安全关键性失效

安全关键性失效（共7篇）

安全关键性失效 篇1

0 引言

深水油气田勘探开发是一个高投入、高风险的行业, 稍有决策和操作失误, 便会导致重大的事故。在众多风险中, 最主要的是高压烃类在失控状态下的释放, 即天然气泄漏和井喷[1]。井控是石油天然气勘探开发过程中安全工作的重点, 而防喷器 (Blow Out Preventer, BOP) 则是井控设备中最重要的组成部分。在深水钻井过程中, 如果水下BOP发生故障未及时发现, 有可能导致井涌、井喷等事故, 甚至可能造成环境污染和人员伤亡[2]。如2010年发生于美国墨西哥湾的“深水地平线”事故, 就是因为防喷器故障, 不能有效控制井内流体导致井喷失去控制, 最终整个钻井平台沉没、人员伤亡, 大量油气喷入海中, 同时造成附近海域严重的生态灾难、资源浪费和巨额经济损失[3]。

深水防喷器系统包括环形防喷器、闸板防喷器、液压连接器、挠性接头、节流压井管线及控制系统等多个组成部分, 任何一个部位发生故障, 都会造成整个防喷器组失效。同一个部件, 又有着多种失效模式, 不同的失效模式会造成完全不同的结果。那么, 究竟哪个部位发生何种失效模式的概率最大、对系统影响最大、造成的损失最严重, 这是我们更为关心的问题。只有明确了安全关键性失效, 才能有针对性地采取更加有效的措施, 避免事故发生, 追求更高的安全经济效益。

目前国内在深水防喷器系统的可靠性方面的研究较少, 国外虽有一定的系统性研究, 但是绝大部分是一种定性的研究, 缺乏必要的数据支持[4]。本文通过对墨西哥湾83#深水井所使用的深水防喷器进行调研, 根据其每日钻井报告和BOP测试报告, 结合SINTEF海上井喷数据报告、海洋可靠性数据手册等, 收集深水防喷器系统中每个部件的具体失效模式数据, 分析导致设备和部件故障的主要原因以及各故障模式造成的故障时间, 掌握深水防喷器系统的可靠性、维修性等。

1 数据处理参数及方法

1.1 深水防喷器失效的界定

BOP组在功能和压力测试、正常钻井等各个过程中均会发生故障, 但只有在BOP组的测试期间、运行期间、BOP安装在井口时发生的失效才看作BOP失效。油井维修期间发生的失效不看作是BOP失效[5]。

深水BOP系统主要失效模式包括:不能够完全打开、内部泄漏 (通过关闭的环形防喷器泄漏) [6]、内部泄漏 (通过关闭的闸板防喷器泄漏) [7]、外部泄漏 (泄漏到环境中) 、解锁失败 (包括连接器解锁过程中的所有故障) 、内部液压泄漏 (控制液部分) 、外部泄漏 (阀门/阀盖泄漏或其他外部泄漏途径) 、剪切管子失败[8]。

1.2 故障时间计算

失效所导致的故障时间, 包括这种失效形式下所有损失的时间, 即从发现失效到钻井继续正常进行的时间[9]。例如, 如果一个BOP失效需要将BOP提出来, 从塞井, 提出BOP, 维修BOP, 到重新运行BOP所用的全部时间都认为是该失效下的故障时间。测试防喷器失效部位的时间也算作故障时间, 但是BOP上岸后的测试不算作故障时间, 因为已经进行了一次BOP测试[10]。

在平台上维修期间, 如果另外一个BOP发生失效, 并且与早期检测到失效无关, 则被认为是一个新的失效。但是, 如果执行了一些与该失效直接相关的维修活动, 则不看作是一个单独的BOP失效。

1.3 深水防喷器安全关键性失效界定

当防喷器在钻井平台上, 或者在下放和安装测试时发生故障, 就井控而言并不将这些故障看作是严重故障。在这些阶段, 防喷器并不作为油气井的安全屏障。安装测试合格, 开始钻井之后, 这时候防喷器才作为一口井的安全屏障[11]。防喷器在安装测试后发生的所有失效和故障都看作是安全关键性失效。每个故障的致命度取决于防喷器系统的故障部件及故障模式。因此, 要对发生在井口上的防喷器系统的失效和故障进行单独的统计和分析[12]。

1.4失效率和故障前平均工作时间 (MTTF) 计算

对于没有观测到趋势的数据集, 一个特定时期内的失效数量 (nf) 和失效率 (λ) , 可以通过均匀的泊松方程来模拟。λ可以通过下式来估算

其中, 防喷器工作天数为:防喷器从第一次安装到井口开始到从井口上提出的天数。

如果暂时弃井一段时间, 这些天数不算作防喷器工作时间。

MTTF是失效率λ的倒数, 即

2 深水防喷器系统失效部件数据分布

针对深水防喷器系统的总体性能, 表1中给出了在深水钻井过程中, 防喷器各部件和子系统的失效数目和总故障时间。其中从主控制系统中检测到的失效次数超过50%, 主要失效部件还包括液压连接器、环形防喷器、闸板防喷器、节流/压井管线等。其中节流/压井管线占了总失效数目的7%~11%, 而主要故障时间则由闸板防喷器和主控系统导致。

注:数据来源于SINTEF深水可靠性研究报告。

图1为深水防喷器系统各个主要部件发生的故障次数在所有故障次数中所占的比例, 由图中可以看出, 主控系统的故障次数占总数的60%左右, 液压连接器、闸板防喷器、节流/压井阀的故障次数相对平均。在深水条件下, 深水防喷器控制系统采用电液控制, 控制方式复杂, 包含电控和液控两条线路, 分布在平台上和水下, 涉及设备、管线较多, 工作条件复杂, 相比防喷器组故障次数更多。深水防喷器控制系统应当成为以后设计研发和风险评估的重点。

图2为深水防喷器系统各个主要组成部件失效导致的故障时间分布柱状图, 由图中可以看出闸板防喷器和主控系统造成的故障停机时间较长, 带来的停机损失最大。

3 深水防喷器系统失效模式数据分布

前面的分析, 给出了深水防喷器系统的主要失效部件。但每个故障的致命度不仅取决于防喷器系统的故障部件, 还与故障模式有关。关键性故障可能会直接导致钻井作业的暂停并带来不同程度的损失。因此掌握安全关键性失效的失效概率、故障停机时间和故障数目, 有助于我们更加明确故障的严重程度, 从而有针对性地采取措施, 更有效地提高安全效益。

从表2可以看出, 深水防喷器系统的不同部件, 发生的失效模式各不相同, 而且各个失效模式造成的故障时间也不相同。从结果来看, 挠性接头和闸板防喷器的失效造成的损失时间最长, 所以这两个部位应视为安全关键性部位, 在以后的工作中应该重点监察维护, 确保系统安全运行。

4 深水防喷器控制系统失效

从前面的统计数据中可以看出, 深水防喷器控制系统失效发生的概率最大, 带来的故障停机时间最长, 损失最大。深水防喷器控制系统如图3所示。

深水防喷器控制系统, 从最初的先导液压控制系统, 到单电路电液控制系统, 如今, 多路电液控制系统也已经应用到深水中[13]。表3给出了多路电液控制系统不同失效模式的失效数据。

从结果上来看, 多路电液控制系统的故障主要发生在水下控制盒中, 并且一般发生故障时, 往往是伴随着几个事件同时发生的。而且故障的检测程序比较复杂, 即使很小的部件发生故障也必须将防喷器组提出水面进行故障检测、维修和功能测试。这个过程所造成的停机时间平均为190小时。

深水防喷器控制系统的结构复杂, 涉及的零部件较多。深水防喷器控制系统, 一般下放于水下, 工作环境极端恶劣, 因此深水防喷器控制系统成为发生故障次数最多、造成故障停机时间最长的设备。如2010年发生的“深水地平线”事故, 其中一个关键原因就是深水防喷器控制系统的电池电量不足, 剪切闸板防喷器无法及时关闭, 从而不能有效控制井内流体导致井喷失去控制, 并最终造成严重后果。

5 结论

1) 深水防喷器系统的失效形式多种多样, 每个部件都会发生不同的失效形式。其主要失效形式有外部泄漏、内部泄漏、防喷器无法打开或者关闭, 对于液压连接器, 其故障形式主要为无法解锁。

2) 深水防喷器组失效和故障会产生大量停工期。对于深水钻井, 将近4%的钻井失效时间是由于防喷器组失效而造成的。在深水中的平均失效期相比于浅水增长, 主要是由于维修防喷器组的时间增长了, 水深似乎对失效的发生没有直接的影响。当寻求减少深水防喷器组失效导致的停工期时, 深水防喷器的预防性维修是至关重要的。

3) 通过对深水防喷器系统的失效数据统计及分析, 得出深水防喷器控制系统占全部失效的60%左右。尤其是一些现代深水防喷器控制系统, 相比于旧的控制系统, 在蓝盒和黄盒之间有更少的允余量。水下控制盒的一个单一失效有可能导致整个控制系统全部功能丧失。因此, 在设计深水防喷器控制系统时, 必须重视水下控制盒的允余量。

4) 深水防喷器系统的故障代价昂贵。与深水防喷器系统故障相关的维修工作会耗费掉大约3%的总钻井工期, 深水防喷器系统安装使用之前的测试时间约占总钻井时间的5%, 而这个时间又不被看作防喷器组的故障时间。因此, 对所有型号在用管道的可变活塞进行水压测试的要求必须被废除, 因为它并没有增加安全性, 却更加耗费时间。同时, 需要对深水防喷器系统进行预防性风险分析和评价, 降低故障概率。

5) 深水防喷器控制系统, 是整个深水防喷器系统的安全关键性部位, 需要作为安全防护的重点。其结构复杂, 工作环境恶劣, 维修难度大、耗时长。因此寻求位于钻井平台之上的远程控制系统, 显得尤为必要。

安全关键性失效 篇2

现代风力发电机可获得约95%~99%很高的可利用率, 然而相当多的故障可引起每年多达10次的非计划停机, 导致维修效能、生产损失和成本提高。据德国某项目可知, 风力发电机的年平均失效率取决于制造年份及投运年份。最先投产的风力发电机总是该系列生产产品的第一代, 之后生产的风力发电机将会从前代产品的运营经验中受益。

从图1可清楚看到生产的第一代风力发电机在运行的第一年显示最高的失效率。随着生产和运行两方面经验的积累, 失效率降低而可靠性相对提高。但是记录故障和维修活动的通常方式已经不适合标准化和自动化统计计算, 因此操作经验可以部分用于改善设计和维修程序。

二、改善可利用率

风力发电机的可利用率取决于故障停机时间总和, 平均可利用率取决于失效率、失效后的恢复时间和计划维修措施停机时间。图2显示通过降低失效率和减少不必要的停机时间来改善可利用率是可能的。

上述改善可利用率可能条件可分成设计和结构、运行和维修两个领域。其基本思想和合理失效统计结果所需简介如下。

1. 设计和结构

设计和结构阶段可通过技术思想的选择、可靠组件、冗余的利用和安全措施来改善可靠性。首先需选择合适的技术思想。大多数型号的风力发电机都有相似的开发过程和失效率, 但是一些型号的风力发电机有很大区别。如不同技术思想条件下, 风力发电机的年失效率是不同的。通过分析可有助于确定不同技术思想的优点和弱点, 也可进行深度详细比较, 确定风力发电机组件的不同。

另一个影响是布置组件的可靠性。为了优化设计和结构, 以及选择合适的材料, 必须了解组件应力和应变的相关知识。弱点分析是设置优先次序的必要输入, 可确定哪个元件被优先使用。为了改善元件设计的细节, 必须对失效原因和失效模式进行分析。

尽管对设计和结构进行改进, 并仔细选择材料, 一些组件仍易出故障。通过利用冗余有可能降低组件可靠性对整个系统可利用率的影响。电气和控制系统的许多要素在现代风力发电机中已是冗余的。如在风向标中有效利用冗余的例子, 风向标的年失效率很高。现代风力发电机都有两个风向标, 而不是过度依赖一个风向标。风向标的例子也可说明安全措施的可能性。风向标中的许多失效是由冰冻引起的。通过在低温时加热风向标, 可以降低失效率, 对于某些型号的风力发电机, 已开始意识到这一点。

除了降低失效率, 通过设计和维修 (提高可维修性、早期故障识别、自维护系统) 减少故障停机时间也是可能的。

2. 运行和维修

在运行和维修阶段, 校正和预防策略、维修周期和维修工作、适合的控制策略都会影响失效率和故障停机时间。

维修优化采用校正和预防策略两种控制方法。在校正策略控制方法下, 组件一直运行到失效为止, 再进行非计划故障停机。预防策略立足于几个变量。一个变量是定期维修, 旨在预防非计划故障停机, 但可获得更高的效能和成本。更多复杂的变量是基于状态和可靠性, 旨在平衡维修效能和成本, 与可利用率相对。

基于可靠性的策略, 试图利用从现存设备获得的操作经验, 预估未来一段时间内失效的可能性, 以优化维修周期和维修工作。

改善可利用率的一个选项是利用适应性控制策略。特定组件的可靠性可能通过改变某些参数 (如采用另外一条功率曲线) 得以改善。

此外, 通过缩短等待时间、优化维修计划来减少停机时间, 从而改善可利用率, 这是有可能的。尤其是优化维修计划对于近海风能利用变得越来越重要。对受控站点的访问制定出色的维修计划是必不可少的。但是, 当了解优先次序和措施的持续性时, 才能进行优化。而且掌握花费在物流运作、差旅和工作上的所有时间是很重要的。发生的过程可被描述为“物流时间”、“因站点受限的等待时间”、“出差时间”、“修理时间”。为了估计优化潜力和缩短等待时间, 要求了解不同过程的平均持续性。

三、失效统计

许多参数会影响风力发电机的可靠性特性, 在进行详细分析时, 必须考虑所有这些参数。为了优化可靠性和可利用率, 需要建立一个明确、不含糊的数据集, 该数据集的结构原则见图3。

1. 关键数据

关键数据包含风电场和风力发电机的一般信息。除机器的基本数据 (容量、直径、高度) 外, 操作条件、位置信息、技术思想等有关信息也被包含在这些数据中。

此外, 所有的风力发电机元件必是专用的、结构化的, 以标准化的方式正确确定相关元件。通常由通用设备操作者使用的动力装置参考编号系统 (RDS-PP) 将被风力发电机操作者使用。德国VGB电力技术协会颁布的该指南制定了系统所有目标的统一指标。如此分配, 把风力发电机在不同层次分为紧密功能组和结构组 (几个层) 。如有风力发电机系统、发电机系统、电能输送系统, 而风力发电系统包括叶片校正、驱动链、齿轮箱组件。

风电场、风力发电机和基础设施组成第一层, 系统、风力发电机子系统和变电站组成第二层, 组件 (如发电机) 为第三层。

利用关键数据集可分析风力发电机型号、考虑不同技术思想的组件或元件、不同操作条件或在大型风电场中考虑风力发电机的定位的可靠性等。

2. 工作数据

工作数据组成重要信息的第二组。必须把风力发电机未在标准化操作模式下运行的所有时间段看作是“事件”, 并文档化。数据库将记录诸如故障发生的日期和时间、相对读数、启动时间及一组事件原因等项目。当前工作目标是使即存的指示系统适应来自于风能应用必须的VGB电力技术标准规定的“事件”分类。该数据集包括了诸如工作类型、失效原因、故障类型以及进而必需的措施等。

此外, 相关的组件和元件必须使用上面提到的RDS-PP代码记录。虽然收集所有这些数据要花费更多的努力, 但使电子帮助成为可能, 它不仅使服务人员记录原因, 而且有助于他们通过提供的标准化项目列表找到合理的描述。

3. 数据库结构

最终的数据库将包含许多不同来源的数据, 因此需要一个有目的且复杂的结构。主表列出大量的工作数据, 包含所观察资产的全部事件的信息。第二个表格包含所有的关键数据。在这个表中存储所有实物元件的数据, 如序列号、制造商、制造日期、生产日期等。第三个中心表包括所有表示设计所有型号风力发电机的所有存在的组件和元件的RDS-PP代码, 将事件数据和受影响的实物元件以及紧密功能连接。

因此, 不同重要程度的分析将得到不同处理, 如可以评估不同风力发电机上的相同元件的可靠性以及安装不同组件的一种风力发电机型号的可靠性。由于关键数据也包含位置信息, 因此要对风力发电机可靠性对操作条件的依赖性进行评估。

4. 可靠性特性数据库

收集整个资产的关键数据和较长一段时间的工作数据后, 操作者即可提取到其资产的弱点信息, 以及与之相关的效率和成本。然后操作者应用以可靠性为中心的维修, 可建立新的数据库, 如特性值数据库等。典型的特性将是“故障间隔平均时间”或“故障修理平均时间” (MTBF, MTTR) 和可靠性功能。操作人员也将通过改善组件和元件的维修策略实现自我价值。

四、结论

显而易见, 风力发电机及其组件的可靠性需要进一步改善, 否则可利用率, 尤其是在近海应用中, 将达不到合理的结果。必须对风力发电机的设计以及维修组织进行改进。

虽然近年来风能得到利用, 但仍缺乏统一的运行和维修实践文件标准, 以及一致的数据库结构, 因此, 德国风能利用技术标准开发工作组正在为风力发电机的运行和维修制定合理的标准。

单个的风力发电机运行商不可能获得合理的统计基础数据进行详细分析。即使有一个像WMEP中的丰富数据库, 概念组、电源级别和位置条件的瓦解导致统计基础不充分。但是一个丰富的数据库和合理的数据结构的必要性是显而易见的。运营商相互联合的方法 (首先标准统一, 其次是技术要求统一) 将证明是最成功的。

五、展望

安全关键性失效 篇3

在包括人类在内的动物体内,有一种生物大分子参与了大部分的机体活动过程,众所周知该类主体就是蛋白质。在蛋白质大家族中,有一类可统称为关键蛋白质,虽然其在数量上并不为多,但对于动物的生存生长却发挥着至关重要的决定性作用,而且对于维持动物正常的生命活动和繁衍生息也有着显著特殊的现实意义。当下研究表明,关键蛋白质所担负实现的生物学功能是其他蛋白质无法替代的。如何有效识别这一类关键蛋白质对于生物体的致病原理研究、从基因层面治疗的开展、以及动植物药用价值的开发等领域方面的升级完善均将产生广泛而深远的影响。

经过研究发现,蛋白质之间存在着相互作用,这些相互作用将蛋白质组合成为蛋白质网络。通过进一步分析展开蛋白质网络的研究设计过程,即会发现蛋白质在网络中所处的拓扑位置对于衡量蛋白质作用在生物体中的影响力则能呈现清晰明确助益效果,而关键蛋白质在蛋白质网络中通常将会处于更加重要的位置。因此,本文拟先通过计算蛋白质节点的可达性来进行蛋白质重要性排序,然后采用节点失效的方法,将重要的蛋白质节点不断地“失效”,再不断地计算新的蛋白质的重要性,从而在蛋白质网络中动态地识别关键蛋白质。

1 相关定义说明

1.1 度中心性(Degree Centrality,DC)

节点的度中心性也就是节点的连接度,表示与该蛋白质直接连接的蛋白质的数目[1]。其数学表述公式如式(1)所示:

1.2 接近度中心性(Closeness Centrality,CC)

节点的接近度中心性通过衡量该蛋白质对于其他蛋白质的相互影响的程度,反映该蛋白质在整个蛋白质网络中所处的中心程度[2]。现给出接近度中心性的公式如下所示:

1.3 介数中心性(Betweenness Centrality,BC)

节点的介数中心性指的是蛋白质网络中经过某个蛋白质v的最短路径在所有最短路径数中所占有的比重[3],具体可得计算公式如下:

1.4 特征向量中心性(Eigenvector centrality,EC)

特征向量中心性是从蛋白质网络整体的角度识别具有全局性的核心蛋白质[4]。特征向量中心性EC(u)则表示节点u为蛋白质网络邻接矩阵的主特征向量的第u个分量。数学原理公式可如式(4)所示:

1.5 蛋白质节点可达性

在蛋白质网络中,蛋白质节点的可达性是指某个蛋白质节点和其他蛋白质节点之间的相互作用关系之和,反映了各蛋白质节点之间相互连接的密切程度,同时,也可反映出该蛋白质节点在蛋白质网络中的影响力[5]。数学计算方法公式即如下式:

1.6 网络资本评估

蛋白质网络的网络资本NC(Network Capital)是指整个网络中所有蛋白质节点的可达性之和,表明整个网络内所有蛋白质节点之间的相互影响力[5]。相应地,网络资本NC公式可表述如下:

2 算法描述

本算法是根据蛋白质节点失效前后网络资本值下降程度来判断该蛋白质是否重要。首先计算初始状态时蛋白质网络中各节点的可达性Ac,作为该节点的权重值,用Wk来标记表示,同时计算初始时的网络资本值NC;然后对各节点的权重值Wk进行降序排列;选取一部分权重值大的蛋白质进入候选关键蛋白质队列,并将权重值最大的蛋白质滤出队列,将其设定为“失效”;判断此时网络资本值的变化量ΔfNC(Gc)→Tmin是否成立,如果成立,则将“失效”的节点加入关键蛋白质集合,如果不成立,则恢复该蛋白质节点,使其重新“有效”;将候选关键蛋白质队列的当前节点选送出队列,设其“失效”,再重新计算网络的各节点的权重值和网络资本值NC,同时并判断该节点是否符合关键蛋白质的条件,循环往复,直到候选关键蛋白质队列为空时,算法运行将至于终止。

将蛋白质网络抽象为无向图,记为G(V,E),其中V={v1,v2,…,vn}为节点集,n表示节点数;E={e1,e2,…,em}为边集,m表示边的个数。在此,设计可得算法实现过程代码描述如下所示。

3 预测关键蛋白质的阈值

由于本文采用的是动态的节点失效方法,每得到一个关键蛋白质之后,都会重新计算各节点的权重和蛋白质网络的网络资本值。而每一个蛋白质对于蛋白质网络的影响力均呈现差异,前期识别的关键蛋白质对于整个网络的影响力将会更大一些,而后期识别的关键蛋白质的影响力则会逐渐减小,因此无法直接找到合适的Tmin;而且,不同的生物体或者不同的生命组织构建得到的蛋白质网络也将各有不同,其中各节点的权重以及该网络的网络资本值也将存在多种选择,并且相互之间差别可能还会很大,因此也无法找到通用的Tmin。

通过分析发现,关键蛋白质“失效”会影响到网络资本值,最直观的表现就是网络资本变化量发生了波动。因此,可将某个蛋白质“失效”前后网络资本变化量与失效前网络资本值的比值作为本算法的预测关键蛋白质的阈值。即:

将式(7)略加变换也可以写为:

如何选择合适的阈值γ即是预测关键蛋白质的核心问题。本文选取社会网络中3个经典示例(空手道俱乐部网络、宽吻海豚网络、美国大学橄榄球联盟网络)以及拟南芥网络,作为实验对象。针对各个网络,通过设定不同的γ值,从而得到不同的关键节点序列,将这些关键节点序列与该网络的标准关键节点序列进行比较,选取预测准确率最高的一组序列,所对应的γ值就是识别该网络的关键节点阈值。研究中,给出各实验对象的网络解析具体如下。

首先,空手道俱乐部网络(Zachary's karate club network)[6]是由Wayne Zachary在1970~1972这3年时间,通过长期跟踪观察美国一所大学的空手道俱乐部,并整合分析俱乐部各个成员间的社交关系,构造得到了各成员的社会关系网络。该网络包含34个节点和78条边,节点表示俱乐部成员,边表示对应的2位成员之间存在活动记录或者存在频繁交往的关系。

其次,宽吻海豚网络(Dolphin social network)[7]是David Lusseau在1994~2001年期间在新西兰神奇海湾,全面观察了62头宽吻海豚,进而分析海豚之间的社区活动,并由此构建出该复杂网络。网络中存在有62个节点和159条边,节点表示海豚,边表示2只海豚间存在着频繁的交流活动。

美国大学橄榄球联盟网络(American College football network)[8]是由Girvan和Newman在重点统计了美国大学橄榄球2000-2001赛季各球队之间的对阵情况而构建形成的复杂网络。该网络包括115个节点和613条边,节点表示橄榄球队,边表示边两端的代表队之间至少发生过一场比赛。

最后,拟南芥网络(Arabidopsis thaliana network)[9]是DIP数据库中比较小型的蛋白质网络,而且是研究蛋白质网络时的常用网络之一。该网络包括258个节点和310条边,节点表示对应的蛋白质,边表示2个蛋白质节点之间存在着相互作用关系。

本次研究中,通过对空手道俱乐部网络、宽吻海豚网络、美国大学橄榄球联盟网络以及拟南芥网络等模型对象进行验证,验证结果如表1所示。由表1可知,得到的最佳γ值分别为0.31、0.26、0.16、0.22,实际上各结果值均为不同。因此,预测网络中关键节点的时候,应该根据网络中节点的拓扑特征、节点间联系的紧密程度、网络中各节点所代表的实际意义以及网络所具有的各种特征等重点性能来综合灵活地选择最合适的阈值γ。

4 实验结果及分析

由于酵母蛋白质网络的研究较为充分,数据集更加完整有效,本实验即将该网络选为测试对象,对应的测试数据集包含2 361个节点和7 182对相互作用[10]。同时关键蛋白质标准数据集选用Essential Proteins数据集,这是通过涵盖4个权威数据库(MIPS[11]、SGD[12]、DEG[13]、SGDP[14])的数据,并且经过收集整理公开发表的文献和一些生物学专家提供的技术资料,进而在大范围内手动提取而最终得到的,总共包含有1 285个关键蛋白质。

本实验首先将该数据集中蛋白质的自相互作用和冗余相互作用剔出删除,得到该网络的实验数据。然后采用4种不同的中心性测度方法(度中心性DC、接近度中心CC、介数中心性BC以及特征向量中心性EC)和本算法(阈值γ取值为0.26)分别对实验所选取的数据集进行关键蛋白质识别。将5种不同的方法得到各个节点的重要度降序排列,分别选取前1%、前5%、前10%、前15%和前20%五种规模的蛋白质作为预测关键蛋白质,再与Essential Proteins标准数据集构建结果对比,从而得到各类算法在不同规模下的预测准确率。

5种不同算法分别针对该数据集进行节点重要度降序排序,选取前1%的蛋白质节点,即前24个蛋白质节点,可得各节点编号如表2所示。

在表2中,分别列出了按照度中心性DC、接近度中心性CC、介数中心性BC、特征向量中心性EC和本算法中不同的节点重要性评价标准得到该数据集中前1%蛋白质(即前24个蛋白质)的编号。其中,加粗的数字表示本算法得到前1%蛋白质中与Essential Proteins标准数据集对比后,验证得到的关键蛋白质。

在表3中,描述的是5种不同方法预测得到的前1%蛋白质的交集。将5种不同方法得到的前24个蛋白质编号与Essential Proteins标准数据集进行匹配,得到5种不同方法的预测准确率分别为62.5%、41.67%、50%、33.3%、62.5%。本算法和DC测度预测准确率最高,都达到了62.5%,表示已成功预测出15个关键蛋白质,其中有8个节点是相同的。本算法在预测准确率上均要优于CC、BC、EC测度,而与CC、BC、EC测度相比则分别高出了20.83%、12.5%、29.2%。由此说明本算法在预测前1%数据方面,将更加准确有效。

在图1中,a)~e)表示由各个算法得到TOP1%(前24个蛋白质)、TOP5%(前120个蛋白质)、TOP10%(前240个蛋白质)、TOP15%(前360个蛋白质)、TOP20%(前480个蛋白质)蛋白质。在前述5个规模的样本上,运行可得本算法的预测准确率分别为62.5%、58.3%、50%、50.8%、49.4%。在前5%蛋白质中,测度DC、CC、BC、EC的预测准确率分别为50%、47.5%、45%、42.5%,本算法预测准确率则比DC、CC、BC、EC测度分别提高了8.3%、10.8%、13.3%、15.8%,这一结果充分说明了本算法在最为重要的前5%蛋白质识别方面将更加地卓见成效。在前10%、前15%和前20%蛋白质中,本算法和DC测度得到的预测准确率基本相同,且优于CC和BC测度。至此,研究实验验证表明本算法在关键蛋白质识别方面可收获实现颇高执行效率。

5 结束语

基于TVDLED安全失效的预防 篇4

随着直下式LED背光彩电市场份额急剧扩大, 市场中出现黑屏、光暗品质的产品数量呈递增趋势, 有的产品甚至出现印制板碳化现象。为规避直下式LED背光电视系统的设计出现安全隐患, 论文综合考虑LED灯失效机理和电视整机驱动系统, 从整机角度进行案例分析, 提出一些整机预防和检测措施。

2 电视背光典型失效

为提高电视灯条的过电应力, 部分LED本身集成反向的单向齐纳二极管器件, 或在整个灯条并联一个反向的单向齐纳二极管, 以提高静电特性[1]。单颗灯珠集成发光LED和齐纳二极管的LED灯架构如图1所示。

按齐纳二极管工作状态分析:正常工作时, 齐纳二极管处于反向截止状态。而发光LED的PN结呈现开路状态时, 齐纳二极管Zener就串联在电路支路中。如图2所示。

LED开路时, 过电应力或者电源驱动提供的电压电流将加载到齐纳二极管, 一旦能量超出齐纳二极管的参数范围, PN结受损, 漏电流增大反向内阻减小就造成齐纳二极管温度过高, 逐渐超过二极管最大耗散功率, 导致齐纳二极管持续损伤或雪崩击穿而内阻降低[2], 不可恢复地呈现为阻抗较低的热阻后, PN结结温异常可高达300~400°C。因供电体系依然工作, 屏幕表现为暗斑, 普通用户很难发觉。周期性开关机的使用, 使齐纳二极管周期性地产生热能, 持续高温致使齐纳二极管周边基材容易碳化成为潜在引燃源, 容易引燃周边可接触的低燃点材料, 严重时可能碳化周边的光学反射纸。

3 灯条典型失效

某灯条的单颗LED采用集成单反向齐纳二极管架构进行了印制板设计, 印制板的基材采用玻纤材质, 产品在市场端有印制板碳化现象, 如图3所示。

仔细观察失效品, 发现印制板上的灯珠负极导电铜箔被光学透镜定位脚掏空, 导电铜线直径只有0.4mm (见图4) , 成为热阻的齐纳二极管由于高温产生热量, 并且无法通过正常的铜线及时进行热传导, 由此, 齐纳二极管的负极焊盘被周期性的高温逐渐碳化, 其正下方紧贴的玻纤基材形成空洞, 发生柯肯达尔效应现象[2], 导致基材持续严重碳化。

4 整机安全失效预防措施

4.1 分析LED内部金线的载荷

LED内置金线的直径和额定电流成正比, 金线长度与电流成反比。电源驱动要合理控制电流的浪涌比例, 作者对额定电流是400m A的同批次LED灯抽样, 并定周期进行电流加速测试。确认电流为400m A时, LED的工作参数和状态正常, 随着电流的增加, 失效比例越来越高, 当电流将达到1.3A时, 失效比例为100%。

因此, 整机电源设计必须对调光、开关机等过程波形进行管控, 确认电源驱动电路的正确性, 有冲击时, 记录冲击最大的波形进行脉冲宽度和幅度的分析、计算、整改, 确保LED冲击电流不超过LED器件规格书要求的最大值。

4.2 严格控制LED的焊脚温升

LED是恒流驱动器件, 温度可靠的电流才能保证LED处于可靠的工作模式。LED的寿命与结温有直接的关系, 结温越高, LED的寿命越低, 失效率就越高。

4.3 加强驱动保护

高压或大电流对LED的损伤也是致命的。在电源恒流驱动设计阶段, 要认真研究不同背光方案的失效模式, 设定过功率保护、过电压保护、过电流保护、欠电压保护等保护方案。另外, Boost恒流电路、LLC谐振驱动电路、反激驱动电路的保护能力是否能根据实际的应用环境起到作用, 需要系统设计人员把控设计余量, 测试保护响应的及时性和有效性。

4.4 环境硫化管控

贴装LED时, 不能产生有机挥发性气体的黏结剂。LED工作环境及与LED适配的材料中, 建议硫元素及其化合物成分建议不可超过100×10-6。溴元素含量建议小于900×10-6, 氯元素含量要求小于900×10-6, 溴元素与氯元素总含量必须小于1500×10-6[3]。

4.5 整机生产管控

灯条可通过双面胶粘贴、UK-612型号等导热硅胶固化、多重卡位、螺钉紧固等多种方式贴附在金属或塑料背板上, 但是必须验证贴附的良好性。

5 结语

论文举例解析了LED设计方案安全缺陷造成碳化的案例。对LED架构、电源驱动匹配、温升控制、可靠性制造等方面提出了建议, 分享了检核措施。希望对同行设计工程师和技术支持人员有一定的帮助, 使电视整机的品质得到进一步的提升。

摘要：基于直下式LED背光彩电在市场上逐渐占据主导位置, 论文以经典案例阐述了LED设计存在的安全失效隐患, 同时提出有效的安全预防和改进措施。希望能有效地帮助电视行业和LED行业的设计人员提升产品品质。

关键词：直下式LED,灯条,齐纳二极管

参考文献

[1]吴艳艳, 冯士维, 周舟, 等.大功率Ga N基白光LED荧光层失效机理研究[J].激光与光电子学进展, 2012 (10) :168-173.

[2]周跃平, 郭霞, 王海玲, 等.Ga N基发光二极管寿命测试及失效分析[J].半导体光电, 2007, 28 (3) :345-348.

锅炉安全阀弹簧失效的分析 篇5

锅炉安全阀弹簧装配时受到430MPa下压正应力, 阀门完全打开时其将受到480MPa的压力, 管道中蒸汽温度约在350℃左右变化, 因为弹簧处于封闭情况下, 并且装在阀体的上部, 所以它的温度稍低些。影响安全阀弹簧失效的因素有松弛失效, 温差失效和弹簧本身材质等, 其主要因素是安全阀弹簧产生腐蚀, 受非中心荷载和冲击荷载的作用。

1 安全阀弹簧受力分析

1.1 轴向或径向载荷

锅炉上使用的安全阀弹簧, 多数为圆柱形。由计算得知, 安全阀弹簧受轴向弹簧受轴向或径向载荷作用时, 变形量、切应力与弹簧丝直径成反比;当弹簧在使用中受腐蚀时, 弹簧丝直径变小, 弹簧变形量、剪切应力增大, 从而导致弹簧失效。

1.2 受非中心载荷的影响

锅炉运行中, 安全阀要定期排放超压汽。排汽后, 阀杆易偏斜, 导致安全阀漏气和弹簧承受非中心载荷而偏心, 使圆形弹簧安全应力值下降。即安全应力与载荷偏心距成反比, 使安全阀弹簧失效, 使用寿命缩短。

1.3 受冲击载荷的影响

锅炉运行中, 安全阀处于频繁跳动状态, 排气时产生较大冲击速度, 此时弹簧的前三圈首先承受冲击载荷, 吸收较多的冲击能量。由于不能迅速而有效地将冲击载荷传递给后面的弹簧圈。导致前三圈产生塑性变形进而失效。

2 安全阀弹簧宏观检查

由图1可见, 断裂弹簧大部分区域的间距都很小, 有些部位的间距已接近于零。对同种规格型号工作正常的安全阀进行实测, 测得弹簧在自由状态下的高度为252mm, 正常整定压力位0.27MPa及安全阀设计开启高度下, 弹簧被压缩的高度要高于断裂弹簧拼接后的高度, 根据图1所示的断裂弹簧拼接照片, 说明在卸除载荷的情况下, 弹簧处于“压并”状态, 已经发生永久变形。对各断裂弹簧表面进行检查, 发现其表面分布有大量的网状裂纹, 裂纹分布纵横交错, 根据弹簧的受力状态分析, 在正常的单一工作载荷作用下, 不可能产生这些纵横交错的网状分布裂纹, 这些网状裂纹的形态与热应力产生的裂纹形态相似。

3 安全阀弹簧的质量问题

目前, 安全阀弹簧的质量问题主要包括两个方面, 一是应力松弛, 二是断裂。

3.1 应力松弛

在长期工作条件下 (一定的压力和温度) 的安全阀弹簧, 它的应力松弛现象必然会发生。必须在选材和处理工艺两方面着手使它的抗松弛性能达到技术要求。有些安全阀在受热条件下工作, 其压力偏差将大于±1%。这是一种相当普遍的现象。

3.2 断裂

根据能量和机械工业部门调查, 我国与200MW、300MW发动机组配套使用的脉冲式安全阀弹簧发生断裂的达9%。事实证明, 制造能耐热、抗松弛、不发生断裂的安全阀弹簧仍是我国亟待解决的关键技术问题之一。

3.2.1 安全阀弹簧材料的选择

安全阀弹簧的工况条件:工作应力为200MPa, 环境温度为156℃。这类弹簧一般为大型螺旋压缩弹簧, 钢棒直径为42-55mm, 从热轧弹簧钢中选材, 其中50Gr VA和W4Cr VA冷拉、热轧或银亮钢棒最好, 但是, 后者的价格较贵。为了保证安全阀弹簧有良好的强韧性而不发生脆性断裂事故, 对购进的原材料应进行细致的质量检验。首先检查其尺寸公差、表明质量, 以保证尺寸精度和表明粗糙度;其次要进行磁粉探伤, 消除刚才表明有害的裂纹和表面脱碳现象;再次要检查钢的淬透性和奥氏体晶粒度等级。

3.2.2 热成形与热处理

按该簧的展开长度下料, 通过局部加热法用压尖机将料两端碾锻成所需形状和尺寸, 再用锻锤具精整扁尖, 保证其光滑平整, 不得有明显的凹凸等不良现象。端部加热时不应产生过烧和严重氧化、脱碳现象。

3.2.3 热强压处理

为了保证安全阀弹簧有优异的抗应力松弛性能, 正确选材和进行热处理是必要的前提条件。有些生产厂采用3次立定处理来进一步改善其松弛性能, 可以收到一定的效果。但和热强压处理比较, 仍有较大差距。弹簧是安全阀工作质量的执行元件, 其价格约占阀门价格的1/3。所以, 在制造该类弹簧时必须根据工况条件正确选择钢材, 严格进行热处理和强压处理, 这样是可以达到国外先进水平的, 从而收到可观的经济效益。

4 预防安全阀弹簧失效的措施

根据上述分析和实践操作的经验, 锅炉安全阀弹簧失效的预防措施主要有:

4.1 为了防止安全阀腐蚀失效，锅炉运行管理应注意：a.要保养、 及时检修，使安全阀处于完好状态;b.禁止锅炉在高水位运行，以防 安全阀排气时严重携带盐和水，造成弹簧腐蚀;c.锅炉运行时水质复 合《低压锅炉水质标准》GB1576-1996 要求，防止安全阀排气时所携 带的杂质损伤密封面，引起漏气和弹簧腐蚀;d.安全阀排放管底部 要设置疏水管，以防冷却水淤积在安全阀阀体内，造成安全阀弹簧 腐蚀;e.要做好安全阀防尘保护，以防锅炉房内灰尘长期黏积在弹簧 上而产生腐蚀。

4.2 安全阀在安装时其阀杆、弹簧以及阀体等部件，必须在同一 轴线上且保持垂直，减小弹簧所受的偏心载荷，增大安全阀弹簧的 安全应力值，提高使用寿命。

4.3 严格控制锅炉压力，使安全阀不发生频繁动作。这可提高安 全阀的使用寿命，减少安全阀失效，确保锅炉安全运行，提高经济效 益。

摘要：安全阀是锅炉的三大安全附件之一, 由于操作、维护不当, 时常造成失灵甚至失效, 直接危及锅炉安全运行, 增加检修时间、费用。影响锅炉安全阀弹簧失效的因素有松弛失效, 温差失效和弹簧本身材质等, 其主要因素是安全阀弹簧产生腐蚀、受非中心载荷和冲击载荷的作用。

关键词：锅炉,安全阀弹簧,失效,原因分析

参考文献

[1]刘金伟.试论安全弹簧的优化设计[J].锅炉制造, 2005.

起重机防爬安全装置失效原因分析 篇6

目前港口码头前沿起重机都注重于防爬安全装置, 以防止异常风灾带来的灾害, 如1996年9月9号15号台风造成湛江港16台起重机倾覆。鉴于这次事故交通部于1996年底发布了《关于新建、扩建、改建的沿海港口码头及其大型港口机械配置防风抗台装置的通知》。马鞍山港虽然是属于内陆港口, 平时风力不是很强, 很难遇到大的台风, 突发性的强风也不多, 但是我单位对防风工作一直抓的都比较紧。

2 不同类型防风措施比较

20世纪80年代, 典型的防风措施是, 除夹轨器以外就是在行走轮下塞铁鞋防止起重机遇到突发性大风而滑行。用传统的夹轨器方式又分为手动夹轨器和重锤夹轨器, 由于传统夹轨器可能出现的轨道下沉变形等原因, 使得夹轨器在很多场合不能有效的工作, 难以满足安全生产的要求。在行走轮下赛铁鞋虽然简单, 但每次操作前要人工将铁鞋取出, 工作后再将铁鞋塞入, 操作极为不便。到了2000年以后, 先后有了锚定装置、防风拉索和一种新型的起重机防爬安全装置被广泛采用, 防风拉索一般是在遇有强风来临之前将拉索分别固定在起重机两侧锚定坑内, 这种拉索在突发性的强风前有点措手不及, 很难在突发性的强风下而有效的使用, 并且还要求起重机停在适当的位置, 近年来采用新型的起重机安全防爬装置如图1是由压力轮、凹形铁鞋、电动液压推杆、钢丝绳等部件构成, 它是利用楔块防爬原理演变而来, 由电动液压推杆控制铁鞋的提起与落下, 电动液压推杆和大车运行机构联锁。凹形铁鞋由钢丝绳悬挂, 如果起重机大车要行走, 电路联动使电动液压推杆牵动钢丝绳将凹形铁鞋提起, 使得起重机因凹形铁鞋离开轨道面能够正常行走。如果大车停止行走而断电, 安全防爬装置的电动液压推杆掉电复位, 此时凹形铁鞋因自身重力下落在轨道面上, 当起重机在强风的作用下爬行时, 压力轮在凹形铁鞋的斜面上移动, 依靠压力轮与凹形铁鞋的斜面的摩擦和凹形铁鞋地面与轨道面的摩擦而阻止起重机继续爬行, 从而起到安全保护作用。这种新型防爬安全装置最大的优点是, 和大车机构电器连锁, 在理想状态下不需要人工干预, 实现自动联动控制。根据本人近十年对该新型防爬安全装置的观察后认为, 如果管理措施不到位等其他原因也会发生一些问题而使得新型安全防爬装置失效。

3 失效原因分析

我们知道新型防爬安全装置在设计中要求满足的条件是:a.铁鞋应与车轮踏面及轨道全面接触。铁鞋前端厚度满足 (0.012~0.008) D (D为大车车轮踏面直径) 。铁鞋上平面坡度≤20%。铁鞋舌部应有足够的长度, 保证车轮压上后滚到极限位置时, 车轮垂直中心线在舌尖内不少于10mm。圆弧止推面顶部到铁鞋前端上承压面的高度不少于0.035D。铁鞋后端底部应有高度不小于10mm, 坡度不大于60%的斜坡。b.铁鞋提起到终止位置时, 不得与车轮或轨面接触。其底面与轨面的距离≥15mm。铁鞋的提放应灵活, 不得有卡滞现象。新型防爬安全装置在生效状态下的压力轮和铁鞋受力如图2。

新型防爬安全装置一般是在些列情况下起作用在大车行走的过程中突然掉电, 此时, 新型防爬安全装置失电铁鞋落在轨道面上, 而大车任然在惯性的作用下继续行走一段距离因压力轮在铁鞋的斜面上滑动而停止, 起重机在非工作状态下受到突然强风推动起重机使得新型防爬安全装置起作用。这两种情况都是新型防爬安全装置起作用而防止起重机继续滑行。

a.防爬装置安全工作条件

根据图1, 以压力轮为研究对象进行受力分析, 压力轮的垂直压力G, 起重机所受风力在压力轮轮轴上产生的水平推力P, 以及铁鞋对压力轮的作用力N1和摩擦力F1构成平衡力系由平衡条件得:

假设f1、1为压力轮与铁鞋斜面的摩擦系数和摩擦角, 将压力轮不沿斜面产生滑动的条件, 代入上式得:

分析铁鞋的受力, 铁鞋的自重可以忽略不计, 则轨道面对铁鞋的压力N2及摩擦力F2与压力轮对铁鞋的压力N1′及摩擦力F2′相平衡, 即:

假设f2、2为铁鞋与轨道面的摩擦系数和摩擦角, 将铁鞋不沿轨道面滑动的条件代入上式得:大与式

综合公式 (2) 和公式 (4) 得出防爬装置安全工作条件:

从以上分析表明, 铁鞋与轨道面的摩擦系数大于压力轮与铁鞋斜面的摩擦系数是防爬装置安全工作的必要条件。铁鞋斜面的斜度对于两个接触表面的滑动与否密切相关, 斜度过小会导致压力轮沿斜面滑动, 斜面过大将导致铁鞋沿轨道面滑动, 这两种情况都会使防爬装置不能正常工作。

b.理论上铁鞋楔入后的推出条件

在遭遇强风时, 防爬装置的铁鞋楔入压力轮与轨道之间, 从而阻止起重机继续滑行, 强风过后, 需要起重机运行时, 铁鞋应该能够顺利退出, 因为防爬装置与起重机大车行走机构联锁, 在铁鞋离开轨道之前行走机构是不能够启动, 而铁鞋的退出是通过液压推力器推动钢丝绳将铁鞋提起。

铁鞋退出原理是:依靠压力轮中心偏离铁鞋中心而使得两侧钢丝绳倾斜角不同产生的水平分力的使铁鞋回位, 通过图1受力分析G、P表示将要退出时作用于压力轮上垂直力和水平力, T是液压推力器作用于钢丝绳的拉力, 根据平衡条件以及铁鞋沿退出方向与轨道产生滑动条件:

驱动钢丝绳的推杆的推力R为两侧钢丝绳拉力的垂直分力之和, 一次条件求解公式 (6) 得到铁鞋退出条件:

式中钢丝绳的斜角β1、β2取决于钢丝绳上拉力点的间距b1, 铁鞋吊点间距b2上下拉点相对高度h以及压力轮中心相对铁鞋中心距离l:

上述几何参数虽然对铁鞋的退出有一定的影响, 但是铁鞋斜面的斜度和起重机自重及因强风而产生的压力轮对斜面的压力以及摩擦力对铁鞋能否正常退出的影响要大。这个力量要比推杆的推力大很多, 如果要求铁鞋能够顺利退出就要降低φ2与α+φ1的差值。理想状态是φ2=α+φ1, 且由式 (7) 得知:不管其他参数怎么确定, 推杆只要有较小的推力就可以使铁鞋退出这种状态仅仅是防爬装置安全工作的临界状态, 可靠性很低。

c.防爬装置失效原因分析

前面我们已经分析了防爬装置安全工作条件和理论上铁鞋楔入后能够正常退出的条件, 在理想状态下, 也就是说铁鞋没有楔入, 铁鞋通过电气连锁而实现提起与落下时是没问题的, 如图1。实际上起重机遇到强风或者是因行走掉电使得起重机滑行, 一旦压力轮压在铁鞋的斜面上, 压力轮的中心和铁鞋的中心产生位移l, 如果压力轮与铁鞋的间隙过大有可能压力轮会滑动到铁鞋的末端。压力轮的中心与铁鞋中心偏距l越大, 我们在前面的分析中没有把钢丝绳长度因素考虑进去, 因为结构一旦定型钢丝绳的长度是不会改变, 通过图1我们看出, l越大, 距压力轮作用点远端拉力点离推杆的直线距离越长, 如果此时起重机大车要行走在通过电气联动新型防爬安全装置开始动作准备提起铁鞋, 而此时压力轮远端钢丝绳已经拉紧, 压力轮近端钢丝绳松弛, 因推杆的作用首先拉紧压力轮远端, 在拉力T一定的条件下, 铁鞋两边的力臂l1和l2又不相等, 而且差距较大l1>l2, 然而铁鞋l2近端在压力轮压力作用下是无法正常提起, 而铁鞋l1端受到拉力T的作用将铁鞋l1端提起使得铁鞋压死压力轮, 如图2, 而且是越拉越紧此时铁鞋根本是无法正常退出, 出现这种情况后, 起重机工作前只好让工人敲出铁鞋起重机才能正常工作。还有一种极端情况是如果轨道面下沉, 压力轮与轨道面间距较大如图2, 这种情况压力轮有可能越过铁鞋端使得铁鞋翻转导致防爬安全装置失效。

4 应对措施

首先要保证电气连锁的可靠, 遇到要电气故障及时检修, 经常观察轨道面是否下沉, 遇有下沉及时调整, 使压力轮下切面和轨道的距离不能大于铁鞋斜面高端的厚度, 在管理上要督促司机加强点检保养, 同时要采取其他防风措施, 如, 锚定装置、防风拉索等和新型防爬安全装置协同工作, 而把新型防爬安全装置作为最后一道屏障。最大限度保证起重机的安全。

参考文献

先导式安全阀失效分析与解决方法 篇7

一、先导式安全阀结构特点及工作原理

1. 结构特点

先导式安全阀由主阀、导阀和导压线等组成。导阀为弹簧式安全阀, 主要由阀体、阀瓣、弹簧和阀杆等构成。通过调整导阀弹簧的压缩量来设定安全阀的整定压力。主阀的动作由导阀控制。

2. 工作原理

如图1所示, 正常工作状态下, 介质从导阀进气孔到达阀瓣上腔, 由于阀瓣上腔是密闭的, 且阀瓣上腔的水平圆截面积大于流道圆截面积, 所以阀瓣上腔的合力大于阀座腔内介质向上的合力, 从而使主阀瓣密封面和主阀座密封面紧紧贴合达到密封。当介质压力升高达到规定值 (即开启压力) 时, 导阀阀瓣离开阀座, 而导阀下密封口将进气通道关闭, 主阀瓣上腔内的介质迅速通过此通道排气, 使压力下降, 主阀瓣打开并全量排放。当介质压力下降到规定值时, 导阀弹簧又将阀瓣推向阀座, 二者密封面重新贴合, 导阀阀瓣重新关闭, 而导阀下密封口打开, 介质从此口进入主阀上腔, 重新将主阀瓣推向主阀座, 使其关闭, 安全阀整体又回到正常工作状态。

二、先导式安全阀在运行中出现的问题

先导式安全阀在某厂气分装置出现的问题, 归纳起来, 以导阀内密封失效居多, 其次是导压线问题和主阀问题。

1. 导阀问题

如图2所示, 导阀内部有很多密封点, 任何一个密封点失效均有可能引起先导式安全阀主阀误动作。结合实际发生的案例来探讨和分析先导式安全阀误动作的情况。

(1) 气分脱丙烷塔C101塔顶安全阀, 在正常生产的情况下, 系统未超压而安全阀自动开启, 即系统压力未达到安全阀整定压力而安全阀发生了误开启。

由于液化气内部带有微量水, 微量水在冬季冻结挂壁, 导致导阀内冻堵, 主阀未超压而误动作。同样的冻堵, 也可能导致先导阀泄放线堵塞。如果发生此情况, 即先导式安全阀达到整定压力后, 先导式安全阀也不会开启。压力容器等设备将发生超压现象, 极易引发泄漏、火灾、爆炸等事故, 后果难以想象。

(2) 岗位人员巡检时, 听到脱丙烯塔回流罐D103顶的放火炬线有大流量泄压响声, 而当时操作压力为1.74 MPa, 未达到安全阀定压值2.31 MPa, 发生了脱丙烯塔顶回流罐D103南侧的先导式安全阀误开启故障。将该安全阀拆解, 重新更换密封胶圈、定压后投用正常。

解体该先导式安全阀的导阀发现, 导阀内部排放孔密封胶圈出现老化断裂且部分损坏, 由此导致了该阀的误开启。

(3) 气分装置水解脱硫罐R101B南侧安全阀误开启, 班组及时发现并处理。解体该安全阀的导阀, 导阀进口腔的通道节点外侧胶圈稍有磨损;浮动堵阀的下端O形圈上粘有异物。经分析, 由于O形圈上粘有异物, 导致浮动堵阀下端密封失效, 进而主阀内漏;异物为导阀进口腔的通道节点外侧O形圈的磨损物。

2. 导压线问题

先导式安全阀导压线密封点较多, 且均为锥面密封。导压线接头泄漏量达到一定程度, 就会导致主阀误动作。用车间备用先导式安全阀进行实验, 得出结论:在导阀后部导压线泄漏的情况下, 安全阀开启压力由2.31 MPa降低至2 MPa;在导阀前段导压线泄漏的情况下, 安全阀开启压力由2.31 MPa升至2.5MPa。后一种情况是最危险的, 因为在实际生产情况下, 导阀导压线接头泄漏的情况是可能发生的。

气分脱硫脱水区, 可燃气体报警器报警, 外操到现场确认, 发现液化气味较大。R102B南侧安全阀出口管线挂有水珠, 且伴有泄漏声, 判断为安全阀误动作, 切除该安全阀。

经检查, 该先导式安全阀的导阀导压线连接处松动, 导致主阀上、下部压力不平衡发生主阀内漏事件, 是典型的导压线泄漏导致的先导式安全阀误动作的例子。

3. 主阀问题

岗位人员高处巡检, 发现C101顶西侧安全阀的下部管线温度不正常, 车间组织切除此安全阀, 解体该阀发现安全阀上腔积水严重且有大量杂物。

由于液化气带水, 导致主阀上腔出现积水。这种现象十分危险, 如果冬季上腔活塞冻堵, 安全阀在系统超压的情况下, 将无法开启;阀腔内杂物较多, 如果卡住主阀活塞, 安全阀在系统超压的情况下, 同样无法开启。

4. 采取措施

由于发现胶圈材料出现老化断裂的现象, 将所有的导阀胶圈全部更换为可耐-50℃低温的进口胶圈。由于气分两塔顶距离地面较高 (接近70 m) , 对脱丙烷塔C101、脱丙烯塔C102A顶共计5台先导式安全阀, 2012年底采取增加电伴热措施, 在冬季投用时将电伴热温度设定在50℃, 并对有电伴热的先导式安全阀进行保温;对本装置其他先导式安全阀进行了增加水伴热并且安装了保温。

三、采取改进措施后效果与结论