牙輪鉆頭單金屬密封結構優化研究

(西南石油大學機電工程學院 四川成都 611500)

牙輪鉆頭單金屬密封結構于1991年由中國石油大學羅緯和國洪領[1]提出，因其具有耐高溫、耐磨損的特點而被廣泛應用。1998年美國貝克休斯公司研發出SEMS結構[2]，2003年該公司在SEM的基礎上，開發出新一代的SEMS2結構[3]，如圖1所示。

圖1 單金屬密封結構示意圖Fig 1 Sketch map of single metal seal structure

國內外學者對單金屬密封結構進行了許多研究，張寶生和陳家慶[4]介紹了單金屬浮動密封的應用特點、潤滑模型、計算機輔助工程(CAE)在理論研究中的應用、表面強化技術在單金屬浮動密封中的應用等；孫健等人[5]模擬裝配SEMS結構并分析了其在不同環境下的應力變化特征；張曉東等[6]分析了SEMS2結構在不同環境下密封面的應力特征；BURR[7]提出了彈簧補償功能的密封結構；KOLTERMANN[8]開發出磁力密封結構。

單金屬密封結構動密封面的接觸應力不僅影響靜環和動環接觸面的磨損情況，同樣也影響密封面間潤滑油膜的形成。接觸應力過大會造成動密封面磨損加速，接觸應力較小會使潤滑脂泄漏并使鉆井液侵入軸承腔。密封結構參數變化會對動密封面接觸應力的大小產生影響[9]，而國內外文獻缺少單金屬密封結構參數變化對動密封面接觸應力的影響規律的研究。因此，針對單金屬密封結構結構，本文作者研究不同的靜環斜面傾角、靜環楔入角和動密封面長度對動密封面接觸應力的影響。

1 單金屬密封結構參數

單金屬密封結構的動密封面是由靜環和動環組成，其中動環的結構參數由鉆頭的大小決定，因此研究單金屬密封結構參數變化對接觸應力的影響，即為研究靜環的結構參數的影響。靜環的結構示意圖如圖2所示，其中，α為靜環斜面傾角，β為靜環楔入角，L為動密封面長度。而針對φ215.9 mm的牙輪鉆頭、內徑為50 mm的單金屬密封結構，靜環斜面的傾角取值范圍為α=13°～21°[10]；靜環楔入角取值范圍為β=1°～9°[10]；動密封面的長度取值范圍是2.5 mm≤L≤4.5 mm[12]。

圖2 金屬靜環示意圖Fig 2 Sketch map of metal static ring

2 有限元模型的建立

單金屬密封結構為軸對稱結構，因此用CAD建立二維模型，并導入ABAQUS建立有限元分析模型，如圖3所示。

圖3 有限元分析模型Fig 3 Finite element analysis model

在選擇材料時，橡膠支撐環及O形密封圈均采用丁腈橡膠，選取Mooney-Rivilin函數模型描述橡膠材料在變形時的特性。金屬材料選擇9CrW18Mn，其彈性模量為203 GPa，泊松比0.3[13]。邊界條件設置為對牙輪軸頸的Y方向約束，載荷步主要分為5步，如表1所示。

表1 有限元分析載荷步Table 1 Finite element analysis load step

其中，第一步是使結構之間建立接觸，位移較小；第二步為使金屬靜環與橡膠支撐環接觸；接下來的載荷步開始壓縮橡膠支撐環，最終裝配完成后軸向位移是2.0 mm。為了便于比較，后面的分析均采用同樣的模型、材料、分析步和軸向位移。

3 結構參數對接觸應力的影響分析

3.1 原始結構接觸應力分析

研究的原始結構單金屬密封結構如表1所示。有限元分析得到的其動密封面的接觸應力云圖如圖4所示。可知：接觸應力最大值在動密封面的外側，其值為26.88 MPa，平均接觸應力為8.08 MPa。

圖4 動密封面接觸應力云圖Fig 4 Contact stress image of dynamic sealing surface

3.2 結構參數變化對接觸應力的影響

為了研究靜環斜面傾角α、靜環楔入角β和動密封面長度L變化對動密封面接觸應力的影響，將參數分為5個水平進行有限元分析，即：α為13°、15°、17°、19°、21°；β為1°、3°、5°、7°、9°；L為2.5、3.0、3.5、4.0、4.5 mm。

3.2.1 靜環傾角的影響

在保持靜環楔入角β以及接觸長度L不變的情況下，改變金屬靜環傾角α的大小，得到動密封面沿接觸路徑的接觸應力分布曲線，如圖5所示。

圖5 不同金屬靜環傾角對動密封面接觸應力的影響Fig 5 Influence of different tilted angle of the roller shaft neck on contact stress of dynamic sealing surface

由金屬靜環傾角變化的曲線可知：5種靜環傾角下都呈現出動密封面外側接觸應力較大、內側接觸應力較小、中間接觸應力變化較為平穩的趨勢，并且都在距離外側0.5 mm處達到最大值。在靜環傾角從13°到21°的變化過程中，最大接觸應力逐漸增加，并且在0.5～3.3 mm的接觸長度上波動程度增加。

3.2.2 接觸長度的影響

在設定金屬靜環傾角α、靜環楔入角β不變的情況下，改變動密封面接觸長度進行了分析。圖6所示為不同動密封面接觸長度下接觸應力變化曲線。

當接觸線長度為2.5 mm時兩端接觸應力較高，中間較低；其余4種動密封面長度均是動密封面外側接觸應力達到較高，內側較低并且中間分布較為均勻，在長度為3.0～4.5 mm時最大接觸應力呈上升趨勢，但變化不明顯。

3.2.3 靜環楔入角的影響

在設定金屬靜環傾角α以及接觸長度L不變的情況下，改變靜環楔入角β進行了分析。計算發現靜環楔入角β的變化對動密封面接觸應力的影響并不大，其中，楔入角為1°和9°時金屬靜環的接觸應力云圖如圖7所示，其接觸應力變化僅變化0.27 MPa，接觸應力的最大值仍然在動密封面的外側。

圖7 楔入角為1°和9°時金屬靜環的接觸應力云圖Fig 7 Metal static ring contract stress images when the wedge angle is 1°and 9°

4 單金屬密封結構參數優化

上述研究表明，單金屬密封結構尺寸參數的變化是影響動密封面接觸應力的關鍵，合理的尺寸優化能夠增大接觸應力，提升密封的可靠性。為研究單金屬密封結構的最優參數組合，采用DOE實驗，分析不同參數對動密封面接觸應力影響的主次水平。

4.1 正交試驗設計及結果

表2所示為正交試驗的因素和水平表，即3因素5水平的正交試驗。

表2 因素和水平表Table 2 Factor and level

正交試驗需要25次試驗，利用ABAQUS分析得到不同結構參數下動密封面的最大接觸壓力，如表3所示。

表3 正交試驗結果Table 3 Orthogonal test results

4.2 結構參數顯著性分析

利用極差分析法，研究不同密封結構參數對動密封面接觸應力的影響。根據正交試驗結果，得到了各水平接觸應力的最大值、極差、3個因素的主次順序以及最佳參數組合，如表4所示。

表4 極差分析表Table 4 Range analysis

由極差分析結果可知：影響動密封面間接觸應力的結構參數主次順序依次為靜環斜面角度α、接觸長度L、靜環楔入角β。即靜環斜面傾角對接觸應力影響較大，而靜環楔入角和接觸長度相對較小。該結果驗證了前面的規律性分析結果。

分析得到的最佳參數組合為α=21°，β=1°，L=4.5 mm，即為正交分析表中第21組試驗。與優化前比較，優化后的最大接觸應力由26.88 MPa上升至43.74 MPa，增幅為62.72%；平均接觸應力由8.05 MPa上升至9.42 MPa，增幅為17.02%。

5 結論

(1)靜環斜面傾角從13°到21°的變化過程中，最大接觸應力逐漸增加，且都出現在動密封面的外側0.5 mm處，動密封面中間的接觸應力分布較為均勻；動密封面接觸長度從2.5 mm到4.5 mm的變化過程中，接觸應力逐漸增大，但是增幅并不明顯；靜環楔入角從1°增至9°時，接觸應力呈減小趨勢，但變化幅度并不大，其最大值仍然分布在動密封面的外側。研究表明：靜環斜面傾角對接觸應力影響較大，而靜環楔入角和接觸長度相對較小。

(2)通過正交優化分析，得到了影響動密封面間接觸應力的結構參數主次順序依次為靜環斜面角度α、接觸長度L、靜環楔入角β，且最佳參數組合為α=21°，β=1°，L=4.5 mm。

(3)與原始結構比較，優化后最大接觸應力為43.74 MPa，增加62.72%，平均接觸應力為9.42 MPa，增加17.02%。