高中壓閥門(mén)廠(chǎng)家北高科集團技術(shù)部整理，某核電廠(chǎng)按照預防性維修規劃，更換高壓安注高中壓球閥的兩側閥座，回裝后高中壓閥門(mén)空載和初次負荷試驗都合格（高中壓閥門(mén)開(kāi)啟時(shí)間< 10 s），但在大修結束運行階段的定期邏輯試驗中，高中壓閥門(mén)出現不能打開(kāi)，嘗試多種干預手段（調整閥體法蘭間隙、出口法蘭加熱、銅棒敲擊等）失效后，按電站規定，機組被迫降功率進(jìn)人小修，并對故障高中壓閥門(mén)進(jìn)行解體檢查。

1、高中壓閥門(mén)及系統功能簡(jiǎn)介

根據技術(shù)規格書(shū)規定，在發(fā)生主系統LOCA事件時(shí)，高壓安注高中壓球閥須在10 s內全開(kāi)以保證安注系統可用。所以該閥需要通過(guò)定期邏輯開(kāi)關(guān)試驗來(lái)驗證高中壓閥門(mén)的功能，如高中壓閥門(mén)故障不能打開(kāi)或開(kāi)啟時(shí)間超過(guò)10 s,且8 h內不能恢復，則機組必須降功率，并在24 h內進(jìn)人冷態(tài)卸壓模式。故障閥是8寸600 磅級核3級三段式對接焊軟密封氣動(dòng)高中壓球閥。按設計要求，在設計壓差4．2 MPa（進(jìn)口側）工況下，高中壓閥門(mén)的開(kāi)啟力矩不超過(guò) 12傭N•mo氣動(dòng)執行機構為活塞式單作用氣缸，失氣彈簧開(kāi)，由氣缸彈簧的回彈力驅動(dòng)打開(kāi)高中壓閥門(mén)，氣動(dòng)執行機構輸出初始開(kāi)啟力矩為2070 N • m，行程末端開(kāi)啟力矩1071N • m。維修手冊中明確高中壓閥門(mén)安裝時(shí)，閥座與球體之間必須使用推薦的潤滑脂KRYTOX GP 05。閥體兩側法蘭螺栓的預緊力矩要求為 171 N•m,在此預緊力矩下，可保證閥體兩端法蘭與閥體的安裝間隙為0。

2、高中壓球閥故障分析及處理情況

高中壓閥門(mén)解體從系統拆除前，力矩扳手手動(dòng)測試高中壓閥門(mén)開(kāi)啟力矩大于20開(kāi)N • m，遠超出過(guò)設計值。同時(shí)測試氣缸彈簧輸出開(kāi)啟力矩能達2000 N•m以上，其滿(mǎn)足設計要求，這樣就排除了氣動(dòng)執行機構降級導致輸出力矩不足的可能。隨后系統卸壓解體高中壓閥門(mén)，閥前后連接不銹鋼管道內部干凈，閥座和閥球表面涂抹了充足的潤滑脂，球體、閥座均完好，僅有輕微的接觸劃痕，沒(méi)有明顯腐蝕現象，其余部件也完好。鑒于本次大修中只更換了閥座，初步判斷，新舊閥座的備件差別是導致高中壓閥門(mén)啟動(dòng)扭矩增加，無(wú)法開(kāi)啟的主要原因，后復用回裝了舊閥座（無(wú)缺陷），測試帶載高中壓閥門(mén)啟動(dòng)扭矩不到500 N • m，能快速打開(kāi)，鎖定新閥座與舊閥座的尺寸差別即為本次高中壓閥門(mén)故障的最終原因。

3、新舊軟密封閥座對比差異

對新舊閥座進(jìn)行多方面檢測比較，發(fā)現新舊閥座的材料、摩擦因數、彈性模量、大部分尺寸等相差不大，主要差異有以下幾點(diǎn)

（1） 閥座內曲面半徑R存在較大差別，舊閥座R為125 mm, 新閥座R為121 mm，相差4mm

（2） 在受相同閥球正壓力的情況下，新閥座的軸向變形量明顯小于舊閥座，即新閥座的軸向剛度明顯大于舊閥座。這與內曲面半徑不同有較大關(guān)系，因為內曲面半徑的減少，會(huì )導致閥座內圈伸出法蘭內徑的懸臂梁部分的厚度增大，閥座的抗彎截面系數相應增大。

（3） 有潤滑劑條件下，高中壓閥門(mén)的啟動(dòng)扭矩明顯小于無(wú)潤滑劑狀態(tài)，但在有潤滑脂的情況下，啟動(dòng)扭矩的值有明顯的時(shí)間效應，試驗初期的啟動(dòng)扭矩很小，扭矩隨著(zhù)靜止時(shí)間的增加逐漸增大，最終會(huì )出現一個(gè)相對穩定的啟動(dòng)扭矩值，這與實(shí)際故障情況相符。

4、高中壓閥門(mén)力學(xué)模型分析

根據高中壓閥門(mén)結構形式，建立受力分析圖（圖D，含義見(jiàn)表1。高中壓閥門(mén)結構完全對稱(chēng)在垂直方向受力互相抵消，力學(xué)分析模型只考慮水平方向的載荷。左右閥座采用同批次備件尺寸相同。安裝后法蘭與閥體為緊密配合，61，62即為安裝后左右閥座的實(shí)際軸向壓縮量。同一閥座,d3的值會(huì )隨著(zhù)壓力N卜3（等于櫞D的增大而增大，其增大值與閥座的內曲面半徑和剛度有關(guān)。加載后，如進(jìn)口閥座與閥球未脫離，庳介的值等于萬(wàn)/4）2，其值為常數，如進(jìn)口閥座與閥球脫開(kāi)，N介的值等于椒丌（4）2，其值隨d3變化.

高壓安注高中壓球閥結構為浮動(dòng)式高中壓球閥，在關(guān)閉狀態(tài)進(jìn)口側加壓的情況下，球體是否與左閥座脫開(kāi)，對高中壓閥門(mén)的受力分析計算有很大影響，所以判斷球體與左閥座是否脫離非常關(guān)鍵。在介質(zhì)加壓下，球體與左閥座是否脫離，與高中壓閥門(mén)的預緊間隙52和閥座在球體軸向壓力下的變形曲線(xiàn)有關(guān)，閥座在球體壓力下的變形結構簡(jiǎn)圖如圖2，相當于一個(gè)懸臂梁的端部受壓后的彎曲變形，由于閥座為非金屬材料，閥座與閥球相互作用力的分布面積會(huì )隨力的增大而增大，力臂b的有效值則漸小，且閥座也不是完全的線(xiàn)彈性材料，所以閥座的軸向變形率會(huì )隨力的增大而變小，并不是單純懸臂梁模型的線(xiàn)性關(guān)系。

4、判斷在介質(zhì)加載后球體與左閥座是否脫離的公式

如球體與左閥座完全脫離，介質(zhì)對球體的作用力N介： 32/4，此力作用在右閥座上，右閥座的產(chǎn)生的變形量為如63 5 2=囫：，表明球體與左閥座未脫開(kāi)；如=囫： ，則表明球體與左閥座脫開(kāi)。

4.2、介質(zhì)加載后球體與左閥座未脫離情況下的計算分析

（1）、介質(zhì)未加載前。高中壓閥門(mén)在安裝預緊間隙下，設球體受左右閥座的正壓力分別為N2一為1，弘1 0 1 安裝后左閥座的實(shí)際軸向壓縮量，為安裝后右閥座的實(shí)際軸向壓縮量，因為，左右閥座性能尺寸相同，所以《：《球體兩側的總預緊壓力為N2一汁咗1。 《（櫞D的值可通過(guò)該批次的閥座受力變形曲線(xiàn)來(lái)確定。 （2）、介質(zhì)壓力加載后。假設此時(shí)球體受左右閥座的正壓力為 六N，介質(zhì)對閥球的有效作用力為N介'，如閥座的變形曲線(xiàn)為線(xiàn)性，則N2一[ '：N2司介'/2，蘇《'：汁介'/2。球體兩側的總預緊壓力[ '+N2一在N2一汁咗1，表明如閥座的軸向變形是線(xiàn)性的，介質(zhì)加載后總預緊壓力不變。實(shí)際上閥座的變形是非線(xiàn)性的，此時(shí) '為：一介'/2+A，3：啊+庳介' /2 +ANO實(shí)際球體兩側總的預緊壓力1 ' '：汁櫞汁2A如右閥座為剛性體， 2AN為最大值，此時(shí)2厶№庳介'。表明油于閥座的軸向變形是非線(xiàn)性的，介質(zhì)加載后總預緊壓力會(huì )比初始安裝預緊力增加2厶N, 2A由閥座非線(xiàn)性變形協(xié)調引起，其值在0（線(xiàn)性）和庳介'（剛性）之間，只要確定N的曲線(xiàn)，即可推算出較為正確的A值。其中 ' 介 等于介質(zhì)對球體的直接作用力庳介加上介質(zhì)對左閥座的作用力傳遞給球體的分量，計算公式介'介+0•5一）/4： 2/4 •5×P“（2一2）/4。

4.3、加載后球體與左閥座脫離情況下的計算分析

此情況下，左閥座對球體的正壓力為0．右閥座對球體的作用力即為介質(zhì)對球體的作用力N介，介：仃a32/4，此值即為閥座對球體的總預緊力。

5、新舊閥座的啟動(dòng)扭矩值計算

5.1、新舊閥座的相關(guān)計算參數

新舊閥座安裝后的總預緊間隙根據閥座、球體、閥體尺寸（圖3）計算得出。由于舊閥座存在變形殘留，為便于計算比較，參考了設計值，總預緊間隙統一取中間值1.6 mm, 即6 2）取0，8 mmo其余計算參數，介質(zhì)壓力取系統設計壓力 4，2 MP，法蘭與閥座的接觸內徑d2根據舊閥座的接觸痕跡線(xiàn)測量 取174 mmo

5.2、計算用（閥座正壓力與軸向變形）的相關(guān)數據及曲線(xiàn)圖預緊力（N）和位移

5.3、判斷安裝新舊閥座時(shí)

系統加載后球體與左閥座是否脫開(kāi)圖3閥座幾何尺寸根據計算參數和圖表，舊閥座的63為1.2 mm，新閥座的為0•82 mmo由4」的公表2位移一預緊力有限元計算數據位移/ ] 預緊力 NC舊閥座長(cháng)時(shí)壓縮） 預緊力N（新閥座長(cháng)時(shí)壓縮 ）式判斷出，在安裝新或舊閥座時(shí)，系統加載后高中壓閥門(mén)的球體均未與左閥座脫開(kāi)。

5.4、新、舊閥座受力及啟動(dòng)扭矩計算

根據有限元分析結合N-ö曲線(xiàn)數據分別計算舊閥座和新閥座的啟動(dòng)扭矩結果見(jiàn)表3和表4，從中可以看出，無(wú)論新舊閥座，在無(wú)潤滑狀態(tài)下的操作扭矩均遠大于有潤滑狀態(tài)下的操作扭矩值。同時(shí)由于新舊閥座內曲面半徑R的變化，直接導致了高中壓閥門(mén)的操作扭矩發(fā)生了明顯的不同，新閥座明顯大于舊閥座。

6、結論

新閥座由于軸向變形剛度明顯比舊閥座大，導致在相同的預緊間隙下高中壓閥門(mén)的預緊啟動(dòng)扭矩和介質(zhì)加載后的啟動(dòng)扭矩大幅增加，在高中壓閥門(mén)剛安裝后啟動(dòng)扭矩已接近臨界值，造成了高中壓閥門(mén)無(wú)法打開(kāi)的故障。

閥座的內曲面半徑是閥座軸向剛度的關(guān)鍵影響因素，內曲面半徑越小，剛度越大，在相同預緊間隙下的預緊力也越大。

有潤滑劑的條件下，高中壓閥門(mén)的啟動(dòng)扭矩存在明顯的時(shí)間效應，試驗初期的啟動(dòng)扭矩很小，隨著(zhù)靜止時(shí)間的增加扭矩逐漸增大，最終會(huì )出現一個(gè)相對穩定的啟動(dòng)扭矩值。

7、后續處理建議

閥座采購驗收時(shí)，首先應嚴格控制內曲面半徑，并確定驗收標準。同一批次數量應多一些，并通過(guò)計算和試驗確定該批閥座的N曲線(xiàn)，新閥座的軸向剛度曲線(xiàn)應優(yōu)于舊閥座。通過(guò)建立模擬工況裝置，對采購的閥座按一定比例進(jìn)行驗證確認，以確保高中壓閥門(mén)的核安全功能完整和電廠(chǎng)的經(jīng)濟效益。