賴斌生，閔濟東，余澤輝

(福建福清核電有限公司，福建 福清 350315)

某廠所產20V956TB33型柴油機應用于各核電機組6.6 kV應急電源系統(tǒng)超過50臺。應急柴油機預潤滑系統(tǒng)為設備提供應急啟動所需預潤滑，預潤滑系統(tǒng)失效直接影響柴油機可用性。其預潤滑系統(tǒng)泵為泵機械本體在上電機在下的立式設計。由于很難保證預潤滑油泵本體軸封零泄漏，在存在外漏情況下，泵本體上的潤滑油在重力作用下會穿過油封直接滲入電機內部轉子(見圖1)，影響預潤滑油泵電機運行。此為核電廠應急柴油機重復發(fā)生的痼疾，亟需攻克此難題，提高設備可靠性。

圖1 電機內部油污Fig.1 Oil contamination inside the motor

故本文提出預潤滑油系統(tǒng)布置改進方法，以徹底解決電機進油異常。由于泵應用于核級應急柴油機，需考慮抗震等因素，本文通過理論分析和數分析法明確了改進對核級設備抗震的影響，以及對油泵流量和揚程的影響。

1 改進方案簡介

為了徹底解決電機進油問題，采取的布置改進方法為將預潤滑油泵體與電機旋轉180°，變?yōu)楸皿w在下電機在上的安裝。為保證進出口軟管的朝向，在泵體在下電機在上安裝之后，再將泵體沿著預潤滑油泵主軸軸線旋轉180°，使泵進出口與原泵體在上電機在下時進出口方向一致。

通過改進，利用重力作用使得泄漏無法進入電機，從而徹底解決共性問題。

為了盡量減少改進對系統(tǒng)的影響，故預潤滑系統(tǒng)閥門管路保持不變，只改變預潤滑油泵泵進出口連接的軟管。進出口軟管為活接頭連接，在安裝時調整活接頭使軟管的整體方向和布置優(yōu)化前一致。調整后泵體安裝示意見圖2。

經現(xiàn)場測量，改進后預潤滑油泵電機上部安裝空間不足，會與上方管道干涉，需將安裝基座下移50 mm,下方位置空間滿足下移距離要求，基座下移50 mm后，安裝基座需要在應急柴油機底座上重新打4個M12的螺紋孔，螺紋孔按原螺紋孔參數進行鉆孔加工。

圖2 預潤滑油系統(tǒng)布置改進圖—泵體Fig.2 Improved layout of the pre-lubricating oil system-the pump

改進后，泵進出口的軟管長度增加進口軟管入口軟管長度增加500 mm，出口軟管長度增加800 mm。電機用原有電纜安裝點改變，但是長度滿足要求，電纜接口拆卸后根據現(xiàn)場實際情況調整電纜走向即可。

2 抗震影響分析

2.1 理論分析法

由于管路閥門設置未變化，故預潤滑油系統(tǒng)布置改進對抗震的影響考慮泵組改進影響即可。改造前后泵機組的結構、載荷基本相同，因此改進前后兩種結構的結構質量矩陣M、結構阻尼矩陣C、結構剛度矩陣K完全相同，從而可以推導出兩種結構的動態(tài)特性(模態(tài)、頻率、模態(tài)參與因子等)完全相同。

而兩種結構安裝位置的地震樓層響應譜相同，通過結構瞬態(tài)動力分析法、地震載荷下的譜分析方法、模態(tài)組合分析的理論分析可知(篇幅所限不列出)，其響應的幅值相同[1]。

根據核電廠抗震設計規(guī)范，結構在三個方向的地震響應采用SRSS方法組合[2]：

通過分析可知，改造前/后的地震響應是完全相同，即采用改變泵機組的安裝方向對泵機組的地震響應沒有影響。

2.2 數值分析法

(1)預潤滑油泵組改進前應力分析

泵機組改進前結構的應力分析結果見圖3和圖4(圖中應力單位為Pa)。通過分析可知，泵機組在地震、自重載荷作用下的應力很小，最大的應力強度為16.3 MPa，遠小于其許用值1.5S=138.75 MPa(考慮泵機組在事故工況下的可運行性，D級工況保守地按B級工況評價，下同)。

圖3 改進前結構在RLE(左圖)以及自重+RLE地震下(右圖)的應力分布Fig.3 The stress intensity distribution of the structure before improvement under RLE (The left figure) and dead weight+RLE (The right figure) earthquake

圖4 改進后結構在RLE和自重+RLE地震下的應力分布Fig.4 The stress distribution of the structure after improvement under RLE(The left figure) and dead weight+RLE (The right figure) earthquake

(2)預潤滑油泵組改進后分析結果

通過泵機組改進后的構的應力分析結果可知，泵機組在地震、自重載荷作用下的應力很小，最大的應力強度為18.3 MPa，遠小于其許用值138.75 MPa。

2.3 改進前后泵機組力學性能對比

改進前后泵組的固有頻率對比見表1，從表中可知，改進前后泵機組的固有頻率是一致的，最大校對誤差0.009 9%(理論分析表明改進前后泵機組的固有頻率應完全一致，有限元數值分析存在微小的誤差)。

表1 改進前后頻率對比

在地震改進前、后泵機組在RLE地震載荷作用下的應力對比：

改進前最大薄膜加彎曲應力：4.23 MPa；

改進后最大薄膜加彎曲應力：4.24 MPa；

改進前后泵機組在RLE地震載荷作用下的應力基本一致(理論分析表明改進前后泵機組在地震載荷作用下的應力應完全一致，有限元數值分析存在微小的誤差：-0.23%)。

2.4 抗震分析結論

采用理論分析和有限元數值分析的方法論證了預潤滑油泵機組結構改進(方向改變)后對原泵機組的抗震性能的影響，分析結果表明泵機組安裝優(yōu)化后在地震載荷作用下的應力、位移等于原結構一致，動態(tài)特性保持不變。

改進后，自重與RLE地震載荷聯(lián)合作用下的應力有微小的增加。

原安裝方式的最大薄膜加彎曲應力為16.3 MPa，遠小于許用值138.75 MPa；改進后安裝方式的最大薄膜加彎曲應力為18.3 MPa，遠小于許用值138.75 MPa。

因此，原始安裝和改進方式對結構在自重和地震聯(lián)合作用下的影響較小，兩種安裝方式的應力強度均小于設計許用值，且具有較大的裕量。

3 改進對系統(tǒng)流量和揚程影響分析

由于管路閥門設置未變化，故改進對預潤滑油系統(tǒng)流量和揚程和影響主要考慮泵組安裝方式變化。改進后泵出口位置降低約0.5 m。根據原泵使用要求，泵進口處背壓應大于-0.1 bar。原泵組使用時進口壓力約0 bar。改進后由于泵組進口位置降低，提高了進口處背壓，增加值為0.045 bar，滿足泵組運行條件。泵組的出口降低，考慮到進口一樣降低，背壓增加，因此出口的揚程無影響。

齒輪泵是一種定容積泵。其利用齒輪間的空腔，通過旋轉的方式，通過內外側不同的體積變化輸送介質[3]。由于內外側空腔尺寸的差值是由齒輪加工尺寸確定的，因此當轉速一定時，其輸送能力是固定的，不能變流量。本次改進后預潤滑油泵轉速不變，因此泵的輸送能力不改變，對流量無影響。

泵的出口軟管增加了一定長度，會增加一定阻力。出口軟管內徑46 mm，增加的長度約400 mm。其增加的阻力計算：

(1)

式中:L為增加長度,L=0.4 m

D為管道內徑,D=0.046 m

ρ為密度,ρ=900 kg/m3

v為速度,v=0.72 m/s

f為阻力系數,

由于泵的出口揚程約0.5 MPa，計算管道增加的流阻與揚程比值為0.8‰，可見增加的阻力損失占比很小。故分析布置改進后管道增長造成的阻力損失影響忽略不計。

4 結論

本研究提出了預潤滑油系統(tǒng)布置改進方案，就改進后對應急柴油機預潤滑油系統(tǒng)的抗震和出力影響開展了分析：經研究，預潤滑油系統(tǒng)布置改進滿足設備抗震要求、滿足系統(tǒng)流量和揚程要求，改進具備可行性。

此改進適用于中國核電行業(yè)50多臺MTU所產20V956TB33型柴油機，為其預潤滑油泵電機進油故障徹底解決提供了改進方案，從而提高設備運行可靠性。