密封试验范文

密封试验范文（精选8篇）

密封试验 第1篇

为探讨密封对不同含水量的包衣种子发芽率的影响, 特做如下试验:

一、供试品种为辽单526

把含水量分别为13%、14%、16%的包衣种子和未包衣种子 (对照品种辽单145:含水量为13%) 各取0.5千克, 分别密封于4个0.5毫米厚的聚乙烯塑料袋内, 放入实验室自然贮存, 分别在贮存1、2、3、4个月时测定发芽率。由于在密封装袋前对包衣种子和对照种子辽单145进行发芽率测定, 包衣的为96.6%, 对照的种子为99.0%。

二、结果分析

从下表可以看出 (1) 三种不同水分包衣的种子在塑料袋中密封三个月内发芽率均在国家标准以上, 分别为91.0%、89.0%、87.0%。 (2) 同期比较, 包衣种子的发芽率均低于对照, 且含水量越高, 发芽率下降幅度越大。如4个月后含水量为13%、14%、16%, 包衣种子发芽率分别降到83.0%、75.0%、59.0%, 而对照仍达93.0%。 (3) 不同含水量的玉米包衣种子, 均随密封期的增长而发芽率下降, 水分含量越高下降幅度越大。

密封试验 第2篇

纤维缠绕壳体前后接头连接密封结构强度和刚度计算与试验

分别用铁摩辛柯材力法和本文提出的`半离散、半解析方法,对固体火箭发动机燃烧室复合材料壳体前后接头连接密封结构的强度与刚度进行了理论分析与计算,并和试验结果进行了对比.

作 者：伍天健 WU Tian-jian 作者单位：航天科工集团六院四十一所,呼和浩特,010010刊 名：强度与环境 ISTIC英文刊名：STRUCTURE & ENVIRONMENT ENGINEERING年，卷(期)：200936(2)分类号：V435关键词：固体火箭发动机 强度 刚度 密封连接结构 试验

微机控制气密封试验系统解决方案 第3篇

气密封试验系统作为高级别井控装置试验系统在国内部分油田已相继引用, 主要应用于钻井防喷器、采油 (气) 树和井口装置、节流和压井管汇等产品的出厂检验, 并同时能够满足上述产品的功能试验;也可以满足井口气压试验、井控试压装置、采油树试压、防喷器试压、高压管汇阀门试压、井下工具试压、石油机械气密性测试、高压水中冒泡测试等, 试压压力在21MPa-210Mpa范围内。

2 系统介绍

2.1 主要功能

气密封试验系统主要应用于钻井防喷器、采油 (气) 树和井口装置、节流和压井管汇等产品的出厂检验, 并同时能够满足上述产品的功能试验。

2.2 系统原理

本套气密封试验系统是参照API SPEC 6A以及SY/T5127-2002等相关标准设计出来的, 试验介质为高压空压机产生的高压空气, 在压缩空气驱动下, 经过气动气体增压泵二次增压, 充入浸没在水中的试验工件以达到试验所需压力, 对工件进行整体或局部的气密封试验, 整个试验过程全部电脑自动控制, 所有的试验设定和操作都可在自动控制台完成, 计算机自动生成压力、时间曲线, 实时显示, 并将各种数据存储、打印, 并且可以通过远程视频监控系统对整个试验现场进行监控。

3 系统组成

该装置由低压气源及过滤干燥处理系统、高压空气部分、二次增压系统、控制部分、监控部分组成。

3.1 低压驱动空气部分

本部分主要是为整套试验系统提供优质洁净低压驱动气源, 用来控制所有的高压气动截止阀的关闭或打开, 以及作为氮气增压系统中气体增压泵的动力源并控制增压泵的输出流量与压力。

3.2 高压空气部分

此部分包括高压空气产生系统与净化处理系统, 为后面的二次增压提供高压气源。

3.3 控制部分

电气控制部分遵循电器行业标准, 采用知名品牌计算机和数据采集卡, 控制性能稳定, 数据真实可靠。整个试验过程全部电脑自动控制, 所有的试验设定和操作都可在自动控制台完成, 计算机自动生成压力、时间曲线, 实时显示, 并将各种数据存储, 随时可打印出中英文检验报告。

3.4 监控部分

视频监控系统由高速球及相应附件、数字录像机、数字显示仪等组成。

4 操作使用

4.1 连接

(1) 试压工件连接:采用10米长的高压软管将被试压工件与增压系统的高压出口相连, 高压出口接口为:HF6 (接外径为φ3/8”的高压钢管) , 高压软管的接口为G1/4“内螺纹。待工件连接好之后, 采用行车将试压工件吊入试压水池中, 等待试验的开始。

(2) 驱动气源连接:将驱动气源接到增压系统的驱动气源口之后, 打开低压储气罐出口的开关阀, 将驱动气源送到增压系统的中, 等待试验的开始。驱动气源入口为:卡套连接外径为φ9.5MM的硬管。

(3) 预增气源连接:将预增气源接到增压系统的预增气源口之后, 打开高压储气罐出口的开关阀, 将预增气源送到增压系统的中, 等待试验的开始。预增气源入口为:卡套连接外径为φ3/8”的硬管。

4.2 注水

待设备连接就绪后, 开始向试压水池内注水, 直至水完全淹没试压工件, 注水的过程中要注意水池的清洁, 水的清澈和光照的亮度及分布, 以便在试压过程中能够清晰地看到泄漏气泡。

4.3 关闭手动控制阀

在向水池注水的过程中, 关闭增压系统的手动控制的驱动气源开关、预增压气源开关、充气阀和卸荷阀。

4.4 启动电气设备

关闭手动控制阀之后, 启动工控机和硬盘录像机, 进入设备控制画面, 然后接通低压压缩机、干燥机和冷干机的电源, 待压缩和冷干机的指示灯亮之后, 分别启动压缩机和冷干机的控制程序。

4.5 检查运行状态

设备启动之后, 应先检查各设备的运行是否正常?确保所有设备的仪表指示正常之后, 方可进行后面的操作。

4.6 设定试压参数

(1) 选择测试项目:本体气压试验、阀座气压试验A/B、上密封气压试验和采油树气压试验五项。

(2) 相关参数设置:额定工作压力、一次试压压力、一次保压时间、二次试压压力和二次保压时间五项。

(3) 试压参数设定后, 点击右下脚的“进入”按钮, 进入监控画面中。

4.7 启动试压程序

待程序进入监控画面之后, 启动操作控制面板上的启动按钮。操作时, 先将操作控制面板上左下角的防误按钮按下, 再按下启动/确认按钮。

4.8 试压过程录像

当试压过程进入保压阶段时, 注意观察监视画面, 看有没有气泡从水下冒出来?同时对监视画面进行录像。按下主界面中的手动录像按钮。点击开始录像, 当前通道开始录像, 点击停止录像, 当前通道停止录像。

4.9 试验结束

试验完毕后, 根据需要选择打印报告单格式。如果所有试压已完成, 还需将系统管路及储气罐中的气体全部排空, 然后退出所有的控制程序, 并关闭所有电源。

5 结论

水密封试验是以水为介质进行密封压力试验, 气密封试验则是以气体为介质进行密封压力试验。对于同一压力级别的井控装置而言, 气密封试验更加灵敏的检测设备的密封性能, 对于在气田或者勘探区域进行服役的井控设备, 应用气密封试验系统进行压力检测, 从井控本质安全角度上讲具有十分重要的意义。

摘要：气密封试验系统主要应用于钻井防喷器、采油 (气) 树和井口装置、节流和压井管汇等产品的出厂检验, 并同时能够满足上述产品的功能试验。深圳亿威仕研发并生产的井口装置气密封试验系统可以满足井口气压试验、井控试压装置、采油树试压、防喷器试压、高压管汇阀门试压、井下工具试压、石油机械气密性测试、高压水中冒泡测试等, 试压压力在21MPa-210Mpa范围内。

关键词：气密封试验,系统,微机控制

参考文献

[1]杨文显.现代微型计算机原理与接口技术[M].北京:清华大学出版社, 2006.

[2]金莉.140MPa气密封试验装置在采 (油) 气井口装置的应用[J].钻采工艺, 2005.

密封试验 第4篇

目前我国石油战略储备基地和商业石油储备库蓬勃发展, 浮顶罐大型化成为发展趋势, 单罐容积最大已达15万立方米, 大型石油储存区总容量已达千万立方米, 如大连大孤山地区库容已达1480万立方米。美国石油学会API统计了195l年至1995年直径超过30m的大型浮顶储罐火灾事故显示密封圈火灾占统计事故的72.8%, 是大型浮顶储罐的主要火灾类型[1,2,3]。密封圈是浮顶油气挥发的主要通道, 雷击是引发起火的主要原因[4]。我国依据NF-PA、API、BS等国际标准规范按环形密封处的局部火灾设防, 多数储罐采用罐壁式泡沫灭火系统, 其主要缺点是浮盘低液位时, 由于风速紊流等作用而使大部分泡沫不能到达密封圈区域内, 浮顶储罐火灾事故案例也暴露出罐壁式泡沫灭火系统的存在不足, 如汇集时间长, 易被吹散稀释等。

针对上述可能存在的问题, 笔者在10万m3外浮顶储罐上开展了实体罐壁式泡沫系统喷射试验, 结果表明:在低风速 (风速小于3m/s) 条件下, 浮盘低液位时泡沫损失率低于5%;泡沫产生器的发泡倍数和喷出时间存在不小的差异等[5]。在此基础上, 为进一步考察大型浮顶罐罐壁式泡沫系统扑救密封圈火灾的有效性, 开展了30m长密封圈火灾3%型水成膜泡沫 (AFFF) 和6%型氟蛋白泡沫 (FP) 灭火模拟试验, 测定分析泡沫灭火参数和密封圈火灾热辐射分布状况, 可为大型浮顶油罐罐壁式泡沫灭火系统设计和密封圈火灾扑救策略提供技术支持, 也为当前大型储罐周转频繁密封圈火灾防范对策提供工程应用参考。

1 试验简况

罐壁式泡沫灭火系统的泡沫管线固定在罐壁外侧, 泡沫发生器安装在罐壁顶部, 泡沫喷射口在罐顶圆周上等角布置, 泡沫喷射口设置在罐壁顶部的梯形护板上, 并附有泡沫导流罩。依据GB50151《泡沫灭火系统设计规范》[6]、GB50737《石油储备库设计规范》[7]等规范要求, 设计试验油槽模拟密封圈火灾, 采取氟蛋白泡沫液 (FP) 和水成膜泡沫液 (AF-FF) 开展罐壁式泡沫灭火模拟试验, 燃料为汽油与柴油质量比1:2的混合液。试验测定泡沫混合液的供给强度、泡沫的发泡倍数和析液时间以及泡沫在堰板内的流动速度、油槽全淹没灭火时间和周邻热辐射状况等。

1.1 模拟试验油槽

大型浮顶罐密封圈火灾泡沫灭火模拟试验油槽长30m, 宽0.2m, 泡沫堰板距离模拟罐壁为1.2米, 安装2个GPc8型泡沫产生器, 高度为2.0m, 模拟二次密封斜板为0.632m30m, 垂直高度0.9m, 以模拟密封圈火灾罐壁式泡沫喷射系统最不利扑救火灾场景。试验槽内油料厚度为0.15m, 开始后先稳定燃烧5min。开展了3%型水成膜泡沫 (AFFF) 灭火模拟试验2次, 6%型氟蛋白泡沫 (FP) 灭火试验1次。

1.2 试验测试系统

试验过程主要测定油槽中间开口截面两侧的温度及热辐射状况、斜板顶部的温度分布、油槽中部开口垂直方向的温度分布等, 热流计和热电偶的布置如表1所示。其中, 热流计8支, 位于油槽中心截面位置, 相对于0.2m宽的油槽两侧分别为1.5m和3.0m, 高度位置分别为泡沫堰板高度位置 (1.2m) 和泡沫喷口高度位置 (2.0m) , 如图1所示, 编号依次为H1-H8。同时, 在热流计位置安装热电偶8支, 依次为HT1-HT8。

辐射热流计为圆箔式 (Gardon) 热流传感器, 量程为0-30k W/m2和0-50k W/m2两种, 采用用水冷却。热电偶采用型号为WRNK-191的Ф2铠装K型热电偶, 测温范围为0-1100℃。数据信号由Agilent 34970A型数据采集器记录, 红外热像仪为FLIR Systems公司的SC325型, 分辨率为320240像素。

1.3 泡沫供给系统

试验现场采用轻便式泡沫灭火装置, 型号PY8/500, 工作压力1.2MPa, 容积为500L。消防泵系统为离心式消防泵, 额定流量100L/s, 额定压力1.0MPa, 最大允许进口压力0.4MPa。管道系统变径前为150mm, 变径后100mm, 设有5个压力表, 1个智能涡轮流量计。泡沫系统主要测定参数如表2所示。三次试验后进行了复燃试验, 泡沫油料混合液均可以重新燃烧, 泡沫系统灭火试验有效。

2 试验结果及分析

2.1 泡沫混合液供给强度与泡沫性能

依据GB 50151第4.3.1条“钢制单盘式与双盘式外浮顶储罐的保护面积, 应按罐壁与泡沫堰板间的环形面积确定”, 第4.3.2条“非水溶性液体的泡沫混合液供给强度不应小于12.5L/ (minm2) , 连续供给时间不应小于30min”。试验设置2个GPc8泡沫产生器, 其中3%型AFFF泡沫采用的移动泡沫罐进行泡沫比例混合, 6%型FP泡沫采用泡沫泵进行比例混合。试验油槽模拟罐壁与泡沫堰板间的环形面积为36m2, 依据表2计算可知, 三次试验泡沫混合液的供给强度分别为12.99 L/ (minm2) 、9.36 L/ (minm2) 和13.0 L/ (minm2) 。考虑浮盘低液位状况泡沫损失率, 其中第二次试验泡沫混合液流量降低了28%, 其余两次试验泡沫混合液供给强度均符合规范要求。

发泡倍数和析液时间是评价泡沫灭火性能的两个主要指标[5], 试验现场测定泡沫的发泡倍数和25%的析液时间以及泡沫液检测值如图2所示。依据GB15308《泡沫灭火剂》[8]标准要求, 3%水成膜泡沫AFFF的发泡倍数 (20℃) 范围为5.44-8.16, 25%析液时间范围为2.8-4.2min;6%氟蛋白泡沫FP的发泡倍数 (20℃) 范围为4.64-6.96, 25%析液时间范围为3.2-4.8。可知, 现场测定泡沫的发泡倍数和析水时间均低于检测报告对应值, 但均在合格值范围之内。根据GB20031《泡沫灭火系统及部件通用技术条件》[9]的规定, 低倍数空气泡沫产生器发泡倍数应大于5倍, 水成膜泡沫25%的析液时间大于1.5min, 试验空气泡沫产生器符合规范要求。3次试验泡沫在堰板内的流动速度分布为0.4m/s、0.42m/s和0.4m/s, 相差不大。

2.2 油槽火周邻热辐射

以模拟试验油槽中间开口近液面0.1m处的温度曲线为例 (如图3所示) , 在油槽火稳定燃烧阶段, 该处的温度范围为500-700℃, 泡沫一旦进入油槽内30s后温度骤然下降, 降温速率为16.9-18.9℃/s。三次试验, 近液面位置的温度变化趋势相对比较近似。选取某一时刻油槽开口垂直方向上各点的温度变化, 拟合垂直方向温度分布曲线如图4所示。随着距离液面高度的增加, 火焰温度是先上升后下降, 最高温度约出现在初始液面上部0.7m处, 这与当时的火焰高度和蔓延方向有关。此外, 试验过程中模拟二次密封的斜板开口处若火焰喷出, 温度相对较高, 其他各点温度分布相似。

从油槽开口截面的热流分布来看, 距离油槽两侧1.5m宽, 2.0m高度位置的热辐射能量较大 (如图5所示) 。油槽火燃烧30s后堰板外侧的热辐射值开始上升, 稳定燃烧阶段 (60-360s) 热流值范围为1.26-8.28 k W/m2, 其平均值为4.77 k W/m2。泡沫系统启动后, 热流值有短暂上升, 随后10s内快速下降, 下降速率分别为1.22 k W/ (m2s) 、0.93k W/ (m2s) 和3.21 k W/ (m2s) 。这可能是由于泡沫来临时燃烧油面接触泡沫和水, 水蒸气扰动油面快速燃烧出现短暂的热值上升, 随后快速下降。同时, 在泡沫混合液供给强度相同的条件下, 其热流变化趋势一致, 供给强度降低28%条件下, 该点热流值滞后且有短暂上升, 也可能与当时风速风向有关。依据辐射热与设备损坏和人员伤害的关系阈值[10], 在密封圈火灾1.5m范围内10s内可达1度烧伤, 密封圈火灾登顶操作时不得距离堰板过近, 避免引发人体伤害。

2.3 泡沫系统灭火有效性

为了考察喷射泡沫进入油槽内至全覆盖油火液面的状况, 以泡沫进入油槽流向两端至观察孔开始溢出的时间间隔为相对全淹没覆盖时间, 进而评估3次试验泡沫灭火的有效性, 如图6所示。对于密封圈火灾泡沫灭火模拟试验, 在泡沫混合液供给强度不应小于12.5L/ (minm2) 条件下, 3%型AFFF泡沫比6%型FP氟蛋白泡沫更能迅速蔓延覆盖油火液面, 进而有效灭火;3%型AFFF泡沫混合液供给强度降低28%情况下, 其油火液面蔓延覆盖时间增加了1.47倍, 3次试验油面的蔓延速度分别为0.2m/s、0.081m/s和0.098m/s。试验后均进行了复燃试验, 表明泡沫灭火有效。为此, 泡沫灭火系统应提供有效的供给强度和连续供给时间, 且泡沫灭火剂在有效期内, 其灭火性能级别、抗烧水平和蔓延流动性对于快速灭火非常重要。

3 结论与建议

为考察大型浮顶罐现有罐壁式泡沫系统扑救低液位密封圈火灾的有效性, 笔者自行设计了试验油槽, 开展了3次泡沫灭火模拟试验, 主要结论如下:

(1) 模拟试验现场测定的泡沫发泡倍数和析液时间均低于检测报告对应值, 但符合GB15308《泡沫灭火剂》标准要求。3%型AFFF试验2次, 6%型PF试验1次, 泡沫混合液供给强度分别为12.99 L/ (minm2) 、9.36 L/ (minm2) 和13.0 L/ (minm2) , 灭火后进行了复燃试验, 表明3次试验均可有效灭火。为提高燃烧油槽火的泡沫蔓延速度和全覆盖效果, 必须保证足够的泡沫混合液供给强度与连续供给时间。

(2) 试验结果表明:3%型AFFF和6%型FP在泡沫堰板内的流动速度为0.4-0.42m/s, 相差不大;在燃烧液面的蔓延速度相差较大, 分别为0.2m/s、0.081m/s和0.098m/s。可见, 3%型AFFF比6%FP在油火液面的蔓延覆盖速度快, 更利于快速灭火;泡沫的灭火性能级别、抗烧水平和蔓延流动性是影响油罐火灾快速扑灭的重要因素, 泡沫液应定期检测并更新。

(3) 大型浮顶油罐密封圈火灾, 3%型AFFF和6%型FP在有效泡沫混合液供给强度下可以控火, 甚至灭火, 余火可采用登顶作业进行扑救, 但要注意个人防护, 佩戴呼吸设备。可选用防火材料密封圈来减缓火灾的发展速度, 罐壁式泡沫系统结合便携式或移动式消防设备联合作战, 提高该类储罐区的消防安全水平。试验基础上, 可以进一步开展罐壁式泡沫系统喷射扩散数值模拟, 研究分析风速、泡沫混合液供给强度与低液位密封圈火灾灭火有效性的关联性。

摘要：针对大型浮顶罐罐壁式泡沫灭火系统的特点及不足, 依据相关规范要求设计了30m长的密封圈火灾模拟试验油槽, 开展了3%型水成膜泡沫液和6%型氟蛋白泡沫液灭火试验。现场测定了泡沫的发泡倍数和析液时间, 符合规范要求但略低于检测值。试验过程测定了泡沫在泡沫堰板内的流动速度和燃烧油面的蔓延速度, 观察了不同的泡沫液和泡沫混合液供给强度下的油槽火灭火状况, 对比分析了油槽火周邻的温度和热流分布。在此基础上, 评估分析了罐壁式泡沫系统扑救密封圈火灾的有效性。试验结果表明:有效的泡沫混合液供给强度下, 3%型水成膜泡沫和6%型氟蛋白泡沫可控密封圈火灾, 甚至灭火;泡沫类型和泡沫混合液供给强度对油槽火全淹没时间的影响较大。该试验对大型浮顶罐低液位密封圈火灾扑救具有积极的指导意义和工程应用价值。

关键词：罐壁式泡沫系统,密封圈火灾,试验,水成膜泡沫,氟蛋白泡沫

参考文献

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[3]郎需庆, 刘全桢, 宫宏.大型浮顶储罐灭火系统的研究[J].消防科学与技术, 2009, 28 (5) :342-345LANG Xu-qing, LIU Quan-zhen, GONG Hong.Research on the fire-fighting system of the larg floating roof tanks[J].Fire Science and Technology, 2009, 28 (5) :342-345

[4]刘娟, 刘全桢, 刘宝全, 等.大型浮顶储罐雷击火灾事故机理分析[J].中国安全生产科学技术, 2013, 9 (1) :108-112LIU Juan, IU Quan-zhen, LIU Bao-quan, et al.Mechanism analysis on lightning fire accident of large floating roof storage tank[J].Journal of Safety Science and Technology, 2013, 9 (1) :108-112

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[6]GB 50151-2010.泡沫灭火系统设计规范[S]

[7]GB 50737-2011.石油储备库设计规范[S]

[8]GB15308-2006.泡沫灭火剂[S]

[9]GB 20031-2005.泡沫灭火系统及部件通用技术条件[S]

密封试验 第5篇

整体叶盘是航空发动机结构创新与技术进步的关键零件, 电解加工是该类零件的主要加工方法之一, 美国GE、普惠, 英国RR, 德国MTU等航空发动机制造集团均将该技术作为研究重点[1,2,3]。近年来, 国内专家学者在整体叶盘电解加工领域也开展了许多研究, 取得了大量成果[4,5,6,7,8,9]。

在整体叶盘加工中, 叶片的叶尖区域是短路等加工意外的高发区域。加工中一旦发生短路, 阴极与阳极会在短路点熔融, 毁坏工件与工具。叶盘加工中, 一片叶片加工失败, 整个零件就会报废, 因此必须对上述问题开展研究, 提升加工稳定性。

为了解决上述问题, 本文采用有限元法对加工中的流场进行了分析, 结果表明, 叶尖区域流道过流面积存在突变, 电解液易从叶尖间隙分流, 导致流场随机波动, 诱发短路等加工意外。因此, 笔者设计了一种阴极移动密封结构, 在靠近叶尖处建立封液壁板, 该结构消除了叶尖区域流道的突变, 遏制了电解液分流, 提升了流场稳定性。为验证移动密封结构阴极的有效性, 开展了有限元分析及加工试验。

1 加工流场仿真与意外原因分析

整体叶盘在电解加工中, 叶盘毛坯通常倾斜装夹, 叶盆、叶背工具阴极伸入叶间通道后相互面向进给, 同时加工叶盆、叶背形面。由于叶间通道狭窄、扭曲, 故叶盆、叶背阴极必须设计成薄片。加工方法如图1所示。

整体叶盘形面加工中, 电解液通常采用三向进液、一向出液的三维复合流场方式。如图2所示, 3个进液口分别位于毛坯进气边、叶盆阴极背面、叶背阴极背面, 出液口位于毛坯排气边。位于进气边的进液口为主入口, 位于两阴极背面的进液口为辅助入口, 辅助电解液流经2个阴极背面, 由毛坯叶根与主电解液汇合, 共同由出液口流出。

电解加工中, 当工具阴极进给速度提升至1.3mm/min (单面速度0.65mm/min) 时, 随机性地会在叶片叶尖区域发生短路等加工意外, 导致加工中断, 损伤工件与工具。发生加工意外 (圈内部位) 的工件如图3所示。

电解液流场的稳定性是影响加工稳定性的重要因素, 流场不均会使电解产物在加工间隙中随机分布, 造成间隙内介质的电导率随机变化, 影响加工重复性。流场中出现的漩涡、空穴等流场缺陷, 还会诱发短路等加工意外。加工意外集中发生在相同部位, 很有可能是该区域流场存在缺陷。对加工区流道结构进行分析发现, 在毛坯叶尖外侧, 如图4圈出位置, 过流面积远大于加工间隙的突变区, 电解液易从大间隙流向出液口, 使本应流经加工间隙的电解液分流, 影响加工区电解液流场稳定性。基于上述分析有必要开展流场有限元分析。

在有限元分析中, 依据整体叶盘电解加工中阴极、工件与夹具形成的电解液流道结构, 对流道模型进行网格划分, 如图5所示。

图5中, 标号A的边界为主进液口, 电解液进液压力设为0.8MPa, 标号B、C的边界为辅助进液口, 电解液进液压力均设为0.6MPa, 编号D的边界设为出液口, 电解液出口背压设为0.1MPa。计算中, 湍流模型采用标准k-ε模型。

采用有限元分析方法计算上述模型, 仿真结果如图6所示。由图6a可以看出, 流体在进气边与排气边的流速较高, 在叶根与叶间区域流速较低, 整个形面大部分区域电解液的流速为12~18m/s, 叶间附近存在低流速区域。由图6b可以看出, 流体流速由进气边向排气边逐渐提高, 叶尖处的流速也偏低, 整个形面大部分区域电解液的流速为13~20m/s。电解液在叶尖区域流速较低, 已验证了流道结构分析的假设, 为了提升该区域流场稳定性, 必须从改变流道结构出发进行改进。

2 移动密封阴极设计

由上述分析可知, 若在靠近叶尖区域构建封液壁板 (图7) , 使主电解液、辅助电解液均只能从加工区流向出液口, 则叶尖区域流场稳定性必定能显著提升。因此设计出一种在叶尖区域具有移动密封结构的阴极, 如图8所示, 在叶盆、叶背阴极上分别设计封液块, 封液块相互啮合后在叶尖区域形成封液壁板, 阴极运动过程中可保持密封状态。该结构在整体叶盘电解加工流道消除了叶尖区域的流道突变与电解液分流。

为了掌握移动密封阴极对电解液流场的影响, 采用有限元分析方法进行分析。如图9所示, 具有移动密封流道模型的流道在叶尖处存在啮合封液壁板结构, 使该区域间隙显著减小。

该模型采用与加工流场仿真相同的边界条件参数, 编号A1的边界为主进液口, 电解液进液压力设为0.8MPa, 编号B1、C1的边界为辅助进液口, 电解液进液压力均设为0.6MPa, 编号D1的边界设为出液口, 电解液出口背压设为0.1MPa。

移动密封阴极的流场模型仿真结果如图10所示。与传统加工仿真结果相比, 叶尖区域的电解液流速明显提升, 叶尖区域流体速度约为20m/s, 加工区内流体的整体流速也明显提高, 叶背形面大部分区域电解液的流速为16~24m/s, 叶盆形面大部分区域电解液的流速为14~25m/s。由仿真结果可以看出, 移动密封阴极消除了叶尖区流道突变, 遏制了电解液分流, 显著提升了叶尖区域电解液的流速, 使整体叶盘电解加工流场稳定性进一步提升。为了验证有限元仿真结果的正确性, 开展多叶片扇段零件的连续加工试验。

3 多叶片连续加工试验

电解加工试验在本课题组自行研制的六轴四联动整体叶盘形面电解加工机床上进行。试验采用的移动密封结构阴极如图11所示, 基体材料为不锈钢, 啮合挡块材料为聚四氟乙烯, 靠近加工区的阴极非加工面上附着了一层丙烯酸树脂绝缘涂层, 通过绝缘的啮合挡块及涂层减少阴极非加工面对阳极工件的杂散腐蚀。试验毛坯如图12所示, 其材料为高温合金。

试验采用的工装夹具如图13所示, 在该夹具上设置了3个进液口、1个出液口, 通过夹具内部流道将电解液引流至加工区。

试验采用与前期试验及有限元分析相同的加工参数。电解液为硝酸钠溶液 (质量浓度为228g/L) , 电解液温度为30℃, 主进液口压力为0.8MPa, 辅助进液口压力为0.6MPa, 出液口背压为0.1MPa;加工电源采用大功率脉冲电源, 加工电压为20 V, 脉冲占空比为50%, 频率为1kHz。进给速度为1.3 mm/min (单面0.65mm/min) 。分两组, 连续加工2个扇段 (20个叶片) , 加工过程中未出现加工意外, 加工的扇段试验件如图14所示。加工试验表明, 移动密封阴极显著提升了整体叶盘加工稳定性。

采用三坐标测量机对上述2件扇段样件进行检测, 每片叶片的叶盆与叶背均检测5条受控线。以第2组扇段试验件检测结果中的第4条受控线为例, 11片叶片该受控线的检测统计结果如图15所示, 叶背受控线误差分布在32~93μm之间, 重复误差约为31μm;叶盆受控线误差分布在47~95μm之间, 重复误差约为38μm。因此采用移动密封阴极可以获得较好的加工重复精度。

采用表面粗糙度仪检测加工叶片的表面粗糙度, 检测结果如图16所示, 叶背形面表面粗糙度Ra=0.20μm, 叶盆形面表面粗糙度Ra=0.18μm。由此可知, 采用移动密封阴极可以获得较好的零件表面质量。

上述扇段结构与整体叶盘存在一定差异, 为进一步验证移动密封阴极在整体叶盘加工中的适用性, 开展了整体叶盘扇形模拟件加工, 加工过程稳定, 模拟件如图17所示。试验结果表明, 移动密封阴极加工方式具有较强的可行性。

4 结论

(1) 整体叶盘的电解加工中, 叶尖区域易发生短路等加工意外。对流道结构进行了分析, 并对流场开展了有限元仿真, 分析结果显示, 叶尖区域流道存在过流面积突变, 电解液从大间隙分流是诱发加工意外的主要原因。

(2) 提出了一种移动密封阴极结构, 在叶尖区域通过啮合封液块消除了流道突变, 阻止了电解液分流, 开展有限元分析, 结果表明, 该结构可显著改善电解液流场稳定性。

(3) 为了验证该结构阴极的实际效果, 开展了扇段及模拟件加工试验。试验结果表明, 移动密封阴极显著提升了加工稳定性, 试验件具有较好的加工重复性与表面质量。

参考文献

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密封试验 第6篇

关键词：大型浮顶罐,密封圈火灾,泡沫灭火系统

由于石油战略储备及商业储备的需要, 浮顶储罐大型化成为今后的发展趋势, 许多大型石油储罐区也应运而生。我国最大浮顶储罐容量已达2105m3, 库区区域总容量已达或超过千万立方米。国际石油公司开展的LASTFIRE项目显示, 1990-2010年间美国、欧洲和其他英语国家每年发生储罐火灾数量为15~20起。其中, 直径超过30m的大型浮顶储罐火灾事故中密封圈火灾占统计事故的72.8%。我国储罐火灾案例统计分析也表明密封圈火灾是大型浮顶储罐最主要的火灾形式。

由于我国绝大多数大型浮顶储罐采用罐壁式泡沫灭火系统, 石油储备库多分布在沿海地区, 风力较大时易稀释泡沫, 尤其是对于低液位浮盘运行状态, 可能造成泡沫的大量损失;对于罐顶两个喷射口中间正下方最不利点起火, 只有泡沫完全淹没密封圈后才能有效灭火;机械密封存在本质安全上的缺陷, 软密封存在老化外鼓严重、密封不严渗漏等问题, 导致密封圈火灾多发。现有多数大型外浮顶储罐罐区, 安全起见通常将浮顶保持在中低液位之上, 但这对于频繁收发油的商储库是非常不经济的。

针对上述可能存在的问题, 笔者开展了10万m3外浮顶储罐罐壁式泡沫系统冷喷实体试验和大型浮顶油罐密封圈火灾泡沫系统灭火模拟试验。通过实际测定罐顶泡沫喷射系统泡沫混合液的供给强度、泡沫的发泡倍数和析液时间、泡沫堰板外泡沫的损失量以及密封圈火灾的发展和扑救状况, 以考察大型浮顶油罐罐壁式泡沫喷射系统扑救中低液位以下密封性火灾的有效性, 为大型浮顶油罐密封圈火灾扑救策略与泡沫灭火系统优化参数设计提供技术支持和理论指导, 为相关规范的制修订提供参考数据。

1 试验概况

大型浮顶油罐冷喷试验主要是考察罐壁式泡沫喷射系统, 在浮盘低液位运行状态泡沫堰板外的损失量。大型浮顶储罐密封圈火灾灭火模拟试验主要是考察浮盘高液位情况下现有罐壁式泡沫喷射系统扑救密封圈火灾的发展状况和灭火有效性, 以及不同泡沫液类型和不同泡沫混合液喷射强度下的灭火状况。两个试验互为补充, 考察大型浮顶罐现有罐壁式泡沫系统扑救低液位密封圈火灾的有效性, 如图1所示。

1.1 外浮顶储罐冷喷试验

在某石油储备库10万m3外浮顶储罐上开展, 罐体直径80 m, 高度21.5 m, 罐顶设置12个泡沫产生器 (GPc8) 。浮盘处于最低液位, 泡沫接收容器紧沿泡沫堰板外侧布置, 两个泡沫喷口位于左右两端1/4处, 总长约42m, 详细布置情况参见文献[5]。试验过程罐顶泡沫喷口全部开启, 泡沫混合液为3%型水成膜泡沫, 风速2~3m/s, 湿度35%, 温度26℃。测定区开始喷射泡沫至泡沫堰板全覆盖时间约为258s, 结束试验测定喷洒至泡沫堰板外的泡沫量。

1.2 密封圈火灾灭火模拟试验

大型浮顶罐密封圈火灾泡沫灭火模拟试验油槽长30m, 宽0.2m, 泡沫堰板距离模拟罐壁为1.2m, 安装2个GPc8型泡沫产生器, 高度为2.0m, 以模拟密封圈火灾罐壁式泡沫喷射系统最不利扑救火灾场景。试验槽内模拟二次密封的斜板尺寸为0.632m30m, 直接斜搭于油槽上部, 高端距离底部约0.9m。斜板底部间断焊接或设置间断的隔槽, 中间断开2m, 便于泡沫流入油槽内, 以模拟二次密封局部被掀开的火灾场景, 试验油槽如图2、图3所示。试验槽内油料厚度为0.15m, 其中柴油约0.10m, 汽油约0.05m, 试验开始后稳定燃烧5min。开展了3%型水成膜泡沫 (AFFF) 灭火模拟试验2次, 其中1次试验泡沫混合液供给强度设定降低30%, 6%型氟蛋白泡沫 (FP) 灭火试验1次, 以对比不同泡沫混合液供给强度下的火灾发展状况及灭火有效性。

试验过程测定油槽周邻温度场和热辐射状况, 辐射热流计为圆箔式 (Gardon) 热流传感器, 量程为0~30、0~50kW/m2两种, 用水冷却。热电偶采用WRNK-191型Ф2铠装K型热电偶, 测温范围为0~1 100℃。数据信号由Agilent 34970A型数据采集器记录, 红外热像仪为SC325型, 分辨率为320240像素。现场测定泡沫混合液的发泡倍数、析液时间、供给强度以及泡沫在堰板内的流动速度、油槽全淹没时间等。

2 试验结果及分析

2.1 泡沫混合液供给强度与输送时间

试验中使用超声波流量计现场测定泡沫喷口立管处的泡沫混合液的流量为5.83L/s, 经计算泡沫混合液的供给强度为13.9L/ (minm2) 。密封圈火灾泡沫灭火模拟试验采用了涡轮流量计进行测定, 3次试验泡沫混合液流量分别为15.59、11.23、15.6L/s, 依据泡沫堰板环形面积计算泡沫混合液供给强度依次为12.99、9.36、13.0L/ (minm2) 。试验过程除考虑泡沫损失率而降低供给强度外, 泡沫混合液供给强度均不低于12.5L/ (minm2) , 符合泡沫灭火系统规范要求。

浮顶罐冷喷试验从泡沫液泵开启至第一个罐顶喷口开始喷出泡沫间隔286s, 最后一个喷口出泡沫时间超过5min。可知, 距离泡沫总管最远处的密封圈火灾区域为灭火不利点, 可能造成火势扩大。对于GPc8型的空气泡沫产生器, 冷喷试验没有达到额定工作流量, 密封圈火灾试验基本在额定工作流量范围之内, 实际测得一次3%型水成膜泡沫灭火试验供给强度降低了28%。

2.2 泡沫发泡倍数和析液时间

泡沫液的发泡倍数和析液时间是评价泡沫灭火剂性能的重要指标, 通常泡沫的析水时间越长, 其密封性能越好;且泡沫覆盖层越厚, 其火后安全性越好。试验测定泡沫的发泡倍数和析液时间, 如表1所示。可知, 试验中泡沫产生器性能参数符合GB 20031-2005《泡沫灭火系统及部件通用技术条件》、GB 15308-2006《泡沫灭火剂》的要求;冷喷试验的发泡倍数高于灭火试验, 而析液时间相对较短, 不利于灭火;密封圈火灾灭火试验现场测定泡沫发泡倍数和析液时间均低于检测报告对应值, 但在合格值范围之内;冷喷试验发泡倍数高于标准值, 析液时间低于标准值, 建议库区泡沫液应定期检测和更换。

2.3 泡沫损失率

大型浮顶罐泡沫系统冷喷试验, 浮盘处于最低液面泡沫喷洒流程约20m, 测定2个罐顶喷口下泡沫堰板外泡沫损失率分别为4.65%和1.28%。低风速条件下 (低于3m/s) , 泡沫损失率相对较小, 罐顶泡沫喷口及导流罩应保证泡沫导流后沿罐壁流下, 不应有明显离壁现象。

2.4 泡沫堰板内流动速度和燃烧油面蔓延速度

大型浮顶罐密封圈火灾主要靠泡沫在堰板内的流动将燃烧液面覆盖进而灭火, 泡沫在堰板内和燃烧液面的蔓延速度是影响灭火效果的重要指标。冷喷试验和密封圈火灾模拟试验泡沫在堰板内的流动速度和燃烧油面的蔓延速度, 如图4所示。

冷喷试验两个喷口之间泡沫堰板内泡沫全覆盖的时间间隔为45s, 计算确定泡沫液在堰板内的流动速率约为0.3m/s。密封圈火灾泡沫灭火3次模拟试验泡沫堰板内的流动速率分别为0.42、0.40、0.40m/s, 相比冷喷试验泡沫堰板内流动速度高出33%。为此, 应保证泡沫液的有效流动速度, 一旦发生密封圈火灾泡沫可快速蔓延至起火部位, 提高初期火灾的扑救能力。

密封圈火灾灭火试验泡沫一旦进入油槽中间开口, 由于火焰的影响破坏和油槽内油液面阻力等因素, 燃烧液面的蔓延速度相差较大。在相同的泡沫混合液供给强度下, 3%型AFFF泡沫比6%型FP泡沫在燃烧液面的蔓延速度快1倍, 而3%型AFFF泡沫在供给强度下降28%条件下, 其燃烧液面蔓延速度降低59.5%。可见, 为保证燃烧液面泡沫的蔓延淹没效果, 必须保证泡沫混合液的有效供给强度, 且3%型AFFF泡沫液比6%型FP泡沫液在油火液面蔓延覆盖的速度快, 更利于快速灭火。

2.5 泡沫灭火状况

密封圈火灾泡沫灭火模拟试验后均进行了复燃试验, 表明油槽火扑灭是泡沫系统作用的结果。试验过程中稳定燃烧阶段和泡沫系统启动后油槽中间开口初始液面0.4m位置的温度变化, 如图5、图6所示。

由图可知, 稳定燃烧阶段初始油面上部0.4m处的火焰温度范围在400~755℃, 平均温度为600℃;泡沫系统启动1min后泡沫开始进入油槽开口内灭火, 80s后温度下降到100℃以下。在相同的泡沫混合液供给强度下3%型AFFF和6%型FP在初始液面上部0.4m处的温度下降趋势基本一致。对于3%型AFFF泡沫在泡沫混合液喷射强度下降28%条件下, 温度波峰下降滞后15s。为了尽快灭火, 应保证系统足够的泡沫混合液喷射强度, 泡沫的析液时间和发泡倍数应满足规范要求。

3 结论及建议

针对大型浮顶油罐低液位密封圈火灾, 开展了10万m3大型浮顶罐实体冷喷试验和密封圈火灾泡沫系统灭火模拟试验, 考察分析了现有罐壁式泡沫系统扑救低液位密封圈火灾的有效性。主要结论和建议如下:

(1) 大型浮顶罐浮盘低液位时, 罐壁式泡沫喷射系统由于风速及风向、泡沫自重力下落以及和火焰热上升气流等因素的影响, 喷射泡沫损失量较大。笔者开展的冷喷试验表明:在低风速 (风速低于3m/s) 下泡沫损失率低于5%;现场空气泡沫产生器的发泡倍数相差较大, 建议加强定期维护更换;单根泡沫混合液总管的方式会导致各泡沫喷口出泡沫时间、喷泡沫总时长存在较大差异和不均衡性, 建议多个泡沫混合液管供给。此外, 罐区泡沫的损失率可达60%, 鉴于大连“716”火灾泡沫用量达到1 100t以上, 建议大型浮顶罐区预备充足的泡沫液。

(2) 密封圈火灾试验现场测定的泡沫发泡倍数和析液时间均低于检测报告对应值, 但在《泡沫灭火剂》标准要求范围之内。冷喷试验采用罐区现有的泡沫液, 由于储存期限和现场泡沫产生器设备等因素, 导致其发泡倍数高于特征值98%, 析水时间仅为特征值66.3%, 对其灭火效果影响较大。为此, 建议定期检测和更换罐区泡沫液, 以保证其快速有效灭火。

(3) 对于大型浮顶油罐密封圈火灾, 泡沫混合液规定供给强度条件下3%型水成膜泡沫和6%型氟蛋白泡沫均可以有效控火, 甚至灭火, 余火可采用登顶扑救战术。试验表明:泡沫液的灭火性能级别、抗烧水平和蔓延流动性是快速灭火的关键, 泡沫混合液供给强度下降28%后在燃烧液面的蔓延速度降低60%。建议大型浮顶油罐区选取优质泡沫并保证泡沫灭火系统有效的供给强度和连续供给时间。

(4) 对于大型浮顶罐冷喷试验, 由于现场条件和经济因素限制, 不能开展大量实体试验, 建议基于数值模拟进一步研究浮盘低液位状态下泡沫损失率和风速、火灾热气流等因素的影响, 优化罐体泡沫灭火系统参数设计。

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掘进机电控箱体的密封性试验 第7篇

掘进机上用来盛放电控元件的电控箱体,其最主要的一项功能就是隔爆,即隔绝外面的可燃气体进入箱体而爆炸。煤矿井下环境复杂,可能存在高瓦斯气体,而掘进机作为主要的煤矿设备,若其电控箱体密封性不好,一个火花就可能引起爆炸,造成人员伤亡,影响正常的生产。因此对每台掘进机的电控箱体做密封性试验,显得尤为重要。

1 掘进机电控箱体的密封性试验

我们选用水做介质,做1MP的压力试验。然后我们从电控箱体的结构上开始,考虑用什么样的密封结构来满足1MP的试压要求,并能有几分钟的保压时间。

电控箱体上安装箱盖处都有一个很大的隔爆面,其中部为长1400mm、宽900mm的方孔。如何利用隔爆面上的螺纹孔来密封方孔,是我们密封性试验的的重点,我们做了两种试验。首先我们都对应的做了一块大方板,压在隔爆面上。不同的是在方板下的密封垫:一种我们选用胶皮剪制的橡胶垫,另一种是粘贴的O圈条。通过试验,结果告诉我们,胶皮剪制的橡胶垫不如O圈条密封性好。我觉得原因有两方面,一是胶皮在受压时挤压变形,易形成微小的缝隙,高压水从缝隙流出,无法密封;二是受压后胶皮能来回窜动,也不易保压。而O圈条有O圈槽限制其的位置,且它受压后可以看作是有一定宽度的线接触,受压不存在挤压缝隙,密封效果良好。

同时在试验过程中,我们注意到每次发生漏水,都有大量的气体溢出,这些气体的存在说明我们在做密封性试验之前,电控箱体内并未灌满水,存在着很多气体。那么这些气体会不会对我们的密封性试验有影响呢?我觉得影响很大,气体在受压后溶入水中,形成气泡,但当达到一定的压力值时,就会压溃气泡,对箱体的密封性结构形成局部的压力冲击,导致漏水。就像油路中的气泡,在压溃后对液压元件的冲击一样。所以保证做密封性试验之前,电控箱体内充满水很重要。针对这种情况我们做了如下的改进:首先我们在大方板上加工出两个通孔,他们的位置为对角分布;然后在孔上各焊接一个接头,一为进水,一为出气用。灌水时,将出气接头一侧垫高,由进水接头侧不断的灌入水,直至出气接头往外溢水,然后停止灌水,并用堵将出气接头堵死。这样电控箱体内几乎就没有空气,接着就可以做密封性试验了。

2 从密封性实验中得到的启示

几次试验之后,我们发现隔爆面上压的大方板,发生了变形,中间鼓了起来。通过分析计算我觉得大方板承受太大的压力,不是我们选择的35厚的板所能承受的,那么再把大方板的厚度加厚的话,材料上就有点太浪费了。综合考虑之后,我们选择在大方板一侧面的横向和纵向上均布几件12mm的拉筋,将他们焊接成一个整体,在做热处理定型,最后再加工孔及O圈槽。制作完成后,经多次试验,大方板没有发生任何的变形。

3 结语

上述是我们在生产中经过多次试验,不断改进,得到的掘进机电控箱体密封性试验的一些经验,它不仅满足了使用要求,节约了我们的成本投入,也提高了我们的生产效率。

摘要：煤矿井下环境复杂,可能存在高瓦斯气体,而掘进机作为主要的煤矿设备,若其电控箱体密封性不好,一个火花就可能引起爆炸,造成人员伤亡,影响正常的生产。因此对每台掘进机的电控箱体做密封性试验,显得尤为重要。

密封试验 第8篇

根据国家绿色能源发展规划, 到2020年我国核电装机容量将到达8700万千瓦。安全永远是核电的永恒主题, 特别是日本福岛核事故以后。核能动力装置运行时会产生大量放射性物质, 因此核电设备的设计、建造和验收均比常规工业产品有更严格且苛刻的核电站技术规范和技术标准, 并建立严密的质量保证体系、进行严格的质量控制。在满足核电站安全可靠运行的关键方面, 核级泵在抗震能力, 运行特性、冷却方式、冷热冲击、材料的选择、运行状态监测等都有特殊要求。[4,5]原先的国家、行业标准已经不能适应新的要求了。满足典型核二、三级泵在复杂服役环境、性能及可靠性方面的特性要求, 研制高可靠泵用机械密封装置, 研发一批高性能的机械密封产品, 对提高核电站典型高参数泵安全目标的实现方面有重要的作用。

2 核级泵用机械密封的试验要求

首先要了解核泵在试验方面的要求:核泵在出厂前均要求做事故试验。事故试验包括辐照试验、冷热冲击试验和杂质试验。我们在此讨论的是冷热冲击试验装置的研制开发。

[1,2,3]核级泵冷热冲击试验要求如下:

对于RRA (余热排出泵) 、RCV (上充泵) 、EAS (安全壳喷淋泵) 与RIS (低压安注泵) 泵机械密封, 需要进行热冲击试验, 其中RCV、EAS与RIS泵的热冲击试验条件为:

入口水温由7℃瞬时 (10秒) 升高到不低于120℃, 在该温度上运行4小时;然后降至60℃, 在该温度上运行4小时, 测试水泵性能。

RRA泵热冲击条件为:

第1次热冲击试验条件为:入口水温由20℃瞬时 (10秒) 升高到不低于190℃, 在该温度上运行4小时;然后降至60℃, 在该温度上运行4小时, 测试水泵性能。

第2次热冲击试验条件为:入口水温由190℃瞬时 (10秒) 降低到不高于80℃, 在该温度上运行4小时, 在该温度上运行4小时, 测试水泵性能。

我国在建的还有一种AP1000反应堆中的RRA泵冷冲击条件为:

电厂冷却初始阶段, 流体温度条件17710℃温度阶跃变化。

机械密封温度冲击试验可以单独进行或者与泵一起进行。

3 试验装置模型的建立

为了检验核级泵用机械密封产品在正常和事故荷载运行时能够随泵执行预期的安全功能, 有必要建立机械密封单独的试验装置。

分析核级泵冷热冲击试验要求, 可以总结出, 热冲击的极限是:7120℃温度阶跃变化, 冷冲击的极限是:17710℃温度阶跃变化。

该试验装置必须要解决三个方面问题, (1) 同时具备冷介质和热介质。 (2) 同时输送冷、热介质。 (3) 同时采集并控制介质的温度。

下面是实现试验装置的系统图:

热冲击试验:V102储罐循环管路内的介质温度由冷冻机降至1～5摄氏度, 并在循环泵P401驱动下经过机械密封腔循环, 并返回V102储罐。V101储罐循环管路内的介质由电加热器加热至高温 (如177摄氏度) 后, 通过气动阀瞬间关闭和打开的转换, 使热介质由V101储罐流经循环泵P301并输送至机械密封腔内, 瞬间置换出里面的冷介质, 然后返回V101储罐。

冷冲击试验:V102储罐内的介质由加热器加热至高温 (如177摄氏度) 后, 并在循环泵P401驱动下经过机械密封腔循环, 并返回V102储罐。V101储罐循环管路内的介质由冷冻机降至低温, 通过气动阀瞬间关闭和打开的转换, 使热介质由V101储罐流经循环泵P301并输送至机械密封腔内, 瞬间置换出里面的热介质, 然后返回V101储罐。

4 试验装置使用效果

核级泵用机械密封冷热冲击试验装置, 主要考察机械密封运转时, 在冷、热冲击下, 能否保持功能的完整。按照系统图建立起来的试验装置, 需要通过试验来验证其是否适用。为此, 分别进行了冷、热冲击试验。试验数据由计算机自动采集, 并做出曲线, 结论如下:

其中, 图2是冷冲击试验曲线, 图3是热冲击试验曲线, 图中可看出温度的阶跃变化。说明试验装置的试验成功, 同时也验证了机械密封在事故条件下能保持功能的完整性。

参考文献

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