核電汽輪機主汽閥關閉異常分析與處理

趙冬冬，白小艷

（中核核電運行管理有限公司，浙江 嘉興　314300）

核電汽輪機主汽閥關閉異常分析與處理

趙冬冬，白小艷

（中核核電運行管理有限公司，浙江 嘉興314300）

針對某核電廠4號機組汽輪機調試過程中主汽閥關閉異常的現象，從主汽閥閥門自身結構特點、驅動機構以及先導閥門動作幾方面進行分析，闡述了各種因素對閥門動作影響的機理，結合閥門解體檢查及動作試驗結果，確定是閥門加工制造預留的熱膨脹間隙不足及油控跳閘閥動作邏輯錯誤2方面因素疊加導致閥內部件卡澀，最后制定了針對性的處理方案，解決了該問題。

主汽閥關閉異常；油控跳閘閥；動作邏輯；閥內部件卡澀

0　引言

某核電廠汽輪機采用哈爾濱汽輪機廠有限責任公司生產的HN650-6.41型單軸、四缸六排汽機組，高壓缸進汽由2組主汽調節聯合閥控制，閥門安裝于高壓缸調端兩側。

1　主汽閥功能、結構及其驅動機構

1.1主汽閥功能

主汽閥是核島蒸汽進入汽輪機的最后一道隔離閥，位于主蒸汽隔離閥下游，汽輪機入口處（見圖1），其作用是作為主調節閥的備用保險。當機組跳閘時，一旦主調節閥無法關閉或密封不嚴，則主汽閥關閉以保障汽輪機安全，防止超速，其關閉時間要求小于0.25 s。事實上，該型機組主調節閥密封性較差，關閉時無法保證將汽機轉速控制在安全范圍內，所以主汽閥能否正常關閉到位對機組安全尤為重要。

圖1　主汽閥位置示意

1.2主汽閥結構

主汽閥結構如圖2所示，采用旋啟式蝶板閥，蝶板閥通過鍵固定在閥軸上，軸通過連桿與油動機連接，當油動機活塞動作時，驅動閥軸90°旋轉。閥軸上裝有碗型密封，用于正常運行時密封向驅動端泄漏的蒸汽。閥門非驅動端依靠端蓋密封，軸端部為高壓汽腔，通向油控跳閘閥。

圖2　主汽閥結構示意

機組掛閘前，油控跳閘閥處于開啟狀態，主汽閥非驅動端高壓汽腔還未形成，碗型密封處于松弛狀態，蒸汽通過軸間隙從驅動端漏出。機組掛閘時，主汽閥首先開啟，當其開至全開狀態時油控跳閘閥關閉，高壓汽腔建立，將閥軸推向驅動端，碗型密封壓緊，蒸汽停止泄漏。機組打閘時，油控跳閘閥先動作，泄掉汽腔壓力，使碗型密封恢復松弛，繼而關閉主汽閥。

1.3主汽閥驅動機構

主汽閥驅動機構原理如圖3所示，高壓油進入后分為4路，分別用于驅動油控跳閘閥、形成AST保安油、關閉卸荷閥以及進入油缸驅動主汽閥。機組掛閘前，AST油壓未形成，卸荷閥處于開啟狀態，高壓油通過卸荷閥下腔與回油連通，主汽閥和油控跳閘閥的驅動油壓無法建立，主汽閥處于關閉狀態，油控跳閘閥處于開啟狀態。機組掛閘后，AST油壓建立，與高壓進油油壓相等，使卸荷閥關閉，切斷油動機回油，高壓油建立，驅動主汽閥打開和油控跳閘閥關閉。機組打閘時，AST油壓首先卸壓，卸荷閥上腔油壓卸掉后，卸荷閥打開，將高壓進油、主汽閥和油控跳閘閥驅動油與回油連通，卸掉驅動油壓，主汽閥關閉，油控跳閘閥打開；此時，約1 MPa壓力的回油進入油控跳閘閥和主汽閥油動機油缸上腔，加快油缸動作。

圖3　主汽閥驅動機構原理

2　主汽閥關閉異常的現象

4號機組調試期間，在執行50 %停機停堆試驗時，發現汽輪機2號主汽閥沒有關閉到位，剩余約10 %行程。主汽閥在50 %功率前的所有試驗及機組打閘過程中的動作都正常；在50 %功率后的試驗出現了上述問題，其中前90 %行程正常關閉，后10 %行程無法正常關閉，只有當主蒸汽隔離閥關閉，主蒸汽母管壓力下降后主汽閥才完全關閉。之后又做了幾次驗證試驗，在有蒸汽的情況下，2號主汽閥都無法正常關閉；在冷態下做試驗，2臺主汽閥都能夠正常關閉。在此期間，對AST-OPC閥組液壓塊及主汽閥油動機的逆止閥和節流孔板進行了清洗，但問題仍沒有得到解決。

3　主汽閥關閉異常的原因分析

經過分析，認為主汽閥無法正常關閉的原因可能有以下幾點。

3.1油動機關閉緩沖裝置油孔堵塞

主汽閥油動機緩沖裝置如圖4所示。機組打閘時，活塞下腔室EH油（抗燃油）通過有壓回油管泄油（見圖4中粗箭頭），至活塞行程末端時，活塞下的圓柱將回油口堵死；剩下的EH油從緩沖裝置泄油（見圖4中細箭頭），此處泄油較慢，對活塞起到保護作用。至閥門全關，油動機活塞還剩余6.5 mm空行程。如果有雜物一直停留在緩沖裝置泄油管內，則在打閘泄油時就有可能將緩沖裝置的孔堵住，導致油無法排出或排出很慢，進而導致閥門在最后一段行程無法正常關閉。

圖4　主汽閥油動機緩沖裝置

在無塵車間內對油動機進行解體檢查，未發現有異物存在，油道清潔，緩沖裝置開度正常。用酒精對各部件、油流道進行清洗，并對活塞空行程進行測量驗證，結果滿足設計要求。排除了油動機關閉緩沖裝置堵塞的可能。

3.2油控跳閘閥排汽管線不暢通

打閘瞬間，油控跳閘閥打開，將主汽閥軸端高壓蒸汽排至凝汽器，若該管線堵塞導致排汽不暢，則主汽閥軸端汽壓無法泄壓，閥軸與碗型密封仍處于壓緊狀態，閥門關閉阻力增大。但此時主調節閥已關閉，主汽閥閥板前后壓力平衡，主汽閥僅靠彈簧力關閉，會導致彈簧力無法克服閥軸圓周方向阻力而無法關閉到位。

現場將油控跳閘閥下游電動閥法蘭脫開，利用壓縮對空氣管道進行吹掃，未發現管道有堵塞現象，排除油控跳閘閥排汽管道不暢通的可能。

3.3閥門的動作邏輯不正確

自由狀態下（無蒸汽時）用壓力表接在油動機測壓口監測，主汽閥開始開啟的壓力為2 MPa，當壓力達到7 MPa時全開。油控跳閘閥開始關閉的壓力為2 MPa，當壓力達到4 MPa時全關。而在有蒸汽狀態下正常啟動時，掛閘瞬間，主汽門平衡閥打開，主汽門前后壓力迅速平衡，軸端壓力尚未建立，主汽閥此時開啟所需要的液壓力基本與自由狀態下相同，并且隨著閥門的開啟，閥芯所受的蒸汽壓力越來越小，開啟更加容易，所以可認為此時主汽閥依然在壓力達到7 MPa時全開。而油控跳閘閥則正好相反，當壓力達到2 MPa時，閥門開始關閉，隨著閥門開度越來越小，閥芯受到的蒸汽反作用力卻越來越大，即液壓油需要克服的阻力越來越大，閥門全關所需要的油壓為：

式（1）中：4是自由狀態全關壓力，即彈簧反力與摩擦力之和，MPa；25是油控跳閘閥閥芯直徑，mm；40是油缸活塞直徑，mm；7.6是主蒸汽壓力，MPa。

根據上述計算，油控跳閘閥的關閉與主汽閥的打開基本是同時完成的，符合設計需求。

而在打閘過程中，若不考慮油控跳閘閥的摩擦力因素，油壓從14 MPa開始下降，考慮回油作用，油控跳閘閥應該在8 MPa時開始開啟，約5 MPa時全開。由于打閘時主汽閥閥軸處于壓緊狀態，旋轉阻力較大，導致其開始關閉的油壓必然小于7 MPa。因此，油控跳閘閥先于主汽閥動作，將主汽門軸端高壓蒸汽卸壓，使主汽門順利關閉。這一系列動作約在300 ms以內完成。但由于閥門設計、制造等因素，油控跳閘閥的摩擦力是不可以忽略的，這就導致了在打閘過程中油控跳閘閥有可能晚于主汽閥動作，造成主汽閥卡澀。

根據實際測量，4號機主汽閥開始關閉的壓力為4.5 MPa，油控跳閘閥開始開啟的壓力為3.6 MPa。因此油控跳閘閥在主汽閥開始關閉動作之后才開啟，這就導致門桿排氣不暢，主汽閥關閉時間過長，關閉不到位。

對比1，2號機組（美國西屋公司設計制造）主汽閥和油控跳閘閥動作，其油控跳閘閥掛閘全關的壓力為9.8 MPa，打閘開啟的壓力為8.6 MPa，如表1所示。

表1　主汽閥-油控跳閘閥動作數據對比　MPa

由表1可知，1，2號機組油控跳閘閥參數優于理論計算預期，而3，4號機組參數則背離預期，達不到設計要求。因此，可以判斷油控跳閘閥參數不能滿足主汽閥要求，閥門的動作邏輯不正確為主汽閥關閉異常的主要原因之一。

3.4主汽閥內部卡澀

在對主汽閥進行解體檢查時，拆開主汽閥油控跳閘閥端蓋法蘭后發現，端蓋與閥板搖臂之間、閥軸與端蓋之間均存在摩擦痕跡（見圖5），表明主汽閥部件間確實存在卡澀。分析認為導致卡澀的原因有以下3點。

（1） 油控跳閘閥動作邏輯導致卡澀。該因素已經在前面證實。

（2） 閥內部件加工尺寸、軸向預留膨脹間隙不足。

（3） 閥軸兩端支撐及中間共4個軸套不同心。

軸向預留膨脹間隙由閥軸等部件熱膨脹量決定。由于閥軸材質為2Cr12NiMo1W1V，其線膨脹系數取14.5×10-6/K，閥軸向非驅動端膨脹有效長度為753 mm，冷態到熱態溫度變化為273K，計算可得其熱膨脹量為：ΔL=14.5×10-6×753× 273=2.98 mm?？紤]到其他部件的熱膨脹因素，最終與設備制造廠討論確定將膨脹間隙預留為5 mm。

由于無法直接測量各部件軸向間隙，現場采用間接測量方法。拆下非驅動端端蓋，使用銅棒或千斤頂將閥軸推向驅動端，將碗型密封壓緊后復裝驅動端端蓋，螺栓按要求擰緊，模擬正常運行工況。打開主汽閥閥蓋，測量非驅動端端蓋與閥芯擺臂間隙y，要求不小于5 mm，并測量圖6中各數據。

圖5　閥板搖臂上的磨痕

根據測量結果，非驅動端端蓋墊片壓縮后的厚度σ=d+a+b-c，閥軸端部與非驅動端閥蓋底部間隙x=L2-L1+σ-b+L3，要求不小于5 mm?，F場實際測量結果為：非驅動端端蓋與閥芯擺臂間隙y=3.0 mm，閥軸端部與非驅動端閥蓋底部間隙x=2.6 mm，不滿足膨脹間隙預留設計要求。

針對可能存在的軸套不同心問題，現場采用激光儀進行測量驗證。如圖7所示，將閥軸抽出，拆除鍵連接的閥芯搖臂和推動連桿，回裝其他部件，使得除閥軸外其他部件完整且位置準確。在閥體一側固定激光發射源，并調整發射源發射的激光基本到達軸孔中心。在第1個軸套的口部固定二維激光接收器，調整發射源光束角度和位置，使激光能夠射到接收器接收窗口。在孔內將激光接收器旋轉90°，激光接收器窗口仍然能夠接收到激光光束后，固定激光發射源，否則再調整發射源位置。調整好固定激光發射源位置后，使用數據接受終端控制器讀取2個角度下的位置參數。將激光接收器移動到下一個軸套位置，在軸套內同一軸向位置，2個角度位置（旋轉角度大于90°），使用數據接收終端讀取2個角度下的參數位置。重復以上步驟直到4個軸套位置的8個參數全部讀取完畢。由接收終端軟件對采集到的4組數據進行分析確定4個軸套的同心度。經過測量分析，4個軸套同心度良好，排除其導致閥門卡澀的可能。

圖6　主汽閥軸向尺寸示意

圖7　軸套同心度測量示意

4　處理措施

4.1對油控跳閘閥進行換型

鑒于1，2號機組油控跳閘閥的良好性能，決定將3，4號機組閥門更換為與1，2號機組相同的LESLIE閥門，豎直安裝。配套使用Φ60×48×6不銹鋼縮頸蒸汽管道及Φ16×3不銹鋼油管道，具體管道布置以現場空間走向為準。

4.2主汽閥內部件機械加工增大膨脹間隙

考慮到非驅動端閥蓋的承壓功能及其加工難度，確定對閥軸端部進行車削加工，加工量為2.4 mm。對閥板非驅動端搖臂端面進行銑削加工，加工量為2 mm。加工完成后組裝閥門，對各部位間隙進行重新測量，確保軸系總膨脹間隙不小于5 mm。

5　處理效果

4號機組按照上述方案進行處理后，再次進行熱態打閘試驗，2臺油控跳閘閥和主汽閥均動作正常，未出現無法關閉的問題。經過1個周期的運行，解體主汽閥檢查，發現各部件磨損情況良好，問題得到徹底解決。

3號機組調試以及正常運行期間并未出現類似問題，分析認為雖然其使用的也是動作邏輯不滿足設計要求的油控跳閘閥，但由于其閥內部件預留的熱膨脹間隙足夠大，抵消了油控跳閘閥帶來的影響。后在大修中對3號機組主汽閥進行解體，測量軸系膨脹間隙超過6 mm，證實了以上分析。為確保主汽閥后續不發生關閉異常，并減緩碗型密封的磨損速度，對3號機組油控跳閘閥也進行了換型改造。

1 朱慶玉.汽輪機主汽閥卡澀原因分析及防范措施［J］.熱力發電，2007，36（1）：99-100.

2 唐建國，吳泳海.汽輪機組中壓主汽門關閉不嚴的原因及處理［J］.電力安全技術，2007，9（10）：33-34.

國網北京市電力公司全面加強秋檢期間安全管理

2016-09-06，國網北京市電力公司所屬各單位按照公司統一部署，全面加強秋檢安全管理工作。隨著秋季檢修工作的全面展開該公司部署多項安全措施，全力確保秋檢期間人身、電網和設備安全。秋檢期間，國網北京市電力公司電網建設、生產改造、設備檢修維護等工作進入高峰，施工、檢修作業現場多，參與人員多，安全管控面臨較大壓力。

針對此階段的工作特點，國網北京市電力公司強化電網風險防控，統籌安排檢修計劃，嚴格停電計劃剛性執行，避免設備重復停電，嚴控停電任務延時送電；加強與氣象部門的信息溝通，針對秋季大風、降雨等惡劣天氣，動態調整停電計劃。該公司同時強化設備運維管控，要求嚴格執行檢修作業標準化流程，嚴把質量關，做到“應修必修、修必修好”；進一步加大反外力管控力度，在重要設備、重點區域加裝視頻監控設備，增強保桿護線人員配置，確保外力破壞故障有效降低。并且秋檢前，該公司已完成了各單位關鍵崗位人員安全規程普考工作。目前，所屬各單位根據考試結果有針對性地加強培訓，要求不合格人員待崗培訓。

（來源：國家電網公司網站 2016-09-07）

2016-04-22。

趙冬冬（1984-），男，工程師，主要從事核電廠汽輪機及輔助系統維修與技術管理工作，email：zhaodd@cnnp.com.cn。

白小艷（1984-），女，助理工程師，主要從事電廠維修經驗反饋管理工作。