先導(dǎo)式主蒸汽安全閥動作性能瞬態(tài)模擬及分析

羅巖松，何 清，于新海，陳時健，張福海，楊理烽，陳開展

（1.華東理工大學(xué) 承壓系統(tǒng)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200237；2.中核蘇閥科技實(shí)業(yè)股份有限公司，江蘇蘇州 215129；3.核電運(yùn)行研究（上海）有限公司，上海 200120；4.中國核電工程公司，北京 100840）

0 引言

安全閥是用于保護(hù)壓力容器、管道等承壓設(shè)備，保證設(shè)備的正常運(yùn)行和保護(hù)人員安全的關(guān)鍵裝置［1-2］。主蒸汽安全閥是核電主蒸汽系統(tǒng)的關(guān)鍵承壓設(shè)備，其結(jié)構(gòu)完整性和動作性能的可靠性對核電閥站的長期安全運(yùn)行至關(guān)重要。主蒸汽安全閥分為彈簧式和先導(dǎo)式。先導(dǎo)式安全閥由主閥和導(dǎo)閥組成，主閥的啟閉通過導(dǎo)閥控制。相對于彈簧式安全閥，先導(dǎo)式安全閥具有良好的密封性能，同時其動作不受背壓變化的影響，適用于高壓、大口徑的場合。安全閥動作性能的仿真目前主要是采取基于動網(wǎng)格技術(shù)的瞬態(tài)模擬方法。CARNEIRO等［3］提出的3個安全閥瞬態(tài)計算的方程無法完整地描述出閥門開啟到回座的全過程。郭崇志等［4-5］利用動網(wǎng)格技術(shù)關(guān)聯(lián)閥瓣運(yùn)動距離，分析了影響安全閥開啟的參數(shù)。SONG等［6-7］應(yīng)用動網(wǎng)格技術(shù)分析了全啟式彈簧式安全閥的開啟到回座的整個動態(tài)過程。王周杰等［8］通過在彈簧式安全閥出口處添加大容器模擬大氣環(huán)境，提高了瞬態(tài)仿真的精度。YANG等［9］計算了閥瓣的運(yùn)動狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)了高溫高壓、大口徑彈簧式蒸汽安全閥的動態(tài)模擬。ZHANG等［10］對帶有背壓腔結(jié)構(gòu)的核電主蒸汽安全閥進(jìn)行了動態(tài)模擬，發(fā)現(xiàn)背壓腔結(jié)構(gòu)對安全閥的動作性能有較大的影響。王媛媛等［11］采用動網(wǎng)格技術(shù)實(shí)現(xiàn)了穩(wěn)壓器安全閥的動態(tài)模擬，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，提供了一種安全閥動態(tài)仿真的方法。

目前對于核電先導(dǎo)式主蒸汽安全閥的設(shè)計主要是依靠經(jīng)驗(yàn)并結(jié)合臺架或工業(yè)現(xiàn)場試驗(yàn)，閥門研制成本高昂。高精度的閥門瞬態(tài)模擬仿真可為高效、低成本的先導(dǎo)式主蒸汽安全閥研制提供重要的計算方法，但由于該閥門結(jié)構(gòu)復(fù)雜，導(dǎo)致這方面的研究缺乏。本文基于動網(wǎng)格技術(shù)，推導(dǎo)出適用于先導(dǎo)式主蒸汽安全閥的閥瓣微分動力學(xué)運(yùn)動方程，編寫程序?qū)恿W(xué)方程嵌入到商業(yè)軟件，實(shí)現(xiàn)了先導(dǎo)式核電主蒸汽安全閥動作性能的瞬態(tài)模擬，通過樣機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真模擬的正確性，在此基礎(chǔ)上定量分析了閥門啟閉過程中的流場特征，討論了活塞摩擦力及先導(dǎo)閥Kv值對于開啟時間的影響。本文為先導(dǎo)式主蒸汽安全閥的研究及優(yōu)化設(shè)計提供了重要的計算方法，有助于實(shí)現(xiàn)先導(dǎo)式主蒸汽安全閥設(shè)計從依靠經(jīng)驗(yàn)向精確定量的提升，可大幅降低樣機(jī)研制的時間和成本。

1 模型及網(wǎng)格劃分

1.1 仿真模型

如圖1所示，核電先導(dǎo)式主蒸汽安全閥由先導(dǎo)閥與主蒸汽安全閥組成。當(dāng)導(dǎo)閥關(guān)閉時，主蒸汽安全閥保持關(guān)閉狀態(tài)，導(dǎo)閥通電開啟時，主蒸汽安全閥上腔高壓蒸汽沿打開的與導(dǎo)閥相連的通道快速泄放。當(dāng)上腔壓力下降到一個臨界值時，上、下腔壓差導(dǎo)致向上的推力大于其運(yùn)動件自身重力和摩擦力，閥瓣將向上運(yùn)動，主閥密封面打開，高壓蒸汽從出口排放［12］。

圖1 先導(dǎo)式主蒸汽安全閥結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure diagram of pilot main steam safety valve

先導(dǎo)式主蒸汽安全閥內(nèi)部流道模型如圖2所示。為了提高網(wǎng)格質(zhì)量，將閥體內(nèi)倒角、閥桿下方倒角、閥桿上側(cè)與閥體處的間隙處倒角及上腔部分倒角簡化為直角結(jié)構(gòu)。為簡化計算，在動態(tài)模擬時，在導(dǎo)閥與安全閥相連接管道處使用節(jié)流孔管道代替先導(dǎo)閥的整體結(jié)構(gòu)。為了節(jié)約計算時間和成本，采用一半的流體域三維模型，另一半在仿真模擬中采用軸對稱形式。為了真實(shí)模擬蒸汽介質(zhì)進(jìn)入閥門的初始狀態(tài)，在閥門入口處外接一個大容器。采用在閥門出口外接虛擬大容器的方法來準(zhǔn)確地模擬閥門出口外部環(huán)境及臨界流工況，容器的尺寸大于出口管一個數(shù)量級，容器的壁面設(shè)置為Opening。高溫高壓蒸汽從入口大容器進(jìn)入安全閥，流經(jīng)閥體排向出口大容器。

圖2 先導(dǎo)式主蒸汽安全閥流道模型（半剖視）Fig.2 Flow passage model of pilot main steam safety valve（semi-sectional view）

1.2 計算網(wǎng)格

在運(yùn)用商業(yè)軟件ANSYS CFX進(jìn)行CFD模擬時，需繪制具有移動節(jié)點(diǎn)和網(wǎng)格體積變形功能的網(wǎng)格。CFX中動網(wǎng)格的計算方法有兩種：Remesh網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)以及網(wǎng)格滑移技術(shù)。本文中先導(dǎo)式安全閥開啟到回座過程中，流場復(fù)雜且劇烈變化，在閥瓣密封面處極為明顯，Remesh網(wǎng)格重構(gòu)量大且效率低，難以實(shí)現(xiàn)，因此本文中先導(dǎo)式安全閥的動態(tài)仿真將采用網(wǎng)格滑移技術(shù)進(jìn)行計算，通過在發(fā)生位移的網(wǎng)格處改變相鄰節(jié)點(diǎn)距離的方式來實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格的伸長或者壓縮。閥瓣在上下移動時會發(fā)生較大的變形，基于六面體網(wǎng)格具有承受變形能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，網(wǎng)格劃分采用六面體網(wǎng)格。

為了對安全閥的動作性能進(jìn)行更好的模擬，提高計算的精確度，將整個流體域劃分為多個小的流體域，對各個流體域單獨(dú)劃分網(wǎng)格。由于相鄰流體域交界面處的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)及尺寸不一致，因此采用GGI連接交界面如圖3所示。各相鄰流體域通過GGI連接組成完整的流體域。

圖4示出先導(dǎo)式主蒸汽安全閥流道網(wǎng)格，為保證計算精度，網(wǎng)格劃分時需要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證見表1，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為30萬后開啟時間基本無變化，最終確定劃分的網(wǎng)格數(shù)約為35萬。模型的網(wǎng)格質(zhì)量大于0.42，滿足CFX動網(wǎng)格的質(zhì)量需求。

表1 網(wǎng)格數(shù)對閥門開啟時間的影響Tab.1 Effect of grid number on valve opening time

2 CFX前處理

2.1 閥瓣位移動力學(xué)及CEL編譯

先導(dǎo)式主蒸汽安全閥由于閥體內(nèi)活塞缸的限位作用，閥瓣只能沿Y方向上下運(yùn)動。圖5示出閥瓣受力分析。

圖5 閥瓣受力分析Fig.5 Stress analysis of valve disc

閥瓣運(yùn)動方程為：

式中，mmove為運(yùn)動件的質(zhì)量；為運(yùn)動件在Y方向的加速度；Fflow為運(yùn)動件所受到的流體力；Gdisc為運(yùn)動件所受到的重力；Ff為運(yùn)動件運(yùn)動時活塞與活塞缸間的摩擦力。

式中，yt為運(yùn)動件在Y方向上的位移，即閥門的開高。

基于式（3），閥瓣的運(yùn)動方程為：

采用ANSYS CFX 軟件自帶的CEL語言將閥瓣的位移運(yùn)動方程（4）進(jìn)行編譯，并將其嵌入至CFX軟件［10］。

2.2 計算域及邊界條件設(shè)置

本文模擬的是先導(dǎo)式主蒸汽安全閥在導(dǎo)閥動作后主閥開啟至關(guān)閉全過程。入口大容器的入口邊界條件設(shè)置為Inlet，所有流體域與閥門內(nèi)壁面接觸的靜止不動的面設(shè)置為Wall（無滑移壁面），將所有壁面設(shè)置為絕熱邊界。由于只使用一半的流體域三維模型，所以分割面為對稱面，設(shè)置為Symmetry。出口大容器以及替代先導(dǎo)閥連接的節(jié)流孔出口設(shè)置為Opening（開放式邊界），允許流體沿任一方向流經(jīng)邊界面。主蒸汽安全閥關(guān)閉時，將導(dǎo)閥節(jié)流孔管道處的出口邊界條件設(shè)定為Inlet（6.17 MPa，286 ℃），隨著時間推移，閥內(nèi)上腔壓力逐漸增大，下腔壓力降低，當(dāng)運(yùn)動件所受的向上的流體力小于自身重力時，閥門開始回座。

流體介質(zhì)設(shè)定為干飽和水蒸汽。主蒸汽安全閥的初始狀態(tài)為關(guān)閉狀態(tài)，此時先導(dǎo)閥未打開，閥體內(nèi)部初始壓力設(shè)定為6.17 MPa，初始溫度設(shè)定為286 ℃。由于出口大容器表面、導(dǎo)閥節(jié)流孔管道出口與外界接觸，這兩個表面的初始參數(shù)與大氣環(huán)境一致，大氣壓為0.1 MPa，常溫為25 ℃。湍流模型為SST k-ω，傳熱模型為Total Energy。時間步長設(shè)置為2×10-5s，總分析的持續(xù)時間設(shè)置為0.8 s。

圖6示出紅色區(qū)域的面均通過加載編譯后的CEL語言，按照閥瓣運(yùn)動方程式（4）在Y方向運(yùn)動，橙色區(qū)域的面為隨動面。

圖6 運(yùn)動面及隨動面Fig.6 Moving surface and follower surface

3 結(jié)果分析

3.1 主蒸汽安全閥主閥動作性能

摩擦力Ff設(shè)定為9 000 N，先導(dǎo)閥管道Kv值設(shè)定為10 m3/h，模擬仿真結(jié)果如圖7～10所示。圖7示出主蒸汽安全閥主閥開高和入口壓力隨著時間的變化。閥門完全開啟的時間為0.39 s，安全閥穩(wěn)定排放約0.1 s后，閥門入口壓力降至6.14 MPa，閥門開始關(guān)閉，閥門在時間為0.72 s后關(guān)閉，此時入口壓力降至6.02 MPa左右。

圖7 主蒸汽安全閥主閥開高和入口壓力隨時間的變化（9 000 N，Kv=10 m3/h）Fig.7 Change of lift and pressure at inlet of main valve of main steam safety valve with time（9 000 N，Kv=10 m3/h）

圖8示出主蒸汽安全閥主閥升力隨時間變化曲線。升力為流體力和運(yùn)動件所受背壓力的合力，升力負(fù)值表示升力方向?yàn)樨Q直向下。剛開始運(yùn)行時，升力驟降為-4.3×105N，這是因?yàn)榱鲌龀跏蓟瘜?dǎo)致上腔壓力遠(yuǎn)大于下腔壓力且壓差最大，流體力遠(yuǎn)小于運(yùn)動件所受的背壓力和重力。隨著上腔高溫高壓蒸汽從導(dǎo)閥管道排出，升力不斷增加，當(dāng)升力大于重力與摩擦力時，運(yùn)動件開始向上運(yùn)動。當(dāng)閥門達(dá)到最大開高時，由于限位作用，無法繼續(xù)上升。主閥回座時，導(dǎo)閥節(jié)流孔管道內(nèi)輸入高溫高壓蒸汽，上腔壓力逐漸增加，上、下腔壓差降低，閥門所受升力小于重力和摩擦力時，閥門開始回座。

圖8 主蒸汽安全閥主閥升力隨時間變化（9 000 N，Kv=10 m3/h）Fig.8 Change of lifting force of main valve of main steam safety valve with time（9 000 N，Kv=10 m3/h）

搭建安全閥樣機(jī)試驗(yàn)平臺，將試驗(yàn)樣機(jī)固定在試驗(yàn)裝置上，按照圖9中試驗(yàn)原理連接管路，安裝壓力表、計時儀器等測量儀表。檢查各閥狀態(tài)后，打壓將腔內(nèi)壓力升高，檢查邊界有無外漏；當(dāng)壓力和溫度達(dá)到試驗(yàn)要求后，將先導(dǎo)閥開啟，觀察主閥動作的狀態(tài)，并記錄閥門開啟的時間。

圖9 試驗(yàn)裝置示意Fig 9 Schematic diagram of the testing device

圖10示出先導(dǎo)式主蒸汽安全閥的仿真分析結(jié)果與實(shí)際試驗(yàn)對比，可見模擬的開啟和關(guān)閉時間與試驗(yàn)結(jié)果接近，偏差小于10%，表明此模擬分析技術(shù)是合理可靠的。

3.2 安全閥關(guān)鍵云圖分析

（1）壓力云圖

圖11示出內(nèi)部流場不同時刻的壓力云圖。在開啟階段（t=0.29 s，圖11（a）），閥門開度小，閥門入口以及整個閥體內(nèi)壓力最高為6.17 MPa，閥門出口以及導(dǎo)閥管道節(jié)流孔后壓力最低。在閥門全開穩(wěn)定排放階段（t=0.41 s，圖11（b）），閥內(nèi)達(dá)到平衡狀態(tài)，閥體活塞上、下腔內(nèi)壓力均有所增加。在回座起始階段（t=0.53 s，圖11（c）），閥體內(nèi)部高溫高壓蒸汽通過出口排出，閥體內(nèi)整體壓力逐漸降低，此時導(dǎo)閥節(jié)流孔管道由出口變?yōu)楦邷馗邏赫羝肟冢锨粔毫﹂_始升高。在接近完全回座階段（t=0.72 s，圖11（d）），導(dǎo)閥管道處壓力最高為6.7 MPa，由于閥體內(nèi)高溫高壓蒸汽不斷在出口排出，閥門入口與閥體內(nèi)壓力降至為6.02 MPa。

圖11 主閥內(nèi)部流場壓力云圖（9 000 N，Kv=10 m3/h）Fig.11 Pressure contours inside flow field of main valve（9 000 N，Kv=10 m3/h）

故導(dǎo)閥管道開啟時活塞上腔泄壓，實(shí)現(xiàn)了主閥的開啟；導(dǎo)閥管道接入蒸汽介質(zhì)時，活塞上腔補(bǔ)壓，實(shí)現(xiàn)了主閥的關(guān)閉。當(dāng)導(dǎo)閥管道接入蒸汽介質(zhì)壓力為6.17 MPa時，能順利實(shí)現(xiàn)主閥的回座。

（2）流線圖

在開啟階段（t=0.29 s，圖12（a）），閥門開度小，閥門出口與閥瓣密封面處流體流速大，閥瓣下方兩側(cè)有小漩渦生成，中心位置流體流動相對規(guī)則。流體通過閥體內(nèi)活塞下腔的細(xì)管流道流向活塞上腔時，流體過流面積變化劇烈，流體發(fā)生射流，活塞上腔內(nèi)部產(chǎn)生大量的漩渦。在閥門全開穩(wěn)定排放階段（t=0.41 s，圖12（b）），閥體內(nèi)活塞下腔區(qū)域左側(cè)有漩渦生成。在回座起始階段（t=0.53 s，圖12（c）），由于出口泄壓，閥門出口處速度減小，同時先導(dǎo)閥管道處輸入高溫高壓蒸汽，閥桿上方流道開始出現(xiàn)大量漩渦。在接近完全回座階段（t=0.72 s，圖12（d）），閥桿上方及活塞上腔產(chǎn)生大量漩渦，此時閥門開度減小，閥瓣下方流體流動紊亂。

圖12 主閥內(nèi)部速度流線（9 000 N，Kv=10 m3/h）Fig.12 Velocity streamline inside main valve（9 000 N，Kv=10 m3/h）

因此在主閥啟閉過程中，閥桿上方及活塞腔內(nèi)會產(chǎn)生大量漩渦，這是閥門產(chǎn)生振動及噪聲的主要來源。后續(xù)可以通過優(yōu)化閥桿上方及活塞腔相關(guān)的設(shè)計，將大尺度渦流打散，提高渦的頻率，耗散渦的能量，從而減小閥門的振動和噪聲。

3.3 影響安全閥開啟時間因素分析

主閥活塞摩擦力對主蒸汽安全閥主閥開啟時間的影響（Kv=10 m3/h）如圖13所示。

圖13 活塞摩擦力對主閥開啟時間的影響Fig.13 Effect of friction force of piston on opening time for main valve of main steam safety valve

當(dāng)無摩擦力時，閥門在時間為0.297 s完全開啟，隨著活塞摩擦力由0增加到9 000 N，開啟時間從0.297 s也增加到0.39 s。這是因?yàn)殚y門在開啟時，運(yùn)動件受到自身重力、流體力合力以及摩擦力3個力的共同作用。摩擦力阻礙閥瓣的運(yùn)動，增加了閥門開啟的時間。

先導(dǎo)閥管道的Kv值對主蒸汽安全閥主閥開啟時間的影響如圖14所示。

圖14 Kv值對主閥開啟時間的影響Fig.14 Effect of Kv value on opening time for main valve of the main steam safety valve

當(dāng)摩擦力為0時，隨著Kv值由10 m3/h增大到135 m3/h，閥門開啟時間由0.297 s減小至0.080 s，這是因?yàn)橹髡羝踩y所受的流體力大小與閥門活塞上下腔壓力差密切相關(guān)，Kv值的增大使上腔流體排出速度加快，上腔壓力快速下降，而下腔壓力變化較小，上、下腔壓力差增大，流體力增加，造成閥門開啟時間減小。

4 結(jié)論

（1）當(dāng)先導(dǎo)式主蒸汽安全閥導(dǎo)閥Kv值為10 m3/h，主閥入口壓力為6.17 MPa時，主閥開啟時間為0.39 s；當(dāng)導(dǎo)閥入口壓力為6.17 MPa，主閥入口壓力為6.14 MPa時，主閥開始回座，主閥回座時間為0.72 s，回座壓力為6.02 MPa。

（2）主閥動作過程中，閥桿上方及活塞腔內(nèi)產(chǎn)生大量漩渦，這些漩渦是閥門振動及噪聲的主要來源。

（3）主閥的開啟時間隨著摩擦力的增大而增大，隨著導(dǎo)閥Kv值的增大而減小。

（4）本文提出的計算方法可實(shí)現(xiàn)先導(dǎo)式主蒸汽安全閥的設(shè)計從依靠經(jīng)驗(yàn)向精確定量的提升，降低了樣機(jī)研制的時間和成本。