1同常规火电机组相比，核电汽轮发电机进汽参数低，容积流量大，高压主汽调节阀门的体积很大，因此，在核电汽轮机的高压主汽调节门的结构设计、流动特性和稳定性等设计参数上有更高的要求，对主汽调节阀的稳定性和安全性方面的要求也极为苛刻，而且由于核电机组的功率大而进汽参数较低，在提升力和噪声特性方面对阀门的要求同样很高。我厂与国外公司合作已成功为岭澳核电站制造了两台百万等级的核电汽轮机，但在合作过程中，很多关键零部件的设计制造技术仍掌握在国外公司的手中。为掌握先进的核电技术，提高核电机组的国产化率，我厂对核电机组的很多部套进行了研制开发，并收到了很好的效果，实现了国产化目标，核电机组的高压主汽调节阀研制就是其中的一项。
2研制方案
根据对高压主汽调节阀门的结构尺寸及阀蝶、阀座型线和滤网等进行测绘的结果，决定采用先进的流体计算软件FLUENT对核电高压主汽调节阀的结构进行流场分析，通过大量数值计算和流场分析，掌握核电主汽调节阀门的流场特性和流动机理；同时对测绘的核电高压主汽调节阀阀组的型线进行吹风试验，得到阀组和单阀的流阻特性曲线、提升力特性曲线以及稳定性大小和噪声大小。并根据数值计算和模型试验的结果，对阀门的滤网进行优化，提高了阀门的流量系数。
采用这一方案我厂完全掌握核电汽轮机高压阀门的各项技术特性，以达到具备独立设计和制造的目的。
3数值计算分析
由于阀门结构复杂，阀门内的汽流流动呈强烈的三维紊态流动，涡系结构复杂，以前对阀门的研究都采用模型吹风试验的方法，现在我们采用流体软件FLU EN T进行分析，该软件采用有限体积法联合求解连续方程、动量方程、能量方程、状态方程、本构方程及紊流模型k两方程，在求解器中采用求解压力耦合方程的半隐式方法（即SIM PLE算法） ，这种方法能正确有效地计算压力场，并有助于求解动量方程。
我厂对核电阀门的各种工况都进行了计算，以下仅对两种典型工况即高压主汽调节阀在100升程时（工况一）和高压主汽调节阀在50升程时（工况二）的流场计算结果进行分析。
3. 1工况一时的数值计算及分析
工况一的数值计算结果见1，压损为3. 6.根据计算结果可以看到，汽流通过阀门时有一定的压降，阀门对汽流产生一定的节流作用，汽流在高压主汽阀中的压力分布较均匀，压力梯度有一定的规律，而在调节阀中的压力分布特别是在调节阀阀碟周围的压力分布不均匀，没有规律可循。高压主汽阀的通流面积比高压调节阀的通流面积大，因而其通流能力较高压调节阀大，当气流通过高压主汽阀进入高压调节阀时，由于通流面积的减小，汽流在通道加速，局部区域特别是调节阀中阀碟与阀座形成的通道（此处的通流面积小）处X方向的速度高达180 m/ s，汽流在通过高压调节阀后形成两股强大的旋涡消耗掉汽流因加速产生的动能，汽流局部加速和强大的旋涡是产生阀门压损和造成调节阀后压力分布不均匀的主要原因，也是造成阀门不稳定性的主要原因。
3. 2工况二时的数值分析及计算
工况二时的数值计算结果见2，压损为13.从计算结果可以看到，工况二的流场中的压力分布没有工况一的压力分布均匀，气流流过高压主汽阀时就产生了较强的压力梯度，气流通过高压调节阀时其压力分布较工况一更加紊乱，且压力梯度比工况一更大。从各速度矢量分布来看，气流在通过高压调节阀时，在阀碟与阀座啮合处急剧加速， X方向的速度高达230 m/ s.这是因为当高压调节阀的升程变为50时，与工况一相比，调节阀阀碟与阀座组成的通道面积急剧变小，使得此处的气流速度增大。而且，调节阀通流面积的减小使得整个阀组的节流作用增大，在调节阀前对气流产生了一定程度的阻塞。从流线图和各矢量分布图来看，与工况一有明显不同的地方是在高压调节阀阀碟下游的凸台处有强烈的旋涡，造成气流在此处脱流，增加了阀门的损失。气流通过调节阀后，由于通过阀碟处高速的气流和局部产生强烈的脱流，使得调节阀后的两个旋涡的强度和大小明显高于工况一，从而造成阀门的压损较工况一有很大程度的增加。
4模型试验
试验采用的是高压主汽调节阀阀组、主汽阀单阀以及调节阀单阀三种形式，各阀门试验均带自己真实的阀壳。试验介质为空气。气源为两台大压力为1. 2 M Pa的空气压缩机，以保证阀门试验所需要的压比工况。
4. 1流阻特性试验
在阀门流阻特性试验中，需要测量的物理量有大气压力、阀前压力、温度以及流量等，阀后压力为大气压力P2。记录的试验数据按下式整理可得出阀门流量系数c：c= G/ G c式中： G是阀门阀座喉部的流量； G c是阀门阀座喉部的临界流量。在空气中的绝热常数
K =1. 4， G c= Fc K（2K+ 1）（ K+ 1） / （ K - 1）P1o1o.
我们对主汽阀单阀、调节阀单阀以及阀组调节阀进行了一系列的流阻特性试验。由于阀门的流量系数c是压比E及相对升程L 的函数。
c= f （ E， L ） ，阀门进出口压比E= P 2/ P1o， P1o是阀门的入口总压。在试验过程中， P 1o是一个很难人为控制的物理量，因此阀门的流量系数c试验是通过控制阀杆L，在给定的升程下，改变阀门前后压比。由此试验结果可整理为不同升程流量系数随压比的变化关系曲线，同时也可根据需要转化为不同压比下流量系数随相对升程的变化关系曲线。
由于高压主汽调节阀在真实工况下，主汽门全开而通过调节阀来控制阀门开度的，因此对主汽阀只研究阀门全开时的流阻特性，而对阀组只研究主汽阀全开时调节阀的流阻特性。
调节阀流量系数的物理含义表示调节阀的通流能力的大小。当调节阀阀前气流参数和调节阀前后压比相同时，调节阀c越高，表明流过调节阀的气流流量越大；从另一方面来说，在通过相同的气流流量时，c越高的阀门，调节阀的压降越低。试验结果表明，主汽阀单阀在全开时的流量系数很小，在E< 0. 7后基本稳定在c= 0. 52附近。从阀门本身结构来分析，导致主汽阀流量系数偏小的原因是气流在阀内经进气口通过滤网节流，再从阀蝶阀座构成的流道中流出，而阀座出口是个收敛段，没有扩压作用。这种结构同我厂的火电机组主汽阀结构不同，核电主汽阀排汽直接通向调节阀进口，中间没有任何汽流转弯过程，主汽阀出口段略有收缩是为防止汽流扩散。调节阀无论在单阀和阀组试验中，流量系数c相差无几，单阀时大流量系数c0. 62，阀组时大流量系数c 0. 61.
核电机组的容积流量大，汽流通过阀门时其速度高于常规火电机组，因此如何降低噪音就成为核电阀门设计的一项重要内容。消音器的增加对汽流的流动必然会有影响，试验中发现滤网的布置和滤网开孔的尺寸和形式的合理性对高压调节阀振动和气动性能的影响很大。以往的调节阀气动试验研究经验表明滤网孔径较小时，调节阀的稳定性及流阻特性有佳结合点。因此，考虑到原滤网试验件的孔径为5mm，又选取了三种滤网结构形式，分别为方案1：孔径3 mm，菱形布置，间距6 mm，开孔面积约10 320 mm 2（约喉部面积的2倍） ；方案2：孔径4 mm，菱形布置，间距8 mm，开孔面积约10 367 mm2（约喉部面积的2倍） ；方案3：孔径3mm，菱形布置，阀座出气前段间距4. 5 mm，后段间距9 mm，开孔面积约11 430 mm2（约喉部面积的2. 2倍）。试验结果为，方案1的大流量系数为0. 68，方案2的大流量系数为0. 66，方案3的大流量系数为0. 71.试验结果表明，滤网选取合适的孔径以及网孔布置方式对提高调节阀的流阻特性具有相当大的作用。方案3的滤网结构特点主要有：小孔径（整流作用显著）、网孔的菱形布置（优化流道）以及气流密集的地方多布孔、气流稀少的地方少布孔（改善流场） ，因此应选用方案3的滤网结构。
4. 2稳定性试验
在阀门的稳定性试验中，将针对阀杆的振动进行研究，分别测量阀杆的轴向及径向振动。测量仪器是一只接触式感应器，通过传感器可以直接从显示器中得出振动的峰峰值（ P P） ，测量精度0. 01 m.
调节阀单阀和调节阀阀组稳定性试验是通过直接测量阀杆的轴向和径向振动的振幅来比较分析调节阀中的气流对调节阀的激振力大小，并判断其稳定性好坏。这种方法简单、直观。从试验结果可知，调节阀在单阀中振动幅值除了在压比0. 6 0. 7小升程时有一两个突跳性的大值外（阀门喘振点） ，其余均很小，不超过10 ！m，而且径向振幅要大于轴向振幅，随着压比的减小振动幅值有所增加。调节阀在阀组中振动幅值很小，均不超过10 ！m，这说明主汽阀起到缓和与引导气流的作用，对调节阀的稳定性起到了积极的作用。
主汽阀的出口段带微量的收缩可以很好的组织气流，从流量特性和稳定性特性来看核电高压主汽调节阀门，从设计上更注重该阀门的振动稳定性，该阀门在稳定性方面的设计更好。
4. 3提升力特性试验
在阀门提升力特性试验中，需要测量的参数有：阀门进口压力、卸载室压力及阀杆提升力。提升力系数Q按下式整理：
Q = W0/ Wn
式中： Wn是阀门名义提升力，单位为N； W 0是阀杆直径为0时气流对阀门的作用力，单位为N.
主汽阀和调节阀试验件均不存在卸载室结构（主汽阀实际带有预启阀） ，因此提升力大小影响因素主要有调节阀型线尺寸、阀门前后压力以及阀杆粗细。大容器中的调节阀单阀提升力试验是采用同一根阀杆。然而，在实际阀组中会因具体情况而设计不同直径的阀杆。为今后调节阀能方便的设计和应用，本次试验整理了阀杆细（假定阀杆直径为0）时的调节阀提升力系数Q.
试验提供了高压主汽阀单阀以及高压调节阀单阀的提升力系数Q随升程和阀门前后压比E（P2/ P1）的关系曲线。当E> 0. 6， 0. 005< L / Dc < 0. 12（L是升程， Dc是阀门喉部直径）时，高压主汽阀的提升力系数大于1. 0， E= 0. 95， L / Dc 0. 04时， Qmax 1. 28.初步分析来看，主汽阀座气流出口是个渐缩的收敛段，卸载度为90，在阀蝶开启过程中，气流在这段工况下会脱离阀蝶型面，在阀蝶下部造成负压区，而使阀蝶的提升力系数超常的大；随着阀门进一步开大，气流对阀蝶上表面已没有正面直接冲击的力而使提升力系数迅速降低。在实际情况中由于预启阀的存在而使得这一现象大大改善。高压调节阀的提升力系数在大部分工况下为负值，当E= 0. 90， L / Dc 0. 005时， Qmin= - 0. 29，这是由调节阀进气结构的特殊性所致，气流是从调节阀阀座进入，经阀蝶阀座构成的流道，再通过滤网至出气口，调节阀的卸载度为100.阀门没打开时，因为阀蝶上开了通气平衡孔，阀蝶压力基本平衡，提升力系数很小；阀门一打开，气流对阀蝶型面的正面冲击力很大，在阀杆顶端若无作用压力，阀蝶可以被自然顶开，因此此时阀杆提升力系数很小为负值；当阀门接近全开时，阀蝶也进入了阀体蜗壳，气流已完全流畅，对阀蝶作用力影响已经很小，因此在随着阀门的开大，阀杆提升力系数越来越大。
4. 4噪声特性试验
在阀门的噪声特性试验中，将阀门出口作为测量基准点，在偏离阀门出口流线45，距离基准点1 m处进行测量，避免出口风速对噪声测量的影响。测量仪器是直接带显示的噪声仪，测量精度为0. 1 dB.
在噪声特性试验中，我们针对高压阀组调节阀带消音器和不带消音器的两种形式，通过在不同升程下改变压比来测量其噪声值，进行分析与比较。试验结果表明，阀组噪声在相同压比下随升程的增加而增大；阀组噪声在相同升程下随压比的减小而增大。调节阀不带滤网时比带滤网时噪声值有所增大。在相对升程L较小，压比E > 0. 95时调节阀不带滤网时和带滤网时噪声值相差较大；而随着相对升程L 的增大，大压比时噪声值相差无几，小压比时差值有所增大。总体来说，这种差值大时也不超过10 dB，也就是说试验消音器没有很好地起到隔声罩的用处。因此，消音器的布置和滤网开孔的尺寸及形式的合理性也将是影响高压调节阀噪音的一个主要因素，对消音器的具体结构仍将在以后作进一步的优化和研究。
5结论
（ 1）东方汽轮机厂采用数值计算和模型试验相结合的手段完成了百万等级核电汽轮机组高压主汽调节阀的国产化研究，掌握了该阀门的技术特性，使核电汽轮机组的全面国产化向前迈出了一大步。
（ 2）核电阀门与常规火电机组的阀门相比有很明显的不同，从设计上来看，核电阀门更注重安全性，对阀门的稳定性要求很高，因此其流动性相对要差一点儿。
（ 3）核电阀门的设计要领虽然已经得到，但其中仍还有一些不完善之处，如滤网与消音器的结构等，今后在这方面仍将继续探索改进。
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