李樹勛 張建正 尹會全 康雯宇 張博浩 王宜雪

（1.蘭州理工大學 石油化工學院，甘肅 蘭州 730050；2.機械工業(yè)泵及特殊閥門工程研究中心，甘肅 蘭州 730050；3.陜西藍箭航天技術有限公司，陜西 西安 710199）

在石油化工、核電與火電等高溫低壓大口徑管線切斷及控制領域，蝶閥以其結構緊湊、流阻小及啟閉迅速等優(yōu)勢被廣泛應用于管路系統(tǒng)。工程構件如管道、閥門、壓力容器在使用中多數(shù)處于循環(huán)應力載荷狀態(tài)，而棘輪效應的累積會致使構件產(chǎn)生過大的塑性應變［1-5］。棘輪效應的發(fā)生是隨著循環(huán)周期的遞增出現(xiàn)漸增性塑性應變累積，每個循環(huán)周期結束后變形不能恢復原狀，出現(xiàn)殘余變形。三偏心金屬硬密封蝶閥在常溫與高溫交變循環(huán)載荷下會出現(xiàn)密封失效現(xiàn)象，此現(xiàn)象很大程度上可能與密封結構發(fā)生塑性變形有關。

目前，國內(nèi)外學者對于棘輪效應的研究主要分為兩個方面：一方面是對材料棘輪效應的研究，另一方面是對結構棘輪效應的研究。對于材料棘輪效應的研究，通常是利用彈塑性理論及本構理論建立材料的本構模型。Chellapandi等［6］采用Chaboche模型對G91鋼的各種循環(huán)變形模式進行了研究，預測棘輪邊界的累積棘輪應變。Rajpurohit等［7］通過改變應力參數(shù)，研究200個循環(huán)非對稱循環(huán)加載對2.25Cr-Mo微合金鋼室溫拉伸行為的累積塑性應變的影響。Dwivedi等［8］研究了高強度低合金鋼組織結構演變與棘輪變形的關系。Mishra等［9］研究了平均應力對9Cr-1Mo在室溫和600 ℃下棘輪行為的影響規(guī)律，對比分析不同溫度下，平均應力分別為0.26 MPa和0.20 MPa時的棘輪行為。姜金朋等［10］采用CS1026試驗的應力應變滯回曲線和棘輪應變歷程曲線確定不同Chaboche非線性隨動強化模型的參數(shù)。

對于結構棘輪效應的研究，大多數(shù)文獻通過有限元分析對真實工程構件進行棘輪行為研究及循環(huán)塑性分析。Varvani-Farahani等［11］通過棘輪-安定區(qū)域的邊界和劃分評價應力循環(huán)過程中的塑性變形累積。Tian等［12］利用用戶材料子程序（UMAT）在ABAQUS有限元軟件中對SA508-3鋼的溫度棘輪行為進行了數(shù)值模擬。Saravanan等［13］對304不銹鋼直管在內(nèi)壓和循環(huán)彎曲聯(lián)合載荷作用下的棘輪行為進行了數(shù)值模擬。Shi等［14］研究了Z2CND18.12N不銹鋼彎管在恒內(nèi)壓和負載控制下反向彎曲作用下的棘輪變形。劉雪林等［15］基于RCC-M規(guī)范并采用薄壁圓筒近似公式對管道的熱棘輪效應進行評價。王明毓等［16］采用Chaboche非線性隨動強化模型對穩(wěn)壓器噴淋管線三通的熱棘輪變形進行評定。陳小輝等［17］通過試驗方式分析內(nèi)壓及循環(huán)位移對核電管道棘輪應變的影響。綜上，目前在結構的棘輪效應方面，很少有學者采用非線性隨動強化模型對復雜異形結構進行棘輪效應模擬分析與預測。

本研究以三偏心蝶閥為載體，采用Chaboche非線性隨動強化模型進行熱棘輪有限元分析，分析熱棘輪效應對蝶閥密封副熱變形及密封性能的影響，探究閥在數(shù)次常溫與高溫交變循環(huán)載荷下出現(xiàn)密封失效問題的原因。

1 棘輪效應及循環(huán)載荷下結構的力學行為

1.1 棘輪效應

在材料力學中，棘輪效應指材料在非對稱應力控制循環(huán)加載下非彈性變形的累積，又稱為棘齒效應或循環(huán)蠕變。當金屬材料受到拉伸或壓縮載荷作用時，如果應力過大超出材料的屈服強度，材料將會發(fā)生塑性變形。外力卸載并反向加載時，材料首先在彈性階段恢復，繼而發(fā)生反向塑性變形，如果反向施加的載荷小于初始正向載荷，那么材料的反向總變形就會小于正向總變形，進而產(chǎn)生殘余應變。如此循環(huán)反復，就會出現(xiàn)塑性應變累積的現(xiàn)象，即材料發(fā)生棘輪效應［18］。三偏心蝶閥在數(shù)次常溫與高溫交變循環(huán)溫度載荷下出現(xiàn)的密封失效問題，是由于蝶閥密封結構發(fā)生棘輪效應后產(chǎn)生漸增性塑性變形導致的密封失效。

1.2 循環(huán)載荷下結構的力學行為

在石油化工、航空航天及核電等特殊領域，壓力容器和管道等承壓設備工作條件較為復雜，往往同時承受循環(huán)的溫度載荷、機械載荷及其他循環(huán)作用的耦合載荷，致使設備由于塑性變形累積而發(fā)生塑性垮塌或斷裂［19］。

結構在承受循環(huán)載荷作用時，所產(chǎn)生的塑性應變不斷累積增加，并最終導致結構破壞，這種效應就是棘輪效應。結構出現(xiàn)的棘輪效應力學行為如圖1所示。圖中：σS為屈服壓力，σ為等效應力，ε為等效應變。

圖1 棘輪效應示意圖Fig.1 Schematic diagram of ratchet effect

2 Chaboche模型參數(shù)確定

Chaboche模型是由Lemaitre和Chaboche提出的一種基于Von Mises屈服準則的非線性隨動強化模型，該模型表達式如下［20］：

式中：α為背應力張量；αi為第i個背應力分量，MPa；i為背應力的個數(shù)；σ為等效應力，MPa；dεp為等效塑性應變增量；Ci為初始運動硬化模量；γ為材料的特性參數(shù)。

對式（2）進行積分，可得

采用3組參數(shù)的Chaboche強化模型，則式（3）可寫為

式中，γ1為增加的塑性變形個數(shù)，CF8的Chaboche本構模型參數(shù)參照文獻［21］，屈服極限Sy為207 MPa，C1、C2、C3分別為115 000、65 000和1 310 MPa，γ1、γ2、γ3分別為3 700、600和2.75。

3 三偏心蝶閥熱棘輪效應的有限元分析

由于蝶閥承受高低溫循環(huán)載荷作用，因此蝶閥棘輪效應數(shù)值模擬是一個高度復雜并涉及3種非線性行為的有限元問題，蝶閥棘輪效應數(shù)值模擬流程圖如圖2所示。

圖2 棘輪效應數(shù)值模擬流程圖Fig.2 Flow chart of numerical simulation of ratchet effect

增加載荷步是為了使迭代合力值線低于收斂準則線，而細化網(wǎng)格是為了使網(wǎng)格質量達到0.7以上，這兩種方法都有助于計算收斂。

3.1 材料屬性

三偏心蝶閥密封結構采用金屬硬密封的形式。蝶閥工況參數(shù)為：公稱通徑DN200，公稱壓力PN16，工作溫度650 ℃，適用于高溫空氣、熔鹽、煤氣等介質。閥體、密封圈等材料選用A351 CF8，屈服強度207 MPa（22 ℃）、98 MPa（650 ℃），閥桿、軸套等材料選用Inconel 625，屈服強度345 MPa（22 ℃）、266 MPa（650 ℃），主要零部件材料性能如表1所示。

表1 蝶閥主要零部件材料性能參數(shù)Table 1 Material performance parameters of main parts of butterfly valve

3.2 幾何模型

三偏心蝶閥二維剖視圖如圖3所示。對蝶閥常溫工況與高溫工況下的密封性能進行分析主要針對的是密封結構部分，并不涉及蝶閥散熱架與驅動裝置，因此只對閥體及密封結構建模，幾何模型如圖4所示。

圖3 三偏心蝶閥二維剖視圖Fig.3 Two dimensional sectional view of three eccentric butterfly valve

圖4 三偏心蝶閥幾何模型Fig.4 Geometric model of three eccentric butterfly valve

3.3 網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格無關性檢驗

將三偏心蝶閥簡化后的幾何模型導入ANSYS Workbench有限元分析軟件，采用自適應網(wǎng)格劃分和局部網(wǎng)格控制技術進行網(wǎng)格劃分［22］?？紤]到網(wǎng)格數(shù)量和網(wǎng)格質量對計算結果的影響，通過不斷細化網(wǎng)格以保證相鄰網(wǎng)格密度之間具有較小的數(shù)值分析誤差。對模型進行網(wǎng)格無關性驗證，單元數(shù)目為429 832時最大應力值是77.42 MPa，單元數(shù)目為478 236時最大應力值是81.01 MPa，單元數(shù)目為509 531時最大應力值是83.33 MPa，單元數(shù)目為530 612時最大應力值是83.89 MPa，單元數(shù)目為587 324時最大應力值是83.63 MPa。隨著網(wǎng)格單元數(shù)目的增加，最大應力值相應增大，網(wǎng)格單元數(shù)目為429 832與478 236時的最大應力值相差4.6%，網(wǎng)格單元數(shù)目為478 236與509 531時的最大應力值相差2.8%，網(wǎng)格單元數(shù)目為509 531與530 612時的最大應力值相差0.67%，網(wǎng)格單元數(shù)目為530 612與587 324時的最大應力值相差0.31%，最終確定網(wǎng)格節(jié)點數(shù)目為805 186，網(wǎng)格單元數(shù)目為509 531，網(wǎng)格模型如圖5所示。

圖5 網(wǎng)格模型Fig.5 Mesh model

3.4 載荷與約束施加

高溫蝶閥在整個壽命周期內(nèi)承受恒定的內(nèi)壓和循環(huán)溫度載荷，循環(huán)溫度載荷為22 ℃升溫到650 ℃的過程以及650 ℃降溫到22 ℃的過程，即隨著介質溫度的升高蝶閥內(nèi)部與介質接觸部位逐漸升溫，升溫到650 ℃以后保持一段時間，然后介質溫度開始降低，內(nèi)壁面溫度相應地逐漸降低到常溫22 ℃，如此反復。在閥桿上端環(huán)面施加扭矩800 N·m，在蝶閥內(nèi)壁面與介質接觸表面施加壓力0.25 MPa，前10次循環(huán)工況下的載荷條件如圖6所示。三偏心蝶閥進行循環(huán)溫度載荷試驗時外壁面與空氣自然對流換熱，自然對流換熱系數(shù)取10 W/（m2·℃）。對閥體入口端法蘭端面施加遠端位移約束，閥體出口端法蘭端面施加軸向自由約束。

圖6 前10次循環(huán)載荷Fig.6 Load of the first 10 cycles

3.5 棘輪效應有限元分析

3.5.1 循環(huán)溫度場分析

根據(jù)第3.4節(jié)循環(huán)載荷邊界條件對閥體內(nèi)部施加循環(huán)溫度載荷，為了保證計算的收斂性，升溫與降溫過程采用多載荷步方式施加，0～80個載荷步內(nèi)共進行了10次溫度循環(huán)，其中一個溫度循環(huán)中升溫過程與降溫過程均采用4個載荷步完成。對蝶閥進行多載荷步循環(huán)溫度場分析，得到蝶閥溫度隨載荷步的變化曲線，如圖7所示。從圖中可以看出，每個溫度循環(huán)過程中蝶閥的溫度場分布均相同，在高溫工況時蝶閥最低溫度、最高溫度及平均溫度分別為265.53、650.00和589.44 ℃。

圖7 蝶閥溫度隨載荷步的變化曲線Fig.7 Variation curves of butterfly valve temperature with load step

高溫工況下蝶閥溫度場分布云圖如圖8所示，蝶閥最高溫度分布在與介質接觸的內(nèi)壁面，最高溫度為650 ℃，溫度沿閥體壁厚方向呈梯度分布，從閥體內(nèi)壁面到閥體外壁面逐漸減小，在兩側法蘭處溫度達到最低，最低溫度為265.53 ℃。由于閥桿孔也有介質存在，閥體豎直方向的溫度梯度較水平方向小，閥體上、下凸臺及相鄰法蘭處的溫度比法蘭其他區(qū)域的溫度高。

圖8 蝶閥溫度分布云圖Fig.8 Temperature distribution nephogram of butterfly valve

高溫工況下閥體溫度場分布云圖如圖9所示，從閥座內(nèi)環(huán)面到閥體外壁面溫度逐漸降低，且閥座水平中心面沿厚度方向的溫差梯度較豎直中心面明顯，閥座內(nèi)環(huán)面與閥體外壁面的最大溫差大約為60 ℃。

3.5.2 熱棘輪效應分析

將蝶閥各載荷步溫度場分布結果導入結構場進行熱棘輪效應有限元分析，溫度場與結構場載荷步一一對應。導入所有的溫度場結果，打開大變形開關以考慮幾何非線性的影響；設置自動時間步，對蝶閥進行循環(huán)溫度載荷下的有限元分析。根據(jù)有限元計算結果，可得到前10個溫度循環(huán)閥座的最大塑性應變變化曲線，如圖10所示。

圖10 前10個溫度循環(huán)閥座的最大塑性應變變化曲線Fig.10 Maximum plastic strain curve of valve seat in the first 10 temperature cycles

從圖10中可以看出，在溫度循環(huán)的第1個周期內(nèi)，隨著介質溫度從常溫22 ℃到高溫650 ℃的升溫過程中，閥座最大塑性應變不斷增大，在650 ℃時閥座最大塑性應變?yōu)?.034 98。當介質溫度在650 ℃的高溫保持階段時，閥座最大塑性應變值不變，隨著溫度的降低，閥座最大塑性應變隨之減小，在常溫22 ℃時的塑性應變值為0.012 58。蝶閥在經(jīng)歷一個從常溫到高溫再到常溫的循環(huán)之后，閥座最大塑性應變未能減小到0，即閥座發(fā)生塑性變形之后未能恢復原狀。在隨后的幾個溫度循環(huán)之后，閥體塑性應變不斷累積，前10個溫度循環(huán)中閥座的最大塑性應變?yōu)?.050 56，10個溫度循環(huán)后最終在常溫22 ℃時的最大塑性應變?yōu)?.021 16。

10個溫度循環(huán)后閥座的塑性應變云圖如圖11所示。從圖11可以看出，10個溫度循環(huán)周期后閥座塑性應變云圖沿豎直中心面與水平中心面均呈對稱分布，即閥座斜錐面與直邊面塑性應變云圖大致相同、閥座上過渡面與下過渡面塑性應變云圖大致相同，閥座最大塑性應變位于直邊面大徑邊緣處，其值為0.021 6。閥座上、下過渡面局部區(qū)域塑性應變?yōu)?，這是由于閥體上、下側設有凸臺結構，壁厚相對較大，造成閥體上、下側內(nèi)外壁面的溫差極小，因此未發(fā)生棘輪變形。閥體豎直中心面兩側為等壁厚的環(huán)面結構，內(nèi)外壁面溫差相對較大，因此閥座在常溫和高溫交變循環(huán)載荷的作用下發(fā)生棘輪變形。

圖11 閥座內(nèi)環(huán)面各區(qū)域塑性應變分布云圖Fig.11 Cloud diagram of plastic strain distribution in each area of inner ring surface of valve seat

為了研究10個溫度循環(huán)后閥座內(nèi)環(huán)面周向塑性應變分布情況，將閥座內(nèi)環(huán)面沿軸向方向劃分為五等份，即形成5條環(huán)線，對其依次編號如圖12所示。在閥座內(nèi)環(huán)面周向方向以15°為間隔提取一個節(jié)點塑性應變信息，監(jiān)測點分布圖如圖13所示。

圖12 閥座內(nèi)環(huán)面等分示意圖Fig.12 Isometric diagram of inner ring surface of valve seat

圖13 閥座監(jiān)測點分布Fig.13 Distribution of valve seat monitoring points

10個溫度循環(huán)后閥座內(nèi)環(huán)面周向塑性應變分布圖如圖14所示，閥座斜錐面（45°～135°）與直邊面（225°～315°）區(qū)域的塑性應變大于閥座上過渡面（315°～45°）與下過渡面（135°～225°）區(qū)域的塑性應變，其中閥座1#環(huán)線（閥座大徑）在直邊面與斜錐面處的塑性應變最大。閥座各個環(huán)線的塑性應變均在0°與180°處達到最小，沿閥座軸向方向從1#環(huán)線（閥座大徑）到5#環(huán)線（閥座小徑）塑性應變逐漸減小，且上、下過渡面區(qū)域整體的塑性應變分布較直邊面與斜錐面區(qū)域均勻。

圖14 閥座內(nèi)環(huán)面周向塑性應變分布Fig.14 Circumferential plastic strain distribution of inner ring surface of valve seat

為了研究閥座發(fā)生棘輪變形后對蝶閥密封性能的影響，對10個溫度循環(huán)后閥座內(nèi)環(huán)面與密封圈外環(huán)面的徑向變形進行分析。前10個溫度循環(huán)閥座內(nèi)環(huán)面徑向變形變化曲線如圖15所示。圖中Dr表示閥座徑向變形。從圖中可以看出，閥座內(nèi)環(huán)面的最大徑向變形在一個循環(huán)周期內(nèi)隨升溫過程逐漸增大，隨降溫過程逐漸減小，同時每個循環(huán)周期溫度降低到常溫后的最大徑向變形隨著循環(huán)周期的增加而不斷增大，呈現(xiàn)出與最大塑性應變相同的變化趨勢，10個溫度循環(huán)后閥座內(nèi)環(huán)面的最大徑向變形為0.337 7 mm；最小徑向變形在一個循環(huán)周期內(nèi)的變化趨勢與最大徑向變形變化趨勢相同，每個循環(huán)周期溫度降低到常溫后閥座內(nèi)環(huán)面最小徑向變形的變化趨勢與最大徑向變形變化趨勢相反，10個溫度循環(huán)后閥座內(nèi)環(huán)面的最小徑向變形為-0.273 2 mm，負號表示變形為徑向收縮。

圖15 前10個溫度循環(huán)的閥座徑向變形變化曲線Fig.15 Radial deformation curves of valve seat in the first 10 temperature cycles

在前10個溫度循環(huán)過程中，密封圈與閥座隨循環(huán)次數(shù)的最大徑向變形如圖16所示，密封圈在每個溫度循環(huán)過程均為彈性變形，未發(fā)生棘輪效應，密封圈的最大徑向變形為0.275 3 mm。從圖中可以看出，在第5次溫度交變循環(huán)之后，閥座的最大徑向變形為0.284 4 mm，密封圈的最大徑向變形為0.275 3 mm，閥座的最大徑向變形大于密封圈最大徑向變形，密封面出現(xiàn)間隙，間隙值為0.009 1 mm。在隨后的溫度循環(huán)過程中密封面間隙逐漸增大，最終導致三偏心蝶閥密封失效，出現(xiàn)泄漏現(xiàn)象。

圖16 密封圈與閥座隨循環(huán)次數(shù)的最大徑向變形Fig.16 Maximum radial deformation of seal ring and valve seat with the number of cycles

5個溫度循環(huán)后閥座與密封圈環(huán)面的徑向變形云圖分別如圖17、圖18所示。從圖17中可以看出，溫度降低到常溫后閥座斜錐面與直邊面表現(xiàn)為徑向膨脹，上、下過渡面表現(xiàn)為徑向收縮，且對稱區(qū)域的變形程度基本相同，其中最大徑向膨脹量為0.284 4 mm，分布在閥座斜錐面大徑處，最小徑向收縮量為0.221 0 mm，分布在閥座下過渡面小徑處。從圖18中可以看出，溫度降低到常溫后密封圈上、下過渡面的徑向變形一致且接近于0，而斜錐面區(qū)域的徑向變形變現(xiàn)為向外膨脹，直邊面區(qū)域的徑向變形表現(xiàn)為向內(nèi)收縮，因此密封圈在溫度降低到常溫后的徑向變形實質上是由閥座直邊面向閥座斜錐面平移的行為。密封圈最大徑向膨脹量為0.275 3 mm，分布在密封圈斜錐面小徑處，最小徑向收縮量為0.155 8 mm，分布在閥座直邊面小徑處。

圖17 5個溫度循環(huán)后閥座環(huán)面徑向變形云圖Fig.17 Nephogram of radial deformation of valve seat ring after 5 temperature cycles

圖18 5個溫度循環(huán)后密封圈環(huán)面徑向變形云圖Fig.18 Nephogram of radial deformation of sealing ring after 5 temperature cycles

根據(jù)合作方對試驗現(xiàn)象的描述，三偏心蝶閥在經(jīng)歷6次溫度循環(huán)后出現(xiàn)內(nèi)漏，數(shù)值模擬分析結果與合作方試驗結果基本吻合。證明三偏心蝶閥出現(xiàn)密封失效現(xiàn)象是由于在常溫與高溫交變循環(huán)載荷的作用下蝶閥發(fā)生了熱棘輪效應，閥座的殘余變形導致密封面出現(xiàn)了間隙，進而引發(fā)泄漏。

4 蝶閥密封失效的防范措施

在第3節(jié)中三偏心蝶閥閥體外壁面與空氣對流換熱，閥體內(nèi)壁面承受常溫與高溫交變循環(huán)載荷，在高溫650 ℃時，閥座內(nèi)環(huán)面與閥體外壁面的最大溫差大約為60 ℃。閥座內(nèi)環(huán)面與閥體外壁面之間的溫差導致閥座產(chǎn)生較大熱應力，在交變溫度循環(huán)載荷的作用下閥座發(fā)生熱棘輪效應，最終溫度卸載到常溫后閥座出現(xiàn)殘余變形，閥座與密封圈存在間隙導致三偏心蝶閥密封失效。

英國壓力容器規(guī)范BS 5500中對殼體的熱棘輪效應作了定性說明：即在高溫或低溫下工作的壓力容器應該緩慢加熱或冷卻，保冷和保熱的效果要好，以盡量減小殼體上的溫度梯度。因此，考慮對閥體外壁面進行保溫處理。常用的保溫措施有設置保溫層、保溫夾套、電伴熱等，文章采用設置保溫層［23］。在閥門熱固耦合的時候，保溫層的設置通常簡化為絕熱邊界條件［24］。因此對保溫良好的三偏心蝶閥進行常溫與高溫交變循環(huán)載荷下的熱棘輪效應數(shù)值模擬分析，分析時對閥體外壁面施加絕熱邊界條件，進行網(wǎng)格劃分及網(wǎng)格無關性檢驗。

通過有限元計算，得到10個溫度循環(huán)后閥座環(huán)面的塑性總應變云圖，如圖19所示，最大總應變?yōu)?.000 124，閥座未發(fā)生熱棘輪效應。10個溫度循環(huán)后密封圈環(huán)面的塑性總應變云圖如圖20所示，最大總應變?yōu)?.000 366，密封圈未發(fā)生熱棘輪效應。因此，密封圈與閥座在10個溫度循環(huán)周期中所產(chǎn)生的變形均為彈性變形。

圖19 閥座環(huán)面總應變云圖Fig.19 Total strain nephogram of valve seat ring

圖20 密封圈環(huán)面總應變云圖Fig.20 Total strain nephogram of sealing ring

閥座與密封圈在經(jīng)歷10個溫度循環(huán)周期后均未發(fā)生熱棘輪效應，由此可見，對蝶閥閥體外壁面進行保溫處理可以有效避免因熱棘輪效應引發(fā)的密封失效問題。此外，對于承受常溫與高溫交變循環(huán)工況及常溫與低溫交變循環(huán)工況的閥門、壓力容器及管道等設備進行保溫處理也是避免發(fā)生熱棘輪效應的有效措施之一。

5 結論

（1）基于Chaboche非線性隨動強化模型對三偏心蝶閥進行10次常溫與高溫交變循環(huán)載荷下的熱棘輪效應分析，在每個溫度循環(huán)過程中蝶閥的溫度場分布均相同，高溫工況下閥座內(nèi)環(huán)面與閥體外壁面的最大溫差約為60 ℃。溫度降低到常溫后閥座的最大塑性應變隨循環(huán)周期的增加出現(xiàn)漸增性塑性累積，10次溫度循環(huán)后閥座的最大塑性應變?yōu)?.021 16，閥座在溫度循環(huán)載荷的作用下發(fā)生熱棘輪效應。

（2）第5次溫度交變循環(huán)之后，閥座與密封圈的最大徑向變形分別為0.284 4 mm和0.275 3 mm，閥座的最大徑向變形大于密封圈的最大徑向變形，閥座的殘余變形導致密封面出現(xiàn)間隙，證明三偏心蝶閥出現(xiàn)密封失效現(xiàn)象是由于閥座發(fā)生熱棘輪效應導致的。

（3）閥體外壁面進行良好保溫后閥座未發(fā)生熱棘輪效應，可以有效避免蝶閥在常溫與高溫交變循環(huán)載荷下出現(xiàn)密封失效問題。