàn)液壓失效事故閥門(mén)的執(zhí)行機(jī)構(gòu)的蓄能器數(shù)量和膨脹液路徑進(jìn)行了設(shè)計(jì)、優(yōu)化，而后采用伯努利方程和通過(guò)CFD建模對(duì)優(yōu)化后的執(zhí)行機(jī)構(gòu)進(jìn)行理論分析和有限元分析，并對(duì)分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，結(jié)果表明，失效閥門(mén)在優(yōu)化后經(jīng)過(guò)快速打開(kāi)操作不會(huì)出現(xiàn)執(zhí)行機(jī)構(gòu)失效事故，從而驗(yàn)證了優(yōu)化的可靠性。該研究對(duì)類似工程項(xiàng)目有一定的借鑒意義。

1 理論分析

南中國(guó)海某氣田開(kāi)發(fā)項(xiàng)目水下管匯上有一臺(tái)液壓控制的水下閥門(mén)[4]，目前無(wú)法進(jìn)行關(guān)閉操作，只能保持打開(kāi)狀態(tài)，初步判斷該閥門(mén)的執(zhí)行機(jī)構(gòu)失效。圖1是該項(xiàng)目所使用水下閥門(mén)的執(zhí)行機(jī)構(gòu)[5-6]，閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)中有兩種液體，一種是液壓油（HW443R），其用于驅(qū)動(dòng)閥門(mén)的開(kāi)關(guān)；另一種是膨脹液（HD-EO），其用于平衡執(zhí)行機(jī)構(gòu)彈簧腔內(nèi)外壓差[7-8]。執(zhí)行機(jī)構(gòu)的彈簧腔頂部設(shè)置有雙向安全閥，安全閥設(shè)定的泄放壓力為350 kPa，海水進(jìn)入壓力為700 kPa。

圖1 水下閥執(zhí)行機(jī)構(gòu)示意

1.1 計(jì)算原理

先從理論角度[8-9]給出膨脹液在執(zhí)行機(jī)構(gòu)中流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生壓力差的計(jì)算公式。通常情況下，液體流動(dòng)均滿足伯努利方程：

式中：?P為兩點(diǎn)的壓差；ρ為流體的密度；h1為點(diǎn)1的高度；h2為點(diǎn)2的高度；v1為點(diǎn)1的速度；v2為點(diǎn)2的速度；g為重力加速度；hw為壓頭損失。

如圖2所示，當(dāng)流體為理想流體時(shí)，hw=0。但對(duì)于水下閥門(mén)，執(zhí)行機(jī)構(gòu)彈簧腔里面的壓力差是由流體黏度引起的管道對(duì)流體產(chǎn)生的沿程阻力和局部阻力構(gòu)成的，因此執(zhí)行機(jī)構(gòu)里面的膨脹液不能被認(rèn)為是理想流體。

圖2 伯努利方程示意

因此hw應(yīng)該等于由流體黏度引起的沿線阻力和局部阻力之和：

沿程阻力hf：

式中：λ為沿程阻力系數(shù)；Re為雷諾數(shù)；μ為流體黏度；v為流體流動(dòng)系數(shù)；l為沿程長(zhǎng)度；d為內(nèi)徑。

局部阻力hj：

式中：ξ為局部阻力系數(shù)，通過(guò)查表可以得到其經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

可以假設(shè)閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)彈簧腔與蓄能器之間沒(méi)有高差，因此h2=h1。假設(shè)蓄能器為大空間，流體進(jìn)入速度ν2為0。通過(guò)式（1） ～（4） 可以得到壓差為：

在計(jì)算時(shí)，由于閥門(mén)操作時(shí)間、管道內(nèi)徑和液體流量可以由測(cè)量得出，因此通過(guò)計(jì)算可得到流體的流動(dòng)速度；開(kāi)關(guān)閥門(mén)的操作時(shí)間越短，膨脹液的流動(dòng)速度就越大，因而導(dǎo)致彈簧腔內(nèi)的壓差也越大；液體黏度也隨著環(huán)境溫度的變化而明顯變化。由此可以計(jì)算出不同時(shí)間、不同環(huán)境溫度下的壓差，進(jìn)而給出閥門(mén)在極限操作速度和環(huán)境溫度下的可靠性判斷。

1.2 計(jì)算參數(shù)

（1）執(zhí)行機(jī)構(gòu)的基本參數(shù)。圖3為某5-1/8 in（1 in=25.4 mm）水下閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)彈簧腔到蓄能器之間管道的主要尺寸。第一段管內(nèi)徑為15 mm，第二段管內(nèi)徑為16 mm，第三段管內(nèi)徑為14 mm，第四段管內(nèi)徑為30.3 mm。

圖3 水下閥執(zhí)行機(jī)構(gòu)主要尺寸

（2）膨脹液主要輸入?yún)?shù)。水下閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)所用膨脹液為HD-EO，其主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 膨脹液主要參數(shù)

（3）其他參數(shù)[9]。關(guān)于5-1/8 in水下閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)的其他參數(shù)見(jiàn)表2，其中局部阻力系數(shù)是通過(guò)查表得到的。

表2 其他主要參數(shù)

1.3 計(jì)算結(jié)果

通過(guò)計(jì)算可得表3所示的結(jié)果，可見(jiàn)執(zhí)行機(jī)構(gòu)內(nèi)的相對(duì)壓力與操作時(shí)間成反比，操作時(shí)間越長(zhǎng)，流體在液壓管內(nèi)流動(dòng)的速度越小，由其引起的阻力也越小。執(zhí)行機(jī)構(gòu)內(nèi)的相對(duì)壓力與環(huán)境溫度成反比，環(huán)境溫度越低，流體的運(yùn)動(dòng)黏度越大，由其引起的沿程阻力和局部阻力越大，所以壓差也越大。

表3 閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)在不同操作時(shí)間和溫度下所對(duì)應(yīng)的壓差/kPa

2 有限元分析

2.1 參數(shù)輸入

為了方便計(jì)算結(jié)果的比較，水下閥門(mén)機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵參數(shù)與上面所取參數(shù)相同，并且在模型參數(shù)的輸入過(guò)程中，使用了同樣的參數(shù)和系數(shù)。

2.2 有限元模型的建立

水下閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)彈簧腔的壓力差主要是由膨脹液在進(jìn)入蓄能器時(shí)產(chǎn)生的沿程阻力和局部阻力以及因速度變化而產(chǎn)生的勢(shì)能導(dǎo)致的。在有限元模型建立時(shí)[4,10-11]，由于彈簧腔和蓄能器是標(biāo)準(zhǔn)的圓柱形，同時(shí)也為了加快計(jì)算速度，因此建立四分之一的執(zhí)行機(jī)構(gòu)彈簧腔和其蓄能器的有限元模型，即可滿足有限元分析要求。然后對(duì)該模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，由于壓差主要由管道阻力和管口的突然變形造成，因此對(duì)該部位的網(wǎng)格劃分更細(xì)一些。有限元模型及網(wǎng)格劃分如圖4、圖5所示。

圖4 有限元模型

圖5 網(wǎng)格劃分

2.3 載荷及邊界條件的設(shè)定

質(zhì)量流量隨操作時(shí)間的增加而變大，假設(shè)質(zhì)量流量為一個(gè)常數(shù)2.86 L；閥門(mén)設(shè)計(jì)水深為1 500 m，因此閥門(mén)所受外部靜水壓力設(shè)定為150 kPa；因閥門(mén)的設(shè)計(jì)操作時(shí)間為7.2 s，因此按照該閥門(mén)操作時(shí)間來(lái)施加內(nèi)部載荷；暫且按照環(huán)境溫度為4℃時(shí)的流體黏度施加載荷。如圖6所示。

圖6 邊界條件及載荷

2.4 計(jì)算結(jié)果

圖7分析結(jié)果是在閥門(mén)的操作時(shí)間為7.2 s和環(huán)境溫度為4°C時(shí)得出的膨脹液流動(dòng)速度示意圖和同樣條件下得出的壓力分布圖。由圖可知流體在第三段管道中的流動(dòng)速度最大，因?yàn)榇硕蔚墓軓阶钚?，由此可知分析結(jié)果基本符合預(yù)期理論。同時(shí)可知，最大壓差分布的位置也位于彈簧腔入口處，因?yàn)橐后w的不可壓縮性，所以傳遞到了整個(gè)彈簧腔的內(nèi)壁，模擬結(jié)果完全符合理論分析結(jié)果。上述結(jié)果證實(shí)，該CFD模擬的結(jié)果正確性和準(zhǔn)確性較高。

圖7 流體速度分布和壓力分布圖

另外，由圖7可知，在該工況下彈簧腔內(nèi)產(chǎn)生的最大壓差為150 kPa，低于安全閥的泄放壓力（350 kPa），因此安全閥不會(huì)打開(kāi)，膨脹液不會(huì)釋放到海水環(huán)境中。表4為模擬的輸入、輸出數(shù)據(jù)。

表4 數(shù)值模擬的輸入、輸出數(shù)據(jù)

3 閥門(mén)失效原因分析及推薦的解決措施

當(dāng)分別在2.5、4、20℃下，按照不同的操作速度對(duì)該閥門(mén)進(jìn)行壓差模擬時(shí)，可以得到如圖8所示的曲線，該曲線顯示壓差與操作時(shí)間成指數(shù)關(guān)系。

圖8 壓差與操作時(shí)間的關(guān)系曲線（DP為擬合）

通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，圖8所示的曲線與上面理論計(jì)算的結(jié)果趨勢(shì)完全相同。通過(guò)上述曲線可以明顯看出，當(dāng)閥門(mén)所處環(huán)境溫度較低、操作速度過(guò)快時(shí)，彈簧腔的壓差將會(huì)大于350 kPa，從而導(dǎo)致安全閥打開(kāi)，膨脹液因此泄漏到海水環(huán)境中。當(dāng)重復(fù)操作多次以后，在關(guān)閉閥門(mén)時(shí)，蓄能器中可能出現(xiàn)無(wú)膨脹液可以流回彈簧腔的情況，從而導(dǎo)致液壓鎖住。一旦閥門(mén)在水下被液壓鎖住，以后就再也無(wú)法對(duì)閥門(mén)進(jìn)行關(guān)閉操作了，由此給海洋油氣田的安全操作帶來(lái)巨大風(fēng)險(xiǎn)。

通過(guò)以上理論計(jì)算和模擬分析，可以得到以下幾種可供參考的解決閥門(mén)失效的方法：第一，增加水下閥門(mén)的操作時(shí)間，從而使膨脹液有充足的時(shí)間在蓄能器和彈簧腔之間流動(dòng)，這可通過(guò)在液壓控制單元處增加節(jié)流閥的方式，來(lái)控制液壓油進(jìn)入彈簧腔的時(shí)間。第二，加快膨脹液在彈簧腔和蓄能器之間的流動(dòng)速度，這可通過(guò)增大彈簧腔與蓄能器之間連接管的管徑或者增加蓄能器數(shù)量來(lái)達(dá)到此目的。第三，盡量選用在低溫下具有較小黏度的膨脹液，以降低流動(dòng)阻力。第四，要在模擬真實(shí)工作環(huán)境的情況下，對(duì)閥門(mén)樣機(jī)做不低于100次的快開(kāi)測(cè)試，以保證膨脹液不會(huì)通過(guò)安全閥泄漏[7]。

4 結(jié)論

（1）液控水下閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)內(nèi)的相對(duì)壓力與操作時(shí)間成反比，操作時(shí)間越長(zhǎng)，流體在液壓管內(nèi)流動(dòng)的速度越小，由其引起的阻力也越小。同時(shí)執(zhí)行機(jī)構(gòu)內(nèi)的相對(duì)壓力與環(huán)境溫度成反比，環(huán)境溫度越低，其流體的運(yùn)動(dòng)黏度越大，由其引起的沿程阻力和局部阻力也越大。

（2）當(dāng)閥門(mén)所處環(huán)境溫度較低、操作速度過(guò)快時(shí)，安全閥會(huì)打開(kāi)，從而導(dǎo)致膨脹液泄漏到海水環(huán)境中去。當(dāng)上述操作重復(fù)多次以后，關(guān)閉閥門(mén)時(shí)可能導(dǎo)致蓄能器中無(wú)膨脹液可以流回彈簧腔，由此形成液壓鎖，引起閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)故障。

（3）可以通過(guò)增加水下閥門(mén)的操作時(shí)間、增大彈簧腔與蓄能器之間連接管的管徑、增加蓄能器數(shù)量、選用低溫下黏度較小的膨脹液等措施，以避免液控水下閥門(mén)執(zhí)行機(jī)構(gòu)發(fā)生失效。