自動振打除灰裝置活塞處雙向密封研究

（1.武漢工程大學機電工程學院，湖北武漢430074；

2.中國石化銷售有限公司華中分公司，湖北武漢430022）

自動振打除灰裝置活塞處雙向密封研究

（1.武漢工程大學機電工程學院，湖北武漢430074；

2.中國石化銷售有限公司華中分公司，湖北武漢430022）

為研究自動振打除灰裝置活塞在工作狀態下的可靠密封，需要選擇合適的密封圈.運用CAE軟件在自動振打除灰裝置活塞與活塞桿密封處分別建立了雙Y密封結構和X型圈密封結構的非線性有限元模型，得出了在兩種不同的密封圈結構下密封溝槽中的接觸應力，Von－Mises應力與工作流體壓力之間的關系，對比分析兩種計算結果確定了自動振打除灰裝置活塞與活塞桿處合適的密封結構.

機械振打器；Y型圈；X型圈；CAE；接觸應力

0 引 言

自動振打除灰裝置運用聲固耦合的原理能夠有效的解決石化行業，電力行業的高溫高壓爐體內壁積灰問題.由于其內部的活塞與活塞套管之間的密封結構直接決定了自動振打除灰裝置內外密封的優劣性，故對活塞與活塞套管之間的密封結構形式的選擇尤為關鍵.由于自動振打除灰裝置活塞處的特殊工況，此密封結構需要承受雙邊壓力，目前國內外學者對承受單邊壓力的密封元件研究甚多，但是對承受雙邊壓力的異形密封元件的理論分析較少.筆者依據自動振打除灰裝置的實際工況，擬選用雙Y密封結構和X型圈密封結構作為活塞與活塞套管之間的密封結構形式.運用有限元軟件對這兩種密封結構的性能作對比分析.得出活塞與活塞套管之間合理的的密封結構形式.

1 有限元模型的建立

1.1 幾何模型

自動振打除灰裝置活塞處的工況：設計壓力為3.5 MPa，設計溫度為225℃.活塞的直徑為80 mm.依照HG4－335－66標準，選用Y型圈的尺寸為內徑×外徑×高度＝65×85×10［1－3］.依照美國國家標準，選用X型圈的尺寸為內徑×寬度＝65×7.兩種密封結構的幾何模型及其材料參數如圖1和表1所示.

圖1 X型圈密封裝置幾何模型Fig.1 The geometrical model of sealing device about X－ring

圖2 雙Y密封結構幾何模型Fig.2 The geometrical model of sealing device about double－Y－ring

表1 活塞與活塞桿的材料屬性Table1 The Material Properties of piston and rod

1.2 計算模型

Y型圈是一種典型的唇形密封圈，無內壓時僅有很小的接觸應力，隨著內壓的增加，Y型圈依靠其與密封面接觸逐漸變寬的雙唇產生的自封作用，達到一個良好的密封效果.密封雙向流體時需要成對使用；X型圈（又稱星形圈）是一種自緊密封性的雙作用密封元件［4－5］.由于其飛邊位置在截面的凹處，且在密封唇之間能形成潤滑容腔.依靠密封流體的擠壓，也能產生良好的密封效果.因為這兩種計算模型表現出很強的幾何非線性和材料非線性.對于超彈性體而言，其本構方程表述為

其中Sij為Piola－Kirchhoff應力，W為應變能密度，Eij為格林應變張量分量.

使用常用的Mooney－Rivlin模型對雙Y密封結構和X型圈密封結構做有限元分析［6］.其應變能函數模型表述為

式中Cij，N，dk為Mooney常數，J取為1（不可壓縮材料）.上式的二項三階展開表達式為

1.3 有限元實體模型

由于自動振打除灰裝置活塞與活塞套管處結構的軸對稱性，故可采用二維平面的軸對稱模型來模擬三維結構.Y型圈和X型圈采用八節點超彈性單元PLANE183模擬［7－10］，活塞及活塞導筒采用八節點線性實體單元PLANE82模擬.二者的二維軸對稱實體模型如圖3和圖4所示.因為活塞及活塞套管相對于X型圈和Y型圈而言是剛性的，所以認為活塞及活塞套管是此兩種密封元件變形時的約束邊界.求解時，在活塞套管上定義一個豎直方向的位移Uy＝－0.4，并對水平方向進行約束Ux＝0.在密封結構的左側逐漸施加壓力到3.5 MPa，右側逐漸施加壓力到4 MPa.模擬自動振打除灰裝置活塞與活塞套管處的實際工況［11－16］.

圖3 X型圈密封裝置有限元模型Fig.3 The finite element model of sealing device about X－ring

圖4 雙Y密封結構有限元模型Fig.4 The finite element model of sealing device about double－Y－ring

2 計算結果及分析

在密封流體的作用下，Y型圈依靠其張開的雙唇產生自封作用，X型圈依靠其本身變形的回彈力.都能產生較大的接觸應力，并能達到良好的密封效果.筆者主要通過對比兩種密封結構中密封面間的最大接觸應力及Von－Mises應力的影響，并通過位移矢量來分析得到自動振打除灰裝置活塞與活塞套管處合適的密封結構形式.

2.1 密封面間最大接觸應力

如圖5所示（以工作流體側的壓力為準，右側氮氣密封壓力始終高于工作流體側壓力0.5 MPa），在不同的雙邊流體作用下，雙Y密封結構和X型圈密封結構的最大接觸應力始終大于流體的壓力.隨著雙邊密封流體壓力的對應增加，密封結構的最大接觸應力也同時增加.二者均能滿足密封要求（PM均表示最大接觸應力，PL均表示工作流體壓力）.

圖5 工作流體壓力與最大接觸應力的關系Fig.5 Relationship between working sealed fluid pressure and maximum contact stress

圖6表示的是安裝狀態下（左右均無流壓）雙Y密封結構的接觸應力云圖；圖7表示在實際工況下（左側工作流體的壓力均為3.5 MPa，右側氮氣密封壓力均達到4 MPa）又Y密封結構的接觸應力云圖.由此兩圖可知，工況下的雙Y密封結構與初始安裝狀態相比，上下唇的壓力分布比較均勻；接觸應力峰值相對變化明顯；因為所選Y型圈的幾何非線性，上唇較下唇短，上唇唇表面與活塞套管的接觸面積較少，所以上唇出現了雙峰值.

圖6 初始安裝狀態下雙Y密封結構的接觸應力分布Fig.6 Contact stress distribution of sealing structure of double－Y at the condition of initial installation

圖8表示的是安裝狀態下（左右均無流壓）X型圈密封結構的接觸應力云圖；圖9表示在實際工況下（左側工作流體的壓力均為3.5 MPa，右側氮氣密封壓力均達到4 MPa）X型圈密封結構的接觸應力云圖.由兩圖可知，X型圈密封結構在這兩種情況下，X型圈右半部分承受的接觸應力較大.安裝時是由于初始的預緊產生的側移造成的的，在實際工況下是由于預緊和兩端壓差的共同作用產生的；在實際工況下的X型圈密封結構與初始安裝狀態相比，接觸壓力分布更加均勻，接觸應力峰值相變化明顯.

圖8 初始安裝狀態下X型圈密封結構的接觸應力分布Fig.8 Contact stress distribution of sealing structure of quad ring at the initial installing condition

對比圖7和圖9，實際工況下雙Y密封結構的最大接觸應力達到7.153 MPa，X型圈密封結構的密封面間的最大接觸應力達到5.75 MPa.皆在密封要求之內，但雙Y密封結構的接觸應力分布更廣且勻稱.

2.2 Von－mises應力

圖10表示的是工作流體壓力與Von－mises應力峰值的關系，由圖可知，隨著工作流體壓力的增大，2種密封結構的Von－mises應力都是增加的，但是2種密封結構的Von－Mises應力差值卻是隨之減小的（PV均表示最大Von－Mises應力）.

圖10 工作流體壓力與最大Von－mises應力的關系Fig.10 Relationship between working sealed fluid pressure and maximum Von－mises stress注：

如圖11和圖12所示，在實際工況下（工作流體壓力值為3.5 MPa）兩種密封結構的Von－Mises應力云圖.，由于Von－mises應力反映的是密封圈材料截面上主應力差值的大小.其值越大，密封件越易產生裂紋，咬傷，松弛等降低密封元件壽命的情況.圖示中X型圈的Von－mises峰值為4.968 MPa，而Y型圈的Von－mises峰值為4.89 MPa，為了保證密封件的使用壽命，在滿足密封的條件下，應優先選擇應力小的密封結構.

圖11 工作流體壓力為3.5 MPa時Y型圈的Von－Mises應力分布Fig.11 Von－Mises stress distribution of sealing structure of double－Y at the working fluid pressure of 3.5 MPa

圖12 工作流體壓力為3.5 MPa時X型圈密封結構的Von－Mises應力分布Fig.12 Von－Mises stress distribution of sealing structure of quad ring at the working fluid pressure of 3.5 MPa

2.3 工況下變形后與變形前的形狀對比

如圖13和圖14所示，雙Y密封結構中Y型圈的變形較為勻稱，單邊變形較小.且變形主要集中在上下唇；X型圈的變形主要集中在圈體的右半部分，且其變形較大.而左半部分變形甚微.

圖13 工作流體壓力為3.5 MPa時X型圈變形與初始狀態的形狀對比Fig.13 The comparison about shape of deformation of sealing structure of quad ring at the working fluid pressure of 3.5 MPa and the initial installing condition

圖14 工作流體壓力為3.5 MPa時Y型圈變形與初始狀態的形狀對比Fig.14 The comparison about shape of deformation of sealing structure of double－Y－ring at the working fluid pressure of 3.5 MPa and the initial installing condition

3 結 語

a.在自動振打除灰裝置設計壓力內，隨著工作流體和氮氣密封壓力的相應增大，兩密封結構的接觸應力也隨之增大.兩密封結構的最大接觸應力均大于雙邊的流壓，均能滿足密封要求

b.在自動振打除灰裝置設計壓力內，相同的雙邊流壓狀態時，雙Y密封結構的中的Y型圈上產生的Von－Mises應力峰值始終較X型圈密封結構中的X型圈上產生的Von－Mises應力峰值小，隨著雙邊流壓的相應增加，兩密封結構的Von－Mises應力皆隨之增加，但兩者的差值隨著雙邊流壓的增加而減小.

c.在實際工況下，雙Y密封結構中Y型圈的變形相對X型圈密封結構中X型圈的變形要勻稱，單邊變化小，變形區域小.

d.在實際工況下雙Y密封結構和X型圈密封結構均能滿足自動振打除灰裝置活塞與活塞桿處的密封要求，但是X型圈密封結構相對雙Y密封結構而言，其密封元件的更易損壞.故自動振打除灰裝置活塞與活塞桿處優先選用雙Y密封結構.

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Comparative analysis and selection for sealing structure between piston and rod of rapping device

CHEN Yi－wen，YU Jiu－yang，XIE Hong－bo，ZHENG Xiao－tao，NIE Si－hao
（1.School of Mechanial and Electrical Engineering，Wuhan Institute of Technology，Wuhan 430074，China；
2.Sinopec Sales Co.，LTD，Central China Branch，Wuhan 430022，China）

To explore the reliable sealing performances of the piston of rapping device under working condition，we should choose appropriate seal－ring.The CAE software was employed to build nonlinear finite element model of Double－Y and X－ring sealing structure.Under sealing groove of the piston of rapping device respectively，the relationship between contact stress and pressure of sealed fluid and the connection between.Von－Mises stress and pressure of sealed fluid in the sealing groove under two different kinds of leakproof structure are approached.Comparison of the two Calculation results is helpfull to determine the proper sealing structure between the piston and rod of rapping device.

Rapping device；quad－ring；Y－ring；CAE；contact stress

陳小平

TB42

A

10.3969／j.issn.1674－2869.2011.10.019

16742869（2011）10008105

20110810

陳以文（1988），男，湖北黃岡人，碩士研究生.研究方向：化工機械.

指導老師：喻九陽，男，教授，碩士，碩士研究生導師.研究方向：高效節能技術.＊通信聯系人