(广西防城港核电有限公司，广西 防城港 538001)

核电厂辅助给水泵(ASG)为专设安全系统重要设备，当正常给水系统失效时，通过辅助给水泵向蒸汽发生器二次侧给水，以排出堆芯余热。另外在热停堆时和向冷停堆过渡期间，代替主给水系统向蒸汽发生器二次侧给水。国内某核电厂辅助给水泵在第二轮大修进行泵水力部件时，发现3号泵诱导轮入口4块叶片根部存在不同程度汽蚀点坑，最大深度达1.5 mm(见图1)，而基地内其余3台相同型号的泵均未出现类似缺陷。本文通过分析叶片汽蚀产生的原因，并从设计与运维方式上提出改进措施。

图1 诱导轮叶片缺陷Fig.1 Inducer blade defects

1 给水泵参数

该辅助给水泵为两级卧式离心泵，由单级冲动式汽轮机驱动(见图2)。汽轮机与泵同轴，在汽侧和泵侧各有一个水润滑的径向轴承，润滑水取自泵侧一级叶轮出口。泵侧转动部件包含两个离心式叶轮、一个平衡盘和一个诱导轮。诱导轮是一个轴流叶轮，材质为Stellite 6合金，置于一级叶轮入口侧，用螺栓固定在泵轴上，作用为增加一级叶轮的吸入压力，有效降低流体对一级叶轮的汽蚀影响。该泵供应商为CLYDE UNION，型号为TWL 45S，其主要性能参数如表1所示。

图2 泵结构图Fig.2 Pump structure

表1 主要性能参数

泵在运转时，叶轮内部各位置水产生的压力大小有区别，如入口位置的压力相对较低，而出口位置的压力相对较高。当叶轮内部的最低压力和当时水温下饱和蒸汽的压力相等时，这里的液体就会汽化从而产生汽泡，汽泡随水流到叶轮的高压区时，由于压力的上升比饱和蒸汽压力高，就会出现汽泡溃灭的现象。水不断从叶轮入口处流过，汽泡的产生和溃灭就会源源不断，对叶轮冲击频率会非常高。当这样的高频率冲击发生在叶轮金属表面时，就会使金属表面产生疲劳破坏而剥落。这就是汽蚀现象的发生过程和破坏机理。汽蚀过程主要分为起始阶段、上升期、稳定期及下降期四个阶段。叶轮在汽蚀工况中所处的时间越长，金属表面材料剥落越多，重量会减轻，单位时间内减轻的重量称之为汽蚀失重率，其在汽蚀过程四个阶段的趋势见图3。

图3 汽蚀失重率-时间曲线Fig.3 Cavitation weight loss rate-time curve

2 缺陷原因分析

从可查阅到的信息统计国内34台型号相同的辅助给水泵，此泵在运行一个循环即出现严重的汽蚀。下面从设计选型、汽动泵的系统运行工况、本身材料特性三方面进行分析。

2.1 设计选型分析

2.1.1 诱导轮抗汽蚀性能设计校核

诱导轮设计时，通常假设额定流量下零入口预旋，此时诱导轮轮缘进口速度三角形见图4。

图4 诱导轮入口轮缘速度三角形Fig.4 Inducer inlet flange velocity triangle

定义进口流量系数φ为：

(1)

(2)

其中,βy1为叶片出口安放角；Δβy1为轮缘进口冲角；

定义轮毂比Sh=dh/Dy；其中D为轮缘直径，dh为轮毂直径；

冲角Δβy1直接影响叶片负荷的大小，冲角大，最低压力点前移，抗汽蚀性能变坏；过小则叶片对流体的能量传递效率变差。由于该诱导轮为变螺距诱导轮，诱导轮效率由出口安放角决定，入口冲角仅需考虑抗汽蚀性能，所以选取较小的冲角有利于抗汽蚀性能的提高。

诱导轮的抗汽蚀性能主要取决于进口流量系数φ，由(1)式可得出进口流量系数φ为0.083 740 677，在推荐值0.06～0.15范围内[1]。

(3)

诱导轮汽蚀比转速C由公式(3)计算得出，推荐范围为1 500～5 000。将以上计算所得的进口流量系数及轮毂比代入(3)式可得汽蚀比转速C为8 977.354 03，大于推荐范围。汽蚀比转速越大表明其抗汽蚀性能越强。

2.1.2 运行工况汽蚀分析

此泵运行工况方式有日常试验小流量、大修期间额定全流量、超速试验三种，以下采用CFD(计算流体动力学)模拟法分析诱导轮的压力及汽泡体积分数分布。诱导轮三维几何模型通过ProE绘图软件建立，轮缘曲线实际测绘，轮毂曲线根据导程相等原则绘制，将轮缘曲线作为压力面，吸力面按照实测加厚处理，并在轮毂处倒圆角。

(1)诱导轮压力分布

从图5压力分布图颜色可知，颜色越深代表负压越低。从建模分析来看，超速工况下的诱导轮入口区域颜色比小流量工况和额定流量工况更深，所以负压是最低的，证明超速工况更易发生汽蚀。

图5 三种工况下诱导轮压力分布Fig.5 Pressure distribution of inducer under three working conditions

从图6汽泡体积分数分布可知，小流量工况和额定流量工况，除叶尖少量汽化外，整个诱导轮基本没有汽化发生，仅在超速工况下有汽化发生。

图6 三种工况下诱导轮表面汽泡体积分数分布Fig.6 Distribution of bubble volume fraction on the surface of the inducer under three working conditions

(3)超速工况汽蚀原因分析

ASG汽动泵的超速试验是通过逐渐关小泵入口阀，使整个系统流动阻力变大，引起流量减小，在蒸汽量不变情况下，使泵的转速升高，达到超速工况[2]。泵入口阀的渐关，也使泵入口压力下降，当下降到EOMM手册要求泵的有效汽蚀余量NPSHr时始发生汽蚀[3]，此时泵内汽泡较少，泵转速变化不明显。随着阀门的继续关小，当入口压力降到水的蒸汽饱和压力附近时，泵内发生严重汽蚀，流道被大量汽泡占据，流量快速下降，转速也会快速上升到超速值，触发超速保护停机。由此可知,ASG汽动泵超速试验是通过关阀降低负荷来达到超速，执行超速试验必然发生汽蚀。

通过超速工况下汽泡体积分布渲染图(见图7)可以定性地得出汽化发生的总体位置及形态分布。汽泡的生成位置与2ASG003PO实际汽蚀位置基本符合，汽蚀位置均在诱导轮入口轮毂侧。

图7 超速工况下汽泡体积分布渲染图Fig.7 Visualization of bubble volume distribution under overspeed condition

综上所述：

1)从各个工况的建模结果来看，小流量工况和额定流量工况下诱导轮不会发生汽蚀，超速工况下诱导轮会发生汽蚀；

2)从实际汽蚀位置及建模的结果来看，汽蚀位置在诱导轮入口轮毂侧，与现场情况一致，同时验证了建模结果的可靠性。

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2.2 汽动泵的系统运行工况对比分析

试验运行参数的差异、超速试验次数的不同、每台汽动泵进口管道布置不同可能会带来运行工况的变化从而产生汽蚀。通过对比基地1/2ASG003/004PO四台汽动泵的这些差异来寻找可能导致2ASG003PO诱导轮产生汽蚀的原因。

(1)运行参数对比

对比1/2ASG003/004PO日常试验进汽压力、转速、泵出口压力和流量，均在同一要求范围内，各项参数稳定。

如开阀时间过快，泵入口压力迅速下降，可能会产生汽蚀。对比1/2ASG003/004PO的开阀时间，均在1～3 s，无异常。

如启泵时间过快，泵入口压力迅速下降，可能会产生汽蚀。对比1/2ASG003/004PO的启动时间，均在4～6 s，无异常。

(2)超速试验次数与试验时间对比

对比1/2ASG003/004PO在投入商运后执行超速试验次数与试验时间(见图8)发现，2ASG003PO执行超速试验的次数最少，试验时间仅比2ASG004PO多0.75 h，因此运行工况与运行时长不是2ASG003PO诱导轮快速汽蚀的原因。

图8 4台汽动泵投入运行后超速试验次数与时间对比(h)Fig.8 Comparison of the number and time of overspeed test of the four steam-driven pumps after they are put into operation(h)

(3)现场管道布置对比

对比四台汽动泵的入口管道布置，发现ASG003PO管道比1/2ASG004PO管道更短，弯头更少，管道损失更小，泵入口压力瞬间降低的少，汽动泵ASG003PO运行时诱导轮产生汽蚀的概率要比ASG004PO小。

(4)汽动泵振动数据对比

查询ASG003/004PO历次振动测量数据，皆无超过报警值(7 mm/s)的现象。频谱主要以叶轮通过频率及其谐波为主要成分，1/2倍频分量幅值很小且趋势稳定。设备整体振动良好，振动不会导致诱导轮产生汽蚀点坑，且该汽蚀点坑缺陷也未到达影响振动的程度。

通过以上对比分析，可知运行参数、超速试验次数与运行时间、管道布置、振动均不是导致2ASG003PO诱导轮产生快速汽蚀的因素。

2.3 诱导轮本身材料特性分析

以下从诱导轮本身材料特性分析。

诱导轮尺寸分析：通过对比更换下的诱导轮及库存诱导轮备件相应尺寸，其叶片厚度、进出口安放角，轮缘直径、轮毂直径等关键尺寸数据均相同。

机加工机械损伤：查验2ASG003PO出厂完工报告，发现出厂阶段已进行PT无损检测，结果合格，表明汽蚀区域未见机械损伤。

化学成分分析：诱导轮材质为Stellite 6合金，通过对汽蚀缺陷诱导轮部件及库存新备件进行光谱化学成分分析，结果表明钴铬钨元素含量基本相同，并与制造完工报告EOMR中的元素含量(见图9)对比，也相差较小。

图9 诱导轮元素含量对比(%)Fig.9 Comparison of the element content of the inducer(%)

金相组织分析：对2ASG003PO诱导轮的进出口两端面做金相分析，结果显示诱导轮进出口两端面金相组织皆为富Co固溶体+固溶体和碳化物共晶(见图10)，其大小、形态及各相分布也基本保持一致。与国内另一核电基地更换下来的诱导轮金相结果(见图11)相同，说明金相不是导致2ASG003PO诱导轮快速汽蚀的原因。

图10 2ASG003PO诱导轮金相组织Fig.10 The metallographic structure of the 2ASG003PO inducer

图11 国内另一核电基地2ASG004PO诱导轮金相组织Fig.11 The metallographic structure of the 2ASG004PO inducer at another nuclear power base in China

硬度测试：在诱导轮入口处端面、出口处端面、汽蚀附近位置进行洛氏硬度试验(图12)。结果表明入口处端面及出口处端面的硬度相差较大。通过与国内另一核电基地诱导轮测试的硬度、EOMR中的硬度(40 HRC)对比可知2ASG003PO诱导轮入口处端面及汽蚀附近位置的硬度偏低，且低于Stellite 6合金硬度值标准值40～41 HRC[4]。当汽蚀工况产生的高频冲击不断击打诱导轮表面时，就会使低硬度区域出现一定的疲劳及塑性变形直至最后剥落。

图12 诱导轮洛氏硬度HRC值比对Fig.12 HRC value comparison of the Rockwell hardness of the inducer

金属硬度是衡量金属材料的一项重要的性能指标，既可理解为材料抵抗弹性变形、塑性变形或破坏的能力，也可认为材料抵抗残余变形和反破坏的能力。硬度是材料塑性、强度和韧性等力学性能的综合指标。材料的硬度主要与材料的化学成分、金相组织及热处理工艺有关，热处理工艺可以改变材料内部应力的分布，从金相组织及化学成分均未见明显差异。由此推断制造厂在诱导轮材料热处理过程中可能存在偏差，引起诱导轮入口叶片轮毂侧材料内部应力分布不均，进而导致诱导轮入口叶片轮毂侧硬度低于标准值。

3 改进措施

3.1 运维方式改进

通过以上分析，该汽动泵诱导轮入口叶片根部存在汽蚀点坑的主要原因是超速试验工况下产生汽蚀导致，因此调整运维方式可以减少此风险。

电厂安全相关系统和设备定期试验监督大纲要求每个换料周期需进行超速试验，以验证超速保护动作功能正常。超速试验时间越短，对诱导轮入口叶片汽蚀危害越小。2ASG003PO超速试验平均时间达到3.9 h，较其他3台泵高出约1 h，汽蚀风险增大。因此试验组织安排需精心策划，人员演练到位，使得试验期间达到最优化。

在每个换料周期的维修大纲检查项目增加硬度检测，定期评估材料抵抗汽蚀的能力是否有变化，提前采取维修或更换措施。

3.2 设计改进

实践证明[5]，利用超音速喷涂技术制备的Deloro 60合金涂层表面硬度最高，可达到621 HV，且在相同的运行工况条件下其质量损失率和面积脱落率为Stellite 6合金涂层的72%与8%，具有较好的耐磨性能和较高的强度。考虑在2ASG003PO汽动泵诱导轮入口叶片喷涂Deloro 60合金涂层，抵抗汽蚀能力较Stellite 6合金涂层将会有明显的提升。

4 结论

综合以上分析，2ASG003PO汽动泵诱导轮入口叶片根部存在汽蚀点坑的根本原因是叶片硬度低于Stellite 6合金硬度值标准值，不符合设备制造完工报告(EOMR)中的要求值，在超速试验期间汽蚀工况使诱导轮表面产生疲劳破坏导致剥落。通过优化减少超速试验时间，且在维修大纲增加硬度检测项目，降低汽蚀导致叶片失效的风险。后续如考虑将叶片喷涂Deloro 60合金涂层，抵抗汽蚀能力将会有明显的提升。