抽水蓄能機組導軸承甩油迷宮環(huán)密封特性探討

樓 勇， 張 書 友， 曾 輝， 萬 晶 宇， 馮 波， 李 冬 冬， 王 青 華

(1.上海明華電力技術工程有限公司，上海 200090； 2.華東天荒坪抽水蓄能有限責任公司，浙江 安吉 313302)

0 引 言

某抽水蓄能機組為三相立軸懸式空冷可逆式同步電機，單機容量300 MW，轉速500 rpm。發(fā)電機推力軸承布置在上機架上油槽中，與布置在同一機架下方的上導軸承共用上機架，下導軸承布置在下機架中心體內。上、下導軸承共同承受各種運行工況下徑向力和磁拉力[1，2]。采用稀油潤滑的滑動軸承，多數(shù)情況要受甩油問題的困擾[3，4]。大港水電站2號機組曾出現(xiàn)上導軸承甩油導致運行液位明顯下降的現(xiàn)象，嚴重影響電站安全運行，后采取加裝圓弧形擋油環(huán)等措施后甩油現(xiàn)象得到抑制[5-7]。揚州第二發(fā)電有限責任公司的立式循環(huán)泵1B機組推力軸承也曾發(fā)生嚴重甩油，造成機組不能正常運行，后通過增加擋油圈的高度才消除了甩油現(xiàn)象[3]。二灘水電站首次運行時，甩油量達1.07 kg/h，下導軸承油位下降40 mm仍甩油不止，最終通過加裝甩油密封環(huán)與直角擋油環(huán)解決甩油問題[8]。廣蓄B廠機組每運行350 h，上導軸承至少出現(xiàn)一次油位低警報，每次需補油80 L，經過三次試驗確定增加新型擋油環(huán)的解決方案[9，10]。甩油對機組的安全運行極其不利，嚴重時會發(fā)生軸瓦燒毀事故，引起機組不正常停機，影響到電站的經濟效益，國內外大多根據(jù)工程經驗解決機組故障，很少采用計算流體力學的方法對甩油現(xiàn)象的成因與抑制措施進行研究。

1 導軸承建模

1.1 導軸承的結構

某抽蓄導軸承軸瓦采用分塊扇形巴氏合金材料，稀油潤滑筒式瓦、軸承雙向旋轉設計，用自身泵進行油循環(huán)。與國內常規(guī)設計相比，導軸承除浸油高度低外，還有一個顯著的特點即內擋油圈頂面與靜止液位高度差低，分別為77 mm、82 mm，而一般均要求大于200 mm。廠家要求現(xiàn)場安裝時內擋油圈與大軸同心度調整相對較嚴(不大于0.25 mm)，但機組實際運行后上、下導軸承油槽均出現(xiàn)甩油現(xiàn)象[1]。為此，廠家專門在上、下導軸承內擋油圈上分別安裝了密封環(huán)，裝在靜止液位以下20 mm處，來抑制甩油現(xiàn)象。

1.2 VOF模型

VOF模型對每一相流體引入一個體積分數(shù)函數(shù)，在每個控制單元中，所有相的體積分數(shù)的和為1。如果第q相流體的體積分數(shù)記為αq，那么就會出現(xiàn)三種情況αq= 0表示第q相流體在單元中是空的；αq= 1表示第q相流體在單元中是充滿的；0 <αq< 1表示單元中既包含第q相流體也包含其他相流體[11，12]。

計算中只有空氣和潤滑油兩相，設控制單元中油的體積分數(shù)為α1，空氣相體積分數(shù)為α2，則有:

α1+α2=1

(1)

1.3 計算模型

基于導軸承特殊裝配結構，對不影響軸領部位流場或旋轉后液位高低的不必要結構進行簡化，例如油盆側面底部凸臺、遠離軸領擾動部位的冷卻器及導軸承間隙等。用連通大氣的穩(wěn)壓管代替冷卻器部位的復雜結構，對凸臺和軸承間隙等部位采用抹平和替代等方法簡化。

圖1為化簡后計算模型示意圖。圖中a、c處與大氣連通，模擬穩(wěn)壓管。d和e處為靜止液面，靜止液位以下均為ISO 46號潤滑油。b處為臨界液面，當潤滑油液位超過b處液位時發(fā)生甩油現(xiàn)象。f處為軸領旋轉壁面，轉動中心為g。圖中除密封環(huán)頂部與靜止液面間距h(h=20 mm為設計高度)外，均為固定值。

圖1 計算模型示意圖

軸領附近高速旋轉的潤滑油在離心力與偏心泵的作用下，造成液位劇烈波動，擋油密封環(huán)起阻隔作用，有效降低潤滑油液位波動高度。假設環(huán)形油盆中心與主軸中心重合忽略偏心泵作用，研究密封環(huán)安裝位置對液位高度的影響，圖2給出了密封環(huán)示意圖。表1給出了密封環(huán)幾何安裝尺寸。

1.4 網格劃分

網格劃分是CFD計算中的重要環(huán)節(jié)，網格質量和布置的合理性對計算精確性和收斂速度具有很大影響。為提高計算精度，采用二維結構化網格，并對流動變化劇烈的齒頂處進行適當加密。筆者采用壁面函數(shù)法將壁面的物理量與湍流核心區(qū)聯(lián)系，并將y+值控制在30～150區(qū)間范圍內，網格數(shù)據(jù)共計約1.2萬。

圖2 密封環(huán)結構示意圖

表1 密封幾何與安裝位置尺寸

1.5 計算工況設置

筆者采用VOF模型，設定空氣為主項，ISO 46號潤滑油為次項，因油盆容量較大，且在冷卻器的作用下，盆內潤滑油溫度不會發(fā)生劇烈變化，此處假設潤滑油溫度恒定為38 ℃。計算采用湍流模型k-ε，湍流強度5%，壁面設置為絕熱光滑無滑移壁面，軸領壁面為轉動壁面，轉速為額定工況500 rpm，時間步長為0.1 ms。計算前設定初始狀態(tài)下潤滑油項在計算域內所占比例，計算采用非定常方法，用PISO算法對速度-壓力的耦合方程進行求解。待液位不隨時間變化后，即可認為流場接近于長時間運行的穩(wěn)定狀態(tài)。

2 計算結果分析

2.1 甩油動態(tài)特性

圖3給出了液位隨時間動態(tài)變化情況，密封間隙與安裝位置為導軸承設計值Cr=2。圖中截取兩個時刻(t=0.3 s、0.9 s)觀察不同時刻油盆內液位狀態(tài)。在粘性力的作用下軸領帶動潤滑油高速旋轉，在離心力的作用下，軸領壁面處潤滑油液位陡升至軸領頂端，呈柱狀。隨時間推移，上升油柱寬度不斷增加(t>0.9 s后基本穩(wěn)定)并有甩出油盆的趨勢。

(a)t=0.3 s

(b)t=0.9 s圖3 液位動態(tài)變化

2.2 密封間隙對甩油的抑制作用

圖4給出了液位高度隨密封間隙變化圖。選取不同密封間隙Cr=1、3 mm，密封安裝高度h取20 mm與實際工況吻合。對比不同密封間隙對甩油的抑制效果。從圖4中可以看出，密封間隙為取1 mm時上升液柱寬度相對其他工況較窄，通過間隙可以抑制甩油。結合圖4與圖3計算結果可得，當密封間隙為Cr≥2 mm時，密封間隙的變化對液位幾乎不產生影響，密封間隙的變化對甩油的抑制效果并不明顯。

(a)Cr=1 mm

(b)Cr=3 mm圖4 液位高度隨密封間隙變化

(a)h=30 mm

(b)h=10 mm圖5 液位高度隨密封安裝高度變化

2.3 密封安裝高度對甩油的抑制作用

圖5給出了液位高度隨密封安裝高度變化情況。計算工況選取不同密封安裝高度，密封間隙Cr取2 mm與實際工況吻合，對比不同密封安裝高度對甩油的抑制效果。其中h=30 mm為最低安裝位置，每種工況間隔20 mm。圖5表明，隨密封安裝高度的增加，上升液柱寬度有減小趨勢，對甩油現(xiàn)象具有抑制作用。

3 結 語

抽蓄機組導軸承甩油會造成潤滑油浪費并對定子與轉子繞組造成污染，加速絕緣材料的老化，且甩油嚴重時，使得潤滑油液位過低，瓦溫升高過快，可能導致干摩擦而引發(fā)燒瓦事故。筆者基于VOF模型，采用計算流體力學方法對抑制甩油的關鍵部件，即甩油迷宮密封環(huán)特性進行研究，計算模擬甩油過程，得到液位動態(tài)變化特性，并得出密封間隙與密封環(huán)安裝位置對液位的影響規(guī)律。減小密封間隙可抑制導軸承甩油現(xiàn)象，僅在密封間隙小于2 mm時有效。提高密封環(huán)安裝高度，對抑制甩油效果明顯，但當密封環(huán)下端上升至靜止油位以上，繼續(xù)提高安裝高度其抑制效果將不再提升。調節(jié)甩油迷宮環(huán)間隙與安裝高度完全可抑制導軸承甩油現(xiàn)象，研究成果可為導軸承優(yōu)化設計與維護提供指導。