崔 雯 王天瑞 王在剛

（1.甘肅省特種設(shè)備安全技術(shù)檢查中心；2.陜西航天機(jī)電環(huán)境工程設(shè)計(jì)院有限責(zé)任公司）

化工泵性能是衡量我國石油化工行業(yè)水平的重要指標(biāo)， 在對化工泵性能日益嚴(yán)苛的要求下，機(jī)械密封作為其關(guān)鍵部件嚴(yán)重影響著整機(jī)性能。 由于機(jī)械密封使用工作環(huán)境復(fù)雜多變，加之材料性能限制等因素極易造成密封環(huán)碰磨嚴(yán)重［1～3］，進(jìn)一步造成機(jī)械密封失效［4］。 對于密封環(huán)磨損問題，首先要揭示摩擦界面磨損情況與接觸形貌之間的內(nèi)在關(guān)聯(lián)。 ZHANG B 和XIE Y B 指出，表面形貌對摩擦部件的磨損情況具有極大的影響，并構(gòu)建了摩擦界面粗糙度預(yù)測模型［5］。魏龍等結(jié)合分形理論與Archard 理論， 構(gòu)建了密封磨損模型，并得出影響磨損情況的主要因素為表面形貌這一結(jié)論［6，7］。為了進(jìn)一步探索磨損部件接觸界面的摩擦特性，KIM Y W 等建立了橢球體與剛性平面在不同橢圓度接觸時的等效馮-米塞斯應(yīng)力有限元模型［8］。SINOU J J 等根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果建立了局部摩擦規(guī)律的數(shù)值模型［9］。 惠玉祥等基于Archard 磨損模型，結(jié)合窄端面結(jié)構(gòu)密封形式，得到了接觸式密封磨損規(guī)律［10］。

綜上所述，國內(nèi)外眾多學(xué)者對密封磨損行為從多種角度進(jìn)行了分析，但關(guān)于準(zhǔn)確描述摩擦界面信息，同時將熱力因素考慮加入磨損的研究較少。 因此，針對密封環(huán)復(fù)雜的接觸摩擦狀態(tài)，筆者根據(jù)密封摩擦界面真實(shí)形貌建立磨損接觸模型，基于該模型對摩擦過程中微觀形貌的熱力狀態(tài)進(jìn)行分析描述，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步對磨損情況進(jìn)行分析，以期能夠?qū)C(jī)械密封的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供一定的理論支撐。

1 機(jī)械密封計(jì)算模型

機(jī)械密封關(guān)鍵部件模型如圖1 所示，主要由動環(huán)與靜環(huán)組成， 二者常用材料為碳化硅-石墨（SiC-C）和碳化硅-碳化硅（SiC-SiC）。 因此，仿真對象的材料搭配方式為SiC-C 和SiC-SiC。提取其局部微元進(jìn)行摩擦仿真，以線速度為依據(jù)使用往復(fù)運(yùn)動代替旋轉(zhuǎn)運(yùn)動。 如圖1 所示，粗糙實(shí)體承受壓力載荷，可在垂直方向自由運(yùn)行，承受壓強(qiáng)為0.3 MPa（加載方式為斜坡加載）。 運(yùn)動總長度為275 μm，運(yùn)動至137 μm 時運(yùn)動方向改變。 根據(jù)其啟停階段工作特性，線速度區(qū)間為0.14～0.42 m/s，每組間隔0.07 m/s，共有5 組工況。

圖1 機(jī)械密封關(guān)鍵部件模型

2 摩擦界面模型建立

粗糙接觸表面的建立使用表面輪廓儀采集密封環(huán)接觸面的形貌特征， 提取密封表面三維信息后利用逆向工程技術(shù)對其表面特征進(jìn)行固定，如圖2a 所示。 應(yīng)用濾波模塊去除奇異點(diǎn)（圖2b），得到近似接近表面，最終得到目標(biāo)接觸面（圖2c）。

圖2 逆向表面構(gòu)建

得到目標(biāo)接觸面后，將立方體其余面用光滑表面填充，最終得到仿真所需幾何模型如圖3 所示，上方滑塊為粗糙表面，下方為剛性光滑平面，粗糙接觸面尺寸為65 μm×65 μm。由于一側(cè)摩擦界面為剛性平面，因此在仿真過程中將接觸設(shè)置為非對稱接觸（Asymmetric）。 同時將粗糙表面設(shè)為接觸面，剛性平面為目標(biāo)面。 為提高計(jì)算精度，采用拉格朗日算法進(jìn)行摩擦計(jì)算，同時減少接觸面穿透。

圖3 粗糙實(shí)體模型示意圖

3 結(jié)果分析與討論

3.1 摩擦界面接觸應(yīng)力特性分析

兩組材料搭配方式的摩擦副在單一工況（線速度0.28 m/s，壓強(qiáng)0.3 MPa）時表面Von Mises等效應(yīng)力狀態(tài)如圖4 所示。 在整個摩擦過程中，應(yīng)力狀態(tài)及分布波動均較大。 較為明顯的是，在滑動區(qū)間3.5～4.8 μs 過程中最大應(yīng)力位置發(fā)生改變。 SiC-SiC 組最大應(yīng)力位置由1 號微凸體轉(zhuǎn)移至2 號微凸體，SiC-C 組最大應(yīng)力位置由3 號微凸體轉(zhuǎn)移至4 號微凸體。 這與摩擦界面微觀接觸點(diǎn)的無序分布有關(guān)，在滑動過程中，高度較高的微凸體率先發(fā)生接觸， 當(dāng)其受到較大壓力時，由支撐力更強(qiáng)的微凸體承擔(dān)主要壓力，從而導(dǎo)致這一現(xiàn)象發(fā)生。 當(dāng)滑動過程處于4.6～1 000 μs 區(qū)間時，最大應(yīng)力位置趨于穩(wěn)定，應(yīng)力的大小及影響范圍逐漸增大。 兩組最大應(yīng)力最終分別達(dá)到了0.452 MPa 和0.139 MPa。 另外，在500 μs 前，SiC-C組應(yīng)力狀況要優(yōu)于SiC-SiC 組； 最大應(yīng)力位置均處于微凸體頂端。

圖4 兩組材料單一工況下的密封環(huán)Von Miss 等效應(yīng)力狀態(tài)

圖5 為兩組摩擦副在整個滑動過程中等效應(yīng)力隨滑動距離的變化情況。 由圖5a 可以看出，SiC-SiC 組應(yīng)力在0～10 μm 區(qū)間呈先減小后增大的趨勢，這驗(yàn)證了等效應(yīng)力云圖中峰值應(yīng)力發(fā)生轉(zhuǎn)移的現(xiàn)象。 在10～125 μm 區(qū)間呈線性上升趨勢， 當(dāng)滑動至150 μm 附近時突然上升， 并在150～275 μm 區(qū)間再次恢復(fù)線性上升趨勢。 這說明，SiC-SiC 組摩擦界面間微凸體僅發(fā)生了彈性變形。 由圖5b 可以看出，SiC-C 組應(yīng)力在0～10 μm區(qū)間，當(dāng)線速度為0.14、0.21 m/s 時應(yīng)力呈先減小后增大的趨勢， 當(dāng)線速度為0.28、0.35、0.42 m/s時最大應(yīng)力波動較為明顯且無上升趨勢。 隨著速度的增大， 最大應(yīng)力上升的滑動距離逐漸增大。在整個滑動過程中最大應(yīng)力增大情況基本分為兩個階段，即非線性上升和線性上升階段。 0.14、0.21、0.28 m/s 這3 種工況下的最大應(yīng)力在0～150 μm 區(qū)間為非線性上升趨勢，150～270 μm 區(qū)間為線性上升趨勢；0.35、0.42 m/s 工況下分別在0～175 μm 和0～225 μm 區(qū)間為非線性上升趨勢，在175～275 μm 和225～275 μm 區(qū)間為線性上升趨勢。 由此說明，SiC-C 組摩擦界面間微凸體先發(fā)生塑性變形，后發(fā)生彈性變形。

圖5 兩組摩擦副在整個滑動過程中等效應(yīng)力隨滑動距離的變化情況

3.2 摩擦界面熱特性分析

圖6 是壓強(qiáng)0.3 MPa、 線速度0.28 m/s 時兩組摩擦副摩擦界面熱通量時變情況。 由圖6a 可以看出，在3.5 μs 時SiC-SiC 組主要熱源有一處，位于左下角， 其余發(fā)熱區(qū)域位于滑動方向前方。4.6 μs 后熱源區(qū)域增加，主要熱源位置發(fā)生變化，位于右側(cè)。 4.6～100 μs 熱源區(qū)域略微增加。 100～1 000 μs 熱源區(qū)域基本不變。 由圖6b 可以看出，SiC-C 組在3.5 μs 時主要熱源有兩處， 位于摩擦界面上方。4.6 μs 時熱源增加至5 處。4.6～100 μs時熱源數(shù)量保持不變。 500～1 000 μs 時熱源數(shù)量繼續(xù)增多，最終整個摩擦界面均為熱源。 從兩組云圖中可以發(fā)現(xiàn)，熱源區(qū)域主要為摩擦界面間接觸的微凸體。 另外，由于SiC 的陶瓷特性，使其導(dǎo)熱效果良好， 導(dǎo)致SiC-SiC 組摩擦界面的熱特性優(yōu)于SiC-C 組。

圖6 壓強(qiáng)0.3 MPa、線速度0.28 m/s 時兩組摩擦副摩擦界面熱通量時變情況

3.3 摩擦界面振動特性分析

提取微凸體頂端微元在滑動過程中加速度時變數(shù)據(jù)，可以得出摩擦界面振動特性。 圖7 為壓強(qiáng)0.3 MPa、 線速度0.28 m/s 時兩組摩擦副的實(shí)時振動情況。 從圖7 可以看出，兩組摩擦副在運(yùn)行初期均發(fā)生劇烈振動， 隨后運(yùn)行平穩(wěn)。 SiCSiC 組在0～5 μs 區(qū)間最大加速度為31.2 m/s2，在5～130 μs 區(qū)間最大加速度為1.2 m/s2，130～1 000 μs 區(qū)間運(yùn)行最為平穩(wěn)，僅在500 μs 附近加速度數(shù)值發(fā)生小幅度振動。 SiC-C 組在0～150 μs 區(qū)間振動最為劇烈，其峰值加速度（4 726 m/s2）遠(yuǎn)大于同時刻SiC-SiC 組的加速度。 在150～1 000 μs 區(qū)間兩組摩擦副運(yùn)行平穩(wěn)，僅在500 μs 附近加速度數(shù)值發(fā)生小幅度振動。 兩組摩擦副在500 μs 時加速度出現(xiàn)小幅度振動的原因均為滑塊運(yùn)動方向發(fā)生了改變。

3.4 摩擦界面磨損區(qū)域及磨損量特性分析

圖8 為壓強(qiáng)為0.3 MPa、 線速度為0.28 m/s時SiC-SiC 和SiC-C 兩種摩擦副運(yùn)行時的瞬態(tài)接觸情況（其中紅色為接觸區(qū)域）。 可以看出，二者最先接觸區(qū)域均在滑塊左側(cè)，由此可知，滑塊沿著滑動方向移動時首先接觸區(qū)域?yàn)榛瑒臃较蚯胺健?在滑動初始階段，SiC-SiC 組接觸區(qū)域?yàn)槿种蛔笥?，隨后由五分之一左右逐漸增大至二分之一，最終保持不變。SiC-C 組接觸區(qū)域由三分之一增加至全部接觸。 另外， 在相同滑動距離時SiC-SiC 的接觸區(qū)域均大于SiC-C，這是因?yàn)槭馁|(zhì)硬度小于碳化硅，故在運(yùn)行時有更多區(qū)域被磨損。

圖8 壓強(qiáng)0.3 MPa、線速度0.28 m/s 時兩種摩擦副運(yùn)行時的瞬態(tài)接觸情況

圖9 為壓強(qiáng)0.3 MPa、 線速度0.28 m/s 時兩組摩擦副的實(shí)時磨損情況。 可以發(fā)現(xiàn)，磨損量隨滑動距離非線性增加，磨損情況隨滑動距離的增大而越來越嚴(yán)重。根據(jù)Archard 理論可知，磨損量主要受到磨損距離及摩擦?xí)r的法向壓力二者協(xié)同影響。 在所受壓力和磨損距離均增加的情況下， 磨損量迅速增加。 由圖9 可知，SiC-SiC 和SiC-C 兩組摩擦副的最大磨損量分別達(dá)到了0.71×10-11mg 和2.16×10-11mg。

圖9 壓強(qiáng)0.3 MPa、線速度0.28 m/s 時兩組摩擦副的實(shí)時磨損情況

兩組摩擦副在5 種線速度下的磨損量見表1。 可以看出， 兩組摩擦副在低速時磨損較嚴(yán)重，高速時磨損較輕，在滑動距離一定時磨損量隨線速度的增大而減小。從微觀尺度上來說，線速度的加快使得兩個相互接觸的微凸體摩擦?xí)r間更短，可減輕磨損情況。 另外，由于材料差異導(dǎo)致SiC-SiC 組的磨損量約為SiC-C 組的3 倍左右。當(dāng)線速度為0.14 m/s 時兩組摩擦副的磨損最為劇烈， 分別為1.440×10-11mg 和4.30×10-11mg，由此說明在機(jī)械密封運(yùn)行時，其啟停瞬間密封環(huán)的磨損最為嚴(yán)重。

表1 5 種線速度下的磨損量

4 結(jié)論

4.1 摩擦界面間最大應(yīng)力位置會隨著密封運(yùn)行而發(fā)生轉(zhuǎn)移，當(dāng)前微凸體承載能力不足時會有其他微凸體共同承載法向壓力。 SiC-C 組微凸體在運(yùn)行過程中會發(fā)生彈塑性形變，同時，最大應(yīng)力會經(jīng)歷非線性上升和線性上升兩個階段。 而SiCSiC 組微凸體主要發(fā)生彈性形變， 其最大應(yīng)力主要呈線性上升趨勢。

4.2 由于陶瓷導(dǎo)熱性能較好，故SiC-SiC 組摩擦界面熱控能力優(yōu)于SiC-C 組。 在平穩(wěn)運(yùn)行時，SiCSiC 組僅有局部存在熱源， 而SiC-C 組整個摩擦界面均為發(fā)熱熱源。

4.3 SiC-SiC 組摩擦界面在運(yùn)行期間的法向加速度小于SiC-C 組。 兩組摩擦副僅在運(yùn)行初期及滑塊運(yùn)動方向改變時法向加速度發(fā)生較大波動，其余時間二者法向加速度均變化較小。

4.4 摩擦副運(yùn)行初期，主要接觸區(qū)域?yàn)榛瑒臃较蚯胺剑?運(yùn)行平穩(wěn)后SiC-SiC 組磨損區(qū)域?yàn)?0%，SiC-C 整個摩擦界面均處于磨損狀態(tài)。 同一時間下SiC-C 組磨損量約為SiC-SiC 的3 倍， 且磨損量隨線速度的增大而減小。