核电厂高压安注气动阀阀座密封性能研究.pdf

Hy d r a u l i c s P n e u ma t i c s S e a l s ／ No ． 1 1 ． 2 0 1 3 核电厂高压安注气动阀阀座密封性能研究 张春东 ． 励行根 S t u d y o n Th e S e a l Pe r f o r ma nc e o f The Ai r Ac t ua t o r Va l ve S e a t s f o r Hi g h P r e s s u r e S a f e t y I n j e c t i o n S y s t e m i n Nu c l e a r P o we r P l a n t ZHANG Chu n -do n g a ， LI Xi n g- g en 1 ． 中核 核 电运行 管 理有 限公 司 ， 浙 江 海 盐3 1 4 3 0 0 ； 2 ． 浙江省宁波天生密封件有限公司， 浙江 慈溪3 1 5 3 0 0 摘要 高压安注气动球阀的开启时间不 满足规定 的安全 响应 时间限值要求 。 故障源于预防性维修中更换 了新的阀座密封 。本文通过 试验手段对新 旧阀座密封进行材料对 比性能检测 ， 并通 过有 限元方法模拟计算 与分析 阀座密封失效机理 ， 为彻底解决此类故障找到 了 有效 的方法 。 ’ 关键词 气动球阀 ； 阀座密封 ； 试 验 ； 性能 ； 研究 中图分 类号 T H1 3 8 ； T B 4 2 文献标识 码 B 文章 编号 1 0 0 8 0 8 1 3 2 0 1 3 1 1 - 0 0 3 3 0 5 0 引言 某核电厂高压安注系统气体注射用气动球阀按照 技术规格书设计要求 ． 在接收到触发信号后 1 0 s内必须 强制开启 。 以实现系统 的安全功能 。这项功能的有效性 在核电厂正常运行期间都是通过定期试验来验证的 一 旦强制开启时间超过 1 0 s ． 就必须要在限定 的时间内完 成维修并恢复正常功能 ． 否则核电厂必须要在规定的时 间内停堆检修以确保纵深核安全 在一次停堆大修期间 该核 电厂按照预防性维修大纲的要求对高压安注系统 的气动球阀进行解体检修 ． 更换 了球 阀阀座密封 ． 当天 的维修后试验是成功的 但在 1 个月后做定期试验时发 现开启时间超时 ， 经在线调整法兰力矩与间隙 、 再次更 换新阀座密封等方式都未能解决阀门开启超时故障． 最 后通过重新使用换下来的旧阀座密封 。试验全部成功 。 在原 因查找过程 中排除了维修程序 、 人 因失误、 气动执 行机构功能等其他因素 ． 最终确定是使用了最新采购的 一 批阀座密封问题从而导致故障的发生 本文的内容是 在对新 、 旧两批阀座进行试验 的基础上 ． 分析研究高压 安注气动球阀阀座密封的性能 ．揭示故障失效机理 ． 从 而为最终解决问题提供理论依据 1 阀座密封 的性能检测试验 1 ． 1 气动球 阀的结构 图 1 与 工况 介绍 该 阀为 8 ” c l a s s 6 0 0级 的核 3级不锈钢对接焊气 动 收稿 日期 2 0 1 3 0 8 0 6 作者简 介 张春东 1 9 7 4 - ， 男 ， 安徽庐江人， 高级工程师， 硕士 ， 主要研究方 向为核 电厂机械设备管理 。 球 阀， 整体结构如图所示 。 上部是气动执行机构， 中间通 过轭架与阀体相连 ． 气缸杆与阀杆通过四方插 口连接传 递驱动力矩 。球阀的结构为三段式 。 两边 由螺栓紧固在 法兰上 ， 通过 0形圈密封 ； 中间是阀体 。 内部有 3 1 6不 锈钢球体 ． 与球体紧密配合的是两个对称的聚甲醛阀座 密封 ， 阀座密封的外圆安装定位环 ． 轴 向与法兰口接触。 该球阀上游是储气箱 ． 内部有 4 ． 2 MP a的压缩空气。 球阀 的密封原理就是单侧压力作用在球体上 ． 通过球体挤压 导致聚甲醛的阀座密封局部变形形成密封 当阀门接到 触发信号时打开的过程中． 需要克服单侧压力形成的摩 擦力 图 1 高 压 安 注 气 动球 阀结 构 示 意 图 1 ． 2新 旧阀座 的材料 性能 检测 与尺 寸测量 新 旧阀座密封材料均为聚甲醛 ． 但聚甲醛材料有多 种牌号 ． 牌号不同则其内部组织结构和材料性能会有很 大区别 ， 需要进一步检测 。与密封相关 的材料性能参数 主要是材料成份、 压缩性能和摩擦性能。 1 材料的成份检i 贝 0 试验 3 3 液 压 气 动 与 密 封 ／ 2 0 1 3年 第 l l期 1 红外线检测 对新 旧阀座密封分别进行材料的 红外线检测 ． 根据 F T I R图谱 的形状发现新 旧阀座密封 的图谱形状全是吻合 的，可 以判 断成份都是聚甲醛材 料 P O M 。 2 灰分检测 聚 甲醛 是高分子材料 ， 在高温下要 进行分解 ．如果 内部含有其他杂质能够从灰分中可 以 看 出来 因此在新旧阀座密封上分别取等重量 的样品． 放 到高温马弗炉中 ． 在 4 0 0 C 的环境下经过 3个小时的 高温处理 。 再检验残余组 ， 结果如表 l所示 ． 从检验结 果来看 ． 新 旧阀座密封都没有夹杂其他成份。 表 1 阀座 密封材料的灰分 3 D S C分析测试 ①旧阀座密封的熔融起始温度 和最大吸热温度分别为 1 6 0 ． 3 和 1 6 7 ． 3 ℃． 而新阀座密 封分别为 1 6 0 ． 0 ℃和 1 6 6 ． 6 ℃． 极细微差别。②旧阀座密 封的熔融热为 1 4 2 ． 8 J ／ g ， 新 阀座密封为 1 2 5 ． 2 J ／ g ， 比对完 全结晶的 P O M 的热焓约为 3 2 5 J ／ g ．折算出旧阀座密封 的结晶度约为 4 4 ％． 新阀座的结晶度约为 3 9 ％。 存在较 小 的差 别 4 硬 度测 量 取 相 同规 格 的 3份 样 品 ， 进 行 单 点 洛氏硬度测量 ． 结果如表 2 ． 可以看 出新I F t 阀座密封存 在 约 3 ％的差 别 ． 旧 阀座 密封 稍硬 一点 。 表 2 阀座 密 封 表 面硬 度 测 试 数据 2 压缩性能试验 1 短时压缩性能试验 根据 G B ／ T 1 0 4 1 9 2 { 塑料压 缩性 能测 试 方法 对 阀座 密封 进行 破 坏 取样试 验 ． 并得 出材 料 的应力 一 应 变 曲线数 据 先进 行 相 同加 载速 率压 缩试验 ． 发现相 同加载速率不 同载荷条件下 ． 新 旧阀座 密封材料压缩性能变化不大 再进行不同加载速率压 缩试验 ．新 旧阀座密封材料弹性模量均随加载速率的 增大而增大 ． 变形量随加载速率的增大而减小。短时压 缩性能试验数据对 比如表 3 ． 短时压缩应力应变曲线近 似为线弹性应力应变 曲线 ．拟合后线弹性应力应变关 系 中 的弹性 模 量 对 比新 旧 阀座 密封 材 料短 时压 缩 力 学 性能曲线如图 2所示 通过短时压缩性能试验可以判 断短时压缩新 旧阀座密封性能相似 ．变形情况与试验 3 4 限定载荷大小关系不显著 ．而与加载速率关系显著一 些 ． 加载速率增大变形量减小、 弹性模量增大。 表 3新 I B 阀座密封加载速率短时压缩试验结果对 比 新阀座密封 I F I 阀座密封 差 别 1 1 8 0 1 2 9 6 8 ． 9 ％ 1 2 5 6 1 3 5 0 6 ． 9 ％ 1 3 3 9 1 4 7 3 9 ． 1 ％ 塞 趟 图 2新旧阀座密封材料不 同加载速率的短时压缩性能 曲线 f 2 长时间压缩性能试验 在常温下利用蠕变试验 机 ．在不 同压力条件下对新 旧阀座密封材料进行 了长 时压缩性能试验， 分别选择 3 0 MP a 、 3 5 MP a和 5 8 MP a应 力水平下进行 ． 持续时间 1 5 0 h ． 各测得新旧阀座密封三 组试验数据如表 4 。 表 4新旧阀座密封长时压缩应变 新阀座密封 旧阀座密封 差值 差别 0 ． 0 2 9 5 5 0 ． 0 2 8 3 5 0 ． 0 01 2 4 ． 1 ％ 0 ． 0 3 8 8 2 0 ． 0 3 3 2 2 0 ． 0 0 5 3 1 4 ． 1 ％ 7 ． a ％ O ． 1 6 o5 O ． 1 4 g1 0 ． 0 1 1 4 7 ． 1 ％ 试验结果 新 旧阀座密封变形与时间相关性特性 相 似 ． 变 形量 随 时 间的增 加 而 明显增 大 ， 当压缩 时间 达 到 1 7 0 h后 ． 材料压缩变形达到稳定状态 ； 在相同载荷 、 相 同受载时间条件下 ．新阀座密封的变形量略大于旧 阀座密封 ．形变到达稳态时形量差别在 4 ％ 7 ． 6 ％之间 见 图 3 一 图 6 。 O 1 8 0 1 6 0 1 4 0 1 2 0 1 0 避 O 0 8 O 0 6 O 0 4 O 0 2 0 0 2 5 5 0 7 5 1 0 0 1 2 5 1 5 01 7 5 2 0 0 时间／ h 图 3新 阀座密封长时 压 缩应 变 曲线 O 2 5 5 O 7 5 1 0 O 1 2 5 1 5 Ol 7 52 0 0 时间／ }l 图 4旧阀座 密封 长 时 压 缩 应 变 曲 线 Hy d r a u l i c s P n e u ma t i c s＆ S e a l s ， NO ． 1 1 ． 2 01 3 毯 0 5 O 1 O O 1 5 O 2 0 0 时间／ h 图 5新 I E t 阀座 密 封 长 时 压 缩 应 变 曲 线对 比 O 5 O l O O 1 5 O 2 0 0 时间／ h 图6 1 日阀 座 密 封修 正 数 据 与 新 阀 座 密 封 曲 线对 比 3 摩擦性能试验 采用 3 1 6不锈钢试件与 阀座密封材料试 件在摩擦 试验机上对磨 。 结果发现材料摩擦 系数相差很小 ． 但发 现转动摩擦系数与受载时间的相关性显著 表面粗糙度 越大 ． 转动摩擦系数越 大 ． 但是相 同表面质量的新旧阀 座密封试件摩擦性能基本一致 对新阀座密封取两个试 件 。 新一 1表面未进行打磨 ． 新一 2和旧阀座密封试件一样 打磨光滑 。 新 1 与新一 2差别见表 5 ． 新一 2与旧阀座密封 差别见表 6 ． 3个试件转动摩擦系数与时间相关 曲线见 图7 。 表5新一 1与新一 2不同表面粗糙度短 时受载转动摩擦 系数 新阀座一 l 新阀座_ 2 0 ． i 1 2 8 0 ． 1 1 2 7 0 ． 1 0 9 8 0 ． 1 1 1 8 1 3 ． 7 ％ 0 ． 1 0 2 3 0 ． 0 9 8 2 8 0 ． 0 9 4 2 7 0 ． 0 9 8 2 8 表 6 新一 2 、 旧阀座材料长 时受载转动摩擦系数 摩擦性能试验结果 阀座密封表面粗糙度对材料摩 擦性能影响显著 ， 新 旧阀座密封表面质量相 同时 ， 短时 摩擦试验测试的转动摩擦系数 差别小于 0 ． 2 ％． 长时 压缩状态下的转动摩擦系数 P 相差约 0 ． 8 ％。 转动摩擦 系数值 随受载时间延长而增大 ． 达到稳态时摩擦系数稍 有下降且在某一稳定值。 籁 避 璐 时 Ikq ／ h 图 7转 动摩擦 系数与时间相关 曲线 2 出口侧密封有限元模型分析与计算 2 ． 1 分析模 型概 述 阀门初始安装时 ， A、 B两侧没有压差时 如 图 8 ， 由于 阀门装配预紧力作用球体与两侧 阀座密封接触 ． 阀座和阀球承载取决 于安装 过程 中的总体位移和预紧 力 。在运行期间阀门 A、 B两侧存在 4 ． 2 MP a的压差 。 球 体继续对出 口侧产生挤压作用 ， 有两种情况 一种进 E l 侧 阀座密封与球体分离 ．出口侧 阀座密封承担全部密 封功能 ． 如 图 9所示 ． 另一种是球体受到的作用力没有 能抵 消 进 口侧 阀座 密 封 的变 形作 用 ．进 口侧 阀座 密 封 承担密封作用 ． 如图 1 0所示 ■ ■ 图 8 初 始 安 装 密 封 作用 图 9出 口侧 图 1 0 进 口侧 密封作用 密封作用 2 ． 2 出 口侧 密封模 型分 析 1 基 本尺 寸 与公式 经三维坐标测量新阀座密封几何尺寸分别为 如 图 1 1 外径 O D 2 0 2 ． 3 。内径 1 4 8 ． 2 m m，厚度 日 2 7 ． 0 5 m m． 宽 度 T 2 1 ． 5 m m． 内 表 面 曲 面 直 径 B D 2 4 5 m m； 旧阀座密封内表面曲面直径 D 2 5 0 m m。球体 外 半径 R 1 1 9 ． 1 7 mm BU 图 1 1 阀座 密 封 外 形 尺 寸 定义阀球受压后传递到阀座的挤压力为等效载荷 ． 记为 P e ， 阀球转动后产生摩擦力 ， 并形成转动摩擦力矩 尬 。满足工况需求时 ， 启动扭矩必须满足式 1 条件 ， 一 ， 日 1 3 他 M m O m 吣∞ 0 0 O O O O O O 0 0 逍 Hv d r a u l i c s P n e u ma t i c s S e a l s ／ N o ． 1 1 ． 2 01 3 有限元计算 的启动扭矩均大于试验测试 的启动弯 矩 ， 两者 的最大 误差 约 为 7 ． 6 ％； 鉴 于计 算分 析 模 型与 实 际情况有一定的差别 ． 7 ． 6 ％的计算误差是可以接受的。 表 7模 拟 试 验 与有 限 元所 得 启 动 扭矩 对 比 3 人 口侧密封作用模 型有 限元分 析 本 节 的分 析模 型 的 核心 是 明确 不 同预 紧位 移 条 件 下 ， 阀座密封几 何 、 材料关系对 阀门启动扭矩 的影响 。 位移一 预紧力分析有限元模 型如图 1 7 ． 根据阀座与法兰 的实际接触关系 ．限定阀座底面与法兰接触的实际接 触面位移为 O 左右方向 ， 设置阀球向右位移量从 O线 性增加至 1 mm或 1 ． 5 m m．计算阀球水平方向受力即为 所求预紧力 实际装配结构为双阀座夹持球体 ． 实际预 紧位移量为此模型中阀球位移的约 2倍 计算模型相 当于模拟阀座预紧阶段总体位移 0 ～ 2 ra m 。 计算条件 ① 新 阀座 密封 肋 2 4 5 mm ，材料 参 数 为新 阀座 密 封长 时／ 短时压缩性能参数； ②旧阀座密封 B D 2 5 0 m m ， 材 料参数为旧阀座密封长时／ 短时压缩性能参数。 o 图 1 7位 移 一 预 紧 力 关 系 分析 有 限 兀模 型 计算的新 、 旧阀座位移一 预紧力关系数据见表 8 。 对 应 图形 曲线见 图 1 8 根据厂家 给出的 阀座预 紧量 ．中间值 为 1 ． 6 3 mm 1 ． 3 ～ 1 ． 9 m m ， 根据上述分析判断应属于进 口侧 阀座密 封模型。在该预紧量下 ， 新 旧阀座密封的启动力矩相差 大约一倍 旧阀座 1 6 1 2 NM， 新 阀座 3 1 9 4 NM ， 使用新阀 座 时阀门所需启动力矩 已经超 出气动头 的驱 动力矩 ， 导致 阀门无法 开 启 4结论 新 旧阀座密封 内表面曲率不同是造成新 、旧阀座 密 封 启 动扭 矩 出现 较 大差 异 的核 心 原 因 ． 即新 阀 座 密 表8 位移一 预紧力计算数据对 比 计算预紧力 N 位 移 而 t ,mm 长时压缩 短时压缩 长时压缩 短时压缩 R 酪 l 一新 阀庸 短时压缩材料参数 2 一新 阀鹿 长时压缩材料参数 3 -- 旧阀座 短 时压缩材料参数 位 移 ／ mm 图 1 8新 旧阀座密封计算得到的位移一 预 紧力对 比图 封 B D 2 4 5 mm 较 旧阀座 密 封 肋 2 5 0 mm 小 5 mm， 是 造成 阀门在长时间运行后无法开启 的核心因素 ．而且 进 口侧密封模式是主导模式。 后经与国外厂家交涉核实新一批 阀座密封存在质 量问题 ． 主要是曲面直径尺寸偏小。因为过程 中制造工 厂变化 了． 质量控制环节出现管理漏洞 ， 厂家召回这批 备件并重新提供合格备件 。此外 ， 核电厂根据厂家提供 的正确参数 自行制定了验收测量程序 ．并研发 出球阀 模拟装置 ． 对 阀座密封备件逐一进行扭矩测试 。 合格方 能验收， 此问题得到了彻底解决。 参考 文献 『 1 1 庞绍龙， 林桂芳． 工程 塑料聚 甲醛 的生产及 其应用研 究[ J ] ． 化 学工程与装备 ， 2 0 1 0 ， 3 ． 【 2 】 蒋险峰． 聚 甲醛的生产 、 改性和应用[ J ] ． 化学 时刊 ， 1 9 9 7 ， l 1 4 ． [ 3 】 严衍禄． 近红外线光谱分析基础与应用[ M ] ． 北京 中国轻 工业 出版社． 2 0 0 5 ． 『 4 ] 周雪 球 ， 等 ． 傅里 叶变换近红外过 程分析技术 在 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