殷潤(rùn)生 穆塔里夫·阿赫邁德 耿 軍

(新疆大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 新疆烏魯木齊 830047)

在設(shè)備起停階段或出現(xiàn)操作失誤時(shí)，機(jī)械密封在干摩擦狀態(tài)下運(yùn)轉(zhuǎn)，密封環(huán)端面會(huì)產(chǎn)生遠(yuǎn)高于潤(rùn)滑條件下的高溫及磨損[1]，嚴(yán)重影響機(jī)械密封的使用性能和壽命，導(dǎo)致生產(chǎn)中斷。因此，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)干摩擦狀態(tài)下機(jī)械密封的磨損及使用壽命，對(duì)保持設(shè)備安全及維持生產(chǎn)穩(wěn)定有重要意義。針對(duì)機(jī)械密封摩擦副密封環(huán)磨損及熱力變形，目前已有較多研究。其中磨損研究大多數(shù)集中于檢測(cè)不同材料摩擦副的耐磨性[2-6]，或表面不同涂層的耐磨性[7-11]，工況集中在干摩擦[12-15]，而對(duì)生產(chǎn)實(shí)際中機(jī)械密封的磨損研究較少。還有學(xué)者假設(shè)磨損痕跡存在從而計(jì)算磨損對(duì)密封性能的影響[16]，或基于Archard磨損理論和分形理論，建立了機(jī)械密封端面磨損的分形函數(shù)模型[17-20]。在機(jī)械密封熱力變形研究領(lǐng)域，學(xué)者們通過(guò)仿真或數(shù)值計(jì)算來(lái)獲得機(jī)械密封端面溫度場(chǎng)，但因?qū)α鲹Q熱系數(shù)缺乏固定算法，常根據(jù)邊界條件選擇近似模型的對(duì)流換熱系數(shù)計(jì)算公式來(lái)替代[21-24]。還有學(xué)者在對(duì)機(jī)械密封溫度場(chǎng)研究的基礎(chǔ)上，提出了新的端面溫度冷卻方案[25-28]。目前，對(duì)于機(jī)械密封磨損的研究集中在檢測(cè)干摩擦下不同材料或不同涂層的抗磨性，對(duì)生產(chǎn)實(shí)際中機(jī)械密封的磨損研究較少。

本文作者以YWN8合金接觸式機(jī)械密封為研究對(duì)象，通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量材料的硬度、磨損系數(shù)、干摩擦因數(shù)；建立了基于熱力變形的機(jī)械密封磨損數(shù)值模型，對(duì)機(jī)械密封磨損進(jìn)行數(shù)值模擬，得到了單力場(chǎng)及熱力變形下摩擦副密封環(huán)的磨損深度，對(duì)比了磨損理論值，分析了熱力變形下磨損深度與理論值不符的原因，為進(jìn)一步研究打下了基礎(chǔ)。

1 數(shù)值分析

1.1 雙端面機(jī)械密封工作原理

以渣漿泵雙端面機(jī)械密封為研究對(duì)象，如圖1所示，密封介質(zhì)為磷礦漿，內(nèi)部導(dǎo)入冷卻水。因密封介質(zhì)顆粒多、硬度大，因此動(dòng)靜環(huán)采用相同硬質(zhì)材料，為YWN8合金。

圖1 渣漿泵雙端面機(jī)械密封軸截面示意

從圖1中取出一個(gè)因干摩擦失效的摩擦副密封環(huán)，如圖2所示?？梢?，密封環(huán)表面出現(xiàn)熱裂紋和磨損，判斷該機(jī)械密封失效由磨損和熱力變形導(dǎo)致，因此文中通過(guò)建立干摩擦下基于熱力變形的機(jī)械密封磨損數(shù)值模型，對(duì)其磨損情況進(jìn)行分析。

圖2 機(jī)械密封端面磨損情況

1.2 數(shù)值模型

對(duì)一對(duì)摩擦副密封環(huán)進(jìn)行建模，其三維模型如圖3所示。密封環(huán)和密封環(huán)座尺寸見表1，具體材料參數(shù)見表2。

圖3 機(jī)械密封摩擦副密封環(huán)三維模型

表1 機(jī)械密封摩擦副密封環(huán)尺寸 單位：mm

對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并做網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，如圖4所示?？芍?dāng)網(wǎng)格大于187 134后，其結(jié)果基本不變，因此網(wǎng)格數(shù)選擇為187 134。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

1.3 邊界條件

干摩擦運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，密封環(huán)端面受彈簧壓力作用，選取0.14、0.18、0.22、0.26 MPa 4組彈簧比壓作為變量，旋轉(zhuǎn)速度為研究對(duì)象實(shí)際工作轉(zhuǎn)速1 450 r/min。

摩擦熱為熱源，熱量由端面沿軸向傳給動(dòng)靜環(huán)，動(dòng)靜環(huán)與空氣產(chǎn)生對(duì)流換熱，與密封腔接觸面產(chǎn)生固體界面接觸換熱。

機(jī)械密封動(dòng)靜環(huán)間摩擦熱流密度計(jì)算公式[29]為

q=fvpc

(1)

式中：q為熱流密度，W/m2；f為干摩擦因數(shù)，由試驗(yàn)測(cè)得為0.1～0.2，文中選擇為0.15；v為動(dòng)環(huán)端面線速度，m/s，pc為端面比壓，MPa。

計(jì)算得到熱流密度后需計(jì)算動(dòng)靜環(huán)熱量分配占比。用公式(3)計(jì)算：

(2)

式中：qj為靜環(huán)端面分配熱流；qd為動(dòng)環(huán)端面分配熱流；hd為動(dòng)環(huán)軸向尺寸；hj為靜環(huán)軸向尺寸；λd為動(dòng)環(huán)熱導(dǎo)率；λj為靜環(huán)熱導(dǎo)率。

為了方便計(jì)算，通常將于空氣換熱設(shè)置為隔熱，密封件與密封腔接觸部分存在固體界面接觸換熱，數(shù)值從文獻(xiàn)[30]中查出。其他參數(shù)見表1和2。

為了論述的清晰，我們按照受調(diào)查人員是否作為交際一方參與了自然發(fā)生的真實(shí)交際，將語(yǔ)用學(xué)研究中常用的語(yǔ)料收集方法分為“自然語(yǔ)料”和“引發(fā)式語(yǔ)料”兩大類：自然語(yǔ)料來(lái)自于受調(diào)查人員作為交際一方參與其中的言語(yǔ)交際行為，受真實(shí)交際意愿的驅(qū)動(dòng)；引發(fā)式語(yǔ)料是指研究對(duì)象并沒(méi)有參與到真實(shí)的言語(yǔ)交際中，而是受研究工具的誘發(fā)和引導(dǎo)，從記憶中搜尋有關(guān)語(yǔ)言使用的信息，并報(bào)告出來(lái)，表演出來(lái)，或?qū)懗鰜?lái)，受研究人員的研究目的驅(qū)動(dòng)。

1.4 磨損條件

文中磨損理論采用ARCHARD磨損理論，見公式(3)

(3)

式中：γ為機(jī)械密封磨損深度，μm，Kw為磨損系數(shù)，為方便計(jì)算，假定文中磨損處于穩(wěn)定磨損階段，磨損系數(shù)不變；K/H為磨損率，mm3/(N·m)；pc為端面比壓；v為動(dòng)環(huán)端面線速度；H為摩擦副密封環(huán)布氏硬度，具體數(shù)值見表2。其中材料磨損系數(shù)和硬度需通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量。

2 試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)系統(tǒng)與方法

YWN8合金硬度通過(guò)HRS-150型數(shù)顯洛氏硬度計(jì)測(cè)量。磨損系數(shù)及干摩擦因數(shù)用M2000型磨損試驗(yàn)機(jī)測(cè)量，試驗(yàn)后使用VHX-6000超景深顯微鏡進(jìn)行三維可視化采集。

將干摩擦損壞密封環(huán)及同尺寸嶄新密封環(huán)各一個(gè)，分別切割成36份，1份用銅粉焊鑲嵌在長(zhǎng)方體底座作為1個(gè)試件，每個(gè)密封環(huán)做12個(gè)試件。圖5所示為試件樣品，表面微坑來(lái)源于硬度測(cè)試。圖6所示為磨損試驗(yàn)機(jī)工作原理及有限元模型，底座被夾具夾住保持靜止，摩擦副與密封環(huán)干摩擦接觸并隨磨損試驗(yàn)機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)。摩擦副與密封環(huán)材料為YWN8，底座材料為鑄鐵。

圖5 試驗(yàn)樣品

圖6 試驗(yàn)工作原理

試驗(yàn)在M-2000型磨損試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)轉(zhuǎn)速為180 r/min，載荷分別為50、70、90、110 N，每組試驗(yàn)參數(shù)下測(cè)試3次。文獻(xiàn)[29]提到機(jī)械密封磨損深度單位為μm/h，因此單次試驗(yàn)時(shí)間為1 h。試驗(yàn)后用超景深顯微鏡三維可視化采集磨損表面形貌及三維高度。以180 r/min、50 N試件為例，其試驗(yàn)后磨損表面形貌及三維高度如圖7所示。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)測(cè)試，嶄新合金環(huán)硬度為71HRC，干摩擦損壞后硬度下降21%，為56HRC，之后將其轉(zhuǎn)化為布氏硬度。

通過(guò)磨損試驗(yàn)，嶄新合金環(huán)磨損試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表3，磨損系數(shù)為1.2×10-6，轉(zhuǎn)為磨損率為1.41×10-6mm3/(N·m)。文獻(xiàn)[31-32]中該值為1.2×10-6mm3/(N·m)，數(shù)據(jù)基本一致，判定試驗(yàn)結(jié)果準(zhǔn)確。有細(xì)微差距的原因是文獻(xiàn)中的鎳基碳化鎢含鎳量比文中材料高，更加耐磨。

表3 YWN8密封環(huán)試驗(yàn)數(shù)據(jù)

2.3 磨損數(shù)值模型驗(yàn)證

因全尺寸試驗(yàn)成本較高，因此通過(guò)模擬磨損試驗(yàn)來(lái)部分驗(yàn)證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。試驗(yàn)有限元模型見圖6，邊界條件采用試驗(yàn)參數(shù)。將仿真磨損深度與超景深掃描深度進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示。可知最大深度誤差在10%以內(nèi)，試驗(yàn)?zāi)p深度較大是因?yàn)樵囼?yàn)中存在磨粒磨損等其他磨損形式，并隨著壓力的增大，磨粒產(chǎn)生越快，磨粒磨損越多。以180 r/min、50 N試件為例，其仿真磨損形貌如圖9所示。與試件端面磨損表面三維高度圖(見圖7(b))對(duì)比可知，仿真磨損形貌與試件磨損形貌基本一致，均是中部最深延兩端及遠(yuǎn)處逐漸變淺的趨勢(shì)。經(jīng)過(guò)對(duì)比證明磨損數(shù)值模型準(zhǔn)確，可用于機(jī)械密封干摩擦磨損仿真。

圖8 試驗(yàn)和仿真磨損深度對(duì)比

圖9 有限元仿真得到的磨損形貌

3 結(jié)果與討論

使用ANSYS的熱力模塊，將邊界條件加載到密封環(huán)上，插入WEAR指令，輸入材料磨損系數(shù)及硬度，增加用戶自定義結(jié)果，求解干摩擦運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)密封環(huán)溫度場(chǎng)云圖、熱力變形情況，單力場(chǎng)及熱力變形下磨損形貌及磨損深度。

3.1 熱力變形分析

外界溫度為20 ℃、彈簧比壓為0.26 MPa、轉(zhuǎn)速為1 450 r/min時(shí)，干摩擦工況下密封環(huán)的溫度場(chǎng)云圖如圖10所示。動(dòng)靜環(huán)溫度從端面延軸向遞減，靠近外側(cè)處因和端蓋或彈簧座相連存在固體界面接觸換熱，因此溫度較低。最高溫度在內(nèi)徑處，為84.555 ℃。從最高溫度可知，溫度并非該類機(jī)械密封失效的主要原因。

圖10 干摩擦工況下密封環(huán)溫度場(chǎng)云圖

圖11(a)所示為干摩擦下密封環(huán)端面的變形趨勢(shì)云圖，可知密封面由平行面轉(zhuǎn)變?yōu)槭諗棵?，之后?nèi)徑將相對(duì)外徑磨損更嚴(yán)重。

如圖11(b)、(c)所示，內(nèi)外徑之間出現(xiàn)了間隙，密封環(huán)內(nèi)徑最大出現(xiàn)1.52 μm的間隙，這將導(dǎo)致端面粗糙峰接觸面積減少，端面黏著磨損較熱力變形前呈下降趨勢(shì)，后續(xù)仿真結(jié)果證明了該觀點(diǎn)。

圖11 動(dòng)靜環(huán)熱力變形云圖

3.2 磨損分析

文中從端面磨損形貌和磨損深度兩個(gè)角度分析仿真數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

圖12所示為熱力變形下的仿真磨損云圖?？梢妰?nèi)徑磨損情況較為嚴(yán)重，這和圖2中實(shí)際端面磨損情況相符，證明仿真結(jié)果準(zhǔn)確，原因是熱力變形下，內(nèi)徑處變形相對(duì)外徑更大，因此磨損較外徑更為嚴(yán)重。

圖12 機(jī)械密封磨損云圖

圖13所示為理論磨損深度、單力場(chǎng)仿真磨損深度與熱力變形下仿真磨損深度的對(duì)比。理論磨損值與單力場(chǎng)磨損值誤差在5%以內(nèi)，因?yàn)槠渚豢紤]了壓力與轉(zhuǎn)速對(duì)磨損的影響，同時(shí)也證明了有限元模型計(jì)算準(zhǔn)確。

圖13中，加入溫度場(chǎng)影響后，磨損深度大幅度下降，但根據(jù)兩點(diǎn)原因推斷其磨損值更符合實(shí)際：

(1)學(xué)者們已多次證明多物理場(chǎng)下機(jī)械密封變形、應(yīng)力等參數(shù)比單物理場(chǎng)時(shí)更符合實(shí)際[23-24]；

(2)在文中熱力變形中分析時(shí)，已推斷出密封環(huán)熱力變形后端面黏著磨損較變形前呈下降趨勢(shì)，而理論公式并未考慮端面變形對(duì)磨損的影響。

綜上所述，熱力變形下機(jī)械密封磨損值比理論值和單力場(chǎng)值更加準(zhǔn)確，未來(lái)研究可考慮在Archard公式中增加代表溫度場(chǎng)的影響因子，從而使公式更準(zhǔn)確。

4 結(jié)論

通過(guò)熱力變形下的磨損計(jì)算，分析YWN8合金機(jī)械密封摩擦副密封環(huán)的溫度場(chǎng)和磨損形貌、磨損深度，試驗(yàn)測(cè)量了合金的硬度、磨損系數(shù)、干摩擦因數(shù)。得到以下結(jié)論：

(1)干摩擦工況下密封環(huán)端面溫升較低，因此溫度并非該類機(jī)械密封失效的主要原因。

(2)熱力變形后端面形成收斂面，內(nèi)徑變形更大，因此內(nèi)徑磨損較外徑更為嚴(yán)重，和實(shí)際相符。

(3)熱力變形下密封面內(nèi)外徑間隙增大，造成端面粗糙峰接觸面積減小，黏著磨損較變形前呈下降趨勢(shì)，造成磨損深度與理論值不符。

(4)熱力變形下磨損有限元模型能較為準(zhǔn)確地計(jì)算密封環(huán)磨損深度，未來(lái)研究可考慮在Archard公式中增加代表溫度場(chǎng)的影響因子，從而使公式更準(zhǔn)確。