核主泵屏蔽電機(jī)推力軸承套筒密封環(huán)數(shù)值分析與優(yōu)化*

胡雷，李藏雪

(哈爾濱電氣動(dòng)力裝備有限公司，黑龍江哈爾濱150066))

核主泵屏蔽電機(jī)推力軸承套筒密封環(huán)數(shù)值分析與優(yōu)化*

胡雷，李藏雪

(哈爾濱電氣動(dòng)力裝備有限公司，黑龍江哈爾濱150066))

基于標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型和Navier-Stokes方程對(duì)核主泵屏蔽電機(jī)下飛輪區(qū)域進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了兩種推力軸承套筒密封環(huán)結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)流動(dòng)特征，得到速度、損耗以及壓力脈動(dòng)等結(jié)果。計(jì)算表明，新密封結(jié)構(gòu)可以有效的改善冷卻水流動(dòng)，減少壓力脈動(dòng)影響。為核電站主泵電機(jī)推力軸承套筒設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供了有益的參考。

核主泵屏蔽電機(jī)；推力軸承套筒；數(shù)值模擬；優(yōu)化設(shè)計(jì)

0 引言

反應(yīng)堆核主泵使冷卻劑循環(huán)流動(dòng)，將堆芯中核裂變產(chǎn)生的熱量通過(guò)蒸汽發(fā)生器傳輸給二回路[1]。本文研究的核主泵電機(jī)為三相屏蔽異步鼠籠型，電機(jī)通過(guò)定、轉(zhuǎn)子屏蔽套將冷卻劑與電機(jī)繞組腔和轉(zhuǎn)子鐵心隔離開(kāi)，為增加機(jī)組的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，在轉(zhuǎn)子上安裝了上、下飛輪，提供足夠的惰轉(zhuǎn)時(shí)間。其中下飛輪位于上、下推力軸承之間，下飛輪直徑約為1000mm，同步轉(zhuǎn)速1500r/min，飛輪的高速旋轉(zhuǎn)對(duì)冷卻水施加了角動(dòng)量，導(dǎo)致飛輪區(qū)域的冷卻水流速很高，理論近壁面流速達(dá)到了81.7m/s。高速流動(dòng)的冷卻水將沖擊下飛輪兩側(cè)的推力軸承瓦塊，可能引起推力軸承各個(gè)結(jié)構(gòu)部件的振動(dòng)和磨損問(wèn)題，同時(shí)流體壓力脈動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)部件的疲勞和壽命產(chǎn)生嚴(yán)重的威脅。

本文根據(jù)下飛輪區(qū)域結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，建立下飛輪區(qū)域流動(dòng)模型，首先對(duì)初始推力軸承套筒密封環(huán)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了流場(chǎng)計(jì)算，計(jì)算結(jié)果表明流動(dòng)存在較大流體沖擊、逆流和壓力波動(dòng)等。優(yōu)化設(shè)計(jì)在套筒上、下區(qū)域設(shè)置兩個(gè)不同的密封環(huán)結(jié)構(gòu)，計(jì)算新密封環(huán)結(jié)構(gòu)的冷卻劑瞬態(tài)流動(dòng)，并將結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，證明新密封環(huán)結(jié)構(gòu)很好地減低冷卻劑流速和壓力脈動(dòng)，對(duì)推力軸承瓦塊的沖擊減弱，新推力軸承套筒滿足設(shè)計(jì)的要求。

1 數(shù)值計(jì)算

1.1 幾何模型

下飛輪區(qū)域模型包括：上推力軸承，推力盤(pán)/下飛輪裝配體外圓表面和靜止推力軸承套筒之間的環(huán)形間隙以及下推力軸承。因?yàn)槿我夥嵌ǔＡ黧w域的數(shù)值范圍和頻率都是未知的，無(wú)法假設(shè)其為軸對(duì)稱的，這就意味著需要建立全范圍360°的物理模型。

推力軸承潤(rùn)滑水膜內(nèi)流動(dòng)具有局部性，對(duì)軸瓦間隙內(nèi)流動(dòng)影響較小。因此，推力軸承潤(rùn)滑水膜在此忽略，推力瓦塊后的空腔形狀的細(xì)節(jié)不包括在內(nèi)。圖1是推力軸承套筒采用的初始密封環(huán)結(jié)構(gòu)計(jì)算模型。冷卻水由上向下流經(jīng)飛輪圓柱面，飛輪圓柱面對(duì)冷卻水做功，冷卻水圓周速度增加，為減少圓周速度，在套筒下面設(shè)置有39個(gè)凹槽，均布于軸承套筒上,凹槽長(zhǎng)76.2mm，寬12.7mm，深19.05mm。當(dāng)冷卻水旋轉(zhuǎn)流進(jìn)凹槽后，冷卻水撞擊壁面流動(dòng)速度降低；隨后冷卻水再流出凹槽，與其他未進(jìn)入凹槽內(nèi)的高速冷卻水混合，使流經(jīng)這一區(qū)域的冷卻水速度減小，最終到達(dá)減少對(duì)下推力軸承的沖擊作用。

圖1 計(jì)算模型

1.2 計(jì)算方法及定解條件

本文基于三維、瞬態(tài)、不可壓縮的牛頓流體Navier-Stokes方程，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。近壁區(qū)Re數(shù)較低，湍流發(fā)展并不充分，湍流的脈動(dòng)影響不如分子粘性的影響大，不能使用前面建立的k-ε模型進(jìn)行計(jì)算，采用特殊的方式即壁面函數(shù)來(lái)處理。在劃分網(wǎng)格時(shí)，只需要把第一個(gè)內(nèi)節(jié)點(diǎn)布置在對(duì)數(shù)律成立的區(qū)域內(nèi)[2]。控制方程的離散采用基于有限元的有限體積方法。擴(kuò)散項(xiàng)和壓力梯度項(xiàng)采用有限元形函數(shù)表示，對(duì)流項(xiàng)采用高分辯率格式(High Resolution Scheme)。

在軸與上推力軸承室間的環(huán)形區(qū)域設(shè)置進(jìn)口邊界。在此處指定下部軸承循環(huán)CFD模型的流量和流動(dòng)方向。下推力軸承室和推力盤(pán)內(nèi)徑的環(huán)形間隙設(shè)為出口邊界，指定靜壓。固體壁面均設(shè)為無(wú)滑移，在近壁區(qū)采用壁面函數(shù)處理。飛輪旋轉(zhuǎn)面指定旋轉(zhuǎn)速度。邊界條件設(shè)置如圖2所示。

圖2 邊界條件設(shè)置

1.3 網(wǎng)格及監(jiān)控點(diǎn)設(shè)置

限制建模范圍大小的同時(shí)，增加計(jì)算域的網(wǎng)格密度，對(duì)于非定常流動(dòng)數(shù)值精度是必要的。圖3顯示了計(jì)算域一部分的計(jì)算網(wǎng)格。模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，近壁面加密網(wǎng)格以控制y+。

圖3 網(wǎng)格劃分

非定常流動(dòng)設(shè)置了環(huán)形分布的壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)見(jiàn)圖4，像真實(shí)情況中的靜壓測(cè)點(diǎn)一樣。推力軸承模型中，在推力盤(pán)(旋轉(zhuǎn))和推力軸承套筒(靜止)間的環(huán)形間隙的三個(gè)軸向位置對(duì)應(yīng)中徑處分別分布120個(gè)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)群，呈環(huán)形等距分布。第一個(gè)環(huán)狀分布監(jiān)控點(diǎn)群取在上推力軸承的下游；第二個(gè)環(huán)狀分布點(diǎn)群取在下飛輪的中間處；第三個(gè)環(huán)狀分布點(diǎn)群取在下推力軸承的上游。設(shè)置360個(gè)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)有利于實(shí)時(shí)監(jiān)控和簡(jiǎn)化了后處理。

圖4 監(jiān)控點(diǎn)設(shè)置

非穩(wěn)態(tài)計(jì)算取轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)一周的步數(shù)來(lái)劃分時(shí)間步長(zhǎng)，模型計(jì)算轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)了8周。這樣是為了可以避免起始的非物理的、數(shù)值瞬態(tài)效應(yīng)，而得到全局穩(wěn)定的總體流場(chǎng)。然后，在足夠的旋轉(zhuǎn)周數(shù)后(至少2周)，選擇壓力監(jiān)測(cè)值作為樣本數(shù)據(jù)。

2 下飛輪區(qū)域結(jié)果分析

圖5為下飛輪區(qū)域外圓在3個(gè)時(shí)間步的靜壓分布。由圖可見(jiàn)，靜壓的分布出現(xiàn)了交替，壓力大小隨下飛輪運(yùn)動(dòng)而旋轉(zhuǎn)，局部壓力變化較明顯。

圖5 壓力云圖

圖6(a)是上推力軸承壓力極坐標(biāo)圖，顯示3個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)的數(shù)據(jù)極坐標(biāo)分布。沿旋轉(zhuǎn)方向出現(xiàn)4個(gè)葉狀分布，這與圖5所示施加在飛輪外圓的高低壓力相匹配。旋轉(zhuǎn)壓力分布場(chǎng)對(duì)推力軸承結(jié)構(gòu)件的影響表現(xiàn)為相鄰的高低壓區(qū)域經(jīng)過(guò)瓦基外圓時(shí)，瓦基受擺動(dòng)載荷的交替作用，容易引起瓦基的振動(dòng)和磨損。

圖6(b)為下推力軸承壓力數(shù)據(jù)極坐標(biāo)圖。下推力軸承外側(cè)壓力場(chǎng)分布的一般特性和上推力軸承相似。從極坐標(biāo)圖中可知，葉片型式略不明顯。推力軸承區(qū)域的流場(chǎng)很復(fù)雜，非定常行為表現(xiàn)出來(lái)了不同的葉型分布也并不意外。

圖6 不同時(shí)間步靜壓極坐標(biāo)圖

圖7是下飛輪裝配體外圓面與推力套筒內(nèi)圓面之間的虛擬的中間面上軸向速度彩圖。速度坐標(biāo)被限定在±1m/s之間。此限定利于觀察環(huán)形間隙內(nèi)大面積的逆流現(xiàn)象。逆向流動(dòng)使上推力軸承和下推力軸承的流場(chǎng)和壓力場(chǎng)通過(guò)下飛輪外圓環(huán)形間隙而相互作用。綜合計(jì)算結(jié)果可知，應(yīng)該調(diào)整設(shè)計(jì)從而改進(jìn)流場(chǎng)分布，以減小壓力脈動(dòng)的振幅。

圖7 軸向速度圖

3 推力軸承套筒優(yōu)化和分析

3.1 套筒結(jié)構(gòu)優(yōu)化

通過(guò)CFD評(píng)估作出了設(shè)計(jì)更改，在上推力盤(pán)的上邊緣附近和下推力盤(pán)的下邊緣附近分別插入可拆卸密封環(huán)。考慮到轉(zhuǎn)子橫向運(yùn)動(dòng)和定子各部件的同心度公差，密封環(huán)與對(duì)應(yīng)推力盤(pán)外圓面的間隙為1.88mm，既實(shí)現(xiàn)了原始目標(biāo)，又不會(huì)明顯限制主流動(dòng)。設(shè)置密封環(huán)的目的是分離三個(gè)流場(chǎng)區(qū)域的流動(dòng)。

圖8 軸承套筒新結(jié)構(gòu)及計(jì)算模型

采用CFD分析評(píng)估了幾種密封環(huán)的結(jié)構(gòu)，推薦的最終設(shè)計(jì)采用如下結(jié)構(gòu)。上部密封環(huán)和下部密封環(huán)采用不同的設(shè)計(jì)。上部密封環(huán)是一個(gè)具有平整內(nèi)圓面的簡(jiǎn)單環(huán)形，其橫斷面為矩形，軸向長(zhǎng)度為15.24mm。下部密封環(huán)由兩個(gè)厚為15.24mm兩個(gè)環(huán)形組成，其與推力盤(pán)間隙為1.88mm。36個(gè)厚度為12.2mm的橫肋經(jīng)焊接等距分布在兩環(huán)之間。與上部密封環(huán)平滑的結(jié)構(gòu)相比，下部密封環(huán)的肋結(jié)構(gòu)可以減小從推力盤(pán)環(huán)形間隙流入下推力軸承流體的切向速度。流動(dòng)從推力盤(pán)環(huán)形間隙進(jìn)入下部軸承時(shí)，對(duì)流引起非定常流動(dòng)，而肋結(jié)構(gòu)中肋間的體積對(duì)此起到流動(dòng)減阻的作用。同樣的肋結(jié)構(gòu)也可以進(jìn)一步將推力盤(pán)環(huán)形間隙和上推力軸承隔離。然而，因肋結(jié)構(gòu)密封帶來(lái)附加的水力摩擦損耗和流動(dòng)阻力，故上部密封環(huán)采用平滑結(jié)構(gòu)。新結(jié)構(gòu)壓力云圖如圖9所示。

圖9 新結(jié)構(gòu)壓力云圖

3.2 壓力與速度分析

圖9為新結(jié)構(gòu)計(jì)算的3個(gè)時(shí)間步下飛輪裝配體外圓的靜壓分布。對(duì)比圖9和圖5可知，靜壓的分布得到改善，沒(méi)有明顯的變化，壓力波動(dòng)很小。

圖10(a)是上推力軸承靜壓數(shù)據(jù)極坐標(biāo)圖。此圖與圖6(a)相比，包含上部平滑密封環(huán)和下部肋結(jié)構(gòu)密封環(huán)的設(shè)計(jì)變更，減小了壓力脈動(dòng)的振幅。

圖10 新結(jié)構(gòu)靜壓數(shù)據(jù)極坐標(biāo)圖

圖10(b)是下推力軸承靜壓數(shù)據(jù)極坐標(biāo)圖。此圖與圖6(b)相比，壓力脈動(dòng)的振幅同樣減小了。從下推力軸承圖中明顯看出，壓力變化的值大大減小，對(duì)應(yīng)6個(gè)推力瓦塊，產(chǎn)生了6個(gè)葉片型式的主要特征。沿周向有較小振幅的壓力脈動(dòng)，總體上說(shuō)，整個(gè)流場(chǎng)是更穩(wěn)定的。

圖11是新結(jié)構(gòu)推力盤(pán)/下飛輪裝配體外圓面與推力套筒內(nèi)圓面之間的虛擬的中間面上軸向速度彩圖。速度坐標(biāo)也被限定在±1m/s之間，優(yōu)化模型基本上全部流向下推力軸承，逆流很少。由此結(jié)果可知新設(shè)計(jì)改進(jìn)了流場(chǎng)分布。

圖11 軸向速度圖

3.3 摩擦損耗與試驗(yàn)結(jié)果

水摩擦損耗占了屏蔽電機(jī)總損耗中很大的一部分(約15%～40%)。損耗主要由轉(zhuǎn)子部件的直徑和長(zhǎng)度、轉(zhuǎn)速和內(nèi)循環(huán)流速?zèng)Q定。新密封環(huán)導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)部件和固定部件的空間尺寸變小，損耗值將發(fā)生變化。2015年5月15日至6月4號(hào)對(duì)大型水潤(rùn)滑推力軸承試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行了試驗(yàn)，流量計(jì)選用西門(mén)子公司的電磁流量計(jì)mag5000系列，溫度傳感器選用美國(guó)百納公司的Pt100，電渦流位移傳感器選用美國(guó)本特利公司的3300系列，各數(shù)據(jù)如表1所示,新結(jié)構(gòu)密封環(huán)試驗(yàn)臺(tái)穩(wěn)定性測(cè)試結(jié)果均有下降，新密封環(huán)結(jié)構(gòu)損耗計(jì)算值與試壓結(jié)果誤差為2.12%。

表1 原結(jié)構(gòu)與新結(jié)構(gòu)損耗、振動(dòng)對(duì)比表

3.4 內(nèi)部流動(dòng)分析

圖12 速度流線圖

由圖12可知，推力瓦塊間隙內(nèi)流動(dòng)由推力盤(pán)表面驅(qū)動(dòng)，產(chǎn)向旋渦，且凈流動(dòng)在上推力軸承向外、在下推力軸承向內(nèi)，推力盤(pán)外側(cè)的流場(chǎng)主要受切向速度控制。

根據(jù)文獻(xiàn)[2]，標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型邊界層網(wǎng)格須控制y+值大小在30～500，圖13顯示下飛輪旋轉(zhuǎn)表面y+值滿足要求。

圖13 Yplus分布圖

圖14顯示下飛輪旋轉(zhuǎn)外表面帶動(dòng)下，旋轉(zhuǎn)的流體撞擊在固定密封環(huán)內(nèi)，使凹槽迎流體的一邊區(qū)域壓力明顯升高。

圖14 軸承套筒凹槽處壓力分布云圖

圖15可知，流動(dòng)經(jīng)上推力瓦塊間隙流出后沿下飛輪外緣間隙向下流動(dòng)，流入下推力瓦塊間隙，在瓦塊間隙有旋渦產(chǎn)生。在環(huán)形間隙中產(chǎn)生了泰勒漩渦，泰勒渦有利于能量的傳遞，帶走摩擦產(chǎn)生的熱損耗。

圖15 下飛輪區(qū)域切向速度圖

4 結(jié)語(yǔ)

本文對(duì)兩種不同結(jié)構(gòu)的推力軸承套筒流動(dòng)區(qū)域分別進(jìn)行了瞬態(tài)計(jì)算，計(jì)算結(jié)果表明，采用推力軸承套筒新密封環(huán)的下飛輪區(qū)域流場(chǎng)流動(dòng)更加穩(wěn)定平順，壓力脈動(dòng)幅值波動(dòng)降低，逆流現(xiàn)象基本消失，上、下推力軸承受到的擾動(dòng)明顯減少，有利于轉(zhuǎn)子的平穩(wěn)運(yùn)行。同時(shí)新密封結(jié)構(gòu)導(dǎo)致?lián)p耗增加，電機(jī)設(shè)計(jì)是可以允許這些參數(shù)在小范圍內(nèi)變化。

[1] 廣東核電培訓(xùn)中心.900MW壓水堆核電站系統(tǒng)與設(shè)備[M].北京：原子能出版社,2006.

[2] 王福軍.計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析[M].北京：清華大學(xué)出版社,2004.

Numerical Analysis and Optimization for Thrust Bearing Sleeve Sealing Ring of Canned Motor of Nuclear Reactor Coolant Pump

HuLeiandLiCangxue

(Harbin Electric Power Equipment Company Limited，Harbin 150066，China)

Based on standard k-ε turbulence model and Navier-Stokes equation, the below flywheel area of canned motor of nuclear reactor coolant pump was numerically simulated. This paper researches transient flow characteristics of two sealing ring structures of thrust bearing sleeve, and obtains the results of velocity, losses and pressure pulse. The calculation results show that the new sealing structure can effectively improve the flow of cooling water and reduce the influence of pressure pulse. This paper provides useful references for design and optimization of thrust bearing sleeve of reactor coolant pump motor of nuclear power station.

Canned motor of nuclear reactor coolant pump；thrust bearing sleeve；numerical simulation；optimal design

國(guó)家重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2013ZX06002002-017)

10.3969/J.ISSN.1008-7281.2017.03.05

TM303.5

A

1008-7281(2017)02-0014-005

胡雷 男 1982年生；畢業(yè)于上海大學(xué)流體力學(xué)專業(yè)，現(xiàn)主要研究流體機(jī)械的設(shè)計(jì)，泵水力、電機(jī)內(nèi)部流動(dòng)分析及試驗(yàn)方面的研究.

2017-01-15