基于Archard理論的浮動密封結(jié)構(gòu)磨損特性試驗研究*

高俊峰,李 偉,靳衛(wèi)華,吳 磊,明 友

(合肥通用機械研究院有限公司,安徽 合肥 230031)

0 引 言

目前,管線平板閘閥已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于燃氣管線、輸油管線等長距離傳輸管線中。該閥門的關(guān)鍵密封結(jié)構(gòu)主要包括:閥桿動密封結(jié)構(gòu)和浮動閥座-閘板密封結(jié)構(gòu)[1]。其中,閘閥的磨損壽命在極大程度上取決于浮動閥座-閘板密封副(簡稱:浮動密封結(jié)構(gòu))的耐久性。在長距離輸送管線上及產(chǎn)油量較大時期,原油的沖刷、雜質(zhì)的累積以及復(fù)雜的幾何結(jié)構(gòu)設(shè)計,都會導(dǎo)致閘閥浮動密封結(jié)構(gòu)磨損嚴重,使其密封結(jié)構(gòu)失效,導(dǎo)致事故頻發(fā)[2]。

目前,ABAQUS仿真分析軟件[3]已廣泛被研究人員用于處理各行各業(yè)中的高度非線性問題。國內(nèi)外學(xué)者利用該仿真分析技術(shù),在各領(lǐng)域開展了對密封結(jié)構(gòu)壽命預(yù)測的研究。

SCHMIDT T等人[4]在Archard磨損模型的基礎(chǔ)上,運用有限元軟件的二次開發(fā)能力,計算了某O型圈的磨損量。XIN Li等人[5]采用有限元方法,對環(huán)形密封結(jié)構(gòu)件進行了研究,發(fā)現(xiàn)隨著時間的推移,密封面體積量逐漸減小,使密封結(jié)構(gòu)的密封接觸壓力先快速下降,然后趨于平穩(wěn)。馮占榮等人[6]利用有限元法,對硬密封球閥密封性和應(yīng)力情況進行了分析,以解決某閥門的泄漏問題。孔翔等人[7]建立了金屬密封結(jié)構(gòu)的有限元模型,并通過優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù),解決了密封結(jié)構(gòu)的泄漏問題。常凱[8]利用Archard磨損模型及ANSYS的分析模塊,得到了模擬磨損的分析方法。張志宏[9]利用ABAQUS仿真模擬技術(shù),對89式重機槍的身管進行了磨損研究,分析得到了子彈發(fā)射多次后,其總磨損量的計算模型。何帥旗[10]也利用ABAQUS仿真分析技術(shù),對管線平板閘閥的閥桿動密封結(jié)構(gòu)進行了磨損分析,并對密封結(jié)構(gòu)的磨損壽命進行了預(yù)測。

很多學(xué)者利用有限元軟件進行了密封結(jié)構(gòu)磨損規(guī)律的研究,但大多數(shù)的研究針對的是結(jié)構(gòu)間全接觸磨損規(guī)律的研究,很少有研究人員對結(jié)構(gòu)間磨損過程中存在不完全接觸的情況進行研究,因而對結(jié)構(gòu)間不完全接觸磨損的評價方法也較少。

因此,為了滿足企業(yè)的需求,研究浮動密封結(jié)構(gòu)的磨損特性,并提出合理的磨損評價方法十分必要。

綜上所述,筆者利用有限元法和磨損試驗法,對浮動密封結(jié)構(gòu)進行磨損壽命預(yù)測研究;提出一種RMS作為評價浮動密封結(jié)構(gòu)失效的指標,對閘板不同啟閉速度和密封面寬度與密封面的磨損量關(guān)系進行分析,以期為工程中密封結(jié)構(gòu)的維護提供一定的參考。

1 閘閥密封結(jié)構(gòu)

密封結(jié)構(gòu)是任何一種閥門都必不可少的組成部分[11,12]。浮動密封結(jié)構(gòu)是管線平板閘閥中的重要密封結(jié)構(gòu)。目前,平板閘閥在各行各業(yè)中的需求量呈現(xiàn)逐年上升的勢頭[13]。

浮動密封結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

由圖1可知:該密封結(jié)構(gòu)主要包括閘板、浮動閥座、彈簧孔及密封結(jié)構(gòu)的密封面。其中,z向為流體流向,y向為閘板開啟方向。

在彈簧預(yù)緊力與流體壓力的作用下,閥座向z向運動,使密封面與閘板壓緊形成密封比壓。

2 磨損基本理論與理論模型

2.1 Archard磨損理論

Archard磨損理論是研究摩擦學(xué)問題十分經(jīng)典的理論[14]。Archard磨損理論描述了磨損體積與材料硬度、滑行距離和載荷的關(guān)系。其表達式如下:

(1)

式中:V為磨損體積;W為載荷;S為滑行的距離值;H為接觸中較軟物體材料硬度;k為無量綱參數(shù)。

其中:分析一般磨損問題時,k為10-8～10-4;分析嚴重磨損問題時,k為10-4～10-2。

而在80%的磨損問題研究中,對磨損深度的分析極其重要[15-17]。因此,筆者將式(1)改寫為:

(2)

式中:A為實際接觸面積;h為磨損深度。

由于壓強可表征為p=W/A,則式(2)可改寫為:

(3)

工程上,磨損量常被認為是時間上的積累量。因此,可對等式兩邊進行時間求導(dǎo)。速度可表示為v=dS/dt,則式(3)可改寫為:

(4)

通過積分求得磨損的深度如下:

(5)

2.2 材料的本構(gòu)模型

在閘閥的啟閉過程中,浮動密封結(jié)構(gòu)密封面發(fā)生磨損的原因,主要是由于流體介質(zhì)壓力對密封結(jié)構(gòu)產(chǎn)生沖擊,引發(fā)了交變載荷;密封結(jié)構(gòu)的摩擦作用會使密封面產(chǎn)生升溫效應(yīng)。

因此,筆者使用在材料熱軟化、應(yīng)變以及應(yīng)變率方面具有強關(guān)聯(lián)性的Johnson-Cook模型為本構(gòu)方程。其表達式如下:

(6)

式中:σ為材料在加工過程中的流動應(yīng)力;A為材料的屈服強度;B為材料的極限強度;c為應(yīng)變敏感率;n為應(yīng)變硬化指數(shù);m為溫度敏感系數(shù);ε0為參考應(yīng)變速度;Tr為參考溫度;Tm為材料的熔點。

2.3 接觸屬性設(shè)置

接下來,筆者需要研究浮動密封結(jié)構(gòu)的密封面在啟閉過程中的磨損情況。

筆者需要先定義浮動閥座和閘板零件的接觸屬性:在浮動閥座和閘板間的接觸方式方面,將法向的接觸屬性設(shè)置為“硬”接觸;而在切向方向,在平板閥門啟閉過程中,彈簧的預(yù)緊力和密封面寬度對接觸面的相互摩擦具有重要影響。

因此,根據(jù)庫侖摩擦定律對摩擦因數(shù)進行設(shè)置,其表達式如下:

(7)

式中:τf為接觸面位置的摩擦剪切壓力;σn為浮動閥座和閘板之間的正壓力;τmax為接觸面位置的最大摩擦剪切壓力;μ為摩擦因數(shù)。

2.4 材料失效準則

筆者采用剪切失效模型對工件材料失效方式進行研究。

等效塑性應(yīng)變值參數(shù)D的表達式如下:

(8)

當網(wǎng)格單元節(jié)點上的等效塑性應(yīng)變值參數(shù)D超過1時,可以判定磨損工件因失效發(fā)生分離。此處的網(wǎng)格單元將會被刪除[18,19]。

2.5 ALE方法

筆者采用ALE方法對有限元模型進行求解。

ALE方法大大提高了計算精度,可以確保數(shù)值仿真分析計算結(jié)果的可靠性。筆者在數(shù)值仿真分析過程中,用每一個時間步對浮動密封結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格進行重構(gòu);磨損的物體基于上一個時刻時的網(wǎng)格進行自動網(wǎng)格重構(gòu),避免了在磨損過程中因為網(wǎng)格畸變而導(dǎo)致計算精度下降或出現(xiàn)計算錯誤的情況。

ALE方法主要基于以下3個方程:

1)質(zhì)量守恒方程(連續(xù)性方程)

方程如下:

(9)

2)動量守恒方程(平衡方程)

方程如下:

(10)

3)能量守恒方程

方程如下:

(11)

式中:E為單位質(zhì)量上的能量,J/kg;qi為熱通量,J/m2。

3 基于ABAQUS的仿真分析及試驗驗證

筆者采用某公司代號Z943Y-300Lb的高壓管線平板閘閥,提取其浮動密封結(jié)構(gòu)中的相關(guān)結(jié)構(gòu)三維實體模型,如圖2所示。

圖2 密封結(jié)構(gòu)三維實體模型圖

筆者通過試驗得到試驗數(shù)據(jù),試驗各項參數(shù)與仿真模型一致。其中,浮動閥座、閘板的材料為F6a+WC。

零件的力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。

表1 零件的相關(guān)參數(shù)

浮動密封結(jié)構(gòu)的三維實體模型圖如圖3所示。

圖3 浮動密封結(jié)構(gòu)三維實體模型圖

在圖3中,閥座密封面厚度為0.5 mm,密封面寬度為5 mm,閘板的厚度為100 mm,閘板上流體介質(zhì)的最大開度為153 mm,密封接觸面的摩擦系數(shù)為0.2。

筆者根據(jù)浮動密封結(jié)構(gòu)的幾何結(jié)構(gòu)特點,選取浮動閥座對稱結(jié)構(gòu)中5個具有代表性的區(qū)域進行磨損情況研究分析。其中,5個具有代表性的區(qū)域總節(jié)點數(shù)為43個,每個代表性區(qū)域的節(jié)點數(shù)分別為7個。

接下來,筆者針對每一個代表性區(qū)域節(jié)點的磨損特性進行研究分析。

密封面上的特征節(jié)點及其周圍節(jié)點位置如圖4所示。

圖4 節(jié)點位置示意圖

3.1 密封結(jié)構(gòu)的有限元模型

為了避免不重要特征對數(shù)值模擬的影響,筆者對密封結(jié)構(gòu)進行簡化處理,在滿足實際工況的前提下,對密封接觸面結(jié)構(gòu)磨損進行求解。

在進行有限元網(wǎng)格劃分時,為了確保數(shù)值模擬結(jié)果的準確度,需將密封接觸面的網(wǎng)格節(jié)點對齊,對接觸位置進行局部網(wǎng)格細化。

筆者采用Hyper mesh軟件對密封結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格劃分。密封結(jié)構(gòu)的有限元模型如圖5所示。

圖5 密封結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型

在進行網(wǎng)格劃分時,網(wǎng)格的總數(shù)量對密封面上節(jié)點的磨損量影響較大。為確保網(wǎng)格的無關(guān)性,筆者根據(jù)磨損過程中具有代表性節(jié)點N1868的磨損量和網(wǎng)格數(shù)量的關(guān)系,確定網(wǎng)格的數(shù)量。

網(wǎng)格無關(guān)性驗證如圖6所示。

圖6 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

圖6中,可在確保仿真分析結(jié)果準確性的前提下節(jié)約運算資源,最終確定網(wǎng)格數(shù)量為1.2×105。

3.2 邊界條件和載荷設(shè)置

筆者對浮動閥座端面節(jié)點3個方面的自由度均施加固定約束。

浮動閥座邊界設(shè)置如圖7所示。

圖7 浮動閥座邊界設(shè)置

筆者在閘板x正方向上施加循環(huán)的位移載荷,單次往返的位移行程為306 mm;在閘板y方向設(shè)置固定約束,z方向自由;在流體介質(zhì)的等效模型x和y方向上施加固定約束,z方向上自由,并且在z方向施加交變壓力載荷,方向為負。

閘板邊界設(shè)置如圖8所示。

圖8 閘板邊界設(shè)置

圖8中,筆者設(shè)置閘板的邊界條件,沿著x方向為位移載荷。其中,點1到點2為閘閥開啟方向(點2到點1為關(guān)閉方向)。

p(t)表示如下:

(12)

式中:p(t)為施加在流體等效模型上在-z方向上的壓力,kN;t為運動時間,s。

3.3 仿真分析結(jié)果與試驗驗證

筆者將閘板啟閉速度和密封面寬度分別設(shè)置為153 mm/s和5 mm。

不同時刻下,密封面上特性節(jié)點的磨損情況如圖9所示。

圖9 總體磨損情況

由圖9可知:隨著浮動密封結(jié)構(gòu)啟閉次數(shù)的增加,浮動閥座密封面上代表性節(jié)點(N1868～N4948)的磨損量趨于一致。而其他的代表性節(jié)點(N5498～N6708)的磨損量不相同且磨損量較小。

在浮動密封結(jié)構(gòu)的磨損初期,磨損量較小,但是隨著磨損次數(shù)的不斷進行,磨損量不斷增加。浮動密封結(jié)構(gòu)的RMS與浮動密封結(jié)構(gòu)的啟閉次數(shù)近似呈線性關(guān)系。

磨損量評價函數(shù)如下:

(13)

式中:i為特征節(jié)點編號;Wi為在第i個特征節(jié)點處的磨損量,mm。

筆者采用仿真分析與磨損試驗結(jié)果相對比的方法,驗證磨損失效評價模型的準確性。其條件為:當RMS>0.5 mm時,密封功能失效。

代表性節(jié)點仿真分析與磨損試驗結(jié)果對比圖如圖10所示。

圖10 磨損量對比圖

由圖10可知:當啟閉速度為153 mm/s,且密封面寬度為5 mm時,浮動密封結(jié)構(gòu)失效前的最大啟閉次數(shù)為1 445次;

通過磨損試驗,可測得浮動密封結(jié)構(gòu)失效前的最大啟閉次數(shù)為1 396次。仿真分析和磨損試驗結(jié)果誤差僅為3.51%。

綜上所述,試驗結(jié)果不僅驗證了仿真分析模型及其結(jié)果的正確性,而且驗證了流體等效模型的合理性。

4 密封結(jié)構(gòu)磨損特性分析

4.1 啟閉速度的影響

筆者采用控制變量法,將密封面寬度設(shè)置為5 mm,并分別設(shè)置閘板啟閉速度V1為102 mm/s、V2為153 mm/s、V3為306 mm/s,以探究不同啟閉速度對浮動密封結(jié)構(gòu)磨損特性的影響規(guī)律。

在閘閥的不同啟閉速度下,浮動密封結(jié)構(gòu)中各代表性節(jié)點的磨損量分別如圖11所示。

圖11 總體磨損情況

由圖11可知:當密封面的磨損量達到0.2 mm,閘板的啟閉速度為V1、V2和V3時,所需要的啟閉時間分別為280 s、620 s和820 s;

N1868～N5498區(qū)間內(nèi)的磨損量趨于一致,且RMS隨啟閉次數(shù)的增加而增大,近似呈線性變化趨勢;N6048～N6708區(qū)間內(nèi)的磨損量較小,且趨勢各不相同。

不同啟閉速度下,各區(qū)域各節(jié)點的平均磨損量如圖12所示。

圖12 各區(qū)域平均磨損情況

由圖12(a,b)可知:啟閉速度為V1、V2時,區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ的磨損變化趨勢基本一致,呈近似線性變化且磨損量較大;區(qū)域Ⅲ的磨損量呈先慢后快再慢的趨勢;區(qū)域Ⅰ—Ⅱ和區(qū)域Ⅱ—Ⅲ的磨損趨勢一致,且前者較后者的磨損量更小。

由圖12(c)可知:啟閉速度為V3時,區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅰ—Ⅱ和區(qū)域Ⅱ的磨損變化趨勢基本一致。但開啟次數(shù)達到500次時,區(qū)域Ⅰ的磨損量大于區(qū)域Ⅱ;區(qū)域Ⅲ的磨損量較其他區(qū)域磨損量更小;區(qū)域Ⅱ—Ⅲ的磨損量呈快速下降趨勢,磨損量大于區(qū)域Ⅲ,且小于其他區(qū)域。

在不同啟閉速度下,典型區(qū)域的磨損輪廓圖如圖13所示。

圖13 典型區(qū)域磨損輪廓

由圖13(a～d)可知:浮動密封結(jié)構(gòu)中,區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅰ—Ⅱ、區(qū)域Ⅱ和區(qū)域Ⅱ—Ⅲ在不同啟閉速度下,經(jīng)過大量啟閉磨損后,最終密封面輪廓曲線不一致;其中,啟閉速度為V1、V2、V3時,其相關(guān)磨損量都依次增大。

由圖13(e)可知:在啟閉速度V1下的磨損量基本保持不變;其中,徑向距離在151 mm和156 mm時,啟閉速度V2比啟閉速度V3的磨損量小。

筆者利用最小二乘法對啟閉速度進行回歸分析,得到了不同速度下的磨損均值,如圖14所示。

圖14 磨損壽命與啟閉速度關(guān)系曲線

由圖14可知:在局部區(qū)間,隨著啟閉速度的增加,浮動密封結(jié)構(gòu)的磨損壽命呈現(xiàn)先增加后降低的變化趨勢,且存在局部最優(yōu)解。該浮動密封結(jié)構(gòu)最優(yōu)的啟閉速度為210 mm/s。

U(V)表示如下:

U(V)=-0.000 833·V2+0.349 7·V+4

(14)

式中:U(V)為密封結(jié)構(gòu)磨損壽命,次;V為閘板啟閉速度,mm/s。

4.2 密封面寬度的影響

當啟閉速度為153 mm/s時,筆者設(shè)置密封面寬度b1為4 mm、b2為5 mm、b3為6 mm,探究不同密封面寬度對浮動密封結(jié)構(gòu)磨損壽命的影響規(guī)律,并闡明密封面上不同區(qū)域的磨損機制。

在閘閥不同密封面寬度下,浮動密封結(jié)構(gòu)中各代表性節(jié)點的磨損量分別如圖15所示。

由圖15(a～c)可得:N1868至N5498區(qū)間內(nèi)的磨損量趨于一致,且RMS隨啟閉次數(shù)的增加而增大,呈近似線性變化趨勢;

N6048至N6708的磨損量較小,且其變化趨勢各不相同。

在不同密封面寬度下,各區(qū)域的各節(jié)點RMS如圖16所示。

圖16 各區(qū)域均方根磨損量

由圖16可知:在節(jié)點b1、b2、b3時,各區(qū)域的磨損變化趨勢基本一致,呈近似線性變化趨勢,且磨損量逐漸增加。

在節(jié)點b1和b3時,區(qū)域Ⅰ—Ⅱ、區(qū)域Ⅱ—Ⅲ和區(qū)域Ⅲ的RMS磨損變化趨勢基本一致且數(shù)值較小;然而在節(jié)點b2時,區(qū)域Ⅲ的RMS變化趨勢較為復(fù)雜。

不同密封面寬度的磨損輪廓圖如圖17所示。

圖17 典型區(qū)域磨損輪廓

由圖17可知:節(jié)點為b1、b2和b3時,磨損輪廓基本一致。當密封面磨損量值相同時,隨著密封面寬度的增加,啟閉次數(shù)也隨之增加。

筆者利用最小二乘法對3種不同密封面寬度下的磨損均值進行回歸分析,擬合結(jié)果如圖18所示。

圖18 磨損壽命與密封面寬度關(guān)系曲線

密封結(jié)構(gòu)磨損壽命U′(b)表達式如下:

U′(b)=72·b2-435·b+1 802

(14)

式中:U′(b)為密封結(jié)構(gòu)磨損壽命,次;b為密封面寬度,mm。

由圖18及式(14)可知:在局部區(qū)間內(nèi),隨著浮動密封結(jié)構(gòu)上的密封面厚度不斷增加[20,21],浮動密封結(jié)構(gòu)的磨損壽命始終呈現(xiàn)增大的趨勢。

5 結(jié)束語

為了解決閘閥工作過程中,因密封接觸面磨損而導(dǎo)致的密封失效問題,筆者采用ALE方法和Archard磨損模型,推導(dǎo)了浮動密封結(jié)構(gòu)啟閉后的接觸面磨損厚度變化情況,運用ABAQUS軟件對其進行了摩擦動力學(xué)分析,并采用試驗測試數(shù)據(jù)對仿真結(jié)果的準確性進行了驗證。

研究結(jié)果表明:

1)浮動密封結(jié)構(gòu)磨損試驗的測試結(jié)果與仿真結(jié)果吻合度在96%以上,全局磨損量均方根的評價指標較為合理;

2)浮動密封結(jié)構(gòu)的密封面上區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ相較于其他區(qū)域的磨損量更大,這會使局部區(qū)域泄漏量過大,導(dǎo)致密封結(jié)構(gòu)失效,因此,需要在設(shè)計或制造時重點關(guān)注該情況;

3)隨著啟閉速度的增加,浮動密封結(jié)構(gòu)在局部區(qū)間上的磨損壽命呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢,當啟閉速度為210 mm/s時,該密封結(jié)構(gòu)磨損壽命最大;

4)浮動密封結(jié)構(gòu)的磨損壽命隨著厚度的增加而增加,因此,在浮動密封結(jié)構(gòu)設(shè)計時可適當增加密封面寬度。

筆者后續(xù)的研究方向是:根據(jù)浮動密封結(jié)構(gòu)的磨損特性,擬采用響應(yīng)面優(yōu)化設(shè)計方法或拉丁超立方采樣(Latin hypercube sampling,LHS)方法,以浮動密封結(jié)構(gòu)磨損壽命為優(yōu)化目標,對浮動密封結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計。