李早東，孟晉安

（中國石油 蘭州石化分公司，甘肅 蘭州 730060）

在石油化工設備中，因機械密封（簡稱機封）泄漏失效而引發(fā)的機泵泄漏故障占比很高[1-2]。以往都采用以經(jīng)驗性定性分析為主的傳統(tǒng)分析方法對機密失效原因進行分析，對設備管理人員的工作經(jīng)驗和能力要求非常高。近年來，國內(nèi)很多學者采用ANSYS、FLUENT等有限元軟件，對機封系統(tǒng)和機封動、靜環(huán)摩擦副進行了大量的數(shù)值模擬分析[3-9]，取得了諸多研究成果。

文中以某乙烯裝置脫丁烷塔循環(huán)泵機封頻繁泄漏失效的實際工程問題為例，結(jié)合ANSYS分析軟件，將基于穩(wěn)態(tài)傳熱理論的以定量分析為主、定性分析為輔的數(shù)值模擬方法應用到機封泄漏失效分析中，為機封泄漏失效原因分析提供一種新思路。

1 脫丁烷塔循環(huán)泵機封失效情況

脫丁烷塔循環(huán)泵輸送介質(zhì)主要成分為混合C4（1，3-丁二烯），機封冷卻沖洗系統(tǒng)為API 682—2014《離心泵和轉(zhuǎn)子泵用軸封系統(tǒng)》[10]中的Plan52系統(tǒng)，機封型號為2648。該泵運行過程中機封頻繁失效，主密封靜環(huán)摩擦端面磨損比較嚴重，內(nèi)圈表面出現(xiàn)了不同程度的磨損環(huán)狀紋路（圖1a）。主密封動環(huán)及其組件周圍附著大量聚合物（圖1b），該聚合物很可能是因機封局部溫度過高使C4混合物發(fā)生聚合而產(chǎn)生。

圖1 脫丁烷塔循環(huán)泵2648型機封失效狀態(tài)

2 穩(wěn)態(tài)傳熱理論基礎及本文分析方法[6]

2.1 穩(wěn)態(tài)傳熱理論方程

機封穩(wěn)定工作時，動、靜環(huán)摩擦副處于穩(wěn)態(tài)傳熱狀態(tài)。根據(jù)數(shù)值傳熱學的基本理論，二維軸對稱穩(wěn)態(tài)溫度場中的導熱微分方程為：

式中，T為物體溫度，K；x為徑向坐標，y為軸向坐標。

2.2 本文分析方法基本思路

本文采用的穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)值模擬分析方法基本思路見圖2。

圖2 穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)值模擬分析方法基本思路

首先建立機封的軸對稱幾何模型，利用WorkBench軟件自帶工具進行網(wǎng)格劃分與優(yōu)化，所得模型見圖3。將靜環(huán)和動環(huán)作為整體考慮，在兩接觸面之間建立一接觸對，并在接觸對上定義大數(shù)量級的接觸導熱率，使摩擦熱量優(yōu)先在接觸端面間傳遞，實現(xiàn)熱量在動環(huán)和靜環(huán)之間的自動分配求解。由于機封所處工況十分復雜，為方便計算，對傳熱模型作以下基本假設，①摩擦副為軸對稱結(jié)構(gòu)，所受溫度相關載荷也具有軸對稱特性。②摩擦副材料特性連續(xù)均勻、各向同性且物理性能不受力和溫度的影響。③假設在密封面間摩擦產(chǎn)生的熱量全部在密封環(huán)間傳遞，密封端面上的熱流密度均勻分布。攪拌產(chǎn)生的熱量比摩擦副相對運動產(chǎn)生的熱量小得多，故忽略攪拌熱。④摩擦副穩(wěn)定運行時摩擦因數(shù)保持不變，忽略材料磨損的影響。⑤不計泄漏帶走的摩擦熱，忽略摩擦副端面間液膜傳導熱和輻射熱，系統(tǒng)對外無熱交換。

圖3 機封有限元軸對稱模型及網(wǎng)格劃分

3 機封失效的穩(wěn)定傳熱數(shù)值分析

3.1 密封端面單位閉合壓力計算

根據(jù)相關文獻建立的力學模型[6，11]，推導出了影響機封的力學參數(shù)pg計算公式：

式中，pg為密封端面單位閉合壓力（密封面比載荷），psp為彈簧比壓，ps為密封流體壓力，MPa；K為載荷系數(shù)。

根據(jù)2648型機封的相關尺寸，通過計算可以得到其K=0.59、psp=0.387 MPa、ps=0.7 MPa、pg=0.797 MPa。

3.2 動靜環(huán)及介質(zhì)物性參數(shù)確定

該機封密封副配對材料為碳化硅和碳石墨。為簡化分析，不考慮材料特性隨溫度變化的情況，認為在機封正常穩(wěn)定工作過程中，密封副配對材料的密度、導熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)及彈性模量等均保持不變。

密封副動、靜環(huán)材料的物性參數(shù)見表1[12]，物料與隔離液（甲醇）物性參數(shù)見表2[13]。

表1 密封副動靜環(huán)材料物性參數(shù)

表2 物料及隔離液物性參數(shù)

3.3 端面摩擦熱計算和分配

機封的動環(huán)和靜環(huán)相對轉(zhuǎn)動而產(chǎn)生摩擦熱。摩擦面上產(chǎn)生的摩擦熱向動環(huán)和靜環(huán)的分配受諸多因素的影響，難以定量確定。通常是先確定機封摩擦狀態(tài)和穩(wěn)定運轉(zhuǎn)時的摩擦因數(shù)，然后計算出端面摩擦熱，最后對摩擦熱進行分配。摩擦熱計算公式如下：

式中，Q為端面間的總摩擦熱，J/s；f為摩擦因數(shù)；Af為密封端面面積，m2；v為密封端面的平均線速度，m/s。

則熱流密度q計算公式為：

式中，Dm為摩擦端面的平均內(nèi)徑，m；n為密封環(huán)的轉(zhuǎn)速，r/min。

將 2648型機封的 f=0.06、pg=0.797 MPa、Dm=0.067 m、n=2 950 r/min 代入式（3）、式（4），計算可得熱流密度q=597 120.25 W/m2。同理，按照同樣的方法可分別計算出f=0.1時2648型機封和f=0.06時3648型機封的熱流密度。

3.4 對流傳熱系數(shù)確定

對流傳熱系數(shù)是影響機封密封副溫度場的一個重要參數(shù)。對流傳熱系數(shù)的計算相當復雜，目前還沒有成熟的方法，工程上一般采用半經(jīng)驗計算公式。密封環(huán)邊界不同，對流傳熱系數(shù)計算公式也不同。

對于動環(huán)外邊界，對流傳熱系數(shù)α1的計算公式為：

式（5）～式（8）中，Nu 為努塞爾數(shù)；k1為流體的導熱系數(shù)，W/（m·K）；Dr為動環(huán)外徑，m；Ree為反映介質(zhì)旋轉(zhuǎn)攪拌影響的雷諾數(shù)，Rea為反映介質(zhì)橫向繞流影響的雷諾數(shù)；μ為流體動力黏度，Pa·s；cp為流體比定壓熱容，J/（kg·K）；ω 為主軸角速度，rad/s；νl為流體的運動黏度，m2/s；U 為動環(huán)周圍介質(zhì)的軸向平均流速，m/s。

對于動環(huán)內(nèi)邊界和靜環(huán)外邊界，對流傳熱系數(shù)α2計算公式為：

式（9）～式（10）中，δ為動環(huán)與軸套之間或靜環(huán)與密封腔內(nèi)壁之間間隙，m；ε為修正系數(shù)，一般取1.2～2.0；u1為靜環(huán)或動環(huán)周圍介質(zhì)的軸向流速，m/s。

對于靜環(huán)內(nèi)邊界，對流傳熱系數(shù)α3的計算公式為：

式（11）～式（12）中，δ1為靜環(huán)與軸套之間的間隙，ri為軸套的外半徑，m；Ui為軸的外徑線速度，m/s。

根據(jù)式（5）～式（12），計算得到圖4所示2648型機封密封副各邊界的對流傳熱系數(shù)，結(jié)果見表3。圖4中未標代碼的邊界簡化為絕熱邊界，其對流傳熱系數(shù)為0。

圖4 2648型機封摩擦副邊界位置及代碼

表3 2648型機封密封副各邊界對流傳熱系數(shù)計算結(jié)果 W/（m2·℃）

3.5 模擬結(jié)果及分析[14-15]

3.5.1 溫度分布云圖

穩(wěn)態(tài)傳熱分析中最重要的物性參數(shù)為動、靜環(huán)材料內(nèi)部導熱系數(shù)。

在動、靜環(huán)摩擦端面（線載荷）建立1個接觸對，忽略接觸對之間熱阻，接觸對大數(shù)量級導熱系數(shù)為107W/（m·℃），保證摩擦生熱優(yōu)先在接觸對之間傳遞。將q=597 120.25 W/m2施加在接觸對上，實現(xiàn)熱流密度自由分配?？紤]本地季節(jié)因素，將起始溫度設置為20℃。將表3中的對流傳熱系數(shù)計算結(jié)果施加在對應邊界上，實現(xiàn)固體表面與流體之間的對流傳熱。模擬計算得到的2648型機封摩擦副溫度分布云圖見圖5。

圖5 2648型機封摩擦副溫度分布云圖

分析圖5，①因靜環(huán)導熱系數(shù)遠大于動環(huán)導熱系數(shù)，相對靜環(huán)而言，動環(huán)傳遞能量的阻力太大，故摩擦熱量優(yōu)先向靜環(huán)傳遞，導致靜環(huán)整體溫度高于動環(huán)。②動、靜環(huán)內(nèi)邊界對流傳熱系數(shù)遠小于動、靜環(huán)外邊界對流傳熱系數(shù)，導致動、靜環(huán)內(nèi)邊界對流傳熱性能比其外邊界的差，所以內(nèi)邊界整體溫度比外邊界整體溫度偏高。動、靜環(huán)外邊界設有沖洗嘴，可進行強制對流，對流傳熱能力強，表現(xiàn)為對流傳熱系數(shù)高。③摩擦端面附近靜環(huán)溫度明顯高于動環(huán)，結(jié)合表1數(shù)據(jù)，靜環(huán)材質(zhì)（碳化硅）的導熱系數(shù)大于動環(huán)材質(zhì)的導熱系數(shù)，熱能優(yōu)先向?qū)嵯禂?shù)較大、阻力較小的靜環(huán)流動，宏觀表現(xiàn)為溫度上升較高。

3.5.2 摩擦端面路徑溫度分布

在摩擦端面建立路徑1-2，提取該路徑上的溫度，得到如圖6所示的摩擦端面溫度分布云圖。

圖6 2648型機封摩擦端面溫度分布云圖

從圖6可以看出，摩擦端面的最高溫度為76.575℃，出現(xiàn)在摩擦端面內(nèi)壁附近；最低溫度為61.253℃，出現(xiàn)在摩擦端面外壁附近。根據(jù)該機封實際運行條件可知，內(nèi)壁附近充滿了作為隔離液的甲醇溶液，其常壓下的沸點為64.7℃。而摩擦端面靠近內(nèi)壁溫度高于甲醇沸點，所以在摩擦端面內(nèi)壁附近出現(xiàn)甲醇急劇氣化現(xiàn)象，直接影響摩擦端面密封性能，主要表現(xiàn)有，①氣化破壞了摩擦界面液膜的完整性，使混合摩擦逐漸向干摩擦發(fā)展，摩擦因數(shù)變大，摩擦熱量增加，溫度繼續(xù)升高，形成惡性循環(huán)。②甲醇急劇氣化的瞬間氣泡被壓潰，大量氣泡極易引起摩擦端面點蝕，造成摩擦端面不平滑。③局部氣化會造成內(nèi)壁附近與外壁附近流體壓差增大，增大泵內(nèi)介質(zhì)通過界面向內(nèi)壁泄漏的動力，增加界面泄漏的可能性。④泵送介質(zhì)1，3-丁二烯的化學性質(zhì)活潑，遇高熱可發(fā)生聚合反應，在惡性循環(huán)環(huán)境中極可能發(fā)生自聚反應。而自聚物黏度一般會變大，在高溫環(huán)境中附著在摩擦端面出現(xiàn)結(jié)焦等現(xiàn)象，進一步破壞摩擦端面。

3.5.3 對比分析

通過上述數(shù)值模擬分析可以知道，2648型機封失效根本原因是摩擦端面局部溫度過高。筆者運用同樣的分析方法對3648型機封進行數(shù)值模擬，得到其摩擦端面在相同工況下的溫度分布數(shù)據(jù)。不同摩擦因數(shù)下端面路徑（1-2方向）上2種型號機封的摩擦端面溫度曲線見圖7。圖7中的f=0.06代表機封在正常工作端面穩(wěn)定運轉(zhuǎn)，f=0.1代表機封在摩擦端面破壞后（達到干摩擦情況）穩(wěn)定運轉(zhuǎn)。

圖7 不同摩擦因數(shù)下2種型號機封的摩擦端面溫度與位置曲線

從圖7可以看出，①對同一型號機封，摩擦端面溫度分布隨著摩擦因數(shù)的變化而變化，表現(xiàn)為同步的正增長關系。②對不同型號機封，在摩擦因數(shù)相同的情況下，2648型機封存在溫度高于甲醇沸點的情況，極易出現(xiàn)液膜氣化、摩擦端面磨損嚴重等影響機封密封性能的現(xiàn)象。3648型機封摩擦端面最高溫度為61.6℃，完全滿足低于甲醇沸點的要求。③摩擦端面溫度分布曲線呈中間高、兩端低的類拋物線形，最高溫度位置靠近機封內(nèi)壁附近。分析其原因，主要是因為外壁附近設有沖洗裝置作強制對流，對流傳熱能力強。而內(nèi)環(huán)無沖洗裝置，對流傳熱能力相對差，導致穩(wěn)定傳熱時的最高溫度向內(nèi)壁附近移動。

4 結(jié)語

通過數(shù)值模擬計算并結(jié)合實際工況反復論證得出，2648型機械密封摩擦端面磨損嚴重、出現(xiàn)高溫發(fā)藍等情況的根本原因是機封摩擦端面的局部高溫。根據(jù)對比分析，動環(huán)與靜環(huán)外壁（與泵腔C4混合物接觸）溫度在40～50℃，這個溫度范圍與C4混合物的操作溫度（45～50）℃非常接近。選用3648型機械密封和配套的Plan53B隔離系統(tǒng)進行改造，機封隔離液出口管線溫度在41～44℃，有效降低了機封端面溫度，解決了機封摩擦端面磨損泄漏問題，延長了機封工作壽命。實踐證明，ANSYS模擬結(jié)果很接近實際工況，具有較好的工程參考價值。

運用有限元方法，在數(shù)值模擬分析的基礎上結(jié)合豐富的工作經(jīng)驗，對機封狀態(tài)進行分析和改造，目前主要被高校、科研機構(gòu)用于機封的分析設計過程，但在機泵的實際改造中也有一定的指導意義。