摘 要：针对 27 万方级大型全容式 LNG 储罐破真空阀长期被国外垄断的问题，研究创新性地耦合 CFD 仿真与多参数流道优化技术，实现了高排量破真空阀门的自主设计。通过对比球顶与平顶两种阀体结构，发现平顶结构在压力分布、流速控制及流场稳定性方面表现更优：其阀盘上下表面压差提升至 450 ~ 550 Pa，喉部流速降低至 9 ~ 10 m/s，流线分布能量损失减少至 10% ~ 12%，泄放系数达 0.7（球顶为 0.57）。进一步对阀座直径、流道宽度等 6 个关键几何参数进行耦合优化，采用多维度参数化模型结合 CFD 仿真验证，成功实现节流区域外移、升力提升至阀盘重力的 1.02 倍，湍流耗散降低至 8% ~ 10%。实验结果表明，优化后的平顶结构泄放系数提升至 0.83，提升了约 45.6%，泄放量达 7 421 kg/h，较设计要求提升 3%，仿真与试验误差小于 2%。研究突破国外技术垄断，为 27 万方级 LNG 储罐提供了破真空保护的国产化解决方案，验证了数值仿真在特种阀门研发中的工程适用性，且缩短了研发周期、降低成本，为同类设备设计研发提供了创新方法。

关键词：LNG；破真空；CFD；泄放系数；高排量；国产化

大型全容式 LNG 储罐 [ 1 ] 的破真空阀是接收站储罐破真空保护系统的关键设备。接收站储罐容积巨大，通常最小为 8 万立方米，目前最大已可达 27 万立方米；而调峰站储罐容积通常不超过 4 万立方米。一旦储罐内出现可能危及结构安全的负压（例如，压力低至 -3 kPa 时破真空阀启动，-5 kPa 时需完全开启），该阀门必须在极短的时间内（秒级）吸入足量空气以平衡罐内外压差。在设定的相似响应时间内，阀门需要补偿的气体体积与储罐的容积成正比。以一座 16 万立方米的接收站储罐与一座 4 万立方米的调峰站储罐进行对比，两者的容积比为 4 ∶ 1。若考虑到目前最大的 27 万立方米储罐，此比值则升至 6.75 ∶ 1。这意味着，在相同时间内平衡负压，大型 LNG 接收站储罐破真空阀所需吸入的空气体积理论上至少是调峰站阀门的 4 倍。

目前在破真空阀 [ 2 ] 领域：调峰站级阀门（如北京航天石化 8" ~ 12" 产品）已实现国产化，但排量仅覆盖 4 万方以下需求；接收站级阀门中，只在个别 8 万方储罐工程有应用，但未见 27 万方级工程应用。国际厂商凭借专利技术主导市场：美国 Anderson Greenwood 的 96A 型阀采用多级导流技术，排量达国产同类 6 倍；日本 Fukui 的 EDVW 系列采用多级扩容流道结构，在相同口径下，排量可达传统单级结构的 5 倍以上，显著缩短系统真空恢复时间，并成功应用于青岛 LNG 项目。

高排量破真空阀的技术垄断导致单阀采购价格昂贵，且售后响应慢，供货周期长。本文旨在通过数值仿真 [ 3 ] 和流道优化技术，研发具有自主知识产权的高性能破真空阀，实现国产化替代，提升我国 LNG 储运系统的安全性与经济性。

当储罐内压力低于外界大气压形成真空时，阀盘受压差作用向上开启，外界空气快速流入平衡压差，防止储罐塌陷；当压力回升至安全值，阀盘在重力作用下回座密封（图 1、图 2）。其核心性能指标泄放系数 Kd 定义为：

图 1 球顶大型全容式 LNG 储罐破真空阀结构图

图 2 平顶大型全容式 LNG 储罐破真空阀结构图

式中 Qactual ——实际泄放量；

Qtheoretical ——理论计算值。

大型全容式 LNG 储罐破真空阀的典型结构 [ 4 ] 分为球顶和平顶。图 1 为球顶大型全容式 LNG 储罐破真空阀的典型结构，采用球顶结构的厂家主要有美国 Anderson Greenwood 96A。图 2 为平顶大型全容式 LNG 储罐破真空阀的典型结构，采用平顶结构 [ 5 ] 的厂家主要有日本 Fukui EDVW。主要包括阀体﹑阀盘﹑阀杆和阀座等（见图 1、图 2）。

某项目 27 万方大型全容式 LNG 储罐破真空阀设计参数见表 1，由于技术指标中允许超压为 100%，故允许泄放真空最大为 -0.44 kPaG（表压）。

阀门设计参数见表 1。

3 平顶方案和球顶方案的比较

本文利用数值仿真对平顶方案和球顶方案的破真空阀流场进行对比。

按定常流动方法进行模拟，以连续性方程、动量方程、k- ε 双方程组成数值模拟 [ 7 ] 控制方程组，对大型全容式 LNG 储罐破真空阀的流道模型进行数值计算。

计算设置见表 2，表 2 说明了具体的计算设置，包括仿真介质、边界条件、求解器、湍流模型、离散方法和残差设置等。

利用 Solidworks 软件分别对球顶和平顶方案的大型全容式 LNG 储罐破真空阀进行流道抽取。为确保流动的充分发展、更好地模拟实际流动情况，将阀门进﹑出口段分别延长至 8 倍和 6 倍的公称直径。采用 1/2 模型进行计算。为了保证计算精度，同时考虑计算机的内存，应用 Fluent mesh 进行非结构化网格划分，在阀盘附近、阀门腔体内、出入口进行分区网格加密，并采用多面体网格进一步降低网格数量，壁面设置边界层并与主流区光滑过渡，以捕捉近壁面区域复杂流动特征。球顶网格单元总数为 300 万，网格扭曲度均在 0.8 以下；平顶网格单元总数为 280 万，网格扭曲度均在 0.8 以下，均满足模拟精度要求。图 3、4 分别为球顶和平顶的中面网格模型。为验证网格无关性，分别采用 200 万、280 万（平顶）/300 万（球顶）、400 万单元数进行网格敏感性分析。对比三种网格密度下的喉部流速与泄放系数，结果显示当网格量增至 280 万 /300 万后，泄放系数变化率小于 1%（平顶结构：0.697 → 0.703；球顶结构：0.569 → 0.574）。故选用 280 万 /300 万网格可兼顾计算精度与效率。

图 3 球顶结构中面网格模型

图 4 平顶结构中面网格模型

3.4.1 球顶和平顶仿真结果

从球顶阀体形式破真空阀的压力分布图图 5 可看出：阀门喉部（A 区）压降高达 600 ~ 800 Pa，此部分压力损失将转化为阀盘升力，即阀盘上下表面有效压差，对阀盘进行受力分析发现，阀盘除受升力以外，还受重力，将阀盘重力转化为沿其轴线投影面积上的压差约为 1 666 Pa，升力仅约为阀盘重力的 42%，阀门无法稳定维持开启状态。

从球顶阀体形式破真空阀的速度 [ 8 ] 分布图图 6 可看出：喉部流速峰值 21.9 ~ 27.3 m/s 时，导致湍动能耗散显著（能量损失占比 30%）。阀盘背流区湍流：B 区流速达 10.9 ~ 16.4 m/s 时，形成涡流，导致压力能损失，降低阀门有效压差。

图 6 弧形顶速度分布

从球顶阀体形式破真空阀的流线分布图图 7 可看出：阀盘背部形成直径约 50 ~ 80 mm 的涡流区（C 区），导致 15% ~ 20% 能量损失。流体反向冲击：反向流动速度达 20 ~ 30 m/s，抑制阀盘开启，且涡流导致流动分离。

图 7 弧形顶流线分布

球顶破真空阀的计算泄放系数仅为 0.57。

平顶仿真结果如图 8 所示。

从平顶阀体形式破真空阀的压力分布图图 8 可看出：

阀盘上下表面压差提升至 450 ~ 550 Pa，提升力达到阀盘重力的 65% ~ 70%，显著优于球顶。

从平顶阀体形式破真空阀的速度分布图图 9 可看出：喉部流速降至 9 ~ 10 m/s，湍动能损失减少至 15% ~ 20%，流场更稳定。

从平顶阀体形式破真空阀的流线分布图图 10 可看出：单向流动改善：优化后流线单向性增强，完全消除倒流，阀盘背部涡流区（D 区）缩小至 30 ~ 50 mm，能量损失降至 10% ~ 12%。

平顶破真空阀的计算泄放系数为 0.7，优于球顶结构。

3.4.2 破真空阀方案选择

数值仿真结果表明，平顶结构在压力分布（450 ~ 550 Pa 压差）及湍流耗散（10% ~ 12%）等维度显著优于球顶结构。具体表现为：平顶结构在阀盘上下表面形成了显著的压力差，提高了阀盘的升力。平顶结构有效降低了喉部流速，减少了能量损耗，提高了阀门的使用寿命。流线分布：平顶结构避免了流体反向冲回阀盘的现象，流场稳定性增强，确保了阀盘的稳定开启。泄放系数：平顶大于球顶。因此确定阀体形式为平顶。

基于平顶结构流场优势（第 3 章结论），选取影响泄放性能的 6 个几何参数建立敏感性评价模型，对平顶结构破真空阀进行优化。

为提升平顶阀体形式破真空阀的泄放性能，采用流道优化技术对 6 个关键几何参数进行系统优化（图 2、表 3）。通过无量纲化处理和多参数耦合优化 [ 7 ] 建立跨尺度评价标准，其技术路线包含 4 个核心环节。

4.1.1 耦合优化设计矩阵

基于正交 DN 试验原理构建 10 组参数组合（表 3）（其中 D*=D/DN，DN=300 mm，其他参数同理，开高 H* 表示阀盘上升后，其密封面与阀座密封面之间的距离），正交表类型为 L10（65），重点考察参数交互作用，参数选择依据湍流耗散与几何参数的关联性。

表 3 几何参数耦合优化矩阵

注：* 表示物理量无量纲化。

4.1.2 参数对泄放性能的作用机制

阀座直径 D* 主导流通截面积，优化组 1 ~ 10 使 D* 由 1.52 增大到 2.04，显著扩大喉部流通面积，降低流速峰值，但过大的 D* 会削弱阀盘密封比压，需进行合理配置；阀盘直径 Dp* 控制升力与流场稳定性，优化组 1 ~ 10 使 Dp* 由 1.76 增大到 2.32，使阀盘受力面积提升 32%；开高 H* 决定流通通道高度，但过度增大（H*＞0.72）导致阀盘倾斜风险，需要平衡安全与流量；中心过渡高度 H1* 影响湍流耗散损失，需要平滑过渡消除阀腔突扩结构；L* 与 Rk* 为协同参数，短流道设计减少沿程损失和能耗，大曲率半径使局部阻力系数降低。

4.1.3 组 10 的突破性设计

组 10 的参数设置基于以下考虑：增大阀座直径 D* 和阀盘直径 Dp*，使流通面积最大化；增大吸入侧流道半径 Rk*，减小进出口中心距 L*，使能量损失最小化；增大中心过渡高度 H1*，消除突扩，增强流场稳定性；组 10 采用无量纲化参数协同设计，突破了传统单变量优化局限，实现流通面积最大化与能量损耗最小化的平衡。

按照表 3 中 10 个优化组的结构尺寸分别对破真空阀进行建模，仍按文中 3.1 ~ 3.4 部分的过程进行仿真。

平顶形式破真空阀的流道优化结果（组 10）如图 11 ~ 13 所示。

图 11 优化后压力分布

由图 11 优化后的压力分布可知，节流区域外移：主要压降集中在阀盘外缘（压降 450 ~ 650 Pa），减少喉部能量损耗。稳定升力：阀盘上下表面压差达 700 ~ 800 Pa，升力提升至阀盘重力的 1.02 倍。

由图 12 优化后的速度分布可知，流速均匀化：喉部流速进一步降至 1 ~ 8 m/s，压降梯度均匀分布在阀盘外缘至出口。能量损失最小化：湍流耗散占比降至 8% ~ 10%，延长阀门使用寿命。

图 12 优化后速度分布

由图 13 优化后的流线分布可知，优化设计显著改善了流场特性。流场均匀性提升：阀盘背部区域 E 实现单向流动（流速 2 ~ 7 m/s），完全消除倒流。双流协同效应：阀盘下部区域 F 向上托举流速 10 ~ 30 m/s，储罐入口区域 G 流速 22 ~ 35 m/s，提升了响应速度。

图 13 优化后流线分布

优化后的平顶结构泄放系数提升至 0.83。

5.1 试验系统与设置

按照 API 2000 — 2014 附录 C 搭建试验台（如图 14），介质采用常温空气。压力检测精度为 ± 0.2%，流量检测精度为 ± 1%，温度检测精度为 ± 0.5%。设定真空值为 -0.22 kPaG，对样机进行泄放量试验，其中超压比 = 实际压差 / 设定压差 × 100%。

图 15 为泄放系数曲线图，可看出，组 10 在超压（100%）下，泄放系数为 0.83，按 API 2000 — 2014 [ 9 ] 附录 D 中 D.18 公式计算，得到设计工况泄放量为 7 421 kg/h，泄放量试验结果超出设计要求值 3%，与仿真值误差小于 2%，在测量不确定度范围内，证明了数值仿真结果的可靠性。

本文利用 CFD 对于大型全容式 LNG 储罐的高排量破真空阀的泄放量及超压 100% 工况下的真空吸入特性进行模拟，并与试验结果进行对比分析，得出以下结论：

（1）采用 CFD 方法对大型全容式 LNG 储罐破真空阀球顶和平顶两种阀体方案分别进行了三维流场数值仿真计算，发现球顶升力不足，无法稳定维持开启状态；喉部峰值流速高，湍动能耗散显著；阀盘背流区湍流，降低阀门有效压差；泄放系数仅为 0.57，无法满足设计参数要求。从平顶仿真结果来看，平顶结构在阀盘上下表面形成了显著的压力差，提高了阀盘的升力；有效降低了喉部流速，减少了能量损耗，提高了阀门的使用寿命；避免了流体反向冲回阀盘的现象，流场稳定性增强，确保了阀盘的稳定开启；泄放系数为 0.7，大于球顶。通过上述对比可见，平顶结构在托举能力、能量保持、流场稳定性、泄放能力方面均优于球顶。

（2）本文通过对平顶结构破真空阀流道的几何参数进行耦合，优化设计了一种平顶结构破真空阀。增大阀座直径和阀盘直径，有利于流通面积最大化；增大吸入侧流道半径，减小进出口中心距，有利于能量损失最小化；增大中心过渡高度，有利于消除突扩，增强流场稳定性。同工况下，优化后的平顶结构，阀盘受力得到改善，涡流得到抑制，泄放系数较优化前提升 18.6%，泄放量达 7 421 kg/h（超设计值 3%）。

（3）对仿真结果合格的平顶结构进行泄放量试验验证，绘制泄放系数曲线，对仿真及试验下的泄放特性进行对比。结果表明，仿真误差在允许范围内，结果可信。

本研究打破了国外对 27 万方级破真空阀的垄断，为超大型 LNG 储罐的破真空保护提供国产化技术路径，突破了传统试错法的局限，大幅缩短了研发周期并降低了采购成本，售后响应周期大大缩短，填补国内空白。同时为其他类型破真空阀及呼吸阀的研发提供了新的技术思路。未来将进一步探索更多优化参数，如多级导流技术 [ 10 ] 和动态密封 [ 11 ] 结构，以实现更高的性能和更广泛的应用。