核電廠高壓安注氣動球閥閥座密封性能分析

核電廠高壓安注氣動球閥閥座密封性能分析高壓安注氣動球閥的開啟時(shí)間不滿足規(guī)定的安全響應(yīng)時(shí)間限值要求，故障源于預(yù)防性維修中更換了新的閥座密封。本文通過試驗(yàn)手段對新舊閥座密封開展材料比照性能檢測，并通過有限元方法模擬計(jì)算與分析閥座密封失效機(jī)理，為徹底解決此類故障找到了有效的方法。

引言

某核電廠高壓安注系統(tǒng)氣體注射用氣動球閥按照技術(shù)規(guī)格書設(shè)計(jì)要求，在接收到觸發(fā)信號后10s內(nèi)必須強(qiáng)制開啟，以實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的安全功能。這項(xiàng)功能的有效性在核電廠正常運(yùn)行期間都是通過定期試驗(yàn)來驗(yàn)證的。一旦強(qiáng)制開啟時(shí)間超過10s，就必須要在限定的時(shí)間內(nèi)完成維修并恢復(fù)正常功能，否則核電廠必須要在規(guī)定的時(shí)間內(nèi)停堆檢修以確?？v深核安全。在一次停堆大修期間該核電廠按照預(yù)防性維修大綱的要求對高壓安注系統(tǒng)的氣動球閥開展解體檢修，更換了球閥閥座密封，當(dāng)天的維修后試驗(yàn)是成功的。但在1個(gè)月后做定期試驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)開啟時(shí)間超時(shí)，經(jīng)在線調(diào)整法蘭力矩與間隙、再次更換新閥座密封等方式都未能解決閥門開啟超時(shí)故障，最后通過重新使用換下來的舊閥座密封，試驗(yàn)全部成功。在原因查找過程中排除了維修程序、人因失誤、氣動執(zhí)行機(jī)構(gòu)功能等其他因素，最終確定是使用了最新采購的一批閥座密封問題從而導(dǎo)致故障的發(fā)生。本文的內(nèi)容是在對新、舊兩批閥座開展試驗(yàn)的根底上，分析研究高壓安注氣動球閥閥座密封的性能，揭露故障失效機(jī)理，從而為最終解決問題提供理論依據(jù)。1、閥座密封的性能檢測試驗(yàn)1.1、氣動球閥的構(gòu)造(圖1)與工況介紹

該閥為8"class600級的核3級不銹鋼對接焊氣動球閥，整體構(gòu)造如下圖。上部是氣動執(zhí)行機(jī)構(gòu)，中間通過軛架與閥體相連，氣缸桿與閥桿通過四方插口連接傳遞驅(qū)動力矩。球閥的構(gòu)造為三段式，兩邊由螺栓緊固在法蘭上，通過O形圈密封;中間是閥體，內(nèi)部有316不銹鋼球體，與球體嚴(yán)密配合的是兩個(gè)對稱的聚甲醛閥座密封，閥座密封的外圓安裝定位環(huán)，軸向與法蘭口接觸。該球閥上游是儲氣箱，內(nèi)部有4.2MPa的壓縮空氣。球閥的密封原理就是單側(cè)壓力作用在球體上，通過球體擠壓導(dǎo)致聚甲醛的閥座密封局部變形形成密封。當(dāng)閥門接到觸發(fā)信號時(shí)打開的過程中，需要克服單側(cè)壓力形成的摩擦力。

圖1高壓安注氣動球閥構(gòu)造示意圖1.2、新舊閥座的材料性能檢測與尺寸測量

新舊閥座密封材料均為聚甲醛，但聚甲醛材料有多種牌號，牌號不同則其內(nèi)部組織構(gòu)造和材料性能會有很大區(qū)別，需要進(jìn)一步檢測。與密封相關(guān)的材料性能參數(shù)主要是材料成份、壓縮性能和摩擦性能。

1)材料的成份檢測試驗(yàn)

(1)紅外線檢測：對新舊閥座密封分別開展材料的紅外線檢測，根據(jù)FTIR圖譜的形狀發(fā)現(xiàn)新舊閥座密封的圖譜形狀全是吻合的，可以判斷成份都是聚甲醛材料(POM)。

(2)灰分檢測：聚甲醛是高分子材料，在高溫下要開展分解，如果內(nèi)部含有其他雜質(zhì)能夠從灰分中可以看出來。因此在新舊閥座密封上分別取等重量的樣品，放到高溫馬弗爐中，在400℃的環(huán)境下經(jīng)過3個(gè)小時(shí)的高溫處理，再檢驗(yàn)殘余組，結(jié)果如下表1所示，從檢驗(yàn)結(jié)果來看，新舊閥座密封都沒有夾雜其他成份。

表1閥座密封材料的灰分

(3)DSC分析測試：①舊閥座密封的熔融起始溫度和最大吸熱溫度分別為160.3℃和167.3℃，而新閥座密封分別為160.0℃和166.6℃，極細(xì)微差異。②舊閥座密封的熔融熱為142.8J/g，新閥座密封為125.2J/g，比對完全結(jié)晶的POM的熱焓約為325J/g，折算出舊閥座密封的結(jié)晶度約為44%，新閥座的結(jié)晶度約為39%，存在較小的差異。

(4)硬度測量：取相同規(guī)格的3份樣品，開展單點(diǎn)洛氏硬度測量，結(jié)果如下表2，可以看出新舊閥座密封存在約3%的差異，舊閥座密封稍硬一點(diǎn)。

表2閥座密封表面硬度測試數(shù)據(jù)

2)壓縮性能試驗(yàn)

(1)短時(shí)壓縮性能試驗(yàn)：根據(jù)GB/T1041-92《塑料壓縮性能測試方法》對閥座密封開展破壞取樣試驗(yàn)，并得出材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線數(shù)據(jù)。先開展相同加載速率壓縮試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)相同加載速率不同載荷條件下，新舊閥座密封材料壓縮性能變化不大;再開展不同加載速率壓縮試驗(yàn)，新舊閥座密封材料彈性模量均隨加載速率的增大而增大，變形量隨加載速率的增大而減小。短時(shí)壓縮性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)比照如下表3，短時(shí)壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線近似為線彈性應(yīng)力應(yīng)變曲線，擬合后線彈性應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系中的彈性模量比照新舊閥座密封材料短時(shí)壓縮力學(xué)性能曲線如圖2所示。通過短時(shí)壓縮性能試驗(yàn)可以判斷短時(shí)壓縮新舊閥座密封性能相似，變形情況與試驗(yàn)限定載荷大小關(guān)系不顯著，而與加載速率關(guān)系顯著一些，加載速率增大變形量減小、彈性模量增大。

表3新舊閥座密封加載速率短時(shí)壓縮試驗(yàn)結(jié)果比照

圖2新舊閥座密封材料不同加載速率的短時(shí)壓縮性能曲線

(2)長時(shí)間壓縮性能試驗(yàn)：在常溫下利用蠕變試驗(yàn)機(jī)，在不同壓力條件下對新舊閥座密封材料開展了長時(shí)壓縮性能試驗(yàn)，分別選擇30MPa、35MPa和58MPa應(yīng)力水平下開展，持續(xù)時(shí)間150h，各測得新舊閥座密封三組試驗(yàn)數(shù)據(jù)如下表4。

表4新舊閥座密封長時(shí)壓縮應(yīng)變

試驗(yàn)結(jié)果：新舊閥座密封變形與時(shí)間相關(guān)性特性相似，變形量隨時(shí)間的增加而明顯增大，當(dāng)壓縮時(shí)間到達(dá)170h后，材料壓縮變形到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài);在相同載荷、相同受載時(shí)間條件下，新閥座密封的變形量略大于舊閥座密封，形變到達(dá)穩(wěn)態(tài)時(shí)形量差異在4%~7.6%之間(見圖3～圖6)。

圖3新閥座密封長時(shí)壓縮應(yīng)變曲線

圖4舊閥座密封長時(shí)壓縮應(yīng)變曲線

圖5新舊閥座密封長時(shí)壓縮應(yīng)變曲線比照

圖6舊閥座密封修正數(shù)據(jù)與新閥座密封曲線比照

3)摩擦性能試驗(yàn)

采用316不銹鋼試件與閥座密封材料試件在摩擦試驗(yàn)機(jī)上對磨，結(jié)果發(fā)現(xiàn)材料摩擦系數(shù)相差很小，但發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)與受載時(shí)間的相關(guān)性顯著。表面粗糙度越大，轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)越大，但是相同表面質(zhì)量的新舊閥座密封試件摩擦性能基本一致。對新閥座密封取兩個(gè)試件，新-1表面未開展打磨，新-2和舊閥座密封試件一樣打磨光滑，新1與新-2差異見表5，新-2與舊閥座密封差異見表6，3個(gè)試件轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)與時(shí)間相關(guān)曲線見圖7。

表5新-1與新-2不同表面粗糙度短時(shí)受載轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)(fi=0)

表6新-2、舊閥座材料長時(shí)受載轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)(fi=i)

摩擦性能試驗(yàn)結(jié)果：閥座密封表面粗糙度對材料摩擦性能影響顯著，新舊閥座密封表面質(zhì)量相同時(shí)，短時(shí)摩擦試驗(yàn)測試的轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)fi=0差異小于0.2%，長時(shí)壓縮狀態(tài)下的轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)fi=w相差約0.8%。轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)值隨受載時(shí)間延長而增大，到達(dá)穩(wěn)態(tài)時(shí)摩擦系數(shù)稍有下降且在某一穩(wěn)定值。

圖7轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)與時(shí)間相關(guān)曲線2、出口側(cè)密封有限元模型分析與計(jì)算2.1、分析模型概述

閥門初始安裝時(shí)，A、B兩側(cè)沒有壓差時(shí)(如圖8)，由于閥門裝配預(yù)緊力作用球體與兩側(cè)閥座密封接觸，閥座和閥球承載取決于安裝過程中的總體位移和預(yù)緊力。在運(yùn)行期間閥門A、B兩側(cè)存在4.2MPa的壓差，球體繼續(xù)對出口側(cè)產(chǎn)生擠壓作用，有兩種情況：一種進(jìn)口側(cè)閥座密封與球體分離，出口側(cè)閥座密封擔(dān)負(fù)全部密封功能，如圖9所示，另一種是球體受到的作用力沒有能抵消進(jìn)口側(cè)閥座密封的變形作用，進(jìn)口側(cè)閥座密封擔(dān)負(fù)密封作用，如圖10所示。2.2、出口側(cè)密封模型分析

1)基本尺寸與公式

經(jīng)三維坐標(biāo)測量新閥座密封幾何尺寸分別為(如圖11)：外徑OD=202.3，內(nèi)徑ID=148.2mm，厚度H=27.05mm，寬度T=21.5mm，內(nèi)表面曲面直徑BD=245mm;舊閥座密封內(nèi)表面曲面直徑BD=250mm。球體外半徑R=119.17mm。

圖11閥座密封外形尺寸

定義閥球受壓后傳遞到閥座的擠壓力為等效載荷，記為Pe，閥球轉(zhuǎn)動后產(chǎn)生摩擦力，并形成轉(zhuǎn)動摩擦力矩Mf。滿足工況需求時(shí)，啟動扭矩必須滿足式(1)條件，

(1)

式中Mq——閥門啟動扭矩;I——閥球轉(zhuǎn)動慣量(常數(shù));a———球體轉(zhuǎn)動要求的最小角速度。

式中Pe——等效載荷;f——轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù);R——閥球外半徑;

g(θ)——閥球和閥座接觸傾角的函數(shù)。

模型中閥球采用剛體分析模型，不需要?jiǎng)澐志W(wǎng)格;閥座部件類型采用可變形體，需要?jiǎng)澐志W(wǎng)格，網(wǎng)格單元類型選擇C3D8R，8節(jié)點(diǎn)六面體線性縮減積分單元如圖12所示。

圖12有限元模型網(wǎng)格劃分

2)有限元模擬計(jì)算所用參數(shù)及計(jì)算過程：

(1)材料力學(xué)性能參數(shù)：閥座密封受壓變形情況與材料力學(xué)性能和受壓時(shí)間長短相關(guān)，在有限元模擬計(jì)算過程中需要定義閥座的材料力學(xué)性能參數(shù)，短時(shí)壓縮如圖13所示，長時(shí)壓縮如圖14所示。

圖13新舊閥座密封短時(shí)壓縮應(yīng)變曲線

圖14新(左)舊(右)閥座密封長時(shí)壓縮擬合應(yīng)力-應(yīng)變曲線

(2)轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)：利用試驗(yàn)測得的新、舊閥座轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)fi=w=0.11。

(3)啟動扭矩分析計(jì)算過程：首先計(jì)算不同工況及參數(shù)條件下的等效載荷;模擬實(shí)際運(yùn)行工況計(jì)算分析球閥啟動扭矩。曲面直徑同為245mm時(shí)，模擬接觸面如圖15所示。

圖15曲面直徑相同時(shí)，新舊閥座密封接觸面比照圖(BD=245mm)

曲面直徑不同，分別為245mm和250mm時(shí)，閥座密封模擬接觸面情況如圖16所示。

圖16曲面不同時(shí)，新閥座密封接觸面比照圖

(4)模擬試驗(yàn)與有限元分析比照驗(yàn)證：將計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)開展了比照，具體數(shù)據(jù)見表7。

表7模擬試驗(yàn)與有限元所得啟動扭矩比照

有限元計(jì)算的啟動扭矩均大于試驗(yàn)測試的啟動彎矩，兩者的最大誤差約為7.6%;鑒于計(jì)算分析模型與實(shí)際情況有一定的差異，7.6%的計(jì)算誤差是可以承受的。3、入口側(cè)密封作用模型有限元分析

本節(jié)的分析模型的核心是明確不同預(yù)緊位移條件下，閥座密封幾何、材料關(guān)系對閥門啟動扭矩的影響。位移-預(yù)緊力分析有限元模型如圖17，根據(jù)閥座與法蘭的實(shí)際接觸關(guān)系，限定閥座底面與法蘭接觸的實(shí)際接觸面位移為0(左右方向)，設(shè)置閥球向右位移量從0線性增加至1mm或1.5mm，計(jì)算閥球水平方向受力即為所求預(yù)緊力。實(shí)際裝配構(gòu)造為雙閥座夾持球體，實(shí)際預(yù)緊位移量為此模型中閥球位移的約2倍。計(jì)算模型相當(dāng)于模擬閥座預(yù)緊階段總體位移0～2mm。計(jì)算條件：①新閥座密封(BD=245mm)，材料參數(shù)為新閥座密封長時(shí)/短時(shí)壓縮性能參數(shù);②舊閥座密封(BD=250mm)，材料參數(shù)為舊閥座密封長時(shí)/短時(shí)壓縮性能參數(shù)。

圖17位移-預(yù)緊力關(guān)系分析有限元模型

計(jì)算的新、舊閥座位移-預(yù)緊力關(guān)系數(shù)據(jù)見表8，對應(yīng)圖形曲線見圖18。

表8位移-預(yù)緊力計(jì)算數(shù)據(jù)比照

圖18新舊閥座密封計(jì)算得到的位移-預(yù)緊力比照圖

根據(jù)廠家給出的閥座預(yù)緊量，中間值為1.63mm(1.3～1.9mm)，根據(jù)上述分析判斷應(yīng)屬于進(jìn)口側(cè)閥座密封模型。在該預(yù)緊量下，新舊閥座密封的啟動力矩相差大約一倍(舊閥座1612NM，新閥座3194NM)，使用新閥座時(shí)閥門所需啟動力矩已經(jīng)超出氣動頭的驅(qū)動力矩，導(dǎo)致閥門無法開啟。4、結(jié)論

新舊閥座密封內(nèi)表面曲率不同是造成新、舊閥座密封啟動扭