螺旋槽干氣密封環端面摩擦試驗及其性能分析

丁雪興，王平西，張偉政，俞樹榮，魏龍

（1蘭州理工大學石油化工學院，甘肅 蘭州 730050；2南京科技職業學院江蘇省流體密封與測控工程技術研究開發中心，江蘇 南京 210048）

螺旋槽干氣密封環端面摩擦試驗及其性能分析

丁雪興1，王平西1，張偉政1，俞樹榮1，魏龍2

（1蘭州理工大學石油化工學院，甘肅 蘭州 730050；2南京科技職業學院江蘇省流體密封與測控工程技術研究開發中心，江蘇 南京 210048）

干氣密封環端面在啟停階段和由于制造裝配誤差等造成非正常運行時存在嚴重的端面接觸摩擦，有必要對干氣密封動靜環進行摩擦學試驗，從而分析并探討其摩擦學特性。利用端面摩擦磨損試驗機，選定合適的工況參數與相應的測試技術對螺旋槽干氣密封環進行測試，研究不同工況下的摩擦學特性。結果表明：在特定工況下的試驗中，螺旋槽干氣密封端面存在明顯的磨合現象；當工況從226 N、150 r·min?1增大至1130 N、500 r·min?1時，石墨環磨損量最大增加193.3%，摩擦系數最大降低22.3%，說明石墨環的自潤滑性影響密封端面的摩擦性能；由于端面間螺旋槽的存在，石墨環內圈磨損大于外圈。試驗結果可為今后端面摩擦學性能的優化提供依據。

干氣密封；螺旋槽；摩擦學試驗；摩擦學特性；自潤滑性

引 言

干氣密封是一種先進的旋轉軸用動密封，具有性能可靠、使用壽命長、功耗低、維護成本低等優點，而且能夠在高溫、高壓、高速以及各種強腐蝕性介質等苛刻工況下可靠運行[1-2]。干氣密封常用于軸端密封危險的液體或氣體，而且干氣密封在大多數工藝環節中起著至關重要的作用，一旦失效，將會對生產造成很大的影響并帶來嚴重的經濟損失[3-6]，所以對干氣密封的密封性能、穩定性及壽命等都有較高的要求。關于干氣密封穩態特性和動態特性研究較多[7-10]。近年來，干氣密封端面間的摩擦磨損逐漸受到人們的重視。梁春陽等[11]與王澤平等[12]通過實例分析指出了由于密封氣中含有雜質以及設計缺陷引起密封端面磨損造成密封泄漏失效。高志等[13]和Huang等[14]通過聲發射技術對干氣密封啟動階段端面的接觸狀態和摩擦情況進行了測試分析。

理論上講，干氣密封只有在啟停階段兩端面才會出現接觸摩擦[15]，但在實際工況中，由于加工制造的誤差[16]和工作環境[17]的影響，干氣密封端面在正常的運行階段也會發生接觸摩擦的情況，而且因為干氣密封的端面處于無任何潤滑的干摩擦狀態和經常在高壓高轉速下運行的緣故，摩擦磨損給干氣密封帶來的危害不容忽視?，F階段的研究多是指出摩擦磨損對干氣密封的危害和研究的重要性或是一些基礎性的相關理論研究[18-21]，缺少對干氣密封端面摩擦磨損的普遍規律的研究。本工作以干氣密封的實際工況出發，在端面摩擦磨損試驗機上對螺旋槽干氣密封端面的摩擦學性能進行試驗研究，通過在特定工況下端面間的磨合試驗以及不同轉速、不同載荷下的摩擦學試驗研究和探索螺旋槽干氣密封環之間的摩擦學機理及工況參數對其摩擦學性能的影響，為進一步的端面摩擦學性能的優化以及理論分析提供參考。

1 試驗設備及試驗方法

1.1 試驗設備與試件

本研究采用的試驗機為HDM-2型端面摩擦磨損試驗機，由主機和計算機測控系統2部分組成，其外形結構如圖1所示。

圖1 端面摩擦磨損試驗機Fig.1 Friction and wear tester

試驗機采用自動加載、半自動加載和手動加載3種載荷控制方式，通過變頻器實現無級調速，并通過計算機和試驗數據處理專用軟件對載荷、轉速、試驗溫度、摩擦力、摩擦因數等試驗參數進行實時采集和處理，以數據圖表形式給出統計試驗結果。試驗機采用上試件旋轉、下試件靜止的端面接觸滑動摩擦形式。試驗機主要技術指標見表 1。此外，此次研究還用到了丙酮超聲清洗機、烘干機、電子天平（精度 0.1 mg）、三維輪廓儀、電子顯微鏡等儀器分別對磨損量、表面粗糙度、磨損形貌進行測量，另外還有激光打標機對試件表面進行激光刻槽。

本研究采用的樣品環為干氣密封常用的“軟碰硬”結構，樣品的結構及裝配如圖2所示，其中上試件為石墨環，下試件為碳化硅（SiC）環。首先將整塊原材料機加工至所需形狀，再用拋光機進行鏡面拋光，使其接觸面表面粗糙度達到實際生產的要求（Ra＜0.4），表2給出了試件的粗糙度。隨后對SiC環用打標機進行激光刻槽，本研究選取干氣密封常用的16°螺旋角，槽深10 μm，槽型參數及SiC環表面結構如圖3所示。刻槽完畢后對槽區和壩區間螺旋線進行精細打磨使其平整。

表1 試驗機主要技術指標Table 1 Main technical parameters of machine

表2 環表面粗糙度Table 2 Surface roughness of rings

圖2 試件安裝示意圖Fig.2 Diagram of specimen assemble

圖3 SiC環表面結構Fig.3 SiC ring surface structure

1.2 試驗工況參數與試驗方法

本次研究所選的工況參數見表 3，其中名義接觸面積是端面接觸的環面積減去螺旋槽部分的面積計算所得。試驗工況參數以摩擦磨損最為嚴重的開啟階段為基礎選取，根據前期研究工作查閱的資料以及密封廠提供的經驗值和試驗的實際條件與環的大小確定端面間的比壓為0.1～0.8 MPa、開啟線速度為0.6～1.2 m·s?1，根據試驗機的加載情況分別選取3個試驗載荷與轉速。端面間為干摩擦。

表 3 試驗工況參數Table 3 Test conditions

此次試驗分為兩部分。

（1）特定工況下端面磨合試驗。選擇Ⅰ號石墨環，選取轉速300 r·min?1、載荷678 N，在試驗機上進行試驗，以10 min為一個階段停機測量相關試驗參數。每次取試件時，對試件的安裝位置以及試件的配合位置進行標記，試驗參數測量完成后按照標記重新安裝試件進行試驗。共進行4個階段的相同試驗，總時長40 min。

（2）工況參數對端面摩擦磨損的影響。同樣將Ⅱ號、Ⅲ號石墨環進行磨合（磨合后的粗糙度分別為 0.139、0.135、0.136），將磨合后的試件在表 3中3組不同的載荷與轉速下交叉試驗，每組載荷下用同一個石墨環，每次試驗時長為10 min，測量相關試驗參數。共進行9組試驗。

試驗前首先對試件進行清洗烘干稱重，然后安裝試件調試摩擦機，設定試驗時間、施加載荷與轉速，進行試驗。待停機后讀取摩擦系數、溫度等試驗參數，取出試件進行清洗烘干稱重，計算并記錄磨損量，隨后用三維輪廓儀測量表面形貌參數和粗糙度，并在電鏡下觀測讀取表面磨損形貌。

2 試驗結果與分析

2.1 特定工況下端面磨合的摩擦學特性分析

圖4分別給出了在300 r·min?1、226 N試驗工況下磨合過程中磨損量、摩擦溫升、摩擦系數和石墨環粗糙度的變化情況。可以看出，刻有螺旋槽的端面接觸摩擦過程存在明顯的磨合過程，而且隨磨合進行摩擦系數、磨損量、摩擦溫升等摩擦學特性參數均呈下降趨勢，這說明在磨合過程中端面的摩擦學性能有所提升。

通過圖4(d)可以看出磨合過程中石墨環的表面粗糙度逐漸減小，這是由于SiC環硬度大于石墨環且粗糙度小于石墨環，在磨合過程中硬度低且相對較粗糙的石墨環變得越來越平整，粗糙度逐漸降低，使其摩擦學性能有所提升，從而降低端面間的磨損。

下面分析摩擦系數即時變化情況。圖5中1、2兩條線分別表示第1階段（0～10 min）和第3階段（20～30 min）磨合試驗摩擦系數的即時變化圖。從圖中可以看出，在第1階段，磨合剛剛開始，端面間的摩擦表現出不穩定性，摩擦系數較大且波動較大；在第3階段，摩擦系數降低，趨于平穩，表現出良好的摩擦學穩定性，這進一步說明磨合過程端面的摩擦學特性有顯著的提升。在不同的工況下磨合時間的長短會有所變化，但其變化趨勢大致相同，存在普遍性的規律。

2.2 工況參數對干氣密封端面摩擦磨損的影響

前面分析了螺旋槽干氣密封環在特定工況下的摩擦學特性，接下來考察不同的工況參數對端面摩擦學特性的影響。圖6為不同的轉速與載荷下摩擦系數、磨損量、摩擦溫升隨工況參數的變化情況。

圖4 磨合試驗結果統計Fig.4 Running-in test results

圖5 第1、3階段摩擦系數即時變化Fig.5 Actual time friction coefficient of the first and third phase

2.2.1 載荷的影響 首先考察載荷對摩擦磨損的影響。通過圖6(a)、(b)可以發現，當轉速不變、載荷由226 N增大到1130 N時，150、300、500 r·min?1下摩擦系數分別降低了6.8%、14.3%、22.3%，而磨損量分別增加了 127.3%、168%、193.3%，通過圖6(c)可以發現摩擦溫升也隨載荷增大而增大。這是由于載荷增大后端面間的磨損加劇，磨損量增大，磨粒增多，而磨粒的主要成分為潤滑性能良好的石墨，因此磨粒充當了接觸面間的潤滑劑，使摩擦系數降低，這也是石墨環自潤滑性的體現。

圖7給出了在300 r·min?1時不同載荷下摩擦系數的動態變化情況?？梢钥闯觯d荷為226 N時，摩擦系數基本保持平穩的趨勢；載荷為678 N時，摩擦系數先增大，后平穩降低并趨于穩定。這是因為低載荷下磨損量較小，石墨環的自潤滑性能沒有很好地體現；載荷增大后，磨損加劇，當磨粒增加到一定程度時其潤滑性能發揮作用，使摩擦系數下降并趨于穩定。而當載荷增大到1130 N時，磨損更加劇烈，磨損量增加更快，摩擦系數經過一段較大的波動后趨于穩定。這是因為短時間內增加的磨粒沒能很好地在端面均勻分布，所以造成摩擦系數的波動，而當運行一段時間后磨粒分布得更加均勻，摩擦系數也更加平穩。當轉速為150 r·min?1和500 r·min?1時，情況類似。

圖6 不同工況參數下試驗結果統計Fig.6 Test results under different test conditions

圖7 300 r·min?1不同載荷下摩擦系數即時變化Fig.7 Actual time friction coefficient under 300 r·min?1and different pressure load

2.2.2 轉速的影響 繼續分析轉速對摩擦磨損的影響。由圖6(a)可以看出，載荷為226 N時，摩擦系數隨轉速增加而增大了6.4%；而當載荷增大到678 N和1130 N時，摩擦系數隨轉速增加分別降低了13.3%和11.4%。由圖6(b)、(c)可知，當載荷不變、轉速由150 r·min?1增加到500 r·min?1時，226 N、678 N、1130 N下磨損量分別增大了36.4%、62.9%、76%，溫升也隨轉速增加而增大。由此可知，摩擦系數和轉速的關系主要是由磨損產生的磨粒體現出石墨環的自潤滑性造成的。載荷為226 N時，不同轉速下的磨損量均較小，對摩擦系數的影響較小；載荷增大到678 N和1130 N時，磨損加劇，而且轉速越高產生的磨粒越多，故摩擦系數隨轉速增大而減小。

下面對不同轉速下摩擦系數的即時變化情況進行分析。圖8所示為載荷為678 N時不同轉速下摩擦系數的動態變化圖。在每組試驗的初期階段，3種轉速下摩擦系數的大小相似。隨著摩擦磨損的進行，150 r·min?1轉速下摩擦系數變化較小且穩定在一定的數值左右，但是摩擦系數振動的頻率和振幅較大；當轉速增大到 300 r·min?1和500 r·min?1時，摩擦系數均在一定的時間內降低且趨于平穩，摩擦振動也減弱。這是由于低轉速下磨損量較小，端面間的接觸狀態基本沒有發生改變，摩擦系數變化較小，而且由于是干摩擦的緣故，摩擦振動較大；而當轉速增大時，磨損加快，產生了較多的石墨磨粒，使端面間的潤滑性能得到提升，導致摩擦系數降低。當載荷為1130 N時不同轉速下的變化情況相似。

圖8 678 N不同轉速下摩擦系數即時變化Fig.8 Actual time friction coefficient under 678 N and different revolving speed

綜上分析，載荷與轉速都會影響螺旋槽密封端面的摩擦磨損，而且由于石墨環自潤滑性的作用，往往高的轉速與載荷下摩擦系數更小。在干氣密封的實際運行中，磨損產生的石墨磨粒會黏附在端面上充當潤滑劑的作用，從而提升端面的摩擦性能，減小摩擦系數，降低磨損。

2.3 磨損表面形貌的分析

將試驗結束后的石墨環進行表面形貌的測量。如圖9所示，在石墨環表面選取3個點，在每個點的徑向分別對內圈和外圈用電鏡對其測量，即石墨環分別與槽區和壩區接觸部分的磨損形貌。選取 300 r·min?1、678 N工況參數下的測量結果進行分析。

圖9 石墨環表面測量點Fig.9 Measurement points on graphite ring surface

測量結果如圖 10所示。可以看出，石墨環內圈的磨痕數量明顯多于外圈，內圈的磨損比外圈更嚴重。一般來講，由于外圈的線速度較大，外圈的磨損大于內圈，但本次試驗得到的結果卻與這一理論相反，這是由于螺旋槽端面的接觸方式造成的結果。由圖3所示SiC環表面螺旋槽結構可知，由于螺旋槽的存在，內圈的接觸面積大于外圈，使內圈的磨損較嚴重；而且，螺旋槽會儲存部分磨粒，減小外圈的磨粒磨損，這樣就使內圈的磨損大于外圈，磨痕也較外圈更多，這與表面織構在端面摩擦磨損中所起的減磨作用相似[22]。

圖10 石墨環磨損表面形貌Fig.10 Wear surface morphology of graphite ring

3 結 論

（1）螺旋槽干氣密封環端面間存在明顯的磨合現象，而且隨著磨合的進行，摩擦系數降低，磨損量和摩擦溫升均減小。

（2）高的轉速與載荷下，密封環端面的摩擦系數更低，表現出更好的摩擦學特性，這說明螺旋槽干氣密封適合在高參數工況下運行。

（3）由于螺旋槽的影響，干氣密封環內圈的接觸面積大于外圈，而且螺旋槽可以收集存儲部分磨粒減少磨損，使得石墨環端面內圈的磨損比外圈嚴重，這與兩光滑表面接觸摩擦的結論相反。

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Analysis of tribological test and performance under rings end faces of spiral groove dry gas seal

DING Xuexing1, WANG Pingxi1, ZHANG Weizheng1, YU Shurong1,WEI Long2
(1College of Petrochemical Industry, Lanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, Gansu, China;2Fluid Sealing Measurement and Control Engineering Research and Development Center of Jiangsu Province, Nanjing Polytechnic Institute, Nanjing 210048, Jiangsu, China)

There is a serious face contact friction on dry gas seal ring face when it is in the start-up phase and abnormal operation, therefore, to analyze and discuss the tribology performance, the tribological test is necessary for dry gas seal dynamic and static ring. The dynamic and static spiral groove dry gas seal ring was tested to study the tribology performance under different operating mode by using the friction and wear tester with selected reasonable test conditions and the corresponding testing technology. The results of the test indicated that there was the obvious running-in phenomenon for spiral groove dry gas seal face in the special condition test. Moreover, the tribology performance of the face was changed with the test. Besides, when the rotational speed and load increased from 150 r·min?1and 226 N to 500 r·min?1and 1130 N, the wear mass loss of graphite ring was increased by 193.3% but the friction coefficient was decreased 22.3%. This showed that the self-lubrication of graphite ring affected the friction state of the seal face. Because the spiral groove end face contact was different from the smooth surface, the inner ring was more wear than outer ring of the graphite ring. The test results provided a basis for tribological performance optimization of the spiral groove dry gas seal face.

dry gas seal; spiral groove; tribology test; tribology performance; self-lubrication

WANG Pingxi, wangpx28@163.com

TH 117.1

：A

：0438—1157（2017）01—0208—07

10.11949/j.issn.0438-1157.20160891

2016-06-29收到初稿，2016-08-29收到修改稿。

聯系人：王平西。

：丁雪興（1964—），男，博士，教授。

Received date: 2016-06-29.