电厂密封油串流问题探索及解决策略

罗 威，熊 鹏，卢 琳

（华能武汉发电有限责任公司，湖北武汉 430415）

0 引言

国产亚临界300 MW 机组发电机通常采用氢气作为冷却介质[1]，氢气纯度是制约发电机安全经济运行的重要因素。研究结果[2-8]表明，发电机氢气纯度降低，一方面将造成发电机绕组绝缘下降，严重威胁发电机的安全；另一方面将影响冷却效果，氢气纯度每下降1%，通风损耗及转子摩擦损耗将增加11%，也将直接影响发电机运行效率。

某电厂运行中出现有氢气纯度变化率较大的问题，通过检查发现，导致氢气纯度变化的主要因素为密封瓦空氢两侧出现油路串流现象，氢侧密封油箱出现大量补油，油中空气在发电机中析出，因而降低了发电机内氢气纯度。本文结合流体的热对流稳定性理论分析与密封瓦空氢两侧密封油实际运行的特征参数，探索了密封油空氢侧油温差对串流的影响规律，旨在提出最佳运行策略，将发电机氢气纯度控制在合格的范围内。

1 基本情况

1.1 系统简介

某电厂300 MW 机组发电机为哈尔滨电机厂生产制造的QFSN-300-2 型发电机[9]，采用双流环式轴封（密封瓦）形式（图1）。密封瓦内有2 个环形供油槽，形成了2 道油流，供油槽内的油压始终高于发电机内的氢气压力，防止氢气从发电机内部逸出（图2）。这2 道密封油流由独立的2 套油源分别供给，靠近发电机内部氢气侧的油流由氢侧交流油泵提供，靠近大气和空气接触的油流由空侧交流油泵提供。密封油系统的氢侧油沿着大轴朝发电机内侧流动，空侧油沿着大轴朝外部轴承一侧流动。密封瓦供油槽之间的油压通过外部不间断的调节，保证其提供的油源之间相对平衡，且维持油压高于发电机内部氢气压力0.084±0.01 MPa。

图1 双流环式轴封（密封瓦）

图2 密封油系统

2 热对流稳定性计算

2.1 气体分压定律

1801 年约翰.道尔顿提出理想气体分压定律[10-13]：混合气体中某组分气体对器壁所施加的压力叫做该组分气体的分压。对于理想气体来说，某组分气体的分压力等于在相同温度下该组分气体单独占有与混合气体相同体积时所产生的压力。混合气体的总压等于混合气体中各组分气体的分压之和，某组分气体的分压大小则等于其单独占有与气体混合物相同体积时所产生的压强。

密封油系统空侧油源来自于主机润滑油系统，油中含有大量空气，当空侧密封油泵出口补油进入氢侧油系统时，发电机内部空气分压变化导致析出，空气进入发电机，这是氢气纯度下降的原因。

2.2 流量平衡分析

密封油系统中，两端空侧回油与轴承回油管道上，设计有U形气封管，可以排除主机润滑油系统泄漏影响。在主机润滑油箱液位维持不变的前提下，发电机密封油系统为封闭内循环系统。试验时，密封油系统氢侧密封油箱液位基本保持不变，底部排油门关闭，检查发现系统管道无外漏，发电机底部排油门无油液排出，根据流量守恒关系，即可通过测量空侧交流油泵出口向氢侧密封油箱补油量Sb来确定发电机两端氢侧向空侧串流量Sc的大小。

其中，Sc为氢侧串流量；Sk为空侧向氢油箱补油量；S1为氢侧交流油泵出口流量；S2为空侧交流油泵出口流量；Sh为氢侧密封瓦进油量；Sk为空侧密封瓦进油量；Shz为氢侧系统泄漏量（含再循环量）；Skz为空侧系统泄漏量（含再循环量）；ΔV 为氢侧油箱下降量；ΔS 为氢侧油箱下降截面积（20 mm），油箱直径R=800 mm、L=2890 mm。

以空侧进油温度50 ℃，氢侧进油温度55 ℃为例，补油管流量Sb测量为1.49 L/min；氢侧油箱10 min 下降量ΔV 计算值为1.618 L/min，两者基本相当。

2.3 稳定性计算

1900 年H.贝纳尔研究流体受热不均匀时的稳定问题[9-13]，当液体上下面温差不大时，热量通过传导方式自下向上传递，液体保持静止；当温差达到某值时，液体因静平衡失稳而开始流动，流场呈规则的胞状结构，每一胞状结构中，流体自中心至边缘形成环流。这种流体的稳定性取决于瑞利数，随着瑞利数增大，胞状结构可以再次失稳而形成新结构，直至规则结构消失。

在纯粹自然对流中，浮动导致的流动强度可用瑞利数Ra判定：

其中，g 为重力加速度；β 为液体的体积膨胀系数；k 为热导率；v 为运动粘性系数；d 为液体层厚度；ΔT 为液体上下面温差绝对值。

瑞利数＜108，浮动驱动的对流流体呈层流；瑞利数为108～1010 时，流体呈层流与湍流的过渡阶段；瑞利数＞1010，流体呈湍流。

密封瓦氢侧45°进油，沿轴向氢气侧流动，空侧中部进油，沿轴向空气侧流动，在氢侧密封瓦中间段，空侧密封油与氢侧密封接触，因两侧油温差引起热对流。密封瓦空氢侧油膜厚度近似于密封瓦安装间隙，取平均值0.2 mm，根据自然对流中理想瑞利数 判定，可计算出：①当空氢侧油温差ΔT＜1.9 ℃时，空氢侧油呈层流状态，基本无串流现象；②当空氢侧油温差1.9 ℃＜ΔT＜18.4 ℃时，呈层流与湍流过渡阶段，部分油量进行交换；③当空氢侧油温差ΔT＞18.4 ℃时，呈湍流状态，空氢侧油在氢侧密封瓦接触面大量交换。因油膜厚度较薄，此处计算忽略表面张力对热对流稳定性的影响。

3 油系统变温差试验及结果分析

3.1 试验边界

表1 为试验密封油系统空氢两侧设计边界参数。试验中将运行偏差控制在±20%范围内，维持氢侧交流油泵运行、空侧交流油泵运行。此工况下，空侧密封油压高于氢侧密封油压4 kPa，调端密封油压高于励端密封油压21/21 kPa。

表1 试验密封油系统空氢两侧设计边界参数

3.2 变温差试验

变温差试验时，通过改变空氢侧进油温度，得到空氢两侧密封油不同温差边界。在不同温差边界下，得到了氢气纯度的变化率：①现场试验发现，当空侧进油温度36 ℃、氢侧进油温度39 ℃、温差ΔT=3 ℃时，氢侧密封油箱自动补排油门为室温，基本无串流现象，氢气纯度72 h 变化率在±0.2%范围内；②当空侧进油温度50 ℃、氢侧进油温度55 ℃、温差ΔT=5 ℃时，氢侧密封油箱自动补油门开启，串流试验10 min 油箱油位下降20 mm，氢气纯度24 h 变化率0.5%；③当空侧进油温度49 ℃、氢侧进油温度60 ℃、温差ΔT=11 ℃时，氢侧密封油箱自动补油门开启，串流试验10 min 油箱油位下降60 mm，氢气纯度16 h 变化率1%。

空氢侧进油温差与串流量及氢气纯度的变化关系试验数据显示：当空氢侧进油温度差3 ℃＜ΔT＜5 ℃时，密封瓦内空氢侧串流量较小，发电机内氢气纯度基本无变化；当空氢侧进油温差ΔT＞11 ℃时，密封瓦内空氢侧串流量较大，氢侧密封油箱大量补油，影响发电机内氢气纯度（图3，图4）。通过控制空氢侧进油温差ΔT，可维持氢气纯度在合格范围内，减少发电机氢气充放频次。

图3 空氢侧进油温差与串流量的关系

图4 空氢侧进油温差与氢气纯度变化率的关系

对比变温差试验数据与理想流体瑞利数理值论关于串流区范围的计算结果可以看出，试验数据与理想流体瑞利数计算结果略有偏差，主要影响因素为密封油压力导致的密封油强制流动（图5）。后续工作中将根据多组试验数据，探索经验修正系数，将空氢侧进油温差ΔT 精确到较小范围，建立更为精准的数据模型。

图5 试验值与理论值对比

4 结论与展望

本文结合流体的热对流稳定性理论分析与密封瓦空氢两侧密封油实际运行的特征参数，探索了密封油空氢侧油温差对串流的影响规律，得出以下主要结论：

（1）通过分析，导致本次氢气纯度变化率较大问题的主要因素为密封瓦空氢两侧出现油路串流。油路串流后，氢侧密封油箱出现大量补油，油中空气在发电机中析出，因而降低了发电机内氢气纯度。

（2）油膜热对流稳定性理论计算分析发现，随着空氢两侧油温差的增加，串流现象显著增强，这是因为流动过程将逐渐从层流向湍流过渡，热质交换逐渐加剧。当空氢侧油温差ΔT＜1.9 ℃时，基本无串流；当空氢侧油温差1.9 ℃＜ΔT＜18.4 ℃时，有部分油量进行交换；当空氢侧油温差ΔT＞18.4 ℃时，空氢两侧油在氢侧密封瓦接触面大量交换。

（3）通过改变空氢两侧密封油进油温度，进行了空氢两侧密封油不同温差边界下的运行试验，变温差的试验表明：与理论计算分析相似，当空氢两侧油温差的较小时，基本无串流现象，因此发电机内氢气纯度基本不降低，而当空氢两侧油温差的ΔT＞11 ℃时，将严重影响发电机内氢气纯度。建议在实际运行中，通过控制空氢两侧进油温差满足ΔT＜5 ℃，以将氢气纯度维持在合格范围内。

（4）理论分析与试验结果的转戾点的计算存在有一定的偏差值，这主要是由于现场工况的变化，无法精确地定义理论计算与现场实际调节的温差导致的串流量；同时鉴于现场人工调节，手段限制，无法将空氢侧进油温差的影响数据化，无法实现量化关系曲线。加快密封油系统自动化程度，可有效改善试验工况，更深入地探索密封油空氢侧油温差与氢气纯度的关系。