翟啟超，劉殿坤，段淼淼，王德海，吳玉珍

（1.北京航天石化技術(shù)裝備工程公司，北京 100176；2.國家特種泵閥工程技術(shù)研究中心，北京 100076）

1 前言

安全閥作為一種超壓保護的特種設備，廣泛應用于石油、化工、電力、冶金等諸多行業(yè)［1～11］。它是一種自動閥門，不借助任何外力而利用介質(zhì)本身的力來排出一定質(zhì)量的流體，以防止壓力超過額定的安全值。當壓力恢復正常后，閥門再行關(guān)閉并阻止介質(zhì)繼續(xù)流出。為實現(xiàn)泄放足量的超壓介質(zhì)以達到對超壓設備進行安全保護的作用，安全閥的排放性能受到安全閥工程設計及應用領(lǐng)域的廣泛關(guān)注，對實際工程的選型意義重大。

彈簧直接載荷式安全閥因其結(jié)構(gòu)簡單應用最為廣泛，本文以HTXO型液體介質(zhì)彈簧直接載荷式液體安全閥（圖1）為研究對象，它沿用了傳統(tǒng)的彈簧、導套、反沖盤、閥座、閥瓣及下調(diào)節(jié)圈的結(jié)構(gòu)設計思路。

圖1 液體介質(zhì)直接載荷式安全閥示意

HTXO型液體安全閥是滿足ASME規(guī)范要求的系列小口徑彈簧直接載荷式安全閥。ASME第Ⅷ卷中對安全閥的排放性能有明確要求［12］：同一系列安全閥，按其入口排放壓力由低至高任取4個測點，每個測點測量到的閥門流量系數(shù)值不得超過全部測點的流量系數(shù)平均值±5%范圍。這里的閥門排放壓力應為安全閥整定壓力的1.1倍，換言之，對于全開啟式安全閥來說，ASME規(guī)范要求其超過壓力不得大于整定壓力的10%。

本文將著眼于上述設計要求，從分析閥門的流阻損失與其流量系數(shù)的內(nèi)在聯(lián)系、內(nèi)流場流阻產(chǎn)生區(qū)域，分析液體安全閥作用機理出發(fā)，形成能夠有效指導安全閥流道結(jié)構(gòu)設計的工程方法。將分析研究獲得的工程方法應用于實際產(chǎn)品的工程實踐，以達到HTXO系列產(chǎn)品滿足ASME規(guī)范要求的設計目標。

2 流量系數(shù)及試驗

2.1 流量系數(shù)

安全閥的流量系數(shù)是衡量閥門流通能力的一個重要指標，流量系數(shù)值越大說明安全閥排放性能越好［13］。這里需要明確：一般調(diào)節(jié)閥的流量系數(shù)是在閥門前后壓力差一定的情況下測量計算出的閥門流量系數(shù)。而安全閥流量系數(shù)與一般調(diào)節(jié)閥流量系數(shù)的定義并不相同，它是在安全閥出口為大氣壓時，在不同的安全閥入口排放壓力下測量計算出的系數(shù)。也就是說，安全閥流量系數(shù)偏差是在變壓力差的前提下進行比較的，因此對系列安全閥產(chǎn)品，其流量系數(shù)偏差不超過±5%的設計要求難于一般調(diào)節(jié)閥的設計要求。

本文研究對象為出入口通徑均為D25 mm（1 in）、流道直徑D0為10 mm的HTXO系列安全閥，為方便比較，本文引入了區(qū)別于安全閥排量系數(shù)（即實際排量與理論排量比）的流量系數(shù)Kv概念，流量系數(shù)定義式為［13］：

式中Kv——流量系數(shù)，m2

Q——體積流量，m3/h

ρ——流體密度，kg/m3

ΔP——閥門入口與出口的壓力差，MPa

由于被測安全閥出口排空，計算過程中ΔP實際應為安全閥的排放壓力。

2.2 試驗系統(tǒng)及試驗方法

液體安全閥流量系數(shù)試驗在圖2所示的液流試驗系統(tǒng)進行。該系統(tǒng)能夠滿足最大入口通徑10.16 mm、最高10 MPa試驗壓力的液體安全閥性能試驗［14］。

圖2 安全閥液流試驗系統(tǒng)示意

試驗方法遵循參考文獻［14］推薦的安全閥動作性能和排放性能試驗程序，簡單描述為：（1）快速增壓至被測安全閥90%整定壓力后，繼續(xù)緩慢增壓至被測安全閥達到整定狀態(tài)。（2）繼續(xù)增壓至被測安全閥全開啟，安全閥啟跳壓力須小于1.1倍整定壓力。（3）繼續(xù)增加安全閥入口壓力至排放壓力（整定壓力的1.1倍），記錄閥門的流量。（4）關(guān)閉被測安全閥前壓力源，被測安全閥回座關(guān)閉。

表1 HTXO型安全閥流量系數(shù)測試數(shù)據(jù)

根據(jù)表1中的實測數(shù)據(jù)可得流量系數(shù)Kv值與壓力差ΔP（閥門排放壓力）的關(guān)系曲線如圖3所示。從圖中可看出：（1）同一安全閥，保證其流道結(jié)構(gòu)和開啟高度相同的條件下，其流量系數(shù)隨著其排放壓力的增加而減小。（2）現(xiàn)有HTXO系列安全閥產(chǎn)品的流量系數(shù)，超過了ASME規(guī)范要求的“閥門流量系數(shù)值不得超過全部測點的流量系數(shù)平均值±5%范圍”的規(guī)定。

3 流量系數(shù)與流阻損失的關(guān)系

由試驗數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，相同流道結(jié)構(gòu)的閥門，隨著壓力ΔP的變化，其流量系數(shù)呈指數(shù)關(guān)系減小。在管道元件中，閥門可以看作是一種流阻元件。流體流經(jīng)閥門過程中，由于閥門結(jié)構(gòu)阻力，使得介質(zhì)產(chǎn)生了一定量的能量損失，即流阻損失。研究安全閥排放能力與其內(nèi)部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生流阻損失的關(guān)系，將有助于提高安全閥的排放能力。

定義ζ為流阻損失系數(shù)，它表征閥門結(jié)構(gòu)流阻損失的大小，即ζ越大說明該結(jié)構(gòu)閥門流阻損失越大；反之亦然。

對于紊流流態(tài)的液體，其流體阻力損失以閥門前后的流體壓力降ΔP表示［13］，即：

式中ζ——閥門的流阻損失系數(shù)

u——流體在閥門內(nèi)的平均速度，m/s

根據(jù)式（2）推導出：

以閥門入口速度近似計算閥內(nèi)平均介質(zhì)流速，其體積流量為已知測量值，介質(zhì)為常溫水，故可以計算出流阻損失系數(shù)ζ。流阻損失系數(shù)的變化曲線如圖3所示。

圖3 HTXO型安全閥流量系數(shù)及流阻損失系數(shù)的變化曲線

由圖3可以發(fā)現(xiàn)：（1）同一流道結(jié)構(gòu)下隨著壓力ΔP的增大，流阻損失系數(shù)ζ隨著排放壓力ΔP的增大而逐漸增大。（2）安全閥流阻損失系數(shù)ζ的增大趨勢與流量系數(shù)Kv減小的趨勢相反，這說明流阻的增加確實影響了閥門的排放性能。

4 閥內(nèi)流阻數(shù)值計算分析

從前文分析中不難看出，流阻損失系數(shù)的增加很大程度上影響了閥門的排放能力。由流阻損失系數(shù)公式（3）可以發(fā)現(xiàn)，壓力差ΔP的變化引起流阻損失系數(shù)的變化是不可避免的，而流速u的相應調(diào)整可以起到抵消ΔP的變化對流阻損失系數(shù)帶來的影響。為了直觀地分析安全閥內(nèi)流場流阻損失，引入CFD方法對安全閥內(nèi)流場進行建模分析，并通過結(jié)構(gòu)改進減小內(nèi)部流動對排放能力的影響。

4.1 內(nèi)流場建模

如圖4所示，安全閥流場計算區(qū)域是從安全閥入口到出口，由閥座、閥體、反沖盤、導套和下調(diào)節(jié)圈等零部件構(gòu)成的三維空間。由于流場呈對稱分布，為減少計算量，計算域只取一半的流場空間。忽略閥體腔內(nèi)定位螺釘和鑄造圓角［15］。

圖4 內(nèi)流場計算域

圖5表示安全閥內(nèi)流場網(wǎng)格劃分情況。流場內(nèi)主要采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，模型中網(wǎng)格的間隔比不超過3，流動關(guān)鍵區(qū)域網(wǎng)格加密處理。

圖5 網(wǎng)格劃分

主要的邊界條件如表1所示。

表1 邊界條件列表

介質(zhì)為水，進口及出口截面分別設置成壓力進口和壓力出口，壓力大小與試驗完全一致；壁面處理采用了壁面函數(shù)法；湍動能和湍流耗散率的差分格式選擇了二階迎風格式。

4.2 計算結(jié)果分析

圖6為計算得到的安全閥內(nèi)流場流速分布圖。按照傳統(tǒng)的安全閥內(nèi)流場理論，可將安全閥流道近似視為一收縮擴張型噴管［15］。對于不可壓液體介質(zhì)，噴管收縮段，即圖中安全閥入口區(qū)域，介質(zhì)流速較大；介質(zhì)經(jīng)過喉部及反沖盤區(qū)域進入閥門腔體內(nèi)，由于流道截面積迅速擴張，閥腔內(nèi)流速較低。流速變化梯度較小的區(qū)域，其流阻損失系數(shù)基本穩(wěn)定，故對該區(qū)域通過設計手段改變流道結(jié)構(gòu)，降低流阻損失系數(shù)難度較大。而在反沖盤附近區(qū)域，閥內(nèi)介質(zhì)流速變化梯度較大。反沖盤處流道折轉(zhuǎn)擴張的結(jié)構(gòu)使得這一區(qū)域形成許多渦流［16］，產(chǎn)生了較大的流阻損失，從而影響了閥門的排放性能。

5 工程應用分析

HTXO型液體安全閥是按照ASME規(guī)范設計的一款系列彈簧直接載荷式安全閥，其動作性能和排放性能嚴格執(zhí)行美標規(guī)范。由表1試驗數(shù)據(jù)可見，現(xiàn)有HTXO系列安全閥產(chǎn)品的流量系數(shù)，超出了ASME規(guī)范要求的“閥門流量系數(shù)值不得超過全部測點的流量系數(shù)平均值±5%范圍”的規(guī)定。

根據(jù)上文中流場分析的結(jié)果可以知道，安全閥反沖盤區(qū)域?qū)﹂y內(nèi)流阻損失起到至關(guān)重要的作用。為了達到ASME規(guī)范要求，應盡量減少流阻系數(shù)ζ隨壓力差ΔP的變化。換言之，圖3中流阻系數(shù)ζ的曲線應趨近平行于橫坐標的一條直線。由式（3）知，只有當流速u的變化量與壓力差ΔP變化量相匹配時，流阻系數(shù)ζ方能接近常量，而這只能通過合理的結(jié)構(gòu)設計方能實現(xiàn)，從而保證該系列安全閥排放性能滿足ASME規(guī)范要求。

如圖7所示為安全閥反沖盤局部流道簡圖。從圖中可以看出，反沖盤裙邊高度h是影響該區(qū)域流道形狀的關(guān)鍵，適當增加h值，一定程度上可更好地引導流體流動，減少渦流擾動，從而減小這一區(qū)域的流動耗散，進而提高閥門的排放性能。同時，考慮到反沖盤是保證安全閥動作性能的關(guān)鍵零件，對其他設計尺寸并未做變更，只是將反沖盤處裙邊高度h變?yōu)椋╤+2） mm。

圖7 反沖盤局部流道示意

圖8為在相同入口條件下，h改進前、后反沖盤附近流動狀態(tài)。

圖8 改進前、后反沖盤局部流速分布

由圖可見，設計方案改進前的反沖盤區(qū)域介質(zhì)流速分布圖，流體介質(zhì)從安全閥喉部經(jīng)過反沖盤斜邊后，流道截面積迅速擴張，主流區(qū)的流體流速迅速由閥門入口的高速降低至閥門腔體內(nèi)的低速。改進后的反沖盤裙邊更長，對從閥座射出的介質(zhì)導流效果更為明顯。為驗證計算結(jié)果，在保證閥門全開啟的前提下，按其入口壓力由低至高分別取 0.1241，1.1376，2.2753 和 3.4129 MPa 進行流量系數(shù)測試。試驗結(jié)果如表2所列。

表2 反沖盤改進前后流量系數(shù)對比

反沖盤結(jié)構(gòu)改進前，測試得到的平均流量系數(shù)為100.98，但低壓力測點下，由于安全閥出入口壓力差ΔP較小，流量系數(shù)較大；高壓力測點下，壓力差ΔP增大，流量系數(shù)過小。4組數(shù)據(jù)中最大流量系數(shù)偏差超過平均值8.8%，不能滿足ASME規(guī)范的要求。

反沖盤結(jié)構(gòu)改進后，平均流量系數(shù)為100.41，與改前平均流量系數(shù)差僅減少了5‰，但最大流量系數(shù)偏差僅為平均值的4.3%，很好地滿足了ASME規(guī)范中±5%的指標要求。

6 結(jié)論

（1）同一系列安全閥，在保證其流道結(jié)構(gòu)和開啟高度相同的條件下，其流量系數(shù)Kv值隨著其排放壓力的增加，有減小的趨勢。

（2）安全閥流量系數(shù)Kv與其流阻損失系數(shù)ζ相關(guān)，流量系數(shù)Kv隨著流阻損失系數(shù)ζ的增大而減小。這說明流道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的流阻是影響閥門排放性能的內(nèi)在因素。

（3）同一種流道結(jié)構(gòu)的安全閥，影響其排放性能主要因素是其反沖流動區(qū)域的結(jié)構(gòu)設計。本文對該區(qū)域進行適當引流設計，達到了保持流阻損失變化緩慢，進而保證全系列安全閥排放性能滿足ASME設計規(guī)范的目的。

［1］陳殿京，劉殿坤，董海波，等.安全閥流場數(shù)值模擬研究［J］.流體機械，2008，36（10）：24－27

［2］郭崇志，孫耀平，宋書偉，等.安全閥穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)數(shù)值模擬技術(shù)對比研究 ［J］.壓力容器，2015，32（2）：27－34.

［3］顏勤偉，丁無極，陳海云，等.基于背壓修正的安全閥排量精確計算方法 ［J］.壓力容器，2015，32（6）：40－48.

［4］李前，陳文飛.焊接絕熱氣瓶用安全閥國家標準研究 ［J］.壓力容器，2016，33（2）：57－60.

［5］徐志新，葛黎明.核級風道調(diào)節(jié)閥的抗震分析［J］.流體機械，2015，43（8）：55－58.

［6］丁浩，谷小紅，來雨霏.汽車空調(diào)用熱力膨脹閥性能測試系統(tǒng)的研制［J］.機電工程，2015，32（6）：817－820.

［7］郭茶秀.直通單座控制閥流場的數(shù)值模擬與結(jié)構(gòu)改進［J］.化工設備與管道，2015，52（2）：97－102.

［8］錢錦遠，朱銀法，劉步展，等.垂直管線型先導式截止閥的閥芯運動過程數(shù)值分析［J］.化工設備與管道，2016，53（1）：51－56.

［9］高傳昌，解克宇，劉新陽，等.水下自激脈沖射流裝置流場的數(shù)值模擬及實驗研究［J］.化工設備與管道，2016，53（3）：220－226.

［10］楊紅亮，馮巍，王延軍，等.基于溫度反饋的旋轉(zhuǎn)容積灌裝機精度研究［J］.包裝與食品機械，2015，33（4）：34－37.

［11］楊紅亮，馮巍，段文軍，等.基于PROFIBUS－DP通訊的減量灌裝機雙閉環(huán)控制［J］.包裝與食品機械，2015，33（5）：28－31.

［12］2007 ASME Boiler & Pressure Vessel Code［S］.Section Ⅷ，UG－131.

［13］楊源泉.閥門設計手冊［M］.北京：機械工業(yè)出版社，2000：26－27.

［14］ASME PTC25－2008 Pressure Relief Devices Performance Test Codes［S］.

［15］翟啟超，劉殿坤，陳殿京.彈簧直接載荷式安全閥升力特性計算方法［J］.閥門，2011（3）：1－3.

［16］周國發(fā).安全閥流阻特性及其影響因素的研究［J］.流體機械，1997，25（1）：11－14.