大亚湾核电运营管理有限责任公司 广东省深圳市 518124
摘要：某核电厂在执行二拖一应急柴油发电机组满功率试验时，柴油机负荷达到5.4MW满功率平台10分钟后，其中一台柴油机润滑油温快速上涨至接近90℃，超过70℃＜T＜89℃的运行要求，立即降功率并停运柴油机。为分析柴油机散热能力不足的原因，现场创采用了红外测温及管壁温度实时采集技术，并对大量试验数据进行关联分析，确认该事件的主要原因为柴油机厂房外部空间狭窄，柴油机风冷却器出口热风回流至进口，导致风冷器冷却不良，柴油机入口冷却水温偏高造成润滑油温度高。电厂对该柴油发电机厂房进行改造，在进风口和出风口之间增加隔离墙后，阻止了热风回流，试验验证效果良好，柴油机热力循环参数超标问题得以彻底解决。
关键词：热力循环；参数偏差；热风回流；数据采集；挡风墙
前言
某核电厂应急柴油发电机组为二拖一柴油发电机，即由两台相同的柴油机分别布置在发电机两侧带动发电机进行发电，为便于论述，将两台柴油机分别标识为001MO和002MO。
某次停机检修后，在执行柴油发电机组满功率鉴定试验时，柴油发电机组功率达到5.4MW满功率平台10分钟后，其中一台柴油机 002MO润滑油温快速上涨至接近90℃，超过运行要求（70℃＜T＜89℃），立即降功率并停运柴油机。由于相关参数偏差直接导致柴油机不可用，机组无法上行及并网发电。
针对该问题，电厂采取了系统性的分析，找到了原因，并最终通过土建结构改进消除了缺陷。
1 数据采集
由于柴油机系统温度测量数据有限，项目组通过红外测温及管壁温度实时采集技术，获取了大量的数据，为原因分析及后续方案效果验证提供了重要依据。
如下图所示，将温度采集仪贴于管道表面，从而获取了大量温度实时数据。
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图1 温度测量仪
2 热力循环模型分析
根据系统介绍，将柴油机的传热循环简化为如下模型：将柴油机整体看作为一个恒定热源（功率稳定后，热工参数稳定），由润滑油及冷却水冷却，润滑油系统通过热交换器由冷却水系统进行冷却，吸收柴油机本体热量和润滑油系统热量的冷却水会合后经由温度控制阀分配后，进入风冷器由空气散热，见图2。风冷器分别由四台电机直接驱动的轴流风机强制冷却，每台风机功率15kW，转速1450rpm，排风量为14.8m3/s。
发动机热量传递
根据图2 可知，柴油机的热量主要依靠润滑油及冷却水进行冷却，不考虑传热损失的情况下，可得：
Qe=Qw+Qo
Qe ——柴油机发热量；
QW——冷却水吸热量；
QO——润滑油吸热量.
根据传热学定律：
Q=C∙M∙∆T
Q ——热量；
M——流量；
ΔT——温度增量.
即：
Qe=CW∙MW∙∆TW+CO∙MO∙∆TO
Co——润滑油比热； Cw——冷却水比热
Mo——润滑油流量； Mw——冷却水流量
ΔTo——润滑油温升； ΔTw——冷却水温升
由于柴油机冷却水系统为封闭式系统，系统循环动力为离心式水泵，其流量MW取决于水泵的扬程（压力）及系统管阻特性，如下图3；在之前的停机检修中，冷却水系统完成了油水热交换器的清洗，并完成了系统的冲洗工作，因此可认为系统的管组特性与原设计保持相当水平。此外根据现场检测的系统压力参数与历史水平相同。因此，可认为系统冷却水流量MW为常数。
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图2 柴油机传热循环简化模型
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图3 离心泵特性曲线
柴油机润滑油系统的循环动力为齿轮油泵，其流量Mo主要取决于系统管阻特性或系统压力。根据现场检测的系统压力参数与历史水平相同。因此，可认为系统润滑流量Mo为常数。
在不考虑介质比热容随温度变化情况下，即：CW、MW为定量。可得：
Qe∝∆TW∙∆TO
表1 现场采集的系统参数
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根据采集的现场系统参数，可得2014.06进行的磨合过程中：
ΔTW1≈ΔTW2≈11℃
ΔTo1≈ΔTo2≈20℃
因此：
Qe1≈Qe2
即：001柴油机（001MO）与002柴油机(002MO)的运转部件的发热量相当。
考虑到在以往多次的同功率平台下，ΔTW的增幅均维持在11℃左右，因此可认为：柴油机各部件的运转状态正常。
油水热交换器的热量传递
每台柴油机有两台油水热交换器，通过冷却水对润滑油进行冷却。将001MO的热交换器定义为150EX和151EX，将001MO的热交换器定义为650EX和651EX。
对于同一热交换器而言，换热效率主要取决于工作介质的比热、流量及温升的变化。因此，在忽略工作介质的比热变化情况下，由公式：
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Co——润滑油比热； Cw——冷却水比热
Mo——润滑油流量； Mw——冷却水流量
ΔTo——润滑油温升； ΔTw——冷却水温升
在不考虑流量损失及比热容随温度变化的条件下，近似可得各换热器的传热效率，如下表：
表2 油水热交换器进出口参数
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由上表可得，150EX与651EX的传热效率相当，而151EX与650EX的传热效率相当。根据系统布置，150EX/651EX及151/650EX分别布置在柴油机厂房的内外侧。计算结果与四台热交换器在厂房中布置相同。
风冷器的热量传递
对于翅片式热交换器，根据能量守恒定律，换热方程式为：
Q=Cw∙Mw∙∆Tw=k∙Ca∙Ma∙∆Ta
Ca——空气比热； Cw——冷却水比热
Ma——空气流量； Mw——冷却水流量
∆Ta——空气温升； ∆Tw——冷却水温升
k——传热系数
表3 风冷器进出口参数
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由换热方程式可得001/002柴油机（001/002MO）冷却水温升为：
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根据现场布局及冷却风机的实际运行电流一致性的情况，假设空气流量恒定；即Ma为常数。不考虑介质比热容随温度的变化情况，即Ca/Cw为常数；
可得：
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因此：
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即：
001/002柴油机（001/002MO）冷却水流量与001/002MO的风冷器的传热系数成正比。
由于在此次停机检修中温控阀的定值已完成校验，可理解为温控阀的开度随着柴油机冷却水温度的变化而正常响应。在柴油机满功率运行条件下，柴油机温控阀全开。根据3.1的推论，001/002MO柴油机冷却水流量Mw为常数。可得：
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即：001/002MO的风冷器的传热系数相同。
外部因素分析
通过热力循环模型分析，两台发动机001MO和002MO产热、油水热交换器传热及风冷器传热不存在差异。但是002MO相比001MO基准温度偏高，项目组将原因聚焦到可能的厂房布置因素上。该应急柴油机的外部空间狭窄，风冷器厂房对面有厂房阻挡，同时风冷器厂房出口人字型百叶窗的导流作用，使得风冷器出口的热风可能会回流至风冷器进风口，导致风冷器冷却效果下降明显，冷却水温和润滑油温均偏高。
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图4 柴油机风冷器厂房环境，排风回流示意图
如图5，通过红外测温可以看出，进气格栅从上至下存在明显的温度分布差异，进一步证明热风回流现象真实存在。
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图5 进气格栅处红外测温图
在确定上述原因后，电厂在风冷器出风口搭建挡风棚（如图6），阻止热风回流后，上述问题得到解决，进一步佐证了之前的原因分析。
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图6 柴油机厂房外挡风棚示意图
综上所述，根本原因为柴油机厂房的外部空间狭窄，001/2MO出口热风被风冷器冷却风机再次吸入风冷器，导致环境温度升高，风冷器冷却效率降低，冷却水温度升高，润滑油温度跟随升高，使其接近上限值或超过上限值。
4 改造实施
在确定了根本原因后，电厂通过在该柴油发电机组风冷器出风口搭建挡风棚的临时手段，阻止热风回流，使问题得到了解决。最终措施则为对柴油发电机厂房进行改造，在进风口和出风口之间增加隔离墙，阻止热风回流。
4.1改造方案
在低跨屋面靠近女儿墙部位新增轻钢围护结构作为隔离墙，钢柱脚通过后浇混凝土基础与原屋面板相连。钢结构顶部距离低跨屋面结构板高度约为4米，柱距约4米。考虑导流作用，钢柱上部设置长约0.5m的导流板，柱基础内侧设置为斜面。钢柱和钢梁均采用型钢，钢梁和支撑的设计标高满足人员通行要求。增加的隔离墙抗震设防烈度为8度，地震荷载为安全停堆地震SSE；风荷载：厂坪标高（按珠江高程7.5米考虑）以上10米高处3秒阵风风速为62.8 m/s，风机出风口平均风速4.2m/s。施工图纸和竣工照片如下：
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立面图
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剖面图
图7 施工图纸
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竣工后内侧立面照片 竣工后外侧立面照片
图8 竣工照片
4.2安全分析
4.2.1新增挡风墙对原柴油机厂房地基和基础的影响
新增钢结构的总重量为10.77吨（含挡风板6.43吨，挡风板保守取值按100Kg/m2计算），DA厂房的总重量约为47000吨，增加的隔离墙质量占原有柴油机厂房质量的百分比约为0.028%。因此增加隔离墙对原DA地基和基础没有影响。
4.2.2新增挡风墙对L1DA原屋面承载力的影响
通过对厂房承载力影响分析，增加隔离墙后对+16.5m标高屋面板来说，所产生轴拉力最为不利，产生的最大水平轴拉力为111.91KN，竖向力为118.69 KN，计算结果表明此水平轴向力产生的附加钢筋的配筋率为0.1%。同理,对于+11.5m标高屋面板最大水平轴向拉力为70.01KN，竖向力为155.624KN。其水平轴向拉力小于上部屋面板处的拉力值。在两个标高屋面产生的竖向拉力远小于屋面自重产生的轴向压力，因此均不会对原有结构产生影响。
4.2.3新增部分对整个结构物刚度和沉降变形的影响
通过对厂房刚度和沉降变形影响分析，增加的隔离墙的总重量约占DA厂房总重量的0.028%。增加隔离墙对原结构的总地震力几乎没有影响，因而对整个结构物的刚度和沉降变形也没有影响。
龙卷风和地震作用对结构的影响：计算主要考虑恒载、风荷载、龙卷风荷载及地震作用，并按《核电厂核安全有关的钢结构设计标准》进行工况组合，对隔离钢结构的强度、稳定性和变形进行验算，满足相关规范要求。
——恒载：恒载包括结构构件自重及附属物自重（夹芯钢板自重）；
——风荷载：按100年一遇距地面10米高处3秒阵风最大风速确定。大亚湾厂址百年一遇的极大风速为62.8m/s；风机出风口平均风速4.2m/s；
——龙卷风荷载：设计基准龙卷风参数按ANS2.3—1983确定；
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——SSE地震作用：采用反应谱法计算。增加的隔离墙在SSE地震作用下的变形满足建筑抗震设计规范对结构变形验算的要求。本结构的承载力控制工况为风荷载作用，SSE地震下不起控制作用，计算结果表明风荷载作用下的结构变形为6.3mm, 地震作用下的结构变形仅为1.5mm。因此增加隔离墙在SSE地震作用下不会对屋面及其上系统产生破坏影响。