大口徑、高壓力新型止回閥在新疆SJZ泵站的應用

樊智軍，李 科，麥楚霖

(1. 新疆水利水電勘測設計研究院有限責任公司，新疆 烏魯木齊 830000；2. 自貢新地佩爾閥門有限公司，四川 自貢 643000； 3. 武漢大學動力與機械學院，湖北 武漢 430072)

隨著供水流量和揚程的不斷提高，大口徑高揚程泵站中新型止回閥得到了較多應用，如新疆SJZ泵站，其單臺水泵設計流量為3.25 m3/s，泵站最高揚程為187.22 m；最低揚程為176.00 m；設計揚程為186.00 m。泵后止回閥采用“零流速”關閉的軸流式止回閥，閥門直徑為1 200 mm，設計壓力4.0 MPa。

《泵站設計規范》GB50265-2010中提出，“9.4.4高揚程、長壓力管道的泵站，工作閥門宜選用兩階段關閉的液壓操作閥[1]?！睂嶋H上是把泵后工作閥門兼做泄壓閥在使用，會引起水泵倒轉，而大型水泵倒轉會造成巨大的噪聲，同時需要稀油潤滑的泵組，在全廠事故停電時泵組倒轉需要設置高位油箱等措施來保證機組的冷卻潤滑，加大了機組的檢修維護工作量。另外還需要復核因泄壓引起的進水池涌浪高度、水泵進口閥門設計壓力等。雖然泵后工作閥可一閥多用，但也會增加其他方面設計工作，提高了系統設計的復雜性。有必要對可以避免水泵倒轉的新型止回閥進行研究，其中軸流式止回閥值得重點關注。

1 軸流式止回閥

軸流式止回閥，也被稱為導流式速閉止回閥或梭式止回閥[2]，主要是利用水流通過止回閥不同流道斷面產生的壓差進行自動開啟和關閉，從水泵失電至逆流開始的這個時段內，隨著管道內正向流速的降低至一定數值后開始關閉，在正向流速降至“0”或倒流剛形成實現閥門全部關閉而不造成因關閥流速變化引起的壓力波動。

軸流式止回閥在石油天然氣長輸管道系統應用廣泛，主要應用于大型壓縮機出口，主要結構有單支撐圓盤式，雙支撐圓盤式和環盤式[3]，國內水利行業主要采用的雙支撐圓盤式和環盤式結構。目前，我國已建泵站泵后采用軸流式止回閥部分運用實例見表1。

表1 國內已建泵后采用軸流式止回閥部分工程實例統計

從表1可以看出，兩種結構在國內市政、水利行業均有應用，但SJZ泵站泵后止回閥口徑大、壓力高，國內還沒有同等規格可參考，國內研究機構對軸流式止回閥在泵后使用的研究和認識也不一致，且不具備真機產品動態測試研究的條件，在采用軸流式止回閥進行泵站水力過渡過程計算時各計算單位結果相差較大，本文以雙支撐圓盤式結構為例，對閥門關閉時的動態特性[4]、流阻系數和彈簧作用進行分析。

2 雙支撐圓盤式軸流式止回閥主要參數分析

2.1 閥門關閉時的瞬態分析

閥門關閉過程動態特性分析采用FLUENT軟件進行，分析停泵時，閥瓣在水流以3 m/s2負加速度從5 m/s的正常流速衰減過程中，閥域內流場信息變化[5]。模擬邊界條件選擇速度進口，自由出流，使用C語言編寫進口邊界條件及閥芯運動方程，以連續性方程、三維雷諾平均N-S方程和標準k-ε雙方程為控制方程組。

RNGk-ε湍流模型則是目前工程計算中使用較多的模型。RNGk-ε湍流模型通過引入兩個附加方程(k方程和ε方程)來計算出湍流粘性系數，進一步計算出雷諾應力。其中，k方程是湍動能方程，ε方程是湍流耗散率方程。

k方程：

ε方程：

圖1為DN1200 PN40軸流式止回閥關閉過程中閥域內流場壓力分布圖，分析圖1(a)、(b)可知，軸流式止回閥在0～1.32 s時間內，閥門一直處于完全打開的狀態，閥門進出口壓力分布相對均勻，0.04 s時刻閥門進口端壓力較高，局部最大壓力為8 490 Pa。分析圖1(c)、(d)可知，在1.322～1.54 s時間內，由于介質流速的減小，閥瓣向左運動，此段時間內閥門進出口壓力分布依舊相對均勻，閥前壓力大于閥后壓力，1.42 s時刻，局部最大壓力為15 300 Pa，最小壓力為-18 100 Pa，最小壓力主要集中在閥瓣與筋板連接架間隙處，1.54 s時刻局部最大壓力11 500 Pa，最小壓力為2 290 Pa。分析圖1(e)、(f)可知，在1.54～1.71 s時間內，介質力的減小繼續使閥瓣向左移動，此時閥門處于較低的開度下，閥門前后壓力相差很大，進出口壓力、閥軸、前后襯套、整流罩及尾蓋附近壓力分布均勻。1.62 s時刻，局部最大壓力為2 200 Pa，最小壓力-102 000 Pa，1.71 s時刻閥門幾乎處于關閉狀態，閥前后壓力穩定。

圖1 不同時刻壓力分布圖

圖2為DN1200 PN40軸流式止回閥關閉過程中閥域內流場速度分布圖，分析圖2(a)、(b)可知，軸流式止回閥在0～1.32 s時間內閥門一直處于完全打開的狀態，在整個閥門及管路系統中，閥域內介質流速各不相同，閥瓣與閥體間隙處介質流速較大，0.04 s時刻局部最大流速為17.9 m/s，1.32 s時刻局部最大流速為7.14 m/s。分析圖2(c)、(d)可知，在1.32～1.54 s時間內，由于介質流速的減小，閥瓣向左運動，由于閥瓣及閥體連接筋板的節流作用，閥后介質流速分布不均，局部最大流速依舊分布在閥瓣與閥體間隙處，1.42 s時刻局部最大流速為5.11 m/s，1.54 s時刻局部最大流速為5.95m/s。分析圖2(e)、(f)可知，在1.54～1.71 s時間內，介質力的減小繼續使閥瓣向左移動，此時閥門處于較低的開度下，1.62 s時刻局部最大流速為1.12 m/s，1.71 s時刻，閥門幾乎處于關閉狀態，進出口流速分布相對均勻。

圖2 不同時刻速度分布圖

圖3為DN1200PN40軸流式止回閥關閉過程中閥域內流場流線分布圖，分析圖3(a)、(b)可知，軸流式止回閥在0～1.32 s時間內閥門一直處于完全打開的狀態，在整個閥門及管路系統中，閥前流線分布均勻，介質流經筋等局部地方，流線分布不均，0.04 s時刻局部最大流速為16.9 m/s，1.32 s時刻局部最大為6.81 m/s。分析圖3(c)、(d)可知，在1.32～1.54 s時間內，由于介質流速的減小，閥瓣向左運動，1.42 s時刻局部最大流速為5.03 m/s，1.54 s時刻局部最大流速為5.47 m/s。分析圖3(e)、(f)可知，在1.54～1.71 s時間內，介質力的減小繼續使閥瓣向左移動，此時閥門處于較低的開度下，1.62 s時刻，閥后經節流后的流線較少，流線分布不均，小的渦流區域多，局部最大流速為11.6 m/s，1.71 s時刻，閥門幾乎處于完全關閉狀態，閥后幾乎無流線分布。

圖3 不同時刻壓力分布圖

圖4為DN1200 PN40軸流式止回閥關閉過程中閥門開度與時間的關系，在0～1.322 s內，閥瓣上受到的介質力足以克服彈簧力及摩擦力，閥瓣處于靜止狀態，此時開度達到最大值，隨著進口介質流量的持續下降，閥瓣上受到的介質力也在逐漸下降，在1.322 s時刻之后，閥瓣上受到的介質力降低到彈簧力可以克服摩擦力和介質力時，止回閥開始關閉，閥瓣位移隨時間近似線性遞減，開度逐漸降低，直到1.71 s時刻，軸流式止回閥完全關閉。

圖4 關閉過程閥門開度與時間曲線

圖5為DN1200 PN40軸流式止回閥關閉過程中閥芯速度與時間的關系，在0～1.322 s內，閥瓣上受到的介質力足以克服彈簧力及摩擦力，閥瓣處于靜止狀態，此時開度達到最大值，此時速度保持為0 m/s，隨著進口介質流量的持續下降，閥瓣上受到的介質力也在逐漸下降，在1.322 s時刻之后，閥瓣上受到的介質力降低到彈簧力可以克服摩擦力和介質力時，止回閥開始關閉，閥芯速度在1.322～1.65 s時反向加速運動，在1.65～1.71 s之間，閥瓣運動速度變化趨緩，直到1.71 s時刻，軸流式止回閥完全關閉。

圖5 關閉過程閥芯速度與時間曲線

2.2 軸流式止回閥穩態流阻系數和流量系數仿真模擬

根據《GB/T 30832-2014閥門流量系數和流阻系數試驗方法》中的規定，對軸流式止回閥不同開度時的流阻系數進行計算。

在介質為常溫水，密度為998.2 kg/m3，DN1200閥門管道內徑1.166 m，選取壓差為100 kPa、工況下進行模擬計算不同開度下介質在通過閥門的流量，進而得出閥門的流阻系數和流量系數。

仿真計算得出閥門不同開度下的流阻系數和流量系數曲線如圖6、圖7所示。

圖6 開度流阻系數曲線

圖7 開度流量系數曲線

從圖6、圖7的曲線來看，閥門的流阻系數隨著閥門開度的增大而減小，它們之間的關系曲線類似于指數關系。隨著閥門開啟，開度在0%～20%之間，流阻系數快速降低。閥門開度在30%～70%之間，流阻系數逐漸降低。閥門開度在80%～100%這段區間內，流阻系數變化不大。通過流場分析：DN1200 PN40閥門在3.25 m3/s流量下的壓降為6 239.59 Pa，滿足小于8 kPa的設計要求。

2.3 彈簧作用及剛度選擇

雙支撐圓盤式止回閥采用單一彈簧結構，預緊彈簧布置在閥瓣后。從直觀分析來看，彈簧的作為是在閥后背壓很低的情況下也能保證閥門可靠關閉，如果閥后背壓較高時，在正向流速降至“0”或倒流剛形成就可以實現閥門全部關閉，彈簧可以不設置。但在停泵后，水流負加速度一定的情況下，彈簧剛度越大，彈簧的作用力越明顯，閥瓣的關閉加速度更大，閥門關閉時間更短，關閉時間短的閥瓣接觸閥座時的速度更小，對閥座沖擊力更小。因此不論閥后背壓大小，設置彈簧后閥門關閉性能更優，在滿足壓降要求的前提下彈簧剛度越大越好。同時彈簧剛度太大則閥門的最小開啟壓力越大，穩態過閥損失越大，因此彈簧剛度的選擇原則是在保證過閥損失合理的情況下盡量增大彈簧剛度。

對于本泵站，泵后最小靜壓力達到175.665 m，如果沒有設置彈簧，泵后管內正常流速2.87 m/s，在流速降至0.64 m/s時閥瓣開始關閉，閥門壓降為5 994.95 Pa，閥瓣對閥座的沖擊力為818.2 N，設置彈簧外力為1 765 N后在流速降至1.035 m/s時閥瓣開始關閉，閥門壓降為6 239.59 Pa，閥瓣對閥座的沖擊力為128.6 N。

設置彈簧外力為1 765 N后在流速降至1.035 m/s時閥瓣開始關閉，閥門壓降為6 239.59 Pa，閥瓣對閥座的沖擊力為128.6 N。

最終選擇彈簧外力為1 765 N，壓降為6 239.59 Pa，滿足小于8 kPa的設計要求。閥瓣對閥座的沖擊力為128.6 N。

3 軸流式止回閥后工作閥門設置

本泵站泵組采用變頻軟啟動方式，如果軸流式止回閥后的檢修閥在開機時處于開啟狀態，則閥后背壓為進、出水池高差176.96 m，而閥門最小開啟壓力為2 kPa，則閥前壓力達到177.16 m時閥門就啟動開啟，但此時閥前壓力并不能滿足開閥要求，僅作為軟啟的變頻器容量也不夠。因此，泵后軸流式止回閥后還應配置工作閥，保證泵后壓力達到開閥壓力后再開啟。本工程采用液控球閥作為開機控制閥，并兼做軸流式止回閥的檢修閥。

斷電停泵時，隨著管內正向流速的降低軸流式止回閥開始關閉，至管內流速幾乎為零時全部關閉，消除了因關閥流速變化引起的水錘升壓。SJZ泵站經計算斷電后6 s閥門處管道流速降至0，為了防止軸流式止回閥發生卡阻等故障沒有關閉，液控球閥作為后備保護設備，在斷電后延時6 s開始關閉。

4 結 語

軸流式止回閥作為水力自控閥，結構簡單、關閥動作安全可靠，可以有效防止管道出現逆流，水泵不會出現倒轉，但在進行泵后止回閥選型設計時，需要和管線調壓措施統一考慮，選擇何種閥型需要對止回閥加管線調壓措施多種方案進行經濟、技術比較后確定。

本泵站由于管道水力損失占設計揚程比例很小，沒有設置全功率變頻器，軟啟變頻器容量不大，需要用液控球閥作為開機控制閥。若泵站設置了全功率變頻器，按照水泵廠家給出的水泵穩定運行范圍，在最低揚程達到166 m就可開閥，不需要達到水泵零流量時揚程開閥，因此軸流式止回閥就可實現開機功能，在閥門前后壓差很小的情況下閥門開始開啟，水泵也基本在平壓狀態下開啟，可減小水泵軸系變形，延長水泵壽命，軸流式止回閥后也僅需設置檢修閥。

軸流式止回閥全開時流阻系數較同口徑的蝶閥偏大，仿真計算結果為1.35(DN300模型試驗結果為2.3)，通過相似原理，換算成原型機的流阻系數1.33，過閥損失約為0.65 m；而蝶閥全開時流阻系數為0.15，過閥損失約為0.07 m，軸流式止回閥全開時過閥損失較大，水泵設計揚程計算時應進行考慮。