于 博,陳 強(qiáng)，姚正軍，賀成龍，肖業(yè)夫

(1.廣西防城港核電有限公司，廣西 防城港 538000；2.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215000)

核電廠化學(xué)和容積控制系統(tǒng)(RCV)是與核安全相關(guān)的重要系統(tǒng)之一，該系統(tǒng)有一回路容積控制、化學(xué)控制和反應(yīng)性控制三種主要功能，其次還有為主泵提供軸封水，為穩(wěn)壓器提供輔助噴淋水和一回路處于單相時(shí)控制壓力、參與一回路充水、排氣和水壓試驗(yàn)等輔助功能。RCV系統(tǒng)有3臺(tái)并聯(lián)的上充泵，正常運(yùn)行時(shí)，一臺(tái)熱備用，另兩臺(tái)機(jī)械連鎖相互切換使用，上充泵的主要功能為上充功能、密封水注入功能、高壓安全注入功能[1]。

鑒于同型號(hào)上充泵非驅(qū)動(dòng)端軸承室油封漏油問題，某核電廠1、2號(hào)機(jī)組共6臺(tái)上充泵非驅(qū)動(dòng)端軸承室進(jìn)行了改造，但改造后上充泵的油環(huán)路多個(gè)區(qū)域開始冒油霧，油霧冷凝后導(dǎo)致現(xiàn)場(chǎng)油污嚴(yán)重。油霧現(xiàn)象產(chǎn)生原因不明確，可能影響設(shè)備運(yùn)行的安全可靠性，需要對(duì)其開展研究分析。

1 上充泵結(jié)構(gòu)

核電廠上充泵組由6.6 kV驅(qū)動(dòng)電機(jī)、增速齒輪箱、泵等組成。該泵為臥式單殼單向多級(jí)離心泵，主要由葉輪、導(dǎo)葉、中段、泵軸、機(jī)械密封、軸承、平衡鼓、泵殼和泵蓋等零部件組成，采用全抽芯包設(shè)計(jì)，可以在無(wú)需拆卸泵管路和電動(dòng)機(jī)連接的情況下整體抽出，便于維修，泵體技術(shù)參數(shù)如表1，結(jié)構(gòu)如圖1所示。

表1 上充泵的主要技術(shù)參數(shù)Table 1 Main technical parameters of the charging pump

圖1 上充泵泵體剖面圖Fig.1 Sectional view of the pump body of the charging pump

2 原因分析

根本原因分析方法(RCA)，是一種結(jié)構(gòu)化的問題處理方法，常用于醫(yī)療、航空、核電等高風(fēng)險(xiǎn)領(lǐng)域解決各類復(fù)雜問題。針對(duì)某核電廠上充泵油環(huán)路冒油霧技術(shù)問題，利用設(shè)備根本原因分析方法(ERCA)構(gòu)建的技術(shù)分析路線如圖2所示。

圖2 技術(shù)分析路線Fig.2 Technical analysis route

2.1 軸承室改造簡(jiǎn)介

上充泵非驅(qū)動(dòng)端軸承室原始采用接觸式油封，但該油封隨著運(yùn)行時(shí)間增長(zhǎng)磨損量加大泄漏量不斷加大，改造后新油封采取非接觸式設(shè)計(jì)。但非接觸式油封需要穩(wěn)定的低油位，為此新非驅(qū)動(dòng)端軸承室增設(shè)了油浮子減少潤(rùn)滑油總量以減少油液熱脹冷縮，并增設(shè)了溢流板，降低回油管高度，使油位穩(wěn)定在恒定值。

為了優(yōu)化非接觸式油封之前的油循環(huán)，車削了泵側(cè)軸承室端蓋。另外，由于非接觸式油封存在間隙，為防止負(fù)壓漏油，在扇側(cè)風(fēng)扇處增加風(fēng)扇擋板，總體改造部位對(duì)比如圖3、圖4所示(橘黃色標(biāo)記的為新增部件，淺藍(lán)色的為需修改部件)。

2.2 油霧產(chǎn)量影響因素分析

(1)可能的故障模式

上充泵油循環(huán)系統(tǒng)采用美孚DTE系列渦輪機(jī)/循環(huán)系統(tǒng)油(中級(jí)) ISO VG 46 ，該型號(hào)潤(rùn)滑油為礦物質(zhì)潤(rùn)滑油，基礎(chǔ)油為石油分餾的混合物，主要由鏈烷烴，環(huán)烷烴/芳香烴等烴類與少部分非烴類物質(zhì)組成，占比90%以上，其余為添加劑。根據(jù)文獻(xiàn)[2]至[4]，影響礦物質(zhì)潤(rùn)滑油油霧產(chǎn)量的主要有4個(gè)因素：

1)高溫——當(dāng)潤(rùn)滑油吸收熱量使其達(dá)到蒸發(fā)溫度，潤(rùn)滑油開始蒸發(fā)；

2)濺射——油液沖擊高速轉(zhuǎn)動(dòng)軸承，被擊碎成小顆粒油滴形成油霧,機(jī)械能轉(zhuǎn)化成表面能；

3)高氣流吹掃——高速氣流可直接將油液吹散成油霧，波動(dòng)的油液面與空氣交互作用大也可產(chǎn)生油霧；

4)蒸發(fā)的水蒸氣夾帶油液——潤(rùn)滑油中水分含量高，水蒸氣蒸發(fā)時(shí)可夾帶一部分油滴，產(chǎn)生油霧現(xiàn)象。

上述故障模式中，氣流吹掃需要外部高速氣流進(jìn)入，但風(fēng)扇側(cè)為負(fù)壓區(qū)，軸承室油霧逸出，說(shuō)明內(nèi)部壓力大于外部，所以該故障模式可以直接排除。又因現(xiàn)場(chǎng)定期對(duì)油液進(jìn)行化驗(yàn)，水分含量均未見異常，所以蒸發(fā)的水蒸氣夾帶油液也可直接排除。高溫、濺射兩個(gè)故障模式需結(jié)合上充泵實(shí)際運(yùn)行情況、軸承室結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、以及有限元模擬分析等給出證據(jù)加以判斷。

(2)軸承產(chǎn)熱分析

現(xiàn)場(chǎng)使用紅外熱成像儀尋找熱點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)軸承室上方溫度略高于下方，但冒油霧位置非熱點(diǎn)區(qū)域，如圖5所示。上方溫度高是由于風(fēng)扇風(fēng)沿軸承室表面波紋片向上流動(dòng)，上方冷卻不佳。

圖5 上充泵非驅(qū)動(dòng)端軸承室熱點(diǎn)分析Fig.5 Hot spot analysis of the bearing chamber of the non-driven end of the charging pump

調(diào)查首次大修前后上充泵非驅(qū)動(dòng)軸承實(shí)際運(yùn)行溫度如表2所示，1號(hào)機(jī)組2號(hào)上充泵改造前后非驅(qū)動(dòng)端軸承運(yùn)行溫度未有明顯變化。在環(huán)境溫度較低時(shí)，改造后軸承實(shí)際運(yùn)行溫度還要低于改造前。補(bǔ)充調(diào)查發(fā)現(xiàn)2號(hào)機(jī)組3號(hào)上充泵泵房溫度最低，非驅(qū)動(dòng)端推力軸承溫度僅有66 ℃左右，遠(yuǎn)低于1機(jī)組各泵改造前軸承溫度，但仍有油霧不斷逸出，以上證據(jù)表明上充泵非驅(qū)動(dòng)端軸承室改造后，上充泵油環(huán)路冒油霧現(xiàn)象與軸承運(yùn)行溫度無(wú)關(guān)。

軸承室熱量主要來(lái)源于軸承運(yùn)行過程中摩擦生熱，而最終溫度取決于產(chǎn)熱量大小和散熱情況。其中，軸承室散熱面積未變化，泵轉(zhuǎn)速未變，風(fēng)扇冷卻能力未減弱。軸承產(chǎn)熱主要取決于軸承受力情況。上充泵改造后，泵體內(nèi)部部件未更換，軸承所受徑向力大小未變化。影響軸承軸向力的因素比較復(fù)雜，軸向力受泵運(yùn)行流量、泵內(nèi)部間隙等因素影響，隨著系統(tǒng)流量切換以及長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行后內(nèi)部部件磨損量加大，軸承軸向力會(huì)發(fā)生一定改變。但首次大修結(jié)束，上充泵運(yùn)行后油環(huán)路馬上出現(xiàn)冒油霧現(xiàn)象，軸承內(nèi)部部件大修后未經(jīng)歷長(zhǎng)時(shí)間碰磨，即軸向力未出現(xiàn)顯著變化，軸承受力變化導(dǎo)致軸承溫度變化可能性較小。綜上所述，油霧現(xiàn)象由溫度異常引起可能性較低。

表2 1號(hào)機(jī)組2號(hào)上充泵改造前后非驅(qū)動(dòng)端軸承運(yùn)行溫度Table 2 Operating temperature of the non-drive end bearing before and afterthe modification of the No.2 charging pump of Unit 1

(3)建模計(jì)算分析(結(jié)構(gòu)、油量)

由于上充泵非驅(qū)動(dòng)端軸承室改造后，多個(gè)部件均有改動(dòng)，逐一分析無(wú)法準(zhǔn)確確認(rèn)主要影響因素，因此需利用有限元技術(shù)進(jìn)行模擬分析。因已排除溫度因素影響，此次模擬主要針對(duì)結(jié)構(gòu)、油量變化因素進(jìn)行模擬分析。使用有限元分析軟件ANSYS，并采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)的方法對(duì)模型進(jìn)行的數(shù)值模擬。

1)幾何模型及網(wǎng)格劃分

計(jì)算區(qū)域?yàn)檩S承室內(nèi)空間區(qū)域，即流體存在區(qū)域，包括液體空間和氣體空間。鑒于幾何模型的復(fù)雜性，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)流體域進(jìn)行離散，網(wǎng)格如圖6所示，對(duì)軸承座內(nèi)部流體域、噴嘴出口、下通管出口附近網(wǎng)格進(jìn)行局部加密處理，總節(jié)點(diǎn)數(shù)約60萬(wàn)，保證網(wǎng)格 skewness小于0.9。

圖6 非驅(qū)動(dòng)端軸承室?guī)缀文Ｐ图熬W(wǎng)格Fig.6 Geometric model and grid of non-driven end bearing chamber

2)邊界條件及計(jì)算模型

采用適用于不可壓縮流基于壓力非定常計(jì)算方法，考慮重力影響，邊界條件列舉如下：

①介質(zhì)為空氣和虛擬滑油(密度870 kg/m3，粘度為0.035 kg/ms)；

②多相流模型為兩相歐拉模型；

③湍流模型采用：RNGKE模型，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理；

④壓力速度耦合求解；

⑤主軸轉(zhuǎn)速4657 r/min；

⑥進(jìn)口：質(zhì)量流量進(jìn)口邊界，單個(gè)噴管流量2 m3/min。

計(jì)算采用兩相流模型-歐拉模型，歐拉模型是多相流中最復(fù)雜的多相流模型，也稱雙流體模型，計(jì)算將連續(xù)相和分散相視為連續(xù)的一體，對(duì)每一相都建立動(dòng)量方程和連續(xù)性方程，通過壓力和相間交換系數(shù)的耦合來(lái)計(jì)算求解[5]。把油和氣體看成兩種流體，空間各點(diǎn)都有這兩種流體各自不同的速度、溫度和密度，這些流體其存在同一空間并相互滲透，但各有不同的體積分?jǐn)?shù)，相互間有滑移。計(jì)算出來(lái)的油霧部分來(lái)自于兩相之間的相互滲透，部分來(lái)自于油霧攪拌、破碎之后和空氣的混合[6-8]。

3)模型分析

改造前后的非驅(qū)動(dòng)端軸承室油位具有如下特征，如圖7所示。

①在軸承旋轉(zhuǎn)作用影響，改造前后軸承均可將軸承室底部潤(rùn)滑油卷起；

②改造前軸承座下半部大部分浸沒在液面下，改造后油位明顯降低；

③新型軸承室油液面波動(dòng)增大，紊流程度大增大了油與空氣的接觸面積。

從5%的體積分?jǐn)?shù)來(lái)表征油霧的產(chǎn)生情況，如圖8所示，可看出改造后的非驅(qū)動(dòng)端軸承室油霧量明顯增多。從整體特征看，油霧主要產(chǎn)生在液面附近和軸承室內(nèi)部，靠近泵側(cè)和遠(yuǎn)離泵側(cè)的油霧產(chǎn)生情況基本一致，在重力作用下，靠近頂部濃度相對(duì)較低，靠近液位濃度相對(duì)高。

圖7 改造前后軸承室計(jì)算液面Fig.7 Calculation of the liquid level of the bearing chamber before and after transformation

圖8 改造前后軸承室5%體積分?jǐn)?shù)油霧表征Fig.8 Characterization of 5% volume fraction oil mist in the bearing chamber before and after transformation

改造前后的非驅(qū)動(dòng)端軸承室軸切面圖，如圖9所示，可看出，油霧(淺顏色)主要產(chǎn)生在軸承部位，并沿著下通管向下流動(dòng)。改造前的非驅(qū)動(dòng)端軸承室油霧量較少，軸承旋轉(zhuǎn)時(shí)帶起大量油液，碰撞產(chǎn)生的油霧可直接被吸收，通向下通關(guān)的油霧量也會(huì)減少。另外，軸承室油量多，油霧從下通管出來(lái)后被液態(tài)油大量吸收。

改造后的非驅(qū)動(dòng)端軸承室由于液位較低，油液卷起來(lái)的少，軸承處產(chǎn)生的油霧無(wú)法被吸收，油霧量相對(duì)偏多。并且由于軸承室內(nèi)液態(tài)油量少，油霧不能被完全吸收，可以向上流動(dòng)到達(dá)液面。

圖9 改造前后非驅(qū)動(dòng)端軸承室切面圖Fig.9 Cross-sectional view of the non-drive end bearing chamber before and after transformation

4)主要影響因素分析

通過對(duì)改造前后非驅(qū)動(dòng)端軸承室油霧狀態(tài)對(duì)比分析，可知改造后的非驅(qū)動(dòng)端軸承室相比改造前油霧量顯著增加，但仍無(wú)法確實(shí)主要影響因素。為此，嘗試將新軸承室油位提高到與軸承室相同位置，觀察油霧產(chǎn)生情況。

如圖10所示，軸承室油位提高后，油液紊流狀況減弱，軸承運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)可帶起大量油液，油霧產(chǎn)生量也顯著減少(5%體積分?jǐn)?shù)的油霧表征)。但相比改造前非驅(qū)動(dòng)端軸承室，油霧量還是有所增多。

觀察軸承室垂直軸切面的濃度云圖，如圖11所示?？煽闯鲇捎谝何桓哂谳S承，液態(tài)潤(rùn)滑油從通過重力作用和滾柱產(chǎn)生的離心力作用被泵入軸承，并繞軸旋轉(zhuǎn)，軸承座內(nèi)油霧被吸收，進(jìn)入下通管的油霧相比低油位時(shí)明顯減少。從下通管出來(lái)的油霧再次被液態(tài)油吸收，但由于總油量仍比改造前軸承室油量少，部分油霧仍可到達(dá)油液面。

對(duì)比分析可知，潤(rùn)滑油油位與總油量均對(duì)此次上充泵油環(huán)路冒油霧現(xiàn)象造成影響。

圖10 改造后軸承室油位提高后油霧情況Fig.10 Oil mist after the oil level in the bearing chamber is improved

圖11 改造后軸承室提高油位后切面圖Fig.11 Cross-sectional view of the bearing chamber after improving the oil level

3 分析與小結(jié)

3.1 故障模式評(píng)估

針對(duì)核電廠上充泵油環(huán)路冒油霧事件，結(jié)合上充泵實(shí)際運(yùn)行溫度情況、軸承室結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、以及有限元模擬分析結(jié)果對(duì)相關(guān)故障模式可能性給出評(píng)估，可能的故障模式分析如表3所示。通過故障模式分析可知，油位降低軸承卷起的液態(tài)油量少，來(lái)油管噴在軸承上的油飛濺程度增加，油霧產(chǎn)量增多、油液面波動(dòng)大與空氣交互作用大使油霧產(chǎn)生量進(jìn)一步增加。又因?yàn)榭傆土可?，使改造后的非?qū)動(dòng)端軸承室液態(tài)潤(rùn)滑油吸收油霧量相比改造前明顯減少，導(dǎo)致總油霧量增加。

3.2 事件與原因因素圖

通過對(duì)故障模式的綜合分析，構(gòu)建事件與原因因素圖重現(xiàn)故障情景，如圖12所示，并由事件與原因因素圖確認(rèn)導(dǎo)致本事件發(fā)生的直接原因與根本原因。

表3 上充泵油環(huán)路冒油霧可能的故障模式分析表Table 3 Analysis of possible failure modes of the oil mist from the oil loop of the charging pump

上充泵非驅(qū)動(dòng)端軸承室改造設(shè)計(jì)考慮不充分，為配合新油封設(shè)計(jì)，對(duì)整個(gè)非驅(qū)動(dòng)端軸承室做了設(shè)計(jì)更改。軸承室油位降低后軸承處油液飛濺增加，使油霧產(chǎn)生量增加。又因?yàn)榭傆土繙p少使油霧吸收量減少，使油霧總量相比改造前軸承室顯著增加。

4 結(jié)束語(yǔ)

通過利用設(shè)備根本原因分析方法，對(duì)核電廠上充泵油環(huán)路冒油霧問題進(jìn)行了根本原因分析，并結(jié)合有限元模擬計(jì)算分析等手段確認(rèn)了油霧現(xiàn)象物理機(jī)理，得出根本原因?yàn)楦脑鞎r(shí)設(shè)計(jì)考慮不充分，軸承室油位降低總油量減少后，油霧產(chǎn)生量增加吸收量減少。上充泵油環(huán)路冒油霧根本原因的確定，為上充泵的運(yùn)行安全及油霧消除方案的制定提供了重要參考。

事件調(diào)查過程中，利用系統(tǒng)化、邏輯化、規(guī)范化的方法尋找問題切入點(diǎn)，充分利用RCA各類分析技術(shù)，并結(jié)合專業(yè)的技術(shù)手段可有效的找到事件根本原因，以防止同類事件再次發(fā)生。