某水下热动力系统热爆事故的润滑失效原因分析

2005年5月润滑与密封May 2005第3期(总第169期)LUBRICATION ENGINEERINGNo. 3( serial No. 169)某水下热动力系统热爆事故的润滑失效原因分析罗凯党建军王育才(西北工业大学航海学院西安710072)摘要:针对某水下热动力系统换速试验中多次出现的旋转燃烧室头部的热爆事故,基于流体力学、传热学以及数值计算的理论和方法,充分考虑了密封环节在整个系统中的工作环境变化,给出了一种关于旋转密封失效原因的工程分析方法。得出以下主要结论:(1)缓慢的系统升速过程不会引起摩擦面处温度的超调,系统的安全性可以得到保证;(2)过快的系统升速过程会造成摩擦面处的温度超调,超调量随换速过程的加快而增大,且较大幅度的温度超调会造成润滑失效,从而引发热爆事故。根据以上分析将系统过渡过程放慢,热爆事故得以有效地避免,多次热车试验证明了文中理+论和分析的正确性。分析方法和采取的措施已经应用于工程实践。关键词:润滑;旋转密封;失效分析中图分类号:TH17.3文献标识码:A文章编号: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旋转燃烧室具有体积小、重量轻、燃烧效率高等旋转燃烧室头部雾化喷嘴前的液体燃料旋转密封突出优点,在国内外现役和在研的现代水下热动力系结构如图1所示。统中获得了广泛应用。使用该类燃烧室的一个关键技燃料通道内的高压燃料作用在硬质合金静环上,术是雾化喷嘴前高压区燃料的旋转密封问题。由于空静环两侧承压面积不同,于是产生压紧力使得静环和间小、介质易燃、压强高,其工作条件相当恶劣。动环紧密贴合,该压紧力正某设备在使用旋转燃烧室热动力系统的研制过程比例于通道内的压强。静环MSSAS中,多次出现系统变速过程中燃烧室头部热爆的严重的冷却由其周围的液体燃料事故,成为了研制工作的最大障碍。本文作者从系统来完成,石墨动环的冷却则的角度,侧重工程应用,获得了该事故发生时的外部主要靠其外侧、右侧冷却水条件,将事故的发生点锁定在了旋转密封处,分析了道中的冷却海水和内侧的燃此处润滑失效的原因。根据分析结论调整了系统的换料来完成速过程,消除了润滑失效的外部条件,成功地避免了该热动力系统使用高能热爆事故的发生。1旋转密封的工作条件的主中国煤化工燃料通道2.静环所示CNMHG动环4冷却水道雾化喷嘴收稿日期:2004-04-27燃料的闪点、燃点和点火压图1密封结构示意图联系人:罗凯,E-mail:Lucky@163.net2005年第3期罗凯等:某水下热动力系统热爆事故的润滑失效原因分析75强都不高,存在液体状态下着火爆炸的可能性。密封间隙,t为时间。表10TTO2的特性上式左侧两项分别为q和r方向的压差流动,右动力粘度/(Pa8)0.004402侧为楔效应和挤压效应。比热容/(kkg2K-)1.884燃点/K求解这个非稳态偏微分方程的解析解是不容易表面张力/(N·m2)0.0345最小点火压强/Ma0.8的,而且还需要流体介质的诸多性质参数,诸如粘度该旋转密封结构的稳定工作范围取决于系统的工温度特性、热膨胀特性、热效压力等。由于液体燃料况变动范围,其最高转速为200 r/min,最高压强为不是常用的油液,获得这些参数要做大量的工作,所30 MPa以这些理论不容易操作。无论是高速制状态(转速高、压强高)抑或是在机械密封的工程实践中,常常仅需考虑流体摩低速制状态(转速低、压强低),只要是稳态运行,擦与固体摩擦相结合的混合摩擦情况,这种处理方法系统均是安全的。然而,在系统变速过程中却多次发可满足工程需要,实践证明是可行的生了热爆事故,暗示着事故的发生与系统的动态过程由于F,小于F,其不足部分应由固体壁面的直有关。接接触来承载,定义固体壁面的直接接触力为F,改造前系统的变速过程则很快,其高压区压强的时间F=F-F(4)变化过渡过程如图2所示由于动环为内外直径差很小的窄环,可以用环平(关于此问题的详细论述见文均直径处的运动线速度描述整个环的线速度,根据动献[1]),在此仅指出,该压静两环的材质和表面加工精度,可以估计纯固体摩擦强超调随换速过程的加快而的摩擦因数∫,所以此处混合摩擦的摩擦损耗功率N增大。本文作者认为爆炸点为在旋转密封处,以下从工程应用的角度对此问题进行分图2压强时间曲线N=F后u(5)析式中:a为动环旋转角速度。2摩擦功率损耗分析对于此处的流体摩擦部分,可以将问题简化为自鉴于此处的密封结构,设动、静两环的贴合面为燃料通道向外界流动的纯压差流以及动环旋转引起平行平面,则该处液压支承的液压反力F,为2:纯剪切流纯压差流部分的泄漏量即可认为是整个密封处的F,=2m0m)(泄漏量。由于环内外径相差较小,可认为密封宽度为式中:P为燃料通道压强,r1和r2分别为动环的内、丌(n+r2),密封长度为n2-n,于是泄漏量q为外半径。)8而该密封结构处的负载力F1为9=n(+(6)F,=T(r-p纯压差流部分的摩擦损耗功率N。为:经计算可知,F,仅为F的一半左右,所以此处N(7)的摩擦状态应为半液体摩擦,这符合通常的设计准则。半液体摩擦的特性表现为流体摩擦和边界摩擦的对于纯剪切流部分,以环平均直径处的运动线速混合,在载荷过大时还可能导致吸附膜破裂而产生固度描述整个环的线速度,可得纯剪切流部分的摩擦损体直接接触的固体摩擦。对于这类问题的研究还不够耗功率N为充分,假设和理论也比较多,其中基于格鲁别也夫的(r1+n2)(r2-r1)(8)热流体动力楔理论比较合理。流体动压楔效应可由N雷诺方程反映,使用柱坐标来描述,有:根据计算,N比N,高两个数量级,而N比N1/B2亚)0高一个数量级,泄漏量甚微。可见固体摩擦占据了摩擦副为中国煤化工关于流体摩擦的分rUa(∞6),,0(6)(3)析是气CNMHG量所占份额很小而不会造成过大的分析误差。同时,由于泄漏量太小,式中:p为燃料的密度,μ为燃料的动力粘度,δ为无法有效地带走损耗功率,所以该发热量主要通过76闰滑与密封总第169期个环散发到周围的冷却介质之中。对应初始低速制状态,直线4则对应终了高速制状3摩擦温升分析态。图3中为过余温度,稳态情况下仅是位置的函假设摩擦面处存在一个热源,其发热功率约为数,而坐标x的原点建立在摩擦面处,方向指向冷却N,结合式(1)、(2)、(4)、(5),可得到表面,两个环的坐标方向相反。N,=ym"2{-如果系统的变速过程比传2n(n2/r1)热过程缓慢,即其燃料通道压该热源的发热功率正比例于燃料通道的压强和系强和转速的变化都较慢,根据统转速之积式(9)可知其摩擦面处的热设通过静环导出的热流量为Q,通过动环导出源发热功率的增长也较慢,于的热流量为Qn,则存在关系:是可用准稳态过程来描述过余N,=Q+Q(10)温度的变化过程。随着系统转设满足连续性条件,这一假设是合理的,这个假设将过余温度从直线1开始,经过图3过余遇度时间线成为该传热问题的定解条件之直线2、3等一系列过程,最终到达直线4所描述的稳为了揭示问题的本质,将此三维传热问题简化为态过程。该慢速过渡过程的特征是摩擦面处的过余温沿两环轴向方向的一维传热问题,根据傅立叶定律,度不发生超调现象,所以如果燃料介质在高速稳态下可以得到两环的传热量。在稳态情况下,摩擦面处的不发生汽化或点燃,则在此慢速过渡过程中也不会出热源发热量为常数,两环的温度分布也不再随时间而现润滑失效的现象。变化,热源的发热量全部传递给了冷却液,所以沿导而如果系统的变速过程很快,即如图2所描述的热方向的温度梯度必为常数。定义过余温度θ。为环情形,则其摩擦面处的热源发热功率增长很快,且还的温度与周围冷却液温度之差,于是得到关系:存在相当量值的超调。对于该非稳态传热问题,应使Q.=A.k,60用非稳态导热微分方程来描述,对于任意一个环,Q。=Ankn(12)均有关系式中:A,、A分别为静、动环传热通道的截面积,66(x,t)a26(x,t)(0≤x≤L,t>0)(17)为摩擦面处的过余温度,而两环的传热系数k,、k分别为:式中:a为热扩散率,且有:A/(pc)a(13)c为环材质的比热容。而式(17)的定解条件应为以下三式(14)(x,0)=6(0,0)0(L,0)-6(0,0)(19)式中:λ,、λ。分别为静、动环材料的导热系数,L、L分别为静、动环材料的轴向尺寸,a,、an分别为9(t)=-A9(x,l)静、动环与冷却液之间的对流换热系数。由于冷却液的流动速度很高、紊流程度很强,可以认为a、anae(L, t)=-h为常数,所以两环的k,、k也是常数。式(19)为初始条件,即为图3中直线1所描述以摩擦面积作为环传热通道的截面积,考虑式的环内过余温度分布;式(20)为摩擦面处的边界(10),得到关系q=(k,+kn)6(15)条件,其中热流密度q()应根据系统的压强、转速式中:q为热流密度,且有:过渡过程以及式(9)来确定,应当注意此处的热流9=N/A,=q(16)密度是导入某一环的热流密度,与式(15)中的qq、qn分别为通过静、动环的导热量。不同,它对应的是q或qn;而式(21)为冷却表面处的边界条件,由于冷却液流量很大,此处可以假设中国煤化工过程的初始状态(低速制)和终了状态(高速制),CNMHG问题,如果是第三类两环沿轴向的过余温度分布如图3所示,图中直线1边界条件,常用分离变量方法求得解析解,但是该类解无法满足本问题的定解条件,求解该偏微分方程的2005年第3期罗凯等:某水下热动力系统热爆事故的润滑失效原因分析解析解是困难的,可以采用数值解法,例如采用时出解决问题的途径,即:放慢系统换速过程,减小燃间步长Δ、空间步长Δx,将环轴向长度分成N等料通道的压强超调,使得摩擦面处的温度不发生超调份,使用有限差分方法来求解在产品的改造中,将控制换速过程的流量调节阀的换2a△速过程由原来的类似阶跃动作改造为斜坡动作,拉长6+1+bm1)+je.(22)换速时间,经过大量热车试验证明改进后系统的安全以及定解条件为:性得到了保证。4结论(23)介绍了一种关于旋转密封失效原因的工程分析方法,充分考虑了密封环节在整个系统中的工作环境变(24)化,尽管分析中做了诸多简化,但是并不妨碍得出以下结论:(1)摩擦面处的发热功率随燃料通道内的a△x+A(25)压强升高而升高,随系统转速的升高而升高;(2)对于过余温度分布随时间变化的过渡过程,重点缓慢的系统升速过程不会引起摩擦面处温度的超调,要考虑的是摩擦面处的温度变化,其随时间的变化曲系统的安全性可以得到保证;(3)过快的系统升速过程会造成摩擦面处的温度超调,超调量随换速过程线如图4所示,该曲线存在大于20%的超调量,且的加快而增大,尽管在高速制稳态运行时系统是安全超调量随系统换速过程的加快而增大。的,但是该较大幅度的温度超调还是可能造成润滑失由图4可以看出,在系效,从而引发热爆事故统换速过程过快的情况下,将系统过渡过程放慢以后,对于改进后的系统进摩擦面处的温度将超过高速行了多次热车实验,证明了改进措施的有效性,热爆制稳态工作时的温度,即使事故得以有效避免,证明了文中分析的正确性。系统在高速制稳态工况下可参考文献以安全运行,但是过快的过【】罗凯,党建军,王育才,等,基于流量调节阀控制的动力渡过程还是可能造成该处燃图4摩擦面处的过余系统换速特性研究[J].机床与液压,2005(4)温度时间曲线料的汽化或点燃,从而造成【2】张也影,流体力学[M].北京:高等教育出版社,1999【3】顾永泉.流体动密封[M].北京:中国石化出版社润滑失效,进而发生热爆事故。对比图3与图4所描述的温度变化过程,不难看【4】杨世铭.传热学[M].北京:高等教育出版社,1991(上接第71页)解的电极电势和反应速度,所以也(3):l6l~166会直接影响电控摩擦的效果。[2] Yonggang Meng, Hongjun Jiang, Qiuying Chang, P L Wong.如果润滑液本身的pH值已经足够高,不再需要Modeling of the voltage-controlled friction effect. Science in通过电解水来提高金属表面OH的浓度,金属/陶瓷(31 liuying cha, Yonggang men, Shizhu Wen. Inf的摩擦因数就可保持一个很高的值。相反,氢气析出interfacial potential on the tribological behavior of brass/silicon时充当的“气垫”作用反而使摩擦因数有所下降。dioxide rubbing couple. Applied Surface Science, 2002, 202这正是电控摩擦的实验结果(9):120~125酸性溶液中金属表面氢析出的反应是:【4】常秋英,孟永钢,温诗铸.润滑液对电控摩擦的影响研究2H,O*+2e=2H,0+H,机械工程学报,2003,39(2):90~92.发生还原反应的是水化氢离子,随着氢析出反应的进Chang qiuying, Meng yonggang, Wen shizhu. Influence of thelubricants on voltage-controlled friction. Chinese Joumal of Me-行,金属/溶液界面的H浓度逐渐降低,但是在浓chanical Engineering, 2003, 39(2): 90-92.度梯度和电迁作用下,本体溶液中的氢离子很快就扩【5】 Tung S C, Wang S S. Friction Reduction From Electrochemi散到反应区。最终结果是金属/溶液界面的pH保持cally Deposited Films. Trib Trans, 1991, 34: 23-31一个较低的值,尽管此值比本体溶液稍高,但仍不能[6] Clark R E D. The influence of electric potential upon friction.造成摩擦因数的大幅度增大。所以外电压的施加不会Partl-in aqueous solutions of salts. Trans Farad Soc, 194540使酸性溶液中摩擦副的摩擦因数增大。中国煤化工控摩擦效应的机理参考文献[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.