核電廠蒸汽旁排閥閥位反饋桿振動(dòng)疲勞斷裂分析

王 剛 林 磊 張貽林 張舟永 潘洪良 范志明 陳明亞

（1.臺(tái)山核電合營有限公司；2.蘇州熱工研究院有限公司）

為分析旁排閥閥位反饋桿疲勞斷裂的原因，筆者以某EPR 機(jī)組旁排閥為研究對(duì)象，通過對(duì)閥門部件和連接管道的振動(dòng)應(yīng)變測試和信號(hào)特征分析，揭示誘發(fā)部件失效的根本原因。

1 旁排閥及閥位反饋桿結(jié)構(gòu)

汽輪機(jī)旁路系統(tǒng)共有8 組蒸汽旁排閥，為籠式氣動(dòng)調(diào)節(jié)閥。 旁排閥主體結(jié)構(gòu)由氣動(dòng)頭和閥體組成，閥體為籠套導(dǎo)向、直通式結(jié)構(gòu)，蒸汽通過閥體時(shí)上進(jìn)下出， 氣動(dòng)頭為單彈簧復(fù)位氣動(dòng)活塞式，氣壓信號(hào)從膜片下方進(jìn)入氣缸，氣動(dòng)桿向上運(yùn)動(dòng)打開閥門， 失氣時(shí)彈簧將氣動(dòng)桿向下壓，關(guān)閉閥門。 氣動(dòng)桿下部和閥桿上部均為螺紋結(jié)構(gòu)，通過一個(gè)方形聯(lián)軸器連接。 聯(lián)軸器由兩半組成，當(dāng)上、下閥桿找正對(duì)中后，用聯(lián)軸器將閥桿夾持起來，并用4 個(gè)螺栓將聯(lián)軸器緊固，螺栓尾部無鎖緊螺母；閥位反饋桿是由橫桿、豎桿和接收臂組成的連桿機(jī)構(gòu)，材料為316 不銹鋼；聯(lián)軸器結(jié)構(gòu)如圖1 所示， 橫桿和豎桿間由關(guān)節(jié)軸承連接，關(guān)節(jié)軸承實(shí)物圖如圖2 所示。

圖1 聯(lián)軸器

圖2 關(guān)節(jié)軸承

閥位反饋傳遞機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)形式如圖3 所示。

圖3 閥位反饋系統(tǒng)示意圖

各部件主要運(yùn)動(dòng)軌跡如下：

a.橫桿AB。 作用是傳遞閥門開度信息 （閥位）， 主要運(yùn)動(dòng)軌跡為跟隨氣動(dòng)桿進(jìn)行上下方向的平移。

b.豎桿BC。 作用是將橫桿所指示的閥位信息傳遞給接收臂，主要運(yùn)動(dòng)軌跡為跟隨橫桿上下平移， 以及配合接收臂繞D點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)而在BCD平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)；同時(shí)，由于安裝時(shí)關(guān)節(jié)軸承與兩側(cè)螺帽間留有一定間隙，因此豎桿還可在ABC平面內(nèi)有一定角度的左右偏轉(zhuǎn)。

c.接收臂CD。 作用是將閥位反饋橫桿AB所傳遞的閥位信息轉(zhuǎn)換為CD繞D點(diǎn)的轉(zhuǎn)角信息，其主要運(yùn)動(dòng)軌跡為繞D點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)。

反沖質(zhì)子磁譜儀基于中子與聚乙烯靶的n-p散射及反沖質(zhì)子在磁場中的色散、偏轉(zhuǎn)和聚焦等物理過程，其基本原理包含核反沖和磁分析2個(gè)過程。在實(shí)驗(yàn)室坐標(biāo)系中，與中子入射方向成角度φ的反沖質(zhì)子，其能量Ep和中子能量En間的關(guān)系為

閥位反饋橫桿結(jié)構(gòu)如圖4 所示，兩端是螺紋結(jié)構(gòu)，中間是錐形結(jié)構(gòu)。 主要尺寸為：反饋桿根部螺紋底徑d1=10 mm，根部螺紋長L1=10 mm，光桿根部直徑d3=15 mm，端部連接萬向節(jié)端的光桿直徑為d2=10 mm，端部螺紋長L2=59 mm，光桿部分總長為L3=95 mm，反饋桿總長L=164 mm。

圖4 閥位反饋器橫桿結(jié)構(gòu)

2 測量方案

根據(jù)閥位反饋桿發(fā)生疲勞斷裂的頻次高、時(shí)間短的特征，可確定為高周疲勞斷裂，排除啟停機(jī)溫度交變的影響，更符合振動(dòng)疲勞特征。 因此，在核電廠調(diào)試運(yùn)行期間，對(duì)旁排閥部件進(jìn)行振動(dòng)測量，根據(jù)實(shí)測振動(dòng)信號(hào)，結(jié)合閥位反饋桿結(jié)構(gòu)受力特征、 振動(dòng)水平及其與運(yùn)行工況的關(guān)系，分析其頻繁斷裂的原因。

將旁排閥所在管道命名為P1。在旁排閥入口管道（測點(diǎn)P1V1）、閥體（P1V2）和聯(lián)軸器（P1V3）上分別布置一個(gè)三軸向加速度傳感器，測量管道軸向（x）、水平方向（y）、豎直方向（z）的振動(dòng)，測點(diǎn)布置如圖5 所示。 應(yīng)變測點(diǎn)布置如圖6 所示，在聯(lián)軸器上側(cè)氣動(dòng)桿上布置直角三軸應(yīng)變計(jì)P1S1、P1S2，這兩個(gè)測點(diǎn)同在一個(gè)截面上、并沿圓周呈90°布置， 分析氣動(dòng)桿沿不同振動(dòng)方向引起的交變應(yīng)力情況。 在閥位反饋桿根部頂面和側(cè)面分別布置直角三軸應(yīng)變計(jì)P1S3、P1S4， 分析反饋桿豎直和水平方向的振動(dòng)特征；在閥位反饋桿根部頂面和底面對(duì)稱布置沿桿軸向的單軸應(yīng)變計(jì)P1S5，通過臨邊半橋的接線方式測量彎矩引起的軸向應(yīng)變；在閥位反饋桿端部頂面安裝沿桿軸向的單軸應(yīng)變計(jì)P1S7， 用于測量反饋桿端部的應(yīng)變響應(yīng)。 所有直角應(yīng)變計(jì)的45°應(yīng)變計(jì)均與被測結(jié)構(gòu)中軸線方向保持一致。

圖5 振動(dòng)加速度測點(diǎn)布置

圖6 應(yīng)變測點(diǎn)布置

3 測試結(jié)果分析

根據(jù)電廠實(shí)際調(diào)試工況，開展了旁排閥快開和緩慢開啟兩種工況的振動(dòng)測量。

3.1 振動(dòng)載荷特征及主振方向分析

P1S3 測點(diǎn)45°應(yīng)變片（沿橫桿軸向）測量結(jié)果為閥位反饋器橫桿軸向總應(yīng)變?chǔ)舤otal，P1S5 測點(diǎn)測量相同位置僅由彎矩引起的軸向應(yīng)變?chǔ)舃end，則由軸力引起的軸向應(yīng)變?chǔ)臿-f=εtotal-εbend。

圖7 給出了快開工況閥門滿開度時(shí)彎矩引起的軸向應(yīng)變和軸向總應(yīng)變、軸力引起的軸向應(yīng)變量值對(duì)比，可以看出彎矩引起的軸向應(yīng)變與總應(yīng)變幅值基本相同，而純軸力引起的軸向應(yīng)變幅值相對(duì)較小。 即閥位反饋橫桿以彎曲振動(dòng)變形為主。

圖7 軸向應(yīng)變量值對(duì)比

閥位反饋橫桿安裝在聯(lián)軸器側(cè)面，其振動(dòng)載荷來源主要為閥桿。 閥位反饋橫桿頂面P1S5 測點(diǎn)的應(yīng)變主要由上下方向彎曲振動(dòng)引起，而側(cè)面P1S4 測點(diǎn)的軸向應(yīng)變主要由水平方向彎曲振動(dòng)引起。 取緩慢開啟工況下、旁排閥滿開度時(shí)兩個(gè)位置軸向應(yīng)變量對(duì)比（圖8），可以看出上下方向振動(dòng)應(yīng)變幅值遠(yuǎn)高于水平方向的幅值，這說明閥位反饋器橫桿以豎直方向振動(dòng)為主。

圖8 閥位反饋橫桿頂/側(cè)面軸向應(yīng)變對(duì)比

圖9 給出了閥門不同開度運(yùn)行時(shí)閥位反饋橫桿的振動(dòng)應(yīng)變曲線和滿開度時(shí)氣動(dòng)桿振動(dòng)應(yīng)變曲線。 可以看出， 開度為100.0%、49.8%和60.5%時(shí)， 橫桿振動(dòng)應(yīng)變信號(hào)中均存在明顯的短時(shí)、間歇沖擊特征，對(duì)比開度100.0%時(shí)氣動(dòng)桿和橫桿的振動(dòng)信號(hào)，發(fā)現(xiàn)氣動(dòng)桿并無此現(xiàn)象，即短時(shí)間歇沖擊是反饋橫桿特有振動(dòng)特征。

圖9 不同閥門開度時(shí)橫桿應(yīng)變曲線

分析閥位反饋結(jié)構(gòu)特征可知，橫桿運(yùn)動(dòng)受到豎桿的直接影響，兩者之間關(guān)節(jié)軸承孔徑比橫桿端部螺桿外徑略大，存在徑向間隙。 當(dāng)兩者快速運(yùn)動(dòng)時(shí)，必然會(huì)由于這種徑向間隙的存在而導(dǎo)致相互撞擊。 對(duì)橫桿來說，豎桿和接收臂相當(dāng)于一個(gè)懸于其端部的快速運(yùn)動(dòng)集中質(zhì)量，這種質(zhì)量塊不斷敲擊橫桿末端，由此產(chǎn)生這種短時(shí)、間歇沖擊信號(hào)。

3.2 振動(dòng)頻率特征分析

機(jī)組冷態(tài)時(shí)通過錘擊法進(jìn)行部件固有頻率試驗(yàn)，得到閥體、聯(lián)軸器和反饋桿的第一階固有頻率分別為640、282、167 Hz。 圖10a、b 分別為閥門滿開度時(shí)各測點(diǎn)振動(dòng)應(yīng)變、 加速度頻譜曲線?？梢钥闯?，氣動(dòng)桿、反饋橫桿的主振頻率分別為218、164 Hz，閥門上游管道、閥體和聯(lián)軸器的振動(dòng)加速度主頻帶分別為400～500 Hz、620～650 Hz、140～170 Hz。 從各測點(diǎn)的頻率特征可以看出，反饋橫桿的振動(dòng)主頻與其一階固有頻率接近， 且恰落入聯(lián)軸器主振頻帶140～170 Hz 內(nèi)，聯(lián)軸器的振動(dòng)是引起閥位反饋橫桿共振的激振源。

圖10 閥門滿開度時(shí)各測點(diǎn)振動(dòng)頻譜曲線

對(duì)振動(dòng)加速度頻譜進(jìn)行積分，得到各測點(diǎn)振動(dòng)速度頻譜，如圖11 所示。 可以看出，其主振頻帶與加速度頻譜一致，并出現(xiàn)3 Hz 的低頻振動(dòng)特征，這與現(xiàn)場觀察情況一致，即該蒸汽旁排管道既存在低頻晃動(dòng)，又存在高頻振動(dòng)。 而高頻振動(dòng)通常與高速蒸汽流動(dòng)相關(guān)［2，4］。

圖11 閥門滿開度時(shí)各測點(diǎn)振動(dòng)速度頻譜曲線

3.3 開度調(diào)節(jié)對(duì)閥門部件振動(dòng)的影響分析

圖12 為旁排閥快速啟動(dòng)后的開度曲線，可以看出閥門開度存在頻繁的調(diào)節(jié)。 圖13 為閥門緩慢開啟過程中反饋橫桿應(yīng)變變化趨勢，可以看出在閥門開度低于49%時(shí)，反饋橫桿的振動(dòng)應(yīng)變幅值較小，而開度由49%增大后，反饋橫桿振動(dòng)應(yīng)變幅值顯著增大，并在閥門滿開度時(shí)達(dá)到最大。 由此可知，旁排閥開度大于49%后，閥內(nèi)蒸汽流動(dòng)對(duì)于閥芯的沖擊更為劇烈，載荷通過閥桿傳遞至聯(lián)軸器并得以放大，進(jìn)而對(duì)閥位反饋橫桿形成極大激振力，加上激振頻帶包絡(luò)反饋橫桿固有頻率，使其發(fā)生大幅劇烈共振。

圖12 旁排閥快速啟動(dòng)及穩(wěn)定運(yùn)行后開度曲線

圖13 閥門開度與反饋橫桿應(yīng)變變化趨勢對(duì)比

取圖12 中綠色時(shí)段分析閥門開度與振動(dòng)幅值的對(duì)應(yīng)關(guān)系， 如圖14 所示。 由圖14a 可以看出，在閥門開度波動(dòng)期間，閥門上游管道、閥體和聯(lián)軸器的振動(dòng)加速度幅值均相應(yīng)發(fā)生波動(dòng)，且大的波動(dòng)次數(shù)與閥門開度波動(dòng)次數(shù)一致， 均為17次。 旁排閥開度調(diào)節(jié)期間，聯(lián)軸器上振動(dòng)加速度幅值最大，達(dá)580g；閥體振動(dòng)加速度幅值最大達(dá)103g，而閥門上游管道上振動(dòng)加速度最小，幅值為70g。由圖14b 可知，氣動(dòng)桿和閥位反饋橫桿上應(yīng)變測點(diǎn)的幅值波動(dòng)與閥門開度波動(dòng)趨勢一致，氣動(dòng)桿的應(yīng)變幅值較小，兩個(gè)測點(diǎn)的應(yīng)變范圍均10×10-6左右，而閥位反饋橫桿根部應(yīng)變范圍超過了1000×10-6。

圖14 閥門開度調(diào)節(jié)時(shí)振動(dòng)加速度和應(yīng)變變化情況

由上述特征可知，聯(lián)軸器（或氣動(dòng)桿）的振動(dòng)趨勢與閥門開度趨勢具有直接相關(guān)性，后者是造成前者振動(dòng)狀態(tài)變化的直接原因。 閥門的開啟使得高速流動(dòng)的蒸汽在閥門內(nèi)部截面變化處形成湍流，汽流沖擊使得氣動(dòng)桿出現(xiàn)較大振動(dòng)；而在閥門開度頻繁調(diào)節(jié)時(shí)，閥門內(nèi)部流體的不穩(wěn)定性進(jìn)一步加強(qiáng)，也促使氣動(dòng)桿振動(dòng)加劇，從而通過聯(lián)軸器傳遞給一側(cè)的橫桿，引起橫桿較大幅度振動(dòng)。 同時(shí)，閥門開度大于49%后，蒸汽對(duì)閥體的激振力顯著增大，誘發(fā)相關(guān)連接部件的振動(dòng)水平顯著升高。

3.4 閥位反饋橫桿振動(dòng)疲勞損傷分析

旁排閥經(jīng)歷兩次啟動(dòng)，第1 次為旁排閥快開過程、第2 次為緩慢開啟過程。 分析緩慢開啟過程閥位反饋橫桿的疲勞損傷情況， 該過程共有4組測量數(shù)據(jù)（時(shí)間基本連續(xù)），按先后順序命名為時(shí)段1～時(shí)段4。 基于雨流統(tǒng)計(jì)法對(duì)根部（P1S5）和端部（P1S7）橫桿光滑表面的振動(dòng)應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，得到根部和端部光滑表面處的交變應(yīng)力幅數(shù)組S11～S15 （分別對(duì)應(yīng)時(shí)段1～時(shí)段5）、S21～S25 （分別對(duì)應(yīng)時(shí)段1～5） 和循環(huán)次數(shù)數(shù)組N11～N15、N21～N25， 其 中 最 大 交 變 力 分 別 為176.42 MPa 和195.21 MPa，均出現(xiàn)在時(shí)段5。 因橫桿兩端均為螺紋結(jié)構(gòu)，螺紋處是疲勞開裂的敏感部位， 應(yīng)考慮應(yīng)力集中的影響， 參考ASME BPVC 標(biāo)準(zhǔn)第Ⅲ卷附錄XIV-1322，考慮應(yīng)力集中時(shí)螺紋的疲勞強(qiáng)度減弱系數(shù)不低于4.0［5］。 同時(shí)，根據(jù)圖5 反饋橫桿結(jié)構(gòu)可知， 根部螺紋區(qū) （即P1S5 測點(diǎn)）的直徑與光滑表面處不同，因此根據(jù)光滑表面處彎曲應(yīng)力等效螺紋處彎曲應(yīng)力時(shí)，應(yīng)考慮截面慣性矩和應(yīng)力集中兩個(gè)因素，彎曲應(yīng)力換算系數(shù)為3.375、 疲勞強(qiáng)度減弱系數(shù)取4.0；而端部光滑表面處和螺紋區(qū)直徑相同，只需考慮應(yīng)力集中因素。 將交變應(yīng)力數(shù)組S11～S15 乘以13.5， 得到修正后的交變應(yīng)力數(shù)組S11′～S15′（短時(shí)沖擊引起的最大交變應(yīng)力已達(dá)2 381 MPa）；將交變應(yīng)力數(shù)組S21～S25 乘以4.0， 得到修正后的交變應(yīng)力數(shù)組S21′～S25′（短時(shí)沖擊引起的最大交變應(yīng)力達(dá)780 MPa）。

基于Miner 線性累積損傷準(zhǔn)則， 并采用ASME BPVC III-Fig.I-9.2 給出的不銹鋼材料設(shè)計(jì)疲勞S-N 曲線，分別對(duì)反饋橫桿根部和端部螺紋區(qū)4 個(gè)時(shí)段進(jìn)行疲勞損傷因子U計(jì)算，得到4 個(gè)時(shí)段疲勞損傷因子及交變應(yīng)力和循環(huán)次數(shù)曲線，如圖15 所示。 根據(jù)疲勞損傷判斷準(zhǔn)則， 當(dāng)累積疲勞損傷因子大于1 時(shí)，結(jié)構(gòu)將發(fā)生疲勞裂紋的擴(kuò)展。 由分析結(jié)果可知，反饋橫桿根部在時(shí)段2時(shí)疲勞損傷因子就已經(jīng)超過1.0（圖15a），表明裂紋可能已經(jīng)開始擴(kuò)展了。同時(shí)，從時(shí)段2～時(shí)段4， 根部最大交變應(yīng)力呈增大趨勢， 可能是由于宏觀裂紋出現(xiàn)導(dǎo)致反饋橫桿結(jié)構(gòu)剛度和阻尼等均發(fā)生大幅變化，引起振動(dòng)響應(yīng)增加。 而端部累積疲勞損傷因子相比根部要低得多，但時(shí)段3 結(jié)束時(shí)也已超過1.0（圖15b），裂紋擴(kuò)展的風(fēng)險(xiǎn)也很高。

圖15 反饋橫桿根部和端部疲勞循環(huán)統(tǒng)計(jì)結(jié)果

試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)該反饋橫桿螺紋處進(jìn)行了電鏡觀察， 發(fā)現(xiàn)橫桿根部倒角處已出現(xiàn)明顯的裂紋，如圖16、17 所示。 上表面裂紋張開量比下表面要大，這與橫桿端部豎桿垂直向沖擊激勵(lì)特征吻合。 橫桿端部未觀測到裂紋，但從累積疲勞損傷因子計(jì)算結(jié)果看，該位置持續(xù)運(yùn)行必定也會(huì)發(fā)生疲勞開裂。

圖16 閥位反饋器橫桿根部倒角處上表面裂紋

圖17 閥位反饋器橫桿根部倒角處下表面裂紋

3.5 聯(lián)軸器結(jié)構(gòu)對(duì)閥位反饋桿振動(dòng)的影響

在閥門快開后穩(wěn)定運(yùn)行過程中，出現(xiàn)了聯(lián)軸器振動(dòng)加速度、閥位反饋橫桿振動(dòng)應(yīng)變幅值突然增大的情況，現(xiàn)場查看發(fā)現(xiàn)聯(lián)軸器4 顆緊固螺栓中有一顆嚴(yán)重松脫， 螺栓已從螺孔中旋出約3/4長度，并有另一顆螺栓也已松動(dòng)并出現(xiàn)旋轉(zhuǎn)。 螺栓松動(dòng)前后振動(dòng)加速度和應(yīng)變幅值變化如圖18所示， 可見旁排閥上游P1V1 點(diǎn)振動(dòng)加速度幅值未出現(xiàn)突然增大現(xiàn)象，而聯(lián)軸器上P1V3 點(diǎn)、閥位反饋橫桿上P1S5 點(diǎn)的振動(dòng)幅值均出現(xiàn)突然增大，橫桿上應(yīng)變范圍由螺栓松動(dòng)前的287×10-6增大至松動(dòng)后的1070×10-6。 對(duì)比反饋橫桿振動(dòng)頻率可以發(fā)現(xiàn)，螺栓松動(dòng)后，反饋橫桿振動(dòng)頻率顯著下降，由初始的164 Hz 降低為147 Hz。

圖18 螺栓松動(dòng)前后各參數(shù)幅值變化

聯(lián)軸器是由兩半內(nèi)部中空的結(jié)構(gòu)組成，兩半結(jié)構(gòu)之間通過帶單頭螺母的螺栓緊固，這種緊固方式的預(yù)緊力小、且缺乏有效的防松措施，在橫向振動(dòng)的環(huán)境下極易發(fā)生松動(dòng)并導(dǎo)致螺紋表面出現(xiàn)損傷，進(jìn)而疲勞斷裂［6～8］。 當(dāng)聯(lián)軸器螺栓松動(dòng)后，由氣動(dòng)桿、聯(lián)軸器、反饋桿等組成的振動(dòng)系統(tǒng)剛度降低，促使其振動(dòng)頻率的降低和振動(dòng)幅值的增大。 因此，改進(jìn)聯(lián)軸器緊固結(jié)構(gòu)（如增加防松措施）或采用更可靠的反饋裝置（如非接觸式結(jié)構(gòu)［9］）將有效提高該閥位反饋裝置的可靠性。

4 結(jié)論

4.1 旁排閥上游管道和閥體既存在低頻振動(dòng)，又存在400～650 Hz 的高頻振動(dòng)， 且旁排閥振動(dòng)幅值高于上游管道，說明汽流激振使振動(dòng)在旁排閥上得到放大。

4.2 閥位反饋橫桿振動(dòng)響應(yīng)與閥門開度變化相關(guān)，當(dāng)閥門開度大于49%時(shí)閥位反饋橫桿振動(dòng)幅值大幅上升，汽流激振是誘發(fā)管道及閥門、閥桿、閥位反饋桿振動(dòng)的直接原因。

4.3 聯(lián)軸器的螺栓緊固方式預(yù)緊力小、缺乏有效防松，受振動(dòng)載荷時(shí)容易發(fā)生松動(dòng)；閥位反饋橫桿上的關(guān)節(jié)軸承結(jié)構(gòu)導(dǎo)致其受到?jīng)_擊載荷、發(fā)生基頻共振， 兩端螺紋結(jié)構(gòu)易發(fā)生松動(dòng)和微動(dòng)磨損。 這些結(jié)構(gòu)缺陷是促進(jìn)反饋橫桿疲勞斷裂的重要因素。

4.4 對(duì)于旁排閥閥位反饋桿斷裂問題，應(yīng)考慮對(duì)旁排閥閥芯結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，降低蒸汽的流致振動(dòng)作用；同時(shí)，改進(jìn)聯(lián)軸器螺栓連接結(jié)構(gòu)，增加預(yù)緊和防松措施，降低其松脫風(fēng)險(xiǎn)。 在閥位反饋結(jié)構(gòu)方面，可考慮非接觸式反饋裝置的應(yīng)用，消除振動(dòng)引起反饋系統(tǒng)失效的問題。