核主泵屏蔽電機推力軸承套筒密封環數值分析與優化*

胡雷，李藏雪

(哈爾濱電氣動力裝備有限公司，黑龍江哈爾濱150066))

核主泵屏蔽電機推力軸承套筒密封環數值分析與優化*

胡雷，李藏雪

(哈爾濱電氣動力裝備有限公司，黑龍江哈爾濱150066))

基于標準k-ε湍流模型和Navier-Stokes方程對核主泵屏蔽電機下飛輪區域進行數值模擬，研究了兩種推力軸承套筒密封環結構的瞬態流動特征，得到速度、損耗以及壓力脈動等結果。計算表明，新密封結構可以有效的改善冷卻水流動，減少壓力脈動影響。為核電站主泵電機推力軸承套筒設計和優化提供了有益的參考。

核主泵屏蔽電機；推力軸承套筒；數值模擬；優化設計

0 引言

反應堆核主泵使冷卻劑循環流動，將堆芯中核裂變產生的熱量通過蒸汽發生器傳輸給二回路[1]。本文研究的核主泵電機為三相屏蔽異步鼠籠型，電機通過定、轉子屏蔽套將冷卻劑與電機繞組腔和轉子鐵心隔離開，為增加機組的轉動慣量，在轉子上安裝了上、下飛輪，提供足夠的惰轉時間。其中下飛輪位于上、下推力軸承之間，下飛輪直徑約為1000mm，同步轉速1500r/min，飛輪的高速旋轉對冷卻水施加了角動量，導致飛輪區域的冷卻水流速很高，理論近壁面流速達到了81.7m/s。高速流動的冷卻水將沖擊下飛輪兩側的推力軸承瓦塊，可能引起推力軸承各個結構部件的振動和磨損問題，同時流體壓力脈動對結構部件的疲勞和壽命產生嚴重的威脅。

本文根據下飛輪區域結構特點，建立下飛輪區域流動模型，首先對初始推力軸承套筒密封環結構進行了流場計算，計算結果表明流動存在較大流體沖擊、逆流和壓力波動等。優化設計在套筒上、下區域設置兩個不同的密封環結構，計算新密封環結構的冷卻劑瞬態流動，并將結果進行對比，證明新密封環結構很好地減低冷卻劑流速和壓力脈動，對推力軸承瓦塊的沖擊減弱，新推力軸承套筒滿足設計的要求。

1 數值計算

1.1 幾何模型

下飛輪區域模型包括：上推力軸承，推力盤/下飛輪裝配體外圓表面和靜止推力軸承套筒之間的環形間隙以及下推力軸承。因為任意非定常流體域的數值范圍和頻率都是未知的，無法假設其為軸對稱的，這就意味著需要建立全范圍360°的物理模型。

推力軸承潤滑水膜內流動具有局部性，對軸瓦間隙內流動影響較小。因此，推力軸承潤滑水膜在此忽略，推力瓦塊后的空腔形狀的細節不包括在內。圖1是推力軸承套筒采用的初始密封環結構計算模型。冷卻水由上向下流經飛輪圓柱面，飛輪圓柱面對冷卻水做功，冷卻水圓周速度增加，為減少圓周速度，在套筒下面設置有39個凹槽，均布于軸承套筒上,凹槽長76.2mm，寬12.7mm，深19.05mm。當冷卻水旋轉流進凹槽后，冷卻水撞擊壁面流動速度降低；隨后冷卻水再流出凹槽，與其他未進入凹槽內的高速冷卻水混合，使流經這一區域的冷卻水速度減小，最終到達減少對下推力軸承的沖擊作用。

圖1 計算模型

1.2 計算方法及定解條件

本文基于三維、瞬態、不可壓縮的牛頓流體Navier-Stokes方程，采用標準k-ε模型。近壁區Re數較低，湍流發展并不充分，湍流的脈動影響不如分子粘性的影響大，不能使用前面建立的k-ε模型進行計算，采用特殊的方式即壁面函數來處理。在劃分網格時，只需要把第一個內節點布置在對數律成立的區域內[2]。控制方程的離散采用基于有限元的有限體積方法。擴散項和壓力梯度項采用有限元形函數表示，對流項采用高分辯率格式(High Resolution Scheme)。

在軸與上推力軸承室間的環形區域設置進口邊界。在此處指定下部軸承循環CFD模型的流量和流動方向。下推力軸承室和推力盤內徑的環形間隙設為出口邊界，指定靜壓。固體壁面均設為無滑移，在近壁區采用壁面函數處理。飛輪旋轉面指定旋轉速度。邊界條件設置如圖2所示。

圖2 邊界條件設置

1.3 網格及監控點設置

限制建模范圍大小的同時，增加計算域的網格密度，對于非定常流動數值精度是必要的。圖3顯示了計算域一部分的計算網格。模型采用結構化網格劃分，近壁面加密網格以控制y+。

圖3 網格劃分

非定常流動設置了環形分布的壓力監測點見圖4，像真實情況中的靜壓測點一樣。推力軸承模型中，在推力盤(旋轉)和推力軸承套筒(靜止)間的環形間隙的三個軸向位置對應中徑處分別分布120個壓力監測點群，呈環形等距分布。第一個環狀分布監控點群取在上推力軸承的下游；第二個環狀分布點群取在下飛輪的中間處；第三個環狀分布點群取在下推力軸承的上游。設置360個壓力監測點有利于實時監控和簡化了后處理。

圖4 監控點設置

非穩態計算取轉子旋轉一周的步數來劃分時間步長，模型計算轉子旋轉了8周。這樣是為了可以避免起始的非物理的、數值瞬態效應，而得到全局穩定的總體流場。然后，在足夠的旋轉周數后(至少2周)，選擇壓力監測值作為樣本數據。

2 下飛輪區域結果分析

圖5為下飛輪區域外圓在3個時間步的靜壓分布。由圖可見，靜壓的分布出現了交替，壓力大小隨下飛輪運動而旋轉，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圖，顯示3個時間步長的數據極坐標分布。沿旋轉方向出現4個葉狀分布，這與圖5所示施加在飛輪外圓的高低壓力相匹配。旋轉壓力分布場對推力軸承結構件的影響表現為相鄰的高低壓區域經過瓦基外圓時，瓦基受擺動載荷的交替作用，容易引起瓦基的振動和磨損。

圖6(b)為下推力軸承壓力數據極坐標圖。下推力軸承外側壓力場分布的一般特性和上推力軸承相似。從極坐標圖中可知，葉片型式略不明顯。推力軸承區域的流場很復雜，非定常行為表現出來了不同的葉型分布也并不意外。

圖6 不同時間步靜壓極坐標圖

圖7是下飛輪裝配體外圓面與推力套筒內圓面之間的虛擬的中間面上軸向速度彩圖。速度坐標被限定在±1m/s之間。此限定利于觀察環形間隙內大面積的逆流現象。逆向流動使上推力軸承和下推力軸承的流場和壓力場通過下飛輪外圓環形間隙而相互作用。綜合計算結果可知，應該調整設計從而改進流場分布，以減小壓力脈動的振幅。

圖7 軸向速度圖

3 推力軸承套筒優化和分析

3.1 套筒結構優化

通過CFD評估作出了設計更改，在上推力盤的上邊緣附近和下推力盤的下邊緣附近分別插入可拆卸密封環。考慮到轉子橫向運動和定子各部件的同心度公差，密封環與對應推力盤外圓面的間隙為1.88mm，既實現了原始目標，又不會明顯限制主流動。設置密封環的目的是分離三個流場區域的流動。

圖8 軸承套筒新結構及計算模型

采用CFD分析評估了幾種密封環的結構，推薦的最終設計采用如下結構。上部密封環和下部密封環采用不同的設計。上部密封環是一個具有平整內圓面的簡單環形，其橫斷面為矩形，軸向長度為15.24mm。下部密封環由兩個厚為15.24mm兩個環形組成，其與推力盤間隙為1.88mm。36個厚度為12.2mm的橫肋經焊接等距分布在兩環之間。與上部密封環平滑的結構相比，下部密封環的肋結構可以減小從推力盤環形間隙流入下推力軸承流體的切向速度。流動從推力盤環形間隙進入下部軸承時，對流引起非定常流動，而肋結構中肋間的體積對此起到流動減阻的作用。同樣的肋結構也可以進一步將推力盤環形間隙和上推力軸承隔離。然而，因肋結構密封帶來附加的水力摩擦損耗和流動阻力，故上部密封環采用平滑結構。新結構壓力云圖如圖9所示。

圖9 新結構壓力云圖

3.2 壓力與速度分析

圖9為新結構計算的3個時間步下飛輪裝配體外圓的靜壓分布。對比圖9和圖5可知，靜壓的分布得到改善，沒有明顯的變化，壓力波動很小。

圖10(a)是上推力軸承靜壓數據極坐標圖。此圖與圖6(a)相比，包含上部平滑密封環和下部肋結構密封環的設計變更，減小了壓力脈動的振幅。

圖10 新結構靜壓數據極坐標圖

圖10(b)是下推力軸承靜壓數據極坐標圖。此圖與圖6(b)相比，壓力脈動的振幅同樣減小了。從下推力軸承圖中明顯看出，壓力變化的值大大減小，對應6個推力瓦塊，產生了6個葉片型式的主要特征。沿周向有較小振幅的壓力脈動，總體上說，整個流場是更穩定的。

圖11是新結構推力盤/下飛輪裝配體外圓面與推力套筒內圓面之間的虛擬的中間面上軸向速度彩圖。速度坐標也被限定在±1m/s之間，優化模型基本上全部流向下推力軸承，逆流很少。由此結果可知新設計改進了流場分布。

圖11 軸向速度圖

3.3 摩擦損耗與試驗結果

水摩擦損耗占了屏蔽電機總損耗中很大的一部分(約15%～40%)。損耗主要由轉子部件的直徑和長度、轉速和內循環流速決定。新密封環導致旋轉部件和固定部件的空間尺寸變小，損耗值將發生變化。2015年5月15日至6月4號對大型水潤滑推力軸承試驗臺進行了試驗，流量計選用西門子公司的電磁流量計mag5000系列，溫度傳感器選用美國百納公司的Pt100，電渦流位移傳感器選用美國本特利公司的3300系列，各數據如表1所示,新結構密封環試驗臺穩定性測試結果均有下降，新密封環結構損耗計算值與試壓結果誤差為2.12%。

表1 原結構與新結構損耗、振動對比表

3.4 內部流動分析

圖12 速度流線圖

由圖12可知，推力瓦塊間隙內流動由推力盤表面驅動，產向旋渦，且凈流動在上推力軸承向外、在下推力軸承向內，推力盤外側的流場主要受切向速度控制。

根據文獻[2]，標準k-ε模型邊界層網格須控制y+值大小在30～500，圖13顯示下飛輪旋轉表面y+值滿足要求。

圖13 Yplus分布圖

圖14顯示下飛輪旋轉外表面帶動下，旋轉的流體撞擊在固定密封環內，使凹槽迎流體的一邊區域壓力明顯升高。

圖14 軸承套筒凹槽處壓力分布云圖

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

圖15 下飛輪區域切向速度圖

4 結語

本文對兩種不同結構的推力軸承套筒流動區域分別進行了瞬態計算，計算結果表明，采用推力軸承套筒新密封環的下飛輪區域流場流動更加穩定平順，壓力脈動幅值波動降低，逆流現象基本消失，上、下推力軸承受到的擾動明顯減少，有利于轉子的平穩運行。同時新密封結構導致損耗增加，電機設計是可以允許這些參數在小范圍內變化。

[1] 廣東核電培訓中心.900MW壓水堆核電站系統與設備[M].北京：原子能出版社,2006.

[2] 王福軍.計算流體動力學分析[M].北京：清華大學出版社,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

國家重大專項資助項目(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；畢業于上海大學流體力學專業，現主要研究流體機械的設計，泵水力、電機內部流動分析及試驗方面的研究.

2017-01-15