核電廠汽輪機滑油冷卻器新結(jié)構(gòu)性能研究

楊建鋒， 王秋旺

(1．上海核工程研究設(shè)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(jié)構(gòu)性能研究

楊建鋒1， 王秋旺2

(1．上海核工程研究設(shè)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(tǒng)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(xù)螺旋折流板管殼式滑油冷卻器. 采用Realizablek-ε湍流模型結(jié)合標準壁面函數(shù)的方法,對比分析了弓形折流板管殼式以及單、雙層連續(xù)螺旋折流板管殼式滑油冷卻器的殼側(cè)流線分布及傳熱和阻力性能. 結(jié)果表明：與弓形折流板相比，連續(xù)螺旋折流板殼側(cè)不存在流動死區(qū)，殼側(cè)傳熱系數(shù)有所增大，壓降有所降低，綜合性能顯著提高；雙層連續(xù)螺旋折流板的殼側(cè)傳熱系數(shù)介于弓形折流板和單層連續(xù)螺旋折流板之間，壓降最低，綜合性能與單層連續(xù)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(shù)值模擬

汽輪機是核電廠實現(xiàn)核釋熱能向電能轉(zhuǎn)換的關(guān)鍵設(shè)備之一，是將蒸汽的熱能轉(zhuǎn)換成機械能的動力機械，其主要是在熱力發(fā)電廠中作為帶動發(fā)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(shè)備.潤滑系統(tǒng)便是一種附屬設(shè)備，主要作用是為汽輪機、發(fā)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(tǒng)主要由油泵、油箱、過濾器、滑油冷卻器等部件以及相關(guān)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(zhuǎn)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(fā)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(nèi)，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(shè)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(diào)節(jié)出口冷卻水量來達到控制潤滑油溫度的目的.

國內(nèi)外學者采用理論分析、實驗研究和數(shù)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(zhì)，一般涂在換熱管外側(cè)，因此研究的焦點主要集中在滑油冷卻器的殼側(cè)結(jié)構(gòu).目前，工業(yè)中廣泛采用的管殼式滑油冷卻器殼側(cè)結(jié)構(gòu)為弓形折流板管殼式結(jié)構(gòu)[3-6].這種滑油冷卻器使殼側(cè)流體以近似于Z字形流動，通過提高殼側(cè)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(zhuǎn)折性改變，導致產(chǎn)生高壓損、高泵功；(2) 弓形折流板后存在流動死區(qū)，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(xù)螺旋折流板等改進型結(jié)構(gòu)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(xù)螺旋折流板管殼式滑油冷卻器[7].

筆者采用商業(yè)軟件Fluent對連續(xù)螺旋折流板管殼式滑油冷卻器的殼側(cè)流動特性進行了數(shù)值模擬，在此基礎(chǔ)上提出一種新型雙層連續(xù)螺旋折流板結(jié)構(gòu)，對弓形折流板管殼式結(jié)構(gòu)、單層連續(xù)螺旋折流板結(jié)構(gòu)和雙層連續(xù)螺旋折流板結(jié)構(gòu)進行對比，同時研究了雙層連續(xù)螺旋折流板結(jié)構(gòu)的參數(shù)，定量表明這些參數(shù)對殼側(cè)傳熱和阻力性能的影響.

1 單層/雙層連續(xù)螺旋折流板結(jié)構(gòu)

連續(xù)螺旋曲面是實現(xiàn)螺旋折流板管殼式滑油冷卻器殼側(cè)流動的理想結(jié)構(gòu)，與弓形折流板管上流體的殼側(cè)Z字形流動完全不同，螺旋流動在軸向漸進式連續(xù)緩慢變化，管束主流區(qū)不存在流動死區(qū)，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(xù)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(xù)螺旋折流板管束.

圖1 單周期連續(xù)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(xù)螺旋折流板滑油冷卻器上流體的殼側(cè)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(xù)螺旋折流板結(jié)構(gòu)，如圖3所示，該結(jié)構(gòu)在殼側(cè)引入復雜流場，降低了殼側(cè)阻力，提高了綜合性能.

圖2 單層連續(xù)螺旋折流板殼側(cè)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(xù)螺旋折流板結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure of the two-layer continuous helical baffle

2 物理模型及數(shù)值方法

2.1 計算模型

雙層連續(xù)螺旋折流板結(jié)構(gòu)的特點主要有：連續(xù)螺旋折流板分為內(nèi)層連續(xù)螺旋折流板和外層連續(xù)螺旋折流板，內(nèi)、外層之間沒有使用套管進行分隔，外層連續(xù)螺旋折流板沿著冷卻器軸心線方向每升高一個螺距，內(nèi)層連續(xù)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(xù)螺旋折流板(CH-STHX)和雙層連續(xù)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(shù)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(shù)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(wěn)態(tài)不可壓縮無內(nèi)熱源工況，為準確地模擬螺旋流動，采用Realizablek-ε湍流模型結(jié)合標準壁面函數(shù)的方法.殼側(cè)進口邊界條件為速度進口，進口溫度25 ℃.殼側(cè)出口邊界條件為充分發(fā)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(wǎng)格獨立性與數(shù)值方法驗證

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

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

圖6 傳熱系數(shù)和壓降的模擬結(jié)果與計算結(jié)果的對比

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

3 結(jié)果與分析

3.1 殼側(cè)流線

圖7給出了SG-STHX、CH-STHX和CH&CH-CSSP-STHX-1 3種折流板結(jié)構(gòu)對應的流線圖.從圖7(a)可以看出，弓形折流板殼側(cè)流體呈Z字形流動，即反混流，轉(zhuǎn)折區(qū)域存在低速回流區(qū)，即流動死區(qū).圖7(b)表明單層連續(xù)螺旋折流板殼側(cè)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(qū).圖7(c)中雙層連續(xù)螺旋折流板殼側(cè)流體形成復雜流場.由雙層連續(xù)螺旋折流板殼體進口進入的流體，一部分在外層連續(xù)螺旋折流板組成的螺旋通道內(nèi)進行螺旋運動，外螺旋折流板迎風側(cè)的流體沖入內(nèi)螺旋折流板背風側(cè).在內(nèi)、外螺旋折流板交錯位置及外螺旋折流板內(nèi)緣的流體，部分進入內(nèi)螺旋區(qū)域，在內(nèi)螺旋折流板作用下進行螺旋運動；內(nèi)螺旋迎風側(cè)的流體直接沖刷外螺旋折流板的背風側(cè)，并且在內(nèi)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(cè)流線圖Fig.7 Shell-side streamlines of the three baffles

3.2 殼側(cè)傳熱和阻力性能分析

圖8和圖9分別給出了殼側(cè)傳熱系數(shù)和壓降隨質(zhì)量流量的變化關(guān)系. 從圖8可以看出，隨著質(zhì)量流量的增大，殼側(cè)傳熱系數(shù)隨之增大；相同質(zhì)量流量下，雙層連續(xù)螺旋折流板的傳熱系數(shù)比弓形折流板的傳熱系數(shù)大4.2%，但比單層連續(xù)螺旋折流板的傳熱系數(shù)小7.8%.從圖9可以看出，隨著質(zhì)量流量的增大，殼側(cè)壓降逐漸升高；相同質(zhì)量流量下，雙層連續(xù)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(xù)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(shù)隨質(zhì)量流量的變化. 從圖10可以看出，隨著質(zhì)量流量的增大，單位壓降傳熱系數(shù)逐漸減??；相同質(zhì)量流量下，雙層連續(xù)螺旋折流板的單位壓降傳熱系數(shù)比弓形折流板的單位壓降傳熱系數(shù)高39.7%，比單層連續(xù)螺旋折流板的單位壓降傳熱系數(shù)高6.1%.

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

圖8 殼側(cè)傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流量的變化Fig.8 Shell-side heat-transfer coefficient vs. mass flow rate

圖9 殼側(cè)壓降隨質(zhì)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(shù)隨質(zhì)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(xù)螺旋折流板管殼式滑油冷卻器經(jīng)過國內(nèi)權(quán)威機構(gòu)的檢測，檢測裝置如圖12所示，結(jié)果見圖13.需要強調(diào)的是，傳熱系數(shù)提高的程度與設(shè)計參數(shù)有關(guān)，經(jīng)過優(yōu)化之后的傳熱系數(shù)可以達到較高的數(shù)值. 檢測結(jié)果顯示，相同壓降下傳熱系數(shù)平均提高20%左右.檢測結(jié)果驗證了計算流體力學軟件模擬結(jié)果的準確性.

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

圖12 雙層連續(xù)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(jié)果Fig.13 Test results

3.4 內(nèi)、外層螺距及內(nèi)層投影圓直徑的影響

雙層連續(xù)螺旋折流板的最大特點是包含了內(nèi)層連續(xù)螺旋折流板和外層連續(xù)螺旋折流板，兩層之間不同幾何尺寸關(guān)系會對殼側(cè)流場產(chǎn)生重大影響.在保持其他幾何結(jié)構(gòu)和尺寸一致的情況下，研究內(nèi)層連續(xù)螺旋折流板的螺距和投影圓直徑對冷卻器傳熱系數(shù)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(xù)螺旋折流板螺距(簡稱外層螺距)Hb1=85 mm，內(nèi)層連續(xù)螺旋折流板螺距(簡稱內(nèi)層螺距)Hb2=42.5 mm，即外層折流板升高1個螺距，內(nèi)層折流板升高2個螺距. 保持外層螺距不變，內(nèi)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(nèi)層連續(xù)螺旋折流板的投影圓直徑D2=77 mm，保持其他參數(shù)不變，將投影圓直徑D2變?yōu)?17.5 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(shù)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(jié)構(gòu)和網(wǎng)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(xù)螺旋折流板模型的幾何結(jié)構(gòu)和網(wǎng)格劃分Fig.14 Geometry structures and mesh generations of four two-layer continuous helical baffles

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

圖16給出了內(nèi)層連續(xù)螺旋折流板投影圓直徑對傳熱系數(shù)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(shù)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(xù)螺旋折流板的作用有所減弱，使得傳熱系數(shù)和阻力減小，但內(nèi)層連續(xù)螺旋折流板的作用卻增強，使得傳熱系數(shù)和阻力增大，兩者此消彼長，在所計算的模型中，出現(xiàn)傳熱系數(shù)和壓降均基本不變的情況.

(a) 傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流量的變化

(b) 壓降隨質(zhì)量流量的變化圖15 內(nèi)層連續(xù)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(shù)隨質(zhì)量流量的變化

(b) 壓降隨質(zhì)量流量的變化圖16 內(nèi)層連續(xù)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(shù)和阻力性能的影響.從圖17可以看出，在內(nèi)層連續(xù)螺旋折流板不變的情況下，外層螺距變大，外層連續(xù)螺旋折流板的塊數(shù)減少，使得相同流量下的殼側(cè)流速明顯降低，從而使滑油冷卻器的傳熱系數(shù)減小36.3%、壓降降低38.9%.因此，外層連續(xù)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(shù)隨質(zhì)量流量的變化

(b) 壓降隨質(zhì)量流量的變化圖17 外層連續(xù)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(jié) 論

(1)雙層連續(xù)螺旋折流板管殼式滑油冷卻器使流體在殼側(cè)產(chǎn)生復雜流場，保持了單層連續(xù)螺旋折流板的優(yōu)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(xù)螺旋折流板殼側(cè)傳熱系數(shù)更大，壓降更低，綜合性能更好，且單、雙層連續(xù)螺旋折流板性能相當.

(3)內(nèi)、外層連續(xù)螺旋折流板的螺距對殼側(cè)傳熱系數(shù)和阻力性能有較大影響，可根據(jù)需要調(diào)節(jié)螺距，內(nèi)層連續(xù)螺旋折流板投影圓直徑對傳熱系數(shù)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(shù)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

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