某水下熱動(dòng)力系統熱爆事故的潤滑失效原因分析

2005年5月潤滑與密封May 2005第3期(總第169期)LUBRICATION ENGINEERINGNo. 3( serial No. 169)某水下熱動(dòng)力系統熱爆事故的潤滑失效原因分析羅凱黨建軍王育才(西北工業(yè)大學(xué)航海學(xué)院西安710072)摘要:針對某水下熱動(dòng)力系統換速試驗中多次出現的旋轉燃燒室頭部的熱爆事故,基于流體力學(xué)、傳熱學(xué)以及數值計算的理論和方法,充分考慮了密封環(huán)節在整個(gè)系統中的工作環(huán)境變化,給出了一種關(guān)于旋轉密封失效原因的工程分析方法。得出以下主要結論:(1)緩慢的系統升速過(guò)程不會(huì )引起摩擦面處溫度的超調,系統的安全性可以得到保證;(2)過(guò)快的系統升速過(guò)程會(huì )造成摩擦面處的溫度超調,超調量隨換速過(guò)程的加快而增大,且較大幅度的溫度超調會(huì )造成潤滑失效,從而引發(fā)熱爆事故。根據以上分析將系統過(guò)渡過(guò)程放慢,熱爆事故得以有效地避免,多次熱車(chē)試驗證明了文中理+論和分析的正確性。分析方法和采取的措施已經(jīng)應用于工程實(shí)踐。關(guān)鍵詞:潤滑;旋轉密封;失效分析中圖分類(lèi)號:TH17.3文獻標識碼:A文章編號:0254-0150(2005)3-074-4Analysis on Lubrication Failure Reason of Explosion Incidentin Underwater Engine System TestsLuo Kai Dang Jianjun Wang YucaiCollege of Marine Engineering, Northwestem Polytechnical University, Xi'an 710072, China)Abstract: Aimed at the explosion incidents of rolling combustion chamber head happened in the rotating rate changitests of an underwater engine system, by considering the changing of work condition for the sealing subassembly, an engineering method for analyzing the reasons of rotating sealing failure was put forward based on hydrodynamics, principles ofheat transfer and numerical calculation method. Sosuch as. 1. slovprocess of engine system does not make the temperature of friction surface overshoot and the system can work in securi-ty. 2. Too fast rate increasing makes the temperature overshoot. The overshooting increases when the rotating increasingprocess is expedited. The big amplitude of temperature overshooting can make lubrication failure happen and make the explosion incident happened. The result of engineering practice shows when postponing the rotating increasing process basedclusionssion incident is avoidedKeywords: lubrication; rotating sealing; failure analysis旋轉燃燒室具有體積小、重量輕、燃燒效率高等旋轉燃燒室頭部霧化噴嘴前的液體燃料旋轉密封突出優(yōu)點(diǎn),在國內外現役和在研的現代水下熱動(dòng)力系結構如圖1所示。統中獲得了廣泛應用。使用該類(lèi)燃燒室的一個(gè)關(guān)鍵技燃料通道內的高壓燃料作用在硬質(zhì)合金靜環(huán)上,術(shù)是霧化噴嘴前高壓區燃料的旋轉密封問(wèn)題。由于空靜環(huán)兩側承壓面積不同,于是產(chǎn)生壓緊力使得靜環(huán)和間小、介質(zhì)易燃、壓強高,其工作條件相當惡劣。動(dòng)環(huán)緊密貼合,該壓緊力正某設備在使用旋轉燃燒室熱動(dòng)力系統的研制過(guò)程比例于通道內的壓強。靜環(huán)MSSAS中,多次出現系統變速過(guò)程中燃燒室頭部熱爆的嚴重的冷卻由其周?chē)囊后w燃料事故,成為了研制工作的最大障礙。本文作者從系統來(lái)完成,石墨動(dòng)環(huán)的冷卻則的角度,側重工程應用,獲得了該事故發(fā)生時(shí)的外部主要靠其外側、右側冷卻水條件,將事故的發(fā)生點(diǎn)鎖定在了旋轉密封處,分析了道中的冷卻海水和內側的燃此處潤滑失效的原因。根據分析結論調整了系統的換料來(lái)完成速過(guò)程,消除了潤滑失效的外部條件,成功地避免了該熱動(dòng)力系統使用高能熱爆事故的發(fā)生。1旋轉密封的工作條件的主中國煤化工燃料通道2.靜環(huán)所示CNMHG動(dòng)環(huán)4冷卻水道霧化噴嘴收稿日期:2004-04-27燃料的閃點(diǎn)、燃點(diǎn)和點(diǎn)火壓圖1密封結構示意圖聯(lián)系人:羅凱,E-mail:Lucky@163.net2005年第3期羅凱等:某水下熱動(dòng)力系統熱爆事故的潤滑失效原因分析75強都不高,存在液體狀態(tài)下著(zhù)火爆炸的可能性。密封間隙,t為時(shí)間。表10TTO2的特性上式左側兩項分別為q和r方向的壓差流動(dòng),右動(dòng)力粘度/(Pa8)0.004402側為楔效應和擠壓效應。比熱容/(kkg2K-)1.884燃點(diǎn)/K求解這個(gè)非穩態(tài)偏微分方程的解析解是不容易表面張力/(N·m2)0.0345最小點(diǎn)火壓強/Ma0.8的,而且還需要流體介質(zhì)的諸多性質(zhì)參數,諸如粘度該旋轉密封結構的穩定工作范圍取決于系統的工溫度特性、熱膨脹特性、熱效壓力等。由于液體燃料況變動(dòng)范圍,其最高轉速為200 r/min,最高壓強為不是常用的油液,獲得這些參數要做大量的工作,所30 MPa以這些理論不容易操作。無(wú)論是高速制狀態(tài)(轉速高、壓強高)抑或是在機械密封的工程實(shí)踐中,常常僅需考慮流體摩低速制狀態(tài)(轉速低、壓強低),只要是穩態(tài)運行,擦與固體摩擦相結合的混合摩擦情況,這種處理方法系統均是安全的。然而,在系統變速過(guò)程中卻多次發(fā)可滿(mǎn)足工程需要,實(shí)踐證明是可行的生了熱爆事故,暗示著(zhù)事故的發(fā)生與系統的動(dòng)態(tài)過(guò)程由于F,小于F,其不足部分應由固體壁面的直有關(guān)。接接觸來(lái)承載,定義固體壁面的直接接觸力為F,改造前系統的變速過(guò)程則很快,其高壓區壓強的時(shí)間F=F-F(4)變化過(guò)渡過(guò)程如圖2所示由于動(dòng)環(huán)為內外直徑差很小的窄環(huán),可以用環(huán)平(關(guān)于此問(wèn)題的詳細論述見(jiàn)文均直徑處的運動(dòng)線(xiàn)速度描述整個(gè)環(huán)的線(xiàn)速度,根據動(dòng)獻[1]),在此僅指出,該壓靜兩環(huán)的材質(zhì)和表面加工精度,可以估計純固體摩擦強超調隨換速過(guò)程的加快而的摩擦因數∫,所以此處混合摩擦的摩擦損耗功率N增大。本文作者認為爆炸點(diǎn)為在旋轉密封處,以下從工程應用的角度對此問(wèn)題進(jìn)行分圖2壓強時(shí)間曲線(xiàn)N=F后u(5)析式中:a為動(dòng)環(huán)旋轉角速度。2摩擦功率損耗分析對于此處的流體摩擦部分,可以將問(wèn)題簡(jiǎn)化為自鑒于此處的密封結構,設動(dòng)、靜兩環(huán)的貼合面為燃料通道向外界流動(dòng)的純壓差流以及動(dòng)環(huán)旋轉引起平行平面,則該處液壓支承的液壓反力F,為2:純剪切流純壓差流部分的泄漏量即可認為是整個(gè)密封處的F,=2m0m)(泄漏量。由于環(huán)內外徑相差較小,可認為密封寬度為式中:P為燃料通道壓強,r1和r2分別為動(dòng)環(huán)的內、丌(n+r2),密封長(cháng)度為n2-n,于是泄漏量q為外半徑。)8而該密封結構處的負載力F1為9=n(+(6)F,=T(r-p純壓差流部分的摩擦損耗功率N。為:經(jīng)計算可知,F,僅為F的一半左右,所以此處N(7)的摩擦狀態(tài)應為半液體摩擦,這符合通常的設計準則。半液體摩擦的特性表現為流體摩擦和邊界摩擦的對于純剪切流部分,以環(huán)平均直徑處的運動(dòng)線(xiàn)速混合,在載荷過(guò)大時(shí)還可能導致吸附膜破裂而產(chǎn)生固度描述整個(gè)環(huán)的線(xiàn)速度,可得純剪切流部分的摩擦損體直接接觸的固體摩擦。對于這類(lèi)問(wèn)題的研究還不夠耗功率N為充分,假設和理論也比較多,其中基于格魯別也夫的(r1+n2)(r2-r1)(8)熱流體動(dòng)力楔理論比較合理。流體動(dòng)壓楔效應可由N雷諾方程反映,使用柱坐標來(lái)描述,有:根據計算,N比N,高兩個(gè)數量級,而N比N1/B2亞)0高一個(gè)數量級,泄漏量甚微?？梢?jiàn)固體摩擦占據了摩擦副為中國煤化工關(guān)于流體摩擦的分rUa(∞6),,0(6)(3)析是氣CNMHG量所占份額很小而不會(huì )造成過(guò)大的分析誤差。同時(shí),由于泄漏量太小,式中:p為燃料的密度,μ為燃料的動(dòng)力粘度,δ為無(wú)法有效地帶走損耗功率,所以該發(fā)熱量主要通過(guò)76閏滑與密封總第169期個(gè)環(huán)散發(fā)到周?chē)睦鋮s介質(zhì)之中。對應初始低速制狀態(tài),直線(xiàn)4則對應終了高速制狀3摩擦溫升分析態(tài)。圖3中為過(guò)余溫度,穩態(tài)情況下僅是位置的函假設摩擦面處存在一個(gè)熱源,其發(fā)熱功率約為數,而坐標x的原點(diǎn)建立在摩擦面處,方向指向冷卻N,結合式(1)、(2)、(4)、(5),可得到表面,兩個(gè)環(huán)的坐標方向相反。N,=ym"2{-如果系統的變速過(guò)程比傳2n(n2/r1)熱過(guò)程緩慢,即其燃料通道壓該熱源的發(fā)熱功率正比例于燃料通道的壓強和系強和轉速的變化都較慢,根據統轉速之積式(9)可知其摩擦面處的熱設通過(guò)靜環(huán)導出的熱流量為Q,通過(guò)動(dòng)環(huán)導出源發(fā)熱功率的增長(cháng)也較慢,于的熱流量為Qn,則存在關(guān)系:是可用準穩態(tài)過(guò)程來(lái)描述過(guò)余N,=Q+Q(10)溫度的變化過(guò)程。隨著(zhù)系統轉設滿(mǎn)足連續性條件,這一假設是合理的,這個(gè)假設將過(guò)余溫度從直線(xiàn)1開(kāi)始,經(jīng)過(guò)圖3過(guò)余遇度時(shí)間線(xiàn)成為該傳熱問(wèn)題的定解條件之直線(xiàn)2、3等一系列過(guò)程,最終到達直線(xiàn)4所描述的穩為了揭示問(wèn)題的本質(zhì),將此三維傳熱問(wèn)題簡(jiǎn)化為態(tài)過(guò)程。該慢速過(guò)渡過(guò)程的特征是摩擦面處的過(guò)余溫沿兩環(huán)軸向方向的一維傳熱問(wèn)題,根據傅立葉定律,度不發(fā)生超調現象,所以如果燃料介質(zhì)在高速穩態(tài)下可以得到兩環(huán)的傳熱量。在穩態(tài)情況下,摩擦面處的不發(fā)生汽化或點(diǎn)燃,則在此慢速過(guò)渡過(guò)程中也不會(huì )出熱源發(fā)熱量為常數,兩環(huán)的溫度分布也不再隨時(shí)間而現潤滑失效的現象。變化,熱源的發(fā)熱量全部傳遞給了冷卻液,所以沿導而如果系統的變速過(guò)程很快,即如圖2所描述的熱方向的溫度梯度必為常數。定義過(guò)余溫度θ。為環(huán)情形,則其摩擦面處的熱源發(fā)熱功率增長(cháng)很快,且還的溫度與周?chē)鋮s液溫度之差,于是得到關(guān)系:存在相當量值的超調。對于該非穩態(tài)傳熱問(wèn)題,應使Q.=A.k,60用非穩態(tài)導熱微分方程來(lái)描述,對于任意一個(gè)環(huán),Q。=Ankn(12)均有關(guān)系式中:A,、A分別為靜、動(dòng)環(huán)傳熱通道的截面積,66(x,t)a26(x,t)(0≤x≤L,t>0)(17)為摩擦面處的過(guò)余溫度,而兩環(huán)的傳熱系數k,、k分別為:式中:a為熱擴散率,且有:A/(pc)a(13)c為環(huán)材質(zhì)的比熱容。而式(17)的定解條件應為以下三式(14)(x,0)=6(0,0)0(L,0)-6(0,0)(19)式中:λ,、λ。分別為靜、動(dòng)環(huán)材料的導熱系數,L、L分別為靜、動(dòng)環(huán)材料的軸向尺寸,a,、an分別為9(t)=-A9(x,l)靜、動(dòng)環(huán)與冷卻液之間的對流換熱系數。由于冷卻液的流動(dòng)速度很高、紊流程度很強,可以認為a、anae(L, t)=-h為常數,所以?xún)森h(huán)的k,、k也是常數。式(19)為初始條件,即為圖3中直線(xiàn)1所描述以摩擦面積作為環(huán)傳熱通道的截面積,考慮式的環(huán)內過(guò)余溫度分布;式(20)為摩擦面處的邊界(10),得到關(guān)系q=(k,+kn)6(15)條件,其中熱流密度q()應根據系統的壓強、轉速式中:q為熱流密度,且有:過(guò)渡過(guò)程以及式(9)來(lái)確定,應當注意此處的熱流9=N/A,=q(16)密度是導入某一環(huán)的熱流密度,與式(15)中的qq、qn分別為通過(guò)靜、動(dòng)環(huán)的導熱量。不同,它對應的是q或qn;而式(21)為冷卻表面處的邊界條件,由于冷卻液流量很大,此處可以假設中國煤化工過(guò)程的初始狀態(tài)(低速制)和終了狀態(tài)(高速制),CNMHG問(wèn)題,如果是第三類(lèi)兩環(huán)沿軸向的過(guò)余溫度分布如圖3所示,圖中直線(xiàn)1邊界條件,常用分離變量方法求得解析解,但是該類(lèi)解無(wú)法滿(mǎn)足本問(wèn)題的定解條件,求解該偏微分方程的2005年第3期羅凱等:某水下熱動(dòng)力系統熱爆事故的潤滑失效原因分析解析解是困難的,可以采用數值解法,例如采用時(shí)出解決問(wèn)題的途徑,即:放慢系統換速過(guò)程,減小燃間步長(cháng)Δ、空間步長(cháng)Δx,將環(huán)軸向長(cháng)度分成N等料通道的壓強超調,使得摩擦面處的溫度不發(fā)生超調份,使用有限差分方法來(lái)求解在產(chǎn)品的改造中,將控制換速過(guò)程的流量調節閥的換2a△速過(guò)程由原來(lái)的類(lèi)似階躍動(dòng)作改造為斜坡動(dòng)作,拉長(cháng)6+1+bm1)+je.(22)換速時(shí)間,經(jīng)過(guò)大量熱車(chē)試驗證明改進(jìn)后系統的安全以及定解條件為:性得到了保證。4結論(23)介紹了一種關(guān)于旋轉密封失效原因的工程分析方法,充分考慮了密封環(huán)節在整個(gè)系統中的工作環(huán)境變(24)化,盡管分析中做了諸多簡(jiǎn)化,但是并不妨礙得出以下結論:(1)摩擦面處的發(fā)熱功率隨燃料通道內的a△x+A(25)壓強升高而升高,隨系統轉速的升高而升高;(2)對于過(guò)余溫度分布隨時(shí)間變化的過(guò)渡過(guò)程,重點(diǎn)緩慢的系統升速過(guò)程不會(huì )引起摩擦面處溫度的超調,要考慮的是摩擦面處的溫度變化,其隨時(shí)間的變化曲系統的安全性可以得到保證;(3)過(guò)快的系統升速過(guò)程會(huì )造成摩擦面處的溫度超調,超調量隨換速過(guò)程線(xiàn)如圖4所示,該曲線(xiàn)存在大于20%的超調量,且的加快而增大,盡管在高速制穩態(tài)運行時(shí)系統是安全超調量隨系統換速過(guò)程的加快而增大。的,但是該較大幅度的溫度超調還是可能造成潤滑失由圖4可以看出,在系效,從而引發(fā)熱爆事故統換速過(guò)程過(guò)快的情況下,將系統過(guò)渡過(guò)程放慢以后,對于改進(jìn)后的系統進(jìn)摩擦面處的溫度將超過(guò)高速行了多次熱車(chē)實(shí)驗,證明了改進(jìn)措施的有效性,熱爆制穩態(tài)工作時(shí)的溫度,即使事故得以有效避免,證明了文中分析的正確性。系統在高速制穩態(tài)工況下可參考文獻以安全運行,但是過(guò)快的過(guò)【】羅凱,黨建軍,王育才,等,基于流量調節閥控制的動(dòng)力渡過(guò)程還是可能造成該處燃圖4摩擦面處的過(guò)余系統換速特性研究[J].機床與液壓,2005(4)溫度時(shí)間曲線(xiàn)料的汽化或點(diǎn)燃,從而造成【2】張也影,流體力學(xué)[M].北京:高等教育出版社,1999【3】顧永泉.流體動(dòng)密封[M].北京:中國石化出版社潤滑失效,進(jìn)而發(fā)生熱爆事故。對比圖3與圖4所描述的溫度變化過(guò)程,不難看【4】楊世銘.傳熱學(xué)[M].北京:高等教育出版社,1991(上接第71頁(yè))解的電極電勢和反應速度,所以也(3):l6l~166會(huì )直接影響電控摩擦的效果。[2] Yonggang Meng, Hongjun Jiang, Qiuying Chang, P L Wong.如果潤滑液本身的pH值已經(jīng)足夠高,不再需要Modeling of the voltage-controlled friction effect. Science in通過(guò)電解水來(lái)提高金屬表面OH的濃度,金屬/陶瓷(31 liuying cha, Yonggang men, Shizhu Wen. Inf的摩擦因數就可保持一個(gè)很高的值。相反,氫氣析出interfacial potential on the tribological behavior of brass/silicon時(shí)充當的“氣墊”作用反而使摩擦因數有所下降。dioxide rubbing couple. Applied Surface Science, 2002, 202這正是電控摩擦的實(shí)驗結果(9):120~125酸性溶液中金屬表面氫析出的反應是:【4】常秋英,孟永鋼,溫詩(shī)鑄.潤滑液對電控摩擦的影響研究2H,O*+2e=2H,0+H,機械工程學(xué)報,2003,39(2):90~92.發(fā)生還原反應的是水化氫離子,隨著(zhù)氫析出反應的進(jìn)Chang qiuying, Meng yonggang, Wen shizhu. Influence of thelubricants on voltage-controlled friction. Chinese Joumal of Me-行,金屬/溶液界面的H濃度逐漸降低,但是在濃chanical Engineering, 2003, 39(2): 90-92.度梯度和電遷作用下,本體溶液中的氫離子很快就擴【5】 Tung S C, Wang S S. Friction Reduction From Electrochemi散到反應區。最終結果是金屬/溶液界面的pH保持cally Deposited Films. Trib Trans, 1991, 34: 23-31一個(gè)較低的值,盡管此值比本體溶液稍高,但仍不能[6] Clark R E D. The influence of electric potential upon friction.造成摩擦因數的大幅度增大。所以外電壓的施加不會(huì )Partl-in aqueous solutions of salts. Trans Farad Soc, 194540使酸性溶液中摩擦副的摩擦因數增大。中國煤化工控摩擦效應的機理參考文獻[1] Jiang H J, Meng Y G, Wen SZ, et al. Eects of external e-CNMHGcoaMutanism of Voltage-Con-lectric fields on friction behaviors of three kinds of ceramictrolled Friction of Metal/Ceramic Sliding Couples in Aqueousmetal rubbing couples. Tribology Intemational, 1999, 32Solutions: Doctoral Dissertation ]. Tsinghua University, 2003.