摘 要：针对裂解炉并网过程中连动裂解气阀小开度切换导致的流速激增、阀座冲蚀及密封可靠性下降问题，文章以 60/14 寸阀门为研究对象，采用气固两相流数值模拟探究小开度下的流场特性与冲蚀机理，并设计了一种冲蚀抑制结构（ESS）。模拟结果表明，1% ～ 3% 开度为高风险冲蚀区间，流速与冲蚀速率呈非线性关联；增设 ESS 后，出口阀座峰值流速降低 69.8%，密封面冲蚀速率降低 83.9%，综合最大冲蚀速率与高风险区运行时间，整体冲蚀率降低约 72.5%。研究表明，ESS 能有效抑制小开度下的高速流动，显著减轻密封面冲蚀，在维持主管线压力平稳的同时大幅提升阀门可靠性与安全性，为连动裂解气阀的优化设计与工程应用提供了理论依据。

关键词：连动裂解气阀；流场；开度；冲蚀；ESS

乙烯裂解装置是现代石油化工产业的 " 龙头 "，其运行的连续性、稳定性与安全性直接决定了整套生产装置的经济效益与安全水平 [ 1 ] 。在裂解炉的周期性切换操作中，连接多台裂解炉与下游分离系统的主管道压力稳定是核心控制目标之一 [ 2-3 ] 。裂解气阀（TLV）安装在裂解炉出口的裂解物料汇入管网处，主要用于切断去往下游油汽分馏塔或燃料油汽提塔的工艺管线，清焦阀（SDV）则设置在烧焦气排放管线的起始位置 [ 4-5 ] 。在正常运行工况下，TLV 保持全开，SDV 处于全关状态，从而保证裂解后的物料顺利进入管网系统。当进行清焦操作或停炉时，需打开 SDV 并关闭 TLV，以使裂解炉与系统管道隔离。切换过程中，既要保证主管线压力不超过许用值，同时需防止裂解气回流进入裂解炉引发爆炸，因此要求主管线压力在连动过程保持在一定范围内 [ 6 ] 。如图 1 所示，连动系统的作用是使 SDV 与 TLV 开度相互匹配，从而维持主管线压力稳定。传统的切换操作依赖人工监测压差，手动交替开关阀门，导致阀门长时间处于小开度区间，高温含焦粉介质的高速冲刷易造成密封面冲蚀失效，存在一定安全隐患。为解决此问题，工业界发展了电子连锁与机械连锁两种自动连动切换模式，前者通过压差控制器实现电动执行机构步进式连动，后者依靠机械连杆实现阀门联动。

图 1 连动系统示意图

针对连动切换过程，已有学者开展了相关研究。吴峰等 [ 7 ] 以双闸板闸阀结构的 TLV 为例，分析了电子连锁技术的应用及连动过程中阀位曲线的变化趋势，提升了切换过程的安全性与稳定性，但该方法因压差建立过程的滞后性，未能解决小开度下的阀座冲蚀问题。刘洋等 [ 8 ] 通过 Q-Criterion 法定义了面积等效系数及压力等效系数，优化了连动系统的面积匹配关系，降低了主管线压力的离散程度，但研究未涉及小开度冲蚀损伤的抑制。韩栋等 [ 9 ] 对闸阀不同开度下的流场进行模拟分析，发现小开度时冲蚀程度加剧，冲蚀区域主要集中在闸板底部和密封面，但未提出有效的解决对策。

综上，当前研究主要聚焦于连动控制逻辑的优化与静态结构改进，而对 " 连动结构 " 这一特殊阀门形式在小开度瞬态切换过程中的冲蚀机理研究尚显不足，且缺乏针对性的抑制措施 [ 10-12 ] 。连动过程中，TLV 或 SDV 的导流孔与阀座会形成一个相交的流通区域，如图 2 所示。

图 2 阀门小开度状态示意图

介质从入口流道进入，经过导流孔后从出口流道射出，途经入口阀座、导板及出口阀座。由于 TLV 及 SDV 由电动执行机构驱动，尤其对于大口径连动阀门，为了满足一个电动执行机构同时驱动两台阀门，通常会配备二级减速机构，使得阀门动作时间更长，故小开度的冲蚀时间被延长。传统等面积连动模式导致小开度阶段流通截面急剧收缩，局部流速非线性激增 [ 11 ] ，高温含焦粉介质对出口阀座密封面形成剧烈冲蚀，长期累积将导致密封失效 [ 12 ] ，如图 3 所示，严重时迫使装置非计划停车。

图 3 出口阀座实际冲蚀效果

本文以某乙烯装置 20 万吨 / 年裂解炉用 60/14 寸连动裂解气阀为研究对象，采用数值模拟方法，系统研究连动过程中阀内气固两相流场的演化规律，揭示小开度冲蚀的诱发机理，界定高风险区间。在此基础上，创新提出 ESS，优化小开度阶段的流场分布，降低出口阀座区域的冲蚀速率。通过对比仿真验证该结构的抑制效果，为连动裂解气阀的抗冲蚀设计提供理论依据和技术参考。

2 研究方法与模型构建

2.1 研究对象及其匹配关系计算

以某乙烯装置 60/14 寸阀门连动系统设计为例，以 TLV 流道直径为标准将设计条件归一化处理，基本设计条件如表 1 所示。

表 1 连动系统设计条件

根据表 1 数据将介质设计参数及阀门设计参数代入公式（1） ～ （7）进行求解，可以算出 TLV 及 SDV 连动过程各点对应流通面积。其中，公式（1） ～ （3）根据减压孔板计算公式推导而来，公式（4）为过饱和蒸汽比容经验公式，公式（5） ～ （7）为根据 Q-Criterion 推导出的面积修正系数及压力修正系数，以表征不同开度下的能量损失 [ 8 ] 。

式中 ASDV —— SDV 流通面积；

ATLV —— TLV 流通面积；

φ ——压力等效系数；

vi1 —— TLV 前流体在 pi1 绝对压力下的比体积；

vj2 —— SDV 前流体在 pi2 绝对压力下的比体积；

g ——重力加速度；

τ ——面积等效系数；

RTLV —— TLV 流道半径；

RSDV —— SDV 流道半径；

h1 —— TLV 导流孔与流道中心距离；

h2 —— SDV 导流孔与流道中心距离；

t ——开度系数比。

分别以 TLV 及 SDV 全开时的流通面积及阀门全行程为标准，将连动过程中两者开度及行程进行归一化处理，如表 2 所示。

表 2 连动过程 TLV 及 SDV 开度和行程关系

在工业阀门中，通常将开度小于 5% 定义为小开度。从表格中可以看出，在连动过程中，TLV 全程开度小于 4%。为了建立阀门开度与冲蚀速率对应关系，对研究对象进行流场仿真计算。

2.2 网格划分及相关性验证

对 TLV 及进出管道内的流场进行网格划分，为保证边界条件的有效性，分别在阀前设置 3 倍、阀后设置 5 倍以上阀门通径的延长段管线。利用十二面体对模型进行划分如图 4 所示，由于在阀门小开度下，流通面积较小，为了保证模拟的准确性，对这一部分的网格进行细化处理，为保证计算结果不受网格数量的影响，进行网格相关性验算，最终得到网格数量约 89 万。

图 4 60 寸 TLV 计算域网格划分

2.3 冲蚀模型及求解设置

冲蚀模型可由公式（8）表示，其定义为壁面材料在单位时间单位面积上损失的质量。可以看出，在相同工况下，影响冲蚀的因素主要与介质流速及冲击角度有关 [ 13 ] 。对于普通金属，f  （α）通常在 α =15 °～30 ° 时达到峰值（以切削机制为主），在 90 °（垂直撞击）时较低（以锻造挤压机制为主），但对于硬质合金材料， f  （α）则在 α =90 ° 时最大。此外，由于动能 Ek ∝ v2，所以速度项通常以速度的 b 次方出现，且 b＞2，这表明冲蚀速率对速度极为敏感。速度增加一倍，冲蚀速率可能增加 2b ≈ 4～6 倍。因此冲蚀抑制的核心就是降低出口阀座介质流速。

式中 Re ——冲蚀速率；

C  （dp） ——粒径函数；

α ——介质与壁面的冲击角；

F  （α） ——冲击角函数；

v ——介质与壁面的相对速度；

b  （v） ——相对速度函数；

利用流体计算软件 ANSYS CFX 对计算域内部流场进行定常计算，整个流场设置为静止坐标系。进口边界条件为质量流量入口 60 000 kg/h，介质为 425 ℃过热蒸汽，比焓 3 275.7 kJ/kg，定压比热 2.1 kJ/（kg · ℃），动力黏度 2.44 × 10-5 Pa · s。pc1 设置为静压出口 0.151 MPa （g），pc2 设置为静压出口 0.001 MPa （g），其余所有壁面采用无滑移壁面，粗糙度为 20 μ m。网格关联采用 GGI 方式，湍流模型均选用 SST 湍流模型，它与标准 k- ε 湍流模型相比在近壁面处具有更好的鲁棒性，同时避免 k- ω 模型对入口湍动过于敏感劣势，具有较高的可信度。两相模拟采用稳态计算，将固相颗粒直径设置为 200 μ m，密度为 1 500 kg/m3，初始速度设定为 10 m/s，温度为 425 ℃，

3.1 原始结构流场特性与冲蚀机理分析

图 5 为 TLV 开度为 1% 到 5% 的流场分布情况。在阀门开度为 1% 和 2% 时，由于流通面积非常小，介质在进入 TLV 时呈明显的射流现象，介质沿导流孔上部流动，一部分通过导流孔与阀座之间的月牙状通道流出，另一部分会冲击出口阀座并出现反弹现象进入导流孔空腔，此时流体介质速度较快，对阀座的冲击角度接近 90 °。当阀门开度达到 3% 及以上时，随着月牙状流道面积逐渐增大，流体介质进入 TLV 导流孔的速度降低，且流向明显向下偏转，在到达出口阀座后，一部分从月牙状流道进入出口管道，另一部分沿出口阀座下部扩散，逐渐填充整个导流孔。在此开度下，介质冲击壁面的速度相对较低，冲击角度变小。

图 5 TLV 不同开度的流场分布

图 6a 表示 TLV 出口阀座中心竖直方向的速度分布，以中心位置为原点，以流通半径为基准进行归一化处理，密封面上半部分为正，下半部分为负。可以看出，在相对位置为正时，每个开度下均存在两个相对高点。第一个相对高点处于 +50% 左右位置，随着开度的增加，峰值逐渐增加，且峰值位置逐渐向导流孔中心方向变化。第二个相对高点出现在相对位置约 +100% 处（出口阀座 6 点钟位置），开度 2% 时介质流速最高，此时对出口阀座的冲击最为明显。TLV 开度在 3% 以上时流体介质冲击的最大速度位置向下偏移，更多的介质会直接通过导流孔进入出口管道，造成出口侧气体速度上升。

图 6 TLV 出口阀座竖直方向的速度分布及阀座表面速度分布

出口阀座介质流速随着阀门开度分布的曲线如图 6b 所示，可以看出，流速随开度的增加呈现先增后降的趋势。当 TLV 开度在 2% 时，介质冲击在出口阀座的速度远高于其他几组，约 282 m/s。当 TLV 开度大于 3% 时，流速明显降低且趋于平稳。当 TLV 开度小于 1% 时，由于过流面积过小，且从入口阀座进入的气体能量被导流孔腔耗散，使出口阀座介质流速未升至最高。

由于阀门开度小于 1% 及阀门开度大于 3% 的流速基本趋于稳定，没有明显的突增，因此，将开度 1% ～ 3% 作为高风险开度区间，在连动过程中，需要降低此阶段出口阀座处介质流速，从而降低阀座冲蚀速率。

为有效缓解 TLV 在苛刻工况下出口阀座的冲蚀问题，结合上述影响冲蚀速率的主要因素——流速与角度，对 TLV 流道结构进行了针对性优化，增加 ESS，包括流量调节器和引流板。流量调节器最高遮挡开度占总开度的 3%，目的是使 TLV 出口开度达到 3% 前，入口无开度，而当入口有开度时，出口开度已超过高风险开度区间，引流板连通流量调节器和阀门出口，目的是小开度下使流场稳定，并起到保护阀座的作用，具体结构如图 7 所示。

ESS 沿介质流动方向布置，由于其截面积占比较小，因此在 TLV 开度较大时，对 TLV 的额定流通能力和系统压降影响甚微，保证了 TLV 在全开状态下的流通能力。常规阀门入口与出口流道面积同步增加，导致介质在小开度迅速加速，对出口阀座形成持续的高速射流与涡流冲击，加剧气固两相流冲蚀。通过增加流量调节器，实现了入口与出口流道开启的非线性协同：阀门开启初期，出口流道面积首先按理论比例增加，流量调节器则保持节流状态，直至开度通过高风险区后，通流面积迅速扩大。这种延迟增流设计，在阀门小开度时限制了介质的瞬时流量，显著降低峰值流速。

3.3 ESS 对流场特性的影响

图 8 为有无 ESS 的流场对比。从速度云图中可以看出，相较于无 ESS，增设 ESS 后，进入导流孔内的流体速度降低，流速分布更加规整，高速射流特征减弱，流体介质到达出口阀座后向出口流道扩散。此外，TLV 出口位置流速明显降低，高速射流特征减弱，可减少对出口阀座的冲蚀，延长阀座使用寿命。

图 8 有无 ESS 的流场对比

图 9 有无 ESS 的阀座最高流速对比

图 9 为 TLV 出口阀座密封面竖直方向上的速度分布对比。从中可以看出，在增加 ESS 后，出口阀座最大速度由约 282 m/s 降至 85 m/s，降低比例 69.8%，极大程度地减少了阀座处介质流速。

3.4 ESS 对冲蚀抑制效果的验证

图 10 为 TLV 出口阀座密封面冲蚀速率云图对比。可以看出，在无 ESS 时，携带颗粒的流体介质对壁面冲蚀较为集中，冲蚀速率更高，最大约 0.011 2 kg/m2 · s，并且冲蚀集中于阀座密封面，因此更容易对 TLV 出口阀座产生冲蚀。而增加 ESS 后，流体介质对壁面的冲蚀相对较为分散，阀座最大冲蚀速率也降至约 0.001 8 kg/m2 · s 左右，避开了出口阀座密封面，阀座密封面的冲蚀速率降低 83.9%。因此增加 ESS 后避免了携带颗粒的流体介质对出口阀座的直接冲蚀，极大程度降低了磨损。

图 10 ESS 对出口阀座冲蚀速率的影响

由于增加了 ESS，对连动过程 TLV 开度面积产生了一定影响。在 TLV 从关到开过程中，无 ESS 的开度与行程关系如表 2 所示。为了对比增设 ESS 对连动过程的影响，依据前文公式，以 TLV 流通面积为变量计算开度与时间的关系，纵坐标为相对开度比例，即流通面积相对总流通面积的比例；横坐标为相对时间，即 TLV 与 SDV 连动时间占全行程总开关时间的比例（阀门匀速运动），计算 TLV 及 SDV 的相对开度与切换时间的关系。计算结果如图 11 所示。

图 11 ESS 对冲蚀时间的影响

从图中可以看出，由于 TLV 增加了 ESS，遮挡住一部分过流面积，因此在连动过程中，起始连动点相比无 ESS 有所延后。当 TLV 打开至一定程度时，导流孔上沿升至流量调节器以上时，开始有开度，但由于开度很小，ESS 遮挡面积仍占阀门流通面积相当大的比例，因此在开度增速变慢，连动总时间更长。增设 ESS 连动阀门在高风险开度区间运行时间占全行程时间相比无 ESS 从 3.1% 增加到 5.3%，增量 61.3%。

综合计算最大冲蚀速率与高风险区运行时间可知，增加 ESS 后实际冲蚀率相比无 ESS 降低 72.5%。这表明 ESS 通过牺牲小开度下的微调时间来换取流速的平抑，实现了 " 以时间换安全 " 的优化策略。

本文以某乙烯装置 60/14 寸连动裂解气阀为研究对象，针对其并网切换过程中因小开度运行导致的阀座冲蚀问题，通过数值模拟揭示了内部流场的演变规律，并提出了一种冲蚀抑制结构（ESS）。主要结论如下：

（1）阀门开度与流速呈显著非线性关联，当开度为 1% ～ 3% 时被界定为高风险冲蚀区间。在此区间内，流体介质对出口阀座密封面形成明显的 90 ° 冲击射流，是导致密封面冲蚀失效的根本原因；其中，开度为 2% 时，出口阀座密封面处流速达到峰值，冲蚀最为严重。

（2）创新设计的 ESS 结构通过实现小开度下入口与出口流通面积的非线性协同变化，主动限制了瞬时流量，在有效降低流经出口阀座的峰值流速的同时，从流向上规避颗粒介质对密封面的 90 ° 垂直冲击，从根源上抑制了冲蚀的形成。

（3）增设 ESS 后，出口阀座最大流速由 282 m/s 降至 85 m/s，降幅达 69.8%；阀座密封面的冲蚀速率降低了 83.9%。综合最大冲蚀速率与高风险区运行时间计算，增设 ESS 后，阀门整体冲蚀率降低了约 72.5%。连动阀门在高风险开度区间的运行时间占全行程时间的比例由 3.1% 增加至 5.3%，增幅达 61.3%。

优化后的连动裂解气阀成功应用于某乙烯装置，经长周期在线运行，阀门密封情况良好，未发现阀座冲蚀现象，大幅延长了阀门运行寿命，提升了装置的稳定性与安全性。