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摘 要 ：烷基化裝置主要以較為成熟的硫酸法為主，DuPont（杜邦）公司的 Stratco 工藝是目前全球對烷基化油生產的主要代表 性工藝，Stratco 臥式偏心反應器是當今最為成熟的攪拌混合反應器且市場占有率極高。因此對國內市場而言，機械密封的可靠性是其 能否長期平穩運行的重要保障。通過結構布置及理論計算，深入分析硫酸反應器密封的設計要點，主要從兩個方面進行理論分析。 一 是結合工藝流程，從傳熱機制角度確定選型方案 ；二是通過控制端面間界面形狀改善機封的運行狀態，合理利用以往成功的技術理念 給出結構參數，利用有限元軟件進行分析校核，輸入實際工況參數后結合流、固、熱耦合迭代，計算出較為可靠的理論結果，最后通 過模擬試驗對比驗證結構參數的可靠性。

關鍵詞 ：烷基化裝置 ；機械密封 ；傳熱機制 ；結構參數

中圖分類號 ：TE96      文獻標識碼 ：B        文章編號 ：1671-2064(2023)10-0076-07

1 選型及方案

1.1 密封設計難點

1.1.1 工藝復雜

Stratco 臥式烷基化反應器是一種液壓混合機，專門 用于酸性催化劑對烴類進行烷基化，同時去除烴類化學反應產生的熱量，復雜的工藝流程對機封的長周期運行有很大挑戰。對機封來說，其強腐蝕性、黏度大等特性， 目前技術手段處理已非難事，通過材質升級便可滿足應用，但機封面對其復雜的工藝流程，對穩定、長周期的運行有著很大的挑戰。

1.1.2 工況苛刻

（1）軸擺及振動。接觸器內流體的循環受到位于液壓  頭特殊軸流式葉輪的影響，物料在抽送過程中，與軸相連的葉輪會遭受流體強力剪切作用及高度湍流沖擊作用（見圖1），因此軸擺及振動對機封運行的穩定性是有極大影響的。

圖1 設備示意圖

（2）外沖洗選擇。部分終端在使用過程中機封并無外沖洗，這將大大影響機封使用效果，某煉化廠烷基化裝置 三機一開兩備情況下連續生產一年都極為困難。而烷基化反應器的工藝流程為 ：低溫時在硫酸催化劑的作用下，碳四進料中的烯烴與異丁烷發生烷基化反應，生成以帶支鏈異辛烷為主的反應混合物 ( 即烷基化油）。根據工藝需求，此機封采用的外沖洗流體為參與反應原料之一，即碳四。

（3）密封腔內操作條件穩定性。此工藝流程中，脫去游離水后的碳四與閃蒸罐來的循環冷劑混合后進入反應器，一般而言，其 Plan32 沖洗流體工況范圍是 0.5 ～ 0.8MPa、 7 ～ 9℃。一方面從傳熱機制角度講，此時碳四在該操作 壓力下呈現液態，但其飽和蒸汽壓隨溫度的升高會急劇增大，易發生汽化現象，因此機封環體對外沖洗流體的對流傳熱必須嚴格控制 ；另一方面從蒸汽壓力角度講，需保證前置緩沖套起到節流保壓作用，避免早期磨損使密封腔內沖洗流體（液態碳四）直接汽化，同時控制間隙內的一定流速使少量反應生成的膠狀物隔離在緩沖套另一側（見圖2）。因此其核心點在于保持密封腔內沖洗流體在一定溫升范圍內不會產生汽化問題，以達到減小沖洗流量的目的， 避免稀釋工藝流體。

圖2 緩沖套示意圖

1.2 密封與系統方案

針對以上工況及生產工藝需求，制定如下方案（見圖 3）。

1.2.1 密封方案

布置方式 3，3CW-FB A 型密封。

1.2.2 系統方案

Plan 32+53A ，隔離液為耐酸型航空液壓油。

1.2.3主要材料選擇

介質側端面采用碳化硅配對碳化硅，大氣側端面采用石墨配對碳化硅 ；金屬材料采用耐蝕合金 NS1403 ；彈簧采用哈氏合金 NS3303 ；輔助O形圈采用全氟醚橡膠。

2 結構特點分析

2.1 內置軸承

軸承采用調心滾子軸承，能夠補償一定的同軸度誤差，也可實現自動調心，避免與設備發生軸系干涉或過定位問題，同時具有較好的抗沖擊能力及較強的承載能力。 不同于以往攪拌器機封軸承的安裝位置，此機封將軸承安裝在兩組端面之間，可以提高機封抗擺能力，提高軸系的剛性，改善槳葉強烈的振擺情況，還可以避免遠端緩沖套被動承擔支點的作用，降低緩沖套間隙處的磨損程度，使其功能性壽命大大延長，這對密封腔的保壓及阻隔效果有明顯提高。

但內置軸承也有其短板，需嚴密考慮。其本身在轉動 過程中會產生一定摩擦熱，雖然這些溫升對軸承本身并無影響，但對于機封則顯得尤為關鍵。

2.2 串聯布置

此工況的常規選型一般是 3CW-BB（雙端面 - 背對背 布置），但對于內置軸承的產熱問題并無法很好解決。大氣側密封與軸承等旋轉件的產熱基本由系統的換熱單元承擔，從對流傳熱角度分析，介質側密封的溫升若無法有效控制，則環體附件的液態碳四則會發生汽化或沸騰，在氣 泡潰破過程中產生的水力沖擊是機封無法承受的，尤其對于碳化硅端面的機封。一方面是端面液膜失穩，流體承載 與接觸承載比例失衡，使得端面出現嚴重剛性接觸并發生過度磨損，對于硬對硬材質的摩擦副端面是不可逆的損壞，極易造成熱彈失穩引發嚴重后果 ；另一方面是滑動O形圈發生頻繁“章動”使滑移直徑處磨損加劇，易發生早 期失效，甚至在O圈壓縮比過大時，彈簧無法提供足夠的補償克服阻尼，在頻繁的水力沖擊中發生端面崩牙，造成環體破裂。

因此在考慮傳熱效應的情況下，機封采用串聯布置。對于介質側密封而言，Plan32 沖洗存在強制對流現象，因此根據牛頓冷卻定律 Q=αA(T-Tw) 可知，增加環體的對流換熱面積并充分利用低溫碳四的沖洗效果，可以有效達到降溫的目的 ；在密封腔內，由于轉速較低，旋轉件引起的黏滯阻力在沖洗流換熱的情況下，所產生的熱量并不會對介質側密封所處的密封腔環境造成影響，因此端面接觸摩擦產生的熱量為密封腔內的主要熱源。對于大氣側密封而言，需保證其在高壓差下運行時，端面間的界面形狀保持趨近平行間隙而不會產生嚴重畸變。大氣側密封由于承受更高的壓差，在流體力作用下，截面形狀受力彎曲產生的力變形更加明顯，因此需通過有限元分析優化結構參數，讓其由溫度產生的熱變形可以足夠補償壓力導致的力變形，使得端面在耦合后的平行間隙下穩定運行，避免在油類這種高黏流體中因界面畸變產生強烈的流體動、靜壓效應，密封端面承載能力過大導致開啟或流體承載力過小，使端面剛性接觸而發生嚴重磨損。

另外需注意，由于工藝波動、報警失效等不可抗拒因素的存在，介質側密封需考慮反壓操作情況，大氣側密封需考慮介質側密封完全失效時承擔主密封的情況，這些將在設計計算模塊繼續論證。

2.3 導流套

一方面通過導流套剪切流體產生強烈湍流效應，有利于對流傳熱，避免在環體表面形成層流底層，因傳熱熱阻的存在造成較大溫差。而在 Plan32 外沖洗與套體剪切的共同作用下，由于流體質點劇烈混合，可近似地認為無傳熱熱阻，即在 Plan32 的沖洗流體中基本上沒有溫差，如此避免了環體周圍的碳四不會因溫差發生汽化或沸騰，有利于機封運行的穩定性。

另一方面，在導流孔的離心引流作用下，避免反應殘留的膠狀物在組件縫隙內積聚，堵塞彈簧或使滑動O形圈掛起，增強局部空間內流體的流動性。同時由于采用小 彈簧外置及滑動O形圈暴露在工藝介質中，導流套可保護暴露在工藝介質中的各旋轉零件，避免因遭受顆粒性物質的沖擊而造成零件損壞情況的發生。

3 理論計算及模擬分析

3.1 理論計算

3.1.1 衡量標準

（1）端面溫升 ；（2）承載比例 ；（3）摩擦（摩擦能耗、 生熱，包括發生摩擦的位置） ；（4）磨損速率 ；（5）泄漏  率 ；（6）運行的一致性和穩定性。

3.1.2 參數標準

（1）端面材料 ；（2）平衡比 ；（3）端面寬度 ；（4）傳 熱環境 ；（5）力變形錐度 ；（6）熱變形錐度。

3.1.3 計算步驟

首先對二級密封進行理論計算，大體確定結構參數后，進行有限元分析校核，根據模擬出的結果對密封進行有限元計算。大氣側密封參數計算如下 ^[1]。

此時密封面閉合，端面處于混合摩擦狀態，利用混合 摩擦狀態下密封端面的摩擦熱計算公式計算得出 ：

利用一端對流傳熱的肋片導熱法，求出端面平均溫度 ^[2]。

圖4 摩擦副簡化圖

對于結構復雜的動環，根據截面形心位置簡化動環為 L 形截面環（見圖 4），使整個端面均勻熱流，左環體計算 （環體材質浸銻石墨，流體為輕質油） ：

根據流量需求，此工況下內置泵送環必須保證足夠流量以滿足降溫要求，所產生壓頭可克服管阻即可。根據經驗，此密封采用雙向泵送，待試驗模擬時實測流量是否滿足要求。

另外，對于大氣側密封需充分考慮密封的承載能力。 機封需能夠承受頻繁軸擺及在介質側密封完全失效的情況下承擔主密封的作用，故在可控范圍內，選擇通過增加端  面寬度及加大平衡比，提高機封抗擺能力及承載能力。其中，在參數設定上需考慮因端面加寬引起溫度梯度產生較大的徑向錐度，由此造成的收斂型間隙，由于其較低的摩擦系數，雖然可以降低磨損，但泄漏量可能會有所增加， 并會在此狀態下長期持續發生 ^[3]。若產生過大的徑向錐度則會造成局部發生剛性接觸，接觸承載與流體承載比例失衡，在較大的接觸力下造成過度磨損，或引起端面間膜壓系數增加造成開啟力過大，在擺動過程中發生噴漏的現象。因此，對于大氣側端面間隙的界面形狀，希望其在運行狀態下達到的是偏收斂的平行間隙（1 條氦光帶以內）， 在液相流體膜作用下，端面所受全部載荷在理想狀態下基本由流體壓力承擔，使得密封面在全液相下輕微接觸且只允許有限的摩擦生熱及輕微磨損，通過計算使得端面的間隙最小，以此來控制泄漏量。

假設初始錐度與熱錐度引起的凈徑向錐度為 1 條氦光 帶，則 Φ=5.1×10^-5

此模型為假定端面間界面形狀呈收斂型間隙，其膜壓系數升高及黏性流體剪切時端面間隙間產生的熱流體動力楔效 應并未考慮，手工計算較為復雜，需借助有限元建模分析。

3.2 大氣側密封 FEM 有限元分析計算

基本參數在初步設定的基礎上，結合以往設計經驗， 重新精確給出參數，以此為基礎利用有限元在傳熱邊界、 壓力邊界、材料區域、等溫線、溫度引起的撓度、壓力引起的撓度、總缺陷、應力分布和安全系數等方面進行校核及優化（見圖 5）。

圖5 模型網格劃分

3.2.1 未磨損時端面計算結果

具體數值見圖 6 和表 2。

                                                                表2 計算項目及結果

圖6 摩擦副總變形量、摩擦副應力分布

3.2.2 穩態時端面計算結果

具體數值見圖 7 和表 3。

（1）變形趨勢 ：密封端面從初始狀態到工作穩態后， 運轉工況下的端面變形量為+0.4條氦光帶（1條氦光帶約為 0.29μm），僅僅是微小的變形量，不會引起界面形狀的畸變。由于高壓差的存在，壓力產生的變形還是較為明顯的。因此需要設計為由壓力引起的負徑向錐角在溫度導致的正徑向錐角補償后能夠在近似平行的微收斂間隙下運行，此時流體膜為正剛度，端面承載能力大、液膜剛度穩定、抗擺動性能強，端面間以流體承載占主導地位，此時在開車、停車期間，不會發生嚴重磨損。此變形量在石墨環磨損后，摩擦副端面將呈近似平行間隙運轉。（2）端面力分布 ：經模擬計算，此時端面的總承載力F 總=2063N，接觸力 Fc=243N，接觸力占比僅為 11.77%， 由剪切引起的熱流體動壓效應產生的開啟力占比 25.25%。因黏性剪切引起的功率消耗比為 91.2%，因接觸摩擦引起的功率消耗比為 8.8%。存在接觸力并不意味著一定會發生過度磨損，收斂間隙會在一定程度上降低磨損系數，使密封保持在低磨損、低泄漏量的狀態下持續運行至平行穩定狀態，不至于在全液相非接觸狀態下發生噴漏等情況。

3.3 介質側密封 FEM 有限元分析計算

3.3.1 未磨損時端面計算結果

從圖 8 和表 4 可以看出，未磨損時端面應力分布、熱錐度以及模壓，有如下特征。

圖8 摩擦副總變形量、摩擦副應力分布

（1）變形趨勢 ：密封端面從初始狀態到工作穩態后， 運轉工況下的端面變形量為+0.3條氦光帶（1條氦光帶約為 0.29μm），僅僅是微小的變形量，不會引起界面形狀的畸變。碳化硅環由于其自身機械性能的高抗可壓性，其向內外的彎曲趨勢不明顯，因此在此模型中重點考慮溫度梯度引起的熱變形影響。此時的端面變形幾乎全部是由溫度變形所導致的，而在實際操作條件下，介質側環體周圍的傳熱機制為環體對 PLan32 沖洗流體進行對流傳熱、 環體本身為熱傳導、環體對 PLan53A 隔離流進行對流傳熱，通過將 PLan32 沖洗孔靠近機封端面， 同時導流套輔助形成湍流，在零件轉速及沖洗流速較快的端面附近可有效提高對流傳熱系數，因此在實際運行過程中溫度梯度引起的熱錐角可能要更小，端面的界面形狀更趨于平行狀態。

（2）端面力分布 ：經模擬計算，此時端面的總承載力F總 =2371N，凈受力為F凈 =538N，接觸力Fc=20.5N接觸力占比僅為 3.8%。因黏性剪切引起的功率消耗比為99.7%，因接觸摩擦引起的功率消耗比為 0.3%?？紤]到硬對硬密封磨損后的不可逆性，尤其在開車、停車時短暫地發生半干摩擦或干摩擦，這將嚴重影響間隙的界面形狀及后續的運行狀態。對于此模型，由于端面間接觸力極低，基本可看作為始終保持非接觸狀態運行。

（3）環體溫度梯度 ：從分析模型中可以看出，整個環體的溫度穩步較為均勻，并無溫升梯度過于積聚的情況， 這對于密封腔操作環境的穩定性有著極大提高，不會引起端面附近的介質發生嚴重相變，這也符合設計初衷。讓端面始終在全液相流體膜作用下穩定運行，端面所受全部載荷在理想狀態下基本全部由流體壓力承擔，使得密封面在全液相下僅有極小的輕微接觸且只允許有限的摩擦生熱及粗糙度級別的輕微磨損。

表4 計算項目及結果

   

3.3.2 極端工況計算結果

從圖 9 和表 5 看出，極端工況下端面變形、流膜狀態以及膜厚分布，具有如下規律性特點。

圖9 摩擦副總變形量、端面液體體積分數

表5 計算項目及結果

（1）變形趨勢 ：此模型模擬為 Plan53A 壓力不足， 介質側密封出現反壓時的運行狀態，此狀態下端面幾乎成平行間隙運行，不會因界面形狀的畸變而發生嚴重磨損。碳化硅環由于其自身機械性能的高抗可壓性，其向內的彎曲的趨勢不明顯，因此在此模型中重點考慮端面間的流體膜狀態。反壓狀態下，端面間的流體膜由油膜變為輕烴膜，前期設計的反壓平衡比較高，因此不會發生噴漏現象。此時需考慮端面間是否會出現汽液兩相的流體膜狀態，經過模擬分析，流體未發生相變，雖然存在一定的接觸力，但整體端面間仍由流體承載為主。

（2）膜厚分布 ：從微觀膜厚上看，端面間隙的整體趨勢為壓差增大的微發散型間隙，主要考慮到前期磨損導致 界面形狀改變而影響平衡比參數，在發散型間隙的影響 下，端面間的膜壓系數會逐漸降低，端面不易開啟 ^[4] ，避 免發生噴漏情況。

4 試驗驗證

通過模擬現場運行情況（見圖 10），對磨損量、磨損 狀態、溫升3個方面進行試驗驗證，通過實驗現象校核理論計算結果 ^[5]。

圖10 動態試驗方案圖

4.1 試驗關鍵點

(1) 內側密封采用特殊設計泵送環，保證流量在15 ～ 20L/min ；(2) 內側試驗件密封采用經過特殊設計的接觸式密封，保證運行時僅有極低的溫升，避免影響介質側密封試驗結果 ；(3) 機封裝配前，用酒精將石墨環徹底擦拭干凈，不得有任何石墨粉，避免影響觀測結果 ；(4)   隔離液采用與現場密封液理化性質近似的10#工業白油 ； (5) 端面禁止抹油 ；(6) 沖洗液采用水，溫度恒定到室溫后， 需測水溫記錄才可進行試驗，嚴格控制沖洗液循環溫度及冷卻水流量大小 ^[6]。

4.2 試驗結果

4.2.1 連續運轉 8h

介質側 ：沖洗管路無溫升 ；端面光潔度良好， 動環  無磨損痕跡，靜環可見一圈極輕微摩擦痕跡（粗糙度級） （見圖 11）。

大氣側 ：循環管路溫升＜ 5℃ ;  端面光潔度良好，動 環極輕微摩擦痕跡（粗糙度級），靜環內孔可見一圈極輕 微摩擦痕跡（見圖 11）。

圖11 摩擦副端面

4.2.2 連續運轉 12h

介質側 ：沖洗管路無溫升 ；端面光潔度良好， 動環無磨損痕跡，靜環可見一圈極輕微摩擦痕跡（粗糙度級）（見圖 12）。

大氣側 ：循環管路溫升＜ 5℃ ;  端面光潔度良好，動環極輕微摩擦痕跡（粗糙度級），靜環內孔可見一圈極輕微摩擦痕跡（見圖 12）。

圖12 摩擦副端面

4.3 試驗總結

介質側 ：由水替代輕烴做運轉試驗，機封幾乎在全膜潤滑下運行，端面僅有極輕微的摩擦痕跡。將摩擦痕跡放大觀察，可看出機封偏內孔接觸，主要原因是試驗室條件下沖洗水的溫度無法達到現場操作溫度，同時因流體的動力黏度與導熱系數不同，導致試驗模擬過程中由溫度引起的熱錐角超過實際工況數值，使得端面間隙在凈錐角偏收斂型時內孔存在接觸，其接觸承載占比高于流體承載 ^[7]。

大氣側 ：根據用戶建議采用理化性質相似的10#工業白油代替耐酸型航空液壓油進行模擬實驗，試驗結果幾乎與計算相同。通過收集磨損下的石墨粉可側面反映端面的接觸狀態以及流體的承載能力，此密封端面附近幾乎無磨損石墨粉殘留，通過平鏡觀察運行穩態后的端面光圈，并未發現端面發生畸變。從平鏡觀察運轉后的動環端面為不到一條氦光帶的同心圓，靜環端面光帶清晰未見磨損，變形及磨損情況符合模擬分析結果。

5 使用反饋

目前用戶已使用超過 1 年以上，機封運行平穩，滿足用戶生產需求。從反饋的拆解照片來看，端面摩擦痕跡均勻，未發生嚴重磨損，與前期設計結果基本保持一致（見圖 13）。

圖13 摩擦副端面

6 結語

在特殊工況中為保證機封的使用效果，設計者需格外注意在設計參數滿足工況使用條件下，同時需考慮機封與工況環境之間的相互影響。需多方位校核設計參數，如利用有限元分析等，以此得出最優解。特別在操作條件不穩定情況下如何分析混合潤滑狀態下流體膜承載能力，這關乎整個機封的運行狀態。端面的界面形狀控制與對流傳熱之間的關系也需要重點考慮，這在整個運行過程中極為關鍵。

參考文獻

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[2] 顧永泉.機械端面密封主要參數的計算(三):性能參數(續)與計 算示例[J].流體機械,1996,(6):27-32 .

[3] LEBECK A O.Principles and design of mechanical face seals[M].New York:Wiley,1991 .

[4] 顧永泉.機械密封實用技術[M].北京:機械工業出版社,2001 .

[5] 孫開元.機械密封結構圖例及應用[M].北京:化學工業出版社, 2017.

[6] 蔡仁良,顧伯勤,宋鵬云.過程裝備密封技術[M].北京:化學工業出 版社,2006.

[7] 王汝美.實用機械密封技術問答[M].北京:中國石化出版社,2014.

Design Analysis and Calculation of Seal in Alkylated Sulfuric Acid Reactor

CAO Da,DONG Hui,HU Shenghua,LIU Chenghao

（Dandong Colossus Group Co., Ltd., Dandong Liaoning 118000）

Abstract:Alkylation devices are mainly mature sulfuric acid process, DuPont Stratco process is currently the world'smain representative process for alkylation oil production, Stratco horizontal eccentric reactor is the most mature stirred mixing reactor market share is high, so for the domestic market, reliability of mechanical seal is an important guarantee for its long-term stable operation. In this paper, the key points of seal design of sulfuric acid reactor are analyzed by structural arrangement and theoretical calculation. Mainly from two aspects of the theoretical analysis: 1. Combined with the process, from the heat transfer mechanism to determine the selection scheme; 2. Improve the running state of the machine seal by controlling the shape of the interface between end faces. Reasonable use of the previous successful technical concepts to give the structural parameters, using the finite element software for analysis and verification, input actual working parameters combined with the flow, solid, thermal coupling iteration, calculate the more reliable theoretical results, and finally through the simulation test to verify the reliability of structural parameters.

Key words:alkylation device;mechanical seal of sulfuric acid reactor;heat transfer mechanism;structural parameter