特高壓平板閘閥設計與密封性能分析

樊春明 鄭家偉 杜文波 韓傳軍 劉鳴 李中華

摘要：針對特高壓井口平板閘閥設計指導空缺問題，參考API 6A和API 6D標準中的平板閘閥設計參數確定方法，給出175 MPa工作內壓下閥體通徑為78 mm的平板閘閥設計參數，補充并完善了國內外特高壓井口平板閘閥設計方法，對所設計的平板閘閥采用有限元法分析其在螺栓預緊工況、額定工作內壓工況和1.5倍靜水壓工況下的密封性能。所設計的平板閘閥可以滿足密封準則，且能應對一定量的動載荷，可為特高壓井口平板閘閥設計提供參考。

關鍵詞：特高壓；井口裝備，平板閘閥，密封，載荷

中圖分類號：TE931.1

文獻標志碼：A

doi：10.3969/j.issn.1001-3482.2024.01.007

Design and Analysis of Sealing Performance of UHP Plate Gate Valve

FAN Chunming^1，2，ZHENG Jiawei¹，DU Wenbo¹，HAN Chuanjun³， LIU Ming¹， LI Zhonghua^1，2

（1. CNPC Baoji Oilfield Machinery Co.， Ltd.，Baoji 721002， China;

2. National Oil and Gas Drilling Equipment Engineering Technology Research Center，Baoji 721002， China;

3. School of Mechanical and Electrical Engineering ，Southwest Petroleum University，Chengdu 610065， China）

Abstract：Aiming at the current vacancy of UHP llhead plate gate valve design guidance， the structural size of the flat gate valves with a diameter of 78 mm under 175 MPa working internal pressure was given by referring to the method of determining the design parameters of flat gate valves in API 6A and API 6D standards. For the designed non-standard plate gate valves， the sealing performance under bolt pretension， rated working internal pressure condition， and 1.5 times hydrostatic pressure condition were analyzed by finite element method and the design methods of 175 MPa flat gate valves for UHP（Ultra-high pressure） wellheads at home and abroad were supplemented and improved. The non-standard flat gate valves designed accordingly can meet the sealing criteria and cope with a certain amount of dynamic load， providing a reference for the design of the flat plate gate valves of the ultra-high-pressure wellhead.

Key words：ultra-high pressure; wellhead equipment; plate gate valve; seal; load

隨著全球能源需求的增長和對石油資源的開采，油氣井口壓力等級不斷提升。特高壓井口系統工作環境復雜，井口處存在著極高的壓力和溫度條件，平板閘閥作為關鍵的控制元件，在流量控制、阻止井口事故和應急切斷等方面具有重要作用，因此對平板閘閥的密封性能提出了更高要求。

車強等^［1］通過對水下閘閥密封試驗測試、幾種典型閥座密封結構及密封機理、閘閥關鍵部件材料選擇和熱噴涂技術等進行分析，得出水下閘閥閥座密封結構設計要求點。李斌等^［2］在泛塞密封環的基礎上，設計了一種密封圈本體唇邊開有鋸齒狀凸起的新型柔性密封結構，運用有限元分析方法模擬密封圈的工作狀況，分析柔性密封結構特性參數對密封圈密封性能的影響，獲得不同柔性密封圈結構參數下密封面間接觸應力分布規律，并對新型密封結構進行優化，從而進一步提高了采油樹平板閘閥密封圈的密封性能。張元槊等^［3］對平板閘閥閘板和閥座的傳統材料與耐磨耐蝕的熱噴涂涂層材料進行了鹽酸腐蝕對比試驗、硫化氫腐蝕對比試驗、不同比壓下的摩擦對比試驗和700平板閘閥臺架模擬試驗，并用掃描電鏡對摩擦表面進行了形貌觀察和分析。陳宗杰^［4］采用有限元方法進行了高溫閘閥溫度場數值模擬，建立了散熱片目標優化分析模型，研究了高溫閘閥的溫度場分布，以及散熱片對填料溫度的影響特性。黃曉云等^［5］對浮動閥座-板密封結構的強度、接觸應力以及靈敏度情況進行分析，并利用響應面法對浮動閥座的主要結構參數進行多目標優化，得到了一種可快速高效設計此類閥門的方法。文獻［6］為提高閘閥的使用壽命，研究了摩擦對閘閥密封組件的影響。文獻［7］設計了一種內徑150 mm的高壓閘閥，并計算分析了高壓閘閥的力學響應。雖然不少學者對閘閥的密封性能進行了分析研究，但目前針對175 MPa特高壓井口平板閘閥設計和分析基本上仍是空白。

本文針對175 MPa特高壓井口平板閘閥設計空缺，基于API設計標準進行延伸設計，確定了閥體通徑78 mm的平板閘閥設計參數，并進行螺栓預緊、額定工作壓力和1.5倍靜水壓^［8］工況下的平板閘閥強度和密封性能分析。從密封面最大接觸壓力、密封面接觸壓力分布情況和剩余接觸壓力三個方面深入分析了平板閘閥的密封性能，進一步完善了八角墊環密封的平板閘閥密封性能研究方法。

1 工況分析

目前應用最廣泛的API系列設計參考標準中，設計平板閘閥結構尺寸需結合API 6A^［9］和API 6D^［10］，部分設計參數如表1所示。

根據API 6A^［9］中Table H.1中螺栓預緊力的推薦值，確定平板閘閥使用的M52螺栓預緊力為644 kN。

175型平板閘閥三維模型如圖1a所示，圖1b為平板閘閥的有限元模型。為提高計算效率和精度，根據閥體以xy平面、yz平面和zx平面對稱、閥蓋與墊環均為回轉體、螺栓沿閥蓋軸心線對稱的特點，采用原模型的八分之一進行仿真計算。其中，螺栓、閥體、閥蓋和密封墊環如圖中箭頭所指，墊環槽處堆焊不少于3.2 mm深度的合金。

2 平板閘閥有限元模型

本文研究的平板閘閥模型中，密封墊環采用316L不銹鋼^［11-12］，閥體和閥蓋采用4130鋼^［13］，在墊環槽處堆焊625合金材料^［14］，螺栓采用40Cr，各項材料的密度以及力學性能參數如表2所示，各材料的塑性參數如圖2所示。

在計算分析結果中，各材料產生的應變量均未超過給定的最大應變量，因此認為圖2中塑性材料參數能夠滿足仿真計算的要求。

對模型對稱的截面施加沿其法向方向的截面對稱約束。對特高壓平板閘閥的工況分析主要包括：螺栓預緊工況、工作壓力工況、靜水壓工況，載荷如表3所示。

3 平板閘閥密封性能分析

3.1 平板閘閥密封原理

在螺栓預緊工況下，墊環上產生了垂直于密封面的接觸力。同時，墊環與墊環槽存在相對滑動趨勢，因此墊環受到由材料表面產生的摩擦力作用，摩擦力與接觸力在豎直方向的分量的合力與螺栓預緊力相等。由接觸力除以接觸面的面積即可得到接觸壓力，但金屬墊環密封過程中會發生塑性變形^［15］，導致接觸面的面積發生變化。當螺栓預緊后，密封墊環與墊環槽的接觸面形成了密封區域。

當工作壓力進入后，密封墊環在其自身結構的作用下，墊環外側與墊環槽的接觸力增加，接觸壓力也隨之增加。隨著工作壓力增加，其作用在閥蓋上產生的端部張力也增加，且其方向與螺栓預緊力的方向相反，導致螺栓預緊形成的密封接觸壓力和密封區域減少。通常，金屬墊環的有效密封將密封面上的接觸壓力大于1.5倍最大介質壓力作為密封準則^［16］，如式（1）所示。

［σ］_max≥1.5p（1）

式中：［σ］_max為墊環密封面上最大接觸壓力，MPa；p為最大介質壓力，MPa。

3.2 螺栓預緊工況下平板閘閥性能分析

圖3所示為平板閘閥在螺栓預緊工況下的等效應力云圖。其中最大等效應力位于密封墊環與墊環槽接觸位置，且最大等效應力值超過了316L材料的屈服強度，產生了塑性變形。

圖4所示為平板閘閥的等效塑性應變云圖。圖中，塑性變形主要發生在墊環與墊環槽接觸位置，且墊環槽內側塑性量變形比外側變形量更大。從圖中最大等效塑性應變值來看，并未超出所設置的塑性

參數。在此過程中，密封墊環材料進行了塑性強化，且消除了密封墊環與墊環槽接觸面間的微小間隙^［17］。

圖5所示為螺栓預緊工況下，密封墊環的接觸壓力云圖。可以看到，密封墊環的內側和外側均形成了帶狀的、均勻的、大于工作壓力的接觸壓力。

3.3 工作壓力工況下平板閘閥性能分析

圖6所示為平板閘閥在工作壓力175 MPa下的等效應力云圖。圖6中，密封墊環內側的等效應力值降低，密封墊環外側等效應力值升高，且最大等效應力位于密封墊環外側位置，符合金屬八角墊環自緊特性^［18］。

圖7所示為平板閘閥等效塑性應變云圖。圖中，在工作壓力的作用下，墊環槽處產生塑性變形區域仍集中在墊環槽的內側。密封墊環外側產生的塑性變形量比螺栓預緊工況產生的變形量更大。在密封墊環不產生密封失效的情況下，進一步消除了墊環槽與密封墊環接觸表面間材料的微小間隙。

螺栓預緊工況、175 MPa工作壓力工況和262.5 MPa工作壓力工況下的平板閘閥力學性能計算結果如表4所示。

由上述圖表可知，在三種工況下平板閘閥發生塑性變形的區域主要在墊環與墊環槽處，且塑性變形情況與密封所需塑性變形趨勢相符，其余部件均未產生過大的應力集中與變形。說明在三種工況下，平板閘閥不會產生因應力集中導致部件失效，滿足強度性能要求。

3.4 平板閘閥密封性能分析

在工作內壓增大的過程中，由于八角墊環的自緊特性，密封墊環外側的接觸壓力值會隨之增大，在計算結果中，密封墊環上最大接觸壓力與工作壓力的關系圖如圖8所示。

由圖8可知，隨著工作壓力的增大，平板閘閥的最大接觸壓力也隨之增大。當工作壓力增加到175 MPa時，最大接觸壓力達到了1 055 MPa；當工作壓力繼續增加到262.5 MPa時，最大接觸壓力達到了1 107 MPa，兩工作壓力工況下的最大接觸壓力值均遠大于被密封的介質壓力。

圖9所示為墊環在175 MPa作壓力下的墊環接觸壓力云圖。圖9中，密封墊環內側的接觸壓力明顯小于墊環外側的接觸壓力。在密封墊環上，接觸壓力形成的區域沿著墊環環向發生了變化。其原因主要包括：工作壓力導致靠近閥體內徑側的墊環受到擠壓；工作壓力的作用下，閥蓋產生了一定的轉角^［19］，使得閥蓋與墊環接觸的內側受到的接觸壓力減小，外側的接觸壓力增大。

密封墊環的密封性能應考慮墊環環向上接觸壓力值和有效密封區域最小的位置。在螺栓預緊和工作壓力的作用下，八角墊環的內側和外側均與墊環槽緊密接觸。因此，分析了密封墊環內側與外側密封能力最弱的區域的接觸壓力分布情況，如圖10～11所示。

由圖10～11可以看到，八角密封墊環在螺栓預緊工況和175 MPa工作壓力工況下，內側仍有大于密封介質的接觸壓力。當工作內壓繼續增大時，由其引起的端部張力也隨之增大，導致密封墊環內側的接觸壓力較小。八角墊環主要密封區域為墊環外側，由外側接觸區域的接觸壓力分布情況可以看到，三種工況下外側的接觸壓力均大于密封介質壓力。

為進一步分析密封墊環外側接觸區域的密封效果，取密封墊環環向上密封性能最弱的位置進行剩余接觸壓力分析，如圖12所示。將密封墊環接觸面上的接觸壓力均值作為剩余接觸壓力，由此以更加保守的記錄剩余接觸壓力。剩余接觸壓力與工作壓力的倍數關系如表5所示。

由表5可以看出，平板閘閥在經過螺栓預緊后，在175 MPa工作壓力下，仍有工作壓力3.8倍的剩余接觸壓力；在262.5 MPa工作壓力下，仍有工作壓力2.3倍的剩余接觸壓力，滿足密封準則，且能應對一定程度動載荷的影響。

4 結論

1） 針對目前特高壓井口平板閘閥的設計指導空缺問題，參考API 6A和API 6D中的平板閘閥設計方法，給出了175 MPa額定工作內壓下閥體通徑為78 mm的平板閘閥設計尺寸，為設計特高壓井口平板閘閥提供了參考。

2） 在螺栓預緊工況、額定工作壓力工況和1.5倍靜水壓工況下，設計的平板閘閥在工作過程中不會出現應力集中和過大變形，滿足強度性能要求。

3） 基于最大接觸壓力變化、密封面接觸壓力分布和剩余接觸壓力三種情況下的分析表明，所設計的非標平板閘閥可以滿足密封準則，且能應對一定量的動載荷。

參考文獻：

［1］車強，池勝高，潘靈永，等.水下平板閘閥閥座密封技術探討［J］.石油機械，2015，43（12）：59-63.

［2］李斌，王達，楊春雷.采油樹平板閘閥柔性密封圈結構優化設計［J］.潤滑與密封，2019，44（11）：105-111.

［3］張元槊，梁樂愷.平板閘閥防腐蝕防擦傷試驗［J］.石油機械，1995（3）：23-29.

［4］陳宗杰.高溫閘閥換熱分析與散熱片結構優化［J］.化工設備與管道，2022，59（5）：98-103.

［5］黃曉云，夏勝建，全軍，等.基于響應面法的管線平板閘閥浮動閥座結構參數多目標優化［J］.石油化工設備，2022，51（4）：7-14.

［6］Diógenes Barbosa Teles， Gustavo da Silva Gehlen， Germano Lasch，et al. Tribological investigation of contact pairs applied in metallic gate valve seals for onshore application［J］. Wear， 2023，523： 204750.

［7］Liu JiangRui，Li Chang， Liu LiangLiang，et al. Design and numerical simulation of high-pressure nuclear power gate valves［J］. Paiguan Jixie Gongcheng XuebaoJournal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering，2012，30（5）： 573-577.

［8］全國鍋爐壓力容器標準化技術委員會.壓力容器第3部分：設計：GB 150.3—2011［S］.北京：中國標準出版社，2011.

［9］API. Specification for wellhead and tree equipment： API SPEC 6A［S］. Washington， DC： American Petroleum Institute， 2018.

［10］API. Specification for Valves： API SPEC 6D［S］. Washington， DC： American Petroleum Institute， 2018.

［11］顧彩云，唐金麗，李建生，等.冷軋變形程度對316L不銹鋼硬度和強度比例關系的影響［J］.熱加工工藝，2024，（1）：111-114.

［12］李奇聰，司俊，金鑫，等.316L不銹鋼低溫力學性能研究與壽命預測［J］.熱加工工藝，2023（4）：27-31.

［13］曹旭祥，顏廷俊，李鵬鵬，等.熱采井口裝置材料30CrMo的拉伸及蠕變性能研究［J］.機械工程學報，2020，56（22）：112-119.

［14］李明，詹良斌，李斌，等.環境溫度對AISI 4130鋼TIG堆焊Inconel 625合金溫度場及應力場的影響［J］.石油化工設備，2023，52（2）：30-38.

［15］鄧又銘，廖忠樹，王慶.基于ABAQUS的八角墊密封法蘭效果評價［J］.管道技術與設備，2018，50（2）：29-32.

［16］高俊峰，孔韋海，姜恒，等.間隙裝配工況下閥桿動密封結構接觸壓力試驗研究［J］.機電工程，2023，40（9）：1316-1325.

［17］馮秀，顧伯勤，孫見君，等.金屬墊片密封機制研究［J］.潤滑與密封，2007，32（10）：97-99.

［18］王發遠.油井井口裝置法蘭用BX型壓力自緊式密封墊環［J］.石油鉆采機械，1981（3）：100-103.

［19］章蘭珠，畢樂文.考慮高溫蠕變的螺栓和法蘭材料的選配［J］.潤滑與密封，2021，46（9）： 68-74.