唐乾皓，賴喜德*，陳小明，李萍，杜江，程海

(1.西華大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，四川 成都 610039；2.東方法馬通核泵有限責(zé)任公司，四川 德陽 618000)

核主泵(反應(yīng)堆冷卻劑循環(huán)泵)是核電站一回路中唯一高速旋轉(zhuǎn)的機(jī)械，其可靠性對(duì)保證電站長時(shí)間安全運(yùn)行至關(guān)重要[1-2].核主泵推力軸承作為核主泵安全可靠運(yùn)行的關(guān)鍵部件，不僅承擔(dān)機(jī)組全部的轉(zhuǎn)動(dòng)部件重量，而且承擔(dān)機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)所產(chǎn)生的雙向動(dòng)態(tài)軸向負(fù)荷[3-4].核主泵推力軸承主要靠其配套的油循環(huán)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)自循環(huán)冷卻和潤滑，油系統(tǒng)通過粘滯泵與推力頭提供油流動(dòng)循環(huán)動(dòng)力，帶動(dòng)冷卻油旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，降低推力瓦的瓦溫并潤滑軸承[5-6].推力瓦作為推力軸承重要的部件之一，將瓦溫控制在安全運(yùn)行標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)是確保推力軸承正常運(yùn)轉(zhuǎn)的基本要求，以保證核主泵高效穩(wěn)定運(yùn)行[7].核主泵作為核電站的一級(jí)設(shè)備，在實(shí)際運(yùn)行過程中更需要嚴(yán)格監(jiān)測(cè)和控制推力瓦溫度[8].現(xiàn)今國內(nèi)外廣泛采用的側(cè)面形狀為平面設(shè)計(jì)的推力瓦(瓦張角與瓦面造型有所不同)在維系瓦間溫度方面的不足已凸顯[9].已有研究[10-13]認(rèn)為推力瓦幾何參數(shù)是影響瓦間流場(chǎng)分布的重要因素，良好的瓦間流動(dòng)特性是控制推力瓦溫度、提高機(jī)組安全可靠性的關(guān)鍵.為探究推力瓦幾何參數(shù)對(duì)油系統(tǒng)特性的影響，文中以某型核主泵推力軸承油系統(tǒng)為原型，優(yōu)化其推力瓦幾何參數(shù)，并設(shè)計(jì)改進(jìn)型推力瓦.采用基于流場(chǎng)數(shù)值模擬方法對(duì)整個(gè)油系統(tǒng)進(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算，并對(duì)瓦間流場(chǎng)進(jìn)行深入分析.通過對(duì)比改進(jìn)前后2種推力瓦的瓦間流場(chǎng)特性差異，定性分析油系統(tǒng)冷卻性能，并驗(yàn)證改變幾何參數(shù)的推力瓦能否解決該核主泵在試驗(yàn)運(yùn)行期間出現(xiàn)的上部推力瓦溫度過高的問題.

1 推力軸承油系統(tǒng)及推力瓦的改進(jìn)

1.1 推力軸承油系統(tǒng)幾何模型

某核主泵的雙向推力軸承油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1a所示，推力頭與油腔在空間上呈完全對(duì)稱結(jié)構(gòu)，而如圖1b所示的粘滯泵通過油黏性作用，在高速旋轉(zhuǎn)推力頭的帶動(dòng)下，將冷卻油從下口粘滯泵吸入經(jīng)流道從上口甩出，為油系統(tǒng)提供主要循環(huán)動(dòng)力.冷卻油通過油箱流進(jìn)上下推力瓦間流道，油系統(tǒng)內(nèi)熱油與冷油的流動(dòng)循環(huán)以及熱量交換靠旋轉(zhuǎn)面實(shí)現(xiàn)，下部的冷卻油通過粘滯泵被吸入油腔，經(jīng)出口管道流出到外接冷卻器.圖2為油系統(tǒng)流體域幾何模型.其關(guān)鍵參數(shù)見表1，表中R1，R2，R3分別為油箱外徑、推力瓦內(nèi)徑和推力瓦外徑；Z，N分別為瓦塊數(shù)和粘滯泵流道數(shù)；θ為瓦張角.

圖1 油系統(tǒng)Fig.1 Oil system

圖2 流體域幾何模型Fig.2 Fluid domain geometry

表1 關(guān)鍵幾何參數(shù)Tab.1 Critical geometric parameters

1.2 油系統(tǒng)的運(yùn)行要求及存在問題

油系統(tǒng)作為核主泵推力軸承配套的自循環(huán)冷卻系統(tǒng)，通過冷卻油的黏性作用，借助粘滯泵以及高速旋轉(zhuǎn)的推力頭帶動(dòng)油系統(tǒng)中的油旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，達(dá)到潤滑及冷卻推力瓦的目的.油系統(tǒng)不僅要嚴(yán)格控制推力瓦溫度分布均勻且在安全運(yùn)行范圍內(nèi)，還需保證上下推力瓦溫差較小，才能確保軸承安全穩(wěn)定地承載機(jī)組產(chǎn)生的雙向軸向負(fù)荷.某核主泵在廠內(nèi)空載試驗(yàn)期間發(fā)現(xiàn)上部推力瓦的瓦溫超過安全標(biāo)準(zhǔn).

1.3 2種推力瓦的幾何模型

為了解決某核主泵的雙向推力軸承在試驗(yàn)過程中出現(xiàn)上部推力瓦溫度過高的問題，在不改變油系統(tǒng)、推力軸承結(jié)構(gòu)尺寸和推力瓦數(shù)量的條件下，在推力瓦側(cè)面開設(shè)不同尺寸的凹槽以控制瓦間流動(dòng)，經(jīng)過多方案優(yōu)選設(shè)計(jì)出一種改進(jìn)型推力瓦.在圖3a所示的原型推力瓦結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，考慮到整體載荷以及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求[14]，經(jīng)過多方案優(yōu)選設(shè)計(jì)出一種如圖3b所示的改進(jìn)型推力瓦，通過優(yōu)化推力瓦幾何參數(shù)，改善瓦間流場(chǎng)分布，提高油系統(tǒng)冷卻效果.圖4為標(biāo)有凹槽幾何參數(shù)的特征剖面.

圖3 幾何模型Fig.3 Geometric model

圖4 特征剖面Fig.4 Characteristic section

2 全流道油系統(tǒng)流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算方法

在實(shí)際運(yùn)行中，核主泵油系統(tǒng)內(nèi)部是復(fù)雜的非定常三維非線性湍流流動(dòng)，流道邊界也非常復(fù)雜，在實(shí)際運(yùn)行條件下的冷卻油仍然是Newton流體，采用近似湍流模型來進(jìn)行數(shù)值模擬.

2.1 流動(dòng)控制方程

油系統(tǒng)模擬計(jì)算的過程中，采用三維雷諾N-S方程，并以RNGk-ε湍流模型完成對(duì)方程組的收斂.RNGk-ε模型能夠更好地處理具有強(qiáng)曲率以及壁面約束的流場(chǎng).

對(duì)于計(jì)算流場(chǎng)的方程組，可用以下方程進(jìn)行描述：

1) 連續(xù)性方程為

(1)

式中：u,ν,ω為速度矢量V分量在x,y,z方向上的分量；ρ為油的密度.

2) 動(dòng)量守恒方程為

?(ρui)/?t+?(ρuiuj)/?xi=-?p/?xi+
?τij/?xjρgi+Fi=-?p/?xi+Si,

(2)

式中：p為靜壓;τij為應(yīng)力張量;ui為坐標(biāo)系中i方向的速度分量;Fi和gi分別為i方向上的重力體積力和外部體積力.應(yīng)力張量為

τij=μ(?μi/?xj+?uj/?xi)-2μδij?xl/3?ul,

其中,μ為流體黏性系數(shù)，δij為應(yīng)力分量.

RNGk-ε方程中，有關(guān)常數(shù)取值為C1ε=1.40，C2ε=1.68，αk=αε=1.39，η0=4.377，β=0.012.

2.2 網(wǎng)格劃分

采用適應(yīng)強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，對(duì)推力軸承油系統(tǒng)流體域的三維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分.為保證網(wǎng)格質(zhì)量，對(duì)局部較小區(qū)域和所關(guān)注的流動(dòng)區(qū)域，如與推力頭接觸的旋轉(zhuǎn)面、瓦間流道、粘滯泵等進(jìn)行網(wǎng)格加密處理.數(shù)值模擬試驗(yàn)表明，只要全流道網(wǎng)格數(shù)大于140 M就可保證數(shù)值模擬結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)無關(guān).

2.3 邊界條件及參數(shù)

在CFX中進(jìn)行流體動(dòng)力學(xué)計(jì)算，設(shè)定進(jìn)口質(zhì)量流量.出口靜壓的邊界條件，Q=14.77 kg/s，p=1 000 Pa；與推力頭接觸的壁面設(shè)定為旋轉(zhuǎn)交界面，轉(zhuǎn)速為1485 r/min.對(duì)流項(xiàng)數(shù)值精度和湍流項(xiàng)數(shù)值精度均為High resolution，收斂殘差設(shè)為10-6.主泵推力軸承冷卻油采用ISO VG46透平油，其運(yùn)動(dòng)黏度為0.0433 kg/(m·s)，密度為880 kg/m3.

3 2種推力瓦的瓦間流場(chǎng)分析

在核主泵推力軸承油系統(tǒng)中，瓦塊溫度與瓦間進(jìn)油溫度緊密相關(guān)，瓦間流場(chǎng)特性可反映流道內(nèi)熱、冷油的換熱情況，影響進(jìn)油溫度.故通過流場(chǎng)特性能定性分析油系統(tǒng)對(duì)推力瓦的冷卻性能.

基于流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，通過流速圖能清晰地觀察瓦間流道內(nèi)熱、冷油的流動(dòng)方向；流線圖能完整地掌握熱、冷油的流動(dòng)分布；流量表能準(zhǔn)確地提供進(jìn)入瓦間的熱、冷油的流量.基于此，選用流速、流線及流量來分析油系統(tǒng)冷卻性能.

3.1 流場(chǎng)中監(jiān)測(cè)面的選取

為準(zhǔn)確比較2種瓦流動(dòng)特性的差異，采取相同的截面選取原則及對(duì)比尺度.以與出口管路呈近似90°、處于油系統(tǒng)中心且具有典型的瓦間流動(dòng)特征的③號(hào)瓦間流道為研究對(duì)象，將靠近推力頭的截面取為近軸面，靠近油箱的截面取為遠(yuǎn)軸面.圖5為2種瓦間流道布置.

圖5 瓦間流道流體域分布Fig.5 Flow domain distribution of 2 type pads

為詳盡分析瓦間流動(dòng)特性，在③號(hào)流道內(nèi)沿周向方向截取7個(gè)截面、軸向方向截取1個(gè)截面,如圖6所示.其中，周向方向各截面間距由近軸面向遠(yuǎn)軸面逐漸遞增，軸向方向截面處于對(duì)沖最嚴(yán)重區(qū)域.

圖6 截面布置圖Fig.6 Arrangement of sections

3.2 瓦間流速分析

周向截面的法向速度、軸向截面的軸面速度分量分別如圖7，8所示，圖中v為流速.從圖7a可以看出，原型瓦的瓦間流道存在嚴(yán)重的對(duì)沖現(xiàn)象，從近軸面流入瓦間的熱油法向速度迅速減小，無法深入流道.部分瓦間冷卻油沿流道從遠(yuǎn)軸面流出，影響了從油箱流入瓦間的冷油流量，不利于瓦間流道流動(dòng)循環(huán).從圖8b可以看出，在瓦塊側(cè)壁面凹槽的作用下，熱油在流道內(nèi)一直保持較高的法向速度，能沿凹槽深入瓦間流道，減弱瓦間的對(duì)沖現(xiàn)象，改善瓦間流動(dòng)特性.僅有極少量瓦間油流會(huì)從遠(yuǎn)軸面角落及凹槽處流入油箱，對(duì)流入的冷油影響很小.

圖7 法向速度Fig.7 Normal velocity

圖8 軸面速度分量Fig.8 Axial velocity component

從圖8a可以看出，原型瓦的瓦間流速分布較差，遠(yuǎn)軸面處流速分布不均，上部速度分量明顯高于下部速度分量.結(jié)合圖7a可以得出，冷卻油從遠(yuǎn)軸面處流出是由瓦間流速分布不均造成的.沖擊區(qū)最大流速為8.50 m/s.從圖8b可以看出，改進(jìn)瓦的瓦間流速整體分布較好，流速分布均勻.盡管沖擊區(qū)依然存在，但沖擊區(qū)最大流速僅為7.20 m/s，小于原型瓦最大流速.

3.3 瓦間流動(dòng)的流線分析

為更好地分析瓦間流道流動(dòng)特性，探尋完整的瓦間流場(chǎng)流動(dòng)規(guī)律.分別以③號(hào)瓦間流道近軸面、旋轉(zhuǎn)腔中與推力頭接觸的旋轉(zhuǎn)面為起始面作出瓦間流道、流道上部流體域流線圖，如圖9，10所示.

結(jié)合圖9a與圖8a可以看出，冷油與熱油發(fā)生對(duì)沖，阻塞流道，使原型瓦流入瓦間的熱油僅能深入流道約1/3處，且在推力頭的作用下撞擊瓦塊側(cè)壁面，集中從流道上部同一區(qū)域流出.結(jié)合圖9b與圖8b可以看出，在新開凹槽的作用下，瓦間對(duì)沖減弱，阻塞現(xiàn)象減輕，熱油能沿凹槽深入流道，其中大量熱油逐漸沿壁面從流道上部流出，剩余熱油則通過遠(yuǎn)軸面流入油箱.

圖9 瓦間流道流線圖Fig.9 Streamlines of flow passage

圖10 流道上部流線圖Fig.10 Streamlines of flow passage upper part

從圖10a可以看出，熱油在推力頭的帶動(dòng)下周向流動(dòng)進(jìn)入流道，撞擊瓦塊側(cè)面從瓦上部流出后，再次流回瓦間流道.僅有少量熱油能深入油箱不再返回，因此瓦間易產(chǎn)生熱油堆積現(xiàn)象，熱量的積累不利于推力瓦的冷卻.結(jié)合圖10b，9b可以看出，熱油經(jīng)瓦上部和遠(yuǎn)軸面流走后深入油箱，消除了熱油堆積的現(xiàn)象，有利于熱量的消散，提高了油系統(tǒng)對(duì)推力瓦的冷卻能力.

3.4 通過瓦間的流量

為更準(zhǔn)確地分析瓦間流道流動(dòng)特性，定量掌握瓦間流量，制作原型瓦與改進(jìn)瓦截面流量表，如表2所示，表中Q為流經(jīng)截面的流體質(zhì)量流量.對(duì)于原型瓦，從近、遠(yuǎn)軸面進(jìn)入瓦間的流量差值很小，導(dǎo)致冷油無法深入流道，影響瓦間流動(dòng)循環(huán)；對(duì)于改進(jìn)瓦，從遠(yuǎn)軸面進(jìn)入瓦間的流量遠(yuǎn)大于近軸面，冷油能到達(dá)離旋轉(zhuǎn)腔更近的區(qū)域，有利于推力瓦散熱.對(duì)比兩者總流量，雖然從近軸面進(jìn)入瓦間流道的熱油總流量相近，但改進(jìn)瓦從遠(yuǎn)軸面進(jìn)入流道的冷油總流量遠(yuǎn)大于原型瓦的，冷卻效果也優(yōu)于原型瓦，這與以上瓦間流道流場(chǎng)分析結(jié)果一致.

表2 原型瓦與改進(jìn)瓦截面流量Tab.2 Flow of prototype and improved thrust pads kg/s

4 瓦塊幾何參數(shù)對(duì)油系統(tǒng)冷卻性能影響

綜合上述分析，優(yōu)化推力瓦幾何參數(shù)后，改進(jìn)瓦油系統(tǒng)冷卻性能在以下方面得到改善：

1) 通過分析流速圖可知，改進(jìn)瓦的瓦間流動(dòng)情況明顯改善，熱油能沿凹槽流出，減輕了瓦間沖擊對(duì)流現(xiàn)象.冷油的切向速度分布更均勻，遠(yuǎn)軸面處僅有少量從瓦間流出的油流，增大了進(jìn)入流道的冷油量.冷油能更平順地深入瓦間流道，提高了油系統(tǒng)對(duì)推力瓦的冷卻能力.

2) 通過對(duì)流線圖的分析可知，改進(jìn)瓦瓦間的對(duì)沖阻塞現(xiàn)象明顯減輕，熱油能沿凹槽深入流道，并逐漸沿瓦塊側(cè)壁經(jīng)瓦上部流走并深入油箱.而原型瓦中熱油與冷油對(duì)沖阻塞嚴(yán)重，熱油從瓦上部流走后會(huì)流回瓦間，導(dǎo)致熱油堆積，增加熱量，不利于推力瓦的散熱.

3) 通過分析流量表可知，改進(jìn)瓦與原型瓦進(jìn)入瓦間的熱油總流量相近，改進(jìn)瓦冷油總流量比原型瓦的增加70%，單個(gè)流道的冷油流量增加顯著，改進(jìn)瓦冷卻性能明顯優(yōu)于原型瓦.

4) 在考慮整體載荷及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的基礎(chǔ)上，優(yōu)化推力瓦幾何參數(shù)，在瓦塊側(cè)面開設(shè)凹槽，不僅使流道體積增加了12.3%，增加了流入的冷油，更重要的是增設(shè)的凹槽能夠引導(dǎo)熱油深入流道，減少瓦間對(duì)流阻塞及油流經(jīng)遠(yuǎn)軸面流出的現(xiàn)象，使熱油能平順地從瓦上部深入油箱，減少了熱油的堆積，改善了瓦間流動(dòng)特性，降低了推力瓦溫度，提高了油系統(tǒng)的冷卻性能.

5 結(jié) 論

文中在分析原型瓦和改進(jìn)瓦的瓦間流動(dòng)特性差異的基礎(chǔ)上，開展了推力瓦幾何參數(shù)對(duì)瓦間流動(dòng)分布的影響分析，得出了以下結(jié)論：

1) 通過提煉模擬結(jié)果中3個(gè)特征變量得到完整的瓦間熱、冷油流動(dòng)分布及系統(tǒng)的瓦間流場(chǎng)特性，表明流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算可反映瓦間流道熱、冷油的換熱情況，進(jìn)而可定性地分析油系統(tǒng)對(duì)推力瓦冷卻性能.

2) 推力瓦改進(jìn)型明顯改善了瓦間流場(chǎng)分布，證實(shí)了推力瓦幾何參數(shù)是影響核主泵推力軸承油系統(tǒng)冷卻性能的重要因素之一.通過優(yōu)化推力瓦幾何參數(shù)提高油系統(tǒng)對(duì)推力瓦冷卻性能的方案是可行的.