王媛媛，王 亮，田 野，張 健，于新海，商華政

（1.華東理工大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200237；2.中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610094）

0 引言

穩(wěn)壓器安全閥是核電一回路系統(tǒng)中最重要的閥門(mén)之一，是保證反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)及其相連管道和設(shè)備安全的關(guān)鍵設(shè)備。在1979年發(fā)生的“三哩島”核事故中，穩(wěn)壓器上所使用的彈簧式安全閥不能回座關(guān)閉，是造成該起嚴(yán)重核事故的主要原因之一，從而也使得穩(wěn)壓器安全閥的可靠性成為核工業(yè)界關(guān)注的焦點(diǎn)。目前該類(lèi)閥門(mén)主要依賴進(jìn)口，從保證國(guó)家核電安全戰(zhàn)略高度出發(fā)，面對(duì)國(guó)際新經(jīng)濟(jì)環(huán)境，實(shí)現(xiàn)核電穩(wěn)壓器安全閥國(guó)產(chǎn)化、提高其可靠性是當(dāng)前急需解決的重要工作［1-4］。

對(duì)于安全閥的研究有近50年的歷史，早在20世紀(jì)六七十年代康德拉契娃就對(duì)穩(wěn)定流動(dòng)下閥門(mén)結(jié)構(gòu)、流道形狀、尺寸比例和彈簧剛度對(duì)閥門(mén)開(kāi)啟和關(guān)閉性能的影響開(kāi)展了研究［5］。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的飛速發(fā)展，近年來(lái)數(shù)值模擬仿真技術(shù)逐步應(yīng)用于安全閥設(shè)計(jì)中。SONG等［6-8］對(duì)安全閥動(dòng)作性能數(shù)值模擬進(jìn)行了系統(tǒng)的研究。例如，應(yīng)用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)水介質(zhì)安全閥的開(kāi)啟過(guò)程進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，分析了開(kāi)啟階段閥內(nèi)壓力、速度隨時(shí)間變化的云圖；采用SDM模型對(duì)安全閥升力系數(shù)與閥前后壓差之間的關(guān)系進(jìn)行了分析，編制了預(yù)測(cè)安全閥啟閉壓差的程序［9］。CARNEIRO等［10］提出了3個(gè)用于計(jì)算穩(wěn)壓閥瞬態(tài)計(jì)算的方程，但是計(jì)算結(jié)果都不能完整地反映出穩(wěn)壓閥開(kāi)啟到回座的整個(gè)過(guò)程。華東理工大學(xué)于新海研究團(tuán)隊(duì)在安全閥動(dòng)作性能方面做了較為系統(tǒng)的工作。例如，張玉們等［11］對(duì)安全閥內(nèi)臨界流進(jìn)行了三維定常數(shù)值模擬；王周杰等［12］對(duì)安全閥進(jìn)行了瞬態(tài)模擬，利用在閥門(mén)出口處添加大容器的方法提高了數(shù)值模擬的精度，并將模擬值與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行了對(duì)比，吻合較好；楊留等［13］對(duì)帶有背壓腔結(jié)構(gòu)的核電主蒸汽安全閥進(jìn)行了動(dòng)態(tài)模擬，模擬結(jié)果得到相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果的驗(yàn)證。

目前國(guó)內(nèi)外安全閥動(dòng)作性能的仿真研究主要是針對(duì)主蒸汽安全閥這一類(lèi)彈簧式安全閥，與主蒸汽安全閥不同，核電一回路穩(wěn)壓器安全閥為具有波紋管結(jié)構(gòu)，其動(dòng)作性能的試驗(yàn)和模擬研究都十分缺乏，造成該類(lèi)安全閥研制周期長(zhǎng)、成本高。此外，由于動(dòng)態(tài)模擬仿真耗時(shí)長(zhǎng)，難以在穩(wěn)壓器安全閥的設(shè)計(jì)和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)試中實(shí)施，工程上需要簡(jiǎn)單易行的數(shù)學(xué)計(jì)算模型，目前此方面未見(jiàn)相關(guān)的研究報(bào)道。為此，本文建立了核電穩(wěn)壓器安全閥動(dòng)作性能的瞬態(tài)模擬方法。采用了動(dòng)網(wǎng)格、流域分塊、外接虛擬大容器等模擬技術(shù)，并利用二階微分方程對(duì)閥瓣的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了編譯，精確地計(jì)算了閥瓣的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)了穩(wěn)壓器安全閥的動(dòng)態(tài)模擬。在此基礎(chǔ)上，基于響應(yīng)面法對(duì)影響穩(wěn)壓器安全閥啟閉壓差的因素進(jìn)行了分析，擬合了回座壓力的計(jì)算公式，為穩(wěn)壓器安全閥的設(shè)計(jì)和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)試提供了精確的數(shù)學(xué)模型。

1 數(shù)值仿真模型分析及網(wǎng)格劃分

核電某穩(wěn)壓器安全閥的三維模型如圖1所示。

圖1 三維結(jié)構(gòu)模型Fig.1 3D structure model

采用平均雷諾數(shù)方程與SST湍流模型耦合的方法進(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算［14］。為了更好地處理安全閥出口處的臨界流，準(zhǔn)確地定義邊界條件，在閥門(mén)出口外接虛擬大容器來(lái)準(zhǔn)確地模擬閥門(mén)出口外部環(huán)境及臨界流工況，容器的直徑大于出口管直徑一個(gè)數(shù)量級(jí)。

安全閥進(jìn)口連接一個(gè)10 m3容器。高溫高壓蒸汽從10 m3容器內(nèi)經(jīng)過(guò)安全閥排出到虛擬大容器中。隨著10 m3容器壓力的降低，安全閥回座。由于安全閥的瞬態(tài)模擬是一個(gè)動(dòng)態(tài)的過(guò)程，既有運(yùn)動(dòng)的閥瓣等區(qū)域，又有靜止的大容器、閥體等區(qū)域，所以有必要將其分割為不同的流體域來(lái)劃分網(wǎng)格及前處理。因此，將該安全閥分割為4個(gè)流體域，包括進(jìn)口容器部分、閥瓣部分、閥體部分、出口大容器部分。首先在SOLIDWORKS軟件中單獨(dú)對(duì)每個(gè)流體域建模。完成后再組合成裝配體，轉(zhuǎn)換成相應(yīng)的格式之后再導(dǎo)入相關(guān)軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為了適應(yīng)網(wǎng)格的變形并保證足夠的精度，采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖2所示。

圖2 流道模型網(wǎng)格Fig.2 Meshes of flow channel model

2 CFX前處理及計(jì)算設(shè)置

2.1 閥瓣動(dòng)力學(xué)分析

對(duì)安全閥模型的受力狀態(tài)進(jìn)行分析，由于軸套的限位作用，閥瓣可以看成是一個(gè)單一自由度的系統(tǒng)，閥瓣僅能夠在閥座的垂直方向上上下運(yùn)動(dòng)，閥瓣的運(yùn)動(dòng)完全決定于垂直方向的耦合作用力。因此，閥瓣的位移可以通過(guò)一個(gè)一維的動(dòng)力學(xué)方程來(lái)定義，其每一步運(yùn)動(dòng)都是基于力的平衡來(lái)實(shí)現(xiàn)的。根據(jù)牛頓第二定律，閥瓣的運(yùn)動(dòng)可以用下面這個(gè)二階常微分方程來(lái)描述。

在ANSYS CFX 14.0商業(yè)軟件中采用CEL語(yǔ)言對(duì)式（1）～（3）進(jìn)行編譯。

2.2 計(jì)算域及相關(guān)邊界條件設(shè)置

在穩(wěn)壓器安全閥未到達(dá)穩(wěn)定排放之前，在安全閥進(jìn)口10 m3容器上設(shè)置一個(gè)入口條件，這樣就可以保證容器內(nèi)有源源不斷的蒸汽進(jìn)入，保證穩(wěn)壓閥的順利開(kāi)啟。當(dāng)穩(wěn)壓閥到達(dá)全開(kāi)且進(jìn)入穩(wěn)定排放之后，便將入口邊界改成壁面邊界，切斷蒸汽的流入，使容器的壓力快速下降，便于安全閥回座。10 m3容器內(nèi)的初始?jí)毫χ禐?.45 MPa，溫度為360 ℃。除10 m3容器之外，其他3個(gè)區(qū)域（閥瓣、閥體、出口大容器）的初始?jí)毫?.45 MPa，溫度為243 ℃。安全閥出口大容器出口設(shè)置為壓力出口邊界，壓力為3.45 MPa。所有區(qū)域的參考?jí)毫Χ际谴髿鈮?。湍流模型為SST模型，傳熱模型為T(mén)otal energy。為減少計(jì)算量，結(jié)構(gòu)設(shè)置為對(duì)稱模式。

3 基于響應(yīng)面法的數(shù)學(xué)模型的建立

采用Design expert 10軟件設(shè)計(jì)響應(yīng)面模型對(duì)穩(wěn)壓器穩(wěn)壓閥啟閉壓差這一目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)和數(shù)據(jù)分析，主要參數(shù)為彈簧剛度K及上調(diào)節(jié)圈位置D。K的變化范圍為設(shè)計(jì)彈簧剛度的85%～115%。D值的變化范圍主要基于閥門(mén)上調(diào)節(jié)圈的實(shí)際可調(diào)節(jié)范圍。D為0表示上調(diào)節(jié)圈下平面與閥瓣閥座的密封面平齊；D為-3表示上調(diào)節(jié)圈下平面低于閥瓣閥座的密封面3 mm。

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 穩(wěn)壓器安全閥動(dòng)作性能數(shù)值仿真

在上述K及D變化范圍內(nèi)的所有算例均能實(shí)現(xiàn)穩(wěn)壓器安全閥的啟閉。以K=3 529 N/mm，D=0.62 132 mm算例為例，對(duì)穩(wěn)壓器安全閥內(nèi)部的流場(chǎng)特征進(jìn)行分析。穩(wěn)壓器安全閥進(jìn)口壓力和開(kāi)高隨時(shí)間的變化如圖3所示。穩(wěn)壓器安全閥在32 ms就可以實(shí)現(xiàn)全開(kāi)啟，開(kāi)高為22.5 mm。在限位的作用下，開(kāi)高22.5 mm保持44 ms不變。隨著排放過(guò)程的繼續(xù)，大容器中的壓力逐漸降低，當(dāng)壓力降低至15.04 MPa后，安全閥開(kāi)始回座，回座時(shí)間為83 ms。受到入口介質(zhì)壓力的影響，穩(wěn)壓閥回座過(guò)程慢于開(kāi)啟過(guò)程，這與先前報(bào)道的核電主蒸汽安全閥是一致的［15-18］。安全閥在整個(gè)啟閉過(guò)程中未出現(xiàn)頻調(diào)和顫振，機(jī)械性能合乎核電的要求。

圖3 動(dòng)作性能模擬結(jié)果Fig.3 Motion simulation results

圖4示出了穩(wěn)壓器安全閥穩(wěn)定排放動(dòng)態(tài)階段的閥內(nèi)部壓力場(chǎng)分布。喉徑處壓力達(dá)到15.1 MPa，約為整定壓力的85%。一部分蒸汽流入閥瓣座和上調(diào)節(jié)圈之間的三角形空腔，空腔內(nèi)壓力達(dá)到13.7 MPa；該空腔內(nèi)的蒸汽沿著導(dǎo)向套和上調(diào)節(jié)圈的間隙向上流動(dòng)，由上調(diào)節(jié)圈上分布16個(gè)直徑為20 mm的圓柱孔流出，圓柱孔前的壓力達(dá)到11 MPa，圓柱孔后的壓力為5.3 MPa。另一部分蒸汽經(jīng)過(guò)閥座和閥瓣之間的間隙流入波紋管外側(cè)，在波紋管外側(cè)建立8 MPa壓力。以上11.7 MPa的空腔壓力和8 MPa的波紋管外側(cè)壓力會(huì)在閥瓣上形成背壓，影響安全閥的動(dòng)作性能，減小安全閥的回座時(shí)間，提高安全閥的回座壓力。在實(shí)際設(shè)計(jì)中，可以通過(guò)改變圓柱孔的數(shù)量和尺寸改變安全閥內(nèi)部流場(chǎng)分布，進(jìn)而改變安全閥的動(dòng)作性能。

圖4 內(nèi)部壓力云圖Fig.4 Pressure nephogram of internal pressure

圖 5，6分別示出K=3 529 N/mm，D=0.621 32 mm時(shí)閥座及背壓腔區(qū)域在 20，50，110，550 ms的馬赫數(shù)云圖和速度矢量。其分別代表了閥瓣初始開(kāi)啟、閥瓣快速上升、穩(wěn)定排放和接近回座的4個(gè)典型動(dòng)態(tài)階段。從圖5中的4個(gè)階段的云圖可以看出，蒸汽從進(jìn)口大容器中流入安全閥入口時(shí)就開(kāi)始加速，在閥瓣出口下調(diào)節(jié)圈處，馬赫數(shù)從0.8增加到1.5，上調(diào)節(jié)圈出口的馬赫數(shù)從0.5增加到1.1，蒸汽流速?gòu)拈y座區(qū)域流出時(shí)迅速加速到超音速。當(dāng)時(shí)間為20 ms時(shí)，閥瓣和下調(diào)節(jié)圈之間的狹窄間隙處出現(xiàn)了超音速區(qū)域（馬赫數(shù)=1.6），同樣，在上調(diào)節(jié)圈處也出現(xiàn)了高馬赫數(shù)區(qū)域（馬赫數(shù)=0.8）。如圖6（a）所示，在20 m時(shí)由于蒸汽開(kāi)始從閥瓣內(nèi)排出，上調(diào)節(jié)圈下方蒸汽產(chǎn)生吸力作用，連接閥瓣座的間隙內(nèi)呈現(xiàn)壓力降低趨勢(shì)，所以上調(diào)節(jié)圈和閥瓣座之間的空腔內(nèi)的氣體先從間隙內(nèi)向外排出，此時(shí)產(chǎn)生的壓差有利于安全閥的快速開(kāi)啟。在50 ms時(shí)，隨著閥瓣的升高，流出的蒸汽量加大，蒸汽開(kāi)始從空腔入口間隙進(jìn)入到上調(diào)節(jié)圈和閥瓣座之間的空腔中（見(jiàn)圖6（b））。此時(shí)在空腔的入口處產(chǎn)生了旋渦，最大速度出現(xiàn)在下調(diào)節(jié)圈下上方（馬赫數(shù)=1.7）。此時(shí)，通過(guò)閥瓣和閥瓣座之間的間隙、上調(diào)節(jié)圈圓柱孔、閥瓣座和上調(diào)節(jié)圈之間的間隙的質(zhì)量流量分別為0.008 7，15.278 3，15.846 kg/s，蒸汽凈流入量大于凈流出量。當(dāng)時(shí)間到達(dá)110 ms時(shí)，閥瓣已經(jīng)上升至22.5 mm。此時(shí)，通過(guò)閥瓣和閥瓣座之間的間隙、上調(diào)節(jié)圈圓柱孔、閥瓣座和上調(diào)節(jié)圈之間的間隙的質(zhì)量流量分別為 0.000 67，15.480 5，15.481 17 kg/s，此時(shí)蒸汽凈流入量等于凈流出量，安全閥達(dá)到穩(wěn)定排放狀態(tài)。同時(shí)，在背壓腔內(nèi)部下方可以看到一個(gè)漩渦區(qū)域（圖6（c））。進(jìn)出上調(diào)節(jié)圈和閥瓣座之間空腔的蒸汽質(zhì)量流量達(dá)到平衡，內(nèi)部平均壓力達(dá)到穩(wěn)定，其值為15 MPa（如圖4所示）。

圖5 內(nèi)部馬赫數(shù)云圖Fig.5 Nephogram of internal Mach number

圖6 內(nèi)部速度矢量云圖Fig.6 Nephogram of internal velocity vector

當(dāng)時(shí)間到達(dá)550 ms時(shí)，入口喉徑處馬赫數(shù)降低到接近于0的數(shù)值，此時(shí)依靠彈簧力和移動(dòng)部件的質(zhì)量力使得閥瓣完成回座。

經(jīng)過(guò)模擬計(jì)算，對(duì)所有算例的結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，繪制出彈簧剛度和調(diào)節(jié)圈位置分別對(duì)閥門(mén)開(kāi)啟時(shí)間，回座時(shí)間和回座壓力的影響情況曲線，如圖7所示。由圖7可見(jiàn)，K增加7.7%（從3 741 N/mm增加到 4 028.5 N/mm），D 分別為 0，-1.5，-3 mm時(shí)，閥門(mén)開(kāi)啟時(shí)間增加了9%，5%，2%，相應(yīng)地的閥門(mén)回座壓力增加了28%，31%，35%，閥門(mén)回座時(shí)間減少了 25%，18%，14%。K減少 19%（從3 741 N/mm降低到3 029.78 N/mm），D分別為0，-1.5，-3 mm時(shí)，閥門(mén)開(kāi)啟時(shí)間減少了14%，8%，7%，相應(yīng)地的閥門(mén)回座壓力減少了7%，6.5%，6.2%，閥門(mén)回座時(shí)間增加了61%，57%，29%。所以隨著彈簧剛度增加回座壓力上升，回座時(shí)間減小。上調(diào)節(jié)圈的位置越往下，閥門(mén)的開(kāi)啟時(shí)間越小，回座壓力越小，回座時(shí)間越長(zhǎng)。

圖7 彈簧剛度、調(diào)節(jié)圈位置對(duì)開(kāi)啟時(shí)間、回座壓力、回座時(shí)間的影響Fig.7 Effects spring stiffness and adjusting ring position on opening time，reseating pressure and reseating time

4.2 基于響應(yīng)面法的安全閥回座壓力數(shù)學(xué)模型

基于響應(yīng)面法，將K和D的值根據(jù)設(shè)計(jì)模型按照響應(yīng)的不同水平進(jìn)行調(diào)整，對(duì)該穩(wěn)壓器穩(wěn)壓閥進(jìn)行了16次數(shù)值分析。通過(guò)響應(yīng)面擬合后響應(yīng)值（回座壓力Pd）和變量之間的關(guān)系（K和D）如式（4）所示：

對(duì)該響應(yīng)面模型進(jìn)行了方差分析（ANOVA），結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 ANOVA分析結(jié)果Tab.1 The results of ANOVA analysis

第1列代表模型主要因素作用效果K和D和二者相互作用效果KD-D3因素。第2列顯示了用來(lái)衡量數(shù)據(jù)可變性的平方和SS。第3列代表自由度df，第4列為均方差MS，其值等同于SS除以df，第5列為F值，第六列為P值。F值較大，為6 387，說(shuō)明這個(gè)回歸模型的精度較好。理論上，當(dāng)P值小于0.05時(shí)，說(shuō)明該模型項(xiàng)在統(tǒng)計(jì)上是顯著的，當(dāng)P值大于0.1時(shí)，說(shuō)明該模型項(xiàng)在統(tǒng)計(jì)上是不顯著的，P值越小，則該因素對(duì)啟閉壓差影響較大。AP值代表了啟閉壓差響應(yīng)的吻合度，當(dāng)其大于4時(shí)是可取的，在本文的案例中AP值為267.208，說(shuō)明吻合度較高。同時(shí)，該模型的決定系數(shù)和調(diào)整決定系數(shù)分別是0.997 0和0.999 6，說(shuō)明得到的二次多項(xiàng)回歸方程具有很高的準(zhǔn)確性和可靠性，可以用來(lái)分析響應(yīng)的趨勢(shì)。

從表1的分析結(jié)果中能夠看出彈簧剛度、調(diào)節(jié)圈位置對(duì)穩(wěn)壓器穩(wěn)壓閥回座壓力均較大。K2D，KD2和K3項(xiàng)的P值大于0.01，為非顯著項(xiàng)。為了改進(jìn)模型并且優(yōu)化結(jié)果，可以通過(guò)移除非顯著項(xiàng)來(lái)進(jìn)行優(yōu)化，所以式（4）簡(jiǎn)化為式（5）。根據(jù)式（5）既可以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)壓器安全閥的高效設(shè)計(jì)，又可以在工業(yè)現(xiàn)場(chǎng)對(duì)穩(wěn)壓器安全閥啟閉壓差進(jìn)行精確和快速的調(diào)節(jié)，顯著縮短設(shè)計(jì)、試驗(yàn)及調(diào)試的時(shí)間，降低相應(yīng)的成本。

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

熱態(tài)試驗(yàn)是驗(yàn)證仿真模擬結(jié)果的重要手段，通過(guò)熱態(tài)試驗(yàn)，對(duì)穩(wěn)壓器安全閥的啟閉壓差進(jìn)行測(cè)試，檢驗(yàn)?zāi)M值與實(shí)驗(yàn)值誤差是否小于5%，驗(yàn)證先導(dǎo)式穩(wěn)壓器安全閥動(dòng)作性能瞬態(tài)模擬方法的正確性。

在華東理工大學(xué)前期牽頭建設(shè)的安全閥熱態(tài)試驗(yàn)臺(tái)架開(kāi)展試驗(yàn)研究。該臺(tái)架有如下特點(diǎn)：擁有一大口徑調(diào)節(jié)閥，可利用手操器實(shí)現(xiàn)安全閥實(shí)驗(yàn)容器的蒸汽的快速補(bǔ)充與切斷；帶有安全聯(lián)鎖的緊急放空裝置可實(shí)現(xiàn)被測(cè)安全閥的超壓保護(hù)；可通過(guò)安全閥閥桿的激光測(cè)量裝置實(shí)現(xiàn)測(cè)量精度為10 ms的安全閥開(kāi)啟狀態(tài)測(cè)試，更為準(zhǔn)確地測(cè)量安全閥開(kāi)高隨時(shí)間的變化；通過(guò)PLC系統(tǒng)在安全閥測(cè)試階段和準(zhǔn)備階段設(shè)置不同的掃描周期，提高安全閥各參數(shù)的測(cè)量精度并兼顧整個(gè)測(cè)量系統(tǒng)的穩(wěn)定性和安全性。試驗(yàn)裝置如圖8所示。

圖8 安全閥熱態(tài)性能試驗(yàn)裝置流程Fig.8 Flow chart of hot state performance experiment device

被測(cè)彈簧式穩(wěn)壓器安全閥的彈簧剛度K為3 882 N/mm，D=0。熱態(tài)試驗(yàn)過(guò)程中彈簧式穩(wěn)壓器安全閥的開(kāi)高、閥門(mén)進(jìn)口壓力的變化曲線如圖9所示。閥門(mén)的回座壓力試驗(yàn)值為16.1 MPa，整定壓力為17.7 MPa，測(cè)試的安全閥的啟閉壓差為1.6 MPa，在該條件下，穩(wěn)壓器安全閥的模擬仿真結(jié)果的回座壓力為16.15 MPa，模擬的安全閥的啟閉壓差為1.55 MPa，試驗(yàn)值（1.6 MPa）與模仿模擬（1.55 MPa）的偏差為3.1%，小于5%。所以本文建立的穩(wěn)壓器安全閥動(dòng)作性能瞬態(tài)模擬方法的精度是滿足要求的，這一方法可應(yīng)用于先導(dǎo)式安全閥，開(kāi)展先導(dǎo)式安全閥的仿真計(jì)算。

圖9 安全閥動(dòng)作性能測(cè)試曲線Fig.9 Action performance test curve of safety valve

6 結(jié)論

采用動(dòng)網(wǎng)格、流域分塊、外接虛擬大容器等模擬技術(shù)，并利用二階微分方程對(duì)閥瓣的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了編譯，精確地計(jì)算了穩(wěn)壓器安全閥閥瓣的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)了穩(wěn)壓器安全閥的動(dòng)態(tài)模擬。研究發(fā)現(xiàn)，安全閥在整個(gè)啟閉過(guò)程中未出現(xiàn)頻調(diào)和顫振，穩(wěn)壓器安全閥在32 ms就可以實(shí)現(xiàn)全開(kāi)啟，開(kāi)啟時(shí)間短于回座時(shí)間。隨著彈簧剛度增加回座壓力上升，回座時(shí)間減小。隨著上調(diào)節(jié)圈的位置往下調(diào)，閥門(mén)的開(kāi)啟時(shí)間減小，回座壓力下降，回座時(shí)間延長(zhǎng)。在CFD模擬基礎(chǔ)上，基于響應(yīng)面法對(duì)影響穩(wěn)壓器安全閥啟閉壓差的因素進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)彈簧剛度、上調(diào)節(jié)圈位置對(duì)穩(wěn)壓器穩(wěn)壓閥回座壓力均較大。進(jìn)而擬合了回座壓力的計(jì)算公式，為穩(wěn)壓器安全閥的設(shè)計(jì)和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)試提供了精確的數(shù)學(xué)模型。利用熱態(tài)試驗(yàn)證實(shí)了仿真計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，確定可以將該模擬方法用于先導(dǎo)式安全閥的動(dòng)態(tài)模擬中去。