三螺桿泵襯套高溫蠕變特性的研究及改進方案

陳春軒

（天恒長鷹股份有限公司，北京100083）

0　引言

三螺桿泵屬于容積式轉子泵，三螺桿泵的主要元件包括一個經過精密加工的殼體——襯套、襯套內部的一個主動螺桿和呈對稱分布的兩個從動螺桿，在主軸軸向方向上三螺桿泵通過三個構件精密的配合產生相互密閉的腔室，使得液體產生壓差，從而均勻、連續(xù)的從低壓區(qū)流向高壓，完成液體的輸送[1]。

在運輸瀝青或金屬溶液等高溫流體時，泵腔處于非常惡劣的工況下，在高溫條件下，蠕變作用明顯，常常引起襯套的變形甚至破壞。

針對這種現象，以某型號三螺桿泵系列產品襯套為對象，其結構形式如圖1所示，本文研究襯套材料高溫蠕變的特性，推導了高溫蠕變的本構方程。

圖1　三螺桿泵襯套結構

1　Gleeble高溫蠕變拉伸實驗

拉伸試驗機選擇目前較為先進的GLeeble3800熱力耦合模擬試驗機。

1.1　試樣的制備

將與襯套材料經過相同的工藝處理的ZCUSN5PB-5ZN5通過線切割將試樣工成尺寸為10 mm×120 mm的圓柱形試樣，如圖2所示。

圖2　熱拉伸性實驗試樣

拉伸試驗過程包括如下幾個部分：

（1）焊接熱電偶絲。

（2）裝夾試件。

（3）抽真空，充保護氣體。

（4）開始實驗。

1.2　實驗方案

為加快實驗進程，適當提高溫度和載荷量來探究ZCUSN5PB5ZN5的高溫蠕變特性。

先將試樣以10℃/s的速率快速加熱到500℃，然后保溫5 min，試樣達到均溫狀態(tài)后，以3℃/s的速率加熱到實驗溫度進行實驗，如圖3所示。實驗的溫度及載荷值見表1.

圖3　熱拉伸實驗方案

表1　高溫蠕變實驗的溫度及載荷

1.3　應力-時間曲線

由于實驗所加載的載荷小于屈服強度，所以試件產生的變形主要由于彈性變形及蠕變變形。

不同溫度及載荷下的蠕變曲線如圖4、5、6所示。

圖4　750℃下的蠕變時間曲線

圖5　800℃下的蠕變時間曲線

圖6　700℃下的蠕變時間曲線

從圖中可以看出，初始蠕變階段占比較少，之后蠕變速率急劇上升，進入速率幾乎恒定的穩(wěn)定蠕變階段，即第二蠕變階段，經過一段時間后，蠕變速率再次急劇上升，此時即為蠕變加速階段，即蠕變第三階段。

通過觀察可以得出結論：載荷和溫度的變化對穩(wěn)態(tài)蠕變階段的蠕變速率和進入第三階段的時間的影響是明顯的，而對第一階段和第三階段本身的影響卻很微小。

2　溫度的影響

同一載荷，不同溫度情況下的蠕變速率曲線如圖 7、8、9 所示。

圖7　10MPa下的蠕變速率曲線

圖8　14MPa下的蠕變速率曲線

圖9　17MPa下的蠕變速率曲線

其中縱坐標為蠕變速率，橫坐標為歸一化時間。

從這些凹字型曲線中，可以觀察得出結論：

（1）蠕變第一階段，蠕變速率隨著時間的增加呈遞減趨勢，當蠕變進入第二階段時蠕變速率接近恒定只有小幅度的波動，直到蠕變進入第三階段，即加速蠕變階段，此時的蠕變速率隨著時間的增加是急劇增加的；

（2）同一時間節(jié)點下，隨著溫度的升高，蠕變速率是增加的，而且進入穩(wěn)態(tài)階段的時間也相應增加；

（3）隨著溫度的增加，第一階段和第三階段蠕變速率的對數的斜率也相應變得緩慢，同時第二階段的占比也相應減小。

3　載荷的影響

同一溫度，不同載荷情況下蠕變速率曲線如圖10、11、12 所示。

圖10　750℃下的蠕變速率曲線

圖11　800℃下的蠕變速率曲線

圖12　700℃下的蠕變速率曲線

其中，縱坐標為蠕變速率，橫坐標為歸一化時間。

與溫度的影響相類似，不同載荷情況下的曲線也呈凹字形，從這些凹字型曲線中，可以觀察得出結論，蠕變第一階段，蠕變速率隨著時間的增加呈遞減趨勢，當蠕變進入第二階段是蠕變速率接近恒定只有小幅度的波動，直到蠕變進入第三階段，即加速蠕變階段，此時的蠕變速率隨著時間的增加是急劇增加的。同一時間節(jié)點下，隨著載荷的升高，蠕變速率是增加的，而且進入穩(wěn)態(tài)階段的時間也相應增加。隨著載荷的增加的增加第一階段和第三階段蠕變速率的對數的斜率也相應變得緩慢，也可以得出結論，第二階段的占比也相應減小。

4　金相顯微鏡觀測

4.1　試樣的制備

（1）取樣：將經過高溫蠕變拉伸的Q460E樣品進行線切割，取高為8 mm.

（2）鑲樣：鑲樣采用熱塑性塑料在自動壓力試樣鑲嵌機上進行。壓力設定為自動調節(jié)，熱固溫度設定為130℃左右,時間則大概為5~10 min.

（3）研磨：利用機械打磨的方法進行研磨。手工研磨至磨面平整且只有微細劃痕為止。

（4）拋光：將試樣放到無級變速金相拋光機上用細絨布進行拋光，拋光完成后要保證拋光面光滑明亮且打磨后的劃痕全部消失為止。

（5）腐蝕：拋光結束后用水將進行清洗，然后對試樣進行腐蝕。腐蝕液采用4%的硝酸酒精溶液。

4.2　結果分析

本試驗中的應變量遠遠高于數值為8%臨界再結晶應變量。

進行金相觀察得到的結果如圖13、14、15所示，放大倍數為200倍。通過觀察金相圖片得出如下結論：（1）組織十分混亂。試樣發(fā)生了明顯的再結晶和動態(tài)回復，產生了局部形核長大，晶粒明顯的被拉長，且呈現帶狀分布；（2）不同的溫度和應力條件下析出物的分布不同，大部情況下晶內分布比較多，少數晶間分布比較多；（3）通過觀察晶粒度，隨著溫度和載荷的增加，韌性降低而塑性提高。

圖13700　℃，10MPa下的金相

圖14750　℃，14MPa下的金相

圖15800　℃，14MPa下的金相

5　透射電鏡觀測

5.1　試樣的制備

（1）取樣：將經過高溫蠕變拉伸的Q460E樣品進行線切割，厚度取為0.5 mm.

（2）打磨：選用500-1000-1500目的砂紙對樣品進行打磨，先選用較粗的砂紙再選用較細的砂紙進行打磨，打磨的方式用水磨，直到將樣品減薄至40~50 μm 為止。

（3）雙噴：將打磨好的試樣放在雙噴拋光機上進行電解雙噴，電解液選擇為4%的硝酸酒精溶液，溫度選擇為30℃,電壓選擇為30 V.

5.2　結果分析

經過高溫蠕變后組織在透射電鏡（TEM）觀察下的照片，如圖 16、17、18 所示。

圖16700　℃，10MPa下TEM

圖17750　℃，14MPa下TEM

圖18800　℃，10MPa下TEM

從上圖可以觀察到位錯密度明顯較大，并且產生較多的位錯滑移帶，并且可以清晰地觀察到在較高的溫度和應力條件下，蠕變速率均比較大，而且存在大量的長程滑移。

動態(tài)平衡的進行反復的形成亞晶，而亞晶的形成也恰恰給蠕變創(chuàng)造了條件，因此蠕變不斷的進行，同時也需注意的蠕變也并非完全是由位錯攀移決定的，同時影響它的還有位錯與其他相之間的相互作用。

6　本構方程的構建

6.1　蠕變速率與蠕變壽命

Norton-power[2]高溫蠕變規(guī)律。

其中，n為應力常數；R為氣體常熟，R=8.314 J/mol·k；σ 為應力（MPa）；ε˙S為穩(wěn)態(tài)蠕變速率；T 為熱力學溫度（K）；A為與材料組織有關的常數。

通過拉伸實驗獲得的蠕變速率和斷裂時間見表2、3、4.

表2　700℃各應力水平下穩(wěn)態(tài)蠕變速率及蠕變斷裂時間tf

表2　700℃各應力水平下穩(wěn)態(tài)蠕變速率及蠕變斷裂時間tf

實驗應力σ/MPa　穩(wěn)態(tài)蠕變速率ε˙S　蠕變斷裂時間tf/s 10　1.92E-5　24682 14　5.10E-5　9264 17　7.55E-5　6270

表3　750℃各應力水平下穩(wěn)態(tài)蠕變速率及蠕變斷裂時間tf

表3　750℃各應力水平下穩(wěn)態(tài)蠕變速率及蠕變斷裂時間tf

實驗應力σ/MPa　穩(wěn)態(tài)蠕變速率ε˙S　蠕變斷裂時間tf/s 10　1.36E-5　21702 14　4.43E-5　6322 17　5.39E-5　5464

表4　800℃各應力水平下穩(wěn)態(tài)蠕變速率及蠕變斷裂時間tf

表4　800℃各應力水平下穩(wěn)態(tài)蠕變速率及蠕變斷裂時間tf

實驗應力σ/MPa　穩(wěn)態(tài)蠕變速率ε˙S　蠕變斷裂時間tf/s 10　3.24E-5　13080 14　6.60E-5　5787 17　1.21E-4　3872

Monkman-Grant[3]關系的具體形式見式（2）。

其中，ε˙S為穩(wěn)態(tài)蠕變速率；α為小于1的常數；C為常數。

由式（2）兩邊取自然對數，得到方程，見式（3）。

通過擬合得到α和C的數值分別為0.892 3和E-0.8214.

（3）代入式（1）得：

再將實驗數值代入（4）中得到蠕變斷裂時間的具體表達式，見式（5）.擬合結果見圖19.

圖19　穩(wěn)態(tài)蠕變速率與蠕變斷裂時間的擬合結果

6.2　本構方程

試樣的高溫蠕變是以位錯蠕變?yōu)橹骰迫渥優(yōu)檩o，在這種情況下，在眾多蠕變本構方程式中對應選擇對應的蠕變本構方程[4]，見式（6）。

其中，φ（σ）為應力函數；β為材料相關系數。

這里采用楊垂錦[5]修正版的本構方程，引入蠕變壽命，見式（7）：

其中，ε為蠕變應變；t為時間（s）；tf為蠕變斷裂時間；a、b、c為與材料、應力、溫度有關的參數。

利用Origin軟件進行擬合可以得到參數a、b、c與 ln（σne-Q/RT）的關系。見圖 20.

圖20　參數1/a、1/b、c與 ln（σne-Q/RT）的線性擬合關系

通過線性擬合得到的結果可以得到的關系式見式（8）、（9）、（10）。

其中，σ為應力（MPa）；T為溫度（K）。

7　仿真分析

利用已經得到材料高溫蠕變的本構方程，將其輸入到ANSYS軟件中，進行襯套的熱力耦合分析，建模如圖21所示。

圖21　有限元網格

首先進行熱力學分析，內部流體的溫度為500℃，最終的溫度分布如圖22所示。

圖22　溫度分布云圖

然后進行靜力學分析，流體對襯套的壓力從入口到出口呈階梯型上升趨勢，選擇安裝部位進行位移約束，最終的應力云圖、變形云圖及蠕變變形云圖如圖 23、24、25 所示。

圖23　應力分布云圖

圖24　變形分布云圖

圖25　蠕變變形分布云圖

由于分析時長較短，所以形變量較小，但是可以明顯的觀察到蠕變變形在高溫工況下，所占比重約占百分之七十，已經成為影響三螺桿泵工作的重要因素。

8　結構改進

針對高溫情況下，襯套蠕變變形大的問題對襯套進行相應的結構優(yōu)化，通過觀察可以得到結論最大的位置出現在入口處和中下位置，因此在相應位置增加加強筋，優(yōu)化前后的結構如圖26所示。

圖26　改進前后襯套結構

經過重新計算，最大蠕變應變降低25%，改善了襯套的受力狀態(tài)。

9　結論

本文針對三螺桿泵在運送高溫液體時襯套容易損壞的缺點詳細探究了襯套材料的高溫蠕變特性得出：

（1）完成了Gleeble高溫熱拉伸實驗，獲得了詳細的蠕變數據；

（2）分析了各個因素對蠕變變化規(guī)律的影響，蠕變速率隨著溫度和載荷的增加而增加；

（3）獲得金相顯微鏡的圖片，分析了組織的形貌；

（4）獲得了TEM圖像，分析了位錯滑移的分布；

（5）通過數據的擬合建立的蠕變速率和蠕變壽命的方程；

（6）根據微觀組織，利用蠕變壽命方程的修正，確定了科學的本構方程；

（7）進行二次開發(fā)和模擬仿真，計算得到高溫情況下蠕變變形量；

（8）對結構進行了改進降低了高溫蠕變對三螺桿泵襯套的影響。