液氦温区低温气动调节阀的研制和工作特性研究

1 引 言

在氦制冷机、液氦冷却系统、超流氦冷箱等低温装置中，液氦温区低温气动调节阀作为低温介质运输控制的关键部件，其性能直接影响低温系统的安全和性能。低温的使用环境要求其不仅具有良好的调节特性，还要满足优良的绝热性能、动力学特性和高可靠性[1-3]。

威斯康辛大学R.S.Amano等通过实验及CFD模拟了阀门气液两相流的流量特性并提出较高精度的分散型两相湍流模型[4]；巴伦西亚大学Guillermo Palau-Salvador等采用数值模拟和实验测试方法对截止阀流道进行了优化，减小了阀芯流道的流阻，流通能力增强，抗气蚀性能提高[5]；华中科技大学胡康等采用FLUENT软件模拟低温状态流场，研究了压力、速度及涡流分布，并对加长阀盖结构的温度场分布进行了模拟计算[6]；浙江大学制冷与低温研究所张宁、孙大明等通过引入热力完善度，以减小漏热量导致的有用功损失为目标，讨论了热锚的最佳安装位置[7]。国际上知名的低温阀生产公司主要有瑞士WEKA、日本东工株式会社、美国PHPK和德国SAMSON等，阀门主体材料多为316L不锈钢，采用加长阀杆结构，气动执行机构配备定位器或电磁阀使用。

中国在液氦温区低温气动调节阀阀研究方面起步晚，所需低温调节阀全部依赖进口，相关理论和技术积累薄弱。目前中国国内现行的低温气动阀设计和性能测试的相关标准有《GB/T 24925-2010 低温阀门技术条件》、《GB/T 4213-2008 气动调节阀》等，主要针对77 K以上温区，内容不能全面地规范液氦温区低温气动调节阀的设计与检验，适用性受到限制。按照“设计-制造-实验-优化”的研究思路，本研究在总结前人工作的基础上较为系统地给出了液氦温区低温气动调节阀的设计方法，研制了一台液氦温区DN15-CV5型等百分比调节阀，搭建了试验台并系统地开展了实验研究。

2 阀门设计的基础理论和方法

2.1 流量特性

阀门在管道中属于消耗流体能量的节流元件，以理想不可压缩流体为介质时，根据理想流体Bernoulli方程建立能量关系，当阀门开度一定，其节流过程能量损失与介质动能成正比，假设阀门管道水平，位能差为0，阀门前后管径相等，介质流速不变，动能差为0，整理后得到经过阀门流量与其余各参数关系式(1)。对于气体、蒸气等可压缩流体，由于节流过程的压力变化会导致介质密度变化，需要引入膨胀因子Y进行修正。式(2)为采用IEC膨胀系数法得到的流量系数计算公式。

(1)

(2)

式中：A为阀门前后管路截面积，m2；v为管路中流体的平均流速，m/s；ρ为介质密度，kg/m3；ξ为比例系数；Q为流经阀门的流量，m3/ h；ΔP为阀门两端压差，kPa；关联参数C为阀门当前开度下的流量系数；W为介质质量流量，kg/h；Y为膨胀因子；P1为阀入口处绝压，kPa； T为阀入口处工质热力学温度，K；Z为压缩因子；x为进出口压差ΔP与入口绝压P1之比。

实际应用中调节阀的流量系数受管路系统和介质流动状态影响，需要对以上两式的计算结果进行附接管修正、雷诺数修正、阻塞流修正和阀阻比修正等。为方便准确计算不同工况下调节阀的流量系数，本研究结合MATLAB进行编程计算，并开发成可独立运行的选型计算软件。

通过实验方法测定阀门不同开度时的流量系数，对测量结果进行信号稳定性与数据有效性判断，采用拉依达准则对残差超出3倍标准偏差的异常数据进行剔除。主要考虑5个相互独立的误差来源对测量结果进行误差分析，分别为偶然因素导致的随机误差σr、选用仪表精度导致的仪表误差σs、动力学特性导致的行程偏差σd、A/D转换器导致的信号传递误差σg和温升导致的物性偏差σp。采用式(3)对各项误差的绝对值求和来分析各个误差项的影响大小[8-12]。

(3)

2.2 绝热性能

低温阀所用材料要求具有良好的物理性能和稳定的化学性能，不发生晶相变化和冷脆。表1列出了低温阀内杆常用的几种材料的性能参数[13]。对比发现EPGC202玻璃钢材料是比较理想的阀杆材料，具有较低的导热系数，又能满足机械性能要求，低温下玻璃钢的拉伸强度、压缩强度、挠曲强度、弹性模量比常温时均有较大的提升。此外，漏热计算应考虑到材料在不同温区导热性能的变化和多层绝热纸包扎对辐射热的影响，并根据实际结构选用不同的传热模型计算。

应用于液氦温区要求阀门具有良好的绝热性能，实际使用中低温阀多置于真空阀箱中，因此在不考虑外管对流传热和多种漏热方式的互相影响时，其主要漏热途径包括阀门外管导热、内管导热、内外管狭缝中气体导热、内管内气体导热、气体辐射漏热和外管径向综合辐射漏热等。本文采用式(4)计算液氦温区低温气动调节阀的内、外管导热和气体导热，采用式(5)计算气体辐射漏热和外管径向综合辐射漏热。通过实验方法测定液氮静态蒸发率和单位时间内液氮液位高度变化，按式(6)和式(7)计算得到低温阀漏热量。

表1 几种低温阀常用材料的性能参数

Table 1 Performance parameters of several common materials used in cryogenic valves

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：Φc为导热量，W；Φr为辐射热量，W；λ(t)为材料导热系数W/(m·K)；A为导热面积，m2；Th为高温区温度，K；Tl为低温区温度，K；L为阀杆长度，m；K为多层绝热系数；ε为材料发射率；Ae为有效热辐射面积，m2；σ为斯忒潘-玻耳兹常数，W/(m2·K4)；To为外界温度，K；Tx为辐射体对应x位置处的温度，K；Q0为漏热量，W；Gm为蒸发气体质量流量日平均值，kg/s；ρV为试验介质饱和蒸气密度，kg/m3；ρL为试验介质饱和液体密度，kg/m3；Ψ为流量计的校正系数；hfg为试验介质饱和液体的汽化潜热，kJ/kg；Ad为低温杜瓦底面积，m2；△h为液位变化高度，m；△t为实验时间，h。

热锚可以有效改善低温阀的轴向温度分布，所以常被用来减少液氦温区的漏热。设置热锚后4—77 K温区的温度梯度变小，77—300 K温区的温度梯度变大，漏热量减少可达41.25%[4]。

3 液氦温区低温气动调节阀及试验系统

3.1 液氦温区低温气动调节阀的研制

采用TSN的新增需求是需要更广泛的网络配置。集中式或分布式配置均有可能。目前正在讨论和实施兼顾两种类型的配置。未来的发展目标是实现两种配置机制之间的互操作性。

图1 液氦温区低温气动调节阀1.气动热行机构；2.过滤减压阀；3.智能定位器；4.阀盖锁母；5.热锚结构；6.加长外管；7.阀体结构。

Fig.1 Cryogenic pneumatic control valve for liquid helium temperature

3.2 液氦温区低温气动调节阀的测试系统

液氦温区低温气动调节阀测试平台主要由水管路系统、测试系统及智能电控系统构成。测试系统包括电磁流量计、压力传感器、温度传感器、液位计、精密压力表、PLC、计算机，被测阀前后布置3处集成测压点，测量管段布置如图2，安装要求如表3。智能电控系统控制离心泵启闭和被测阀开度，通过控制上、下游调节阀改变通过被测阀的流量和两端压差，从而调节出不同的测试工况并确保设备安全运行[14]。考虑到被测阀的连接尺寸，在上游调节阀之前设置了管路波纹管补偿被测阀尺寸变化，在电磁流量计前设置整流器提高测量精度。

表2 液氦温区低温气动调节阀的基本参数

Table 2 Basic parameters of cryogenic pneumatic control valve for liquid helium temperature

图3所示为低温阀绝热性能测试系统，通过测定低温杜瓦内液氮静态蒸发率和单位时间内液位高度变化来测定低温阀漏热[15]。该测试台可实现对多种影响低温阀漏热的因素进行实验测试，如材料导热系数、真空度、阀杆长度、工程口径、绝热层密度、低温阀温度场分布、充液率等。测试台主要包括带有真空腔的绝热容器、低温杜瓦、被测阀、加液口、螺旋出气口、转接头和数据测量采集系统。

图2 测量管段示意图

Fig.2 Distribution diagram of testing section

表3 测量管段安装要求

Table 3 Installation requirements of testing section

图3 低温阀绝热性能测试系统

Fig.3 Heat insulation testing system of cryogenic valve

4 实验结果与分析

4.1 流量系数

图4给出了DN15-CV5型低温气动调节阀的等百分比流量系数曲线。实验测试结果呈现出等百分比的调节特性，对相同的开度变化而言，小开度时对应的流量变化率较小，大开度时对应的流量变化率大。整个开度范围内实验结果和设计流量曲线的偏差不超过±10%。小开度(约0—0.4)时流经被测阀的流量较小，流量计的测量误差变大，实验测得流量系数曲线和设计流量系数曲线的偏差变大。总体上实验测得流量系数曲线与设计流量系数曲线吻合较好。

图4 DN15-CV5流量系数曲线

Fig.4 Flow coefficient curves of DN15-CV5 valve

图5为各误差项占比饼图，图中可见，行程误差占比最大，100%开度时达到44.65%，这就要求低温阀设计时应根据实际工况准确计算密封比压和气动执行机构的初始行程量，安装调试时避免发生摩擦卡顿，同时提高定位器的控制精度，尽量减小行程偏差，提高流量调节精准度。信号误差比重次之，信号误差属于量化误差，只能减小不能排除，因此选用信号传输设备PLC时应选择高分辨率如12位或16位的A\D转换器，或采用低位转换器与运放电路结合，提高信号转换时对输入模拟信号变化的反应灵敏程度。实验过程中保证了介质温升不超过5度，所以物性变化导致的测量误差占比最小。

图5 各误差项占比饼图

Fig.5 Proportional pie chart of error terms

4.2 绝热性能

图6给出了液氮汽化速率曲线和低温杜瓦内液氮液位的变化曲线。如图所示，液氮充注阶段a-b液位持续升高，低温杜瓦满液位后持续一段时间b-c用于系统降温达到热平衡。完成液氮充注后关闭出气口，低温氮气全部从气体流量计排出。起始阶段A-B内部压力逐渐升高，气体流量计示数升高，然后逐渐平稳下来，形成液氮汽化速率较为稳定的C-D阶段。c-d阶段液位逐渐降低，液位曲线斜率基本保持不变说明漏热量平稳，即液位稳定下降时间c-d和汽化率平稳时间C-D基本一致。在相同时刻，采用316L不锈钢内管的低温阀汽化量最高，采用EPGC202玻璃钢内管的低温阀汽化量次之，低温杜瓦本底汽化量最低，说明它们对应的漏热量是依次降低的。最后残存液氮汽化，进入到干涸阶段D-E，汽化量短时间内迅速减小，E-F阶段低温杜瓦内的残余气体缓慢排出，杜瓦内压力和温度逐渐恢复到环境值，这和d-e-f阶段液位变化相对应。

图6 液氮汽化速率和低温杜瓦液位变化曲线

Fig.6 Curves of vaporization rate and dewar level of liquid nitrogen

为保证结果精确，截取与低温杜瓦液位稳定降低时间段c-d对应的液氮汽化速率平均值代替日平均值进行计算。实验测得316 L不锈钢内管、EPGC202玻璃钢内管和液氮杜瓦本底对应的单位时间汽化量分别为113.8 SL/h、111.63 SL/h、107.1 SL/h，对应的总漏热量分别为7.233 W、7.095 W、6.807 W，可以得到316 L不锈钢内管低温阀的漏热为0.426 W，EPGC202玻璃钢内管低温阀的漏热为0.288 W，相比于316 L不锈钢内管漏热减少了32.39%。若以单位时间内液氮的液位变化为变量，根据式(7)计算得到的漏热量分别为7.206 W、7.071 W、6.781 W，与式(6)互相验证，说明了计算方法的合理性。对于4 K液氦温区，根据式(4)和式(8)计算得到采用EPGC202玻璃钢内管和热锚结构的低温阀漏热量为0.224 W，低于设计值0.47 W，满足设计要求。

(8)

式中：Q4-300 K为采用EPGC202玻璃钢内管和热锚结构的低温阀在4—300 K的漏热量，W；Q77-300 K为采用EPGC202玻璃钢内管的低温阀在77—300 K的漏热量，W；ΔT4-300 K和ΔT77-300 K分别为4—300 K、77—300 K温差，K。

5 结 论

研制了一台DN15-CV5规格的液氦温区低温气动调节阀，较为系统地给出了流量系数和绝热性能的设计计算方法，搭建了流量特性和绝热性能测试台，对阀门工作特性开展了系统的实验研究。研究结果表明，该液氦温区低温气动调节阀的实测流量系数曲线与设计流量系数曲线吻合较好，呈现出等百分比的调节特性；其次，采用自制低温阀漏热测试平台对所研制的低温阀进行了绝热性能测试，发现采用EPGC202玻璃钢内管的低温阀漏热量为0.288 W@77—300 K，相比于316L不锈钢内管的漏热量0.426 W@77—300 K减少了32.39%。