(西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 四川成都 611500)

牙輪鉆頭單金屬密封結(jié)構(gòu)于1991年由中國(guó)石油大學(xué)羅緯和國(guó)洪領(lǐng)[1]提出，因其具有耐高溫、耐磨損的特點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用。1998年美國(guó)貝克休斯公司研發(fā)出SEMS結(jié)構(gòu)[2]，2003年該公司在SEM的基礎(chǔ)上，開發(fā)出新一代的SEMS2結(jié)構(gòu)[3]，如圖1所示。

圖1 單金屬密封結(jié)構(gòu)示意圖Fig 1 Sketch map of single metal seal structure

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)單金屬密封結(jié)構(gòu)進(jìn)行了許多研究，張寶生和陳家慶[4]介紹了單金屬浮動(dòng)密封的應(yīng)用特點(diǎn)、潤(rùn)滑模型、計(jì)算機(jī)輔助工程(CAE)在理論研究中的應(yīng)用、表面強(qiáng)化技術(shù)在單金屬浮動(dòng)密封中的應(yīng)用等；孫健等人[5]模擬裝配SEMS結(jié)構(gòu)并分析了其在不同環(huán)境下的應(yīng)力變化特征；張曉東等[6]分析了SEMS2結(jié)構(gòu)在不同環(huán)境下密封面的應(yīng)力特征；BURR[7]提出了彈簧補(bǔ)償功能的密封結(jié)構(gòu)；KOLTERMANN[8]開發(fā)出磁力密封結(jié)構(gòu)。

單金屬密封結(jié)構(gòu)動(dòng)密封面的接觸應(yīng)力不僅影響靜環(huán)和動(dòng)環(huán)接觸面的磨損情況，同樣也影響密封面間潤(rùn)滑油膜的形成。接觸應(yīng)力過(guò)大會(huì)造成動(dòng)密封面磨損加速，接觸應(yīng)力較小會(huì)使?jié)櫥孤┎⑹广@井液侵入軸承腔。密封結(jié)構(gòu)參數(shù)變化會(huì)對(duì)動(dòng)密封面接觸應(yīng)力的大小產(chǎn)生影響[9]，而國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)缺少單金屬密封結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)動(dòng)密封面接觸應(yīng)力的影響規(guī)律的研究。因此，針對(duì)單金屬密封結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)，本文作者研究不同的靜環(huán)斜面傾角、靜環(huán)楔入角和動(dòng)密封面長(zhǎng)度對(duì)動(dòng)密封面接觸應(yīng)力的影響。

1 單金屬密封結(jié)構(gòu)參數(shù)

單金屬密封結(jié)構(gòu)的動(dòng)密封面是由靜環(huán)和動(dòng)環(huán)組成，其中動(dòng)環(huán)的結(jié)構(gòu)參數(shù)由鉆頭的大小決定，因此研究單金屬密封結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)接觸應(yīng)力的影響，即為研究靜環(huán)的結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。靜環(huán)的結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示，其中，α為靜環(huán)斜面傾角，β為靜環(huán)楔入角，L為動(dòng)密封面長(zhǎng)度。而針對(duì)φ215.9 mm的牙輪鉆頭、內(nèi)徑為50 mm的單金屬密封結(jié)構(gòu)，靜環(huán)斜面的傾角取值范圍為α=13°～21°[10]；靜環(huán)楔入角取值范圍為β=1°～9°[10]；動(dòng)密封面的長(zhǎng)度取值范圍是2.5 mm≤L≤4.5 mm[12]。

圖2 金屬靜環(huán)示意圖Fig 2 Sketch map of metal static ring

2 有限元模型的建立

單金屬密封結(jié)構(gòu)為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因此用CAD建立二維模型，并導(dǎo)入ABAQUS建立有限元分析模型，如圖3所示。

圖3 有限元分析模型Fig 3 Finite element analysis model

在選擇材料時(shí)，橡膠支撐環(huán)及O形密封圈均采用丁腈橡膠，選取Mooney-Rivilin函數(shù)模型描述橡膠材料在變形時(shí)的特性。金屬材料選擇9CrW18Mn，其彈性模量為203 GPa，泊松比0.3[13]。邊界條件設(shè)置為對(duì)牙輪軸頸的Y方向約束，載荷步主要分為5步，如表1所示。

表1 有限元分析載荷步Table 1 Finite element analysis load step

其中，第一步是使結(jié)構(gòu)之間建立接觸，位移較小；第二步為使金屬靜環(huán)與橡膠支撐環(huán)接觸；接下來(lái)的載荷步開始?jí)嚎s橡膠支撐環(huán)，最終裝配完成后軸向位移是2.0 mm。為了便于比較，后面的分析均采用同樣的模型、材料、分析步和軸向位移。

3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)接觸應(yīng)力的影響分析

3.1 原始結(jié)構(gòu)接觸應(yīng)力分析

研究的原始結(jié)構(gòu)單金屬密封結(jié)構(gòu)如表1所示。有限元分析得到的其動(dòng)密封面的接觸應(yīng)力云圖如圖4所示?？芍航佑|應(yīng)力最大值在動(dòng)密封面的外側(cè)，其值為26.88 MPa，平均接觸應(yīng)力為8.08 MPa。

圖4 動(dòng)密封面接觸應(yīng)力云圖Fig 4 Contact stress image of dynamic sealing surface

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)接觸應(yīng)力的影響

為了研究靜環(huán)斜面傾角α、靜環(huán)楔入角β和動(dòng)密封面長(zhǎng)度L變化對(duì)動(dòng)密封面接觸應(yīng)力的影響，將參數(shù)分為5個(gè)水平進(jìn)行有限元分析，即：α為13°、15°、17°、19°、21°；β為1°、3°、5°、7°、9°；L為2.5、3.0、3.5、4.0、4.5 mm。

3.2.1 靜環(huán)傾角的影響

在保持靜環(huán)楔入角β以及接觸長(zhǎng)度L不變的情況下，改變金屬靜環(huán)傾角α的大小，得到動(dòng)密封面沿接觸路徑的接觸應(yīng)力分布曲線，如圖5所示。

圖5 不同金屬靜環(huán)傾角對(duì)動(dòng)密封面接觸應(yīng)力的影響Fig 5 Influence of different tilted angle of the roller shaft neck on contact stress of dynamic sealing surface

由金屬靜環(huán)傾角變化的曲線可知：5種靜環(huán)傾角下都呈現(xiàn)出動(dòng)密封面外側(cè)接觸應(yīng)力較大、內(nèi)側(cè)接觸應(yīng)力較小、中間接觸應(yīng)力變化較為平穩(wěn)的趨勢(shì)，并且都在距離外側(cè)0.5 mm處達(dá)到最大值。在靜環(huán)傾角從13°到21°的變化過(guò)程中，最大接觸應(yīng)力逐漸增加，并且在0.5～3.3 mm的接觸長(zhǎng)度上波動(dòng)程度增加。

3.2.2 接觸長(zhǎng)度的影響

在設(shè)定金屬靜環(huán)傾角α、靜環(huán)楔入角β不變的情況下，改變動(dòng)密封面接觸長(zhǎng)度進(jìn)行了分析。圖6所示為不同動(dòng)密封面接觸長(zhǎng)度下接觸應(yīng)力變化曲線。

當(dāng)接觸線長(zhǎng)度為2.5 mm時(shí)兩端接觸應(yīng)力較高，中間較低；其余4種動(dòng)密封面長(zhǎng)度均是動(dòng)密封面外側(cè)接觸應(yīng)力達(dá)到較高，內(nèi)側(cè)較低并且中間分布較為均勻，在長(zhǎng)度為3.0～4.5 mm時(shí)最大接觸應(yīng)力呈上升趨勢(shì)，但變化不明顯。

3.2.3 靜環(huán)楔入角的影響

在設(shè)定金屬靜環(huán)傾角α以及接觸長(zhǎng)度L不變的情況下，改變靜環(huán)楔入角β進(jìn)行了分析。計(jì)算發(fā)現(xiàn)靜環(huán)楔入角β的變化對(duì)動(dòng)密封面接觸應(yīng)力的影響并不大，其中，楔入角為1°和9°時(shí)金屬靜環(huán)的接觸應(yīng)力云圖如圖7所示，其接觸應(yīng)力變化僅變化0.27 MPa，接觸應(yīng)力的最大值仍然在動(dòng)密封面的外側(cè)。

圖7 楔入角為1°和9°時(shí)金屬靜環(huán)的接觸應(yīng)力云圖Fig 7 Metal static ring contract stress images when the wedge angle is 1°and 9°

4 單金屬密封結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

上述研究表明，單金屬密封結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)的變化是影響動(dòng)密封面接觸應(yīng)力的關(guān)鍵，合理的尺寸優(yōu)化能夠增大接觸應(yīng)力，提升密封的可靠性。為研究單金屬密封結(jié)構(gòu)的最優(yōu)參數(shù)組合，采用DOE實(shí)驗(yàn)，分析不同參數(shù)對(duì)動(dòng)密封面接觸應(yīng)力影響的主次水平。

4.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)及結(jié)果

表2所示為正交試驗(yàn)的因素和水平表，即3因素5水平的正交試驗(yàn)。

表2 因素和水平表Table 2 Factor and level

正交試驗(yàn)需要25次試驗(yàn)，利用ABAQUS分析得到不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下動(dòng)密封面的最大接觸壓力，如表3所示。

表3 正交試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Orthogonal test results

4.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)顯著性分析

利用極差分析法，研究不同密封結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)動(dòng)密封面接觸應(yīng)力的影響。根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果，得到了各水平接觸應(yīng)力的最大值、極差、3個(gè)因素的主次順序以及最佳參數(shù)組合，如表4所示。

表4 極差分析表Table 4 Range analysis

由極差分析結(jié)果可知：影響動(dòng)密封面間接觸應(yīng)力的結(jié)構(gòu)參數(shù)主次順序依次為靜環(huán)斜面角度α、接觸長(zhǎng)度L、靜環(huán)楔入角β。即靜環(huán)斜面傾角對(duì)接觸應(yīng)力影響較大，而靜環(huán)楔入角和接觸長(zhǎng)度相對(duì)較小。該結(jié)果驗(yàn)證了前面的規(guī)律性分析結(jié)果。

分析得到的最佳參數(shù)組合為α=21°，β=1°，L=4.5 mm，即為正交分析表中第21組試驗(yàn)。與優(yōu)化前比較，優(yōu)化后的最大接觸應(yīng)力由26.88 MPa上升至43.74 MPa，增幅為62.72%；平均接觸應(yīng)力由8.05 MPa上升至9.42 MPa，增幅為17.02%。

5 結(jié)論

(1)靜環(huán)斜面傾角從13°到21°的變化過(guò)程中，最大接觸應(yīng)力逐漸增加，且都出現(xiàn)在動(dòng)密封面的外側(cè)0.5 mm處，動(dòng)密封面中間的接觸應(yīng)力分布較為均勻；動(dòng)密封面接觸長(zhǎng)度從2.5 mm到4.5 mm的變化過(guò)程中，接觸應(yīng)力逐漸增大，但是增幅并不明顯；靜環(huán)楔入角從1°增至9°時(shí)，接觸應(yīng)力呈減小趨勢(shì)，但變化幅度并不大，其最大值仍然分布在動(dòng)密封面的外側(cè)。研究表明：靜環(huán)斜面傾角對(duì)接觸應(yīng)力影響較大，而靜環(huán)楔入角和接觸長(zhǎng)度相對(duì)較小。

(2)通過(guò)正交優(yōu)化分析，得到了影響動(dòng)密封面間接觸應(yīng)力的結(jié)構(gòu)參數(shù)主次順序依次為靜環(huán)斜面角度α、接觸長(zhǎng)度L、靜環(huán)楔入角β，且最佳參數(shù)組合為α=21°，β=1°，L=4.5 mm。

(3)與原始結(jié)構(gòu)比較，優(yōu)化后最大接觸應(yīng)力為43.74 MPa，增加62.72%，平均接觸應(yīng)力為9.42 MPa，增加17.02%。