1000 MW核電汽輪機再熱閥卡澀原因分析及處理

羅賢龍，李祥奎，于新娜

（福建福清核電有限公司，福建福清 350318）

0 引言

壓水堆核電汽輪機進汽為飽和濕蒸汽，蒸汽參數較低，單位質量蒸汽有效燴降較小，蒸汽流量較大。核電汽輪機機組的蒸汽流量幾乎相當于相同功率等級火電機組的2倍[1]。核電汽輪機的高壓缸、汽水分離再熱器（MSR）及管道內含有大量的蒸汽和水，在事故停機或甩負荷時，由于主汽閥后壓力降低，留在高壓缸、MSR及管道內大量的水可能閃蒸成蒸汽。這些蒸汽將引起汽輪機超速，危及汽輪機的安全運行。為了防止這些蒸汽引起汽輪機超速，在MSR出口設置再熱閥。再熱閥在核電汽輪機組運行中起著重要作用，一旦運行中出現卡澀不能關閉的故障，將使汽輪機進汽量調節失控，造成實際進汽量與機組特定工況下的蒸汽需求量不匹配，機組事故停機或甩負荷過程中有可能發生汽輪機機組超速甚至引發飛車、軸系斷裂、汽輪機報廢等惡性安全事故，從而造成嚴重的經濟損失。

福清核電廠1#機組汽輪機采用的是東方汽輪機廠與法國Alstom公司合作生產的HN1089-6.43/280/269-H型半轉速（1500 r/min）沖動凝汽式汽輪機組，每臺機組包含1個高中壓合缸和2個低壓缸。機組裝備高壓進汽閥包括截止閥和調節閥各4臺，再熱閥包括截止閥和調節閥各4臺。其中，再熱閥采用德國ADAMS公司生產的NSK核電用截止閥、DN1200/PN25型蝶閥，安裝于汽水分離再熱器和中壓缸之間的蒸汽管道上，用于關斷或控制進入中壓缸的蒸汽、避免汽輪機超速。每臺再熱閥組由2臺蝶閥串聯組成（圖1）:一個閥門實現“開/關”功能，另一個實現調節功能，即包括1臺再熱主汽閥和1臺再熱調節閥。每臺汽輪機設置4臺再熱閥組。

圖1 再熱閥組

1 閥門控制原理及故障現象

福清核電廠1#機組再熱閥液壓控制系統為電動液壓油（Electro Hydraulic oil，EH油）控制。油動機主要有伺服閥、卸荷閥、位移傳感器（Linear Variable Differential Transformer，LVDT）、隔離閥、快關電磁閥等部分組成，采用單側進油控制。即工作時通過油動機內充入液壓油液壓缸內活塞推動閥軸，抗燃油液壓力驅動油動機的開啟，關閥時卸去油壓，油動機彈簧力驅使閥門實現快速關閥。

伺服閥將閥位控制指令電信號放大后轉換成液壓信號，控制高壓進油的通道。油動機活塞的上、下油腔分別與系統高壓進油、回油相通。油動機活塞移動，經齒條、齒輪帶動汽閥使之旋轉開啟或關閉，同時帶動線性位移傳感器，將油動機活塞的機械位移轉換成電信號，并作為反饋信號與閥位指令電信號相疊加。伺服閥回到中間位置時，可切斷油缸控制腔與系統進油、回油通道，使油動機及汽閥操作軸停止移動和轉動并保持在穩定的閥位開度位置。快關電磁閥得電后，控制卸荷閥動作，快速卸去油缸活塞下部的抗燃油，從而迅速關閉調節閥。

在1#機組調試期間對再熱閥進行單體開、關試驗，發現2#再熱調節閥試驗過程中該閥門開啟合格，但在關閉過程中發生卡澀，閥門卡在約90%開度時無法繼續自動關閉，現場采取卸載動力油等措施后，閥門依然無法關閉。隨后對2#再熱調節閥多次進行開、關試驗，前2次試驗結果合格，但在第3次試驗的關閉過程中，閥門在77%開度時再次發生卡澀，無法關閉。

之前，某核電廠滿負荷甩孤島試驗期間曾經發生跳機事件，原因為汽輪機再熱閥卡澀導致，蒸汽意外進入中壓缸做功，產生額外軸向推力造成汽輪機軸向位移測量值超過停機保護閾值觸發跳機。汽輪機進汽高、再熱調節閥按照邏輯設計應在試驗開始后首先快速關閉，調取試驗記錄發現2#再熱調節閥關閉到81.85%開度時發生卡澀[2]。該核電廠汽輪機再熱閥與福清核電廠1#機為同廠家同型號的閥門。

2 原因排查分析

針對該類型蝶閥容易卡澀的異常現象，廠內技術人員協同廠家共同進行調查分析。汽輪機閥門卡澀事件屢見不鮮，最常見的原因為高溫氧化皮造成閥桿與軸承卡澀，使動、靜間隙消失而造成卡澀。但是由于是新機組，閥門動作次數有限，故而是這一原因導致故障的可能性較低。儀控人員對控制信號及回路進行檢查，未發現異常，LVDT檢查正常。結合故障現象，分析認為造成該閥卡澀的原因可能有以下4個。

2.1 伺服閥卡澀

最初判斷可能由于系統運行時間不長，EH油中顆粒度超標，油中較大顆粒物進入油動機的伺服閥滑閥閥芯活動通道內，而伺服閥滑閥通道配合間隙極其細微，有可能導致伺服閥濾網堵塞或部套卡澀造成閥門拒動。檢修人員采取更換伺服閥、清洗濾網的措施，并進行了多次試驗，再熱閥仍有卡澀現象，卡澀問題未能得到有效解決。對EH油質進行化驗，結果表明其顆粒度處在合格水平。結合高壓閥門無卡澀的情況出現，否定了油質惡化導致閥門卡澀的因素。

2.2 油動機卡澀

執行機構油動機出現故障的主要表現為:彈簧筒內彈簧座與筒體存在卡澀，內部部件脫落、移位，導致油動機彈簧力不足，無法克服抗燃油壓力，造成調節閥關閉不到位。對卡澀的再熱閥油動機解體檢查（圖2），彈簧完好，活塞桿表面光滑及活塞環密封完好，無縱向溝槽及缺口等缺陷，排除了因活塞環密封磨損嚴重導致油泄漏進而導致油動機開啟動作遲緩或拒動情況。在檢修中，將油動機活塞桿抽出，徹底沖洗清理油動機油腔室內部。通過檢查，否定了油動機異常的因素。

圖2 活塞桿、活塞環檢查

通過前述試驗和檢查，2#再熱調節閥的油動機、比例閥、控制線路以及油路的故障可能性已被排除。閥門卡澀的原因調查和分析重點集中在閥門本體。

2.3 止推環內徑公差過小

現場對2#再熱調節閥進行解體。非驅動端蓋與閥體之間通過螺栓連接，在拆卸非驅動端時在緊固螺栓松開兩扣之后，2#再熱調節閥開始緩慢關閉，最終完全關閉。進一步拆卸端蓋后，發現端閥軸表面和止推環內壁磨損嚴重、止推環外圈與端蓋磨損明顯，閥體與端蓋扣合部位被磨損金屬呈褶皺堆積狀，并存在粘著磨損現象（圖3）。拆卸其他3臺再熱調節閥的非驅動端，也存在類似磨損問題，只是磨損程度較輕，未造成機械卡澀問題。4臺再熱截止閥不存在類似非驅動端磨損問題。

圖3 再熱調節閥非驅動端磨損

聯合廠家技術人員共同分析后，再熱閥發生卡澀的根本原因為非驅動端止推環裝配間隙設計值偏小[3]，造成末端閥軸表面與止推環內壁發生動、靜部件摩擦，在止推環內壁與閥軸摩擦的同時止推環外壁與端蓋摩擦，總的摩擦力超過油動機的彈簧關閉力導致機械卡澀。

止推環安裝在閥門端蓋側（非驅動端），作用是防止閥軸軸向竄動。正常操作時，止推環內環面與閥軸外環面未接觸，但由于兩環面之間的配合間隙過小，容易導致閥軸過高的摩擦力，使得閥門快關阻力變大，從而進一步導致閥門快關時間過長。

2.4 開啟和關閉力矩的安全系數不足

同時，與廠家技術人員進一步排查分析，再熱閥油動機采用單側進油控制，即抗燃油液壓力驅動油動機的開啟，油動機彈簧力驅使閥門及油動機向關閉位置移動。由于閥門執行機構為油壓開啟、彈簧關閉型。在關閉情況下，油壓已泄為0 MPa（油壓對關閉不形成阻力），此時閥門關閉完全靠彈簧力關閉。也就是說，執行機構的彈簧力需大于其他方面的阻力，閥門才能順利關閉。

重新計算了最大設計工況條件下執行機構的計算力矩值（表1）。執行機構的彈簧力5225 kg，油缸直徑150 mm，油缸容積9.9 L。如果閥門關閉力矩為負值，則說明不需要外部關閉力矩閥門就可以自動關閉。

表1 最大設計工況條件下力矩

通過該次計算發現，現有的執行機構開啟和關閉力矩的安全系數不足[4]，特別是DN1200 mm的NSK再熱調節蝶閥。根據重新計算的結果，增加開啟和關閉力矩的安全系數對于設備的安全運行十分必要。

3 對策實施

通過以上分析，再熱閥組的油動機、比例閥、控制線路以及油路的故障可能性已被排除，可以得出止推環內徑公差過小、油動機開啟和關閉力矩的安全系數不足等為導致再熱閥組卡澀的原因，所以需要從閥門的阻力和執行機構的驅動力2個方面著手解決此問題。

3.1 止推環優化改造

原有止推環為2個半圓，由1個完整圓環切割而成，安裝在閥軸上的卡槽里，被端蓋壓緊，作用是防止閥軸軸向竄動。為了解決止推環的非正常磨損情況，提出了3種優化改造方案。

3.1.1 改變止推環的尺寸

為了增大止推環內徑公差減小摩擦的目的，更換新的止推環。更換后對閥門進行快關試驗，快關時間多次為1 s左右，超過了要求的0.5 s。所以，單純靠增大止推環內徑間隙、打薄止推環厚度，無法達到設計要求。

圖4 止推環結構

3.1.2 改變止推環的材料

按照標準DIN EN 1982，現場選擇了銅材料進行新止推環的試驗。銅是一種抗磨損的柔性材料，用于軸螺母、螺旋式齒輪和軸承。ADAMS廠家在工作條件下對此種止推環進行了試驗。試驗次數大概為400次的快關。新止推環內外表面都沒有明顯的磨損痕跡。從試驗結果來看，銅材料止推環能夠滿足該工況條件下的運行。但是因為銅材質禁止應用于核電蒸汽系統上[5]，最后放棄了該方案。

3.1.3 改變止推環的材料和結構

這種改進基于對止推環和端蓋的更改和替換，新設計的壓盤和止推環替代了原有的止推環（圖5）:壓盤通過1個螺栓和2只鍵固定在閥軸上；止推環和壓盤的接觸面均進行了鍍硬處理，這種鍍硬處理同樣在閥軸上和軸承上應用；在壓盤和端蓋之間增加了CFC（Carbon Reinforced Carbon，石墨增強）耐磨抗壓的墊片，以防止閥軸向端蓋側竄動。

基于這種設計，壓盤和新止推環受力面積比之前設計的止推環面積更大。同時，這種使用的材料也應用于閥軸和軸承的設計。按照此方案改造后，對閥門進行多次開關，可以達到設計要求。

3.2 增大油動機彈簧力矩的安全系數

廠家通過重新計算了動態力矩，按照實際運行工況條件計算出改進的執行機構部件所需參數（表2）。通過增加彈簧K值和活塞缸尺寸來達到增大彈簧力矩的安全系數，使其達到計算要求。為了滿足新的力矩系數要求，需要對油動機進行改造，改造主要從2個方面進行:①通過增加活塞缸的直徑，來獲得閥門開啟時更大的開啟力矩；②通過增加彈簧的K值，以獲得閥門關閉時更大的關閉力矩。

執行機構計算方法如下[6]:

圖5 止推環優化結構三維圖

表2 最大設計工況條件下的力矩

對于靜態計算，以閥瓣開度45°時為參考點，閥瓣為任意一個角α的參考點改變其位置±45°，F的分量如下:F1=F/cosα，F2=F1sinα，轉矩 M=F1×b1=F/cosα×b/cosα=F×b/cos2α。在最大角度行程（即 α=45°）時，轉矩的最大值為 M=Fb/cos245°=2×Fb。因此，在整個沖程的恒力F作用下，角沖程結束時，理論轉矩值是停止沖轉時轉矩值的2倍。

其中，α為閥門開啟角度，°；M為閥門開啟力矩，N·m；F為閥門實際開啟力，即F=F2-F1，N；F1為油動機彈簧給閥門的關閉力，N；F2為油動機活塞給閥門的液壓力，N；b為閥門關閉時閥瓣重心到轉軸的力臂，m；b1為閥門開啟時閥瓣重心到轉軸的有效力臂，m；η為安全系數。

如上所述，在完全沒有摩擦的情況下，執行機構在0～90°時產生的扭矩2×Fb。為了得到真實的扭矩值，必須考慮由圓柱體中摩擦力決定的影響因素，如油缸的摩擦、彈簧座的摩擦力、閥桿襯套之間的摩擦。所以，實際扭矩值M=F×b×η。福清油動機的b為0.27 m，閥門關閉時彈簧推力為19 200 N，采用η為1.72，因此彈簧在等位處的扭矩為M=19.200×0.27×1.72=8916 N·m。

油動機活塞直徑為150 mm，工作壓力為12 MPa，油動機活塞產生的力為208 000 N。同樣，12 MPa時，閥門從關閉至打開的扭矩 M=（F2-F1）×b×η=87 310 N·m。其中，F1=19 200 N，F2=208 000 N，b=0.27，η=1.27。

增加彈簧K值和活塞缸尺寸來達到增大彈簧力矩的安全系數之后，重新計算執行機構所需的力矩系數（表3、圖6）。其中，執行機構的彈簧力6248 kg，油缸直徑170 mm，油缸容積12.7 L。

按照改變止推環的材質和結構、增大油動機彈簧力矩的安全系數2種改造技術方案，對福清核電現場的NSK型汽輪機再熱閥統一完成了技術改造。改造后對所有再熱閥門進行打閘全關和快關時間試驗，均小于0.5 s，符合設計要求（表4）。

表3 重新計算后執行機構所需力矩系數

圖6 改造前后開啟和關閉力矩對比

表4 改造后再熱調節閥快關試驗結果

4 結論

通過對再熱閥卡澀的現象調查分析，得出了非驅動端止推環裝配間隙設計偏小和油動機開啟和關閉力矩的安全系數不足的原因。通過對該核電廠汽輪機再熱閥門止推環及油動機的改造，消除了設備共性問題重發的風險，為該機組后續安全穩定運行提供了保障。上面的NSK型核電汽輪機再熱調節閥門卡澀故障檢查和處理方法，對于已選用該型號閥門核電廠的調試和預防性檢修工作有借鑒價值。