Damage Failure of Two Alloy Seal Rings Paired with Impregnated Graphite
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摘要:
某石油化工泵分别采用Cr合金密封环和YG-6硬质合金密封环，在300～400 ℃与浸渍石墨密封环配副，发现Cr合金密封环长期服役仍能保持良好的密封性能，而硬质合金密封环运行一段时间后发生气体泄漏. 为探究2种合金密封环服役性能差异的缘由，对失效密封环进行表面形貌、化学成分与力学性能表征，分析失效机制. 研究结果表明：Cr合金密封环材质为含Cr的马氏体钢，未作表面强化处理，表面硬度和弹性模量分别为（629.8±14.2） HV30和（244.7±17.4） GPa，与浸渍石墨配副接触区出现以轻微犁削效应为主的环形磨斑，磨损表面粗糙度显著降低；硬质合金密封环表面硬度和弹性模量分别为（
1 475.3 ±60.1） HV30和（815.3±57.2） GPa，密封环表面残余应力高，存在氧化腐蚀诱导的材料脆化，配副接触区无明显磨损，但出现氧化开裂导致的块状缺损；Cr合金密封环表面的低刚度和高粗糙度导致其配副接触区发生磨粒磨损，但磨损表面存在打磨抛光行为，与浸渍石墨配副仍能保持良好的密封性能，而YG-6硬质合金密封环表面高残余应力和高温服役环境诱导的材料氧化脆化，导致配副接触区发生开裂破坏，密封失效.Abstract:Cr alloy seal ring and YG-6 cemented carbide seal ring were used to pair with impregnated graphite seal ring in a petrochemical pump at 300–400 ℃, respectively. It was found that the Cr alloy seal ring maintained good sealing performance for a long-term service, while gas leakage occurred to the cemented carbide seal ring after a short time of service. To explore the reasons for the difference in service performance of two kinds of alloy seal rings, the surface morphologies, chemical compositions, and mechanical properties of the failed seal rings were characterized, and their failure mechanisms were analyzed. The results show that the Cr alloy seal ring is made from martensitic Cr-containing steel without surface strengthening treatment, and the surface hardness and elastic modulus are (629.8±14.2) HV30 and (244.7±17.4) GPa, respectively. On its contact area with impregnated graphite, an annular wear scar characterized by a slight ploughing effect is observed, and the surface roughness of the wear significantly decreases. The surface hardness and elastic modulus of the cemented carbide seal ring are (1475.3±60.1) HV30 and (815.3±57.2) GPa, respectively. There exists high residual stress and material embrittlement induced by oxidative corrosion in the seal ring surface. No obvious wear occurs on the contact area with impregnated graphite, but blocky defects caused by oxidation cracking appear. Due to low stiffness and high surface roughness, the Cr alloy seal ring suffers from abrasive wear on its surface with impregnated graphite, but the wear surface has grinding and polishing behaviors, maintaining its good sealing performance when paired with impregnated graphite. For the YG-6 cemented carbide seal ring, defects by cracking occur in the contact area with impregnated graphite under the action of the high surface residual stress and the material oxidation and embrittlement induced by high temperatures, resulting in sealing failure.
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Key words:
- seal rings /
- Cr alloy /
- cemented carbide /
- failure analysis /
- abrasive wear /
- oxidation embrittlement
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随着基坑工程建设的不断发展，为确保其安全修建，在进行基坑支护时预应力高强度混凝土（PHC）管桩被广泛采用，但相关监测数据显示，PHC管桩由于延性差，在水平荷载作用下常因结构受弯承载力不足而出现桩身开裂、倾斜及断桩等质量缺陷[1-3]，所以对于其抗弯性能的研究是非常必要的. 鉴于此，延性及耐久性更好的混合配筋预应力混凝土（PRC）管桩在基坑工程建设中被进一步推广应用[4-5]. PRC管桩主要通过在高强度混凝土中混合配置高强度、低松弛率的预应力钢筋和非预应力钢筋，使其具有较大的水平抗弯、抗拉能力，同时延性和抗震性等也有所提高，在实际工程应用场景中，桩体主要承受弯矩、剪力等外荷载作用，其中抗弯性能尤为重要[6-8]. 然而，由于不同预应力控制水平、混合配筋等多因素的影响作用下PRC管桩实际抗弯承载力与理论设计值仍存在偏差，致使其服役过程中存在桩身破坏或性能退化等潜在风险. 因此，PRC管桩抗弯承载能力研究对岩土工程安全修建具有重要的理论指导与实际工程意义.
目前，国内外学者针对PRC管桩的抗弯性能开展了大量研究. 试验研究方面，众多学者开展了预应力混凝土管桩的抗弯性能对比试验：王新玲等[9-13]研究非预应力钢筋的配置对混合配筋预应力混凝土管桩抗弯承载性能的影响，发现配置非预应力钢筋可明显提高预应力混凝土管桩的抗弯承载力和延性，对控制抗弯裂缝的开展有明显的效果；张忠苗等[14]通过试验得出钢筋加强型预应力混凝土管桩中，非预应力螺纹钢筋的配置较大幅度改善了预应力混凝土管桩的抗弯性能，且预应力钢筋配筋率越低效果越明显,但抗裂性能没有明显提高；朱俊涛等[15]分析预应力钢棒和高强钢筋不同张拉控制应力对混合配筋混凝土管桩抗弯性能的影响，结果表明，随着预应力钢棒预拉应力的降低，试件的延性系数逐渐增大，而对应的开裂弯矩逐渐减小，但对承载力影响较小；刘凯等[16]分析超高强混凝土（C105）和非预应力钢筋配置等对PRC管桩受弯性能的影响发现，混凝土强度等级对管桩的开裂弯矩和极限弯矩均有影响，随着混凝土强度提高，试件的整体刚度明显提升，PRC管桩抗弯承载力随非预应力钢筋配筋率的提高而增大；刘永超等[17]针对区段复式配筋预应力管桩开展抗弯试验，总结得出了其桩身裂缝形态、挠度曲线、弯矩等变化规律. 数值模拟方面：王新玲等[18-19]等对复合配筋预应力混凝土管桩的抗弯刚度进行了计算分析发现，复合配筋预应力管桩较普通的预应力管桩具有更好的抗弯承载力、延性及耐久性；朱俊涛等[15]对预应力混凝土管桩进行数值模拟表明，降低预应力钢棒的预拉应力值能够明显提高试件的延性，但对试件的抗弯承载力影响较小；傅传国等[20]提出了火灾情况下预应力型钢混凝土梁抗弯承载力计算方法；李福海等[21]总结了聚丙烯纤维水泥基梁的抗弯承载力变化规律.
上述研究中，桩身的破裂形态、挠度曲线、弯矩等变化状况是抗弯承载性能研究的关注重点，通过获取上述性能指标的变化规律，可帮助认识桩身工作状态演化规律. 越来越多的工程场景需要用到混合配筋预应力混凝土管桩，其破坏形式受预应力水平、桩身配筋、端板厚度、焊缝质量、预应力钢筋锚固等多个因素控制，但预应力控制水平、混合配筋等因素对PRC桩身抗弯性能影响的研究内容较少. 针对上述问题，本文通过开展多因素影响PRC管桩抗弯载荷试验，获取混合配筋比、预应力水平等因素影响下抗弯性能演化规律，为PRC桩工艺设计及工程应用提供参考.
1. 抗弯性能试验
1.1 试验装置及加载方案
参照《先张法预应力混凝土管桩》（GB 13476—2009）[22]开展PRC管桩抗弯性能承载试验，试验加载装置如图1所示. 荷载由500 kN同步液压千斤顶产生，门式反力架提供荷载支承. 压力传感器布置于千斤顶上方，用于测量并控制加载值. 3个百分表分别位于加载点下方及跨中，用于测量挠度. 为确保测量准确性，试验过程中增加水准仪进行辅助测量及抄测卸载后的残余变形.
采用单调连续加载的方式进行加载. 先按照理论抗裂弯矩的20%的级差由0加载至抗裂弯矩的80%，每级荷载的持续时间为3 min；再按照抗裂弯矩的10%的级差加载至抗裂弯矩的100%. 观察是否有裂缝出现，并测定和记录裂缝宽度. 如果达到抗裂弯矩的100%时仍未出现裂缝，则按抗裂弯矩的5%的级差加载至裂缝出现，随后按极限弯矩的5%的级差继续加载直至试验桩破坏，具体表现为受拉区预应力钢筋拉断或受压区混凝土压碎.
1.2 试件设计
本研究共设计5种PRC圆形管桩，桩长为9 000 mm，桩身外径500 mm，壁厚100 mm，基本情况如表1所示. 为研究张拉控制比例的影响，PRC1～PRC3号桩预应力张拉控制比例分别设置为0.3、0.5、0.7，其余参数保持一致. 为研究混合配筋的影响，PRC4、PRC5号桩预应力张拉控制比例为0.5，其中PRC4桩非预应力钢筋不参与预应力贡献，桩身混凝土强度等级为C60，预应力钢棒直径为10.7 mm（抗拉强度为1 420 MPa），根数为12根，非预应力钢筋直径为12.0 mm的HRB400级钢筋，根数为12根，二者等间距分布.
表 1 试件基本情况Table 1. Specimen basic information试件编号 外径/mm 壁厚/mm 长度/mm 张拉控制比例 非预应力钢筋贡献 PRC1 500 100 9 000 0.3 有 PRC2 0.5 有 PRC3 0.7 有 PRC4 0.5 无 PRC5 0.5 有 2. 试验结果与分析
2.1 混凝土开裂分析
初始阶段构件处于弹性工作阶段跨，中弯矩随荷载增加线性增大尚无裂缝产生；当在跨中底部受拉区出现第一条垂直裂缝时，构件进入屈服阶段，随着荷载增加，该裂缝不断延伸同时产生更多裂缝；达到极限状态后，桩身顶部受压区出现压碎破坏，不同PRC管桩桩身开裂情况如图2所示.
桩身裂缝情况及弯曲延性情况如表2所示，表中，延性系数等于破坏位移与屈服位移之比. 根据表中数据可知：初始预应力水平越高桩身裂缝越少，混合配筋对裂缝数量影响较小，裂缝宽度越大桩身延性系数越大；初始预应力水平为0.5倍张拉力时，延性系数最大；当非预应力钢筋参与贡献时桩的延性更好.
表 2 桩身裂缝及弯曲延性情况统计Table 2. Statistics of pile body cracks and ductility桩身编号 裂缝数量/根 最大裂缝宽度/mm 延性系数 μ PRC1 25 0.90 6.8 PRC2 22 0.95 8.5 PRC3 18 0.75 5.5 PRC4 27 1.05 10.6 PRC5 27 1.50 13.6 2.2 弯矩-挠度曲线分析
不同初始预应力的3种PRC管桩的弯矩-挠度曲线如图3所示：加载过程中，曲线均存在明显的线性弹性特征以及屈服台阶弹塑性特征；在弯矩小于100 kN•m时，PRC2与PRC3的弯矩-挠度曲线基本重合，随着受拉区混凝土的开裂，两曲线逐渐分离；初始施加预应力越大的试件弹性变形段越长，裂缝出现越靠后，相同挠度情况下弯矩水平越高. 分析认为，在荷载变形过程中预应力钢筋率先工作，而初始预应力水平越高的试件桩身整体弹性阶段越长，裂缝出现越晚.
图 3 不同初始预应力工况下PRC桩跨中弯矩-挠度曲线Figure 3. Bending moment-deflection curve in midspan of PRC pipe piles under initial prestress condition混合配筋对PRC管桩的跨中弯矩-挠度曲线影响规律如图4所示：PRC4和PRC5的变形曲线在弯矩为200 kN•m以内时基本重合，随着受拉区混凝土的开裂，两曲线出现分离现象. 分析认为，非预应力钢筋的协同贡献作用不同，PC钢棒和螺纹钢同时张拉的构件变形相对趋缓，延性更好，表现出良好的韧性.
图 4 PRC4及PRC5桩跨中弯矩-挠度曲线Figure 4. Bending moment-deflection curves in midspan of PRC4 and PRC5 pipe piles2.3 抗弯承载力分析
如图5所示：随着荷载增加，当弯矩达到开裂弯矩点时桩身开始出现裂缝，此时对应的弯矩Mcr为开裂弯矩，开裂挠度记作fue；荷载进一步增加时，弯矩超过构件极限承载弯矩出现破坏，此时对应的弯矩用Mu0（极限弯矩），极限挠度记作fu0.
图 5 抗弯承载力与挠度关系曲线Figure 5. Relationship between flexural bearing capacity and deflection针对以上2种弯矩，不同桩的弯矩承载力对比情况如图6所示. 由图6（a）可知，张拉控制比例增大时，开裂弯矩显著增大，而极限弯矩则呈现先增大后减小的趋势，甚至PRC3号桩的极限弯矩小于PRC1号桩. 由图6（b）可知，非预应力钢筋参与受荷贡献对于桩身弯矩承载能力影响较小，PRC4与PRC5号桩弯矩承载力较为接近. 分析认为，桩身预应力水平越高达到屈服阶段越晚，开裂弯矩也就越大，桩身破坏时极限弯矩与桩身在高应力水平下整体变形相关，因此，与预应力水平并非呈现正相关，初始预应力为0.5倍张拉力时极限弯矩最大.
桩的挠度对比情况如图7所示，由图7（a）可知，张拉控制比例不同时，0.5倍张拉预应力情况下开裂挠度最小，而极限挠度则随着张拉控制比例的增加显著减小. 由图7（b）可知，非预应力钢棒参与受荷贡献对于桩身开裂挠度影响较小，而极限挠度则随着非预应力钢棒参与预应力贡献显著增大. 分析认为，桩身开裂挠度反应了桩身出现裂缝时的变形程度，与初始预应力水平关系较小，极限挠度反映了桩身破坏时桩身变形情况，初始预应力水平越高桩身发生破坏时的变形程度越小，非预应力钢棒参与受荷贡献时，由于其延性更好极限挠度越大.
2.4 桩身变形曲线对比分析
不同荷载作用下桩身变形曲线如图8所示. 由PRC1～PRC3号桩身变形曲线可知：管桩构件开裂以前，荷载值较小，构件的变形也很小，挠度沿纵向变化很小，即挠度增加缓慢，且跨中纯弯段变形基本相等，曲线呈U型发展；荷载加至开裂荷载后，跨中变形值增加速率加快，随着荷载的继续增加，构件进入破坏阶段，跨中变形值的增加速率继续增加，最终破坏时荷载-变形曲线基本呈V型；图8（b）曲线为PRC2桩在塑性阶段及破坏阶段，跨中纯弯段3个百分表变形差异较小，表明构件正截面受拉区高度相对较小，受压区高度相对较大，属于超筋截面破坏，正截面承载力由受压区混凝土控制，故其承载力相对较高，也验证了试验测试结果；对比PRC1～PRC3号桩身变形曲线可知，PRC2号桩曲线斜率相对较小，其延性最好.
由PRC4、PRC5号桩桩身变形曲线可以看出，桩身在经历开裂至破坏变形阶段变形曲线与PRC1～PRC3号桩曲线形态一致，随着荷载增加，桩身曲线形态逐渐由U型向V型转变. 对比两者变形曲线可知，非预应力钢棒参与受荷贡献时，其弯曲延性更好，PRC5号桩变形曲线更缓.
3. 讨论与分析
将试验所测得数据与已有规范中相关弯矩承载力所规定的理论计算值进行对比. 开裂弯矩的计算参照《混合配筋预应力混凝土管桩》（DBJT19-34—2009）[23]中有关规定进行，极限弯矩的计算理论值1参照《混合配筋预应力混凝土管桩》（DBJT19-34—2009）[23]有关规定进行计算，理论值2参照《先张法预应力混凝土管桩》（GB 13476—2009）[22]有关规定进行计算，相关计算方法如式（1）～（3）所示.
1） 开裂弯矩计算公式
Mcr=(σpc+kftk)W0， (1) 式中：σpc为管桩横截面承受的压应力；k为考虑工艺和截面抵抗矩塑性影响的综合系数；ftk为混凝土轴心抗拉强度标准值；W0为截面换算弹性抵抗矩.
2） 极限弯矩计算公式
理论值1：
Mu1=α1fckA(r1+r2)sinπα2π+fpyApDpsinπα2π+(fptk−σp0)ApDpsinπαt2π+fykAsDs(sinπα+sinπαt)2π， (2) 理论值2：
Mu2=α1fckA(r1+r2)sinπα2π+fpyApDpsinπα2π+(fptk−σp0)ApDpsinπαt2π+σsAsDs(sinπα+sinπαt)2π， (3) 式（2）、（3）中：α1为受压区应力与抗压强度设计值比值；A为桩身横截面面积；Ap为预应力钢筋截面面积；r1、r2分别为管桩桩身环形截面内、外半径；Dp为预应力钢筋所在圆周直径；α为受压区混凝土面积与全截面面积之比；αt为受拉区纵向预应力钢筋与全部预应力钢筋面积之比；fptk为预应力钢筋强度标准值；fck为混凝土轴心抗压强度标准值；fpy为预应力钢筋抗压强度设计值；σp0为预应力钢筋合力点处混凝土法向应力等于0时的预应力钢筋应力；σs为普通钢筋应力；As为普通钢筋截面面积；Ds 为普通钢筋圆周直径.
开裂弯矩理论计算值与实测值对比结果如表3所示，不同预应力PRC桩开裂弯矩实测值为理论值的1.25～1.50倍. 具体如下：PRC1的开裂弯矩实测值约为计算值的1.50倍，PRC2和PRC3的开裂弯矩实测值约为计算值的1.25倍，PRC4和PRC5实测值约为计算值的1.38倍；初始预应力较低情况下，相对误差较大可达50%，随着初始预应力的增高，误差逐渐减小. 可见在初始预应力较低情况下，现行规范中PRC管桩开裂弯矩计算方法偏于保守，低估了PRC管桩的实际承载能力.
表 3 开裂弯矩理论与实测值对比结果Table 3. Comparison of theoretical and measured cracking moments桩身编号 初始预应力比例 理论值（KN·m） 实测值（KN·m） 实测值/计算值 PRC1 0.3 98.1 146.5 1.50 PRC2 0.5 121.6 154.5 1.28 PRC3 0.7 145.2 181.6 1.25 PRC4 0.5 119.3 149.3 1.39 PRC5 0.5 119.3 149.5 1.37 极限弯矩理论计算值与实测值对比结果如表4所示. 由表可以看出：5种PRC管桩极限弯矩实测值均大于理论值1，实测值与理论值2较为接近，其中，PRC3号桩小于理论值2；实测值与理论值对比可知，《混合配筋预应力混凝土管桩》（DBJT19-34—2009）[23]中有关规定进行的极限弯矩理论计算值偏于保守，未能充分发挥管桩的实际承载性能，初始预应力为0.50倍张拉力的PRC3号桩实测值可达理论值的1.17倍，而考虑混合配筋影响的PRC4、PRC5号桩的极限弯矩实测值可达该规范中理论值的1.30倍以上；《先张法预应力混凝土管桩》（GB 13476—2009）[22]中极限弯矩的理论计算方法与实测值较为接近，不同管桩二者比值在0.96～1.07，可满足工程设计施工计算要求.
表 4 极限弯矩理论与实测比较Table 4. Comparison of theoretical and measured ultimate bending moments构件 初始预应力比例 实测值/
（KN·m）理论值 1/
（KN·m）理论值 2/
（KN·m）PRC1 0.3 355 310 354 PRC2 0.5 375 320 360 PRC3 0.7 349.5 330 363 PRC4 0.5 420.2 307 392 PRC5 0.5 409.8 307 392 4. 结 论
1） PRC桩破坏形式为典型的弹塑性构件破坏形态，混合配筋方式提高了桩身承载力及延性. 破坏时弯曲变形延性大于5.5，跨度为6.2 m时最大挠度大于48 mm，破坏时裂缝宽度小于1 mm；破坏时弯曲变形延性大于10，跨度为5.4 m时最大挠度大于54 mm，破坏时裂缝宽度为1.05～1.50 mm.
2） 开裂弯矩随着施加预应力值的增大而逐渐增大，极限挠度随着施加预应力值的增大而逐渐减小. 在初始预应力为0.50倍张拉力时试件的延性最好. 非预应力钢筋参与受荷贡献对于桩身弯矩承载能力影响较小，而极限挠度则随着非预应力钢棒参与预应力贡献显著增大.
3） 管桩构件开裂以前，随荷载增加，挠度增加缓慢，且跨中纯弯段变形基本相等，曲线呈U型发展. 荷载加至开裂荷载后，跨中变形值增加速率加快，随着荷载的继续增加，构件进入破坏阶段，跨中变形值的增加速率继续增加，最终破坏时荷载变形曲线基本呈V型.
4） 不同预应力PRC桩开裂弯矩实测值为《混合配筋预应力混凝土管桩》（DBJT19-34—2009）中有关规定理论值的1.25～1.50倍. 5种PRC管桩极限弯矩实测值均大于《混合配筋预应力混凝土管桩》（DBJT19-34—2009）中有关规定理论值，实测值与《先张法预应力混凝土管桩》（GB 13476—2009）理论值较为接近，二者比值在0.96～1.07，可满足工程设计施工计算要求.
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图 3 Cr合金与浸渍石墨密封环端面环形磨斑形貌LCSM照片
Figure 3. LCSM images of annular wear scars on end faces of Cr alloy and impregnated graphite seal rings
图 4 硬质合金密封端面环缺损形貌
Figure 4. Morphologies of end-face defects of cemented carbide seal ring
图 6 Cr合金密封环表面EDS图谱与拉曼图谱
Figure 6. EDS spectrums and Raman spectrums of Cr alloy seal ring surface
图 7 硬质合金密封环表面EDS图谱与拉曼图谱
Figure 7. EDS spectrums and Raman spectrums of cemented carbide seal ring surface
图 8 2种密封环表面维氏压痕形貌LCSM照片
Figure 8. LCSM images of Vickers indentations on two seal rings
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[1] 国家质量监督检验检疫总局,中国国家标准化管理委员会. 机械密封名词术语:GB/T 5894—2015[S]. 北京: 中国标准出版社,2016. [2] 李香,李鲲. 机械密封行业现状及 “十四五” 发展思路[J]. 液压气动与密封,2021,41(2): 9-12.LI Xiang, LI Kun. Development status of mechanical seal industry and development ideas of “the 14th five year plan”[J]. Hydraulics Pneumatics & Seals, 2021, 41(2): 9-12. [3] 丁雪兴,王竞墨,王世鹏,等. 机械密封影响因素分析及展望[J]. 石油化工高等学校学报,2021,34(6): 89-96. doi: 10.3969/j.issn.1006⁃396X.2021.06.014DING Xuexing, WANG Jingmo, WANG Shipeng, et al. Analysis and prospect of influencing factors of mechanical seal[J]. Journal of Petrochemical Universities, 2021, 34(6): 89-96. doi: 10.3969/j.issn.1006⁃396X.2021.06.014 [4] 卞伟. 核电站主泵机械密封失效分析[J]. 失效分析与预防,2021,16(2): 134-138. doi: 10.3969/j.issn.1673-6214.2021.02.010BIAN Wei. Failure analysis of mechanical seal of main pump in nuclear power plant[J]. Failure Analysis and Prevention, 2021, 16(2): 134-138. doi: 10.3969/j.issn.1673-6214.2021.02.010 [5] JIN J, PENG X D, JIANG J B, et al. Frictional characteristics of impregnated graphite with different graphitization degree versus chromium stainless steel under varying PV values[J]. Tribology International, 2020, 146: 106063.1-106063.9. [6] ZHAO X Y, LIU Y, WEN Q F, et al. Frictional performance of silicon carbide under different lubrication conditions[J]. Friction, 2014, 2(1): 58-63. doi: 10.1007/s40544-014-0039-1 [7] 王建磊,张琛,王晓虎,等. N2O4环境下液体火箭发动机涡轮泵机械密封浸渍石墨的磨损机理研究[J]. 机械工程学报,2019,55(7): 119-127. doi: 10.3901/JME.2019.07.119WANG Jianlei, ZHANG Chen, WANG Xiaohu, et al. Wear mechanism of liquid rocket engine turbopump mechanical seal graphite surface in the N2O4 environment[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2019, 55(7): 119-127. doi: 10.3901/JME.2019.07.119 [8] SKOWROŃSKA J, KOSUCKI A, STAWIŃSKI Ł. Overview of materials used for the basic elements of hydraulic actuators and sealing systems and their surfaces modification methods[J]. Materials, 2021, 14(6): 1422.1-1422.24. [9] ENGQVIST H, BOTTON G A, EDERYD S, et al. Wear phenomena on WC-based face seal rings[J]. International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 2000, 18(1): 39-46. doi: 10.1016/S0263-4368(00)00011-1 [10] SHIHAB T A, SHLAPAK L S, NAMER N S, et al. Increasing of durability of mechanical seals of oil and gas centrifugal pumps using tungsten-free cermet with Cu-Ni-Mn binder[J]. Journal of Physics: Conference Series, 2021, 1741(1): 012031.1-012031.13. [11] 王旭东,汪彩芬,朱彩强,等. 三种机械密封材料的摩擦磨损性能研究[J]. 材料导报,2017,31(增1): 463-466.WANG Xudong, WANG Caifen, ZHU Caiqiang, et al. Study on friction and wear properties of three kinds of mechanical seal materials[J]. Materials Reports, 2017, 31(S1): 463-466. [12] LIU Y, ZHAO X Y, WEN Q F, et al. On frictional performance of sintering materials used by mechanical seals in water[J]. Industrial Lubrication and Tribology, 2014, 66(1): 23-30. doi: 10.1108/ILT-10-2011-0075 [13] ZHAO J Y, LI Y J, LIU Y, et al. Friction and wear performances of impregnated graphite in ring-on-ring tribological test[J]. Tribology International, 2022, 174: 107715.1-107715.8. [14] LIANG H Q, YAO X M, ZHANG H, et al. Friction and wear behavior of pressureless liquid phase sintered SiC ceramic[J]. Materials & Design, 2015, 65: 370-376. [15] BONNY K, DE BAETS P, PEREZ Y, et al. Friction and wear characteristics of WC–Co cemented carbides in dry reciprocating sliding contact[J]. Wear, 2010, 268(11/12): 1504-1517. [16] SCHUBERT W D, NEUMEISTER H, KINGER G, et al. Hardness to toughness relationship of fine-grained WC–Co hardmetals[J]. International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 1998, 16(2): 133-142. doi: 10.1016/S0263-4368(98)00028-6 [17] 刘萍,翟峻,刘王平,等. 合金成分和涂层对WC–Co硬质合金疲劳性能的影响[J]. 硬质合金,2022,39(2): 75-84. doi: 10.3969/j.issn.1003-7292.2022.02.001LIU Ping, ZHAI Jun, LIU Wangping, et al. Effects of alloy composition and coating on fatigue properties of WC–Co cemented carbide[J]. Cemented Carbide, 2022, 39(2): 75-84. doi: 10.3969/j.issn.1003-7292.2022.02.001 [18] 廖承志,杨屹,杨刚,等. 脉冲磁场对YG6硬质合金力学性能及耐磨性的影响[J]. 热加工工艺,2020,49(12): 57-61.LIAO Chengzhi, YANG Yi, YANG Gang, et al. Effects of pulsed magnetic field on mechanical properties and wear resistance of YG6 cemented carbides[J]. Hot Working Technology, 2020, 49(12): 57-61. [19] REN X Y, PENG Z J, PENG Y, et al. Effect of SiC nano-whisker addition on WC–Ni based cemented carbides fabricated by hot-press sintering[J]. International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 2013, 36: 294-299. doi: 10.1016/j.ijrmhm.2012.10.009 [20] 彭光健,张泰华. 表面残余应力的仪器化压入检测方法研究进展[J]. 力学学报,2022,54(8): 2287-2303. doi: 10.6052/0459-1879-22-222PENG Guangjian, ZHANG Taihua. Progress in instrumented indentation methods for determination of surface residual stress[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2022, 54(8): 2287-2303. doi: 10.6052/0459-1879-22-222 [21] ZHAO J, LI Q Z, LI S X, et al. Influence of a carbon-based tribofilm induced by the friction temperature on the tribological properties of impregnated graphite sliding against a cemented carbide[J]. Friction, 2021, 9(4): 686-696. doi: 10.1007/s40544-019-0358-3 [22] HE Z, LIAN P F, SONG Y, et al. Improving molten fluoride salt and Xe135 barrier property of nuclear graphite by phenolic resin impregnation process[J]. Journal of Nuclear Materials, 2018, 499: 79-87. doi: 10.1016/j.jnucmat.2017.11.019 [23] ZHANG G L, LIU Y, GUO F, et al. Friction characteristics of impregnated and non-impregnated graphite against cemented carbide under water lubrication[J]. Journal of Materials Science & Technology, 2017, 33(10): 1203-1209. [24] 彭旭东,何良杰,江锦波,等. 浸酚醛树脂石墨/SiC密封材料摩擦学特性研究[J]. 中国机械工程,2021,32(11): 1283-1292. doi: 10.3969/j.issn.1004-132X.2021.11.003PENG Xudong, HE Liangjie, JIANG Jinbo, et al. Study on tribological properties of phenolic resin impregnated graphite/SiC ceramic sealing materials[J]. China Mechanical Engineering, 2021, 32(11): 1283-1292. doi: 10.3969/j.issn.1004-132X.2021.11.003 [25] 黄道远,易丹青,刘会群,等. 硬质合金强度随温度的变化及失效机理的研究[J]. 材料热处理学报,2007,28(5): 105-108. doi: 10.3969/j.issn.1009-6264.2007.05.024HUANG Daoyuan, YI Danqing, LIU Huiqun, et al. Effect of temperature on bending strength and failure mechanism of cemented carbide[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2007, 28(5): 105-108. doi: 10.3969/j.issn.1009-6264.2007.05.024 [26] CHEN L Y, YI D Q, WANG B, et al. Mechanism of the early stages of oxidation of WC–Co cemented carbides[J]. Corrosion Science, 2016, 103: 75-87. doi: 10.1016/j.corsci.2015.11.007 [27] WANG Q, LI L X, YANG G B, et al. Influence of heat treatment on the microstructure and performance of high-velocity oxy-fuel sprayed WC–12Co coatings[J]. Surface and Coatings Technology, 2012, 206(19/20): 4000-4010. [28] 陈国桓,李克永. 碳化硅——机械密封环的最佳材料[J]. 化工设备设计,1983(4): 50-54. -
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