概述
液化天然气（LNG）是天然气经脱水、除去酸性气体等净化处理后，通过节流膨胀及外加冷源的方法逐级冷却，在约-162 ℃时液化而得到。由于LNG具有低温特性，使得LNG设施的设计、制造必须考虑其低温的技术要求，相关的设施设备必须能承受-162 ℃的超低温环境，且机械性能不会降低。
在LNG系统中，低温蝶阀主要实现切断和调节（压力和流量）这两项功能。调节功能一般配合执行机构的自动化控制得以实现；而能否完全切断管道中的介质流动、达到合格的泄漏等级，可靠的阀门密封性能是关键指标。然而，常温下零泄漏的三偏心全金属蝶阀应用于低温工况时，可能会发生泄漏不达标的情况，这种泄漏与低温特性密切相关。由阀门的密封原理可知，密封是指借助各种力（扭力、介质作用力等）以减小密封副之间的间隙，从而将泄漏量控制在允许值之内。密封副由阀座和阀板密封圈组成，由于阀座设计得比阀板密封圈更厚、更宽，因此，在同样的温度变化下，密封圈的收缩变形往往会更大，而阀座的变形会相对小得多。这种变形差异导致密封副间出现间隙，从而引起泄漏。
因此，要解决低温下出现的密封副间隙问题，需要密切关注两个主要因素：密封副和各种促成密封的力。首先，通过优化密封副结构，尽量减小低温引起的变形，从而减小低温造成的密封副间隙；在此基础上，通过调整密封比压，将变形造成的密封间隙进一步减小，将泄漏量减小到允许值内，达到密封合格。本文以多个项目的工程实践为背景，结合多方面经验总结，在一定范围内对这两方面做了相关研究。
密封副结构
由于密封圈比阀座变形更大，减小密封圈冷缩变形是优化密封副结构设计的关键。以下将针对密封圈结构进行更为深入的研究。
2.1 结构原理
图1为三偏心阀门的结构设计原理图，由图可知，第三偏心是圆锥中心线与流道中心线的偏心。随着这个第三偏心角度的不同，三偏心蝶阀会形成不同的密封面，通常分为单斜面和双斜面两种设计。
图1 三偏心蝶阀结构设计原理
如图2所示，当第三偏心ɑ等于或大于圆锥夹角θ/2时，在垂直流道方向做两个相距一定距离的切面，可得到水平面上一侧与圆锥母线相垂直的边，另一侧为斜边的密封面，一般称之为“单斜面”，见图2(a)；当第三偏心ɑ小于圆锥夹角θ/2时，做同样的两个切面，得到的是水平面上两侧均为斜边的密封面，通常称为“双斜面”，见图2(b)。
(a)单斜面
(b)双斜面
图2 密封圈示意图
2.2 密封圈低温试验
2.2.1 试验方法
为了研究这两种结构的密封圈在低温下的实际表现，本文对两个同为316不锈钢材质，但外形结构分别为单斜面和双斜面的密封圈进行了低温试验。实验对象分别是内孔直径为145 mm的双斜面密封圈和内孔直径为150 mm的单斜面密封圈。为便于追踪固定部位、方向的变形情况，并提高测量值的可研究性，在圆周上间隔45 °进行了标记，以此作为固定测量点：1、2、3、4、1′、2′、3′、4′，并且1与1′，2与2′，3与3′，4与4′的连线都分别成180 °夹角，如图3~4所示。将其同时放入液氮中，冷却2小时以上，达到约﹣196 ℃后再取出，随后进行尺寸测量。
图3 常温下密封圈
图4 -196 ℃下密封圈
忽略整体测量误差，关注不同结构密封圈的变形趋势。根据图5中所示的测得尺寸，对发生变动的尺寸整理如表1所示。
（注：图中数据，上排为常温测得尺寸，下排为低温测得尺寸）
图5 常温-低温时测得密封圈各处尺寸
表1 低温冷却前后密封圈尺寸变动
2.2.2 试验结果
结合图5和表1可知：（1）双斜面密封圈径向厚度在最小斜面端（位置1）和最大斜面端（位置1′）均发生了可测得的收缩变形。（2）双斜面密封圈内孔直径在两个方向发生了变形，分别在4-4′发生了可测得的整体收缩、在2-2′发生了可测得的整体拉伸，密封圈整体发生了以2-2′为长轴、4-4′为短轴的椭圆化变形。（3）单斜面密封圈径向厚度在直角面端（位置1）和接近大斜面端（位置4′）均发生了可测得的收缩变形。（4）单斜面密封圈内孔直径在三个方向发生了变形，分别在2-2′和3-3′方向发生了可测得的整体收缩，以及在4-4′位置发生了可测得的整体拉伸，密封圈整体也出现了以4-4′为长轴的椭圆化变形。
从密封性能考虑，进一步分析可知：（1）由于三偏心角度的锥面密封设计，密封圈径向厚度尺寸呈不规则分布，实际测得的变形较小，在0.1~0.2 mm之内；此外，作为密封圈在自由状态下的独立部位，可以作为密封圈整体变形原因的观察点，但对密封性能不具有直接影响，可以忽略。（2）三偏心蝶阀的密封方式属于扭力密封，密封圈上标记为3-3′的两处位置，离阀杆最近；当阀杆转动、关闭阀门形成密封时，由于这两处力臂最短，受到的密封力矩最小，是泄漏最可能发生的部位，也认为是密封的“薄弱点”，单斜面密封圈在此方向上发生了可测得的内孔收缩变形。（3）在低温下发生收缩是固体物质的普遍特性，图5中针对两种结构的密封圈在常温和低温下测得的尺寸，考虑到测量误差等因素，仅用于观察密封圈大致的变形趋势；从图中标记箭头的方向来看，单斜面密封圈在三个方向上发生了变形，变形的区域更大，双斜面密封圈在两个方向发生变形，变形区域更小。
此外，根据三偏心蝶阀密封面的结构原理可知，其密封面是圆锥上的两个与圆锥底面有一定夹角的平行切面间的一段圆锥曲面，因此切面为椭圆，即密封圈的径向结构具有椭圆长轴和短轴两个方向。图5中，密封圈的1-1′为长轴方向，3-3′为短轴方向。单斜面由于结构原因，其长短轴比值相较于双斜面会更大，使得形状更“扁”。
结合试验实际观察：在低温下，单斜面密封圈在力臂最短、扭力最小的短轴3-3′方向上发生了明显收缩，造成了结构上变得“更扁”的趋势；而双斜面密封圈的长短轴之比更小，形状“更圆”、更均匀，在短轴3-3′处没有明显收缩，变形发生在与长短轴偏角45°上。
2.2.3 试验结论
综上所述，双斜面密封圈的整体变形小于单斜面密封圈，且在“薄弱点”区域的低温变形小于单斜面。可以理解为双斜面结构在超低温下更加稳定、泄漏风险更低，是密封副结构优化的参考方向。
2.3 密封副CAE有限元分析
上述低温试验仅针对密封圈在自由状态下，作为单独零件进行的低温变形观测。为了更全面了解密封副在低温下的密封性能，应用ANSYS Mechanical有限元分析软件构建了阀门模型，分别在常温和低温-196 ℃下对密封副稳态结构的密封面接触应力分布进行了结构静力学分析。
以DN200三偏心蝶阀为例，设定条件如下：压差为1.5 MPa；力矩为1000 N·m；接触面为摩擦接触；摩擦系数f为0.2。由于仅观察密封副应力分布及其变化趋势，故模型中未考虑轴承、填料等摩擦力矩，而是直接将所加载的力矩全部作用在密封副上。模型采用远端位移约束，可变形连接，模拟阀门在管道上的实际安装状态。设置3个时间步，自动控制时间步长：第1步，加载螺钉预紧力，后续步骤锁定预紧力；第2步，对阀门的进口端施加介质压力载荷，后续保持载荷；第3步，施加扭矩。
针对单双斜面在常温、低温下进行模拟，分别得到以下4种情况的密封圈和阀座的接触应力云图，云图中颜色的跨度均设定为相同的应力值，可有效地反映相同条件下的应力分布趋势，见图6~7。由图可知，在同等条件下：（1）整体上看，双斜面密封圈的接触压力明显高于单斜面密封圈；常温下，单斜面密封圈接触压力最大为56.832 MPa，低温下最大接触压力为62.12 MPa；而双斜面密封圈常温下最大接触压力为137.71 MPa，低温下最大接触压力为158.6 MPa。（2）对于接触应力分布区域，单双斜面密封圈均在大斜面端的大径棱边，以及直角面或小斜面端的小径棱边，并沿着两个方向延伸至3和3′的位置，以“S”形过渡相连，形成一个完整的密封带。（3）低温冷缩变形后，某些区域的接触压力增大，同时接触压力降低的范围也有所扩大，特别关注薄弱位置3和3′。
图6(b)中，单斜面密封圈在位置3的压力降低的范围更大，在密封圈宽度上的某些点几乎出现了接近于压力0的深蓝色，具有较高的泄漏风险；仿真结果进一步证实了在密封圈低温试验中所担忧的情况。而图7(b)中，双斜面密封圈在位置3和3′处，随着温度降低，接触压力也随之降低，但在密封圈宽度上仍能维持接触压力的连续性，密封的可靠性更高。
(a)常温 (b)低温-196 ℃
图6 单斜面密封副接触应力分布
(a)常温 (b)低温-196 ℃
图7 双斜面密封副接触应力分布
综上所述，在优化密封副结构上，双斜面结构可实现更高的接触压力、更可靠的密封性能；即使在低温冷缩变形之后，密封性能降低，但也优于单斜面结构。图8是低温试验中的双斜面蝶阀密封副。
图8 低温试验中的双斜面蝶板
2.4 第四偏心：锥底圆心
基于以上结论，在优化密封副斜面结构上，还可通过调整圆锥密封面的锥底圆心位置，在垂直于流道方向上再做一定尺寸的偏心。图9为其中一种调整方式，在双面密封面结构基础上（图9右侧），锥底圆心向下偏移了距离S，可使其密封圈径向厚度更加均匀（图9左侧）。
图9 锥底圆心偏心
低温下的密封比压
3.1 机理分析
基于低温试验和有限元分析可知，随着温度降低，密封面接触压力随之降低，即实际密封比压也随之降低。因此，为了确保阀门在超低温下仍能维持稳定的密封性能，必须采取措施。在常温密封的基础上提高必需密封比压，以补偿密封比压的降低，确保泄漏率在允许范围之内。最终设计的密封比压值需大于低温下的必需密封比压，且小于密封副材料的许用密封比压。本文所选用的316不锈钢密封面无滑动摩擦的许用密封比压为250 MPa。
3.2 密封比压的修正
蝶阀设计密封的必需比压时，一般采用公式（1）：
（1）
式中 qMF——密封必需比压，MPa
bM——密封面宽度，mm
p——设计压差，MPa
K——在给定密封面材料条件下，考虑介质压力对比压值的影响系数，钢、硬质合金K=1
C——密封面材料有关系数。
公式（1）为经验公式，在常温下全金属C取值为3.5，在密封面宽度bM和设计压差p确定的前提下,可以通过修正C来获得更适当的必需比压值。
3.2.1 实际测量力矩
在实际工作中，对于DN300和DN600两种规格的阀门，在常温和低温-196 ℃下分别进行了5次循环试验，并通过力矩传感器对每次循环进行相应扭矩测量。数据记录如表2所示。从试验中得到：DN600常温开启力矩大致在6370~7180 N·m，低温开启力矩在10070~11140 N·m；DN300常温开启力矩大致在637~757 N·m，低温开启力矩在1279~1050 N·m。
表2 实际力矩测量记录
3.2.2 推导密封的必需比压
根据以上实际测量值计算，低温下DN300的测试平均力矩为1084 N·m，乘以安全系数1.5后，设计力矩为1626 N·m；DN600的测试平均力矩为10528 N·m，乘以安全系数1.3后，设计力矩为13686 N·m（注：由于大口径阀门力矩基数较大，考虑到倍增后力矩过大，安全系数取值调整为1.3）。
根据蝶阀开启力矩公式，可计算、推导出低温下密封的必需比压qMF，如式（2）所示：
（2）
式中 Mm——密封面摩擦力矩
MC——阀杆轴承处的摩擦力矩
MT——阀杆填料处的摩擦力矩
Mjs——静水力矩
其中，各力矩计算公式如下：
（3）
（4）
（5）
（6）
（7）
式中 D——阀板最大外径
f——密封面摩擦因数
RM——密封面最大半径
l——偏心距
p——关闭压差（设计压差）
FG——阀板重量
dF——阀杆直径
μT——轴承的摩擦因数
——无石棉填料系数
bT——填料宽度
D1——流道直径
ρ——介质密度
DN300三偏心蝶阀计算参数：D=280 mm（由于阀板最大外径与密封圈密封面最大外径相差不大，按密封面最大外径核算）；bM=6 mm；f=0.15；RM=D/2=140 mm；l=31 mm；p=1.5 MPa；FG=1110 N；dF=40 mm；μT=0.15；=1.43；bT=5 mm；D1=300 mm；ρ=3×10-9 N/mm3；M=1626 N·m。将以上参数代入公式（1）~（7）中，经计算获得的低温下DN300密封比压qMF1为9.31 MPa，其中C=5.71。
DN600三偏心蝶阀计算参数：D=578 mm（由于阀板最大外径与密封圈密封面最大外径相差不大，按密封面最大外径核算）；bM=9 mm；f=0.15；RM=D/2=289 mm；l=50.5 mm；p=1.5 MPa；FG=1905 N；dF=70 mm；μT=0.15；=1.43；bT=10 mm；D1=600 mm；ρ=3×10-9 N/mm3；M=13686 N·m。将以上参数代入公式（1）~（7）中，经计算获得的低温下DN600密封比压qMF2为11.73 MPa，其中C=10.23。
基于以上试验和计算，并结合经验可知：DN300以下规格的三偏心低温蝶阀的密封必需比压可按C=6核算，DN600以上可以按C=11进行核算，也可根据进一步的试验、结合具体工况再做适度调整。
3.3 现场阀门整机
图10是低温试验中的整机阀门，其中，DN200 Class150用于燃料输送系统，DN1050 Class150用于LNG接收站码头卸料臂到灌区主管线。图11是工厂现场的部分低温蝶阀。
图10 低温试验现场
图11 三偏心低温蝶
结语
液化天然气LNG是一个非常典型的、常见的超低温工况，在蝶阀设计上也对应了一系列的特殊设计，本文仅针对其中由于低温引起的内漏问题，从密封副的结构设计和密封比压的经验修正进行研究，通过不断分析、尝试、试验、改进，积累了一定的成功经验。
设计主旨为保证阀座、密封圈轴向截面上的径向圆周宽度差值尽量小；通过设计使之更接近于正圆，从而实现超低温下零件圆周的变形小，对密封比压调整的需求小，易于确保超低温下的密封性能。
通过对不同结构的三偏心密封圈进行超低温尺寸检测，双斜面密封圈的整体变形小于单斜面密封圈；通过整机仿真分析得到印证，在竖直阀杆方向上密封副的接触应力为：双斜面结构比单斜面结构更大，整体上更均匀，利于实现要求的密封性；通过单斜面实物样机的力矩测试，可经验性地推导出密封比压系数，DN300以下和DN600以上分别为6和11；通过系列样机的制造，该设计能够满足超低温密封性能要求。
综上所述，该三偏心结构设计能够满足超低温工况的密封性能要求。应用于LNG工况的三偏心蝶阀也可应用到其他领域的工况中，如氢气、氧气、氮气、二氧化碳等空分和低温液化技术等。
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