核電廠汽輪機滑油冷卻器新結構性能研究

楊建鋒， 王秋旺

(1．上海核工程研究設計院，上海 200233；2．西安交通大學 熱流科學與工程教育部重點實驗室，西安 710049)

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核電廠汽輪機滑油冷卻器新結構性能研究

楊建鋒1， 王秋旺2

(1．上海核工程研究設計院，上海 200233；2．西安交通大學 熱流科學與工程教育部重點實驗室，西安 710049)

為了克服傳統弓形折流板管殼式滑油冷卻器的固有缺點，提出了雙層連續螺旋折流板管殼式滑油冷卻器. 采用Realizablek-ε湍流模型結合標準壁面函數的方法,對比分析了弓形折流板管殼式以及單、雙層連續螺旋折流板管殼式滑油冷卻器的殼側流線分布及傳熱和阻力性能. 結果表明：與弓形折流板相比，連續螺旋折流板殼側不存在流動死區，殼側傳熱系數有所增大，壓降有所降低，綜合性能顯著提高；雙層連續螺旋折流板的殼側傳熱系數介于弓形折流板和單層連續螺旋折流板之間，壓降最低，綜合性能與單層連續螺旋折流板相當.

螺旋折流板； 弓形折流板； 滑油冷卻器； 核電廠汽輪機； 數值模擬

汽輪機是核電廠實現核釋熱能向電能轉換的關鍵設備之一，是將蒸汽的熱能轉換成機械能的動力機械，其主要是在熱力發電廠中作為帶動發電機的原動機[1].為保證汽輪機的正常工作，需要配備一系列必要的附屬設備.潤滑系統便是一種附屬設備，主要作用是為汽輪機、發電機和勵磁機軸系的軸承提供潤滑和冷卻所需的潤滑油[2].潤滑系統主要由油泵、油箱、過濾器、滑油冷卻器等部件以及相關的管道、儀表組成.在汽輪機運行過程中，軸承摩擦會消耗一部分機械功，并將這部分機械功轉化為熱量，使通過軸承的潤滑油溫度升高，這有可能會使軸承發生燒瓦事故.為使軸承正常運行，潤滑油的溫度必須保持在一定范圍內，一般要求進入軸承的潤滑油溫度范圍在43～49 ℃.軸承的潤滑油溫升一般為10～15 K，因此必須將軸承潤滑油冷卻后才能再送入軸承潤滑.滑油冷卻器就是為了滿足這一要求而設置的，溫度較高的潤滑油和低溫冷卻水在滑油冷卻器中進行熱交換，并通過調節出口冷卻水量來達到控制潤滑油溫度的目的.

國內外學者采用理論分析、實驗研究和數值模擬等方法對滑油冷卻器進行了大量研究.潤滑油屬于高黏度介質，一般涂在換熱管外側，因此研究的焦點主要集中在滑油冷卻器的殼側結構.目前，工業中廣泛采用的管殼式滑油冷卻器殼側結構為弓形折流板管殼式結構[3-6].這種滑油冷卻器使殼側流體以近似于Z字形流動，通過提高殼側流體湍流度、混合度和流體流速來達到強化冷卻的目的.但是，弓形折流板滑油冷卻器存在如下缺點：(1)滑油流動方向的多次轉折性改變，導致產生高壓損、高泵功；(2) 弓形折流板后存在流動死區，導致局部換熱和積垢失效；(3)折流板與管束、管束與殼體間的間隙存在嚴重泄漏流和旁通；(4)流體橫向沖刷管束易導致振動和剪切失效.

而雙弓形折流板、非連續螺旋折流板等改進型結構對潤滑油的冷卻效果都不理想.目前對潤滑油冷卻效果較好的是連續螺旋折流板管殼式滑油冷卻器[7].

筆者采用商業軟件Fluent對連續螺旋折流板管殼式滑油冷卻器的殼側流動特性進行了數值模擬，在此基礎上提出一種新型雙層連續螺旋折流板結構，對弓形折流板管殼式結構、單層連續螺旋折流板結構和雙層連續螺旋折流板結構進行對比，同時研究了雙層連續螺旋折流板結構的參數，定量表明這些參數對殼側傳熱和阻力性能的影響.

1 單層/雙層連續螺旋折流板結構

連續螺旋曲面是實現螺旋折流板管殼式滑油冷卻器殼側流動的理想結構，與弓形折流板管上流體的殼側Z字形流動完全不同，螺旋流動在軸向漸進式連續緩慢變化，管束主流區不存在流動死區，且斜向沖刷管束不易振動.

目前，主要采用模具壓制法來加工單周期連續螺旋折流板，該折流板實物圖如圖1所示.將若干個折流板在軸向首尾連接成所需的高度，穿管后即形成單層連續螺旋折流板管束.

圖1 單周期連續螺旋折流板實物圖Fig.1 Picture of the single cycle continuous helical baffle

圖2中，單層連續螺旋折流板滑油冷卻器上流體的殼側流動呈理想螺旋形，克服了弓形折流板的固有缺點，但減弱了靠近軸心線附近的螺旋導流作用，因此提出雙層連續螺旋折流板結構，如圖3所示，該結構在殼側引入復雜流場，降低了殼側阻力，提高了綜合性能.

圖2 單層連續螺旋折流板殼側流線圖Fig.2 Shell-side streamlines of the monolayer continuous helical baffle

(a) 三維模型示意圖

(b) 實物圖圖3 雙層連續螺旋折流板結構Fig.3 Structure of the two-layer continuous helical baffle

2 物理模型及數值方法

2.1 計算模型

雙層連續螺旋折流板結構的特點主要有：連續螺旋折流板分為內層連續螺旋折流板和外層連續螺旋折流板，內、外層之間沒有使用套管進行分隔，外層連續螺旋折流板沿著冷卻器軸心線方向每升高一個螺距，內層連續螺旋折流板升高若干(2、2.5、3等)個螺距.弓形折流板(SG-STHX)、單層連續螺旋折流板(CH-STHX)和雙層連續螺旋折流板(CH&CH-CSSP-STHX-1)的計算模型以及詳細的幾何尺寸如圖4所示，三者的換熱管直徑、長度、數量和布置方式保持一致.

(a) SG-STHX

(b) CH-STHX

(c) CH&CH-CSSP-STHX-1圖4 計算模型及幾何尺寸示意圖Fig.4 Computational models and geometric dimensions

2.2 數值方法

2.2.1 控制方程及邊界條件

所研究的滑油冷卻器處于三維穩態不可壓縮無內熱源工況，為準確地模擬螺旋流動，采用Realizablek-ε湍流模型結合標準壁面函數的方法.殼側進口邊界條件為速度進口，進口溫度25 ℃.殼側出口邊界條件為充分發展出口.換熱管壁面邊界為定壁溫條件，為100 ℃.殼體壁面為無滑移壁面.螺旋折流板壁面為無滑移壁面，耦合傳熱.速度壓力解耦采用SIMPLE算法，離散格式均采用QUICK算法.

2.2.2 網格獨立性與數值方法驗證

由Gambit軟件生成雙層連續螺旋折流板網格(見圖5).經過網格獨立性驗證，殼側傳熱系數和壓降變化量均小于1%，雙層連續螺旋折流板結構含1.7×107個網格.圖6給出了弓形折流板的殼側傳熱系數和壓降模擬結果與Delaware方法計算結果的比較，其中橫坐標qm,s為流體質量流量.由圖6可知，傳熱系數hs和壓降Δps的最大偏差分別不超過11%和15%，說明模擬結果可靠.

圖5 雙層連續螺旋折流板網格示意圖Fig.5 Mesh diagram of the two-layer continuous helical baffle

圖6 傳熱系數和壓降的模擬結果與計算結果的對比

Fig.6 Comparison of heat-transfer coefficient and pressure drop between simulated results and calculated values

3 結果與分析

3.1 殼側流線

圖7給出了SG-STHX、CH-STHX和CH&CH-CSSP-STHX-1 3種折流板結構對應的流線圖.從圖7(a)可以看出，弓形折流板殼側流體呈Z字形流動，即反混流，轉折區域存在低速回流區，即流動死區.圖7(b)表明單層連續螺旋折流板殼側流體呈理想螺旋流動，即柱塞流，流動方向緩慢變化且不存在流動死區.圖7(c)中雙層連續螺旋折流板殼側流體形成復雜流場.由雙層連續螺旋折流板殼體進口進入的流體，一部分在外層連續螺旋折流板組成的螺旋通道內進行螺旋運動，外螺旋折流板迎風側的流體沖入內螺旋折流板背風側.在內、外螺旋折流板交錯位置及外螺旋折流板內緣的流體，部分進入內螺旋區域，在內螺旋折流板作用下進行螺旋運動；內螺旋迎風側的流體直接沖刷外螺旋折流板的背風側，并且在內螺旋折流板外緣的流體被外螺旋折流板攜帶進入外螺旋流道；兩部分流體通過交互混合，形成復雜流動，最后從殼體出口流出.

(a) SG-STHX

(b) CH-STHX

(c) CH&CH-CSSP-STHX-1圖7 3種折流板殼側流線圖Fig.7 Shell-side streamlines of the three baffles

3.2 殼側傳熱和阻力性能分析

圖8和圖9分別給出了殼側傳熱系數和壓降隨質量流量的變化關系. 從圖8可以看出，隨著質量流量的增大，殼側傳熱系數隨之增大；相同質量流量下，雙層連續螺旋折流板的傳熱系數比弓形折流板的傳熱系數大4.2%，但比單層連續螺旋折流板的傳熱系數小7.8%.從圖9可以看出，隨著質量流量的增大，殼側壓降逐漸升高；相同質量流量下，雙層連續螺旋折流板的壓降比弓形折流板的壓降低25.4%，比單層連續螺旋折流板的壓降低13.1%.

3.3 綜合性能分析

圖10給出了單位壓降傳熱系數隨質量流量的變化. 從圖10可以看出，隨著質量流量的增大，單位壓降傳熱系數逐漸減小；相同質量流量下，雙層連續螺旋折流板的單位壓降傳熱系數比弓形折流板的單位壓降傳熱系數高39.7%，比單層連續螺旋折流板的單位壓降傳熱系數高6.1%.

圖11給出了傳熱系數隨壓降的變化.從圖11可以看出，隨著壓降升高，傳熱系數逐漸增大；在相同壓降下，雙層連續螺旋折流板和單層連續螺旋折流板具有相同的傳熱系數，且比弓形折流板的傳熱系數大22.5%.

圖8 殼側傳熱系數隨質量流量的變化Fig.8 Shell-side heat-transfer coefficient vs. mass flow rate

圖9 殼側壓降隨質量流量的變化Fig.9 Shell-side pressure drop vs. mass flow rate

圖10 單位壓降傳熱系數隨質量流量的變化Fig.10 Heat-transfer coefficient per pressure drop vs. mass flow rate

所模擬的雙層連續螺旋折流板管殼式滑油冷卻器經過國內權威機構的檢測，檢測裝置如圖12所示，結果見圖13.需要強調的是，傳熱系數提高的程度與設計參數有關，經過優化之后的傳熱系數可以達到較高的數值. 檢測結果顯示，相同壓降下傳熱系數平均提高20%左右.檢測結果驗證了計算流體力學軟件模擬結果的準確性.

圖11 傳熱系數隨壓降的變化Fig.11 Heat-transfer coefficient vs. pressure drop

圖12 雙層連續螺旋折流板管殼式滑油冷卻器的檢測裝置

Fig.12 Test device for the two-layer continuous helically-baffled shell-and-tube oil cooler

圖13 檢測結果Fig.13 Test results

3.4 內、外層螺距及內層投影圓直徑的影響

雙層連續螺旋折流板的最大特點是包含了內層連續螺旋折流板和外層連續螺旋折流板，兩層之間不同幾何尺寸關系會對殼側流場產生重大影響.在保持其他幾何結構和尺寸一致的情況下，研究內層連續螺旋折流板的螺距和投影圓直徑對冷卻器傳熱系數和阻力性能的影響.參照圖14(a)中的CH&CH-CSSP-STHX-1模型，外層連續螺旋折流板螺距(簡稱外層螺距)Hb1=85 mm，內層連續螺旋折流板螺距(簡稱內層螺距)Hb2=42.5 mm，即外層折流板升高1個螺距，內層折流板升高2個螺距. 保持外層螺距不變，內層折流板升高3個螺距，將此模型命名為CH&CH-CSSP-STHX-2. CH&CH-CSSP-STHX-1模型中內層連續螺旋折流板的投影圓直徑D2=77 mm，保持其他參數不變，將投影圓直徑D2變為117.5 mm，將此模型命名為CH&CH-CSSP-STHX-3；將CH&CH-CSSP-STHX-1模型中外層螺距改為Hb1=170 mm，其他參數均保持不變，將此模型命名為CH&CH-CSSP-STHX-4.以上4個模型的幾何結構和網格劃分如圖14所示.

(a) CH&CH-CSSP-STHX-1

(b) CH&CH-CSSP-STHX-2

(c) CH&CH-CSSP-STHX-3

(d) CH&CH-CSSP-STHX-4圖14 4個雙層連續螺旋折流板模型的幾何結構和網格劃分Fig.14 Geometry structures and mesh generations of four two-layer continuous helical baffles

圖15給出了內層螺距對傳熱系數和阻力性能的影響.從圖15可以看出，外層螺距保持不變，內層螺距減小，內層連續螺旋折流板塊數增加，殼側傳熱系數增大6.4%，壓降升高10.3%.

圖16給出了內層連續螺旋折流板投影圓直徑對傳熱系數和阻力性能的影響. 從圖16可以看出，投影圓直徑對傳熱系數和阻力性能的影響很小.隨著投影圓直徑的增大，雖然外層連續螺旋折流板的作用有所減弱，使得傳熱系數和阻力減小，但內層連續螺旋折流板的作用卻增強，使得傳熱系數和阻力增大，兩者此消彼長，在所計算的模型中，出現傳熱系數和壓降均基本不變的情況.

(a) 傳熱系數隨質量流量的變化

(b) 壓降隨質量流量的變化圖15 內層連續螺旋折流板螺距的影響Fig.15 Effect of helical pitch of inner continuous helical baffles on the heat-transfer coefficient and pressure drop

(a) 傳熱系數隨質量流量的變化

(b) 壓降隨質量流量的變化圖16 內層連續螺旋折流板投影圓直徑的影響Fig.16 Effect of projection diameter of inner continuous helical baffles on the heat-transfer coefficient and pressure drop

圖17給出了外層螺距對傳熱系數和阻力性能的影響.從圖17可以看出，在內層連續螺旋折流板不變的情況下，外層螺距變大，外層連續螺旋折流板的塊數減少，使得相同流量下的殼側流速明顯降低，從而使滑油冷卻器的傳熱系數減小36.3%、壓降降低38.9%.因此，外層連續螺旋折流板對提高滑油冷卻器的整體性能的貢獻較大.

(a) 傳熱系數隨質量流量的變化

(b) 壓降隨質量流量的變化圖17 外層連續螺旋折流板螺距的影響Fig.17 Effect of helical pitch of outer continuous helical baffles on the heat-transfer coefficient and pressure drop

4 結 論

(1)雙層連續螺旋折流板管殼式滑油冷卻器使流體在殼側產生復雜流場，保持了單層連續螺旋折流板的優點，克服了弓形折流板的缺點.

(2)與弓形折流板相比，雙層連續螺旋折流板殼側傳熱系數更大，壓降更低，綜合性能更好，且單、雙層連續螺旋折流板性能相當.

(3)內、外層連續螺旋折流板的螺距對殼側傳熱系數和阻力性能有較大影響，可根據需要調節螺距，內層連續螺旋折流板投影圓直徑對傳熱系數和阻力性能的影響較小.

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Performance Study on a Newly-structured Oil Cooler for Nuclear Steam Turbines

YANGJianfeng1，WANGQiuwang2

(1. Shanghai Nuclear Engineering Research and Design Institute, Shanghai 200233, China; 2. MOE KeyLaboratory of Thermo-Fluid Science and Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an 710049, China)

To overcome the deficiency of traditional segmentally-baffled shell-and-tube oil coolers, a two-layer continuous helically-baffled shell-and-tube oil cooler was proposed. The shell side streamline distribution as well as the heat-transfer and resistance characteristics were numerically investigated for shell-and-tube oil coolers respectively with segmental baffle, monolayer continuous helical baffle and two-layer continuous helical baffle using Realizablek-εturbulence model combined with standard wall function. Results show that compared with segmental baffle, the shell-side heat-transfer coefficient of continuous helical baffle is larger, the pressure drop is lower and the comprehensive performance is obviously better, where no flow stagnation zone is found on the shell side. Moreover, the shell-side heat-transfer coefficient of two-layer continuous helical baffle is between that of the segmental baffle and monolayer continuous helical baffle, and its pressure drop is the lowest. Both the two-layer and monolayer continuous helical baffles have almost the same comprehensive performance.

helical baffle; segmental baffle; oil cooler; nuclear steam turbine; numerical simulation

2016-03-16

2016-08-02

楊建鋒(1986-)，男，浙江紹興人，工程師，博士，主要從事反應堆熱工水力分析和數值模擬方面的研究. 電話(Tel.)： 021-61864178；E-mail：yangjianfeng@snerdi.com.cn．

1674-7607(2017)07-0590-06

TK623

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470.30